Fig. 1. Protection matt over the scour pit.

Numerical study of the flow at a vertical pile with net-like scourprotection matt

그물형 세굴방지 매트를 사용한 수직말뚝의 유동에 대한 수치적 연구

Minxi Zhang^a,b, Hanyan Zhao^c, Dongliang Zhao ^d, Shaolin Yue^e, Huan Zhou^e,Xudong Zhao^a
, Carlo Gualtieri^f, Guoliang Yu^a,b,∗
^aSKLOE, School of Naval Architecture, Ocean & Civil Engineering, Shanghai Jiao Tong University, Shanghai 200240, China
^bKLMIES, MOE, School of Naval Architecture, Ocean & Civil Engineering, Shanghai Jiao Tong University, Shanghai 200240, China
^cGuangdong Research Institute of Water Resources and Hydropower, Guangzhou 510610, China
^dCCCC Second Harbor Engineering Co., Ltd., Wuhan 430040, China
^eCCCC Road & Bridge Special Engineering Co., Ltd, Wuhan 430071, China
^fDepartment of Structures for Engineering and Architecture, University of Naples Federico II, Italy

Abstract

Local scour at a pile or pier in current or wave environments threats the safety of the upper structure all over the world. The application of a net-like matt as a scour protection cover at the pile or pier was proposed. The matt weakens and diffuses the flow in the local scour pit and thus reduces local scour while enhances sediment deposition. Numerical simulations were carried out to investigate the flow at the pile covered by the matt. The simulation results were used to optimize the thickness dt (2.6d95 ∼ 17.9d95) and opening size dn (7.7d95 ∼ 28.2d95) of the matt. It was found that the matt significantly reduced the local velocity and dissipated the vortex at the pile, substantially reduced the extent of local scour. The smaller the opening size of the matt, the more effective was the flow diffusion at the bed, and smaller bed shear stress was observed at the pile. For the flow conditions considered in this study, a matt with a relative thickness of T = 7.7 and relative opening size of S = 7.7 could be effective in scour protection.

조류 또는 파도 환경에서 파일이나 부두의 국지적인 세굴은 전 세계적으로 상부 구조물의 안전을 위협합니다. 파일이나 교각의 세굴 방지 덮개로 그물 모양의 매트를 적용하는 것이 제안되었습니다.

매트는 국부 세굴 구덩이의 흐름을 약화시키고 확산시켜 국부 세굴을 감소시키는 동시에 퇴적물 퇴적을 향상시킵니다. 매트로 덮인 파일의 흐름을 조사하기 위해 수치 시뮬레이션이 수행되었습니다.

시뮬레이션 결과는 매트의 두께 dt(2.6d95 ∼ 17.9d95)와 개구부 크기 dn(7.7d95 ∼ 28.2d95)을 최적화하는 데 사용되었습니다. 매트는 국부 속도를 크게 감소시키고 말뚝의 와류를 소멸시켜 국부 세굴 정도를 크게 감소시키는 것으로 나타났습니다.

매트의 개구부 크기가 작을수록 층에서의 흐름 확산이 더 효과적이었으며 파일에서 더 작은 층 전단 응력이 관찰되었습니다.

본 연구에서 고려한 유동 조건의 경우 상대 두께 T = 7.7, 상대 개구부 크기 S = 7.7을 갖는 매트가 세굴 방지에 효과적일 수 있습니다.

Keywords

Numerical simulation, Pile foundation, Local scour, Protective measure, Net-like matt

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Fig. 2. Local scour pit of pile below the protection matt.

References

[1] C. He, Mod. Transp. Technol. 17 (3) (2020) 46–59 in Chinese.
[2] X. Wen, D. Zhang, J. Tianjin Univ. 54 (10) (2021) 998–1007 (Science and Technology)in Chinese.
[3] M. Zhang, H. Sun, W. Yao, G. Yu, Ocean Eng. 265 (2020) 112652, doi:10.1016/j.
oceaneng.2022.112652.
[4] K. Wardhana, F.C. Hadipriono, J. Perform. Constr. Fac. 17 (3) (2003) 144–150,
doi:10.1061/(ASCE)0887-3828(2003)17:3(144).
[5] R. Ettema, G. Constantinescu, B.W. Melville, J. Hydraul. Eng. 143 (9) (2017)
03117006, doi:10.1061/(ASCE)HY.1943-7900.0001330.
[6] C. Valela, C.D. Rennie, I. Nistor, Int. J. Sediment Res. 37 (1) (2021) 37–46,
doi:10.1016/j.ijsrc.2021.04.004.
[7] B.W. Melville, A.J. Sutherland, J. Hydraul. Eng. 114 (10) (1988) 1210–1226,
doi:10.1061/(ASCE)0733-9429(1988)114:10(1210).
[8] E.V. Richardson, S.R. Davis, Evaluating Scour At Bridges, 4th ed., United States
Department of Transportation, Federal Highway Administration, Washington,
DC., 2001.
[9] D.M. Sheppard, B. Melville, H. Demir, J. Hydraul. Eng. 140 (1) (2014) 14–23,
doi:10.1061/(ASCE)HY.1943-7900.0000800.
[10] A.O. Aksoy, G. Bombar, T. Arkis, M.S. Guney, J. Hydrol. Hydromech. 65 (1)
(2017) 26–34.
[11] D.T. Bui, A. Shirzadi, A. Amini, et al., Sustainability 12 (3) (2020) 1063, doi:10.
3390/su12031063.
[12] B.M. Sumer, J. Fredsoe, The Mechanics of Scour in Marine Environments. World
Advanced Series on Ocean Engineering, 17, World Scientific, Singapore, 2002.
[13] J. Unger, W.H. Hager, Exp. Fluids 42 (1) (2007) 1–19.
[14] G. Kirkil, S.G. Constantinescu, R. Ettema, J. Hydraul. Eng. 134 (5) (2008) 82–84,
doi:10.1061/(ASCE)0733-9429(2008)134:5(572).
[15] B. Dargahi, J. Hydraul. Eng. 116 (10) (1990) 1197–1214.
[16] A. Bestawy, T. Eltahawy, A. Alsaluli, M. Alqurashi, Water Supply 20 (3) (2020)
1006–1015, doi:10.2166/ws.2020.022.
[17] Y.M. Chiew, J. Hydraul. Eng. 118 (9) (1992) 1260–1269.
[18] D. Bertoldi, R. Kilgore, in: Hydraulic Engineering ’93, ASCE, San Francisco, California, United States, 1993, pp. 1385–1390.
[19] Y.M. Chiew, J. Hydraul. Eng. 121 (9) (1997) 635–642.
[20] C.S. Lauchlan, B.W. Melville, J. Hydraul. Eng. 127 (5) (2001) 412–418, doi:10.
1061/(ASCE)0733-9429(2001)127:5(412).
[21] P.F. Lagasse, P.E. Clopper, L.W. Zevenbergen, L.G. Girard, National Cooperative
Highway Research Program (NCHRPReport 593), Countermeasures to protect
bridge piers from scour, Washington, DC, NCHRP, 2007.
[22] S. Jiang, Z. Zhou, J. Ou, J. Sediment Res. (4) (2013) 63–67 in Chinese.
[23] A. Galan, G. Simarro, G. Sanchez-Serrano, J. Hydraul. Eng. 141 (6) (2015)
06015004, doi:10.1061/(ASCE)HY.1943-7900.0001003.
[24] Z. Zhang, H. Ding, J. Liu, Ocean Eng. 33 (2) (2015) 77–83 in Chinese.
[25] C. Valela, C.N. Whittaker, C.D. Rennie, I. Nistor, B.W. Melville, J. Hydraul. Eng.
148 (3) (2022) 04022002 10.1061/%28ASCE%29HY.1943-7900.0001967.
[26] B.W. Melville, A.C. Hadfield, J. Hydraul. Eng. 6 (2) (1999) 1221–1224, doi:10.
1061/(ASCE)0733-9429(1999)125:11(1221).
[27] V. Kumar, K.G. Rangaraju, N. Vittal, J. Hydraul. Eng. 125 (12) (1999) 1302–1305.
[28] A.M. Yasser, K.S. Yasser, M.A. Abdel-Azim, Alex. Eng. J. 54 (2) (2015) 197–203,
doi:10.1016/j.aej.2015.03.004.
[29] S. Khaple, P.R. Hanmaiahgari, R. Gaudio, S. Dey, Acta Geophys. 65 (2017) 957–
975, doi:10.1007/s11600-017-0084-z.
[30] C. Valela, I. Nistor, C.D. Rennie, in: Proceedings of the 6th International Disaster Mitigation Specialty Conference, Fredericton, Canada, Canadian Society for
Civil Engineering, 2018, pp. 235–244.
[31] A. Tafarojnoruz, R. Gaudio, F. Calomino, J. Hydraul. Eng. 138 (3) (2012) 297–
305, doi:10.1061/(ASCE)HY.1943-7900.0000512.
[32] H. Tang, S. Fang, Y. Zhou, K. Cai, Y.M. Chiew, S.Y. Lim, N.S. Cheng, in: Proceedings of the 2nd International Conference Scour and Erosion (ICSE-2), Singapore.
Singapore, Nanyang Technological University, 2004.
[33] W. Zhang, Y. Li, X. Wang, Z. Sun, J. Sichuan Univ. 06 (2005) 34–40 (Engineering
Science Edition)in Chinese.
[34] S. Yang, B. Shi, Trans. Oceanol. Limnol. 5 (2017) 43–47 in Chinese.
[35] H. Wang, F. Si, G. Lou, W. Yang, G. Yu, J. Waterw. Port Coast. Ocean Eng. 141
(1) (2015) 04014030, doi:10.1061/(ASCE)WW.1943-5460.0000270.
[36] L.D. Meyer, S.M. Dabney, W.C. Harmon, Trans. ASAE 38 (3) (1995) 809–815.
[37] G. Spyreas, B.W. Wilm, A.E. Plocher, D.M. Ketzner, J.W. Matthews, J.L. Ellis, E.J. Heske, Biol. Invasions 12 (5) (2010) 1253–1267, doi:10.1007/
s10530-009-9544-y.
[38] T. Lambrechts, S. François, S. Lutts, R. Muñoz-Carpena, C.L. Bielders, J. Hydrol.
511 (2014) 800–810, doi:10.1016/j.jhydrol.2014.02.030.
[39] G. Yu, Dynamic Embedded Anchor with High Frequency Micro Amplitude Vibrations. CN patent No: ZL200810038546.0, 2008.
[40] X. Chen, M. Zhang, G. Yu, Ocean Eng. 236 (2021) 109315, doi:10.1016/j.
oceaneng.2021.109315.
[41] F. Gumgum, M.S. Guney, in: Proceedings of the 6th International Conference
Engineering and Natural Sciences (ICENS), Serbia, Belgrade, 2020.
[42] H. Zhao, S. Yue, H. Zhou, M. Zhang, G. Yu, Ocean Eng. 40 (5) (2022) 111–120
in Chinese.
[43] B. Blocken, C. Gualtieri, Environ. Modell. Softw. 33 (2012) 1–22, doi:10.1016/j.
envsoft.2012.02.001.
[44] N.D. Bennett, B.F. Croke, G. Guariso, et al., Modell. Softw. 40 (2013) 1–20,
doi:10.1016/j.envsoft.2012.09.011.
[45] X. Zhao, Effectiveness and Mechanism of Lattice On Sedimentation and Anti-Erosion of Local Scour Hole At Piers, Shanghai Jiao Tong University, Shanghai, China, 2023.
[46] M. Zhang, G. Yu, Water Resour. Res. 53 (9) (2017) 7798–7815, doi:10.1002/
2017WR021066.

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The impacts of profile concavity on turbidite deposits: Insights from the submarine canyons on global continental margins

프로필 오목부가 탁도 퇴적물에 미치는 영향: 전 세계 대륙 경계에 대한 해저 협곡의 통찰력

Kaiqi Yu ^a, Elda Miramontes ^bc, Matthieu J.B. Cartigny ^d, Yuping Yang ^a, Jingping Xu ^a
^aDepartment of Ocean Science and Engineering, Southern University of Science and Technology, 1088 Xueyuan Rd., Shenzhen 518055, Guangdong, China
^bMARUM-Center for Marine Environmental Sciences, University of Bremen, Bremen, Germany^c
Faculty of Geosciences, University of Bremen, Bremen, Germany
^dDepartment of Geography, Durham University, South Road, Durham DH1 3LE, UK

Received 10 August 2023, Revised 13 March 2024, Accepted 13 March 2024, Available online 17 March 2024, Version of Record 20 March 2024.

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https://doi.org/10.1016/j.geomorph.2024.109157 Get rights and content

Highlights

•The impact of submarine canyon concavity on turbidite deposition was assessed.
•Distribution of turbidite deposits varies with changes in canyon concavity.
•Three distinct deposition patterns were identified.
•The recognized deposition patterns align well with the observed turbidite deposits.

Abstract

Submarine canyons are primary conduits for turbidity currents transporting terrestrial sediments, nutrients, pollutants and organic carbon to the deep sea. The concavity in the longitudinal profile of these canyons (i.e. the downstream flattening rate along the profiles) influences the transport processes and results in variations in turbidite thickness, impacting the transfer and burial of particles. To better understand the controlling mechanisms of canyon concavity on the distribution of turbidite deposits, here we investigate the variation in sediment accumulation as a function of canyon concavity of 20 different modern submarine canyons, distributed on global continental margins. In order to effectively assess the isolated impact of the concavity of 20 different canyons, a series of two-dimensional, depth-resolved numerical simulations are conducted. Simulation results show that the highly concave profile (e.g. Surveyor and Horizon) tends to concentrate the turbidite deposits mainly at the slope break, while nearly straight profiles (e.g. Amazon and Congo) result in deposition focused at the canyon head. Moderately concave profiles with a smoother canyon floor (e.g. Norfolk-Washington and Mukluk) effectively facilitate the downstream transport of suspended sediments in turbidity currents. Furthermore, smooth and steep upper reaches of canyons commonly contribute to sediment bypass (i.e. Mukluk and Chirikof), while low slope angles lead to deposition at upper reaches (i.e. Bounty and Valencia). At lower reaches, the distribution of turbidite deposits is consistent with the occurrence of hydraulic jumps. Under the influence of different canyon concavities, three types of deposition patterns are inferred in this study, and verified by comparison with observed turbidite deposits on the modern or paleo-canyon floor. This study demonstrates a potential difference in sediment transport efficiency of submarine canyons with different concavities, which has potential consequences for sediment and organic carbon transport through submarine canyons.

Introduction

Submarine canyons are pivotal links in source-to-sink systems on continental margins (Sømme et al., 2009; Nyberg et al., 2018; Pope et al., 2022a, Pope et al., 2022b) that provide efficient pathways for moving prodigious volumes of terrestrial materials to the abyssal basin (Spychala et al., 2020; Heijnen et al., 2022). When turbidity currents, the main force that transports the above mentioned sediments (Xu et al., 2004; Xu, 2010; Talling et al., 2013; Stevenson et al., 2015), slow down after entering a flatter and/or wider stretch of the canyon downstream, the laden sediments settle, often rapidly, to form a deposit called turbidite that is known for organic carbon burial, hydrocarbon reserves and the accumulation of microplastics (Galy et al., 2007; Pohl et al., 2020a; Pope et al., 2022b; Pierdomenico et al., 2023). A set of flume experiments by Pohl et al. (2020b) revealed that the variation of bed slope plays a dominant role in controlling the sizes and locations of the deposit: a) a more gently dipping upper slope leads to upstream migration of upslope pinch-out; b) the increase of lower slope results in a decrease of the deposit thickness (Fig. 1a).

From upper continental slopes to deepwater basins, turbidity currents are commonly confined by submarine canyons that facilitate the longer distance transport of sediments (Eggenhuisen et al., 2022; Pope et al., 2022a; Wahab et al., 2022, Li et al., 2023a). The concavity, defined here as the downstream flattening rate of profiles (Covault et al., 2011; Chen et al., 2019; Seybold et al., 2021; Soutter et al., 2021a), of the longitudinal bed profile of the submarine canyons is therefore a key factor that determines hydrodynamic processes of turbidity currents, including the accumulation of sediments along the canyon thalweg (Covault et al., 2014; de Leeuw et al., 2016; Heerema et al., 2022; Heijnen et al., 2022). Due to the comprehensive impacts of sediment supply, grain size, climate change, regional tectonics, associated river and self-incision, the concavity of submarine canyons on global continental margins varies greatly (Parker et al., 1986; Harris and Whiteway, 2011; Casalbore et al., 2018; Nyberg et al., 2018; Soutter et al., 2021a, Li et al., 2023b), which is much more complex than the two constant slope setup of Pohl et al. (2020b)’s flume experiment (Fig. 1a). This raises the question of how the more complex concavity influences the dynamics of turbidity currents and the resultant distribution of turbidite deposits. For instance, the longitudinal profile concavity can also be increased by steepening the upper slope and/or gentling the lower slope of canyons (Fig. 1b). Parameters, known as significant factors influencing flow dynamics, include dip angle (Pohl et al., 2019), bed roughness (Baghalian and Ghodsian, 2020), obstacle presence (Howlett et al., 2019), and confinement conditions (Soutter et al., 2021b). However, the role of channel concavity in determining the downstream evolution of flow dynamics remains poorly understood (Covault et al., 2011; Georgiopoulou and Cartwright, 2013), and it is still unclear whether changes in concavity can result in different locations of pinch-out points and variations in turbidite deposit thicknesses (Pohl et al., 2020b).

In this study, we hypothesize that a more concave profile resulting from a steeper upper slope and a gentler lower slope may lead to a downstream migration of the upslope pinch-out and an increase of deposit thickness (Fig. 1b). This hypothesis is tested in 20 modern submarine canyons (shown in Fig. 2) whose longitudinal profiles are extracted from the GEBCO_2022 grid. Due to the lack of data describing the turbidite thickness trends in these canyons, we used a numerical model (FLOW-3D® software) to simulate the depositional process. The simulation results allow us to address at least two questions: (1) How does the concavity affect the distribution and thickness of turbidite deposits along the canyon thalwegs? (2) What is the impact of canyon concavity on the dynamics of the turbidity currents? Such answers on a global scale are undoubtedly helpful in understanding not only the sediment transport processes but also the efficient transfer and burial of organic carbon along global continental margins.

Section snippets

Submarine canyons used in this study

The longitudinal profiles of 20 modern submarine canyons are obtained using Global Mapper® from a public domain database GEBCO_2022 (doi:https://doi.org/10.5285/e0f0bb80-ab44-2739-e053-6c86abc0289c). The GEBCO_2022 grid provides elevation data, in meters, on a 15 arc-second interval grid. The 20 selected submarine canyons, which span the typical distance covered by turbidity currents, have been chosen from a diverse range of submarine canyon and channel systems that extend at least 250 km

Concavity of longitudinal canyon profiles

The NCI and α values of all 20 canyon profiles utilized in this study are plotted in Fig. 4, indicating the majority of these submarine canyons typically exhibit a concave profile, characterized by a negative NCI, except for the Amazon. In most of the profiles, the NCI is lower than −0.08, with the most concave point (indicated by the minimum ratio α) located closer to the canyon head than to the profile end, and their upper reaches are steeper than lower reaches, typically observed as the

Validation of the hypothesis

As previously mentioned in this paper, one of the primary objectives of this study is to evaluate the hypothesis inferred from the flume tank experiment of Pohl et al. (2020b): whether a more concave canyon profile can exert a comparable influence on turbidite deposits as the steepness of the lower and upper slopes in a slope-break system (Fig. 1). Shown as the modeling results, the deposition pattern of this study is more ‘irregular’ compared with the flume tank experiment (Pohl et al., 2020b

Conclusion

Based on global bathymetry, this study simulates the depositional behavior of turbidity currents flowing through the 20 different submarine canyons on the margins of open ocean and marginal sea. Influenced by the different concavities, the resulted deposition patterns are characterized by a variable distribution of turbidite deposits.

1)The simulation results demonstrate that the accumulation of turbidite deposits is primarily observed in downstream regions near the slope break for highly concave

CRediT authorship contribution statement

Kaiqi Yu: Writing – review & editing, Writing – original draft, Validation, Software, Methodology, Investigation, Conceptualization. Elda Miramontes: Writing – review & editing, Supervision, Conceptualization. Matthieu J.B. Cartigny: Writing – review & editing, Supervision. Yuping Yang: Software, Methodology. Jingping Xu: Writing – review & editing, Supervision, Funding acquisition, Conceptualization.

Declaration of competing interest

The authors declare that they have no known competing financial interests or personal relationships that could have appeared to influence the work reported in this paper.

Acknowledgements

This study is supported by the Shenzhen Natural Science Foundation (JCYJ20210324105211031). Matthieu J. B. Cartigny was supported by Royal Society Research Fellowship (DHF/R1/180166). We thank the Chief Editor Zhongyuan Chen, the associate editor and two reviewers for their constructive comments that helped us improve our manuscript.

References (70)

S. Baghalian et al.Experimental study on the effects of artificial bed roughness on turbidity currents over abrupt bed slope changeInt. J. Sediment Res.(2020)
D.S. Brothers et al.Geomorphic characterization of the U.S. Atlantic continental marginMar. Geol.(2013)
D. Casalbore et al.Characterization of overbanking features on the lower reach of the Gioia-Mesima canyon-channel system (southern Tyrrhenian Sea) through integration of morpho-stratigraphic data and physical modellingProg. Oceanogr.(2018)
A. Festa et al.Does subduction of mass transport deposits (MTDs) control seismic behavior of shallow–level megathrusts at convergent margins?Gondwana Res.(2018)
A. Georgiopoulou et al.A critical test of the concept of submarine equilibrium profileMar. Pet. Geol.(2013)
P.T. Harris et al.Global distribution of large submarine canyons: Geomorphic differences between active and passive continental marginsMar. Geol.(2011)
M.S. Heijnen et al.Fill, flush or shuffle: how is sediment carried through submarine channels to build lobes?Earth Planet. Sci. Lett.(2022)
S. Li et al.Submarine canyon morphology along the Chilean marine forearc (19°S–45°S)Geomorphology(2023)
W. Li et al.Initiation and evolution of an isolated submarine canyon system on a low-gradient continental slopeGeomorphology(2023)
B. Nyberg et al.Revisiting morphological relationships of modern source-to-sink segments as a first-order approach to scale ancient sedimentary systemsSediment. Geol.(2018)
C. Pirmez et al.Reconstruction of turbidity currents in Amazon ChannelMar. Pet. Geol.(2003)
P.J. Talling et al.How are subaqueous sediment density flows triggered, what is their internal structure and how does it evolve? Direct observations from monitoring of active flowsEarth Sci. Rev.(2013)
M. Azpiroz-Zabala et al.Newly recognized turbidity current structure can explain prolonged flushing of submarine canyonsSci. Adv.(2017)
N. Babonneau et al.Sedimentary Architecture in Meanders of a Submarine Channel: Detailed Study of the Present Congo Turbidite Channel (Zaiango Project)J. Sediment. Res.(2010)
R. Basani et al.MassFLOW-3DTM as a simulation tool for turbidity currents: some preliminary results
H.L. Brooks et al.Disconnected submarine lobes as a record of stepped slope evolution over multiple sea-level cyclesGeosphere(2018)
S.A. Chen et al.Aridity is expressed in river topography globallyNature(2019)
J.A. Covault et al.The natural range of submarine canyon-and-channel longitudinal profilesGeosphere(2011)
J.A. Covault et al.Deep-water channel run-out length: insights from seafloor geomorphologyJ. Sediment. Res.(2012)
J.A. Covault et al.Submarine channel initiation, filling and maintenance from sea-floor geomorphology and morphodynamic modelling of cyclic stepsSedimentology(2014)
J. de Leeuw et al.Morphodynamics of submarine channel inception revealed by new experimental approachNat. Commun.(2016)
J. de Leeuw et al.Entrainment and suspension of sand and gravelEarth Surf. Dyn.(2020)
J.T. Eggenhuisen et al.The Sediment Budget Estimator (SBE): a process model for the stochastic estimation of fluxes and budgets of sediment through submarine channel systemsJ. Sediment. Res.(2022)
T.H. Ellison et al.Turbulent entrainment in stratified flowsJ. Fluid Mech.(1959)
R.I. Ferguson et al.A simple universal equation for grain settling velocityJ. Sediment. Res.(2004)
A.M. Fernandes et al.Flow substrate interactions in aggrading and degrading submarine channelsJ. Sediment. Res.(2020)
Flow ScienceFLOW-3D User Manual v11. 2(2018)
V. Galy et al.Efficient organic carbon burial in the Bengal fan sustained by the Himalayan erosional systemNature(2007)
Z. Ge et al.How is a turbidite actually deposited?Sci. Adv.(2022)
B. Gomez et al.An assessment of bed load sediment transport formulae for gravel bed riversWater Resour. Res.(1989)
W.H. Graf et al.Suspension flows in open channels; experimental studyJ. Hydraul. Res.(2010)
C.J. Heerema et al.How distinctive are flood-triggered turbidity currents?J. Sediment. Res.(2022)
D.M. Howlett et al.Response of unconfined turbidity current to deep-water fold and thrust belt topography: orthogonal incidence on solitary and segmented foldsSedimentology(2019)
S. Kim et al.Seismostratigraphic and geomorphic evidence for the glacial history of the Northwestern Chukchi Margin, Arctic OceanJ. Geophys. Res. Earth Surf.(2021)
M. Liu et al.Two distinct types of turbidity currents observed in the Manila Trench, South China SeaCommun. Earth Environ.(2023)

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Fig. 3. Free surface and substrate profiles in all Sp and Ls cases at t = 1 s, t = 3 s, and t = 5 s, arranged left to right (note: the colour contours correspond to the horizontal component of the flow velocity (u), expressed in m/s).

Numerical investigation of dam break flow over erodible beds with diverse substrate level variations

다양한 기질 수준 변화를 갖는 침식성 층 위의 댐 파손 흐름에 대한 수치 조사

Alireza Khoshkonesh¹, Blaise Nsom², Saeid Okhravi³*, Fariba Ahmadi Dehrashid⁴, Payam Heidarian⁵,
Silvia DiFrancesco⁶
¹Department of Geography, School of Social Sciences, History, and Philosophy, Birkbeck University of London, London, UK.
² Université de Bretagne Occidentale. IRDL/UBO UMR CNRS 6027. Rue de Kergoat, 29285 Brest, France.
³ Institute of Hydrology, Slovak Academy of Sciences, Dúbravská cesta 9, 84104, Bratislava, Slovak Republic.
⁴Department of Water Science and Engineering, Faculty of Agriculture, Bu-Ali Sina University, 65178-38695, Hamedan, Iran.
⁵Department of Civil, Environmental, Architectural Engineering and Mathematics, University of Brescia, 25123 Brescia, Italy.
⁶Niccol`o Cusano University, via Don C. Gnocchi 3, 00166 Rome, Italy. * Corresponding author. Tel.: +421-944624921. E-mail: saeid.okhravi@savba.sk

Abstract

This study aimed to comprehensively investigate the influence of substrate level difference and material composition on dam break wave evolution over two different erodible beds. Utilizing the Volume of Fluid (VOF) method, we tracked free surface advection and reproduced wave evolution using experimental data from the literature. For model validation, a comprehensive sensitivity analysis encompassed mesh resolution, turbulence simulation methods, and bed load transport equations. The implementation of Large Eddy Simulation (LES), non-equilibrium sediment flux, and van Rijn’s (1984) bed load formula yielded higher accuracy compared to alternative approaches. The findings emphasize the significant effect of substrate level difference and material composition on dam break morphodynamic characteristics. Decreasing substrate level disparity led to reduced flow velocity, wavefront progression, free surface height, substrate erosion, and other pertinent parameters. Initial air entrapment proved substantial at the wavefront, illustrating pronounced air-water interaction along the bottom interface. The Shields parameter experienced a one-third reduction as substrate level difference quadrupled, with the highest near-bed concentration observed at the wavefront. This research provides fresh insights into the complex interplay of factors governing dam break wave propagation and morphological changes, advancing our comprehension of this intricate phenomenon.

이 연구는 두 개의 서로 다른 침식층에 대한 댐 파괴파 진화에 대한 기질 수준 차이와 재료 구성의 영향을 종합적으로 조사하는 것을 목표로 했습니다. VOF(유체량) 방법을 활용하여 자유 표면 이류를 추적하고 문헌의 실험 데이터를 사용하여 파동 진화를 재현했습니다.

모델 검증을 위해 메쉬 해상도, 난류 시뮬레이션 방법 및 침대 하중 전달 방정식을 포함하는 포괄적인 민감도 분석을 수행했습니다. LES(Large Eddy Simulation), 비평형 퇴적물 플럭스 및 van Rijn(1984)의 하상 부하 공식의 구현은 대체 접근 방식에 비해 더 높은 정확도를 산출했습니다.

연구 결과는 댐 붕괴 형태역학적 특성에 대한 기질 수준 차이와 재료 구성의 중요한 영향을 강조합니다. 기판 수준 차이가 감소하면 유속, 파면 진행, 자유 표면 높이, 기판 침식 및 기타 관련 매개변수가 감소했습니다.

초기 공기 포집은 파면에서 상당한 것으로 입증되었으며, 이는 바닥 경계면을 따라 뚜렷한 공기-물 상호 작용을 보여줍니다. 기판 레벨 차이가 4배로 증가함에 따라 Shields 매개변수는 1/3로 감소했으며, 파면에서 가장 높은 베드 근처 농도가 관찰되었습니다.

이 연구는 댐 파괴파 전파와 형태학적 변화를 지배하는 요인들의 복잡한 상호 작용에 대한 새로운 통찰력을 제공하여 이 복잡한 현상에 대한 이해를 향상시킵니다.

Keywords

Dam break; Substrate level difference; Erodible bed; Sediment transport; Computational fluid dynamics CFD.

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REFERENCES

Aleixo, R., Soares-Frazão, S., Zech, Y., 2010. Velocity profiles in
dam-break flows: water and sediment layers. In: Proc. Int. Conf.
on Fluvial Hydraulics “River Flow 2010”, pp. 533–540.
An, S., Ku, H., Julien, P.Y., 2015. Numerical modelling of local
scour caused by submerged jets. Maejo Int. J. Sci. Technol., 9, 3,
328–343.
Bahmanpouri, F., Daliri, M., Khoshkonesh, A., Namin, M.M.,
Buccino, M., 2021. Bed compaction effect on dam break flow over
erodible bed; experimental and numerical modeling. J. Hydrol.,
594, 125645. https://doi.org/10.1016/j.jhydrol.2020.125645
Baklanov, A., 2007. Environmental risk and assessment modelling
– scientific needs and expected advancements. In: Ebel, A.,
Davitashvili, T. (Eds.): Air, Water and Soil Quality Modelling
for Risk and Impact Assessment Springer, Dordrecht, pp. 29–44.
Biscarini, C., Di Francesco, S., Nardi, F., Manciola, P., 2013.
Detailed simulation of complex hydraulic problems with
macroscopic and mesoscopic mathematical methods. Math.
Probl. Eng., 928309. https://doi.org/10.1155/2013/928309
Cao, Z., Pender, G., Wallis, S., Carling, P., 2004. Computational
dam-break hydraulics over erodible sediment bed. J. Hydraul.
Eng., 130, 7, 689–703.
Catucci, D., Briganti, R., Heller, V., 2021. Numerical validation of novel
scaling laws for air entrainment in water. Proc. R. Soc. A, 477, 2255,20210339. https://doi.org/10.1098/rspa.2021.0339
Dehrashid, F.A., Heidari, M., Rahimi, H., Khoshkonesh, A., Yuan,
S., Tang, X., Lu, C., Wang, X., 2023. CFD modeling the flow
dynamics in an open channel with double-layered vegetation.
Model. Earth Syst. Environ., 9, 1, 543–555.
Desombre, J., Morichon, D., Mory, M., 2013. RANS v2-f simulation
of a swash event: Detailed flow structure. Coastal Eng., 71, 1–12.
Dodangeh, E., Afzalimehr, H., 2022. Incipient motion of sediment
particles in the presence of bed forms under decelerating and
accelerating flows. J. Hydrol. Hydromech., 70, 1, 89–102.
Dong, Z., Wang, J., Vetsch, D.F., Boes, R.M., Tan, G., 2019.
Numerical simulation of air entrainment on stepped
spillways. In: E-proceedings of the 38th IAHR World Congress
(pp. 1494). September 1–6, 2019, Panama City, Panama. DOI:
10.3850/38WC092019-0755
Flow3D [computer software]. 2023. Santa Fe, NM: Flow Science,
Inc.
Fraccarollo, L., Capart, H., 2002. Riemann wave description of
erosional dam-break flows. J. Fluid Mech., 461, 183–228.
Gu, Z., Wang, T., Meng, W., Yu, C.H., An, R., 2023. Numerical
investigation of silted-up dam-break flow with different silted-up
sediment heights. Water Supply, 23, 2, 599–614.
Gualtieri, P., De Felice, S., Pasquino, V., Doria, G.P., 2018. Use of
conventional flow resistance equations and a model for the
Nikuradse roughness in vegetated flows at high submergence. J.
Hydrol. Hydromech., 66, 1, 107–120.
Heller, V., 2011. Scale effects in physical hydraulic engineering
models. J. Hydraul. Res., 49, 3, 293–306.
Hirt, C.W., 2003. Modeling turbulent entrainment of air at a free
surface. Flow Science, Inc.
Hirt, C.W., Nichols, B.D., 1981. Volume of fluid (VOF) method for
the dynamics of free boundaries. J. Comput. Phys., 39, 1, 201–
225.
Issakhov, A., Zhandaulet, Y., Nogaeva, A., 2018. Numerical
simulation of dam break flow for various forms of the obstacle
by VOF method. Int. J. Multiphase Flow, 109, 191–206.
Khayyer, A., Gotoh, H., 2010. On particle-based simulation of a dam
break over a wet bed. J. Hydraul. Res., 48, 2, 238–249.
Khoshkonesh, A., Daliri, M., Riaz, K., Dehrashid, F.A.,
Bahmanpouri, F., Di Francesco, S., 2022. Dam-break flow
dynamics over a stepped channel with vegetation. J. Hydrol., 613,128395. https://doi.org/10.1016/j.jhydrol.2022.128395
Khoshkonesh, A., Nsom, B., Gohari, S., Banejad, H., 2019.
A comprehensive study on dam-break flow over dry and wet
beds. Ocean Eng., 188, 106279.
https://doi.org/10.1016/j.oceaneng.2019.106279
Khoshkonesh, A., Sadeghi, S.H., Gohari, S., Karimpour, S., Oodi,
S., Di Francesco, S., 2023. Study of dam-break flow over a
vegetated channel with and without a drop. Water Resour.
Manage., 37, 5, 2107–2123.
Khosravi, K., Chegini, A.H.N., Cooper, J., Mao, L., Habibnejad, M.,
Shahedi, K., Binns, A., 2021. A laboratory investigation of bedload transport of gravel sediments under dam break flow. Int. J.
Sediment Res., 36, 2, 229–234.
Kim, Y., Zhou, Z., Hsu, T.J., Puleo, J.A., 2017. Large eddy
simulation of dam‐break‐driven swash on a rough‐planar beach.
J. Geophys. Res.: Oceans, 122, 2, 1274–1296.
Kocaman, S., Ozmen-Cagatay, H., 2012. The effect of lateral
channel contraction on dam break flows: Laboratory experiment.
J. Hydrol., 432, 145–153.
Leal, J.G., Ferreira, R.M., Cardoso, A.H., 2006. Dam-break wavefront celerity. J. Hydraul. Eng., 132, 1, 69–76.
Leal, J.G.A.B., Ferreira, R.M., Cardoso, A.H., 2003. Dam-break
wave propagation over a cohesionless erodible bed. In: Proc.
30rd IAHR Congress, 100, 261–268.
Li, Y. L., Ma, Y., Deng, R., Jiang, D.P., Hu, Z., 2019. Research on
dam-break induced tsunami bore acting on the triangular
breakwater based on high order 3D CLSVOF-THINC/WLICIBM approaching. Ocean Eng., 182, 645–659.
Li, Y.L., Yu, C.H., 2019. Research on dam-break flow induced front
wave impacting a vertical wall based on the CLSVOF and level
set methods. Ocean Eng., 178, 442–462.
Mei, S., Chen, S., Zhong, Q., Shan, Y., 2022. Detailed numerical
modeling for breach hydrograph and morphology evolution
during landslide dam breaching. Landslides, 19, 12, 2925–2949.
Meng, W., Yu, C.H., Li, J., An, R., 2022. Three-dimensional simulation
of silted-up dam-break flow striking a rigid structure. Ocean Eng.,
261, 112042. https://doi.org/10.1016/j.oceaneng.2022.112042
Meyer-Peter, E., Müller, R., 1948. Formulas for bed-load transport.
In: IAHSR 2nd meeting, Stockholm, appendix 2. IAHR.
Nielsen, P., 1984. Field measurements of time-averaged suspended
sediment concentrations under waves. Coastal Eng., 8, 1, 51–72.
Nielsen, P., 2018. Bed shear stress, surface shape and velocity field
near the tips of dam-breaks, tsunami and wave runup. Coastal
Eng., 138, 126–131.
Nsom, B., Latrache, N., Ramifidisoa, L., Khoshkonesh, A., 2019.
Analytical solution to the stability of gravity-driven stratified
flow of two liquids over an inclined plane. In: 24th French
Mechanics Congress in Brest. Brest, p. 244178.
Nsom, B., Ravelo, B., Ndong, W., 2008. Flow regimes in horizontal
viscous dam-break flow of Cayous mud. Appl. Rheol., 18, 4,
43577-1. https://doi.org/10.1515/arh-2008-0012
Oguzhan, S., Aksoy, A.O., 2020. Experimental investigation of the
effect of vegetation on dam break flood waves. J. Hydrol.
Hydromech., 68, 3, 231–241.
Okhravi, S., Gohari, S., Alemi, M., Maia, R., 2022. Effects of bedmaterial gradation on clear water scour at single and group of
piles. J. Hydrol. Hydromech., 70, 1, 114–127.
Okhravi, S., Gohari, S., Alemi, M., Maia, R., 2023. Numerical
modeling of local scour of non-uniform graded sediment for two
arrangements of pile groups. Int. J. Sediment Res., 38, 4, 597–614.
Parambath, A., 2010. Impact of tsunamis on near shore wind power
units. Master’s Thesis. Texas A&M University. Available
electronically from https://hdl.handle.net/1969.1/ETD-TAMU2010-12-8919
Pintado-Patiño, J.C., Puleo, J.A., Krafft, D., Torres-Freyermuth, A.,

Hydrodynamics and sediment transport under a dambreak-driven swash: An experimental study. Coastal Eng., 170,
https://doi.org/10.1016/j.coastaleng.2021.103986
Riaz, K., Aslam, H.M.S., Yaseen, M.W., Ahmad, H.H.,
Khoshkonesh, A., Noshin, S., 2022. Flood frequency analysis
and hydraulic design of bridge at Mashan on river Kunhar. Arch.
Hydroengineering Environ. Mech., 69, 1, 1–12.
Ritter, A., 1892. Die Fortpflanzung der Wasserwellen. Zeitschrift
des Vereines Deutscher Ingenieure, 36, 33, 947–954. (In
German.)
Smagorinsky, J., 1963. General circulation experiments with the
primitive equations: I. The basic experiment. Mon. Weather
Rev., 91, 3, 99–164.
Soulsby, R.L., 1997. Dynamics of marine sands: a manual for
practical applications. Oceanogr. Lit. Rev., 9, 44, 947.
Spinewine, B., Capart, H., 2013. Intense bed-load due to a sudden
dam-break. J. Fluid Mech., 731, 579–614.
Van Rijn, L.C., 1984. Sediment transport, part I: bed load transport.
J. Hydraul. Eng., 110, 10, 1431–1456.
Vosoughi, F., Rakhshandehroo, G., Nikoo, M.R., Sadegh, M.,
Experimental study and numerical verification of
silted-up dam break. J. Hydrol., 590, 125267.
https://doi.org/10.1016/j.jhydrol.2020.125267
Wu, W., Wang, S.S., 2008. One-dimensional explicit finite-volume
model for sediment transport. J. Hydraul. Res., 46, 1, 87–98.
Xu, T., Huai, W., Liu, H., 2023. MPS-based simulation of
dam-break wave propagation over wet beds with a
sediment layer. Ocean Eng., 281, 115035.
https://doi.org/10.1016/j.oceaneng.2023.115035
Yang, S., Yang, W., Qin, S., Li, Q., Yang, B., 2018. Numerical study
on characteristics of dam-break wave. Ocean Eng., 159, 358–371.
Yao, G.F., 2004. Development of new pressure-velocity solvers in
FLOW-3D. Flow Science, Inc., USA.

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Figura 1 – Mapa de localização da PCH Salto Paraopeba

하천 저수지 물리적 모델의 침적 과정에 대한 전산 유체 역학 모델링(CFD) 기준

Natália Melo da Silva1¹; Jorge Luis Zegarra Tarqui²,Edna Maria de Faria Viana ³

Abstract

저수지 침전은 수력 발전의 지속 가능한 발전을 위한 주요 문제 중 하나이며 브라질에 매우 중요합니다. 브라질의 주요 에너지원은 수력발전소에서 나옵니다. 소규모 수력 발전소(SHP)는 재생 에너지의 보완적 발전을 위한 중요한 대안입니다.

이들의 설계, 건설, 운영 및 재동력을 최적화하기 위해 저수지 내 퇴적물의 유체 역학 및 이동을 연구하는 것이 매우 중요합니다.

3차원 전산유체역학 – CFD 3D 모델링은 복잡한 흐름 문제에 가장 적합한 방법입니다. 제안된 방법은 MG Jeceaba 자치구에 위치한 PCH Salto Paraopeba의 유체 역학 및 퇴적물 이동 현상을 재현하고 평가하는 것을 목표로 하며, 취수구의 완전한 침전으로 인해 작동이 중단되었습니다.

모델의 검증은 미나스제라이스 연방대학교의 수력학 연구 센터(CPH)에 구축된 축소된 물리적 모델의 실험 데이터를 사용하여 수행됩니다.

Abstract: The reservoir silting is one of the main problems for sustainable development in the
generation of hydroelectric energy and it is of great significance for Brazil. The main source of energy
in Brazil comes from hydroelectric power plant. The Small Hydroelectric Power Plant (SHP) are an
important alternative for complementary generation of renewable energy.
Seeking to optimize the design, construction, operation, and repowering of these, it is extremely
important to study the hydrodynamics and transport of sediments in their reservoirs. Threedimensional Computational Fluid Dynamics – CFD 3D modeling is the most appropriate method for
complex flow problems. The proposed method aims to reproduce and evaluate the hydrodynamic and
sediment transport phenomena of the PCH Salto Paraopeba, located in the municipality of Jeceaba,
MG, which stopped working due to the complete silting up of its water intake. The validation of the
model will be done using experimental data from the reduced physical model, built at the Hydraulic
Research Center (CPH) at the Federal University of Minas Gerais.

Keywords

퇴적물 수송, 물리적 모델, 소규모 수력 발전소, Sediment transport, physical model, Small Hydroelectric Power Plant.

Figura 2 – PCH Salto Paraopeba e modelo reduzido.

REFERÊNCIAS

ALBARELLO, L. “Guia para implantação de pequenas centrais hidrelétricas- PCHs”. Dissertação de Mestrado. Trabalho de Conclusão de Curso de Especialista. Programa de Pós-Graduação em Eficiência Energética Aplicada aos Processos Produtivos. UFSM, Panambi /RS, 2014.

ANEEL, SIGA – Sistema de Informações de Geração da ANEEL. Disponível em: . Acesso em 10 de maio de 2023.

CAMPELLO, B.S.C. “Estudo Da Velocidade de Queda e do Início do Movimento das Partículas de Borracha e Areia”. Dissertação de Mestrado. Programa de Pós-Graduação em Saneamento, Meio Ambiente e Recursos Hídricos. UFMG, Belo Horizonte /MG, 2017.

CAMPOS, A.S. “A Importância do Coeficiente de Rugosidade de Manning na Avaliação Numérica
do Assoreamento de Reservatórios A Fio D’água”. Dissertação de Mestrado. Programa de PósGraduação em Saneamento, Meio Ambiente e Recursos Hídricos. UFMG, Belo Horizonte /MG,
2018.

CARVALHO, N. O. et al. Guia de avaliação de assoreamento de reservatórios, ANEEL, Brasília,
2000.

CARVALHO, N. O. Hidrossedimentologia prática, CPRM, Rio de Janeiro, 1994.

CARVALHO, N. O. Hidrossedimentologia prática, CPRM, Rio de Janeiro, 2008.

EMIG, PCH Salto do Paraopeba. Disponível em: < https://www.cemig.com.br/usina/pch-salto-doparaopeba/>. Acesso em 12 de maio de 2023.

ELETROBRÁS; Instituto de Pesquisas Hidráulicas – IPH. Diagnóstico das Condições sedimentológicas dos Principais Rios Brasileiros. UFRGS, Rio de Janeiro, 1992.

FLOW-3D®. FLOW-3D® 2022R2 – User Manual. Disponível em: < https://users.flow3d.com/flow3d/> FORTUNA, A.O. (2000). Técnicas Computacionais para Dinâmica dos Fluidos – Conceitos Básicos e Aplicações. São Paulo – SP.

GONÇALVES, M.O. “Análise Comparativa Entre Modelo Reduzido e Modelos Computacionais Uni
e Bidimensionais”. Dissertação de Mestrado. Programa de Pós-Graduação em Engenharia de
Recursos Hídricos e Ambiental. UFRP, Curitiba/PR, 2017.

HILLEBRAND, G.; KLASSEN, I.; OLSEN, N. R. B. (2017). “3D CFD modelling of velocities and
sediment transport in the Iffezheim hydropower reservoir”. Hydrology Research 48 (1), pp. 147–159.
JULIEN, P. Y. (2010). Erosion and sedimentation, Cambridge University Press, Cambridge, UK, 2nd
edn.

MAHMOOD, K. (1987). Reservoir sedimentation – impact, extent and mitigation. World Bank Tech.
Paper No. 71. Washington, DC.

MIRANDA, R.B. “A influência do assoreamento na geração de energia hidrelétrica: estudo de caso
na Usina de Três Irmãos – SP”. Dissertação de Mestrado. Programa de Pós-Graduação em Ciências
da Engenharia Ambiental. USP, São Carlos/SP, 2011.

MOHAMMAD, M.E.; AL-ANSARI, N.; KNUTSSON, S.; LAUE, J. (2020). “A Computational
Fluid Dynamics Simulation Model of Sediment Deposition in a Storage Reservoir Subject to Water
Withdrawal”. Water, 12, 959.

OLIVEIRA, M. A.“Repotenciação de pequenas centrais hidrelétricas: Avaliação técnica e
econômica”. Dissertação de Mestrado. Programa de Pós-Graduação em Engenharia de Energia.
UNIFEI, Itajubá/MG, 2012.

SALIBA, A.P.M. Notas de aula, Modelos fundo móvel, Disciplina Introdução a Modelagem Física
em Engenharia, Universidade Federal de Minas Gerais. Belo Horizonte, 2020.

SOARES, W.S. “Taxa de Assoreamento no Reservatório da Usina Hidrelétrica do Funil, MG”.
Dissertação de Mestrado. Programa de Pós-Graduação em Tecnologias e Inovações Ambientais.
UFLA, Lavras/MG, 2015.

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Study on the critical sediment concentration determining the optimal transport capability of submarine sediment flows with different particle size composition

Yupeng Ren ^abc, Huiguang Zhou ^cd, Houjie Wang ^ab, Xiao Wu ^ab, Guohui Xu ^cd, Qingsheng Meng ^cd

Abstract

해저 퇴적물 흐름은 퇴적물을 심해로 운반하는 주요 수단 중 하나이며, 종종 장거리를 이동하고 수십 또는 수백 킬로미터에 걸쳐 상당한 양의 퇴적물을 운반합니다. 그것의 강력한 파괴력은 종종 이동 과정에서 잠수함 유틸리티에 심각한 손상을 초래합니다.

퇴적물 흐름의 퇴적물 농도는 주변 해수와의 밀도차를 결정하며, 이 밀도 차이는 퇴적물 흐름의 흐름 능력을 결정하여 이송된 퇴적물의 최종 퇴적 위치에 영향을 미칩니다. 본 논문에서는 다양한 미사 및 점토 중량비(미사/점토 비율이라고 함)를 갖는 다양한 퇴적물 농도의 퇴적물 흐름을 수로 테스트를 통해 연구합니다.

우리의 테스트 결과는 특정 퇴적물 구성에 대해 퇴적물 흐름이 가장 빠르게 이동하는 임계 퇴적물 농도가 있음을 나타냅니다. 4가지 미사/점토 비율 각각에 대한 임계 퇴적물 농도와 이에 상응하는 최대 속도가 구해집니다. 결과는 점토 함량이 임계 퇴적물 농도와 선형적으로 음의 상관 관계가 있음을 나타냅니다.

퇴적물 농도가 증가함에 따라 퇴적물의 흐름 거동은 흐름 상태에서 붕괴된 상태로 변환되고 흐름 거동이 변화하는 두 탁한 현탁액의 유체 특성은 모두 Bingham 유체입니다.

또한 본 논문에서는 퇴적물 흐름 내 입자 배열을 분석하여 위에서 언급한 결과에 대한 미시적 설명도 제공합니다.

Submarine sediment flows is one of the main means for transporting sediment to the deep sea, often traveling long-distance and transporting significant volumes of sediment for tens or even hundreds of kilometers. Its strong destructive force often causes serious damage to submarine utilities on its course of movement. The sediment concentration of the sediment flow determines its density difference with the ambient seawater, and this density difference determines the flow ability of the sediment flow, and thus affects the final deposition locations of the transported sediment. In this paper, sediment flows of different sediment concentration with various silt and clay weight ratios (referred to as silt/clay ratio) are studied using flume tests. Our test results indicate that there is a critical sediment concentration at which sediment flows travel the fastest for a specific sediment composition. The critical sediment concentrations and their corresponding maximum velocities for each of the four silt/clay ratios are obtained. The results further indicate that the clay content is linearly negatively correlated with the critical sediment concentration. As the sediment concentration increases, the flow behaviors of sediment flows transform from the flow state to the collapsed state, and the fluid properties of the two turbid suspensions with changing flow behaviors are both Bingham fluids. Additionally, this paper also provides a microscopic explanation of the above-mentioned results by analyzing the arrangement of particles within the sediment flow.

Introduction

Submarine sediment flows are important carriers for sea floor sediment movement and may carry and transport significant volumes of sediment for tens or even hundreds of kilometers (Prior et al., 1987; Pirmez and Imran, 2003; Zhang et al., 2018). Earthquakes, storms, and floods may all trigger submarine sediment flow events (Hsu et al., 2008; Piper and Normark, 2009; Pope et al., 2017b; Gavey et al., 2017). Sediment flows have strong forces during the movement, which will cause great harm to submarine structures such as cables and pipelines (Pope et al., 2017a). It was first confirmed that the cable breaking event caused by the sediment flow occurred in 1929. The sediment flow triggered by the Grand Banks earthquake damaged 12 cables. According to the time sequence of the cable breaking, the maximum velocity of the sediment flow is as high as 28 m/s (Heezen and Ewing, 1952; Kuenen, 1952; Heezen et al., 1954). Subsequent research shows that the lowest turbidity velocity that can break the cable also needs to reach 19 m/s (Piper et al., 1988). Since then, there have been many damage events of submarine cables and oil and gas pipelines caused by sediment flows in the world (Hsu et al., 2008; Carter et al., 2012; Cattaneo et al., 2012; Carter et al., 2014). During its movement, the sediment flow will gradually deposit a large amount of sediment carried by it along the way, that is, the deposition process of the sediment flow. On the one hand, this process brings a large amount of terrestrial nutrients and other materials to the ocean, while on the other hand, it causes damage and burial to benthic organisms, thus forming the largest sedimentary accumulation on Earth – submarine fans, which are highly likely to become good reservoirs for oil and gas resources (Daly, 1936; Yuan et al., 2010; Wu et al., 2022). The study on sediment flows (such as, the study of flow velocity and the forces acting on seabed structures) can provide important references for the safe design of seabed structures, the protection of submarine ecosystems, and exploration of turbidity sediments related oil and gas deposits. Therefore, it is of great significance to study the movement of sediment flows.

The sediment flow, as a highly sediment-concentrated fluid flowing on the sea floor, has a dense bottom layer and a dilute turbulent cloud. Observations at the Monterey Canyon indicated that the sediment flow can maintain its movement over long distances if its bottom has a relatively high sediment concentration. This dense bottom layer can be very destructive along its movement path to any facilities on the sea floor (Paull et al., 2018; Heerema et al., 2020; Wang et al., 2020). The sediment flow mentioned in this research paper is the general term of sediment density flow.

The sediment flow, which occurs on the seafloor, has the potential to cause erosion along its path. In this process, the suspended sediment is replenished, allowing the sediment flow to maintain its continuous flow capacity (Zhao et al., 2018). The dynamic force of sediment flow movement stem from its own gravity and density difference with surrounding water. In cases that the gravity drive of the slope is absent (on a flat sea floor), the flow velocity and distance of sediment flows are essentially determined by the sediment composition and concentration of the sediment flows as previous studies have demonstrated. Ilstad et al. (2004) conducted underwater flow tests in a sloped tank and employed high speed video camera to perform particle tracking. The results indicated that the premixed sand-rich and clay-rich slurries demonstrated different flow velocity and flow behavior. Using mixed kaolinite(d50 = 6 μm) and silica flour(d50 = 9 μm) in three compositions with total volumetric concentration ranged 22% or 28%, Felix and Peakall (2006) carried out underwater flow tests in a 5° slope Perspex channel and found that the flow ability of sediment flows is different depending on sediment compositions and concentrations. Sumner et al. (2009) used annular flume experiments to investigate the depositional dynamics and deposits of waning sediment-laden flows, finding that decelerating fast flows with fixed sand content and variable mud content resulted in four different deposit types. Chowdhury and Testik (2011) used lock-exchange tank, and experimented the kaolin clay sediment flows in the concentration range of 25–350 g/L, and predicted the fluid mud sediment flows propagation characteristics, but this study focused on giving sediment flows propagate phase transition time parameters, and is limited to clay. Lv et al. (2017) found through experiments that the rheological properties and flow behavior of kaolin clay (d50 = 3.7 μm) sediment flows were correlated to clay concentrations. In the field monitoring conducted by Liu et al. (2023) at the Manila Trench in the South China Sea in 2021, significant differences in the velocity, movement distance, and flow morphology of turbidity currents were observed. These differences may be attributed to variations in the particle composition of the turbidity currents.

On low and gentle slopes, although sediment flow with sand as the main sediment composition moves faster, it is difficult to propagate over long distances because sand has greater settling velocity and subaqueous angle of repose. Whereas the sediment flows with silt and clay as main composition may maintain relatively stable currents. Although its movement speed is slow, it has the ability to propagate over long distances because of the low settling rate of the fine particles (Ilstad et al., 2004; Liu et al., 2023). In a field observation at the Gaoping submarine canyon, the sediments collected from the sediment flows exhibited grain size gradation and the sediment was mostly composed of silt and clay (Liu et al., 2012). At the largest deltas in the world, for instance, the Mississippi River Delta, the sediments are mainly composed of silt and clay, which generally distributed along the coast in a wide range and provided the sediment sources for further distribution. The sediment flows originated and transported sediment from the coast to the deep sea are therefore share the same sediment compositions as delta sediments. To study the sediment flows composed of silt and clay is of great importance.

