数值模拟

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数值模拟范文第1篇

[关键词]支护桩；数值模拟；外界荷载

中图分类号：TV551.4 文献标识码：A 文章编号：

1引言

基坑支护设计主要考虑因素是周边环境情况。在实际工程中，由于周围施工机械、临时土堆和材料堆放等临时性荷载的影响产生基坑两侧的荷载不同，本论文主要对基坑周围满布荷载采用二维有限元模型进行计算分析。

2几何模型与参数的选取

设一基坑为矩形，纵向长度为100m，宽度为40m，开挖基坑支护的深度取lOm。支护结构采用直径为0.9m，间距为0.8m的灌注桩，桩深20m。采用两道支撑，第一道支撑采用的截面尺寸为0.6m×0.8m，第二道支撑采用的截面尺寸为0.8×0.9，支撑的水平间距取8m。桩和支撑材料均为C30的混凝土,土层分布及物理力学性质如下：

第1层土体为回填土，层厚为2m，弹性模量为10000kPa，泊松比为0.35，重度为18KN/，饱和重度为19 KN/，粘聚力为10 kPa，内摩擦角为25。

第2层土体为风化土，层厚为10m，弹性模量为50000kPa，泊松比为0.33，重度为19KN/，饱和重度为20 KN/，粘聚力为14kPa，内摩擦角为20。

第3层土体为风化岩，层厚为9m，弹性模量为150000kPa，泊松比为0.3，重度为20KN/，饱和重度为21 KN/，粘聚力为50kPa，内摩擦角为35。

3支护结构在非对称荷载的情况下数值模拟及分析

3.1模型处理

(1)土的计算深度为基坑开挖深度的2.1倍，计算宽度为自开挖边界向外边取其开挖深度的2倍。

(2)边界条件：模型左右两边设置x方向的水平约束，模型底面设置水平向及垂直方向的约束。

（3）两边对称设置的建筑物的荷载取120kPa。

假定：基坑一边受到的外界荷载P1由15kPa逐渐增大到60kPa，另一边受到的外界荷载P2=15kPa一直为恒值。

3.2开挖工况

具体开挖工况为：

工况一，把第一层土体开挖到支撑底部，并用混凝土浇筑第一道支撑。

工况二，若第一道支撑的混凝土强度达到设计要求时，开始把第二层土体开挖到第二道支撑底面位置，并用混凝土浇筑第二道支撑。

工况三，若第二道支撑的混凝土强度达到设计要求时，把第三层土开挖至-10m。分别考虑(a)P1=P2=15kPa；(b)Pl=30kPa，P2=15kPa；(c)Pl=45kPa，P2=15kPa；(d)P1=60kPa，P2=15kPa四种情况下的基坑开挖。可以得出支护结构受不平衡荷载作用下产生的位移和内力在不同位置的变化情况。

3.3计算结果及分析

说明：S1为支护桩在受荷载P1作用下左侧最大水平位移，S2为支护桩在受荷载P2作用下右侧最大水平位移。

1、在工况一的情况下，基坑开挖到第一道支撑的底部位置时，支撑还没有受到外界力的作用。桩体在四种不同的外部荷载P1、P2组合下作用产生的水平位移，如图1所示。

由图1可以看出：

（1）在工况一的情况下，支撑没有受到力的作用时，桩顶的水平位移最大。

（2）左侧的支护结构所受的外荷载Pl为15kPa时，左侧支护桩桩身产生的最大水平位移Sl为5.79mm，当外荷载为60KPa时，S1为8.624mm；右侧支护结构所受的外荷载P2为15KPa保持不变，当P1为15KPa时，右侧桩身最大水平位移S2为5.79mm，当P2=60KPa时S2为5.694mm。对于左侧桩体，水平位移逐渐增大，变化幅度较大，右侧位移由于受到左侧荷载增大的影响而逐渐减小，但变化幅度不大。

