水力旋流器能耗机制与节能原理研究 Ⅳ.湍动能分布与湍动能耗散率

采用代数应力模型对水力旋流器内的湍流场进行了数值模拟，并用实测结果验证了计算结果的可信性，获得了旋流器内湍动能及湍动能耗散率的分布规律。结果表明，在溢流管端以下轴向位置上湍动能分布具有相似性，呈两边高中间低的不对称鞍形；在溢流管与旋流器壁之间的环隙空间内湍动能沿径向方向变化不大；旋流器内湍动能较大的区域是溢流管端以下空气柱附近的内旋流区域；旋流器内湍动能耗散率分布与湍动能分布有十分相似的规律，溢流管端以下空气柱附近的内旋流区域亦是湍动能耗散损失较严重的区域。

黄海潮流底边界层内湍动能耗散率与底应力的估计

利用高频流速仪ADV在青岛外海潮流底边界层内一个周日(25h)定点连续观测的三维流速资料,计算并分析了秋末冬初潮流占优的陆架浅海潮流底边界层内湍动能耗散率和底应力的特征及其潮内变化.结果表明:(1)秋末的黄海,在一个周日内湍动能耗散率与底应力的变化范围分别为1.8×10-8—3.4×10-5W.kg-1与6.6×10-4—7.5×10-1N.m-2,表明在底边界层内存在着很强的能量耗散,且湍动能耗散率与底应力在潮内的变化都非常显著;(2)在充分混合的潮流底边界层内,湍流主要由海底流速剪切生成,湍动能生成与耗散基本处于局地平衡状态;(3)对于半日潮流占优的海区,湍动能耗散率与底应力都具有明显的四分之一周日的变化规律;(4)观测期间,海底以上0.45m处的拖曳系数的平均值Cd(0.45)为0.0017(对应于海底以上1.0m处的拖曳系数的平均值Cd(1.0)为0.0015),但拖曳系数存在着显著的变化(变化范围为0.0005—0.0082);平均的海底粗糙度为2.8×10-5m.

南极普里兹湾海域湍流扩散系数估计

基于Thorpe尺度方法,利用CTD数据,计算了南极普里兹湾海域的Thorpe尺度和湍流扩散系数,分析了观测区域(64°~69°S,66°~80°E)湍流翻转现象的强弱及分布。结果表明,在海底和地形粗糙区存在较大的Thorpe尺度(较强湍流翻转)和湍流扩散系数,湍流扩散系数最大值能达到10^(-2) m^2/s量级,比平坦开阔海洋高2~3个数量级,部分观测站位的湍流扩散系数和湍动能耗散率表现出大-小-大的垂向分布结构,总水深较深的区域尤为明显;深水区域的浮力频率在海表面到500m层比较大,浅水区域该现象不明显;湍动能耗散率在(67.25°S,73°E)周围和经度为78°E的各站位都表现相对较大,能达到10^(-6) w/kg量级,个别站位甚至能达到10^(-5) w/kg量级。

折板型竖井湍流耗散及消能机理分析

为了研究泄流过程中折板型竖井的湍流耗散特性及消能机理,对9种不同体型的竖井开展水力模型试验与数值模拟,分析不同流量下竖井内湍动能、湍动能耗散率和水动力荷载分布规律,建立折板消能计算模型,探究竖井消能机理.结果表明:折板间距过密或过疏均不利于竖井的泄流和消能,在设计流量下竖井内的流态为自由跌水流时,对应的最小折板间距为最优结构设计;10°折板倾角可提升竖井的消能效果,并减小折板上水动力荷载;建立的折板消能计算模型可较为准确地计算自由跌水流态下的消能率;竖井消能方式分为入口消能、折板消能和井底消能,不同流量下各种消能方式的能耗占比不同,小流量时以折板消能为主,随着流量的增加,入口消能和井底消能的能耗占比随之增大.