The sediment concentration of the sediment flows determines the density difference between the sediment flows and the ambient water and plays a key role in its flow ability. For the sediment flow with sediment composed of silt and clay, low sediment concentration means low density and therefore leads to low flow ability; however, although high sediment concentration results in high density, since there is cohesion between fine particles, it changes fluid properties and leads to low flow ability as well. Therefore, there should be a critical sediment concentration with mixed composition of silt and clay, at which the sediment flow maintains its strongest flow capacity and have the highest movement speed. In other words, the two characteristics of particle diameter and concentration of the sediment flow determine its own motion ability, which, if occurs, may become the most destructive force to submarine structures.

The objectives of this work was to study how the sediment composition (measured in relative weight of silt and clay, and referred as silt/clay ratio) and sediment concentration affect flow ability and behavior of the sediment flows, and to quantify the critical sediment concentration at which the sediment flows reached the greatest flow velocity under the experiment setting. We used straight flume without slope and conducted a series of flume tests with varying sediment compositions (silt-rich or clay-rich) and concentrations (96 to 1212 g/L). Each sediment flow sample was tested and analyzed for rheological properties using a rheometer, in order to characterize the relationship between flow behavior and rheological properties. Combined with the particle diameter, density and viscosity characteristics of the sediment flows measured in the experiment, a numerical modeling study is conducted, which are mutually validated with the experimental results.

The sediment concentration determines the arrangements of the sediment particles in the turbid suspension, and the arrangement impacts the fluid properties of the turbid suspension. The microscopic mode of particle arrangement in the turbid suspension can be constructed to further analyze the relationship between the fluid properties of turbid suspension and the flow behaviors of the sediment flow, and then characterize the critical sediment concentration at which the sediment flow runs the fastest. A simplified microscopic model of particle arrangement in turbid suspension was constructed to analyze the microscopic arrangement characteristics of sediment particles in turbid suspension with the fastest velocity.

Section snippets

Equipment and materials

The sediment flows flow experiments were performed in a Perspex channel with smooth transparent walls. The layout and dimensions of the experimental set-up were shown in Fig. 1. The bottom of the channel was flat and straight, and a gate was arranged to separate the two tanks. In order to study the flow capacity of turbidity currents from the perspective of their own composition (particle size distribution and concentration), we used a straight channel instead of an inclined one, to avoid any

Relationship between sediment flow flow velocity and sediment concentration

After the sediment flow is generated, its movement in the first half (50 cm) of the channel is relatively stable, and there is obvious shock diffusion in the second half. The reason is that the excitation wave (similar to the surge) will be formed during the sediment flow movement, and its speed is much faster than the speed of the sediment flow head. When the excitation wave reaches the tail of the channel, it will be reflected, thus affecting the subsequent flow of the sediment flow.

Sediment flows motion simulation based on FLOW-3D

As a relatively mature 3D fluid simulation software, FLOW-3D can accurately predict the free surface flow, and has been used to simulate the movement process of sediment flows for many times (Heimsund, 2007). The model adopted in this paper is RNG turbulence model, which can better deal with the flow with high strain rate and is suitable for the simulation of sediment flows with variable shape during movement. The governing equations of the numerical model involved include continuity equation,

Conclusions

In this study, we conducted a series of sediment flow flume tests with mixed silt and clay sediment samples in four silt/clay ratios on a flat slope. Rheological measurements were carried out on turbid suspension samples and microstructure analysis of the sediment particle arrangements was conducted, we concluded that:

(1)The flow velocity of the sediment flow is controlled by the sediment concentration and its own particle diameter composition, the flow velocity increased with the increase of the

Declaration of Competing Interest

The authors declare that they have no known competing financial interests or personal relationships that could have appeared to influence the work reported in this paper.

Acknowledgements

This work was supported by the National Natural Science Foundation of China [Grant no. 42206055]; the National Natural Science Foundation of China [Grant no. 41976049]; and the National Natural Science Foundation of China [Grant no. 42272327].

References (39)

M.R. Chowdhury et al.Laboratory testing of mathematical models for high-concentration fluid mud turbidity currentsOcean Eng.(2011)
R. Gavey et al.Frequent sediment density flows during 2006 to 2015, triggered by competing seismic and weather events: Observations from subsea cable breaks off southern TaiwanMar. Geol.(2017)
B.C. Heezen et al.Further evidence for a turbidity current following the 1929 Grand Banks earthquakeDeep-Sea Res.(1954)
T. Ilstad et al.Subaqueous debris flow behaviour and its dependence on the sand/clay ratio: a laboratory study using particle trackingMar. Geol.(2004)
G. ParkerConditions for the ignition of catastrophically erosive turbidity currentsMar. Geol.(1982)
C. Pirmez et al.Reconstruction of turbidity currents in Amazon ChannelMar. Pet. Geol.(2003)
E.L. Pope et al.Which earthquakes trigger damaging submarine mass movements: Insights from a global record of submarine cable breaks?Mar. Geol.(2017)
E.L. Pope et al.Damaging sediment density flows triggered by tropical cyclonesEarth Planet. Sci. Lett.(2017)
Z. Wang et al.Direct evidence of a high-concentration basal layer in a submarine turbidity currentDeep Sea Res. Part(2020)
R.A. BagnoldAuto-suspension of transported sediment; turbidity currentsProc. R. Soc. Lond.(1962)
L. Carter et al.Near-synchronous and delayed initiation of long run-out submarine sediment flows from a record-breaking river flood, offshore TaiwanGeophys. Res. Lett.(2012)
L. Carter et al.Insights into submarine geohazards from breaks in subsea telecommunication cablesOceanography(2014)
A. Cattaneo et al.Searching for the seafloor signature of the 21 May 2003 Boumerdès earthquake offshore Central AlgeriaNat. Hazard. Earth. Sys.(2012)
S. ChoiLayer-averaged modeling of two-dimensional turbidity currents with a dissipative; galerkin finite element method; part i, formulation and application exampleJ. Hydraul. Res.(1998)
S.U. Choi et al.k-ε Turbulence modeling of density currents developing two dimensionally on a slopeJ. Hydraul. Eng.(2002)
R.A. DalyOrigin of submarine canyonsAm. J. Sci.(1936)
M. Felix et al.Transformation of debris flows into turbidity currents : mechanisms inferred from laboratory experimentsSedimentology(2006)
F.H. Harlow et al.Turbulence transport equationsPhys. Fluids(1967)
G.J. Heerema et al.What determines the downstream evolution of turbidity currents?Earth Planet. Sci. Lett.(2020)

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미세한 퇴적물이 강바닥에 침투하고 하천 환경에 미치는 영향 – 연구 검토

Intrusion of fine sediments into river bed and its effect on river environment – a research review

Nilav Karna,K.S. Hari Prasad, Sanjay Giri & A.S. Lodhi

Abstract

Fine sediments enter into the river through various sources such as channel bed, bank, and catchment. It has been regarded as a type of pollution in river. Fine sediments present in a river have a significant effect on river health. Benthic micro-organism, plants, and large fishes, all are part of food chain of river biota. Any detrimental effect on any of these components of food chain misbalances the entire riverine ecosystem. Numerous studies have been carried out on the various environmental aspects of rivers considering the presence of fine sediment in river flow. The present paper critically reviews many of these aspects to understand the various environmental impacts of suspended sediment on river health, flora and fauna.

Keywords:

Introduction
The existence of fine sediment in a river system is a natural phenomenon. But in many cases it is exacerbated by the manmade activities. The natural cause of fines being in flow generally keeps the whole system in equilibrium except during some calamites whereas anthropogenic activities leading to fines entering into the flow puts several adverse impacts on the entire river system and its ecology. Presence of fines in flow is considered as a type of pollution in water. In United States,
the fine sediment in water along with other non point source pollution is considered as a major obstacle in providing quality water for fishes and recreation activities (Diplas and Parker 1985).
Sediments in a river are broadly of two types, organic and inorganic, and they both move in two ways either along the bed of the channel called bed load or in suspension called suspended load and their movements depend upon fluid flow and sediment characteristics. Further many investigators have divided the materials in suspension into two different types.
One which originates from channel bed and bank is called bed material suspended load and another that migrates from feeding catchment area is called wash load. A general perception is that wash loads are very fine materials like clay, silt but it may not always be true (Woo et al. 1986). In general, suspended materials are of size less than 2 mm. The impact of sand on the various aspects of river is comparatively less than that of silt and clay. The latter are chemically active and good carrier of many contaminants and nutrients such as dioxins, phosphorous, heavy and trace metals, polychlorinated biphenyl (PCBs), radionuclide, etc. (Foster and Charlesworth 1996; Horowitz et al. 1995; Owens et al. 2001; Salomons and Förstner 1984; Stone and Droppo 1994; Thoms 1987). Foy and Bailey-Watt (1998) reported that out of 129 lakes in England and Wales, 69% have phosphorous contamination. Ten percent lakes, rivers, and bays of United States have sediment contaminants with chemicals as reported by USEPA. Several field and experimental studies have been conducted
considering, sand, silt, and clay as suspended material. Hence, the subject reported herein is based on considering the fine sediment size smaller than 2 mm.
Fine sediments have the ability to alter the hydraulics of the flow. Presence of fines in flow can change the magnitude of turbulence, it can change the friction resistance to flow. Fines can change the mobility and permeability of the bed material. In some extreme cases, fines in flow may even change the morphology of the river (Doeg and Koehn 1994; Nuttall 1972; Wright and Berrie 1987). Fines in the flow adversely affect the producer by increasing the turbidity, hindering the
photosynthesis process by limiting the light penetration. This is ultimately reflected in the entire food ecosystem of river (Davis-Colley et al. 1992; Van Niewenhuyre and Laparrieve 1986). In addition, abrasion due to flowing sediment kills the aquatic flora (Edwards 1969; Brookes 1986). Intrusion of fines into the pores of river bed reduces space for several invertebrates, affects the spawning process (Petts 1984; Richards and Bacon 1994; Schalchli 1992). There are several other direct
or indirect, short-term or long-term impacts of fines in river.
The present paper reports the physical/environmental significance of fines in river. The hydraulic significance of presence of fines in the river has been reviewed in another paper (Effect of fine sediments on river hydraulics – a research review – http://dx.doi.org/10.1080/09715010.2014.982001).

References

Adams, J.N., and Beschta, R.L. (1980). “Gravel bed composition in oregon coastal streams.” Can. J. Fish. Aquat.Sci., 37, 1514–1521.10.1139/f80-196 [Crossref], [Web of Science ®], [Google Scholar]
Alabaster, J.S., and Llyod, R.L. (1980). Water quality criteria for fresh water, Butterworth, London, 297. [Google Scholar]
Aldridge, D.W., Payne, B.S., and Miller, A.C. (1987). “The effects of intermittent exposure to suspended solids and turbulence on three species of freshwater mussels.” Environ. Pollution, 45, 17–28.10.1016/0269-7491(87)90013-3 [Crossref], [PubMed], [Web of Science ®], [Google Scholar]
Barton, B.A. (1977). “Short-term effects of highway construction on the limnology of a small stream in southern Ontario.” Freshwater Biol., 7, 99–108.10.1111/fwb.1977.7.issue-2 [Crossref], [Web of Science ®], [Google Scholar]
Bash, J., Berman, C., and Bolton, S. (2001). Effects of turbidity and suspended solids on salmonids, Center for Streamside Studies, University of Washington, Seattle, WA. [Google Scholar]
Baxter, C.V., and Hauer, F.R. (2000). “Geomorphology, hyporheic exchange, and selection of spawning habitat by bull trout (Salvelinus confuentus).” Can. J. Fish. Aquat.Sci., 57, 1470–1481.10.1139/f00-056 [Crossref], [Web of Science ®], [Google Scholar]
Berkman, H.E., and Rabeni, C.F. (1987). “Effect of siltation on stream fish communities.” Environ. Biol. Fish., 18, 285–294.10.1007/BF00004881 [Crossref], [Web of Science ®], [Google Scholar]
Beschta, R.L., and Jackson, W.L. (1979). “The intrusion of fine sediments into a stable gravel bed.” J. Fish. Res. Board Can., 36, 204–210.10.1139/f79-030 [Crossref], [Google Scholar]
Boon, P.J. (1988). “The impact of river regulation on invertebrate communities in the UK.” Reg. River Res. Manage., 2, 389–409.10.1002/(ISSN)1099-1646 [Crossref], [Google Scholar]
Brookes, A. (1986). “Response of aquatic vegetation to sedimentation downstream from river channelization works in England and Wales.” Biol. Conserv., 38, 352–367. [Crossref], [Web of Science ®], [Google Scholar]
Bruton, M.N. (1985). “The effects of suspensoids on fish.” Hydrobiologia, 125, 221–241.10.1007/BF00045937 [Crossref], [Web of Science ®], [Google Scholar]
Carling, P.A. (1984). “Deposition of fine and coarse sand in an open-work gravel bed.” Can. J. Fish. Aquat. Sci., 41, 263–270.10.1139/f84-030 [Crossref], [Web of Science ®], [Google Scholar]
Carling, P.A., and McCahon, C.P. (1987). “Natural siltation of brown trout (Salmo trutta L.) spawning gravels during low-flow conditions.” Regulated streams, J.F. Craig and J.B. Kemper, eds., Plenum Press, New York, NY, 229–244.10.1007/978-1-4684-5392-8 [Crossref], [Google Scholar]
Carter, J., Owens, P.N., Walling, D.E., and Leeks, G.J.L. (2003). “Fingerprinting suspended sediment sources in a large urban river system.” Sci. Total Environ., 314–316, 513–534.10.1016/S0048-9697(03)00071-8 [Crossref], [PubMed], [Web of Science ®], [Google Scholar]
Chang, H.H. (1988). Fluvial processes in river engineering, Krieger, Malabar Florida, 432. [Google Scholar]
Chapman, D.W. (1988). “Critical review of variables used to define effects of fines in redds of large salmonids.” Trans. Am. Fish. Soc., 117, 1–21.10.1577/1548-8659(1988)117<0001:CROVUT>2.3.CO;2 [Taylor & Francis Online], [Web of Science ®], [Google Scholar]
Church, M.A., Mclean, D.G., and Wolcott, J.F. (1987). “River bed gravel sampling and analysis.” Sediment transport in gravel-bed rivers, C.R. Thorne, J.C. Bathrust, and R.D. Hey, eds., John Willey, Chichester, 43–79. [Google Scholar]
Cline, L.D., Short, R.A., and Ward, J.V. (1982). “The influence of highway construction on the macroinvertebrates and epilithic algae of a high mountain stream.” Hydrobiologia, 96, 149–159.10.1007/BF02185430 [Crossref], [Web of Science ®], [Google Scholar]
Collins, A.L., Walling, D.E., and Leeks, G.J.L. (1997). “Fingerprinting the origin of fluvial suspended sediment in larger river basins: combining assessment of spatial provenance and source type.” Geografiska Annaler, 79A, 239–254.10.1111/1468-0459.00020 [Crossref], [Google Scholar]
Cordone, A.J., and Kelly, D.W. (1961). “The influence of inorganic sediment on the aquatic life of stream.” Calif. Fish Game, 47, 189–228. [Google Scholar]
Culp, J.M., Wrona, F.J., and Davies, R.W. (1985). “Response of stream benthos and drift to fine sediment depositionversus transport.” Can. J. Zool., 64, 1345–1351. [Crossref], [Web of Science ®], [Google Scholar]
Davies-Colley, R.J., Hickey, C.W., Quinn, J.M., and Ryan, P.A. (1992). “Effects of clay discharges on streams.” Hydrobiologia, 248, 215–234.10.1007/BF00006149 [Crossref], [Web of Science ®], [Google Scholar]
Dhamotharan, S., Wood, A., Parker, G., and Stefan, H. (1980). Bed load transport in a model gravel stream. Project Report No. 190. St. Anthony Falls Hydraulic Laboratory, University of Minnesota. [Google Scholar]
Diplas, P., and Parker, G. (1985). Pollution of gravel spawning grounds due to fine sediment. Project Report, No. 240. St. Anthony Falls Laboratory, University of Minnesota, Minneapolis, MN. [Google Scholar]
Doeg, T.J., and Koehn, J.D. (1994). “Effects of draining and desilting a small weir on downstream fish and macroinvertebrates.” Reg. River Res. Manage., 9, 263–277.10.1002/(ISSN)1099-1646 [Crossref], [Web of Science ®], [Google Scholar]
Droppo, I.G. (2001). “Rethinking what constitutes suspended sediment.” Hydrol. Process., 15, 1551–1564.10.1002/(ISSN)1099-1085 [Crossref], [Web of Science ®], [Google Scholar]
Droppo, I.G., and Ongley, E.D. (1994). “Flocculation of suspended sediment in rivers of southeastern Canada.” Water Res., 28, 1799–1809.10.1016/0043-1354(94)90253-4 [Crossref], [Web of Science ®], [Google Scholar]
Einstein, H.A. (1968). “Deposition of suspended particles in a gravel bed.” J. Hydraul. Eng., 94, 1197–1205. [Google Scholar]
Erman, D.C., and Ligon, F.K. (1988). “Effects of discharge fluctuation and the addition of fine sediment on stream fish and macroinvertebrates below a water-filtration facility.” Environ. Manage., 12, 85–97.10.1007/BF01867380 [Crossref], [Web of Science ®], [Google Scholar]
Farnsworth, K.L., and Milliman, J.D. (2003). “Effects of climatic and anthropogenic change on small mountainous rivers: the Salinas River example.” Global Planet. Change, 39, 53–64.10.1016/S0921-8181(03)00017-1 [Crossref], [Web of Science ®], [Google Scholar]
Foster, I.D.L., and Charlesworth, S.M. (1996). “Heavy metals in the hydrological cycle: trends and explanation.” Hydrol. Process., 10, 227–261.10.1002/(ISSN)1099-1085 [Crossref], [Web of Science ®], [Google Scholar]
Foy, R.H., and Bailey-Watts, A.E. (1998). “Observations on the spatial and temporal variation in the phosphorus status of lakes in the British Isles.” Soil Use Manage., 14, 131–138.10.1111/sum.1998.14.issue-s4 [Crossref], [Web of Science ®], [Google Scholar]
Frostick, L.E., Lucas, P.M., and Reid, I. (1984). “The infiltration of fine matrices into coarse-grained alluvial sediments and its implications for stratigraphical interpretation.” J. Geol. Soc. London, 141, 955–965.10.1144/gsjgs.141.6.0955 [Crossref], [Web of Science ®], [Google Scholar]
Gagnier, D.L., and Bailey, R.C. (1994). “Balancing loss of information and gains in efficiency in characterizing stream sediment samples.” J. North Am. Benthol. Soc., 13, 170–180.10.2307/1467236 [Crossref], [Web of Science ®], [Google Scholar]
Gammon, J.R. (1970). The effect of inorganic sediment on stream biota. Environmental Protection Agency, Water Pollution Control Research, Series, 18050 DWC 12/70. USGPO, Washington, DC. [Google Scholar]
Graham, A.A. (1990). “Siltation of stone-surface periphyton in rivers by clay-sized particles from low concentrations in suspention.” Hydrobiologia, 199, 107–115.10.1007/BF00005603 [Crossref], [Web of Science ®], [Google Scholar]
Greig, S.M., Sear, D.A., and Carling, P.A. (2005). “The impact of fine sediment accumulation on the survival of incubating salmon progeny: Implications for sediment management.” Sci. Total Environ., 344, 241–258.10.1016/j.scitotenv.2005.02.010 [Crossref], [PubMed], [Web of Science ®], [Google Scholar]
Harrod, T.R., and Theurer, F.D. (2002). “Sediment.” Agriculture, hydrology and water quality, P.M. Haygarth and S.C. Jarvis, eds., CABI, Wallingford, 502. [Crossref], [Google Scholar]
Horowitz, A.J., Elrick, K.A., Robbins, J.A., and Cook, R.B. (1995). “Effect of mining and related activities on the sediment trace element geochemistry of Lake Coeur D’Alene, Idaho, USA part II: Subsurface sediments.” Hydrol. Process., 9, 35–54.10.1002/(ISSN)1099-1085 [Crossref], [Web of Science ®], [Google Scholar]
Hynes, H.B.N. (1970). The ecology of running waters, Liverpool University Press, Liverpool. [Google Scholar]
Khullar, N.K. (2002). “Effect of wash load on transport of uniform and nonuniform sediments.” Ph.D. thesis, Indian Institute of Technology Roorkee. [Google Scholar]
Kondolf, G.M. (1995). “Managing bedload sediment in regulated rivers: Examples from California, USA.” Geophys. Monograph, 89, 165–176. [Google Scholar]
Kondolf, G.M. (1997). “Hungry water: effects of dams and gravel mining on river channels.” Environ. Manage., 21, 533–551.10.1007/s002679900048 [Crossref], [PubMed], [Web of Science ®], [Google Scholar]
Langer, O.E. (1980). “Effects of sedimentation on salmonid stream life.” Report on the Technical Workshop on Suspended Solids and the Aquatic Environment, K. Weagle, ed., Whitehorse. [Google Scholar]
Lemly, A.D. (1982). “Modification of benthic insect communities in polluted streams: combined effects of sedimentation and nutrient enrichment.” Hydrobiologia, 87, 229–245.10.1007/BF00007232 [Crossref], [Web of Science ®], [Google Scholar]
Levasseur, M., Bergeron, N.E., Lapointe, M.F., and Bérubé, F. (2006). “Effects of silt and very fine sand dynamics in Atlantic salmon (Salmo salar) redds on embryo hatching success.” Can. J. Fish. Aquat. Sci., 63, 1450–1459.10.1139/f06-050 [Crossref], [Web of Science ®], [Google Scholar]
Lewis, K. (1973a). “The effect of suspended coal particles on the life forms of the aquatic moss Eurhynchium riparioides (Hedw.).” Fresh Water Biol., 3, 251–257.10.1111/fwb.1973.3.issue-3 [Crossref], [Google Scholar]
Lewis, K. (1973b). “The effect of suspended coal particles on the life forms of the aquatic moss Eurhynchium riparioides (Hedw.).” Fresh Water Biol., 3, 391–395.10.1111/fwb.1973.3.issue-4 [Crossref], [Google Scholar]
Lisle, T. (1980). “Sedimentation of Spawning Areas during Storm Flows, Jacoby Creek, North Coastal California.” Presented at the fall meeting of the American Geophysical Union, San Francisco, CA. [Google Scholar]
Marchant, R. (1989). “Changes in the benthic invertebrate communities of the thomson river, southeastern Australia, after dam construction.” Reg. River Res. Manage., 4, 71–89.10.1002/(ISSN)1099-1646 [Crossref], [Google Scholar]
McNeil, W.J., and Ahnell, W.H. (1964). Success of pink salmon spawning relative to size of spawning bed material. US Fish and Wildlife Service. Special Scientific Report, Fisheries 469. Washington, DC. [Google Scholar]
Milhous, R.T. (1973). “Sediment transport in a gravel bottomed stream.” Ph.D. thesis, Oregon State University, Corvallis, OR. [Google Scholar]
Milliman, J.D., and Syvitski, J.P.M. (1992). “Geomorphic/tectonic control of sediment discharge to the oceans: the importance of small mountainous rivers.” J. Geol., 100, 525–544.10.1086/jg.1992.100.issue-5 [Crossref], [Web of Science ®], [Google Scholar]
Mohnakrishnan, A. (2001). Reservoir sedimentation, Seminar on Reservoir Sedimentation, Ooty. [Google Scholar]
Mohta, J.A., Wallbrink, P.J., Hairsine, P.B., and Grayson, R.B. (2003). “Determining the sources of suspended sediment in a forested catchment in southeastern Australia.” Water Resour. Res., 39, 1056. [Web of Science ®], [Google Scholar]
Morris, G.L. (1993). “A global perspective of sediment control measures in reservoirs.” Notes on sediment management in reservoirs, S. Fan and G. Morris, eds., Water Resources Publications, Colorado, 13–44. [Google Scholar]
Morris, L.G., and Fan, J. (2010). Reservoir Sedimentation hand book – design and management of dams, reservoirs and watershed for sustainable use. McGraw-Hill, 440 and 499. [Google Scholar]
Newcombe, C.P., and Macdonald, D.D. (1991). “Effects of suspended sediments on aquatic ecosystems.” North Am. J. Fish. Manage., 11, 72–82.10.1577/1548-8675(1991)011<0072:EOSSOA>2.3.CO;2 [Taylor & Francis Online], [Google Scholar]
Nuttal, P.M. (1972). “The effects of sand deposition upon the macroinvertebrate fauna of the River Camel, Cornwall.” Freshwater Biol., 2, 181–186.10.1111/fwb.1972.2.issue-3 [Crossref], [Google Scholar]
Olsson, T.I., and Petersen, B. (1986). “Effects of gravel size and peat material on embryo survival and alevin emergence of brown trout, Salmo trutta L.” Hydrobiologia, 135, 9–14.10.1007/BF00006453 [Crossref], [Web of Science ®], [Google Scholar]
Owens, P.N., Walling, D.E., and Leeks, G.J.L. (2000). “Tracing fluvial suspended sediment sources in the catchment of the River Tweed, Scotland, using composite fingerprints and a numerical mixing model.” Tracers in eomorphology, I.D.L. Foster, ed., Wiley, Chichester, 291–308. [Google Scholar]
Owens, P.N., Walling, D.E., Carton, J., Meharg, A.A., Wright, J., and Leeks, G.J.L. (2001). “Downstream changes in the transport and storage of sediment-associated contaminants (P, Cr and PCBs) in agricultural and industrialized drainage basins.” Sci. Total Environ., 266, 177–186.10.1016/S0048-9697(00)00729-4 [Crossref], [PubMed], [Web of Science ®], [Google Scholar]
Petts, G.E. (1984). Impounded rivers: Perspectives for ecological management, Wiley, Chichester, 326. [Google Scholar]
Phillips, J.M., and Walling, D.E. (1995). “An assessment of the effects of sample collection, storage and resuspension on the representativeness of measurements of the effective particle size distribution of fluvial suspended sediment.” Water Res., 29, 2498–2508.10.1016/0043-1354(95)00087-2 [Crossref], [Web of Science ®], [Google Scholar]
Quinn, J.M., Davies-Coley, R.J., Hickey, C.W., Vickers, M.L., and Ryan, P.A. (1992). “Effects of clay discharges on streams.” Hydrobiologia, 248, 235–247.10.1007/BF00006150 [Crossref], [Web of Science ®], [Google Scholar]
Reiser, D.W., and White, R.G. (1990). “Effects of stream flow reduction on Chinook salmon egg incubation and fry quality.” Rivers, 1, 110–118. [Google Scholar]
Richards, C., and Bacon, K.L. (1994). “Influence of fine sediment on macroibvertebrates colonization of surface and hyporheic stream substrate.” Great Basin Nat., 54, 106–113. [Google Scholar]
Richards, C., Host, G.H., and Arthur, J.W. (1993). “Identification of predominant environmental factors structuring stream macroinvertebrate communities within a large agricultural catchment.” Freshwater Biol., 29, 285–294.10.1111/fwb.1993.29.issue-2 [Crossref], [Web of Science ®], [Google Scholar]
Rosenberg, D.M., and Wiens, A.P. (1978). “Effects of sediment addition on macrobenthic invertebrates in a Northern Canadian River.” Water Res., 12, 753–763.10.1016/0043-1354(78)90024-6 [Crossref], [Web of Science ®], [Google Scholar]
Ryan, P.A. (1991). “Environmental effects of sediment on New Zealand streams: A review.” New Zeal. J. Mar. Freshwater Res., 25, 207–221.10.1080/00288330.1991.9516472 [Taylor & Francis Online], [Web of Science ®], [Google Scholar]
Salomons, W., and Förstner, U. (1984). Metals in the hydrocycle, Sringer Verglag, New York, NY.10.1007/978-3-642-69325-0 [Crossref], [Google Scholar]
Schalchli, U. (1992). “The clogging of coarse gravel river beds by fine sediment.” Hydrobiologia, 235–236, 189–197.10.1007/BF00026211 [Crossref], [Web of Science ®], [Google Scholar]
Scrivener, J.C., and Brownlee, M.J. (1989). “Effects of forest harvesting on spawning gravel and incubation survival of chum (Oncorhynchus keta) andcoho salmon (O. kisutch) in Carnation Creek, British Columbia.” Can. J. Fish. Aquat. Sci., 46, 681–696.10.1139/f89-087 [Crossref], [Web of Science ®], [Google Scholar]
Sear, D.A. (1993). “Fine sediment infiltration into gravel spawning beds within a regulated river experiencing floods: Ecological implications for salmonids.” Reg Rivers Res. Manage., 8, 373–390.10.1002/(ISSN)1099-1646 [Crossref], [Google Scholar]
Soutar, R.G. (1989). “Afforestation and sediment yields in British fresh waters.” Soil Use Manage., 5, 82–86.10.1111/sum.1989.5.issue-2 [Crossref], [Web of Science ®], [Google Scholar]
Stone, M., and Droppo, I.G. (1994). “In-channel surficial fine-grained sediment laminae: Part II: Chemical characteristics and implications for contaminant transport in fluvial systems.” Hydrol. Process., 8, 113–124.10.1002/(ISSN)1099-1085 [Crossref], [Web of Science ®], [Google Scholar]
Thoms, M.C. (1987). “Channel sedimentation within the urbanized River Tame, UK.” Reg. Rivers Res. Manage., 1, 229–246.10.1002/(ISSN)1099-1646 [Crossref], [Google Scholar]
Trimble, S.W. (1983). “A sediment budget for Coon Creek, Driftless area, Wisconsin, 1853–1977.” Am. J. Sci., 283, 454–474.10.2475/ajs.283.5.454 [Crossref], [Web of Science ®], [Google Scholar]
U.S. Department of Health, Education and Welfare. (1965). Environmental Health Practices in recreational Areas, Public Health Service, Publication No. 1195. [Google Scholar]
Van Nieuwenhuyse, E.E., and LaPerriere, J.D. (1986). “Effects of placer gold mining on primary production in subarctic streams of Alaska.” J. Am. Water Res. Assoc., 22, 91–99. [Crossref], [Google Scholar]
Vörösmarty, C.J., Meybeck, M., Fekete, B., Sharma, K., Green, P., and Syvitski, J.P.M. (2003). “Anthropogenic sediment retention: major global impact from registered river impoundments.” Global Planet. Change, 39, 169–190.10.1016/S0921-8181(03)00023-7 [Crossref], [Web of Science ®], [Google Scholar]
Walling, D.E. (1995). “Suspended sediment yields in a changing environment.” Changing river channels, A. Gurnell and G. Petts, eds., Wiley, Chichester, 149–176. [Google Scholar]
Walling, D.E., and Moorehead, D.W. (1989). “The particle size characteristics of fluvial suspended sediment: an overview.” Hydrobiologia, 176–177, 125–149.10.1007/BF00026549 [Crossref], [Web of Science ®], [Google Scholar]
Walling, D.E., Owens, P.N., and Leeks, G.J.L. (1999). “Fingerprinting suspended sediment sources in the catchment of the River Ouse, Yorkshire, UK.” Hydrol. Process., 13, 955–975.10.1002/(ISSN)1099-1085 [Crossref], [Web of Science ®], [Google Scholar]
Walling, D.E., Owens, P.N., Waterfall, B.D., Leeks, G.J.L., and Wass, P.D. (2000). “The particle size characteristics of fluvial suspended sediment in the Humber and Tweed catchments, UK.” Sci. Total Environ., 251–252, 205–222.10.1016/S0048-9697(00)00384-3 [Crossref], [PubMed], [Web of Science ®], [Google Scholar]
Wilbur, C.G. (1983). Turbidity in the aquatic environment: an environmental factor in fresh and oceanic waters, Charles C. Thomas, Springfield, IL, 133. [Google Scholar]
Woo, H.S., Julien, P.Y., and Richardson, E.V. (1986). “Washload and fine sediment load.” J. Hydraul. Eng., 112, 541–545.10.1061/(ASCE)0733-9429(1986)112:6(541) [Crossref], [Google Scholar]
Wood, P.J., and Armitage, P.D. (1997). “Biological effects of fine sediment in the lotic environment.” Environ. Manage., 21, 203–217.10.1007/s002679900019 [Crossref], [PubMed], [Web of Science ®], [Google Scholar]
Wooster, J.K., Dusterhoff, S.R., Cui, Y., Sklar, L.S., Dietrich, W.E., and Malko, M. (2008). “Sediment supply and relative size distribution effects on fine sediment infiltration into immobile gravels.” Water Res. Res., 44, 1–18. [Crossref], [Web of Science ®], [Google Scholar]
Wren, G.Daniel, Bennett, J.Sean, Barkdoll, D.Brian, and Khunle, A.Roger. (2000). Studies in suspended sediment and turbulence in open channel flows, USDA, Agriculture Research Service, Research Report No. 18. [Google Scholar]
Wright, J.F., and Berrie, A.D. (1987). “Ecological effects of groundwater pumping and a natural drought on the upper reaches of a chalk stream.” Reg. River Res. Manage., 1, 145–160.10.1002/(ISSN)1099-1646 [Crossref], [Google Scholar]
Zhang, H., Xia, M., Chen, S.J., Li, Z., and Xia, H.B. (1976). “Regulation of sediments in some medium and small-sized reservoirs on heavily silt-laden streams in China.” 12th International Commission on Large Dams (ICOLD) Congress, Q. 47, R. 32, Mexico City, 1123–1243. [Google Scholar]

그물형 세굴방지매트를 사용한 수직말뚝의 흐름에 대한 수치적 연구

Numerical study of the flow at a vertical pile with net-like scour protection matt
Minxi Zhanga,b
, Hanyan Zhaoc
, Dongliang Zhao d, Shaolin Yuee
, Huan Zhoue
,
Xudong Zhaoa
, Carlo Gualtierif
, Guoliang Yua,b,∗
a SKLOE, School of Naval Architecture, Ocean & Civil Engineering, Shanghai Jiao Tong University, Shanghai 200240, China b KLMIES, MOE, School of Naval Architecture, Ocean & Civil Engineering, Shanghai Jiao Tong University, Shanghai 200240, China c Guangdong Research Institute of Water Resources and Hydropower, Guangzhou 510610, China d CCCC Second Harbor Engineering Co., Ltd., Wuhan 430040, China e CCCC Road & Bridge Special Engineering Co., Ltd, Wuhan 430071, China f Department of Structures for Engineering and Architecture, University of Naples Federico II, Italy

Abstract

현재 또는 파도 환경에서 말뚝 또는 부두의 국부 세굴은 전 세계적으로 상부 구조물의 안전을 위협합니다. 말뚝이나 부두에서 세굴 방지 덮개로 그물 모양의 매트를 적용하는 것이 제안되었습니다. 매트는 국부 세굴 구덩이의 흐름을 약화 및 확산시켜 국부 세굴을 줄이고 퇴적물 퇴적을 강화합니다. 매트로 덮힌 말뚝의 흐름을 조사하기 위해 수치 시뮬레이션을 수행했습니다. 시뮬레이션 결과는 매트의 두께 dt(2.6d95 ~ 17.9d95)와 개구부 크기 dn(7.7d95 ~ 28.2d95)을 최적화하는 데 사용되었습니다. 매트가 국부 속도를 상당히 감소시키고 말뚝에서 와류를 소멸시켜 국부 세굴 범위를 실질적으로 감소시키는 것으로 밝혀졌습니다. 매트의 개구부 크기가 작을수록 베드에서의 유동확산이 더 효과적이었으며 말뚝에서 더 작은 베드전단응력이 관찰되었다. 본 연구에서 고려한 유동 조건의 경우 상대 두께 T = 7.7 및 상대 개구 크기 S = 7.7인 매트가 세굴 방지에 효과적일 수 있습니다.

Fig. 26. Distribution of the turbulent kinetic energy on the y-z plane (X = 0.5) for various S

References

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Design optimization of perforation on deflector for improved performance of vortex settling basin

와류 침전 수조의 성능 향상을 위한 디플렉터의 천공 설계 최적화*

Abstract

Zhuoyun Mu, Yiyi Ma, Lin Li

First published: 18 August 2021

https://doi.org/10.1002/ird.2640

^*Optimisation de la conception de la perforation sur le déflecteur pour une meilleure performance du bassin de décantation par vortex.

^‡Funding information: Graduate Research and Innovation Project of Xinjiang Autonomous Region, Grant/Award Number: XJ2020G171; Xinjiang Agricultural University, Grant/Award Number: SLXK-YJS-2019-04; National Natural Science Foundation of China, Grant/Award Number: 52069028; Tianshan Youth Project, Grant/Award Number: 2018Q017; Department of Education, Xinjiang Uygur Autonomous Region, Grant/Award Number: XJEDU2018I010

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For vortex settling basins (VSBs) installed with a deflector, perforation is an effective retrofit to reduce the self-weight of the deflector and sediment deposition on it. The current study investigated experimentally the performance of VSBs the deflector of which was perforated at different locations with various opening ratios. The results showed that perforating the outside overflow area of the deflector was the optimum for reducing sediment deposition. With an opening ratio of 8.67–13% in the outside overflow area of the deflector, the VSB exhibited similar sediment removal efficiency to the original design without any openings on the deflector. The current study provided the design optimization for deflector perforation in VSBs.

디플렉터와 함께 설치된 와류 침전 분지(VSB)의 경우 천공은 디플렉터의 자체 중량과 침전물 증착을 줄이기 위한 효과적인 개조입니다. 현재 연구는 다양한 개방 비율로 다른 위치에서 디플렉터가 천공된 VSB의 성능을 실험적으로 조사했습니다. 결과는 디플렉터의 외부 오버플로 영역을 천공하는 것이 침전물 퇴적을 줄이는 데 최적임을 보여주었습니다. 디플렉터의 외부 오버플로 영역에서 8.67-13%의 개구부로 VSB는 디플렉터에 개구부가 없는 원래 설계와 유사한 침전물 제거 효율을 나타냈습니다. 현재 연구는 VSB의 디플렉터 천공에 대한 설계 최적화를 제공했습니다.

A review of Piano Key Weir as a superior alternative for dam rehabilitation

댐 복구를 위한 우수한 대안으로서의 Piano Key Weir에 대한 검토

Amiya Abhash &

K. K. Pandey

Pages 541-551 | Received 03 Mar 2020, Accepted 07 May 2020, Published online: 21 May 2020

ABSTRACT

Dams fall in ‘installations containing dangerous forces’ because of their massive impact on the environment and civilian life and property as per International humanitarian law. As such, it becomes vital for hydraulic engineers to refurbish various solutions for dam rehabilitation. This paper presents a review of a new type of weir installation called Piano Key Weir (PKW), which is becoming popular around the world for its higher spillway capacity both for existing and new dam spillway installations. This paper reviews the geometry along with structural integrity, discharging capacity, economic aspects, aeration requirements, sediment transport and erosion aspects of Piano Key Weir (PKW) as compared with other traditional spillway structures and alternatives from literature. The comparison with other alternatives shows PKW to be an excellent alternative for dam risk mitigation owing to its high spillway capabilities and economy, along with its use in both existing and new hydraulic structures.

댐은 국제 인도법에 따라 환경과 민간인 생활 및 재산에 막대한 영향을 미치기 때문에 ‘위험한 힘을 포함하는 시설물’에 속합니다. 따라서 유압 엔지니어는 댐 복구를 위한 다양한 솔루션을 재정비해야 합니다.

이 백서에서는 PKW(Piano Key Weir)라는 새로운 유형의 둑 설치에 대한 검토를 제공합니다. PKW는 기존 및 신규 댐 방수로 설치 모두에서 더 높은 방수로 용량으로 전 세계적으로 인기를 얻고 있습니다.

이 백서에서는 구조적 무결성, 배출 용량, 경제적 측면, 폭기 요구 사항, 퇴적물 운반 및 PKW(Piano Key Weir)의 침식 측면과 함께 다른 전통적인 여수로 구조 및 문헌의 대안과 비교하여 기하학을 검토합니다.

다른 대안과의 비교는 PKW가 높은 여수로 기능과 경제성으로 인해 댐 위험 완화를 위한 탁월한 대안이며 기존 및 새로운 수력 구조물 모두에 사용됨을 보여줍니다.

KEYWORDS:

References

Anderson, R., and Tullis, B. (2011). Influence of Piano Key Weir geometry on discharge. Proc. Int. Conf. Labyrinth and Piano Key Weirs Liège B. Liège, Belgium. [Crossref], [Google Scholar]
Anderson, R., and Tullis, B. (2012a). “Piano key weir hydraulics and labyrinth weir comparison”. J. Irrig. Drain. Eng., 139(3), 246–253. doi:https://doi.org/10.1061/(ASCE)IR.1943-4774.0000530 [Crossref], [Web of Science ®], [Google Scholar]
Anderson, R., and Tullis, B. (2012b). “Piano key weir: Reservoir versus channel application”. J. Irrig. Drain. Eng., 138(8), 773–776. doi:https://doi.org/10.1061/(ASCE)IR.1943-4774.0000464 [Crossref], [Web of Science ®], [Google Scholar]
Anderson, R.M. 2011. Piano key weir head discharge relationships, M.S. Thesis, Utah State University, Logan, Utah. [Google Scholar]
Bashiri, H., Dewals, B., Pirotton, M., Archambeau, P., and Erpicum, S. (2016). “Towards a new design equation for piano key weirs discharge capacity.” Proc. of the 6th International Symposium on Hydraulic Structures. Portland, USA. [Google Scholar]
Bianucci, S.P., Sordo Ward, Á.F., Pérez Díaz, J.I., García-Palacios, J.H., Mediero Orduña, L.J., and Garrote de Marcos, L. (2013). “Risk-based methodology for parameter calibration of a reservoir flood control model”. Natl. Hazard Earth Syst. Sci., 13(4), 965–981. doi:https://doi.org/10.5194/nhess-13-965-2013 [Crossref], [Web of Science ®], [Google Scholar]
Blancher, B., Montarros, F., and Laugier, F. (2011). Hydraulic comparison between Piano Key Weirs and labyrinth spillways. Proc. Int. Conf. Labyrinth and Piano Key Weirs Liège B. Liège, Belgium. [Crossref], [Google Scholar]
Botha, A., Fitz, I., Moore, A., Mulder, F., and Van Deventer, N. 2013. “Application of the Piano Key Weir spillway in the Republic of South Africa”. Labyrinth and Piano Key Weirs II, Proceedings of the Second International Workshop on Labyrinth and Piano key weirs, Chatou, Paris, France, 20–22, 185. [Crossref], [Google Scholar]
Chahartaghi, M.K., Nazari, S., and Shooshtari, M.M. 2019. “Experimental and numerical simulation of arced trapezoidal Piano Key Weirs”. Flow Meas. Instrum., 68, 101576. doi:https://doi.org/10.1016/j.flowmeasinst.2019.101576 [Crossref], [Web of Science ®], [Google Scholar]
Chi Hien, T., Thanh Son, H., and Ho Ta Khanh, M. (2006). Results of some ‘piano keys’ weir hydraulic model tests in Vietnam. Proc., 22nd Int. Congress of Large Dams, Question 87, Response 39, International Commission on Large Dams (ICOLD). Barcelona, Spain. [Google Scholar]
Cicero, G., Barcouda, M., Luck, M., and Vettori, E. (2011). Study of a piano key morning glory to increase the spillway capacity of the Bage dam. Proc. Int. Conf. Labyrinth Piano Key Weirs-PKW2011, Taylor & Francis, London. [Crossref], [Google Scholar]
Cicero, G., De Miranda, D., and Luck, M. (2012). “Assessment of the code Wolf 1D PKW for predicting the hydraulic behaviour of PK-Weirs.” Congrès SHF-33èmes journées de l’hydraulique “Grands aménagements hydrauliques 2012”, Paris, France. [Google Scholar]
Cicero, G., and Delisle, J. (2013). “Discharge characteristics of Piano Key weirs under submerged flow”. Labyrinth and Piano Key Weirs II–PKW 2013, 101–109. [Crossref], [Google Scholar]
Cicero, G., Delisle, J., Lefebvre, V., and Vermeulen, J. (2013). “Experimental and numerical study of the hydraulic performance of a trapezoidal Piano Key weir.” Labyrinth and Piano Key Weirs II: Proceedings of the Second International Workshop on Labyrinth and Piano key weirs, Chatou, Paris, France, 20–22, 265. [Crossref], [Google Scholar]
Cicéro, G., Guene, C., Luck, M., Pinchard, T., Lochu, A., and Brousse, P. (2010). “Experimental optimization of a Piano Key Weir to increase the spillway capacity of the Malarce dam.” 1st IAHR European Congress, Edinbourgh, Mai 4–6, 2010. [Google Scholar]
Crookston, B., Anderson, R., and Tullis, B. (2018). “Free-flow discharge estimation method for Piano Key weir geometries.” J. Hydro. Environ. Res., 19, 160–167. doi:https://doi.org/10.1016/j.jher.2017.10.003 [Crossref], [Web of Science ®], [Google Scholar]
Das Singhal, G., and Sharma, N. 2011. “Rehabilitation of Sawara Kuddu Hydroelectric Project–Model studies of Piano Key Weir in India”. Proc. Int. Workshop on Labyrinths and Piano Key Weirs PKW 2011. Taylor & Francis, London. [Crossref], [Google Scholar]
Denys, F., Basson, G., and Strasheim, J. (2017). Fluid Structure Interaction of Piano Key Weirs. Labyrinth and Piano Key Weirs III: Proceedings of the 3rd International Workshop on Labyrinth and Piano Key Weirs (PKW 2017), Feb 22–24, 2017, CRC Press, Qui Nhon, Vietnam. [Crossref], [Google Scholar]
Eichenberger, P. (2013). “The first commercial piano key weir in Switzerland.” Labyrinth and Piano Key Weirs II, Proceedings of the Second International Workshop on Labyrinth and Piano key weirs 2013, Chatou, Paris, France, 20–22, 227. [Crossref], [Google Scholar]
Erpicum, S., Laugier, F., Pfister, M., Pirotton, M., Cicero, G.-M., and Schleiss, A.J. 2013. Labyrinth and Piano Key Weirs II, Proceedings of the Second International Workshop on Labyrinth and Piano key weirs 2013, Chatou, Paris, France, 20–22, CRC Press. [Crossref], [Google Scholar]
Erpicum, S., Machiels, O., Dewals, B., Pirotton, M., and Archambeau, P. (2012). “Numerical and physical hydraulic modelling of Piano Key Weirs.” Proceedings of the 4th Int. Conf. on Water Resources and Renewable Energy Development in Asia. Chiang Mai, Thailande. [Google Scholar]
Erpicum, S., Nagel, V., and Laugier, F. (2011). “Piano Key Weir design study at Raviege dam”. Labyrinth and Piano Key Weirs–PKW 2011, 43–50. [Crossref], [Google Scholar]
Ervine, D., and Elsawy, E. (1975). “The effect of a falling nappe on river aeration.” Proc. 16th IAHR Congress, Sao Paulo, Brazil. [Google Scholar]
Falvey, H.T. 1980. “Air-water flow in hydraulic structures”. NASA STI/Recon Technical Report N, 81. [Google Scholar]
Gabriel-Martin, I., Sordo-Ward, A., Garrote, L., and Castillo, L.G. (2017). “Influence of initial reservoir level and gate failure in dam safety analysis. Stochastic approach.” J. Hydrol., 550, 669–684. doi:https://doi.org/10.1016/j.jhydrol.2017.05.032 [Crossref], [Web of Science ®], [Google Scholar]
Gebhardt, M., Herbst, J., Merkel, J., and Belzner, F. (2019). “Sedimentation at labyrinth weirs–an experimental study of the self-cleaning process”. J. Hydraulic Res., 57(4), 579–590. doi:https://doi.org/10.1080/00221686.2018.1494053 [Taylor & Francis Online], [Web of Science ®], [Google Scholar]
Hu, H., Qian, Z., Yang, W., Hou, D., and Du, L. (2018). “Numerical study of characteristics and discharge capacity of piano key weirs.” Flow Meas. Instrum., 62, 27–32. doi:https://doi.org/10.1016/j.flowmeasinst.2018.05.004 [Crossref], [Web of Science ®], [Google Scholar]
Javaheri, A., and Kabiri-Samani, A. (2012). “Threshold submergence of flow over PK weirs”. Int. J. Civil Geol. Eng., 6, 46–49. [Google Scholar]
Jayatillake, H., and Perera, K. (2013). “Design of a Piano-Key Weir for Giritale Dam spillway in Sri Lanka.” Labyrinth and Piano Key Weirs II, Proceedings of the Second International Workshop on Labyrinth and Piano key weirs 2013, Chatou, Paris, France, 20–22, 151. [Crossref], [Google Scholar]
Jayatillake, H., and Perera, K. (2017). “Adoption of a type D Piano Key Weir spillway with tapered noses at Rambawa Tank, Sri Lanka.” Labyrinth and Piano Key Weirs III: Proceedings of the 3rd International Workshop on Labyrinth and Piano Key Weirs (PKW 2017), Feb 22–24, 2017, CRC Press, Qui Nhon, Vietnam. [Crossref], [Google Scholar]
Jüstrich, S., Pfister, M., and Schleiss, A.J. (2016). “Mobile riverbed scour downstream of a Piano Key weir”. J. Hydraulic Eng., 142(11), 04016043. doi:https://doi.org/10.1061/(ASCE)HY.1943-7900.0001189 [Crossref], [Google Scholar]
Kabiri-Samani, A., and Javaheri, A. (2012). “Discharge coefficients for free and submerged flow over Piano Key weirs”. J. Hydraulic Res., 50(1), 114–120. doi:https://doi.org/10.1080/00221686.2011.647888 [Taylor & Francis Online], [Web of Science ®], [Google Scholar]
Karimi, M., Attari, J., Saneie, M., and Jalili Ghazizadeh, M.R. (2018). “Side weir flow characteristics: comparison of piano key, labyrinth, and linear types”. J. Hydraulic Eng., 144(12), 04018075. doi:https://doi.org/10.1061/(ASCE)HY.1943-7900.0001539 [Crossref], [Google Scholar]
Karimi, M., Attari, J., Saneie, M., and Jalili-Ghazizadeh, M. (2017). “Experimental study of discharge coefficient of a piano key side weir.” Labyrinth and Piano Key Weirs III: Proceedings of the 3rd International Workshop on Labyrinth and Piano Key Weirs (PKW 2017). Proceedings of the Third International Workshop on Labyrinth and Piano key weirs 2017, Qui Nhon, Vietnam, 22–24. [Crossref], [Google Scholar]
Khanh, M.H.T. (2013). “The Piano Key Weirs: 15 years of Research & Development–Prospect.” Labyrinth and piano key weirs II, Proceedings of the Second International Workshop on Labyrinth and Piano key weirs 2013, Chatou, Paris, France, 20–22, 3. [Crossref], [Google Scholar]
Khanh, M.H.T. (2017). “History and development of Piano Key Weirs in Vietnam from 2004 to 2016.” Labyrinth and Piano Key Weirs III: Proceedings of the 3rd International Workshop on Labyrinth and Piano Key Weirs (PKW 2017), Feb 22–24, 2017, CRC Press, Qui Nhon, Vietnam. [Google Scholar]
Khanh, M.H.T., Hien, T.C., and Hai, N.T. (2011). “Main results of the PK weir model tests in Vietnam (2004 to 2010).” Labyrinth and Piano Key Weirs, 191. Liège, Belgium. [Crossref], [Google Scholar]
Khassaf, S.I., Aziz, L.J., and Elkatib, Z.A. (2016). “Hydraulic behavior of piano key weir type B under free flow conditions”. Int. J. Sci. Technol. Res., 5(3), 158–163. [Google Scholar]
Khassaf, S.I., and Al-Baghdadi, M.B. (2015). “Experimental study of non-rectangular piano key weir discharge coefficient”. J. Homepage, 6(5), 425–436. [Google Scholar]
Khassaf, S.I., and Al-Baghdadi, M.B.N. (2018). “Experimental investigation of submerged flow over piano key weir”. Int. J. Energy Environ., 9(3), 249–260. [Google Scholar]
Kwon, -H.-H., and Moon, Y.-I. (2006). “Improvement of overtopping risk evaluations using probabilistic concepts for existing dams”. Stochastic Environ. Res. Risk Assess., 20(4), 223. doi:https://doi.org/10.1007/s00477-005-0017-2 [Crossref], [Web of Science ®], [Google Scholar]
Laugier, F. (2007). “Design and construction of the first Piano Key Weir spillway at Goulours dam”. Int. J. Hydropower Dams, 14(5), 94. [Google Scholar]
Laugier, F., Lochu, A., Gille, C., Leite Ribeiro, M., and Boillat, J.-L. (2009). “Design and construction of a labyrinth PKW spillway at Saint-Marc dam, France”. Hydropower Dams, 16(LCH–ARTICLE–2009–023), 100–107. [Google Scholar]
Laugier, F., Pralong, J., and Blancher, B. (2011). “Influence of structural thickness of sidewalls on PKW spillway discharge capacity.” Proc. Intl Workshop on Labyrinths and Piano Key Weirs PKW 2011. Liège, Belgium. [Crossref], [Google Scholar]
Le Blanc, M., Spinazzola, U., and Kocahan, H. (2011). “Labyrinth fusegate applications on free overflow spillways–Overview of recent projects.” Labyrinth and Piano Key Weirs, 261, Liège, Belgium. [Crossref], [Google Scholar]
Leite Ribeiro, M., Bieri, M., Boillat, J.-L., Schleiss, A., Delorme, F., and Laugier, F. (2009). “Hydraulic capacity improvement of existing spillways–design of a piano key weirs.” Proc. (on CD) of the 23rd Congress of the Int. Commission on Large Dams CIGB-ICOLD. Brasilia, Brazil. [Google Scholar]
Leite Ribeiro, M., Bieri, M., Boillat, J.-L., Schleiss, A., Singhal, G., and Sharma, N. (2011). “Discharge capacity of piano key weirs”. J. Hydraulic Eng., 138(2), 199–203. doi:https://doi.org/10.1061/(ASCE)HY.1943-7900.0000490 [Crossref], [Google Scholar]
Lempérière, F., and Ouamane, A. (2003). “The Piano Keys weir: a new cost-effective solution for spillways”. Int. J. Hydropower Dams, 10(5), 144–149. [Google Scholar]
Lempérière, F., and Vigny, J. (2011). “General comments on labyrinth and Piano Keys Weirs–The future”. Labyrinth and Piano Key weirs–PKW 2011, 289–294. [Crossref], [Google Scholar]
Lempérière, F., Vigny, J., and Ouamane, A. (2011). General comments on Labyrinth and Piano Key Weirs: The past and present. Proc. Intl. Conf. Labyrinth and Piano Key Weirs, Liège B. Liège, Belgium. [Crossref], [Google Scholar]
Lewin, J., Ballard, G., and Bowles, D.S. (2003). “Spillway gate reliability in the context of overall dam failure risk.” USSD Annual Lecture, Charleston, South Carolina. [Google Scholar]
Lodomez, M., Pirotton, M., Dewals, B., Archambeau, P., and Erpicum, S. (2017). “Could piano key weirs be subject to nappe oscillations?” Labyrinth and Piano Key Weirs III: Proceedings of the 3rd International Workshop on Labyrinth and Piano Key Weirs (PKW 2017), Feb 22–24, 2017, CRC Press, Qui Nhon, Vietnam [Crossref], [Google Scholar]
Machiels, O., Erpicum, S., Archambeau, P., Dewals, B., and Pirotton, M. (2009). “Large scale experimental study of piano key weirs.” Proc. 33rd IAHR Congress: Water Engineering for a Sustainable Environment, IAHR. Vancouver, Canada [Google Scholar]
Machiels, O., Erpicum, S., Archambeau, P., Dewals, B., and Pirotton, M. (2011a). “Piano Key Weir preliminary design method–Application to a new dam project.” Proc. Int. Conf. Labyrinth and Piano Key Weirs Liège B. Liège, Belgium. [Crossref], [Google Scholar]
Machiels, O., Erpicum, S., Dewals, B., Archambeau, P., and Pirotton, M. (2010). “Piano Key Weirs: The experimental study of an efficient solution for rehabilitation”. WIT Trans. Ecol., 133, 95–106. [Crossref], [Google Scholar]
Machiels, O., Erpicum, S., Dewals, B.J., Archambeau, P., and Pirotton, M. (2011b). “Experimental observation of flow characteristics over a Piano Key Weir”. J Hydraulic Res, 49(3), 359–366. doi:https://doi.org/10.1080/00221686.2011.567761 [Taylor & Francis Online], [Web of Science ®], [Google Scholar]
Machiels, O., Pirotton, M., Pierre, A., Dewals, B., and Erpicum, S. (2014). “Experimental parametric study and design of Piano Key Weirs”. J. Hydraulic Res., 52(3), 326–335. doi:https://doi.org/10.1080/00221686.2013.875070 [Taylor & Francis Online], [Web of Science ®], [Google Scholar]
Mehboudi, A., Attari, J., and Hosseini, S. (2016). “Experimental study of discharge coefficient for trapezoidal piano key weirs.” Flow Meas. Instrum., 50, 65–72. doi:https://doi.org/10.1016/j.flowmeasinst.2016.06.005 [Crossref], [Web of Science ®], [Google Scholar]
Micovic, Z., Hartford, D.N., Schaefer, M.G., and Barker, B.L. (2016). “A non-traditional approach to the analysis of flood hazard for dams”. Stochastic Environ. Res. Risk Assess., 30(2), 559–581. doi:https://doi.org/10.1007/s00477-015-1052-2 [Crossref], [Web of Science ®], [Google Scholar]
Monjezi, R., Heidarnejad, M., Masjedi, A., Purmohammadi, M.H., and Kamanbedast, A. (2018). “Laboratory investigation of the discharge coefficient of flow in arced labyrinth weirs with triangular plans.” Flow Meas. Instrum., 64, 64–70. doi:https://doi.org/10.1016/j.flowmeasinst.2018.10.011 [Crossref], [Web of Science ®], [Google Scholar]
Noseda, M., Stojnic, I., Pfister, M., and Schleiss, A.J. (2019). “Upstream Erosion and sediment passage at piano key weirs”. J. Hydraulic Eng., 145(8), 04019029. doi:https://doi.org/10.1061/(ASCE)HY.1943-7900.0001616 [Crossref], [Google Scholar]
Oertel, M. (2015). “Discharge coefficients of piano key weirs from experimental and numerical modelS.” E= proceedings of the 36th IAHR world congress. 28 June – 3 July, The Hague, The Netherlands. [Google Scholar]
Ouamane, A. (2011). Nine years of study of the Piano Key Weir in the university laboratory of Biskra “lessons and reflections”. Proc. Int. Conf. Labyrinth Piano Key Weirs-PKW2011, Taylor & Francis, London. [Crossref], [Google Scholar]
Ouamane, A., Debabeche, M., Lempérière, F., and Vigny, J. (2017). Twenty years of research in Biskra University for Labyrinths and Piano Key Weirs and associated fuse plugs. Labyrinth and Piano Key Weirs III: Proceedings of the 3rd International Workshop on Labyrinth and Piano Key Weirs (PKW 2017), Feb 22–24, 2017, CRC Press, Qui Nhon, Vietnam. [Crossref], [Google Scholar]
Ouamane, A., and Lempérière, F. (2006). Design of a new economic shape of weir. Proc. Int. Symp. on Dams in the Societies of the 21st Century. Barcelona, Spain. [Crossref], [Google Scholar]
Patev, R., and Putcha, C. (2005). “Development of fault trees for risk assessment of dam gates and associated operating equipment”. Int. J. Modell. Simul., 25(3), 190–201. doi:https://doi.org/10.1080/02286203.2005.11442336 [Taylor & Francis Online], [Google Scholar]
Paxson, G., Tullis, B., and Hertel, D. 2013. “Comparison of Piano Key Weirs with labyrinth and gated spillways: Hydraulics, cost, constructability and operations”. Labyrinth and Piano Key Weirs II, Proceedings of the Second International Workshop on Labyrinth and Piano key weirs 2013, Chatou, Paris, France, 20–22, 123–130. [Crossref], [Google Scholar]
Pfister, M., Capobianco, D., Tullis, B., and Schleiss, A.J. (2013). “Debris-blocking sensitivity of piano key weirs under reservoir-type approach flow”. J. Hydraulic Eng., 139(11), 1134–1141. doi:https://doi.org/10.1061/(ASCE)HY.1943-7900.0000780 [Crossref], [Google Scholar]
Phillips, M., and Lesleighter, E. 2013. “Piano Key Weir spillway: Upgrade option for a major dam”. Labyrinth and Piano Key Weirs II, Proceedings of the Second International Workshop on Labyrinth and Piano key weirs 2013, Chatou, Paris, France, 20–22, 159–168. [Crossref], [Google Scholar]
Pinchard, T., Boutet, J., and Cicero, G. (2011). “Spillway capacity upgrade at Malarce dam: design of an additional Piano Key Weir spillway.” Proc. Int. Workshop on Labyrinths and Piano Key Weirs PKW. Liège, Belgium. [Crossref], [Google Scholar]
Pralong, J., J. Vermeulen, B. Blancher, F. Laugier, S. Erpicum, O. Machiels, M. Pirotton, J.-L. Boillat, M. Leite Ribeiro and A. Schleiss (2011). “A naming convention for the piano key weirs geometrical parameters.” Labyrinth and piano key weirs, 271–278. [Crossref], [Google Scholar]
Ribeiro, M.L., Boillat, J.-L., Schleiss, A., Laugier, F., and Albalat, C. (2007). “Rehabilitation of St-Marc dam.” Experimental optimization of a piano key weir. Proc. of 32nd Congress of IAHR, Vince, Italy. [Google Scholar]
Ribeiro, M.L., Pfister, M., and Schleiss, A.J. (2013). “Overview of Piano Key weir prototypes and scientific model investigations”. Labyrinth and Piano Key Weirs II, Proceedings of the Second International Workshop on Labyrinth and Piano key weirs 2013, Chatou, Paris, France, 20–22, 273. [Crossref], [Google Scholar]
Ribeiro, M.L., Pfister, M., Schleiss, A.J., and Boillat, J.-L. (2012). “Hydraulic design of A-type piano key weirs”. J. Hydraulic Res., 50(4), 400–408. doi:https://doi.org/10.1080/00221686.2012.695041 [Taylor & Francis Online], [Web of Science ®], [Google Scholar]
Ribi, J., Spahni, B., Dorthe, D., and Pfister, M. (2017). Piano Key Weir as overflow on sedimentation basin of wastewater treatment plant. Labyrinth and Piano Key Weirs III: Proceedings of the 3rd International Workshop on Labyrinth and Piano Key Weirs (PKW 2017), Feb 22–24, 2017, CRC Press, Qui Nhon, Vietnam [Crossref], [Google Scholar]
Schleiss, A. (2011). “From labyrinth to piano key weirs: a historical review.” Proc. Int. Conf. Labyrinth and Piano Key Weirs Liège B. Liège, Belgium. [Crossref], [Google Scholar]
Sharma, N., and Tiwari, H. (2013). “Experimental study on vertical velocity and submergence depth near Piano Key Weir.” Labyrinth and Piano Key Weirs II-PKW, Proceedings of the Second International Workshop on Labyrinth and Piano key weirs 2013, Chatou, Paris, France, 20–22, 93–100. [Crossref], [Google Scholar]
Tiwari, H. (2016). Experimental Study of Turbulence Characteristics Near Piano Key Weir. PhD, Indian Institute of Technology Roorkee. [Google Scholar]
Tiwari, H., and Sharma, N. 2017. “Empirical and Mathematical Modeling of Head and Discharge Over Piano Key Weir”. Development of Water Resources in India. Springer, Cham. 341–354. https://doi.org/10.1007/978-3-319-55125-8_29 [Crossref], [Google Scholar]
Valley, P., and Blancher, B. (2017). Construction and testing of two Piano Key Weirs at Charmines dam. Labyrinth and Piano Key Weirs III: Proceedings of the 3rd International Workshop on Labyrinth and Piano Key Weirs (PKW 2017), Feb 22–24, 2017, CRC Press, Qui Nhon, Vietnam. [Crossref], [Google Scholar]
Vermeulen, J., Lassus, C., and Pinchard, T. (2017). Design of a Piano Key Weir aeration network. Labyrinth and Piano Key Weirs III: Proceedings of the 3rd International Workshop on Labyrinth and Piano Key Weirs (PKW 2017), February 22- 24,2017, Qui Nhon, Vietnam, CRC Press. [Crossref], [Google Scholar]
Vermeulen, J., Laugier, F., Faramond, L., and Gille, C. (2011). “Lessons learnt from design and construction of EDF first Piano Key Weirs”. Labyrinth and Piano Key weirs-PKW 2011, 215–224. [Crossref], [Google Scholar]