（3）左侧桩身位移变化可以看出：靠近变化荷载的支护结构水平位移变化相对较大，所以设计基坑时，需要考虑周围荷载的影响，确保基坑在外力作用下保持安全状态。

2、在工况二的情况下，基坑开挖到第二道支撑底部的位置，第一道支撑开始受到力的作用。左侧桩体、右侧桩体在四种不同的外界荷载P1、P2组合下的水平位移，如图2所示。

由图2可以看出：

（1）工况二下，与工况一相比，桩身最大位移不大于为工况一的2倍。由此可以得出：悬臂开挖产生的水平方向的变形在基坑围护结构产生的总变形中所占的分量比较大。

（2）左侧支护桩体在受外界荷载P1为15kPa，左侧支护桩产生的最大水平位移S1为11.97mm，当受到的外界荷载P1达到60kPa，与之相对应的最大位移S1则由11.97mm逐渐增至15.49mm；右侧支护桩受到的外界荷载P2保持不变，右侧支护桩桩身的水平位移S2变化幅度仍然很小，其最大位移逐渐减小，主要原因是仍然受到左侧荷载增大的影响。

3、在工况三的情况下，支护桩在四种不同的外界荷载P1、P2组合下产生的的水平位移，如图3所示。

由图3可以看出：

（1）工况三和工况二最大位移比较可知，工况三支护桩的水平最大位移比工况二略小，原因是第二道支撑已经发挥作用，由两次开挖产生的最大位移结果分析知：两道支撑共同限制支护结构的水平位移。

（2）左侧支护桩在受到外界荷载P1为15kPa，左侧支护桩的最大水平位移S1为11．38mm，当受到的外界荷载达到60kPa，与之相对应的S1由11．58mm增大到15.16mm；右侧支护桩受到的外界荷载P2保持不变，当P1为15Kpa时，右侧支护桩的最大水平水平位移为11.38mm，当P1为60KPa时，右侧支护桩的最大水平位移为10.34mm，变化幅度约为10%。

4 结语

由数值模拟知：基坑开挖产生的最大位移不大于20mm，符合规范要求，说明内支撑和支护桩的截面设计符合实际工程，由于在支撑与支护桩之间的接触点会产生应力集中，我们在设计时，需要在接触点加一块板，防止应力集中的现象发生。

参考文献：

数值模拟范文第2篇

关键词：有限元；桥；模拟

桁架桥是以桁架作为上部结构主要承重构件的桥梁。一般由主桥架、上下水平纵向联结系、桥门架和中间横撑架以及桥面系组成。在桁架中，弦杆是组成桁架的杆件，包括上弦杆和下弦杆，连接上、下弦杆的杆件叫腹杆，按腹杆方向之不同又区分为斜杆和竖杆。弦杆与腹杆所在的平面就叫主桁平面。大跨度桥架的桥高沿跨径方向变化，形成曲弦桁架；中、小跨度采用不变的桁高，即所谓平弦桁架或直弦桁架。桁架桥之所以广泛应用得益于其施工工期较短且施工阶段不妨碍交通，结构本身受力明确、易于分析，对于土质较差地区的地基的要求也不是十分苛刻的诸多优点。随着计算方法的改进，在同样跨径的桥梁中，因为有成熟的方法和施工技术作保障，桁架桥往往成为首选。借助于预应力技术的发展，桁架桥将会拥有一个更加广阔的前景。

1 有限元法的发展

Clough在他的论文“The Finite Element Method in Stress Analysis”［1］中最先引入了有限元这一术语。一些有限元分析的专著大多出自土木工程领域中的专家、学者之手，例如ADINA的研制者K.J.巴特和SAP的研制者E.L.威尔逊。随着社会经济和科学技术的快速发展，造桥技术不断进步，桥梁结构逐步向轻巧、纤细方面发展。于此同时，桥梁的载重、跨径和桥面宽不断增长，结构形式不断变化，传统的桥梁平面杆系结构程序也越来越不能满足设计要求。有限元分析软件正是这种综合程序的代表。它可以模拟桥梁钢筋预应力的松弛、混凝土的开裂［2］以及温度应力等因素对桥梁的影响，同时也可以方便的计算出箱梁的畸变应力、剪力滞效应以及桥梁构件与支撑部位的接触状态。桥梁结构是土木行业中字常见的建筑工程结构之一，对桥梁进行较为精确的受力分析，合理模拟其各种工况下的动态相应，对于桥梁的设计与安全控制有着十分重要的现实意义。

