Figure 3.4 Upstream View of the Radial Gated-Spillway

방사형 게이트 아래의 흐름에 대한 실험 및 수치 조사

EXPERIMENTAL AND NUMERICAL INVESTIGATION OF FLOW UNDER RADIAL GATES

submitted by MAHMUT TANYERİ in partial fulfillment of the requirements for
the degree of Master of Science in Civil Engineering, Middle East Technical
University by,
Prof. Dr. Halil Kalıpçılar
Dean, Graduate School of Natural and Applied Sciences
Prof. Dr. Ahmet Türer
Head of the Department, Civil Engineering
Prof. Dr. Mete Köken
Supervisor, Civil Engineering, METU
Prof. Dr. İsmail Aydın
Co-Supervisor, Civil Engineering, METU

Abstract

방사형 게이트는 여수로에서 일반적으로 사용됩니다. 부분 게이트 개구부에서 60년대에 수행된 실험 작업에서 얻은 경험 방정식을 사용하여 통과하는 방전을 계산합니다.

그러나 이러한 방정식에서 얻은 배출 값과 유한 체적 방법 및 수리적 모델을 기반으로 한 수치 계산에서 얻은 값 사이에는 약간의 불일치가 있습니다. 이러한 차이의 원인을 밝히는 것이 목적입니다.

이를 위해 다양한 게이트 구성에 대한 실험과 수치 계산이 수행되었습니다. 수많은 수치 시뮬레이션에서 나온 경향을 활용하여 연구 말미에 새로운 방전 방정식을 도출했습니다.

하나의 수리학적 매개변수와 두 개의 기하학적 매개변수가 있는 제안된 방정식을 사용하면 설계자가 지루한 정격 곡선 없이도 쉽게 배출을 계산할 수 있습니다.

Keywords

Radial Gate, Spillway, Empirical Equations, Discharge Coefficient, Discharge Rating Curve

Introduction

방사형 수문(또는 테인터 수문)은 특히 수두가 높은 댐에서 홍수 방출을 제어하기 위해 광범위하게 사용되는 오버플로 수문 유형 중 하나입니다. 그것은 강철 곡선 리프, 지지 암 및 슈트 채널의 측벽에 장착된 고정 조인트로 구성됩니다.

게이트는 하류의 물 수요를 충족시키거나 상류 수두를 조절하기 위해 원하는 각도로 피벗 지점을 중심으로 쉽게 회전할 수 있습니다. 방사형 게이트는 다른 유형에 비해 많은 장점이 있습니다. 그들의 가장 놀라운 특성은 게이트를 움직이는 데 필요한 호이스트 힘이 적다는 것입니다.

이는 상류의 물이 게이트에 양력을 가할 수 있는 아치형 덕분에 에너지 소비도 감소합니다. 더욱이, 방사형 게이트는 슬롯이 필요하지 않으며, 시간이 지남에 따라 떠다니는 파편이 그 안에 쌓일 수 있기 때문에 때때로 작동 문제를 일으킬 수 있습니다. 그 활용 분야는 여러 가지가 있지만, 본 연구의 범위는 오지형 여수로에만 수반되는 방사형 게이트로 제한됩니다.

부분적으로 열리면 래디얼 게이트 아래를 통과하는 흐름은 다양한 수리적 및 기하학적 요인의 영향을 받습니다. 따라서 정확한 배출 추정은 어려운 문제입니다. 이 문제는 주로 게이트 근처에서 유선형 ​​동작의 복잡성으로 인해 발생합니다.

유동 영역은 고도의 곡선 유선을 포함하기 때문에 유속에 대한 해석적 솔루션이 불가능합니다. 이러한 이유로 방전은 대부분 실험적 모델에서 조사되었으며 이에 따라 실증적 관계가 도출되었습니다.

방전 방정식은 유선의 총 에너지 변환과 관련된 베르누이 방정식을 기반으로 개발되었습니다. 게이트 바로 아래의 평균 속도는 에너지 방정식에서 추론할 수 있으며, 게이트 개방의 순 면적을 곱하면 체적 유량의 이론적인 값을 얻을 수 있습니다.

그러나 실제로는 바닥 게이트 립과 같은 날카로운 모서리를 유선이 완벽하게 따라갈 수 없고 마찰로 인해 이론 속도가 약간 감소하기 때문에 실제로 분사되는 워터젯의 단면적이 수축합니다.

이러한 효과 때문에 실제 배출량을 추정하기 위해 배출 계수라고 하는 경험적 보정 계수가 방정식에 도입됩니다(Tokyay, 2019). 사례 연구로 터키의 민간 엔지니어링 회사인 TEMELSU(2018)에서 수행한 Lower Kaleköy 댐에 속한 방사형 여수로의 수리학적 계산을 조사했습니다.

그들은 세계적으로 인기 있는 수력 설계 책인 ‘Design of Small Dams’에 제공된 배출 계수 등급 곡선을 사용하여 이러한 계산을 수행했습니다. 이러한 곡선을 기반으로 산출된 토출량 값을 CFD(Computational Fluid Dynamics) 프로그램에서 생성한 수치모델 결과와 비교하였다.

게이트가 부분적으로 열린 경우 이러한 결과 사이에 명백한 불일치가 있는 것으로 관찰되었습니다. 일반적으로 제안된 경험식은 시뮬레이션에 비해 최대 20%까지 유량을 과소평가한다.

본 연구의 목적은 크게 두 가지이다. 첫 번째 목표는 언급된 실험식과 수치해석 간의 불일치 이유를 조사하는 것이고, 두 번째 목표는 어떤 수리적 및 기하학적 매개변수가 방사형 게이트 아래의 배출에 실제로 영향을 미치는지 탐구하는 것입니다.

먼저 METU 수력학 연구소에서 건설한 Lower Kaleköy 댐의 물리적 모델에서 미리 결정된 수문 개구부의 배출 값을 측정했습니다. 이러한 실험에서 얻은 데이터 세트를 수치 모델의 결과와 비교하여 일치 여부를 확인했습니다.

이러한 방식으로 수치적 결과를 검증한 후 원래 수력 조건이 동일하게 유지되는 경우 수치 모델의 게이트 위치, 배수로 형상과 같은 다양한 구성을 시뮬레이션했습니다.

분석은 연구 전반에 걸쳐 모델 규모로 수행되었습니다. 상술한 효과와 관련된 연구 결과, 수치해를 기반으로 새로운 방전방정식을 공식화하였다. 마지막으로 기존 실험식과 새로운 공식에서 얻은 결과를 수치해와 비교하여 정확도를 관찰하였다.

Figure 3.3 General View of the Experimental Setup
Figure 3.3 General View of the Experimental Setup
Figure 3.4 Upstream View of the Radial Gated-Spillway
Figure 3.4 Upstream View of the Radial Gated-Spillway
Figure 3.5 Side View of the Radial Gate During Operation
Figure 3.5 Side View of the Radial Gate During Operation
Figure 4.2 Mesh Detail of the 3D Models
Figure 4.2 Mesh Detail of the 3D Models
Figure 4.7 Mesh Details of the 2D Numerical Model
Figure 4.7 Mesh Details of the 2D Numerical Model
Figure 4.12 Velocity Magnitude Contours of T1, T2, T3 and T4 at the Design Head (d=10cm)
Figure 4.12 Velocity Magnitude Contours of T1, T2, T3 and T4 at the Design Head (d=10cm)
Dynamic Pressure at Flip Buckets of Chute Spillways

낙하 배수로의 플립 버킷에서의 동적 압력: 수치 해석

Dynamic Pressure at Flip Buckets of Chute Spillways: A Numerical Study

International Journal of Civil Engineering (2021)Cite this article

Abstract

이 연구는 이러한 구조물의 가장 중요한 설계 매개변수 중 하나인 슈트 여수로의 플립 버킷에서 동적 압력을 조사합니다. 첫째, 압력에 영향을 미치는 무차원 매개변수를 치수해석을 통해 결정하였다.

그 후, 플립 버킷으로 이어지는 슈트 여수로가 있는 선택된 댐의 특성에 따라 플립 버킷으로의 특정 Froude 수 간격과 슈트 경사 각도, 반경 및 플립 버킷 곡률 각도가 분석을 위해 선택되었습니다.

이러한 매개변수의 조합으로 FLOW-3D에서 총 137개 모델을 시뮬레이션하여 플립 버킷의 바닥 압력과 최대 압력 값을 얻었습니다.

다음으로 고려된 무차원 매개변수를 기반으로 다중 회귀 분석을 사용하여 슈트의 플립 버킷 다운스트림에서 바닥 압력과 최대 압력을 결정하기 위한 방정식이 제안되었습니다. 수치 모델링 실행 결과와 다중 회귀 분석을 사용하여 무차원 압력 관계의 미지의 계수를 결정하고 바닥 압력과 최대 압력에 대한 최종 방정식을 제시했습니다.

저압과 최고압을 결정하기 위해 제안된 식의 상관계수와 MAPE(Mean Absolute Percentage Error) 값은 각각 0.94와 0.96, 6.75%와 8.49%였습니다.

이 값은 제안된 방정식의 적절한 정확도를 나타냅니다. 제안된 방정식에서 Froude 수, 상대 곡률, 슈트 경사각, 이륙 각도 및 플립 버킷의 곡률 각도가 각각 저면 압력과 최대 압력에 가장 큰 영향을 미쳤습니다.

This study investigates the dynamic pressure at the flip buckets of chute spillways, which is one of the most important design parameters of these structures. First, the dimensionless parameters affecting pressure were determined by dimensional analysis. Following that, according to the characteristics of selected dams with chute spillways leading to flip buckets, certain Froude number intervals of inflow to the flip bucket, as well as the chute slope angle, radius, and flip bucket curvature angle were selected for analysis. The combination of these parameters resulted in a total of 137 models simulated in FLOW-3D to obtain bottom pressure and maximum pressure values in the flip bucket. Next, based on the dimensionless parameters considered, equations were proposed to determine the bottom pressure and maximum pressure in the flip bucket downstream of the chute, using multiple regression analysis. Using the numerical modeling run results, along with multiple regression analyses, the unknown coefficients of the dimensionless pressure relationship were determined, and final equations for the bottom pressure and maximum pressure were presented. The correlation coefficient and Mean Absolute Percentage Error (MAPE) values of the proposed equations for determining the bottom pressure and maximum pressure were 0.94 and 0.96, and, 6.75% and 8.49%, respectively. These values indicate the appropriate accuracy of the proposed equations. In the proposed equations, the Froude number, relative curvature, chute slope angle, takeoff angle, and flip bucket’s curvature angle, respectively, had the highest impacts on the bottom pressure and maximum pressure.

Keywords

  • Dam spillway
  • Flip bucket
  • Ski jump
  • Dynamic pressure
  • Numerical modeling
  • FLOW-3D
  • Fig. 1extended data figure 1
  • Fig. 2extended data figure 2
  • Fig. 3extended data figure 3
  • Fig. 4extended data figure 4
  • Fig. 5extended data figure 5
  • Fig. 6extended data figure 6
  • Fig. 7extended data figure 7
  • Fig. 8extended data figure 8
  • Fig. 9extended data figure 9
  • Fig. 10extended data figure 10

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Design of Inductive Sensor System for Wear Particles in Oil

금속재료 표면의 잔류응력 초음파 측정법

Design of Inductive Sensor System for Wear Particles in Oil

NIU Ze, LI Kai, BAI Wenbin, SUN Yuanyuan, GONG Qingqing, HAN Yan
Shanxi Provincial Key Laboratory of Information Detection and Processing, North University of China, Taiyuan 030051

Abstract

오일의 연마 입자는 엔진 및 기타 장비의 마모 상태를 반영할 수 있습니다.오일 금속 연마 입자의 온라인 모니터링을 실현하기 위해 전자기 원리에 기반한 3코일 센서의 수학적 모델이 설정되었습니다. 유도 및 센서의 최적 구조 매개변수(내경), 간격, 너비 등), 간섭성 복조 모델을 사용하여 마모 입자 신호를 추출하고 마모 입자 신호의 생성 원리를 분석합니다. 

시스템은 다층 차폐 구조를 채택하여 외부 자기장 간섭을 효과적으로 줄일 수 있으며 설계된 센서 감지 시스템은 관련 테스트를 위해 팬 기어 박스의 오일 회로에 연결됩니다. 테스트 결과 시스템은 마모 입자 신호를 효과적으로 추출할 수 있으며 마모 입자 신호는 동시에 연마 입자의 속도와 크기에 영향을 받습니다.

1-18의 유속에서 187μm 강자성을 달성할 수 있습니다 L/min 금속 연마 입자 및 578μm 비강자성 금속 연마 입자의 검출은 BP 신경망과 결합되어 오일 금속 연마 입자의 특성 매개변수를 적응적으로 구별할 수 있으며, 이는 오일 연마 입자의 개발에 대한 이론적 지원을 제공합니다.

미래의 라인 모니터링 장비 그리고 기술 지원은 기계 장비의 고장 진단을 위한 중요한 기반을 제공합니다.

Key words

oil,wear particle detection,coherent demodulation,multilayer shielding

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Multiphysics Modeling of Thermal Behavior of Commercial Pure Titanium Powder During Selective Laser Melting

Multiphysics Modeling of Thermal Behavior of Commercial Pure Titanium Powder During Selective Laser Melting

Metals and Materials International (2021)Cite this article

Abstract

선택적 레이저 용융 동안 CP-Ti의 열 거동을 연구하기 위해 무작위 패킹 분말 베드 모델을 기반으로 하는 메조스코프 시뮬레이션이 설정되었습니다. 레이저와 분말의 상호 작용에 따른 용융 풀의 특성과 레이저 출력이 용융 풀의 열 거동, 유체 역학 및 표면 형태 변화에 미치는 영향을 연구했습니다.

결과는 레이저 출력이 증가함에 따라 최대 온도, 온도 변화율, 용융 풀의 수명 및 크기가 크게 향상되었음을 보여줍니다. 또한 본 연구에서는 이중궤도 하의 용융지의 특성과 열거동을 주로 연구하였다.

두 번째 트랙의 용융 풀의 최대 온도, 수명 및 길이와 너비는 첫 번째 트랙보다 더 높고 레이저 출력이 증가함에 따라 용융 풀에서 두 번째 트랙의 길이 너비 비율이 증가함을 알 수 있습니다. 더 커집니다.

A mesoscopic simulation based on random packing powder bed model was established to study the heat behavior of CP-Ti during selective laser melting. The characteristics of the molten pool under the interaction of laser and powder, and the influence of laser power on the thermal behavior, hydrodynamics and surface morphology evolution of the molten pool were studied. The results show that with the increase of laser power, the maximum temperature, temperature change rate, lifetime of molten pool and size are greatly improved. In addition, the characteristics and heat behavior of the molten pool under the double track are mainly studied in this study. It is found that the maximum temperature, lifetime, and the length and width of the molten pool of the second track are higher than those in the first, and with the increase of laser power, the length width ratio of the second track in molten pool becomes larger.

Multiphysics Modeling of Thermal Behavior of Commercial Pure Titanium Powder During Selective Laser Melting
Multiphysics Modeling of Thermal Behavior of Commercial Pure Titanium Powder During Selective Laser Melting

Keywords

  • Additive manufacturing
  • Selective laser melting
  • Numerical simulation
  • Thermal behavior

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Numerical Simulation of the Geothechnical Effects on Local Scour in Inclined Pier Group with FLow-3D Softaware

FLOW-3D 소프트웨어를 사용한 경사 교각 그룹의 국부 세굴에 대한 지반 공학 효과의 수치 시뮬레이션

Numerical Simulation of the Geothechnical Effects on Local Scour in Inclined Pier Group with FLow-3D Softaware

Authors

Abstract

1 Civil Engineering,Enginnering Faculty,,Univeristy of Qom.Qom.Iran
2 Civil Engineering Department,Engineering Faculty,Islamic Azad University of Lahijan,Iran

교각이 물의 흐름 앞에 위치하면 소용돌이가 형성되고 그 활동으로 교각 주변의 하상 재료가 침식되고 세굴 구멍이 생성됩니다. 기초 깊이와 교각 말뚝이 충분하지 않으면 교량은 실패합니다.

말뚝 캡의 다른 레벨링에서 유동층의 총 전단 응력 연구는 말뚝 캡 위치가 동일할 때 가장 높은 전단 응력이 생성됨을 보여줍니다. 강바닥과 같은 수준; 강바닥보다 낮은 위치에 파일 캡을 설치하여 최대 전단 응력을 감소시킵니다. 

이 경우에 해당하기 때문일 수 있습니다. 교각 그룹 사이의 거리가 증가하고 두 번째 교각의 존재는 교각 그룹의 유량을 감소시키고 한 교각 그룹의 다른 교각은 흐름 패턴 형성에서 두 개의 독립적인 교각으로 작용합니다. 

파일 캡의 다른 레벨링에서 세굴의 최종 길이 방향 단면을 비교함으로써 세굴 깊이의 가장 큰 감소는 에어로포일 모양의 파일 캡에서 발생하며 더 날카로운 노즈와 더 나은 공기 역학적 모양을 가진 파일 캡이 제어하기에 좋은 옵션이라는 결론을 내렸습니다. 말굽 와류를 제거하고 경사 교각 그룹 주변의 세굴 깊이를 줄입니다.

When the bridge piers are located in front of the water flow, vortices are formed against it and due to their activity, the materials of the river bed are eroded around the bridge piers and the scouring hole is created. If the foundation depth and bridge pier piles are insufficient, the bridge will fail.The study of total shear stress in the flow bed at different leveling of the pile caps shows that the highest shear stress is created when the pile cap position is at the same level as the river bed; by installing the pile cap at a lower level than the river bed, the maximum shear stress decreases. This may be due to the fact that in this case, the distance between the pier group increases and the presence of the second pier decreases the flow rate in the pier group and different pier in the one pier group acts as the two independent piers in the formation of the flow pattern. By comparing the final longitudinal sections of the scouring at different leveling of the pile cap, it is concluded that the largest reduction in scouring depth occurs in aerofoil-shaped pile caps and pile caps with the sharper nose and better aerodynamic shapes are good options to control the horseshoe vortices and will reduce the scouring depth around the inclined pier group.

Keywords

e) 표시 탭에서 결과를 볼 수 있으며 필요한 경우 슬라이스 옵션을 사용하여 특정 영역을 분석할 수 있습니다.

유체 역학 및 응용 유압 분야에서 사용하기 위한 수치 모델링(CFD)을 적용한 가상 실험실 실습 매뉴얼

This manual was developed with the purpose of presenting and executing basic numerical models in the software known as Flow 3D within the virtual laboratories of Fluid Mechanics and Applied Hydraulics, to complement and reinforce what was learned in class, the development of the manual covers a theoretical content and an exemplified práctical part for the handling of the software, besides including some feedback for the students, in order to mark the characteristics that the software has. With the handling of the Flow 3D program, the student will be introduced to the concept of Computational Fluid Dynamics or CFD, and a simple procedure to represent numerically and graphically the behavior of hydraulic structures. The hydraulic structures presented in the laboratory manual are: thin and thick wall orifices, gates with free and submerged discharge, thin and thick wall spillways with free and submerged discharge, WES type spillway, submerged intake with pressure conduction and as a complement, hydrostatic pressures on vertical, curved and inclined walls were added. Each of the mentioned hydraulic structures obtained a práctical verification as a verification within the Flow 3D software, presenting a consistency in the results obtained in both ways.

이 매뉴얼은 Fluid Mechanics 및 Applied Hydraulics의 가상 연구실 내에서 Flow 3D로 알려진 소프트웨어에서 기본 수치 모델을 제시하고 실행하기 위해 개발되었으며, 수업에서 배운 내용을 보완하고 강화하기 위해 개발되었으며, 매뉴얼 개발은 이론적인 내용을 다룹니다. 소프트웨어의 특성을 표시하기 위해 학생들을 위한 일부 피드백을 포함하는 것 외에도 소프트웨어 처리에 대한 내용 및 예시된 실제적인 부분. Flow 3D 프로그램을 다루면서 학생은 전산유체역학(Computational Fluid Dynamics) 또는 CFD의 개념과 수력학적 구조의 거동을 수치 및 그래픽으로 표현하는 간단한 절차를 소개합니다. 실험실 매뉴얼에 제시된 유압 구조는 얇고 두꺼운 벽 오리피스, 자유 및 수중 배출이 있는 수문, 자유 및 수중 배출이 있는 얇고 두꺼운 벽 여수로, WES 유형 방수로, 압력 전도 및 보완으로 수중 유입이 있는 수중 흡입구입니다. 수직, 곡선 및 경사 벽에 추가되었습니다. 언급된 각 수력학적 구조는 Flow 3D 소프트웨어 내에서 검증으로 실제 검증을 획득하여 두 가지 방식에서 얻은 결과의 일관성을 나타냅니다.

Keywords: Flow 3D, numerical modeling, manual, practice, Fluid Mechanics.

e) 표시 탭에서 결과를 볼 수 있으며 필요한 경우 슬라이스 옵션을 사용하여 특정 영역을 분석할 수 있습니다.
e) 표시 탭에서 결과를 볼 수 있으며 필요한 경우 슬라이스 옵션을 사용하여 특정 영역을 분석할 수 있습니다.

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Figure 1. Photorealistic view of an inclined axis TAST (photo A. Stergiopoulou).

그리스 수로의 작은 수력 전위를 활용하는 관형 아르키메데스 스크류 터빈의 CFD 시뮬레이션

CFD Simulations of Tubular Archimedean Screw Turbines Harnessing the Small Hydropotential of Greek Watercourses

Alkistis Stergiopoulou1
, Vassilios Stergiopoulos2
1
Institut für Wasserwirtschaft, Hydrologie und Konstruktiven Wasserbau, B.O.K.U. University,
Muthgasse 18, 1190 Vienna, (actually Senior Process Engineer at the VTU Engineering in Vienna,
Zieglergasse 53/1/24, 1070 Vienna, Austria).
2 School of Pedagogical and Technological Education, Department of Civil Engineering Educators,
ASPETE Campus, Eirini Station, 15122 Amarousio, Athens, Greece.

Abstract

이 논문은 “그리스 아르키메데스의 부활: 아르키메데스 달팽이관 물레방아의 수리역학 및 유체역학적 거동 연구, 그리스 자연 및 기술 수로의 수력 잠재력 회복에 대한 기여”. 라는  제목의 최근 연구에서 수행한 최초의 아르키메데스 나사 터빈 CFD 모델링 결과에 대한 간략한 견해를 제시합니다.

FLOW-3D 코드를 기반으로 하는 이 CFD 분석은 일반적인 TAST(Tubular Archimedean Screw Turbines)에 관한 것으로, 그리스의 자연 및 기술 수로의 중요한 미개척 수력 잠재력을 활용하는 소규모 수력 발전 시스템에 대한 TWh/년 및 수천 MW 범위의 총 설치 용량등 몇 가지 유망한 성능을 보여줍니다.

This paper presents a short view of the first Archimedean Screw Turbines CFD modelling results, which were carried out within the recent research entitled “Rebirth of Archimedes in Greece: contribution to the study of hydraulic mechanics and hydrodynamic behavior of Archimedean cochlear waterwheels, for recovering the hydraulic potential of Greek natural and technical watercourses”. This CFD analysis, based to the Flow-3D code, concerns typical Tubular Archimedean Screw Turbines (TASTs) and shows some promising performances for such small hydropower systems harnessing the important unexploited hydraulic potential of natural and technical watercourses of Greece, of the order of several TWh / year and of a total installed capacity in the range of thousands MWs.

Keywords

CFD; Flow-3D; TAST; Small Hydro; Renewable Energy; Greek Watercourses.

Figure 1. Photorealistic view of an inclined axis TAST (photo A. Stergiopoulou).
Figure 1. Photorealistic view of an inclined axis TAST (photo A. Stergiopoulou).
Figure 4. Creation of the 3bladed Archimedean Screw with Solidworks.
Figure 4. Creation of the 3bladed Archimedean Screw with Solidworks.
Figure 8. Comparison of Archimedean Screw Turbine power performances P(W) for angle of orientation θ = 22ο and 32ο and for various water discharge values Q = 0.15, 0.30, 0.45 m3 /s.
Figure 8. Comparison of Archimedean Screw Turbine power performances P(W) for angle of orientation θ = 22ο and 32ο and for various water discharge values Q = 0.15, 0.30, 0.45 m3 /s.
Figure 12. Various performances of the Archimedean Screw (MKE/Mean Kinetic Energy, Torque, Turbulent Kinetic Energy, Turbulent Dissipation) for flow discharge Q = 0.45 m3 /s and an angle of orientation θ = 32ο .
Figure 12. Various performances of the Archimedean Screw (MKE/Mean Kinetic Energy, Torque, Turbulent Kinetic Energy, Turbulent Dissipation) for flow discharge Q = 0.45 m3 /s and an angle of orientation θ = 32ο .

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Figure 7 | Variation of flow field of elliptical bridge pier with different axis ratios under multi-year average flow. (a) Axis ratio ¼ 1. (b) Axis ratio ¼ 0.85. (c) Axis ratio ¼ 0.75. (d) Axis ratio ¼ 0.5. (e) Axis ratio ¼ 0.25. (f) Axis ratio ¼ 0.15. (continued.)

교각의 형태학적 변화가 물의 이동 특성에 미치는 영향에 관한 연구

Study on the effect of morphological changes of bridge piers on water movement properties

Xianqi Zhanga,b,c, Tao Wanga,* and Bingsen Duana
a Water Conservancy College, North china University of Water Resources and Electric Power, Zhengzhou 450046, China
b Collaborative Innovation Center of Water Resources Efficient Utilization and Protection Engineering, Zhengzhou 450046, China c Technology Research Center of Water Conservancy and Marine Tra

ABSTRACT

하천을 가로지르는 교각의 다른 형태는 하천의 유동에 큰 영향을 미치며, 교각의 형태 변화가 물의 유동 특성에 미치는 영향에 대한 연구는 교량 설계 및 하천 범람에 큰 가치가 있습니다.

유체 역학 모델은 하천 흐름 패턴의 변화를 효과적으로 시뮬레이션하고 예측할 수 있으므로 하천 관리에 대한 과학적 데이터 지원을 제공할 수 있습니다.

본 논문은 Mike21을 기반으로 유체역학 모델을 구축하고 이를 황하 하류의 하천 유체역학 수치해석에 적용하고, 타원 교각을 예로 들어 교각 형태 변화가 유속에 미치는 영향을 모사한다. 강의 수위와 흐름장. 결과는 하천의 흐름 특성에 대한 타원형 교각 형태의 영향이 중요하다는 것을 보여줍니다.

동일한 유량에서 최대 축 비율에서 교각의 혼잡 값은 최소 축 비율의 1.65배이며 축 비율이 클수록 혼잡이 심각합니다. 최대 축 비율에서 유속의 차이는 최소 축 비율의 2.33배에 달할 수 있습니다.

The different shapes of bridge piers across rivers have a great influence on the river water movement, and the study of the influence of pier morphology changes on the water movement characteristics is of great value for bridge design and river flooding. The hydrodynamic model can effectively simulate and predict the changes of river flow patterns, which can provide scientific data support for river management. This paper constructs a hydrodynamic model based on Mike21 and applies it to the numerical simulation of river hydrodynamics in the lower reaches of the Yellow River, taking elliptical piers as an example, and simulates the effect of the change of pier morphology on the flow velocity, water level and flow field of the river. The results show that the effect of elliptical pier morphology on the flow characteristics of the river channel is significant; under the same flow rate, the congestion value of the pier at the maximum axis ratio is 1.65 times of the minimum axis ratio, and the larger the axis ratio, the more serious the congestion; the difference in flow velocity at the maximum axis ratio can reach 2.33 times of the minimum axis ratio.

Key words

bridge pier axial ratio, flow regime, MIKE21 flow model, numerical simulation, yellow river

Figure 2 | Location map of the study area.
Figure 2 | Location map of the study area.
Figure 7 | Variation of flow field of elliptical bridge pier with different axis ratios under multi-year average flow. (a) Axis ratio ¼ 1. (b) Axis ratio ¼ 0.85. (c) Axis ratio ¼ 0.75. (d) Axis ratio ¼ 0.5. (e) Axis ratio ¼ 0.25. (f) Axis ratio ¼ 0.15. (continued.)
Figure 7 | Variation of flow field of elliptical bridge pier with different axis ratios under multi-year average flow. (a) Axis ratio ¼ 1. (b) Axis ratio ¼ 0.85. (c) Axis ratio ¼ 0.75. (d) Axis ratio ¼ 0.5. (e) Axis ratio ¼ 0.25. (f) Axis ratio ¼ 0.15. (continued.)

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Figure 9. Scour morphology under different times for case 7.

Scour Characteristics and Equilibrium Scour Depth Prediction around Umbrella Suction Anchor Foundation under Random Waves

무작위 파동에서 우산 흡입 앵커 기초 주변의 세굴 특성 및 평형 세굴 깊이 예측

Ruigeng Hu 1
, Hongjun Liu 2
, Hao Leng 1
, Peng Yu 3 and Xiuhai Wang 1,2,*

1 College of Environmental Science and Engineering, Ocean University of China, Qingdao 266000, China;
huruigeng@stu.ouc.edu.cn (R.H.); lh4517@stu.ouc.edu.cn (H.L.)
2 Key Lab of Marine Environment and Ecology (Ocean University of China), Ministry of Education,
Qingdao 266000, China; hongjun@ouc.edu.cn
3 Qingdao Geo-Engineering Survering Institute, Qingdao 266100, China; yp6650@stu.ouc.edu.cn

Abstract

무작위 파동 하에서 우산 흡입 앵커 기초(USAF) 주변의 국부 세굴을 연구하기 위해 일련의 수치 시뮬레이션이 수행되었습니다. 본 연구에서는 먼저 본 모델의 정확성을 검증하기 위해 검증을 수행하였다.

또한, 세굴 진화와 세굴 메커니즘을 각각 분석하였다. 또한 USAF 주변의 평형 세굴 깊이 Seq를 예측하기 위해 두 가지 수정된 모델이 제안되었습니다. 마지막으로 Seq에 대한 Froude 수 Fr과 Euler 수 Eu의 영향을 연구하기 위해 매개변수 연구가 수행되었습니다.

결과는 현재 수치 모델이 무작위 파동에서 세굴 형태를 묘사하는 데 정확하고 합리적임을 나타냅니다.

수정된 Raaijmaker의 모델은 KCs,p < 8일 때 본 연구의 시뮬레이션 결과와 잘 일치함을 보여줍니다. 수정된 확률적 모델의 예측 결과는 KCrms,a < 4일 때 n = 10일 때 가장 유리합니다. Fr과 Eu가 높을수록 둘 다 더 집중적 인 말굽 소용돌이와 더 큰 결과를 초래합니다.

Figure 1. The close-up of umbrella suction anchor foundation (USAF).
Figure 1. The close-up of umbrella suction anchor foundation (USAF).
Figure 2. (a) The sketch of seabed-USAF-wave three-dimensional model; (b) boundary condation:Wvwave boundary, S-symmetric boundary, O-outflow boundary; (c) USAF model.
Figure 2. (a) The sketch of seabed-USAF-wave three-dimensional model; (b) boundary condation:Wvwave boundary, S-symmetric boundary, O-outflow boundary; (c) USAF model.
Figure 5. Comparison of time evolution of scour between the present study and Khosronejad et al. [52], Petersen et al. [17].
Figure 5. Comparison of time evolution of scour between the present study and Khosronejad et al. [52], Petersen et al. [17].
Figure 9. Scour morphology under different times for case 7.
Figure 9. Scour morphology under different times for case 7.

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WU Jingxia1
, ZHANG Chunjin2,3
(1. Xi’an Water Conservancy Survey Design Institute, Xi’an  710054, Shaanxi, China; 2. Key Laboratory of
Yellow River Sediment Research, M. W. R. , Yellow River Institute of Hydraulic Research, Zhengzhou 
450003, Henan, China; 3. State Key Laboratory of Hydrology-Water Resources and Hydraulic
Engineering, Hohai University, Nanjing  210098, Jiangsu, China)

수치 시뮬레이션을 통해 오지 여수로 터널의 수리적 특성 연구의 타당성을 탐색하기 위해 황하 Xiaolangdi 수질 관리 프로젝트의 2번 오지 여수로 터널을 연구 대상으로 취한 다음 오지의 수리 특성 설계 및 점검 홍수 수준 조건에서 여수로 터널은 RNG k-ε 난류 모델을 사용하여 배출 용량, 터널 크라운 잔류 공간, 단면 유속, 압전 수두, 유동 캐비테이션 수, 제트 흐름 범위 및 1 ∶ 40의 일반 수리 모델과 결합된 세굴 구덩이 깊이, 시뮬레이션 값과 실험 값 모두 비교됩니다.

연구결과 모의실험값이 실험값과 일치하여 오지 여수로터널의 수리적 특성을 수치모사를 통해 탐색할 수 있음을 확인하였다. 여수로터널 내부의 흐름은 안정적이고 터널 크라운 잔류 공간은 개방 흐름과 완전 흐름의 교대 흐름 패턴이 없는 25% 이상입니다.

체크 홍수 수위에서 시뮬레이션 값과 유량 계수의 실험 값은 모두 설계에서보다 높으므로 배출 용량은 홍수 제어 관련 설계 요구 사항을 충족할 수 있습니다. 오지 단면과 플립 단면의 유동 캐비테이션 수는 캐비테이션 손상이 발생할 가능성이 작기 때문에 캐비테이션 침식을 줄이기 위한 적절한 적절한 조치가 채택될 필요가 있습니다.

유압 모델의 고르지 않은 표면에 부압이 발생하면 표면 구조에 관련주의를 기울일 필요가 있습니다. 연구 결과는 여수로 터널의 설계 및 건설에 대한 관련 참고 및 이론적 근거를 제공할 수 있습니다.

Keywords

Xiaolangdi Water Control Project; ogee spillway tunnel; simulative calculation; hydraulic characteristics; turbulent
model

Fig. 1  Layout of spillway tunnel
Fig. 1  Layout of spillway tunnel
Fig. 4  Hydraulic modeling
Fig. 4  Hydraulic modeling
Fig. 6  Sectional surface profile distributions
Fig. 6  Sectional surface profile distributions
Fig. 7  Comparison between simulated results and experimental results for flow velocity of section-cross
Fig. 7  Comparison between simulated results and experimental results for flow velocity of section-cross

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Flow velocity profiles for canals with a depth of 3 m and flow velocities of 5–5.3 m/s.

Optimization Algorithms and Engineering: Recent Advances and Applications

Mahdi Feizbahr,1 Navid Tonekaboni,2Guang-Jun Jiang,3,4 and Hong-Xia Chen3,4Show moreAcademic Editor: Mohammad YazdiReceived08 Apr 2021Revised18 Jun 2021Accepted17 Jul 2021Published11 Aug 2021

Abstract

Vegetation along the river increases the roughness and reduces the average flow velocity, reduces flow energy, and changes the flow velocity profile in the cross section of the river. Many canals and rivers in nature are covered with vegetation during the floods. Canal’s roughness is strongly affected by plants and therefore it has a great effect on flow resistance during flood. Roughness resistance against the flow due to the plants depends on the flow conditions and plant, so the model should simulate the current velocity by considering the effects of velocity, depth of flow, and type of vegetation along the canal. Total of 48 models have been simulated to investigate the effect of roughness in the canal. The results indicated that, by enhancing the velocity, the effect of vegetation in decreasing the bed velocity is negligible, while when the current has lower speed, the effect of vegetation on decreasing the bed velocity is obviously considerable.


강의 식생은 거칠기를 증가시키고 평균 유속을 감소시키며, 유속 에너지를 감소시키고 강의 단면에서 유속 프로파일을 변경합니다. 자연의 많은 운하와 강은 홍수 동안 초목으로 덮여 있습니다. 운하의 조도는 식물의 영향을 많이 받으므로 홍수시 유동저항에 큰 영향을 미칩니다. 식물로 인한 흐름에 대한 거칠기 저항은 흐름 조건 및 식물에 따라 다르므로 모델은 유속, 흐름 깊이 및 운하를 따라 식생 유형의 영향을 고려하여 현재 속도를 시뮬레이션해야 합니다. 근관의 거칠기의 영향을 조사하기 위해 총 48개의 모델이 시뮬레이션되었습니다. 결과는 유속을 높임으로써 유속을 감소시키는 식생의 영향은 무시할 수 있는 반면, 해류가 더 낮은 유속일 때 유속을 감소시키는 식생의 영향은 분명히 상당함을 나타냈다.

1. Introduction

Considering the impact of each variable is a very popular field within the analytical and statistical methods and intelligent systems [114]. This can help research for better modeling considering the relation of variables or interaction of them toward reaching a better condition for the objective function in control and engineering [1527]. Consequently, it is necessary to study the effects of the passive factors on the active domain [2836]. Because of the effect of vegetation on reducing the discharge capacity of rivers [37], pruning plants was necessary to improve the condition of rivers. One of the important effects of vegetation in river protection is the action of roots, which cause soil consolidation and soil structure improvement and, by enhancing the shear strength of soil, increase the resistance of canal walls against the erosive force of water. The outer limbs of the plant increase the roughness of the canal walls and reduce the flow velocity and deplete the flow energy in vicinity of the walls. Vegetation by reducing the shear stress of the canal bed reduces flood discharge and sedimentation in the intervals between vegetation and increases the stability of the walls [3841].

One of the main factors influencing the speed, depth, and extent of flood in this method is Manning’s roughness coefficient. On the other hand, soil cover [42], especially vegetation, is one of the most determining factors in Manning’s roughness coefficient. Therefore, it is expected that those seasonal changes in the vegetation of the region will play an important role in the calculated value of Manning’s roughness coefficient and ultimately in predicting the flood wave behavior [4345]. The roughness caused by plants’ resistance to flood current depends on the flow and plant conditions. Flow conditions include depth and velocity of the plant, and plant conditions include plant type, hardness or flexibility, dimensions, density, and shape of the plant [46]. In general, the issue discussed in this research is the optimization of flood-induced flow in canals by considering the effect of vegetation-induced roughness. Therefore, the effect of plants on the roughness coefficient and canal transmission coefficient and in consequence the flow depth should be evaluated [4748].

Current resistance is generally known by its roughness coefficient. The equation that is mainly used in this field is Manning equation. The ratio of shear velocity to average current velocity  is another form of current resistance. The reason for using the  ratio is that it is dimensionless and has a strong theoretical basis. The reason for using Manning roughness coefficient is its pervasiveness. According to Freeman et al. [49], the Manning roughness coefficient for plants was calculated according to the Kouwen and Unny [50] method for incremental resistance. This method involves increasing the roughness for various surface and plant irregularities. Manning’s roughness coefficient has all the factors affecting the resistance of the canal. Therefore, the appropriate way to more accurately estimate this coefficient is to know the factors affecting this coefficient [51].

To calculate the flow rate, velocity, and depth of flow in canals as well as flood and sediment estimation, it is important to evaluate the flow resistance. To determine the flow resistance in open ducts, Manning, Chézy, and Darcy–Weisbach relations are used [52]. In these relations, there are parameters such as Manning’s roughness coefficient (n), Chézy roughness coefficient (C), and Darcy–Weisbach coefficient (f). All three of these coefficients are a kind of flow resistance coefficient that is widely used in the equations governing flow in rivers [53].

The three relations that express the relationship between the average flow velocity (V) and the resistance and geometric and hydraulic coefficients of the canal are as follows:where nf, and c are Manning, Darcy–Weisbach, and Chézy coefficients, respectively. V = average flow velocity, R = hydraulic radius, Sf = slope of energy line, which in uniform flow is equal to the slope of the canal bed,  = gravitational acceleration, and Kn is a coefficient whose value is equal to 1 in the SI system and 1.486 in the English system. The coefficients of resistance in equations (1) to (3) are related as follows:

Based on the boundary layer theory, the flow resistance for rough substrates is determined from the following general relation:where f = Darcy–Weisbach coefficient of friction, y = flow depth, Ks = bed roughness size, and A = constant coefficient.

On the other hand, the relationship between the Darcy–Weisbach coefficient of friction and the shear velocity of the flow is as follows:

By using equation (6), equation (5) is converted as follows:

Investigation on the effect of vegetation arrangement on shear velocity of flow in laboratory conditions showed that, with increasing the shear Reynolds number (), the numerical value of the  ratio also increases; in other words the amount of roughness coefficient increases with a slight difference in the cases without vegetation, checkered arrangement, and cross arrangement, respectively [54].

Roughness in river vegetation is simulated in mathematical models with a variable floor slope flume by different densities and discharges. The vegetation considered submerged in the bed of the flume. Results showed that, with increasing vegetation density, canal roughness and flow shear speed increase and with increasing flow rate and depth, Manning’s roughness coefficient decreases. Factors affecting the roughness caused by vegetation include the effect of plant density and arrangement on flow resistance, the effect of flow velocity on flow resistance, and the effect of depth [4555].

One of the works that has been done on the effect of vegetation on the roughness coefficient is Darby [56] study, which investigates a flood wave model that considers all the effects of vegetation on the roughness coefficient. There are currently two methods for estimating vegetation roughness. One method is to add the thrust force effect to Manning’s equation [475758] and the other method is to increase the canal bed roughness (Manning-Strickler coefficient) [455961]. These two methods provide acceptable results in models designed to simulate floodplain flow. Wang et al. [62] simulate the floodplain with submerged vegetation using these two methods and to increase the accuracy of the results, they suggested using the effective height of the plant under running water instead of using the actual height of the plant. Freeman et al. [49] provided equations for determining the coefficient of vegetation roughness under different conditions. Lee et al. [63] proposed a method for calculating the Manning coefficient using the flow velocity ratio at different depths. Much research has been done on the Manning roughness coefficient in rivers, and researchers [496366] sought to obtain a specific number for n to use in river engineering. However, since the depth and geometric conditions of rivers are completely variable in different places, the values of Manning roughness coefficient have changed subsequently, and it has not been possible to choose a fixed number. In river engineering software, the Manning roughness coefficient is determined only for specific and constant conditions or normal flow. Lee et al. [63] stated that seasonal conditions, density, and type of vegetation should also be considered. Hydraulic roughness and Manning roughness coefficient n of the plant were obtained by estimating the total Manning roughness coefficient from the matching of the measured water surface curve and water surface height. The following equation is used for the flow surface curve:where  is the depth of water change, S0 is the slope of the canal floor, Sf is the slope of the energy line, and Fr is the Froude number which is obtained from the following equation:where D is the characteristic length of the canal. Flood flow velocity is one of the important parameters of flood waves, which is very important in calculating the water level profile and energy consumption. In the cases where there are many limitations for researchers due to the wide range of experimental dimensions and the variety of design parameters, the use of numerical methods that are able to estimate the rest of the unknown results with acceptable accuracy is economically justified.

FLOW-3D software uses Finite Difference Method (FDM) for numerical solution of two-dimensional and three-dimensional flow. This software is dedicated to computational fluid dynamics (CFD) and is provided by Flow Science [67]. The flow is divided into networks with tubular cells. For each cell there are values of dependent variables and all variables are calculated in the center of the cell, except for the velocity, which is calculated at the center of the cell. In this software, two numerical techniques have been used for geometric simulation, FAVOR™ (Fractional-Area-Volume-Obstacle-Representation) and the VOF (Volume-of-Fluid) method. The equations used at this model for this research include the principle of mass survival and the magnitude of motion as follows. The fluid motion equations in three dimensions, including the Navier–Stokes equations with some additional terms, are as follows:where  are mass accelerations in the directions xyz and  are viscosity accelerations in the directions xyz and are obtained from the following equations:

Shear stresses  in equation (11) are obtained from the following equations:

The standard model is used for high Reynolds currents, but in this model, RNG theory allows the analytical differential formula to be used for the effective viscosity that occurs at low Reynolds numbers. Therefore, the RNG model can be used for low and high Reynolds currents.

Weather changes are high and this affects many factors continuously. The presence of vegetation in any area reduces the velocity of surface flows and prevents soil erosion, so vegetation will have a significant impact on reducing destructive floods. One of the methods of erosion protection in floodplain watersheds is the use of biological methods. The presence of vegetation in watersheds reduces the flow rate during floods and prevents soil erosion. The external organs of plants increase the roughness and decrease the velocity of water flow and thus reduce its shear stress energy. One of the important factors with which the hydraulic resistance of plants is expressed is the roughness coefficient. Measuring the roughness coefficient of plants and investigating their effect on reducing velocity and shear stress of flow is of special importance.