摇瓶反应器中流体流动的CFD数值模拟

针对250ml摇瓶在回转式摇床上的流体流动,基于VOF模型、RNG k-ε湍流模型结合建立了描述摇瓶液体的流体动力学模型,并利用计算流体力学软件FLUENT和动网格技术对其进行了数值模拟。考察了不同转速和不同装液量条件的摇瓶内液体的流动状态,液相形状变化,液面高度,气液接触面积,液体总表面积的变化。模拟计算结果给出不同操作条件对湍流参数(湍流强度、湍动能、湍动能耗散率)和溶氧传质系数的影响,获得了湍动能耗散率与摇瓶转速和装液量之间的关联式。

南海中部上层海洋湍流混合的空间分布特征及参数化模型

通过对2010年5月南海16°N和14.5°N断面的湍流微结构剖面观测资料分析,给出了南海海盆上层湍流混合空间分布特征：在16°N断面上,上层10～400m垂向平均湍动能耗散率〈ερ〉在东侧略大于西侧;相反,在14.5°N断面上,西侧〈ερ〉均值约是东侧〈ερ〉的4倍,其中,西侧110.5°～111°E的〈ερ〉的平均值为2.6×10^-6 W/m^3,东侧118.5°E的〈ερ〉仅为5.89×10^-7 W/m^3。通过分析细结构剪切和湍流混合的相关性,发现剪切是南海中部上层强湍流混合的主要驱动力,揭示了高模态内波破碎可能是湍流混合的主要机制。另外,研究了大洋中的3种参数化模型,发现适用于大洋近海的参数化MacKinnon-Gregg（MG）模型能较好地用浮频和剪切估算南海中部深海区上层湍流耗散率。

潮汐应变对长江口北槽枯季湍流混合与层化的影响

利用TELEMAC-3D开展了长江口北槽2010年枯季条件下湍流混合与层化的有限元数学模拟研究。该模型在外海开边界设置了8个主要分潮,并在自由表面考虑了定常风的影响,利用北槽水域3个潮位站（横沙、北槽中、牛皮礁）和2个水文观测站（北槽中段CSW、北槽下段CS8）2010年枯季的潮位、流速及盐度观测资料对模型进行验证并获得了良好的精度,从而得到北槽水域纵向、平面流场和盐度场。模拟得到的流速、盐度被用来计算势能差异（φ）、势能差异变化率（φ/t）、Simpson数（Si）和梯度Richardson数（Ri）。结果显示：1）北槽水域大潮平均和小潮平均的势能差异的变化范围分别约为0～30 J/m3和0～90 J/m3,且较大的势能差异基本位于主航槽,这些表明北槽水体小潮的层化大约是大潮的3倍,主航槽的层化强于坝田区,而北槽中段往往具有更强的层化。2）落急时刻,就北槽下段而言,潮汐应变、潮汐与风共同搅动引起的势能差异变化率的范围分别约为-20×10-4～100×10-4W/m3、0～100×10-4W/m3,这些表明,从大潮至小潮,潮汐应变总体增强而潮汐与风共同搅动总体减弱。空间上,主航槽丁坝附近的潮汐应变明显强于坝田区,潮汐与风共同搅动的强度在坝田区内、外也存在差异,导堤和丁坝的影响明显。3）对于北槽下段CS8站,大潮至中潮的Si数在0.15～0.4之间（介于下临界值0.088和上临界值0.84之间）,表明潮汐与风共同搅动占优,属于应变致周期性层化（SIPS）。小潮的Si数在0.9～1.5之间（高于上临界值0.84）,表明潮汐应变显著增强并占优,属于持续性层化。4）北槽下段CS8站梯度Ri数的量级范围在混合较好的表层和底层约10-3～10-2,在层化较好的中间水层约100～101。该站湍动能耗散率的量级范围大潮为10-3～10-9W/kg,小潮为10-5～10-10W/kg,具有明显的M4周期性特征和涨、落潮不对称分布,且表层和底层分别由于风应力和底摩擦作用而具有较强的耗散,中间水层稳定层化区的耗散则显著减小,潮汐应变是造成湍动能耗散率在涨、落潮周期内不对称分布的重要因素。

