赤道印度洋海温偶极子的气候影响及数值模拟研究

2024-04-16

赤道印度洋海温偶极子的气候影响及数值模拟研究（精选8篇）

篇1：赤道印度洋海温偶极子的气候影响及数值模拟研究

在分析研究印度洋海温变化的基本特征,尤其是在分析赤道印度洋海温偶极子及其影响的基础上,利用IAP9L大气环流模式模拟研究了赤道印度洋海温偶极子异常对亚洲季风区气候变化的影响.其结果表明,印度洋、亚洲南部和东部地区的流场和降水都对印度洋海温异常的强迫作用比较敏感.正位相印度洋偶极子的作用使得赤道东印度洋-印度次大陆南部-阿拉伯海一带出现距平东风,孟加拉湾-中南半岛出现异常反气旋性环流,从而对减少印度南部和中南半岛南部、印度尼西亚地区的夏季降水,以及增加中国南部和东非的夏季降水有十分重要的作用.与此相反,负位相印度洋偶极子的`作用将使赤道东印度洋附近出现西风异常,孟加拉湾-中南半岛存在异常气旋性环流,从而使印度次大陆和中南半岛南部、印度尼西亚地区的降水增加,使中国西部和孟加拉湾的降水减少.数值模拟结果与资料分析相互映证,切实地揭示了印度洋海温偶极子对亚洲季风区的气候变化有重要影响.

作者：晏红明杨辉李崇银 YAN Hong-ming YANG Hui LI Chong-yin 作者单位：晏红明,YAN Hong-ming(中国科学院,大气物理研究所,大气数值模拟国家重点实验室,北京,100029;云南省气候中心,云南,昆明,650034)

杨辉,YANG Hui(中国科学院,大气物理研究所,大气数值模拟国家重点实验室,北京,100029)

李崇银,LI Chong-yin(中国科学院,大气物理研究所,大气数值模拟国家重点实验室,北京,100029;解放军理工大学,气象学院,江苏,南京,211101)

刊名：海洋学报(中文版) ISTIC PKU英文刊名：ACTA OCEANOLOGICA SINICA年，卷(期)：29(5)分类号：P724 P732.6关键词：印度洋海温偶极子(模) 气候影响数值模拟

篇2：赤道印度洋海温偶极子的气候影响及数值模拟研究

通过数值模拟及结果的合成分析,对热带太平洋-印度洋异常海温综合模态的三维热力结构、动力结构及其发生发展的可能机制进行了研究.数值模拟结果的分析表明,太平洋、印度洋海温异常的综合模态在表层、次表层的表现都很明显,即在赤道西印度洋、中东太平洋的海温偏高(低)时,赤道西太平洋、东印度洋的海温偏低(高),该模态还存在着显著的年变化特征、年际变化特征以及年代际变化特征.数值模拟的合成分析结果表明,异常的海表风应力引起表层洋流异常,表层洋流异常及由其引起的.海表高度异常可导致次表层海水环流的异常,海洋环流异常导致的平流热输送异常是海温形成异常综合模态的主要原因之一,垂直输送是形成次表层海温综合模态的主要原因.平流热输送过程对海表温度变异的贡献是:在事件发生到盛期阶段促进了次表层海温异常综合模态的形成,在盛期到消亡阶段次表层的平流过程阻碍其进一步发展;短波辐射是海洋的主要热力来源,海表面异常的净短波辐射通量、潜热通量是表层海温形成异常模态的主要热力学原因,异常的海表面净短波辐射通量、潜热通量、感热通量在到达盛期阶段后抑制其进一步发展.

作者：吴海燕李崇银 WU Haiyan LI Chongyin 作者单位：吴海燕,WU Haiyan(解放军94855部队,衢州,324001)

李崇银,LI Chongyin(解放军理工大学气象学院,南京,211101;中国科学院大气物理研究所大气科学和地球流体力学数值模拟国家重点实验室,北京,100029)

篇3：赤道印度洋海温偶极子的气候影响及数值模拟研究

城市建设与城市局地微气候环境的形成紧密相关。局地微气候环境是指城市覆盖层内受下垫面影响所形成的局地气候1) , 即城市近地面区域内的微气候环境, 如图1所示。城市局地微气候环境的形成和空气污染状况与城市土地利用与空间布局 (即下垫面状况) 紧密相关, 并造成城市覆盖层内局地微气候状况复杂多变, 使得城市覆盖层内外气候环境存在很大差异, 城市覆盖层内区域是人生活最重要的区域, 被称为人类呼吸带区域, 也是汽车尾气排放区域, 该区域环境状态已经日渐成为国际人居环境研究的焦点之一[1,2]。当前, 城市局地微气候环境恶化与近地空气污染严重[3,4,5,6]。局地微气候环境恶化表现为城市内部常年处于静风以至无风状态, 大气流动困难;局部高温异常区域增多;雾霾、灰霾日数增多;湿度增大;局地暴雨增加;能见度减小等, 直接影响近地面排放和沉降至近地面的空气污染物稀释、迁移和扩散, 以及人居环境的适宜性。例如汽车尾气排放高度位于近地面1.5m区域内, 点小面广, 防治极其困难, 尾气污染已经成为空气污染的主要原因之一, 城市局地微气候的静风状态加剧了尾气污染物的稀释、迁移和扩散难度, 加剧灰霾的形成, 对人体健康以及城市可持续发展造成严重影响。城市规划中如忽视城市建设对局地微气候环境的影响, 将导致城市环境管理与规划的失效, 甚至引发城市环境灾难。

城市绿地是城市用地布局的重要组成部分, 是与城市居民生活联系最为紧密的用地类型, 也是城市生态系统中执行“吐污纳新”的关键子系统2) 。城市覆盖层内, 绿地的规模与分布形式对于局地微气候具有重要的影响。绿地空间具有比周边建筑区域气温低的特征, 绿地规模大小和空间布局是影响城市内部热压分布的重要因素;植被粗糙度和覆盖率影响城市局地风的形成与流通;城市内部大规模的绿地具有调节气候和新鲜空气再生产的潜力, 特别是在连绵发展的都市建成区域, 城市绿地的综合生态功能尤其重要。建设能够调节城市覆盖层内局地气候的城市绿地布局系统, 将是缓解极端城市气候和降解大气污染的重要而有效途径之一。

2 城市绿地与局地气候环境相关研究进展

国内外学者在城市绿地降温、增湿、降噪等方面进行了大量详细的研究[7,8]。关于城市绿地降温的研究较早, 早在1971年就有学者发现植被可以通过光合作用、蒸腾作用以及蒸散作用降低温度、增加湿度[8]。近年来, 城市绿地缓解城市热岛效应和改善城市内部热环境的效应一直是研究的重点和集中领域, 已有研究涉及不同城市、不同季节、不同气候条件下的绿地降温效应;并力求揭示绿地面积、绿地结构、绿地形状、叶面积指数等因子对绿地降温效应的影响[9,10,11,12,13,14,15,16,17]。

在研究内容上, 国内外对城市绿地与局地气候环境的研究主要有三个方面:一是实地观测绿地内部的小气候效应, 研究绿地本身的局地气候状况;二是基于蒸腾理论等生理指标, 计算绿地内部的小气候效应;三是基于3S技术, 以城市为研究对象, 通过遥感反演, 开展城市绿地分布与温度效应的研究。

在研究方法上, 传统的实地观测是长期以来一直使用的主要研究方法, 使用环境温湿度测量仪等, 对多个采样点进行采样, 这种方法准确性较高, 适用于小面积绿地;但是实测工作量大, 影响测定结果的干扰因素较多, 难以研究大范围的绿地生态环境效应。近年来, 3S技术的运用扩展了城市绿地生态效应的研究手段, 遥感技术能够在同一时间获取较大范围地表参数, 比传统的实地采样具有优势, 3S技术在城市绿地覆盖清查、绿地三维量估测、绿地格局评价等方面均有积极的作用[18,19,20,21]。

总的来说, 目前对于绿地气候环境效应的研究基本集中于研究绿地本身, 即研究绿地内部的生态效应, 但是研究绿地自身内部的气候、生境效应, 对于城市规划和建设的指导意义不大。由于技术条件等多种因素的限制, 绿地与周边建成区域之间的气流交换以及相互影响机制方面研究很少, 尤其是在宏观范围内分析绿地布局对其所在环境的影响。造成这种状况的主要原因在于对城市建设与覆盖层内气候的相关性认知存在不足。在城市覆盖层内, 研究城市绿地布局对所在城市区域的微气候形成机制的影响, 对于指导未来的城市建设和改善治理我国严重的近地空气污染具有重要作用。例如, 已有研究证实, 静风状况下3) 城市绿地与建筑区域之间的局地环流可产生小于1m/s的风, 这种热力环流使绿地与其周边区域的温、湿状况进行重新组配, 从而改善绿地以外局地气候与空气质量状况[22,23,24,25]。

