張春晉， 孫西歡,2， 李永業(yè)， 張學(xué)琴

(1.太原理工大學(xué) 水利科學(xué)與工程學(xué)院，太原 030024；2.晉中學(xué)院，山西 晉中 030600；3.章丘黃河河務(wù)局，濟(jì)南 250200)

筒裝料管道水力輸送(是一種新型節(jié)能環(huán)保的運(yùn)輸方式，具有成本低、占地少、效率高和綠色環(huán)保等優(yōu)勢，適合運(yùn)輸工業(yè)材料、化工原料和農(nóng)產(chǎn)品等固體物料。該技術(shù)原理是將物料密封在管道車內(nèi)部，并借助流體的推力在管道內(nèi)進(jìn)行物料的長距離運(yùn)輸。

目前，許多國內(nèi)外學(xué)者已經(jīng)對筒裝料管道水力輸送展開了大量的研究。孫西歡等[1-3]分析了管道車臨界啟動(dòng)狀態(tài)下管道車荷載與起動(dòng)流速之間的關(guān)系，并探討了不同型號的管道車在管道內(nèi)運(yùn)移的水力特性。Khalil等[4-5]研究了在不同雷諾數(shù)條件下管道車運(yùn)移時(shí)的水力特性，并結(jié)合管道車的動(dòng)力學(xué)機(jī)理，將管道車的運(yùn)移過程劃分為懸浮，振蕩和穩(wěn)定等3個(gè)典型階段。Mishra等[6-8]采用模型試驗(yàn)研究了在彎曲和傾斜管道內(nèi)管道車運(yùn)移時(shí)的水動(dòng)力學(xué)特性，并建立了管道車速度與局部能耗之間的半經(jīng)驗(yàn)公式。Wang等[9-10]研究了動(dòng)邊界條件下管道車平均運(yùn)移速度與環(huán)狀縫隙流流動(dòng)特性之間的關(guān)系，并推導(dǎo)出了筒裝料管道水力輸送的最佳輸送雷諾數(shù)。Sub等[11-13]結(jié)合紊流的基本關(guān)系和Von Karman相似性假設(shè)，分析了不同管道車直徑比對動(dòng)邊界同心環(huán)狀縫隙流的流速與動(dòng)水壓強(qiáng)的影響效應(yīng)。Polderman等[14-15]研究了管道車運(yùn)動(dòng)時(shí)環(huán)狀縫隙內(nèi)部潤滑流體、牛頓流體和非牛頓流體的水力特性，并將試驗(yàn)結(jié)果與三層梯度擴(kuò)散模型進(jìn)行了對比分析。張琪琦等[16-18]對管道車運(yùn)移時(shí)的摩擦阻力、進(jìn)流收縮和出流擴(kuò)張等3種能耗損失進(jìn)行了理論分析，并采用模型試驗(yàn)研究了不同環(huán)隙比條件下管道車單位水頭損失與環(huán)狀縫隙流軸向流速之間的分布規(guī)律。郭曉朦等[19-20]研究了不同輸送荷載的管道車在平直管道運(yùn)移時(shí)的管道車上游流場的三維流速分布與脈動(dòng)強(qiáng)度。上述研究成果主要采用模型試驗(yàn)的方法進(jìn)行分析，受到試驗(yàn)儀器和流場復(fù)雜性的諸多限制，目前無法全面獲得管道車運(yùn)移過程中管道內(nèi)部流場復(fù)雜的水力特性。

隨著電子計(jì)算機(jī)的飛速發(fā)展以及商業(yè)CFD(Computational Fluid Dynamics)軟件的日臻成熟，近年來流固耦合數(shù)值模擬逐漸成為了分析流體機(jī)械水力特性的重要研究方法。流固耦合數(shù)值模擬考慮到了流體與結(jié)構(gòu)之間的耦合作用，涉及到流體域和固體域的雙重求解，計(jì)算結(jié)果將更加接近物理現(xiàn)象本身的變化規(guī)律。目前，流固耦合數(shù)值模擬在離心泵和水輪機(jī)等旋轉(zhuǎn)機(jī)械方面[21]取得了一定的研究成果，但是對于筒裝料管道水力輸送流固耦合的研究還鮮有涉及。