Roughness coefficients in canals are affected by two main factors, namely, flow conditions and vegetation characteristics [68]. So far, much research has been done on the effect of the roughness factor created by vegetation, but the issue of plant density has received less attention. For this purpose, this study was conducted to investigate the effect of vegetation density on flow velocity changes.

In a study conducted using a software model on three density modes in the submerged state effect on flow velocity changes in 48 different modes was investigated (Table 1).Table 1 The studied models.

The number of cells used in this simulation is equal to 1955888 cells. The boundary conditions were introduced to the model as a constant speed and depth (Figure 1). At the output boundary, due to the presence of supercritical current, no parameter for the current is considered. Absolute roughness for floors and walls was introduced to the model (Figure 1). In this case, the flow was assumed to be nonviscous and air entry into the flow was not considered. After  seconds, this model reached a convergence accuracy of .

Figure 1 The simulated model and its boundary conditions.

Due to the fact that it is not possible to model the vegetation in FLOW-3D software, in this research, the vegetation of small soft plants was studied so that Manning’s coefficients can be entered into the canal bed in the form of roughness coefficients obtained from the studies of Chow [69] in similar conditions. In practice, in such modeling, the effect of plant height is eliminated due to the small height of herbaceous plants, and modeling can provide relatively acceptable results in these conditions.

48 models with input velocities proportional to the height of the regular semihexagonal canal were considered to create supercritical conditions. Manning coefficients were applied based on Chow [69] studies in order to control the canal bed. Speed profiles were drawn and discussed.

Any control and simulation system has some inputs that we should determine to test any technology [7077]. Determination and true implementation of such parameters is one of the key steps of any simulation [237881] and computing procedure [8286]. The input current is created by applying the flow rate through the VFR (Volume Flow Rate) option and the output flow is considered Output and for other borders the Symmetry option is considered.

Simulation of the models and checking their action and responses and observing how a process behaves is one of the accepted methods in engineering and science [8788]. For verification of FLOW-3D software, the results of computer simulations are compared with laboratory measurements and according to the values of computational error, convergence error, and the time required for convergence, the most appropriate option for real-time simulation is selected (Figures 2 and 3 ).

Figure 2 Modeling the plant with cylindrical tubes at the bottom of the canal.

Figure 3 Velocity profiles in positions 2 and 5.

The canal is 7 meters long, 0.5 meters wide, and 0.8 meters deep. This test was used to validate the application of the software to predict the flow rate parameters. In this experiment, instead of using the plant, cylindrical pipes were used in the bottom of the canal.

The conditions of this modeling are similar to the laboratory conditions and the boundary conditions used in the laboratory were used for numerical modeling. The critical flow enters the simulation model from the upstream boundary, so in the upstream boundary conditions, critical velocity and depth are considered. The flow at the downstream boundary is supercritical, so no parameters are applied to the downstream boundary.

The software well predicts the process of changing the speed profile in the open canal along with the considered obstacles. The error in the calculated speed values can be due to the complexity of the flow and the interaction of the turbulence caused by the roughness of the floor with the turbulence caused by the three-dimensional cycles in the hydraulic jump. As a result, the software is able to predict the speed distribution in open canals.

2. Modeling Results

After analyzing the models, the results were shown in graphs (Figures 414 ). The total number of experiments in this study was 48 due to the limitations of modeling.(a)
(a)(b)
(b)(c)
(c)(d)
(d)(a)
(a)(b)
(b)(c)
(c)(d)
(d)Figure 4 Flow velocity profiles for canals with a depth of 1 m and flow velocities of 3–3.3 m/s. Canal with a depth of 1 meter and a flow velocity of (a) 3 meters per second, (b) 3.1 meters per second, (c) 3.2 meters per second, and (d) 3.3 meters per second.

Figure 5 Canal diagram with a depth of 1 meter and a flow rate of 3 meters per second.

Figure 6 Canal diagram with a depth of 1 meter and a flow rate of 3.1 meters per second.

Figure 7 Canal diagram with a depth of 1 meter and a flow rate of 3.2 meters per second.

Figure 8 Canal diagram with a depth of 1 meter and a flow rate of 3.3 meters per second.(a)
(a)(b)
(b)(c)
(c)(d)
(d)(a)
(a)(b)
(b)(c)
(c)(d)
(d)Figure 9 Flow velocity profiles for canals with a depth of 2 m and flow velocities of 4–4.3 m/s. Canal with a depth of 2 meters and a flow rate of (a) 4 meters per second, (b) 4.1 meters per second, (c) 4.2 meters per second, and (d) 4.3 meters per second.

Figure 10 Canal diagram with a depth of 2 meters and a flow rate of 4 meters per second.

Figure 11 Canal diagram with a depth of 2 meters and a flow rate of 4.1 meters per second.

Figure 12 Canal diagram with a depth of 2 meters and a flow rate of 4.2 meters per second.

Figure 13 Canal diagram with a depth of 2 meters and a flow rate of 4.3 meters per second.(a)
(a)(b)
(b)(c)
(c)(d)
(d)(a)
(a)(b)
(b)(c)
(c)(d)
(d)Figure 14 Flow velocity profiles for canals with a depth of 3 m and flow velocities of 5–5.3 m/s. Canal with a depth of 2 meters and a flow rate of (a) 4 meters per second, (b) 4.1 meters per second, (c) 4.2 meters per second, and (d) 4.3 meters per second.

To investigate the effects of roughness with flow velocity, the trend of flow velocity changes at different depths and with supercritical flow to a Froude number proportional to the depth of the section has been obtained.

According to the velocity profiles of Figure 5, it can be seen that, with the increasing of Manning’s coefficient, the canal bed speed decreases.

According to Figures 5 to 8, it can be found that, with increasing the Manning’s coefficient, the canal bed speed decreases. But this deceleration is more noticeable than the deceleration of the models 1 to 12, which can be justified by increasing the speed and of course increasing the Froude number.

According to Figure 10, we see that, with increasing Manning’s coefficient, the canal bed speed decreases.

According to Figure 11, we see that, with increasing Manning’s coefficient, the canal bed speed decreases. But this deceleration is more noticeable than the deceleration of Figures 510, which can be justified by increasing the speed and, of course, increasing the Froude number.

With increasing Manning’s coefficient, the canal bed speed decreases (Figure 12). But this deceleration is more noticeable than the deceleration of the higher models (Figures 58 and 1011), which can be justified by increasing the speed and, of course, increasing the Froude number.

According to Figure 13, with increasing Manning’s coefficient, the canal bed speed decreases. But this deceleration is more noticeable than the deceleration of Figures 5 to 12, which can be justified by increasing the speed and, of course, increasing the Froude number.

According to Figure 15, with increasing Manning’s coefficient, the canal bed speed decreases.

Figure 15 Canal diagram with a depth of 3 meters and a flow rate of 5 meters per second.

According to Figure 16, with increasing Manning’s coefficient, the canal bed speed decreases. But this deceleration is more noticeable than the deceleration of the higher model, which can be justified by increasing the speed and, of course, increasing the Froude number.

Figure 16 Canal diagram with a depth of 3 meters and a flow rate of 5.1 meters per second.

According to Figure 17, it is clear that, with increasing Manning’s coefficient, the canal bed speed decreases. But this deceleration is more noticeable than the deceleration of the higher models, which can be justified by increasing the speed and, of course, increasing the Froude number.

Figure 17 Canal diagram with a depth of 3 meters and a flow rate of 5.2 meters per second.

According to Figure 18, with increasing Manning’s coefficient, the canal bed speed decreases. But this deceleration is more noticeable than the deceleration of the higher models, which can be justified by increasing the speed and, of course, increasing the Froude number.

Figure 18 Canal diagram with a depth of 3 meters and a flow rate of 5.3 meters per second.

According to Figure 19, it can be seen that the vegetation placed in front of the flow input velocity has negligible effect on the reduction of velocity, which of course can be justified due to the flexibility of the vegetation. The only unusual thing is the unexpected decrease in floor speed of 3 m/s compared to higher speeds.(a)
(a)(b)
(b)(c)
(c)(a)
(a)(b)
(b)(c)
(c)Figure 19 Comparison of velocity profiles with the same plant densities (depth 1 m). Comparison of velocity profiles with (a) plant densities of 25%, depth 1 m; (b) plant densities of 50%, depth 1 m; and (c) plant densities of 75%, depth 1 m.

According to Figure 20, by increasing the speed of vegetation, the effect of vegetation on reducing the flow rate becomes more noticeable. And the role of input current does not have much effect in reducing speed.(a)
(a)(b)
(b)(c)
(c)(a)
(a)(b)
(b)(c)
(c)Figure 20 Comparison of velocity profiles with the same plant densities (depth 2 m). Comparison of velocity profiles with (a) plant densities of 25%, depth 2 m; (b) plant densities of 50%, depth 2 m; and (c) plant densities of 75%, depth 2 m.

According to Figure 21, it can be seen that, with increasing speed, the effect of vegetation on reducing the bed flow rate becomes more noticeable and the role of the input current does not have much effect. In general, it can be seen that, by increasing the speed of the input current, the slope of the profiles increases from the bed to the water surface and due to the fact that, in software, the roughness coefficient applies to the channel floor only in the boundary conditions, this can be perfectly justified. Of course, it can be noted that, due to the flexible conditions of the vegetation of the bed, this modeling can show acceptable results for such grasses in the canal floor. In the next directions, we may try application of swarm-based optimization methods for modeling and finding the most effective factors in this research [27815188994]. In future, we can also apply the simulation logic and software of this research for other domains such as power engineering [9599].(a)
(a)(b)
(b)(c)
(c)(a)
(a)(b)
(b)(c)
(c)Figure 21 Comparison of velocity profiles with the same plant densities (depth 3 m). Comparison of velocity profiles with (a) plant densities of 25%, depth 3 m; (b) plant densities of 50%, depth 3 m; and (c) plant densities of 75%, depth 3 m.

3. Conclusion

The effects of vegetation on the flood canal were investigated by numerical modeling with FLOW-3D software. After analyzing the results, the following conclusions were reached:(i)Increasing the density of vegetation reduces the velocity of the canal floor but has no effect on the velocity of the canal surface.(ii)Increasing the Froude number is directly related to increasing the speed of the canal floor.(iii)In the canal with a depth of one meter, a sudden increase in speed can be observed from the lowest speed and higher speed, which is justified by the sudden increase in Froude number.(iv)As the inlet flow rate increases, the slope of the profiles from the bed to the water surface increases.(v)By reducing the Froude number, the effect of vegetation on reducing the flow bed rate becomes more noticeable. And the input velocity in reducing the velocity of the canal floor does not have much effect.(vi)At a flow rate between 3 and 3.3 meters per second due to the shallow depth of the canal and the higher landing number a more critical area is observed in which the flow bed velocity in this area is between 2.86 and 3.1 m/s.(vii)Due to the critical flow velocity and the slight effect of the roughness of the horseshoe vortex floor, it is not visible and is only partially observed in models 1-2-3 and 21.(viii)As the flow rate increases, the effect of vegetation on the rate of bed reduction decreases.(ix)In conditions where less current intensity is passing, vegetation has a greater effect on reducing current intensity and energy consumption increases.(x)In the case of using the flow rate of 0.8 cubic meters per second, the velocity distribution and flow regime show about 20% more energy consumption than in the case of using the flow rate of 1.3 cubic meters per second.

Nomenclature

n:Manning’s roughness coefficient
C:Chézy roughness coefficient
f:Darcy–Weisbach coefficient
V:Flow velocity
R:Hydraulic radius
g:Gravitational acceleration
y:Flow depth
Ks:Bed roughness
A:Constant coefficient
:Reynolds number
y/∂x:Depth of water change
S0:Slope of the canal floor
Sf:Slope of energy line
Fr:Froude number
D:Characteristic length of the canal
G:Mass acceleration
:Shear stresses.

Data Availability

All data are included within the paper.

Conflicts of Interest

The authors declare that they have no conflicts of interest.

Acknowledgments

This work was partially supported by the National Natural Science Foundation of China under Contract no. 71761030 and Natural Science Foundation of Inner Mongolia under Contract no. 2019LH07003.

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Probabilistic investigation of cavitation occurrence in chute spillway based on the results of Flow-3D numerical modeling

Flow-3D 수치 모델링 결과를 기반으로 하는 슈트 여수로의 캐비테이션 발생 확률적 조사

Probabilistic investigation of cavitation occurrence in chute spillway based on the results of Flow-3D numerical modeling

Amin Hasanalipour Shahrabadi1*, Mehdi Azhdary Moghaddam2

1-University of Sistan and Baluchestan،amin.h.shahrabadi@gmail.com

2-University of Sistan and Baluchestan،Mazhdary@eng.usb.ac.ir

Abstract

Probabilistic designation is a powerful tool in hydraulic engineering. The uncertainty caused by random phenomenon in hydraulic design may be important. Uncertainty can be expressed in terms of probability density function, confidence interval, or statistical torques such as standard deviation or coefficient of variation of random parameters. Controlling cavitation occurrence is one of the most important factors in chute spillways designing due to the flow’s high velocity and the negative pressure (Azhdary Moghaddam & Hasanalipour Shahrabadi, ۲۰۲۰). By increasing dam’s height, overflow velocity increases on the weir and threats the structure and it may cause structural failure due to cavitation (Chanson, ۲۰۱۳). Cavitation occurs when the fluid pressure reaches its vapor pressure. Since high velocity and low pressure can cause cavitation, aeration has been recognized as one of the best ways to deal with cavitation (Pettersson, ۲۰۱۲). This study, considering the extracted results from the Flow-۳D numerical model of the chute spillway of Darian dam, investigates the probability of cavitation occurrence and examines its reliability. Hydraulic uncertainty in the design of this hydraulic structure can be attributed to the uncertainty of the hydraulic performance analysis. Therefore, knowing about the uncertainty characteristics of hydraulic engineering systems for assessing their reliability seems necessary (Yen et al., ۱۹۹۳). Hence, designation and operation of hydraulic engineering systems are always subject to uncertainties and probable failures. The reliability, ps, of a hydraulic engineering system is defined as the probability of safety in which the resistance, R, of the system exceeds the load, L, as follows (Chen, ۲۰۱۵): p_s=P(L≤R) (۱) Where P(۰) is probability. The failure probability, p_f, is a reliability complement and is expressed as follows: p_f=P[(L>R)]=۱- p_s (۲) Reliability development based on analytical methods of engineering applications has come in many references (Tung & Mays, ۱۹۸۰ and Yen & Tung, ۱۹۹۳). Therefore, based on reliability, in a control method, the probability of cavitation occurrence in the chute spillway can be investigated. In reliability analysis, the probabilistic calculations must be expressed in terms of a limited conditional function, W(X)=W(X_L ,X_R)as follows: p_s=P[W(X_L ,X_R)≥۰]= P[W(X)≥۰] (۳) Where X is the vector of basic random variables in load and resistance functions. In the reliability analysis, if W(X)> ۰, the system will be secure and in the W(X) <۰ system will fail. Accordingly, the eliability index, β, is used, which is defined as the ratio of the mean value, μ_W, to standard deviation, σ_W, the limited conditional function W(X) is defined as follows (Cornell, ۱۹۶۹): β=μ_W/σ_W (۴) The present study was carried out using the obtained results from the model developed by ۱:۵۰ scale plexiglass at the Water Research Institute of Iran. In this laboratory model, which consists of an inlet channel and a convergent thrower chute spillway, two aerators in the form of deflector were used at the intervals of ۲۱۱ and ۲۷۰ at the beginning of chute, in order to cope with cavitation phenomenon during the chute. An air duct was also used for air inlet on the left and right walls of the spillway. To measure the effective parameters in cavitation, seven discharges have been passed through spillway. As the pressure and average velocity are determined, the values of the cavitation index are calculated and compared with the values of the critical cavitation index, σ_cr. At any point when σ≤σ_cr, there is a danger of corrosion in that range (Chanson, ۱۹۹۳). In order to obtain uncertainty and calculate the reliability index of cavitation occurrence during a chute, it is needed to extract the limited conditional function. Therefore, for a constant flow between two points of flow, there would be the Bernoulli (energy) relation as follows (Falvey, ۱۹۹۰): σ= ( P_atm/γ- P_V/γ+h cos⁡θ )/(〖V_۰〗^۲/۲g) (۵) Where P_atm is the atmospheric pressure, γ is the unit weight of the water volume, θ is the angle of the ramp to the horizon, r is the curvature radius of the vertical arc, and h cos⁡θ is the flow depth perpendicular to the floor. Therefore, the limited conditional function can be written as follows: W(X)=(P_atm/γ- P_V/γ+h cos⁡θ )/(〖V_۰〗^۲/۲g) -σ_cr (۶) Flow-۳D is a powerful software in fluid dynamics. One of the major capabilities of this software is to model free-surface flows using finite volume method for hydraulic analysis. The spillway was modeled in three modes, without using aerator, ramp aerator, and ramp combination with aeration duct as detailed in Flow-۳D software. For each of the mentioned modes, seven discharges were tested. According to Equation (۶), velocity and pressure play a decisive and important role in the cavitation occurrence phenomenon. Therefore, the reliability should be evaluated with FORM (First Order Reliable Method) based on the probability distribution functions For this purpose, the most suitable probability distribution function of random variables of velocity and pressure on a laboratory model was extracted in different sections using Easy fit software. Probability distribution function is also considered normal for the other variables in the limited conditional function. These values are estimated for the constant gravity at altitudes of ۵۰۰ to ۷۰۰۰ m above the sea level for the unit weight, and vapor pressure at ۵ to ۳۵° C. For the critical cavitation index variable, the standard deviation is considered as ۰.۰۱. According to the conducted tests, for the velocity random variable, GEV (Generalized Extreme Value) distribution function, and for the pressure random variable, Burr (۴P) distribution function were presented as the best distribution function. The important point is to not follow the normal distribution above the random variables. Therefore, in order to evaluate the reliability with the FORM method, according to the above distributions, they should be converted into normal variables based on the existing methods. To this end, the non-normal distributions are transformed into the normal distribution by the method of Rackwitz and Fiiessler so that the value of the cumulative distribution function is equivalent to the original abnormal distribution at the design point of x_(i*). This point has the least distance from the origin in the standardized space of the boundary plane or the same limited conditional function. The reliability index will be equal to ۰.۴۲۰۴ before installing the aerator. As a result, reliability, p_s, and failure probability, p_f, are ۰.۶۶۲۹ and ۰.۳۳۷۱, respectively. This number indicates a high percentage for cavitation occurrence. Therefore, the use of aerator is inevitable to prevent imminent damage from cavitation. To deal with cavitation as planned in the laboratory, two aerators with listed specifications are embedded in a location where the cavitation index is critical. In order to analyze the reliability of cavitation occurrence after the aerator installation, the steps of the Hasofer-Lind algorithm are repeated. The modeling of ramps was performed separately in Flow-۳D software in order to compare the performance of aeration ducts as well as the probability of failure between aeration by ramp and the combination of ramps and aeration ducts. Installing an aerator in combination with a ramp and aerator duct greatly reduces the probability of cavitation occurrence. By installing aerator, the probability of cavitation occurrence will decrease in to about ۴ %. However, in the case of aeration only through the ramp, the risk of failure is equal to ۱۰%.

확률적 지정은 수력 공학에서 강력한 도구입니다. 유압 설계에서 임의 현상으로 인한 불확실성이 중요할 수 있습니다. 불확실성은 확률 밀도 함수, 신뢰 구간 또는 표준 편차 또는 무작위 매개변수의 변동 계수와 같은 통계적 토크로 표현될 수 있습니다. 캐비테이션 발생을 제어하는 ​​것은 흐름의 높은 속도와 음압으로 인해 슈트 여수로 설계에서 가장 중요한 요소 중 하나입니다(Azhdary Moghaddam & Hasanalipour Shahrabadi, ۲۰۲۰). 댐의 높이를 높이면 둑의 범람속도가 증가하여 구조물을 위협하고 캐비테이션으로 인한 구조물의 파손을 유발할 수 있다(Chanson, ۲۰۱۳). 캐비테이션은 유체 압력이 증기압에 도달할 때 발생합니다. 높은 속도와 낮은 압력은 캐비테이션을 유발할 수 있으므로, 통기는 캐비테이션을 처리하는 가장 좋은 방법 중 하나로 인식되어 왔습니다(Pettersson, ۲۰۱۲). 본 연구에서는 Darian 댐의 슈트 여수로의 Flow-۳D 수치모델에서 추출된 결과를 고려하여 캐비테이션 발생 확률을 조사하고 그 신뢰성을 조사하였다. 이 수력구조의 설계에서 수력학적 불확실성은 수력성능 해석의 불확실성에 기인할 수 있다. 따라서 신뢰성을 평가하기 위해서는 수력공학 시스템의 불확도 특성에 대한 지식이 필요해 보인다(Yen et al., ۱۹۹۳). 따라서 수력 공학 시스템의 지정 및 작동은 항상 불확실성과 가능한 고장의 영향을 받습니다. 유압 공학 시스템의 신뢰성 ps는 저항 R, 시스템의 부하 L은 다음과 같이 초과됩니다(Chen, ۲۰۱۵): p_s=P(L≤R)(۱) 여기서 P(۰)은 확률입니다. 고장 확률 p_f는 신뢰도 보완이며 다음과 같이 표현됩니다. Mays, ۱۹۸۰ 및 Yen & Tung, ۱۹۹۳). 따라서 신뢰성을 기반으로 제어 방법에서 슈트 여수로의 캐비테이션 발생 확률을 조사할 수 있습니다. 신뢰도 분석에서 확률적 계산은 제한된 조건부 함수 W(X)=W(X_L , X_R)은 다음과 같습니다. p_s=P[W(X_L,X_R)≥۰]= P[W(X)≥۰] (۳) 여기서 X는 부하 및 저항 함수의 기본 랜덤 변수 벡터입니다. 신뢰도 분석에서 W(X)> ۰이면 시스템은 안전하고 W(X) <۰에서는 시스템이 실패합니다. 따라서 표준편차 σ_W에 대한 평균값 μ_W의 비율로 정의되는 신뢰도 지수 β가 사용되며, 제한된 조건부 함수 W(X)는 다음과 같이 정의됩니다(Cornell, ۱۹۶۹). β= μ_W/σ_W (۴) 본 연구는 이란 물연구소의 ۱:۵۰ scale plexiglass로 개발된 모델로부터 얻은 결과를 이용하여 수행하였다. 이 실험 모델에서, 입구 수로와 수렴형 투수 슈트 여수로로 구성되며 슈트 중 캐비테이션 현상에 대처하기 위해 슈트 초기에 ۲۱۱과 ۲۷۰ 간격으로 편향기 형태의 2개의 에어레이터를 사용하였다. 여수로 좌우 벽의 공기 유입구에도 공기 덕트가 사용되었습니다. 캐비테이션의 효과적인 매개변수를 측정하기 위해 7번의 배출이 방수로를 통과했습니다. 압력과 평균 속도가 결정되면 캐비테이션 지수 값이 계산되고 임계 캐비테이션 지수 σ_cr 값과 비교됩니다. σ≤σ_cr일 때 그 범위에서 부식의 위험이 있다(Chanson, ۱۹۹۳). 슈트 중 캐비테이션 발생의 불확실성을 구하고 신뢰도 지수를 계산하기 위해서는 제한된 조건부 함수를 추출할 필요가 있다. 따라서 두 지점 사이의 일정한 흐름에 대해 다음과 같은 Bernoulli(에너지) 관계가 있습니다(Falvey, ۱۹۹۰). σ= ( P_atm/γ- P_V/γ+h cos⁡θ )/(〖V_۰〗 ^۲/۲g) (۵) 여기서 P_atm은 대기압, γ는 물의 단위 중량, θ는 수평선에 대한 경사로의 각도, r은 수직 호의 곡률 반경, h cos⁡ θ는 바닥에 수직인 흐름 깊이입니다. 따라서 제한된 조건부 함수는 다음과 같이 쓸 수 있습니다. W(X)=(P_atm/γ- P_V/γ+h cos⁡θ )/(〖V_۰〗^۲/۲g) -σ_cr (۶) Flow-۳D는 유체 역학의 강력한 소프트웨어. 이 소프트웨어의 주요 기능 중 하나는 수리학적 해석을 위해 유한 체적 방법을 사용하여 자유 표면 흐름을 모델링하는 것입니다. 방수로는 Flow-۳D 소프트웨어에 자세히 설명된 바와 같이 폭기 장치, 램프 폭기 장치 및 폭기 덕트가 있는 램프 조합을 사용하지 않고 세 가지 모드로 모델링되었습니다. 언급된 각 모드에 대해 7개의 방전이 테스트되었습니다. 식 (۶)에 따르면 속도와 압력은 캐비테이션 발생 현상에 결정적이고 중요한 역할을 합니다. 따라서 확률분포함수에 기반한 FORM(First Order Reliable Method)으로 신뢰도를 평가해야 한다 이를 위해 실험실 모델에 대한 속도와 압력의 확률변수 중 가장 적합한 확률분포함수를 Easy fit을 이용하여 구간별로 추출하였다. 소프트웨어. 확률 분포 함수는 제한된 조건부 함수의 다른 변수에 대해서도 정상으로 간주됩니다. 이 값은 단위 중량의 경우 해발 ۵۰۰ ~ ۷۰۰۰ m 고도에서의 일정한 중력과 ۵ ~ ۳۵ ° C에서의 증기압으로 추정됩니다. 임계 캐비테이션 지수 변수의 표준 편차는 ۰.۰۱으로 간주됩니다. . 수행된 시험에 따르면 속도 확률변수는 GEV(Generalized Extreme Value) 분포함수로, 압력변수는 Burr(۴P) 분포함수가 가장 좋은 분포함수로 제시되었다. 중요한 점은 확률 변수 위의 정규 분포를 따르지 않는 것입니다. 따라서 FORM 방법으로 신뢰도를 평가하기 위해서는 위의 분포에 따라 기존 방법을 기반으로 정규 변수로 변환해야 합니다. 이를 위해, 비정규분포를 Rackwitz와 Fiiessler의 방법에 의해 정규분포로 변환하여 누적분포함수의 값이 x_(i*)의 설계점에서 원래의 비정상분포와 같도록 한다. 이 점은 경계면의 표준화된 공간 또는 동일한 제한된 조건부 함수에서 원점으로부터 최소 거리를 갖습니다. 신뢰성 지수는 폭기 장치를 설치하기 전의 ۰.۴۲۰۴과 같습니다. 그 결과 신뢰도 p_s와 고장확률 p_f는 각각 ۰.۶۶۲۹과 ۰.۳۳۷۱이다. 이 숫자는 캐비테이션 발생의 높은 비율을 나타냅니다. 따라서 캐비테이션으로 인한 즉각적인 손상을 방지하기 위해 폭기 장치의 사용이 불가피합니다. 실험실에서 계획한 대로 캐비테이션을 처리하기 위해, 나열된 사양을 가진 두 개의 폭기 장치는 캐비테이션 지수가 중요한 위치에 내장되어 있습니다. 폭기장치 설치 후 캐비테이션 발생의 신뢰성을 분석하기 위해 Hasofer-Lind 알고리즘의 단계를 반복합니다. 경사로의 모델링은 폭기 덕트의 성능과 경사로에 의한 폭기 및 경사로와 폭기 덕트의 조합 사이의 실패 확률을 비교하기 위해 Flow-۳D 소프트웨어에서 별도로 수행되었습니다. 경사로 및 ​​폭기 덕트와 함께 폭기 장치를 설치하면 캐비테이션 발생 가능성이 크게 줄어듭니다. 에어레이터를 설치하면 캐비테이션 발생 확률이 약 ۴%로 감소합니다. 그러나 램프를 통한 폭기의 경우 실패 위험은 ۱۰%와 같습니다. 폭기 설치 후 캐비테이션 발생의 신뢰성을 분석하기 위해 Hasofer-Lind 알고리즘의 단계를 반복합니다. 경사로의 모델링은 폭기 덕트의 성능과 경사로에 의한 폭기 및 경사로와 폭기 덕트의 조합 사이의 실패 확률을 비교하기 위해 Flow-۳D 소프트웨어에서 별도로 수행되었습니다. 경사로 및 ​​폭기 덕트와 함께 폭기 장치를 설치하면 캐비테이션 발생 가능성이 크게 줄어듭니다. 에어레이터를 설치하면 캐비테이션 발생 확률이 약 ۴%로 감소합니다. 그러나 램프를 통한 폭기의 경우 실패 위험은 ۱۰%와 같습니다. 폭기장치 설치 후 캐비테이션 발생의 신뢰성을 분석하기 위해 Hasofer-Lind 알고리즘의 단계를 반복합니다. 경사로의 모델링은 폭기 덕트의 성능과 경사로에 의한 폭기 및 경사로와 폭기 덕트의 조합 사이의 실패 확률을 비교하기 위해 Flow-۳D 소프트웨어에서 별도로 수행되었습니다. 경사로 및 ​​폭기 덕트와 함께 폭기 장치를 설치하면 캐비테이션 발생 가능성이 크게 줄어듭니다. 에어레이터를 설치하면 캐비테이션 발생 확률이 약 ۴%로 감소합니다. 그러나 램프를 통한 폭기의 경우 실패 위험은 ۱۰%와 같습니다. 경사로의 모델링은 폭기 덕트의 성능과 경사로에 의한 폭기 및 경사로와 폭기 덕트의 조합 사이의 실패 확률을 비교하기 위해 Flow-۳D 소프트웨어에서 별도로 수행되었습니다. 경사로 및 ​​폭기 덕트와 함께 폭기 장치를 설치하면 캐비테이션 발생 가능성이 크게 줄어듭니다. 에어레이터를 설치하면 캐비테이션 발생 확률이 약 ۴%로 감소합니다. 그러나 램프를 통한 폭기의 경우 실패 위험은 ۱۰%와 같습니다. 경사로의 모델링은 폭기 덕트의 성능과 경사로에 의한 폭기 및 경사로와 폭기 덕트의 조합 사이의 실패 확률을 비교하기 위해 Flow-۳D 소프트웨어에서 별도로 수행되었습니다. 경사로 및 ​​폭기 덕트와 함께 폭기 장치를 설치하면 캐비테이션 발생 가능성이 크게 줄어듭니다. 에어레이터를 설치하면 캐비테이션 발생 확률이 약 ۴%로 감소합니다. 그러나 램프를 통한 폭기의 경우 실패 위험은 ۱۰%와 같습니다. 에어레이터를 설치하면 캐비테이션 발생 확률이 약 ۴%로 감소합니다. 그러나 램프를 통한 폭기의 경우 실패 위험은 ۱۰%와 같습니다. 에어레이터를 설치하면 캐비테이션 발생 확률이 약 ۴%로 감소합니다. 그러나 램프를 통한 폭기의 경우 실패 위험은 ۱۰%와 같습니다.

Keywords

Aerator Probable Failure Reliability Method FORM Flow ۳D. 

Watershed area

Analysis on inundation characteristics by compound external forces in coastal areas

연안 지역의 복합 외력에 의한 침수 특성 분석

Taeuk KangaDongkyun SunbSangho Leec*
강 태욱a선 동균b이 상호c*
aResearch Professor, Disaster Prevention Research Institute, Pukyong National University, Busan, KoreabResearcher, Disaster Prevention Research Institute, Pukyong National University, Busan, KoreacProfessor, Department of Civil Engineering, Pukyong National University, Busan, Korea
a부경대학교 방재연구소 전임연구교수b부경대학교 방재연구소 연구원c부경대학교 공과대학 토목공학과 교수*Corresponding Author

ABSTRACT

연안 지역은 강우, 조위, 월파 등 여러가지 외력에 의해 침수가 발생될 수 있다. 이에 이 연구에서는 연안 지역에서 발생될 수 있는 단일 및 복합 외력에 의한 지역별 침수 특성을 분석하였다. 연구에서 고려한 외력은 강우와 폭풍 해일에 의한 조위 및 월파이고, 분석 대상지역은 남해안 및 서해안의 4개 지역이다. 유역의 강우-유출 및 2차원 지표면 침수 분석에는 XP-SWMM이 사용되었고, 폭풍 해일에 의한 외력인 조위 및 월파량 산정에는 ADCSWAN (ADCIRC와 UnSWAN) 모형과 FLOW-3D 모형이 각각 활용되었다. 단일 외력을 이용한 분석 결과, 대부분의 연안 지역에서는 강우에 의한 침수 영향보다 폭풍 해일에 의한 침수 영향이 크게 나타났다. 복합 외력에 의한 침수 분석 결과는 대체로 단일 외력에 의한 침수 모의 결과를 중첩시켜 나타낸 결과와 유사하였다. 다만, 특정 지역에서는 복합 외력을 고려함에 따라 단일 외력만을 고려한 침수모의에서 나타나지 않았던 새로운 침수 영역이 발생하기도 하였다. 이러한 지역의 침수 피해 저감을 위해서는 복합 외력을 고려한 분석이 요구되는 것으로 판단되었다.키워드연안 지역 침수 분석 강우 폭풍 해일 복합 외력

The various external forces can cause inundation in coastal areas. This study is to analyze regional characteristics caused by single or compound external forces that can occur in coastal areas. Storm surge (tide level and wave overtopping) and rainfall were considered as the external forces in this study. The inundation analysis were applied to four coastal areas, located on the west and south coast in Republic of Korea. XP-SWMM was used to simulate rainfall-runoff phenomena and 2D ground surface inundation for watershed. A coupled model of ADCIRC and SWAN (ADCSWAN) was used to analyze tide level by storm surge and the FLOW-3D model was used to estimate wave overtopping. As a result of using a single external force, the inundation influence due to storm surge in most of the coastal areas was greater than rainfall. The results of using compound external forces were quite similar to those combined using one external force independently. However, a case of considering compound external forces sometimes created new inundation areas that didn’t appear when considering only a single external force. The analysis considering compound external forces was required to reduce inundation damage in these areas.KeywordsCoastal area Inundation analysis Rainfall Storm surge Compound external forces

MAIN

1. 서 론

우리나라는 반도에 위치하여 삼면이 바다로 둘러싸여 있는 지리적 특성을 가지고 있다. 이에 따라 해양 산업을 중심으로 부산, 인천, 울산 등 대규모의 광역도시가 발달하였을 뿐만 아니라, 창원, 포항, 군산, 목포, 여수 등의 중․소규모 도시들도 발달되어 있다. 또한, 최근에는 연안 지역이 바다를 전망으로 하는 입지 조건을 가지고 있어 개발 선호도가 높고, 이에 따라 부산시 해운대의 마린시티, 엘시티와 같은 주거 및 상업시설의 개발이 지속되고 있다(Kang et al., 2019b).

한편, 최근 기후변화에 따른 지구 온난화 현상으로 평균 해수면이 상승하고, 해수면 온도도 상승하면서 태풍 및 강우의 강도가 커지고 있어 전 세계적으로 자연 재해로 인한 피해가 증가하고 있다(Kim et al., 2016). 실제로 2020년에는 최장기간의 장마가 발생하여 부산, 울산은 물론, 전국에서 50명의 인명 피해와 3,489세대의 이재민이 발생하였다1). 특히, 연안 지역은 강우, 만조 시 해수면 상승, 폭풍 해일(storm surge)에 의한 월파(wave overtopping) 등 복합적인 외력(compound external forces)에 의해 침수될 수 있다(Lee et al., 2020). 일례로, 2016년 태풍 차바 시 부산시 해운대구의 마린시티는 강우와 폭풍 해일에 의한 월파가 발생함에 따라 대규모 침수를 유발하였다(Kang et al., 2019b). 또한, 2020년 7월 23일에 부산에서는 시간당 81.6 mm의 집중호우와 약최고고조위를 상회하는 만조가 동시에 발생하였고, 이로 인해 감조 하천인 동천의 수위가 크게 상승하여 하천이 범람하였다(KSCE, 2021).

연안 지역의 복합 외력을 고려한 침수 분석에 관한 사례로서, 우선 강우와 조위를 고려한 연구 사례는 다음과 같다. Han et al. (2014)은 XP-SWMM을 이용하여 창원시 배수 구역을 대상으로 침수 모의를 수행하였는데, 연안 도시의 침수 모의에는 조위의 영향을 반드시 고려해야 함을 제시하였다. Choi et al. (2018a)은 경남 사천시 선구동 일대에 대하여 초과 강우 및 해수면 상승 시나리오를 조합하여 침수 분석을 수행하였다. Choi et al. (2018b)은 XP-SWMM을 이용하여 여수시 연등천 및 여수시청 지역에 대하여 강우 시나리오와 해수위 상승 시나리오를 고려한 복합 원인에 의한 침수 모의를 수행하여 홍수예경보 기준표를 작성하였다. 한편, 강우, 조위, 월파를 고려한 연구 사례로서, Song et al. (2017)은 부산시 해운대구 수영만 일원에 대하여 XP-SWMM으로 월파량의 적용 유무에 따른 침수 면적을 비교하였다. Suh and Kim (2018)은 부산시 마린시티 지역을 대상으로 태풍 차바 때 EurOtop의 경험식을 ADSWAN에 적용하여 월파량을 반영하였다. Chen et al. (2017)은 TELEMAC-2D 및 SWMM을 기반으로 한 극한 강우, 월파 및 조위를 고려하여 중국 해안 원자력 발전소의 침수를 예측하고 분석하기 위한 결합 모델을 개발한 바 있다. 한편, Lee et al. (2020)은 수리‧수문학 분야와 해양공학 분야에서 사용되는 물리 모형의 기술적 연계를 통해 연안 지역의 침수 모의의 재현성을 높였다.

상기의 연구들은 공통적으로 연안 지역에 대하여 복합 외력을 고려했을 때 발생되는 침수 현상의 재현 또는 예측을 목적으로 수행되었다. 이 연구는 이와 차별하여 복합 외력을 고려하는 경우 나타날 수 있는 연안 지역의 침수 특성 분석을 목적으로 수행되었다. 이를 위해 단일 외력을 독립적으로 고려했을 때 발생되는 침수 양상과 동시에 고려하는 경우의 침수 현상을 비교, 분석하였다. 복합 외력에 의한 지역적 침수 특성 분석은 우리나라 남해안과 서해안에 위치한 4개 지역에 대하여 적용되었다.

1) 장연제, 47일째 이어진 긴 장마, 50명 인명피해… 9년만에 최대, 동아닷컴, 2020년 8월 9일 수정, 2021년 3월 4일 접속, https://www.donga.com/news/article/all/20200809/102369692/2

2. 연구 방법

2.1 연안 지역의 침수 영향 인자

연안 지역의 침수는 크게 세 가지의 메카니즘으로 발생될 수 있다. 우선, 연안 지역은 바다와 인접하고 있기 때문에 그 영향을 직접적으로 받는다. Kim (2018)에 의하면, 연안 지역의 침수는 폭풍 해일에 의해 상승한 조위와 월파로 인해 발생될 수 있다(Table 1). 특히, 경상남도의 창원과 통영, 인천광역시의 소래포구 어시장 등 남해안 및 서해안 지역의 일부는 백중사리, 슈퍼문(super moon) 등 만조 시 조위의 상승으로 인한 침수가 발생하는 지역이 존재한다(Kang et al., 2019a). 두 번째는 강우에 의한 내수 침수 발생이다. ME (2011)에서는 도시 지역의 우수 관거를 10 ~ 30년 빈도로 계획하도록 지정하고 있고, 펌프 시설은 30 ~ 50년 빈도의 홍수를 배수시킬 수 있도록 정하고 있다. 하지만 최근에는 기후변화의 영향으로 도시 지역 배수시설의 설계 빈도를 초과하는 강우가 빈번하게 나타나고 있다. 실제로 2016년의 태풍 차바 시 울산 기상관측소에 관측된 시간 최대 강우량은 106.0 mm로서, 이는 300년 빈도 이상의 강우량에 해당하였다(Kang et al., 2019a). 따라서 배수시설의 설계 빈도 이상의 강우는 연안 도시 지역의 침수를 유발할 수 있다. 세 번째, 하천이 인접한 연안 도시에서는 하천의 범람으로 인해 침수가 발생할 수 있다. 하천의 경우, 기본계획이 수립되기는 하지만, 설계 빈도를 상회하는 강우의 발생, 제방, 수문 등 홍수 방어시설의 기능 저하, 예산 등의 문제로 하천기본계획 이행의 지연 등에 의해 범람할 가능성이 존재한다.

Table 1.

Type of natural hazard damage in coastal areas (Kim, 2018)

ItemRisk factor
Facilities damage∙ Breaking of coastal facilities by wave
– Breakwater, revetment, lighters wharf etc.
∙ Local scouring at the toe of the structures by wave
∙ Road collapse by wave overtopping
Inundation damage∙ Inundation damage by wave overtopping
∙ Inundation of coastal lowlands by storm surge
Erosion damage∙ Backshore erosion due to high swell waves
∙ Shoreline changes caused by construction of coastal erosion control structure
∙ Sediment transport due to the construction of artificial structures

상기의 내용을 종합하면, 연안 지역은 조위 및 월파에 의한 침수, 강우에 의한 내수 침수, 하천 범람에 의한 침수로 구분될 수 있다. 이 연구에서는 폭풍 해일에 의한 조위 상승 및 월파와 강우를 연안 지역의 침수 유발 외력으로 고려하였다. 하천 범람의 경우, 상대적으로 사례가 희소하여 제외하였다.

2.2 복합 외력을 고려한 침수 모의 방법

이 연구에서는 조위 및 월파와 강우를 연안 지역의 침수 발생에 관한 외력 조건으로 고려하였다. 따라서 해당 외력 조건을 고려하여 침수 분석을 수행할 수 있어야 한다. 이와 관련하여 Lee et al. (2020)은 Fig. 1과 같이 수리‧수문 및 해양공학 분야에서 사용되는 물리 기반 모형의 연계를 통해 조위, 월파, 강우를 고려한 침수 분석 방법을 제시하였고, 이 연구에서는 해당 방법을 이용하였다.

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Fig. 1.

Connection among the models for inundation analysis in coastal areas (Lee et al., 2020)

우선, 태풍에 의해 발생되는 폭풍 해일의 영향을 분석하기 위해서는 태풍에 의해 발생되는 기압 강하, 해상풍, 진행 속도 등을 고려하여 해수면의 변화 양상 및 조석-해일-파랑을 충분히 재현 가능해야 한다. 이 연구에서는 국내․외에서 검증 및 공인된 폭풍 해일 모형인 ADCIRC 모형과 파랑 모형인 UnSWAN이 결합된 ADCSWAN (coupled model of ADCIRC and UnSWAN)을 이용하였다. 정수압 가정의 ADCSWAN은 월파량 산정에 단순 경험식을 적용하는 단점이 있지만 넓은 영역을 모의할 수 있고, FLOW-3D는 해안선의 경계를 고해상도로 재현이 가능하다. 이에 연구에서는 먼 바다 영역에 대해서는 ADCSWAN을 이용하여 분석하였고, 연안 주변의 바다 영역과 월파량 산정에 대해서는 FLOW-3D 모형을 이용하였다. 한편, 연안 지역의 침수 모의를 위해서는 유역에서 발생하는 강우-유출 현상과 우수 관거 등의 배수 체계에 대한 분석이 가능해야 한다. 또한, 배수 체계로부터 범람한 물이 지표면을 따라 흘러가는 현상을 해석할 수 있어야 하고, 바다의 조위 및 월파량을 경계조건으로 반영할 수 있어야 한다. 이 연구에서는 이러한 현상을 모의할 수 있고, 도시 침수 모의에 활용도가 높은 XP-SWMM을 이용하였다.

2.3 침수 분석 대상지역

연구의 대상지역은 조위 및 월파에 의한 침수와 강우에 의한 내수 침수의 영향이 복합적으로 발생할 수 있는 남해안과 서해안에 위치한 4개 지역이다. Table 2는 침수 분석 대상지역을 정리하여 나타낸 표이고, Fig. 2는 각 지역의 유역 경계를 나타낸 그림이다.

Table 2.