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Fig. 8 Distribution of solidification properties on the yz cross section at the maximum width of the melt pool.(a) thermal gradient G, (b) solidification velocity vT, (c) cooling rate G×vT, and (d) morphology factor G/vT. These profiles are calculated with a laser power 300 W and velocity 400 mm/s using (a1 through d1) analytical Rosenthal simulation and (a2 through d2) high-fidelity CFD simulation. The laser is moving out of the page from the upper left corner of each color map (Color figure online)

Quantifying Equiaxed vs Epitaxial Solidification in Laser Melting of CMSX-4 Single Crystal Superalloy

CMSX -4 단결정 초합금의 레이저 용융에서 등축 응고와 에피택셜 응고 정량화

본 논문은 독자의 편의를 위해 기계번역된 내용이어서 자세한 내용은 원문을 참고하시기 바랍니다.

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Runbo Jiang, Zhongshu Ren, Joseph Aroh, Amir Mostafaei, Benjamin Gould, Tao Sun & Anthony D. Rollett

Abstract

에피택셜 과 등축 응고 사이의 경쟁은 적층 제조에서 실행되는 레이저 용융 동안 CMSX-4 단결정 초합금에서 조사되었습니다. 단일 트랙 레이저 스캔은 레이저 출력과 스캐닝 속도의 여러 조합으로 방향성 응고된 CMSX-4 합금의 분말 없는 표면에서 수행되었습니다. EBSD(Electron Backscattered Diffraction) 매핑은 새로운 방향의 식별을 용이하게 합니다. 영역 분율 및 공간 분포와 함께 융합 영역 내에서 핵을 형성한 “스트레이 그레인”은 충실도가 높은 전산 유체 역학 시뮬레이션을 사용하여 용융 풀 내의 온도 및 유체 속도 필드를 모두 추정했습니다. 이 정보를 핵 생성 모델과 결합하여 용융 풀에서 핵 생성이 발생할 확률이 가장 높은 위치를 결정했습니다. 금속 적층 가공의 일반적인 경험에 따라 레이저 용융 트랙의 응고된 미세 구조는 에피택셜 입자 성장에 의해 지배됩니다. 더 높은 레이저 스캐닝 속도와 더 낮은 출력이 일반적으로 흩어진 입자 감소에 도움이 되지만,그럼에도 불구하고 길쭉한 용융 풀에서 흩어진 입자가 분명했습니다.

The competition between epitaxial vs. equiaxed solidification has been investigated in CMSX-4 single crystal superalloy during laser melting as practiced in additive manufacturing. Single-track laser scans were performed on a powder-free surface of directionally solidified CMSX-4 alloy with several combinations of laser power and scanning velocity. Electron backscattered diffraction (EBSD) mapping facilitated identification of new orientations, i.e., “stray grains” that nucleated within the fusion zone along with their area fraction and spatial distribution. Using high-fidelity computational fluid dynamics simulations, both the temperature and fluid velocity fields within the melt pool were estimated. This information was combined with a nucleation model to determine locations where nucleation has the highest probability to occur in melt pools. In conformance with general experience in metals additive manufacturing, the as-solidified microstructure of the laser-melted tracks is dominated by epitaxial grain growth; nevertheless, stray grains were evident in elongated melt pools. It was found that, though a higher laser scanning velocity and lower power are generally helpful in the reduction of stray grains, the combination of a stable keyhole and minimal fluid velocity further mitigates stray grains in laser single tracks.

Introduction

니켈 기반 초합금은 고온에서 긴 노출 시간 동안 높은 인장 강도, 낮은 산화 및 우수한 크리프 저항성을 포함하는 우수한 특성의 고유한 조합으로 인해 가스 터빈 엔진 응용 분야에서 광범위하게 사용됩니다. CMSX-4는 특히 장기 크리프 거동과 관련하여 초고강도의 2세대 레늄 함유 니켈 기반 단결정 초합금입니다. ^{[ 1 , 2 ]}입계의 존재가 크리프를 가속화한다는 인식은 가스 터빈 엔진의 고온 단계를 위한 단결정 블레이드를 개발하게 하여 작동 온도를 높이고 효율을 높이는 데 기여했습니다. 이러한 구성 요소는 사용 중 마모될 수 있습니다. 즉, 구성 요소의 무결성을 복원하고 단결정 미세 구조를 유지하는 수리 방법을 개발하기 위한 지속적인 작업이 있었습니다. ^{[ 3 , 4 , 5 ]}

적층 제조(AM)가 등장하기 전에는 다양한 용접 공정을 통해 단결정 초합금에 대한 수리 시도가 수행되었습니다. ^{균열 [ 6 , 7 ]} 및 흩어진 입자 ^{[ 8 , 9 ]} 와 같은 심각한 결함 이 이 수리 중에 자주 발생합니다. 일반적으로 “스트레이 그레인”이라고 하는 응고 중 모재의 방향과 다른 결정학적 방향을 가진 새로운 그레인의 형성은 니켈 기반 단결정 초합금의 수리 중 유해한 영향으로 인해 중요한 관심 대상입니다. ^{[ 3 , 10 ]}결과적으로 재료의 단결정 구조가 손실되고 원래 구성 요소에 비해 기계적 특성이 손상됩니다. 이러한 흩어진 입자는 특정 조건에서 에피택셜 성장을 대체하는 등축 응고의 시작에 해당합니다.

떠돌이 결정립 형성을 완화하기 위해 이전 작업은 용융 영역(FZ) 내에서 응고하는 동안 떠돌이 결정립 형성에 영향을 미치는 수지상 응고 거동 및 처리 조건을 이해하는 데 중점을 두었습니다. ^{[ 11 , 12 , 13 , 14 ]} 연구원들은 단결정 합금의 용접 중에 표류 결정립 형성에 대한 몇 가지 가능한 메커니즘을 제안했습니다. ^{[ 12 , 13 , 14 , 15 ]}응고 전단에 앞서 국부적인 구성 과냉각은 이질적인 핵 생성 및 등축 결정립의 성장을 유발할 수 있습니다. 또한 용융 풀에서 활발한 유체 흐름으로 인해 발생하는 덴드라이트 조각화는 용융 풀 경계 근처에서 새로운 결정립을 형성할 수도 있습니다. 두 메커니즘 모두에서, 표류 결정립 형성은 핵 생성 위치에 의존하며, 차이점은 수상 돌기 조각화는 수상 돌기 조각이 핵 생성 위치로 작용한다는 것을 의미하는 반면 다른 메커니즘은 재료, 예 를 들어 산화물 입자에서 발견되는 다른 유형의 핵 생성 위치를 사용한다는 것을 의미합니다. 잘 알려진 바와 같이, 많은 주물에 대한 반대 접근법은 TiB와 같은 핵제의 도입을 통해 등축 응고를 촉진하는 것입니다.22알루미늄 합금에서.

헌법적 과냉 메커니즘에서 Hunt ^[ 11 ] 는 정상 상태 조건에서 기둥에서 등축으로의 전이(CET)를 설명하는 모델을 개발했습니다. Gaumann과 Kurz는 Hunt의 모델을 수정하여 단결정이 응고되는 동안 떠돌이 결정립이 핵을 생성하고 성장할 수 있는 정도를 설명했습니다. ^{[ 12 , 14 ]} 이후 연구에서 Vitek은 Gaumann의 모델을 개선하고 출력 및 스캐닝 속도와 같은 용접 조건의 영향에 대한 보다 자세한 분석을 포함했습니다. Vitek은 또한 실험 및 모델링 기술을 통해 표류 입자 형성에 대한 기판 방향의 영향을 포함했습니다. ^{[ 3 , 10 ]}일반적으로 높은 용접 속도와 낮은 출력은 표류 입자의 양을 최소화하고 레이저 용접 공정 중 에피택셜 단결정 성장을 최대화하는 것으로 나타났습니다. ^{[ 3,10 ] 그러나 Vitek은 덴드라이트 조각화를 고려하지 않았으며 그의 연구는 불균질 핵형성이 레이저 용접된 CMSX} -4 단결정 합금에서 표류 결정립 형성을 이끄는 주요 메커니즘임을 나타냅니다. 현재 작업에서 Vitek의 수치적 방법이 채택되고 금속 AM의 급속한 특성의 더 높은 속도와 더 낮은 전력 특성으로 확장됩니다.

AM을 통한 금속 부품 제조 는 지난 10년 동안 급격한 인기 증가를 목격했습니다. ^[ 16 ] EBM(Electron Beam Melting)에 의한 CMSX-4의 제작 가능성은 자주 조사되었으나 ^{[ 17 , 18 , 19 , 20 , 21 ]} CMSX의 제조 및 수리에 대한 조사는 매우 제한적이었다. – 4개의 단결정 구성요소는 레이저 분말 베드 융합(LPBF)을 사용하며, AM의 인기 있는 하위 집합으로, 특히 표류 입자 형성을 완화하는 메커니즘과 관련이 있습니다. ^[ 22 ]이러한 조사 부족은 주로 이러한 합금 시스템과 관련된 처리 문제로 인해 발생합니다. ^{[ 2 , 19 , 22 , 23 , 24 ]} 공정 매개변수( 예: 열원 전력, 스캐닝 속도, 스폿 크기, 예열 온도 및 스캔 전략)의 엄격한 제어는 완전히 조밀한 부품을 만들고 유지 관리할 수 있도록 하는 데 필수적입니다. 단결정 미세구조. ^[ 25 ] EBM을 사용하여 단결정 합금의 균열 없는 수리가 현재 가능하지만 ^{[ 19 , 24 ]} 표류 입자를 생성하지 않는 수리는 쉽게 달성할 수 없습니다.^{[ 23 , 26 ]}

이 작업에서 LPBF를 대표하는 조건으로 레이저 용융을 사용하여 단결정 CMSX-4에서 표류 입자 완화를 조사했습니다. LPBF는 스캐닝 레이저 빔을 사용하여 금속 분말의 얇은 층을 기판에 녹이고 융합합니다. ^층별 증착에서 레이저 빔의 사용은 급격한 온도 구배, 빠른 가열/냉각 주기 및 격렬한 유체 흐름을 경험하는 용융 풀을 생성 ^합니다^.이것은 일반적으로 부품에 결함을 일으킬 수 있는 매우 동적인 물리적 현상으로 이어집니다. ^{[ 28 , 29 , 30 ]} 레이저 유도 키홀의 동역학( 예:, 기화 유발 반동 압력으로 인한 위상 함몰) 및 열유체 흐름은 AM 공정에서 응고 결함과 강하게 결합되고 관련됩니다. ^{[ 31 , 32 , 33 , 34 ]} 기하 구조의 급격한 변화가 발생하기 쉬운 불안정한 키홀은 다공성, 볼링, 스패터 형성 및 흔하지 않은 미세 구조 상을 포함하는 유해한 물리적 결함을 유발할 수 있습니다. 그러나 키홀 진화와 유체 흐름은 자연적으로 다음을 통해 포착 ^하기^어렵습니다 ^.전통적인 사후 특성화 기술. 고충실도 수치 모델링을 활용하기 위해 이 연구에서는 전산유체역학(CFD)을 적용하여 표면 아래의 레이저-물질 상호 작용을 명확히 했습니다. ^[ 36 ] 이것은 응고된 용융물 풀의 단면에 대한 오랫동안 확립된 사후 특성화와 비교하여 키홀 및 용융물 풀 유체 흐름 정량화를 실행합니다.

CMSX-4 구성 요소의 레이저 기반 AM 수리 및 제조를 위한 적절한 절차를 개발하기 위해 적절한 공정 창을 설정하고 응고 중 표류 입자 형성 경향에 대한 예측 기능을 개발하는 것부터 시작합니다. 다중 합금에 대한 단일 트랙 증착은 분말 층이 있거나 없는 AM 공정에서 용융 풀 형상 및 미세 구조의 정확한 분석을 제공하는 것으로 나타났습니다. ^{[ 37 , 38 , 39 ]}따라서 본 연구에서는 CMSX-4의 응고 거동을 알아보기 위해 분말을 사용하지 않는 단일 트랙 레이저 스캔 실험을 사용하였다. 이는 CMSX-4 단결정의 LPBF 제조를 위한 예비 실험 지침을 제공합니다. 또한 응고 모델링은 기존 용접에서 LPBF와 관련된 급속 용접으로 확장되어 표류 입자 감소를 위한 최적의 레이저 용융 조건을 식별했습니다. 가공 매개변수 최적화를 위한 추가 지침을 제공하기 위해 용융물 풀의 매우 동적인 유체 흐름을 모델링했습니다.

재료 및 방법

단일 트랙 실험

방전 가공(EDM)을 사용하여 CMSX-4 방향성 응고 단결정 잉곳으로부터 샘플을 제작했습니다. 샘플의 최종 기하학은 치수 20의 직육면체 형태였습니다.××20××6mm. 6개 중 하나⟨ 001 ⟩⟨001⟩잉곳의 결정학적 방향은 레이저 트랙이 이 바람직한 성장 방향을 따라 스캔되도록 절단 표면에 수직으로 위치했습니다. 단일 레이저 용융 트랙은 EOS M290 기계를 사용하여 분말이 없는 샘플 표면에 만들어졌습니다. 이 기계는 최대 출력 400W, 가우시안 빔 직경 100의 이터븀 파이버 레이저가 장착된 LPBF 시스템입니다. μμ초점에서 m. 실험 중에 직사각형 샘플을 LPBF 기계용 맞춤형 샘플 홀더의 포켓에 끼워 표면을 동일한 높이로 유지했습니다. 이 맞춤형 샘플 홀더에 대한 자세한 내용은 다른 곳에서 설명합니다. ^실험 은 아르곤 퍼지 분위기에서 수행되었으며 예열은 적용되지 ^{않았습니다}^.단일 트랙 레이저 용융 실험은 다양한 레이저 출력(200~370W)과 스캔 속도(0.4~1.4m/s)에서 수행되었습니다.

성격 묘사

레이저 스캐닝 후, 레이저 빔 스캐닝 방향에 수직인 평면에서 FZ를 통해 다이아몬드 톱을 사용하여 샘플을 절단했습니다. 그 후, 샘플을 장착하고 220 그릿 SiC 페이퍼로 시작하여 콜로이드 실리카 현탁액 광택제로 마무리하여 자동 연마했습니다. 결정학적 특성화는 20kV의 가속 전압에서 TESCAN MIRA 3XMH 전계 방출 주사 전자 현미경(SEM)에서 수행되었습니다. EBSD 지도는0.4μm _0.4μ미디엄단계 크기. Bruker 시스템을 사용하여 EBSD 데이터를 정리하고 분석했습니다. EBSD 클린업은 그레인을 접촉시키기 위한 그레인 확장 루틴으로 시작한 다음 인덱스되지 않은 회절 패턴과 관련된 검은색 픽셀을 해결하기 위해 이웃 방향 클린업 루틴으로 이어졌습니다. 용융 풀 형태를 분석하기 위해 단면을 광학 현미경으로 분석했습니다. 광학 특성화의 대비를 향상시키기 위해 10g CuSO로 구성된 Marbles 시약의 변형으로 샘플을 에칭했습니다.44, 50mL HCl 및 70mL H22영형.

응고 모델링

구조적 과냉 기준에 기반한 응고 모델링을 수행하여 표유 입자의 성향 및 분포에 대한 가공 매개변수의 영향을 평가했습니다. 이 분석 모델링 접근 방식에 대한 자세한 내용은 이전 작업에서 제공됩니다. ^{[ 3 , 10 ] 참고문헌}3 에 기술된 바와 같이 , 기본 재료의 결정학적 배향을 가진 용융 풀에서 총 표유 입자 면적 분율의 변화는 최소이므로 기본 재료 배향의 영향은 이 작업에서 고려되지 않았습니다. 우리의 LPBF 결과를 이전 작업과 비교하기 위해 Vitek의 작업에서 사용된 수학적으로 간단한 Rosenthal 방정식 ^[ 3 ]또한 레이저 매개변수의 함수로 용융 풀의 모양과 FZ의 열 조건을 계산하기 위한 기준으로 여기에서 채택되었습니다. Rosenthal 솔루션은 열이 일정한 재료 특성을 가진 반무한 판의 정상 상태 점원을 통해서만 전도를 통해 전달된다고 가정하며 일반적으로 다음과 같이 표현 됩니다 ^{[ 40 , 41 ]} .

티=티0+η피2 파이케이엑스2+와이2+지2———-√경험치[- 브이(엑스2+와이2+지2———-√− 엑스 )2α _] ,티=티0+η피2파이케이엑스2+와이2+지2경험치⁡[-V(엑스2+와이2+지2-엑스)2α],(1)

여기서 T 는 온도,티0티0본 연구에서 313K( 즉 , EOS 기계 챔버 온도)로 설정된 주변 온도, P 는 레이저 빔 파워, V 는 레이저 빔 스캐닝 속도,ηη는 레이저 흡수율, k 는 열전도율,αα베이스 합금의 열확산율입니다. x , y , z 는 각각 레이저 스캐닝 방향, 가로 방향 및 세로 방향의 반대 방향과 정렬된 방향입니다 . 이 직교 좌표는 참조 3 의 그림 1에 있는 시스템을 따랐습니다 . CMSX-4에 대한 고상선 온도(1603K)와 액상선 온도(1669K)의 등온선 평균으로 응고 프런트( 즉 , 고체-액체 계면)를 정의했습니다. ^{[ 42 , 43 , 44 ]} 시뮬레이션에 사용된 열물리적 특성은 표 I 에 나열되어 있습니다.표 I CMSX-4의 응고 모델링에 사용된 열물리적 특성

풀 사이즈 테이블

열 구배는 외부 열 흐름에 의해 결정되었습니다.∇ 티∇티^[ 45 ] 에 의해 주어진 바와 같이 :

지 = | ∇ 티| =∣∣∣∂티∂엑스나^^+∂티∂와이제이^^+∂티∂지케이^^∣∣∣=(∂티∂엑스)2+(∂티∂와이)2+(∂티∂지)2————————√,G=|∇티|=|∂티∂엑스나^^+∂티∂와이제이^^+∂티∂지케이^^|=(∂티∂엑스)2+(∂티∂와이)2+(∂티∂지)2,(2)

어디나^^나^^,제이^^제이^^, 그리고케이^^케이^^는 각각 x , y 및 z 방향 을 따른 단위 벡터 입니다. 응고 등온선 속도,V티V티는 다음 관계에 의해 레이저 빔 스캐닝 속도 V 와 기하학적으로 관련됩니다.

V티= V코사인θ =V∂티∂엑스(∂티∂엑스)2+(∂티∂와이)2+(∂티∂지)2——————-√,V티=V코사인⁡θ=V∂티∂엑스(∂티∂엑스)2+(∂티∂와이)2+(∂티∂지)2,(삼)

어디θθ는 스캔 방향과 응고 전면의 법선 방향( 즉 , 최대 열 흐름 방향) 사이의 각도입니다. 이 연구의 용접 조건과 같은 제한된 성장에서 수지상 응고 전면은 고체-액체 등온선의 속도로 성장하도록 강제됩니다.V티V티. ^[ 46 ]

응고 전선이 진행되기 전에 새로 핵 생성된 입자의 국지적 비율ΦΦ, 액체 온도 구배 G 에 의해 결정 , 응고 선단 속도V티V티및 핵 밀도N0N0. 고정된 임계 과냉각에서 모든 입자가 핵형성된다고 가정함으로써△티N△티N, 등축 결정립의 반경은 결정립이 핵 생성을 시작하는 시점부터 주상 전선이 결정립에 도달하는 시간까지의 성장 속도를 통합하여 얻습니다. 과냉각으로 대체 시간d (ΔT_) / dt = – _V티G디(△티)/디티=-V티G, 열 구배 G 사이의 다음 관계 , 등축 입자의 국부적 부피 분율ΦΦ, 수상 돌기 팁 과냉각ΔT _△티, 핵 밀도N0N0, 재료 매개변수 n 및 핵생성 과냉각△티N△티N, Gäumann 외 여러분 에 의해 파생되었습니다 . ^{[ 12 , 14 ]} Hunt의 모델 ^[ 11 ] 의 수정에 기반함 :

지 =1엔 + 1- 4π _N03 인치( 1 − Φ )———√삼ΔT _( 1 -△티엔 + 1N△티엔 + 1) .G=1N+1-4파이N0삼인⁡(1-Φ)삼△티(1-△티NN+1△티N+1).(4)

계산을 단순화하기 위해 덴드라이트 팁 과냉각을 전적으로 구성 과냉각의 것으로 추정합니다.△티씨△티씨, 멱법칙 형식으로 근사화할 수 있습니다.△티씨= ( _V티)1 / 엔△티씨=(ㅏV티)1/N, 여기서 a 와 n 은 재료 종속 상수입니다. CMSX-4의 경우 이 값은a = 1.25 ×106ㅏ=1.25×106 s K ^3.4m− 1-1,엔 = 3.4N=3.4, 그리고N0= 2 ×1015N0=2×1015미디엄− 3,-삼,참고문헌 3 에 의해 보고된 바와 같이 .△티N△티N2.5K이며 보다 큰 냉각 속도에서 응고에 대해 무시할 수 있습니다.106106 K/s. 에 대한 표현ΦΦ위의 방정식을 재배열하여 해결됩니다.

Φ= 1 -이자형에스\ 여기서\ S=- 4π _N0삼(1( 엔 + 1 ) (GN/ 아V티)1 / 엔)삼=−2.356×1019(vTG3.4)33.4.Φ=1−eS\ where\ S=−4πN03(1(n+1)(Gn/avT)1/n)3=−2.356×1019(vTG3.4)33.4.

(5)

As proposed by Hunt,^[11] a value of Φ≤0.66Φ≤0.66 pct represents fully columnar epitaxial growth condition, and, conversely, a value of Φ≥49Φ≥49 pct indicates that the initial single crystal microstructure is fully replaced by an equiaxed microstructure. To calculate the overall stray grain area fraction, we followed Vitek’s method by dividing the FZ into roughly 19 to 28 discrete parts (depending on the length of the melt pool) of equal length from the point of maximum width to the end of melt pool along the x direction. The values of G and vTvT were determined at the center on the melt pool boundary of each section and these values were used to represent the entire section. The area-weighted average of ΦΦ over these discrete sections along the length of melt pool is designated as Φ¯¯¯¯Φ¯, and is given by:

Φ¯¯¯¯=∑kAkΦk∑kAk,Φ¯=∑kAkΦk∑kAk,

(6)

where k is the index for each subsection, and AkAk and ΦkΦk are the areas and ΦΦ values for each subsection. The summation is taken over all the sections along the melt pool. Vitek’s improved model allows the calculation of stray grain area fraction by considering the melt pool geometry and variations of G and vTvT around the tail end of the pool.

수년에 걸쳐 용융 풀 현상 모델링의 정확도를 개선하기 위해 많은 고급 수치 방법이 개발되었습니다. 우리는 FLOW-3D와 함께 고충실도 CFD를 사용했습니다. FLOW-3D는 여러 물리 모델을 통합하는 상용 FVM(Finite Volume Method)입니다. ^{[ 47 , 48 ]} CFD는 유체 운동과 열 전달을 수치적으로 시뮬레이션하며 여기서 사용된 기본 물리 모델은 레이저 및 표면력 모델이었습니다. 레이저 모델에서는 레이 트레이싱 기법을 통해 다중 반사와 프레넬 흡수를 구현합니다. ^[ 36 ]먼저, 레이저 빔은 레이저 빔에 의해 조명되는 각 그리드 셀을 기준으로 여러 개의 광선으로 이산화됩니다. 그런 다음 각 입사 광선에 대해 입사 벡터가 입사 위치에서 금속 표면의 법선 벡터와 정렬될 때 에너지의 일부가 금속에 의해 흡수됩니다. 흡수율은 Fresnel 방정식을 사용하여 추정됩니다. ^나머지^{에너지는 반사광선 에 의해 유지되며}^, 반사광선은 재료 표면에 부딪히면 새로운 입사광선으로 처리됩니다. 두 가지 주요 힘이 액체 금속 표면에 작용하여 자유 표면을 변형시킵니다. 금속의 증발에 의해 생성된 반동 압력은 증기 억제를 일으키는 주요 힘입니다. 본 연구에서 사용된 반동 압력 모델은피아르 자형= 특급 _{ B ( 1- _티V/ 티) }피아르 자형=ㅏ경험치⁡{비(1-티V/티)}, 어디피아르 자형피아르 자형는 반동압력, A 와 B 는 재료의 물성에 관련된 계수로 각각 75와 15이다.티V티V는 포화 온도이고 T 는 키홀 벽의 온도입니다. 표면 흐름 및 키홀 형성의 다른 원동력은 표면 장력입니다. 표면 장력 계수는 Marangoni 흐름을 포함하기 위해 온도의 선형 함수로 추정되며,σ =1.79-9.90⋅10− 4( 티− 1654케이 )σ=1.79-9.90⋅10-4(티-1654년케이)엔엠− 1-1. ^[ 49 ] 계산 영역은 베어 플레이트의 절반입니다(2300 μμ미디엄××250 μμ미디엄××500 μμm) xz 평면 에 적용된 대칭 경계 조건 . 메쉬 크기는 8입니다. μμm이고 시간 단계는 0.15입니다. μμs는 계산 효율성과 정확성 간의 균형을 제공합니다.

결과 및 논의

용융 풀 형태

이 작업에 사용된 5개의 레이저 파워( P )와 6개의 스캐닝 속도( V )는 서로 다른 29개의 용융 풀을 생성했습니다.피- 브이피-V조합. P 와 V 값이 가장 높은 것은 그림 1 을 기준으로 과도한 볼링과 관련이 있기 때문에 본 연구에서는 분석하지 않았다 .

단일 트랙 용융 풀은 그림 1 과 같이 형상에 따라 네 가지 유형으로 분류할 수 있습니다 ^[ 39 ] : (1) 전도 모드(파란색 상자), (2) 키홀 모드(빨간색), (3) 전환 모드(마젠타), (4) 볼링 모드(녹색). 높은 레이저 출력과 낮은 스캐닝 속도의 일반적인 조합인 키홀 모드에서 용융물 풀은 일반적으로 너비/깊이( W / D ) 비율이 0.5보다 훨씬 큰 깊고 가느다란 모양을 나타냅니다 . 스캐닝 속도가 증가함에 따라 용융 풀이 얕아져 W / D 가 약 0.5인 반원형 전도 모드 용융 풀을 나타냅니다. W / D _전환 모드 용융 풀의 경우 1에서 0.5 사이입니다. 스캐닝 속도를 1200 및 1400mm/s로 더 높이면 충분히 큰 캡 높이와 볼링 모드 용융 풀의 특징인 과도한 언더컷이 발생할 수 있습니다.

힘과 속도의 함수로서의 용융 풀 깊이와 너비는 각각 그림 2 (a)와 (b)에 표시되어 있습니다. 용융 풀 폭은 기판 표면에서 측정되었습니다. 그림 2 (a)는 깊이가 레이저 출력과 매우 선형적인 관계를 따른다는 것을 보여줍니다. 속도가 증가함에 따라 깊이 대 파워 곡선의 기울기는 꾸준히 감소하지만 더 높은 속도 곡선에는 약간의 겹침이 있습니다. 이러한 예상치 못한 중첩은 종종 용융 풀 형태의 동적 변화를 유발하는 유체 흐름의 영향과 레이저 스캔당 하나의 이미지만 추출되었다는 사실 때문일 수 있습니다. 이러한 선형 동작은 그림 2 (b) 의 너비에 대해 명확하지 않습니다 . 그림 2(c)는 선형 에너지 밀도 P / V 의 함수로서 용융 깊이와 폭을 보여줍니다 . 선형 에너지 밀도는 퇴적물의 단위 길이당 에너지 투입량을 측정한 것입니다. ^[ 50 ] 용융 풀 깊이는 에너지 밀도에 따라 달라지며 너비는 더 많은 분산을 나타냅니다. 동일한 에너지 밀도가 준공 부품의 용융 풀, 미세 구조 또는 속성에서 반드시 동일한 유체 역학을 초래하지는 않는다는 점에 유의하는 것이 중요합니다. ^[ 50 ]

레이저 흡수율 평가

레이저 흡수율은 LPBF 조건에서 재료 및 가공 매개변수에 따라 크게 달라진다는 것은 잘 알려져 있습니다. ^{[ 31 , 51 , 52 ]} 적분구를 이용한 전통적인 흡수율의 직접 측정은 일반적으로 높은 비용과 구현의 어려움으로 인해 쉽게 접근할 수 없습니다. ^[ 51 ] 그 외 . ^[ 39 ] 전도 모드 용융 풀에 대한 Rosenthal 방정식을 기반으로 경험적 레이저 흡수율 모델을 개발했지만 기본 가정으로 인해 키홀 용융 풀에 대한 정확한 예측을 제공하지 못했습니다. ^[ 40 ] 최근 간외 . ^[ 53 ] Ti–6Al–4V에 대한 30개의 고충실도 다중 물리 시뮬레이션 사례를 사용하여 레이저 흡수에 대한 스케일링 법칙을 확인했습니다. 그러나 연구 중인 특정 재료에 대한 최소 흡수(평평한 용융 표면의 흡수율)에 대한 지식이 필요하며 이는 CMSX-4에 대해 알려지지 않았습니다. 다양한 키홀 모양의 용융 풀에 대한 레이저 흡수의 정확한 추정치를 얻기가 어렵기 때문에 상한 및 하한 흡수율로 분석 시뮬레이션을 실행하기로 결정했습니다. 깊은 키홀 모양의 용융 풀의 경우 대부분의 빛을 가두는 키홀 내 다중 반사로 인해 레이저 흡수율이 0.8만큼 높을 수 있습니다. 이것은 기하학적 현상이며 기본 재료에 민감하지 않습니다. ^{[ 51, 52 , 54 ]} 따라서 본 연구에서는 흡수율의 상한을 0.8로 설정하였다. 참고 문헌 51 에 나타낸 바와 같이 , 전도 용융 풀에 해당하는 최저 흡수율은 약 0.3이었으며, 이는 이 연구에서 합리적인 하한 값입니다. 따라서 레이저 흡수율이 스트레이 그레인 형성에 미치는 영향을 보여주기 위해 흡수율 값을 0.55 ± 0.25로 설정했습니다. Vitek의 작업에서는 1.0의 고정 흡수율 값이 사용되었습니다. ^[ 3 ]

퓨전 존 미세구조

그림 3 은 200~300W 및 600~300W 및 600~300W 범위의 레이저 출력 및 속도로 9가지 다른 처리 매개변수에 의해 생성된 CMSX-4 레이저 트랙의 yz 단면 에서 취한 EBSD 역극점도와 해당 역극점도를 보여 줍니다. 각각 1400mm/s. EBSD 맵에서 여러 기능을 쉽게 관찰할 수 있습니다. 스트레이 그레인은 EBSD 맵에서 그 방향에 해당하는 다른 RGB 색상으로 나타나고 그레인 경계를 묘사하기 위해 5도의 잘못된 방향이 사용되었습니다. 여기, 그림 3 에서 스트레이 그레인은 대부분 용융 풀의 상단 중심선에 집중되어 있으며, 이는 용접된 단결정 CMSX-4의 이전 보고서와 일치합니다. ^[ 10 ]역 극점도에서, 점 근처에 집중된 클러스터⟨ 001 ⟩⟨001⟩융합 경계에서 유사한 방향을 유지하는 단결정 기반 및 에피택셜로 응고된 덴드라이트를 나타냅니다. 그러나 흩어진 곡물은 식별할 수 있는 질감이 없는 흩어져 있는 점으로 나타납니다. 단결정 기본 재료의 결정학적 방향은 주로⟨ 001 ⟩⟨001⟩비록 샘플을 절단하는 동안 식별할 수 없는 기울기 각도로 인해 또는 단결정 성장 과정에서 약간의 잘못된 방향이 있었기 때문에 약간의 편차가 있지만. 용융 풀 내부의 응고된 수상 돌기의 기본 방향은 다시 한 번⟨ 001 ⟩⟨001⟩주상 결정립 구조와 유사한 에피택셜 성장의 결과. 그림 3 과 같이 용융 풀에서 수상돌기의 성장 방향은 하단의 수직 방향에서 상단의 수평 방향으로 변경되었습니다 . 이 전이는 주로 온도 구배 방향의 변화로 인한 것입니다. 두 번째 전환은 CET입니다. FZ의 상단 중심선 주변에서 다양한 방향의 흩어진 입자가 관찰되며, 여기서 안쪽으로 성장하는 수상돌기가 서로 충돌하여 용융 풀에서 응고되는 마지막 위치가 됩니다.

더 깊은 키홀 모양을 특징으로 하는 샘플에서 용융 풀의 경계 근처에 침전된 흩어진 입자가 분명합니다. 이러한 새로운 입자는 나중에 모델링 섹션에서 논의되는 수상돌기 조각화 메커니즘에 의해 잠재적으로 발생합니다. 결정립이 강한 열 구배에서 핵을 생성하고 성장한 결과, 대부분의 흩어진 결정립은 모든 방향에서 동일한 크기를 갖기보다는 장축이 열 구배 방향과 정렬된 길쭉한 모양을 갖습니다. 그림 3 의 전도 모드 용융 풀 흩어진 입자가 없는 것으로 입증되는 더 나은 단결정 품질을 나타냅니다. 상대적으로 낮은 출력과 높은 속도의 스캐닝 레이저에 의해 생성된 이러한 더 얕은 용융 풀에서 최소한의 결정립 핵형성이 발생한다는 것은 명백합니다. 더 큰 면적 분율을 가진 스트레이 그레인은 고출력 및 저속으로 생성된 깊은 용융 풀에서 더 자주 관찰됩니다. 국부 응고 조건에 대한 동력 및 속도의 영향은 후속 모델링 섹션에서 조사할 것입니다.

응고 모델링

서론에서 언급한 바와 같이 연구자들은 단결정 용접 중에 표류 결정립 형성의 가능한 메커니즘을 평가했습니다. ^{[ 12 , 13 , 14 , 15 , 55 ]}논의된 가장 인기 있는 두 가지 메커니즘은 (1) 응고 전단에 앞서 구성적 과냉각에 의해 도움을 받는 이종 핵형성 및 (2) 용융물 풀의 유체 흐름으로 인한 덴드라이트 조각화입니다. 첫 번째 메커니즘은 광범위하게 연구되었습니다. 이원 합금을 예로 들면, 고체는 액체만큼 많은 용질을 수용할 수 없으므로 응고 중에 용질을 액체로 거부합니다. 결과적으로, 성장하는 수상돌기 앞에서 용질 분할은 실제 온도가 국부 평형 액상선보다 낮은 과냉각 액체를 생성합니다. 충분히 광범위한 체질적으로 과냉각된 구역의 존재는 새로운 결정립의 핵형성 및 성장을 촉진합니다. ^[ 56 ]전체 과냉각은 응고 전면에서의 구성, 동역학 및 곡률 과냉각을 포함한 여러 기여의 합입니다. 일반적인 가정은 동역학 및 곡률 과냉각이 합금에 대한 용질 과냉각의 더 큰 기여와 관련하여 무시될 수 있다는 것입니다. ^[ 57 ]

서로 다른 기본 메커니즘을 더 잘 이해하려면피- 브이피-V조건에서 응고 모델링이 수행됩니다. 첫 번째 목적은 스트레이 그레인의 전체 범위를 평가하는 것입니다(Φ¯¯¯¯Φ¯) 처리 매개 변수의 함수로 국부적 표류 입자 비율의 변화를 조사하기 위해 (ΦΦ) 용융 풀의 위치 함수로. 두 번째 목적은 금속 AM의 빠른 응고 동안 응고 미세 구조와 표류 입자 형성 메커니즘 사이의 관계를 이해하는 것입니다.

그림 4 는 해석적으로 시뮬레이션된 표류 입자 비율을 보여줍니다.Φ¯¯¯¯Φ¯세 가지 레이저 흡수율 값에서 다양한 레이저 스캐닝 속도 및 레이저 출력에 대해. 결과는 스트레이 그레인 면적 비율이 흡수된 에너지에 민감하다는 것을 보여줍니다. 흡수율을 0.30에서 0.80으로 증가시키면Φ¯¯¯¯Φ¯약 3배이며, 이 효과는 저속 및 고출력 영역에서 더욱 두드러집니다. 다른 모든 조건이 같다면, 흡수된 전력의 큰 영향은 평균 열 구배 크기의 일반적인 감소와 용융 풀 내 평균 응고율의 증가에 기인합니다. 스캐닝 속도가 증가하고 전력이 감소함에 따라 평균 스트레이 그레인 비율이 감소합니다. 이러한 일반적인 경향은 Vitek의 작업에서 채택된 그림 5 의 파란색 영역에서 시뮬레이션된 용접 결과와 일치합니다 . ^[ 3 ] 더 큰 과냉각 구역( 즉, 지 /V티G/V티영역)은 용접 풀의 표유 입자의 면적 비율이 분홍색 영역에 해당하는 LPBF 조건의 면적 비율보다 훨씬 더 크다는 것을 의미합니다. 그럼에도 불구하고 두 데이터 세트의 일반적인 경향은 유사합니다. 즉 , 레이저 출력이 감소하고 레이저 속도가 증가함에 따라 표류 입자의 비율이 감소합니다. 또한 그림 5 에서 스캐닝 속도가 LPBF 영역으로 증가함에 따라 표유 입자 면적 분율에 대한 레이저 매개변수의 변화 효과가 감소한다는 것을 추론할 수 있습니다. 그림 6 (a)는 그림 3 의 EBSD 분석에서 나온 실험적 표류 결정립 면적 분율 과 그림 4 의 해석 시뮬레이션 결과를 비교합니다.. 열쇠 구멍 모양의 FZ에서 정확한 값이 다르지만 추세는 시뮬레이션과 실험 데이터 모두에서 일관되었습니다. 키홀 모양의 용융 풀, 특히 전력이 300W인 2개는 분석 시뮬레이션 예측보다 훨씬 더 많은 양의 흩어진 입자를 가지고 있습니다. Rosenthal 방정식은 일반적으로 열 전달이 순전히 전도에 의해 좌우된다는 가정으로 인해 열쇠 구멍 체제의 열 흐름을 적절하게 반영하지 못하기 때문에 이러한 불일치가 실제로 예상됩니다. ^{[ 39 , 40 ]} 그것은 또한 그림 4 의 발견 , 즉 키홀 모드 동안 흡수된 전력의 증가가 표류 입자 형성에 더 이상적인 조건을 초래한다는 것을 검증합니다. 그림 6 (b)는 실험을 비교Φ¯¯¯¯Φ¯수치 CFD 시뮬레이션Φ¯¯¯¯Φ¯. CFD 모델이 약간 초과 예측하지만Φ¯¯¯¯Φ¯전체적으로피- 브이피-V조건에서 열쇠 구멍 조건에서의 예측은 분석 모델보다 정확합니다. 전도 모드 용융 풀의 경우 실험 값이 분석 시뮬레이션 값과 더 가깝게 정렬됩니다.

모의 온도 구배 G 분포 및 응고율 검사V티V티분석 모델링의 쌍은 그림 7 (a)의 CMSX-4 미세 구조 선택 맵에 표시됩니다. 제공지 /V티G/V티( 즉 , 형태 인자)는 형태를 제어하고지 ×V티G×V티( 즉 , 냉각 속도)는 응고된 미세 구조의 규모를 제어하고 , ^{[ 58 , 59 ]}지 -V티G-V티플롯은 전통적인 제조 공정과 AM 공정 모두에서 미세 구조 제어를 지원합니다. 이 플롯의 몇 가지 분명한 특징은 등축, 주상, 평면 전면 및 이러한 경계 근처의 전이 영역을 구분하는 경계입니다. 그림 7 (a)는 몇 가지 선택된 분석 열 시뮬레이션에 대한 미세 구조 선택 맵을 나타내는 반면 그림 7 (b)는 수치 열 모델의 결과와 동일한 맵을 보여줍니다. 등축 미세구조의 형성은 낮은 G 이상 에서 명확하게 선호됩니다.V티V티정황. 이 플롯에서 각 곡선의 평면 전면에 가장 가까운 지점은 용융 풀의 최대 너비 위치에 해당하는 반면 등축 영역에 가까운 지점의 끝은 용융 풀의 후면 꼬리에 해당합니다. 그림 7 (a)에서 대부분의지 -V티G-V티응고 전면의 쌍은 원주형 영역에 속하고 점차 CET 영역으로 위쪽으로 이동하지만 용융 풀의 꼬리는 다음에 따라 완전히 등축 영역에 도달하거나 도달하지 않을 수 있습니다.피- 브이피-V조합. 그림 7 (a) 의 곡선 중 어느 것도 평면 전면 영역을 통과하지 않지만 더 높은 전력의 경우에 가까워집니다. 저속 레이저 용융 공정을 사용하는 이전 작업에서는 곡선이 평면 영역을 통과할 수 있습니다. 레이저 속도가 증가함에 따라 용융 풀 꼬리는 여전히 CET 영역에 있지만 완전히 등축 영역에서 멀어집니다. CET 영역으로 떨어지는 섹션의 수도 감소합니다.Φ¯¯¯¯Φ¯응고된 물질에서.

그만큼지 -V티G-V티CFD 모델을 사용하여 시뮬레이션된 응고 전면의 쌍이 그림 7 (b)에 나와 있습니다. 세 방향 모두에서 각 점 사이의 일정한 간격으로 미리 정의된 좌표에서 수행된 해석 시뮬레이션과 달리, 고충실도 CFD 모델의 출력은 불규칙한 사면체 좌표계에 있었고 G 를 추출하기 전에 일반 3D 그리드에 선형 보간되었습니다. 그리고V티V티그런 다음 미세 구조 선택 맵에 플롯됩니다. 일반적인 경향은 그림 7 (a)의 것과 일치하지만 이 방법으로 모델링된 매우 동적인 유체 흐름으로 인해 결과에 더 많은 분산이 있었습니다. 그만큼지 -V티G-V티분석 열 모델의 쌍 경로는 더 연속적인 반면 수치 시뮬레이션의 경로는 용융 풀 꼬리 모양의 차이를 나타내는 날카로운 굴곡이 있습니다(이는 G 및V티V티) 두 모델에 의해 시뮬레이션됩니다.

유체 흐름을 통합한 응고 모델링

수치 CFD 모델을 사용하여 유동 입자 형성 정도에 대한 유체 흐름의 영향을 이해하고 시뮬레이션 결과를 분석 Rosenthal 솔루션과 비교했습니다. 그림 8 은 응고 매개변수 G 의 분포를 보여줍니다.V티V티,지 /V티G/V티, 그리고지 ×V티G×V티yz 단면에서 x 는 FLOW-3D에서 (a1–d1) 분석 열 모델링 및 (a2–d2) FVM 방법을 사용하여 시뮬레이션된 용융 풀의 최대 폭입니다. 그림 8 의 값은 응고 전선이 특정 위치에 도달할 때 정확한 값일 수도 있고 아닐 수도 있지만 일반적인 추세를 반영한다는 의미의 임시 가상 값입니다. 이 프로파일은 출력 300W 및 속도 400mm/s의 레이저 빔에서 시뮬레이션됩니다. 용융 풀 경계는 흰색 곡선으로 표시됩니다. (a2–d2)의 CFD 시뮬레이션 용융 풀 깊이는 342입니다. μμm, 측정 깊이 352와 잘 일치 μμ일치하는 길쭉한 열쇠 구멍 모양과 함께 그림 1 에 표시된 실험 FZ의 m . 그러나 분석 모델은 반원 모양의 용융 풀을 출력하고 용융 풀 깊이는 264에 불과합니다. μμ열쇠 구멍의 경우 현실과는 거리가 멀다. CFD 시뮬레이션 결과에서 열 구배는 레이저 반사 증가와 불안정한 액체-증기 상호 작용이 발생하는 증기 함몰의 동적 부분 근처에 있기 때문에 FZ 하단에서 더 높습니다. 대조적으로 해석 결과의 열 구배 크기는 경계를 따라 균일합니다. 두 시뮬레이션 결과 모두 그림 8 (a1) 및 (a2) 에서 응고가 용융 풀의 상단 중심선을 향해 진행됨에 따라 열 구배가 점차 감소합니다 . 응고율은 그림 8 과 같이 경계 근처에서 거의 0입니다. (b1) 및 (b2). 이는 경계 영역이 응고되기 시작할 때 국부 응고 전면의 법선 방향이 레이저 스캐닝 방향에 수직이기 때문입니다. 이것은 드라이브θ → π/ 2θ→파이/2그리고V티→ 0V티→0식에서 [ 3 ]. 대조적으로 용융 풀의 상단 중심선 근처 영역에서 응고 전면의 법선 방향은 레이저 스캐닝 방향과 잘 정렬되어 있습니다.θ → 0θ→0그리고V티→ 브이V티→V, 빔 스캐닝 속도. G 와 _V티V티값이 얻어지면 냉각 속도지 ×V티G×V티및 형태 인자지 /V티G/V티계산할 수 있습니다. 그림 8 (c2)는 용융 풀 바닥 근처의 온도 구배가 매우 높고 상단에서 더 빠른 성장 속도로 인해 냉각 속도가 용융 풀의 바닥 및 상단 중심선 근처에서 더 높다는 것을 보여줍니다. 지역. 그러나 이러한 추세는 그림 8 (c1)에 캡처되지 않았습니다. 그림 8 의 형태 요인 (d1) 및 (d2)는 중심선에 접근함에 따라 눈에 띄게 감소합니다. 경계에서 큰 값은 열 구배를 거의 0인 성장 속도로 나누기 때문에 발생합니다. 이 높은 형태 인자는 주상 미세구조 형성 가능성이 높음을 시사하는 반면, 중앙 영역의 값이 낮을수록 등축 미세구조의 가능성이 더 크다는 것을 나타냅니다. Tanet al. 또한 키홀 모양의 용접 풀 ^[ 59 ] 에서 이러한 응고 매개변수의 분포 를 비슷한 일반적인 경향으로 보여주었습니다. 그림 3 에서 볼 수 있듯이 용융 풀의 상단 중심선에 있는 흩어진 입자는 낮은 특징을 나타내는 영역과 일치합니다.지 /V티G/V티그림 8 (d1) 및 (d2)의 값. 시뮬레이션과 실험 간의 이러한 일치는 용융 풀의 상단 중심선에 축적된 흩어진 입자의 핵 생성 및 성장이 등온선 속도의 증가와 온도 구배의 감소에 의해 촉진됨을 보여줍니다.