波浪破碎下湍流混合的实验研究

波浪破碎过程产生的湍流动量和能量垂向输运对于加快海洋上混合层中垂向混合具有显著效果。采用二维实验室水槽中对波浪破碎过程进行模拟。对采集的波浪振幅时间序列采用希尔伯特变换定位破碎波位置,波浪的破碎率随有效波高的增加而增大,波浪谱分析得到的波浪基本周期与有效周期结果相似。实验中采用粒子图像测速技术(particle image velocimetry,PIV)计算波浪破碎过程中湍动能耗散率的空间分布。湍流强度与波浪的相位密切相关,波峰位置处湍流活动最为剧烈,而且波峰位置处湍流混合区内湍动能耗散率量值的垂向分布基本保持不变,即出现“湍流饱和”现象,湍流影响深度可以达到波高的70%—90%。计算湍流扩散系数的垂向分布发现,湍流扩散在混合区上部随深度的增大以指数函数的形式增加,在混合区下部趋于稳定。作为对比,在相同位置处对声学多普勒流速测量仪(acoustic Doppler velocimeter,ADV)测量的单点流速做频谱分析,发现与该位置处PIV湍动能耗散率结果量级处于同一水平,进一步验证了实验结果的准确性。

基于精细温度观测的南海东北部陆坡-深海盆底层湍流混合

南海是存在强湍流混合的边缘海之一,但前人对南海湍流混合的研究更多关注的是中上层,对底层则鲜有关注。本文基于高分辨率温度传感器于2019年5月在南海东北部22个站位海底上方0.5m处持续观测4.4d的温度数据,分析了2216~3200m深度范围内底层海水温度的时间变化特征,并探讨了地形粗糙度和内潮对底层湍流混合的影响。分析结果表明,南海东北部各站位底层海水的温度变化量级约为10^(–4)~10-^(–3)℃;温度变化趋势与正压潮变化趋势不同,温度能谱显示多数站位在全日和半日频带区间出现谱峰,温度变化更多地受斜压潮影响,全日、半日内潮起主要调制作用。陆坡-深海盆过渡区及深海盆底层的湍动能耗散率量级为10^(–10)~10^(–9)m^(2)·s^(–3),涡扩散系数量级为10^(–4)~10^(–3)m^(2)·s^(–1)。观测数据未能显示底层湍流混合与地形粗糙度存在明显的相关性。底层湍流混合的空间分布与过去观测到的南海北部深海盆内潮的南北不对称性分布一致。

深水波浪破碎与气体交换速率之间的关系

表面更新理论给出气体交换速率k与海面附近的海水湍动能耗散率呈1/4次方关系,而波浪能量耗散率Dt与湍动能耗散率密切相关。本文利用两种海浪谱耗散模型——Hasselmann模型和Phillips模型,结合深水浮标海浪频谱的观测数据计算了波浪能量耗散率。以前人给出的k与海面上10m高度处的风速U10关系式的平均值为标准,采用最小二乘的方法得到了k与Dt的经验关系。在此基础上,进一步利用SWAN和WAVEWATCHIII海浪数值模式计算了理想深水情况下的波浪能量耗散率,探讨了由海浪模式计算的波浪能量耗散率与气体交换速率之间的关系。结果表明,与SWAN模式相比,WAVEWATCHIII海浪数值模式结果与实际观测更为接近。

渤海弱层化期湍流混合观测特征分析

利用2017年9月在渤海共享航次中取得的湍流混合直接观测数据,本文研究了渤海海域湍流混合的空间分布特征及有关的影响因素。9月观测海区水体垂向层结较弱,莱州湾受黄河冲淡水影响出现高温低盐结构,位于渤海中央浅滩南北两侧洼地的双中心冷水结构依旧存在。湍流观测结果表明湍动能耗散率在10^-9~10^-5W/kg之间变化,统计上满足对数正态分布。耗散率强值区出现在辽东湾及渤海湾湾口近岸处,相应的垂向湍扩散系数约为10^-6~10^-2m^2/s。垂向上,水体表、底层混合较强,进一步研究发现弱层化水体的平均湍动能耗散率〈ε〉与风速和正压潮流速的大小存在正相关关系。另一方面,耗散率ε与浮性频率N近似满足ε=2.0×10^-8+3.0×10^-7(N^2/N0^2)^-5的拟合函数关系,反映了层化对水体垂向混合的抑制作用。