Target region for inundation analysis

ClassificationAdministrative districtTarget regionArea
(km2)
Main cause of inundationPump
facility
Number of
major outfall
The south
coast
Haundae-gu, BusanMarine City area0.53Wave overtopping9
Haundae-gu, BusanCentum City area4.76Poor interior drainage at high tide level12
The west
coast
GunsanJungang-dong area0.79Poor interior drainage at high tide level23
BoryeongOcheon Port area0.41High tide level5

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Fig. 2.

Watershed area

남해안의 분석 대상지역 중 부산시 해운대구의 마린시티는 바다 조망을 중심으로 조성된 주거지 및 상업시설 중심의 개발지역이다. 마린시티는 2016년 태풍 차바 및 2018년 태풍 콩레이 등 태풍 내습 시 월파에 의한 해수 월류로 인해 도로 및 상가 일부가 침수를 겪은 지역이다. 부산시 해운대구의 센텀시티는 과거 수영만 매립지였던 곳에 조성된 주거지 및 상업시설 중심의 신도시 지역이다. 센텀시티 유역의 북쪽은 해발고도 El. 634 m의 장산이 위치하는 등 산지 특성도 가지고 있어 상대적으로 유역 면적이 넓고, 배수시설의 규모도 크고 복잡하다. 하지만 수영강 하구의 저지대 지역에 위치함에 따라 강우 시 내수 배제가 불량하고, 특히 만조 시 침수가 잦은 지역이다.

서해안 분석 대상지역 중 전라북도 군산시의 중앙동 일원은 군산시 내항 내측에 조성된 구도시로서, 금강 및 경포천 하구에 위치하는 저지대이다. 이에 따라 군산시 풍수해저감종합계획에서는 해당 지역을 3개의 영역으로 구분하여 내수재해 위험지구(영동지구, 중동지구, 경암지구)로 지정하였고, 이 연구에서는 해당 지역을 모두 고려하였다. 한편, 군산시 중앙동 일원은 특히, 만조 시 내수 배제가 매우 불량하여 2개의 펌프시설이 운영되고 있다. 충청남도 보령시의 오천면에 위치한 오천항은 배후의 산지를 포함한 소규모 유역에 위치한다. 서해안의 특성에 따라 조석 간만의 차가 크고, 특히 태풍 내습 시 폭풍 해일에 의한 침수가 잦은 지역이다. 산지의 강우-유출수는 복개된 2개의 수로를 통해 바다로 배제되고, 상가들이 위치한 연안 주변 지역에는 강우-유출수 배제를 위한 3개의 배수 체계가 구성되어 있다.

3. 연구 결과

3.1 침수 모의 모형 구축

XP-SWMM을 이용하여 분석 대상지역별 침수 모의 모형을 구축하였다. 적절한 침수 분석 수행을 위해 지역별 수치지형도, 도시 공간 정보 시스템(urban information system, UIS), 하수 관망도 등의 수치 자료와 현장 조사를 통해 유역의 배수 체계를 구성하였다. 그리고 2차원 침수 분석을 위해 무인 드론 및 육상 라이다(LiDAR) 측량을 수행하여 평면해상도가 1 m 이하인 고해상도 수치지형모형(digital terrain model, DTM)을 구성하였고, 침수 모의 격자를 생성하였다.

Fig. 3은 XP-SWMM의 상세 구축 사례로서 부산시 마린시티 배수 유역에 대한 소유역 및 관거 분할 등을 통해 구성한 배수 체계와 고해상도 측량 결과를 이용하여 구성한 수치표면모형(digital surface model, DSM)을 나타낸다. Fig. 4는 각 대상지역에 대해 XP-SWMM을 이용하여 구축한 침수 모의 모형을 나타낸다. 침수 분석을 위해서는 침수 모의 영역에 대한 설정이 필요한데, 다수의 사전 모의를 통해 유역 내에서 침수가 발생되는 지역을 검토하여 결정하였다.

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Fig. 3.

Analysis of watershed drainage system and high-resolution survey for Marine City

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Fig. 4.

Simulation model for inundation analysis by target region using XP-SWMM

한편, 이 연구에서는 월파량 및 조위의 산정 과정과 침수 모의 모형의 보정에 관한 내용 등은 다루지 않았다. 관련된 내용은 선행 연구인 Kang et al. (2019b)와 Lee et al. (2020)을 참조할 수 있다.

3.2 침수 모의 설정

3.2.1 분석 방법

복합 외력에 의한 침수 영향을 검토하기 위해서는 외력 조건에 대한 빈도와 지속기간의 설정이 필요하다. 이 연구에서는 재해 현상이 충분히 나타날 수 있도록 강우와 조위 및 월파의 빈도를 모두 100년으로 설정하였다. 이때, 조위와 월파량의 산정에는 만조(약최고고조위) 시, 100년 빈도에 해당하는 태풍 내습에 따른 폭풍 해일의 발생 조건을 고려하였다.

지역별 강우 발생 특성과 유역 특성을 고려하기 위해 MOIS (2017)의 방재성능목표 기준에 따라 임계 지속기간을 결정하여 대상지역별 강우의 지속기간으로 설정하였다. 이때, 강우의 시간 분포는 MLTM (2011)의 Huff 3분위를 이용하였다. 그리고 조위와 월파의 경우, 일반적인 폭풍 해일의 지속기간을 고려하여 5시간으로 결정하였다. 한편, 침수 모의를 위한 계산 시간 간격, 2차원 모의 격자 등의 입력자료는 분석 대상지역의 유역 규모와 침수 분석 대상 영역을 고려하여 결정하였다. 참고로 침수 분석에 사용된 수치지형모형은 1 m 급의 고해상도로 구성되었지만, 2차원 침수 모의 격자의 크기는 지역별로 3 ~ 4 m이다. 이는 연구에서 사용된 XP-SWMM의 격자 수(100,000개) 제약에 따른 설정이나, Sun (2021)은 민감도 분석을 통해 2차원 침수 분석을 위한 적정 격자 크기를 3 ~ 4.5 m로 제시한 바 있다.

Table 3은 이 연구에서 설정한 침수 모의 조건과 분석 방법을 정리하여 나타낸 표이다.

Table 3.

Simulation condition and method

ClassificationTarget regionSimulation conditionSimulation method
RainfallStorm surgeSimulation time interval2D
grid size
Return
period
DurationTemporal
distribution
Return
period
DurationWatershed
routing
Channel
routing
2D
inundation
The south coastMarine City area100 yr1 hr3rd quartile
of Huff’s
method
1005 hr5 min10 sec1 sec3 m
Centum City area1 hr1005 min10 sec1 sec4 m
The west coastJungang-dong area2 hr1005 min10 sec1 sec3.5 m
Ocheon Port area1 hr1001 min10 sec1 sec3 m

3.2.2 복합 재해의 동시 고려

이 연구의 대상지역들은 모두 소규모의 해안가 도시지역이고, 이러한 지역에 대한 강우의 임계지속기간은 1시간 ~ 2시간이나, 이 연구에서 분석한 폭풍 해일의 지속기간은 5시간으로 강우의 지속기간과 폭풍 해일의 지속기간이 상이하다. 이에 이 연구에서는 서로 다른 지속기간을 가진 강우와 폭풍 해일 또는 조위를 고려하기 위해 강우의 중심과 폭풍 해일의 중심이 동일한 시간에 위치하도록 설정하였다(Fig. 5).

XP-SWMM은 폭풍 해일이 지속되는 5시간 전체를 모의하도록 설정하였고, 폭풍 해일이 가장 큰 시점에 강우의 중심이 위치하도록 강우 발생 시기를 결정하였다. 다만, 부산 마린시티의 경우, 폭풍 해일에 의한 피해가 주로 월파에 의해 발생되므로 강우의 중심과 월파의 중심을 일치시켰고(Fig. 5(a)), 상대적으로 조위의 영향이 큰 3개 지역은 강우의 중심과 조위의 중심을 맞추었다. Fig. 5(b)는 군산시 중앙동 지역의 복합 외력에 의한 침수 분석에 사용된 강우와 조위의 조합이다.

한편, 100년 빈도의 확률강우량만을 고려한 침수 분석에서는 유역 유출부의 경계조건으로 우수 관거의 설계 조건을 고려하여 약최고고조위가 일정하게 유지되도록 설정하였다.

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Fig. 5.

Consideration of external force conditions with different durations

3.2.3 XP-SWMM의 월파량 고려

XP-SWMM에 ADCSWAN 및 FLOW-3D 모형에 의해 산정된 월파량을 입력하기 위해 해안가 지역에 절점을 생성하여 월파 현상을 구현하였다. XP-SWMM에서 월파량을 입력하기 위한 절점의 위치는 FLOW-3D 모형에서 월파량을 산정한 격자의 중심 위치이다.

Fig. 6(a)는 마린시티 지역에 대한 월파량 입력 지점을 나타낸 것으로서, 유역 경계 주변에 동일 간격으로 원으로 표시한 지점들이 해당된다. Fig. 6(b)는 XP-SWMM에 월파량 입력 지점들을 반영하고, 하나의 절점에 월파량 시계열을 입력한 화면을 나타낸다.

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Fig. 6.

Considering wave overtopping on XP-SWMM

3.3 침수 모의 결과

3.3.1 단일 외력에 의한 침수 모의 결과

Fig. 7은 단일 외력을 고려한 지역별 침수 모의 결과이다. 즉, Fig. 7의 왼쪽 그림들은 지역별로 100년 빈도 강우에 의한 침수 모의 결과를 나타내고, Fig. 7의 오른쪽 그림들은 만조 시 100년 빈도 폭풍 해일에 의한 침수 모의 결과이다. 대체로 강우에 의한 침수 영역은 유역 중․상류 지역의 유역 전반에 걸쳐 발생하였고, 폭풍 해일에 의한 침수 영역은 해안가 전면부에 위치하는 것을 볼 수 있다. 이는 폭풍 해일에 의한 조위 상승과 월파의 영향이 상류로 갈수록 감소하기 때문이다.

한편, 4개 지역 모두에서 공통적으로 강우에 비해 폭풍 해일에 의한 침수 영향이 상대적으로 크게 분석되었다. 이러한 결과는 연안 지역의 경우, 폭풍 해일에 대비한 침수 피해 저감 노력이 보다 중요함을 의미한다.

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Fig. 7.

Simulation results by single external force (left: rainfall, right: storm surge)

3.3.2 복합 외력에 의한 침수 모의 결과

Fig. 8은 복합 외력을 고려한 지역별 침수 모의 결과이다. 즉, 강우 및 폭풍 해일을 동시에 고려함에 따라 발생된 침수 영역을 나타낸다. 복합 외력을 고려하는 경우, 단일 외력만을 고려한 분석 결과(Fig. 7)보다 침수 영역은 넓어졌고, 침수심은 깊어졌다.

복합 외력에 의한 침수 분석 결과는 대체로 단일 외력에 의한 침수 모의 결과를 중첩시켜 나타낸 결과와 유사하였고, 이는 일반적으로 예상할 수 있는 결과이다. 주목할만한 결과는 군산시 중앙동의 침수 분석에서 나타났다. 즉, 군산시 중앙동의 경우, 단일 외력만을 고려한 침수 모의 결과에서 나타나지 않았던 새로운 침수 영역이 발생하였다(Fig. 8(c)). 이와 관련된 상세 내용은 3.4절의 고찰에서 기술하였다.

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Fig. 8.

Simulation results by compound external forces

3.4 결과 고찰

외력 조건별 침수의 영향을 정량적으로 비교하기 위해 침수 면적을 이용하였다. 이 연구에서는 강우만에 의해 유발된 침수 면적을 기준(기준값: 1)으로 하고, 폭풍 해일(조위+월파량)에 의한 침수 면적과 복합 외력에 의한 침수 면적의 상대적 비율로 분석하였다(Table 4).

Table 4.

Impact evaluation for inundation area by external force

ConditionMarine City, BusanCentum City, BusanJungang-dong area,
Gunsan
Ocheon Port area,
Boryeong
Inundation area
(km2)
RateInundation area
(km2)
RateInundation area
(km2)
RateInundation area
(km2)
Rate
Single
external force
Rainfall (①)0.01641.00.07591.00.04571.00.01751.0
Storm surge (②)0.03632.210.06850.900.14633.200.04122.35
Compound
external forces
Combination
(①+②)
0.05243.190.15051.980.26325.760.04732.70

분석 결과, 부산 센텀시티를 제외한 3개 지역은 모두 폭풍 해일에 의한 침수 면적이 강우에 의한 침수 면적에 비해 2.2 ~ 3.2배 넓은 것으로 분석되었다. 한편, 복합 외력에 의한 침수 면적은 마린시티와 센텀시티의 경우, 각각의 외력에 의한 침수 면적의 합과 유사하게 나타났다. 이는 각각의 외력에 의한 침수 영역이 상이하여 거의 중복되지 않음을 의미한다. 반면에, 오천항에서는 각각의 외력에 의한 침수 면적의 합이 복합 외력에 의한 면적보다 크게 나타났다. 이는 오천항의 경우, 유역면적이 작고 배수 체계가 비교적 단순하여 강우와 폭풍 해일에 의한 침수 영역이 중복되기 때문인 것으로 분석되었다(Fig. 7(d)).

군산시 중앙동 일대의 경우, 복합 외력에 의한 침수 면적이 각각의 독립적인 외력 조건에 의한 침수 면적의 합에 비해 37.1% 크게 나타났다. 이러한 현상의 원인을 분석하기 위해 복합 외력 조건에서만 나타난 우수 관거(Fig. 8(c)의 A 구간)에 대하여 종단을 검토하였다(Fig. 9). Fig. 9(a)는 강우만에 의해 분석된 우수 관거 내 흐름 종단을 나타내고, Fig. 9(b)는 폭풍 해일만에 의한 우수 관거의 종단이다. 그림을 통해 각각의 독립적인 외력 조건 하에서는 해당 구간에서 침수가 발생되지 않은 것을 볼 수 있다. 다만, 강우만을 고려하더라도 우수 관거는 만관이 된 상태를 확인할 수 있다(Fig. 9(a)). 반면에, 만관 상태에서 폭풍 해일이 함께 고려됨에 따라 해수 범람과 조위 상승에 의해 우수 배제가 불량하게 되었고, 이로 인해 침수가 유발된 것으로 분석되었다(Fig. 9(c)). 따라서 이러한 지역은 복합 외력에 대한 취약지구로 판단할 수 있고, 단일 외력의 고려만으로는 침수를 예상하기 어려운 지역임을 알 수 있다.

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Fig. 9.

A part of drainage profiles by external force in Jungang-dong area, Gunsan

4. 결 론

이 연구에서는 외력 조건에 따른 연안 지역의 침수 특성을 분석하였다. 연구에서 고려된 외력 조건은 두 가지로서 강우와 폭풍 해일(조위와 월파)이다. 분석 대상 연안 지역으로는 남해안에 위치하는 2개 지역(부산시 해운대구의 마린시티와 센텀시티)과 서해안의 2개 지역(군산시 중앙동 일원 및 보령시 오천항)이 선정되었다.

복합 외력을 고려한 연안 지역의 침수 모의를 위해서는 유역의 강우-유출 현상과 바다의 조위 및 월파량을 경계조건으로 반영할 수 있는 침수 모의 모형이 요구되는데, 이 연구에서는 XP-SWMM을 이용하였다. 한편, 조위 및 월파량 산정에는 ADCSWAN (ADCIRC와 UnSWAN) 및 FLOW-3D 모형이 이용되었다.

연안 지역별 침수 모의는 100년 빈도의 강우와 폭풍 해일을 독립적으로 고려한 경우와 복합적으로 고려한 경우를 구분하여 수행되었다. 우선, 외력을 독립적으로 고려한 결과, 대체로 폭풍 해일만 고려한 경우가 강우만 고려한 경우에 비해 침수 영향이 크게 나타났다. 따라서 연안 지역의 경우, 폭풍 해일에 의한 침수 피해 방지 계획이 상대적으로 중요한 것으로 분석되었다. 두 번째, 복합 외력에 의한 침수 분석 결과는 대체로 단일 외력에 의한 침수 모의 결과를 중첩시켜 나타낸 결과와 유사하였다. 다만, 특정 지역에서는 복합 외력을 고려함에 따라 단일 외력만을 고려한 침수 모의에서 나타나지 않았던 새로운 침수 영역이 발생하기도 하였다. 이러한 결과는 독립적인 외력 조건에서는 우수 관거가 만관 또는 그 이하의 상태가 되지만, 두 가지의 외력이 동시에 고려됨에 따라 우수 관거의 통수능 한계를 초과하여 나타났다. 이러한 지역은 복합 외력에 대한 취약지구로 판단되었고, 해당 지역의 적절한 침수 방지 대책 수립을 위해서는 복합적인 외력 조건이 고려되어야 함을 시사하였다.

현행, 자연재해저감종합계획에서는 침수와 관련된 재해 원인 지역을 내수재해, 해안재해, 하천재해 등으로 구분하고 있다. 하지만 이 연구에서 검토된 바와 같이, 연안 지역의 침수 원인은 복합적으로 나타날 뿐만 아니라, 복합 외력을 고려함에 따라 추가적으로 나타날 수 있는 침수 위험 지역도 존재한다. 따라서 기존의 획일적인 재해 원인의 구분보다는 지역의 특성에 맞는 복합적인 재해 원인을 검토할 필요가 있음을 제안한다.

Acknowledgements

본 논문은 행정안전부 극한 재난대응 기반기술 개발사업의 일환인 “해안가 복합재난 위험지역 피해저감 기술개발(연구과제번호: 2018-MOIS31-008)”의 지원으로 수행되었습니다.

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Watershed area

Analysis on inundation characteristics by compound external forces in coastal areas

연안 지역의 복합 외력에 의한 침수 특성 분석

Taeuk KangaDongkyun SunbSangho Leec*
강 태욱a선 동균b이 상호c*
aResearch Professor, Disaster Prevention Research Institute, Pukyong National University, Busan, KoreabResearcher, Disaster Prevention Research Institute, Pukyong National University, Busan, KoreacProfessor, Department of Civil Engineering, Pukyong National University, Busan, Korea
a부경대학교 방재연구소 전임연구교수b부경대학교 방재연구소 연구원c부경대학교 공과대학 토목공학과 교수*Corresponding Author

ABSTRACT

연안 지역은 강우, 조위, 월파 등 여러가지 외력에 의해 침수가 발생될 수 있다. 이에 이 연구에서는 연안 지역에서 발생될 수 있는 단일 및 복합 외력에 의한 지역별 침수 특성을 분석하였다. 연구에서 고려한 외력은 강우와 폭풍 해일에 의한 조위 및 월파이고, 분석 대상지역은 남해안 및 서해안의 4개 지역이다. 유역의 강우-유출 및 2차원 지표면 침수 분석에는 XP-SWMM이 사용되었고, 폭풍 해일에 의한 외력인 조위 및 월파량 산정에는 ADCSWAN (ADCIRC와 UnSWAN) 모형과 FLOW-3D 모형이 각각 활용되었다. 단일 외력을 이용한 분석 결과, 대부분의 연안 지역에서는 강우에 의한 침수 영향보다 폭풍 해일에 의한 침수 영향이 크게 나타났다. 복합 외력에 의한 침수 분석 결과는 대체로 단일 외력에 의한 침수 모의 결과를 중첩시켜 나타낸 결과와 유사하였다. 다만, 특정 지역에서는 복합 외력을 고려함에 따라 단일 외력만을 고려한 침수모의에서 나타나지 않았던 새로운 침수 영역이 발생하기도 하였다. 이러한 지역의 침수 피해 저감을 위해서는 복합 외력을 고려한 분석이 요구되는 것으로 판단되었다.키워드연안 지역 침수 분석 강우 폭풍 해일 복합 외력

The various external forces can cause inundation in coastal areas. This study is to analyze regional characteristics caused by single or compound external forces that can occur in coastal areas. Storm surge (tide level and wave overtopping) and rainfall were considered as the external forces in this study. The inundation analysis were applied to four coastal areas, located on the west and south coast in Republic of Korea. XP-SWMM was used to simulate rainfall-runoff phenomena and 2D ground surface inundation for watershed. A coupled model of ADCIRC and SWAN (ADCSWAN) was used to analyze tide level by storm surge and the FLOW-3D model was used to estimate wave overtopping. As a result of using a single external force, the inundation influence due to storm surge in most of the coastal areas was greater than rainfall. The results of using compound external forces were quite similar to those combined using one external force independently. However, a case of considering compound external forces sometimes created new inundation areas that didn’t appear when considering only a single external force. The analysis considering compound external forces was required to reduce inundation damage in these areas.KeywordsCoastal area Inundation analysis Rainfall Storm surge Compound external forces

MAIN

1. 서 론

우리나라는 반도에 위치하여 삼면이 바다로 둘러싸여 있는 지리적 특성을 가지고 있다. 이에 따라 해양 산업을 중심으로 부산, 인천, 울산 등 대규모의 광역도시가 발달하였을 뿐만 아니라, 창원, 포항, 군산, 목포, 여수 등의 중․소규모 도시들도 발달되어 있다. 또한, 최근에는 연안 지역이 바다를 전망으로 하는 입지 조건을 가지고 있어 개발 선호도가 높고, 이에 따라 부산시 해운대의 마린시티, 엘시티와 같은 주거 및 상업시설의 개발이 지속되고 있다(Kang et al., 2019b).

한편, 최근 기후변화에 따른 지구 온난화 현상으로 평균 해수면이 상승하고, 해수면 온도도 상승하면서 태풍 및 강우의 강도가 커지고 있어 전 세계적으로 자연 재해로 인한 피해가 증가하고 있다(Kim et al., 2016). 실제로 2020년에는 최장기간의 장마가 발생하여 부산, 울산은 물론, 전국에서 50명의 인명 피해와 3,489세대의 이재민이 발생하였다1). 특히, 연안 지역은 강우, 만조 시 해수면 상승, 폭풍 해일(storm surge)에 의한 월파(wave overtopping) 등 복합적인 외력(compound external forces)에 의해 침수될 수 있다(Lee et al., 2020). 일례로, 2016년 태풍 차바 시 부산시 해운대구의 마린시티는 강우와 폭풍 해일에 의한 월파가 발생함에 따라 대규모 침수를 유발하였다(Kang et al., 2019b). 또한, 2020년 7월 23일에 부산에서는 시간당 81.6 mm의 집중호우와 약최고고조위를 상회하는 만조가 동시에 발생하였고, 이로 인해 감조 하천인 동천의 수위가 크게 상승하여 하천이 범람하였다(KSCE, 2021).

연안 지역의 복합 외력을 고려한 침수 분석에 관한 사례로서, 우선 강우와 조위를 고려한 연구 사례는 다음과 같다. Han et al. (2014)은 XP-SWMM을 이용하여 창원시 배수 구역을 대상으로 침수 모의를 수행하였는데, 연안 도시의 침수 모의에는 조위의 영향을 반드시 고려해야 함을 제시하였다. Choi et al. (2018a)은 경남 사천시 선구동 일대에 대하여 초과 강우 및 해수면 상승 시나리오를 조합하여 침수 분석을 수행하였다. Choi et al. (2018b)은 XP-SWMM을 이용하여 여수시 연등천 및 여수시청 지역에 대하여 강우 시나리오와 해수위 상승 시나리오를 고려한 복합 원인에 의한 침수 모의를 수행하여 홍수예경보 기준표를 작성하였다. 한편, 강우, 조위, 월파를 고려한 연구 사례로서, Song et al. (2017)은 부산시 해운대구 수영만 일원에 대하여 XP-SWMM으로 월파량의 적용 유무에 따른 침수 면적을 비교하였다. Suh and Kim (2018)은 부산시 마린시티 지역을 대상으로 태풍 차바 때 EurOtop의 경험식을 ADSWAN에 적용하여 월파량을 반영하였다. Chen et al. (2017)은 TELEMAC-2D 및 SWMM을 기반으로 한 극한 강우, 월파 및 조위를 고려하여 중국 해안 원자력 발전소의 침수를 예측하고 분석하기 위한 결합 모델을 개발한 바 있다. 한편, Lee et al. (2020)은 수리‧수문학 분야와 해양공학 분야에서 사용되는 물리 모형의 기술적 연계를 통해 연안 지역의 침수 모의의 재현성을 높였다.

상기의 연구들은 공통적으로 연안 지역에 대하여 복합 외력을 고려했을 때 발생되는 침수 현상의 재현 또는 예측을 목적으로 수행되었다. 이 연구는 이와 차별하여 복합 외력을 고려하는 경우 나타날 수 있는 연안 지역의 침수 특성 분석을 목적으로 수행되었다. 이를 위해 단일 외력을 독립적으로 고려했을 때 발생되는 침수 양상과 동시에 고려하는 경우의 침수 현상을 비교, 분석하였다. 복합 외력에 의한 지역적 침수 특성 분석은 우리나라 남해안과 서해안에 위치한 4개 지역에 대하여 적용되었다.

1) 장연제, 47일째 이어진 긴 장마, 50명 인명피해… 9년만에 최대, 동아닷컴, 2020년 8월 9일 수정, 2021년 3월 4일 접속, https://www.donga.com/news/article/all/20200809/102369692/2

2. 연구 방법

2.1 연안 지역의 침수 영향 인자

연안 지역의 침수는 크게 세 가지의 메카니즘으로 발생될 수 있다. 우선, 연안 지역은 바다와 인접하고 있기 때문에 그 영향을 직접적으로 받는다. Kim (2018)에 의하면, 연안 지역의 침수는 폭풍 해일에 의해 상승한 조위와 월파로 인해 발생될 수 있다(Table 1). 특히, 경상남도의 창원과 통영, 인천광역시의 소래포구 어시장 등 남해안 및 서해안 지역의 일부는 백중사리, 슈퍼문(super moon) 등 만조 시 조위의 상승으로 인한 침수가 발생하는 지역이 존재한다(Kang et al., 2019a). 두 번째는 강우에 의한 내수 침수 발생이다. ME (2011)에서는 도시 지역의 우수 관거를 10 ~ 30년 빈도로 계획하도록 지정하고 있고, 펌프 시설은 30 ~ 50년 빈도의 홍수를 배수시킬 수 있도록 정하고 있다. 하지만 최근에는 기후변화의 영향으로 도시 지역 배수시설의 설계 빈도를 초과하는 강우가 빈번하게 나타나고 있다. 실제로 2016년의 태풍 차바 시 울산 기상관측소에 관측된 시간 최대 강우량은 106.0 mm로서, 이는 300년 빈도 이상의 강우량에 해당하였다(Kang et al., 2019a). 따라서 배수시설의 설계 빈도 이상의 강우는 연안 도시 지역의 침수를 유발할 수 있다. 세 번째, 하천이 인접한 연안 도시에서는 하천의 범람으로 인해 침수가 발생할 수 있다. 하천의 경우, 기본계획이 수립되기는 하지만, 설계 빈도를 상회하는 강우의 발생, 제방, 수문 등 홍수 방어시설의 기능 저하, 예산 등의 문제로 하천기본계획 이행의 지연 등에 의해 범람할 가능성이 존재한다.

Table 1.

Type of natural hazard damage in coastal areas (Kim, 2018)

ItemRisk factor
Facilities damage∙ Breaking of coastal facilities by wave
– Breakwater, revetment, lighters wharf etc.
∙ Local scouring at the toe of the structures by wave
∙ Road collapse by wave overtopping
Inundation damage∙ Inundation damage by wave overtopping
∙ Inundation of coastal lowlands by storm surge
Erosion damage∙ Backshore erosion due to high swell waves
∙ Shoreline changes caused by construction of coastal erosion control structure
∙ Sediment transport due to the construction of artificial structures

상기의 내용을 종합하면, 연안 지역은 조위 및 월파에 의한 침수, 강우에 의한 내수 침수, 하천 범람에 의한 침수로 구분될 수 있다. 이 연구에서는 폭풍 해일에 의한 조위 상승 및 월파와 강우를 연안 지역의 침수 유발 외력으로 고려하였다. 하천 범람의 경우, 상대적으로 사례가 희소하여 제외하였다.

2.2 복합 외력을 고려한 침수 모의 방법

이 연구에서는 조위 및 월파와 강우를 연안 지역의 침수 발생에 관한 외력 조건으로 고려하였다. 따라서 해당 외력 조건을 고려하여 침수 분석을 수행할 수 있어야 한다. 이와 관련하여 Lee et al. (2020)은 Fig. 1과 같이 수리‧수문 및 해양공학 분야에서 사용되는 물리 기반 모형의 연계를 통해 조위, 월파, 강우를 고려한 침수 분석 방법을 제시하였고, 이 연구에서는 해당 방법을 이용하였다.

/media/sites/kwra/2021-054-07/N0200540702/images/kwra_54_07_02_F1.jpg
Fig. 1.

Connection among the models for inundation analysis in coastal areas (Lee et al., 2020)

우선, 태풍에 의해 발생되는 폭풍 해일의 영향을 분석하기 위해서는 태풍에 의해 발생되는 기압 강하, 해상풍, 진행 속도 등을 고려하여 해수면의 변화 양상 및 조석-해일-파랑을 충분히 재현 가능해야 한다. 이 연구에서는 국내․외에서 검증 및 공인된 폭풍 해일 모형인 ADCIRC 모형과 파랑 모형인 UnSWAN이 결합된 ADCSWAN (coupled model of ADCIRC and UnSWAN)을 이용하였다. 정수압 가정의 ADCSWAN은 월파량 산정에 단순 경험식을 적용하는 단점이 있지만 넓은 영역을 모의할 수 있고, FLOW-3D는 해안선의 경계를 고해상도로 재현이 가능하다. 이에 연구에서는 먼 바다 영역에 대해서는 ADCSWAN을 이용하여 분석하였고, 연안 주변의 바다 영역과 월파량 산정에 대해서는 FLOW-3D 모형을 이용하였다. 한편, 연안 지역의 침수 모의를 위해서는 유역에서 발생하는 강우-유출 현상과 우수 관거 등의 배수 체계에 대한 분석이 가능해야 한다. 또한, 배수 체계로부터 범람한 물이 지표면을 따라 흘러가는 현상을 해석할 수 있어야 하고, 바다의 조위 및 월파량을 경계조건으로 반영할 수 있어야 한다. 이 연구에서는 이러한 현상을 모의할 수 있고, 도시 침수 모의에 활용도가 높은 XP-SWMM을 이용하였다.

2.3 침수 분석 대상지역

연구의 대상지역은 조위 및 월파에 의한 침수와 강우에 의한 내수 침수의 영향이 복합적으로 발생할 수 있는 남해안과 서해안에 위치한 4개 지역이다. Table 2는 침수 분석 대상지역을 정리하여 나타낸 표이고, Fig. 2는 각 지역의 유역 경계를 나타낸 그림이다.

Table 2.

Target region for inundation analysis

ClassificationAdministrative districtTarget regionArea
(km2)
Main cause of inundationPump
facility
Number of
major outfall
The south
coast
Haundae-gu, BusanMarine City area0.53Wave overtopping9
Haundae-gu, BusanCentum City area4.76Poor interior drainage at high tide level12
The west
coast
GunsanJungang-dong area0.79Poor interior drainage at high tide level23
BoryeongOcheon Port area0.41High tide level5

/media/sites/kwra/2021-054-07/N0200540702/images/kwra_54_07_02_F2.jpg
Fig. 2.

Watershed area

남해안의 분석 대상지역 중 부산시 해운대구의 마린시티는 바다 조망을 중심으로 조성된 주거지 및 상업시설 중심의 개발지역이다. 마린시티는 2016년 태풍 차바 및 2018년 태풍 콩레이 등 태풍 내습 시 월파에 의한 해수 월류로 인해 도로 및 상가 일부가 침수를 겪은 지역이다. 부산시 해운대구의 센텀시티는 과거 수영만 매립지였던 곳에 조성된 주거지 및 상업시설 중심의 신도시 지역이다. 센텀시티 유역의 북쪽은 해발고도 El. 634 m의 장산이 위치하는 등 산지 특성도 가지고 있어 상대적으로 유역 면적이 넓고, 배수시설의 규모도 크고 복잡하다. 하지만 수영강 하구의 저지대 지역에 위치함에 따라 강우 시 내수 배제가 불량하고, 특히 만조 시 침수가 잦은 지역이다.

서해안 분석 대상지역 중 전라북도 군산시의 중앙동 일원은 군산시 내항 내측에 조성된 구도시로서, 금강 및 경포천 하구에 위치하는 저지대이다. 이에 따라 군산시 풍수해저감종합계획에서는 해당 지역을 3개의 영역으로 구분하여 내수재해 위험지구(영동지구, 중동지구, 경암지구)로 지정하였고, 이 연구에서는 해당 지역을 모두 고려하였다. 한편, 군산시 중앙동 일원은 특히, 만조 시 내수 배제가 매우 불량하여 2개의 펌프시설이 운영되고 있다. 충청남도 보령시의 오천면에 위치한 오천항은 배후의 산지를 포함한 소규모 유역에 위치한다. 서해안의 특성에 따라 조석 간만의 차가 크고, 특히 태풍 내습 시 폭풍 해일에 의한 침수가 잦은 지역이다. 산지의 강우-유출수는 복개된 2개의 수로를 통해 바다로 배제되고, 상가들이 위치한 연안 주변 지역에는 강우-유출수 배제를 위한 3개의 배수 체계가 구성되어 있다.

3. 연구 결과

3.1 침수 모의 모형 구축

XP-SWMM을 이용하여 분석 대상지역별 침수 모의 모형을 구축하였다. 적절한 침수 분석 수행을 위해 지역별 수치지형도, 도시 공간 정보 시스템(urban information system, UIS), 하수 관망도 등의 수치 자료와 현장 조사를 통해 유역의 배수 체계를 구성하였다. 그리고 2차원 침수 분석을 위해 무인 드론 및 육상 라이다(LiDAR) 측량을 수행하여 평면해상도가 1 m 이하인 고해상도 수치지형모형(digital terrain model, DTM)을 구성하였고, 침수 모의 격자를 생성하였다.

Fig. 3은 XP-SWMM의 상세 구축 사례로서 부산시 마린시티 배수 유역에 대한 소유역 및 관거 분할 등을 통해 구성한 배수 체계와 고해상도 측량 결과를 이용하여 구성한 수치표면모형(digital surface model, DSM)을 나타낸다. Fig. 4는 각 대상지역에 대해 XP-SWMM을 이용하여 구축한 침수 모의 모형을 나타낸다. 침수 분석을 위해서는 침수 모의 영역에 대한 설정이 필요한데, 다수의 사전 모의를 통해 유역 내에서 침수가 발생되는 지역을 검토하여 결정하였다.

/media/sites/kwra/2021-054-07/N0200540702/images/kwra_54_07_02_F3.jpg
Fig. 3.

Analysis of watershed drainage system and high-resolution survey for Marine City

/media/sites/kwra/2021-054-07/N0200540702/images/kwra_54_07_02_F4.jpg
Fig. 4.

Simulation model for inundation analysis by target region using XP-SWMM

한편, 이 연구에서는 월파량 및 조위의 산정 과정과 침수 모의 모형의 보정에 관한 내용 등은 다루지 않았다. 관련된 내용은 선행 연구인 Kang et al. (2019b)와 Lee et al. (2020)을 참조할 수 있다.

3.2 침수 모의 설정

3.2.1 분석 방법

복합 외력에 의한 침수 영향을 검토하기 위해서는 외력 조건에 대한 빈도와 지속기간의 설정이 필요하다. 이 연구에서는 재해 현상이 충분히 나타날 수 있도록 강우와 조위 및 월파의 빈도를 모두 100년으로 설정하였다. 이때, 조위와 월파량의 산정에는 만조(약최고고조위) 시, 100년 빈도에 해당하는 태풍 내습에 따른 폭풍 해일의 발생 조건을 고려하였다.

지역별 강우 발생 특성과 유역 특성을 고려하기 위해 MOIS (2017)의 방재성능목표 기준에 따라 임계 지속기간을 결정하여 대상지역별 강우의 지속기간으로 설정하였다. 이때, 강우의 시간 분포는 MLTM (2011)의 Huff 3분위를 이용하였다. 그리고 조위와 월파의 경우, 일반적인 폭풍 해일의 지속기간을 고려하여 5시간으로 결정하였다. 한편, 침수 모의를 위한 계산 시간 간격, 2차원 모의 격자 등의 입력자료는 분석 대상지역의 유역 규모와 침수 분석 대상 영역을 고려하여 결정하였다. 참고로 침수 분석에 사용된 수치지형모형은 1 m 급의 고해상도로 구성되었지만, 2차원 침수 모의 격자의 크기는 지역별로 3 ~ 4 m이다. 이는 연구에서 사용된 XP-SWMM의 격자 수(100,000개) 제약에 따른 설정이나, Sun (2021)은 민감도 분석을 통해 2차원 침수 분석을 위한 적정 격자 크기를 3 ~ 4.5 m로 제시한 바 있다.

Table 3은 이 연구에서 설정한 침수 모의 조건과 분석 방법을 정리하여 나타낸 표이다.

Table 3.

Simulation condition and method

ClassificationTarget regionSimulation conditionSimulation method
RainfallStorm surgeSimulation time interval2D
grid size
Return
period
DurationTemporal
distribution
Return
period
DurationWatershed
routing
Channel
routing
2D
inundation
The south coastMarine City area100 yr1 hr3rd quartile
of Huff’s
method
1005 hr5 min10 sec1 sec3 m
Centum City area1 hr1005 min10 sec1 sec4 m
The west coastJungang-dong area2 hr1005 min10 sec1 sec3.5 m
Ocheon Port area1 hr1001 min10 sec1 sec3 m

3.2.2 복합 재해의 동시 고려

이 연구의 대상지역들은 모두 소규모의 해안가 도시지역이고, 이러한 지역에 대한 강우의 임계지속기간은 1시간 ~ 2시간이나, 이 연구에서 분석한 폭풍 해일의 지속기간은 5시간으로 강우의 지속기간과 폭풍 해일의 지속기간이 상이하다. 이에 이 연구에서는 서로 다른 지속기간을 가진 강우와 폭풍 해일 또는 조위를 고려하기 위해 강우의 중심과 폭풍 해일의 중심이 동일한 시간에 위치하도록 설정하였다(Fig. 5).

XP-SWMM은 폭풍 해일이 지속되는 5시간 전체를 모의하도록 설정하였고, 폭풍 해일이 가장 큰 시점에 강우의 중심이 위치하도록 강우 발생 시기를 결정하였다. 다만, 부산 마린시티의 경우, 폭풍 해일에 의한 피해가 주로 월파에 의해 발생되므로 강우의 중심과 월파의 중심을 일치시켰고(Fig. 5(a)), 상대적으로 조위의 영향이 큰 3개 지역은 강우의 중심과 조위의 중심을 맞추었다. Fig. 5(b)는 군산시 중앙동 지역의 복합 외력에 의한 침수 분석에 사용된 강우와 조위의 조합이다.

한편, 100년 빈도의 확률강우량만을 고려한 침수 분석에서는 유역 유출부의 경계조건으로 우수 관거의 설계 조건을 고려하여 약최고고조위가 일정하게 유지되도록 설정하였다.

/media/sites/kwra/2021-054-07/N0200540702/images/kwra_54_07_02_F5.jpg
Fig. 5.

Consideration of external force conditions with different durations

3.2.3 XP-SWMM의 월파량 고려

XP-SWMM에 ADCSWAN 및 FLOW-3D 모형에 의해 산정된 월파량을 입력하기 위해 해안가 지역에 절점을 생성하여 월파 현상을 구현하였다. XP-SWMM에서 월파량을 입력하기 위한 절점의 위치는 FLOW-3D 모형에서 월파량을 산정한 격자의 중심 위치이다.

Fig. 6(a)는 마린시티 지역에 대한 월파량 입력 지점을 나타낸 것으로서, 유역 경계 주변에 동일 간격으로 원으로 표시한 지점들이 해당된다. Fig. 6(b)는 XP-SWMM에 월파량 입력 지점들을 반영하고, 하나의 절점에 월파량 시계열을 입력한 화면을 나타낸다.

/media/sites/kwra/2021-054-07/N0200540702/images/kwra_54_07_02_F6.jpg
Fig. 6.

Considering wave overtopping on XP-SWMM

3.3 침수 모의 결과

3.3.1 단일 외력에 의한 침수 모의 결과

Fig. 7은 단일 외력을 고려한 지역별 침수 모의 결과이다. 즉, Fig. 7의 왼쪽 그림들은 지역별로 100년 빈도 강우에 의한 침수 모의 결과를 나타내고, Fig. 7의 오른쪽 그림들은 만조 시 100년 빈도 폭풍 해일에 의한 침수 모의 결과이다. 대체로 강우에 의한 침수 영역은 유역 중․상류 지역의 유역 전반에 걸쳐 발생하였고, 폭풍 해일에 의한 침수 영역은 해안가 전면부에 위치하는 것을 볼 수 있다. 이는 폭풍 해일에 의한 조위 상승과 월파의 영향이 상류로 갈수록 감소하기 때문이다.

한편, 4개 지역 모두에서 공통적으로 강우에 비해 폭풍 해일에 의한 침수 영향이 상대적으로 크게 분석되었다. 이러한 결과는 연안 지역의 경우, 폭풍 해일에 대비한 침수 피해 저감 노력이 보다 중요함을 의미한다.

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Fig. 7.

Simulation results by single external force (left: rainfall, right: storm surge)

3.3.2 복합 외력에 의한 침수 모의 결과

Fig. 8은 복합 외력을 고려한 지역별 침수 모의 결과이다. 즉, 강우 및 폭풍 해일을 동시에 고려함에 따라 발생된 침수 영역을 나타낸다. 복합 외력을 고려하는 경우, 단일 외력만을 고려한 분석 결과(Fig. 7)보다 침수 영역은 넓어졌고, 침수심은 깊어졌다.

복합 외력에 의한 침수 분석 결과는 대체로 단일 외력에 의한 침수 모의 결과를 중첩시켜 나타낸 결과와 유사하였고, 이는 일반적으로 예상할 수 있는 결과이다. 주목할만한 결과는 군산시 중앙동의 침수 분석에서 나타났다. 즉, 군산시 중앙동의 경우, 단일 외력만을 고려한 침수 모의 결과에서 나타나지 않았던 새로운 침수 영역이 발생하였다(Fig. 8(c)). 이와 관련된 상세 내용은 3.4절의 고찰에서 기술하였다.

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Fig. 8.

Simulation results by compound external forces

3.4 결과 고찰

외력 조건별 침수의 영향을 정량적으로 비교하기 위해 침수 면적을 이용하였다. 이 연구에서는 강우만에 의해 유발된 침수 면적을 기준(기준값: 1)으로 하고, 폭풍 해일(조위+월파량)에 의한 침수 면적과 복합 외력에 의한 침수 면적의 상대적 비율로 분석하였다(Table 4).

Table 4.

Impact evaluation for inundation area by external force

ConditionMarine City, BusanCentum City, BusanJungang-dong area,
Gunsan
Ocheon Port area,
Boryeong
Inundation area
(km2)
RateInundation area
(km2)
RateInundation area
(km2)
RateInundation area
(km2)
Rate
Single
external force
Rainfall (①)0.01641.00.07591.00.04571.00.01751.0
Storm surge (②)0.03632.210.06850.900.14633.200.04122.35
Compound
external forces
Combination
(①+②)
0.05243.190.15051.980.26325.760.04732.70

분석 결과, 부산 센텀시티를 제외한 3개 지역은 모두 폭풍 해일에 의한 침수 면적이 강우에 의한 침수 면적에 비해 2.2 ~ 3.2배 넓은 것으로 분석되었다. 한편, 복합 외력에 의한 침수 면적은 마린시티와 센텀시티의 경우, 각각의 외력에 의한 침수 면적의 합과 유사하게 나타났다. 이는 각각의 외력에 의한 침수 영역이 상이하여 거의 중복되지 않음을 의미한다. 반면에, 오천항에서는 각각의 외력에 의한 침수 면적의 합이 복합 외력에 의한 면적보다 크게 나타났다. 이는 오천항의 경우, 유역면적이 작고 배수 체계가 비교적 단순하여 강우와 폭풍 해일에 의한 침수 영역이 중복되기 때문인 것으로 분석되었다(Fig. 7(d)).