从研究方法来看, 实地观测适用于较小区域范围内研究绿地与周边建成区域之间的气流交换以及相互影响机制, 例如在某一公园及其周边布点观测, 不能够从中观或宏观尺度评估城市绿地布局对城市局地气候环境的影响, 进而难以对城市规划、布局方面提供相关的科学依据。遥感技术虽然在反演地表温度参数方面相对成熟, 但是通过遥感技术无法获知绿地与周边建成区域之间气候要素相互作用机制, 包括热交换、气流交换等。

综观我国未来发展趋势, 城市可持续发展的研究重点必将由开发建设用地转向能够提供各种生态服务的用地, 城市绿地是与城市居民生活联系最为紧密的生态用地类型, 对城市绿地空间布局生态作用的研究应当从对绿地自身的微观研究转向发挥其调控所在区域局地气候的作用研究。

3 基于GRAPES的城市绿地空间布局与局地微气候数值模拟试验

3.1 研究思路与方案设计

研究城市绿地空间布局对城市局地气候环境形成的影响, 首先必须要整合风景园林、大气科学、地理学和城市规划等多学科的研究方法, 整合的关键是分析各种学科方法的特点与适用性, 再寻求创新途径跨界实现研究方法的融合, 得到研究结果, 达到研究目的。风景园林、城市规划学科采用CAD等精确矢量图形结合遥感影像进行规划和布局研究, 这一过程的重点在于关注地面建设 (即下垫面状况) ;大气科学采用的模拟方法重点关注空中的状况与变化, 对于下垫面 (即地面建设状况) 的处理则非常粗略, 陆面过程所需尺度较大[26,27]。如何整合跨学科的研究方法, 实现在精细地面建设的条件下科学准确地进行大气环境模拟, 本试验拟通过GIS平台实现两者的衔接, 开展在精细下垫面影响下的局地气候模拟试验。

3.2 广州城市气候特征与绿地空间分布状况

广州市位于南亚热带季风气候区内, 气温高, 降水多, 日照多, 风速小, 雷暴频繁。据广东市五山地面卫星观测站资料, 年平均气温21.9℃, 年平均降水量为1696mm, 年平均日照时数为1800小时以上。广州市全年静风出现频率时数高, 静风频率达40%以上[28]。

据2007年广州市绿地普查结果, 市域范围4) 人均绿地面积12.02m2, 建成区绿地率33.52%, 森林覆盖率38.2%;中心城区 (主城区) 5) 人均绿地面积16.04m2, 建成区绿地率23.51%。市域北部区域共有山林地、流溪河水源保护区、森林公园和自然保护区以及基本农田区域2470.28km2, 成为广州的北部生态屏障。市域南部分布有森林公园、湿地公园分别为11.3 km2、27.28 km2以及基本农田区域151.09 km2。市域东部区域共有山林地、风景名胜区、森林公园和自然保护区以及基本农田区域1410.51 km2, 如图2所示。中心城区的绿地面积稀少, 绿地空间分布的总特征为“遍地开花”, “楼间插绿”, 没有形成系统布局, 如图3所示, 其中面积较大的绿地有白云山、麓湖公园 (202.5ha) 、越秀公园 (68.3ha) 、天河公园 (67.7ha) 、万亩果园 (150.6ha) 、华南植物园 (115.4ha) 以及龙眼洞、凤凰山、天麓湖等大型山林绿地等。城区内面积最大的山林绿地为白云山, 位于中心城区北部, 山形略呈长方形, 总面积为20.98 km2。

3.3 GRAPES气候模拟方法

GRAPES大气模拟模式为华南中尺度区域模式, 它是我国发展并投入国家气象预报的准入模式之一。华南中尺度模式基于GRAPES_TMM, 采用Arakawa-C格式、Charney-Philip垂直跳层设置和半隐式——半拉格朗日时间差分方案, 提供等压场预报和各站点的要素预报。模式采用改进静力扣除技术、边界区的松驰订正方法、有效地形的构造方法和城市冠层模式开发技术等, 经多年使用验证, 模式逐时气象要素预报性能稳定。

本研究共设计两组数值试验, 一组基于无绿地的城市下垫面的控制试验 (CTL) , 另一组在CTL试验上叠加广州城市绿地现状布局的敏感性试验 (SENS1) 。两组试验所采用的边界层方案、对流参数化方案和路面过程等均一致, 使用相同的标准初值化 (SI) , 分别采用YSU边界层方案、SAS积云参数化方案、SLAB路面过程、SWRAD短波辐射方案以及RRTM长波辐射方案, 水平分辨率为500m, 垂直方向55层, 模式初始场和侧边界均采用GRAPES的0.180×0.180预报场, 逐小时更新一次侧边界场, 每次预报6小时, 逐小时输出局地大气模式预报结果。

3.4 基于GIS平台的空间数据转换

针对GRAPES模型中需要的广州市基础地表数据 (地形数据和下垫面数据) 及其数据需求格式, 本研究中采用了Arc GIS10.0和ERDAS9.2软件对上述两类数据进行处理。

3.4.1 地形数据处理

原始地形数据采用SRTM的DEM数据, 空间参考为WGS84椭球投影, 其原始空间分辨率为90m, 水平精度20m, 高程精度16m。对于地形数据的处理主要涉及数据裁剪、数据重采样 (由原始分辨率重采样为500m) 、坐标转换和数据格式转换, 全部处理过程在地理信息系统软件Arc GIS中完成, 最后导出为ASCII文件, 供GRAPES试验使用。

3.4.2 下垫面数据处理

下垫面数据主要借助于遥感影像, 完成不同性质的土地利用类型的识别和分类以及空间定位。原始遥感影像为Land Sat8OLI多光谱影像 (轨道号122-44) , 如图4所示, 数据采集时间为2014年1月16日。在遥感影像处理软件ERDAS中, 对原始影像首先进行大气纠正和地形纠正, 然后采用监督分类从影像中提取出林地、城镇、水域和农田草地共四类地表覆盖类型, 输出分辨率为500m的土地利用类型图, 利用Arc GIS将文件格式转换为ASCII文件供GRAPES使用。

4 数值模拟与结果分析

4.1 模拟气候因子选取与说明

本试验选取的局地微气候效应的环境因子主要是地面温度场和地面风场。

地面温度场分布, 即热岛强度及其分布状况。城市绿地作为城市中主要的冷湖区域, 对城市内部的热岛分布具有重要的影响。由于城市热环境发生变化, 湍流动能的扩散作用也发生变化, 进而影响大气污染的扩散能力。

污染物释放后, 它们的输送、扩散均受多种尺度的风控制, 风对于城市大气污染的清除具有重要作用, 通过风的流动循环可使污染物在循环过程中稀释扩散和清除掉, 使污染物浓度在极大程度上得以稀释, 不发生危害。地面风场的分布可以表征污染物的扩散稀释程度和清洁大气取代污染大气的速率。

因此选取这两项局地微气候效应的环境因子, 研究绿地空间布局对该区域内近地面风场分布和温度场的影响, 具有重要意义。

4.2 初始气象场设定与说明

在无城市绿地下垫面的控制试验CTL中, 初始风源位于广州市西部, 如图5所示, 近地10m高度风速约4m/s, 图5a为初始第1小时 (T1代表开始时刻) 风场空间分布图, 图5b为第6小时 (T6代表结束时刻) 风场空间分布图。模拟结果显示, 在理想条件下, 伴随外来风源区域的增大与风场的增强, 城市建成区域由无风状态逐渐改善, 风速逐渐增大, 建筑区域对外来风速的摩擦消减幅度很大, 风速消减量可达60%-80%。但是, 城市内部山体对城市风环境的改善很显著。模拟初始, 广州白云山——帽峰山区域的北部山脉有效引导风的流通, 并在城市区域内形成一片风速较大的区域;模拟结束, 广州市内山脉、河流以及地形高处均形成局部强风区域, 并对周边环境产生气场影响, 改善周边区域风环境, 形成逐圈减弱的趋势。城市内部气温分布与风场 (风速与风向) 紧密相关, 如图6所示。受风场的影响, 强风区域降温明显, 无风区域呈显出高温环境, 如图6a所示。伴随强风过境, 城市气温明显得到改善, 如图6b所示。

4.3 城市绿地空间分布与风场空间分布相关性分析

在下垫面中叠加入广州市现状绿地分布的敏感性试验 (SENS1) 如图7所示。图7a所示为T1时刻, 在山地下垫面因素上叠加绿地因素之后, 白云山——帽峰山区域的山林导风性增强, 风速改善区域扩大;图7b所示为T6时刻, 虽然广州市中心城区西部紧邻风源地, 但由于建筑密集, 绿地稀少, 形成大面积静风区域 (即小风区域) 。中心城区北部一系列森林公园, 以及占地面积在70ha以上的个别大型绿地的分布成为若干风压高点, 在所在城市区域成为局部强风区域, 并对周边一定区域内产生影响, 使周边区域风速增强, 改善周边建筑区域的风环境, 这对于城市热岛效应的缓解和大气污染的清除, 乃至近地雾霾的缓解是有效的。根据模拟结果, 绿地对周围区域的影响在空间上表现为圈层减弱。其影响的圈层范围与能力和绿地的面积有关, 绿地面积越大, 影响范围越大。结果还表明, 种植高大乔木的公园绿地或山林地形成局部强风区域, 而城市南部的农田区虽然也能改善风速状况, 但是改善的强度较弱, 未显示圈层现象。圈层现象在绿地与建筑密集区交错分布的建成区内尤为明显, 大面积的农田区域与城郊山林地对局地风的影响比较均匀, 城郊西北部山林对风速的增强优于城市南部农田区域。