그림 9 는 유체 속도 및 국부적 핵형성 성향을 보여줍니다.ΦΦ300W의 일정한 레이저 출력과 400, 800 및 1200mm/s의 세 가지 다른 레이저 속도에 의해 생성된 3D 용융 풀 전체에 걸쳐. 그림 9 (d)~(f)는 로컬ΦΦ해당 3D 보기에서 밝은 회색 평면으로 표시된 특정 yz 단면의 분포. 이 yz 섹션은 가장 높기 때문에 선택되었습니다.Φ¯¯¯¯Φ¯용융 풀 내의 값은 각각 23.40, 11.85 및 2.45pct입니다. 이들은 그림 3 의 실험 데이터와 비교하기에 적절하지 않을 수 있는 액체 용융 풀의 과도 값이며Φ¯¯¯¯Φ¯그림 6 의 값은 이 값이 고체-액체 계면에 가깝지 않고 용융 풀의 중간에서 취해졌기 때문입니다. 온도가 훨씬 낮아서 핵이 생존하고 성장할 수 있기 때문에 핵 형성은 용융 풀의 중간이 아닌 고체-액체 계면에 더 가깝게 발생할 가능성이 있습니다.

그림 3 (a), (d), (g), (h)에서 위쪽 중심선에서 멀리 떨어져 있는 흩어진 결정립이 있었습니다. 그들은 훨씬 더 높은 열 구배와 더 낮은 응고 속도 필드에 위치하기 때문에 과냉각 이론은 이러한 영역에서 표류 입자의 형성에 대한 만족스러운 설명이 아닙니다. 이것은 떠돌이 결정립의 형성을 야기할 수 있는 두 번째 메커니즘, 즉 수상돌기의 팁을 가로지르는 유체 흐름에 의해 유발되는 수상돌기 조각화를 고려하도록 동기를 부여합니다. 유체 흐름이 열 구배를 따라 속도 성분을 갖고 고체-액체 계면 속도보다 클 때, 주상 수상돌기의 국지적 재용융은 용질이 풍부한 액체가 흐물흐물한 구역의 깊은 곳에서 액상선 등온선까지 이동함으로써 발생할 수 있습니다. . ^[ 55] 분리된 수상돌기는 대류에 의해 열린 액체로 운반될 수 있습니다. 풀이 과냉각 상태이기 때문에 이러한 파편은 고온 조건에서 충분히 오래 생존하여 길 잃은 입자의 핵 생성 사이트로 작용할 수 있습니다. 결과적으로 수상 돌기 조각화 과정은 활성 핵의 수를 효과적으로 증가시킬 수 있습니다.N0N0) 용융 풀 ^{[ 15 , 60 , 61 ]} 에서 생성된 미세 구조에서 표류 입자의 면적을 증가시킵니다.

그림 9 (a) 및 (b)에서 반동 압력은 용융 유체를 아래쪽으로 흐르게 하여 결과 흐름을 지배합니다. 유체 속도의 역방향 요소는 V = 400 및 800mm/s에 대해 각각 최대값 1.0 및 1.6m/s로 더 느려집니다 . 그림 9 (c)에서 레이저 속도가 더 증가함에 따라 증기 침하가 더 얕고 넓어지고 반동 압력이 더 고르게 분포되어 증기 침강에서 주변 영역으로 유체를 밀어냅니다. 역류는 최대값 3.5m/s로 더 빨라집니다. 용융 풀의 최대 너비에서 yz 단면 의 키홀 아래 평균 유체 속도는 그림에 표시된 경우에 대해 0.46, 0.45 및 1.44m/s입니다.9 (a), (b) 및 (c). 키홀 깊이의 변동은 각 경우의 최대 깊이와 최소 깊이의 차이로 정의되는 크기로 정량화됩니다. 240 범위의 강한 증기 내림 변동 μμm은 그림 9 (a)의 V = 400mm/s 경우에서 발견 되지만 이 변동은 그림 9 (c)에서 16의 범위로 크게 감소합니다.μμ미디엄. V = 400mm/s인 경우 의 유체장과 높은 변동 범위는 이전 키홀 동역학 시뮬레이션과 일치합니다. ^[ 34 ]

따라서 V = 400mm/s 키홀 케이스의 무질서한 변동 흐름이 용융 풀 경계를 따라 응고된 주상 수상돌기에서 분리된 조각을 구동할 가능성이 있습니다. V = 1200mm/s의 경우 강한 역류 는 그림 3 에서 관찰되지 않았지만 동일한 효과를 가질 수 있습니다. . 덴드라이트 조각화에 대한 유체 유동장의 영향에 대한 이 경험적 설명은 용융 풀 경계 근처에 떠돌이 입자의 존재에 대한 그럴듯한 설명을 제공합니다. 분명히 하기 위해, 우리는 이 가설을 검증하기 위해 이 현상에 대한 직접적인 실험적 관찰을 하지 않았습니다. 이 작업에서 표유 입자 면적 분율을 계산할 때 단순화를 위해 핵 생성 모델링에 일정한 핵 생성 수 밀도가 적용되었습니다. 이는 그림 9 의 표류 입자 영역 비율 이 수지상정 조각화가 발생하는 경우 이러한 높은 유체 흐름 용융 풀에서 발생할 수 있는 것, 즉 강화된 핵 생성 밀도를 반영하지 않는다는 것을 의미합니다.

위의 이유로 핵 형성에 대한 수상 돌기 조각화의 영향을 아직 배제할 수 없습니다. ^{그러나 단편화 이론은 용접 문헌 [ 62 ]} 에서 검증될 만큼 충분히 개발되지 않았 으므로 부차적인 중요성만 고려된다는 점에 유의해야 합니다. 1200mm/s를 초과하는 레이저 스캐닝 속도는 최소한의 표류 결정립 면적 분율을 가지고 있음에도 불구하고 분명한 볼링을 나타내기 때문에 단결정 수리 및 AM 처리에 적합하지 않습니다. 따라서 낮은 P 및 높은 V 에 의해 생성된 응고 전면 근처에서 키홀 변동이 최소화되고 유체 속도가 완만해진 용융 풀이 생성된다는 결론을 내릴 수 있습니다., 처리 창의 극한은 아니지만 흩어진 입자를 나타낼 가능성이 가장 적습니다.

마지막으로 단일 레이저 트랙의 응고 거동을 조사하면 에피택셜 성장 동안 표류 입자 형성을 더 잘 이해할 수 있다는 점에 주목하는 것이 중요합니다. 우리의 현재 결과는 최적의 레이저 매개변수에 대한 일반적인 지침을 제공하여 최소 스트레이 그레인을 달성하고 단결정 구조를 유지합니다. 이 가이드라인은 250W 정도의 전력과 600~800mm/s의 스캔 속도로 최소 흩어진 입자에 적합한 공정 창을 제공합니다. 각 처리 매개변수를 신중하게 선택하면 과거에 스테인리스강에 대한 거의 단결정 미세 구조를 인쇄하는 데 성공했으며 이는 CMSX-4 AM 빌드에 대한 가능성을 보여줍니다. ^[ 63 ]신뢰성을 보장하기 위해 AM 수리 프로세스를 시작하기 전에 보다 엄격한 실험 테스트 및 시뮬레이션이 여전히 필요합니다. 둘 이상의 레이저 트랙 사이의 상호 작용도 고려해야 합니다. 또한 레이저, CMSX-4 분말 및 벌크 재료 간의 상호 작용이 중요하며, 수리 중에 여러 층의 CMSX-4 재료를 축적해야 하는 경우 다른 스캔 전략의 효과도 중요한 역할을 할 수 있습니다. 분말이 포함된 경우 Lopez-Galilea 등 의 연구에서 제안한 바와 같이 분말이 주로 완전히 녹지 않았을 때 추가 핵 생성 사이트를 도입하기 때문에 단순히 레이저 분말과 속도를 조작하여 흩어진 입자 형성을 완화하기 어려울 수 있습니다 . ^[ 22 ]결과적으로 CMSX-4 단결정을 수리하기 위한 레이저 AM의 가능성을 다루기 위해서는 기판 재료, 레이저 출력, 속도, 해치 간격 및 층 두께의 조합을 모두 고려해야 하며 향후 연구에서 다루어야 합니다. CFD 모델링은 2개 이상의 레이저 트랙 사이의 상호작용과 열장에 미치는 영향을 통합할 수 있으며, 이는 AM 빌드 시나리오 동안 핵 생성 조건으로 단일 비드 연구의 지식 격차를 해소할 것입니다.

결론

LPBF 제조의 특징적인 조건 하에서 CMSX-4 단결정 의 에피택셜(기둥형) 대 등축 응고 사이의 경쟁을 실험적 및 이론적으로 모두 조사했습니다. 이 연구는 고전적인 응고 개념을 도입하여 빠른 레이저 용융의 미세 구조 특징을 설명하고 응고 조건과 표유 결정 성향을 예측하기 위해 해석적 및 수치적 고충실도 CFD 열 모델 간의 비교를 설명했습니다. 본 연구로부터 다음과 같은 주요 결론을 도출할 수 있다.

단일 레이저 트랙의 레이저 가공 조건은 용융 풀 형상, 레이저 흡수율, 유체 흐름 및 키홀 요동, 입자 구조 및 표류 입자 형성 민감성에 강한 영향을 미치는 것으로 밝혀졌습니다.
레이저 용접을 위해 개발된 이론적인 표유 결정립 핵형성 분석이 레이저 용융 AM 조건으로 확장되었습니다. 분석 모델링 결과와 단일 레이저 트랙의 미세구조 특성화를 비교하면 예측이 전도 및 볼링 조건에서 실험적 관찰과 잘 일치하는 반면 키홀 조건에서는 예측이 약간 과소하다는 것을 알 수 있습니다. 이러한 불일치는 레이저 트랙의 대표성이 없는 섹션이나 유체 속도 필드의 변화로 인해 발생할 수 있습니다. CFD 모델에서 추출한 열장에 동일한 표유 입자 계산 파이프라인을 적용하면 연구된 모든 사례에서 과대평가가 발생하지만 분석 모델보다 연장된 용융 풀의 실험 데이터와 더 정확하게 일치합니다.
이 연구에서 두 가지 표류 결정립 형성 메커니즘인 불균일 핵형성 및 수상돌기 조각화가 평가되었습니다. 우리의 결과는 불균일 핵형성이 용융 풀의 상단 중심선에서 새로운 결정립의 형성으로 이어지는 주요 메커니즘임을 시사합니다.지 /V티G/V티정권.
용융 풀 경계 근처의 흩어진 입자는 깊은 키홀 모양의 용융 풀에서 독점적으로 관찰되며, 이는 강한 유체 흐름으로 인한 수상 돌기 조각화의 영향이 이러한 유형의 용융 풀에서 고려하기에 충분히 강력할 수 있음을 시사합니다.
일반적으로 더 높은 레이저 스캐닝 속도와 더 낮은 전력 외에도 안정적인 키홀과 최소 유체 속도는 또한 흩어진 입자 형성을 완화하고 레이저 단일 트랙에서 에피택셜 성장을 보존합니다.

References

R.C. Reed: The Superalloys: Fundamentals and Applications, Cambridge University Press, Cambridge, 2006, pp.17–20.Book Google Scholar
A. Basak, R. Acharya, and S. Das: Metall. Mater. Trans. A, 2016, vol. 47A, pp. 3845–59.Article Google Scholar
J. Vitek: Acta Mater., 2005, vol. 53, pp. 53–67.Article CAS Google Scholar
R. Vilar and A. Almeida: J. Laser Appl., 2015, vol. 27, p. S17004.Article Google Scholar
T. Kalfhaus, M. Schneider, B. Ruttert, D. Sebold, T. Hammerschmidt, J. Frenzel, R. Drautz, W. Theisen, G. Eggeler, O. Guillon, and R. Vassen: Mater. Des., 2019, vol. 168, p. 107656.Article CAS Google Scholar
S.S. Babu, S.A. David, J.W. Park, and J.M. Vitek: Sci. Technol. Weld. Join., 2004, vol. 9, pp. 1–12.Article CAS Google Scholar
L. Felberbaum, K. Voisey, M. Gäumann, B. Viguier, and A. Mortensen: Mater. Sci. Eng. A, 2001, vol. 299, pp. 152–56.Article Google Scholar
S. Mokadem, C. Bezençon, J.M. Drezet, A. Jacot, J.D. Wagnière, and W. Kurz: TMS Annual Meeting, 2004, pp. 67–76.
J.M. Vitek: ASM Proc. Int. Conf. Trends Weld. Res., vol. 2005, pp. 773–79.
J.M. Vitek, S. Babu, and S. David: Process Optimization for Welding Single-Crystal Nickel-Bbased Superalloys. https://technicalreports.ornl.gov/cppr/y2001/pres/120424.pdf
J.D. Hunt: Mater. Sci. Eng., 1984, vol. 65, pp. 75–83.Article CAS Google Scholar
M. Gäumann, R. Trivedi, and W. Kurz: Mater. Sci. Eng. A, 1997, vol. 226–228, pp. 763–69.Article Google Scholar
M. Gäumann, S. Henry, F. Cléton, J.D. Wagnière, and W. Kurz: Mater. Sci. Eng. A, 1999, vol. 271, pp. 232–41.Article Google Scholar
M. Gäumann, C. Bezençon, P. Canalis, and W. Kurz: Acta Mater., 2001, vol. 49, pp. 1051–62.Article Google Scholar
J.M. Vitek, S.A. David, and S.S. Babu: Welding and Weld Repair of Single Crystal Gas Turbine Alloys. https://www.researchgate.net/profile/Stan-David/publication/238692931_WELDING_AND_WELD_REPAIR_OF_SINGLE_CRYSTAL_GAS_TURBINE_ALLOYS/links/00b4953204ab35bbad000000/WELDING-AND-WELD-REPAIR-OF-SINGLE-CRYSTAL-GAS-TURBINE-ALLOYS.pdf
B. Kianian: Wohlers Report 2017: 3D Printing and Additive Manufacturing State of the Industry, Annual Worldwide Progress Report, Wohlers Associates, Inc., Fort Collins, 2017.Google Scholar
M. Ramsperger, L. Mújica Roncery, I. Lopez-Galilea, R.F. Singer, W. Theisen, and C. Körner: Adv. Eng. Mater., 2015, vol. 17, pp. 1486–93.Article CAS Google Scholar
A.B. Parsa, M. Ramsperger, A. Kostka, C. Somsen, C. Körner, and G. Eggeler: Metals, 2016, vol. 6, pp. 258-1–17.Article Google Scholar
C. Körner, M. Ramsperger, C. Meid, D. Bürger, P. Wollgramm, M. Bartsch, and G. Eggeler: Metall. Mater. Trans. A, 2018, vol. 49A, pp. 3781–92.Article Google Scholar
D. Bürger, A. Parsa, M. Ramsperger, C. Körner, and G. Eggeler: Mater. Sci. Eng. A, 2019, vol. 762, p. 138098,Article Google Scholar
J. Pistor and C. Körner: Sci. Rep., 2021, vol. 11, p. 24482.Article CAS Google Scholar
I. Lopez-Galilea, B. Ruttert, J. He, T. Hammerschmidt, R. Drautz, B. Gault, and W. Theisen: Addit. Manuf., 2019, vol. 30, p. 100874.CAS Google Scholar
N. Lu, Z. Lei, K. Hu, X. Yu, P. Li, J. Bi, S. Wu, and Y. Chen: Addit. Manuf., 2020, vol. 34, p. 101228.CAS Google Scholar
K. Chen, R. Huang, Y. Li, S. Lin, W. Zhu, N. Tamura, J. Li, Z.W. Shan, and E. Ma: Adv. Mater., 2020, vol. 32, pp. 1–8.Google Scholar
W.J. Sames, F.A. List, S. Pannala, R.R. Dehoff, and S.S. Babu: Int. Mater. Rev., 2016, vol. 61, pp. 315–60.Article Google Scholar
A. Basak, R. Acharya, and S. Das: Addit. Manuf., 2018, vol. 22, pp. 665–71.CAS Google Scholar
R. Jiang, A. Mostafaei, J. Pauza, C. Kantzos, and A.D. Rollett: Mater. Sci. Eng. A, 2019. https://doi.org/10.1016/J.MSEA.2019.03.103.Article Google Scholar
R. Cunningham, C. Zhao, N. Parab, C. Kantzos, J. Pauza, K. Fezzaa, T. Sun, and A.D. Rollett: Science, 2019, vol. 363, pp. 849–52.Article CAS Google Scholar
B. Fotovvati, S.F. Wayne, G. Lewis, and E. Asadi: Adv. Mater. Sci. Eng., 2018, vol. 2018, p. 4920718.Article Google Scholar
P.-J. Chiang, R. Jiang, R. Cunningham, N. Parab, C. Zhao, K. Fezzaa, T. Sun, and A.D. Rollett: in Advanced Real Time Imaging II, pp. 77–85.
J. Ye, S.A. Khairallah, A.M. Rubenchik, M.F. Crumb, G. Guss, J. Belak, and M.J. Matthews: Adv. Eng. Mater., 2019, vol. 21, pp. 1–9.Article Google Scholar
C. Zhao, Q. Guo, X. Li, N. Parab, K. Fezzaa, W. Tan, L. Chen, and T. Sun: Phys. Rev. X, 2019, vol. 9, p. 021052.CAS Google Scholar
S.A. Khairallah, A.T. Anderson, A. Rubenchik, and W.E. King: Acta Mater., 2016, vol. 108, pp. 36–45.Article CAS Google Scholar
N. Kouraytem, X. Li, R. Cunningham, C. Zhao, N. Parab, T. Sun, A.D. Rollett, A.D. Spear, and W. Tan: Appl. Phys. Rev., 2019, vol. 11, p. 064054.Article CAS Google Scholar
T. DebRoy, H. Wei, J. Zuback, T. Mukherjee, J. Elmer, J. Milewski, A. Beese, A. Wilson-Heid, A. De, and W. Zhang: Prog. Mater. Sci., 2018, vol. 92, pp. 112–224.Article CAS Google Scholar
J.H. Cho and S.J. Na: J. Phys. D, 2006, vol. 39, pp. 5372–78.Article CAS Google Scholar
I. Yadroitsev, A. Gusarov, I. Yadroitsava, and I. Smurov: J. Mater. Process. Technol., 2010, vol. 210, pp. 1624–31.Article CAS Google Scholar
S. Ghosh, L. Ma, L.E. Levine, R.E. Ricker, M.R. Stoudt, J.C. Heigel, and J.E. Guyer: JOM, 2018, vol. 70, pp. 1011–16.Article CAS Google Scholar
Y. He, C. Montgomery, J. Beuth, and B. Webler: Mater. Des., 2019, vol. 183, p. 108126.Article CAS Google Scholar
D. Rosenthal: Weld. J., 1941, vol. 20, pp. 220–34.Google Scholar
M. Tang, P.C. Pistorius, and J.L. Beuth: Addit. Manuf., 2017, vol. 14, pp. 39–48.CAS Google Scholar
R.E. Aune, L. Battezzati, R. Brooks, I. Egry, H.J. Fecht, J.P. Garandet, M. Hayashi, K.C. Mills, A. Passerone, P.N. Quested, E. Ricci, F. Schmidt-Hohagen, S. Seetharaman, B. Vinet, and R.K. Wunderlich: Proc. Int.Symp. Superalloys Var. Deriv., 2005, pp. 467–76.
B.C. Wilson, J.A. Hickman, and G.E. Fuchs: JOM, 2003, vol. 55, pp. 35–40.Article CAS Google Scholar
J.J. Valencia and P.N. Quested: ASM Handb., 2008, vol. 15, pp. 468–81.Google Scholar
H.L. Wei, J. Mazumder, and T. DebRoy: Sci. Rep., 2015, vol. 5, pp. 1–7.Google Scholar
N. Raghavan, R. Dehoff, S. Pannala, S. Simunovic, M. Kirka, J. Turner, N. Carlson, and S.S. Babu: Acta Mater., 2016, vol. 112, pp. 303–14.Article CAS Google Scholar
R. Lin, H. Wang, F. Lu, J. Solomon, and B.E. Carlson: Int. J. Heat Mass Transf., 2017, vol. 108, pp. 244–56.Article CAS Google Scholar
M. Bayat, A. Thanki, S. Mohanty, A. Witvrouw, S. Yang, J. Thorborg, N.S. Tiedje, and J.H. Hattel: Addit. Manuf., 2019, vol. 30, p. 100835.CAS Google Scholar
K. Higuchi, H.-J. Fecht, and R.K. Wunderlich: Adv. Eng. Mater., 2007, vol. 9, pp. 349–54.Article CAS Google Scholar
Q. Guo, C. Zhao, M. Qu, L. Xiong, L.I. Escano, S.M.H. Hojjatzadeh, N.D. Parab, K. Fezzaa, W. Everhart, T. Sun, and L. Chen: Addit. Manuf., 2019, vol. 28, pp. 600–09.Google Scholar
J. Trapp, A.M. Rubenchik, G. Guss, and M.J. Matthews: Appl. Mater. Today, 2017, vol. 9, pp. 341–49.Article Google Scholar
M. Schneider, L. Berthe, R. Fabbro, and M. Muller: J. Phys. D, 2008, vol. 41, p. 155502.Article Google Scholar
Z. Gan, O.L. Kafka, N. Parab, C. Zhao, L. Fang, O. Heinonen, T. Sun, and W.K. Liu: Nat. Commun., 2021, vol. 12, p. 2379.Article CAS Google Scholar
B.J. Simonds, E.J. Garboczi, T.A. Palmer, and P.A. Williams: Appl. Phys. Rev., 2020, vol. 13, p. 024057.Article CAS Google Scholar
J. Dantzig and M. Rappaz: Solidification, 2^nd ed., EPFL Press, Lausanne, 2016, pp. 483–532.Google Scholar
W. Tiller, K. Jackson, J. Rutter, and B. Chalmers: Acta Metall., 1953, vol. 1, pp. 428–37.Article CAS Google Scholar
D. Zhang, A. Prasad, M.J. Bermingham, C.J. Todaro, M.J. Benoit, M.N. Patel, D. Qiu, D.H. StJohn, M. Qian, and M.A. Easton: Metall. Mater. Trans. A, 2020, vol. 51A, pp. 4341–59.Article Google Scholar
F. Yan, W. Xiong, and E.J. Faierson: Materials, 2017, vol. 10, p. 1260.Article Google Scholar
W. Tan and Y.C. Shin: Comput. Mater. Sci., 2015, vol. 98, pp. 446–58.Article CAS Google Scholar
A. Hellawell, S. Liu, and S.Z. Lu: JOM, 1997, vol. 49, pp. 18–20.Article CAS Google Scholar
H. Ji: China Foundry, 2019, vol. 16, pp. 262–66.Article Google Scholar
J.M. Vitek, S.A. David, and L.A. Boatner: Sci. Technol. Weld. Join., 1997, vol. 2, pp. 109–18.Article CAS Google Scholar
X. Wang, J.A. Muñiz-Lerma, O. Sanchez-Mata, S.E. Atabay, M.A. Shandiz, and M. Brochu: Prog. Addit. Manuf., 2020, vol. 5, pp. 41–49.Article Google Scholar

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The failure propagation of weakly stable sediment: A reason for the formation of high-velocity turbidity currents in submarine canyons

약한 안정 퇴적물의 실패 전파: 해저 협곡에서 고속 탁도 흐름이 형성되는 이유

Yupeng Ren, Yi Zhang, Guohui Xu, Xingbei Xu, Houjie Wang & Zhiyuan Chen

Abstract

Abstract해저 협곡에서 탁도의 장거리 이동은 많은 양의 퇴적물을 심해 평원으로 운반할 수 있습니다. 이전 연구에서는 5.9~28.0m/s 범위의 다중 케이블 손상 이벤트에서 파생된 탁도 전류 속도와 0.15~7.2m/s 사이의 현장 관찰 결과에서 명백한 차이가 있음을 보여줍니다. 따라서 해저 환경의 탁한 유체가 해저 협곡을 고속으로 장거리로 흐를 수 있는지에 대한 질문이 남아 있습니다. 연구실 시험의 결합을 통해 해저협곡의 탁류의 고속 및 장거리 운동을 설명하기 위해 약안정 퇴적물 기반의 새로운 모델(약안정 퇴적물에 대한 파손 전파 모델 제안, 줄여서 WSS-PFP 모델)을 제안합니다. 및 수치 아날로그. 이 모델은 두 가지 메커니즘을 기반으로 합니다. 1) 원래 탁도류는 약하게 안정한 퇴적층의 불안정화를 촉발하고 연질 퇴적물의 불안정화 및 하류 방향으로의 이동을 촉진하고 2) 원래 탁도류가 협곡으로 이동할 때 형성되는 여기파가 불안정화로 이어진다. 하류 방향으로 약하게 안정한 퇴적물의 수송. 제안된 모델은 심해 퇴적, 오염 물질 이동 및 광 케이블 손상 연구를 위한 동적 프로세스 해석을 제공할 것입니다.

The long-distance movement of turbidity currents in submarine canyons can transport large amounts of sediment to deep-sea plains. Previous studies show obvious differences in the turbidity current velocities derived from the multiple cables damage events ranging from 5.9 to 28.0 m/s and those of field observations between 0.15 and 7.2 m/s. Therefore, questions remain regarding whether a turbid fluid in an undersea environment can flow through a submarine canyon for a long distance at a high speed. A new model based on weakly stable sediment is proposed (proposed failure propagation model for weakly stable sediments, WSS-PFP model for short) to explain the high-speed and long-range motion of turbidity currents in submarine canyons through the combination of laboratory tests and numerical analogs. The model is based on two mechanisms: 1) the original turbidity current triggers the destabilization of the weakly stable sediment bed and promotes the destabilization and transport of the soft sediment in the downstream direction and 2) the excitation wave that forms when the original turbidity current moves into the canyon leads to the destabilization and transport of the weakly stable sediment in the downstream direction. The proposed model will provide dynamic process interpretation for the study of deep-sea deposition, pollutant transport, and optical cable damage.

Keyword

turbidity current
excitation wave
dense basal layer
velocity
WSS-PFP model

References

Azpiroz-Zabala M, Cartigny M J B, Talling P J et al. 2017. Newly recognized turbidity current structure can explain prolonged flushing of submarine canyons. Science Advances, 3(10): e1700200, https://doi.org/10.1126/sciadv.1700200.Article Google Scholar
Bagnold R A. 1962. Auto-suspension of transported sediment; turbidity currents. Proceedings of the Royal Society A: Mathematical, Physical and Engineering Sciences, 265(1322): 315–319, https://doi.org/10.1098/rspa.1962.0012.Google Scholar
Carter L, Gavey R, Talling P J et al. 2014. Insights into submarine geohazards from breaks in subsea telecommunication cables. Oceanography, 27(2): 58–67, https://doi.org/10.5670/oceanog.2014.40.Article Google Scholar
Carter L, Milliman J D, Talling P J et al. 2012. Near-synchronous and delayed initiation of long run-out submarine sediment flows from a record-breaking river flood, offshore Taiwan. Geophysical Research Letters, 39(12): L12603, https://doi.org/10.1029/2012gl051172.Article Google Scholar
Cooper C, Wood J, Imran J et al. 2016. Designing for turbidity currents in the Congo Canyon. In: Offshore Technology Conference. OTC, Houston, TX. OTC-26919-MSp, https://doi.org/10.4043/26919-ms.Google Scholar
Dengler A T, Wilde P, Noda E K et al. 1984. Turbidity currents generated by Hurricane Iwa. Geo-Marine Letters, 4(1): 5–11, https://doi.org/10.1007/bf02237967.Article Google Scholar
Fang A M, Li J L, Hou Q L. 1998. Sedimentation of turbidity currents and relative gravity flows: a review. Geological Review, 44(3): 270–280, https://doi.org/10.16509/j.georeview.1998.03.009. (in Chinese with English abstract)Google Scholar
Felix M, Peakall J. 2006. Transformation of debris flows into turbidity currents: mechanisms inferred from laboratory experiments. Sedimentology, 53(1): 107–123, https://doi.org/10.1111/j.1365-3091.2005.00757.x.Article Google Scholar
Gavey R, Carter L, Liu J T et al. 2017. Frequent sediment density flows during 2006 to 2015, triggered by competing seismic and weather events: observations from subsea cable breaks off southern Taiwan. Marine Geology, 384: 147–158, https://doi.org/10.1016/j.margeo.2016.06.001.Article Google Scholar
Heerema C J, Talling P J, Cartigny M J et al. 2020. What determines the downstream evolution of turbidity currents?. Earth and Planetary Science Letters, 532: 116023, https://doi.org/10.1016/j.epsl.2019.116023.Article Google Scholar
Heezen B C, Ericson D B, Ewing M. 1954. Further evidence for a turbidity current following the 1929 Grand Banks earthquake. Deep Sea Research (1953), 1(4): 193–202, https://doi.org/10.1016/0146-6313(54)90001-5.Article Google Scholar
Heezen B C, Ewing M. 1955. Orleansville earthquake and turbidity currents. AAPG Bulletin, 39(12): 2505–2514, https://doi.org/10.1306/5ceae2e6-16bb-11d7-8645000102c1865d.Google Scholar
Heezen B C, Ewing W M. 1952. Turbidity currents and submarine slumps, and the 1929 Grand Banks earthquake. American Journal of Science, 250(12): 849–873, https://doi.org/10.2475/ajs.250.12.849.Article Google Scholar
Hsu S K, Kuo J, Lo C L et al. 2008. Turbidity currents, submarine landslides and the 2006 Pingtung earthquake off SW Taiwan. Terrestrial, Atmospheric and Oceanic Sciences, 19(6): 767–772, https://doi.org/10.3319/tao.2008.19.6.767(pt).Article Google Scholar
Krause D C, White W C, Piper D J W et al. 1970. Turbidity currents and cable breaks in the western New Britain Trench. GSA Bulletin, 81(7): 2153–2160, https://doi.org/10.1130/0016-7606(1970)81[2153:tcacbi]2.0.co;2.Article Google Scholar
Kuenen P H. 1952. Estimated size of the Grand Banks turbidity current. American Journal of Science, 250(12): 874–884, https://doi.org/10.2475/ajs.250.12.874.Article Google Scholar
Lambert A M, Kelts K R, Marshall N F. 1976. Measurements of density underflows from Walensee, Switzerland. Sedimentology, 23(1): 87–105, https://doi.org/10.1111/j.1365-3091.1976.tb00040.x.Article Google Scholar
Liu J T, Wang Y H, Yang R J et al. 2012. Cyclone-induced hyperpycnal turbidity currents in a submarine canyon. Journal of Geophysical Research, 117(C4): C04033, https://doi.org/10.1029/2011jc007630.Article Google Scholar
Maier K L, Gales J A, Paull C K et al. 2019. Linking direct measurements of turbidity currents to submarine canyon-floor deposits. Frontiers in Earth Science, 7: 144, https://doi.org/10.3389/feart.2019.00144.Article Google Scholar
Mulder T, Syvitski J P M, Migeon S et al. 2003. Marine hyperpycnal flows: initiation, behavior and related deposits. A review. Marine and Petroleum Geology, 20(6–8): 861–882, https://doi.org/10.1016/j.marpetgeo.2003.01.003.Article Google Scholar
Nie X, Luo W D, Zhou J. 2017. Depositional characteristics of the Penghu submarine canyon in the northeastern South China Sea. Marine Geology Frontiers, 33(8): 18–23, https://doi.org/10.16028/j.1009-2722.2017.08003. (in Chinese with English abstract)Google Scholar
Nilsen T H, Shew R D, Steffens G S et al. 2008. Atlas of Deep-Water Outcrops. AAPG, Tulsa, https://doi.org/10.1306/St561240.Book Google Scholar
Parker G, Fukushima Y, Pantin H M. 1986. Self-accelerating turbidity currents. Journal of Fluid Mechanics, 171: 145–181, https://doi.org/10.1017/s0022112086001404.Article Google Scholar
Parker G. 1982. Conditions for the ignition of catastrophically erosive turbidity currents. Marine Geology, 46(3–4): 307–327, https://doi.org/10.1016/0025-3227(82)90086-x.Article Google Scholar
Paull C K, Caress D W, Lundsten E et al. 2013. Anatomy of the La Jolla Submarine Canyon system; offshore southern California. Marine Geology, 335: 16–34, https://doi.org/10.1016/j.margeo.2012.10.003.Article Google Scholar
Paull C K, Caress D W, Ussler III B et al. 2011. High-resolution bathymetry of the axial channels within Monterey and Soquel submarine canyons, offshore central California. Geosphere, 7(5): 1077–1101, https://doi.org/10.1130/GES00636.1.Article Google Scholar
Paull C K, Talling P J, Maier K L et al. 2018. Powerful turbidity currents driven by dense basal layers. Nature Communications, 9(1): 4114, https://doi.org/10.1038/s41467-018-06254-6.Article Google Scholar
Piper D J W, Shor A N, Clarke J E H. 1988. The 1929 “Grand banks” earthquake, slump, and turbidity current. In: Clifton H E ed. Sedimentologic Consequences of Convulsive Geologic Events. Geological Society of America. p.77–92, https://doi.org/10.1130/SPE229-p77.
Sequeiros O E, Mosquera R, Pedocchi F. 2018. Internal structure of a self-accelerating turbidity current. Journal of Geophysical Research, 123(9): 6260–6276, https://doi.org/10.1029/2018jc014061.Article Google Scholar
Sequeiros O E, Naruse H, Endo N et al. 2009. Experimental study on self-accelerating turbidity currents. Journal of Geophysical Research, 114(C5): C05025, https://doi.org/10.1029/2008jc005149.Article Google Scholar
Shepard F P. 1954. High-velocity turbidity currents, a discussion. Proceedings of the Royal Society of Series A: Mathematical, Physical and Engineering Sciences, 222(1150): 323–326, https://doi.org/10.1098/rspa.1954.0072.Google Scholar
Stetson H C, Smith J F. 1938. Behavior of suspension currents and mud slides on the continental slope. American Journal of Science, s5–35(205): 1–13, https://doi.org/10.2475/ajs.s5-35.205.1.Article Google Scholar
Symons W Q, Sumner E J, Paull C K et al. 2017. A new model for turbidity current behavior based on integration of flow monitoring and precision coring in a submarine canyon. Geology, 45(4): 367–370, https://doi.org/10.1130/g38764.1.Article Google Scholar
Talling P J, Allin J, Armitage D A et al. 2015. Key future directions for research on turbidity currents and their deposits. Journal of Sedimentary Research, 85(2): 153–169, https://doi.org/10.2110/jsr.2015.03.Article Google Scholar
Wang Z W, Xu J P, Talling P J et al. 2020. Direct evidence of a high-concentration basal layer in a submarine turbidity current. Deep Sea Research Part I: Oceanographic Research Papers, 161: 103300, https://doi.org/10.1016/j.dsr.2020.103300.Article Google Scholar
Winterwerp J C. 2006. Stratification effects by fine suspended sediment at low, medium, and very high concentrations. Journal of Geophysical Research, 111(C5): C05012, https://doi.org/10.1029/2005jc003019.Article Google Scholar
Xu J P. 2014. Turbidity Current research in the past century: an overview. Periodical of Ocean University of China, 44(10): 98–105, https://doi.org/10.16441/j.cnki.hdxb.2014.10.014.Google Scholar
Zeng J J, Lowe D R, Prior D B et al. 1991. Flow properties of turbidity currents in Bute Inlet, British Columbia. Sedimentology, 38(6): 975–996, https://doi.org/10.1111/j.1365-3091.1991.tb00367.x.Article Google Scholar
Zhang X, Wang L, Krabbenhoft K et al. 2020. A case study and implication: particle finite element modelling of the 2010 Saint-Jude sensitive clay landslide. Landslides, 17(5): 1117–1127, https://doi.org/10.1007/s10346-019-01330-4.Article Google Scholar
Zhang Y W, Liu Z F, Zhao Y L et al. 2018. Long-term in situ observations on typhoon-triggered turbidity currents in the deep sea. Geology, 46(8): 675–678, https://doi.org/10.1130/g45178.1.Article Google Scholar
Zhou H G. 2020. Experimental study on flow ability and fixed sand bed shear force of turbid suspension.

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Acknowledgment

We thank Hanru WU from Ocean University of China for his help in thesis writing, and Hao TIAN and Chenxi WANG from Ocean University of China for their helps in the preparation of the experimental materials. Guohui XU is responsible for the development of the initial concept, processing of test data, and management of coauthor contributions to the paper; Yupeng REN for the experiment setup and drafting of the paper; Yi ZHANG and Xingbei XU for the simulation part of the experiment; Houjie WANG for writing guidance; Zhiyuan CHEN for the experiment setup.

Author information

Authors and Affiliations

Shandong Provincial Key Laboratory of Marine Environment and Geological Engineering, Qingdao, 266100, ChinaYupeng Ren, Yi Zhang, Guohui Xu, Xingbei Xu & Zhiyuan Chen
Shandong Provincial Key Laboratory of Marine Environment and Geological Engineering, Ocean University of China, Qingdao, 266100, ChinaYupeng Ren & Houjie Wang
Key Laboratory of Marine Environment and Ecology, Ocean University of China, Ministry of Education, Qingdao, 266100, ChinaYi Zhang, Guohui Xu, Xingbei Xu & Zhiyuan Chen

Corresponding author

Correspondence to Guohui Xu.

Additional information

Supported by the National Natural Science Foundation of China (Nos. 41976049, 41720104001) and the Taishan Scholar Project of Shandong Province (No. TS20190913), and the Fundamental Research Funds for the Central Universities (No. 202061028)

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The datasets generated and/or analyzed during the current study are available from the corresponding author upon reasonable request.

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Ren, Y., Zhang, Y., Xu, G. et al. The failure propagation of weakly stable sediment: A reason for the formation of high-velocity turbidity currents in submarine canyons. J. Ocean. Limnol. (2022). https://doi.org/10.1007/s00343-022-1285-0

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Flow Field in a Sloped Channel with Damaged and Undamaged Piers: Numerical and Experimental Studies

Ehsan Oveici, Omid Tayari & Navid Jalalkamali
KSCE Journal of Civil Engineering volume 25, pages4240–4251 (2021)Cite this article

Abstract

본 논문은 경사가 완만한 수로에서 손상되거나 손상되지 않은 교각 주변의 유동 패턴을 분석했습니다. 실험은 길이가 12m이고 기울기가 0.008인 직선 수로에서 수행되었습니다. Acoustic Doppler Velocimeter(ADV)를 이용하여 3차원 유속 데이터를 수집하였고, 그 결과를 PIV(Particle Image Velocimetry) 데이터와 분석하여 비교하였습니다.

다중 블록 옵션이 있는 취수구의 퇴적물 시뮬레이션(SSIIM)은 이 연구에서 흐름의 수치 시뮬레이션을 위해 통합되었습니다. 일반적으로 비교에서 얻은 결과는 수치 데이터와 실험 데이터 간의 적절한 일치를 나타냅니다. 결과는 모든 경우에 수로 입구에서 2m 거리에서 기복적 수압 점프가 발생했음을 보여주었습니다.

경사진 수로의 최대 베드 전단응력은 2개의 손상 및 손상되지 않은 교각을 설치하기 위한 수평 수로의 12배였습니다. 이와 같은 경사수로 교각의 위치에 따라 상류측 수위는 수평수로의 유사한 조건에 비해 72.5% 감소한 반면, 이 감소량은 경사면에서 다른 경우에 비해 8.3% 감소하였다. 채널 또한 두 교각이 있는 경우 최대 Froude 수는 수평 수로의 5.7배였습니다.

This paper analyzed the flow pattern around damaged and undamaged bridge piers in a channel with a mild slope. The experiments were carried out on a straight channel with a length of 12 meters and a slope of 0.008. Acoustic Doppler velocimeter (ADV) was employed to collect three-dimensional flow velocity data, and the results were analyzed and compared with particle image velocimetry (PIV) data. Sediment Simulation in Intakes with Multiblock option (SSIIM) was incorporated for the numerical simulation of the flow in this study. Generally, the results obtained from the comparisons referred to the appropriate agreement between the numerical and the experimental data. The results showed that an undular hydraulic jump occurred at a distance of two meters from the channel entrance in every case; the maximum bed shear stress in the sloped channel was 12 times that in a horizontal channel for installing two damaged and undamaged piers. With this position of the piers in the sloped channel, the upstream water level underwent a 72.5% reduction compared to similar conditions in a horizontal channel, while the amount of this water level decrease was equal to 8.3% compared to the other cases in a sloped channel. In addition, with the presence of both piers, the maximum Froude number was 5.7 times that in a horizontal channel.

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References

Adak TI (2018) Bathometer user guide. Adak Tajhiz Iranian, Tabriz, IranGoogle Scholar
Akbari M, Vaghefi M (2017) Experimental investigation on streamlines in a 180° sharp bend. Acta Scientiarum Technology 39:425–432, DOI: https://doi.org/10.4025/actascitechnol.v39i4.29032 Article Google Scholar
Akbari M, Vaghefi M, Chiew YM (2021) Effect of T-shaped spur dike length on mean flow characteristics along a 180-degree sharp bend. Journal of Hydrology and Hydromechanics 69(1):98–107, DOI: https://doi.org/10.2478/johh-2020-0045 Article Google Scholar
Alemi M, Maia R (2018) Numerical simulation of the flow and local scour process around single and complex bridge piers. International Journal of Civil Engineering 16:475–487, DOI: https://doi.org/10.1007/s40999-016-0137-8 Article Google Scholar
Alsaydalani MO (2020) Failure mechanism of a granular bed induced by a horizontal water jet using particle image velocimetry. KSCE Journal of Civil Engineering 24(6):1696–1705, DOI: https://doi.org/10.1007/s12205-020-0574-4 Article Google Scholar
Asadollahi M, Vaghefi M, Akbari M (2020) Effect of the position of perpendicular pier groups in a sharp bend on flow and scour patterns: Numerical simulation. Journal of the Brazilian Society of Mechanical Sciences and Engineering 42:422, DOI: https://doi.org/10.1007/s40430-020-02503-2 Article Google Scholar
Asadollahi M, Vaghefi M, Tabib Nazhad Motlagh MJ (2019) Experimental and numerical comparison of flow and scour patterns around a single and triple bridge piers located at a sharp 180 degrees bend. Scientia Iranica, DOI: https://doi.org/10.24200/sci.2019.5637.1391
Bozkus Z, Çesme M (2010) Reduction of scouring depth by using inclined piers. Canadian Journal of Civil Engineering 37:1621–1630, DOI: https://doi.org/10.1139/L10-099 Article Google Scholar
Bozkus Z, Özalp MC, Dinçer AE (2018) Effect of pier inclination angle on local scour depth around bridge pier groups. Arabian Journal for Science and Engineering 43:5413–5421, DOI: https://doi.org/10.1007/s13369-018-3141-2 Article Google Scholar
Breusers HNC, Raudkivi AJ (1991) Scouring, hydraulic structures design manual. IAHR, AA Balkema, Rotterdam, NetherlandsGoogle Scholar
Chavan R, Kumar B (2018) Prediction of scour depth and dune morphology around circular bridge piers in seepage affected alluvial channels. Environmental Fluid Mechanics 18:923–945, DOI: https://doi.org/10.1007/s10652-018-9574-z Article Google Scholar
Chiew YM, Melville BW (1986) Local scour around bridge piers. Journal of Hydraulic Research 25:15–26, DOI: https://doi.org/10.1080/00221688709499285 Article Google Scholar
Chiew YM, Melville BW (1996) Temporal development of local scour depth at bridge piers. Proceedings of North American Water and Environment Congress, ASCE, Anaheim, CA, USAGoogle Scholar
Das S, Das R, Mazumdar A (2015) Comparison of local scour characteristics around two eccentric piers of different shapes. Arabian Journal for Science and Engineering 41:1199–1213, DOI: https://doi.org/10.1007/s13369-015-1817-4 Article Google Scholar
Hurther D, Lemmin U (2001) A correction method for turbulence measurements with a 3D acoustic Doppler velocity profiler. Journal of Atmospheric and Oceanic Technology 18:446–458, DOI: https://doi.org/10.1175/1520-0426(2001)018<0446:ACMFTM>2.0.CO;2Article Google Scholar
Islam SU, Rahman H, Ying ZC, Saha SC (2016) Comparison of wake structures and force measurements behind three side-by-side cylinders. Journal of the Brazilian Society of Mechanical Sciences and Engineering 38:843–858, DOI: https://doi.org/10.1007/s40430-014-0297-x Article Google Scholar
Ismael A, Gunal M, Hussein H (2015) Effect of bridge pier position on scour reduction according to flow direction. Arabian Journal for Science and Engineering 40:1579–1590, DOI: https://doi.org/10.1007/s13369-015-1625-x Article Google Scholar
Kara S, Stoesser T, Sturm TW (2012) Turbulence statistics in compound channels with deep and shallow overbank flows. Journal of Hydraulic Research 50:482–493, DOI: https://doi.org/10.1080/00221686.2012.724194 Article Google Scholar
Karami H, Hosseinjanzadeh H, Hosseini K, Ardeshir A (2018) Scour and three-dimensional flow field measurement around short vertical-wall abutment protected by collar. KSCE Journal of Civil Engineering 22(1):141–152, DOI: https://doi.org/10.1007/s12205-017-0521-1 Article Google Scholar
Keshavarzi A, Shrestha CK, Melville B, Khabbaz H, Ranjbar-Zahedani M, Ball J (2018) Estimation of maximum scour depths at upstream of front and rear piers for two in-line circular columns. Environmental Fluid Mechanics 18:537–550, DOI: https://doi.org/10.1007/s10652-017-9572-6 Article Google Scholar
Khajeh SBM, Vaghefi M, Mahmoodi A (2017) The scour pattern around an inclined cylindrical pier in a sharp 180-degree bend: An experimental study. International Journal of River Basin Management 15:207–218, DOI: https://doi.org/10.1080/15715124.2016.1274322 Article Google Scholar
Khan MA, Sharma N (2019) Investigation of coherent flow turbulence in the proximity of mid-channel bar. KSCE Journal of Civil Engineering 23(12):5098–5108, DOI: https://doi.org/10.1007/s12205-019-1430-2 Article Google Scholar
Kumcu SY (2017) Investigation of flow over spillway modeling and comparison between experimental data and CFD analysis. KSCE Journal of Civil Engineering 21(3):994–1003, DOI: https://doi.org/10.1007/s12205-016-1257-z Article Google Scholar
Liu C, Tang X, Wei H, Wang P, Zhao H (2020) Model tests of jacked-pile penetration into sand using transparent soil and incremental particle image velocimetry. KSCE Journal of Civil Engineering 24(4):1128–1145, DOI: https://doi.org/10.1007/s12205-020-1643-4 Article Google Scholar
Nabipour M, Neyshabouri AAS, Dodaran RS, Zarrati AR, Mohajeri H, Zabetian M (2018) Experimental study of side looking ADV probe accuracy in a turbulent flow field. Journal of Mechanical Engineering 18:406–412Google Scholar
Nguyen THT, Lee J, Park SW, Ahn J (2018) Two-dimensional numerical analysis on the flow and turbulence structures in artificial dunes. KSCE Journal of Civil Engineering 22(12):4922–4929, DOI: https://doi.org/10.1007/s12205-018-0103-x Article Google Scholar
Nortek AS (2009) Vectrino velocimeter user guide. Nortek AS, Vangkroken, NorwayGoogle Scholar
Olsen NRB (1999) Computational fluid dynamics in hydraulic and sedimentation engineering. The Norwegian University of Science and Technology, Trondheim, NorwayGoogle Scholar
Olsen NRB (2001) CFD modeling for hydraulic structures. The Norwegian University of Science and Technology, Trondheim, NorwayGoogle Scholar
Olsen NRB (2003) Three-dimensional CFD modeling of self-forming meandering channel. Journal of Hydraulic Engineering 129:366–372, DOI: https://doi.org/10.1061/(ASCE)0733-9429(2003)129:5(366)Article Google Scholar
Omara H, Elsayed SM, Abdeelaal GM, Abd-Elhamid AF, Tawfik A (2018) Hydromorphological numerical model of the local scour process around bridge piers. Arabian Journal for Science and Engineering 44:4183–4199, DOI: https://doi.org/10.1007/s13369-018-3359-z Article Google Scholar
Oveici E (2020) Experimental study of large bed elements on positive surge propagation in sloping canals. PhD Thesis, Islamic Azad University, Kerman, IranGoogle Scholar
Oveici E, Tayari O, Jalalkamali, N (2020) Experimental (ADV & PIV) and numerical (CFD) comparisons of 3D flow pattern around intact and damaged bridge piers. Pertanika Journal of Science & Technology 28:523–544Google Scholar
Padova DD, Mossa M, Sibilla S (2017) SPH modelling of hydraulic jump oscillations at an abrupt drop. Water 9:790, DOI: https://doi.org/10.3390/w9100790 Article Google Scholar
Pandey M, Sharma PK, Ahmad Z, Singh UK (2018) Experimental investigation of clear-water temporal scour variation around bridge pier in gravel. Environmental Fluid Mechanics 18:871–890, DOI: https://doi.org/10.1007/s10652-017-9570-8 Article Google Scholar
Raffel M, Willert CE, Scarano F, Kähler CJ, Wereley ST, Kompenhans J (2018) Particle image velocimetry: A practical guide. Springer, Berlin, Germany
Raudkivi AJ, Ettema R (1983) Clear-water scour at cylindrical piers. Journal of Hydraulic Engineering 109:338–350, DOI: https://doi.org/10.1061/(ASCE)0733-9429(1983)109:3(338)Article Google Scholar
Schlichting H (1979) Boundary layer theory, 7th edition. McGraw Hill Education, New York, NY, USAMATH Google Scholar
Shaheed R Mohammadian A, Kheirkhah Gildeh HA (2018) A comparison of standard k-e and realizable k-e turbulence models in curved and confluent channels. Environmental Fluid Mechanics 19:543–568, DOI: https://doi.org/10.1007/s10652-018-9637-1 Article Google Scholar
Tominaga A, Nezu I (1991) Turbulent structure in compound open-channel. Journal of Hydraulic Engineering 117:21–41, DOI: https://doi.org/10.1061/(ASCE)0733-9429(1991)117:1(21)Article Google Scholar
Vaghefi M, Faraji B, Akbari M, Eghbalzadeh A (2018) Numerical investigation of flow pattern around a T-shaped spur dike in the vicinity of attractive and repelling protective structures. Journal of the Brazilian Society of Mechanical Sciences and Engineering 40:93–107, DOI: https://doi.org/10.1007/s40430-017-0954-y Article Google Scholar
Vaghefi M, Radan P, Akbari M (2019) Flow pattern around attractive, vertical, and repelling T-shaped spur dikes in a mild bend using CFD modeling. International Journal of Civil Engineering 17:607–617, DOI: https://doi.org/10.1007/s40999-018-0340-x Article Google Scholar
Vaghefi M, Safarpoor Y, Akbari M (2016) Numerical investigation of flow pattern and components of three-dimensional velocity around a submerged T-shaped spur dike in a 90 bend. Journal of Central South University 23(11):2984–2998, DOI: https://doi.org/10.1007/s11771-016-3362-z Article Google Scholar
Vaghefi M, Safarpoor Y, Akbari M (2017) Numerical comparison of the parameters influencing the turbulent flow using a T-shaped spur dike in a 90 bend. Journal of Applied Fluid Mechanics 10:231–241, DOI: https://doi.org/10.18869/acadpub.jafm.73.238.26175 Article Google Scholar
Voulgaris G, Trowbridge JH (1998) Evaluation of the acoustic Doppler velocimeter (ADV) for turbulence measurements. Journal of Atmospheric and Oceanic Technology 15:272–289, DOI: https://doi.org/10.1175/1520-0426(1998)015<0272:EOTADV>2.0.CO;2Article Google Scholar
Wang H, Tang H, Liu Q, Zhao X (2019) Topographic evolution around twin piers in a tandem arrangement. KSCE Journal of Civil Engineering 23(7):2889–2897, DOI: https://doi.org/10.1007/s12205-019-0585-1 Article Google Scholar
Xiang Q, Wei K, Li Y, Zhang M, Qin S (2020) Experimental and numerical investigation of local scour for suspended square caisson under steady flow. KSCE Journal of ivil Engineering 24(9):2682–2693, DOI: https://doi.org/10.1007/s12205-020-2343-9 Article Google Scholar
Yeow SC, Chanson H, Wang H (2016) Impact of a large cylindrical roughness on tidal bore propagation. Canadian Journal of Civil Engineering 43:724–734, DOI: https://doi.org/10.1139/cjce-2015-0557 Article Google Scholar
Zarrati AR, Nazariha M, Mashahir MB (2006) Reduction of local scour in the vicinity of bridge pier groups using collars and riprap. Journal of Hydraulic Engineering 132:154–162, DOI: https://doi.org/10.1061/(ASCE)0733-9429(2006)132:2(154)Article Google Scholar

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Numerical study of the effect of flow velocity and flood roughness components on hydraulic flow performance in composite sections with converging floodplains

Authors

¹ Civil Enigneering Department, Lahijan Branch.Islamic Azad University.Lahijan.Iran

² Department of Civil Engnieering, University of Qom,Qom,Iran

³ Civil Engineering Department, Lahijan Branch,Islamic Azad Univeristy,Lahijan,Iran

Abstract

홍수와 그 위험을 통제해야 할 필요성은 누구에게도 숨겨져 있지 않습니다. 또한 이 현상으로 인해 다양한 경제, 사회 및 환경 문제가 영향을 받습니다. 홍수 제어 방법의 설계 및 최적 관리의 첫 번째 단계는 홍수 중 하천 거동을 올바르게 식별하는 것입니다.

홍수 경로 지정, 하상 및 하천 면적 결정 등과 같은 대부분의 하천 엔지니어링 프로젝트에서 하천 단면의 수리학적 매개변수의 평균값을 계산하는 것으로 충분합니다. 오늘날 유체 환경 연구에서 수치 및 분석 방법의 사용이 성장하고 발전했습니다.

신뢰할 수 있는 결과 생성으로 인해 물리적 모델에 대한 좋은 대안이 될 수 있었습니다. 오늘날 수치 모델의 급속한 발전과 컴퓨터 계산 속도의 증가로 인해 3D 수치 모델의 사용이 선호되며 또한 강의 속도 분포 및 전단 응력을 측정하는 데 시간이 많이 걸리고 비용이 많이 들기 때문에 결과 3D 수치 모델의 가치가 있을 것입니다.

한편, 본 연구에서는 복합단면에 대해 FLOW-3D 모델을 이용한 종합적인 수치연구가 이루어지지 않았음을 보여주고 있어 적절한 연구기반을 제공하고 있습니다.

따라서 본 연구의 혁신은 발산 및 수렴 범람원을 동반하는 비 각형 복합 단면에서 흐름의 상태 및 수리 성능에 대한 거칠기와 같은 매개 변수의 영향에 대한 수치 연구입니다.

수치해석 결과를 검증하기 위해 Younesi(2013) 연구를 이용하였습니다. 이 실험에서는 먼저 고정층이 있는 복합 프리즘 및 비 프리즘 단면의 수리 흐름을 조사한 다음 조건을 유지하면서 프리즘 및 비 프리즘 모드에서 퇴적물 이동 실험을 수행했습니다.

실험은 15미터 길이의 연구 채널에서 수행되었습니다. 이 운하는 초당 250리터의 시스템에서 재순환을 위해 제공될 수 있는 유속과 0.0088 000의 종경사를 가진 폭 400mm의 두 개의 대칭 범람원이 있는 합성 운하입니다. 범람원의 가장자리는 0.18미터와 같고 주요 운하의 너비는 0.4미터와 같습니다(그림 1).

본수로의 바닥과 벽을 거칠게 하기 위해 평균직경 0.65mm의 퇴적물을 사용하였으며, 각 단계에서 범람원의 벽과 바닥은 평균직경 0.65, 1.3, 1.78의 퇴적물로 거칠게 하였습다. (mm). 삼각형 오버플로는 운하 상류에서 운하로의 유입량을 측정하는 데 사용됩니다.