군산시 중앙동 일대의 경우, 복합 외력에 의한 침수 면적이 각각의 독립적인 외력 조건에 의한 침수 면적의 합에 비해 37.1% 크게 나타났다. 이러한 현상의 원인을 분석하기 위해 복합 외력 조건에서만 나타난 우수 관거(Fig. 8(c)의 A 구간)에 대하여 종단을 검토하였다(Fig. 9). Fig. 9(a)는 강우만에 의해 분석된 우수 관거 내 흐름 종단을 나타내고, Fig. 9(b)는 폭풍 해일만에 의한 우수 관거의 종단이다. 그림을 통해 각각의 독립적인 외력 조건 하에서는 해당 구간에서 침수가 발생되지 않은 것을 볼 수 있다. 다만, 강우만을 고려하더라도 우수 관거는 만관이 된 상태를 확인할 수 있다(Fig. 9(a)). 반면에, 만관 상태에서 폭풍 해일이 함께 고려됨에 따라 해수 범람과 조위 상승에 의해 우수 배제가 불량하게 되었고, 이로 인해 침수가 유발된 것으로 분석되었다(Fig. 9(c)). 따라서 이러한 지역은 복합 외력에 대한 취약지구로 판단할 수 있고, 단일 외력의 고려만으로는 침수를 예상하기 어려운 지역임을 알 수 있다.

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Fig. 9.

A part of drainage profiles by external force in Jungang-dong area, Gunsan

4. 결 론

이 연구에서는 외력 조건에 따른 연안 지역의 침수 특성을 분석하였다. 연구에서 고려된 외력 조건은 두 가지로서 강우와 폭풍 해일(조위와 월파)이다. 분석 대상 연안 지역으로는 남해안에 위치하는 2개 지역(부산시 해운대구의 마린시티와 센텀시티)과 서해안의 2개 지역(군산시 중앙동 일원 및 보령시 오천항)이 선정되었다.

복합 외력을 고려한 연안 지역의 침수 모의를 위해서는 유역의 강우-유출 현상과 바다의 조위 및 월파량을 경계조건으로 반영할 수 있는 침수 모의 모형이 요구되는데, 이 연구에서는 XP-SWMM을 이용하였다. 한편, 조위 및 월파량 산정에는 ADCSWAN (ADCIRC와 UnSWAN) 및 FLOW-3D 모형이 이용되었다.

연안 지역별 침수 모의는 100년 빈도의 강우와 폭풍 해일을 독립적으로 고려한 경우와 복합적으로 고려한 경우를 구분하여 수행되었다. 우선, 외력을 독립적으로 고려한 결과, 대체로 폭풍 해일만 고려한 경우가 강우만 고려한 경우에 비해 침수 영향이 크게 나타났다. 따라서 연안 지역의 경우, 폭풍 해일에 의한 침수 피해 방지 계획이 상대적으로 중요한 것으로 분석되었다. 두 번째, 복합 외력에 의한 침수 분석 결과는 대체로 단일 외력에 의한 침수 모의 결과를 중첩시켜 나타낸 결과와 유사하였다. 다만, 특정 지역에서는 복합 외력을 고려함에 따라 단일 외력만을 고려한 침수 모의에서 나타나지 않았던 새로운 침수 영역이 발생하기도 하였다. 이러한 결과는 독립적인 외력 조건에서는 우수 관거가 만관 또는 그 이하의 상태가 되지만, 두 가지의 외력이 동시에 고려됨에 따라 우수 관거의 통수능 한계를 초과하여 나타났다. 이러한 지역은 복합 외력에 대한 취약지구로 판단되었고, 해당 지역의 적절한 침수 방지 대책 수립을 위해서는 복합적인 외력 조건이 고려되어야 함을 시사하였다.

현행, 자연재해저감종합계획에서는 침수와 관련된 재해 원인 지역을 내수재해, 해안재해, 하천재해 등으로 구분하고 있다. 하지만 이 연구에서 검토된 바와 같이, 연안 지역의 침수 원인은 복합적으로 나타날 뿐만 아니라, 복합 외력을 고려함에 따라 추가적으로 나타날 수 있는 침수 위험 지역도 존재한다. 따라서 기존의 획일적인 재해 원인의 구분보다는 지역의 특성에 맞는 복합적인 재해 원인을 검토할 필요가 있음을 제안한다.

Acknowledgements

본 논문은 행정안전부 극한 재난대응 기반기술 개발사업의 일환인 “해안가 복합재난 위험지역 피해저감 기술개발(연구과제번호: 2018-MOIS31-008)”의 지원으로 수행되었습니다.

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A 3-D numerical simulation of the characteristics of open channel flows with submerged rigid vegetation

A 3-D numerical simulation of the characteristics of open channel flows with submerged rigid vegetation

수중 강성 식생이 있는 개방 수로 흐름의 특성에 대한 3차원 수치 시뮬레이션

Journal of Hydrodynamics (2021)Cite this article

Abstract

이 논문은 FLOW-3D를 적용하여 다양한 흐름 배출 및 식생 시나리오가 유속(종방향, 횡방향 및 수직 속도 포함)에 미치는 영향을 조사합니다.

실험적 측정을 통한 검증 후 식생직경, 식생높이, 유출량에 대한 민감도 분석을 수행하였습니다. 종방향 속도의 경우 흐름 구조에 대한 가장 큰 영향은 배출보다는 식생 직경에서 비롯됩니다.

그러나 식생 높이는 수직 분포의 변곡점을 결정합니다. 식생 지역, 즉 상류와 하류의 두 위치에서 횡단 속도를 비교하면 수심을 따라 대칭 패턴이 식별됩니다. 식생 지역의 횡단 및 수직 유체 순환 패턴을 포함하여 흐름 또는 식생 시나리오에 관계없이 수직 속도에서도 동일한 패턴이 관찰됩니다.

또한 식생 직경이 클수록 이러한 패턴이 더 분명해집니다. 상부 순환은 식생 캐노피 근처에서 발생합니다. 식생 지역의 가로 세로 방향 순환에 관한 이러한 발견은 수중 식생을 통한 3차원 흐름 구조를 밝혀줍니다.

This paper applies the Flow-3D to investigate the impacts of different flow discharge and vegetation scenarios on the flow velocity (including the longitudinal, transverse and vertical velocities). After the verification by using experimental measurements, a sensitivity analysis is conducted for the vegetation diameter, the vegetation height and the flow discharge. For the longitudinal velocity, the greatest impact on the flow structure originates from the vegetation diameter, rather than the discharge. The vegetation height, however, determines the inflection point of the vertical distribution. Comparing the transverse velocities at two positions in the vegetated area, i.e., the upstream and the downstream, a symmetric pattern is identified along the water depth. The same pattern is also observed for the vertical velocity regardless of the flow or vegetation scenario, including both transverse and vertical fluid circulation patterns in the vegetated area. Moreover, the larger the vegetation diameter is, the more evident these patterns become. The upper circulation occurs near the vegetation canopy. These findings regarding the circulations along the transverse and vertical directions in the vegetated region shed light on the 3-D flow structure through the submerged vegetation.

Key words

  • Submerged rigid vegetation
  • longitudinal velocity
  • transverse velocity
  • vertical velocity

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Fig. 1. (a) Dimensions of the casting with runners (unit: mm), (b) a melt flow simulation using Flow-3D software together with Reilly's model[44], predicted that a large amount of bifilms (denoted by the black particles) would be contained in the final casting. (c) A solidification simulation using Pro-cast software showed that no shrinkage defect was contained in the final casting.

AZ91 합금 주물 내 연행 결함에 대한 캐리어 가스의 영향

Effect of carrier gases on the entrainment defects within AZ91 alloy castings

Tian Liab J.M.T.Daviesa Xiangzhen Zhuc
aUniversity of Birmingham, Birmingham B15 2TT, United Kingdom
bGrainger and Worrall Ltd, Bridgnorth WV15 5HP, United Kingdom
cBrunel Centre for Advanced Solidification Technology, Brunel University London, Kingston Ln, London, Uxbridge UB8 3PH, United Kingdom

Abstract

An entrainment defect (also known as a double oxide film defect or bifilm) acts a void containing an entrapped gas when submerged into a light-alloy melt, thus reducing the quality and reproducibility of the final castings. Previous publications, carried out with Al-alloy castings, reported that this trapped gas could be subsequently consumed by the reaction with the surrounding melt, thus reducing the void volume and negative effect of entrainment defects. Compared with Al-alloys, the entrapped gas within Mg-alloy might be more efficiently consumed due to the relatively high reactivity of magnesium. However, research into the entrainment defects within Mg alloys has been significantly limited. In the present work, AZ91 alloy castings were produced under different carrier gas atmospheres (i.e., SF6/CO2, SF6/air). The evolution processes of the entrainment defects contained in AZ91 alloy were suggested according to the microstructure inspections and thermodynamic calculations. The defects formed in the different atmospheres have a similar sandwich-like structure, but their oxide films contained different combinations of compounds. The use of carrier gases, which were associated with different entrained-gas consumption rates, affected the reproducibility of AZ91 castings.

Keywords

Magnesium alloyCastingOxide film, Bifilm, Entrainment defect, Reproducibility

연행 결함(이중 산화막 결함 또는 이중막 결함이라고도 함)은 경합금 용융물에 잠길 때 갇힌 가스를 포함하는 공극으로 작용하여 최종 주물의 품질과 재현성을 저하시킵니다. Al-합금 주조로 수행된 이전 간행물에서는 이 갇힌 가스가 주변 용융물과의 반응에 의해 후속적으로 소모되어 공극 부피와 연행 결함의 부정적인 영향을 줄일 수 있다고 보고했습니다. Al-합금에 비해 마그네슘의 상대적으로 높은 반응성으로 인해 Mg-합금 내에 포집된 가스가 더 효율적으로 소모될 수 있습니다. 그러나 Mg 합금 내 연행 결함에 대한 연구는 상당히 제한적이었습니다. 현재 작업에서 AZ91 합금 주물은 다양한 캐리어 가스 분위기(즉, SF 6 /CO2 , SF 6 / 공기). AZ91 합금에 포함된 엔트레인먼트 결함의 진화 과정은 미세조직 검사 및 열역학적 계산에 따라 제안되었습니다. 서로 다른 분위기에서 형성된 결함은 유사한 샌드위치 구조를 갖지만 산화막에는 서로 다른 화합물 조합이 포함되어 있습니다. 다른 동반 가스 소비율과 관련된 운반 가스의 사용은 AZ91 주물의 재현성에 영향을 미쳤습니다.

키워드

마그네슘 합금주조Oxide film, Bifilm, Entrainment 불량, 재현성

1 . 소개

지구상에서 가장 가벼운 구조용 금속인 마그네슘은 지난 수십 년 동안 가장 매력적인 경금속 중 하나가 되었습니다. 결과적으로 마그네슘 산업은 지난 20년 동안 급속한 발전을 경험했으며 [1 , 2] , 이는 전 세계적으로 Mg 합금에 대한 수요가 크게 증가했음을 나타냅니다. 오늘날 Mg 합금의 사용은 자동차, 항공 우주, 전자 등의 분야에서 볼 수 있습니다. [3 , 4] . Mg 금속의 전 세계 소비는 특히 자동차 산업에서 앞으로 더욱 증가할 것으로 예측되었습니다. 기존 자동차와 전기 자동차 모두의 에너지 효율성 요구 사항이 설계를 경량화하도록 더욱 밀어붙이기 때문입니다 [3 , 56] .

Mg 합금에 대한 수요의 지속적인 성장은 Mg 합금 주조의 품질 및 기계적 특성 개선에 대한 광범위한 관심을 불러일으켰습니다. Mg 합금 주조 공정 동안 용융물의 표면 난류는 소량의 주변 대기를 포함하는 이중 표면 필름의 포획으로 이어질 수 있으므로 동반 결함(이중 산화막 결함 또는 이중막 결함이라고도 함)을 형성합니다. ) [7] , [8] , [9] , [10] . 무작위 크기, 수량, 방향 및 연행 결함의 배치는 주조 특성의 변화와 관련된 중요한 요인으로 널리 받아들여지고 있습니다 [7] . 또한 Peng et al. [11]AZ91 합금 용융물에 동반된 산화물 필름이 Al 8 Mn 5 입자에 대한 필터 역할을 하여 침전될 때 가두는 것을 발견했습니다 . Mackie et al. [12]는 또한 동반된 산화막이 금속간 입자를 트롤(trawl)하는 작용을 하여 입자가 클러스터링되어 매우 큰 결함을 형성할 수 있다고 제안했습니다. 금속간 화합물의 클러스터링은 비말동반 결함을 주조 특성에 더 해롭게 만들었습니다.

연행 결함에 관한 이전 연구의 대부분은 Al-합금에 대해 수행되었으며 [7 , [13] , [14] , [15] , [16] , [17] , [18] 몇 가지 잠재적인 방법이 제안되었습니다. 알루미늄 합금 주물의 품질에 대한 부정적인 영향을 줄이기 위해. Nyahumwa et al., [16] 은 연행 결함 내의 공극 체적이 열간 등방압 압축(HIP) 공정에 의해 감소될 수 있음을 보여줍니다. Campbell [7] 은 결함 내부의 동반된 가스가 주변 용융물과의 반응으로 인해 소모될 수 있다고 제안했으며, 이는 Raiszedeh와 Griffiths [19]에 의해 추가로 확인되었습니다 ..혼입 가스 소비가 Al-합금 주물의 기계적 특성에 미치는 영향은 [8 , 9]에 의해 조사되었으며 , 이는 혼입 가스의 소비가 주조 재현성의 개선을 촉진함을 시사합니다.

Al-합금 내 결함에 대한 조사와 비교하여 Mg-합금 내 연행 결함에 대한 연구는 상당히 제한적입니다. 연행 결함의 존재는 Mg 합금 주물 [20 , 21] 에서 입증 되었지만 그 거동, 진화 및 연행 가스 소비는 여전히 명확하지 않습니다.

Mg 합금 주조 공정에서 용융물은 일반적으로 마그네슘 점화를 피하기 위해 커버 가스로 보호됩니다. 따라서 모래 또는 매몰 몰드의 공동은 용융물을 붓기 전에 커버 가스로 세척해야 합니다 [22] . 따라서, Mg 합금 주물 내의 연행 가스는 공기만이 아니라 주조 공정에 사용되는 커버 가스를 포함해야 하며, 이는 구조 및 해당 연행 결함의 전개를 복잡하게 만들 수 있습니다.

SF 6 은 Mg 합금 주조 공정에 널리 사용되는 대표적인 커버 가스입니다 [23] , [24] , [25] . 이 커버 가스는 유럽의 마그네슘 합금 주조 공장에서 사용하도록 제한되었지만 상업 보고서에 따르면 이 커버는 전 세계 마그네슘 합금 산업, 특히 다음과 같은 글로벌 마그네슘 합금 생산을 지배한 국가에서 여전히 인기가 있습니다. 중국, 브라질, 인도 등 [26] . 또한, 최근 학술지 조사에서도 이 커버가스가 최근 마그네슘 합금 연구에서 널리 사용된 것으로 나타났다 [27] . SF 6 커버 가스 의 보호 메커니즘 (즉, 액체 Mg 합금과 SF 6 사이의 반응Cover gas)에 대한 연구는 여러 선행연구자들에 의해 이루어졌으나 표면 산화막의 형성과정이 아직 명확하게 밝혀지지 않았으며, 일부 발표된 결과들도 상충되고 있다. 1970년대 초 Fruehling [28] 은 SF 6 아래에 형성된 표면 피막이 주로 미량의 불화물과 함께 MgO 임을 발견 하고 SF 6 이 Mg 합금 표면 피막에 흡수 된다고 제안했습니다 . Couling [29] 은 흡수된 SF 6 이 Mg 합금 용융물과 반응하여 MgF 2 를 형성함을 추가로 확인했습니다 . 지난 20년 동안 아래에 자세히 설명된 것처럼 Mg 합금 표면 필름의 다양한 구조가 보고되었습니다.(1)

단층 필름 . Cashion [30 , 31] 은 X선 광전자 분광법(XPS)과 오제 분광법(AES)을 사용하여 표면 필름을 MgO 및 MgF 2 로 식별했습니다 . 그는 또한 필름의 구성이 두께와 전체 실험 유지 시간에 걸쳐 일정하다는 것을 발견했습니다. Cashion이 관찰한 필름은 10분에서 100분의 유지 시간으로 생성된 단층 구조를 가졌다.(2)

이중층 필름 . Aarstad et. al [32] 은 2003년에 이중층 표면 산화막을 보고했습니다. 그들은 예비 MgO 막에 부착된 잘 분포된 여러 MgF 2 입자를 관찰 하고 전체 표면적의 25-50%를 덮을 때까지 성장했습니다. 외부 MgO 필름을 통한 F의 내부 확산은 진화 과정의 원동력이었습니다. 이 이중층 구조는 Xiong의 그룹 [25 , 33] 과 Shih et al. 도 지지했습니다 . [34] .(삼)

트리플 레이어 필름 . 3층 필름과 그 진화 과정은 Pettersen [35]에 의해 2002년에 보고되었습니다 . Pettersen은 초기 표면 필름이 MgO 상이었고 F의 내부 확산에 의해 점차적으로 안정적인 MgF 2 상 으로 진화한다는 것을 발견했습니다 . 두꺼운 상부 및 하부 MgF 2 층.(4)

산화물 필름은 개별 입자로 구성 됩니다. Wang et al [36] 은 Mg-alloy 표면 필름을 SF 6 커버 가스 하에서 용융물에 교반 한 다음 응고 후 동반된 표면 필름을 검사했습니다. 그들은 동반된 표면 필름이 다른 연구자들이 보고한 보호 표면 필름처럼 계속되지 않고 개별 입자로 구성된다는 것을 발견했습니다. 젊은 산화막은 MgO 나노 크기의 산화물 입자로 구성되어 있는 반면, 오래된 산화막은 한쪽 면에 불화물과 질화물이 포함된 거친 입자(평균 크기 약 1μm)로 구성되어 있습니다.

Mg 합금 용융 표면의 산화막 또는 동반 가스는 모두 액체 Mg 합금과 커버 가스 사이의 반응으로 인해 형성되므로 Mg 합금 표면막에 대한 위에서 언급한 연구는 진화에 대한 귀중한 통찰력을 제공합니다. 연행 결함. 따라서 SF 6 커버 가스 의 보호 메커니즘 (즉, Mg-합금 표면 필름의 형성)은 해당 동반 결함의 잠재적인 복잡한 진화 과정을 나타냅니다.

그러나 Mg 합금 용융물에 표면 필름을 형성하는 것은 용융물에 잠긴 동반된 가스의 소비와 다른 상황에 있다는 점에 유의해야 합니다. 예를 들어, 앞서 언급한 연구에서 표면 성막 동안 충분한 양의 커버 가스가 담지되어 커버 가스의 고갈을 억제했습니다. 대조적으로, Mg 합금 용융물 내의 동반된 가스의 양은 유한하며, 동반된 가스는 완전히 고갈될 수 있습니다. Mirak [37] 은 3.5% SF 6 /기포를 특별히 설계된 영구 금형에서 응고되는 순수한 Mg 합금 용융물에 도입했습니다. 기포가 완전히 소모되었으며, 해당 산화막은 MgO와 MgF 2 의 혼합물임을 알 수 있었다.. 그러나 Aarstad [32] 및 Xiong [25 , 33]에 의해 관찰된 MgF 2 스팟 과 같은 핵 생성 사이트 는 관찰되지 않았습니다. Mirak은 또한 조성 분석을 기반으로 산화막에서 MgO 이전에 MgF 2 가 형성 되었다고 추측했는데 , 이는 이전 문헌에서 보고된 표면 필름 형성 과정(즉, MgF 2 이전에 형성된 MgO)과 반대 입니다. Mirak의 연구는 동반된 가스의 산화막 형성이 표면막의 산화막 형성과 상당히 다를 수 있음을 나타내었지만 산화막의 구조와 진화에 대해서는 밝히지 않았습니다.

또한 커버 가스에 캐리어 가스를 사용하는 것도 커버 가스와 액체 Mg 합금 사이의 반응에 영향을 미쳤습니다. SF 6 /air 는 용융 마그네슘의 점화를 피하기 위해 SF 6 /CO 2 운반 가스 [38] 보다 더 높은 함량의 SF 6을 필요로 하여 다른 가스 소비율을 나타냅니다. Liang et.al [39] 은 CO 2 가 캐리어 가스로 사용될 때 표면 필름에 탄소가 형성된다고 제안했는데 , 이는 SF 6 /air 에서 형성된 필름과 다릅니다 . Mg 연소 [40]에 대한 조사 에서 Mg 2 C 3 검출이 보고되었습니다.CO 2 연소 후 Mg 합금 샘플 에서 이는 Liang의 결과를 뒷받침할 뿐만 아니라 이중 산화막 결함에서 Mg 탄화물의 잠재적 형성을 나타냅니다.

여기에 보고된 작업은 다양한 커버 가스(즉, SF 6 /air 및 SF 6 /CO 2 )로 보호되는 AZ91 Mg 합금 주물에서 형성된 연행 결함의 거동과 진화에 대한 조사 입니다. 이러한 캐리어 가스는 액체 Mg 합금에 대해 다른 보호성을 가지며, 따라서 상응하는 동반 가스의 다른 소비율 및 발생 프로세스와 관련될 수 있습니다. AZ91 주물의 재현성에 대한 동반 가스 소비의 영향도 연구되었습니다.

2 . 실험

2.1 . 용융 및 주조

3kg의 AZ91 합금을 700 ± 5 °C의 연강 도가니에서 녹였습니다. AZ91 합금의 조성은 표 1 에 나타내었다 . 가열하기 전에 잉곳 표면의 모든 산화물 스케일을 기계가공으로 제거했습니다. 사용 된 커버 가스는 0.5 %이었다 SF 6 / 공기 또는 0.5 % SF 6 / CO 2 (부피. %) 다른 주물 6L / 분의 유량. 용융물은 15분 동안 0.3L/min의 유속으로 아르곤으로 가스를 제거한 다음 [41 , 42] , 모래 주형에 부었습니다. 붓기 전에 샌드 몰드 캐비티를 20분 동안 커버 가스로 플러싱했습니다 [22] . 잔류 용융물(약 1kg)이 도가니에서 응고되었습니다.

표 1 . 본 연구에 사용된 AZ91 합금의 조성(wt%).

아연미네소타마그네슘
9.40.610.150.020.0050.0017잔여

그림 1 (a)는 러너가 있는 주물의 치수를 보여줍니다. 탑 필링 시스템은 최종 주물에서 연행 결함을 생성하기 위해 의도적으로 사용되었습니다. Green과 Campbell [7 , 43] 은 탑 필링 시스템이 바텀 필링 시스템에 비해 주조 과정에서 더 많은 연행 현상(즉, 이중 필름)을 유발한다고 제안했습니다. 이 금형의 용융 흐름 시뮬레이션(Flow-3D 소프트웨어)은 연행 현상에 관한 Reilly의 모델 [44] 을 사용하여 최종 주조에 많은 양의 이중막이 포함될 것이라고 예측했습니다( 그림 1 에서 검은색 입자로 표시됨) . NS).

그림 1

수축 결함은 또한 주물의 기계적 특성과 재현성에 영향을 미칩니다. 이 연구는 주조 품질에 대한 이중 필름의 영향에 초점을 맞추었기 때문에 수축 결함이 발생하지 않도록 금형을 의도적으로 설계했습니다. ProCAST 소프트웨어를 사용한 응고 시뮬레이션은 그림 1c 와 같이 최종 주조에 수축 결함이 포함되지 않음을 보여주었습니다 . 캐스팅 건전함도 테스트바 가공 전 실시간 X-ray를 통해 확인했다.

모래 주형은 1wt를 함유한 수지 결합된 규사로 만들어졌습니다. % PEPSET 5230 수지 및 1wt. % PEPSET 5112 촉매. 모래는 또한 억제제로 작용하기 위해 2중량%의 Na 2 SiF 6 을 함유했습니다 .. 주입 온도는 700 ± 5 °C였습니다. 응고 후 러너바의 단면을 Sci-Lab Analytical Ltd로 보내 H 함량 분석(LECO 분석)을 하였고, 모든 H 함량 측정은 주조 공정 후 5일째에 실시하였다. 각각의 주물은 인장 강도 시험을 위해 클립 신장계가 있는 Zwick 1484 인장 시험기를 사용하여 40개의 시험 막대로 가공되었습니다. 파손된 시험봉의 파단면을 주사전자현미경(SEM, Philips JEOL7000)을 이용하여 가속전압 5~15kV로 조사하였다. 파손된 시험 막대, 도가니에서 응고된 잔류 Mg 합금 및 주조 러너를 동일한 SEM을 사용하여 단면화하고 연마하고 검사했습니다. CFEI Quanta 3D FEG FIB-SEM을 사용하여 FIB(집속 이온 빔 밀링 기술)에 의해 테스트 막대 파괴 표면에서 발견된 산화막의 단면을 노출했습니다. 분석에 필요한 산화막은 백금층으로 코팅하였다. 그런 다음 30kV로 가속된 갈륨 이온 빔이 산화막의 단면을 노출시키기 위해 백금 코팅 영역을 둘러싼 재료 기판을 밀링했습니다. 산화막 단면의 EDS 분석은 30kV의 가속 전압에서 FIB 장비를 사용하여 수행되었습니다.

2.2 . 산화 세포

전술 한 바와 같이, 몇몇 최근 연구자들은 마그네슘 합금의 용탕 표면에 형성된 보호막 조사 [38 , 39 , [46] , [47] , [48] , [49] , [50] , [51] , [52 ] . 이 실험 동안 사용된 커버 가스의 양이 충분하여 커버 가스에서 불화물의 고갈을 억제했습니다. 이 섹션에서 설명하는 실험은 엔트레인먼트 결함의 산화막의 진화를 연구하기 위해 커버 가스의 공급을 제한하는 밀봉된 산화 셀을 사용했습니다. 산화 셀에 포함된 커버 가스는 큰 크기의 “동반된 기포”로 간주되었습니다.

도 2에 도시된 바와 같이 , 산화셀의 본체는 내부 길이가 400mm, 내경이 32mm인 폐쇄형 연강관이었다. 수냉식 동관을 전지의 상부에 감았습니다. 튜브가 가열될 때 냉각 시스템은 상부와 하부 사이에 온도 차이를 만들어 내부 가스가 튜브 내에서 대류하도록 했습니다. 온도는 도가니 상단에 위치한 K형 열전대로 모니터링했습니다. Nieet al. [53] 은 Mg 합금 용융물의 표면 피막을 조사할 때 SF 6 커버 가스가 유지로의 강철 벽과 반응할 것이라고 제안했습니다 . 이 반응을 피하기 위해 강철 산화 전지의 내부 표면(그림 2 참조)) 및 열전대의 상반부는 질화붕소로 코팅되었습니다(Mg 합금은 질화붕소와 ​​접촉하지 않았습니다).

그림 2

실험 중에 고체 AZ91 합금 블록을 산화 셀 바닥에 위치한 마그네시아 도가니에 넣었습니다. 전지는 1L/min의 가스 유속으로 전기 저항로에서 100℃로 가열되었다. 원래의 갇힌 대기(즉, 공기)를 대체하기 위해 셀을 이 온도에서 20분 동안 유지했습니다. 그런 다음, 산화 셀을 700°C로 더 가열하여 AZ91 샘플을 녹였습니다. 그런 다음 가스 입구 및 출구 밸브가 닫혀 제한된 커버 가스 공급 하에서 산화를 위한 밀폐된 환경이 생성되었습니다. 그런 다음 산화 전지를 5분 간격으로 5분에서 30분 동안 700 ± 10°C에서 유지했습니다. 각 유지 시간이 끝날 때 세포를 물로 켄칭했습니다. 실온으로 냉각한 후 산화된 샘플을 절단하고 연마한 다음 SEM으로 검사했습니다.

3 . 결과

3.1 . SF 6 /air 에서 형성된 엔트레인먼트 결함의 구조 및 구성

0.5 % SF의 커버 가스 하에서 AZ91 주물에 형성된 유입 결함의 구조 및 조성 6 / 공기는 SEM 및 EDS에 의해 관찰되었다. 결과는 그림 3에 스케치된 엔트레인먼트 결함의 두 가지 유형이 있음을 나타냅니다 . (1) 산화막이 전통적인 단층 구조를 갖는 유형 A 결함 및 (2) 산화막이 2개 층을 갖는 유형 B 결함. 이러한 결함의 세부 사항은 다음에 소개되었습니다. 여기에서 비말동반 결함은 생물막 또는 이중 산화막으로도 알려져 있기 때문에 B형 결함의 산화막은 본 연구에서 “다층 산화막” 또는 “다층 구조”로 언급되었습니다. “이중 산화막 결함의 이중층 산화막”과 같은 혼란스러운 설명을 피하기 위해.

그림 3

그림 4 (ab)는 약 0.4μm 두께의 조밀한 단일층 산화막을 갖는 Type A 결함을 보여줍니다. 이 필름에서 산소, 불소, 마그네슘 및 알루미늄이 검출되었습니다( 그림 4c). 산화막은 마그네슘과 알루미늄의 산화물과 불화물의 혼합물로 추측됩니다. 불소의 검출은 동반된 커버 가스가 이 결함의 형성에 포함되어 있음을 보여주었습니다. 즉, Fig. 4 (a)에 나타난 기공 은 수축결함이나 수소기공도가 아니라 연행결함이었다. 알루미늄의 검출은 Xiong과 Wang의 이전 연구 [47 , 48] 와 다르며 , SF 6으로 보호된 AZ91 용융물의 표면 필름에 알루미늄이 포함되어 있지 않음을 보여주었습니다.커버 가스. 유황은 원소 맵에서 명확하게 인식할 수 없었지만 해당 ESD 스펙트럼에서 S-피크가 있었습니다.

그림 4

도 5 (ab)는 다층 산화막을 갖는 Type B 엔트레인먼트 결함을 나타낸다. 산화막의 조밀한 외부 층은 불소와 산소가 풍부하지만( 그림 5c) 상대적으로 다공성인 내부 층은 산소만 풍부하고(즉, 불소가 부족) 부분적으로 함께 성장하여 샌드위치 모양을 형성합니다. 구조. 따라서 외층은 불화물과 산화물의 혼합물이며 내층은 주로 산화물로 추정된다. 황은 EDX 스펙트럼에서만 인식될 수 있었고 요소 맵에서 명확하게 식별할 수 없었습니다. 이는 커버 가스의 작은 S 함량(즉, SF 6 의 0.5% 부피 함량 때문일 수 있음)커버 가스). 이 산화막에서는 이 산화막의 외층에 알루미늄이 포함되어 있지만 내층에서는 명확하게 검출할 수 없었다. 또한 Al의 분포가 고르지 않은 것으로 보입니다. 결함의 우측에는 필름에 알루미늄이 존재하지만 그 농도는 매트릭스보다 높은 것으로 식별할 수 없음을 알 수 있다. 그러나 결함의 왼쪽에는 알루미늄 농도가 훨씬 높은 작은 영역이 있습니다. 이러한 알루미늄의 불균일한 분포는 다른 결함(아래 참조)에서도 관찰되었으며, 이는 필름 내부 또는 아래에 일부 산화물 입자가 형성된 결과입니다.

그림 5

무화과 도 4 및 5 는 SF 6 /air 의 커버 가스 하에 주조된 AZ91 합금 샘플에서 형성된 연행 결함의 횡단면 관찰을 나타낸다 . 2차원 단면에서 관찰된 수치만으로 연행 결함을 특성화하는 것만으로는 충분하지 않습니다. 더 많은 이해를 돕기 위해 테스트 바의 파단면을 관찰하여 엔트레인먼트 결함(즉, 산화막)의 표면을 더 연구했습니다.

Fig. 6 (a)는 SF 6 /air 에서 생산된 AZ91 합금 인장시험봉의 파단면을 보여준다 . 파단면의 양쪽에서 대칭적인 어두운 영역을 볼 수 있습니다. 그림 6 (b)는 어두운 영역과 밝은 영역 사이의 경계를 보여줍니다. 밝은 영역은 들쭉날쭉하고 부서진 특징으로 구성되어 있는 반면, 어두운 영역의 표면은 비교적 매끄럽고 평평했습니다. 또한 EDS 결과( Fig. 6 c-d 및 Table 2) 불소, 산소, 황 및 질소는 어두운 영역에서만 검출되었으며, 이는 어두운 영역이 용융물에 동반된 표면 보호 필름임을 나타냅니다. 따라서 어두운 영역은 대칭적인 특성을 고려할 때 연행 결함이라고 제안할 수 있습니다. Al-합금 주조물의 파단면에서 유사한 결함이 이전에 보고되었습니다 [7] . 질화물은 테스트 바 파단면의 산화막에서만 발견되었지만 그림 1과 그림 4에 표시된 단면 샘플에서는 검출되지 않았습니다 4 및 5 . 근본적인 이유는 이러한 샘플에 포함된 질화물이 샘플 연마 과정에서 가수분해되었을 수 있기 때문입니다 [54] .

그림 6

표 2 . EDS 결과(wt.%)는 그림 6에 표시된 영역에 해당합니다 (커버 가스: SF 6 /공기).

영형마그네슘NS아연NSNS
그림 6 (b)의 어두운 영역3.481.3279.130.4713.630.570.080.73
그림 6 (b)의 밝은 영역3.5884.4811.250.68

도 1 및 도 2에 도시된 결함의 단면 관찰과 함께 도 4 및 도 5 를 참조하면, 인장 시험봉에 포함된 연행 결함의 구조를 도 6 (e) 와 같이 스케치하였다 . 결함에는 산화막으로 둘러싸인 동반된 가스가 포함되어 있어 테스트 바 내부에 보이드 섹션이 생성되었습니다. 파괴 과정에서 결함에 인장력이 가해지면 균열이 가장 약한 경로를 따라 전파되기 때문에 보이드 섹션에서 균열이 시작되어 연행 결함을 따라 전파됩니다 [55] . 따라서 최종적으로 시험봉이 파단되었을 때 Fig. 6 (a) 와 같이 시험봉의 양 파단면에 연행결함의 산화피막이 나타났다 .

3.2 . SF 6 /CO 2 에 형성된 연행 결함의 구조 및 조성

SF 6 /air 에서 형성된 엔트레인먼트 결함과 유사하게, 0.5% SF 6 /CO 2 의 커버 가스 아래에서 형성된 결함 도 두 가지 유형의 산화막(즉, 단층 및 다층 유형)을 가졌다. 도 7 (a)는 다층 산화막을 포함하는 엔트레인먼트 결함의 예를 도시한다. 결함에 대한 확대 관찰( 그림 7b )은 산화막의 내부 층이 함께 성장하여 SF 6 /air 의 분위기에서 형성된 결함과 유사한 샌드위치 같은 구조를 나타냄을 보여줍니다 ( 그림 7b). 5 나 ). EDS 스펙트럼( 그림 7c) 이 샌드위치형 구조의 접합부(내층)는 주로 산화마그네슘을 함유하고 있음을 보여주었다. 이 EDS 스펙트럼에서는 불소, 황, 알루미늄의 피크가 확인되었으나 그 양은 상대적으로 적었다. 대조적으로, 산화막의 외부 층은 조밀하고 불화물과 산화물의 혼합물로 구성되어 있습니다( 그림 7d-e).

그림 7

Fig. 8 (a)는 0.5%SF 6 /CO 2 분위기에서 제작된 AZ91 합금 인장시험봉의 파단면의 연행결함을 보여준다 . 상응하는 EDS 결과(표 3)는 산화막이 불화물과 산화물을 함유함을 보여주었다. 황과 질소는 검출되지 않았습니다. 게다가, 확대 관찰(  8b)은 산화막 표면에 반점을 나타내었다. 반점의 직경은 수백 나노미터에서 수 마이크론 미터까지 다양했습니다.

그림 8

산화막의 구조와 조성을 보다 명확하게 나타내기 위해 테스트 바 파단면의 산화막 단면을 FIB 기법을 사용하여 현장에서 노출시켰다( 그림 9 ). 도 9a에 도시된 바와 같이 , 백금 코팅층과 Mg-Al 합금 기재 사이에 연속적인 산화피막이 발견되었다. 그림 9 (bc)는 다층 구조( 그림 9c 에서 빨간색 상자로 표시)를 나타내는 산화막에 대한 확대 관찰을 보여줍니다 . 바닥층은 불소와 산소가 풍부하고 불소와 산화물의 혼합물이어야 합니다 . 5 와 7, 유일한 산소가 풍부한 최상층은 도 1 및 도 2에 도시 된 “내층”과 유사하였다 5 및 7 .

그림 9

연속 필름을 제외하고 도 9 에 도시된 바와 같이 연속 필름 내부 또는 하부에서도 일부 개별 입자가 관찰되었다 . 그림 9( b) 의 산화막 좌측에서 Al이 풍부한 입자가 검출되었으며, 마그네슘과 산소 원소도 풍부하게 함유하고 있어 스피넬 Mg 2 AlO 4 로 추측할 수 있다 . 이러한 Mg 2 AlO 4 입자의 존재는 Fig. 5 와 같이 관찰된 필름의 작은 영역에 높은 알루미늄 농도와 알루미늄의 불균일한 분포의 원인이 된다 .(씨). 여기서 강조되어야 할 것은 연속 산화막의 바닥층의 다른 부분이 이 Al이 풍부한 입자보다 적은 양의 알루미늄을 함유하고 있지만, 그림 9c는 이 바닥층의 알루미늄 양이 여전히 무시할 수 없는 수준임을 나타냅니다 . , 특히 필름의 외층과 비교할 때. 도 9b에 도시된 산화막의 우측 아래에서 입자가 검출되어 Mg와 O가 풍부하여 MgO인 것으로 추측되었다. Wang의 결과에 따르면 [56], Mg 용융물과 Mg 증기의 산화에 의해 Mg 용융물의 표면에 많은 이산 MgO 입자가 형성될 수 있다. 우리의 현재 연구에서 관찰된 MgO 입자는 같은 이유로 인해 형성될 수 있습니다. 실험 조건의 차이로 인해 더 적은 Mg 용융물이 기화되거나 O2와 반응할 수 있으므로 우리 작업에서 형성되는 MgO 입자는 소수에 불과합니다. 또한 필름에서 풍부한 탄소가 발견되어 CO 2 가 용융물과 반응하여 탄소 또는 탄화물을 형성할 수 있음을 보여줍니다 . 이 탄소 농도는 표 3에 나타낸 산화막의 상대적으로 높은 탄소 함량 (즉, 어두운 영역) 과 일치하였다 . 산화막 옆 영역.

표 3 . 도 8에 도시된 영역에 상응하는 EDS 결과(wt.%) (커버 가스: SF 6 / CO 2 ).

영형마그네슘NS아연NSNS
그림 8 (a)의 어두운 영역7.253.6469.823.827.030.86
그림 8 (a)의 밝은 영역2.100.4482.8313.261.36

테스트 바 파단면( 도 9 ) 에서 산화막의 이 단면 관찰은 도 6 (e)에 도시된 엔트레인먼트 결함의 개략도를 추가로 확인했다 . SF 6 /CO 2 와 SF 6 /air 의 서로 다른 분위기에서 형성된 엔트레인먼트 결함 은 유사한 구조를 가졌지만 그 조성은 달랐다.

3.3 . 산화 전지에서 산화막의 진화

섹션 3.1 및 3.2 의 결과 는 SF 6 /air 및 SF 6 /CO 2 의 커버 가스 아래에서 AZ91 주조에서 형성된 연행 결함의 구조 및 구성을 보여줍니다 . 산화 반응의 다른 단계는 연행 결함의 다른 구조와 조성으로 이어질 수 있습니다. Campbell은 동반된 가스가 주변 용융물과 반응할 수 있다고 추측했지만 Mg 합금 용융물과 포획된 커버 가스 사이에 반응이 발생했다는 보고는 거의 없습니다. 이전 연구자들은 일반적으로 개방된 환경에서 Mg 합금 용융물과 커버 가스 사이의 반응에 초점을 맞췄습니다 [38 , 39 , [46] , [47][48] , [49] , [50] , [51] , [52] , 이는 용융물에 갇힌 커버 가스의 상황과 다릅니다. AZ91 합금에서 엔트레인먼트 결함의 형성을 더 이해하기 위해 엔트레인먼트 결함의 산화막의 진화 과정을 산화 셀을 사용하여 추가로 연구했습니다.

.도 10 (a 및 d) 0.5 % 방송 SF 보호 산화 셀에서 5 분 동안 유지 된 표면 막 (6) / 공기. 불화물과 산화물(MgF 2 와 MgO) 로 이루어진 단 하나의 층이 있었습니다 . 이 표면 필름에서. 황은 EDS 스펙트럼에서 검출되었지만 그 양이 너무 적어 원소 맵에서 인식되지 않았습니다. 이 산화막의 구조 및 조성은 도 4 에 나타낸 엔트레인먼트 결함의 단층막과 유사하였다 .

그림 10

10분의 유지 시간 후, 얇은 (O,S)가 풍부한 상부층(약 700nm)이 예비 F-농축 필름에 나타나 그림 10 (b 및 e) 에서와 같이 다층 구조를 형성했습니다 . ). (O, S)가 풍부한 최상층의 두께는 유지 시간이 증가함에 따라 증가했습니다. Fig. 10 (c, f) 에서 보는 바와 같이 30분간 유지한 산화막도 다층구조를 가지고 있으나 (O,S)가 풍부한 최상층(약 2.5μm)의 두께가 10분 산화막의 그것. 도 10 (bc) 에 도시 된 다층 산화막 은 도 5에 도시된 샌드위치형 결함의 막과 유사한 외관을 나타냈다 .

도 10에 도시된 산화막의 상이한 구조는 커버 가스의 불화물이 AZ91 합금 용융물과의 반응으로 인해 우선적으로 소모될 것임을 나타내었다. 불화물이 고갈된 후, 잔류 커버 가스는 액체 AZ91 합금과 추가로 반응하여 산화막에 상부 (O, S)가 풍부한 층을 형성했습니다. 따라서 도 1 및 도 3에 도시된 연행 결함의 상이한 구조 및 조성 4 와 5 는 용융물과 갇힌 커버 가스 사이의 진행 중인 산화 반응 때문일 수 있습니다.

이 다층 구조는 Mg 합금 용융물에 형성된 보호 표면 필름에 관한 이전 간행물 [38 , [46] , [47] , [48] , [49] , [50] , [51] 에서 보고되지 않았습니다 . . 이는 이전 연구원들이 무제한의 커버 가스로 실험을 수행했기 때문에 커버 가스의 불화물이 고갈되지 않는 상황을 만들었기 때문일 수 있습니다. 따라서 엔트레인먼트 결함의 산화피막은 도 10에 도시된 산화피막과 유사한 거동특성을 가지나 [38 ,[46] , [47] , [48] , [49] , [50] , [51] .

SF 유지 산화막와 마찬가지로 6 / 공기, SF에 형성된 산화물 막 (6) / CO 2는 또한 세포 산화 다른 유지 시간과 다른 구조를 가지고 있었다. .도 11 (a)는 AZ91 개최 산화막, 0.5 %의 커버 가스 하에서 SF 표면 용융 도시 6 / CO 2, 5 분. 이 필름은 MgF 2 로 이루어진 단층 구조를 가졌다 . 이 영화에서는 MgO의 존재를 확인할 수 없었다. 30분의 유지 시간 후, 필름은 다층 구조를 가졌다; 내부 층은 조밀하고 균일한 외관을 가지며 MgF 2 로 구성 되고 외부 층은 MgF 2 혼합물및 MgO. 0.5%SF 6 /air 에서 형성된 표면막과 다른 이 막에서는 황이 검출되지 않았다 . 따라서, 0.5%SF 6 /CO 2 의 커버 가스 내의 불화물 도 막 성장 과정의 초기 단계에서 우선적으로 소모되었다. SF 6 /air 에서 형성된 막과 비교하여 SF 6 /CO 2 에서 형성된 막에서 MgO 는 나중에 나타났고 황화물은 30분 이내에 나타나지 않았다. 이는 SF 6 /air 에서 필름의 형성과 진화 가 SF 6 /CO 2 보다 빠르다 는 것을 의미할 수 있습니다 . CO 2 후속적으로 용융물과 반응하여 MgO를 형성하는 반면, 황 함유 화합물은 커버 가스에 축적되어 반응하여 매우 늦은 단계에서 황화물을 형성할 수 있습니다(산화 셀에서 30분 후).