4.4 城市绿地空间分布与温度场空间分布相关性分析

在SENS1试验中, 城市温度场的分布与风状况存在明显的相关关系, 如图8所示, 城市下风向的温度明显高于上风向处, 强热岛中心都处于城市下风向。即使是城市西部建筑密集区域, 因为靠近风源地, 试验中未出现大面积高温区域。由此分析, 增强通风可以缓解城市的高温不适, 减弱热岛效应, 如图8b显示的T6时刻, 大风过境之后的城市温度场空间分布均匀, 温度适宜, 热岛现象不显著。从模拟结果来看, 当城市处于无风或静风状态时, 城市温度空间分布比较复杂, 热岛现象显著, 如图8a所示, 虽然从模拟结果分析, 城市绿地的空间分布与城市温度场分布的相关性与绿地面积密切相关, 城区北部白云山——帽峰山等森林公园等约120km2区域表现为低温区域, 该区域除了出现个别高温点外, 气温较低, 温度场空间分布均匀;城市南部的农田区域降温效应也不明显;中心城区的大面积绿地表现为个别点状低温区域, 对于周围建筑区域的高温环境没有特别的影响。由此分析, 城市通风与大规模山林绿地对城市内部气温才能产生影响, 城区内分散布局的公园绿地, 自身虽然是低温点, 但是对其外围大面积的建成区域的温度影响效应微弱。

5 改善城市局地风温环境的绿地优化布局方式探讨

本文的研究是在理想条件下进行, 假设广州上风方向为西风, 如果城市西部有强风来源和大面积的森林, 上风向既是氧源地也是风源地, 能供给城市新鲜空气, 必然能改善居住环境, 缓解空气污染以及雾霾状况。实际上, 作为都市连绵地带, 广州西部为同样密集的佛山城市建成区。因此, 城市绿地规划布局的首要任务是保护和建设城市上风方向大面积的生态氧源绿地, 对于保障城市生态和居住环境是非常重要的。该观点已有经典理论阐述[29,30,31], 通过试验, 从大气科学角度予与佐证。

通过模拟试验表明, 城市绿地的空间分布与局地风场的分布紧密相关, 具有一定规模的绿地 (不小于70ha) 能够与周围建成区之间形成局地风场的圈层效应, 强化周边区域的风速, 促使大气流动, 有利于空气污染的稀释, 改善城市环境;而面积比较小的绿地, 对周围建筑区的影响未有表现。因此, 城市绿地的布局规划应当考虑其对城市风场的积极意义。优化城市风环境的城市绿地布局方式应从两方面入手, 一是规划布局引导上风方向来风的绿地风廊, 强化气流水平方向的输送;二是在城市一定建成区范围内, 通过集中布局大面积绿地来激发城市局地尺度次级环流, 对局地气候产生积极影响, 这种局地大气流动对降低周围环境温度, 缓解污染有重要的作用。当前, 国内城市建筑密集, 空地无多, 城市绿地建设指标有限, 在规划中, 常将这有限的用地指标化整为零, 星星点点零散布局也许更好地实现城市美化, 但是环境改善效应微弱。在统计数据上, 集中布局与分散布局的绿地总面积虽然相同, 但是两者的气候效应截然不同。

从城市温度场的空间分布来看, 虽然低温区域的形成与绿地面积有关, 但是城区内部小规模公园绿地对其周围建成区域的温度影响微弱。因此, 在改善城市热岛效应和高温不适方面, 强化城市通风更为关键。

6 进一步研究展望

本次试验采用多学科的研究方法, 首次将GRAPES大气数值模拟方法引入绿地布局的评析与验证。局限于模拟方法的精确度和计算机运行能力, 本次试验没能更进一步对绿地规模以及其影响范围与程度进行准确的量化分析, 在下一步研究中, 将力求改进方法, 使其能进一步进行量化分析, 使研究结果更为准确。

篇4：赤道印度洋海温偶极子的气候影响及数值模拟研究

关键词：排气系统；消声器；传递损失；空气动力学；有限元法；排气噪声

中图分类号：U464.134+.4 文献标志码：A 文章编号：1005-2550（2011）05-0023-04

Numerical Analysis of Acoustic Performance and Aerodynamic

Characteristics of One Muffler

GUO Yan-ru，ZHU Jiang-sen，CHEN Jian

（Institute of Sound and Vibration Research，Hefei University of Technology，Hefei230009，China）

Abstract:In order to improve the noise attenuation performance of a muffler， a three-dimensional finite element method is implemented to assess the TL and the attenuation performance of the muffler need to be improved.The software fluent is used to simulate the aeroacoustics characteristic of the muffler and to obtain the pressure loss，flow velocity and the turbulence situation.An improvement scheme is proposed based on the results of study which acquire good effects.

Key words:exhaust system；muffler；transmission loss；aerodynamic；FEM；exhaust noise

排气系统性能的研究目前主要有有限元法、边界元法、声传递矩阵法等。声传递矩阵法使用范围仅限于平面波传播，主要适用于简单结构排气系统的声学性能分析。有限元法是最常用的数值方法，可对各种类型的排气系统进行准确数值计算及分析，是分析复杂排气系统声学性能的有效方法。本文对某车排气系统的传递损失进行了仿真分析和试验测试，二者对比曲线表明两者能较好吻合，仿真模型准确，能够满足理论分析的要求。根据研究结果提出改进意见，取得了较好的效果，为系统的设计提供参考。

1 理论分析

排气系统性能的评价指标主要有声传递损失、空气动力学特性、结构经济性等。首先要具有良好的消声性能，即要求排气系统具有较好的消声频率特性，在所需要的消声频率范围内有足够大的消声量。消声性能的评价指标主要有声传递损失，插入损失。理论计算主要采用传递损失法，因为无反射出口条件在理论上容易实现。

TL=10lg=20lg+10lg

式中，TL为传递损失；W1、W2分别为排气系统入口处入射声功率与出口处的透射声功率；pi、pt分别为排气系统入口处入射声压和与出口处的透射声压；Si、St分别为排气系统入口管和出口管的横截面积。

其次要具有良好的空气动力性能，要求排气系统的压力损失要小，做到装上排气系统后，所增加的压力损失不影响设备的工作效率，保证排气通畅。排气系统的压力损失与发动机的功率和燃油经济性密切相关，压力损失大，功率损失也就大，设计时应在保证传递损失的前提下尽量减少压力损失。最后在结构性能上，要求排气系统体积小、结构简单、便于加工、经济实用、无再生噪声等。

2 排气系统计算模型的建立

2.1 FEM模型

排气消声器内部结构如图1所示，为三腔结构，带穿孔内插管，且包含二穿孔板结构。该排气消声器为一种抗性消声器，是利用不同形状、尺寸的管道，造成声波传播时阻抗失配，使其在声学特性突变的交界截面处产生反射，一部分声波向声源方向反射，只剩下一部分继续向前传播，从而达到消声的目的。在三维 CAD软件 PRO/E中建立了排气系统的三维几何模型，导入到Hypermesh中进行网格划分，建立排气系统的有限元网格模型，网格模型如图2所示。穿孔管的多孔结构是排气系统模拟的难点，因为要模拟小孔的流动，必须划分精细的网格，这样使计算量猛增，很可能使计算无法进行，这里采用并行计算的方法解决。

2.2 声场模型

在Hypermesh中将有限元模型导成bdf格式的文件，导入到Virtual.lab中，设定边界条件，并进行声场性能分析。进口设定为单位振速，出口模拟声音在出口处没有反射的效果，在出口处定义一个全吸声的属性，声阻抗为416.5 kg·m2/s，计算频率范围20~1 000 Hz，以5 Hz为步长进行计算。

2.3 流场模型

排气系统的流场计算主要包括速度、压力和温度，通过Fluent软件进行数值模拟，最终目的是得出排气系统在实际工况下的压力损失，并且显示流场细节、确定湍流区和涡流区，确定压降产生的原因。Fluent中读取cas格式的文件，并根据排气系统的工况设置边界条件，进口根据发动机排量和转速确定入口速度和湍动条件。根据发动机实际工作条件下的额定转速，入口速度设为70 m/s。出口设定为压力出口，压力值为1个标准大气压。壁面设定壁面处为无滑移速度条件，壁面温度设为500 K。采用 k-e湍流模型对排气系统内部流场进行模拟。