상대깊이 0.15와 0.25, 직경 14mm의 마이크로몰리나 실험과 상대깊이 0.35의 실험에서는 유속을 측정하기 위해 3차원 속도계(ADV)를 사용하였습니다. 수위는 0.1mm의 정확도로 깊이 게이지로 측정 되었습니다.

본 연구에서는 수면 프로파일의 수치적 모델을 검증하기 위해 실험 0.25-2에서 발산대의 시작, 중간 및 끝에서 세 단면의 평균 깊이 속도 분포 및 경계 전단 응력) -11.3-NP 및 0.25-2-5.7-NP 및 또한 각형 복합 단면의 0.25-2-2 P 테스트가 평가되었습니다.

각형 합성 단면의 P.20-2-2-P 테스트와 관련된 RMSE 및 NRMSE 지수 값 및 표 (2) 실험 11.3에서 RMSE 및 NRMSE 지수 값 -2-0.25-NP 및 -0.25. 2-5.7-NP가 제공됩니다. 실험 0.25-2-5.7-NP-11.3-2-0.25, NP 및 P.2.0-2-2-P의 평균 깊이 속도의 검증과 관련된 결과가 표시됩니다. 0.25-2-5.7-NP 실험에서 초, 중, 기말 NRMSE의 양은 각각 5.7, 11.8, 10.3%로 계산되었으며, 이는 초급이 우수, 중급이 양호, 최종 성적. 배치. 보시다시피, RMSE 값은 각각 0.026, 0.037 및 0.026으로 계산됩니다.

실험 11.3-2-0.25, NP에서 초급, 중급 및 최종 수준의 NRMSE 값은 각각 7, 11.2 및 15.4%로 계산되었으며, 이는 초급에서 우수 범주 및 우수 범주에서 중간 및 최종 수준. 가져 가다. 보시다시피, RMSE 값은 각각 0.032, 0.038, 0.04로 계산됩니다. 0.25-2-P 실험에서 NRMSE 값은 1.7%로 계산되어 우수 범주에 속한다. 보시다시피 RMSE 값도 0.004로 계산됩니다. 중간 깊이의 속도 분포와 관련하여 수치 모델은 실험실 결과에 적합하며 접합 영역에 작은 오류만 입력되었다고 말할 수 있습니다. 이는 2차 전지의 이동 결과로 간주될 수 있습니다. 모서리를 향해.
결론: 본 연구에서는 3차원 유동 해석이 가능한 Flow 3D 소프트웨어를 사용하여 각형 및 비각형 단면이 복합된 수로의 유동 패턴을 조사했습니다. 3개의 다른 상대 거칠기(1, 2 및 2.74)와 3개의 상대 깊이(0.15, 0.25 및 0.35) 및 5.7 및 11.3도의 발산 각도에 대해 속도의 세로 성분 변화, 평균 깊이 속도 분포, 경계 범람원에 의해 전달되는 유속뿐만 아니라 전단 응력 분포를 조사했습니다.

결과는 수로를 따라 범람원의 폭이 증가함에 따라 유속량이 감소함을 보여주었다. 또한 조도가 유동패턴에 미치는 영향에 대한 연구는 일반적으로 벽의 거칠기에 따라 모든 구간에서 유속량이 감소하는 것으로 나타났으며, 또한 본관과 범람원의 교차점에서의 유동패턴은 벽의 거칠기 영향을 더 많이 받는 것으로 나타났습니다. 결과는 또한 상대 깊이가 증가하거나 상대 거칠기가 감소함에 따라 주 수로와 범람원 사이의 속도 구배가 감소함을 보여주었습니다.

Intrpduction: The need to control floods and their dangers is not hidden from anyone. In addition, a wide range of economic, social and environmental issues are affected by this phenomenon. The first step in the design and optimal management of flood control methods is the correct identification of river behavior during floods. In most river engineering projects such as flood routing, determining the bed and river area, etc., calculating the average values of hydraulic parameters of the river section is sufficient. Today, the use of numerical and analytical methods in the study of fluid environment have grown and developed. Due to the production of reliable results, they have been able to be a good alternative to physical models. Today, with the rapid development of numerical models and increasing the speed of computer calculations, the use of 3D numerical models is preferred and also due to the fact that measuring the velocity distribution and shear stress in rivers is very time consuming and expensive, the results of 3D numerical models It will be valuable. On the other hand, the present studies show that comprehensive numerical research using FLOW-3D model has not been performed on composite sections, so a suitable ground for research is provided. Therefore, the innovation of the present study is the numerical study of the effects of parameters such as roughness on the status and hydraulic performance of the flow in non-prismatic composite sections, which are accompanied by divergent and convergent floodplains, which have received less attention numerically.

Methodology: Younesi (2013) research has been used to validate the results of numerical simulation. In these experiments, first the hydraulic flow in composite prismatic and non-prismatic sections with fixed bed was examined and then, while maintaining the conditions, sediment transfer experiments were performed in prismatic and non-prismatic mode. The experiments were performed in a research channel 15 meters long. This canal is a composite canal with two symmetrical floodplains with a width of 400 mm with a flow rate that can be provided for recirculation in the system of 250 liters per second and a longitudinal slope of 0.0088 000. The depth of the main canal to the edge of the floodplain is equal to 0.18 meters and the width of the main canal is equal to 0.4 meters (Figure 1). In order to roughen the bed and walls of the main canal, sediments with an average diameter of 0.65 mm have been used and at each stage, the walls and bed of floodplains have been roughened by sediments with an average diameter of 0.65, 1.3 and 1.78 (mm). A triangular overflow is used to measure the inflow to the canal, upstream of the canal. In order to measure the flow velocity in experiments with relative depth of 0.15 and 0.25, a micromolina with a diameter of 14 mm and in experiments with relative depth of 0.35, a three-dimensional speedometer (ADV) was used. The water level was also taken by depth gauges with an accuracy of 0.1 mm.
Result and Diccussion: In the present study, in order to validate the numerical model of water surface profile, average depth velocity distribution and boundary shear stress in the three sections at the beginning, middle and end of the divergence zone) in experiments 0.25-2-11.3-NP and 0.25-2-5.7-NP and Also, the 0.25-2-2 P test of the prismatic composite section has been evaluated. In Table (1) the values of RMSE and NRMSE indices related to the P.20-2-2-P test of the prismatic composite section, and also in Table (2) the values of the RMSE and NRMSE indices in the experiments 11.3-2-0.25-NP and -0.25. 2-5.7-NP is provided. The results related to the validation of the average depth velocity of the experiments 0.25-2-5.7- NP-11.3-2-0.25, NP and P.2.0-2-2-P are shown. In 0.25-2-5.7-NP experiment, the amount of NRMSE in elementary, middle and final grades was calculated to be 5.7, 11.8 and 10.3%, respectively, which is in the excellent grade in the elementary grade and good in the middle and final grades. Placed. As can be seen, the RMSE values are calculated as 0.026, 0.037 and 0.026, respectively. In the experiment 11.3-2-0.25, NP, the NRMSE values in the primary, middle and final levels were calculated as 7, 11.2 and 15.4%, respectively, which are in the excellent category in the primary level and in the good category in the middle and final levels. Take. As can be seen, the RMSE values are calculated as 0.032, 0.038 and 0.04, respectively. In the 0.25-2-P experiment, the NRMSE value was calculated to be 1.7%, which is in the excellent category. As can be seen, the RMSE value is also calculated to be 0.004. Regarding the medium-depth velocity distribution, it can be said that the numerical model has an acceptable compliance with the laboratory results and only a small error has been entered in the junction area, which can be considered as a result of the movement of secondary cells towards the corners.
Conclusion: in this research The flow pattern in waterways with composite prismatic and non-prismatic sections was investigated using Flow 3D software that is capable of three-dimensional flow analysis. For three different relative roughnesses (1, 2 and 2.74) as well as three relative depths (0.15, 0.25 and 0.35) and divergence angles of 5.7 and 11.3 degrees, changes in the longitudinal component of velocity, The average depth velocity distribution, the boundary shear stress distribution as well as the flow rate transmitted by the floodplains were investigated. The results showed that with increasing the width of floodplains along the canal, the amount of velocity decreases. Also, the study of the effect of roughness on the flow pattern showed that in general, with wall roughness, the amount of velocity has decreased in all sections and also the flow pattern at the junction of the main canal and floodplain is more affected by wall roughness. The results also showed that with increasing relative depth or decreasing relative roughness, the velocity gradient between the main channel and floodplains decreases

Keywords

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FLOW-3D를 이용한 다양한 곡률에 대한 횡월류 위어의 유량계수 산정

Discharge Coefficient of Side Weir for Various Curvatures Simulated
by FLOW-3D

Chang Sam Jeong*
접수일자: 2015년 5월 15일/심사완료일: 2015년 6월 9일/게재일자: 2015년 6월 30일

ABSTRACT

본 연구는 수치모형을 이용하여 만곡수로 외측에 설치된 횡월류 위어의 곡률반경에 대한 횡월류 유량계수를 분석한 연구이다.

곡률반경의 변화에 따른 만곡부의 중심각이 180°인 수로모형을 설계하였으며, FLOW-3D모형에 적용하여 유량계 수를 산정하고 직선 수로와 비교하는 방법으로 유량계수의 특성을 분석하였다. 모형의 적용성 검증을 위해 기존에 연구되었던 수리실험과 동일한 조건의 수치모의를 수행하였다.

하폭(b)을 고정시키고 곡률반경(Rc)을 변화시킴으로써 Rc/b의 변화에 따른 유량계수(CM)의 변화를 분석하고, 만곡수로의 월류량(Qwc)에 대한 직선수로의 월류량(Qwc)의 비를 분석하였다.

분석결과 유량 계수는 상류수심, 만곡수로의 곡률반경의 변화에 따라 유량계수는 변화하였으며, 직선과 만곡수로에 대해 분석을 수행하였기 때문에 직선수로의 영향인자를 이용하여 만곡수로에 설치된 횡월류 위어의 월류량과 유량계수를 추정 가능 할 것이라 판단된다.

KEYWORDS

discharge coefficient, side weir, curvature, meandering channel, FLOW-3D, 유량계수, 횡월류 위어, 곡률, 만곡수로

서 론

최근의 기상변화에 의한 이상홍수와 유역의 도시화로 인한 불투수면적의 증가는 홍수시 유출량을 증가시켜 기 존의 하도의 적정 소통량을 초과하는 홍수를 발생시키고 있다. 토지의 고도 이용으로 하도의 확폭이 제한된 도시유 역에서 초과 홍수에 대비할 수 있는 구조적 홍수관리 방안 은 제방 증고, 저류지 설치, 방수로 설치 등이 대표적이다. 저류지는 하천에 유입되는 홍수를 일시 조절하여 하도의 적정한 홍수 소통능력을 초과하는 유출을 억제하는 구조 물로 국내외에서 널리 이용되는 구조적 홍수대책의 하나 이다. 그러나 이러한 활용도에 비해서 예연위어, 광정위어,암거 등의 수리구조물에 비교할 때 횡월류 위어에 대한 연 구는 미진한 것이 현실이다. 횡월류 위어(side weir 또는 lateral weir)는 인공수로 또는 자연하천에서 흐름방향에 평행하게 수로측면에 설치된 수 공구조물이다.

이는 본류의 수심이 횡월류 위어 월류부의 높이보다 높을 경우 위어를 통하여 물을 월류시켜 에너지 소산, 수위조절, 일정 유량의 취수 및 분배, 초과 홍수량 전 환 등의 목적으로 이용된다. 이러한 횡월류 유량의 취수 및 분배, 초과 홍수량 전환 등의 목적으로 이용된다. 이러한 횡월류 위어는 off-line저류지, 관계수로, 하수도 설비, 댐의 여수로 등에서 폭넓게 사용되고 있다.

국내의 경우 개발에 따른 횡월류 위어 구조물의 사용이 증가하는 추세이나, 유입유량 결정이나 적용되는 유량계 수에 대한 신뢰할만한 평가가 이루어지지 않아서 설계에 어려움을 겪고 있다. 또한 지금까지 연구된 횡월류 위어는 직선수로에 국한되어있으며, 실험을 통해서 제안된 유량 계수식들은 제안자에 따라 편차가 커서 실무적으로 이용 되기에는 많은 한계를 가지고 있다. Cheong(1991)은 횡월류 위어의 단면을 사다리꼴로하여 상류 프루드수와 유량계수와의 관계를 정립하였다.

Uyumaz (1997)는 U-모양 단면의 주수로의 횡월류 위어에서 사류와 상류시의 유량계수의 변화를 파악하였으며, Agaccioglu (1998)는 만곡수로의 사각형 단면에서 중심각에 따른 유량 계수와 무차원변수와의 관계를 정립하고, 퇴적이 발생하 는 지역의 크기는 상류 프루드수에 영향을 받는 다는 것을 확인 하였으며, Agaccioglu(2004)는 만곡수로에서 횡월류 위어의 단면을 삼각형으로 하여 중심각에 따른 유량계수 와 무차원 변수와의 관계를 정립하였다. 국내에서 윤세의 (1990)는 곡률반경에 대한 하폭의 비(Rc/b)의 변화에 따른 만곡수로에서의 흐름특성을 분석하였고, 이종태(1991)는 곡률반경의 증가, 감소는 만곡부 흐름특성인자에 많은 영 향을 끼치는 것을 확인 하였다.

서일원 등(2004)이 실내 실 험을 수행하여 다중 만곡수로에서 이차류의 변화양상을 관찰하였고, 이두한 등(2005)은 복단면을 갖는 사행수로에 서 만곡부의 저수로와 홍수터에서 회전류가 발생함을 관 측하였으며, 홍수심이 증가 할수록 저수로와 고수로간의 유속 차이보다 사행의 영향이 지배적임을 분석하였다.

본 연구에서는 기존에 연구된 만곡수로에 설치된 횡월류 위어를 상용 3차원 CFD모형인 FLOW-3D를 이용하여 횡 월류 위어의 흐름을 모의하여 그 적용성을 검증하고, 곡률 변화에 따른 만곡부 횡월류 위어에서의 유량계수와 여러 변수들과의 관계를 정립하고 특성을 분석하는데 목적이 있다.

또한 만곡수로에 횡월류 위어를 설치하였을 때, 그 흐름 특성의 변화를 분석하여, 횡월류 위어 주변의 수심 및 유속변화, 월류량에 영향을 미치는 인자들을 관찰하고, 월 류량에 가장 직접적인 영향을 미치는 인자인 유량계수를 산정하여 영향인자들과의 관계를 무차원하여 분석하여 만 곡부에 설치된 횡월류 위어의 실용적인 기준으로 활용할 수 있는 자료를 제시하고자 한다.

그림 5. 만곡 수로(Rc = 2.5 m)의 지오메트리와 mesh block

참고문헌

서일원, 성기훈, 백경오, 정성진(2004) 사행수로에서흐름특성에 관한 실험적 연구, 한국수자원학회논문집, 37(7), pp.527~540.
이두한, 이찬주, 김명환(2005) 복단면 사행 하도의 흐름 특성에 대한 실험 연구, 대한토목학회 논문집, 25(3B), pp.197~206.
이종태, 윤세의(1991) 만곡부 곡률의 연속적 변화와 흐름특성, 대한토목학회 학술발표회 개요집, pp.394~397.
윤세의, 이종태(1990) 만곡수로에서의 곡률반경 변화에 따른 흐름특성, 한국수문학회지, 23(4), pp.435~444.
Agaccioglu, H., Yalcin, Y. (1998) Side-Weir Flow in Curved Channels, Journal of Irrigation and Drainage Engineering, 124(3), pp.163~175.
Agaccioglu, H., Ali, C. (2004) Discharge Coefficient of a Triangular Side-Weir Located on a Curved Channels, Journal of Irrigation and Drainage Engineering, 130(5), pp.410~423.
Cheong, H. F. (1991) Discharge coefficient of lateral diversion from trapezoidal channel, Journal of Irrigation and Drainage Engineering, 117(4), pp.461~475.
Uyumaz, A. (1997) Side Weir in U-Shaped Channels Journal of Hydraulics Engineering. 123(7), pp.639~646.

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Flow-3D 모형을 이용한 인공어초 설치 지반의 입경에 따른 세굴 특성 분석

발행기관 : 한국방재학회
저자명 : 윤대호(Yun, Dae-Ho) , 김정태(Kim, Jeong-Tae) , 윤한삼(Yoon, Han-Sam) , 나원배(Na, Won-Bae) , 김윤태(Kim, Yun-Tae)
간행물 정보 : 한국방재학회 논문집 22권1호 , 185~192쪽, 전체 8쪽
파일형식 : PDF
발행일자 : 2022.02.28

Abstract

해저 지반에 설치되는 인공어초는 유속 및 수심이 동일한 경우라도 지반 조건에 따라 세굴 패턴이 크게 차이나는 경우가 있다. 따라서 본 연구에서는 모래, 실트 및 점토 등과 같이 다양한 해저 지반에 설치하는 인공어초의 지반공학적 안정성을 평가하고자 Flow-3D를 이용하여 세굴 해석을 수행하였다. 수치해석 결과 지반 입경이 작을수록 인공어초 주변에서 발생하는 세굴량이 커지며, 평형상태에 도달하는 시간이 더 오래 걸리는 결과를 보였다. 반면 입경이 커질수록 세굴량이 작아지며, 세굴된 지반 입자가 인공어초 후면부에 퇴적되는 결과를 보였다. 또한 최대 세굴심도와 입경은 비선형적인 관계를 나타내었다. 특히 세립토에서 최대 세굴심도가 크게 증가하였다.

Artificial reef-installed seabeds may have significantly different scouring patterns depending on the ground conditions, such as the soil particle size, even though the flow velocity and water depth are similar. In this study, the scour characteristics of the ground were determined using Flow-3D to evaluate the geotechnical stability of artificial reefs installed on various seabeds, such as sand, silt, and clay. The analysis results indicated that the smaller the particle size of the soil, the larger the amount of scour that occurs around the artificial reef and the longer it takes to reach an equilibrium state. However, eroded soil particles were deposited on the rear part of the artificial reef as the soil particle size increased. The maximum scour depth and average particle size showed a non-linear relationship. In particular, the maximum scour depth increased significantly in fine-grained soils.

Keywords

인공어초 , Flow-3D, 지반 입경 , 세굴 , 최대 세굴심도 , Artificial Reef , Flow-3D , Soil Particle Size , Scour , Maximum Scour Depth

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View of King Edward Memorial Park Foreshore interception structures and approach to vortex drop shaft - Courtesy of Mott MacDonald

Thames Tideway Tunnel – East Contract – Hydraulic Modelling

수력 구조물의 수력 설계 및 모델링 경험 (Experiences in the hydraulic design and modelling of the hydraulic structures)

CFD Modelling: View of Earl Pumping Station interception structures and approach to vortex drop shaft - Courtesy of Mott MacDonald — CFD Modelling: View of Earl Pumping Station interception structures and approach to vortex drop shaft – Courtesy of Mott MacDonald

템스 타이드웨이 터널은 주로 템스 강 아래 런던 중심부를 통과하는 새로운 저장 및 이송 터널입니다. 최대 지름 7.2m의 길이약 25km에 달하는 주요 터널은 서쪽액톤에서 동쪽의 수도원 밀스까지 운행됩니다. 이 프로젝트의 목적은 템스 강에 도달하기 전에 결합된 하수 흐름을 가로채고 저장하여 가장 오염이 많은 복합 하수 오버플로(CSOS)의 34개 를 제어하는 것입니다. 템스 타이드웨이 터널은 베크턴 하수 처리 작업에서 치료를 위해 흐름을 수송할 수도원 밀스의 리 터널에 연결됩니다. CSO 현장에서는 소용돌이 낙하 샤프트와 같은 가로채기 및 전환 구조물이 근처 표면 하수 네트워크에서 깊은 저장 터널로 결합된 하수 흐름을 수송합니다.

East main works

터널을 납품하는 회사인 Tideway는 프로젝트를 세 부분으로 분리했습니다. 동쪽 구간은 프로젝트의 가장 깊은 부분이며, 65m 깊이에 도달합니다. 버몬드시의 챔버 부두는 애비 밀스 (Abbey Mills)에 이르는이 5.5km 터널 섹션의 주요 드라이브 사이트입니다. 동부 개발에는 그리니치 펌핑 스테이션에서 챔버 스워프의 주요 터널까지 약 4.5km의 5m 내부 직경 연결 터널이 포함되어 있습니다.

4개의 드롭 샤프트가 현재 설계 및 제작 중입니다. 이들은 24-36m ³/s 범위의 설계 흐름을 가지며 차단 및 전환 구조, 터널 격리 게이트 및 플랩 밸브가 있는 밸브 챔버, 와류 발생기 입구 구조, 와류 드롭 튜브 및 에너지 소산 및 탈기 챔버를 포함한 유압 구조로 구성됩니다.

The challenge/ hydraulic modelling

이러한 새로운 구조의 설계는 수많은 엔지니어링 문제에 직면해 있습니다. 최대 36m³/_s의 대규모 설계 유량은 기존 네트워크에 부정적인 영향을 미치거나 기존 CSO를 통해 유출되지 않고 완전히 캡처되어 터널로 안전하게 전달되어야 합니다.

또한 복잡한 흐름 패턴이 발생하는 수축된 설계와 시스템의 올바른 작동을 위해 필요하고 불리한 유체 역학 조건으로부터 보호해야 하는 기계 플랜트의 필요성을 초래하는 공간 제약이 있습니다. 또한, 소용돌이 낙하 샤프트 내부에 최대 50m까지 떨어지는 흐름에 의해 생성되는 많은 양의 에너지는 터널로 전달하기 전에 안전하게 소멸되고 유동을 제거해야합니다.

이러한 과제를 해결하기 위해 프로젝트 팀은 물리적 스케일 모델링과 함께 CFD(계산 유체 역학) 모델링을 광범위하게 사용했습니다.

CFD 모델링: 얼 펌핑 스테이션 소용돌이 드롭 샤프트 및 저장 터널 의 보기 - Courtesy of Mott MacDonald — CFD 모델링: *arl Pumping Station* 소용돌이 드롭 샤프트 및 저장 터널 의 보기 – Courtesy of Mott MacDonald

전산 유체 역학 모델링

CFD는 초기 설계 단계에서 사용되는 주요 유압 모델링 도구로, 모든 유압 구조를 모델링하고, 설계 수정을 통합하고, 결과를 신속하게 시각화 및 분석하고, 성능을 마무리할 수 있는 기능을 제공했습니다.

제안된 설계의 3D 건물 정보 모델링(BIM) 형상을 CFD 소프트웨어로 전송하여 CFD 유체 도메인에 대한 형상을 생성하는 데 필요한 시간을 줄였습니다.

FlowScience Inc에서 개발한 Flow 3D가 주요 모델링 플랫폼으로 활용되었습니다. 이 소프트웨어는 공기-물 인터페이스를 추적하기 위해 유체 체적 방법을 적용하여 자유 표면 흐름을 정확하게 모델링하는 기능이 있습니다.

입방 격자를 사용한 3D 구조형 메쉬를 사용하였고, 레이놀즈평균 Navier-Stokes 접근법을 표준 k-omega 난기류 모델로 사용하여 난류를 해석하였습니다.

메쉬 해상도에 대한 민감도 분석이 수행되었고 계산 메쉬의 적합성에 대한 추론을 허용하기 위해 이전 개념 단계 구조의 물리적 스케일 모델링에서 사용 가능한 결과와 비교되었습니다. 와류 발생기 및 드롭 튜브의 목과 같이 급격한 기울기가 발생하는 영역의 메쉬에 특별한 주의를 기울였습니다.

전체 메쉬 해상도와 계산 효율성 간의 균형은 설계 목적을 위해 충분히 정확하지만 설계 프로그램 목표를 충족하는 시간 척도 내에서 결정적으로 중요한 솔루션을 생성하는 데 필요했습니다.

CFD 모델이 수렴되면 결과가 시각화되었습니다. 주요 산출물에는 구조 전체에 걸친 상세한 수위, 크기와 벡터, 흐름 유선이 있는 속도 플롯이 포함되었습니다. CFD 모델에 의해 생성된 데이터는 유동장의 거동을 이해하는 데 매우 유용했으며 이러한 결과를 분석하여 설계가 어떻게 수행되고 있는지에 대한 결론을 내릴 수 있었습니다.

View of King Edward Memorial Park Foreshore drop shaft and energy dissipation chamber - Courtesy of Mott MacDonald — View of King Edward Memorial Park Foreshore drop shaft and energy dissipation chamber – Courtesy of Mott MacDonald

물리적 스케일 유압 모델링

물리적 규모의 수력학적 모델링은 작동 조건의 전체 범위에 걸쳐 설계의 수력학적 성능을 종합적으로 평가하고 설계 개선 사항을 알리고 테스트하는 데 사용되었습니다.

프로그램의 효율성을 위해 수력구조물의 설계가 잘 진행된 단계에서 물리적인 규모의 모델링을 수행하였다. CFD 모델링은 이미 수행되어 설계의 전체 성능에 대한 확신을 제공했습니다. 주요 구조 부재도 MEICA 공장을 위해 크기가 조정되었고 설계 공간이 확보되었습니다.

설계 개발의 이 단계에서 물리적 모델링을 수행하는 것은 시간이 많이 소요되는 물리적 모델에 필요한 주요 변경의 위험을 줄이는 것을 목표로 했습니다. 또한 모델 테스트가 수력 구조의 최종 의도 설계를 가능한 한 가깝게 반영하도록 했습니다.

물리적 모델링을 위해 두 개의 사이트가 선택되었으며, 주로 공간 제약으로 인해 유압 구조의 설계가 더 복잡했습니다. 이러한 사이트는 다음과 같은 사이트였습니다.

그리니치 펌핑 스테이션은 1:10 규모의 전체 작업 현장 모델이 건설되었습니다.
CSO 차단 구조의 모델이 수행된 King Edward Memorial Park 및 Foreshore는 1:10 축척으로, 드롭 샤프트 에너지 소산 및 탈기 챔버의 별도 모델은 1:12 축척으로 구축되었습니다.

모델은 실험실 시설에서 전문 하청 업체 BHR 그룹에 의해 구축 및 테스트되었습니다. 모델은 최신 디자인 BIM 모델에서 생성된 모델 도면을 사용하여 주로 퍼스펙스와 합판으로 구축되었다. 모델 시공승인을 받기 전에 도면은 실험실에서 유압 구조물의 정확한 복제본을 보장하기 위해 BIM 모델에 대한 엄격한 치수 검사를 받았습니다.

Model of King Edward Mermorial Park and Foreshore energy dissipation chamber in operation - Courtesy of Mott MacDonald & BHR Group — Model of King Edward Mermorial Park and Foreshore energy dissipation chamber in operation – Courtesy of Mott MacDonald & BHR Group

중력의 힘이 이러한 구조에서 개방 채널 유체 흐름을 지배하기 때문에 유사성을 보장하기 위해 프로토타입(전체 규모 설계) 및 축소된 축소 모델에서 Froude 수를 동일하게 유지하는 것이 중요합니다. 따라서 Froude 수의 동일성을 유지하기 위해 모델을 유속으로 작동했습니다. 규모는 또한 모든 흐름 조건에서 흐름이 완전히 난류임을 보장할 수 있을 만큼 충분히 커야 했으며 이는 모델의 다른 부분에서 흐름의 레이놀즈 수를 추정하여 확인했습니다.

축소된 물리적 모델에서는 모든 스케일 효과를 제거할 수 없습니다. 표면 장력은 비례하지 않기 때문에 프로토타입과 모델의 Weber 수(초기 힘과 표면 장력 사이의 비율을 나타냄)가 다르고 둘 사이의 액체 상태에 포함된 공기의 양도 다릅니다. 이것은 방법의 한계로 인식되고 이해되며 공기 동반 결과에 스케일링 계수를 적용하여 해결되었습니다.

이 모델은 작동 사례를 설정하는 미리 정의된 테스트 매트릭스에 따라 테스트를 거쳤습니다. 여기에는 다양한 흐름 사례와 저장 터널 꼬리 수위가 포함됩니다. 유량은 보정된 기기로 엄격하게 제어되었으며, 필요한 경우 모델로의 유량은 관심 영역의 유량이 유입구 조건에 의해 인위적으로 영향을 받지 않도록 조절되었습니다.

흐름의 동작을 관찰하고 기록했습니다.

수위는 압력 태핑을 통해 또는 모델 측벽의 수직 눈금을 통해 시각적으로 기록되었습니다.
플로우 패턴은 염료 추적기의 도움을 받아 시각적으로 기록되었습니다.

특히 관심의 한 측면은 소용돌이 흐름이었다. 소용돌이 발생기및 소용돌이 낙하튜브를 통한 흐름에 대한 상세한 관찰은 흐름이 안정적이고, 맥동과 도미 효과가 없는지, 그리고 흐름 범위 전반특히 관심의 한 측면은 소용돌이 흐름이었습니다. 와류 발생기 및 와류 드롭 튜브를 통한 흐름에 대한 자세한 관찰은 흐름이 안정적이고 맥동 과도 효과가 없으며 와류 흐름이 드롭 튜브에서 잘 형성되어 흐름 범위 전체에 걸쳐 안정적인 공기 코어를 유지하면서 관찰되었습니다.

(left) Physical model of Greenwich Pumping Station interception chamber flap valves in operation and (right) physical model of Greenwich PS internal structures for energy dissipation within the shaft - Courtesy of Mott MacDonald and BHR Group — (left) Physical model of Greenwich Pumping Station interception chamber flap valves in operation and (right) physical model of Greenwich PS internal structures for energy dissipation within the shaft – Courtesy of Mott MacDonald and BHR Group

와류 발생기에서 임계유량이 발생하기 때문에 확실한 수두-방전 관계가 설정되어 수위를 판독하여 유량을 측정할 수 있는 기회를 제공합니다. 와류 발생기에 대한 접근 암거에 위치한 압력 탭핑은 유속 범위에 걸쳐 수심 값을 기록하여 각 방울 구조에 대해 수두 방출 곡선을 도출할 수 있도록 했습니다. 프로토타입에서 이 지점에서 수집된 레벨 신호는 흐름을 계산하고 격리 게이트를 제어하는 데 사용됩니다.

흐름이 와류 드롭 튜브 아래로 수 미터 떨어지고 드롭 샤프트의 바닥에 있는 물 풀로 충돌할 때 공기가 물 속으로 동반됩니다. 터널 시스템에서 발생하는 압축 공기 주머니와 저장 용량 감소 문제를 피하기 위해 드롭 샤프트에서 저장 터널로 전달되는 공기의 양을 최소화하는 것이 중요합니다. 이 목적을 달성하기 위해, 드롭 샤프트의 베이스가 흐름의 에너지 소산 및 탈기 기능을 수행하는 것이 매우 중요합니다. 이것은 충분한 체적을 제공하도록 샤프트의 크기를 조정하고 다음과 같은 흐름을 조절하기 위해 샤프트 내부 벽을 설계함으로써 달성되었습니다.

플런지 풀이 형성되었습니다.
샤프트의 흐름 경로/유지 시간은 가능한 한 오래 지속됩니다.
샤프트 의 베이스의 특정 영역은 위쪽 흐름 경로를 촉진합니다.

이러한 조치는 떨어지는 물의 에너지가 소멸되고 공기가 가능한 한 흐름에서 분리되도록 하는 것을 목표로 하고 저장 터널로 전달됩니다.

에너지 소산 및 탈기 구조의 성능을 평가하기 위해 드롭 샤프트에서 저장 터널을 통과하는 공기 흐름을 물 변위 방법으로 측정했습니다. 흐름에 혼입된 정확한 양의 공기를 보장하기 위해 모델은 와류 드롭 튜브의 전체 높이를 통합했습니다. 설계의 허용 기준에 대해 최대 기류는 최대 설계 수류의 백분율로 정의된 미리 정의된 값으로 제한되었습니다. 스케일 효과를 설명하기 위해 모델에서 허용 가능한 최대 기류량은 프로토타입에 비해 약 6배 감소했습니다.

hysical model of Greenwich PS showing energy dissipation chamber and entrance to connection tunnel - Courtesy of Mott MacDonald and BHR Group — hysical model of Greenwich PS showing energy dissipation chamber and entrance to connection tunnel – Courtesy of Mott MacDonald and BHR Group

물리적 규모 모델링은 또한 구조물을 통한 퇴적물의 이동성을 테스트했습니다. 이는 하수 네트워크에서 발생하는 예상 입자 크기 분포와 일치하도록 조정된 모의물의 양으로 모델에 투여함으로써 달성되었습니다.

모델의 설계 개선은 주로 탈기 성능을 개선하기 위한 샤프트 내부 구조의 조정, 퇴적물 이동성을 돕기 위한 벤치 및 기타 조치의 포함으로 구성되었습니다. 이러한 개선 사항은 재테스트를 통해 확인된 다음 설계에 통합되었습니다. 물리적 모델링의 데이터는 관찰된 좋은 일치와 함께 CFD 모델링의 결과와 비교되었습니다.

최종 모델링 결과는 흐름이 기존 하수 네트워크에서 전환되는 위치 근처에서 큰 난류가 발생하는 반면 차단 챔버는 이 에너지를 부분적으로 소산할 수 있을 만큼 충분히 크기가 지정되었으며 특정 수력 설계 요소를 포함하면 문제가 있는 유압 거동이 기계 장비 근처에서 관찰되었습니다. 더 높은 유속에서 일부 공기 동반 와류는 유체의 대부분에 형성됩니다. 그러나 이러한 높은 폭풍 유속의 간헐적인 특성을 고려할 때 콘크리트 구조물의 열화를 일으킬 것으로 예상되지는 않았습니다. 결과는 또한 구조가 최대 설계 흐름을 Thames Tideway Tunnel로 전환하여 기존 보유 CSO를 통한 유출을 방지할 수 있음을 나타냅니다. 차단실과 와류 낙하축을 연결하는 선형 연결 암거는 흐름 조절에 긍정적인 영향을 미쳤고 소용돌이 낙하 튜브의 작동은 흐름 범위에 걸쳐 안정적인 것으로 관찰되었습니다.

Conclusions

Thames Tideway Tunnel의 수력 구조물 설계에는 복잡한 3D 난류 유동 거동이 포함되며 설계 단계에서 고급 수력 모델링 도구를 사용해야 합니다. CFD 모델링을 통해 제안된 설계를 테스트하고 수정할 수 있으므로 설계 흐름이 필요한 성능 매개변수 내에서 안전하게 수용됩니다.

이 프로젝트에서 CFD를 활용한 주요 이점은 비교적 짧은 시간에 수력학적 모델링을 수행할 수 있는 능력, 생성된 데이터의 유용성 및 시각화할 수 있는 능력이었습니다. 이는 설계를 알리고 확인하는 데 도움이 되었습니다. CFD 모델링은 제한된 도시 환경 내에서 설정된 이러한 수력학적 구조를 설계하는 데 유용한 도구였습니다.

Physical Modelling – View of King Edward Memorial Park and Foreshore Energy Dissipation Chamber - Courtesy of Mott MacDonald and BHR Group — Physical Modelling – View of King Edward Memorial Park and Foreshore Energy Dissipation Chamber – Courtesy of Mott MacDonald and BHR Group

구조의 중요성으로 인해 물리적 모델링이 수행되어 결과에 대한 신뢰도를 높이고 CFD가 한계를 나타내는 수력 성능 측면을 추가로 연구했습니다. 물리적 모델은 이해 관계자에게 구조 내부에서 흐름이 어떻게 수행되고 있는지 정확히 보여주기 위해 유용한 것으로 입증되었습니다. 또한, 모델 테스트가 대부분 최종 설계를 반영한다는 점을 감안할 때 구조물의 수력 성능에 대한 기록이 유지됩니다.

Timescale

5개 샤프트 중 4개에 대한 굴착이 진행 중이거나 완료되었으며 1차 기초 슬래브와 2차 라이닝이 올해 말 전에 샤프트에 부어질 것입니다. 주 터널인 Selina의 TBM은 2020년 터널링이 시작되어 연말에 현장으로의 마지막 여정을 시작할 것입니다.

The editor and publishers thank Ricardo Telo, Senior Hydraulic Engineer, and Tejal Shah, Senior Mechanical Engineer, both with Mott MacDonald, for providing the above article for publication.

첨부 파일

템스 – 타이드웨이 이스트 (2019) (3 MB)

노후 댐 대책

How Computational Fluid Dynamics Modeling Solved Aging Dam Dilemma

By AyresApril 6, 2021No Comments

Keyword : 3D Hydraulic Modeling,CFD, CFD Model, Computational Fluid Dynamics, Dam Hydraulics, Hydrology structure damage

급격한 변화나 예기치 못한 노후화로 인해 댐에서 복잡한 문제가 발생하는 경우 20세기에 개발된 산업 표준 설계 방정식과 방법론이 많은 경우 올바른 솔루션을 제공할 수는 없습니다. 다행스럽게도 엔지니어들은 적절한 조치나 수리를 적용할 수 있도록 유압 상황을 확인하기 위해 전산유체역학(CFD) 모델을 사용할 수 있게 되었습니다.

About the Expert:

Matthew Hickox, PE, brings civil engineering expertise in stormwater and river design, planning, and construction phase services. His experience is founded on a solid understanding of hydrologic modeling, 1- and 2-dimensional hydraulic modeling, in-stream hydraulic structures, scour protection measures, culvert and bridge hydraulics, and the regulatory environment for stormwater projects.

How Does CFD Work in Practice?

최근의 한 사례에서 하천 수문학 및 지형학은 낮은 수두 전환 댐 주변에서 변경되었습니다. 지난 수십 년 동안 빠르게 발전해 온 도시 지역의 하류에 있는 모래 바닥 하천 시스템에 위치한 댐의 문제는 주변 하천 시스템에서 일어나는 여러 가지 일들로 인해 복잡해졌습니다. 증가하는 도시화는 배출 빈도를 증가시켰을 뿐만 아니라 기본 흐름을 증가시켰습니다. 수리학적으로 가파른 시스템은 일시적인 지류에서 연간 베이스 흐름으로의 변화가 상류가 침식됨에 따라 퇴적물 부하도 증가했음을 의미했습니다.

이 조합은 전환 댐의 하류 수로가 지난 15년 동안 3-4피트 감소했고, 배수가 감소된 정수장 apron에서 속도가 증가했으며 구조물 표면에 마모를 유발하는 퇴적물 하중이 감소했음을 의미합니다. 이러한 문제 중 어느 것도 전환 댐의 원래 설계의 잘못이 아니었지만 변화하는 하천 수문 및 지형학으로 인해 원래 설계자가 예상하지 못한 조건이 발생했습니다.

기존 구조물의 단위 너비 CFD 모델은 기존 현장 조건으로 인해 정수기 계류장에 수압 점프가 형성되지 않았다는 현장 관찰을 확인했습니다. 1).

Figure 1. Existing conditions unit width CFD model results showing velocity, cross section view of structure.

설계 표고(열화 전)에서 하류 하류 바닥 표고와 함께 개발된 유사한 단위 너비 CFD 모델은 원래 설계가 정수 유역 계류장과 배수로 전면 근처에서 수압 점프를 생성한다는 것을 보여주었습니다. 이 단위 너비 CFD 모델은 구조에 영향을 미치는 수력학의 가치 있는 검증을 제공하지만 구조 손상이 구조 중간에서 매우 뚜렷하고 다른 영역에서는 거의 손대지 않았기 때문에 이것만으로는 충분하지 않습니다. (그림 2)

Figure 2. Original design conditions unit width CFD model results showing velocity, cross section view of structure. The only difference with Figure 1 is the downstream bed elevation.

전체 기존 조건 CFD 모델은 정수조 앞치마 마모의 범위와 그에 따른 손상을 확인했습니다. (그림 3 및 4)

Figure 3. Existing conditions CFD model results showing velocity streamlines at 2-year event discharge. High velocities are areas of significant abrasion damage, low velocity areas have little or no abrasion damage.

Figure 4. Existing conditions shows rebar exposed from significant abrasion damage to stilling basin apron in high velocity areas

이 구조물에 대한 수리를 위한 예비 설계 동안 간단한 분석에 따르면 구조물의 미수를 높이는 것이 방수로 토우 근처의 구조물에 수력학적 점프를 만드는 데 도움이 될 것이며, 이는 정수 유역 계류장과 계류장을 가로지르는 극한 속도를 감소시킬 것입니다. 따라서 구조의 마모를 크게 줄입니다(그림 5 참조). 이 예비 제안 조건 CFD 모델은 엔드 실 높이만 높였습니다. 구조물 하류의 하천 시스템의 상태와 지형은 나머지 설계 수명 동안 구조물의 안정성을 보장하기 위해 모든 최종 설계 조건에 대해 평가되어야 합니다.

Figure 5. Preliminary design check to verify velocities under a raised tailwater condition at a 2-year event discharge. Velocity cross section slices shown.

CFD 모델은 설계 상황이 확립된 설계 방정식 및 절차의 한계 내에 깔끔하게 속하지 않을 때 유압을 확인하는 또 다른 도구를 제공합니다. 구조와 유역의 개요에 대해 자세히 설명하는 전체적인 관점은 프로젝트 현장의 현재와 미래의 상태를 평가하는 데 필요합니다. 이 예에서 구조의 설계 및 작동은 원래 설계와 매우 유사하게 유지됩니다. 구조 주변에서 변경된 것은 하천 시스템입니다. CFD는 현장 조건 변경으로 인해 예기치 않은 수리력 및 구조 손상이 발생할 때 복잡한 수리력을 분석할 수 있는 도구 상자의 또 다른 도구를 제공합니다.

CFD 또는 여기 Ayres에서 제공하는 유압 엔지니어링 서비스에 대한 자세한 내용은 Matthew Hickox, PE에게 문의하십시오.

Fig. 11. Velocity vectors along x-direction through the center of the box culvert for B0, B30, B50, and B70 respectively.

Numerical investigation of scour characteristics downstream of blocked culverts

막힌 암거 하류의 세굴 특성 수치 조사

NesreenTaha^bMaged M.El-Feky^aAtef A.El-Saiad^aIsmailFathy^a
^aDepartment of Water and Water Structures Engineering, Faculty of Engineering, Zagazig University, Zagazig 44519, Egypt
^bLab Manager, Faculty of Engineering, Zagazig University, Zagazig 44519, Egypt

Abstract

횡단 구조물을 통한 막힘은 안정성을 위협하는 위험한 문제 중 하나입니다. 암거의 막힘 형상 및 하류 세굴 특성에 미치는 영향에 관한 연구는 거의 없습니다.

이 연구의 목적은 수면과 세굴 모두에서 상자 암거를 통한 막힘의 작용을 수치적으로 논의하는 것입니다. 이를 위해 FLOW 3D v11.1.0을 사용하여 퇴적물 수송 모델을 조사했습니다.

상자 암거를 통한 다양한 차단 비율이 연구되었습니다. FLOW 3D 모델은 실험 데이터로 보정되었습니다. 결과는 FLOW 3D 프로그램이 세굴 다운스트림 상자 암거를 정확하게 시뮬레이션할 수 있음을 나타냅니다.

막힌 경우에 대한 속도 분포, 최대 세굴 깊이 및 수심을 플롯하고 비차단된 사례(기본 사례)와 비교했습니다.

그 결과 암거 높이의 70% 차단율은 상류의 수심을 암거 높이의 2.3배 증가시키고 평균 유속은 기본 경우보다 3배 더 증가시키는 것으로 입증되었다. 막힘 비율의 함수로 상대 최대 세굴 깊이를 추정하는 방정식이 만들어졌습니다.

Blockage through crossing structures is one of the dangerous problems that threaten its stability. There are few researches concerned with blockage shape in culverts and its effect on characteristics of scour downstream it.

The study’s purpose is to discuss the action of blockage through box culvert on both water surface and scour numerically. A sediment transport model has been investigated for this purpose using FLOW 3D v11.1.0. Different ratios of blockage through box culvert have been studied. The FLOW 3D model was calibrated with experimental data.

The results present that the FLOW 3D program was capable to simulate accurately the scour downstream box culvert. The velocity distribution, maximum scour depth and water depths for blocked cases have been plotted and compared with the non-blocked case (base case).

The results proved that the blockage ratio 70% of culvert height makes the water depth upstream increases by 2.3 times of culvert height and mean velocity increases by 3 times more than in the base case. An equation has been created to estimate the relative maximum scour depth as a function of blockage ratio.

1. Introduction

Local scour is the removal of granular bed material by the action of hydrodynamic forces. As the depth of scour hole increases, the stability of the foundation of the structure may be endangered, with a consequent risk of damage and failure [1]. So the prediction and control of scour is considered to be very important for protecting the water structures from failure. Most previous studies were designed to study the different factors that impact on scour and their relationship with scour hole dimensions like fluid characteristics, flow conditions, bed properties, and culvert geometry. Many previous researches studied the effect of flow rate on scour hole by information Froude number or modified Froude number [2], [3], [4], [5], [6]. Cesar Mendoza [6] found a good correlation between the scour depth and the discharge Intensity (Qg^−.5D^−2.5). Breusers and Raudkiv [7] used shear velocity in the outlet-scour prediction procedure. Ali and Lim [8] used the densimetric Froude number in estimation of the scour depth [1], [8], [9], [10], [11], [12], [13], [14]. “The densimetric Froude number presents the ratio of the tractive force on sediment particle to the submerged specific weight of the sediment” [15](1)Fd=uρsρ-1gD50

Ali and Lim [8] pointed to the consequence of tailwater depth on scour behavior [1], [2], [8], [13]. Abida and Townsend [2] indicated that the maximum depth of local scour downstream culvert was varying with the tailwater depth in three ways: first, for very shallow tailwater depths, local scouring decreases with a decrease in tailwater depth; second, when the ratio of tailwater depth to culvert height ranged between 0.2 and 0.7, the scour depth increases with decreasing tailwater depth; and third for a submerged outlet condition. The tailwater depth has only a marginal effect on the maximum depth of scour [2]. Ruff et al. [16] observed that for materials having similar mean grain sizes (d₅₀) but different standard deviations (σ). As (σ) increased, the maximum scour hole depth decreased. Abt et al. [4] mentioned to role of soil type of maximum scour depth. It was noticed that local scour was more dangerous for uniform sands than for well-graded mixtures [1], [2], [4], [9], [17], [18]. Abt et al [3], [19] studied the culvert shape effect on scour hole. The results evidenced that the culvert shape has a limited effect on outlet scour. Under equivalent discharge conditions, it was noted that a square culvert with height equal to the diameter of a circular culvert would reduce scour [16], [20]. The scour hole dimension was also effected by the culvert slope. Abt et al. [3], [21] showed that the culvert slope is a key element in estimating the culvert flow velocity, the discharge capacity, and sediment transport capability. Abt et al. [21], [22] tested experimentally culvert drop height effect on maximum scour depth. It was observed that as the drop height was increasing, the depth of scour was also increasing. From the previous studies, it could have noticed that the most scour prediction formula downstream unblocked culvert was the function of densimetric Froude number, soil properties (d₅₀, σ), tailwater depth and culvert opening size. Blockage is the phenomenon of plugging water structures due to the movement of water flow loaded with sediment and debris. Water structures blockage has a bad effect on water flow where it causes increasing of upstream water level that may cause flooding around the structure and increase of scour rate downstream structures [23], [24]. The blockage phenomenon through was studied experimentally and numerical [15], [25], [26], [27], [28], [29], [30], [31], [32], [33]. Jaeger and Lucke [33] studied the debris transport behavior in a natural channel in Australia. Froude number scale model of an existing culvert was used. It was noticed that through rainfall event, the mobility of debris was impressed by stream shape (depth and width). The condition of the vegetation (size and quantities) through the catchment area was the main factor in debris transport. Rigby et al. [26] reported that steep slope was increasing the ability to mobilize debris that form field data of blocked culverts and bridges during a storm in Wollongong city.

Streftaris et al. [32] studied the probability of screen blockage by debris at trash screens through a numerical model to relate between the blockage probability and nature of the area around. Recently, many commercial computational fluid programs (CFD) such as SSIIM, Fluent, and FLOW 3D are used in the analysis of the scour process. Scour and sediment transport numerical model need to validate by using experimental data or field data [34], [35], [36], [37], [38]. Epely-Chauvin et al. [36] investigated numerically the effect of a series of parallel spur diked. The experimental data were compared by SSIIM and FLOW 3D program. It was found that the accuracy of calibrated FLOW 3D model was better than SSIIM model. Nielsen et al. [35] used the physical model and FLOW 3D model to analyze the scour process around the pile. The soil around the pile was uniform coarse stones in the physical models that were simulated by regular spheres, porous media, and a mixture of them. The calibrated porous media model can be used to determine the bed shear stress. In partially blocked culverts, there aren’t many studies that explain the blockage impact on scour dimensions. Sorourian et al. [14], [15] studied the effect of inlet partial blockage on scour characteristics downstream box culvert. It resulted that the partial blockage at the culvert inlet could be the main factor in estimating the depth of scour. So, this study is aiming to investigate the effects of blockage through a box culvert on flow and scour characteristics by different blockage ratios and compares the results with a non-blocked case. Create a dimensionless equation relates the blockage ratio of the culvert with scour characteristics downstream culvert.

2. Experimental data

The experimental work of the study was conducted in the Hydraulics and Water Engineering Laboratory, Faculty of Engineering, Zagazig University, Egypt. The flume had a rectangular cross-section of 66 cm width, 65.5 cm depth, and 16.2 m long. A rectangular culvert was built with 0.2 m width, 0.2 m height and 3.00 m long with θ = 25° gradually outlet and 0.8 m fixed apron. The model was located on the mid-point of the channel. The sediment part was extended for a distance 2.20 m with 0.66 m width and 0.20 m depth of coarse sand with specific weight 1.60 kg/cm³, d₅₀ = 2.75 mm and σ (d₉₀/d₅₀) = 1.50. The particle size distribution was as shown in Fig. 1. The experimental model was tested for different inlet flow (Q) of 25, 30, 34, 40 l/s for different submerged ratio (S) of 1.25, 1.50, 1.75.

3. Dimensional analysis

A dimensional analysis has been used to reduce the number of variables which affecting on the scour pattern downstream partial blocked culvert. The main factors affecting the maximum scour depth are:(2)ds=f(b.h.L.hb.lb.Q.ud.hu.hd.D50.ρ.ρs.g.ls.dd.ld)

Fig. 2 shows a definition sketch of the experimental model. The maximum scour depth can be written in a dimensionless form as:(3)dsh=f(B.Fd.S)where the d_s/h is the relative maximum scour depth.

4. Numerical work

The FLOW 3D is (CFD) program used by many researchers and appeared high accuracy in solving hydrodynamic and sediment transport models in the three dimensions. Numerical simulation with FLOW 3D was performed to study the impacts of blockage ratio through box culvert on shear stress, velocity distribution and the sediment transport in terms of the hydrodynamic features (water surface, velocity and shear stress) and morphological parameters (scour depth and sizes) conditions in accurately and efficiently. The renormalization group (RNG) turbulence model was selected due to its high ability to predict the velocity profiles and turbulent kinetic energy for the flow through culvert [39]. The one-fluid incompressible mode was used to simulate the water surface. Volume of fluid (VOF) method was employed in FLOW 3D to tracks a liquid interface through arbitrary deformations and apply the correct boundary conditions at the interface [40].1.

Governing equations

Three-dimensional Reynolds-averaged Navier Stokes (RANS) equation was applied for incompressible viscous fluid motion. The continuity equation is as following:(4)VF∂ρ∂t+∂∂xρuAx+∂∂yρvAy+∂∂zρwAz=RDIF(5)∂u∂t+1VFuAx∂u∂x+vAy∂u∂y+ωAz∂u∂z=-1ρ∂P∂x+Gx+fx(6)∂v∂t+1VFuAx∂v∂x+vAy∂v∂y+ωAz∂v∂z=-1ρ∂P∂y+Gy+fy(7)∂ω∂t+1VFuAx∂ω∂x+vAy∂ω∂y+ωAz∂ω∂z=-1ρ∂P∂z+Gz+fz

ρ is the fluid density,

V_F is the volume fraction,

(x,y,z) is the Cartesian coordinates,

(u,v,w) are the velocity components,

(A_x,A_y,A_z) are the area fractions and

R_DIF is the turbulent diffusion.

P is the average hydrodynamic pressure,

(G_x, G_y, G_z) are the body accelerations and

(f_x, f_y, f_z) are the viscous accelerations.

The motion of sediment transport (suspended, settling, entrainment, bed load) is estimated by predicting the erosion, advection and deposition process as presented in [41].

The critical shields parameter is (θ_cr) is defined as the critical shear stress τ_cr at which sediments begin to move on a flat and horizontal bed [41]:(8)θcr=τcrgd50(ρs-ρ)

The Soulsby–Whitehouse [42] is used to predict the critical shields parameter as:(9)θcr=0.31+1.2d∗+0.0551-e(-0.02d∗)(10)d∗=d50g(Gs-1ν3where:

d_* is the dimensionless grain size

G_s is specific weight (G_s = ρ_s/ρ)

The entrainment coefficient (0.005) was used to scale the scour rates and fit the experimental data. The settling velocity controls the Soulsby deposition equation. The volumetric sediment transport rate per width of the bed is calculated using Van Rijn [43].2.

Meshing and geometry of model

After many trials, it was found that the uniform cell size with 0.03 m cell size is the closest to the experimental results and takes less time. As shown in Fig. 3. In x-direction, the total model length in this direction is 700 cm with mesh planes at −100, 0, 300, 380 and 600 cm respectively from the origin point, in y-direction, the total model length in this direction is 66 cm at distances 0, 23, 43 and 66 cm respectively from the origin point. In z-direction, the total model length in this direction is 120 cm. with mesh planes at −20, 0, 20 and 100 cm respectively.3.

Boundary condition

As shown in Fig. 4, the boundary conditions of the model have been defined to simulate the experimental flow conditions accurately. The upstream boundary was defined as the volume flow rate with a different flow rate. The downstream boundary was defined as specific pressure with different fluid elevation. Both of the right side, the left side, and the bottom boundary were defined as a wall. The top boundary defined as specified pressure with pressure value equals zero.

5. Validation of experimental results and numerical results

The experimental results investigated the flow and scour characteristics downstream culvert due to different flow conditions. The measured value of maximum scour depth is compared with the simulated depth from FLOW 3D model as shown in Fig. 5. The scour results show that the simulated results from the numerical model is quite close to the experimental results with an average error of 3.6%. The water depths in numerical model results is so close to the experimental results as shown in Fig. 6 where the experiment and numerical results are compared at different submerged ratios and flow rates. The results appear maximum error percentage in water depths upstream and downstream the culvert is about 2.37%. This indicated that the FLOW 3D is efficient for the prediction of maximum scour depth and the flow depths downstream box culvert.

6. Computation time

The run time was chosen according to reaching to the stability limit. Hydraulic stability was achieved after 50 s, where the scour development may still go on. For run 1, the numerical simulation was run for 1000 s as shown in Fig. 7 where it mostly reached to scour stability at 800 s. The simulation time was taken 500 s at about 95% of scour stability.

7. Analysis and discussions

Fig. 8 shows the study sections where sec 1 represents to upstream section, sec2 represents to inside section and sec3 represents to downstream stream section. Table 1 indicates the scour hole dimensions at different blockage case. The symbol (B) represents to blockage and the number points to blockage ratio. B0 case signifies to the non-blocked case, B30 is that blockage height is 30% to the culvert height and so on.

Table 1. The scour results of different blockage ratio.