그림 11

4 . 논의

4.1 . SF 6 /air 에서 형성된 연행 결함의 진화

Outokumpu HSC Chemistry for Windows( http://www.hsc-chemistry.net/ )의 HSC 소프트웨어를 사용하여 갇힌 기체와 액체 AZ91 합금 사이에서 발생할 수 있는 반응을 탐색하는 데 필요한 열역학 계산을 수행했습니다. 계산에 대한 솔루션은 소량의 커버 가스(즉, 갇힌 기포 내의 양)와 AZ91 합금 용융물 사이의 반응 과정에서 어떤 생성물이 가장 형성될 가능성이 있는지 제안합니다.

실험에서 압력은 1기압으로, 온도는 700°C로 설정했습니다. 커버 가스의 사용량은 7 × 10으로 가정 하였다 -7  약 0.57 cm의 양으로 kg 3 (3.14 × 10 -6  0.5 % SF위한 kmol) 6 / 공기, 0.35 cm (3) (3.12 × 10 – 8  kmol) 0.5%SF 6 /CO 2 . 포획된 가스와 접촉하는 AZ91 합금 용융물의 양은 모든 반응을 완료하기에 충분한 것으로 가정되었습니다. SF 6 의 분해 생성물 은 SF 5 , SF 4 , SF 3 , SF 2 , F 2 , S(g), S 2(g) 및 F(g) [57] , [58] , [59] , [60] .

그림 12 는 AZ91 합금과 0.5%SF 6 /air 사이의 반응에 대한 열역학적 계산의 평형 다이어그램을 보여줍니다 . 다이어그램에서 10 -15  kmol 미만의 반응물 및 생성물은 표시되지 않았습니다. 이는 존재 하는 SF 6 의 양 (≈ 1.57 × 10 -10  kmol) 보다 5배 적 으므로 영향을 미치지 않습니다. 실제적인 방법으로 과정을 관찰했습니다.

그림 12

이 반응 과정은 3단계로 나눌 수 있다.

1단계 : 불화물의 형성. AZ91 용융물은 SF 6 및 그 분해 생성물과 우선적으로 반응하여 MgF 2 , AlF 3 및 ZnF 2 를 생성 합니다. 그러나 ZnF 2 의 양 이 너무 적어서 실제적으로 검출되지  않았을 수 있습니다(  MgF 2 의 3 × 10 -10 kmol에 비해 ZnF 2 1.25 × 10 -12 kmol ). 섹션 3.1 – 3.3에 표시된 모든 산화막 . 한편, 잔류 가스에 황이 SO 2 로 축적되었다 .

2단계 : 산화물의 형성. 액체 AZ91 합금이 포획된 가스에서 사용 가능한 모든 불화물을 고갈시킨 후, Mg와의 반응으로 인해 AlF 3 및 ZnF 2 의 양이 빠르게 감소했습니다. O 2 (g) 및 SO 2 는 AZ91 용융물과 반응하여 MgO, Al 2 O 3 , MgAl 2 O 4 , ZnO, ZnSO 4 및 MgSO 4 를 형성 합니다. 그러나 ZnO 및 ZnSO 4 의 양은 EDS에 의해 실제로 발견되기에는 너무 적었을 것입니다(예: 9.5 × 10 -12  kmol의 ZnO, 1.38 × 10 -14  kmol의 ZnSO 4 , 대조적으로 4.68 × 10−10  kmol의 MgF 2 , X 축의 AZ91 양 이 2.5 × 10 -9  kmol일 때). 실험 사례에서 커버 가스의 F 농도는 매우 낮고 전체 농도 f O는 훨씬 높습니다. 따라서 1단계와 2단계, 즉 불화물과 산화물의 형성은 반응 초기에 동시에 일어나 그림 1과 2와 같이 불화물과 산화물의 가수층 혼합물이 형성될 수 있다 . 4 및 10 (a). 내부 층은 산화물로 구성되어 있지만 불화물은 커버 가스에서 F 원소가 완전히 고갈된 후에 형성될 수 있습니다.

단계 1-2는 도 10 에 도시 된 다층 구조의 형성 과정을 이론적으로 검증하였다 .

산화막 내의 MgAl 2 O 4 및 Al 2 O 3 의 양은 도 4에 도시된 산화막과 일치하는 검출하기에 충분한 양이었다 . 그러나, 도 10 에 도시된 바와 같이, 산화셀에서 성장된 산화막에서는 알루미늄의 존재를 인식할 수 없었다 . 이러한 Al의 부재는 표면 필름과 AZ91 합금 용융물 사이의 다음 반응으로 인한 것일 수 있습니다.(1)

Al 2 O 3  + 3Mg + = 3MgO + 2Al, △G(700°C) = -119.82 kJ/mol(2)

Mg + MgAl 2 O 4  = MgO + Al, △G(700°C) = -106.34 kJ/mol이는 반응물이 서로 완전히 접촉한다는 가정 하에 열역학적 계산이 수행되었기 때문에 HSC 소프트웨어로 시뮬레이션할 수 없었습니다. 그러나 실제 공정에서 AZ91 용융물과 커버 가스는 보호 표면 필름의 존재로 인해 서로 완전히 접촉할 수 없습니다.

3단계 : 황화물과 질화물의 형성. 30분의 유지 시간 후, 산화 셀의 기상 불화물 및 산화물이 고갈되어 잔류 가스와 용융 반응을 허용하여 초기 F-농축 또는 (F, O )이 풍부한 표면 필름, 따라서 그림 10 (b 및 c)에 표시된 관찰된 다층 구조를 생성합니다 . 게다가, 질소는 모든 반응이 완료될 때까지 AZ91 용융물과 반응했습니다. 도 6 에 도시 된 산화막 은 질화물 함량으로 인해 이 반응 단계에 해당할 수 있다. 그러나, 그 결과는 도 1 및 도 5에 도시 된 연마된 샘플에서 질화물이 검출되지 않음을 보여준다. 4 와 5, 그러나 테스트 바 파단면에서만 발견됩니다. 질화물은 다음과 같이 샘플 준비 과정에서 가수분해될 수 있습니다 [54] .(삼)

Mg 3 N 2  + 6H 2 O = 3Mg(OH) 2  + 2NH 3 ↑(4)

AlN+ 3H 2 O = Al(OH) 3  + NH 3 ↑

또한 Schmidt et al. [61] 은 Mg 3 N 2 와 AlN이 반응하여 3원 질화물(Mg 3 Al n N n+2, n=1, 2, 3…) 을 형성할 수 있음을 발견했습니다 . HSC 소프트웨어에는 삼원 질화물 데이터베이스가 포함되어 있지 않아 계산에 추가할 수 없습니다. 이 단계의 산화막은 또한 삼원 질화물을 포함할 수 있습니다.

4.2 . SF 6 /CO 2 에서 형성된 연행 결함의 진화

도 13 은 AZ91 합금과 0.5%SF 6 /CO 2 사이의 열역학적 계산 결과를 보여준다 . 이 반응 과정도 세 단계로 나눌 수 있습니다.

그림 13

1단계 : 불화물의 형성. SF 6 및 그 분해 생성물은 AZ91 용융물에 의해 소비되어 MgF 2 , AlF 3 및 ZnF 2 를 형성했습니다 . 0.5% SF 6 /air 에서 AZ91의 반응에서와 같이 ZnF 2 의 양 이 너무 작아서 실제적으로 감지되지  않았습니다( 2.67 x 10 -10  kmol의 MgF 2 에 비해 ZnF 2 1.51 x 10 -13 kmol ). S와 같은 잔류 가스 트랩에 축적 유황 2 (g) 및 (S)의 일부분 (2) (g)가 CO와 반응하여 2 SO 형성하는 2및 CO. 이 반응 단계의 생성물은 도 11 (a)에 도시된 필름과 일치하며 , 이는 불화물만을 함유하는 단일 층 구조를 갖는다.

2단계 : 산화물의 형성. ALF 3 및 ZnF 2 MgF로 형성 용융 AZ91 마그네슘의 반응 2 , Al 및 Zn으로한다. SO 2 는 소모되기 시작하여 표면 필름에 산화물을 생성 하고 커버 가스에 S 2 (g)를 생성했습니다. 한편, CO 2 는 AZ91 용융물과 직접 반응하여 CO, MgO, ZnO 및 Al 2 O 3 를 형성 합니다. 도 1에 도시 된 산화막 9 및 11 (b)는 산소가 풍부한 층과 다층 구조로 인해 이 반응 단계에 해당할 수 있습니다.

커버 가스의 CO는 AZ91 용융물과 추가로 반응하여 C를 생성할 수 있습니다. 이 탄소는 온도가 감소할 때(응고 기간 동안) Mg와 추가로 반응하여 Mg 탄화물을 형성할 수 있습니다 [62] . 이것은 도 4에 도시된 산화막의 탄소 함량이 높은 이유일 수 있다 8 – 9 . Liang et al. [39] 또한 SO 2 /CO 2 로 보호된 AZ91 합금 표면 필름에서 탄소 검출을 보고했습니다 . 생성된 Al 2 O 3 는 MgO와 더 결합하여 MgAl 2 O [63]를 형성할 수 있습니다 . 섹션 4.1 에서 논의된 바와 같이, 알루미나 및 스피넬은 도 11 에 도시된 바와 같이 표면 필름에 알루미늄 부재를 야기하는 Mg와 반응할 수 있다 .

3단계 : 황화물의 형성. AZ91은 용융물 S 소비하기 시작 2 인 ZnS와 MGS 형성 갇힌 잔류 가스 (g)를. 이러한 반응은 반응 과정의 마지막 단계까지 일어나지 않았으며, 이는 Fig. 7 (c)에 나타난 결함의 S-함량 이 적은 이유일 수 있다 .

요약하면, 열역학적 계산은 AZ91 용융물이 커버 가스와 반응하여 먼저 불화물을 형성한 다음 마지막에 산화물과 황화물을 형성할 것임을 나타냅니다. 다른 반응 단계에서 산화막은 다른 구조와 조성을 가질 것입니다.

4.3 . 운반 가스가 동반 가스 소비 및 AZ91 주물의 재현성에 미치는 영향

SF 6 /air 및 SF 6 /CO 2 에서 형성된 연행 결함의 진화 과정은 4.1절 과 4.2  에서 제안되었습니다 . 이론적인 계산은 실제 샘플에서 발견되는 해당 산화막과 관련하여 검증되었습니다. 연행 결함 내의 대기는 Al-합금 시스템과 다른 시나리오에서 액체 Mg-합금과의 반응으로 인해 효율적으로 소모될 수 있습니다(즉, 연행된 기포의 질소가 Al-합금 용융물과 효율적으로 반응하지 않을 것입니다 [64 , 65] 그러나 일반적으로 “질소 연소”라고 하는 액체 Mg 합금에서 질소가 더 쉽게 소모될 것입니다 [66] ).

동반된 가스와 주변 액체 Mg-합금 사이의 반응은 동반된 가스를 산화막 내에서 고체 화합물(예: MgO)로 전환하여 동반 결함의 공극 부피를 감소시켜 결함(예: 공기의 동반된 가스가 주변의 액체 Mg 합금에 의해 고갈되면 용융 온도가 700 °C이고 액체 Mg 합금의 깊이가 10 cm라고 가정할 때 최종 고체 제품의 총 부피는 0.044가 됩니다. 갇힌 공기가 취한 초기 부피의 %).

연행 결함의 보이드 부피 감소와 해당 주조 특성 사이의 관계는 알루미늄 합금 주조에서 널리 연구되었습니다. Nyahumwa와 Campbell [16] 은 HIP(Hot Isostatic Pressing) 공정이 Al-합금 주물의 연행 결함이 붕괴되고 산화물 표면이 접촉하게 되었다고 보고했습니다. 주물의 피로 수명은 HIP 이후 개선되었습니다. Nyahumwa와 Campbell [16] 도 서로 접촉하고 있는 이중 산화막의 잠재적인 결합을 제안했지만 이를 뒷받침하는 직접적인 증거는 없었습니다. 이 결합 현상은 Aryafar et.al에 의해 추가로 조사되었습니다. [8], 그는 강철 튜브에서 산화물 스킨이 있는 두 개의 Al-합금 막대를 다시 녹인 다음 응고된 샘플에 대해 인장 강도 테스트를 수행했습니다. 그들은 Al-합금 봉의 산화물 스킨이 서로 강하게 결합되어 용융 유지 시간이 연장됨에 따라 더욱 강해짐을 발견했으며, 이는 이중 산화막 내 동반된 가스의 소비로 인한 잠재적인 “치유” 현상을 나타냅니다. 구조. 또한 Raidszadeh와 Griffiths [9 , 19] 는 연행 가스가 반응하는 데 더 긴 시간을 갖도록 함으로써 응고 전 용융 유지 시간을 연장함으로써 Al-합금 주물의 재현성에 대한 연행 결함의 부정적인 영향을 성공적으로 줄였습니다. 주변이 녹습니다.

앞서 언급한 연구를 고려할 때, Mg 합금 주물에서 혼입 가스의 소비는 다음 두 가지 방식으로 혼입 결함의 부정적인 영향을 감소시킬 수 있습니다.

(1) 이중 산화막의 결합 현상 . 도 5 및 도 7 에 도시 된 샌드위치형 구조 는 이중 산화막 구조의 잠재적인 결합을 나타내었다. 그러나 산화막의 결합으로 인한 강도 증가를 정량화하기 위해서는 더 많은 증거가 필요합니다.

(2) 연행 결함의 보이드 체적 감소 . 주조품의 품질에 대한 보이드 부피 감소의 긍정적인 효과는 HIP 프로세스 [67]에 의해 널리 입증되었습니다 . 섹션 4.1 – 4.2 에서 논의된 진화 과정과 같이 , 동반된 가스와 주변 AZ91 합금 용융물 사이의 지속적인 반응으로 인해 동반 결함의 산화막이 함께 성장할 수 있습니다. 최종 고체 생성물의 부피는 동반된 기체에 비해 상당히 작았다(즉, 이전에 언급된 바와 같이 0.044%).

따라서, 혼입 가스의 소모율(즉, 산화막의 성장 속도)은 AZ91 합금 주물의 품질을 향상시키는 중요한 매개변수가 될 수 있습니다. 이에 따라 산화 셀의 산화막 성장 속도를 추가로 조사했습니다.

도 14 는 상이한 커버 가스(즉, 0.5%SF 6 /air 및 0.5%SF 6 /CO 2 ) 에서의 표면 필름 성장 속도의 비교를 보여준다 . 필름 두께 측정을 위해 각 샘플의 15개의 임의 지점을 선택했습니다. 95% 신뢰구간(95%CI)은 막두께의 변화가 가우시안 분포를 따른다는 가정하에 계산하였다. 0.5%SF 6 /air 에서 형성된 모든 표면막이 0.5%SF 6 /CO 2 에서 형성된 것보다 빠르게 성장함을 알 수 있다 . 다른 성장률은 0.5%SF 6 /air 의 연행 가스 소비율 이 0.5%SF 6 /CO 2 보다 더 높음 을 시사했습니다., 이는 동반된 가스의 소비에 더 유리했습니다.

그림 14

산화 셀에서 액체 AZ91 합금과 커버 가스의 접촉 면적(즉, 도가니의 크기)은 많은 양의 용융물과 가스를 고려할 때 상대적으로 작았다는 점에 유의해야 합니다. 결과적으로, 산화 셀 내에서 산화막 성장을 위한 유지 시간은 비교적 길었다(즉, 5-30분). 하지만, 실제 주조에 함유 된 혼입 결함은 (상대적으로 매우 적은, 즉, 수 미크론의 크기에 도시 된 바와 같이 ,도 3. – 6 및 [7]), 동반된 가스는 주변 용융물로 완전히 둘러싸여 상대적으로 큰 접촉 영역을 생성합니다. 따라서 커버 가스와 AZ91 합금 용융물의 반응 시간은 비교적 짧을 수 있습니다. 또한 실제 Mg 합금 모래 주조의 응고 시간은 몇 분일 수 있습니다(예: Guo [68] 은 직경 60mm의 Mg 합금 모래 주조가 응고되는 데 4분이 필요하다고 보고했습니다). 따라서 Mg-합금 용융주조 과정에서 포획된 동반된 가스는 특히 응고 시간이 긴 모래 주물 및 대형 주물의 경우 주변 용융물에 의해 쉽게 소모될 것으로 예상할 수 있습니다.

따라서, 동반 가스의 다른 소비율과 관련된 다른 커버 가스(0.5%SF 6 /air 및 0.5%SF 6 /CO 2 )가 최종 주물의 재현성에 영향을 미칠 수 있습니다. 이 가정을 검증하기 위해 0.5%SF 6 /air 및 0.5%SF 6 /CO 2 에서 생산된 AZ91 주물 을 기계적 평가를 위해 테스트 막대로 가공했습니다. Weibull 분석은 선형 최소 자승(LLS) 방법과 비선형 최소 자승(비 LLS) 방법을 모두 사용하여 수행되었습니다 [69] .

그림 15 (ab)는 LLS 방법으로 얻은 UTS 및 AZ91 합금 주물의 연신율의 전통적인 2-p 선형 Weibull 플롯을 보여줍니다. 사용된 추정기는 P= (i-0.5)/N이며, 이는 모든 인기 있는 추정기 중 가장 낮은 편향을 유발하는 것으로 제안되었습니다 [69 , 70] . SF 6 /air 에서 생산된 주물 은 UTS Weibull 계수가 16.9이고 연신율 Weibull 계수가 5.0입니다. 대조적으로, SF 6 /CO 2 에서 생산된 주물의 UTS 및 연신 Weibull 계수는 각각 7.7과 2.7로, SF 6 /CO 2 에 의해 보호된 주물의 재현성이 SF 6 /air 에서 생산된 것보다 훨씬 낮음을 시사합니다. .

그림 15

또한 저자의 이전 출판물 [69] 은 선형화된 Weibull 플롯의 단점을 보여주었으며, 이는 Weibull 추정 의 더 높은 편향과 잘못된 2 중단을 유발할 수 있습니다 . 따라서 그림 15 (cd) 와 같이 Non-LLS Weibull 추정이 수행되었습니다 . SF 6 /공기주조물 의 UTS Weibull 계수 는 20.8인 반면, SF 6 /CO 2 하에서 생산된 주조물의 UTS Weibull 계수는 11.4로 낮아 재현성에서 분명한 차이를 보였다. 또한 SF 6 /air elongation(El%) 데이터 세트는 SF 6 /CO 2 의 elongation 데이터 세트보다 더 높은 Weibull 계수(모양 = 5.8)를 가졌습니다.(모양 = 3.1). 따라서 LLS 및 Non-LLS 추정 모두 SF 6 /공기 주조가 SF 6 /CO 2 주조 보다 더 높은 재현성을 갖는다고 제안했습니다 . CO 2 대신 공기를 사용 하면 혼입된 가스의 더 빠른 소비에 기여하여 결함 내의 공극 부피를 줄일 수 있다는 방법을 지원합니다 . 따라서 0.5%SF 6 /CO 2 대신 0.5%SF 6 /air를 사용 하면(동반된 가스의 소비율이 증가함) AZ91 주물의 재현성이 향상되었습니다.

그러나 모든 Mg 합금 주조 공장이 현재 작업에서 사용되는 주조 공정을 따랐던 것은 아니라는 점에 유의해야 합니다. Mg의 합금 용탕 본 작업은 탈기에 따라서, 동반 가스의 소비에 수소의 영향을 감소 (즉, 수소 잠재적 동반 가스의 고갈 억제, 동반 된 기체로 확산 될 수있다 [7 , 71 , 72] ). 대조적으로, 마그네슘 합금 주조 공장에서는 마그네슘을 주조할 때 ‘가스 문제’가 없고 따라서 인장 특성에 큰 변화가 없다고 널리 믿어지기 때문에 마그네슘 합금 용융물은 일반적으로 탈기되지 않습니다 [73] . 연구에 따르면 Mg 합금 주물의 기계적 특성에 대한 수소의 부정적인 영향 [41 ,42 , 73] , 탈기 공정은 마그네슘 합금 주조 공장에서 여전히 인기가 없습니다.

또한 현재 작업에서 모래 주형 공동은 붓기 전에 SF 6 커버 가스 로 플러싱되었습니다 [22] . 그러나 모든 Mg 합금 주조 공장이 이러한 방식으로 금형 캐비티를 플러싱한 것은 아닙니다. 예를 들어, Stone Foundry Ltd(영국)는 커버 가스 플러싱 대신 유황 분말을 사용했습니다. 그들의 주물 내의 동반된 가스 는 보호 가스라기 보다는 SO 2 /공기일 수 있습니다 .

따라서 본 연구의 결과는 CO 2 대신 공기를 사용 하는 것이 최종 주조의 재현성을 향상시키는 것으로 나타났지만 다른 산업용 Mg 합금 주조 공정과 관련하여 캐리어 가스의 영향을 확인하기 위해서는 여전히 추가 조사가 필요합니다.

7 . 결론

1.

AZ91 합금에 형성된 연행 결함이 관찰되었습니다. 그들의 산화막은 단층과 다층의 두 가지 유형의 구조를 가지고 있습니다. 다층 산화막은 함께 성장하여 최종 주조에서 샌드위치 같은 구조를 형성할 수 있습니다.2.

실험 결과와 이론적인 열역학적 계산은 모두 갇힌 가스의 불화물이 황을 소비하기 전에 고갈되었음을 보여주었습니다. 이중 산화막 결함의 3단계 진화 과정이 제안되었습니다. 산화막은 진화 단계에 따라 다양한 화합물 조합을 포함했습니다. SF 6 /air 에서 형성된 결함 은 SF 6 /CO 2 에서 형성된 것과 유사한 구조를 갖지만 산화막의 조성은 달랐다. 엔트레인먼트 결함의 산화막 형성 및 진화 과정은 이전에 보고된 Mg 합금 표면막(즉, MgF 2 이전에 형성된 MgO)의 것과 달랐다 .삼.

산화막의 성장 속도는 SF하에 큰 것으로 입증되었다 (6) / SF보다 공기 6 / CO 2 손상 봉입 가스의 빠른 소비에 기여한다. AZ91 합금 주물의 재현성은 SF 6 /CO 2 대신 SF 6 /air를 사용할 때 향상되었습니다 .

감사의 말

저자는 EPSRC LiME 보조금 EP/H026177/1의 자금 지원 과 WD Griffiths 박사와 Adrian Carden(버밍엄 대학교)의 도움을 인정합니다. 주조 작업은 University of Birmingham에서 수행되었습니다.

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Figures-Effects of sinusoidal oscillating laser beam on weld formation, melt flow and grain structure during aluminum alloys lap welding

알루미늄 합금 겹침 용접 중 용접 형성, 용융 흐름 및 입자 구조에 대한 사인파 발진 레이저 빔의 영향

Effects of sinusoidal oscillating laser beam on weld formation, melt flow and grain structure during aluminum alloys lap welding

Lin Chen, Gaoyang Mi, Xiong Zhang, Chunming Wang
School of Materials Science and Engineering, Huazhong University of Science and Technology, Wuhan, 430074, China

Abstract

레이저 사인파 진동(사인) 용접 및 레이저 용접(SLW)에서 1.5mm 6061/5182 알루미늄 합금 박판 랩 조인트의 수치 모델이 온도 분포와 용융 흐름을 시뮬레이션하기 위해 개발되었습니다.

SLW의 일반적인 에너지 분포와 달리 레이저 빔의 사인파 진동은 에너지 분포를 크게 균질화하고 에너지 피크를 줄였습니다. 에너지 피크는 사인 용접의 양쪽에 위치하여 톱니 모양의 단면이 형성되었습니다. 이 논문은 시뮬레이션을 통해 응고 미세구조에 대한 온도 구배(G)와 응고 속도(R)의 영향을 설명했습니다.

결과는 사인 용접의 중심이 낮은 G/R로 더 넓은 영역을 가짐으로써 더 넓은 등축 결정립 영역의 형성을 촉진하고 더 큰 GR로 인해 주상 결정립이 더 가늘다는 것을 나타냅니다. 다공성 및 비관통 용접은 레이저 사인파 진동에 의해 얻어졌습니다.

그 이유는 용융 풀의 부피가 확대되고 열쇠 구멍의 부피 비율이 감소하며 용융 풀의 난류가 완만해졌기 때문이며, 이는 용융 흐름의 고속 이미징 및 시뮬레이션 결과에서 관찰되었습니다. 두 용접부의 인장시험에서 융착선을 따라 인장파괴 형태를 보였고 사인 용접부의 인장강도가 SLW 용접부보다 유의하게 우수하였습니다.

이는 등축 결정립 영역이 넓을수록 균열 경향이 감소하고 파단 위치에 근접한 입자 크기가 미세하기 때문입니다. 결함이 없고 우수한 용접은 신에너지 자동차 산업에 매우 중요합니다.

A numerical model of 1.5 mm 6061/5182 aluminum alloys thin sheets lap joints under laser sinusoidal oscillation (sine) welding and laser welding (SLW) weld was developed to simulate temperature distribution and melt flow. Unlike the common energy distribution of SLW, the sinusoidal oscillation of laser beam greatly homogenized the energy distribution and reduced the energy peak. The energy peaks were located at both sides of the sine weld, resulting in the tooth-shaped sectional formation. This paper illustrated the effect of the temperature gradient (G) and solidification rate (R) on the solidification microstructure by simulation. Results indicated that the center of the sine weld had a wider area with low G/R, promoting the formation of a wider equiaxed grain zone, and the columnar grains were slenderer because of greater GR. The porosity-free and non-penetration welds were obtained by the laser sinusoidal oscillation. The reasons were that the molten pool volume was enlarged, the volume proportion of keyhole was reduced and the turbulence in the molten pool was gentled, which was observed by the high-speed imaging and simulation results of melt flow. The tensile test of both welds showed a tensile fracture form along the fusion line, and the tensile strength of sine weld was significantly better than that of the SLW weld. This was because that the wider equiaxed grain area reduced the tendency of cracks and the finer grain size close to the fracture location. Defect-free and excellent welds are of great significance to the new energy vehicles industry.

Keywords

Laser weldingSinusoidal oscillatingEnergy distributionNumerical simulationMolten pool flowGrain structure

Figures-Effects of sinusoidal oscillating laser beam on weld formation, melt flow and grain structure during aluminum alloys lap welding
Figures-Effects of sinusoidal oscillating laser beam on weld formation, melt flow and grain structure during aluminum alloys lap welding
Fig. 5 Comparison of experimental SEM image and CtFD simulated melt pool with beam diameters of(a)700 μm,(b)1000 μm, and(c)1300 μm and an absorption rate of 0.3. Electron beam power and scan speed are 900 W and 100 mm s-1, respectively

추가 생산용 전자빔 조사에 의한 316L 스테인리스 용융 · 응고 거동

Melting and Solidification Behavior of 316L Steel Induced by Electron-Beam Irradiation for Additive Manufacturing

付加製造用電子ビーム照射による 316L ステンレス鋼の溶融・凝固挙動

奥 川 将 行*・宮 田 雄一朗*・王     雷*・能 勢 和 史*
小 泉 雄一郎*・中 野 貴 由*
Masayuki OKUGAWA, Yuichiro MIYATA, Lei WANG, Kazufumi NOSE,
Yuichiro KOIZUMI and Takayoshi NAKANO

Abstract

적층 제조(AM) 기술은 복잡한 형상의 3D 부품을 쉽게 만들고 미세 구조 제어를 통해 재료 특성을 크게 제어할 수 있기 때문에 많은 관심을 받았습니다. PBF(Powderbed fusion) 방식의 AM 공정에서는 금속 분말을 레이저나 전자빔으로 녹이고 응고시키는 과정을 반복하여 3D 부품을 제작합니다.

일반적으로 응고 미세구조는 Hunt[Mater. 과학. 영어 65, 75(1984)]. 그러나 CET 이론이 일반 316L 스테인리스강에서도 높은 G와 R로 인해 PBF형 AM 공정에 적용될 수 있을지는 불확실하다.

본 연구에서는 미세구조와 응고 조건 간의 관계를 밝히기 위해 전자빔 조사에 의해 유도된 316L 강의 응고 미세구조를 분석하고 CtFD(Computational Thermal-Fluid Dynamics) 방법을 사용하여 고체/액체 계면에서의 응고 조건을 평가했습니다.

CET 이론과 반대로 높은 G 조건에서 등축 결정립이 종종 형성되는 것으로 밝혀졌다. CtFD 시뮬레이션은 약 400 mm s-1의 속도까지 유체 흐름이 있음을 보여 주며 수상 돌기의 파편 및 이동의 영향으로 등축 결정립이 형성됨을 시사했습니다.

Additive manufacturing(AM)technologies have attracted much attention because it enables us to build 3D parts with complicated geometry easily and control material properties significantly via the control of microstructures. In the powderbed fusion(PBF)type AM process, 3D parts are fabricated by repeating a process of melting and solidifying metal powders by laser or electron beams. In general, the solidification microstructures can be predicted from solidification conditions defined by the combination of temperature gradient G and solidification rate R on the basis of columnar-equiaxed transition(CET)theory proposed by Hunt [Mater. Sci. Eng. 65, 75(1984)]. However, it is unclear whether the CET theory can be applied to the PBF type AM process because of the high G and R, even for general 316L stainless steel. In this study, to reveal relationships between microstructures and solidification conditions, we have analyzed solidification microstructures of 316L steel induced by electronbeam irradiation and evaluated solidification conditions at the solid/liquid interface using a computational thermal-fluid dynamics (CtFD)method. It was found that equiaxed grains were often formed under high G conditions contrary to the CET theory. CtFD simulation revealed that there is a fluid flow up to a velocity of about 400 mm s-1, and suggested that equiaxed grains are formed owing to the effect of fragmentations and migrations of dendrites.

Keywords

Additive Manufacturing, 316L Stainless Steel, Powder Bed Fusion, Electron Beam Melting, Computational Thermal
Fluid Dynamics Simulation

Fig. 1 Width, height, and height differences calculated from laser microscope analysis of melt tracks formed by scanning electron beam. Fig. 2(a)Scanning electron microscope(SEM)image and(b) corresponding electron back-scattering diffraction(EBSD) IPF-map taken from the electron-beam irradiated region in P900-V100 sample. Fig. 3 Average grain size and their aspect ratio calculated from EBSD IPF-map taken from the electron-beam irradiated region.
Fig. 1 Width, height, and height differences calculated from laser microscope analysis of melt tracks formed by scanning electron beam. Fig. 2(a)Scanning electron microscope(SEM)image and(b) corresponding electron back-scattering diffraction(EBSD) IPF-map taken from the electron-beam irradiated region in P900-V100 sample. Fig. 3 Average grain size and their aspect ratio calculated from EBSD IPF-map taken from the electron-beam irradiated region.
Fig. 4 Comparison of experimental SEM image and computational thermal fluid dynamics(CtFD)simulated melt pool with a beam diameter of 700 μm and absorption rates of(a)0.3,(b)0.5, and (c)0.7. Electron beam power and scan speed are 900 W and 100 mm s-1, respectively.
Fig. 4 Comparison of experimental SEM image and computational thermal fluid dynamics(CtFD)simulated melt pool with a beam diameter of 700 μm and absorption rates of(a)0.3,(b)0.5, and (c)0.7. Electron beam power and scan speed are 900 W and 100 mm s-1, respectively.
Fig. 5 Comparison of experimental SEM image and CtFD simulated melt pool with beam diameters of(a)700 μm,(b)1000 μm, and(c)1300 μm and an absorption rate of 0.3. Electron beam power and scan speed are 900 W and 100 mm s-1, respectively
Fig. 5 Comparison of experimental SEM image and CtFD simulated melt pool with beam diameters of(a)700 μm,(b)1000 μm, and(c)1300 μm and an absorption rate of 0.3. Electron beam power and scan speed are 900 W and 100 mm s-1, respectively
Fig. 6 Depth of melt tracks calculated from experimental SEM image and CtFD simulation results.
Fig. 6 Depth of melt tracks calculated from experimental SEM image and CtFD simulation results.
Fig. 7 G-R plots of 316L steel colored by(a)aspect ratio of crystalline grains and(b)fluid velocity.
Fig. 7 G-R plots of 316L steel colored by(a)aspect ratio of crystalline grains and(b)fluid velocity.
Fig. 8 Comparison of solidification microstructure(EBSD IPF-map)of melt region formed by scanning electron beam and corresponding snap shot of CtFD simulation colored by fluid velocity
Fig. 8 Comparison of solidification microstructure(EBSD IPF-map)of melt region formed by scanning electron beam and corresponding snap shot of CtFD simulation colored by fluid velocity

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Numerical study of the dam-break waves and Favre waves down sloped wet rigid-bed at laboratory scale

Numerical study of the dam-break waves and Favre waves down sloped wet rigid-bed at laboratory scale

WenjunLiua  BoWangb  YakunGuoc

a State Key Laboratory of Hydraulics and Mountain River Engineering, College of Water Resource and Hydropower, Sichuan University, Chengdu, 610065, China
State Key Laboratory of Hydraulics and Mountain River Engineering, Sichuan University, College Of Water Resource and Hydropower, Chengdu, 610065, China
faculty of Engineering & Informatics, University of Bradford, BD7 1DP, UK

Abstract

The bed slope and the tailwater depth are two important ones among the factors that affect the propagation of the dam-break flood and Favre waves. Most previous studies have only focused on the macroscopic characteristics of the dam-break flows or Favre waves under the condition of horizontal bed, rather than the internal movement characteristics in sloped channel. The present study applies two numerical models, namely, large eddy simulation (LES) and shallow water equations (SWEs) models embedded in the CFD software package FLOW-3D to analyze the internal movement characteristics of the dam-break flows and Favre waves, such as water level, the velocity distribution, the fluid particles acceleration and the bed shear stress, under the different bed slopes and water depth ratios. The results under the conditions considered in this study show that there is a flow state transition in the flow evolution for the steep bed slope even in water depth ratio α = 0.1 (α is the ratio of the tailwater depth to the reservoir water depth). The flow state transition shows that the wavefront changes from a breaking state to undular. Such flow transition is not observed for the horizontal slope and mild bed slope. The existence of the Favre waves leads to a significant increase of the vertical velocity and the vertical acceleration. In this situation, the SWEs model has poor prediction. Analysis reveals that the variation of the maximum bed shear stress is affected by both the bed slope and tailwater depth. Under the same bed slope (e.g., S0 = 0.02), the maximum bed shear stress position develops downstream of the dam when α = 0.1, while it develops towards the end of the reservoir when α = 0.7. For the same water depth ratio (e.g., α = 0.7), the maximum bed shear stress position always locates within the reservoir at S0 = 0.02, while it appears in the downstream of the dam for S0 = 0 and 0.003 after the flow evolves for a while. The comparison between the numerical simulation and experimental measurements shows that the LES model can predict the internal movement characteristics with satisfactory accuracy. This study improves the understanding of the effect of both the bed slope and the tailwater depth on the internal movement characteristics of the dam-break flows and Favre waves, which also provides a valuable reference for determining the flood embankment height and designing the channel bed anti-scouring facility.

댐붕괴 홍수와 파브르 파도의 전파에 영향을 미치는 요인 중 하상경사와 후미수심은 두 가지 중요한 요소이다. 대부분의 선행 연구들은 경사 수로에서의 내부 이동 특성보다는 수평층 조건에서 댐파괴류나 Favre파동의 거시적 특성에만 초점을 맞추었다.

본 연구에서는 CFD 소프트웨어 패키지 FLOW-3D에 내장된 LES(Large Eddy Simulation) 및 SWE(Shallow Water Equation) 모델의 두 가지 수치 모델을 적용하여 댐-파괴 흐름 및 Favre 파도의 내부 이동 특성을 분석합니다.

수위, 속도 분포, 유체 입자 가속도 및 층 전단 응력, 다양한 층 경사 및 수심 비율로. 본 연구에서 고려한 조건하의 결과는 수심비 α = 0.1(α는 저수지 수심에 대한 tailwater 깊이의 비율)에서도 급경사면에 대한 유동상태 전이가 있음을 보여준다. 유동 상태 전이는 파면이 파단 상태에서 비정형으로 변하는 것을 보여줍니다.

수평 경사와 완만한 바닥 경사에서는 이러한 흐름 전이가 관찰되지 않습니다. Favre 파의 존재는 수직 속도와 수직 가속도의 상당한 증가로 이어집니다. 이 상황에서 SWE 모델은 예측이 좋지 않습니다.

분석에 따르면 최대 바닥 전단 응력의 변화는 바닥 경사와 꼬리 수심 모두에 영향을 받습니다. 동일한 바닥 경사(예: S0 = 0.02)에서 최대 바닥 전단 응력 위치는 α = 0.1일 때 댐의 하류에서 발생하고 α = 0.7일 때 저수지의 끝쪽으로 발생합니다.

동일한 수심비(예: α = 0.7)에 대해 최대 바닥 전단 응력 위치는 항상 S0 = 0.02에서 저수지 내에 위치하는 반면, S0 = 0 및 0.003에 대해 흐름이 진화한 후 댐 하류에 나타납니다. 수치적 시뮬레이션과 실험적 측정을 비교한 결과 LES 모델이 내부 움직임 특성을 만족스러운 정확도로 예측할 수 있음을 알 수 있습니다.

본 연구는 댐 파절류 및 Favre파의 내부 이동 특성에 대한 하상 경사 및 후미 수심의 영향에 대한 이해를 향상 시키며, 이는 또한 제방 높이를 결정하고 수로 저반위 설계를 위한 귀중한 참고자료를 제공한다.

Keywords

Figure Numerical study of the dam-break waves and Favre waves down sloped wet rigid-bed at laboratory scale
Figure Numerical study of the dam-break waves and Favre waves down sloped wet rigid-bed at laboratory scale

Dam-break flow, Bed slope, Wet bed, Velocity profile, Bed shear stress, Large eddy simulation
댐파괴유동, 하상경사, 습상, 유속분포, 하상전단응력, 대와류 시뮬레이션

Fig. 1. Hydraulic jump flow structure.

Performance assessment of OpenFOAM and FLOW-3D in the numerical modeling of a low Reynolds number hydraulic jump

낮은 레이놀즈 수 유압 점프의 수치 모델링에서 OpenFOAM 및 FLOW-3D의 성능 평가

ArnauBayona DanielValerob RafaelGarcía-Bartuala Francisco ​JoséVallés-Morána P. AmparoLópez-Jiméneza

Abstract

A comparative performance analysis of the CFD platforms OpenFOAM and FLOW-3D is presented, focusing on a 3D swirling turbulent flow: a steady hydraulic jump at low Reynolds number. Turbulence is treated using RANS approach RNG k-ε. A Volume Of Fluid (VOF) method is used to track the air–water interface, consequently aeration is modeled using an Eulerian–Eulerian approach. Structured meshes of cubic elements are used to discretize the channel geometry. The numerical model accuracy is assessed comparing representative hydraulic jump variables (sequent depth ratio, roller length, mean velocity profiles, velocity decay or free surface profile) to experimental data. The model results are also compared to previous studies to broaden the result validation. Both codes reproduced the phenomenon under study concurring with experimental data, although special care must be taken when swirling flows occur. Both models can be used to reproduce the hydraulic performance of energy dissipation structures at low Reynolds numbers.

CFD 플랫폼 OpenFOAM 및 FLOW-3D의 비교 성능 분석이 3D 소용돌이치는 난류인 낮은 레이놀즈 수에서 안정적인 유압 점프에 초점을 맞춰 제시됩니다. 난류는 RANS 접근법 RNG k-ε을 사용하여 처리됩니다.

VOF(Volume Of Fluid) 방법은 공기-물 계면을 추적하는 데 사용되며 결과적으로 Eulerian-Eulerian 접근 방식을 사용하여 폭기가 모델링됩니다. 입방체 요소의 구조화된 메쉬는 채널 형상을 이산화하는 데 사용됩니다. 수치 모델 정확도는 대표적인 유압 점프 변수(연속 깊이 비율, 롤러 길이, 평균 속도 프로파일, 속도 감쇠 또는 자유 표면 프로파일)를 실험 데이터와 비교하여 평가됩니다.

모델 결과는 또한 결과 검증을 확장하기 위해 이전 연구와 비교됩니다. 소용돌이 흐름이 발생할 때 특별한 주의가 필요하지만 두 코드 모두 실험 데이터와 일치하는 연구 중인 현상을 재현했습니다. 두 모델 모두 낮은 레이놀즈 수에서 에너지 소산 구조의 수리 성능을 재현하는 데 사용할 수 있습니다.

Keywords

CFDRANS, OpenFOAM, FLOW-3D ,Hydraulic jump, Air–water flow, Low Reynolds number

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Stability and deformations of deposited layers in material extrusion additive manufacturing

Conflict resolution in the multi-stakeholder stepped spillway design under uncertainty by machine learning techniques

Md TusherMollah, Raphaël Comminal, Marcin P.Serdeczny, David B.Pedersen, Jon Spangenberg
Department of Mechanical Engineering, Technical University of Denmark, Kgs. Lyngby, Denmark

Abstract

This paper presents computational fluid dynamics simulations of the deposition flow during printing of multiple layers in material extrusion additive manufacturing. The developed model predicts the morphology of the deposited layers and captures the layer deformations during the printing of viscoplastic materials. The physics is governed by the continuity and momentum equations with the Bingham constitutive model, formulated as a generalized Newtonian fluid. The cross-sectional shapes of the deposited layers are predicted, and the deformation of layers is studied for different constitutive parameters of the material. It is shown that the deformation of layers is due to the hydrostatic pressure of the printed material, as well as the extrusion pressure during the extrusion. The simulations show that a higher yield stress results in prints with less deformations, while a higher plastic viscosity leads to larger deformations in the deposited layers. Moreover, the influence of the printing speed, extrusion speed, layer height, and nozzle diameter on the deformation of the printed layers is investigated. Finally, the model provides a conservative estimate of the required increase in yield stress that a viscoplastic material demands after deposition in order to support the hydrostatic and extrusion pressure of the subsequently printed layers.

이 논문은 재료 압출 적층 제조에서 여러 레이어를 인쇄하는 동안 증착 흐름의 전산 유체 역학 시뮬레이션을 제공합니다. 개발된 모델은 증착된 레이어의 형태를 예측하고 점소성 재료를 인쇄하는 동안 레이어 변형을 캡처합니다.

물리학은 일반화된 뉴턴 유체로 공식화된 Bingham 구성 모델의 연속성 및 운동량 방정식에 의해 제어됩니다. 증착된 층의 단면 모양이 예측되고 재료의 다양한 구성 매개변수에 대해 층의 변형이 연구됩니다. 층의 변형은 인쇄물의 정수압과 압출시 압출압력으로 인한 것임을 알 수 있다.

시뮬레이션에 따르면 항복 응력이 높을수록 변형이 적은 인쇄물이 생성되는 반면 플라스틱 점도가 높을수록 증착된 레이어에서 변형이 커집니다. 또한 인쇄 속도, 압출 속도, 층 높이 및 노즐 직경이 인쇄된 층의 변형에 미치는 영향을 조사했습니다.

마지막으로, 이 모델은 후속 인쇄된 레이어의 정수압 및 압출 압력을 지원하기 위해 증착 후 점소성 재료가 요구하는 항복 응력의 필요한 증가에 대한 보수적인 추정치를 제공합니다.

Stability and deformations of deposited layers in material extrusion additive manufacturing
Stability and deformations of deposited layers in material extrusion additive manufacturing

Keywords

Viscoplastic MaterialsMaterial Extrusion Additive Manufacturing (MEX-AM)Multiple-Layers DepositionComputational Fluid Dynamics (CFD)Deformation Control

Conflict resolution in the multi-stakeholder stepped spillway design under uncertainty by machine learning techniques

기계 학습 기술에 의한 불확실성 하에서 다중 이해 관계자 계단형 배수로 설계의 충돌 해결

Conflict resolution in the multi-stakeholder stepped spillway design under uncertainty by machine learning techniques

Mehrdad GhorbaniMooseluaMohammad RezaNikoobParnian HashempourBakhtiaribNooshin BakhtiariRayanicAzizallahIzadyd
aDepartment of Engineering Sciences, University of Agder, Norway
bDepartment of Civil and Environmental Engineering, Shiraz University, Shiraz, Iran
cSchool of Engineering, Department of Civil and Environmental Engineering, Shiraz University, Shiraz, IrandWater Research Center, Sultan Qaboos University, Muscat, Oman

Abstract

The optimal spillway design is of great significance since these structures can reduce erosion downstream of the dams. This study proposes a risk-based optimization framework for a stepped spillway to achieve an economical design scenario with the minimum loss in hydraulic performance. Accordingly, the stepped spillway was simulated in the FLOW-3D® model, and the validated model was repeatedly performed for various geometric states.