3 数值计算结果分析

3.1 声场结果

声场计算获得的传递损失结果如图3所示，对结果进行分析发现，此排气系统在200 Hz以下的低频和450~550 Hz之间的消声量不到10 dB，200-450 Hz之间出现小范围的消声波峰，但峰值均不超过20 dB。550~850 Hz范围内出现最大消声，表明该排气系统在该频段消声效果比较理想，其他频率范围有待改善。850~1 000 Hz与试验差别较大，由于分析软件的精确性不足和排气系统本身的制造缺陷导致误差存在。对比CAE分析与试验获得的传递损失曲线，二者在整个频率范围内的变化趋势基本相同，幅值差别较小，550 Hz以下两曲线吻合得很好，排气系统的仿真模型很好地反映了实际结构的声学特性，表明建模方法和分析方法是正确的。仿真模型能够满足理论分析的要求，为排气系统的改进提供了较好的模型基础。

图3 排气系统传递损失的仿真结果和试验结果对比曲线

3.2 流场结果

由于排气系统中的废气为高温气流，高温气流流过排气系统时产生的压力损失与室温情况不同，CAE计算时模拟了温度的影响，入口温度根据经验值设为900 K，壁面温度设为500 K。过多的穿孔结构是产生压力损失的主要原因。排气系统压力值由入口管到出口管逐渐减小，主要的压力损失是气流通过小孔和穿孔板的过程中产生，穿孔结构因为同时存在多个截面强烈的扩张和收缩，所以形成的压力损失比一般扩张腔大。涡流和流动处的转折对压力损失贡献不大。压力最高处出现在入口穿孔管的末端。计算入口和出口横截面的平均压力，绘制压力云图，压力云图如图4所示，压力损失值（入口相对压力-出口相对压力）为12.9 kPa。查阅相关规定，发现该排气系统的压力损失比较大，性能不太理想。

图4 排气系统内部的压力云图

气流速度对排气系统消声性能的影响主要体现在两个方面：气流速度的方向和大小影响气流中声波的传播，使吸声结构表面上的边界条件相应改变，从而影响声波在排气系统中传播时的衰减规律；气流本身的湍流运动产生涡流噪声（以中高频为主)和固体构件的受迫振动产生的噪声（以低频为主)，统称为“气流再生噪声”。速度云图如图5所示，由图可知，排气系统入口的平均流速约为70 m/s，沿着排气系统入口管道，气流速度逐渐降低，到达穿孔管末端时，速度降到最低值；气体经过穿孔管流入第一腔，再经过穿孔板流入第二、三腔；在两个穿孔板处，由于截面积变化，流速突然升高，为66.6 m/s，接近入口速度；且第二个腔有涡流产生，涡流冲击排气系统壳体可能形成再生噪声；穿孔管小孔处由于气流渗流，速度略有降低；出口管道处气流喷射而出，形成一股强流，气流与管道内壁摩擦，导致速度较大，为95 m/s，会产生喷气噪声，其声功率和气流速度的八次方成正比。

湍动能云图和湍流强度云图分别如图6、图7所示，该图表明穿孔板处和穿孔管穿孔处湍动能和湍流强度均较大，易形成较大压力损失。湍动能大处速度梯度亦大，这也是压力损失的直接原因。综合以上分析，排气系统空气动力性能整体不好，结构可以进一步优化，排气系统整体性能有待改善。

图7 排气系统的湍流强度云图

4 结构改进方案及仿真验证

针对排气系统存在的问题，对排气系统外形尺寸和各管位置进行了改进。影响带穿孔管结构的排气系统消声性能的因素有很多，如孔径、孔距、穿孔率、穿孔板壁厚以及穿孔排列方式等等。为了进一步降低排气系统的压力损失和改善发动机特定频率的消声效果，提出几种改进方案:

（1）在发动机与排气系统连接的管道上加装微穿孔板消声器。

（2）在第二扩张腔内加入穿孔管，形成直通穿孔管排气消声器。此排气系统在第二腔处湍流强度和湍动能均较大，用穿孔管连接第二腔前后的穿孔板、穿孔率及穿孔直径与第一腔的相同。

对改进方案进行三维建模，并划分有限元网格，计算结构改进后排气系统的传递损失，在保证消声性能的前提下选择尽量小的压力损失的方案，进行生产制造并做试验分析，验证改进效果。

改进方案 1与原排气系统传递损失曲线对比如图8所示，在排气噪声频谱能量较高的频率段为40~200Hz的范围内，消声量有较大的提高，个别频率下消声量有所降低。分析改进后排气系统的空气动力学特性，压力损失有所升高，因此，该方案还有待完善。改进方案2与原排气系统传递损失曲线对比如图9所示，在频率为300~800 Hz的范围内，消声量有较大的提高，在低于200 Hz的的频率范围内，消声效果也有所提高，且压力损失较原结构有所下降，满足空气动力性要求。与方案 1相比，方案2较方案1易于制造，经济性较好。选择方案2，与配套厂共同改进，排气系统性能得到明显改善。

图9 改进方案2与原排气系统传递损失曲线对比图

参考文献：

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篇5：赤道印度洋海温偶极子的气候影响及数值模拟研究

地下空间开发利用是解决城市交通拥挤的有效方法,也是城市向三维空间发展的必经之路,即形成地面空间、地下空间与上部空间协调发展的城市空间。城市地铁建设是地下空间利用的重要措施之一,近年来国内众多城市大规模开展地铁建设。由于地铁车站处于建筑较密集、人口较稠密的地区,受到场地的局限性,在基坑以外没有足够的空间进行放坡开挖;保证复杂条件下地铁深基坑开挖基坑本身的安全与稳定,有效控制基坑周围地层移动是地铁建设中的技术难点和研究热点。本文以黄土地区某城市地铁车站深基坑工程为背景,对影响深基坑工程围护结构及地表变形的主要影响因素进行数值模拟的分析[1,2,3,4,5]。

1 工程概况

该市二号地铁线某车站基坑长度225.7m,标准段度24.9m,深度为14.7-15.6m,采用明挖顺作施工法,基坑维护结构为钻孔灌注桩+内设钢管支撑。钢支撑采用Φ600mm钢管,壁厚14mm,围檩采用双肢对焊H型钢700×300×13×24。钻孔灌注桩及冠梁采用C30混凝土,中间挡土板采用C25混凝土;结合该市的市政基坑工程及计算,确定灌注桩采用Φ1000@1500,桩顶设置钢筋混凝土冠梁,断面尺寸为b×h=1000mm×800mm。基坑标准段竖向设置两道钢支撑,支撑水平间距4m,局部区域水平间距3-5m;围护桩在计算主体结构时作为永久结构进行计算。根据现场勘测结果,将部分性质相近的土体合并,将基坑所在地区的土层分为六个地层,参数如表1示。

2 计算模型建立

2.1 模型概述

根据实际施工工序和基坑的实际情况,由于基坑中部的挠曲变形最大,采用对称方法建立二维计算模型,选取基坑标准段作为研究断面,该断面基坑宽24.9m,基坑深15m;维护桩长19m,第一道钢支撑设置在距灌梁为5.5m处,第二道钢支撑设置在距第一道钢支撑为6m处,钢支撑水平间距4.0m;第一道钢支撑的设计轴力为1980kN,预加轴力200kN,第二道钢支撑的设计轴力为1500kN,预加轴力为350kN。依据地下硐室开挖扰动影响范围的普遍规律,即开挖扰动范围在3-5倍范围内,选取模型尺寸为120m×60m(宽×高)的区域,应用ANSYS数值软件建立模型如图1示,模型共划分了5150个单元。计算模型上边界为地面,其他三个边界取法向位移约束。以基坑围护桩变形和地表竖向位移作为结果指标,对基坑变形规律以及变形主要影响因素进行分析。

2.2 模拟工况

模拟的工况与实际施工工序一致,维护结构的强度、刚度等作一定合理简化,对基坑的开挖全过程进行总体的模拟和分析,具体模型工序如表2示。模拟考虑土层粘结力、钢支撑位置及维护桩入土深度等三个因素对基坑维护结构变形及地表竖向位移的影响,其基本模拟工序同表2一致,影响因素模拟工况如表3示,其中粘聚力模拟了四个工况,钢支撑模拟了五个工况,入土深度模拟了四个工况。

3 结果分析

3.1 桩体变形规律对比分析

随着基坑施工开挖,土体受到扰动应力发生变化,桩身随之发生变形,在不同的施工阶段呈现不同的变形特征。为了研究随着施工的阶段变化桩体的不同变形特征,分别选取基坑施工过程中施工第一道钢支撑、第二道钢支撑及施工至坑底三个阶段完成时的桩体施工监测和模拟计算变形结果,作为对比分析依据图2示。