夏季长江口及其邻近海域湍流特征分析

利用2019年7月在长江口科学考察实验研究夏季航段(NORC2019-03-02)中获得的MSS90L湍流剖面仪的直接观测数据,本文计算并分析了该断面的湍动能耗散率ε和垂向湍扩散系数KZ的分布情况。湍动能耗散率的大小为1.72×10^(−10)~2.95×10^(−5)W/kg;垂向湍扩散系数的大小为3.24×10^(−7)~4.55×10^(−2)m^(2)/s。湍动能耗散率和垂向湍扩散系数的分布相似,均为上层最强,底层次之,中层最弱。上层由于风应力的作用,使得湍动能耗散率和垂向湍扩散系数较大;温跃层处层化较强,抑制了湍动能的耗散和垂向上的湍混合。盐度锋面的次级环流会促使低盐水团脱离,锋面引起的垂向环流会加强海洋的湍混合。低盐水团与外界的能量交换较少,湍动能耗散率较弱。长江口海区存在明显的上升流和下降流,它们是由锋面的次级环流产生的;上升流和下降流的存在促进湍动能的耗散与湍混合。

变性绕极深层水入侵时南极普里兹湾湍流混合特征研究

基于中国第28、29和31次南极科学考察中的CTD数据,利用Thorpe尺度方法计算了普里兹湾及其附近海域湍动能耗散率,分析了其分布特征,并对当地的水团结构进行研究。结果表明,普里兹湾及其附近海域中,前两个航次观测中次表层湍动能耗散率强度在陆架坡折区域达到最大。在水团分布方面,在第28和29航次中均观测到了变性绕极深层水陆架入侵现象,水团分别向上涌升至海表以下100 m和200 m深度,向南均可达到67.5°S处。普里兹湾陆架坡折区域次表层湍动能耗散率强度分布与当地水团结构存在良好对应关系。研究认为变性绕极深层水入侵陆架,会使该深度水体变得不稳定,发生水体交换现象,最终造成该区域湍流混合强度加强。

蜂窝密封三维流场及封严特性的数值研究

采用计算流体动力学软件Fluent求解蜂窝密封内部流动的三维Navier-Stokes方程,研究其三维流场和泄漏流动特性,分析汽封段进口压力与出口压力的比值、密封间隙和转速对蜂窝密封内部流场和泄漏流动特性的影响。结果表明:蜂窝密封特殊的六边形蜂窝结构可以把泄漏流分割成许多小涡流,有效阻滞环向流动,且只有在较小密封间隙条件下,蜂窝密封才具有优良的封严性;随着转速的增加,蜂窝腔中漩涡数增多,湍动能耗散率变大,泄漏量减小。

气液分离室结构对自吸泵水力性能的影响

自吸泵是一种应用广泛的特殊离心泵,其水力性能相比同比转速下的离心泵较低,本文通过改变自吸泵气液分离室两侧的形状来提高其水力性能.基于CFD软件Fluent,采用k-ε湍流模型,对改型设计前后的外混式自吸泵进行了全流场数值模拟.模拟结果表明:经过改型设计,泵的扬程和效率均得到提高;泵腔内的流线平稳整齐,流场得到改善,液体介质流动阻力减小;泵腔内液体介质流动湍动能耗散率减小,紊乱程度降低,能量损耗减少.

风洞试验数值模拟中的若干问题研究

利用计算流体动力学(CFD)原理在计算机上模拟建筑结构周围风场的变化,可以求解结构表面的风压。计算流体动力学中,无论采用何种湍流模型,给定适当的边界条件都是一个相当重要的问题。湍流边界条件主要涉及两个重要的物理量:湍动能k和湍动能耗散率ε,而二者的表达式中涉及两个系数:k0和L0u。对于不同的大气边界层假设,k0和L0u有不同的取值。但究竟哪组值最准确,目前尚无定论,还有很多地方值得进一步研究。详细探讨了如何确定最合适的系数k0和L0u:针对CAARC标准模型,对k0和L0u取不同的值和不同的组合,经过试算和比较,从中选取最合适的值及其组合。