Case	h_{b cm}	B = h_b/h	Q lit/s	S	F_d	d_{50 mm}	d_s/h measured	l_s/h	d_d/h	l_d/h	d_s/h estimated
B0	0	0	35	1.26	1.69	2.5	0.58	1.50	0.27	5.00	0.46
B30	6	0.30	35	1.26	1.68	2.5	0.48	1.25	0.27	4.25	0.40
B50	10	0.50	35	1.22	1.74	2.5	0.45	1.10	0.24	4.00	0.37
B70	14	0.70	35	1.23	1.73	2.5	0.43	1.50	0.16	5.50	0.33

7.1. Scour hole geometry

The scour hole geometry mainly depends on the properties of soil of the bed downstream the fixed apron. From Table 1, the results show that the maximum scour depth in B0 case is about 0.58 of culvert height while the maximum deposition in B0 is 0.27 culvert height. There is a symmetric scour hole as shown in Fig. 9 in B0 case. An asymmetric scour hole is created in B50 and B70 due to turbulences that causes the deviation of the jet direction from the center of the flume where appear in Fig. 11 and Fig. 19.

7.2. Flow water surface

Fig. 10 presents the relative free surface water (h_w/h) along the x-direction at center of the box culvert. From the mention Figure, it is easy to release the effect of different blockage ratios. The upstream water level rises by increasing the blockage ratio. Increasing upstream water level may cause flooding over the banks of the waterway. In the 70% blockage case, the upstream water level rises to 2.3 times of culvert height more than the non-blocked case at the same discharge and submerged ratio. The water surface profile shows an increase in water level upstream the culvert due to a decrease in transverse velocity. Because of decreasing velocity downstream culvert, there is an increase in water level before it reaches its uniform depth.

7.3. Velocity vectors

Scour downstream hydraulic structures mainly affects by velocities distribution and bed shear stress. Fig. 11 shows the velocity vectors and their magnitude in xz plane at the same flow conditions. The difference in the upstream water level due to the different blockage ratios is so clear. The maximum water level is in B70 and the minimum level is in B0. The inlet mean velocity value is about 0.88 m/s in B0 increases to 2.86 m/s in B70. As the blockage ratio increases, the inlet velocity increases. The outlet velocity in B0 case makes downward jet causes scour hole just after the fixed apron in the middle of the bed while the blockage causes upward water flow that appears clearly in B70. The upward jet decreases the scour depth to 0.13 culvert height less than B0 case. After the scour hole, the velocity decreases and the flow becomes uniform.

7.4. Velocity distribution

Fig. 12 represents flow velocity (Vx) distribution along the vertical depth (z/h_u) upstream the inlet for the different blockage ratios at the same flow conditions. From the Figure, the maximum velocity creates closed to bed in B0 while in blocked case, the maximum horizontal velocity creates at 0.30 of relative vertical depth (z/h_u). Fig. 13 shows the (Vz) distribution along the vertical depth (z/h_u) upstream culvert at sec 1. From the mentioned Figure, it is easy to note that the maximum vertical is in B70 which appears that as the blockage ratio increases the vertical ratio also increases. In the non-blocked case. The vertical velocity (Vz) is maximum at (z/h_u) equals 0.64. At the end of the fixed apron (sec 3), the horizontal velocity (Vx) is slowly increasing to reach the maximum value closed to bed in B0 and B30 while the maximum horizontal velocity occurs near to the top surface in B50 and B70 as shown in Fig. 14. The vertical velocity component along the vertical depth (z/h_d) is presented in Fig. 15. The vertical velocity (Vz) is maximum in B0 at vertical depth (z/h_d) 0.3 with value 0.45 m/s downward. Figs. 16 and 17 observe velocity components (Vx, Vz) along the vertical depth just after the end of blockage length at the centerline of the culvert barrel. It could be noticed the uniform velocity distribution in B0 case with horizontal velocity (Vx) closed to 1.0 m/s and vertical velocity closed to zero. In the blocked case, the maximum horizontal velocity occurs in depth more than the blockage height.

7.5. Bed velocity distribution

Fig. 18 presents the x-velocity vectors at 1.5 cm above the bed for different blockage ratios from the velocity vectors distribution and magnitude, it is easy to realize the position of the scour hole and deposition region. In B0 and B30, the flow is symmetric so that the scour hole is created around the centerline of flow while in B50 and B70 cases, the flow is asymmetric and the scour hole creates in the right of flow direction in B50. The maximum scour depth is found in the left of flow direction in B70 case where the high velocity region is found.

8. Maximum scour depth prediction

Regression analysis is used to estimate maximum scour depth downstream box culvert for different ratios of blockage by correlating the maximum relative scour by other variables that affect on it in one formula. An equation is developed to predict maximum scour depth for blocked and non-blocked. As shown in the equation below, the relative maximum scour depth(d_s/h_d) is a function of densimetric Froude number (F_d), blockage ratio (B) and submerged ratio (S)(11)dsh=0.56Fd-0.20B+0.45S-1.05

In this equation the coefficient of correlation (R²) is 0.82 with standard error equals 0·08. The developed equation is valid for F_d = [0.9 to 2.10] and submerged ratio (S) ≥ 1.00. Fig. 19 shows the comparison between relative maximum scour depths (d_s/h) measured and estimated for different blockage ratios. Fig. 20 clears the comparison between residuals and d_s/h estimated for the present study. From these figures, it could be noticed that there is a good agreement between the measured and estimated relative scour depth.

9. Comparison with previous scour equations

Many previous scour formulae have been produced for calculation the maximum scour depth downstream non-blockage culvert. These equations have been included the effect of flow regime, culvert shape, soil properties and the flow rate on maximum scour depth. Two of previous experimental studies data have been chosen to be compared with the present study results in non-blocked study data. Table 2 shows comparison of culvert shape, densmetric Froude number, median particle size and scour equations for these previous studies. By applying the present study data in these studies scour formula as shown in Fig. 21, it could be noticed that there are a good agreement between present formula results and others empirical equations results. Where that Lim [44] and Abt [4] are so closed to the present study data.

Table 2. Comparison of some previous scour formula.

Researchers	F_d	Culvert shape	d₅₀(mm)	Proposed equation	Submerged ratio
Present study	0.9–2.11	square	2.75	dsh=0.56Fd-0.20B+0.45S-1.05	1.25–1.75
Lim [44]	1–10	Circular	1.65	dsh=0.45Fd	0.47
Abt [4]	Fd ≥ 1	Circular	0.22–7.34-	dsh=3.67Fd0.57∗D500.4∗σ-0.4	–

10. Conclusions

The present study has shown that the FLOW 3D model can accurately simulate water surface and the scour hole characteristics downstream the box culvert with error percentage in water depths does not exceed 2.37%. Velocities distribution through and outlets culvert barrel helped on understanding the scour hole shape.

The blockage through culvert had caused of increasing of water surface upstream structure where the upstream water level in B70 was 2.3 of culvert height more than non-blocked case at the same discharge that could be dangerous on the stability of roads above. The depth averaged velocity through culvert barrel increased by 3 times its value in non-blocked case.

On the other hand, blockage through culvert had a limited effect on the maximum scour depth. The little effect of blockage on maximum scour depth could be noticed in Fig. 11. From this Figure, it could be noted that the residual part of culvert barrel after the blockage part had made turbulences. These turbulences caused the deviation of the flow resulting in the formation of asymmetric scour hole on the side of channel. This not only but in B70 the blockage height caused upward jet which made a wide far scour hole as cleared from the results in Table 1.

An empirical equation was developed from the results to estimate the maximum scour depth relative to culvert height function of blockage ratio (B), submerged ratio (S), and densimetric Froude number (F_d). The equation results was compared with some scour formulas at the same densimetric Froude number rang where the present study results was in between the other equations results as shown in Fig. 21.

Declaration of Competing Interest

The authors declare that they have no known competing financial interests or personal relationships that could have appeared to influence the work reported in this paper.

References

[1]P. Sarathi, M. Faruque, R. BalachandarInfluence of tailwater depth, sediment size and densimetric Froude number on scour by submerged square wall jetsJ. Hydraul. Res., 46 (2) (2008), pp. 158-175CrossRef View Record in Scopus Google Scholar [2]H. Abida, R. TownsendLocal scour downstream of box-culvert outletsJ. Irrig. Drain. Eng., 117 (3) (1991), pp. 425-440CrossRef View Record in Scopus Google Scholar [3]S.R. Abt, C.A. Donnell, J.F. Ruff, F.K. DoehringCulvert Slope and Shape Effects on Outlet ScourTransp. Res. Rec., 1017 (1985), pp. 24-30View Record in Scopus Google Scholar [4]S.R. Abt, R.L. Kloberdanz, C. MendozaUnified culvert scour determinationJ. Hydraul. Eng., 110 (10) (1984), pp. 1475-1479CrossRef View Record in Scopus Google Scholar [5]J.P. Bohan, Erosion And Riprap Requirements At Culvert And Storm-Drain Outlets, ARMY ENGINEER WATERWAYS EXPERIMENT STATION VICKSBURG MISS1970.Google Scholar [6]C. Mendoza, S.R. Abt, J.F. RuffHeadwall influence on scour at culvert outletsJ. Hydraul. Eng., 109 (7) (1983), pp. 1056-1060CrossRef View Record in Scopus Google Scholar [7]H. Breusers, A. Raudkivi, Scouring, hydraulic structures design manual, vol. 143, IAHR, AA Balkema, Rotterdam, 1991.Google Scholar [8]K. Ali, S. LimLocal scour caused by submerged wall jetsProc. Inst. Civ. Eng., 81 (4) (1986), pp. 607-645CrossRef View Record in Scopus Google Scholar [9]O. Aderibigbe, N. RajaratnamEffect of sediment gradation on erosion by plane turbulent wall jetsJ. Hydraul. Eng., 124 (10) (1998), pp. 1034-1042View Record in Scopus Google Scholar [10]F.W. Blaisdell, C.L. AndersonA comprehensive generalized study of scour at cantilevered pipe outletsJ. Hydraul. Res., 26 (4) (1988), pp. 357-376CrossRef View Record in Scopus Google Scholar [11]Y.-M. Chiew, S.-Y. LimLocal scour by a deeply submerged horizontal circular jetJ. Hydraul. Eng., 122 (9) (1996), pp. 529-532View Record in Scopus Google Scholar [12]R.A. Day, S.L. Liriano, W.R. WhiteEffect of tailwater depth and model scale on scour at culvert outletsProc. Instit. Civil Eng. – Water Marit. Eng., 148 (3) (2001), pp. 189-198http://www.icevirtuallibrary.com/doi/10.1680/wame.2001.148.3.189, 10.1680/wame.2001.148.3.189 View Record in Scopus Google Scholar [13]S. Emami, A.J. SchleissPrediction of localized scour hole on natural mobile bed at culvert outletsScour and Erosion (2010), pp. 844-853CrossRef View Record in Scopus Google Scholar [14]S. Sorourian, A. Keshavarzi, J. Ball, B. SamaliStudy of Blockage Effect on Scouring Pattern Downstream of a Box Culvert under Unsteady FlowAustr. J Water Resor. (2013)Google Scholar [15]S. Sorourian, Turbulent Flow Characteristics At The Outlet Of Partially Blocked Box Culverts, in: 36th IAHR World Congress, The Hague, the Netherlands, 2015.Google Scholar [16]J. Ruff, S. Abt, C. Mendoza, A. Shaikh, R. KloberdanzScour at culvert outlets in mixed bed materialsUnited States. Federal Highway Administration. Office of Research and Development (1982)Google Scholar [17]S.A. Ansari, U.C. Kothyari, K.G.R. RajuInfluence of cohesion on scour under submerged circular vertical jetsJ. Hydraul. Eng., 129 (12) (2003), pp. 1014-1019View Record in Scopus Google Scholar [18]B. Crookston B. Tullis, Scour and Riprap Protection in a Bottomless Arch Culvert, in: World Environmental and Water Resources Congress 2008: Ahupua’A, 2008, pp. 1–10.Google Scholar [19]S.R. Abt, J. Ruff, F. Doehring, C. DonnellInfluence of culvert shape on outlet scourJ. Hydraul. Eng., 113 (3) (1987), pp. 393-400View Record in Scopus Google Scholar [20]Y.H. Chen, Scour at outlets of box culverts, Colorado State University, 1970.Google Scholar [21]S. Abt, P. Thompson, T. LewisEnhancement of the culvert outlet scour estimation equationsTransp. Res. Rec. J. Transp. Res. Board, 1523 (1996), pp. 178-185View Record in Scopus Google Scholar [22]F.K. Doehring, S.R. AbtDrop height influence on outlet scourJ. Hydraul. Eng., 120 (12) (1994), pp. 1470-1476CrossRef View Record in Scopus Google Scholar [23]W. Weeks, A. Barthelmess, E. Rigby, G. Witheridge, R. Adamson, Australian rainfall and runoff revison project 11: blockage of hydraulic structures, 2009.Google Scholar [24]W. Weeks, G. Witheridge, E. Rigby, A. BarthelmessProject 11: blockage of hydraulic structuresEngineers Australia (2013)Google Scholar [25]S.R. Abt, T.E. Brisbane, D.M. Frick, C.A. McKnightTrash rack blockage in supercritical flowJ. Hydraul. Eng., 118 (12) (1992), pp. 1692-1696View Record in Scopus Google Scholar [26]E. Rigby, M. Boyd, S. Roso, P. Silveri, A. Davis, Causes and effects of culvert blockage during large storms, in: Global solutions for urban drainage, 2002, pp. 1–16.Google Scholar [27]S. Roso, M. Boyd, E. Rigby, R. VanDrie“Prediction of increased flooding in urban catchments due to debris blockage and flow diversionsProceedings Novatech (2004), pp. 8-13View Record in Scopus Google Scholar [28]C.-D. Jan, C.-L. ChenDebris flows caused by Typhoon Herb in Taiwanin Debris-Flow Hazards and Related Phenomena, Springer (2005), pp. 539-563CrossRef Google Scholar [29]L.W. Zevenbergen, P.F. Lagasse, P.E. Clopper, Effects of debris on bridge pier scour, in: World Environmental and Water Resources Congress 2007: Restoring Our Natural Habitat, 2007, pp. 1–10.Google Scholar [30]A. Barthelmess, E. Rigby, Estimating Culvert and Bridge Blockages-a Simplified Procedure, in: Proceedings of the 34th World Congress of the International Association for Hydro-Environment Research and Engineering: 33rd Hydrology and Water Resources Symposium and 10th Conference on Hydraulics in Water Engineering, Engineers Australia, 2011, pp. 39.Google Scholar [31]E. Rigby, A. Barthelmess, Culvert Blockage Mechanisms and their Impact on Flood Behaviour, in: Proceedings of the 34th World Congress of the International Association for Hydro-Environment Research and Engineering: 33rd Hydrology and Water Resources Symposium and 10th Conference on Hydraulics in Water Engineering, Engineers Australia, 2011, pp. 380.Google Scholar [32]G. Streftaris, N. Wallerstein, G. Gibson, S. ArthurModeling probability of blockage at culvert trash screens using Bayesian approachJ. Hydraul. Eng., 139 (7) (2012), pp. 716-726Google Scholar [33]R. Jaeger, T. LuckeInvestigating the relationship between rainfall intensity, catchment vegetation and debris mobilityInt. J. GEOMATE, 12 (33) (2017), pp. 22-29 Download PDF View Record in Scopus Google Scholar [34]S. Amiraslani, J. Fahimi, H. Mehdinezhad, The Numerical Investigation of Free Falling Jet’s Effect On the Scour of Plunge Pool, in: XVIII International conference on water resources, Tehran University, Iran, 2008.Google Scholar [35]A.W. Nielsen, X. Liu, B.M. Sumer, J. FredsøeFlow and bed shear stresses in scour protections around a pile in a currentCoast. Eng., 72 (2013), pp. 20-38Article Download PDF View Record in Scopus Google Scholar [36]G. Epely-Chauvin, G. De Cesare, S. SchwindtNumerical modelling of plunge pool scour evolution in non-cohesive sedimentsEng. Appl. Comput. Fluid Mech., 8 (4) (2014), pp. 477-487 Download PDF CrossRef View Record in Scopus Google Scholar [37]H. Karami, H. Basser, A. Ardeshir, S.H. HosseiniVerification of numerical study of scour around spur dikes using experimental dataWater Environ. J., 28 (1) (2014), pp. 124-134CrossRef View Record in Scopus Google Scholar [38]S.-H. Oh, K.S. Lee, W.-M. JeongThree-dimensional experiment and numerical simulation of the discharge performance of sluice passageway for tidal power plantRenew. Energy, 92 (2016), pp. 462-473Article Download PDF View Record in Scopus Google Scholar [39]M.A. Khodier, B.P. TullisExperimental and computational comparison of baffled-culvert hydrodynamics for fish passageJ. Appl. Water Eng. Res. (2017), pp. 1-9CrossRef View Record in Scopus Google Scholar [40]F.S. Inc., FLOW-3D user’s manual, Flow Science, Inc., 2009.Google Scholar [41]G. Wei, J. Brethour, M. Grünzner, J. BurnhamSedimentation scour modelFlow Science Report, 7 (2014), pp. 1-29View Record in Scopus Google Scholar [42]R. Soulsby, R. Whitehouse, Threshold of sediment motion in coastal environments, in: Pacific Coasts and Ports’ 97: Proceedings of the 13th Australasian Coastal and Ocean Engineering Conference and the 6th Australasian Port and Harbour Conference, vol. 1, Centre for Advanced Engineering, University of Canterbury, 1997, pp. 145.Google Scholar [43]L.C.v. RijnSediment transport, part II: suspended load transportJ. Hydraul. Eng., 110 (11) (1984), pp. 1613-1641View Record in Scopus Google Scholar [44]S Y LIMScour below unsubmerged full-flowing culvert outletsProc. Instit. Civil Eng. – Water Marit. Energy, 112 (2) (1995), pp. 136-149http://www.icevirtuallibrary.com/doi/10.1680/iwtme.1995.27659, 10.1680/iwtme.1995.27659 View Record in Scopus Google Scholar

Peer review under responsibility of Faculty of Engineering, Alexandria University.

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

Arabian Journal of Geosciences volume 14, Article number: 90 (2021) Cite this article

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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

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

Fig10 3D flow simulation to improve the design and operation of the dam bottom outlets

References

Atkinson E (1996) The feasibility of flushing sediment from the reservoir. Report OD 137. Wallingford.
Brandt SA (2000) A review of reservoir desiltation. International Journal of Sediment Research. 15:321–342Google Scholar
Brethour J (2003) Modeling sediment scour. Flow Science Inc. Report FSI-03-TN62
Brethour J, Burnham J (2010) Modeling sediment erosion and deposition with the FLOW-3D sedimentation & scour model. Flow Science Technical Note. FSI-10-TN85, pp: 1-22.
Dawdy DR, Vanoni VA (1986) Modeling alluvial channels. Water Resources Research. Vol. 22(9S):71S–81SGoogle Scholar
Dehghani AA, Mosaedi A, Imamgholizadeh S, Meshkati ME (2010) Experimental investigation of pressure flushing technique in reservoir storages. Application Plans of the Ministry of Energy
Epely-Chauvin G, De Cesare G, Schwindt S (2014) Numerical modelling of plunge pool scour evolution in non-cohesive sediments. Engineering Applications of Computational Fluid Mechanics. 8(4):477–487. https://doi.org/10.1080/19942060.2014.11083301 Article Google Scholar
Esmaeili T, Sumi T, Kantoush SA, Kubota Y, Haun S, Rüther N (2017) Three-dimensional numerical study of free-flow sediment flushing to increase the flushing efficiency: a case-study reservoir in Japan. Water. Vol. 9. No. 11, p. 900. https://doi.org/10.3390/w9110900 .
Fang D, Cao S (1996) An experimental study on scour funnel in front of a sediment flushing outlet of a reservoir. Proceedings of the 6th Federal Interagency Sedimentation Conference. Las Vegas. March 10-14, pp: I.78-I.84.
Hemphil RG (1931) Silting and life of southwestern reservoirs. Proceedings of the American Society of Civil Engineers. 56(5):967–980Google Scholar
Holly FM, Cunge JA (1975) Time dependent mass dispersion in natural streams. In: Modelling Techniques. ASCE, San Francisco, pp 1121–1137Google Scholar
Huan CC, Lai JS, Lee FZ, Tan Y C (2018) Physical model-based investigation of reservoir sedimentation processes. Water. Vol. 10, No. 4, p. 352. https://doi.org/10.3390/w10040352.
Khosronejad A, Rennie CD, Neyshabouri AS, Gholami I (2008) Three-dimensional numerical modeling of reservoir sediment release. Journal of Hydraulic Research. 46(2):209–223. https://doi.org/10.1080/00221686.2008.9521856 Article Google Scholar
Lai JS, Shen HW (1996) Flushing sediment through reservoirs. Journal of Hydraulic Research. 34(2):237–255. https://doi.org/10.1080/00221689609498499 Article Google Scholar
Lyn H (1987) Unsteady sediment transport modeling. Journal of Hydraulic Engineering. ASCE 110(4):450–466Google Scholar
Meshkati ME, Dehghani AA, Naser G, Emamgholizadeh S, Mosaedi A (2009) Evolution of developing flushing cone during the pressurized flushing in reservoir storage. World Academy of Science. Engineering and Technology 58:1107–1111Google Scholar
Morris GL (1995) Reservoir sedimentation and sustainable development in India: problem scope and remedial strategies. Sixth International Symposium on River Sedimentation, Management of Sediment: Philosophy, Aims, and Techniques, New Delhi.
Morris GL, Fan J (1998) Reservoir sedimentation handbook: design and management of dams, reservoirs, and watersheds for sustainable use. McGraw Hill, New York. USAGoogle Scholar
Movahedi A, Kavianpour MR, Yamini OA (2018) Evaluation and modeling scouring and sedimentation around downstream of large dams. Environmental Earth Sciences 77:1–17. https://doi.org/10.1007/s12665-018-7487-2 Article Google Scholar
Petkovšek G, Roca M, Kitamura Y (2020) Sediment flushing from reservoirs: a review. Dams and Reservoirs. 30(1):12–21. https://doi.org/10.1680/jdare.20.00005 Article Google Scholar
Sawadogo O, Basson GR, Schneiderbauer S (2019) Physical and coupled fully three-dimensional numerical modeling of pressurized bottom outlet flushing processes in reservoirs. International Journal of Sediment Research. 34:461–474. https://doi.org/10.1016/j.ijsrc.2019.02.001 Article Google Scholar
Scheuerlein H, Tritthart M, Nunez-Gonzalez F (2004) Numerical and physical modeling concerning the removal of sediment deposits from reservoirs. Conference proceeding of Hydraulic of Dams and River Structures, Tehran, Iran, pp 245–254Google Scholar
Török GT, Baranya S, Rüther N (2017) 3D CFD modeling of local scouring, bed armoring and sediment deposition. Water. Vol. 9, No. 1, p. 56, https://doi.org/10.3390/w9010056.
White WR, Bettess R (1984) The feasibility of flushing sediments through reservoirs. challenges in African hydrology and water resources Proceedings of the Harare Symposium, IAHS Publication, No.144, pp. 577-587.
Xie Z (2011) Theoretical and numerical research on sediment transport in pressurized flow conditions. The University of Nebraska-Lincoln.
Yucel O, Graf WH (1973) Bed load deposition and delta formation: a mathematical model. December 1973. Fritz Laboratory Reports. 2062.

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FIGURA 4.9. DISTRIBUCIÓN DE PRESIONES SOBRE EL PANEL SUMERGIDO ELABORADO: Jurado – Oñate, 2020

Analysis of Sediment Transport Downstream of Submerged Panels Applying the Flow 3D Program

Jurado Amaluisa, Luis Alfredo
Oñate Oñate, Veronica Cristina

FLOW-3D 프로그램을 적용한 수중 패널의 하류 퇴적물 이동 분석

이 조사의 목적은 실험 모델 f Khaled Hamad의 박사 학위 논문 인 Submerged Vanes의 실험적 난류 분석을 기반으로 FLOW 3D 컴퓨터 패키지를 사용하여 3 차원 수치 모델링을 개발하여 수치 및 실험 모델 둘 사이의 속도와 압력 결과를 비교하는 것입니다.

이 조사는 모래층에 설치된 침수 베인과 상호 작용할 때 흐름의 거동을 평가하고 이러한 유형의 수력 구조물을 구현할 때 퇴적물 수송 능력이 어떻게 변하는지 분석했습니다.

보정된 모델을 얻기 위해 민감도 분석이 수행되었고 보정은 메쉬 크기, 계산 비용, 시뮬레이션 시간 및 난류 모델을 정의했습니다. 원하는 결과가 얻어 질 때까지 23 번의 테스트가 수행되었고 실험 모델과 같았습니다.

난류 분석은 보정 된 모델 속도, 레이놀즈 전단, 난류 운동 에너지 및 그 소산 속도, 난류 강도 및 Kolmogorov 스케일로 수행되었습니다. 실험 모델과 수치 모델에서 얻은 결과를 비교했습니다. 수치 모형과 실험 모형의 결과를 비교하여 차이와 오차의 비율을 결정하여 수치 모형의 값을 검증 하였습니다.

FIGURA 1.2. (ARRIBA) EROSIÓN DE UN BANCO DE SEDIMENTOS POR LA CORRIENTE NATURAL;(ABAJO) MITIGACIÓN DE LA EROSIÓN MEDIANTE LA INSTALACIÓN DE PANELES SUMERGIDOS FUENTE: (Odgaard, 2009)

FIGURA 1.3. REDISTRIBUCIÓN DEL FLUJO POR ACCIÓN DE PANELES SUMERGIDOS DENTRO DE UNA SECCIÓN TRANSVERSAL DEL CANAL FUENTE: (Odgaard, 2009)

FIGURA 2.2. BOSQUEJO DE LA CIRCULACIÓN INDUCIDA POR UNA SERIE DE TRES PANELES SUMERGIDOS FUENTE: (Odgaard, 2009)

FIGURA 2.3. ESQUEMA QUE MUESTRA EL CAMBIO PROVOCADO POR TRES PANELES SUMERGIDOS EN EL PERFIL DE LA CAMA DE SEDIMENTOS FUENTE: (Odgaard, 2009)

FIGURA 2.4. ESQUEMA DEL TRANSPORTE DE SEDIMENTOS FUENTE: (Sarango, 2013)

FIGURA 2.5. FORMAS DEL TRANSPORTE DE SEDIMENTOS FUENTE: (Garcia & Maza, 1996)

FOTOGRAFÍA 3.1. VISTA EN PLANTA DEL CANAL FUENTE: (Hamad, 2015)

FOTOGRAFÍA 3.2. PANEL SUMERGIDO INSTALADO FUENTE: (Hamad, 2015)

FOTOGRAFÍA 3.3. SISTEMA DE COORDENADAS DEL PANEL SUMERGIDO FUENTE: (Hamad, 2015)

FOTOGRAFÍA 4.1. TOPOGRAFÍA FINAL DEL LECHO DE ARENA EN MODELO EXPERIMENTAL FUENTE: (Hamad, 2015)

FIGURA 4.15. TOPOGRAFÍA FINAL DEL LECHO DE ARENA TRAZADA EN MATLAB FUENTE: (Hamad, 2015)

TABLA 4.6. TENSIONES DE REYNOLDS TANTO PARA EL MODELO NUMÉRICO (PRUEBA 23) COMO PARA EL MODELO EXPERIMENTAL PARA LOS PUNTOS DE ESTUDIO

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Journal of Irrigation Sciences and Engineering (JISE)

FLOW-3D 모델을 사용하여 오리피스 업스트림의 종 방향 및 횡 방향 속도 프로파일 모델링

Modeling Longitudinal and Transverse Velocity Profiles Upstream of an Orifice Using the FLOW-3D Model

Authors

¹ MS Student, Department of Water Structures, Faculty of Water and Environmental Engineering, Shahid Chamran University of Ahvaz, Ahvaz, Iran.

² Professor, Department of Water Structures, Faculty of Water and Environmental Engineering, Shahid Chamran University of Ahvaz, Ahvaz, Iran.

³ shahid chamran university

Abstract

Due to the crisis of water scarcity, water resources management has become inevitable in Iran. Dam reservoirs are among the most important used water resources. Construction of a dam on a river reduces the flow velocity in the reservoir, finally resulting in the deposit of sediments in it. The depositing of sediments in the dam reservoir reduces its useful volume and disturbs the dam’s performance in terms of water storage. Therefore, solutions have always been proposed to manage and discharge sediments in the reservoir during the service period. In this regard, pressurized flushing is a common solution for eliminating sediments. In this method, by opening the bottom gates, the upstream water pressure discharges the sediments through the orifice. The volume of the exited sediments is a function of factors, such as gate diameter, sediments type and size, water height upstream the gate, and outflow discharge. Numerous studies have been conducted on the effect of the mentioned factors on the volume of sediments exited from an orifice. Shahmirzadi et al. (2010) experimentally evaluated the effect of the diameter of bottom dischargers on the dimensions of the flushing cone. Powell and Khan (2015) conducted tests to investigate the flow pattern upstream of a dam orifice under the fixed bed and equilibrium scour (mobile bed) conditions. Their results demonstrated that the velocity’s horizontal component was almost equal for both fixed and equilibrium scour conditions. The same conditions were also the case for the vertical component of the velocity.

Keywords : Flushing, orifice, turbulence model, shear stress

물 부족의 위기로 이란에서는 수자원 관리가 불가피해졌습니다. 댐 저수지는 가장 중요한 사용 수자원 중 하나 입니다. 강에 댐을 건설하면 저수지의 유속이 감소하여 결국 침전물이 퇴적됩니다. 댐 저수지에 퇴적물이 쌓이면 유용한 부피가 줄어들고 물 저장 측면에서 댐의 성능이 저하됩니다.

따라서 서비스 기간 동안 저수지의 퇴적물을 관리하고 배출하는 솔루션이 항상 제안 되었습니다. 이와 관련하여 가압 플러싱은 침전물 제거를 위한 일반적인 솔루션입니다.

이 방법에서는 하단 게이트를 열면 상류 수압이 오리피스를 통해 퇴적물을 배출합니다. 배출된 퇴적물의 부피는 게이트 직경, 퇴적물의 유형 및 크기, 게이트 상류의 수위, 유출 배출과 같은 요인의 함수입니다.

오리피스에서 배출되는 퇴적물의 양에 대한 언급 된 요인의 영향에 대한 수많은 연구가 수행되었습니다. Shahmirzadi et al. (2010)은 바닥 배출기의 직경이 플러싱 콘의 치수에 미치는 영향을 실험적으로 평가했습니다.

Powell and Khan (2015)은 고정층 아래의 댐 오리피스 상류의 유동 패턴과 평형 수색 (이동 층) 조건을 조사하기 위해 테스트를 수행했습니다. 그들의 결과는 속도의 수평 성분이 고정 및 평형 수색 조건 모두에서 거의 동일하다는 것을 보여주었습니다. 속도의 수직 성분에 대해서도 동일한 조건이 적용되었습니다.

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FLOW-3D를 이용한 해상 자켓구조물 주변의 세굴 수치모의 실험

Numerical Simulation Test of Scour around Offshore Jacket Structure using FLOW-3D

J Korean Soc Coast Ocean Eng. 2015;27(6):373-381Publication date (electronic) : 2015 December 31doi : https://doi.org/10.9765/KSCOE.2015.27.6.373 Dong Hui Ko ^*, Shin Taek Jeong^,^**, Nam Sun Oh ^***^*Hae Poong Engineering Inc.^**Department of Civil and Environmental Engineering, Wonkwang University^***Ocean·Plant Construction Engineering, Mokpo Maritime National University
고동휘^*, 정신택^,^**, 오남선^***

^*(주)해풍기술^**원광대학교 토목환경공학과^***목포해양대학교 해양·플랜트건설공학과

Abstract

해상풍력 기기, 해상 플랫폼과 같은 구조물이 해상에서 빈번하게 설치되면서 세굴에 관한 영향도 중요시되고 있다. 이러한 세굴 영향을 검토하기 위해 세굴 수치모의 실험을 수행한다. 일반적으로 수치모의 조건은 일방향 흐름에 대해서만 검토가 이뤄지고 있으며 서해안과 같은 왕복성 조류 흐름에 대해서는 검토되지 않는다. 본 연구에서는 서해안에 설치된 HeMOSU-1호 해상 자켓구조물 주변에서 발생하는 세굴 현상을 FLOW-3D를 이용하여 수치모의하였다. 해석 조건으로는 일방향 흐름과 조석현상을 고려한 왕복성 흐름을 고려하였으며, 이를 현장 관측값과 비교하였다. 10,000초 동안의 수치모의 결과, 일방향의 흐름 조건에서는 1.32 m의 최대 세굴심이 발생하였으며, 양방향 흐름 조건에서는 1.44 m의 최대 세굴심이 발생하였다. 한편, 현장 관측값의 경우 약 1.5~2.0 m의 세굴심이 발생하여 양방향의 흐름에 대한 해석 결과와 근사한 값을 보였다.

Keywords : 세굴, 일방향 흐름, 왕복성 조류 흐름, 해상 자켓구조물, FLOW-3D, 최대 세굴심, scour, uni-directional flow, bi-directional tidal current flow, offshore jacket substructure, Flow-3D, maximum scour depth

As offshore structures such as offshore wind and offshore platforms have been installed frequently in ocean, scour effects are considered important. To test the scour effect, numerical simulation of scour has been carried out. However, the test was usually conducted under the uni-directional flow without bi-directional current flow in western sea of Korea. Thus, in this paper, numerical simulations of scour around offshore jacket substructure of HeMOSU-1 installed in western sea of Korea are conducted using FLOW-3D. The conditions are uni-directional and bi-directional flow considering tidal current. And these results are compared to measured data. The analysis results for 10,000 sec show that under uni-directional conditions, maximum scour depth was about 1.32 m and under bi-directional conditions, about 1.44 m maximum scour depth occurred around the structure. Meanwhile, about 1.5~2.0 m scour depths occurred in field observation and the result of field test is similar to result under bi-directional conditions.

1. 서 론

최근 해상풍력기기, 해상플랫폼과 같은 해상구조물 설치가 빈번해지면서 해상구조물의 안정성을 저하시키는 요인에 대한 대응 연구가 필요하다. 특히 해상에서의 구조물 설치는 육상과 달리 수력학적 하중이 작용하게 되기 때문에 파랑에 의한 구조물과의 진동, 세굴 현상에 대하여 철저한 사전 검토가 요구된다. 특히, 해상 기초에서 발생하는 세굴은 조류 및 파랑 등 유체 흐름과 구조물 사이의 상호작용으로 인해 해저 입자가 유실되는 현상으로 정의할 수 있으며 해상 외력 조건에 포함되어 설계시 고려하도록 제안하고 있다(IEC, 2009).구조물을 해상에 설치하게 되면 구조물이 흐름을 방해하는 장애요인으로 작용하여 구조물 주위에 부분적으로 더 빠른 유속이 발생하게 된다. 이러한 유속 변화는 압력 분포 변화에 기인하게 되어 해양구조물 주위에 아래로 흐르는 유속(downflow), 말굽형 와류(horseshoe vortex) 그리고 후류 와류(wake vortex)가 나타난다. 결국, 유속과 흐름의 변화를 야기하고 하상전단응력과 유사이동 능력을 증가시켜 해저 입자를 유실시키며 구조물의 안정성을 위협하는 요인으로 작용하게 된다. 이러한 세굴 현상이 계속 진행되면 해상풍력 지지구조물 기초의 지지력이 감소하게 될 뿐만 아니라 지지면의 유실로 상부반력 작용에 편심을 유발하여 기초의 전도를 초래한다. 또한 세굴에 의한 기초의 부등 침하가 크게 발생하면 상부 해상풍력 지지구조물에 보다 큰 단면력이 작용하므로 세굴에 의한 붕괴가 발생할 수 있다. 이처럼 세굴은 기초지지구조물을 붕괴하고, 침하와 얕은 기초의 변형을 초래하며, 구조물의 동적 성능을 변화시키기 때문에 설계 및 시공 유지관리시 사전에 세굴심도 산정, 세굴 완화 대책 등을 고려하여야 한다.또한 각종 설계 기준서에서는 세굴에 대해 다양하게 제시하고 있다. IEC(2009), ABS(2013), BSH(2007), MMAF(2005)에서는 세굴에 대한 영향을 검토할 것을 주문하지만 심도 산정 등 세굴에 대한 구체적인 내용은 언급하지 않고 전반적인 내용만 수록하고 있다. 그러나 DNV(2010), CEM(2006)에서는 경험 공식을 이용한 세굴 심도 산정 등 구체적인 내용을 광범위하게 수록하고 있어 세굴에 대한 영향 검토시 활용가능하다. 그 외의 기준서에서는 수치 모델 등을 통한 세굴 검토를 주문하고 있어 사용자들이 직접 판단하도록 제안하고 있다.그러나 세굴은 유속, 수심, 구조물 폭, 형상, 해저입자 등에 의해 결정되기 때문에 세굴의 영향 정도를 정확하게 예측하기란 쉽지 않지만 수리 모형 실험 또는 CFD(Computational Fluid Dynamics)를 이용한 수치 해석을 통해 지반 침식 및 퇴적으로 인한 지형변화를 예측할 수 있다. 한편, 침식과 퇴적 등 구조물 설치로 인한 해저 지형 변화를 예측하는 모델은 다양하지만, 본 연구에서는 Flowscience의 3차원 유동해석모델인 Flow-3D 모델을 사용하였다.해상 구조물은 목적에 따라 비교적 수심이 낮은 지역에 설치가 용이하다. 국내의 경우, 서남해안과 같이 비교적 연안역이 넓고 수심이 낮은 지역에 구조물을 설치하는 것이 비용 및 유지관리 측면에서 유리할 수 있다. 그러나 국내 서남해안 지역은 왕복성 흐름, 즉 조류가 발생하는 지역으로 흐름의 방향이 시간에 따라 변화하게 된다. 따라서, 세굴 수치 모의시 이러한 왕복성 흐름을 고려해야한다. 그러나 대부분의 수치 모델 적용시 조류가 우세한 지역에서도 일방향의 흐름에 대해서만 검토하며 왕복성 흐름에 의한 지층의 침식과 퇴적작용으로 인해 발생하는 해저 입자의 상호 보충 효과는 배제되게 된다. 또한 이로 인해 수치모델 결과에 많은 의구심이 발생하게 되며 현실성이 결여된 해석으로 보여질 수 있다. 이러한 왕복흐름의 영향을 검토하기 위해 Kim and Gang(2011)은 조류의 왕복류 흐름을 고려하여 지반의 수리 저항 성능 실험을 수행하였으며, 양방향이 일방향 흐름보다 세굴이 크게 발생하는 것을 발표하였다. 또한 Kim et al.(2012)은 흐름의 입사각에 따른 수리저항 실험을 수행하였으며 입사각이 커짐에 따라 세굴률이 증가하는 것으로 나타났다.본 연구에서는 단일방향 고정유속 그리고 양방향 변동유속조건에서 발생하는 지형 변화와 세굴 현상을 수치 모의하였으며, 이러한 비선형성 흐름변화에 따른 세굴 영향 정도를 검토하였다. 더불어 현장 관측 자료와의 비교를 통해 서남해안과 같은 왕복성 흐름이 발생하는 지역에서의 세굴 예측시 적절한 모델 수립 방안을 제안하고자 한다.

2. 수치해석 모형

본 연구에서는 Autodesk의 3D max 프로그램을 이용하여 지지구조물 형상을 제작하였으며, 수치해석은 미국 Flowscience가 개발한 범용 유동해석 프로그램인 FLOW-3D(Ver. 11.0.4.5)를 사용하였다. 좌표계는 직교 좌표계를 사용하였으며 복잡한 3차원 형상의 표현을 위하여 FAVOR 기법(Fractional Area/Volume Obstacle Representation Method)을 사용하였다. 또한 유한차분법에 FAVOR 기법을 도입한 유한체적법의 접근법을 사용하였으며 직교좌표계 에서 비압축성 유체의 3차원 흐름을 해석하기 위한 지배방정식으로는 연속방정식과 운동방정식이 사용되었다. 난류모형으로는 RNG(renormalized group)모델을 사용하였다.

2.1 FLOW-3D의 지배방정식

수식은 MathML 표현문제로 본 문서의 하단부의 원문바로가기 링크를 통해 원문을 참고하시기 바랍니다.

2.1.1 연속방정식

직교좌표계 (x,y,z)에서 비압축성 유체는 압축성 유체의 연속방정식에서 유도될 수 있으며 다음 식 (1)과 같다.

(1)

∂∂x(uAx)+∂∂y(vAy)+∂∂z(wAz)=RSORρ∂∂x(uAx)+∂∂y(vAy)+∂∂z(wAz)=RSORρ
여기서, u, v, w는 (x,y,z) 방향별 유체속도, A_x, A_y, A_z는 각 방향별 유체 흐름을 위해 확보된 면적비 (Area fraction), ρ는 유체 밀도, RSOR은 질량생성/소멸(Mass source/sink)항이다.

2.1.2 운동방정식

본 모형은 3차원 난류모형이므로 각각의 방향에 따른 운동량 방정식은 다음 식(2)~(4)와 같다.

(2)

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

(3)

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

(4)

∂w∂t+1VF(uAx∂w∂x+vAy∂w∂y+wAz∂w∂z) =−1ρ∂p∂z+Gz+fz−bz−RSORρVFw∂w∂t+1VF(uAx∂w∂x+vAy∂w∂y+wAz∂w∂z) =−1ρ∂p∂z+Gz+fz−bz−RSORρVFw여기서, RSOR은 질량생성/소멸(Mass source/sink)항, V_F는 체적비 (Volume fraction), p는 압력, G_x, G_y, G_z는 방향별 체적력항, f_x, f_y, f_z는 방향별 점성력항, b_x, b_y, b_z는 다공질 매체에서 방향별 흐름 손실이다.그리고 점성계수 µ에 대하여 점성력항은 다음 식 (5)~(7)과 같다.

(5)

ρVffx=wsx−{∂∂x(Axτxx)+R∂∂y(Ayτxy)+∂∂z(Azτxz)+ζx(Axτxx−Ayτyy)}ρVffx=wsx−{∂∂x(Axτxx)+R∂∂y(Ayτxy)+∂∂z(Azτxz)+ζx(Axτxx−Ayτyy)}

(6)

ρVffy=wsy−{∂∂x(Axτxy)+R∂∂y(Ayτyy)+∂∂z(Azτyz)+ζx(Axτxx−Ayτxy)}ρVffy=wsy−{∂∂x(Axτxy)+R∂∂y(Ayτyy)+∂∂z(Azτyz)+ζx(Axτxx−Ayτxy)}

(7)

ρVffz=wsz−{∂∂x(Axτxz)+R∂∂y(Ayτyz)+∂∂z(Azτzz)+ζx(Axτzz)}ρVffz=wsz−{∂∂x(Axτxz)+R∂∂y(Ayτyz)+∂∂z(Azτzz)+ζx(Axτzz)}여기서, ws_x, ws_y, ws_z는 벽전단응력이며, 벽전단응력은 벽 근처에서 벽 법칙 (law of the wall)을 따르며, 식 (8)~(13)에 의해 표현되어진다.

(8)

τxx=−2μ{∂u∂x−13(∂u∂x+R∂v∂y+∂w∂z+ζux)}τxx=−2μ{∂u∂x−13(∂u∂x+R∂v∂y+∂w∂z+ζux)}

(9)

τyy=−2μ{R∂v∂y+ζux−13(∂u∂x+R∂v∂y+∂w∂z+ζux)}τyy=−2μ{R∂v∂y+ζux−13(∂u∂x+R∂v∂y+∂w∂z+ζux)}

(10)

τzz=−2μ{R∂w∂y−13(∂u∂x+R∂v∂y+∂w∂z+ζux)}τzz=−2μ{R∂w∂y−13(∂u∂x+R∂v∂y+∂w∂z+ζux)}

(11)

τxy=−μ{∂v∂x+R∂u∂y−ζvx}τxy=−μ{∂v∂x+R∂u∂y−ζvx}

(12)

τxz=−μ{∂u∂y+∂w∂x}τxz=−μ{∂u∂y+∂w∂x}

(13)

τyz=−μ{∂v∂z+R∂w∂y}τyz=−μ{∂v∂z+R∂w∂y}

2.1.3 Sediment scour model

Flow-3D 모델에서 사용하는 sediment scour model은 해저입자의 특성에 따라 해저 입자의 침식, 이송, 전단과 흐름 변화로 인한 퇴적물의 교란 그리고 하상 이동을 계산한다.

2.1.3.1 The critical Shields parameter

무차원 한계소류력(the dimensionless critical Shields parameter)은 Soulsby-Whitehouse 식에 의해 다음 식 (14)와 같이 나타낼 수 있다(Soulsby, 1997).

(14)

θcr,i=0.31+1.2R∗i+0.055[1−exp(−0.02R∗i)]θcr,i=0.31+1.2Ri*+0.055[1−exp(−0.02Ri*)]여기서 무차원 상수, R∗iRi*는 다음 식 (15)와 같다.

(15)

R∗i=ds,i0.1(ρs,i−ρf)ρf∥g∥ds,i−−−−−−−−−−−−−−−−−−−√μfRi*=ds,i0.1(ρs,i−ρf)ρf‖g‖ds,iμf여기서 ρ_{s, i}는 해저 입자의 밀도, ρ_f는 유체 밀도, d_{s, i}는 해저입자 직경, g는 중력가속도이다.한편, 안식각에 따라 한계소류력은 다음 식 (16)과 같이 표현될 수 있다.

(16)

θ′cr,i=θcr,icosψsinβ+cos2βtan2ψi−sin2ψsin2β−−−−−−−−−−−−−−−−−−−−√tanψiθcr,i′=θcr,icosψsinβ+cos2βtan2ψi−sin2ψsin2βtanψi여기서, β는 하상 경사각, ψ_i는 해저입자의 안식각, ψ는 유체와 해저경사의 사잇각이다.또한 local Shields number는 국부 전단응력, τ에 기초하여 다음 식 (17)과 같이 계산할 수 있다.

(17)

θi=τ∥g∥ds,i(ρs,i−ρf)θi=τ‖g‖ds,i(ρs,i−ρf)여기서, ||g||g 는 중력 벡터의 크기이며, τ는 식 (8)~(13)의 벽 법칙을 이용하여 계산할 수 있다.

2.1.3.2 동반이행(Entrainment)과 퇴적

다음 식은 해저 지반과 부유사 사이의 교란을 나타내는 동반이행과 퇴적 현상을 계산한다. 해저입자의 동반이행 속도의 계산식은 다음 식 (18)과 같으며 부유사로 전환되는 해저의 양을 계산한다.

(18)

ulift,i=αinsd0.3∗(θi−θ′cr,i)1.5∥g∥ds,i(ρs,i−ρf)ρf−−−−−−−−−−−−−−√ulift,i=αinsd*0.3(θi−θcr,i′)1.5‖g‖ds,i(ρs,i−ρf)ρf여기서, α_i는 동반이행 매개변수이며, n_s는 the packed bed interface에서의 법선벡터, µ는 유체의 동점성계수 그리고 d_*은 무차원 입자 직경으로 다음 식 (19)와 같다.

(19)

d∗=ds,i[ρf(ρs,i−ρf)∥g∥μ2]1/3d*=ds,i[ρf(ρs,i−ρf)‖g‖μ2]1/3또한 퇴적 모델에서 사용하는 침강 속도 식은 다음 식 (20)같이 나타낼 수 있다.

(20)

usettling,i=νfds,i[(10.362+1.049d3∗)0.5−10.36]usettling,i=νfds,i[(10.362+1.049d*3)0.5−10.36]여기서, ν_f는 유체의 운동점성계수이다.

2.1.3.3 하상이동 모델(Bedload transport)

하상이동 모델은 해저면에 대한 단위 폭당 침전물의 체적흐름을 예측하는데 사용되며 다음 식 (21)과 같이 표현되어진다.

(21)

Φi=βi(θi−θ′cr,i)1.5Φi=βi(θi−θcr,i′)1.5여기서 Φ_i는 무차원 하상이동률이며 β_i는 일반적으로 8.0의 값을 사용한다(van Rijn, 1984).단위 폭당 체적 하상이동률, q_i는 다음 식 (22)와 같이 나타낼 수 있다.

(22)

qb,i=fb,i Φi[∥g∥(ρs,i−ρfρf)d3s,i]1/2qb,i=fb,i Φi[‖g‖(ρs,i−ρfρf)ds,i3]1/2여기서, f_{b, i}는 해저층의 입자별 체적률이다.또한 하상이동 속도를 계산하기 위해 다음 식 (23)에 의해 해저면층 두께를 계산할 수 있다.

(23)

δi=0.3ds,id0.7∗(θiθ′cr,i−1)0.5δi=0.3ds,id*0.7(θiθcr,i′−1)0.5그리고 하상이동 속도 식은 다음 식 (24)와 같이 계산되어진다.

(24)

ubedload,i=qb,iδifb,iubedload,i=qb,iδifb,i

2.2 모델 구성 및 해역 조건

2.2.1 해역 조건 및 적용 구조물

본 수치해석은 위도와 안마도 사이의 해양 조건을 적용하였으며 지점은 Fig. 1과 같다.

본 해석 대상 해역은 서해안의 조석 현상이 뚜렷한 지역으로 조류 흐름이 지배적이며 위도의 조화분석의 결과를 보면 조석형태수가 0.21로서 반일주조 형태를 취한다. 또한 북동류의 창조류와 남서류의 낙조류의 특성을 보이며 조류의 크기는 대상 영역에서 0.7~1 m/s의 최강유속 분포를 보이는 것으로 발표된 바 있다. 또한 대상 해역의 시추조사 결과를 바탕으로 해저조건은 0.0353 mm 로 설정하였고(KORDI, 2011), 수위는 등수심도를 바탕으로 15 m로 하였다.한편, 풍황자원 분석을 통한 단지 세부설계 기초자료 제공, 유속, 조류 등 해양 환경변화 계측을 통한 환경영향평가 기초자료 제공을 목적으로 Fig. 2와 같이 해상기상탑(HeMOSU-1호)을 설치하여 운영하고 있다. HeMOSU-1호는 평균해수면 기준 100 m 높이이며, 중량은 100 톤의 자켓구조물로 2010년 설치되었다. 본 연구에서는 HeMOSU-1호의 제원을 활용하여 수치 모의하였으며, 2013년 7월(설치 후 약 3년 경과) 현장 관측을 수행하였다.

2.2.2 모델 구성

본 연구에서는 왕복성 조류의 영향을 살펴보기 위해 2 case에 대하여 해석하였다. 먼저, Case 1은 1 m/s의 고정 유속을 가진 일방향 흐름에 대한 해석이며, Case 2는 -1~1 m/s의 유속분포를 가진 양방향 흐름에 대한 해석이다. 여기서 (-)부호는 방향을 의미한다. Fig. 3은 시간대별 유속 분포를 나타낸 것이다.

2.2.3 구조물 형상 및 격자

HeMOSU-1호 기상 타워 자켓 구조물 형상은 Fig. 4, 격자 정보는 Table 1과 같으며, 본 연구에서는 총 2,883,000 개의 직교 가변 격자체계를 구성하였다.

Table 1.

Grid information of jacket structure

X_min/X_max(m)	Y_min/Y_max(m)	Z_min/Z_max(m)	No. of x grid	No. of y grid	No. of z grid
−100/100	−40/40	−9/20	310	155	60

한편, 계산영역의 격자 형상은 Fig. 5와 같다.

2.3 계산 조건

계산영역의 경계 조건으로, Case 1의 경우, 유입부는 유속 조건을 주었으며 유출부는 outflow 조건을 적용하였다. 그리고 Case 2의 경우, 왕복성 흐름을 표현하기 위해 유입부와 유출부 조건을 유속 조건으로 설정하였다. 또한 2가지 경우 모두 상부는 자유수면을 표현하기 위해 pressure로 하였으며 하부는 지반 조건의 특성을 가진 wall 조건을 적용하였다. 양측면은 Symmetry 조건으로 대칭면으로 정의하여 대칭면에 수직한 방향의 에너지와 질량의 유출입이 없고 대칭면에 평행한 방향의 유동저항이 없는 경우로 조건을 설정하였다. 본 연구에서 케이스별 입력 조건을 다음 Table 2에 정리하였다.

Table 2.

Basic information of two scour simulation tests

Case	Structure type	Velocity	Direction	Analysis time
Case 1	Jacket	1 m/s	Unidirectional	10,000 sec
Case 2	−1~1 m/s	Bidirectional

FLOW-3D는 자유표면을 가진 유동장의 계산에서 정상상태 해석이 불가능하므로 비정상유동 난류해석을 수행하게 되는데 정지 상태의 조건은 조위를 설정하였다. 또한 유속의 초기 흐름은 난류상태의 비정상흐름이 되므로 본 해석에서는 정상상태의 해석 수행을 위해 1,000초의 유동 해석을 수행하였으며 그 후에 10,000초의 sediment scour 모델을 수행하였다. 해수의 밀도는 1,025 kg/m³의 점성유체로 설정하였으며 RNG(renormalized group) 난류 모델을 적용하였다.Go to :

3. 수치모형 실험 결과

3.1 Case 1

본 케이스에서는 1 m/s의 유속을 가진 흐름이 구조물 주변을 흐를 때, 발생하는 세굴에 대해서 수치 모의하였다. Fig. 6은 X-Z 평면의 유속 분포도이고 Fig. 7은 X-Y 평면의 유속 분포이다. 구조물 주변에서 약간의 유속 변화가 발생했지만 전체적으로 1 m/s의 정상 유동 상태를 띄고 있다.

이러한 흐름과 구조물과의 상호 작용에 의한 세굴 현상이 발생되며 Fig. 8에 구조물 주변 지형 변화를 나타내었다. 유속이 발생하는 구조물의 전면부는 대체로 침식이 일어나 해저지반이 초기 상태보다 낮아진 것을 확인할 수 있으며, 또한 전면부의 지반이 유실되어 구조물 후면부에 최대 0.13 m까지 퇴적된 것을 확인할 수 있다.

일방향 흐름인 Case 1의 경우에는 Fig. 9와 같이 10,000초 후 구조물 주변에 최대 1.32 m의 세굴이 발생하는 것으로 나타났다. 또한 구조물 뒤쪽으로는 퇴적이 일어났으며, 구조물 전면부에는 침식작용이 일어나고 있다.

3.2 Case 2

서해안은 조석현상으로 인해 왕복성 조류 흐름이 나타나고 있으며 대상해역은 -1~1 m/s의 유속분포를 가지고 있다. 본 연구에서는 이러한 특성을 고려한 왕복성 흐름에 대해서 수치모의하였다.다음 Fig. 10은 X-Z 평면의 유속 분포도이며 Fig. 11은 X-Y 평면의 유속 분포도이다.

양방향 흐름인 Case 2의 경우에는 Fig. 12와 같이 10,000초후 구조물 주변에 최대 1.44 m의 세굴이 발생하는 것으로 나타났다. 특히 구조물 내부에 조류 흐름 방향으로 침식 작용이 일어나고 있는 것으로 나타났다.

Fig. 13은 3차원 수치해석 모의 결과이다.