基坑工程施工过程是一个受复杂的受多因素影响的过程,而计算模拟分析得到的仅为理想状态下的不受天气、工程条件、特殊情况、时间等客观因素影响的一般变形规律。因而在图2中出现现场监测和计算结果得到的桩体变形特征产生不一致的结果,但其整体变形规律趋势是一致的,所不同是位移值大小、拐点偏差和曲线圆滑度等。完成第一道钢支撑施工时,实际桩顶向水平位移值为3.33mm,模拟结果为2.03mm;监测得到的整个桩身最大位移值为5.6mm,出现在桩体5.8m位置;计算得到的桩身最大位移值为4.3mm,出现在6.0m处。随着基础开挖深度的增加,桩身水平位置值增大,且桩体最大位置值处下移。完成第二道钢支撑施工时,监测与计算结果基本一致,桩身实际最大位移值出现在10.0m处,分别为12.70mm和12.83mm。基坑开挖至坑底时,计算得到的桩体最大位移值仍在10.0m处,为13.07mm;监测得到的最大位移位置稍有下移在10.5m处,为14.17mm。整体趋势较完成第二道钢支撑时桩体的变形特征变化不大,都从最大位移值处至桩端位移值逐渐减小。对比结果表明:模拟结果同实际结果有一定的偏差,但得到的整体变化规律是一致的,采用计算机模拟分析研究是可行的。

3.2 土层粘聚力影响模拟分析

已有研究表明[6,7,8]:湿陷性是其黄土显著的特性,其与天然含水量关系较大,随着含水量的减小,湿陷性增强;且当含水量超过23%时,压缩性增高,湿陷性已基本消失;而当含水量低于塑限时,水分变化对土体强度影响明显,随含水量增加土体的内摩擦角和粘聚力都有所降低。为研究黄土性质土层性质对基坑维护结构及基坑稳定性的影响,选取粘聚力作为模拟分析指标。分别取黄土层粘聚力为21kPa、23kPa、25kPa、27kPa进行计算,以围护桩体的水平变形和基坑周围地表沉降作为分析指标,计算结果如图3示。

计算结果表明:桩体水平位移随着粘聚力的增大,其向基坑内发展的趋势有所减小,基坑周围地表的沉降随着黄土层粘聚力的增大而减小。说明黄土层中粘聚力在一定范围内,粘聚力越大对于基坑稳定性及维护桩体变形越有利。

3.3 支撑位置影响模拟分析

已有的研究表明[9,10,11]:基坑的空间效应受钢支撑施作位置不同影响明显,选取基坑开挖至坑底时作为工况阶段点,依据表3选取五种工况的支撑位置与设计支撑位置计算分析对比,以桩体水平位移与基坑周边地表沉降值为分析指标,其结果如图4示。

从图4曲线对比可知:工况一中,围护结构的整体的水平变形增大,但围护桩顶的水平变形有所减少,最大位移发生的位置与设计工况相同在12.0m处,且工况二与工况一结果相近。工况三的桩体水平位移最大值较设计上移至10.0m处,基坑周围沉降值明显增大;工况四的基坑周围沉降值较工况三继续增大,桩体水平位移值也是最大的;工况五中桩体的水平位移值最小,但基坑周围沉降值最大,且桩体最大水平位置值上移至9.5m处。以上对比可知,在现有的设计工况的基础上,下调钢支撑的位置整个围护结构的侧向变形有所增大,上移支撑位置有利于控制桩顶水平位移,与其他五种工况相比设计工况的桩体水平位移居中,基坑周围地表沉降总体最小,说明在距灌梁顶5.5m处施作第一道钢支撑,在距灌梁顶11.5m处施作第二道钢支撑是合理的,设计工况总体上是较优的支撑位置。

3.4 桩端入土深度影响模拟分析

依据表3分别选取桩端入土2m、6m、8m与设计入土4.0m进行模拟分析,以维护桩体水平位移和基坑周围地表沉降值作为分析指标,如图5示。

以上曲线对比表明:桩端入土深度对于桩体水平位移与基坑周围地表沉降都有一定的影响,但对于变形规律趋势不引起改变。桩体水平位移随着入土深度的增大总体呈现减小趋势,周围地表沉降随着桩端入土深度增大也呈现减小趋势,但桩端入土深度对桩体水平位移的影响较对基坑周围地表沉降影响明显。因此,在保证满足基坑稳定性要求和允许位移的前提下,选择合理入土深度,有利于降低工程造价,不需要采用增加围护桩入土深度来抑制地表的沉降。

4 结论

论文依托黄土地区某城市地铁车站深基坑工程为背景,建立有限元模型,对深基坑施工过程进行有限元分析,对不同工序下深基坑围护结构的变形规律进行研究;以土层粘聚力、钢支撑位置及桩入土深度为影响因素,分别进行模拟分析同。主要结论有:

(1) 采用有限元法对地铁车站深基坑工程的开挖施工过程进行模拟,其计算结果与监测结果对比表明:基坑周围地表竖向位移和围护桩的水平位移与实际监测值趋势一致,由于实际基坑开挖过程的复杂性,模拟结果数值偏小。

(2) 施工至第一道钢支撑时,桩体水平位移从桩顶至下逐渐增多,最大值发生在6.0m处;然后,水平位移逐渐减小,到12m处其值基本不变;施工至第二道钢支撑时,桩体最大位移处发生下移至10m处;然后,水平位移逐渐减小;施工至坑底时,桩体水平位移趋势同施工至第二道钢支撑时一致,其值稍有增大。

(3) 采用有限元数值模拟方法考虑黄土粘聚力、钢支撑施作位置及围护桩入土深度的变化对基坑围护结构及周围地表位移影响进行分析,结果表明:一定范围内随着黄土层粘聚力的提高,桩体水平位移有所减小,地表沉降也有减小的趋势;钢支撑的位置对于现在维护结果及周围地表沉降具有重要作用,文中的设计方案中的钢支撑位置是该工程中最优的位置;在一定范围内增加桩端入土深度能减小桩体水平位移,同时能提高基坑的稳定性。

参考文献

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篇6：赤道印度洋海温偶极子的气候影响及数值模拟研究

关键词电磁搅拌耦合场实验研究

中图分类号：TG27 文献标识码：A

0引言

利用电磁搅拌铝合金半固态浆料的过程为例，进行分析物理量耦合的数字模型，采用有限差分和有限元结合，来进行分析电磁搅拌下温度场、流场和电磁场的耦合模拟，研究流场和温度场参数受电磁搅拌工艺影响的规律，并实验进行验证。根据实验结果显示：铝合金熔体在受水平旋转的电磁力场影响下均匀分布，交变电磁场的旋转方向与其方向一致，大小从边部到中心则因集肤效应递减；电磁力与熔体内速度场分布相似，但随着延长搅拌时间，熔体温度和速度不断降低；熔体凝固速度在电磁搅拌条件下加快，熔体温度梯度在心部和边部的变小。

1电磁搅拌过程模型的建立

1.1 电磁搅拌器结构及模型

电磁搅拌装置中搅拌器磁轭和铁芯系统使用高磁导率的硅钢片制成，搅拌线圈采用在铁芯上安装中空的铜导线作为绕组，一对极的电磁搅拌器制备形成。通过电容使线圈的两对线圈相位角相差90€啊F涔ぷ髟砘救缦拢喊严辔唤浅？0€暗慕涣鞯缌魍ㄈ氲礁杏ο呷χ校桓鼋槐湫懦【突嵩诮涟枸巅鲋胁彼懈盥梁辖鹑厶迨备杏ο呷χ谢岵杏Φ缌鳌4懦『驮亓髀梁辖鹑厶逑嗷プ饔茫梁辖鹑厶迳喜叫绱帕Γ诘绱帕η侣梁辖鹑厶蹇荚硕6杂诟呔侗群艽蟮慕涟枸巅觯朔奖慵扑悖梢杂枚侍饫醇蚧淼绱沤涟枳爸眉扑愕恼瞿P汀5绱沤涟柚平爸糜上呷Α③巅觥⒋砰睢⒖掌敖鹗羧厶宓炔糠肿槌桑治龅闹氐阄梁辖鹑厶濉？

1.2 数字模型的建立

为便于数字模型的建立，假设流动的铝合金熔体是不可压缩的黏性流体。电磁场的搅拌强度在试验过程中并不是很大，相对比较小的熔体流动速度，雷诺数小于2100，因此可以采用层流模型进行建模。除熔体的黏度随温度升降而发生改变，假设均为各向同性材料的不锈钢坩埚、磁轭、铝合金熔体和铜线圈，磁导率均为常数；温度变化对密度的影响不作考虑，除焦耳热外无其他内热源，即加热过程的热膨胀被忽略，密度一直被设定为固定值；产生的位移电流忽略不计；不考虑电磁场受铝合金熔体流动时的影响，与其它场的耦合通过时均电磁力代替时变电磁力来实现；本研究不考虑固液两相流动，而把液态金属熔体的流动状态作为主要考虑的问题。

2 模拟结果和分析

2.1磁场分布分析

在频率为10 Hz、电流为30A的搅拌电流下，计算得到铝合金熔体中电磁力分布和磁力线。不难得出，铝合金熔体被线圈产生的磁力线完全穿过。在铝合金熔体内均匀分布着水平旋转的电磁力场，磁场的旋转方向与电磁力的作用方向一致，使铝合金熔体沿着水平方向上向上旋转流动。由于感应电流的集肤效应，电磁力在合金熔体中由外向内依次减小。说明铝合金熔体均在搅拌区域内受到电磁力的作用，因此熔体的整个区域都能获得均匀的搅拌处理。