筒裝料管道水力輸送技術(shù)中管道內(nèi)部流場與管道車之間存在明顯的流固耦合作用。一方面，管道車在流體載荷的作用下產(chǎn)生動(dòng)力學(xué)響應(yīng)；另一方面，管道車動(dòng)力學(xué)響應(yīng)反過來影響管道流場的水力特性，改變流體載荷的分布和大小。如果將管道車視為勻速運(yùn)動(dòng)，則忽略了管道流場水力特性對于管道車動(dòng)力學(xué)響應(yīng)的影響，這與試驗(yàn)結(jié)果存在較大誤差。為此，對于管道車與管道流體之間進(jìn)行流固耦合求解十分必要。

本文的研究目的是以車長為100 mm和直徑為60 mm的管道車作為主要研究對象，運(yùn)用ANSYS Fluent 12.0對管道車結(jié)構(gòu)響應(yīng)和管道內(nèi)部流場進(jìn)行流固耦合數(shù)值模擬，從而進(jìn)一步分析管道車在平直管段振動(dòng)運(yùn)移的水力特性。本文的研究不僅彌補(bǔ)了試驗(yàn)研究中存在的不足，而且提高了管道內(nèi)部流場水力特性與管道車瞬態(tài)結(jié)構(gòu)響應(yīng)的計(jì)算精度。

1 材料與方法

1.1 管道車設(shè)計(jì)

管道車結(jié)構(gòu)包括料筒、支撐體和萬向滾珠，如圖1所示。料筒為空心的有機(jī)玻璃圓柱體。支撐體是由細(xì)圓柱體和薄鋼板2部分組成，支撐體呈120°等間距放射狀布置在料筒的前后端面，可使管道車在管道內(nèi)保持同心位置，有效克服管道車運(yùn)移過程中的不穩(wěn)定問題。萬向滾珠安裝于支撐體末端，可減小管道車與管道間的摩擦阻力，起到節(jié)能作用。管道車荷載為8 mm直徑的鋼珠，鋼珠間隙通過橡膠海砂填充。

圖1 管道車結(jié)構(gòu)

1.2 試驗(yàn)平臺

試驗(yàn)平臺包括動(dòng)力裝置、控制裝置、輸送管道和回收裝置，如圖2所示。動(dòng)力裝置包括試驗(yàn)水箱和離心泵?？刂蒲b置包括控制閥、電磁流量計(jì)和管道車制動(dòng)裝置。輸送管道為有機(jī)玻璃管段和鋼管段，全長28.62 m，直徑100 mm，壁厚5 mm，不同管段間均由法蘭密封連接。矩形水槽布置在有機(jī)玻璃管段用于防止試驗(yàn)測量時(shí)激光在管道內(nèi)發(fā)生折射?；厥昭b置包括管道車投放口、塑料集車箱、穩(wěn)流板和海綿。試驗(yàn)時(shí)，水流由離心泵從試驗(yàn)水箱抽入有機(jī)玻璃管段。調(diào)節(jié)管道流量，待流量穩(wěn)定后，將管道車從投放口注入輸送管道內(nèi)。當(dāng)管道車運(yùn)移到試驗(yàn)測試段面時(shí)，對管道內(nèi)相應(yīng)測點(diǎn)的流速與壓強(qiáng)進(jìn)行測量。試驗(yàn)結(jié)束后，管道車通過塑料集車箱離開輸流管道。與此同時(shí)流體再次流回試驗(yàn)水箱，整個(gè)過程形成了閉合的循環(huán)回路。

圖2 試驗(yàn)平臺(m)

1.3 試驗(yàn)方案和試驗(yàn)流程

采用車長100 mm，直徑60 mm的管道車進(jìn)行試驗(yàn)，管道車荷載為600 g，流量為40、45、50、55、60、65及70 m3/h。試驗(yàn)方案中試驗(yàn)測試段為5.8 m，距下游彎管進(jìn)口斷面和上游管道車制動(dòng)裝置分別為2.7和4.7 m。試驗(yàn)測試段布置1#、2#、3#及4#測試斷面，距離試驗(yàn)測試段進(jìn)口斷面分別為2.4、2.5、2.6及2.7 m，且4個(gè)測試斷面的流速測點(diǎn)布置一致。測點(diǎn)位于間距為0.015 m的七等分水平線與間距0.01 m的五等分測環(huán)的交叉點(diǎn)，共布置43個(gè)流速測點(diǎn)。壓強(qiáng)測點(diǎn)沿著試驗(yàn)測試段布置，間隔為0.5 m，共布置11個(gè)壓強(qiáng)測點(diǎn)。試驗(yàn)時(shí)，每個(gè)試驗(yàn)測點(diǎn)重復(fù)測量3次，并取其平均值。