2 桁架桥受力分析

近年有限元方法和计算机技术的发展,为土木工程非线性分析提供了有力工具,桥梁的有限元建模和分析,可以实现桥梁承载力的动态预测,并能方便结合数据库技术,实现桥梁的智能评价和管理。

2.1 建模与加载

上下弦梁、横梁和端斜腹梁单元用BEAM4来模拟。它是一个轴向受压、扭转和弯曲的单元，每个节点有6个自由度，包括三个平动和转动自由度，本单元具有应力刚化和大变形功能。进入后处理模块，得到变形图和位移云图如下图所示：

从图1中可以看出，在载荷作用下桁架桥中间位置的桥面板及其上部构件向下发生弯曲变形最为明显，而两侧的端斜腹梁的变形最小，整个变形呈堆成分布。

2.2 应力图

由图2可看出，最大应力发生在桥面板跨中位置，应力随着跨中向两侧逐渐减小并呈对称分布。

3 结 论

桥梁受使用环境和自然环境的长期作用,经常产生各种缺陷,如混凝土开裂和碳化、钢筋锈蚀、预应力损失等。本文通过对桁架桥的一般受力情况进行了数值模拟分析，得出了受力时的各种力学特征。模拟结果表明与实际工程中的情况吻合的较好，这表明借助与有限元方法模拟桁架结构在桥梁中的应用是可以替代部分试验研究的。

参考文献

数值模拟范文第3篇

关键词：空化 多相流 水翼 数值模拟

空化是液体介质流动中所特有的一种现象，空化被重视主要源于其危害性。空化现象的发生不仅会造成水利机械的性能下降，非定常的空化流动还会引起一些非定常流动特性出现，如振动、噪声以及由非定常流动引起的剥蚀。因此大多研究都是集中在如何抑制空化现象的发生。空化现象是液体内局部压强降低到液体的饱和蒸气压时，液体内部或液固交界面上出现的蒸气或气体空泡的形成、发展和溃灭的过程 。描述空化状态的无量纲组合量称为空化数σ。

其中P0、V分别为液体未扰动处的压强和流速，ρ为液体密度，Pv为液体在环境温度下的饱和蒸气压。空化数越小，空化现象越显著。通过改变来流压强或速度，可改变空化数和空化状态。

数值计算方法

整个CFD计算将采用RANS方法，结合两方程湍流模型以及基于气泡动力学方程的两相流空化模型，边界条件则采用速度入口与压力出口，通过改变出口压力来得到不同的空泡数下的空化流动。

1、雷诺平均方法（RANS）及湍流模型

雷诺平均数值模拟是湍流数值模拟最常用的方法，它是将瞬态的湍流脉动量通过某种模型在时均化的方程中体现出来。Reynolds平均法的核心是不直接求解瞬时的NS方程，而是想办法求解时均化的Reynolds方程。

雷诺平均就是把NS方程中的瞬时变量分解成平均量和脉动量两部分来描述湍流流动，建立各种湍流模型，通过低阶函数来表达未知高阶时间平均值，来使时均方程封闭。

雷诺平均N-S方程：

方程中出现了雷诺应力项，因此需要引入湍流模型来使方程封闭。一个通常的方法是应用Boussinesq假设，认为雷诺应力与平均速度梯度成正比：

基于RANS的湍流模型有零方程、一方程和两方程模型等，对于本文的研究，将采用应用普遍的两方程模型，主要包括 湍流模型（标准 模型、RNG 模型、Realizable 模型）和 湍流模型（标准 模型和SST 模型），每种湍流模型都有各自的优势与适用范围。