2.2流场分布分析

把电流频率设定为10Hz，电流为10 A，计算铝合金熔体内流场在不同时间下的分布，可以看出，在5s的电磁搅拌时间下，还处于完全液态的铝合金熔体，受到旋转电磁力的作用，在液态铝水平面上呈旋转运动，基本实现速度场均匀分布。由于集肤效应，由外向内合金熔体中的电磁力依次减小，这也导致在铝合金熔体边缘流速达到最大值，流速从边缘到中心逐渐减小，搅拌漩涡在铝合金熔体中逐渐形成。随着延长搅拌的时间，金属熔体的流动速度减小，黏度增加，温度降低。搅拌时间为10秒与5s时熔体的动速度明显减小。

2.3温度场分布分析

在10 Hz的电流频率下，把电流分别设定为10A、20A和30A，求出态温度场的瞬時分布。选取中心到边部路径上的点对金属熔体进行分析，在搅拌时间相同的条件下，随着电流的增大熔体整体的温度反而依次减小。电磁力随着电流的增大而增大，也增强了铝合金熔体的旋转运动，热量传输在熔体内部更快。电流为10A时熔体中心的温度为633.305℃，而电流为30A时熔体中心的温度反而降到617.161℃。因此，搅拌强度的提高能最大限度地增强熔体热交换的动力学过程，要获得好的搅拌效果必须控制好这些参数。

3 结束语

随着不断发展的强磁场技术，有关强磁场的数值计算模型需要建立。使人们对金属材料电磁加工过程可以通过计算模型有深刻地认识和理解，包括电磁搅拌下熔体的熔体内溶质的分布状况、凝固过程、凝固坯细晶组织的机理形成以及非金属物运动轨迹受电磁场影响情况，从而能够更加合理有效的利用电磁场搅拌。总之，在应用范围和计算精度上数字模型应该进一步扩展，使其在实际生产中能真正应用。

参考文献

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篇7：赤道印度洋海温偶极子的气候影响及数值模拟研究

1 模型建立

粉末高速压制成形工艺过程如图1所示,上模冲与粉末接触,液压驱动的锤头高速撞击压模产生应力波,在0.2s左右的时间内对粉体进行高能锤击,使其致密化。当高能量的冲击力载入时,粉末颗粒之间形成一定强度的结合,外力施加的能量绝大部分转变为瞬时热能和应变能。颗粒发生塑性变形甚至局部焊合,最终达到高度致密化[10]。

1.1 基本假设

(1)基于二维离散单元法,假设粉末颗粒为大小不一的圆盘,颗粒单元只存在空间位置的平移或转动;

(2)采用动态松弛法对颗粒运动方程进行求解,假设任一时步内速度和加速度不变;

(3)颗粒与颗粒之间的接触及颗粒与模壁之间的接触为点接触,一旦分离,相互间的法向和切向作用力为零;

(4)假设时间步长足够小,每一时间步长内扰动的传播都不超过其相邻单元[11];

(5)接触力与重叠量有关,由力-位移定律确定, 重叠量远小于颗粒尺寸。

1.2 修正的Hertz-Mindlin软接触模型

Hertz-Mindlin模型是基于Mindlin和Deresiewicz (1953)理论建立的近似非线性接触模型,采用了与法向力有关的初始剪切模量,用于模拟理想的弹性接触[8]。简化Hertz-Mindlin模型只适用于模拟无黏结、小应变、压缩应力的情况[12,13,14,15]。本模型综合考虑摩擦和黏性阻尼等因素,将颗粒与颗粒接触时的颗粒变形细节和接触力予以简化,颗粒间的法向作用处理成弹簧和阻尼器,切向作用处理成弹簧、阻尼器和滑动器。弹簧使得形变得以恢复,而阻尼器和滑动器则消耗颗粒的动能,进而表征颗粒碰撞时的形变。

如图2所示为两球形颗粒接触示意图,两球的半径分别为Ri,Rj,质量分别为mi,mj,颗粒线速度分别为undefined,转动速度分别为ωi,ωj,法向重叠量为un,法向刚度系数为Kn,dn为法相阻尼系数,对应的颗粒j作用在颗粒i上的法向力Fcn可基于Hertz理论计算:

undefined

其中undefined,颗粒与颗粒接触时,undefined,质量的折合量undefined;对于颗粒与模壁接触时不存在阻尼项,则undefined。其中,G表示弹性剪切模量,κ表示泊松比。

在切向方向增加滑动器,如果切向弹力Ks|us|大于最大静摩擦力μ|Fcn|,以静摩擦力取代弹力,方向维持原弹力方向,则切向方向的力为:

undefined

其中,undefined。颗粒间的接触力为法向力和切向力的合力:

undefined

由此得到接触本构关系:

undefined

其中Mc为单元所受力矩,r=(rn,rs)T为半径矢量。在一个时步内颗粒间叠加量和接触力予以更新

undefined

其中,ΔFc=KΔu, Fundefined,uundefined是该时步开始时的法向力和叠加量,Fundefined,unew则是该时步结束时的接触力和叠加量。

1.3 运动方程

由于作用在单元上的接触合力∑sFc可以分为弹力部分和阻尼部分,由式(4)可知阻尼部分与单元的线速度undefined成正比;同理,作用在单元上的接触合力矩∑sMc可分为弹力力矩部分和阻尼部分,阻尼力矩可分为弹力力矩部分和阻尼部分,阻尼部分与单元的角速度undefined成正比。根据牛顿第二定律整理得高速压制过程粉末颗粒单元i的离散运动方程为:

undefined

其中,J为单元转动惯量;m为单元质量;u, θ分别表示单元的位移和相对于水平位置的转动角度;undefined分别表示t时刻单元加速度和转角加速度;Fa,Ma分别为作用在单元上的主动力和主力矩,主动力包括单元所受重力, 边界单元还包括初始载荷;∑sFc,∑sMc分别为作用在单元上的接触合力和接触合力矩。

2 粉末高速压制成形致密化过程数值模拟

基于上述方程,运用离散单元法的计算软件PFC2D对铁粉的高速压制成形粉末颗粒二维流动过程进行数值模拟,用PFC软件的内置命令自动生成14000个半径均匀分布在0.384mm与0.768mm之间的圆形单元,松散地堆积在高为20cm,宽为10cm的模具内,颗粒生成后再运用半径扩大法使系统达到初始密度。根据刚性凸模压制金属粉末的实验数据[16]给出模拟所需的主要参数见表1。运用表1中的参数进行单向压制数值模拟,模拟的结果如图3,图3(a)表示压制过程中14000个粉末颗粒的初始状态,从压制开始到达到平衡用时约4ms,图3(b)表示达到平衡时的最终状态。

(a)14000个粉末颗粒压制的初始状态; (b)压制平衡时的最终状态(a)space diagram of density distribution in case of unidirectional compaction;(b)platform of density distribution in case of unidirectional compaction

统计压制平衡状态的区域的密度,并运用matlab软件绘出密度分布等高线图(图4),由密度分布图不难看出,其密度的分布具有一定的规律:1)从上到下,密度减小;2)中上部分密度最大,上端两角次之,其他部分再次,下端两角密度最小;3)左右密度基本对称分布。根据黄培云教授的《粉末冶金原理》可知,成形坯的密度分布如图5所示[17]。由此可以看出,模拟的压制平衡时区域密度分布规律与成形坯密度分布基本相符合,说明该模拟结果具有可靠性。

2.1 摩擦因数对密度分布的影响

为研究摩擦因数对密度分布的影响,在数值模拟过程中,通过改变颗粒间的摩擦因数及颗粒与模壁的摩擦因数分别控制压制过程中的内摩擦和外摩擦。表2为不同的摩擦压制条件下,模拟成形坯的平均密度及标准差, Case1为典型的单向压制;Case2为内外摩擦均可忽略不计的单向压制;Case3为仅内摩擦可忽略不计的单向压制;Case4为仅外摩擦可忽略不计的单向压制。

图6为不同的摩擦压制条件下,模拟成形坯的密度分布比较图。

Case2:考虑摩擦因数对压制的影响,将参数表1中颗粒间的摩擦因数和颗粒与模壁的摩擦因数改为0.001(几乎没有摩擦),其他参数不变,进行数值模拟实验。实验过程中,达到平衡状态的时间延长,从4ms左右到10ms左右,产生这种结果是因为摩擦减少能量的耗散减慢,因而颗粒达到平衡所需要的时间延长;从压制的模拟结果图6(Case2)来看,与典型的压制密度分布(Case1)存在明显差异:密度明显提高;密度分布较均匀,压坯上下密度梯度基本消失。Case3:若只减小颗粒与颗粒的摩擦,当颗粒间的摩擦因数为0.001时,结合表2和图6来看,压制后的压坯密度明显高于典型单向压制(Case1),而与除去内外摩擦(Case2)基本相当,但其密度分布波动略大。Case4:从另一方面,若只减小颗粒与模壁的摩擦,当颗粒与模壁的摩擦因数为0.001时,从得到的模拟结果来看,压坯密度较典型的压制(Case1)并没有显著的提高,但压坯密度从上到下的递减趋势消失,密度呈现四周偏低而中间偏高的略微趋势。