The results were used to form a Multilayer Perceptron artificial neural network (MLP-ANN) surrogate model. Then, a risk-based optimization model was formed by coupling the MLP-ANN and NSGA-II. The concept of conditional value at risk (CVaR) was utilized to reduce the risk of the designed spillway malfunctions in high flood flow rates, while minimizing the construction cost and the loss in hydraulic performance.

Lastly, given the conflicting objectives of stakeholders, the non-cooperative graph model for conflict resolution (GMCR) was applied to achieve a compromise on the Pareto optimal solutions. Applicability of the suggested approach in the Jarreh Dam, Iran, resulted in a practical design scenario, which simultaneously minimizes the loss in hydraulic performance and the project cost and satisfies the priorities of decision-makers.

Keywords

Stepped spillway, FLOW-3D® ,CVaR-based optimization model, GMCR-plus, NSGA-II

최적의 배수로 설계는 이러한 구조가 댐 하류의 침식을 줄일 수 있기 때문에 매우 중요합니다. 본 연구에서는 유압 성능 손실을 최소화하면서 경제적인 설계 시나리오를 달성하기 위해 계단형 여수로에 대한 위험 기반 최적화 프레임워크를 제안합니다. 따라서 FLOW-3D® 모델에서 계단식 배수로를 시뮬레이션하고 다양한 기하학적 상태에 대해 검증된 모델을 반복적으로 수행했습니다.

결과는 다층 퍼셉트론 인공 신경망(MLP-ANN) 대리 모델을 형성하는 데 사용되었습니다. 그런 다음 MLP-ANN과 NSGA-II를 결합하여 위험 기반 최적화 모델을 구성했습니다. 위험 조건부 값(CVaR)의 개념은 높은 홍수 유량에서 설계된 방수로 오작동의 위험을 줄이는 동시에 건설 비용과 수리 성능 손실을 최소화하기 위해 활용되었습니다.

마지막으로 이해관계자의 상충되는 목표를 고려하여 파레토 최적해에 대한 절충안을 달성하기 위해 갈등 해결을 위한 비협조적 그래프 모델(GMCR)을 적용하였다. 이란 Jarreh 댐에서 제안된 접근 방식의 적용 가능성은 수력 성능 손실과 프로젝트 비용을 동시에 최소화하고 의사 결정자의 우선 순위를 만족시키는 실용적인 설계 시나리오로 귀결되었습니다.

The Optimal Operation on Auxiliary Spillway to Minimize the Flood Damage in Downstream River with Various Outflow Conditions

류하천의 영향 최소화를 위한 보조 여수로 최적 활용방안 검토

Hyung Ju Yoo1 Sung Sik Joo2 Beom Jae Kwon3 Seung Oh Lee4*
유 형주1 주 성식2 권 범재3 이 승오4*
1Ph.D Student, Dept. of Civil & Environmental Engineering, Hongik University2Director, Water Resources & Environment Department, HECOREA3Director, Water Resources Department, ISAN4Professor, Dept. of Civil & Environmental Engineering, Hongik University
1홍익대학교 건설환경공학과 박사과정
2㈜헥코리아 수자원환경사업부 이사
3㈜이산 수자원부 이사
4홍익대학교 건설환경공학과 교수*Corresponding Author

ABSTRACT

최근 기후변화로 인해 강우강도 및 빈도의 증가에 따른 집중호우의 영향 및 기존 여수로의 노후화에 대비하여 홍수 시 하류 하천의 영향을 최소화할 수 있는 보조 여수로 활용방안 구축이 필요한 실정이다. 이를 위해, 수리모형 실험 및 수치모형 실험을 통하여 보조 여수로 운영에 따른 흐름특성 변화 검토에 관한 연구가 많이 진행되어 왔다.

그러나 대부분의 연구는 여수로에서의 흐름특성 및 기능성에 대한 검토를 수행하였을 뿐 보조 여수로의 활용방안에 따른 하류하천 영향 검토 및 호안 안정성 검토에 관한 연구는 미비한 실정이다.

이에 본 연구에서는 기존 여수로 및 보조 여수로 방류 조건에 따른 하류영향 분석 및 호안 안정성 측면에서 최적 방류 시나리오 검토를 3차원 수치모형인 FLOW-3D를 사용하여 검토하였다. 또한 FLOW-3D 수치모의 수행을 통한 유속, 수위 결과와 소류력 산정 결과를 호안 설계허용 기준과 비교하였다.

수문 완전 개도 조건으로 가정하고 계획홍수량 유입 시 다양한 보조 여수로 활용방안에 대하여 수치모의를 수행한 결과, 보조 여수로 단독 운영 시 기존 여수로 단독운영에 비하여 최대유속 및 최대 수위의 감소효과를 확인하였다. 다만 계획홍수량의 45% 이하 방류 조건에서 대안부의 호안 안정성을 확보하였고 해당 방류량 초과 경우에는 처오름 현상이 발생하여 월류에 대한 위험성 증가를 확인하였다.

따라서 기존 여수로와의 동시 운영 방안 도출이 중요하다고 판단하였다. 여수로의 배분 비율 및 총 허용 방류량에 대하여 검토한 결과 보조 여수로의 방류량이 기존 여수로의 방류량보다 큰 경우 하류하천의 흐름이 중심으로 집중되어 대안부의 유속 저감 및 수위 감소를 확인하였고, 계획 홍수량의 77% 이하의 조건에서 호안의 허용 유속 및 허용 소류력 조건을 만족하였다.

이를 통하여 본 연구에서 제안한 보조 여수로 활용방안으로는 기존 여수로와 동시 운영 시 총 방류량에 대하여 보조 여수로의 배분량이 기존 여수로의 배분량보다 크게 설정하는 것이 하류하천의 영향을 최소화 할 수 있는 것으로 나타났다.

그러나 본 연구는 여수로 방류에 따른 대안부에서의 영향에 대해서만 검토하였고 수문 전면 개도 조건에서 검토하였다는 한계점은 분명히 있다. 이에 향후에는 다양한 수문 개도 조건 및 방류 시나리오를 적용 및 검토한다면 보다 효율적이고, 효과적인 보조 여수로 활용방안을 도출이 가능할 것으로 기대 된다.

키워드

보조 여수로, FLOW-3D, 수치모의, 호안 안정성, 소류력

Recently, as the occurrence frequency of sudden floods due to climate change increased and the aging of the existing spillway, it is necessary to establish a plan to utilize an auxiliary spillway to minimize the flood damage of downstream rivers. Most studies have been conducted on the review of flow characteristics according to the operation of auxiliary spillway through the hydraulic experiments and numerical modeling. However, the studies on examination of flood damage in the downstream rivers and the stability of the revetment according to the operation of the auxiliary spillway were relatively insufficient in the literature. In this study, the stability of the revetment on the downstream river according to the outflow conditions of the existing and auxiliary spillway was examined by using 3D numerical model, FLOW-3D. The velocity, water surface elevation and shear stress results of FLOW-3D were compared with the permissible velocity and shear stress of design criteria. It was assumed the sluice gate was fully opened. As a result of numerical simulations of various auxiliary spillway operations during flood season, the single operation of the auxiliary spillway showed the reduction effect of maximum velocity and the water surface elevation compared with the single operation of the existing spillway. The stability of the revetment on downstream was satisfied under the condition of outflow less than 45% of the design flood discharge. However, the potential overtopping damage was confirmed in the case of exceeding the 45% of the design flood discharge. Therefore, the simultaneous operation with the existing spillway was important to ensure the stability on design flood discharge condition. As a result of examining the allocation ratio and the total allowable outflow, the reduction effect of maximum velocity was confirmed on the condition, where the amount of outflow on auxiliary spillway was more than that on existing spillway. It is because the flow of downstream rivers was concentrated in the center due to the outflow of existing spillway. The permissible velocity and shear stress were satisfied under the condition of less than 77% of the design flood discharge with simultaneous operation. It was found that the flood damage of downstream rivers can be minimized by setting the amount allocated to the auxiliary spillway to be larger than the amount allocated to the existing spillway for the total outflow with simultaneous operation condition. However, this study only reviewed the flow characteristics around the revetment according to the outflow of spillway under the full opening of the sluice gate condition. Therefore, the various sluice opening conditions and outflow scenarios will be asked to derive more efficient utilization of the auxiliary spillway in th future.KeywordsAuxiliary spillway FLOW-3D Numerical simulation Revetment stability Shear stress

1. 서 론

최근 기후변화로 인한 집중호우의 영향으로 홍수 시 댐으로 유입되는 홍수량이 설계 홍수량보다 증가하여 댐 안정성 확보가 필요한 실정이다(Office for Government Policy Coordination, 2003). MOLIT & K-water(2004)에서는 기존댐의 수문학적 안정성 검토를 수행하였으며 이상홍수 발생 시 24개 댐에서 월류 등으로 인한 붕괴위험으로 댐 하류지역의 극심한 피해를 예상하여 보조여수로 신설 및 기존여수로 확장 등 치수능력 증대 기본계획을 수립하였고 이를 통하여 극한홍수 발생 시 홍수량 배제능력을 증대하여 기존댐의 안전성 확보 및 하류지역의 피해를 방지하고자 하였다. 여기서 보조 여수로는 기존 여수로와 동시 또는 별도 운영하는 여수로로써 비상상황 시 방류 기능을 포함하고 있고(K-water, 2021), 최근에는 기존 여수로의 노후화에 따라 보조여수로의 활용방안에 대한 관심이 증가하고 있다. 따라서 본 연구에서는 3차원 수치해석을 수행하여 기존 및 보조 여수로의 방류량 조합에 따른 하류 영향을 분석하고 하류 호안 안정성 측면에서 최적 방류 시나리오를 검토하고자 한다.

기존의 댐 여수로 검토에 관한 연구는 주로 수리실험을 통하여 방류조건 별 흐름특성을 검토하였으나 최근에는 수치모형 실험결과가 수리모형실험과 비교하여 근사한 것을 확인하는 등 점차 수치모형실험을 수리모형실험의 대안으로 활용하고 있다(Jeon et al., 2006Kim, 2007Kim et al., 2008). 국내의 경우, Jeon et al.(2006)은 수리모형 실험과 수치모의를 이용하여 임하댐 바상여수로의 기본설계안을 도출하였고, Kim et al.(2008)은 가능최대홍수량 유입 시 비상여수로 방류에 따른 수리학적 안정성과 기능성을 3차원 수치모형인 FLOW-3D를 활용하여 검토하였다. 또한 Kim and Kim(2013)은 충주댐의 홍수조절 효과 검토 및 방류량 변화에 따른 상·하류의 수위 변화를 수치모형을 통하여 검토하였다. 국외의 경우 Zeng et al.(2017)은 3차원 수치모형인 Fluent를 활용한 여수로 방류에 따른 흐름특성 결과와 측정결과를 비교하여 수치모형 결과의 신뢰성을 검토하였다. Li et al.(2011)은 가능 최대 홍수량(Probable Maximum Flood, PMF)조건에서 기존 여수로와 신규 보조 여수로 유입부 주변의 흐름특성에 대하여 3차원 수치모형 Fluent를 활용하여 검토하였고, Lee et al.(2019)는 서로 근접해있는 기존 여수로와 보조여수로 동시 운영 시 방류능 검토를 수리모형 실험 및 수치모형 실험(FLOW-3D)을 통하여 수행하였으며 기존 여수로와 보조 여수로를 동시운영하게 되면 배수로 간섭으로 인하여 총 방류량이 7.6%까지 감소되어 댐의 방류능력이 감소하였음을 확인하였다.

그러나 대부분의 여수로 검토에 대한 연구는 여수로 내에서의 흐름특성 및 기능성에 대한 검토를 수행하였고. 이에 기존 여수로와 보조 여수로 방류운영에 따른 하류하천의 흐름특성 변화 및 호안 안정성 평가에 관한 추가적인 검토가 필요한 실정이다. 따라서 본 연구에서는 기존 여수로 및 보조 여수로 방류 조건에 따른 하류하천의 흐름특성 및 호안 안정성분석을 3차원 수치모형인 FLOW-3D를 이용하여 검토하였다. 또한 다양한 방류 배분 비율 및 허용 방류량 조건 변화에 따른 하류하천의 흐름특성 및 소류력 분석결과를 호안 설계 허용유속 및 허용 소류력 기준과 비교하여 하류하천의 영향을 최소화 할 수 있는 최적의 보조 여수로 활용방안을 도출하고자 한다.

2. 본 론

2.1 이론적 배경

2.1.1 3차원 수치모형의 기본이론

FLOW-3D는 미국 Flow Science, Inc에서 개발한 범용 유체역학 프로그램(CFD, Computational Fluid Dynamics)으로 자유 수면을 갖는 흐름모의에 사용되는 3차원 수치해석 모형이다. 난류모형을 통해 난류 해석이 가능하고, 댐 방류에 따른 하류 하천의 흐름 해석에도 많이 사용되어 왔다(Flow Science, 2011). 본 연구에서는 FLOW-3D(version 12.0)을 이용하여 홍수 시 기존 여수로의 노후화에 대비하여 보조 여수로의 활용방안에 대한 검토를 하류하천의 호안 안정성 측면에서 검토하였다.

2.1.2 유동해석의 지배방정식

1) 연속 방정식(Continuity Equation)

FLOW-3D는 비압축성 유체에 대하여 연속방정식을 사용하며, 밀도는 상수항으로 적용된다. 연속 방정식은 Eqs. (1)(2)와 같다.

(1)

∇·v=0

(2)

∂∂x(uAx)+∂∂y(vAy)+∂∂z(wAz)=RSORρ

여기서, ρ는 유체 밀도(kg/m3), u, v, w는 x, y, z방향의 유속(m/s), Ax, Ay, Az는 각 방향의 요소면적(m2), RSOR는 질량 생성/소멸(mass source/sink)항을 의미한다.

2) 운동량 방정식(Momentum Equation)

각 방향 속도성분 u, v, w에 대한 운동방정식은 Navier-Stokes 방정식으로 다음 Eqs. (3)(4)(5)와 같다.

(3)

∂u∂t+1VF(uAx∂u∂x+vAy∂v∂y+wAz∂w∂z)=-1ρ∂p∂x+Gx+fx-bx-RSORρVFu

(4)

∂v∂t+1VF(uAx∂u∂x+vAy∂v∂y+wAz∂w∂z)=-1ρ∂p∂y+Gy+fy-by-RSORρVFv

(5)

∂w∂t+1VF(uAx∂u∂x+vAy∂v∂y+wAz∂w∂z)=-1ρ∂p∂z+Gz+fz-bz-RSORρVFw

여기서, Gx, Gy, Gz는 체적력에 의한 가속항, fx, fy, fz는 점성에 의한 가속항, bx, by, bz는 다공성 매체에서의 흐름손실을 의미한다.

2.1.3 소류력 산정

호안설계 시 제방사면 호안의 안정성 확보를 위해서는 하천의 흐름에 의하여 호안에 작용하는 소류력에 저항할 수 있는 재료 및 공법 선택이 필요하다. 국내의 경우 하천공사설계실무요령(MOLIT, 2016)에서 계획홍수량 유하 시 소류력 산정 방법을 제시하고 있다. 소류력은 하천의 평균유속을 이용하여 산정할 수 있으며, 소류력 산정식은 Eqs. (6)(7)과 같다.

1) Schoklitsch 공식

Schoklitsch(1934)는 Chezy 유속계수를 적용하여 소류력을 산정하였다.

(6)

τ=γRI=γC2V2

여기서, τ는 소류력(N/m2), R은 동수반경(m), γ는 물의 단위중량(10.0 kN/m3), I는 에너지경사, C는 Chezy 유속계수, V는 평균유속(m/s)을 의미한다.

2) Manning 조도계수를 고려한 공식

Chezy 유속계수를 대신하여 Manning의 조도계수를 고려하여 소류력을 산정할 수 있다.

(7)

τ=γn2V2R1/3

여기서, τ는 소류력(N/m2), R은 동수반경(m), γ는 물의 단위중량(10.0 kN/m3), n은 Manning의 조도계수, V는 평균유속(m/s)을 의미한다.

FLOW-3D 수치모의 수행을 통하여 하천의 바닥 유속을 도출할 수 있으며, 본 연구에서는 Maning 조도계수롤 고려하여 소류력을 산정하고자 한다. 소류력을 산정하기 위해서 여수로 방류에 따른 대안부의 바닥유속 변화를 검토하여 최대 유속 값을 이용하였다. 최종적으로 산정한 소류력과 호안의 재료 및 공법에 따른 허용 소류력과 비교하여 제방사면 호안의 안정성 검토를 수행하게 된다.

2.2 하천호안 설계기준

하천 호안은 계획홍수위 이하의 유수작용에 대하여 안정성이 확보되도록 계획하여야 하며, 호안의 설계 시에는 사용재료의 확보용이성, 시공상의 용이성, 세굴에 대한 굴요성(flexibility) 등을 고려하여 호안의 형태, 시공방법 등을 결정한다(MOLIT, 2019). 국내의 경우, 하천공사설계실무요령(MOLIT, 2016)에서는 다양한 호안공법에 대하여 비탈경사에 따라 설계 유속을 비교하거나, 허용 소류력을 비교함으로써 호안의 안정성을 평가한다. 호안에 대한 국외의 설계기준으로 미국의 경우, ASTM(미국재료시험학회)에서 호안블록 및 식생매트 시험방법을 제시하였고 제품별로 ASTM 시험에 의한 허용유속 및 허용 소류력을 제시하였다. 일본의 경우, 호안 블록에 대한 축소실험을 통하여 항력을 측정하고 이를 통해서 호안 블록에 대한 항력계수를 제시하고 있다. 설계 시에는 항력계수에 의한 블록의 안정성을 평가하고 있으나, 최근에는 세굴의 영향을 고려할 수 있는 호안 안정성 평가의 필요성을 제기하고 있다(MOLIT, 2019). 관련된 국내·외의 하천호안 설계기준은 Table 1에 정리하여 제시하였고, 본 연구에서 하천 호안 안정성 평가 시 하천공사설계실무요령(MOLIT, 2016)과 ASTM 시험에서 제시한 허용소류력 및 허용유속 기준을 비교하여 각각 0.28 kN/m2, 5.0 m/s 미만일 경우 호안 안정성을 확보하였다고 판단하였다.

Table 1.

Standard of Permissible Velocity and Shear on Revetment

Country (Reference)MaterialPermissible velocity (Vp, m/s)Permissible Shear (τp, kN/m2)
KoreaRiver Construction Design Practice Guidelines
(MOLIT, 2016)
Vegetated5.00.50
Stone5.00.80
USAASTM D’6460Vegetated6.10.81
Unvegetated5.00.28
JAPANDynamic Design Method of Revetment5.0

2.3. 보조여수로 운영에 따른 하류하천 영향 분석

2.3.1 모형의 구축 및 경계조건

본 연구에서는 기존 여수로의 노후화에 대비하여 홍수 시 보조여수로의 활용방안에 따른 하류하천의 흐름특성 및 호안안정성 평가를 수행하기 위해 FLOW-3D 모형을 이용하였다. 기존 여수로 및 보조 여수로는 치수능력 증대사업(MOLIT & K-water, 2004)을 통하여 완공된 ○○댐의 제원을 이용하여 구축하였다. ○○댐은 설계빈도(100년) 및 200년빈도 까지는 계획홍수위 이내로 기존 여수로를 통하여 운영이 가능하나 그 이상 홍수조절은 보조여수로를 통하여 조절해야 하며, 또한 2011년 기존 여수로 정밀안전진단 결과 사면의 표층 유실 및 옹벽 밀림현상 등이 확인되어 노후화에 따른 보수·보강이 필요한 상태이다. 이에 보조여수로의 활용방안 검토가 필요한 것으로 판단하여 본 연구의 대상댐으로 선정하였다. 하류 하천의 흐름특성을 예측하기 위하여 격자간격을 0.99 ~ 8.16 m의 크기로 하여 총 격자수는 49,102,500개로 구성하였으며, 여수로 방류에 따른 하류하천의 흐름해석을 위한 경계조건으로 상류는 유입유량(inflow), 바닥은 벽면(wall), 하류는 수위(water surface elevation)조건으로 적용하도록 하였다(Table 2Fig. 1 참조). FLOW-3D 난류모형에는 혼합길이 모형, 난류에너지 모형, k-ϵ모형, RNG(Renormalized Group Theory) k-ϵ모형, LES 모형 등이 있으며, 본 연구에서는 여수로 방류에 따른 복잡한 난류 흐름 및 높은 전단흐름을 정확하게 모의(Flow Science, 2011)할 수 있는 RNG k-ϵ모형을 사용하였고, 하류하천 호안의 안정성 측면에서 보조여수로의 활용방안을 검토하기 위하여 방류시나리오는 Table 3에 제시된 것 같이 설정하였다. Case 1 및 Case 2를 통하여 계획홍수량에 대하여 기존 여수로와 보조 여수로의 단독 운영이 하류하천에 미치는 영향을 확인하였고 보조 여수로의 방류량 조절을 통하여 호안 안정성 측면에서 보조 여수로 방류능 검토를 수행하였다(Case 3 ~ Case 6). 또한 기존 여수로와 보조 여수로의 방류량 배분에 따른 하류하천의 영향 검토(Case 7 ~ Case 10) 및 방류 배분에 따른 허용 방류량을 호안 안정성 측면에서 검토를 수행하였다(Case 11 ~ Case 14).

수문은 완전개도 조건으로 가정하였으며 하류하천의 계획홍수량에 대한 기존 여수로와 보조여수로의 배분량을 조절하여 모의를 수행하였다. 여수로는 콘크리트의 조도계수 값(Chow, 1959)을 채택하였고, 댐 하류하천의 조도계수는 하천기본계획(Busan Construction and Management Administration, 2009) 제시된 조도계수 값을 채택하였으며 FLOW-3D의 적용을 위하여 Manning-Strickler 공식(Vanoni, 2006)을 이용하여 조도계수를 조고값으로 변환하여 사용하였다. Manning-Strickler 공식은 Eq. (8)과 같으며, FLOW-3D에 적용한 조도계수 및 조고는 Table 4와 같다.

(8)

n=ks1/68.1g1/2

여기서, kS는 조고 (m), n은 Manning의 조도계수, g는 중력가속도(m/s2)를 의미한다.

시간에 따라 동일한 유량이 일정하게 유입되도록 모의를 수행하였으며, 시간간격(Time Step)은 0.0001초로 설정(CFL number < 1.0) 하였다. 또한 여수로 수문을 통한 유량의 변동 값이 1.0%이내일 경우는 연속방정식을 만족하고 있다고 가정하였다. 이는, 유량의 변동 값이 1.0%이내일 경우 유속의 변동 값 역시 1.0%이내이며, 수치모의 결과 1.0%의 유속변동은 호안의 유속설계기준에 크게 영향을 미치지 않는다고 판단하였다. 그 결과 모든 수치모의 Case에서 2400초 이내에 결과 값이 수렴하는 것을 확인하였다.

Table 2.

Mesh sizes and numerical conditions

MeshNumbers49,102,500 EA
Increment (m)DirectionExisting SpillwayAuxiliary Spillway
∆X0.99 ~ 4.301.00 ~ 4.30
∆Y0.99 ~ 8.161.00 ~ 5.90
∆Z0.50 ~ 1.220.50 ~ 2.00
Boundary ConditionsXmin / YmaxInflow / Water Surface Elevation
Xmax, Ymin, Zmin / ZmaxWall / Symmetry
Turbulence ModelRNG model
Table 3.

Case of numerical simulation (Qp : Design flood discharge)

CaseExisting Spillway (Qe, m3/s)Auxiliary Spillway (Qa, m3/s)Remarks
1Qp0Reference case
20Qp
300.58QpReview of discharge capacity on
auxiliary spillway
400.48Qp
500.45Qp
600.32Qp
70.50Qp0.50QpDetermination of optimal division
ratio on Spillways
80.61Qp0.39Qp
90.39Qp0.61Qp
100.42Qp0.58Qp
110.32Qp0.45QpDetermination of permissible
division on Spillways
120.35Qp0.48Qp
130.38Qp0.53Qp
140.41Qp0.56Qp
Table 4.

Roughness coefficient and roughness height

CriteriaRoughness coefficient (n)Roughness height (ks, m)
Structure (Concrete)0.0140.00061
River0.0330.10496
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Fig. 1

Layout of spillway and river in this study

2.3.2 보조 여수로의 방류능 검토

본 연구에서는 기존 여수로와 보조 여수로의 방류량 배분에 따른 하류하천 대안부의 유속분포 및 수위분포를 검토하기 위해 수치모의 Case 별 다음과 같이 관심구역을 설정하였다(Fig. 2 참조). 관심구역(대안부)의 길이(L)는 총 1.3 km로 10 m 등 간격으로 나누어 검토하였으며, Section 1(0 < X/L < 0.27)은 기존 여수로 방류에 따른 영향이 지배적인 구간, Section 2(0.27 < X/L < 1.00)는 보조 여수로 방류에 따른 영향이 지배적인 구간으로 각 구간에서의 수위, 유속, 수심결과를 확인하였다. 기존 여수로의 노후화에 따른 보조 여수로의 방류능 검토를 위하여 Case 1 – Case 6까지의 결과를 비교하였다.

보조 여수로의 단독 운영 시 기존 여수로 운영 시 보다 하류하천의 대안부의 최대 유속(Vmax)은 약 3% 감소하였으며, 이는 보조 여수로의 하천 유입각이 기존 여수로 보다 7°작으며 유입하천의 폭이 증가하여 유속이 감소한 것으로 판단된다. 대안부의 최대 유속 발생위치는 하류 쪽으로 이동하였으며 교량으로 인한 단면의 축소로 최대유속이 발생하는 것으로 판단된다. 또한 보조 여수로의 배분량(Qa)이 증가함에 따라 하류하천 대안부의 최대 유속이 증가하였다. 하천호안 설계기준에서 제시하고 있는 허용유속(Vp)과 비교한 결과, 계획홍수량(Qp)의 45% 이하(Case 5 & 6)를 보조 여수로에서 방류하게 되면 허용 유속(5.0 m/s)조건을 만족하여 호안안정성을 확보하였다(Fig. 3 참조). 허용유속 외에도 대안부에서의 소류력을 산정하여 하천호안 설계기준에서 제시한 허용 소류력(τp)과 비교한 결과, 유속과 동일하게 보조 여수로의 방류량이 계획홍수량의 45% 이하일 경우 허용소류력(0.28 kN/m2) 조건을 만족하였다(Fig. 4 참조). 각 Case 별 호안설계조건과 비교한 결과는 Table 5에 제시하였다.

하류하천의 수위도 기존 여수로 운영 시 보다 보조 여수로 단독 운영 시 최대 수위(ηmax)가 약 2% 감소하는 효과를 보였으며 최대 수위 발생위치는 수충부로 여수로 방류시 처오름에 의한 수위 상승으로 판단된다. 기존 여수로의 단독운영(Case 1)의 수위(ηref)를 기준으로 보조 여수로의 방류량이 증가함에 따라 수위는 증가하였으나 계획홍수량의 58%까지 방류할 경우 월류에 대한 안정성(ηmax/ηref<0.97(=기설제방고))은 확보되었다(Fig. 5 참조). 그러나 계획홍수량 조건에서는 월류에 대한 위험성이 존재하기 때문에 기존여수로와 보조여수로의 적절한 방류량 배분 조합을 도출하는 것이 중요하다고 판단되어 진다.

/media/sites/ksds/2021-014-02/N0240140207/images/ksds_14_02_07_F2.jpg
Fig. 2

Region of interest in this study

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Fig. 3

Maximum velocity and location of Vmax according to Qa

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Fig. 4

Maximum shear according to Qa

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Fig. 5

Maximum water surface elevation and location of ηmax according to Qa

Table 5.

Numerical results for each cases (Case 1 ~ Case 6)

CaseMaximum Velocity
(Vmax, m/s)
Maximum Shear
(τmax, kN/m2)
Evaluation
in terms of Vp
Evaluation
in terms of τp
1
(Qa = 0)
9.150.54No GoodNo Good
2
(Qa = Qp)
8.870.56No GoodNo Good
3
(Qa = 0.58Qp)
6.530.40No GoodNo Good
4
(Qa = 0.48Qp)
6.220.36No GoodNo Good
5
(Qa = 0.45Qp)
4.220.12AccpetAccpet
6
(Qa = 0.32Qp)
4.040.14AccpetAccpet

2.3.3 기존 여수로와 보조 여수로 방류량 배분 검토

기존 여수로 및 보조 여수로 단독운영에 따른 하류하천 및 호안의 안정성 평가를 수행한 결과 계획홍수량 방류 시 하류하천 대안부에서 호안 설계 조건(허용유속 및 허용 소류력)을 초과하였으며, 처오름에 의한 수위 상승으로 월류에 대한 위험성 증가를 확인하였다. 따라서 계획 홍수량 조건에서 기존 여수로와 보조 여수로의 방류량 배분을 통하여 호안 안정성을 확보하고 하류하천에 방류로 인한 피해를 최소화할 수 있는 배분조합(Case 7 ~ Case 10)을 검토하였다. Case 7은 기존 여수로와 보조여수로의 배분 비율을 균등하게 적용한 경우이고, Case 8은 기존 여수로의 배분량이 보조 여수로에 비하여 많은 경우, Case 9는 보조 여수로의 배분량이 기존 여수로에 비하여 많은 경우를 의미한다. 최대유속을 비교한 결과 보조 여수로의 배분 비율이 큰 경우 기존 여수로의 배분량에 의하여 흐름이 하천 중심에 집중되어 대안부의 유속을 저감하는 효과를 확인하였다. 보조여수로의 방류량 배분 비율이 증가할수록 기존 여수로 대안부 측(0.00<X/L<0.27, Section 1) 유속 분포는 감소하였으나, 신규여수로 대안부 측(0.27<X/L<1.00, Section 2) 유속은 증가하는 것을 확인하였다(Fig. 6 참조). 그러나 유속 저감 효과에도 대안부 전구간에서 설계 허용유속 조건을 초과하여 제방의 안정성을 확보하지는 못하였다. 소류력 산정 결과 유속과 동일하게 보조 여수로의 방류량이 기존 여수로의 방류량 보다 크면 감소하는 것을 확인하였고 일부 구간에서는 허용 소류력 조건을 만족하는 것을 확인하였다(Fig. 7 참조).

따라서 유속 저감효과가 있는 배분 비율 조건(Qa>Qe)에서 Section 2에 유속 저감에 영향을 미치는 기존 여수로 방류량 배분 비율을 증가시켜 추가 검토(Case 10)를 수행하였다. 단독운영과 비교 시 하류하천에 유입되는 유량은 증가하였음에도 불구하고 기존 여수로 방류량에 의해 흐름이 하천 중심으로 집중되는 현상에 따라 대안부의 유속은 단독 운영에 비하여 감소하는 것을 확인하였고(Fig. 8 참조), 호안 설계 허용유속 및 허용 소류력 조건을 만족하는 구간이 발생하여 호안 안정성도 확보한 것으로 판단되었다. 최종적으로 각 Case 별 수위 결과의 경우 여수로 동시 운영을 수행하게 되면 대안부 전 구간에서 월류에 대한 안정성(ηmax/ηref<0.97(=기설제방고))은 확보하였다(Fig. 9 참조). 각 Case 별 대안부에서 최대 유속결과 및 산정한 소류력은 Table 6에 제시하였다.

/media/sites/ksds/2021-014-02/N0240140207/images/ksds_14_02_07_F6.jpg
Fig. 6

Maximum velocity on section 1 & 2 according to Qa

/media/sites/ksds/2021-014-02/N0240140207/images/ksds_14_02_07_F7.jpg
Fig. 7

Maximum shear on section 1 & 2 according to Qa

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Fig. 8

Velocity results of FLOW-3D (a: auxiliary spillway operation only , b : simultaneous operation of spillways)

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Fig. 9

Maximum water surface elevation on section 1 & 2 according to Qa

Table 6.

Numerical results for each cases (Case 7 ~ Case 10)

Case (Qe &amp; Qa)Maximum Velocity (Vmax, m/s)Maximum Shear
(τmax, kN/m2)
Evaluation in terms of VpEvaluation in terms of τp
Section 1Section 2Section 1Section 2Section 1Section 2Section 1Section 2
7
Qe : 0.50QpQa : 0.50Qp
8.106.230.640.30No GoodNo GoodNo GoodNo Good
8
Qe : 0.61QpQa : 0.39Qp
8.886.410.610.34No GoodNo GoodNo GoodNo Good
9
Qe : 0.39QpQa : 0.61Qp
6.227.330.240.35No GoodNo GoodAcceptNo Good
10
Qe : 0.42QpQa : 0.58Qp
6.394.790.300.19No GoodAcceptNo GoodAccept

2.3.4 방류량 배분 비율의 허용 방류량 검토

계획 홍수량 방류 시 기존 여수로와 보조 여수로의 배분 비율 검토 결과 Case 10(Qe = 0.42Qp, Qa = 0.58Qp)에서 방류에 따른 하류 하천의 피해를 최소화시킬 수 있는 것을 확인하였다. 그러나 대안부 전 구간에 대하여 호안 설계조건을 만족하지 못하였다. 따라서 기존 여수로와 보조 여수로의 방류 배분 비율을 고정시킨 후 총 방류량을 조절하여 허용 방류량을 검토하였다(Case 11 ~ Case 14).

호안 안정성 측면에서 검토한 결과 계획홍수량 대비 총 방류량이 감소하면 최대 유속 및 최대 소류력이 감소하고 최종적으로 계획 홍수량의 77%를 방류할 경우 하류하천의 대안부에서 호안 설계조건을 모두 만족하는 것을 확인하였다(Fig. 10Fig. 11 참조). 각 Case 별 대안부에서 최대 유속결과 및 산정한 소류력은 Table 7에 제시하였다. 또한 Case 별 수위 검토 결과 처오름으로 인한 대안부 전 구간에서 월류에 대한 안정성(ηmax/ηref<0.97(=기설제방고))은 확보하였다(Fig. 12 참조).

Table 7.

Numerical results for each cases (Case 11 ~ Case 14)

Case (Qe &amp; Qa)Maximum Velocity
(Vmax, m/s)
Maximum Shear
(τmax, kN/m2)
Evaluation in terms of VpEvaluation in terms of τp
Section 1Section 2Section 1Section 2Section 1Section 2Section 1Section 2
11
Qe : 0.32QpQa : 0.45Qp
3.634.530.090.26AcceptAcceptAcceptAccept
12
Qe : 0.35QpQa : 0.48Qp
5.745.180.230.22No GoodNo GoodAcceptAccept
13
Qe : 0.38QpQa : 0.53Qp
6.704.210.280.11No GoodAcceptAcceptAccept
14
Qe : 0.41QpQa : 0.56Qp
6.545.240.280.24No GoodNo GoodAcceptAccept
/media/sites/ksds/2021-014-02/N0240140207/images/ksds_14_02_07_F10.jpg
Fig. 10

Maximum velocity on section 1 & 2 according to total outflow

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Fig. 11

Maximum shear on section 1 & 2 according to total outflow

/media/sites/ksds/2021-014-02/N0240140207/images/ksds_14_02_07_F12.jpg
Fig. 12

Maximum water surface elevation on section 1 & 2 according to total outflow

3. 결 론

본 연구에서는 홍수 시 기존 여수로의 노후화로 인한 보조 여수로의 활용방안에 대하여 하류하천의 호안 안정성 측면에서 검토하였다. 여수로 방류로 인한 하류하천의 흐름특성을 검토하기 위하여 3차원 수치모형인 FLOW-3D를 활용하였고, 여수로 지형은 치수능력 증대사업을 통하여 완공된 ○○댐의 제원을 이용하였다. 하류하천 조도 계수 및 여수로 방류량은 하천기본계획을 참고하여 적용하였다. 최종적으로 여수로 방류로 인한 하류하천의 피해를 최소화 시킬 수 있는 적절한 보조 여수로의 활용방안을 도출하기 위하여 보조 여수로 단독 운영과 기존 여수로와의 동시 운영에 따른 하류 하천의 흐름특성 및 소류력의 변화를 검토하였다.

수문은 완전 개도 상태에서 방류한다는 가정으로 계획 홍수량 조건에서 보조 여수로 단독 운영 시 하류하천 대안부의 유속 및 수위를 검토한 결과 기존 여수로 단독운영에 비하여 최대 유속 및 최대 수위가 감소하는 것을 확인할 수 있었으며, 이는 보조 여수로 단독 운영 시 하류하천으로 유입각도가 작아지고, 유입되는 하천의 폭이 증가되기 때문이다. 그러나 계획 홍수량 조건에서 하천호안 설계기준에서 제시한 허용 유속(5.0 m/s)과 허용 소류력(0.28 kN/m2)과 비교하였을 때 호안 안정성을 확보하지 못하였으며, 계획홍수량의 45% 이하 방류 시에 대안부의 호안 안정성을 확보하였다. 수위의 경우 여수로 방류에 따른 대안부에서 처오름 현상이 발생하여 월류에 대한 위험성을 확인하였고 이를 통하여 기존 여수로와의 동시 운영 방안을 도출하는 것이 중요하다고 판단된다. 따라서 기존 여수로와의 동시 운영 측면에서 기존 여수로와 보조 여수로의 배분 비율 및 총 방류량을 변화시켜가며 하류 하천의 흐름특성 및 소류력의 변화를 검토하였다. 배분 비율의 경우 기존 여수로와 보조 여수로의 균등 배분(Case 7) 및 편중 배분(Case 8 & Case 9)을 검토하여 보조 여수로의 방류량이 기존 여수로의 방류량보다 큰 경우 하류하천의 중심부로 집중되어 대안부의 최대유속, 최대소류력 및 최대수위가 감소하는 것을 확인하였다. 이를 근거로 기존 여수로의 방류 비율을 증가(Qe=0.42Qp, Qa=0.58Qp)시켜 검토한 결과 대안부 일부 구간에서 허용 유속 및 허용소류력 조건을 만족하는 것을 확인하였다. 이를 통하여 기존 여수로와 보조 여수로의 동시 운영을 통하여 적절한 방류량 배분 비율을 도출하는 것이 방류로 인한 하류하천의 피해를 저감하는데 효과적인 것으로 판단된다. 그러나 설계홍수량 방류 시 전 구간에서 허용 유속 및 소류력 조건을 만족하지 못하였다. 최종적으로 전체 방류량에서 기존 여수로의 방류 비율을 42%, 보조 여수로의 방류 비율을 58%로 설정하여 허용방류량을 검토한 결과, 계획홍수량의 77%이하로 방류 시 대안부의 최대유속은 기존여수로 방류의 지배영향구간(section 1)에서 3.63 m/s, 기존 여수로와 보조 여수로 방류의 영향구간(section 2)에서 4.53 m/s로 허용유속 조건을 만족하였고, 산정한 소류력도 각각 0.09 kN/m2 및 0.26 kN/m2로 허용 소류력 조건을 만족하여 대안부 호안의 안정성을 확보하였다고 판단된다.

본 연구 결과는 기후변화 및 기존여수로의 노후화로 인하여 홍수 시 기존여수로의 단독운영으로 하류하천의 피해가 발생할 수 있는 현시점에서 치수증대 사업으로 완공된 보조 여수로의 활용방안에 대한 기초자료로 활용될 수 있고, 향후 계획 홍수량 유입 시 최적의 배분 비율 및 허용 방류량 도출에 이용할 수 있다. 다만 본 연구는 여수로 방류에 따른 제방에 작용하는 수충력은 검토하지 못하고, 허용 유속 및 허용소류력은 제방과 유수의 방향이 일정한 구간에 대하여 검토하였다. 또한 여수로 방류에 따른 대안부에서의 영향에 대해서만 검토하였고 수문 전면 개도 조건에서 검토하였다는 한계점은 분명히 있다. 이에 향후에는 다양한 수문 개도 조건 및 방류 시나리오를 적용 및 검토하여 보다 효율적이고, 효과적인 보조 여수로 활용방안을 도출하고자 한다.

Acknowledgements

본 결과물은 K-water에서 수행한 기존 및 신규 여수로 효율적 연계운영 방안 마련(2021-WR-GP-76-149)의 지원을 받아 연구되었습니다.

References

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Korean References Translated from the English

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Figure 17. Longitudinal turbulent kinetic energy distribution on the smooth and triangular macroroughnesses: (A) Y/2; (B) Y/6.

Numerical Simulations of the Flow Field of a Submerged Hydraulic Jump over Triangular Macroroughnesses

Triangular Macroroughnesses 대한 잠긴 수압 점프의 유동장 수치 시뮬레이션

by Amir Ghaderi 1,2,Mehdi Dasineh 3,Francesco Aristodemo 2 andCostanza Aricò 4,*1Department of Civil Engineering, Faculty of Engineering, University of Zanjan, Zanjan 537138791, Iran2Department of Civil Engineering, University of Calabria, Arcavacata, 87036 Rende, Italy3Department of Civil Engineering, Faculty of Engineering, University of Maragheh, Maragheh 8311155181, Iran4Department of Engineering, University of Palermo, Viale delle Scienze, 90128 Palermo, Italy*Author to whom correspondence should be addressed.Academic Editor: Anis YounesWater202113(5), 674; https://doi.org/10.3390/w13050674

Abstract

The submerged hydraulic jump is a sudden change from the supercritical to subcritical flow, specified by strong turbulence, air entrainment and energy loss. Despite recent studies, hydraulic jump characteristics in smooth and rough beds, the turbulence, the mean velocity and the flow patterns in the cavity region of a submerged hydraulic jump in the rough beds, especially in the case of triangular macroroughnesses, are not completely understood. The objective of this paper was to numerically investigate via the FLOW-3D model the effects of triangular macroroughnesses on the characteristics of submerged jump, including the longitudinal profile of streamlines, flow patterns in the cavity region, horizontal velocity profiles, streamwise velocity distribution, thickness of the inner layer, bed shear stress coefficient, Turbulent Kinetic Energy (TKE) and energy loss, in different macroroughness arrangements and various inlet Froude numbers (1.7 < Fr1 < 9.3). To verify the accuracy and reliability of the present numerical simulations, literature experimental data were considered.

Keywords: submerged hydraulic jumptriangular macroroughnessesTKEbed shear stress coefficientvelocityFLOW-3D model

수중 유압 점프는 강한 난류, 공기 동반 및 에너지 손실로 지정된 초임계에서 아임계 흐름으로의 급격한 변화입니다. 최근 연구에도 불구하고, 특히 삼각형 거시적 거칠기의 경우, 평활 및 거친 베드에서의 수압 점프 특성, 거친 베드에서 잠긴 수압 점프의 공동 영역에서 난류, 평균 속도 및 유동 패턴이 완전히 이해되지 않았습니다.

이 논문의 목적은 유선의 종방향 프로파일, 캐비티 영역의 유동 패턴, 수평 속도 프로파일, 스트림 방향 속도 분포, 두께를 포함하여 서브머지드 점프의 특성에 대한 삼각형 거시 거칠기의 영향을 FLOW-3D 모델을 통해 수치적으로 조사하는 것이었습니다.

내부 층의 층 전단 응력 계수, 난류 운동 에너지(TKE) 및 에너지 손실, 다양한 거시 거칠기 배열 및 다양한 입구 Froude 수(1.7 < Fr1 < 9.3). 현재 수치 시뮬레이션의 정확성과 신뢰성을 검증하기 위해 문헌 실험 데이터를 고려했습니다.

 Introduction

격렬한 난류 혼합과 기포 동반이 있는 수압 점프는 초임계에서 아임계 흐름으로의 변화 과정으로 간주됩니다[1]. 자유 및 수중 유압 점프는 일반적으로 게이트, 배수로 및 둑과 같은 수력 구조 아래의 에너지 손실에 적합합니다. 매끄러운 베드에서 유압 점프의 특성은 널리 연구되었습니다[2,3,4,5,6,7,8,9].