3.3 현장 관측

본 연구에서는 수치모의 실험의 검증을 위해 HeMOSU-1호 기상 타워를 대상으로 하여 2013년 7월 1일 수심 측량을 실시하였다.HeMOSU-1호 주변의 수심측량은 Knudsen sounder 1620과 미국 Trimble사의 DGPS를 이용하여 실시하였다. 매 작업시 Bar-Check를 실시하고, 수중 음파속도는 1,500 m/s로 결정하여 조위 보정을 통해 수심을 측량하였다. 측량선의 해상위치자료는 DGPS를 사용하여 UTM 좌표계로 변환을 실시하였다. 한편, 수심측량은 해면이 정온할 때 실시하였으며 관측 자료의 변동성을 제거하기 위해 2013년 7월 1일 10시~13시에 걸쳐 수심 측량한 자료를 동시간대에 국립해양조사원에서 제공한 위도 자료를 활용해 조위 보정하였다. 다음 Fig. 14는 위도 조위 관측소의 현장관측시간대 조위 시계열 그래프이다.

2013년 7월 1일 오전 10시부터 오후 1시에 걸쳐 수심측량한 결과를 이용하여 0.5 m 간격으로 등수심도를 작성하였으며 그 결과는 Fig. 15와 같다. 기상탑 내부 해역은 선박이 접근할 수 없기 때문에 측량을 실시하지 않고 Blanking 처리하였다.

대상 해역의 수심은 대부분 -15 m이나 4개의 Jacket 구조물 주변에서는 세굴이 발생하여 수심의 변화가 나타났다. 특히 L-3, L-4 주변에서 최대 1.5~2.0 m의 세굴이 발생한 것으로 보였으며, L-4 주변에서는 넓은 범위에 걸쳐 세굴이 발생하였다. 창조류는 북동, 낙조류는 남서 방향으로 흐르는 조류 방향성을 고려하였을 때, L-4 주변은 조류방향과 동일하게 세굴이 발생하고 있었으며, 보다 상세한 세굴형태는 원형 구조물 내부 방향의 세굴 심도를 측정하여 파악하여야 할 것으로 판단된다.관측결과 최대 1.5~2.0 m인 점을 고려하면 양방향 흐름을 대상으로 장기간에 걸쳐 모의실험을 진행하는 경우, 실제 현상에 더 근접하는 결과를 얻을 수 있을 것으로 사료된다.Go to :

4. 결론 및 토의

본 연구에서는 자켓구조물인 해상기상탑 HeMOSU-1 주변에서 발생하는 세굴현상을 검토하기 위하여 2013년 7월 1일 현장 관측을 수행하고, FLOW-3D를 이용하여 수치모의 실험을 수행하였다. 실험 조건으로는 먼저 1 m/s의 유속을 가진 일방향 흐름과 -1~1 m/s의 흐름 분포를 가진 왕복성 흐름에 대해서 수치모의를 수행하였다. 그 결과 일방향 흐름의 경우, 10,000 초에 이르렀을 때 1.32 m, 왕복성 흐름의 경우 동일 시간에서 1.44 m의 최대 세굴심도가 발생하였다. 동일한 구조물에 대해서 현장 관측 결과는 1.5~2.0 m로 관측되어 일방향 흐름보다 왕복성 흐름의 경우 실제 현상에 더 근사한 것으로 판단되었다. 이는 일방향 흐름의 경우, Fig. 8에서 보는 바와 같이 구조물 후면에 퇴적과 함께 해저입자의 맞물림이 견고해져 해저 지반의 저항력이 커지는 현상에 기인한 것으로 판단된다. 반면 양방향 흐름의 경우, 흐름의 변화로 인해 맞물림이 약해지고 이로 인해 지반의 저항력이 일방향 흐름보다 약해져 세굴이 더 크게 발생하는 것으로 판단되었다.또한 장시간에 걸쳐 모델링을 수행하는 경우, 보다 근사한 결과를 얻을 수 있을 것을 사료되며, 신형식 기초 구조물을 개발하여 세굴을 저감할 수 있는 지 여부를 판단하는 등의 추가 연구가 필요하다.Go to : International Electrotechnical Commission (IEC). (2009). IEC 61400-3: Wind turbines – Part 3: Design Requirements for Offshore Wind Turbines, Edition 1.0, IEC.

감사의 글

본 연구는 지식경제 기술혁신사업인 “승강식 해상플랫폼을 가진 수직 진자운동형 30kW급 파력발전기 개발(과제번호 :20133010071570)”와 첨단항만건설기술개발사업인 “해상풍력 지지구조 설계기준 및 콘크리트 지지구조물 기술 개발(과제번호:20120093)”의 일환으로 수행되었습니다.Go to :

References

American Bureau of Shipping (ABS). (2013). Guide for Building and Classing Bottom-Founded Offshore Wind turbine Installations.

API RP 2A WSD. (2005). Recommended Practice for Planning, Designing and Constructing Fixed Offshore Platforms-Working Stress Design, API.

Det Norske Veritas (DNV). (2010). OS-J101 Design of Offshore Wind Turbine Structures.

Federal Maritime and Hydrographic Agency (BSH). (2007). Standard. Design of Offshore Wind Turbines.

FLOW SCIENCE. (2014). FLOW-3D User’s Manual, Version 11.0.4.5.

International Electrotechnical Commission (IEC). (2009). IEC 61400-3: Wind turbines – Part 3: Design Requirements for Offshore Wind Turbines, Edition 1.0, IEC.

International Organization for Standardization (ISO). (2007). ISO 19902: Petroleum and Natural Gas Industries – Fixed Steel Offshore Structures.

Kim, YS, Kang, GO. (2011). Experimental Study on Hydraulic Resistance of Sea Ground Considering Tidal Current Flow, Journal of Korean Society of Coastal and Ocean Engineers. 23(1):118-125 (in Korean).

Kim, YS, Han, BD, Kang, GO. (2012). Effect of Incidence Angle of Current on the Hydraulic Resistance Capacity of Clayey Soil, Journal of Korean Society of Coastal and Ocean Engineers. 24(1):26-35 (in Korean).

KORDI. (2011). BSPN64710-2275-2. An Analysis on the Marine Characteristics and Design Supporting for Offshore Wind Power Plant (in Korean).

Ministry of Maritime Affairs and Fisheries. (2005). Harbor and fishery design criteria (in Korean).

Soulsby, R. (1997). Dynamics of marine sands. Thomas Telford Publications, London.

U.S. Army Corps of Engineers. (2006). Coastal Engineering Manual, Part II : Coastal Hydrodynamics, Chapter II–2, Meteorology and Wave Climate.

van Rijn, L. (1984). Sediment transport, Part II:bed load transport, Journal of Hydraulic Engineering, 110(10):1431-1456.

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Figure 1. Sketch map of the port Laozi on Lake Hongze

FLOW-3D software for substantiation the layout of the port water area

항구 수역의 레이아웃을 입증하기 위한 FLOW-3D 소프트웨어

B Pan1

and N Belyaev2
1 Peter the Great St. Petersburg Polytechnic University, St. Petersburg, Russia
pan3.b@edu.spbstu.ru

Abstract

방파제 설계시 항만 내 수역 및 접안 시설에서 중대한 파도 발생을 배제 할 필요가 있다. 이 기사는 항구 지역의 물 이동 계산 결과를 제시합니다. 항구 입구의 위치와 주어진 물체의 크기에 대한 가장 안전한 옵션이 확인되었습니다. FLOW – 3D 프로그램을 사용하여 항구 수역의 예비 배치 단계에서 계획되고 건설적인 솔루션을 선택할 가능성이 입증되었습니다.

Introduction

항구를 설계 할 때 계류선의 가장 합리적인 구성과 항구 수역의 레이아웃을 선택하여 항구의 영토를 배치하는 것이 필요합니다. 러시아 연방의 항구 수역 배치는 항구 수역 요소에 대한 사양을 포함하는 해로, 페어웨이 및 기동 구역에 대한 설계 표준의 요구 사항에 따라 수행됩니다 [1, 2].

항구 물은 파도, 퇴적물 축적 및 얼음으로부터 보호되어야 합니다. 항구 계획을 작성할 때, 선박의 기동 및 연안 계류 중뿐만 아니라 선적 및 하역 및 기타 항구 운영 중에 선박 계류에 대한 정상적인 조건이 생성되도록 파도로부터 수역을 보호하는 정도를 제공해야 합니다.

설계 결정은 새로운 포트를 설계하거나 기존 포트를 개발할 때 물리적 또는 수학적 모델링을 기반으로 합니다 [2]. 항구 수역에서 계산 된 물 흐름의 매개 변수는 수문 기상 조사, 장기 현장 관찰 및 실험실 연구의 결과를 기반으로 하도록 권장됩니다.

공학 수문 기상 측량 데이터가 불충분하면 계산 방법을 기반으로 설계 폭풍의 파도 매개 변수를 결정할 수 있습니다. 사용된 계산 방법이 국제 실무에서 동일한 목적으로 채택된 방법 (모델)에 부합하는지 표시하는 것이 좋습니다 [3].

Figure 2. The location of the port entrance on Lake Hongze: a – variant 1; b – variant 2; c – variants 3-5

Figure 4. Modeling of variant 1 with the movement of waves in the port water area

Figure 5. Modeling of variant 2: a is prevailing movement of water towards the enclosed water area; b is prevailing reverse movement of water

Figure 9. Plan of the port water area with design points

Figure 10. Change in water depth at point A: a – variant 1; b – variant 2

Figure 11. Change in water depth at point A: a – variant 3; b – variant 4; c – variant 5

Figure 12. Change in water depth at points A (a) and C (b) for variant 3

Figure 13. Change in water depth at points A (a) and B (b) for variant 3

Figure 14. Scheme of vessel traffic: a – variant 3; b – variant 4

References
[1] SP 350.1326000.2018. 2018 Norms for technological design of sea ports (Moscow:
Standartinform) p 226
[2] SP 444.1326000.2019. 2019 Standards for the design of sea channels, fairways and
maneuvering areas (Moscow: Standartinform) p 62
[3] SP 38.13330.2012. 2014 Loads and impacts on Hydraulic structures (from wave, ice and ships)
(Moscow: Ministry of Regional Development of the Russian Federation) p 112
[4] Rijnsdorp D P Smit P B and Zijlema M 2012 Non-hydrostatic modelling of infragravity waves
using SWASH. Proceedings of 33rd Conference on Coastal Engineering. pp 1287–1299
[5] Kantardgi I G Zheleznyak M J 2016 Laboratory and numerical study of waves in the port area.
Magazine of Civil Engineering No 6 pp 49–59 DOI: 10.5862/MCE.66.5
[6] Zheleznyak M J Kantardgi I G Sorokin M S and Polyakov A I 2015 Resonance properties of
seaport water areas Magazine of Civil Engineering № 5(57) pp 3-19 DOI:10.5862/MCE.57.1
[7] Kantarzhi I Zuev N Shunko N 2014 Numerical and physical modelling of the waves inside the
new marina in Gelendjik (Black Sea) Application of physical modelling to port and coastal
protection. Proceedings of 5th international conference Coastlab (Varna) Vol 2 pp 253–262
[8] Makarov K N and Chebotarev A G 2015 Breakwater placement at the root of a seawall
Magazine of Civil Engineering № 3(55) pp 67-78 DOI: 10.5862/MCE.55.8
[9] Belyaev N D Lebedev V V and Alexeeva A V 2017 Investigation of the soil structure changes
under the tsunami waves impact on the marine hydrotechnical structures V 10 № 4 pp 44-52
DOI: 10.7868/S2073667317040049
[10] Lebedev V V Nudner I S and Belyaev N D 2018 The formation of the seabed surface relief near
the gravitational object Magazine of Civil Engineering No 79(3) pp 120–131 DOI:
10.18720/MCE.79.13
[11] Kofoed-Hansen H Sloth P Sørensen O R Fuchs J 2000 Combined numerical and physical
modelling of seiching in exposed new marina Proceedings of 27th international conference of
coastal engineering pp 3600–3614
[12] Smit P Stelling G and Zijlema M 2011 Assessment of nonhydrostatic wave-flow model
SWASH for directionally spread waves propagating through a barred basin Proceedings of
ACOMEN 2011 pp 1–10
[13] Zijlema M Stelling G Smit P 2011 SWASH: An operational public domain code for simulating
wave fields and rapidly varied flows in coastal waters. Coastal Engineering. № 10(58). pp 992–
1012
[14] FLOW-3D® 2008 User’s Manual Version 9.3 Flow Science Inc p 821
[15] Pan Bayan and Belyaev N D 2019 Week of Science SPbPU: Proceedings of an international
scientific conference The best reports. pp 3-7
[16] Girgidov A A 2011 Hybrid simulation in hydrotechnical facilities design and FLOW-3D as a
tool its realization Magazine of Civil Engineering №3 pp 21-27
[17] Girgidov A A 2010 Proceeding of the VNIIG vol 260. pp 12-19

[18] Vasquez J A Walsh B W 2009 CFD simulation of local scour in complex piers under tidal flow,
33rd IAHR Congress: Water Engineering for a Sustainable Environment, © 2009 by
International Association of Hydraulic Engineering & Research (IAHR) ISBN: 978-94-90365-
01-1.
[19] Shan-Hwei Ou Tai-Wen Hsu and Jian-Feng Lin 2010 Experimental and Numerical Studies on
Wave Transformation over Artificial Reefs Proceedings of the International Conference on
Coastal Engineering (Shanghai, China) No 32
[20] Hirt C and Nichols B 1980 Volume of Fluid Method for the Dynamics of Free Boundaries
Journal Comp. Phys 39 p 201.

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Figure 2.12: (Top) The sequence in the DISAMATIC process (1)-(5). (Middle) The performed experiments placed on the Mohr circle (I)-(V). (Bottom) The five names of the mechanical behaviours.

Numerical simulation of flow and compression of green sand

Abstract

산업 박사 프로젝트의 초점은 주조 부품에 최종 기하학적 모양을 제공하는 모래 주형 (녹색 모래)의 생산에 집중되었습니다. 주조 부품의 고품질을 보장하기 위해서는 금형 자체의 제조 공정을 균일하고 안정적으로 제어하는 것이 중요합니다.

따라서 녹사(주물사)의 흐름과 퇴적을 특성화하고 모델링하는 방법에 대한 기본적인 이해를 얻는 것이 중요했기 때문에 모래 주형의 제조 공정 시뮬레이션에 사용할 수 있었습니다. 녹색 모래의 유동성은 모래 샷 중에 모래로 챔버를 채우는 호퍼를 통해 모래가 아래로 흐를 때 중요합니다.

녹색 모래의 유동성은 주로 물과 벤토나이트의 양에 의해 좌우되며 둘 다 감소 시킵니다. 따라서 유동성과 내부 힘은 리브 및 기타 기하학적 장애물로 인한 그림자가 있을 수 있는 복잡한 금형 형상을 얼마나 잘 채울 수 있는지 제어합니다.

흐름이 조기에 중단되면 금형이 완전히 채워지지 않거나 재료 밀도의 변동이 너무 높아 주조 부품의 최종 표면에 영향을 미칠 수 있습니다. 벤토나이트에 의해 생성된 습식 다리는 벤토나이트와 물이 녹색 모래를 매우 응집력 있게 만드는 모래 알갱이를 서로 달라붙게 하고 혼합물을 짜 냄으로써 주조 공정을 위한 강력한 금형을 얻기 위해 금형을 안정시키는 기계적 특성을 얻습니다.

따라서 생사 유동성은 챔버의 적절한 충진을 위해 샌드 샷 중에 중요하며, 후속적으로 압착 공정 동안의 견고한 기계적 특성은 금형의 최종 강도에 중요합니다. 이는 이러한 기계적 거동이 역 관계를 갖기 때문에 문제가 됩니다.

예를 들어 녹색 모래가 너무 건조하면 녹색 모래의 유동성이 매우 높고,특정 수분 함량 수준에 따라 곰팡이의 강도가 낮고 그 반대도 마찬가지입니다. 따라서 정확한 생사 상태를 확보하고 샌드 샷 중에 금형 충진을 개선하는 것이 매우 중요합니다.

이산 요소 방법 (DEM)은 방법의 이산적인 특성이 녹색 모래의 입상 구조를 잘 모의하기 때문에 수치 모델로 선택되었습니다. DEM 모델은 롤링 저항 모델을 사용하여 비 구형 석영 모래 입자의 롤링 저항을 에뮬레이션하고 응집성 모델을 사용하여 벤토나이트에서 석영 모래 입자의 결합을 에뮬레이트합니다.

그린 샌드는 항복 궤적이 발견된 링 전단 테스터로 특성화되었으며 유동성을 정의하는 새로운 방법이 제안 되었습니다. 링 전단 시험기는 DEM 모델의 정적 마찰 계수를 얻기 위해 사용되었습니다.

측정된 높이에서 녹색 모래의 단순한 기계적 거동을 조사하기 위해 모래 더미 실험이 사용되었습니다. 이 높이에서 DEM 모델은 구름 저항 값을 얻고 응집 모델에서 매개 변수를 얻는 것과 관련하여 보정 되었습니다.

이 프로젝트는 DISAMATIC 공정에서 샌드 샷을 사용하여 모래 주형을 생산하는 동안 모래 입자의 흐름과 모래 퇴적을 처리했습니다. 챔버의 녹색 모래 퇴적은 캐비티 내부에 통풍구가 배치된 특수 캐비티 설계로 조사되었습니다.

에어 벤트는 샌드 샷 중에 공기 흐름과 함께 녹색 모래를 운반하는 데 사용됩니다. 챔버와 캐비티의 에어 벤트 설정을 변경함으로써 캐비티 설계에서 좁은 통로의 충진을 개선하여 최종 샌드 몰드도 개선 할 수 있었습니다.

캐비티 디자인을 사용한 샌드 샷은 챔버의 공기 흐름과 통풍구를 통한 공기 흐름을 모델링하기 위해 고전적인 전산 유체 역학 (CFD)과 결합 된 녹색 모래의 흐름을 모델링하는 이산 요소 방법 (DEM)으로 시뮬레이션되었습니다.

이러한 실험과 시뮬레이션은 DISAMATIC 프로세스와이를 개선하는 방법에 대한 유익한 통찰력을 제공했습니다. 또한 유동층을 사용하여 생사의 유동화 특성을 조사하고 새로 개발 된 Anton Paar Powder Cell을 사용하여 유동 점도를 얻었습니다.

상업적 측면 특수 설계된 캐비티 지오메트리에서 그린 샌드로 몰드 챔버를 채우는 것에 대한 지식을 얻었습니다. 에어 탱크에 초기에 적용된 공기 압력과 함께 에어 벤트의 설정은 캐비티의 충진을 개선하여 최종 금형을 개선하는 데 유용한 아이디어를 제공했습니다.

또한, 결합 된CFD-DEM 모델을 사용하여 STAR-CCM +의 상용 소프트웨어를 적용하여 형상의 3D 슬라이스 표현으로 프로세스를 성공적으로 시뮬레이션 할 수있었습니다. 따라서 향후 DISAMATIC 프로세스를 시뮬레이션하기 위한 독립형 코드를 개발하는 것이 더 가능해집니다. DISAMATIC 프로세스의 샌드 샷은 링 전단 테스터가 다음의 견고한 기계적 거동을 나타낼 수 있는 연속체 모델로 모델링 될 수도 있습니다.

Figure 1.1: The DISAMATIC process: 1. The sand shot. 2. Squeezing the mold. 3. Moving the mold to the chamber front and stripping off the swing plate (SP). 4. Mold close-up where the pressure plate (PP) pushes the mold out of the molding chamber. 5. Stripping off the PP where the PP is stripped from the mold and returns to its starting position in the molding chamber. 6. Closing the molding chamber and repeating a new cycle. The edited figure and text are from [8]

Figure 2.1: The green sand mixture. The figure is from [8]

Figure 2.2: The size distribution of the green sand applied in the project. The figure is from [9]

Figure 2.3: The wet bridges created in the bentonite from the water make the bentonite
cohesive and thereby the sand grains will stick together. The pictures are from the slides
in [10](http://www.sut.ac.th/engineering/Metal/ru/GREEN20%SAND.pdf). — Figure 2.3: The wet bridges created in the bentonite from the water make the bentonite cohesive and thereby the sand grains will stick together

Figure 2.11: The density as a function of compactability with respect to the number of rammings 1-10. The first ramming starts from the left indicated by the number. The cross placed in the middle shows the average value of the batches with an individual color. The dotted lines are the standard deviations of compactability % as a horizontal line and the standard deviations of density [ kg m3 ] as a vertical line.

Figure 2.13: The high load flow in the DISAMATIC process and the ring shear test placed on the Mohr circle

Figure 2.27: (Left side) The low load flow in the DISAMATIC process. (Right side) The performed experiments placed on the Mohr circle.

Conclusion

논문 원문 바로가기

이 논문에서는 시멘트와 충전제의 비 중복 입자 분포를 사용하여 유변학에 대한 분쇄 모래 충전제의 형상 효과를 분리했습니다. 실험 결과는 필러의 종횡비가 증가함에 따라 매트릭스의 유동성이 감소하고 두 종류의 필러에 따라 최대 부피 분율 임계 값이 다양 함을 보여주었습니다. DEM 모델을 사용하여 슬럼프 흐름 테스트를 시뮬레이션하고 실험 결과의 10 % 이내 인 수치 예측을 얻었습니다. 불일치로 인해 모델에 의해 부피 분율 임계 값이 약간 검증되었습니다. 그럼에도 불구하고 수치 결과는 유망 해 보이며 우리는 이산화를 개선하고 다른 상호 작용 모델을 탐색하여 DEM 모델을 추가로 개발할 계획입니다.

Liquid Metal 3D Printing

This article was contributed by V.Sukhotskiy^1,2, I. H. Karampelas³, G. Garg ¹, A. Verma¹, M. Tong ¹, S. Vader², Z. Vader², and E. P. Furlani^1
1University at Buffalo SUNY, ²Vader Systems, ³Flow Science, Inc.

Drop-on-demand 잉크젯 인쇄는 상업 및 소비자 이미지 재생을 위한 잘 정립 된 방법입니다. 이 기술을 주도하는 동일한 원리는 인쇄 및 적층 제조 분야에도 적용될 수 있습니다. 기존의 잉크젯 기술은 폴리머에서 살아있는 세포에 이르기까지 다양한 재료를 증착하고 패턴화하여 다양한 기능성 매체, 조직 및 장치를 인쇄하는 데 사용되었습니다 [1, 2]. 이 작업의 초점은 잉크젯 기반 기술을 3D 솔리드 금속 구조 인쇄로 확장하는 데 있습니다 [3, 4]. 현재 대부분의 3D 금속 프린팅 응용 프로그램은 고체 물체를 형성하기 위해 레이저 [6] 또는 전자 빔 [7]과 같은 외부 지향 에너지 원의 영향을 받아 증착 된 금속 분말 소결 또는 용융을 포함합니다. 그러나 이러한 방법은 비용 및 프로세스 복잡성 측면에서 단점이 있습니다. 예를 들어, 3D 프린팅 프로세스에 앞서 분말을 생성하기 위해 시간과 에너지 집약적인 기술이 필요합니다.

이 기사에서는 MHD (자기 유체 역학) drop-on-demand 방출 및 움직이는 기판에 액체 방울 증착을 기반으로 3D 금속 구조의 적층 제조에 대한 새로운 접근 방식에 대해 설명합니다. 프로세스의 각 부분을 연구하기 위해 많은 시뮬레이션이 수행되었습니다.

단순화를 위해 이 연구는 두 부분으로 나뉘었습니다.

첫 번째 부분에서는 MHD 분석을 사용하여 프린트 헤드 내부의 Lorentz 힘 밀도에 의해 생성 된 압력을 추정 한 다음 FLOW-3D 모델의 경계 조건으로 사용됩니다. 액적 방출 역학을 연구하는 데 사용되었습니다.

두 번째 부분에서는 이상적인 액적 증착 조건을 식별하기 위해 FLOW-3D 매개 변수 분석을 수행했습니다. 모델링 노력의 결과는 그림 1에 표시된 장치의 설계를 안내하는데 사용되었습니다.

코일은 배출 챔버를 둘러싸고 전기적으로 펄스되어 액체 금속을 투과하고 폐쇄 루프를 유도하는 과도 자기장을 생성합니다. 그 안에 일시적인 전기장. 전기장은 순환 전류 밀도를 발생시키고, 이는 과도장에 역 결합되고 챔버 내에서 자홍 유체 역학적 로렌츠 힘 밀도를 생성합니다. 힘의 방사형 구성 요소는 오리피스에서 액체 금속 방울을 분출하는 역할을 하는 압력을 생성합니다. 분출된 액적은 기질로 이동하여 결합 및 응고되어 확장된 고체 구조를 형성합니다. 임의의 형태의 3 차원 구조는 입사 액적의 정확한 패턴 증착을 가능하게 하는 움직이는 기판을 사용하여 층별로 인쇄 될 수 있습니다. 이 기술은 상표명 MagnetoJet으로 Vader Systems (www.vadersystems.com)에 의해 특허 및 상용화되었습니다.

MagnetoJet 프린팅 공정의 장점은 상대적으로 높은 증착 속도와 낮은 재료 비용으로 임의 형상의 3D 금속 구조를 인쇄하는 것입니다 [8, 9]. 또한 고유한 금속 입자 구조가 존재하기 때문에 기계적 특성이 개선된 부품을 인쇄 할 수 있습니다.

프로토타입 디바이스 개발

Vader Systems의 3D 인쇄 시스템의 핵심 구성 요소는 두 부분의 노즐과 솔레노이드 코일로 구성된 프린트 헤드 어셈블리입니다. 액체화는 노즐의 상부에서 발생합니다. 하부에는 직경이 100μm ~ 500μm 인 서브 밀리미터 오리피스가 있습니다. 수냉식 솔레노이드 코일은 위 그림에 표시된 바와 같이 오리피스 챔버를 둘러싸고있습니다 (냉각 시스템은 도시되지 않음). 다수의 프린트 헤드 디자인의 반복적인 개발은 액체 금속 배출 거동뿐만 아니라, 액체 금속 충전 거동에 대한 사출 챔버 기하적인 효과를 분석하기 위해 연구되었습니다.

이 프로토타입 시스템은 일반적인 알루미늄 합금으로 만들어진 견고한 3D 구조를 성공적으로 인쇄했습니다 (아래 그림 참조). 액적 직경, 기하학, 토출 빈도 및 기타 매개 변수에 따라 직경이 50 μm에서 500 μm까지 다양합니다. 짧은 버스트에서 최대 5000 Hz까지 40-1000 Hz의 지속적인 방울 분사 속도가 달성 되었습니다.

Computational Models

프로토 타입 장치 개발의 일환으로, 성능 (예 : 액적 방출 역학, 액적-공기 및 액적-기질 상호 작용)에 대한 설계 개념을 스크리닝하기 위해 프로토타입 제작 전에 계산 시뮬레이션을 수행했습니다. 분석을 단순화하기 위해 CFD 분석 뿐만 아니라 컴퓨터 전자기(CE)를 사용하는 두 가지 다른 보완 모델이 개발되었습니다. 첫 번째 모델에서는 2 단계 CE 및 CFD 분석을 사용하여 MHD 기반 액적 분출 거동과 효과적인 압력 생성을 연구했습니다. 두 번째 모델에서는 열-유체 CFD 분석을 사용하여 기판상의 액적 패턴화, 유착 및 응고를 연구했습니다.

MHD 분석 후, 첫 번째 모델에서 등가 압력 프로파일을 추출하여 액적 분출 및 액적-기질 상호 작용의 과도 역학을 탐구하도록 설계된 FLOW-3D 모델의 입력으로 사용되었습니다. FLOW-3D 시뮬레이션은 액적 분출에 대한 오리피스 안과 주변의 습윤 효과를 이해하기 위해 수행되었습니다. 오리피스 내부와 외부 모두에서 유체 초기화 수준을 변경하고 펄스 주파수에 의해 결정된 펄스 사이의 시간을 허용함으로써 크기 및 속도를 포함하여 분출 된 액 적의 특성 차이를 식별 할 수있었습니다.

Droplet 생성

MagnetoJet 인쇄 프로세스에서, 방울은 전압 펄스 매개 변수에 따라 일반적으로 1 – 10m/s 범위의 속도로 배출되고 기판에 충돌하기 전에 비행 중에 약간 냉각됩니다. 기판상의 액적들의 패터닝 및 응고를 제어하는 능력은 정밀한 3D 솔리드 구조의 형성에 중요합니다. 고해상도 3D 모션베이스를 사용하여 패터닝을 위한 정확한 Droplet 배치가 이루어집니다. 그러나 낮은 다공성과 원하지 않는 레이어링 artifacts가 없는 잘 형성된 3D 구조를 만들기 위해 응고를 제어하는 것은 다음과 같은 제어를 필요로하기 때문에 어려움이 있습니다.

냉각시 액체 방울로부터 주변 물질로의 열 확산,
토출된 액적의 크기,
액적 분사 빈도 및
이미 형성된 3D 물체로부터의 열 확산.

이들 파라미터를 최적화 함으로써, 인쇄된 형상의 높은 공간 분해능을 제공하기에 충분히 작으며, 인접한 액적들 및 층들 사이의 매끄러운 유착을 촉진하기에 충분한 열 에너지를 보유 할 것입니다. 열 관리 문제에 직면하는 한 가지 방법은 가열된 기판을 융점보다 낮지만 상대적으로 가까운 온도에서 유지하는 것입니다. 이는 액체 금속 방울과 그 주변 사이의 온도 구배를 감소시켜 액체 금속 방울로부터의 열의 확산을 늦춤으로써 유착을 촉진시키고 고형화하여 매끄러운 입체 3D 덩어리를 형성합니다. 이 접근법의 실행 가능성을 탐구하기 위해 FLOW-3D를 사용한 파라 메트릭 CFD 분석이 수행되었습니다.

액체 금속방울 응집과 응고

우리는 액체 금속방울 분사 주파수뿐만 아니라 액체 금속방울 사이의 중심 간 간격의 함수로서 가열된 기판에서 내부 층의 금속방울 유착 및 응고를 조사했습니다. 이 분석에서 액체 알루미늄의 구형 방울은 3mm 높이에서 가열 된 스테인리스 강 기판에 충돌합니다. 액적 분리 거리 (100)로 변화 될 때 방울이 973 K의 초기 온도를 가지고, 기판이 다소 943 K.도 3의 응고 온도보다 900 K로 유지됩니다. 실선의 인쇄 중에 액적 유착 및 응고를 도시 50㎛의 간격으로 500㎛에서 400㎛까지 연속적으로 유지하고, 토출 주파수는 500Hz에서 일정하게 유지 하였습니다.

방울 분리가 250μm를 초과하면 선을 따라 입자가 있는 응고된 세그먼트가 나타납니다. 350μm 이상의 거리에서는 세그먼트가 분리되고 선이 채워지지 않은 간극이 있어 부드러운 솔리드 구조를 형성하는데 적합하지 않습니다. 낮은 온도에서 유지되는 기질에 대해서도 유사한 분석을 수행했습니다(예: 600K, 700K 등). 3D 구조물이 쿨러 기질에 인쇄될 수 있지만, 그것들은 후속적인 퇴적 금속 층들 사이에 강한 결합의 결여와 같은 바람직하지 않은 공예품을 보여주는 것이 관찰되었습니다. 이는 침전된 물방울의 열 에너지 손실률이 증가했기 때문입니다. 기판 온도의 최종 선택은 주어진 용도에 대해 물체의 허용 가능한 인쇄 품질에 따라 결정될 수 있습니다. 인쇄 중에 부품이 커짐에 따라 더 높은 열 확산에 맞춰 동적으로 조정할 수도 있습니다.

FLOW-3D 결과 검증

위 그림은 가열된 기판 상에 인쇄된 컵 구조 입니다. 인쇄 과정에서 가열된 인쇄물의 온도는 인쇄된 부분의 순간 높이를 기준으로 실시간으로 733K (430 ° C)에서 833K (580 ° C)로 점차 증가했습니다. 이것은 물체 표면적이 증가함에 따라 국부적인 열 확산의 증가를 극복하기 위해 행해졌습니다. 알루미늄의 높은 열전도율은 국부적인 온도 구배에 대한 조정이 신속하게 이루어져야 하기 때문에 특히 어렵습니다. 그렇지 않으면 온도가 빠르게 감소하고 층내 유착을 저하시킵니다.

결론

시뮬레이션 결과를 바탕으로, Vader System의 프로토타입 마그네슘 유체 역학 액체 금속 Drop-on-demand 3D 프린터 프로토 타입은 임의의 형태의 3D 솔리드 알루미늄 구조를 인쇄할 수 있었습니다. 이러한 구조물은 서브 밀리미터의 액체 금속방울을 층 단위로 패턴화하여 성공적으로 인쇄되었습니다. 시간당 540 그램 이상의 재료 증착 속도는 오직 하나의 노즐을 사용하여 달성 되었습니다.

이 기술의 상업화는 잘 진행되고 있지만 처리량, 효율성, 해상도 및 재료 선택면에서 최적의 인쇄 성능을 실현하는 데는 여전히 어려움이 있습니다. 추가 모델링 작업은 인쇄 과정 중 과도 열 영향을 정량화하고, 메니스커스 동작뿐만 아니라 인쇄된 부품의 품질을 평가하는 데 초점을 맞출 것입니다.

References
[1] Roth, E.A., Xu, T., Das, M., Gregory, C., Hickman, J.J. and Boland, T., “Inkjet printing for high-throughput cell patterning,” Biomaterials 25(17), 3707-3715 (2004).

[2] Sirringhaus, H., Kawase, T., Friend, R.H., Shimoda, T., Inbasekaran, M., Wu, W. and Woo, E.P., “High-resolution inkjet printing of all-polymer transistor circuits,” Science 290(5499), 2123-2126 (2000).

[3] Tseng, A.A., Lee, M.H. and Zhao, B., “Design and operation of a droplet deposition system for freeform fabrication of metal parts,” Transactions-American Society of Mechanical Engineers Journal of Engineering Materials and Technology 123(1), 74-84 (2001).

[4] Suter, M., Weingärtner, E. and Wegener, K., “MHD printhead for additive manufacturing of metals,” Procedia CIRP 2, 102-106 (2012).

[5] Loh, L.E., Chua, C.K., Yeong, W.Y., Song, J., Mapar, M., Sing, S.L., Liu, Z.H. and Zhang, D.Q., “Numerical investigation and an effective modelling on the Selective Laser Melting (SLM) process with aluminium alloy 6061,” International Journal of Heat and Mass Transfer 80, 288-300 (2015).

[6] Simchi, A., “Direct laser sintering of metal powders: Mechanism, kinetics and microstructural features,” Materials Science and Engineering: A 428(1), 148-158 (2006).

[7] Murr, L.E., Gaytan, S.M., Ramirez, D.A., Martinez, E., Hernandez, J., Amato, K.N., Shindo, P.W., Medina, F.R. and Wicker, R.B., “Metal fabrication by additive manufacturing using laser and electron beam melting technologies,” Journal of Materials Science & Technology, 28(1), 1-14 (2012).

[8] J. Jang and S. S. Lee, “Theoretical and experimental study of MHD (magnetohydrodynamic) micropump,” Sensors & Actuators: A. Physical, 80(1), 84-89 (2000).

[9] M. Orme and R. F. Smith, “Enhanced aluminum properties by means of precise droplet deposition,” Journal of Manufacturing Science and Engineering, Transactions of the ASME, 122(3), 484-493, (2000)

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Figure 11: Computational 3D snapshots of droplet impact on a sphere; W e = 26.14, Re = 42.48, density ratio=328, contact angle=76◦, Bo = 0.0908.

Application of a high density ratio lattice-Boltzmann model for the droplet impingement on flat and spherical surfaces

평면 및 구형 표면의 액적 충돌을위한 고밀도 비율 격자-볼츠만 모델 적용

Duo Zhang1,2, K. Papadikis1∗, Sai Gu1
1Xi’an Jiaotong-Liverpool University, No. 111 Ren’ai Road, Suzhou Dushu Lake Higher Education
Town, Suzhou, China 215123.
2The University of Liverpool, Brownlow Hill, Liverpool, L69 7ZX, United Kingdom.
Tel: 0086-512-88161752
Email: Konstantinos.Papadikis@xjtlu.edu.cn
∗Corresponding author

현재 연구에서는 고밀도 비율을 견딜 수있는 3 차원 격자 Boltzmann 모델을 사용하여 액체 방울이 평면 및 구형 타겟에 충돌하는 것을 시뮬레이션합니다. Weber 및 Reynolds 수의 범위에 대해 운동 학적, 확산, 이완 및 평형 단계와 같이 평평한 표면에 대한 액적 충돌의 4 단계를 얻었습니다. 예측 된 최대 확산 계수는 문헌에 발표 된 실험 데이터와 잘 일치합니다. 액체 방울이 구형 타겟에 미치는 영향에 대해 타겟 표면에서 필름 두께의 시간적 변화를 조사합니다. 필름 역학의 세 가지 다른 시간적 위상, 즉 초기 낙하 변형 위상, 관성 지배 위상 및 점도 지배 위상이 재현되고 연구됩니다. 액적 레이놀즈 수와 목표 대 드롭 크기 비율이 필름 흐름 역학에 미치는 영향을 조사합니다.

고체 표면의 물방울 충돌은 땅에 떨어지는 빗방울, 잉크젯 인쇄, 뜨거운 표면의 스프레이 냉각, 스프레이 페인팅 및 코팅, 플라즈마 스프레이, 연소실의 연료 스프레이, 고정식 촉매 처리와 같은 일반적인 현상입니다. 베드 반응기 및 최근에는 미세 가공 및 미세 채널 [1]. 따라서 고체 표면에 영향을 미치는 물방울에 대한 연구는 연구원들의 큰 관심을 끌고 있습니다. Rein [2]은이 현상에 대한 포괄적 인 리뷰를 발표했습니다. Rioboo 등 [3]에 의해 체계적인 연구가 수행되었으며, 여기서 건식 벽에 대한 낙하 충격의 6 가지 가능한 결과, 즉 퇴적, 신속한 스플래시, 코로나 스플래시, 후퇴 이탈, 부분 반동 및 완전 반동이 밝혀졌습니다.

Keywords: Multiphase flow, Lattice Boltzmann, high-density-ratio, droplet impact, spread
factor, film thickness

Figure 2: Computational snapshots of the droplet impact on a flat surface; W e = 52, Re = 41, density ratio=240, contact angle=96◦ .

Figure 6: Time evolution of the spread factor for Oh = 0.177.

Table 2: Summary of the simulation parameters for the cases of droplet impact onto a sphere.

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References

References
[1] A.L.Yarin, Drop impact dynamics: Splashing, spreading, receding, bouncing. . . , Annu. Rev. Fluid Mech. 38(2006) 159-192.
[2] M.Rein, Phenomena of liquid drop impact on solid and liquid surface, Fluid. Dyn.
Res. 12(1993) 61-93.
[3] R.Rioboo, M.Marengo, C.Tropea, Time evolution of liquid drop impact onto solid,
dry surfaces, Exp. Fluids. 33(2002) 112-124.
[4] A.Asai, M.Shioya, S.Hirasawa, T.Okazaki, Impact of an ink drop on paper, J Imaging
Sci Techn. 37(1993) 205-207.
[5] B.L.Scheller, D.W.Bousfield, Newtonian drop impact with a solid surface, AIChE J.
41(1995) 1357-1367.
[6] S. Chandra and C. T. Avedesian, On the collision of a droplet with a solid surface,
Proc. R. Soc. London, Ser. A 432(1991) 13.
[7] M.Pasandideh-Fard, Y.M.Qiao, S.Chandra, J.Mostaghimi, Capillary effects during
droplet impact on a solid surface, Phys Fluids. 8(1996) 650-660.
[8] T.Mao, D.C.S.Kuhn, H.Tran, Spread and rebound of liquid droplets upon impact on
flat surfaces, AIChE J. 43(1997) 2169-2179.
[9] I.V.Roisman, R.Rioboo, C.Tropea, Normal impact of a liquid drop on a dry surface:
Model for spreading and receding, Proc. R. Soc. London, Ser. A 458(2002) 1411-1430.
[10] H.Dong, W.W.Carr, D.G.Bucknall, J.F.Morris, Temporally-resolved inkjet drop impaction on surfaces, AIChE J. 53(2007), 2606-2617.
[11] L.S.Hung, S.C.Yao, Experimental investigation of the impaction of water droplets
on cylindrical objects, Int. J. Multiphase Flow 25(1999) 1545-1559.

[12] Y.Hardalupas, A.M.K.P.Taylor, J.H.Wilkins, Experimental investigation of submillimeter droplet impingement onto spherical surfaces, Int. J. Heat Fluid Flow 20 (1999)
477-485.
[13] S.Bakshi, L.V.Roisman, C.Tropea, Investigations on the impact of a drop onto a
small spherical target, Phys Fluids. 19(2007) 032102.
[14] S.Mukherjee, Numerical simulation of wall impinging drops, Ph.D.thesis, School of
Mechanical Engineering, Purdue University 2006.
[15] G.Trapaga, J.Szekely, Mathematical Modeling of the Isothermal Impingement of
Liquid Droplets in Spraying Processes, Metall. Trans. B. 22(1991) 901-914.
[16] M.Bussmann, S.Afkhami, Drop impact simulation with a velocity-dependent contact
angle, Chem. Eng. Sci. 62(2007) 7214-7224.
[17] A.Gupta, R.Kumar, Droplet impingement and breakup on a dry surface, Comput.
Fluids. 39(2010) 1696-1703.
[18] A.Gupta, R.Kumar, Two-dimensional lattice Boltzmann model for droplet impingement and breakup in ow density ratio liquids, Comm. Comp. Phys. 10(2011) 767-784.
[19] Y.Y.Yan, Y.Q.Zu, A lattice Boltzmann method for incompressible two-phase flows
on partial wetting surface with large density ratio, J. Comput. Phys. 227(2007) 763-
775.
[20] T.Inamuro, T.Ogata, S.Tajima, N.Konishi, A lattice Boltzmann method for incompressible two-phase flows with large density differences, J. Comput. Phys. 198(2004)
628-644.
[21] A.J.Briant, P.Papatzacos, J.M.Yeomans, Lattice Boltzmann simulations of contact
line motion in a liquid-gas system, Philos. Trans. Roy. Soc. Lond. A. 360(2002) 485-
495.

[22] A.Fakhari, M.H.Rahimian, Phase-field modeling by the method of lattice Boltzmann
equations, Phys. Rev. E. 81(2010) 036707.
[23] M.R.Swift, E.Orlandini, W.R.Osborn, J.M.Yeomans, Lattice Boltzmann simulations
of liquid-gas and binary fluid systems, Phys. Rev. E. 54(1996) 5041-5052.
[24] S.Q.Shen, F.F.Bi, Y.L.Guo, Simulation of droplets impact on curved surfaces with
lattice Boltzmann method, Int. J. Heat Mass Tranf. 55(2012) 6938-6943.
[25] X.Shan, H.Chen, Simulation of nonideal gases and liquid-gas phase transitions by
the lattice Boltzmann equation, Phys. Rev. E. 49(1994) 2941-2948.
[26] P.Yuan, L.Schaefer, Equations of state in a lattice Boltzmann model, Phys Fluids.
18(2006) 042101.
[27] D.H.Rothman, J.M.Keller, Immiscible cellular-automation fluids, J. Statist. Phys.
52(1988) 1119-1129.
[28] X.He, S.Chen, R.Zhang, A lattice Boltzmann scheme for incompressible multiphase
flow and its application in simulation of Rayleigh-Taylor instability, J. Comput. Phys.
152(1999) 642-663.
[29] T.Reis, T.N.Phillips, Lattice Boltzmann model for simulating immiscible two-phase
flows, J. Phys. A: Math. Theor. 40(2007) 4033-4053.
[30] S.Leclaire, M.Reggio, J.-Y.Trepanier, Numerical evaluation of two recoloring operators for an immiscible two-phase flow lattice Boltzmann model. 36(2012) 2237-2252.
[31] S.Leclaire, P.Nicolas, M.Reggio, J.-Y.Trepanier, Enhanced equilibrium distribution
functions for simulationg immiscible multiphase flows with variable density ratios in
a class of lattice Boltzmann models. 57(2013) 159-168.
[32] H.B.Huang, H.W.Zheng, X.Y.Lu, C.Shu, An evaluation of a 3D free-energy-based
lattice Boltzmann model for multiphase flows with large density ratio, Int. J. Numer.
Meth. Fluids. 63(2009) 1193-1207.

[33] T.Lee, C.L.Lin, A stable discretization of the lattice Boltzmann equation for simulation of incompressible two-phase flows at high density ratio, J. Comput. Phys.
206(2005) 16-47.
[34] H.W.Zheng, C.Shu, Y.T.Chew, A lattice Boltzmann model for multiphase flows with
large density ratio, J. Comput. Phys. 218(2006) 353-371.
[35] D.A.Perumal, A.K.Dass,Application of lattice Boltzmann method for incompressibe
viscous flows, Applied Mathematical Modelling. 37(2013) 4075-4092.

FLOW-3D Output variables(출력 변수)

Output variables(출력 변수)

FLOW-3D에서 주어진 시뮬레이션의 정확한 출력은 어떤 물리적 모델, 출력 위젯에 정의된 추가 출력 및 특정 구성 요소별 출력에 따라 달라집니다. 이 문서는 FLOW-3D의 출력에 대해 좀 더 복잡한 출력 변수 중 일부를 참조하는 역할을 합니다.

Additional output (추가 출력)

Distance Traveled by Fluid(유체로 이동 한 거리)

때로는 유체 입자가 이동한 거리가 중요한 경우도 있습니다. FLOW-3D에서 사용자는 모델 설정 ‣ 출력 위젯에서 유체가 이동한 거리에 대한 출력을 요청할 수 있습니다. 이 기능은 유체가 흐름 영역(경계 또는 질량 소스를 통해)에 들어간 시간 또는 유체가 도메인을 통해 이동한 거리를 계산합니다. 이 기능은 모든 시뮬레이션에도 사용할 수 있으며, 특별한 모델을 사용할 필요가 없으며, 흐름에도 영향을 미치지 않습니다. 이 모델을 사용하려면 출력 위젯으로 이동하고 추가 출력 섹션에서 “Distance traveled by fluid” 옆의 체크상자를 선택하십시오.

노트

추가 출력 섹션은 출력 위젯의 모든 탭에서 사용할 수 있습니다.

유체 도착 시간

유체 도착 시간을 아는 것은 종종 유용합니다. 예를 들어 주조 시뮬레이션에서 주입 시간을 결정하는 데 사용할 수 있습니다. 제어 볼륨은 충전 프로세스 동안 여러 번 채워지고 비워지기 때문에 계산 셀이 채워지는 처음과 마지막 시간 모두 기록되고, 후 처리를 위해 저장될 수 있습니다. 이 작업은 출력 위젯과 추가 출력 섹션 내에서 유체 도착 시간 확인란을 선택하여 수행됩니다.

노트

이 출력 옵션은 1 유체 자유 표면 흐름에만 사용할 수 있습니다.

유체 체류 시간

때로는 유체가 계산 영역 내에서 보내는 시간인 체류시간을 아는 것이 유용합니다. 이는 출력 ‣ Output ‣ Additional Output ‣ Fluid residence time 확인란을 선택하여 수행합니다. 여기서 S로 지정된 이 변수에 대한 전송 방정식은 단위 소스 항과 함께 Solve됩니다.

유체 체류 시간(Fluid residence time)

여기에서 t는 시간이며 u는 유체 속도입니다.

S의 단위는 시간이다. 계산 도메인에 들어가는 모든 유체에 대한 S의 초기값은 0입니다.

의 값은 항상 second order체계를 가진 데이터로부터 근사치를 구합니다.

이 출력 옵션은 1 유체 및 2 유체 유량 모두에 사용할 수 있습니다.

노트

경계 조건 또는 소스에서 도메인으로 유입되는 유체가 이미 도메인에 있는 유체와 혼합될 때 체류가 감소하는 것처럼 보일 수 있습니다.

Wall Contact Time

벽면 접촉 시간 출력은 (1)개별 유체 요소가 특정 구성 요소와 접촉하는 시간 및 (2)특정 구성 요소가 유체와 접촉하는 시간을 추적합니다. 이 모델은 액체 금속이 모래 오염물과 접촉했을 때 오염과 상관 관계가 있는 proxy 변수를 제공하기 위한 것입니다. 이 출력은 최종 주조물에서 오염된 유체가 어디에 있는지 확인하는 데 사용될 수 있습니다. 접촉 시간 모델의 또 다른 해석은, 예를 들어, 용해를 통해 다소 일정한 비율로 화학물질을 방출하는 물에 잠긴 물체에 의한 강의 물의 오염입니다.

모델은 Model Setup ‣ Output ‣ Wall contact time 박스를 확인하여 활성화됩니다. 또한 Model Setup ‣ Output ‣ Geometry Data section의 각 구성요소에 대해 해당 구성요소를 계산에 포함하기 위해 반드시 설정해야 하는 Contact time flag가 있습니다.

추가 정보

Wall Contact Time with Fluid and Component Properties: Contact Time with Fluid for more information on the input variables를 참조하십시오.

노트

이 모델은 실제 구성 요소, 즉 고체, 다공성 매체, 코어 가스 및 충전 퇴적물 구성 요소로 제한됩니다. 접촉 시간은 유체 # 1과 관련해서만 계산됩니다.

Component wetted are

Fluid 1과 접촉하는 구성 요소의 표면 영역은 관심 구성 요소에 대한 Model Setup ‣ Output ‣ Geometry Data ‣ Wetted area 옵션을 활성화하여 History Data로 출력 될 수 있습니다.

구성 요소의 힘과 토크

Forces

Model Setup ‣ Output ‣ Geometry Data ‣ Forces 옵션을 활성화하면 부품에 대한 압력, 전단력, 탄성 및 벽 접착력을 History Data에 출력할 수 있습니다.

압력을 가지지 않은 셀(즉, 도메인 외부에 있거나 다른 구성 요소 안에 있는 셀)이 구성 요소 주변의 각 셀에 대한 압력 영역 제품을 합산하는 동안 어떻게 처리되는지를 제어하는 압력 계산에 대한 몇 가지 추가 옵션이 있습니다. 기본 동작은 이러한 셀에서 사용자 정의 기준 압력을 사용하는 것입니다. 지정되지 않은 경우 기준 압력은 초기 무효 압력인 PVOID로 기본 설정됩니다. 또는, 코드는 Reference pressure is code calculated 옵션을 선택하여 구성요소의 노출된 표면에 대한 평균 압력을 사용할 수 있습니다.

마지막으로, 일반 이동 물체의 경우, 규정된/제약을 받는 대로 물체를 이동시키는 힘을 나타내는 잔류 힘의 추가 출력이 있습니다.

Torques

Model Setup ‣ Output ‣ Force 옵션이 활성화되면 구성 요소의 토크가 계산되고 History Data에 출력됩니다. 토크는 힘-모멘트에 대한 기준점 X, 힘-모멘트에 대한 기준점 Y, 정지 구성 요소에 대한 힘-모멘트 입력에 대한 기준점 Z에 의해 지정된 지점에 대해 보고됩니다. 참조점의 기본 위치는 원점입니다.

General Moving Objects에는 몇 가지 추가 참고 사항이 있습니다. 첫째, 토크는 (1) 6-DOF 동작의 질량 위치 중심 또는 (2)고정축 및 고정점 회전의 회전 축/점에 대해 보고됩니다. 힘에서 행해지는 것과 마찬가지로, 규정된/제한된 바와 같이 물체를 이동시키는 토크를 나타내는 잔류 토크의 출력도 있습니다.

노트

힘 및 토크 출력은 각 지오메트리 구성 요소의 일반 히스토리 데이터에 기록됩니다. 출력은 개별 힘/토크 기여 (예: 압력, 전단, 탄성, 벽 접착) 및 개별 기여도의 합으로 계산된 총 결합력/토크로 제공됩니다.

Buoyancy center and metacentric height (부력 중심 및 메타 중심 높이)

일반 이동 객체의 부력과 안정성에 대한 정보는 각 구성 요소에 대해 모델 설정 Setup 출력 ‣ 기하학적 데이터 ‣ 부력 중심 및 도량형 높이 옵션을 활성화하여 History Data에서 출력할 수 있습니다. 이렇게 하면 구성 요소의 중심 위치와 중심 높이가 출력됩니다.

Advanced

Fluid vorticity & Q-criterion(유체 와동 및 Q 기준)

와동구성 요소뿐만 아니라 와동 구조를 위한 Q-criterion을 계산하고 내보내려면 Model Setup ‣ Output ‣ Advanced 탭에서 해당 확인란을 클릭하여 유체 와동 & Q-criterion을 활성화하십시오.

여기에서:

: 소용돌이 벡터의 다른 구성 요소

Q-criterion은 속도 구배 텐서의 2차 불변성을 갖는 연결된 유체 영역으로 소용돌이를 정의합니다. 이는 전단 변형률과 와류 크기 사이의 국부적 균형을 나타내며, 와류 크기가 변형률의 크기보다 큰 영역으로 와류를 정의합니다.

Hydraulic Data and Total Hydraulic Head 3D

Hydraulic Data

깊이 기준 유압 데이터를 요청하려면 출력 ‣ 고급으로 이동한 후 유압 데이터 옆의 확인란을 선택하십시오(심층 평균 값과 중력을 -Z 방향으로 가정).

이 옵션은 FLOW-3D가 유압 시뮬레이션에 유용할 수 있는 추가 깊이 평균 데이터를 출력하도록 합니다.

Flow depth
Maximum flow depth
Free surface elevation
Velocity
Offset velocity
Froude number
Specific hydraulic head
Total hydraulic head

이 수량 각각에 대해 하나의 값 이 메쉬의 모든 (x, y) 위치에서 계산되고 수직 열의 모든 셀에 저장됩니다 (이 수량이 깊이 평균이기 때문에 z 방향으로 데이터의 변화가 없습니다). 변수는 정확도를 보장하기 위해주기마다 계산됩니다. 모든 경우에, 깊이 평균 속도, z- 방향 의 중력 가속도, 유체 깊이, 및 컬럼 내 유체의 최소 z- 좌표입니다.

자유 표면 고도는 수직 기둥의 맨 위 유체 요소에 있는 자유 표면의 z-좌표로 계산됩니다.
The Froude number 은

식으로 계산됩니다.

유체 깊이는 깊이 평균 메쉬 열의 모든 유체의 합으로 계산됩니다.

특정 유압 헤드

및 총 유압 헤드

변수는 다음에서 계산됩니다.

노트

깊이 기준 유압 출력 옵션은 예리한 인터페이스가 있고 중력이 음의 z 방향으로 향할 때에만 유체 1에 유효합니다.
유압 헤드 계산은 스트림 라인이 평행하다고 가정한다는 점을 유념해야 합니다. 예를 들어 플럭스 표면이 재순환 흐름 영역에 배치되는 경우 이 문제가 발생할 수 있습니다. 이 경우, 유량 표면에서 보고된 유량 평균 유압 헤드는 헤드의 계산에서 흐름 방향이 무시되기 때문에 예상보다 클 수 있습니다.

Total Hydraulic Head 3D(총 유압 헤드 3D)

또한 총 유압 헤드 3D 옵션을 확인하여 국부적(3D) 속도 필드, 플럭스 표면에서의 유압 에너지(배플 참조) 및 플럭스 기반 유압 헤드를 사용하여 유체 1의 총 헤드를 계산할 수 있다. 3D 계산은 국부 압력을 사용하여 수행되며(즉, 압력이 유체 깊이와 관련이 있다고 가정하지 않음) 원통 좌표와 호환됩니다.

노트

유압 헤드 계산은 스트림 라인이 평행하다고 가정한다는 점을 유념해야 한다. 예를 들어 플럭스 표면이 재순환 흐름 영역에 배치되는 경우 문제가 발생할 수 있습니다. 이 경우, 플럭스 표면에서 보고된 유량 평균 유압 헤드는 헤드의 계산 시 흐름 방향이 무시되기 때문에 예상보다 클 수 있습니다.
3D 유압 헤드 계산은 입력 파일에 중력이 정의되지 않은 경우 중력 벡터의 크기를 1로 가정합니다.