与典型实验对比,可以说明摩擦力对压制结果的影响是显著的。首先,摩擦力直接影响到压坯最终密度,在其他参数相同的情况下,摩擦力越小,得到的压坯密度越大;其次,摩擦力影响着压坯密度的分布,摩擦力越小,密度分布越均匀。同时模拟结果表明,内摩擦为影响压坯密度的主要因素,而外摩擦为影响压坯密度分布的主要因素。由此可以看出,减小摩擦力对于压制是十分有利的,不仅可以提高压坯的密度,而且可以让得到的压坯更加均匀,性能更优良。

2.2 高径比对密度分布的影响

考虑高径比对压制的影响,将表1中的模具的高径比2∶1改为高径比1∶2进行压制模拟实验,模拟结果见图7,可以看出:其分布规律大致与典型实验相同,但差异也存在,主要表现在密度的分布上,压坯密度的标准差为0.0305g/cm3,说明当高径比变小的时候,压坯密度差别变小了。由此可知,适当减小高径比,同样可以使得到的压坯更加均匀。

2.3 双向压制对密度分布的影响

考虑双向压制的影响,添加下模冲,给下模冲与上模冲等大反向的摩擦力,压制达到平衡时的平均密度为6.3154g/cm3,标准差为0.0336g/cm3,而典型的单向压制达到平衡时的平均密度为6.3167g/cm3,标准差为0.0387g/cm3。结合模拟结果(图8)可以看出,压制后压坯平均密度与单向压制相似,但密度的分布规律与普通单向压力存在较大的差异,由上下向中间递增,且密度分布的波动明显小于单向压制,与减小摩擦的影响类似。同样可以看到,采用双向压制也是提高压坯性能的可行方法之一,且从实际分析来看,实现双向压制比减小摩擦与改变压坯高径比相对容易实现。

3 结论

(1)密度的分布具有从上到下密度减小,中上部分密度最大、上端两角次之、其他部分再次、下端两角密度最小,左右密度基本对称分布的规律。

(2)减小摩擦力对于压制是十分有利的,不仅可以提高压坯的密度,而且可以让得到的压坯更加均匀,性能更优良。

(3)当高径比变小的时候,压坯密度差别变小了,适当减小高径比,对压制也很有利,同样可以使得到的压坯更加均匀。

篇8：赤道印度洋海温偶极子的气候影响及数值模拟研究

摘要：针对特厚表土层立井冻结方案的选择尚无理论依据的现状，采用理论计算和数值模拟相结合的分析方法，获得了丁集矿冻结温度场分布规律和冻结壁厚度等重要冻结参数。实践表明，该设计方案能较好地满足现场工程实践的要求。

关键词：特厚表土层;冻结壁;设计

中图分类号：TD265.3文献标识码：A[WT]文章编号：16721098(2008)02004205

Research on Freezing Method in Deep Alluvium and Temperature Fiel ds Numerical Simulation

LIU Shubiao

(Dingji Coal Mine, Huaihu Coal and Electricity Group Co. Ltd., Huainan Anhui 23 2060, China) Abstract: In view of the status，that there is not theoretical basis for projectdetermination of shaft lining freezing in deep alluvium, in the paper a methodwhich combines the finite element numerical simulation with theoretical calculat ion was brought forward, by which some important parameters, such as temperaturefield distribution regularity in frozen alluvium and thickness of frozen wall i n Dingji Coal Mine were obtained. Practice indicated that the method can satisfypractical engineering demands.

Key words:deep alluvium; frozen wall; design

冻结法凿井是在不稳定含水地层建井时采用的一种特殊凿井法。自1955年冻结法应用以来，

我国用此法开凿的煤矿井筒数已超过500多个，累计总长超过80 km。对冻结深度在400 m 以内，其理论和技术已较为成熟。但近年来，随着我国基本建设和对能源需求的进一步扩大，新建矿井建设呈现出新的热潮，淮南、淮北、山东等煤炭基地，计划在近年内新建20个矿井，60多个井筒。这些新建矿井的共同特点是，穿越的冲积层越来越厚，达到400～600 m，且大多采用冻结法凿井。随着冻结法凿井深度的增加，现有的理论、设计方法、规范要求和工程经验都已不能满足深井冻结的要求，在工程实践中出现工程事故常有发生。尤其是冻结壁强度和刚度的不足，冻结壁变形过大，导致冻结管断裂和外层井壁压坏，使井筒漏水、漏砂等。

淮南矿业集团丁集矿井于2004年7月开工建设，冲积层深超过530 m，井深881m，冻结段深度563 m，副井净径8 m，主井风井净径7.5 m，是目前已建新井中冻结深度最大的井筒之一，在淮南矿区具有代表性。对我国深厚冲积层冻结凿井技术的进步具有指导意义。

1丁集矿井冻结设计

冻结法凿井的核心是冻结壁的安全可靠，即冻结壁的设计理论。

1.1冻结壁厚度确定

（1）控制地层的确定根据检查孔柱状图和冻土试验资料分析，-494.7～-502 m的砂土层含水率最低，只有14.21%～16.67%，冻结难度较大，因此选择此层为控制地层。

（2）控制地层地压的计算目前国内冻结施工，冲积层地压值多按玴=0.013 獺的重液公式计算。但近来国内、外立井表土地压的实测研究表明，实测地压值大都在(0.009～0.011) 獺的范围内，而且表土层的压力并不与深度成正比，其增长率随深度越来越小，到一定深度趋于恒值。故对于具有巨厚表土层的丁集矿井的控制地层采用似重液地压公式

（3）结合淮南潘谢矿区冻结的成功经验，在分析了丁集矿副井冲积层的特点后，采用了多姆克的无限长弹塑性厚壁筒公式计算冻结壁厚度。

獷=r［0.299([SX(]p[]K[SX)])+2.3([SX(]p[]K[SX)])2］=11.2 m（2）

式中：獷为冻结壁设计厚度，m；玆为井筒掘进半径，取6.2 m；玴为计算地压，取5.52 MPa；獽为冻土强度平均值，取6.62 MPa。

1.2冻结孔布置方式

单排冻结方案无论是从冻结时间，还是从冻结壁的平均温度等方面都不能适应目前建井工程的要求，必须采用双排乃至多排管冻结方案。

由于副井冻结壁厚度11.2 m，要形成如此厚度又有相应冻土平均温度及强度的冻结壁，必须有足够的冻结孔数和合理的冻结孔布置方式，设计采用双圈主冻结孔内侧增设防片孔的布置方式。中圈主冻结孔为形成冻结壁的核心，冻结孔深度应该穿过冲积层进入不透水的稳定岩层10 m以上，考虑井筒基岩段已进行注浆，故冻结深度和基岩注浆段重叠一定长度确定冻结深度。外圈主冻结孔主要是强化冲积层深部冻结，其深度至冲积层底部进入风化带5 m。防片加强孔是为了使冻土早日扩至井帮，达到提前开挖和防片帮的目的，同时为了强化深部冻结，采用差异冻结方式，其短孔深度应穿过厚黏土层底界，长孔穿过冲积层进入风化带5m。中圈主冻结孔采用全深冻结，冻深570 m。外圈主冻结孔315 m以下采用局部冻结，防片加强孔差异冻结副井443/530 m（见表1）。表1冻结孔布置主要参数

冻结孔[]布置圈直径/m深度/m开孔间距/m数量/个冻结管规格/ mm塑料管规格/mm内圈Φ164435302.09324Φ140×8Φ159×775×6 中圈[]Φ23.3[]570[]1.38[]53[]Φ159×7Φ159×888×6.5外圈Φ315301.67858Φ159×7Φ159×855×5 1.3盐水温度的确定

冻结的不同时期对温度的需求不尽相同，积极冻结期，不需要过低的温度，但需要较大的冷量；强化冻结期，需要较低的温度，但对冷量的需求减少；维持冻结期，冻结壁温度的维持，能量需求相对更少；消极冻结期，对温度要求不高及冷量的需求很微小。

对盐水温度选择上是结合冻结阶段制冷系统运行工况、系统整体配备综合考虑的，盐水温度降至-30 ℃以下需要一个过程。综合考虑土体前期大幅吸收冷量，冻结管需要缓慢的降温以释放温度应力及制冷系统要有一个调试稳定的过程等因素，深井冻结盐水温度一个月之内降至-24～-26 ℃是可行的。盐水温度与冻结速度及制冷系统的效率上，综合考虑交圈前盐水温度以不低于-30 ℃为宜。丁集主、副井交圈前盐水温度以不低于-28～-32 ℃，风井交圈前盐水温度为-33.7～-34.5 ℃。根据这几个阶段的不同特点，积极冻结期盐水温度介于-30 ℃左右，强化冻结期为-32～-34 ℃，维护冻结期为-32～-33 ℃，消极冻结期为-28 ℃以上。

2井筒冻结施工

2.1冻结及掘砌施工概况

丁集矿主、副、风井分别于2004年3月10日，2004年2月19日及2004年2月18日开冻，并于2004年8月1日及2004年6月28日正式开挖（副井和风井同时开挖），至2005年1月3井冻结段外壁及壁座全部施工结束。