2、两相流模型

在二维水翼空化数值模拟时，需要用到FLUENT中的多相流模型，本文仅计及气液两相，因此采用的是混合两相流模型。该模型假定流体介质是两种流体（水和水蒸气）的混合物，并把它当成一种流体。此时的连续性方程如下：

其中 为混合流体的密度，它的定义如下（ 为液体的密度， 为气体的密度）：

与连续性方程处理方法相同，两相流模型下的动量方程：

当流体介质为牛顿流体时，

为混合流体的动力粘度， 、 分别指水和水蒸气的动力粘度。

二维水翼的空泡数值计算

先计算水翼在无空泡状态的水动力性能，计算结果与XFOIL软件的结果对比，验证本文采用的计算模型与边界条件设置的合理性。然后控制流速不变，改变场内压强来得到不同的空泡数下的流动特性。

1、计算模型

采用NACA0006水翼作为计算模型，其计算域和网格划分如下图所示：

计算域 局部网格划分

网格质量

设水翼的特征长度为L，计算域如上图所示，模型右端为出口，距离水翼右端20L；其它边均为入口，上下前端距离水翼10L，前端为半径为10L的半圆，预设攻角为60，计算中水翼实际尺寸L=1m。网格划分采用C型结构化网格，网格质量如上图所示。

2、流场及边界条件设置

计算采用的两相流，计算介质采用25摄氏度的水（密度为998kg/m3，动力粘度为0.0011kg/（ms））和水蒸气（密度为0.023kg/m3，动力粘度为0.00000995kg/（ms）），饱和蒸汽压PV为3540Pa。其它设置如下表所示：

3、NACA0006的二维无空泡模拟

首先计算稳态的无空炮绕流，速度入口为6m/s，压力为30500Pa，即空泡数为1.5，计算结果如下图所示：

通过对比压力系数分布图，发现计算的结果与XFOIL的结果基本是吻合的（图形的大致形状），说明选取的计算模型与边界条件的设置是合理的，理论上能得出有价值的结果。

4、二维水翼NACA0006的空泡数值模拟

4.1 的数值模拟

流速V=6m/s，压强P=30500Pa，SST模式。各种计算结果图如下所示：

从上面几个图示可以看出，在水翼背面已经明显发生空泡，压力系数分布图与不发生空泡时有明显的区别。空泡形态比较稳定。

4.2 的数值模拟

流速V=6m/s，压强P=21500Pa，SST模式。各种计算结果图如下所示：

此时空泡处于不稳定状态，是动态的过程，如下图所示：

0.04s时的压力系数分布云图

由上图可知，此时空泡处于不稳定状态，前端的空泡后移，结合压力系数分布云图，后面有空泡不断的生成和脱落，属于云空泡。

4.3的数值模拟

流速V=6m/s，压强P=12500Pa，SST模式

时间截图如下所示：

由上图可知，此时空泡处于不稳定状态，前端的空泡不断的扩大随流动游移、遗灭，属于泡空泡。

5、结果分析

数值模拟范文第4篇

关键词:微孔注塑 数值模拟

中图分类号: TQ153 文献标识码:A 文章编号:1007-3973 (2010) 05-082-02

微孔塑料是一种泡孔直径比聚合物中所有已存在的微隙都要小的泡沫材料,是由麻省理工学院(MIT)的Martini和Suh等在20世纪80年代初提出并研制成功的,微孔塑料的泡孔小且分布均匀细密(直径为1~100m,分布密度为109~1012个/cm3),使聚合物中的微隙圆孔化,泡孔实际起到了一种类似橡胶颗粒增韧塑料的作用,具有吸收外界剪切、冲击能量的作用,所以,微孔塑料既保持了泡沫塑料的优点,又改善了泡沫塑料的力学性能。微孔注塑是近几年开发的一种新工艺,旨在生产具有微孔结构的注塑制品。由于微孔注塑引入了超临界流体,可以取消保压阶段、降低锁模力、注射压力、缩短成型周期,所以相对传统注塑工艺,微孔注塑具有高效节能的优点。