베드의 거칠기 요소가 매끄러운 베드와 비교하여 수압 점프의 특성에 어떻게 영향을 미치는지 예측하기 위해 거시적 거칠기에 대한 자유 및 수중 수력 점프에 대해 여러 실험 및 수치 연구가 수행되었습니다. Ead와 Rajaratnam[10]은 사인파 거대 거칠기에 대한 수리학적 점프의 특성을 조사하고 무차원 분석을 통해 수면 프로파일과 배출을 정규화했습니다.

Tokyayet al. [11]은 두 사인 곡선 거대 거칠기에 대한 점프 길이 비율과 에너지 손실이 매끄러운 베드보다 각각 35% 더 작고 6% 더 높다는 것을 관찰했습니다. Abbaspur et al. [12]는 6개의 사인파형 거대 거칠기에 대한 수력학적 점프의 특성을 연구했습니다. 그 결과, 꼬리수심과 점프길이는 평상보다 낮았고 Froude 수는 점프길이에 큰 영향을 미쳤습니다.

Shafai-Bejestan과 Neisi[13]는 수압 점프에 대한 마름모꼴 거대 거칠기의 영향을 조사했습니다. 결과는 마름모꼴 거시 거칠기를 사용하면 매끄러운 침대와 비교하여 꼬리 수심과 점프 길이를 감소시키는 것으로 나타났습니다. Izadjoo와 Shafai-Bejestan[14]은 다양한 사다리꼴 거시 거칠기에 대한 수압 점프를 연구했습니다.

그들은 전단응력계수가 평활층보다 10배 이상 크고 점프길이가 50% 감소하는 것을 관찰하였습니다. Nikmehr과 Aminpour[15]는 Flow-3D 모델 버전 11.2[16]를 사용하여 사다리꼴 블록이 있는 거시적 거칠기에 대한 수력학적 점프의 특성을 조사했습니다. 결과는 거시 거칠기의 높이와 거리가 증가할수록 전단 응력 계수뿐만 아니라 베드 근처에서 속도가 감소하는 것으로 나타났습니다.

Ghaderi et al. [17]은 다양한 형태의 거시 거칠기(삼각형, 정사각형 및 반 타원형)에 대한 자유 및 수중 수력 점프 특성을 연구했습니다. 결과는 Froude 수의 증가에 따라 자유 및 수중 점프에서 전단 응력 계수, 에너지 손실, 수중 깊이, 미수 깊이 및 상대 점프 길이가 증가함을 나타냅니다.

자유 및 수중 점프에서 가장 높은 전단 응력과 에너지 손실은 삼각형의 거시 거칠기가 존재할 때 발생했습니다. Elsebaie와 Shabayek[18]은 5가지 형태의 거시적 거칠기(삼각형, 사다리꼴, 2개의 측면 경사 및 직사각형이 있는 정현파)에 대한 수력학적 점프의 특성을 연구했습니다. 결과는 모든 거시적 거칠기에 대한 에너지 손실이 매끄러운 베드에서보다 15배 이상이라는 것을 보여주었습니다.

Samadi-Boroujeni et al. [19]는 다양한 각도의 6개의 삼각형 거시 거칠기에 대한 수력 점프를 조사한 결과 삼각형 거시 거칠기가 평활 베드에 비해 점프 길이를 줄이고 에너지 손실과 베드 전단 응력 계수를 증가시키는 것으로 나타났습니다.

Ahmed et al. [20]은 매끄러운 베드와 삼각형 거시 거칠기에서 수중 수력 점프 특성을 조사했습니다. 결과는 부드러운 침대와 비교할 때 잠긴 깊이와 점프 길이가 감소했다고 밝혔습니다. 표 1은 다른 연구자들이 제시한 과거의 유압 점프에 대한 실험 및 수치 연구의 세부 사항을 나열합니다.

Table 1. Main characteristics of some past experimental and numerical studies on hydraulic jumps.

ReferenceShape Bed-Channel Type-
Jump Type
Channel Dimension (m)Roughness (mm)Fr1Investigated Flow
Properties
Ead and Rajaratnam [10]-Smooth and rough beds-Rectangular channel-Free jumpCL1 = 7.60
CW2 = 0.44
CH3 = 0.60
-Corrugated sheets (RH4 = 13 and 22)4–10-Upstream and tailwater depths-Jump length-Roller length-Velocity-Water surface profile
Tokyay et al. [11]-Smooth and rough beds-Rectangular channel-Free jumpCL = 10.50
CW = 0.253
CH = 0.432
-Two sinusoidal corrugated (RH = 10 and 13)5–12-Depth ratio-Jump length-Energy loss
Izadjoo and Shafai-Bejestan [14]-Smooth and rough beds-Two rectangular-channel-Free jumpCL = 1.2, 9
CW = 0.25, 0.50
CH = 0.40
Baffle with trapezoidal cross section
(RH: 13 and 26)
6–12-Upstream and tailwater depths-Jump length-Velocity-Bed shear stress coefficient
Abbaspour et al. [12]-Horizontal bed with slope 0.002-Rectangular channel—smooth and rough beds-Free jumpCL = 10
CW = 0.25
CH = 0.50
-Sinusoidal bed (RH = 15,20, 25 and 35)3.80–8.60-Water surface profile-Depth ratio-Jump length-Energy loss-Velocity profiles-Bed shear stress coefficient
Shafai-Bejestan and Neisi [13]-Smooth and rough beds-Rectangular channel-Free jumpCL = 7.50
CW = 0.35
CH = 0.50
Lozenge bed4.50–12-Sequent depth-Jump length
Elsebaie and Shabayek [18]-Smooth and rough beds-Rectangular channel-With side slopes of 45 degrees for two trapezoidal and triangular macroroughnesses and of 60 degrees for other trapezoidal macroroughnesses-Free jumpCL = 9
CW = 0.295
CH = 0.32
-Sinusoidal-Triangular-Trapezoidal with two side-Rectangular-(RH = 18 and corrugation wavelength = 65)50-Water surface profile-Sequent depth-Jump length-Bed shear stress coefficient
Samadi-Boroujeni et al. [19]-Rectangular channel-Smooth and rough beds-Free jumpCL = 12
CW = 0.40
CH = 0.40
-Six triangular corrugated (RH = 2.5)6.10–13.10-Water surface profile-Sequent depth-Jump length-Energy loss-Velocity profiles-Bed shear stress coefficient
Ahmed et al. [20]-Smooth and rough beds-Rectangular channel-Submerged jumpCL = 24.50
CW = 0.75
CH = 0.70
-Triangular corrugated sheet (RH = 40)1.68–9.29-Conjugated and tailwater depths-Submerged ratio-Deficit depth-Relative jump length-Jump length-Relative roller jump length-Jump efficiency-Bed shear stress coefficient
Nikmehr and Aminpour [15]-Horizontal bed with slope 0.002-Rectangular channel-Rough bed-Free jumpCL = 12
CW = 0.25
CH = 0.50
-Trapezoidal blocks (RH = 2, 3 and 4)5.01–13.70-Water surface profile-Sequent depth-Jump length-Roller length-Velocity
Ghaderi et al. [17]-Smooth and rough beds-Rectangular channel-Free and submerged jumpCL = 4.50
CW = 0.75
CH = 0.70
-Triangular, square and semi-oval macroroughnesses (RH = 40 and distance of roughness of I = 40, 80, 120, 160 and 200)1.70–9.30-Horizontal velocity distributions-Bed shear stress coefficient-Sequent depth ratio and submerged depth ratio-Jump length-Energy loss
Present studyRectangular channel
Smooth and rough beds
Submerged jump
CL = 4.50
CW = 0.75
CH = 0.70
-Triangular macroroughnesses (RH = 40 and distance of roughness of I = 40, 80, 120, 160 and 200)1.70–9.30-Longitudinal profile of streamlines-Flow patterns in the cavity region-Horizontal velocity profiles-Streamwise velocity distribution-Bed shear stress coefficient-TKE-Thickness of the inner layer-Energy loss

CL1: channel length, CW2: channel width, CH3: channel height, RH4: roughness height.

이전에 논의된 조사의 주요 부분은 실험실 접근 방식을 기반으로 하며 사인파, 마름모꼴, 사다리꼴, 정사각형, 직사각형 및 삼각형 매크로 거칠기가 공액 깊이, 잠긴 깊이, 점프 길이, 에너지 손실과 같은 일부 자유 및 수중 유압 점프 특성에 어떻게 영향을 미치는지 조사합니다.

베드 및 전단 응력 계수. 더욱이, 저자[17]에 의해 다양한 형태의 거시적 거칠기에 대한 수력학적 점프에 대한 이전 발표된 논문을 참조하면, 삼각형의 거대조도는 가장 높은 층 전단 응력 계수 및 에너지 손실을 가지며 또한 가장 낮은 잠긴 깊이, tailwater를 갖는 것으로 관찰되었습니다.

다른 거친 모양, 즉 정사각형 및 반 타원형과 부드러운 침대에 비해 깊이와 점프 길이. 따라서 본 논문에서는 삼각형 매크로 거칠기를 사용하여(일정한 거칠기 높이가 T = 4cm이고 삼각형 거칠기의 거리가 I = 4, 8, 12, 16 및 20cm인 다른 T/I 비율에 대해), 특정 캐비티 영역의 유동 패턴, 난류 운동 에너지(TKE) 및 흐름 방향 속도 분포와 같은 연구가 필요합니다.

CFD(Computational Fluid Dynamics) 방법은 자유 및 수중 유압 점프[21]와 같은 복잡한 흐름의 모델링 프로세스를 수행하는 중요한 도구로 등장하며 수중 유압 점프의 특성은 CFD 시뮬레이션을 사용하여 정확하게 예측할 수 있습니다 [22,23 ].

본 논문은 초기에 수중 유압 점프의 주요 특성, 수치 모델에 대한 입력 매개변수 및 Ahmed et al.의 참조 실험 조사를 제시합니다. [20], 검증 목적으로 보고되었습니다. 또한, 본 연구에서는 유선의 종방향 프로파일, 캐비티 영역의 유동 패턴, 수평 속도 프로파일, 내부 층의 두께, 베드 전단 응력 계수, TKE 및 에너지 손실과 같은 특성을 조사할 것입니다.

Figure 1. Definition sketch of a submerged hydraulic jump at triangular macroroughnesses.
Figure 1. Definition sketch of a submerged hydraulic jump at triangular macroroughnesses.

Table 2. Effective parameters in the numerical model.

Bed TypeQ
(l/s)
I
(cm)
T (cm)d (cm)y1
(cm)
y4
(cm)
Fr1= u1/(gy1)0.5SRe1= (u1y1)/υ
Smooth30, 4551.62–3.839.64–32.101.7–9.30.26–0.5039,884–59,825
Triangular macroroughnesses30, 454, 8, 12, 16, 20451.62–3.846.82–30.081.7–9.30.21–0.4439,884–59,825
Figure 2. Longitudinal profile of the experimental flume (Ahmed et al. [20]).
Figure 2. Longitudinal profile of the experimental flume (Ahmed et al. [20]).

Table 3. Main flow variables for the numerical and physical models (Ahmed et al. [20]).

ModelsBed TypeQ (l/s)d (cm)y1 (cm)u1 (m/s)Fr1
Numerical and PhysicalSmooth4551.62–3.831.04–3.701.7–9.3
T/I = 0.54551.61–3.831.05–3.711.7–9.3
T/I = 0.254551.60–3.841.04–3.711.7–9.3
Figure 3. The boundary conditions governing the simulations.
Figure 3. The boundary conditions governing the simulations.
Figure 4. Sketch of mesh setup.
Figure 4. Sketch of mesh setup.

Table 4. Characteristics of the computational grids.

MeshNested Block Cell Size (cm)Containing Block Cell Size (cm)
10.551.10
20.651.30
30.851.70

Table 5. The numerical results of mesh convergence analysis.

ParametersAmounts
fs1 (-)7.15
fs2 (-)6.88
fs3 (-)6.19
K (-)5.61
E32 (%)10.02
E21 (%)3.77
GCI21 (%)3.03
GCI32 (%)3.57
GCI32/rp GCI210.98
Figure 5. Time changes of the flow discharge in the inlet and outlet boundaries conditions (A): Q = 0.03 m3/s (B): Q = 0.045 m3/s.
Figure 5. Time changes of the flow discharge in the inlet and outlet boundaries conditions (A): Q = 0.03 m3/s (B): Q = 0.045 m3/s.
Figure 6. The evolutionary process of a submerged hydraulic jump on the smooth bed—Q = 0.03 m3/s.
Figure 6. The evolutionary process of a submerged hydraulic jump on the smooth bed—Q = 0.03 m3/s.
Figure 7. Numerical versus experimental basic parameters of the submerged hydraulic jump. (A): y3/y1; and (B): y4/y1.
Figure 7. Numerical versus experimental basic parameters of the submerged hydraulic jump. (A): y3/y1; and (B): y4/y1.
Figure 8. Velocity vector field and flow pattern through the gate in a submerged hydraulic jump condition: (A) smooth bed; (B) triangular macroroughnesses.
Figure 8. Velocity vector field and flow pattern through the gate in a submerged hydraulic jump condition: (A) smooth bed; (B) triangular macroroughnesses.
Figure 9. Velocity vector distributions in the x–z plane (y = 0) within the cavity region.
Figure 9. Velocity vector distributions in the x–z plane (y = 0) within the cavity region.
Figure 10. Typical vertical distribution of the mean horizontal velocity in a submerged hydraulic jump [46].
Figure 10. Typical vertical distribution of the mean horizontal velocity in a submerged hydraulic jump [46].
Figure 11. Typical horizontal velocity profiles in a submerged hydraulic jump on smooth bed and triangular macroroughnesses.
Figure 11. Typical horizontal velocity profiles in a submerged hydraulic jump on smooth bed and triangular macroroughnesses.
Figure 12. Horizontal velocity distribution at different distances from the sluice gate for the different T/I for Fr1 = 6.1
Figure 12. Horizontal velocity distribution at different distances from the sluice gate for the different T/I for Fr1 = 6.1
Figure 13. Stream-wise velocity distribution for the triangular macroroughnesses with T/I = 0.5 and 0.25.
Figure 13. Stream-wise velocity distribution for the triangular macroroughnesses with T/I = 0.5 and 0.25.
Figure 14. Dimensionless horizontal velocity distribution in the submerged hydraulic jump for different Froude numbers in triangular macroroughnesses.
Figure 14. Dimensionless horizontal velocity distribution in the submerged hydraulic jump for different Froude numbers in triangular macroroughnesses.
Figure 15. Spatial variations of (umax/u1) and (δ⁄y1).
Figure 15. Spatial variations of (umax/u1) and (δ⁄y1).
Figure 16. The shear stress coefficient (ε) versus the inlet Froude number (Fr1).
Figure 16. The shear stress coefficient (ε) versus the inlet Froude number (Fr1).
Figure 17. Longitudinal turbulent kinetic energy distribution on the smooth and triangular macroroughnesses: (A) Y/2; (B) Y/6.
Figure 17. Longitudinal turbulent kinetic energy distribution on the smooth and triangular macroroughnesses: (A) Y/2; (B) Y/6.
Figure 18. The energy loss (EL/E3) of the submerged jump versus inlet Froude number (Fr1).
Figure 18. The energy loss (EL/E3) of the submerged jump versus inlet Froude number (Fr1).

Conclusions

  • 본 논문에서는 유선의 종방향 프로파일, 공동 영역의 유동 패턴, 수평 속도 프로파일, 스트림 방향 속도 분포, 내부 층의 두께, 베드 전단 응력 계수, 난류 운동 에너지(TKE)를 포함하는 수중 유압 점프의 특성을 제시하고 논의했습니다. ) 및 삼각형 거시적 거칠기에 대한 에너지 손실. 이러한 특성은 FLOW-3D® 모델을 사용하여 수치적으로 조사되었습니다. 자유 표면을 시뮬레이션하기 위한 VOF(Volume of Fluid) 방법과 난류 RNG k-ε 모델이 구현됩니다. 본 모델을 검증하기 위해 평활층과 삼각형 거시 거칠기에 대해 수치 시뮬레이션과 실험 결과를 비교했습니다. 본 연구의 다음과 같은 결과를 도출할 수 있다.
  • 개발 및 개발 지역의 삼각형 거시 거칠기의 흐름 패턴은 수중 유압 점프 조건의 매끄러운 바닥과 비교하여 더 작은 영역에서 동일합니다. 삼각형의 거대 거칠기는 거대 거칠기 사이의 공동 영역에서 또 다른 시계 방향 와류의 형성으로 이어집니다.
  • T/I = 1, 0.5 및 0.33과 같은 거리에 대해 속도 벡터 분포는 캐비티 영역에서 시계 방향 소용돌이를 표시하며, 여기서 속도의 크기는 평균 유속보다 훨씬 작습니다. 삼각형 거대 거칠기(T/I = 0.25 및 0.2) 사이의 거리를 늘리면 캐비티 영역에 크기가 다른 두 개의 소용돌이가 형성됩니다.
  • 삼각형 거시조도 사이의 거리가 충분히 길면 흐름이 다음 조도에 도달할 때까지 속도 분포가 회복됩니다. 그러나 짧은 거리에서 흐름은 속도 분포의 적절한 회복 없이 다음 거칠기에 도달합니다. 따라서 거시 거칠기 사이의 거리가 감소함에 따라 마찰 계수의 증가율이 감소합니다.
  • 삼각형의 거시적 거칠기에서, 잠수 점프의 지정된 섹션에서 최대 속도는 자유 점프보다 높은 값으로 이어집니다. 또한, 수중 점프에서 두 가지 유형의 베드(부드러움 및 거친 베드)에 대해 깊이 및 와류 증가로 인해 베드로부터의 최대 속도 거리는 감소합니다. 잠수 점프에서 경계층 두께는 자유 점프보다 얇습니다.
  • 매끄러운 베드의 난류 영역은 게이트로부터의 거리에 따라 생성되고 자유 표면 롤러 영역 근처에서 발생하는 반면, 거시적 거칠기에서는 난류가 게이트 근처에서 시작되어 더 큰 강도와 제한된 스위프 영역으로 시작됩니다. 이는 반시계 방향 순환의 결과입니다. 거시 거칠기 사이의 공간에서 자유 표면 롤러 및 시계 방향 와류.
  • 삼각 거시 거칠기에서 침지 점프의 베드 전단 응력 계수와 에너지 손실은 유입구 Froude 수의 증가에 따라 증가하는 매끄러운 베드에서 발견된 것보다 더 큽니다. T/I = 0.50 및 0.20에서 최고 및 최저 베드 전단 응력 계수 및 에너지 손실이 평활 베드에 비해 거칠기 요소의 거리가 증가함에 따라 발생합니다.
  • 거의 거칠기 요소가 있는 삼각형 매크로 거칠기의 존재에 의해 주어지는 점프 길이와 잠긴 수심 및 꼬리 수심의 감소는 결과적으로 크기, 즉 길이 및 높이가 감소하는 정수조 설계에 사용될 수 있습니다.
  • 일반적으로 CFD 모델은 다양한 수력 조건 및 기하학적 배열을 고려하여 잠수 점프의 특성 예측을 시뮬레이션할 수 있습니다. 캐비티 영역의 흐름 패턴, 흐름 방향 및 수평 속도 분포, 베드 전단 응력 계수, TKE 및 유압 점프의 에너지 손실은 수치적 방법으로 시뮬레이션할 수 있습니다. 그러나 거시적 차원과 유동장 및 공동 유동의 변화에 ​​대한 다양한 배열에 대한 연구는 향후 과제로 남아 있다.

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Publisher’s Note: MDPI stays neutral with regard to jurisdictional claims in published maps and institutional affiliations.
Fig. 3. Breakwaters model in Flow-3D with meshing geometry and boundary (a) circular slots (b) square slots.

Study of Unconventional Alternatives to Vertical Breakwater

수직 방파제에 대한 비전통적 대안 연구

Karim Badr Hussein and Mohamed Ibrahim
Lecturer of Irrigation and Hydraulics, Faculty of Engineering, Al-Azhar University
Corresponding author E-mail: badrkarim713@yahoo.com

Abstract

방파제의 주요 목적은 항만 내부의 안정을 유지하여 선박의 안전과 운영의 용이성을 달성하는데 도움이 되기 때문에 강한 파도와 폭풍으로부터 항만, 해변 또는 해변 시설을 보호하는 것입니다.

이 연구는 수직 방파제에 대한 비전통적인 대안을 연구하는 것을 목표로 합니다. 이 연구에서는 유체역학적 성능의 연구 및 평가를 위해 구현된 수직파 장벽의 두 가지 다른 모델을 선택했습니다.

첫 번째 모델은 원형 슬롯이 있는 수직 벽이고 두 번째 모델은 사각형 슬롯이 있는 수직 벽입니다. 두 모델을 비교한 결과 정사각형 슬롯은 원형 슬롯보다 파동의 전송을 5~20% 감소시키는 것으로 나타났습니다.

두 개의 원형 홈이 있는 벽을 사용하면 단일 벽에 비해 파동 전송이 최대 30% 감소하고 파동 에너지 분산이 최대 40% 증가합니다. 상대 길이(h/L)가 증가함에 따라 수평파력이 증가합니다.

다공성 = 0.25에서 상대파력(F/Fo)은 다공성 = 0.50에서보다 10~30% 더 컸습니다. 개구부에서 파동 속도가 높고 파동 에너지 소산 계수도 높습니다. 파동 진폭이 클수록 파동 에너지 소산 계수가 커집니다.

Key words: Coastal, Breakwater, FLOW-3D, Numerical Models, Energy Dissipation, Vertical Wall.

Introduction

모든 국가에서 해안 지역은 가장 중요하고 중요한 지역 중 하나입니다. 연안지역과 항만은 대외무역 촉진, 연안관광 개발 및 활성화 등 다양한 분야에 기여하고 있어 경제적 파급효과가 매우 크며, 일자리 창출은 물론 도시근린 정착 및 안정에도 기여한다. 젊은이들에게 강력한 수익을 제공하는 가능성과 어항을 건설하여 어획량을 늘리는 것입니다. [1].

그러나 해안선 부근의 파도, 바람, 조수, 조류 등의 자연 현상은 해변과 해안 지역의 안정성에 영향을 미칩니다. 따라서 연안 보전 서비스는 연안 환경의 균형을 유지하고 보존하는 데 중요한 역할을 합니다. 거센 파도로부터 항구와 해변 시설을 보호하는 방파제 방파제. 방파제는 선박이 안전하게 정박할 수 있는 조용한 지역을 제공하고 건설 및 석유 및 광물 발견 동안 임시 보호를 제공합니다.

파도는 방파제에 부딪힐 때 많은 에너지를 잃습니다. 방파제는 눈에 보이거나 떠 있거나 수중일 수 있으며 다양한 크기, 재료 및 출력 표준이 있습니다[11]. 전통적인 장벽 또는 눈에 보이는 격벽은 매우 효율적이지만 해변의 미적 비전을 가립니다. 많은 건축 자재가 필요하고 건설 비용이 증가합니다[9].

이에 반해 부유방벽은 자재가 필요없고 공사비가 저렴하지만 그 효과는 제한적입니다. 결과적으로 수중 파티션은 이러한 종류의 단점을 방지하기 때문에 더 나은 옵션 중 하나로 간주됩니다.

수중 방벽은 가장 중요한 해변 방어 시설 중 하나이며, 수중 방벽의 장점 중 하나는 투명 방벽에 비해 건설 비용이 비교적 저렴하고 물이 앞에서 뒤로 흐를 수 있다는 것입니다[3].

멤브레인 아래에서 물이 재생됩니다. 또한 바다의 미적 이미지를 왜곡하지 않고 조망을 방해하지 않아 인근 해변에 미치는 영향도 미미하다[18]. 반면에 잠긴 방파제는 건설 후 가라앉으면서 파도 에너지를 분산시키고 해안선을 방어하는 효과를 잃습니다. 장벽의 품질은 높은 수위의 영향도 받습니다.

결과적으로 해안 보호의 가장 중요한 측면 중 하나는 수중 방파제의 효율성을 향상시키는 것입니다. 수직 방파제 이러한 유형의 방파제는 바다를 향한 수직면이 있는 설비입니다[10]. 이러한 장벽은 파도 에너지의 일부가 해안이나 보호할 수역에 도달하는 것을 방지하여 파도를 진정시키는 역할을 합니다[16].

수직 방파제는 블록, 케이슨, 시트 파일 또는 셀룰러로 구성될 수 있습니다. 이 연구는 정사각형 및 원형 구멍이 있는 천공된 수직 방파제의 유체역학적 성능에 대한 연구를 제시하는 것을 목적으로 합니다.

이 논문은 또한 제안된 모델의 유체역학적 효율뿐만 아니라 이 분야의 유사한 연구와 비교되었습니다. 이것은 다음 헤드라인으로 이 백서에 나와 있습니다.

 Materials and methods.
 Results and discussion.
 Conclusions and recommendations.

Fig. 1. The open channel
Fig. 1. The open channel
Fig. 2. Breakwaters model (a) perforated wall with circular slots and (b) perforated wall with square slots.
Fig. 2. Breakwaters model (a) perforated wall with circular slots and (b) perforated wall with square slots.
Fig. 3. Breakwaters model in Flow-3D with meshing geometry and boundary (a) circular slots (b) square slots.
Fig. 3. Breakwaters model in Flow-3D with meshing geometry and boundary (a) circular slots (b) square slots.
Fig. 4. Details and dimensions of proposed breakwater
Fig. 4. Details and dimensions of proposed breakwater
Fig 5 .Wave profiles using (Flow-3D) at wave period (T) = 1.2 sec for perforated walls with circular slots at behind model (Ht).
Fig 5 .Wave profiles using (Flow-3D) at wave period (T) = 1.2 sec for perforated walls with circular slots at behind model (Ht).
Fig. 11. Velocity distribution through slots at (a) quarter wave period, (b) half wave period and (c) three quarters wave period.
Fig. 11. Velocity distribution through slots at (a) quarter wave period, (b) half wave period and (c) three quarters wave period.
Fig. 13. Velocity vectors at front, between and behind barriers.
Fig. 13. Velocity vectors at front, between and behind barriers.

Conclusion & Recommendations

얻어진 결과에 대한 이전 분석을 바탕으로 도달한 결론은 다음과 같습니다.
 결과와 연구에 따르면 FLOW-3D는 수직으로 구멍이 뚫린 벽이 있는 선형 파동과 파동의 관계를 설명하는 강력한 능력을 가지고 있습니다. 또한 실험실 데이터 및 반분석 결과의 가장 중요한 측면을 복제할 수 있습니다. FLOW-3D에 의해 생성된 수치적 결과는 훌륭합니다.
 사각슬롯은 원형슬롯에 비해 파동의 투과율이 5:20% 감소합니다.
 한 쌍의 원형 슬롯 벽을 사용하면 단일 벽에 비해 파동 투과율이 최대 30% 감소하고 파동 에너지 분산이 최대 40% 증가합니다.
 수평파력은 상대길이(h/L)가 증가할수록 증가한다. 다공성 = 0.25에서 상대파력(F/Fo)은 다공성 = 0.50에서보다 10~30% 더 높았다.
 파도가 원 모양으로 움직이고 큰 원이 위쪽에 있었다가 점차 아래쪽으로 내려갑니다.  개구부에서 파동 속도가 높았고 파동 에너지 소산 계수도 높았습니다. 파동 진폭이 높을수록 파동 에너지 소산 계수가 높아집니다.

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Fig. 1. Schematic of (a) geometry of the simulation model, (b) A-A cross-section presenting the locations of point probes for recording temperature history (unit: µm).

Laser powder bed fusion of 17-4 PH stainless steel: a comparative study on the effect of heat treatment on the microstructure evolution and mechanical properties

17-4 PH 스테인리스강의 레이저 분말 베드 융합: 열처리가 미세조직의 진화 및 기계적 특성에 미치는 영향에 대한 비교 연구

panelS.Saboonia, A.Chaboka, S.Fenga,e, H.Blaauwb, T.C.Pijperb,c, H.J.Yangd, Y.T.Peia
aDepartment of Advanced Production Engineering, Engineering and Technology Institute Groningen, University of Groningen, Nijenborgh 4, 9747 AG, Groningen, The Netherlands
bPhilips Personal Care, Oliemolenstraat 5, 9203 ZN, Drachten, The Netherlands
cInnovation Cluster Drachten, Nipkowlaan 5, 9207 JA, Drachten, The Netherlands
dShi-changxu Innovation Center for Advanced Materials, Institute of Metal Research, Chinese Academy of Sciences, 72 Wenhua Road, Shenyang 110016, P. R. China
eSchool of Mechanical Engineering, University of Science and Technology Beijing, Beijing, 100083, P.R. China

Abstract

17-4 PH (precipitation hardening) stainless steel is commonly used for the fabrication of complicated molds with conformal cooling channels using laser powder bed fusion process (L-PBF). However, their microstructure in the as-printed condition varies notably with the chemical composition of the feedstock powder, resulting in different age-hardening behavior. In the present investigation, 17-4 PH stainless steel components were fabricated by L-PBF from two different feedstock powders, and subsequently subjected to different combinations of post-process heat treatments. It was observed that the microstructure in as-printed conditions could be almost fully martensitic or ferritic, depending on the ratio of Creq/Nieq of the feedstock powder. Aging treatment at 480 °C improved the yield and ultimate tensile strengths of the as-printed components. However, specimens with martensitic structures exhibited accelerated age-hardening response compared with the ferritic specimens due to the higher lattice distortion and dislocation accumulation, resulting in the “dislocation pipe diffusion mechanism”. It was also found that the martensitic structures were highly susceptible to the formation of reverted austenite during direct aging treatment, where 19.5% of austenite phase appeared in the microstructure after 15 h of direct aging. Higher fractions of reverted austenite activates the transformation induced plasticity and improves the ductility of heat treated specimens. The results of the present study can be used to tailor the microstructure of the L-PBF printed 17-4 PH stainless steel by post-process heat treatments to achieve a good combination of mechanical properties.

17-4 PH(석출 경화) 스테인리스강은 레이저 분말 베드 융합 공정(L-PBF)을 사용하여 등각 냉각 채널이 있는 복잡한 금형 제작에 일반적으로 사용됩니다. 그러나 인쇄된 상태의 미세 구조는 공급원료 분말의 화학적 조성에 따라 크게 달라지므로 시효 경화 거동이 다릅니다.

현재 조사에서 17-4 PH 스테인리스강 구성요소는 L-PBF에 의해 두 가지 다른 공급원료 분말로 제조되었으며, 이후에 다양한 조합의 후처리 열처리를 거쳤습니다. 인쇄된 상태의 미세구조는 공급원료 분말의 Creq/Nieq 비율에 따라 거의 완전히 마르텐사이트 또는 페라이트인 것으로 관찰되었습니다.

480 °C에서 노화 처리는 인쇄된 구성 요소의 수율과 극한 인장 강도를 개선했습니다. 그러나 마텐자이트 구조의 시편은 격자 변형 및 전위 축적이 높아 페라이트 시편에 비해 시효 경화 반응이 가속화되어 “전위 파이프 확산 메커니즘”이 발생합니다.

또한 마르텐사이트 구조는 직접 시효 처리 중에 복귀된 오스테나이트의 형성에 매우 민감한 것으로 밝혀졌으며, 여기서 15시간의 직접 시효 후 미세 조직에 19.5%의 오스테나이트 상이 나타났습니다.

복귀된 오스테나이트의 비율이 높을수록 변형 유도 가소성이 활성화되고 열처리된 시편의 연성이 향상됩니다. 본 연구의 결과는 기계적 특성의 우수한 조합을 달성하기 위해 후처리 열처리를 통해 L-PBF로 인쇄된 17-4 PH 스테인리스강의 미세 구조를 조정하는 데 사용할 수 있습니다.

Keywords

Laser powder bed fusion17-4 PH stainless steelPost-process heat treatmentAge hardeningReverted austenite

Fig. 1. Schematic of (a) geometry of the simulation model, (b) A-A cross-section presenting the locations of point probes for recording temperature history (unit: µm).
Fig. 1. Schematic of (a) geometry of the simulation model, (b) A-A cross-section presenting the locations of point probes for recording temperature history (unit: µm).
Fig. 2. Optical (a, b) and TEM (c) micrographs of the wrought 17-4 PH stainless steel.
Fig. 2. Optical (a, b) and TEM (c) micrographs of the wrought 17-4 PH stainless steel.
Fig. 3. EBSD micrographs of the as-printed 17-4 PH steel fabricated with “powder A” (a, b) and “powder B” (c, d) on two different cross sections: (a, c) perpendicular to the building direction, and (b, d) parallel to the building direction.
Fig. 3. EBSD micrographs of the as-printed 17-4 PH steel fabricated with “powder A” (a, b) and “powder B” (c, d) on two different cross sections: (a, c) perpendicular to the building direction, and (b, d) parallel to the building direction.
Fig. 4. Microstructure of the as-printed 17-4 PH stainless steel fabricated with “powder A” (a) and “powder B” (b).
Fig. 4. Microstructure of the as-printed 17-4 PH stainless steel fabricated with “powder A” (a) and “powder B” (b).
Fig. 5. Simulated temperature history of the probes located at the cross section of the L-PBF 17-4 PH steel sample.
Fig. 5. Simulated temperature history of the probes located at the cross section of the L-PBF 17-4 PH steel sample.
Fig. 6. Dependency of the volume fraction of delta ferrite in the final microstructure of L-PBF printed 17-4 PH steel as a function of Creq/Nieq.
Fig. 6. Dependency of the volume fraction of delta ferrite in the final microstructure of L-PBF printed 17-4 PH steel as a function of Creq/Nieq.
Fig. 7. IQ + IPF (left column), parent austenite grain maps (middle column) and phase maps (right column, green color = martensite, red color = austenite) of the post-process heat treated 17-4 PH stainless steel: (a-c) direct aged, (d-f) HIP + aging, (g-i) SA + Aging, and (j-l) HIP + SA + aging (all sample were printed with “powder A”).
Fig. 7. IQ + IPF (left column), parent austenite grain maps (middle column) and phase maps (right column, green color = martensite, red color = austenite) of the post-process heat treated 17-4 PH stainless steel: (a-c) direct aged, (d-f) HIP + aging, (g-i) SA + Aging, and (j-l) HIP + SA + aging (all sample were printed with “powder A”).
Fig. 8. TEM micrographs of the post process heat treated 17-4 PH stainless steel: (a) direct aging and (b) HIP + aging (printed with “powder A”).
Fig. 8. TEM micrographs of the post process heat treated 17-4 PH stainless steel: (a) direct aging and (b) HIP + aging (printed with “powder A”).
Fig. 9. XRD patterns of the post-process heat treated 17-4 PH stainless steel printed with “powder A”.
Fig. 9. XRD patterns of the post-process heat treated 17-4 PH stainless steel printed with “powder A”.
Fig. 10. (a) Volume fraction of reverted austenite as a function of aging time for “direct aging” condition, (b) phase map (green color = martensite, red color = austenite) of the 15 h direct aged specimen printed with “powder A”.
Fig. 10. (a) Volume fraction of reverted austenite as a function of aging time for “direct aging” condition, (b) phase map (green color = martensite, red color = austenite) of the 15 h direct aged specimen printed with “powder A”.
Fig. 11. Microhardness variations of the “direct aged” specimens as a function of aging time at 480 °C.
Fig. 11. Microhardness variations of the “direct aged” specimens as a function of aging time at 480 °C.
Fig. 12. Kernel average misorientation graphs of the as-printed 17-4 PH steel with (a) martensitic structure (printed with “powder A”) and (b) ferritic structure (printed with “powder b”).
Fig. 12. Kernel average misorientation graphs of the as-printed 17-4 PH steel with (a) martensitic structure (printed with “powder A”) and (b) ferritic structure (printed with “powder b”).
Fig. 13. Typical stress-strain curves (a) along with the yield and ultimate tensile strengths (b) and elongation (c) of the as-printed and post-process heat treated 17-4 PH stainless steel (all sample are fabricated with “powder A”).
Fig. 13. Typical stress-strain curves (a) along with the yield and ultimate tensile strengths (b) and elongation (c) of the as-printed and post-process heat treated 17-4 PH stainless steel (all sample are fabricated with “powder A”).
Fig. 14. (a) IQ + IPF and (b) phase map (green color = martensite, red color = austenite) of the “direct aged” specimen after tensile test at a location nearby the rupture point (tension direction from left to right).
Fig. 14. (a) IQ + IPF and (b) phase map (green color = martensite, red color = austenite) of the “direct aged” specimen after tensile test at a location nearby the rupture point (tension direction from left to right).

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Laser powder bed fusion Figure

A study of transient and steady-state regions from single-track deposition in laser powder bed fusion

SubinShrestha KevinChou

J.B. Speed School of Engineering, University of Louisville, Louisville, KY 40292, United States

Abstract

The surface morphology of parts made by the laser powder bed fusion (L-PBF) process is governed by the flow of the melt pool. The nature of the molten metal flow depends on the material properties, process parameters, and powder-bed particles, etc., and may result in potentially significant variations along a laser scanning path.

This study investigates the formation of transient and steady-state zones through a single-track l-PBF experiment using Inconel 625 powder. Single tracks with lengths of 1 mm and 2 mm were fabricated using 195 W laser power and scan speeds of 400 mm/s or 800 mm/s. The surface morphology of the track was analyzed using a white light interferometer (WLI), and an individual single track can be divided into three distinct zones based on the track width and height.

The initial transient region has a wider and taller solidified track geometry, the region near the end of a scan has a tapered profile with a decreasing track width and height, while the steady-state region in the middle has a smaller variation in the width and height.

A mesoscale numerical model was further developed using FLOW-3D to examine the formation of the transient and steady-state zones. At the start of a scan, strong flow occurs outward and backward, leading to the formation of a wider track with a bump. As the scan continues, the thermal gradient stabilizes, leading to a steady state, which resulted in a very small fluctuation in the width. Furthermore, the tapered end of the scan track is due to the half-lemniscate shape of the melt pool during laser scanning.

L-PBF(Laser Powder Bed fusion) 공정으로 만든 부품의 표면 형태는 용융 풀의 흐름에 따라 결정됩니다. 용융 금속 흐름의 특성은 재료 특성, 공정 매개변수 및 분말층 입자 등에 따라 달라지며 레이저 스캐닝 경로를 따라 잠재적으로 상당한 변동이 발생할 수 있습니다.

이 연구는 Inconel 625 분말을 사용하여 단일 트랙 l-PBF 실험을 통해 과도 및 정상 상태 영역의 형성을 조사합니다. 1 mm 및 2 mm 길이의 단일 트랙은 195 W 레이저 출력과 400 mm/s 또는 800 mm/s의 스캔 속도를 사용하여 제작되었습니다. 트랙의 표면 형태는 백색광 간섭계(WLI)를 사용하여 분석되었으며 개별 단일 트랙은 트랙 너비와 높이에 따라 3개의 별개 영역으로 나눌 수 있습니다.

초기 과도 영역은 더 넓고 더 높은 응고된 트랙 형상을 가지며, 스캔 끝 근처의 영역은 트랙 너비와 높이가 감소하는 테이퍼 프로파일을 갖는 반면, 중간의 정상 상태 영역은 너비와 높이에서 더 작은 변동을 가집니다. 신장. 중간 규모 수치 모델은 과도 및 정상 상태 영역의 형성을 조사하기 위해 FLOW-3D를 사용하여 추가로 개발되었습니다.

스캔이 시작될 때 강한 흐름이 바깥쪽과 뒤쪽으로 발생하여 범프가 있는 더 넓은 트랙이 형성됩니다. 스캔이 계속됨에 따라 열 구배가 안정화되어 정상 상태로 이어지며 폭의 변동이 매우 작습니다. 또한 스캔 트랙의 끝이 가늘어지는 것은 레이저 스캔 중 용융 풀의 반-렘니케이트 모양 때문입니다.

A study of transient and steady-state regions from single-track deposition in laser powder bed fusion
A study of transient and steady-state regions from single-track deposition in laser powder bed fusion

Keywords

Additive manufacturing, Laser powder bed fusion, Numerical modelling, Transient region

Fig. 1. Nysted Offshore Wind Farm

FLOW-3D 모형을 이용한 해상풍력기초 세굴현상 분석

박영진1, 김태원2*1 서일대학교 토목공학과, 2 (주)지티이

Analysis of Scour Phenomenon around Offshore Wind Foundation using Flow-3D Mode

Abstract

국내․외에서 다양한 형태의 석유 대체에너지는 온실효과 가스를 배출하지 않는 청정에너지로 개발되고 있으며, 특히 해상풍력은 풍력 자원이 풍부하고 육상보다 풍력 감소가 상대적으로 작아 다양하게 연구되고 있다. 본 연구에서는 해상 풍력기초의 세굴현상을 분석하기 위해서 Flow-3D 모형을 이용하여 모노 파일과 삼각대 파일 기초에 대하여 수치모의를 수행 하였다. 직경이 다른(D=5.0 m, d=1.69 m) 모노 파일 형식과 직경이 동일한(D=5.0 m) 모노파일에 대하여 세굴현상을 평가하 였다. 수치해석 결과, 동일한 직경을 가진 모노파일에서 하강류가 증가되었으며, 최대세굴심은 약 1.7배 이상 발생하였다. 삼각대 파일에 대하여 관측유속과 극치파랑 조건을 상류경계조건으로 각각 적용한 후 세굴현상을 평가하였다. 극치파랑조건 을 적용한 경우 최대 세굴심은 약 1.3배 정도 깊게 발생하였다. LES 모형을 적용하였을 경우 세굴심은 평형상태에 도달한 반면, RNG  모형은 해석영역 내 전반적으로 세굴현상이 발생하였으며, 세굴심은 평형상태에 도달하지 않았다. 해상풍 력기초에 대하여 세굴현상을 평가하기 위해서 수치모형 적용시 파랑조건 및 LES 난류모형을 적용하는 것이 타당할 것으로 판단된다.

Various types of alternative energy sources to petroleum are being developed both domestically and internationally as clean energy that does not emit greenhouse gases. In particular, offshore wind power has been studied because the wind resources are relatively limitless and the wind power is relatively smaller than onshore. In this study, to analyze the scour phenomenon around offshore wind foundations, mono pile and tripod pile foundations were simulated using a FLOW-3D model. The scour phenomenon was evaluated for mono piles: one is a pile with a 5 m diameter and d=1.69 m and the other is a pile with a 5 m diameter. Numerical analysis showed that in the latter, the falling-flow increased and the maximum scour depth occurred more than 1.7 times. For a tripod pile foundation, the measured velocity and the maximum wave condition were applied to the upstream boundary condition, respectively, and the scour phenomenon was evaluated. When the maximum wave condition was applied, the maximum scour depth occurred more than about 1.3 times. When the LES model was applied, the scour depth reached equilibrium, whereas the numerical results of the RNG model show that the scour phenomenon occurred in the entire boundary area and the scour depth did not reach equilibrium. To evaluate the scour phenomenon around offshore wind foundations, it is reasonable to apply the wave condition and the LES turbulence model to numerical model applications.

Keywords : Flow-3D, LES model, Mono pile, Offshore wind foundation, RNG k-e model, Scour phenomenon, Tripod pile

서론

지구환경문제에 대한 관심이 증가되고 있는 현실에 서, 풍력발전은 석유 대체에너지로서 뿐만 아니라, 이산 화탄소 등 온실효과 가스를 배출하지 않는 청청에너지의 발전방식으로 국내․외에서 개발이 증가되고 있다. 특 히, 해상풍력은 풍력 자원이 풍부하고, 육상보다 풍력 감 소가 상대적으로 작아 전기 출력량이 크기 때문에 신재 생에너지원 확보 차원에서 국내․외 해상풍력단지 사업 계획이 수립되어 추진되고 있는 실정이다. Fig. 1은 세계 최대 네델란드 해상풍력단지인 Nysted Offshore Wind Farm의 사진이다.

Fig. 1. Nysted Offshore Wind Farm
Fig. 1. Nysted Offshore Wind Farm

하천 내 교각 주변에서 세굴 현상은 발생하며 교각의 안정성 측면에서 세굴보호공을 설치한다. 해양에서 해상 풍력발전 기초를 설치할 경우 구조물로 인해 교란된 흐 름은 세굴을 유발시킨다. 따라서 해상풍력기초를 계획할 경우 안정성 측면에서 세굴현상을 검토할 필요가 있다. 특히 하천의 경우 교각 세굴보호공에 대하여 다양한 공 법들이 설계에 반영되고 있으나, 해양구조물 기초에 대 한 연구는 미흡한 상태이다.