井筒施工初期井帮温度处于0 ℃左右，井帮未出现片帮现象。井筒施工至240m后，冻土开始进入荒径。当施工至330～440 m深厚黏土层时，冻土进入荒径达3 m接近冻实。

2.2冻结壁发展状况

副井掘进施工过程中，通过对井帮温度及测温孔温度的实测分析，了解冻结壁的发展状况（见表2）。

表2冻结壁发展状况

井深/m[]岩性[]冻结时间/d井帮温度预测值/℃实测井帮温度/℃冻结壁厚度/m280[]粉细砂主、副井井筒，主井达到平均92.8 m/月，副井由于井筒掘进断面较大达到平均 80 m/月。掘砌过程中的中部330～440 m巨厚黏土层施工中井帮温度-8～-12 ℃，井部变形都小于30 mm，底臌小于20 mm，井筒始终处于安全状态，冻结管安全稳定。

风井井筒，外壁掘砌达到平均84.6 m/月，掘砌过程中的中部387.5～443.6 m厚黏土层施工中井帮温度-11.9～-13.1 ℃，井帮变形都小于20 mm，无底臌。

冻结段施工采用信息化施工管理手段，井筒开冻后即对冻结壁发展情况进行不间断的预测预报，通过计算机模拟，对冻结壁的厚度、平均温度、强度进行预测，并且通过实测数据进行修正。通过不断的修正和预测，冻结壁的发展状况基本处于受控状态，有效地指导井筒掘砌施工。通过对冻结段关键层位冻结壁变形及井壁内外力监测，实时监测施工过程中井壁受力状况，通过信息反馈，做到提前分析预测，合理确定施工段高。

3冻结方案的探讨

丁集主、副、风井表土段的顺利完成表明井筒三圈孔冻结方案对于冲积层埋深大于500 m 的冻结是安全可行的。冻结施工除保证凿井工程的安全施工完成，还应考虑到其经济性和凿井施工的适宜性。

3.1冻结壁厚度问题

决定冻结法凿井经济安全性的关键是冻结壁厚度的选取。在本文之前的龙固凿井论证中，有关专家曾有过同一井冻结壁厚度8 m至大于12 m的大相径庭的论证。多数研究者和专家以冻结壁为弹性、弹塑性为设计理论基础，分别应用Lame 公式、Domke公式及维亚洛夫公式，并进行类比修正，推断冻结壁厚度。

本文考虑到深厚表土的复杂性及工程风险，在多次专家论证的基础上，确定了主、风井冻结壁厚度11 m，副井冻结壁厚度12 m，冻结壁设计温度-15 ℃的原则。并采用ANSYS数值模拟方法对三圈孔冻结温度场方案优化研究。取440 m黏土层为控制层位，按90 m/月估算，到270 d时的冻结壁厚度、平均温度、井帮温度作为方案优化的评价指标，重新调整施工方案后实施。实际施工中主、副、风3井水平位移和底鼓量极小，以及下部基本冻实，均说明了方案安全性高。由优化施工方案中冻结壁稳定性分析来看，冻结壁厚度分别为10m、 11 m、12 m时主应力差相等，位移量相差20 mm以内。所以丁集冻结壁厚度应可以缩小1～2m。

实际的冻结壁是一个各方向非均质，非对称的不等厚筒体，随地压不同其力学性能由弹性、粘弹性向弹粘塑性体过渡，故各种理想化模型都有其局限性。因此应用模拟试验求得的经验公式计算冻结壁是目前较好的方法。而考虑了人工冻土的强度蠕变性，以冻结壁与冻结管变形极限为准则的设计理论公式可作为节省工期和投资的优化冻结壁厚度的理论基础。

3.2冻结布孔方案优化

本文采用三圈孔冻结主要是基于设计冻结壁厚度大于10 m而部署。当设计冻结壁厚度小于8 m时，可考虑双排孔布置方案。三圈孔冻结可加大冻结壁厚，但也带来其冻结壁内部水分迁移困难，壁内应力增加等问题。丁集矿井采取了圈距均匀，强化密集中圈孔的布置方式，即主冻结孔内增防片孔，外设辅助孔的方式。

有冻结方提出了中圈过分密集而变成两圈（梅花孔），总体四圈布孔的布置方案，其不增加钻孔数量，方便了钻孔施工，增强了冻结比的均质性，作为相近的方案应是可行的。

另外新近开工的焦作赵固一矿518～524 m冲积层冻结方案设计，采用主冻结孔内侧增设辅助孔、防片孔（两圈孔紧邻）是可以借鉴和有待实践检验的。

在保证冻结壁有效厚度、强度的前提下，如何减少钻孔工程量和冻结需冷量，并使凿井上部可早开挖，下部少挖冻土，提高冻量利用效率，是在以后的相似工程中应加强相关理论分析和研究的问题。

3.3内排孔布置问题

内排孔的布置应围绕凿井施工而设计，冻结进入施工荒径多，会严重影响掘进工程进度，而内排孔布置圈径过大会造成施工中大量片帮，因此应对内排孔布置方案进行优化。其孔深可实行长短腿冻结，在不影响冻结壁的强度和厚度条件下，其孔间距也可适当加大。

影响冻结施工效率的因素很多，但在盐水温度、流量、冻结孔间距一定的情况下，冻结圈径到井筒掘进荒径的距离及土层性质对冻土入径影响最大。故大多冻结凿井施工一直有上部开挖片帮，而下部基本冻实，挖掘极其困难的问题。一种较好的解决方法是内排孔施工采用定向钻孔技术，钻孔均向外定向倾斜，圈径由小至大呈“八”字型布置。如此井帮温度虽随冻结时间的延长而下降，但因下部冻结圈大，冻土入径将会很少。这一施工技术在实际钻孔施工中也已成熟可行。

3.4冻结温度问题

冻结井筒施工中，井帮温度是影响施工安全和施工速度的主要矛盾。一味地强调井帮温度必须达到某一值是不全面和不科学的。衡量冻结壁是否安全的主要指标应是冻结壁的有效厚度和冻结壁强度能否满足设计要求。将井帮温度设计和控制得过低，乃至将井筒冻实，显然也是不经济、不合理的。风井固结黏土层施工实测350～370 m井帮温度-8. 0～-12.0 ℃之间；398～440 m井帮温度在-9.0～-16.0 ℃之间。总制冻电耗达4 537万度，而同径主井电耗为3 841万度（两井由两家冻结公司施工），说明风井的冻结温度偏低。而3井施工中井帮极微量的变形量说明了冻结方案偏于安全，而经济技术的合理性还可以进一步优化。

从施工实践总结来看，当井筒正式开挖时井帮温度能达到0 ℃左右，黏土层每百米井筒深度的井帮温度下降梯度以1.5～3.0 ℃较为合理。通常情况下，砂层的井帮温度将比黏土层低2～3 ℃。在此情况下，井帮温度的选取主要考虑深部黏土层的冻结壁强度和变形控制问题。

井帮温度应控制在-8.0 ℃以下。冻结壁的井帮温度较低，冻结壁的强度高，可控制冻结壁变形，确保冻结管和外壁施工安全。但经济合理的方案应是允许井帮一定的变形量。实际施工中采用小段高掘砌，施工速度快，井帮暴露时间短，并采用C70早强混凝，井帮位移基本不显现，从而确保了深厚黏土层外层井壁未发生挤跨、压坏现象，避免了冻结管断裂现象的发生。

4深井冻结温度场数值模拟

计算时，冻结前地温初始温度取30 ℃。土的冻结温度-2.0 ℃。各土层的导热系数、密度、含水量等参数通过试验获得(见表3)，冻结管盐水温度随时间的变化规律按照实测给出；由于冻结管尺寸较冻结壁小得多，因此，可以将盐水温度作为节点荷载考虑，使得建模简便。

由于冻结地层较深，可以按照平面问题建立冻结温度场计算模型。模型边界取21 m足够大以致在冻结时间内温度未能影响到边界，因此可以认为边界为绝热边界条件；根据该层位实际冻结管位置（坐标值）将温度荷载向相邻4个节点根据所围成的面积值进行分解。

通过数值分析，得到了-440 m深的钙质黏土冻结壁温度场分布（见图1～图2 ）。

玠/m

图1冻结120 d主面冻结温度分布图2冻结240 d(-2 ℃) 等温线分布

将测孔的温度现场实测和ADINA数值模拟结果进行比较（见图3）。

玹/d

1. ADINA数值模拟；2. 现场实测

图3测孔温度实测和数值模拟比较

从数值模拟和现场实测结果看：测孔离外圈冻结管比较远，因此，近20 d才开始降温。时数值模拟和实测曲线十分接近。可见数值模拟方法能够精确地模拟出现场的实际冻结温度。5结语

特厚表土层冻结法凿井常采用多圈孔冻结方案，合理确定各布孔圈径和孔间距对冻结效果的好坏有重要指导意义，采用本文提出的理论计算、工程类比和有限元数值模拟相结合的方法，可从获得较理想的冻结效果。