微孔注塑正受到越来越多的关注,但近几年微孔注塑的应用受到一定的制约,主要表现在泡孔结构较难控制,影响了制品的力学性能。微孔注塑制品的泡孔结构受多种因素的影响,如注射压力、注射速度、模腔温度、模腔结构以及塑料的黏弹性、结晶性能等。单纯地通过实验研究来控制泡孔结构,不仅成本高而且实验周期较长;数值模拟技术可以以较低的成本较短的周期完成泡孔结构的优化。

1 微泡长大的基本模型

1.1海岛模型

海岛模型国外又称“Single Bubble Growth Models”, 最早由Lord Rayleigh 提出的,模型如图1所示,假设:单个泡孔在无限大的熔体中长大;各处的气体浓度是其距离泡孔壁长度的二阶函数;气体的扩散时间要长于泡孔的膨胀时间。

海岛模型把泡孔长大所有机理都囊括在一个简单的公式中,如式(1-1)所示:

式中,R为泡孔半径;R0为泡孔初始半径;pg0为泡孔内部的初始压力;pf为熔体压力; 为熔体黏度;为泡孔壁处的表面张力。

从1917至1984年的文献,均采用海岛模型进行泡孔长大过程的数值模拟,该模型一定程度上揭示了泡孔长大过程中的气体扩散与压力变化、黏度变化之间的相互作用。对塑料发泡过程具有一定的指导意义,但由于该模型的没有限制影响泡孔长大区域,所以在实际应用受到了局限。

1.2细胞模型

细胞模型国外又称“Cell Model”或“Unit Cell Model”是由Amon和Deson于1984年提出的“Unit Cell”模型,该模型限定了影响气泡膨胀的熔体区域,如图2所示,气泡半径r的长大过程只受到初始半径为R0的区域内的熔体的影响。细胞模型的其它假设与海岛模型的基本一致,两者气泡长大的数学表达式也一致。

2微孔注塑数值模拟

Young、Kyung等对聚氨酯(PU)注塑发泡过程进行了3D模拟,假设熔体的流动遵循Navier-Stokes本构方程,采用六面体网格进行计算,并利用有限体积法修正发泡过程中的自由表面以及熔体压力。模拟结果所显示的流动形式和充模位置能够与实验结果很好地吻合,并且很好地预测了泡孔质量与流动位置之间的关系。图3所示为Young等预测的和实验拍摄的充模时间为19 s时的熔体前沿流动情况。虽然Young等人当时并没有对发泡制品的泡孔尺寸进行预测,但他们工作对泡孔尺寸的计算奠定了很好的基础。

Han等利用 “细胞模型”计算了利用超临界二氧化碳(CO2)和氮气(N2)作为发泡剂的微孔注塑充模过程中气泡半径的演变过程,为了便于计算,Han等人简化了模型,将微观的多相流体视为宏观的单相流体,假设熔体成核均匀,并且单位质量熔体的成核数目一定。图4为Han等人预测得到的距离主流道不同位置的泡孔半径。他们把模拟得到的熔体压力、气泡半径分布与实验结果相比较,结果显示:在靠近浇口的位置,预测直径与实验值较为相近;而在远离浇口的位置,预测直径则与实验值存在较大差别,这是因为他们的模拟假设了充模过程中,熔体前沿承受的压力为一个大气压,而实验中,由于熔体前沿承受压缩气体的作用,所以熔体前沿的实际压力大于一个大气压。

Osorio和Turng[8, 9]利用“细胞模型”模型,对注塑发泡过程中位于主流道上的泡孔尺寸及密度做了预测。考虑了质量守恒方程、扩散系数、聚合物/CO2熔体的体积溶胀性等因素,但由于该模拟没有考虑成核过程,以及所用到的模型参数不够准确,所以模拟结果并不能很好地反映实验结果,如图5为预测的和实验观察的泡孔、熔体影响区域半径随时间的变化情况,从图可以看出预测与实验之间的误差随着时间的积累逐渐放大,在初始阶段(1 s内)预测值与实际值偏差较小,而到后期(8 s)预测值与实际值偏差较大。