管道車在平直管段振動(dòng)運(yùn)移的水力特性包括管道瞬時(shí)斷面流速、沿程瞬時(shí)測壓管水頭和管道車瞬時(shí)速度。根據(jù)試驗(yàn)方案，本文的試驗(yàn)流程為：其中美國TSI公司的多普勒激光流速儀和江蘇揚(yáng)泰光電公司的毫秒光電計(jì)時(shí)器用來聯(lián)合測試試驗(yàn)測試段不同斷面處管道瞬時(shí)流速分布。成都泰斯特電子信息有限責(zé)任公司的壓力傳感器和標(biāo)準(zhǔn)動(dòng)態(tài)壓強(qiáng)采集盒測量管道沿程瞬時(shí)測壓管水頭。日本NAC公司的Memrecam GX-3高速攝像機(jī)測量管道車的瞬時(shí)速度。最后，將所有試驗(yàn)數(shù)據(jù)都通過Excel 2013傳輸至計(jì)算機(jī)，并采用Suffer 11.0、Origin 9.0等軟件對數(shù)據(jù)進(jìn)行統(tǒng)計(jì)分析。

2 流固耦合計(jì)算方法

2.1 內(nèi)部流場數(shù)值計(jì)算

采用Auto CAD軟件建立筒裝料管道水力輸送的幾何模型，如圖3所示。幾何模型包括管道模型和管道車模型2部分，管道模型5.8 m，該長度與試驗(yàn)測試段長度一致。管道模型包括進(jìn)口管段、運(yùn)動(dòng)管段和出口管段。運(yùn)動(dòng)管段為5.2 m，進(jìn)口管段和出口管段分別為0.3 m。進(jìn)口管段使管道內(nèi)紊流充分發(fā)展，而出口管段則降低了管道車對幾何模型出口斷面的影響。

注：AB表示幾何模型進(jìn)口斷面，CD表示幾何模型出口斷面，E表示管道車模型

管道車模型參數(shù)：料筒長度為0.1 m，直徑為0.06 m；支撐體細(xì)圓柱體長度為0.017 m，直徑為0.008 m；支撐體薄鋼板長度為0.015 m，高度為0.028 m，厚度為0.001 5 m；萬向滾珠直徑為0.008 m；管道車荷載為600 g。管道模型進(jìn)口斷面圓心為坐標(biāo)原點(diǎn)，管道車中心的初始位置距管道幾何模型進(jìn)口斷面為0.5 m。管道車初始時(shí)刻流場計(jì)算域和管道車固體域網(wǎng)格加密如圖4所示。

(a) 流場計(jì)算域網(wǎng)格加密

(b) 管道車固體域網(wǎng)格加密

采用ICEM軟件對幾何模型的計(jì)算域進(jìn)行網(wǎng)格加密，如圖5所示。本文的計(jì)算域分為流場計(jì)算域與管道車固體域2部分。流體計(jì)算域運(yùn)動(dòng)管段宜采用四面體的非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格進(jìn)行網(wǎng)格加密，而管道模型進(jìn)口管段和出口管段均宜采用與四面體網(wǎng)格相同尺寸的六面體的結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格進(jìn)行加密。通過2 mm與3 mm兩套體網(wǎng)格對非定常計(jì)算進(jìn)行網(wǎng)格無關(guān)性檢驗(yàn)[22]，兩者的幾何模型進(jìn)出口斷面壓強(qiáng)差的相對誤差小于1%，同時(shí)將模擬值與試驗(yàn)值進(jìn)行對比，得出模擬值與試驗(yàn)值基本吻合。因此，本文選擇2 mm網(wǎng)格對流場計(jì)算域進(jìn)行數(shù)值模擬。為提高管流場的計(jì)算精度，還采取了管道近壁面邊界層加密和管道車局部面網(wǎng)格加密。通過計(jì)算得到的管道近壁面黏性底層厚度約為0.000 6 m，為此第一層網(wǎng)格為0.000 1 m，遞變梯度為1.2，共設(shè)置5層邊界層網(wǎng)格。管道車局部壁面采用0.001 m的三角形非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格進(jìn)行加密。