Thorpe分析法、垂直上升速度扰动法计算湍流参数的比较

基于1998年中国南海季风实验期间(5月5—25日,6月5—25日)科学#1号考察船上的高分辨率气球探空数据,分别采用Thorpe分析方法和利用气球垂直上升速度的扰动计算湍流参数的方法,计算对流层和低平流层湍动能耗散率ε和湍流扩散系数K。Thorpe分析法是从温度的角度考虑,根据Thorpe尺度LT与湍流参数之间的关系计算湍流参数,而利用垂直上升速度的扰动计算湍流参数的方法是从速度的角度考虑,利用垂直上升速度的扰动σw与湍动能耗散率ε之间的关系计算湍流参数。通过对两种方法及其计算结果进行比较发现:在垂直结构方面,不论是月平均结果还是日平均结果,两种方法计算出的ε和湍流扩散系数K均是在10 km以上而在对流层顶以下较大,在对流层顶以上较小;两种方法计算出的K的峰值高度均在15 km左右;在数值范围方面,ε的取值均在10^(-6)~10^(-2m^2·s^(-3),K的取值均在0~10m^2·s^(-1),但是采用垂直上升速度的扰动计算湍流参数的方法求得的湍流参数小于Thorpe分析方法得到的湍流参数;峰值高度方面,采用Thorpe分析方法所得ε的峰值高度在15 km左右,而采用垂直上升速度扰动方法所得ε的峰值高度在17 km左右。

齿型迷宫灌水器抗堵塞性能分析与结构优化模拟

【目的】揭示齿型迷宫流道灌水器物理堵塞的内在流动特性成因,同步优化提出高抗堵型齿型灌水器流道结构。【方法】基于CFD数值模拟技术中的Workbench数值计算平台,对5种不同齿型流道结构(含改进后流道结构)的灌水器进行水砂两相流数值模拟计算,分析了不同齿型结构水流流速、流道内湍动能、湍动能耗散率分布规律及物理颗粒运动轨迹等。【结果】提出了齿型流道结构优化改进方案,优化后的流道结构增加了灌水器内低速区域面积和低速区域湍动能值,区间湍动能范围同比最高提升了52%~200%,同时提高了物理颗粒的运移速率,减少了颗粒运移路程和滞留时间,提升了齿型迷宫灌水器的抗堵塞性能。【结论】齿型流道灌水器的抗堵塞性能与流道内低速区的流体速度及流道内湍动能大小分布密切相关,流速和湍动能较大的区域不易造成堵塞;湍动能最大值均出现在主流区,并且在齿尖迎水区达到最大;湍流动能耗散率分布与湍动能分布具有十分相似的规律,湍动能耗散最严重的区域分布在齿尖处,齿尖结构对灌水器的消能效果起关键性作用。

南海北部陆坡区混合过程观测

为了解南海北部陆坡区的内部混合过程,2004年4月30日至5月1日,"延平2号"科考船在该海域利用自由沉降式的微结构剖面仪TurboMAP-Ⅱ进行了一次混合过程的直接观测。观测海区南海次表层水团和南海中层水团形成的特定温盐结构,使得150～500m之间出现盐指现象。通过对观测数据的处理和分析,研究了观测海区的湍动能耗散率、热耗散率和热扩散系数的分布以及盐指现象对混合效率的影响。观测海区的湍动能耗散率为2.0×10-10～7.8×10-7W/kg,最大值出现在上混合层;热耗散率为2.7×10-9～1.5×10-6℃2/s,最大值出现在温跃层附近。层结稳定区混合效率的平均值为0.18,与常用值0.2非常接近,盐指发生区混合效率的平均值为0.76,表明盐指现象的存在提高了混合效率。

栅条絮凝池过水孔洞位置对絮凝水力条件的影响研究

通过改变栅条絮凝池中过水孔洞位置,利用数值模拟的方法对池体内部的流场流态特性进行分析研究,以涡旋速度梯度G0、湍动能k和湍动能耗散率ε作为絮凝评价指标,探讨过水孔洞的位置对絮凝水力条件的影响。经过分析,可知在絮凝过程的前段、中段和末段,过水孔洞依次抬高的设置能够优化絮凝的水力条件,获得更好的絮凝效果。