王建康等[10,11]利用微孔注塑中气泡长大过程的数学模型,模拟了利用注塑机直接把PS/CO2熔体注射到空气中时气泡的长大过程。在模拟中,首先根据压力降和压力降速率计算了成核密度,然后把计算得到的初始泡孔直径输入泡孔长大模型。在计算中考虑了熔体密度、扩散系数、溶解度常数、黏度等模型参数受时间和气体含量变化的影响。

3结束语

利用数值模拟技术来优化微孔注塑制品的泡孔结构,提高的力学性能,具有成本低、机理明确、研发周期短等优点。近年来随着微孔注塑技术的逐步推广,数值模拟技术在这一领域的应用逐渐增多。虽然在模型简化、宏微观转化、算法技巧等方面还有很多需要改进的地方,预测结果还不是很准确,但随着计算技术的发展,算法的改进,以及越来越多研发人员的投入,微孔注塑数值模拟技术将会有更广阔的应用前景。

参考文献:

[1]Martini J., Waldman F., Suh N.P. Production and analysis of microcellular thermoplastic foams [C]. SPE ANTEC Proc., 1982: 674-676.

[2]Lord Rayleigh, Phil. Mag., 6th Series, 1917, 34:94.

[3]Lee S. T., Foam Extrusion principles and parctice. CRC Press LLLC. 2000.

[4]Amon M., Denson C. Study of the dynamics of foam growth analysis of the growth of closely spaced spherical bubbles [J]. Polym. Eng. Sci., 1984, 24(13): 1026-1034.

[5]Young B.K., Kyung D.K., Sang E. H., et al. Numerical simulation of PU foaming flow in a refrigerator carbinet [J]. Journal of Cellular Plastics, 2005, 41: 251-265.

[6]Han S., Kennedy P., Zheng R., et al. Numerical analysis of microcellular injection molding [J]. Journal of Cellular Plastics, 2003, 39: 475-485.

[7]Han S., Zheng R., Kennedy P., et al. Numerical analysis of microcellular injection molding [C]. ANTEC, 2003: 696-670.

[8]Osorio A., Turng L.S. Mathematical modeling and numerical simulation of cell growth in injection molding of microcellular plastics [J]. Polym. Eng. Sci., 2004, 44(12): 2274-2287.

[9]Osorio A., Turng L.S. Numerical simulation of cell growth in microcellular injection molding [C]. ANTEC, 2004, 1: 650-654.

数值模拟范文第5篇

关键词：环缝洗涤器 流场 磨损

中图分类号：TK124 文献标识码：A 文章编号：1672-3791（2014）03（c）-0102-02

转炉烟气净化和煤气回收系统流程中，使用比较广泛的为OG系统，到今天，已经发展到第四代OG系统。新一代OG系统具有设备简单、便于布置、易于维护；节水省电、流量调节性能好；除尘效率高等优点，应用越来越广泛。经过现场调研，发现武钢某炼钢厂新一代OG系统在运行中存在环缝洗涤器磨损严重的问题，如图1所示。

1 环缝洗涤器磨损原因分析

1.1 环缝洗涤器工作原理及问题

环缝洗涤器是新一代OG系统的精除尘设备，如图2所示。转炉烟气经过饱和喷淋塔的降温和粗除尘以后，以100 m/s左右的速度进入环缝可调文氏管（即环缝洗涤器）进行精除尘[1]。洗涤器内锥由液压杆控制可上下移动从而控制环缝间隙，进而起到调节和稳定炉顶压力的作用。内锥和液压套管使用耐磨材料制造，以避免环缝里高速的烟气引起的磨损和腐蚀。