采用壓力-速度耦合的PISO算法求解不可壓縮黏性流體的連續(xù)性方程和雷諾時(shí)均方程。紊流模型采用RNGk-ε紊流模型，可以精確模擬管道車近壁面流場區(qū)域的水力特性。控制方程的對流項(xiàng)均采用二階迎風(fēng)格式進(jìn)行離散[23]。非定常計(jì)算時(shí)間步長為10-5s，各控制方程收斂殘差為10-4。

根據(jù)圖4，對筒裝料管道水力輸送的幾何模型設(shè)置邊界條件。進(jìn)口邊界(AB)為流速進(jìn)口。本文根據(jù)試驗(yàn)測試段進(jìn)口斷面實(shí)測流速，采用UDFs(User Defined Functions)函數(shù)定義進(jìn)口斷面流速分布，其中流體密度為1.0×103m3/h，動(dòng)力黏度為1.062×10-3Pa·s(水溫18 ℃)。出口邊界(CD)為壓強(qiáng)出口，采用壓強(qiáng)實(shí)測值定義出口斷面的壓強(qiáng)分布。紊流強(qiáng)度和紊流耗散率依據(jù)經(jīng)驗(yàn)公式確定。管道邊界(AC、BD)為無滑移邊界，近壁區(qū)域采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)法處理。管道車邊界(E)采用6DOF(6 Degree of Freedom)耦合模型和UDFs函數(shù)進(jìn)行定義。UDF函數(shù)定義管道車轉(zhuǎn)動(dòng)慣量、摩擦阻力、運(yùn)移范圍和初始狀態(tài)。管道車邊界僅存在Z方向的移動(dòng)自由度和Z方向的旋轉(zhuǎn)自由度。管道車初始的瞬時(shí)速度采用管道車的實(shí)測瞬時(shí)速度進(jìn)行定義。進(jìn)口管段、運(yùn)動(dòng)管段和出口管段之間的對應(yīng)面均設(shè)置為Interface邊界條件。

2.2 結(jié)構(gòu)動(dòng)力學(xué)方程

6DoF耦合模型中，管道車結(jié)構(gòu)動(dòng)力學(xué)方程為[24]

Mu″+Cu′+Ku=Fs+FFSI

(1)

式中：M為質(zhì)量矩陣，kg；C阻尼矩陣，N·s/m；K為剛度矩陣，N/m；u″為節(jié)點(diǎn)加速度，m/s2；u′為節(jié)點(diǎn)速度m/s；u為節(jié)點(diǎn)位移，m；Fs為非流體作用荷載；FFSI為流體作用于管道車的耦合力。為了提高計(jì)算的精度，采用Newmark隱式時(shí)間積分法對結(jié)構(gòu)動(dòng)力學(xué)方程進(jìn)行求解。在耦合交界面處，流體與固體的位移和應(yīng)力等相互耦合變量應(yīng)相等或守恒?？刂品匠虨閇24]

nτf=nτs,rf=rs

(2)

式中：τ為耦合面處應(yīng)力，Pa；r為耦合面處位移，m；n為法向矢量；下標(biāo)f為流體；下標(biāo)s為固體。

6DOF耦合模型是利用結(jié)構(gòu)動(dòng)力學(xué)方程求解管道車的瞬時(shí)速度與位移。結(jié)構(gòu)動(dòng)力學(xué)方程中的流體荷載可通過6DOF耦合模型直接求解，而非流體荷載則需通過UDFs函數(shù)進(jìn)行輔助定義。本文中非流體荷載的滾動(dòng)摩擦阻力是利用管道車與管道間的實(shí)測滾動(dòng)摩擦阻力的摩擦系數(shù)與管道車Y方向的瞬時(shí)合力值的乘積進(jìn)行計(jì)算。6DOF耦合模型中需考慮管道車的重力。

2.3 流固耦合求解方法

本文應(yīng)用RNGk-ε紊流模型對管道車在平直管段運(yùn)移的水力特性進(jìn)行數(shù)值計(jì)算。結(jié)合6DOF耦合模型和UDFs函數(shù)對管道車結(jié)構(gòu)響應(yīng)進(jìn)行分析。耦合界面實(shí)現(xiàn)流體域數(shù)據(jù)與固體域數(shù)據(jù)的實(shí)時(shí)交換。流固耦合作用引起管道車產(chǎn)生了位移效應(yīng)，采用彈性光順和網(wǎng)格重構(gòu)的動(dòng)網(wǎng)格技術(shù)對計(jì)算域網(wǎng)格進(jìn)行實(shí)時(shí)修正[25]。