이에 본 연구에서는 수치모 형을 이용하여 해상풍력기초에 대한 세굴현상을 분석하 였다. 수치모형을 이용하여 세굴현상을 예측함에 있어서 본 연구와 연관된 연구동향으로는 양원준과 최성욱(2002) 은 FLOW-3D 모형을 이용하여 세굴영향 평가를 함에 있어서 난류모형을 비교․분석 하였다. 전반적으로 수리 모형실험 자료와 좀 더 잘 일치하는 난류모형은 LES 모 형으로 분석되었다[1]. 여창건 등(2010)은 세굴영향 평 가를 위해 FLOW-3D 모형을 이용할 경우 세굴에 미치 는 중요한 인자에 대하여 매개변수 민감도분석을 수행하 였다.

검토결과, 세굴에 민감한 변수는 유사의 입경, 세 굴조절계수, 안식각 등의 순서로 민감한 것으로 검토되 었다[2]. 오명학 등(2012)은 해상풍력발전기초 시설 주 변에서 FLOW-3D 모형을 이용하여 세굴영향 검토를 수 행하였다. 오명학 등이 검토한 지역은 본 연구 지역과 동 일한 지역이나 경계조건 및 세굴평가에서 가장 중요한 평균입경이 다르다. 세굴검토를 위해 수치모형에 입력한 경계조건은 대조기 창조 최강유속 1.0 m/s을 상류경계조 건으로, 평균입경은 0.0353 mm를 적용하였다. 이와 같은 조건에서 모노파일에서 발생하는 최대세굴심은 약 5.24 m로 분석되었다[3].

Stahlmann과 Schlurmann(2010)은 본 과업에서 적용할 해상풍력기초와 유사한 기초를 가진 구조물에 대하여 수리모형실험을 수행하였다. 연구대상 지역은 독일 해안가에 의한 해상풍력단지에 대하여 삼각 대 형식의 해상풍력기초에 대하여 1/40과 1/12 축척으로 각각 수리모형실험을 수행하였다. 1/40과 1/12 축척에 따라서 세굴분포양상 및 최대세굴심의 위치가 다르게 관 측되었다[4].

본 연구에서는 3차원 수치모형인 Flow-3D를 이용하 여 세굴현상을 평가함에 있어서, 파일 형상 변화, 경계조 건이 다른 경우 및 서로 다른 난류모형을 적용하였을 경 우에 대하여 수치해석이 국부세굴 현상에 미치는 영향을 검토하였다. 이와 같은 연구는 향후 수치모형을 이용하 여 해상풍력발전 기초에 대하여 세굴현상을 평가함에 있 어서 기초 자료로 활용될 수 있을 것으로 판단된다.

Fig. 2. Shape of Pile
Fig. 2. Shape of Pile
Fig. 3. Boundary Area and Grid of Flow-3D
Fig. 3. Boundary Area and Grid of Flow-3D
Fig. 4. Scour around Monopile
Fig. 4. Scour around Monopile
Fig. 5. Velocity Development around Monopile
Fig. 5. Velocity Development around Monopile
Fig. 6. Flow Phenomenon and Scour around Tripod Pile Foundation
Fig. 6. Flow Phenomenon and Scour around Tripod Pile Foundation
Fig. 7. Scour according to Turbulence Models(RNG k-e & LES Model)
Fig. 7. Scour according to Turbulence Models(RNG k-e & LES Model)

결론

본 연구에서는 해상풍력기초 형식이 모노파일과 삼각 대 파일일 경우 세굴현상을 평가하기 위해서 3차원 수치 모형인 Flow-3D를 이용하였다. 직경이 서로 다른(D=5.0 m, d=1.69 m) 모노파일과 직경이 동일한(D=5.0 m) 모노파일에 대하여 LES 모형 을 적용하여 세굴현상을 평가하였다. 서로 다른 직경을 가진 모노파일 주변에서 최대 세굴심은 4.13 m, 동일한 직경을 가진 모노파일 주변에서는 7.13 m의 최대 세굴 심이 발생하였다. 또한 동일한 직경을 가진 파일에서 하 강류가 증가되어 최대세굴심이 증가된 것으로 분석되었 다. 수치해석 결과, 세굴에 대한 기초의 안정성 측면에서 서로 다른 직경을 가진 기초 형식이 유리한 것으로 분석 되었다. 수치모형을 이용하여 세굴현상을 평가함에 있어서 경 계조건 및 난류모형의 선정은 중요하다. 본 연구에서는 서로 다른 직경을 가진 삼각대 형식의 해상풍력기초에 대하여 상류경계조건으로 관측유속과 극치파랑조건을 각각 적용하였을 경우 세굴현상을 평가하였다. 극치파랑 조건을 적용하였을 경우가 최대세굴심이 약 1.3배 정도 깊게 발생하였다. 또한 극치파랑조건에서 RNG 과 LES 모형을 적용하여 세굴현상을 평가하였다. LES 모 형을 적용하였을 경우 파일 주변에서 세굴현상이 발생하 였으며, 세굴심은 일정시간이 경과된 후에는 증가되지 않는 평형상태에 도달하였다. 그러나 RNG 모형을 적용한 경우는 평형상태에 도달하지 않고 계속해서 세굴 이 진행되어 세굴심을 평가할 수 없었다. 현재 해양구조 물 기초에 대한 세굴현상 연구는 미흡한 상태로 하천에 서 교각 세굴현상을 검토하기 위해서 적용되는 경계조건 을 적용하기보다는 해상 조건인 파랑조건을 적용하여 검 토하는 것이 기초의 안정성 측면에서 유리할 것으로 판 단된다. 또한 정확한 세굴현상을 예측하기 위해서는 RNG 모형보다는 LES 모형을 적용하는 것이 타당 할 것으로 판단된다. 향후 해상풍력기초에 대한 세굴관측을 수행하여 수치 모의 결과와 비교․분석이 필요하며, 또한 다양한 파랑 조건에서 난류모형에 대한 비교․분석이 필요할 것으로 생각된다.

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DOI: https://doi.org/10.1063/1.858424

Flow on the inclined drop with bat-shaped elements: (a) Non-submerged flow

Numerical Methods in Civil Engineering

Rasoul Daneshfaraz*, Ehsan Aminvash**, Silvia Di Francesco***, Amir Najibi**, John Abraham****

토목공학의 수치해석법

Abstract

The main purpose of this study is to provide a method to increase energy dissipation on an inclined drop. Therefore, three types of rough elements with cylindrical, triangular and batshaped geometries are used on the inclined slope in the relative critical depth range of 0.128 to 0.36 and the effect of the geometry of these elements is examined using Flow 3D software. The results showed demonstrate that the downstream relative depth obtained from the numerical analysis is in good agreement with the laboratory results. The application of rough elements on the inclined drop increased the downstream relative depth and also the relative energy dissipation. The application of rough elements on the sloping surface of the drop significantly reduced the downstream Froude number, so that the Froude number in all models ranging from 4.7~7.5 to 1.45~3.36 also decreased compared to the plain drop. Bat-shaped elements are structurally smaller in size, so the use of these elements, in addition to dissipating more energy, is also economically viable.

이 연구의 주요 목적은 경사진 낙하에서 에너지 소산을 증가시키는 방법을 제공하는 것입니다. 따라서 0.128 ~ 0.36의 상대 임계 깊이 범위에서 경사면에 원통형, 삼각형 및 박쥐 모양의 형상을 가진 세 가지 유형의 거친 요소가 사용되며 이러한 요소의 형상의 영향은 Flow 3D 소프트웨어를 사용하여 조사됩니다. 결과는 수치 분석에서 얻은 하류 상대 깊이가 실험실 결과와 잘 일치함을 보여줍니다. 경 사진 낙하에 거친 요소를 적용하면 하류 상대 깊이와 상대 에너지 소산이 증가했습니다. 낙차 경사면에 거친 요소를 적용하면 하류의 Froude 수를 크게 감소시켜 4.7~7.5에서 1.45~3.36 범위의 모든 모델에서 Froude 수도 일반 낙차에 비해 감소했습니다. 박쥐 모양의 요소는 구조적으로 크기가 더 작기 때문에 더 많은 에너지를 분산시키는 것 외에도 이러한 요소를 사용하는 것이 경제적으로도 가능합니다.

Keywords: Downstream depth, Energy dissipation, Froude number, Inclined drop, Roughness elements

Introduction

급수 네트워크 시스템, 침식 수로, 수처리 시스템 및 경사가 큰 경우 흐름 에너지를 더 잘 제어하기 위해 경사 방울을 사용할 수 있습니다. 낙하 구조는 지반의 자연 경사를 설계 경사로 변환하여 에너지 소산, 유속 감소 및 수심 증가를 유발합니다. 따라서 흐름의 하류 에너지를 분산 시키기 위해 에너지 분산 구조를 사용할 수 있습니다. 난기류와 혼합된 물과 공기의 형성은 에너지 소비를 증가 시키는 효과적인 방법입니다. 흐름 경로에서 거칠기 요소를 사용하는 것은 에너지 소산을 위한 알려진 방법입니다. 이러한 요소는 흐름 경로에 배치됩니다. 그들은 종종 에너지 소산을 증가시키기 위해 다른 기하학적 구조와 배열을 가지고 있습니다. 이 연구의 목적은 직사각형 경사 방울에 대한 거칠기 요소의 영향을 조사하는 것입니다.

Fig. 1: Model made in Ardabil, Iran
Fig. 1: Model made in Ardabil, Iran
Fig. 2: Geometric and hydraulic parameters of an inclined drop equipped with roughness elements
Fig. 2: Geometric and hydraulic parameters of an inclined drop equipped with roughness elements
Fig. 3: Views of the incline with (a) Bat-shaped, (b) Cylindrical, (c) Triangular roughness elements
Fig. 3: Views of the incline with (a) Bat-shaped, (b) Cylindrical, (c) Triangular roughness elements
Fig. 4: Geometric profile of inclined drop and boundary conditions with the bat-shape roughness element
Fig. 4: Geometric profile of inclined drop and boundary conditions with the bat-shape roughness element
Fig. 5: Variation of the RMSE varying cell size
Fig. 5: Variation of the RMSE varying cell size
Fig. 6: Numerical and laboratory comparison of the downstream relative depth
Fig. 6: Numerical and laboratory comparison of the downstream relative depth
Fig. 7: Flow profile on inclined drop in discharge of 5 L/s: (a) Without roughness elements; (b) Bat-shaped roughness element; (c) Cylindrical roughness element; (d) Triangular roughness element
Fig. 7: Flow profile on inclined drop in discharge of 5 L/s: (a) Without roughness elements; (b) Bat-shaped roughness element; (c) Cylindrical roughness element; (d) Triangular roughness element
Fig. 8: Relative edge depth versus the relative critical depth
Fig. 8: Relative edge depth versus the relative critical depth
Flow on the inclined drop with bat-shaped elements: (a) Non-submerged flow
Flow on the inclined drop with bat-shaped elements: (a) Non-submerged flow
Fig. 9: Flow on the inclined drop with bat-shaped elements: (b) Submerged flow
Fig. 9: Flow on the inclined drop with bat-shaped elements: (b) Submerged flow
Fig. 10: Relative downstream depth versus the relative critical depth
Fig. 10: Relative downstream depth versus the relative critical depth
Fig. 11: Relative downstream depth versus the relative critical depth
Fig. 11: Relative downstream depth versus the relative critical depth

Conclusions

현재 연구에서 FLOW-3D 소프트웨어를 사용하여 한 높이, 한 각도, 밀도 15% 및 지그재그 배열에서 삼각형, 원통형 및 박쥐 모양의 형상을 가진 세 가지 유형의 거칠기 요소를 사용하여 경사 낙하 수리학적 매개변수에 대한 거칠기 요소 형상의 영향 평가되었다. VOF 방법을 사용하여 자유 표면 흐름을 시뮬레이션하고 초기에 3개의 난류 모델 RNG, k-ɛ 및 kω를 검증에 사용하고 이를 검토한 후 RNG 방법을 사용하여 다른 모델을 시뮬레이션했습니다. 1- 수치 결과에서 얻은 부드러운 경사 방울의 하류 상대 깊이는 실험실 데이터와 매우 좋은 상관 관계가 있으며 원통형 요소가 장착 된 경사 방울의 상대 에지 깊이 값이 가장 높았습니다. 2- 하류 상대깊이는 임계상대깊이가 증가함에 따라 상승하는 경향을 나타내어 박쥐형 요소를 구비한 경사낙하와 완만한 경사낙하가 각각 하류상대깊이가 가장 높고 가장 낮았다. 3- 하류 깊이의 증가로 인해 상대적 임계 깊이가 증가함에 따라 상대적 에너지 소산이 감소합니다. 한편, 가장 높은 에너지 소산은 박쥐 모양의 요소가 장착된 경사 낙하와 관련이 있으며 가장 낮은 에너지 소산은 부드러운 낙하와 관련이 있습니다. 삼각형, 원통형 및 박쥐 모양의 거친 요소가 장착된 드롭은 부드러운 드롭보다 각각 65%, 76% 및 85% 더 많은 흐름 에너지를 소산합니다. 4- 낙차의 경사면에 거친 요소를 적용하여 다운 스트림 Froude 수를 크게 줄여 4.7 ~ 7.5에서 1.45 ~ 3.36까지의 모든 모델에서 Froude 수가 부드러운 낙하에 비해 감소했습니다. 또한, 다른 원소보다 부피가 작은 박쥐 모양의 거칠기의 부피로 인해 이러한 유형의 거칠기를 사용하는 것이 경제적입니다.

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FLOW-3D AM 미세 구조 예측 | 열 응력 해석

미세 구조 예측

냉각 속도 및 온도 구배와 같은 FLOW-3D AM 데이터를 미세 구조 모델에 입력하여 결정 성장 및 수상 돌기 암 간격을 예측할 수 있습니다. 

레이저 파우더 베드 융합으로 제작 된 니켈 기반 초합금의 열전달, 유체 흐름 및 응고 미세 구조 모델링

오하이오 주립 대학의 연구원들은 니켈 기반 초합금의 미세 구조 진화를 예측하기 위해 용융 풀과 고체 / 액체 인터페이스의 적절한 위치에서 열 구배 및 냉각 속도 데이터를 추출했습니다.

참조 : YS Lee and W. Zhang, Modeling of heat transfer, fluid flow and solidification microstructure of nickel-base superalloy fabricated by laser powder bed fusion , S2214-8604 (16) 30087-2, doi.org/10.1016/j.addma .2016.05.003 , ADDMA 86.
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열 응력 | Thermal Stresses

FLOW-3D AM 시뮬레이션의 결과를 ABAQUS 또는 MSC NASTRAN과 같은 FEA 소프트웨어에 입력하여 추가 열 응력 분석을 실행할 수 있습니다. 여기에서 T- 조인트의 레이저 용접 시뮬레이션 결과를 추가 응력 분석을 위해 ABAQUS로 가져 오는 방법을 볼 수 있습니다. 마찬가지로 LPBF 시뮬레이션에서 응고 된 용융 풀 데이터의 결과를 사용하여 다른 FEA 소프트웨어에서 열 응력 및 왜곡 분석을 연구 할 수 있습니다.

Thermal Stresses Analysis Fig1
Thermal Stresses Analysis Fig1
Thermal Stresses Analysis Fig2
Thermal Stresses Analysis Fig2

Thermal Stresses Case Study

Directed Energy Deposition

DED (Directed Energy Deposition)는 레이저 또는 전자 빔과 같은 에너지 소스를 사용하여 가열 및 융합되는 와이어 또는 분말을 증착하여 부품을 만드는 적층 제조 공정입니다. FLOW-3D AM 은 분말 또는 와이어 이송 속도 및 크기 특성, 레이저 출력 및 스캔 속도와 같은 공정 매개 변수를 고려하여 DED 공정을 시뮬레이션 할 수 있습니다. 또한, 기판과 분말 재료의 서로 다른 합금에 대해 독립적 인 열 물리적 재료 특성을 정의하여 다중 재료 DED 프로세스를 시뮬레이션 할 수 있습니다. 

레이저 물리학의 구현과 열 전달, 응고, 표면 장력, 차폐 가스 효과 및 반동 압력을 포함한 압력 효과를 통해 연구원은 결과 용접 비드의 강도 및 균일성에 대한 공정 매개 변수의 영향을 정확하게 분석 할 수 있습니다. 또한 이러한 시뮬레이션을 여러 레이어로 확장하여 후속 레이어 간의 융합을 분석 할 수 있습니다. 

electromagnetic metal casting computation designs Fig1

A survey of electromagnetic metal casting computation designs, present approaches, future possibilities, and practical issues

The European Physical Journal Plus volume 136, Article number: 704 (2021) Cite this article

Abstract

Electromagnetic metal casting (EMC) is a casting technique that uses electromagnetic energy to heat metal powders. It is a faster, cleaner, and less time-consuming operation. Solid metals create issues in electromagnetics since they reflect the electromagnetic radiation rather than consume it—electromagnetic energy processing results in sounded pieces with higher-ranking material properties and a more excellent microstructure solution. For the physical production of the electromagnetic casting process, knowledge of electromagnetic material interaction is critical. Even where the heated material is an excellent electromagnetic absorber, the total heating quality is sometimes insufficient. Numerical modelling works on finding the proper coupled effects between properties to bring out the most effective operation. The main parameters influencing the quality of output of the EMC process are: power dissipated per unit volume into the material, penetration depth of electromagnetics, complex magnetic permeability and complex dielectric permittivity. The contact mechanism and interference pattern also, in turn, determines the quality of the process. Only a few parameters, such as the environment’s temperature, the interference pattern, and the rate of metal solidification, can be controlled by AI models. Neural networks are used to achieve exact outcomes by stimulating the neurons in the human brain. Additive manufacturing (AM) is used to design mold and cores for metal casting. The models outperformed the traditional DFA optimization approach, which is susceptible to local minima. The system works only offline, so real-time analysis and corrections are not yet possible.

Korea Abstract

전자기 금속 주조 (EMC)는 전자기 에너지를 사용하여 금속 분말을 가열하는 주조 기술입니다. 더 빠르고 깨끗하며 시간이 덜 소요되는 작업입니다.

고체 금속은 전자기 복사를 소비하는 대신 반사하기 때문에 전자기학에서 문제를 일으킵니다. 전자기 에너지 처리는 더 높은 등급의 재료 특성과 더 우수한 미세 구조 솔루션을 가진 사운드 조각을 만듭니다.

전자기 주조 공정의 물리적 생산을 위해서는 전자기 물질 상호 작용에 대한 지식이 중요합니다. 가열된 물질이 우수한 전자기 흡수재인 경우에도 전체 가열 품질이 때때로 불충분합니다. 수치 모델링은 가장 효과적인 작업을 이끌어 내기 위해 속성 간의 적절한 결합 효과를 찾는데 사용됩니다.

EMC 공정의 출력 품질에 영향을 미치는 주요 매개 변수는 단위 부피당 재료로 분산되는 전력, 전자기의 침투 깊이, 복합 자기 투과성 및 복합 유전율입니다. 접촉 메커니즘과 간섭 패턴 또한 공정의 품질을 결정합니다. 환경 온도, 간섭 패턴 및 금속 응고 속도와 같은 몇 가지 매개 변수 만 AI 모델로 제어 할 수 있습니다.

신경망은 인간 뇌의 뉴런을 자극하여 정확한 결과를 얻기 위해 사용됩니다. 적층 제조 (AM)는 금속 주조용 몰드 및 코어를 설계하는 데 사용됩니다. 모델은 로컬 최소값에 영향을 받기 쉬운 기존 DFA 최적화 접근 방식을 능가했습니다. 이 시스템은 오프라인에서만 작동하므로 실시간 분석 및 수정은 아직 불가능합니다.

electromagnetic metal casting computation designs Fig1
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electromagnetic metal casting computation designs Fig2
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electromagnetic metal casting computation designs Fig3
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electromagnetic metal casting computation designs Fig4
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electromagnetic metal casting computation designs Fig6
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electromagnetic metal casting computation designs Fig7
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electromagnetic metal casting computation designs Fig8
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electromagnetic metal casting computation designs Fig9
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Fig6. 실험실 연구에서 계단식 오버 플로우에 대한 쐐기 요소의 선택된 형상 및 배열

Numerical and Experimental Study of Wedge Elements Influence on Hydraulic Parameters and Energy Dissipation over Stepped Spillway in Skimming Flow Regime

Wedge Elements의 수치 및 실험적 연구가 스키밍 흐름 체제에서 계단식 배수로에 대한 유압 매개 변수 및 에너지 소산에 미치는 영향

Authors

  • Kiyoumars Roushangar  1 ; samira akhgar 2
  • 1 Civil Engineering Department, Tabriz University, Tabriz, Iran.
  • 2 Water Engineering Department, Faculty of Civil Engineering, Tabriz University, Tabriz, Iran

Abstract

A stepped spillway is a hydraulic and cost-effective measure to dissipate the energy of large water flow over the spillway. Due to some limitations in stepped spillways, this study has intended a plan to increase and improve the effectiveness of energy depreciation. For this purpose, the effect of the wedge-shaped elements on the velocity and pressure changes over the steps, water level, and energy dissipation downstream the stepped spillway are evaluated.In this regard, several forms of wedge elements are studied with changes in wedge arrangement and the rate of discharge by using a numerical model of Flow-3D, and the appropriate models from the aspect of the most energy depreciation are selected and studied in the laboratory.In the laboratory, 25 experiments were performed on 5 physical models. Numerical and experimental results show that the addition of wedge elements on the stepped spillway has reduced the velocity and water depth downstream of the spillway to about 80% and 30%, respectively, and the energy dissipation over the stepped spillway increased by about 2.7 times. Also, by drawing the distribution profiles of pressure on the edge and the floor of steps, it was observed that the negative pressure in the horizontal section turned into a positive one. Also, negative pressure in the vertical section decreased up to 96% and positive pressure increased about 2 times. As well as increasing the density of the elements, the results that increase the energy dissipation are going to be more remarkable.

요약계단식 배수로는 배수로를 통해 큰 물 흐름의 에너지를 분산시키는 유압적이고 비용 효율적인 조치입니다. 계단식 배수로의 일부 한계로 인해 본 연구는 에너지 감가 상각의 효과를 높이고 개선하기위한 계획을 세웠습니다. 이를 위해 계단, 수위 및 계단식 배수로 하류의 에너지 소실에 대한 속도 및 압력 변화에 대한 쐐기 모양 요소의 영향을 평가합니다. 이와 관련하여 Flow-3D의 수치 모델을 이용하여 쐐기 배열 및 배출 속도의 변화로 여러 형태의 쐐기 요소를 연구하고 가장 에너지 감가 상각 측면에서 적절한 모델을 선택하여 실험실에서 연구합니다. .실험실에서는 5 개의 물리적 모델에 대해 25 개의 실험이 수행되었습니다. 수치 및 실험 결과에 따르면 계단식 배수로에 쐐기 요소를 추가하면 배수로 하류의 속도와 수심이 각각 약 80 % 및 30 %로 감소했으며 계단식 배수로에 대한 에너지 소산은 약 2.7 배 증가했습니다. 또한 계단의 가장자리와 바닥의 압력 분포 프로파일을 그려서 수평 단면의 부압이 양압으로 변하는 것을 관찰했습니다. 또한 수직 부의 부압은 96 %까지 감소했고 양압은 약 2 배 증가했습니다. 요소의 밀도를 높이는 것 외에도 에너지 소산을 증가시키는 결과가 더욱 두드러 질 것입니다.

키워드

Stepped spillway Wedge elements Change of the velocity and pressure Energy dissipation Flow-3D, 계단식 방수로, 웨지 요소 , 속도와 압력의 변화 , 에너지 소산 


Fig. 1. Geometry and alignment of the wedges in the numerical study    Fig. 2. Secondary water depth versus unit flow rate in the simple stepped spillway and stepped spillway with wedge elements.
Fig. 1. Geometry and alignment of the wedges in the numerical study Fig. 2. Secondary water depth versus unit flow rate in the simple stepped spillway and stepped spillway with wedge elements.
Fig6. 실험실 연구에서 계단식 오버 플로우에 대한 쐐기 요소의 선택된 형상 및 배열
Fig6. 실험실 연구에서 계단식 오버 플로우에 대한 쐐기 요소의 선택된 형상 및 배열

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Fig. 1. A) Computational domain showing the cylinder, the profiles PF1, PF2 and the mining pit as set-up in the laboratory (B).

Numerical analysis of water flow around a bridge pier in a sand mined channel

모래 채굴 수로에서 교각 주변의 물 흐름에 대한 수치 해석

Oscar HERRERA-GRANADOS1,, Abhijit LADE2, , Bimlesh KUMAR3
1 Faculty of Civil Engineering, Wroclaw University of Science and Technology, Poland
email: Oscar.Herrera-Granados@pwr.edu.pl
2 3Department of Civil Engineering, Indian Institute of Technology, Guwahati, India
email: lade176104013@iitg.ac.in
email: bimk@iitg.ac.in

ABSTRACT

Extraction of sand from river beds has a variety of effects on the hydraulic and morphological characteristicsof the fluvial systems. Recent studies on mining pit have revealed that downstream reaches of the mining pitare more prone to erosion due to increased bed shear stresses. Bridge piers in the vicinity of such mining pitsare also prone to streambed instabilities due to turbulence alterations as suggested by a few recent studies.Thus, a numerical study was carried out to study the effects of a mining pit on the hydrodynamics around acircular pier. The numerical experiments were conducted with the Computational Fluid Dynamics (CFD) codeFlow-3D, which can run several turbulence model closures. In this contribution, the authors applied theclassical RANS equations with the volume of fluid (VOF) method (Savage and Johnson, 2001).

강바닥에서 모래를 추출하는 것은 하강 시스템의 수력 학적 및 형태 학적 특성에 다양한 영향을 미칩니다. 광산 구덩이에 대한 최근 연구에 따르면 광산 구덩이의 하류 도달은 베드 전단 응력 증가로 인해 침식되기 쉽습니다. 이러한 광산 구덩이 근처의 교각은 최근 몇 가지 연구에서 제안한 바와 같이 난류 변화로 인해 유동 불안정성이 발생하기 쉽습니다. 따라서 원형 부두 주변의 유체 역학에 대한 광산 구덩이의 영향을 연구하기 위해 수치 연구가 수행되었습니다. 수치 실험은 CFD (Computational Fluid Dynamics) 코드 Flow-3D로 수행되었으며, 여러 난류 모델 폐쇄를 실행할 수 있습니다. 이 공헌에서 저자는 VOF (volume of fluid) 방법 (Savage and Johnson, 2001)과 함께 고전적인 RANS 방정식을 적용했습니다.

1. Set-up and boundary conditions

두 번의 수치 실행 결과가 이 기여도에서 비교됩니다. 첫 번째 실험에서 0.044 [m3-s-1]의 정상 유량이 원통 부두가 있는 1.0 [m] 폭의 채널을 따라 흐르는 상류 경계 조건으로 설정되었습니다. 계산 영역은 IIT Guwahati 수력학 실험실 (Lade et al., 2019b)의 틸팅 유체 크기를 기반으로 정의됩니다. 두 번째 실행에서는 동일한 배출물이 실린더의 상류에 있는 준설 사다리꼴 구덩이와 함께 실린더 주위로 통과되었습니다. 구덩이의 깊이는 0.1 [m]이고 수로 전체에 걸쳐 확장되었습니다. 수로의 길이 방향을 따라 피트의 상단 너비는 0.67 [m], 하단 너비는 0.33 [m]였습니다.

이 연구의 주요 초점은 채굴 구덩이 (그림 1의 PF2)가있을 때 구덩이 하류 (그림 1의 PF1)와 실린더 하류의 흐름 특성의 변화를 조사하는 것이 었습니다. 따라서 채널 베드는 고정 베드 모델을 사용하여 시뮬레이션 되었습니다. 두 실험의 수압 조건은 CFD 경계 조건으로 설정된 표 1에 나와 있습니다. 배출구 (하류 경계 조건)는 실험실 기록 중에 측정된 수심을 사용하여 설정되었습니다 (Lade et al., 2019a).

Fig. 1. A) Computational domain showing the cylinder, the profiles PF1, PF2 and the mining pit as set-up in the laboratory (B).
Fig. 1. A) Computational domain showing the cylinder, the profiles PF1, PF2 and the mining pit as set-up in the laboratory (B).
Fig. 2. Output of the CFD model (velocity magnitude) without the sand pit (left side) and with the trapezoidal sand pit (right side).
Fig. 2. Output of the CFD model (velocity magnitude) without the sand pit (left side) and with the trapezoidal sand pit (right side).
Fig. 3. Output of the CFD model. Streamwise velocity ux, TKE as well as Lt profiles along the locations PF1 and PF2
Fig. 3. Output of the CFD model. Streamwise velocity ux, TKE as well as Lt profiles along the locations PF1 and PF2

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Proceedings of the 6th International Conference on Civil, Offshore and Environmental Engineering (ICCOEE2020)

Numerical Simulation to Assess Floating Instability of Small Passenger Vehicle Under Sub-critical Flow

미 임계 흐름에서 소형 승용차의 부동 불안정성을 평가하기 위한 수치 시뮬레이션

Proceedings of the International Conference on Civil, Offshore and Environmental Engineering
ICCOEE 2021: ICCOEE2020 pp 258-265| Cite as

  • Ebrahim Hamid Hussein Al-Qadami
  • Zahiraniza Mustaffa
  • Eduardo Martínez-Gomariz
  • Khamaruzaman Wan Yusof
  • Abdurrasheed S. Abdurrasheed
  • Syed Muzzamil Hussain Shah

Conference paperFirst Online: 01 January 2021

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Part of the Lecture Notes in Civil Engineering book series (LNCE, volume 132)

Abstract

Parked vehicles can be directly affected by the floods and at a certain flow velocity and depth, vehicles can be easily swept away. Therefore, studying flooded vehicles stability limits is required. Herein, an attempt has been done to assess numerically the floating instability mode of a small passenger car with a scaled-down ratio of 1:10 using FLOW-3D. The 3D car model was placed inside a closed box and the six degrees of freedom numerical simulation was conducted. Later, numerical results validated experimentally and analytically. Results showed that buoyancy depths were 3.6 and 3.8 cm numerically and experimentally, respectively with a percentage difference of 5.4%. Further, the buoyancy forces were 8.95 N and 8.97 N numerically and analytically, respectively with a percentage difference of 0.2%. With this small difference, it can be concluded that the numerical modeling for such cases using FLOW-3D software can give an acceptable prediction on the vehicle stability limits.

주차된 차량은 홍수의 직접적인 영향을 받을 수 있으며 특정 유속과 깊이에서 차량을 쉽게 쓸어 버릴 수 있습니다. 따라서 침수 차량 안정성 한계를 연구해야 합니다. 여기에서는 FLOW-3D를 사용하여 축소 비율이 1:10 인 소형 승용차의 부동 불안정 모드를 수치 적으로 평가하려는 시도가 이루어졌습니다. 3D 자동차 모델은 닫힌 상자 안에 배치되었고 6 개의 자유도 수치 시뮬레이션이 수행되었습니다. 나중에 수치 결과는 실험적으로 그리고 분석적으로 검증되었습니다. 결과는 부력 깊이가 각각 5.4 %의 백분율 차이로 수치 및 실험적으로 3.6 및 3.8 cm임을 보여 주었다. 또한 부력은 수치적으로 8.95N과 분석적으로 8.97N이었고 백분율 차이는 0.2 %였다. 이 작은 차이로 인해 FLOW-3D 소프트웨어를 사용한 이러한 경우의 수치 모델링은 차량 안정성 한계에 대한 허용 가능한 예측을 제공 할 수 있다는 결론을 내릴 수 있습니다.

Keywords

Floating instability Small passenger car Numerical simulation FLOW-3D Subcritical flowe 

References

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Numerical simulation of energy dissipation in crescent-shaped contraction of the flow path

Numerical simulation of energy dissipation in crescent-shaped contraction of the flow path

Authors

1 Professor, Department of Civil Engineering, Faculty of Engineering, University of Maragheh, Iran.
2 M.sc student, Department of Civil Engineering, Faculty of Engineering, University of Maragheh, Iran.
3 M.sc student, Department of Civil Engineering, Faculty of Engineering, University of Maragheh, Iran

Abstract

One of the methods of controlling and reducing flow energy is the use of energy dissipating structures and the formation of hydraulic jumps. One of these types of structures is the constriction elements in the flow path, which leads to a decrease in the energy of the passing flow. In the present study, the effect of crescent-shaped contraction as an energy dissipating structure in the supercritical flow path has been investigated using FLOW-3D software. Examining the simulation results, the RNG turbulence model due to its higher accuracy and lower relative error and absolute error percentage than other models, among the RNG turbulence models, k-ε, k-ω and LES was selected. In this study, the amplitude of the Froude number after the gate as the most effective dimensionless parameter in energy dissipation varied from 2.8 to 7.5 and the values of stenosis on both sides are 5 and 7.5 cm. The results show that in all cases of using the crescent-shaped contractions, the energy consumption due to the contraction is 5 and 7.5 cm, respectively, based on the energy drop relative to the upstream of 24.62% and 29.84% and compared to the downstream 46.14% and 48.42% more than the classic free jump. Also, by examining the obtained results, it was observed that the crescent-shaped contractions have a better performance in terms of energy loss compared to the sudden contraction, obtained from the studies of previous researchers. Based on the simulation results, with increasing the upstream Froude number, the relative energy dissipation to the upstream and downstream crescent-shaped contraction increased so that the use of contraction elements reduces the downstream Froude number of the contracted section in the range of 1.6 to 3/2.

흐름 에너지를 제어하고 줄이는 방법 중 하나는 에너지 소산 구조를 사용하고 유압 점프를 형성하는 것입니다. 이러한 유형의 구조 중 하나는 흐름 경로의 수축 요소로, 통과하는 흐름의 에너지를 감소시킵니다. 현재 연구에서는 초 임계 유동 경로에서 에너지 소산 구조로서 초승달 모양의 수축 효과가 FLOW-3D 소프트웨어를 사용하여 조사되었습니다. 시뮬레이션 결과를 살펴보면 RNG 난류 모델 중 k-ε, k-ω, LES 중에서 다른 모델보다 정확도가 높고 상대 오차와 절대 오차 비율이 낮은 RNG 난류 모델을 선택했습니다. 이 연구에서 에너지 소산에서 가장 효과적인 무 차원 매개 변수 인 게이트 뒤의 Froude 수의 진폭은 2.8에서 7.5까지 다양했으며 양쪽의 협착 값은 5cm와 7.5cm입니다. 결과는 초승달 모양의 수축을 사용하는 모든 경우에서 수축으로 인한 에너지 소비는 각각 5cm와 7.5cm로 상류에 비해 에너지 강하가 24.62 % 및 29.84 %이고 하류와 비교됩니다. 고전적인 자유 점프보다 46.14 % 및 48.42 % 더 많습니다. 또한 얻어진 결과를 살펴보면 초승달 모양의 수축이 이전 연구자들의 연구에서 얻은 갑작스런 수축에 비해 에너지 손실 측면에서 더 나은 성능을 보이는 것으로 나타났습니다. 시뮬레이션 결과에 따르면 상류 Froude 수를 증가 시키면 상류 및 하류 초승달 모양의 수축에 대한 상대적 에너지 소산이 증가하여 수축 요소를 사용하면 수축 된 부분의 하류 Froude 수가 1.6 ~ 3/2 범위에서 감소합니다. .

Keywords

Fig1 3D flow simulation to improve the design and operation of the dam bottom outlets

3D flow simulation to improve the design and operation of the dam bottom outlets

Abstract

The most widely used method of flushing of reservoirs is to remove the deposited sediment through the bottom outlets. The size and shape of gates affect the outflow volume of water, the volume of removed sediments, and flushing efficiency. The purpose of this study is to investigate the effect of the area, number and shape of the bottom outlet gates on the velocity, concentration, and volume of the removed sediments and the dimensions of the flushing cone. Four different shapes with the same area were used for this purpose. Moreover, to study the effect of area and number of gates on flushing efficiency, circular gates with two different diameters were used. In this research, various pressure flushing modes were simulated using the Flow-3D model. Calibration and evaluation of this model were performed based on experimental findings. Results showed the parameters of the Flow-3D measures such as length, width, maximum depth, and flushing cone size with an average error of 3%, which is in good agreement with experimental results. As the area of the outlet gates increases, flushing is less risky in viewpoints of the operation process. Furthermore, the gate with a horizontal-rectangular section has an optimal shape with the highest flushing efficiency.

저수지를 세척하는 가장 널리 사용되는 방법은 바닥 배출구를 통해 침전된 침전물을 제거하는 것입니다. 게이트의 크기와 모양은 물의 유출량, 제거 된 퇴적물의 양 및 세척 효율에 영향을 미칩니다.

이 연구의 목적은 제거된 퇴적물의 속도, 농도 및 부피와 플러싱 콘의 크기에 대한 바닥 출구 게이트의 면적, 수 및 모양의 영향을 조사하는 것입니다.

이 목적을 위해 동일한 면적을 가진 4 개의 다른 모양이 사용되었습니다. 또한 플러싱 효율에 대한 면적과 게이트 수의 영향을 연구하기 위해 두 가지 직경의 원형 게이트를 사용했습니다. 이 연구에서는 Flow-3D 모델을 사용하여 다양한 압력 플러싱 모드를 시뮬레이션했습니다.

이 모델의 보정 및 평가는 실험 결과를 기반으로 수행되었습니다. 결과는 길이, 너비, 최대 깊이 및 플러싱 콘 크기와 같은 Flow-3D 측정의 매개 변수를 보여 주며 평균 오차는 3 %로 실험 결과와 잘 일치합니다. 출구 게이트의 면적이 증가함에 따라 작동 과정의 관점에서 플러싱이 덜 위험합니다. 또한 수평 직사각형 단면의 게이트는 최고의 세척 효율로 최적의 모양을 갖습니다.

Keywords

  • Computer model
  • Scouring
  • Flushing
  • Bottom outlet
  • Flow-3D
  • Sedimentation
Fig1 3D flow simulation to improve the design and operation of the dam bottom outlets
Fig1 3D flow simulation to improve the design and operation of the dam bottom outlets
Fig2 3D flow simulation to improve the design and operation of the dam bottom outlets
Fig2 3D flow simulation to improve the design and operation of the dam bottom outlets
Fig8 3D flow simulation to improve the design and operation of the dam bottom outlets
Fig8 3D flow simulation to improve the design and operation of the dam bottom outlets
Fig10 3D flow simulation to improve the design and operation of the dam bottom outlets
Fig10 3D flow simulation to improve the design and operation of the dam bottom outlets

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Fig.1 Schematic diagram of the novel cytometric device

Fabrication and Experimental Investigation of a Novel 3D Hydrodynamic Focusing Micro Cytometric Device

Yongquan Wang*a , Jingyuan Wangb, Hualing Chenc

School of Mechanical Engineering, Xi’an Jiaotong University, Xi’an, Shaanxi, 710049, P. R. China
a yqwang@mail.xjtu.edu.cn,, bwjy2006@stu.xjtu.edu.cn,, c hlchen@mail.xjtu.edu.cn,

Abstract:

This paper presents the fabrication of a novel micro-machined cytometric device, and the experimental investigations for its 3D hydrodynamic focusing performance. The proposed device is simple in structure, with the uniqueness that the depth of its microchannels is non-uniform. Using the SU-8 soft lithography containing two exposures, as well as micro-molding techniques, the PDMS device is successfully fabricated. Two kinds of experiments, i.e., the red ink fluidity observation experiments and the fluorescent optical experiments, are then performed for the device prototypes with different step heights, or channel depth differences, to explore the influence laws of the feature parameter on the devices hydrodynamic focusing behaviors. The experimental results show that the introducing of the steps can efficiently enhance the vertical focusing performance of the device. At appropriate geometry and operating conditions, good 3D hydrodynamic focusing can be obtained.

Korea Abstract

이 논문은 새로운 마이크로 머신 세포 측정 장치의 제조와 3D 유체 역학적 초점 성능에 대한 실험적 조사를 제시합니다. 제안 된 장치는 구조가 단순하며, 마이크로 채널의 깊이가 균일하지 않다는 독특함이 있습니다. 두 가지 노출이 포함 된 SU-8 소프트 리소그래피와 마이크로 몰딩 기술을 사용하여 PDMS 장치가 성공적으로 제작되었습니다. 그런 다음 두 종류의 실험, 즉 적색 잉크 유동성 관찰 실험과 형광 광학 실험을 단계 높이 또는 채널 깊이 차이가 다른 장치 프로토 타입에 대해 수행하여 장치 유체 역학적 초점에 대한 기능 매개 변수의 영향 법칙을 탐색합니다. 행동. 실험 결과는 단계의 도입이 장치의 수직 초점 성능을 효율적으로 향상시킬 수 있음을 보여줍니다. 적절한 형상과 작동 조건에서 우수한 3D 유체 역학적 초점을 얻을 수 있습니다.

Keywords

Flow cytometer, Hydrodynamic focusing, Three-dimensional (3D), Micro-machined

Fig.1 Schematic diagram of the novel cytometric device
Fig.1 Schematic diagram of the novel cytometric device
Fig.2 Overview of the cytometric device fabrication process
Fig.2 Overview of the cytometric device fabrication process
Fig.3 The fabricated micro cytometric device Fig.4 Experiment setup for focusing performance
Fig.3 The fabricated micro cytometric device Fig. 4 Experiment setup for focusing performance
Fig.5 Horizontal focusing images of two devices with and without steps
Fig.5 Horizontal focusing images of two devices with and without steps
Fig.6 Channel cross-section fluorescence images for different step heights
Fig.6 Channel cross-section fluorescence images for different step heights

References 

Fig.7 Effect of the step height on the 3D focusing at different velocity ratios
Fig.7 Effect of the step height on the 3D focusing at different velocity ratios

Conclusions

In this paper, we presented a novel micro-machined cytometric device and its fabrication process,
emphasizing on the experimental investigations for its 3D hydrodynamic focusing performance. The
proposed device is simple in structure, low cost, and easy to be batch produced. Besides this, as a
device based on standard micro-fabrication methodology, it can be conveniently integrated with other
micro-fluidic and/or micro-optical units to form a complete detection and analysis system.
The experimental tests for the prototype devices not only verified the design conception, but also
gave us a comprehensive understanding of the device hydro-focusing performance. The experimental
results show that, as the uniqueness of this design, the introducing of the feature steps can
significantly enhance the vertical focusing performance of the devices, which is crucial for the
achievement of 3D focusing. In summary, for the proposed novel device, good 3D hydrodynamic
focusing can be attained at appropriate geometry and operating conditions.
In addition, an improved design can be obtained by replacing the flat cover with an identical
device unit, in other words, the same two device units are bonded together (The channels are inward
and aligned) to form a new device. Then the sample stream can focused to the center of the assembly
outlet channel due to the hydrodynamic forces equally in both horizontal and vertical directions, and
thus avoiding the adsorption or friction issues of cells/particles to the top channel wall.

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Figure 6. Evolution of melt pool in the overhang region (θ = 45°, P = 100 W, v = 1000 mm/s, the streamlines are shown by arrows).

Experimental and numerical investigation of the origin of surface roughness in laser powder bed fused overhang regions

레이저 파우더 베드 융합 오버행 영역에서 표면 거칠기의 원인에 대한 실험 및 수치 조사

Shaochuan Feng,Amar M. Kamat,Soheil Sabooni &Yutao PeiPages S66-S84 | Received 18 Jan 2021, Accepted 25 Feb 2021, Published online: 10 Mar 2021

ABSTRACT

Surface roughness of laser powder bed fusion (L-PBF) printed overhang regions is a major contributor to deteriorated shape accuracy/surface quality. This study investigates the mechanisms behind the evolution of surface roughness (Ra) in overhang regions. The evolution of surface morphology is the result of a combination of border track contour, powder adhesion, warp deformation, and dross formation, which is strongly related to the overhang angle (θ). When 0° ≤ θ ≤ 15°, the overhang angle does not affect Ra significantly sin