实际生产期间，在一个炉役检修期之内，内锥体常被磨薄磨穿，环缝外壳也磨损严重，文氏管下部直管段也经常被磨穿，不仅降低了除尘效果，还带来极大的安全隐患。

1.2 原因分析

环缝洗涤器磨损与很多因素有关，一般是气流夹带的固体颗粒对材料的喷砂型冲蚀和气流夹带的液滴喷射型冲蚀二者综合作用的结果。

由于环缝洗涤器喉口处的速度很大，并且喉口处设计得比较窄，因此，在喷砂型冲蚀和喷射型冲蚀作用下很容易对该处造成磨损。图1所示的内锥体前端被磨穿可能是由于该部位长期处于喉口处，受到两种冲蚀造成严重损坏。

针对新一代OG系统中环缝洗涤器磨损的问题，本文根据“料磨料”的原理，提出了一种防磨环缝洗涤器结构，并对其流场进行数值模拟，同时与传统结构的流场比较，对其合理化改进进行验证。

2 防磨环缝洗涤器的结构及原理

针对内锥磨损严重的情况，在原有结构的基础上，给内锥体加上一层“井字形”荆条（见图3），以求达到减小磨损的效果。颗粒在冲击到内锥体的时候，先对荆条产生磨损，而且荆条的“井字形”结构使得部分固体粉尘被截留在内锥体外壁，经过一段时间的积累，可以对内锥体形成一层保护层，对内锥体起到进一步保护作用。粉尘在冲击荆条时，与截留的粉尘相互摩擦，形成一种“料磨料效应”。

此外带荆条的外层结构亦可以设计成“套筒”式可更换的形制，若检修时发现外层，即荆条层磨损严重需要更换，可移除荆条层，换上新的外层备件，而不必更换整个环缝洗涤器内锥调节阀，从而减轻工作量，降低成本。

3 物理模型建立及计算方法

由于问题主要存在于环缝文氏管部分，所以只对该部分进行局部模拟。在ICEM CFD中对其进行非结构网格划分，对进口、出口等对流动影响大的位置进行局部网格加密。得到网格数为2307202个，网格如图4所示。

炉气中包含有烟尘颗粒和烟气，在精除尘时需要喷水，实际上是一个气、液、固三相流动。由于只需要初步了解该物理模型内部的流动情况，故只考虑气固两相流，本模拟中用理想空气代替烟气并忽略液相，固体颗粒粒径固定，为50 μm。气相湍流模型选择k-ε湍流模型，固体颗粒选择离散相（Dispersed Solid）模型。磨损模型选择Tabakoff模型，参数为默认值。

域内参考压力设置为1atm。进口为速度进口，速度为14 m/s，固相入口速度与气相相同，其质量流量为50 kg/s。壁面设置为无滑移边界条件，固相碰壁反弹设为刚性反弹，系数均设置为1。采取高阶格式对其进行求解，求解步数为400，求解精度要求达到10-3。

4 模拟结果与分析

模拟结果如图5、图6所示，磨损率如图7、图8所示。

由两图可看出，对于内锥的磨损，传统的环缝洗涤器磨损严重的地方主要在内锥体中上部，此处刚好可以看做是气固两相速度最大的位置，从图5中可看出，此处流场有垂直内锥体的速度分量，颗粒在此处最易冲击内锥体，造成磨损，这也与实际情况相符。

增加荆条层之后，其内锥的磨损，主要都发生在荆条上，因此荆条尺寸间隔设计不能太大，否则内锥受保护的面积就越小，气流在荆条与荆条之间的区域内形成的涡尺度越大，与内锥接触时间越长，易使内锥受到磨损。

通过对比分析可知，由于磨损与速度的三次方成正比[2]，经过喉口处的烟气，在荆条结构的阻挡下，可以有效减少粉尘对内锥的磨损，对内锥起到保护作用，锥体上半部的气流速度变得比较均匀。上述模拟结果表明，防磨环缝洗涤器的原理及结构是合理的，不仅对内锥体，还是对下半部直管段都有较好的防磨效果。与传统的环缝洗涤器相比，防磨洗涤器具有防磨损，制造简单、更换方便等优点，可以在冶金除尘系统中发挥良好的效果。

参考文献