流固耦合分析流程，如圖5所示。

(1) 根據(jù)固體的結(jié)構(gòu)響應(yīng)，結(jié)合動(dòng)網(wǎng)格技術(shù)對流體域網(wǎng)格進(jìn)行修正。并以固體的位移和速度作為流體域的初始邊界條件進(jìn)行流場的迭代計(jì)算，直至流場結(jié)果收斂，從而得到作用在固體結(jié)構(gòu)表面的流體荷載；

(2) 通過耦合界面將該流體載荷施加到固體結(jié)構(gòu)。采用6DOF耦合模型計(jì)算管道車的瞬時(shí)位移和速度；

(3) 當(dāng)管道車位移在運(yùn)移范圍內(nèi)時(shí)，將管道車速度和位移作為下一時(shí)刻流體域的邊界條件繼續(xù)求解。如此反復(fù)，直至管道車運(yùn)移到計(jì)算域指定邊界為止。

注：Sc為管道車中心到幾何模型進(jìn)口斷面處的距離，S為管道車的運(yùn)移范圍

3 計(jì)算結(jié)果與分析

3.1 管道車運(yùn)移速度模擬與驗(yàn)證

圖6為管道車瞬時(shí)速度模擬值與試驗(yàn)值對照圖。

(a) Q=50 m3/h, Vb=1.132 4 m/s

(b) Q=60 m3/h, Vb=1.571 1 m/s

從圖6可知：

(1) 模擬值與試驗(yàn)值一致，相對誤差不超過4.6%。

(2) 管道車運(yùn)移過程中瞬時(shí)速度在一定范圍內(nèi)呈振動(dòng)變化，因此，可以將管道車在平直管段的振動(dòng)運(yùn)移視為恒定運(yùn)動(dòng)。

(3) 管道車瞬時(shí)速度呈無規(guī)則振動(dòng)變化。原因是流體脈動(dòng)壓強(qiáng)的無規(guī)則波動(dòng)將引起管道流體對管道車的瞬時(shí)荷載產(chǎn)生波動(dòng)性變化，進(jìn)而引起管道車的瞬時(shí)加速度發(fā)生變化，使得管道車在管道內(nèi)振動(dòng)運(yùn)移。

3.2 模型流速場模擬與驗(yàn)證

圖7為管道車中心運(yùn)移到距幾何模型進(jìn)口斷面2.5 m位置時(shí)，不同斷面水平極軸處軸向流速模擬值與試驗(yàn)值對照圖。

從圖7可知:

(1) 模擬值和試驗(yàn)值一致，相對誤差不超過4.8%。

(2) 管道車上游流場斷面軸向流速呈指數(shù)型分布趨勢。原因是管道內(nèi)流體僅向下游傳播，因此管道車上游流場的軸向流速將呈現(xiàn)出指數(shù)分布的變化規(guī)律。

(a)Q=50 m3/h,1#斷面區(qū)域

(b)Q=50 m3/h,2#斷面區(qū)域

(c)Q=50 m3/h,3#斷面區(qū)域

(d)Q=50 m3/h,4#斷面區(qū)域

(e)Q=60 m3/h,1#斷面區(qū)域

(f)Q=60 m3/h,2#斷面區(qū)域

(g)Q=60 m3/h,3#斷面區(qū)域

(h)Q=60 m3/h,4#斷面區(qū)域

(3) 管道車下游流場斷面軸向流速呈中間低，兩邊高的變化趨勢。原因是管道車環(huán)狀縫隙流與其下游管道流體產(chǎn)生相互作用，使得環(huán)狀縫隙流向管道車下游流場擴(kuò)散過程中引起了局部回流現(xiàn)象，因此管道車下游的近壁面中央?yún)^(qū)域?qū)⒊霈F(xiàn)低流速區(qū)。

圖8為Q=50 m3/h流量條件下，不同時(shí)刻管道車運(yùn)移時(shí)水平斷面軸向流速分布云圖。

從圖8可知：

(1) 管道車下游流場區(qū)域存在明顯的低流速區(qū)。原因是環(huán)狀縫隙流向管道下游流體過渡過程中在管道車料筒的近壁面發(fā)生了邊界層分離現(xiàn)象，主流離開料筒曲面，而下游流體隨即回填空腔區(qū)域。

(2) 管道車運(yùn)移過程中環(huán)狀縫隙區(qū)域出現(xiàn)了兩處高流速區(qū)。第1處出現(xiàn)在環(huán)狀縫隙流進(jìn)口區(qū)域，由于環(huán)狀縫隙進(jìn)口區(qū)域產(chǎn)生的邊界層分離現(xiàn)象所導(dǎo)致的；第2處出現(xiàn)在環(huán)狀縫隙流的出口位置，由于管道車下游流體回流補(bǔ)充環(huán)狀縫隙出口區(qū)域的流體所引起的。

(a) t=0.5 s,Sc=1.072 m,Vc=1.138 2 m/s

(b) t=1.0 s,Sc=1.638 m,Vc=1.122 5 m/s

(c) t=1.5 s,Sc=2.191 m,Vc=1.141 4 m/s

(d) t=2.0 s,Sc=2.769 m,Vc=1.132 7 m/s

(e) t=2.5 s,Sc=3.337 m,Vc=1.143 8 m/s

(f) t=3.0 s,Sc=3.891 m,Vc=1.125 6 m/s

(g) t=3.5 s,Sc=4.458 m,Vc=1.135 1 m/s

(h) t=4.0 s,Sc=5.031 m,Vc=1.129 3 m/s

(3) 管道車上游流場受到管道車的干擾較小。原因是管道內(nèi)流體為急流，僅向管道車下游方向傳播。

(4) 管道車運(yùn)移時(shí)不同時(shí)刻的管道水平斷面軸向流速分布基本一致。原因是管道車穩(wěn)定運(yùn)移過程中瞬時(shí)速度的變化幅度較小，使得管道車與管道流體之間組成的耦合系統(tǒng)的瞬態(tài)運(yùn)動(dòng)要素處于恒定狀態(tài)。

3.3 模型壓強(qiáng)場模擬與驗(yàn)證

圖9為管道車運(yùn)移到不同位置時(shí)，管道沿程測壓管水頭模擬值與試驗(yàn)值對照圖。

從圖9可知：

(1) 模擬值和試驗(yàn)值一致，相對誤差不超過4.2%。

(2) 管道車運(yùn)移位置的近壁面流場區(qū)域呈現(xiàn)出了“W”型的測壓管水頭分布規(guī)律。原因是管道流體受到管道車車后端面處支撐體的作用，引起管道斷面突然束窄，流體流速升高，導(dǎo)致管道壓強(qiáng)降低。隨后流體進(jìn)入環(huán)狀縫隙區(qū)域，管道系統(tǒng)的流速降低，引起縫隙區(qū)域的壓強(qiáng)逐漸回升。在管道車下游區(qū)域，環(huán)狀縫隙流與管道車下游近壁面流體發(fā)生相互作用，使得管道車下游近壁面區(qū)域流場產(chǎn)生了巨大的旋渦損失，因此管道車下游近壁面區(qū)域壓強(qiáng)急劇降低。與此同時(shí)，環(huán)狀縫隙流體在擴(kuò)散過程中將動(dòng)能轉(zhuǎn)化為下游流體的壓能，使得流體壓強(qiáng)又再次回升。因此，在管道車近壁面流場區(qū)域形成了“W”型的測壓管水頭變化趨勢。

(a) Q=50 m3/h,Sc=1.5 m

(b) Q=50 m3/h,Sc=2.5 m

(c) Q=50 m3/h,Sc=3.5 m

(d) Q=50 m3/h,Sc=4.5 m

(e) Q=60 m3/h,Sc=1.5 m

(f) Q=60 m3/h,Sc=2.5 m

(g) Q=60 m3/h,Sc=3.5 m

(h) Q=60 m3/h,Sc=4.5 m

(3) 管道車上、下游流場壓強(qiáng)呈逐漸降低的線性變化趨勢。原因是根據(jù)達(dá)西公式可知沿程壓強(qiáng)損失與管道長度呈線性負(fù)相關(guān)。

圖10為為Q=50 m3/h流量條件下，不同時(shí)刻管道車運(yùn)移時(shí)水平斷面壓強(qiáng)分布云圖。

從圖10可知：

(1) 管道車上游近壁面區(qū)域出現(xiàn)了局部高壓區(qū)。原因是管道車上游流體在管道車的作用下，流體將動(dòng)能轉(zhuǎn)化為了局部壓能。

(2) 管道車下游近壁面流場區(qū)域出現(xiàn)了低壓區(qū)。原因是管道車環(huán)狀縫隙流體與管道車下游流體產(chǎn)生相互作用，環(huán)狀縫隙流的動(dòng)能逐漸轉(zhuǎn)化為管道車下游流體的壓能，并且環(huán)狀縫隙流的邊界層分離引起管道車下游產(chǎn)生了旋渦損失。在兩者共同作用下，使得管道車下游近壁面流場區(qū)域的壓強(qiáng)將急劇降低。

(a) t=0.5 s,Sc=1.072 m,Vc=1.138 2 m/s

(b) t=1.0 s,Sc=1.638 m,Vc=1.122 5 m/s

(c) t=1.5 s,Sc=2.191 m,Vc=1.141 4 m/s

(d) t=2.0 s,Sc=2.769 m,Vc=1.132 7 m/s

(e) t=2.5 s,Sc=3.337 m,Vc=1.143 8 m/s

(f) t=3.0 s,Sc=3.891 m,Vc=1.125 6 m/s

(g) t=3.5 s,Sc=4.458 m,Vc=1.135 1 m/s

(h) t=4.0 s,Sc=5.031 m,Vc=1.129 3 m/s

(3) 管道車車前端面出現(xiàn)了“半圓形”的高壓區(qū)。原因是環(huán)狀縫隙流向上游回流過程中受到管道車的阻礙作用，使得回流流體將動(dòng)能部分轉(zhuǎn)化為了壓能。

4)隨著管道車運(yùn)移時(shí)間的增長，管道車局部壓強(qiáng)分布呈現(xiàn)整體降低的變化趨勢。原因是管道車局部壓強(qiáng)與管道沿程壓強(qiáng)變化趨勢一致。由于管道內(nèi)部壓強(qiáng)沿程逐漸降低，所以管道車的運(yùn)移位置越靠近下游區(qū)域，則管道車局部壓強(qiáng)將表現(xiàn)出降低的變化趨勢。

3.4 管道車能耗分析

圖11為管道車運(yùn)移時(shí)平均能耗隨管道流量的變化規(guī)律。管道能耗是指管道車運(yùn)移的局部能耗與管道流體引起的管道沿程能耗損失之和。管道車與流體之間的流固耦合作用使得管道車能耗隨時(shí)間發(fā)生振動(dòng)變化，為此采用平均能耗進(jìn)行表征該物理量。

圖11 管道車運(yùn)移時(shí)平均能耗隨管道流量變化圖

從圖11可知，管道車運(yùn)移時(shí)平均能耗與管道流量呈線性關(guān)系。該規(guī)律對于進(jìn)一步預(yù)測不同流量條件下管道車運(yùn)移時(shí)的平均能耗具有重要的參考價(jià)值。

4 結(jié) 論

本文采用流固耦合數(shù)值模擬對管道車在平直管段振動(dòng)運(yùn)移時(shí)的管道內(nèi)部流場與管道車瞬時(shí)響應(yīng)進(jìn)行了瞬態(tài)分析。主要結(jié)論如下：

(1) 對比模擬值與試驗(yàn)值，管道車瞬時(shí)速度、管道斷面流速和管道沿程測壓管水頭等水力特性的相對誤差均不超過4.8%，二者結(jié)論一致，說明流固耦合數(shù)值計(jì)算模型能夠準(zhǔn)確得到筒裝料管道水力輸送的水力特性，為評價(jià)管道車的輸送效果提供了保證。

(2) 不同時(shí)刻的管道車運(yùn)移過程中的瞬時(shí)速度在一定微小范圍內(nèi)振動(dòng)變化，可以將管道車在平直管段的振動(dòng)運(yùn)移視為恒定運(yùn)動(dòng)。

(3) 管道車運(yùn)移時(shí)平均能耗與管道流量之間呈線性變化規(guī)律。

(4) 管道車向下游運(yùn)移時(shí)，軸向流速分布基本一致，而管道車局部壓強(qiáng)卻呈現(xiàn)出降低的變化趨勢。

(5) 管道車運(yùn)移時(shí)近壁面流場區(qū)域出現(xiàn)了“W”型的測壓管水頭分布。該壓強(qiáng)分布與無限域的圓柱繞流流場壓強(qiáng)分布有所不同，其中管道車運(yùn)移時(shí)的管道流體動(dòng)能不僅存在能量耗散，還存在能量轉(zhuǎn)化。因此，管道車運(yùn)移的能耗損失還需要進(jìn)一步的深入的研究。