Flux-averaged hydraulic head

특정 위치 (즉, 배플)의 플럭스 평균 유압 헤드는 다음과 같이 계산됩니다.

유압 헤드 계산에서는 유선이 평행하다고 가정합니다. 예를 들어 플럭스 표면이 재순환 흐름 영역에 배치된 경우 (예: 아래에 표시된 것과 같이) 문제가 될 수 있습니다.

이 경우 플럭스 표면에 보고된 플럭스 평균 유압 헤드는 헤드 계산 시 흐름 방향이 무시되므로 예상보다 클 수 있습니다.

FLOW-3D에는 History Probes, Flux surface, Sampling Volumes의 세 가지 주요 측정 장치가 있습니다. 이러한 장치를 시뮬레이션에 추가하는 방법은 모델 설정 섹션에 설명되어 있습니다(측정 장치 참조). 이들의 출력은 기록 데이터 편집 시간 간격으로 flsgrf 파일의 일반 기록 데이터 카탈로그에 저장됩니다. 이러한 결과는 Analyze ‣ Probe 탭에서 Probe Plots을 생성하여 액세스할 수 있습니다.

히스토리 프로브 출력

히스토리 프로브를 생성하는 단계는 모델 설정 섹션에 설명되어 있습니다(기록 프로브 참조). 시뮬레이션에 사용된 물리 모델에 따라 각각의 History Probe에서 서로 다른 출력을 사용할 수 있습니다. 프로브를 FSI/TSE로 지정하면 유한 요소 메시 안에 들어가야 하는 위치에서 응력/스트레인 데이터만 제공한다. 유체 프로브가 솔리드 형상 구성 요소에 의해 차단된 영역 내에 위치하는 경우, 기하학적 구조와 관련된 수량(예: 벽 온도)만 계산된다. 일반적으로 프로브 좌표에 의해 정의된 위치에서 이러한 양을 계산하려면 보간이 필요하다.

플럭스 표면 출력

플럭스 표면은 이를 통과하는 수량의 흐름을 측정하는데 사용되는 특별한 물체입니다. 플럭스 표면을 만드는 단계는 모델 설정 섹션에 설명되어 있습니다(플럭스 표면 참조). 각 플럭스 표면에 대해 계산된 수량은 다음과 같습니다.

Volume flow rate for fluid #1
Volume flow rate for fluid #2 (for two-fluid problems only)
Combined volume flow rate (for two-fluid problems only)
Total mass flow rate
Flux surface area wetted by fluid #1
Flux-averaged hydraulic head when 3D Hydraulic Head is requested from additional output options
Hydraulic energy flow when hydraulic data output is requested
Total number of particles of each defined species in each particle class crossing flux surface when the particle model is active
Flow rate for all active and passive scalars this includes scalar quantities associated with active physical models (eg. suspended sediment, air entrainment, ect.)

노트

유속과 입자수의 기호는 유동 표면을 설명하는 함수의 기호에 의해 정의된 대로 흐름이나 입자가 플럭스 표면의 음에서 양으로 교차할 때 양의 부호가 됩니다.
플럭스 표면은 각 표면의 유량과 입자 수가 정확하도록 그들 사이에 적어도 두 개의 메쉬 셀이 있어야 합니다.
유압 데이터 및 총 유압 헤드 3D 옵션을 사용할 때는 유압 헤드 계산이 스트림 라인이 평행하다고 가정한다는 점을 유념해야 한다. 예를 들어 플럭스 표면이 재순환 흐름 영역에 배치되는 경우 이 문제가 발생할 수 있습니다. 이 경우, 유량 표면에서 보고된 유량 평균 유압 헤드는 헤드의 계산에서 흐름 방향이 무시되기 때문에 예상보다 클 수 있습니다.

샘플링 볼륨 출력

샘플링 볼륨은 해당 범위 내에서 볼륨을 측정하는 3 차원 데이터 수집 영역입니다. 샘플링 볼륨을 만드는 단계는 모델 설정 섹션에 설명되어 있습니다(샘플링 볼륨 참조). 각 샘플링 볼륨의 계산 수량은 다음과 같습니다.

시료채취량 내에서 #1 유체 총량
시료채취량 내 #1 유체질량 중심
샘플링 용적 가장자리에 위치한 솔리드 표면을 포함하여 샘플링 용적 내의 모든 벽 경계에 작용하는 좌표계의 원점에 상대적인 유압력 및 모멘트.
샘플링 용적 내 총 스칼라 종량: 이것은 부피 적분으로 계산되므로 스칼라 양이 질량 농도를 나타내면 샘플링 용적 내의 총 질량이 계산된다. 거주 시간과 같은 일부 종의 경우, 평균 값이 대신 계산됩니다.
샘플링 볼륨 내의 입자 수: 각 샘플링 볼륨 내에 있는 각 입자 등급의 정의된 각 종별 입자 수(입자 모델이 활성화된 경우)
운동 에너지, 난류 에너지, 난류 소실율 및 와류에 대한 질량 평균
표본 체적의 6개 경계 각각에서 열 유속: 유체 대류, 유체 및 고체 성분의 전도 및 유체/구성 요소 열 전달이 포함됩니다. 각 플럭스의 기호는 좌표 방향에 의해 결정되는데, 예를 들어, 양방향의 열 플럭스도 양수입니다. 출력에서 확장 또는 최대 디버그 수준을 선택하지 않는 한 이러한 디버그 수준은 fsplt에 자동으로 표시되지 않습니다.

FLOW-3D 및TruVOF는 미국 및 기타 국가에서 등록 상표입니다.

Figure 5. 3D view of scour under square tide conditions (every 300 s).

조수 흐름이 있는 복잡한 교각에서 scour CFD 시뮬레이션

CFD simulation of local scour in complex piers under tidal flow

J. A. Vasquez1,2, and B. W. Walsh1,3
1 Northwest Hydraulic Consultants, 30 Gostick Place, North Vancouver, BC, Canada,
V7M 3G3; PH (604) 980-6011; FAX (604) 980-9264;
2 email: JVasquez@nhc-van.com
3 email: BWalsh@nhc-van.com

ABSTRACT

우리는 상용 CFD (Computational Fluid Dynamics) 모델 Flow-3D를 사용하여 조수 흐름 아래의 복잡한 교각에서 지역 scour의 질적 시뮬레이션을 보고합니다. 이 모델은 대형 piles 캡과 10 개의 원통형 piles로 구성된 복잡한 부두에서 scour 개발의 초기 단계를 계산하는 데 적용되었습니다. Flow-3D는 piles 사이에서 예상되는 상호 작용을 정확하게 재현 할 수있었습니다. CFD 모델은 또한 조류 역류 하에서 3- piles 그룹의 scour 시뮬레이션을 위해 적용되었습니다. 그 결과는 문헌에보고 된 측정치와 질적으로 일치하여 Flow-3D가 다양한 흐름 조건에서 복잡한 교각을위한 유압 설계 도구로서의 잠재력을 가지고 있음을 보여줍니다.

INTRODUCTION

캐나다 밴쿠버에 있는 프레이저 강과 피트 강 모두에서 현재 여러 다리가 건설 중이거나 최종 설계 단계에 있습니다. 이 다리는 상대적으로 크고 300m에서 1000m 사이의 수로 폭에 걸쳐 있으며 강바닥에 위치한 여러 개의 큰 교각에서 지원됩니다.

일반적으로 케이슨 또는 코퍼 댐을 사용하여 지어진 말뚝 위에 세워진 거대한 단단한 교각이 있는 오래된 교량과 달리, 새로운 교각은 일반적으로 떠 다니는 바지선에서 원통형 말뚝을 땅으로 밀어내어 지어집니다.

말뚝 상단의 수평 말뚝 캡은 수면에 위치하며 상부 구조에서 말뚝 기초까지 힘을 전달하고 선박 충돌을 방지하는 데 사용됩니다. piles 캡의 높이는 하단 및 상단 높이가 최저 및 최고 수위를 덮도록 설계되어 모든 흐름 조건에서 볼 수 있습니다.

piles 캡의 기하학적 구조와 piles의 레이아웃은 다소 복잡 할 수 있으며, 반드시 로컬 scour 예측 변수에서 가정 한 고전적인 교각 모양을 따르는 것은 아닙니다. 그림 1은 6 각형 패턴으로 배열된 두 그룹의 piles 위에 아령 모양의 piles 캡이 있는 프레이저 강의 교각 부두의 예를 보여줍니다.

지속 가능한 환경을 위한 물 공학 (그림 2) 두 개의 다른 직경으로 만들어진 10 개의 piles 위에 둥근 끝이 있는 직사각형 piles 캡으로 만들어진 피트 강의 교각 부두. 복잡한 교각에서 scour을 계산하기위한 일부 분석 공식이 존재합니다.

예를 들어, HEC-18 매뉴얼 (Richardson and Davis 2001)은 교각 스템, piles 캡 및 piles 그룹에 의해 생성된 세 가지 scour 구성 요소를 추가하여 총 scour 깊이를 계산합니다.

말뚝 그룹은 폭이 그룹에 있는 말뚝의 투영된 폭과 동일한 솔리드 말뚝으로 대체되고 말뚝 간격 및 정렬된 행 수의 효과에 대한 수정 계수를 곱합니다. Ataie-Ashtiani와 Beheshti (2006)는 지역 scour (piles 캡이 없는)에서 piles 그룹화의 효과를 연구했습니다.

그들의 실험 결과는 나란히 배열된 매우 밀접하게 배치된 말뚝의 경우 scour 깊이가 50 % 증가할 수 있음을 보여주었습니다. 탠덤 배열의 경우 전면 piles의 scour이 증가하고 후면 차폐 piles의 경우 감소합니다.

어쨌든 말뚝 사이의 간격 S가 말뚝 직경 D의 4 배 (S/D> 4)보다 크면 scour 증폭 효과가 사라지는 경향이 있습니다. 그러나 이러한 공식은 piles이 격자 모양의 레이아웃으로 균일하게 배치되어 있다고 가정합니다.

이는 그림 1과 2에 표시된 교각에서는 분명히 해당되지 않습니다. 문제를 더욱 복잡하게 하기 위해 프레이저 강과 특히 피트 강이 대상입니다.

Figure 1. Example of bridge pier with dumbbell-shaped pile cap and hexagonal pile layout, showing also scour hole measured in a physical model.

교각의 조석 scour은 단방향 scour과 동일한 세부 사항으로 연구되지 않았지만 실제로 주제에 대한 몇 가지 주목할 만한 연구가 있습니다.

Escarameia (1998)는 흐름 방향, 조수주기 기간, 수심, 교각 모양 및 퇴적물 크기에 대한 역전의 영향을 단일 원형 및 직사각형 교각의 국부 scour에 미치는 영향을 평가하여 조류 흐름 조건 하에서 국부 scour의 실험적 조사를 수행했습니다. 예상대로 퇴적물 크기는 국부 scour 깊이에 영향을 미치지 않았습니다.

조수 조건에서 최대 수세 깊이는 베드 폼이 존재하지 않는 경우 일방향 흐름에 대해 항상 평형 scour 깊이 아래로 유지되었습니다 (맑은 물 수세미). 직사각형 교각의 scour 깊이는 정사각형 교각보다 10 ~ 14 % 더 작은 것으로 나타났습니다. 정사각형 교각에서는 조수주기 동안 교각의 상류와 하류에 생성된 scour 구멍이 병합되는데 교각이 직사각형 인 경우에는 발생하지 않습니다.

May and Escarameia (2002)는 정사각형 및 정현파 조수를 사용하여 조수 조건 하에서 지역 scour의 시간적 진화를 연구했습니다. 그들은 맑은 물 scour에서 조수 흐름의 수력 학적 구조에서의 평형 scour이 일방향 유동을 사용하는 scour보다 훨씬 적을 수 있다고 결론지었습니다. 그러나 라이브 베드 scour에서 평형 깊이는 각 조수주기에서 scour 구멍이 더 빠르게 발생하고 구조물 주변에 모래 언덕이 형성되어 단방향 흐름 값에 가까울 수 있습니다.

Margheritini et al. (2006) 은 퇴적물 이동 (살상 조건)과 함께 단방향 및 조수 흐름에서 대 구경 말뚝 주변의 국부 scour 실험을 수행했습니다. 두 경우의 최종 평형 scour은 비슷했습니다. 조수 흐름의 scour 구멍은 대칭이며 원형 모양이고 일방향 scour 구멍보다 부피가 더 큽니다.

현재 물리적 모델링은 사용 가능한 scour 방정식의 가정을 따르지 않는 복잡한 모양을 가진 교각에서 로컬 scour를 평가하기위한 유일한 실용적인 엔지니어링 도구로 보입니다.

3 차원 (3D) 수치 모델링은 단일 원통형 말뚝에서 국부 scour을 재현하기 위해 성공적으로 적용되었지만, 복잡한 교각의 모델 scour이나 조류 역류 하의 말뚝 그룹에는 적용되지 않았습니다. 이 논문의 목적은 상업적으로 이용 가능한 3D 전산 유체 역학 (CFD) 모델을 사용하여 실제 복잡한 부두와 조수 역전 하에서 이상적인 3 파일 그룹에서 지역 scour의 예비 정성 결과를 제시하는 것입니다.

NUMERICAL MODELING OF PIER SCOUR

Olsen과 Melaan (1993)의 초기 작업 이후 여러 3D 수치 모델이 단일 원통형 부두에서 국소 scour을 모델링하는 데 성공적으로 적용되었습니다 (Roulund et al. 2005의 검토 참조). 그러나 복잡한 교각에서 3D scour 시뮬레이션은 거의 시도되지 않았습니다. 그 이유는 두 가지입니다.

대부분의 모델은 복잡한 교각의 형상을 수용하기 어려운 구조화된 곡선 형 경계 맞춤 그리드를 기반으로 합니다. 또 다른 중요한 제한 사항은 계산 시간이며, 이는 실제 모델에서 로컬 scour 테스트를 수행하는 데 필요한 시간보다 훨씬 큽니다.

그럼에도 불구하고 수치 모델은 귀중한 정보를 제공할 수 있으며 컴퓨터 속도가 더욱 향상될 것으로 예상되는 미래에 큰 잠재력을 가지고 있습니다. 여기에 사용된 CFD 모델은 뉴 멕시코 주 산타페의 Flow Science에서 개발한 Flow-3D입니다. Flow-3D는 유압 엔지니어링 애플리케이션을 위한 특수 모듈이 포함된 상용 CFD 패키지입니다.

구조화된 직교 그리드를 사용함에도 불구하고, 직사각형 계산 셀이 장애물에 의해 부분적으로 차단될 수 있도록 하는 FAVOR (fractional area/volume method)를 적용하여 복잡한 형상을 모델링 할 수 있습니다. 날카로운 자유 표면 (예: 수압 점프, 공기 중 자유 제트)은 VOF (Volume-of-Fluid) 방법으로 모델링 됩니다.

Flow-3D는 Brethour (2001)에 의해 자세히 설명된 대로 지역 scour을 모델링하는 고유 한 기능도 가지고 있습니다. 이러한 기능은 그림 2에 설명되어 있으며, 모델이 맑은 물 조건에서 복잡한 부두의 형상과 scour 개발의 초기 단계를 재현할 수 있는 방법을 보여줍니다.

그림 2에 표시된 복잡한 부두는 길이 51.5m, 너비 12.5m, 두께 6.7m의 끝이 둥근 파일 캡을 포함합니다. 파일 캡 아래에는 세 개의 개별 파일 그룹이 있습니다. 직경이 2.4m 인 3 개의 파일로 구성된 두 그룹 (U & D)은 파일 캡의 상류 및 하류 끝에 위치하며, 4 개의 작은 1.8m 파일 (C)은 중앙 주위에 있습니다.

파일 캡의 바닥은 침대 위 약 13m입니다. 수치 메쉬는 길이 115m, 너비 50m, 높이 22m였으며 균일 한 셀 크기는 0.5m (46,176 셀)입니다. 시뮬레이션은 수심 15.8m, 일정한 유속 1.5m/s, 퇴적물 크기 0.35mm에 대해 수행되었습니다. Flow-3D는 지역 scour에 대한 파일 간섭의 영향을 평가하는 데 사용되었습니다. 과도한 계산 시간이 필요하여 장기 시뮬레이션을 수행할 수 없었기 때문에 처음 1 시간 동안 scour 시작 만 시뮬레이션 했습니다.

말뚝 사이의 상대적 간격 S/D를 고려할 때, 그림 2에 표시된 Flow3D 결과는 Ataie-Ashtiani와 Beheshti (2006)가보고 한 말뚝 간의 상호 작용에 관한 실험적 관찰과 매우 잘 일치합니다. 결과는 부두 중심 주변의 C 말뚝이 2 쌍처럼 나란히 행동한다는 것을 시사합니다.

왼쪽과 오른짝이었는 두 쌍의 말뚝 사이에 간섭이 없는 것으로 보입니다 (C1-C2 및 C3-C4, S/D = 4); 파일 C1 (C2)은 scour (S/D = 2.3)으로부터 파일 C3 (C4)를 보호하는 것처럼 보입니다.

그림 2는 또한 파일 캡의 양쪽 끝에 있는 3 개 파일 그룹 U 및 D의 수세공 구멍이 이미 병합되어 3 개 파일 간의 강력한 상호 작용을 시사합니다 (S/D = 0.9). 또한 3- 파일 그룹 U는 더 작은 파일 C를 보호하지 않는 것 같습니다 (S/D> 5).

Figure 2. Initial scour development computed by Flow-3D in complex pier.

최대 평형 scour 깊이를 계산할 수는 없었지만, 복잡한 부두에서 말뚝과 말뚝 캡 사이의 상호 작용에 대해 얻은 통찰력은 scour 과정과 scour 대책의 잠재적 설계를 이해하는 데 여전히 중요합니다.

MODELING TIDAL SCOUR OF PILE GROUP

지속 가능한 환경을위한 물 공학 말뚝 그룹의 조수 조사 모델링 불안정한 조수 흐름의 잠재적 영향을 평가하기 위해 Flow-3D를 사용한 정성 시뮬레이션이 수행되었습니다.

전체 교각을 시뮬레이션하는 것이 불가능했기 때문에 이상화된 3- piles 그룹 (piles 캡 없음)이 거친 메시를 사용하여 재현되었습니다. 원통형 piles의 직경은 최소 간격 S / D = 0.95로 삼각형 패턴으로 배열 된 2m였습니다. 메쉬 셀 크기는 0.5m입니다.

이러한 메쉬 크기는 piles 주변 흐름의 모든 3D 세부 사항을 해결하기에 충분한 해상도를 제공하지 않지만 계산 시간을 관리 가능한 수준으로 유지하는 데 필요한 것으로 간주되었습니다.

따라서 이러한 예비 시뮬레이션은 정 성적이며 Flow-3D의 기능을 대략적으로 평가하기위한 탐색 적 특성을 가지고 있습니다. 수로는 길이 40m, 너비 16m, 높이 6.5m였습니다. 입구 / 출구의 첫 번째와 마지막 10m는 난류의 완전한 발달을 허용하기 위해 단단한 거친 베드로 만들어졌습니다.

3 개의 말뚝이있는 수로의 중앙 부분은 0.75mm의 모래로 만들어졌습니다. 수심은 2.5m였습니다. 유속의 조석 반전은 정사각형 및 정현파 조석을 사용하여 시뮬레이션되었습니다 (그림 3). 제곱 조는 Escarameia (1998)와 Margheritini et al. (2006). 단방향 흐름의 경우 조수 피크 (2m / s)를 사용했습니다.

Figure 3. idealized tidal velocity used for numerical simulations.

900 초에서 채널 중심선을 따라 세로로 된 베드 프로piles은 그림 4에서 단방향 흐름과 사인 곡선에 대해 보여집니다. 그림 5는 제곱 조수 시나리오에 대해 300 초마다 일련의 3D 이미지를 보여 주지만 화살표는 흐름 방향을 나타냅니다. 마지막으로, 세 가지 흐름 시나리오에 대한 scour의 시간적 진화가 그림 6에 나와 있습니다.

Figure 4. Computed centerline bed profiles after 900 s for unidirectional flow (left) and sinusoidal tide (right).

Figure 6. Temporal evolution of maximum scour depth under steady and tidal flow conditions (grid resolution is 0.5 m) — Figure 6. Temporal evolution of maximum scour depth under steady and tidal
flow conditions (grid resolution is 0.5 m)

단방향 흐름에서 scour는 상류에서 발생하고 퇴적물은 더미 뒤에 축적됩니다 (그림 4). 조수 조건에서 흐름 반전은 이전 조수주기에서 개발 된 scour hole을 일시적으로 채웁니다. scour의 계산 된 시간적 진화 (그림 6)는 Margheritini et al.의 실험과 유사합니다(2006). 조석 수조는 처음에 증가하지만 흐름이 역전되면 약간 감소하여 다음주기에 다시 자라납니다.

Flow-3D는 Escarameia (1998)와 일치하여 시뮬레이션의 맑은 물 조건에 대해 조석 정찰이 단방향 정찰보다 약간 낮다고 예측했습니다. 그러나 사용된 거친 0.5m 메시 해상도로 인해 정확한 scour 감소 크기를 정확하게 해결할 수 없습니다. 또한, 모델은 평형 scour 깊이를 달성 할만큼 충분히 오래 실행되지 않았습니다.

CONCLUSION

Flow-3D는 구조화된 경계 맞춤 그리드의 일반적인 제한없이 복잡한 구조에서 로컬 scour을 모델링 할 수 있는 기능을 갖춘 최초의 CFD 상용 모델 일 것입니다.

큰 piles 캡과 여러 개의 piles로 구성된 복잡한 부두에 적용했을 때 Flow-3D는 piles 간의 상호 작용을 정확하게 예측할 수 있었으며 실제 엔지니어링 응용 프로그램을 위한 설계 도구로서의 잠재력을 보여주었습니다.

Flow-3D를 사용하여 맑은 물의 조수 흐름 하에서 이상적인 3- piles 그룹의 정 성적 시뮬레이션은 동일한 최고 속도의 단방향 흐름에 비해 흐름 반전이 있는 조수 조건에서 scour 깊이가 감소함을 보여주었습니다.

이러한 수치 결과는 실험 데이터와 일치합니다. 그러나 모델을 정량적으로 검증하려면 더 미세한 그리드를 사용하는 추가 연구가 필요합니다. 현재 Flow-3D 및 일반적으로 CFD 모델의 주요 실제 제한은 계산 시간입니다.

구조를 모델링하는 데 매우 큰 그리드가 필요한 경우 장기 평형 조사를 계산하려면 물리적 모델을 실행하는 데 필요한 것보다 훨씬 더 많은 계산 시간이 필요할 수 있습니다.

논문 원본 링크 : CFD simulation of local scour in complex piers under tidal flow

기타 참고 자료 : https://flow3d.co.kr/scouring-knowledge/

REFERENCES

Ataie-Ashtiani, B. and Beheshti, A.A. (2006). “Experimental investigation of clearwater local scour at pile groups”. J. Hyd. Eng., ASCE, 132(10), 1100-1104.
Brethour, J. M. (2001). Transient 3-D model for lifting, transporting and depositing
solid material. 2001 International Symposium on Environmental Hydraulics,
Tempe, Arizona (http://flow3d.info/pdfs/tp/wat_env_tp/FloSci-Bib28-01.pdf).
Escarameia, M. (1998). Laboratory investigation of scour around large structures in
tidal waters. Conf. Basics of Sediment Transport and Scouring. HR
Wallingford (http://kfki.baw.de/conferences/ICHE/1998-Cottbus/55.pdf).
May, R.W.P. and Escarameia, M. (2002). Local scour around structures in tidal flows.
First International Conference on Scour Foundations, Texas A&M University.
Margheritini, L., Martinelli, L., Lamberti, A. and Frigaard, P. (2006). Erosione
indotta da onde e correnti di marea attorno a pali di grande diametro. XXX
Convegni di Idraulica e Construzioni Idrauliche, Rome, September 2006
(http://www.idra2006.it/referee/files/L356.pdf).

FLOW-3D HYDRO

FLOW-3D HYDRO 2025R1 의 새로운 기능

FLOW-3D HYDRO 2025R1은 새로운 이산 요소 방법(DEM) 모델을 도입했습니다. 이 모델은 사용자가 충돌 및 마찰과 같은 입자-입자 상호작용을 고려할 수 있게 하여 표준 라그랑지안 입자 모델을 넘어서는 유용성을 제공합니다.

물과 환경 프로젝트의 다양한 시나리오에는 암석이나 립랩이 포함됩니다. 예를 들어, 자연 채널 베드나 채널 및 구조물 보호 시스템의 일부가 포함됩니다. DEM 모델은 다양한 흐름 조건에서 암석의 안정성에 대한 통찰력을 제공하여 강둑 및 기타 구조물의 독특한 보호 시스템에 대한 비용 절감과 위험 감소의 흥미로운 가능성을 열어줄 수 있습니다.

Simulation image of river bank showing new DEM model — FLOW-3D HYRO의 새로운 DEM 모델을 사용한 강둑에 대한 위험 평가

이 모델은 또한 사용자가 그릿 분리 시스템, 빗물 분리기 및 작은 물체들이 서로 상호작용하는 다른 시나리오에 대한 통찰력을 얻는 데 도움을 줄 수 있습니다.

Simulation of a stormwater separator — 새로운 DEM 모델을 사용하여 빗물 분리기의 미세먼지 오염 물질 추적하기

참고: 이 모델은 별도의 라이선스 토큰이 필요하며, 추가 비용을 지불하고 추가할 수 있습니다.

FLOW-3D HYDRO 2024R1 의 새로운 기능

FLOW-3D HYDRO 2024R1의 흥미로운 새로운 발전은 지형 및 수심과 같은 물체를 지리적 좌표계(예: UTM)에 정의하고 다른 물체를 편리한 로컬 좌표계(예: BIM 좌표)에 정의할 수 있도록 하여 지리적 좌표계 작업을 용이하게 하는 사이트 좌표 시스템(일명 로컬 또는 프로젝트 좌표 시스템이라고도 함)의 도입입니다. 이 새로운 기능은 사이트 좌표 시스템을 설정하기 위한 명확하고 간단한 인터페이스와 Revit 공유 좌표 파일에서 읽기만 하면 모델 설정 중 수동 좌표 변환과 관련된 시간, 노력 및 위험을 줄입니다.

Site coordinate system — 모델링 편의를 위해 별도의 사이트 좌표계(가운데 축)가
정의된 상태에서 UTM 좌표(오른쪽 하단의 축 방향 참조)로
정의된 LandXML 파일

FLOW-3D HYDRO의 두 번째 개발은 LandXML과 삼각형 래스터 표면을 EXODUS II 기반 출력 파일에 포함하는 것입니다. 따라서 후처리 시 전체 지형/수심 측정을 사용할 수 있으므로 모델링 세부 사항이 아닌 스토리에 초점을 맞춘 방식으로 청중에게 결과를 더 쉽게 전달할 수 있습니다.

Land XML support — 모델링 영역 내부의 지형(왼쪽)과 삼각형으로 작성된 표면(오른쪽). 산과 하류 계곡은 모델링 영역에 포함되지 않지만 삼각형으로 작성된 표면은 맥락과 명확성을 높이기 위해 이들 지형을 포함한다는 점에 유의하세요.

FLOW-3D HYDRO 2023R2 의 새로운 기능

새로운 결과 파일 형식

FLOW-3D POST 2023R2는 EXODUS II 형식을 기반으로 하는 완전히 새로운 결과 파일 형식을 도입하여 더 빠른 후처리를 가능하게 합니다. 이 새로운 파일 형식은 크고 복잡한 시뮬레이션의 후처리 작업에 소요되는 시간을 크게 줄이는 동시에(평균 최대 5배!) 다른 시각화 도구와의 연결성을 향상시킵니다.

FLOW-3D POST 2023R2 에서 사용자는 이제 선택한 데이터를 flsgrf 또는 EXODUS II 파일 형식으로 쓸 수 있습니다 . 새로운 EXODUS II 파일 형식은 각 개체에 대해 유한 요소 메시를 활용하므로 사용자는 다른 호환 가능한 포스트 프로세서 및 FEA 코드를 사용하여 FLOW-3D HYDRO 결과를 열 수도 있습니다. 새로운 워크플로우를 통해 사용자는 크고 복잡한 사례를 신속하게 시각화하고 임의 슬라이싱, 볼륨 렌더링 및 통계를 사용하여 보조 정보를 추출할 수 있습니다.

혼입 공기 시뮬레이션 — *FLOW-3D* POST 의 새로운 EXODUS II 파일 형식에서 볼륨 렌더링 기능을 사용하여 동반된 공기를 보여주는 예입니다 .

새로운 결과 파일 형식은 hydr3d 솔버의 성능을 저하시키지 않으면서 flsgrf 에 비해 시각화 작업 흐름에서 놀라운 속도 향상을 자랑합니다. 이 흥미로운 새로운 개발은 결과 분석의 속도와 유연성이 향상되어 원활한 시뮬레이션 경험을 제공합니다.

FLOW-3D POST 의 새로운 시각화 기능 에 대해 자세히 알아보세요 .

난류 모델 개선

FLOW-3D HYDRO 2023R2는 2방정식(RANS) 난류 모델에 대한 동적 혼합 길이 계산을 크게 개선했습니다. 거의 층류 흐름 체계와 같은 특정 제한 사례에서는 이전 버전의 코드 계산 제한기가 때때로 과도하게 예측되어 사용자가 특정 혼합 길이를 수동으로 입력해야 할 수 있습니다.

새로운 동적 혼합 길이 계산은 이러한 상황에서 난류 길이와 시간 규모를 더 잘 설명하며, 이제 사용자는 고정(물리 기반) 혼합 길이를 설정하는 대신 더 넓은 범위의 흐름에 동적 모델을 적용할 수 있습니다.

접촉식 탱크 혼합 시뮬레이션 — 적절한 고정 혼합 길이와 비교하여 접촉 탱크의 혼합 시뮬레이션을 위한 기존 동적 혼합 길이 모델과 새로운 동적 혼합 길이 모델 간의 비교

정수압 초기화

사용자가 미리 정의된 유체 영역에서 정수압을 초기화해야 하는 경우가 많습니다. 이전에는 대규모의 복잡한 시뮬레이션에서 정수압 솔버의 수렴 속도가 느려지는 경우가 있었습니다. FLOW-3D HYDRO 2023R2는 정수압 솔버의 성능을 크게 향상시켜 전처리 단계에서 최대 6배 빠르게 수렴할 수 있도록 해줍니다.

확장된 지형 표현 지원

GeoTIFF 지원

2023R2 릴리스에서 FLOW-3D HYDRO는 기본적으로 래스터 지형 및 수심 측량을 위한 GeoTIFF(.tif) 파일 형식을 지원합니다. 이제 사용자는 GeoTIFF 파일을 사용자 인터페이스로 직접 가져올 수 있습니다.

GeoTIFF 래스터 파일의 예 — ***FLOW-3D*** **HYDRO** 에서 렌더링된 GeoTIFF(.tif) 래스터 파일의 예

LandXML 지원

측량 데이터가 균일하지 않거나 래스터 표면의 해상도가 충분하지 않은 경우 TIN 표면은 LandXML(.xml) 파일 형식을 통해 향상된 지형 지도를 제공합니다. FLOW-3D HYDRO 2023R2는 기본적으로 LandXML 파일을 가져옵니다.

래스터 파일과의 향상된 상호 작용

래스터 파일은 고해상도에서 넓은 지형 영역을 다루는 경우가 많으므로 사용자 인터페이스에서 3D 표현의 상호 작용 속도가 느려질 수 있습니다. 이제 사용자는 3D 표현의 품질을 제어하여 렌더링 시간을 크게 줄이고 상호 작용성을 크게 향상시킬 수 있습니다.

FLOW-3D HYDRO 2023R1 의 새로운 기능

FLOW-3D 소프트웨어 제품군의 모든 제품은 2023R1에서 IT 관련 개선 사항을 받았습니다.

FLOW-3D HYDRO 2023R1은 이제 Windows 11 및 RHEL 8을 지원합니다. Linux 설치 프로그램은 누락된 종속성을 보고하도록 개선되었으며 더 이상 루트 수준 권한이 필요하지 않으므로 설치가 더 쉽고 안전해집니다. 그리고 워크플로를 자동화한 분들을 위해 입력 파일 변환기에 명령줄 인터페이스를 추가하여 스크립트 환경에서도 워크플로가 업데이트된 입력 파일로 작동하는지 확인할 수 있습니다.

천수(shallow water) 난류 모델

난류는 물과 환경 흐름장의 주요 측면이며, 특히 천수(shallow water) 근사치로 모델링된 영역에서는 더욱 그렇습니다. 우리는 모델링 위험을 줄이고 더 나은 결과를 제공하기 위해 세 가지 새로운 난류 모델, 일정한 확산도, 혼합 길이 및 Smagorinsky 모델을 포함하도록 천수(shallow water) 모델의 난류 처리를 개선했습니다.

FLOW-3D HYDRO 2022R2 의 새로운 기능

FLOW-3D HYDRO 2022R2 출시로 Flow Science는 FLOW-3D HYDRO 의 워크스테이션과 HPC 버전을 통합하여 단일 노드 CPU 구성에서 다중 노드에 이르기까지 모든 유형의 하드웨어 아키텍처를 활용할 수 있는 단일 솔버 엔진을 제공했습니다. 병렬 고성능 컴퓨팅 실행. 추가 개발에는 향상된 공기 동반 기능과 물 및 환경 응용 분야에 대한 경계 조건 정의 개선이 포함됩니다.

통합 솔버

우리는 FLOW-3D 제품을 단일 통합 솔버로 마이그레이션하여 로컬 워크스테이션이나 고성능 컴퓨팅 하드웨어 환경에서 원활하게 실행했습니다.

많은 사용자가 노트북이나 로컬 워크스테이션에서 모델을 실행하지만, 고성능 컴퓨팅 클러스터에서도 더 큰 모델을 실행합니다. 2022R2 릴리스에서는 통합 솔버를 통해 사용자가 HPC 솔루션의 OpenMP/MPI 하이브리드 병렬화와 동일한 이점을 활용하여 워크스테이션과 노트북에서 실행할 수 있습니다.

메쉬 분해 - 2소켓 워크스테이션 — 2소켓 워크스테이션에서 OpenMP/MPI 하이브리드 병렬화를 위한 메시 분해의 예

멀티 소켓 워크스테이션

다중 소켓 워크스테이션은 이제 매우 일반적이며 대규모 시뮬레이션을 실행할 수 있습니다. 새로운 통합 솔버를 사용하면 이러한 유형의 하드웨어를 사용하는 사용자는 일반적으로 HPC 클러스터 구성에서만 사용할 수 있었던 OpenMP/MPI 하이브리드 병렬화를 활용하여 모델을 실행할 수 있어 성능이 향상되는 것을 확인할 수 있습니다.

낮은 수준의 루틴으로 향상된 벡터화 및 메모리 액세스

대부분의 테스트 사례에서 10~20% 정도의 성능 향상이 관찰되었으며 일부 사례에서는 20%를 초과하는 런타임 이점이 나타났습니다.

정제된 체적 대류 안정성 한계

시간 단계 안정성 제한은 모델 런타임의 주요 동인이며, 2022R2에서는 새로운 시간 단계 안정성 제한인 3D 대류 안정성 제한을 숫자 위젯에서 사용할 수 있습니다. 실행 중이고 대류가 제한된(cx, cy 또는 cz 제한) 모델의 경우 새 옵션은 일반적인 속도 향상을 30% 정도 보여줍니다.

압력 솔버 프리컨디셔너

경우에 따라 까다로운 흐름 구성의 경우 과도한 압력 솔버 반복으로 인해 실행 시간이 길어질 수 있습니다. 이러한 어려운 경우 2022R2에서는 모델이 너무 많이 반복되면 FLOW-3D가 자동으로 새로운 사전 조절기를 활성화하여 압력 수렴을 돕습니다. 테스트의 런타임은 1.9에서 335까지 더 빨라졌습니다!

점탄성 유체에 대한 로그 형태 텐서 방법

점탄성 유체에 대한 새로운 솔버 옵션을 사용자가 사용할 수 있으며 특히 높은 Weissenberg 수에 효과적입니다.

FLOW-3D HYDRO 경계 조건 개선

FLOW-3D HYDRO 2022R2 에서는 물 적용 경계 조건에 대한 두 가지 개선 사항을 사용할 수 있습니다 . 천수(shallow water)의 유량 경계 조건이 개선되어 보다 현실적이고 공간적으로 변화하는 속도 프로파일을 생성하므로 사용자는 정확도를 잃지 않고 도메인 크기를 줄일 수 있습니다. 자연적인 입구 경계 조건의 경우 정격 곡선 완화 시간 옵션을 사용하여 과도 조건에 대한 응답을 향상시킬 수 있습니다.

입구 경계에서 흐름 방향으로 변하는 속도 프로파일의 예

향상된 공기 동반 기능

디퓨저 및 유사한 기포 흐름 응용 분야의 경우 이제 질량 공급원을 사용하여 물기둥에 공기를 유입할 수 있습니다. 또한, 동반 공기 및 용존 산소의 난류 확산에 대한 기본값이 업데이트되었습니다.

디퓨저 모델의 예: 이제 질량 소스를 사용하여 물기둥에 공기를 유입할 수 있습니다.

FLOW-3D HYDRO 아카이브 의 새로운 기능

F LOW-3D HYDRO 2022R1 의 새로운 기능

FLOW-3D HYDRO 의 새로운 기능

제품 개요

최근 FLOW Science, Inc에서는 토목 및 환경 엔지니어링 산업을위한 완벽한 CFD 모델링 솔루션인 FLOW-3D HYDRO 제품을 출시했습니다. 기존 FLOW-3D 사용자이거나 유압 엔지니어링 관행에 CFD 모델링 기능을 사용하시는 것에 관심이 있는 경우, 언제든지 아래 연락처로 연락주세요.
연락처 : 02-2026-0442
이메일 : flow3d@stikorea.co.kr

FLOW-3D HYDRO 는 더 높은 수준의 정확도와 모델 해상도를 제공하기 위해 3D 비 유압 모델링 기능이 필요한 경우 고급 모델링 도구로 사용할 수 있습니다. 일반적인 모델링 응용 분야는 소형 댐 / 인프라, 운송 수력학, 복잡한 3D 하천 수력학, 열 부력 연기, 배수구 및 오염 물질 수송과 관련됩니다.

FLOW-3D HYDRO의 핵심 기능은 전체 3D 모델과 동적으로 연결될 수있는 천수(shallow water) 모델입니다.

이 기능을 통해 사용자는 멀티 스케일 모델링 애플리케이션을위한 모델 도메인을 확장하여 필요한 모델 해상도로 계산 효율성을 극대화 할 수 있습니다. FLOW-3D HYDRO 또한 강 및 환경 응용 분야에 특화된 추가 기능과 고급 물리학을 포함합니다.

시뮬레이션 템플릿

FLOW-3D HYDRO 의 작업 공간 템플릿으로 시간을 절약하고 실수를 방지하며 일관된 모델을 실행하십시오 . 작업 공간 템플릿은 일반적인 응용 분야에 대한 유체 속성, 물리적 모델, 수치 설정 및 시뮬레이션 출력을 미리로드합니다.

작업 공간 템플릿은 7 가지 모델 클래스에 사용할 수 있습니다.

자유 표면 – TruVOF (기본값)
공기 유입
열 기둥
퇴적물 수송
천수(shallow water)
자유 표면 – 2 유체 VOF
자유 표면 없음

사전로드 된 예제 시뮬레이션

FLOW-3D HYDRO 의 40 개 이상의 사전로드 된 물 중심 예제 시뮬레이션 라이브러리는 애플리케이션 모델링을위한 훌륭한 시작점을 제공합니다. 사전로드 된 예제 시뮬레이션은 모델러에게 모델 설정 및 모범 사례의 로드맵뿐만 아니라 대부분의 애플리케이션에 대한 자세한 시작점을 제공합니다.이전다음

비디오 튜토리얼

비디오 자습서는 새로운 사용자가 다양한 응용 프로그램을 모델링하는 방법을 빠르게 배울 수있는 훌륭한 경로를 제공합니다. FLOW-3D HYDRO 비디오 튜토리얼 기능 :

광범위한 응용 및 물리학을위한 AZ 단계별 기록
“사용 방법”정보
모범 사례를위한 팁
CAD / GIS 데이터, 시뮬레이션 파일 및 후 처리 파일

고급 솔버 개발

Tailings Model

새로운 Tailings Model은 tailings dam failure로 인한 tailings runout을 시뮬레이션하기위한 고급 기능을 제공합니다. tailings정의에 대한 다층 접근 방식과 함께 미세하고 거친 입자 구성을 나타내는 이중 모드 점도 모델은 모든 방법으로 건설 된 tailings 댐의 모델링을 허용합니다.

천수(shallow water), 3D 및 하이브리드 3D / 천수(shallow water) 메싱을 포함한 유연한 메싱을 통해 얕은 지역에서 빠른 솔루션을 제공하면서 다층 tailings의 복잡성을 정확하게 모델링 할 수 있습니다. 점성 경계층의 정확한 표현을 위해 천수(shallow water) 메시에 2 층 Herschel-Bulkley 점도 모델을 사용할 수 있습니다.

모델 하이라이트

미세 입자 및 거친 입자 광미 조성물을위한 이중 모드 점도 모델
침전, 패킹 및 입자 종의 난류 확산을 포함한 Tailings 수송
천수(shallow water) 메시를위한 2 층 Herschel-Bulkley 점도 모델
3D, 천수(shallow water), 3D / 천수(shallow water) 하이브리드 메시를 포함한 유연한 메시 접근 방식
Multi-layer, variable composition tailings for general definition of tailings dam construction

Shallow Water

FLOW-3D HYDRO 의 천수(shallow water) 모델링 기능은 3D 메시를 천수(shallow water) 메시와 결합하여 탁월한 모델링 다양성을 제공하는 고유 한 하이브리드 메시를 사용합니다. 압력 솔버의 수치 개선으로 더 안정적이고 빠른 시뮬레이션이 가능합니다. 하이브리드 메쉬의 하단 전단 응력 계산이 크게 향상되어 정확도가 더욱 향상되었습니다. 지형에 거칠기를 적용하는 새로운 방법에는 Strickler, Chezy, Nikuradse, Colebrook-White, Haaland 및 Ramette 방정식이 포함됩니다.

Two-Fluid VOF Model

sharp 인터페이스가 있거나 없는 압축 가능 또는 비압축성 2 유체 모델은 항상 1 유체 자유 표면 모델과 함께 FLOW-3D 에서 사용할 수 있습니다 . 사실, sharp 인터페이스 처리는 TruVOF 기술을 자유 표면 모델과 공유하며 상용 CFD 소프트웨어에서 고유합니다. 최근 개발에는 2- 필드 온도 및 인터페이스 슬립 모델이 포함되었습니다. 이 모델은 오일 / 물, 액체 / 증기, 물 / 공기 및 기타 2 상 시스템에 성공적으로 적용되었습니다.

FLOW-3D HYDRO 는 2- 유체 솔루션의 정확성과 안정성에서 두 가지 중요한 발전을보고 있습니다. 운동량과 질량 보존 방정식의 강화 된 결합은 특히 액체 / 기체 흐름에서 계면에서 운동량 보존을 향상시킵니다. 연속성 방정식에서 제한된 압축성 항의 확장 된 근사값은 더 빠르고 안정적인 2 유체 압력 솔버를 만듭니다.

예를 들어, 터널 및 드롭 샤프트 설계와 같은 유압 응용 분야에서 공기가 종종 중요한 역할을 하기 때문에 두 개발 모두 FLOW-3D HYDRO 릴리스에 적시에 적용됩니다. 일반적으로 낮은 마하 수로 인해 이러한 경우 물과 공기에 제한된 압축성이 사용됩니다.

고성능 컴퓨팅 및 클라우드

일반 워크스테이션 또는 랩톱으로 많은 작업을 수행 할 수 있지만, 대형 시뮬레이션과 고화질 시뮬레이션은 더 많은 CPU 코어를 활용함으로써 엄청난 이점을 얻을 수 있습니다. FLOW-3D CLOUD 및 고성능 컴퓨팅은 더 빠르고 정확한 모델을 실행할 수있는 더 빠른 런타임과 더 많은 선택권을 제공합니다.

하천 및 환경 중심 애플리케이션

TRANSPORTATION HYDRAULICS
SMALL DAMS AND DIVERSIONS
RIVER HYDRAULICS
SEDIMENT TRANSPORT AND DEPOSITION
OUTFALLS EFFLUENTS
THERMAL PLUMES BUOYANT FLOWS

Case Studies

Turbulent Dispersion Modeling of Environmental Discharges

Fish Ladder Design

Hydrodynamic Screws

Advances in Magnetohydrodynamic Liquid Metal Jet Printing

Scott Vader¹, Zachary Vader¹, Ioannis H. Karampelas² and Edward P. Furlani^{2, 3}
¹Vader Systems, Buffalo, NY
²Dept. of Chemical and Biological Engineering,³Dept. of Electrical Engineering,
University at Buffalo SUNY, NY 14260, Office: (716) 645-1194, Fax: (716) 645-3822, efurlani@buffalo.edu

ABSTRACT

자기유체역학적 액체 금속 제트 프린팅

우리는 용해된 금속 방울을 3D 물체로 만드는 새로운 주문형 DOD(Drop-on-Demand) 인쇄 방법을 제안합니다. 이 접근 방식에서는 단단한 금속 와이어가 인쇄 헤드 내에서 용해된 다음 펄스 자기장에 노출됩니다.

적용된 필드가 챔버에 침투하여 액상 금속 내에 자기 유압(MHD) 기반 압력 펄스를 유도하여 금속 일부가 노즐 챔버를 통해 이동된 후 배출됩니다. 표면 장력은 분출된 금속 위에 작용하여 가해진 압력에 따라 초 당 수 미터 범위의 속도로 구형 방울을 형성합니다.

잠시 비행한 후 방울이 기질에 충돌하여 냉각되어 고체 덩어리를 형성합니다. 따라서 패턴이 있는 증착 및 드롭 방식의 고형화를 통해 3D 솔리드 구조를 인쇄할 수 있습니다.

현재 연구에서는 샘플 프린팅 구조와 함께 시제품 MHD 프린팅 시스템 개발에 대한 발전된 점을 제시합니다. 또한 드롭 생성을 관리하는 기본 물리학에 대해 논의하고 장치 성능을 예측하기 위한 새로운 컴퓨팅 모델을 소개합니다.

Computational model of magnetohydrodynamic-based drop generation (printhead reservoir and ejection chamber
not shown): (a) the magnetic field generated by a pulsed coil is shown

INTRODUCTION

주문형 드롭온 잉크젯 프린팅은 상업 및 소비자 이미지 재현을 위한 잘 확립된 방법입니다. 이 기술을 추진하는 원리와 동일한 원리가 기능 인쇄 및 적층 제조 분야에도 적용될 수 있습니다.

Early stage prototype of a single nozzle printhead

기존의 잉크젯 기술은 폴리머에서 살아있는 세포에 이르는 다양한 재료를 증착하고 패터링하여 다양한 기능성 매체, 조직 및 장치를 프린팅하는 데 사용되어 왔습니다. 현재 진행 중인 작업을 통해 잉크젯 인쇄를 3D 금속 부품으로 확장하려고 시도하고 있습니다.

현재, 대부분의 3D 금속 인쇄 애플리케이션은 고체 물체를 형성하기 위해 레이저(예: 선택적 레이저 소거 [1] 및 직접 금속 소거[2]) 또는 전자 빔(예: 전자 빔 용해 [3])과 같은 외부 유도 에너지원에 의해 소거 또는 녹는 퇴적 금속 분말을 포함합니다.

그러나 이러한 방법은 비용과 복잡성, 즉 3D 프린팅 공정에 앞서 금속을 분쇄해야 한다는 점에서 일정한 단점이 있을 수 있습니다.

이 프레젠테이션에서는 자기 유압 역학 원리를 기반으로 하는 금속 적층 제조의 근본적으로 다른 접근 방식을 제안합니다. 이 방법은 스풀링된 고체 금속 와이어를 인쇄 헤드에 공급하고 노즐에서 업스트림을 예열하여 노즐 챔버에 공급되는 액체 금속 저장소를 형성하는 것입니다. 챔버가 채워지면 액체 금속 내에서 과도 전류를 유도하는 펄스 자기장이 인가됩니다. 유도 전류가 인가된 필드에 결합되어 로렌츠 힘 밀도를 생성하여, 인가된 압력에 따라 속도가 달라지는 용융 금속 방울을 배출하는 작용을 하는 챔버 내의 유사 압력을 제공합니다.

방울은 냉각된 기질에 투영되어 고체 덩어리를 형성합니다. 3D 솔리드 구조를 패터닝으로 인쇄할 수 있습니다. 방울의 침적과 방울의 현명한 응고입니다. 이 유망한 신기술은 낮은 재료 비용, 높은 제조율 및 매력적인 재료 특성 때문에 적층 제조 애플리케이션에 광범위한 영향을 미칠 수 있습니다.

현재 작업에서는 새로운 3D 인쇄 시스템을 도입하고 기기 개발의 진보를 설명하고 샘플 인쇄 구조를 시연합니다. 또한 드롭 생성-배출 메커니즘에 대해 설명하고 인쇄 성능을 예측하기 위한 일련의 새로운 컴퓨팅 모델을 제시합니다.

자세한 내용은 본문을 참고하시기 바랍니다.

Moving Boundaries: An Eulerian Approach

많은 문제에서, 유체 및 고체 영역의 내부 경계가 그 안에서 이동할 수 있도록하면서 공간에 고정 된 그리드를 유지하는 것이 유리합니다. 이는 리 메싱의 필요성을 피할 수 있으므로 이러한 경계의 형태에 급격한 변화가 발생할 때마다 적절합니다. 메시 생성도 크게 단순화되었습니다.

고정 그리드 내에서 유체 인터페이스, 침전물, 응고 된 유체 및 탄성 재료의 경계 이동을 모델링하기위한 다양한 접근 방식이 표시됩니다. 유체 경계의 이동은 VOF (Volume-of-Fluid) 방법의 변형으로 수행되며, 각 계산 셀에서 유체의 양을 나타내는 양이 고정 메시를 통해 조정됩니다.

퇴적물의 침식 및 퇴적은 퇴적물 수색 모델을 사용하여 계산됩니다. 국부적 인 침식 속도는 패킹 된 퇴적물 / 유체 경계면에 존재하는 국부적 인 전단 응력을 기반으로하며, 증착은 Stokes 유동 근사치로 예측됩니다.

Emptying of gravure cell (same cell dimensions as filling case); a
three-dimensional perspective is shown. The transfer roll surface
(block at top) is moving away from the gravure roll at 0.5m/s. The
static contact of the fluid with all surfaces is 30°. The elapsed time
is 150

충진 층 경계면은 퇴적물 농도와 퇴적물의 포장 분율에 따라 달라집니다. 용융 금속은 온도가 빙점 아래로 떨어지면 굳을 수 있습니다. 응고 된 “유체”는 동결 및 용융을 유발하는 열유속의 양으로부터 결정된대로 표면이 증가하거나 수축하는 고체처럼 처리됩니다.

탄성 응력은 응고 된 재료 / 공기 인터페이스를 예측하는 VOF 방법을 사용하여 동일한 고정 그리드 내의 운동량 균형에 탄성 응력 계산을 추가하여 응고 된 영역에서 계산됩니다.

매우 일시적인 흐름 문제의 경우 유체와 공극 공간 사이 또는 두 개의 혼합 불가능한 유체 사이에있는 유체 인터페이스는 문제의 역학에 따라 자유롭게 움직여야합니다.

한 가지 해결책은 인터페이스와 함께 변형되는 메시를 만드는 것입니다. 이것은 시뮬레이션 중에 인터페이스의 형태가 거의 변경되지 않는 상황에서 잘 작동합니다. 그러나보다 일반적인 경우에는 시뮬레이션 중에 새 메시를 반복적으로 생성해야하거나 변경되지 않은 메시 내에서 자유 표면 경계를 생성하는 방법이 필요합니다. 이 작업은 후자를 제시합니다. VOF (Vol-of-fluid) 함수는 자유 표면의 위치를 추적하는 데 사용됩니다. 또한이 함수는 곡률을 계산하여 표면 장력의 영향을 예측하는 데 사용됩니다.

<원문보기> Moving-Boundaries-an-Eularian-Approach.pdf

접촉선의 이해(Contact Line Insights)

FLOW-3D는 코팅 성능 향상에 관심이있는 엔지니어에게 이상적인 수치 모델링 기능을 많이 갖추고 있습니다. 전산 시뮬레이션은 코팅 흐름에 영향을 미치는 여러 물리적 과정의 상대적 중요성과 효과를 연구 할 수있는 훌륭한 방법입니다. 물리적인 테스트에서 항상 프로세스를 분리하거나 해당 프로세스의 크기를 임의로 조정할 수있는 것은 아닙니다. 여기에서는 리 볼렛 형성(rivulet formation), 핑거링(fingering), 증발, 거친 표면에서의 접촉선 이동 및 유체 흡수와 관련하여 정적 및 동적 접촉각에 대하여 FLOW-3D의 처리에 대해 설명합니다.

정적 및 동적 접촉각(Static and Dynamic Contact Angles)

FLOW-3D는 정적 접촉각의 함수로 동적 접촉각을 정확하게 계산하고 입력으로 설정하며 자유 표면 인터페이스에서 작용하는 관련된 힘을 정확하게 계산하여 유체의 소수성을 캡처 할 수 있습니다. 아래 시뮬레이션은 물방울이 경사를 따라 내려갈 때 정적 접촉각이 동적 접촉각에 미치는 영향을 보여줍니다.

흡수(Absorption)

종이 기판에 액 적의 충격 및 흡수는 전산 유체 역학 소프트웨어를 사용하여 연구 할 수 있습니다. 여기서 FLOW-3D는 섬유층에서 물방울 충돌을 시뮬레이션하는데 사용되며 표면 장력, 접촉각 및 점도와 관련된 유체 전면의 전파를 살펴 봅니다.

아래의 FLOW-3D 시뮬레이션에서, 낙하는 직경이 40 미크론이며 초기 하향 속도는 300 cm / s입니다. 기재는 종이이고, 기공률이 30 % 인 20 미크론 두께입니다.

액체 필름의 핑거링(Fingering in Liquid Films)

FLOW-3D에서 동적 접촉선은 동적 접촉각이나 접촉선의 위치를 지정할 필요없이 직접 모델링됩니다. 이는 소량의 유체에서 유체에 영향을 미치는 모든 동적 힘을 포함하는 수치 모델을 사용하여 수행됩니다. 정적 접촉각은 액체-고체 접착력을 특성화 하는데 사용됩니다.

여기서, 이러한 접근법의 힘의 적용은 경사 표면 아래로 흐르는 액체 필름에서 관찰 된 핑거링에 의해 제공됩니다. 실험적 관찰에 따르면 두 가지 뚜렷한 핑거링 패턴이 발생합니다. 첫 번째 패턴은 작은 정적 접촉각(즉, 습윤 조건)이며 상하한이 모두 하향으로 움직이는 쐐기형 핑거를 나타냅니다. 두 번째 패턴은 큰 정적 접촉각(즉, 습윤 조건이 열악함)이며 가장 균일한 폭을 가진 긴 핑거이고 가장 큰 한계점은 하향으로 움직이지 않는 것이 특징입니다.

증발 효과(Evaporative Effects)

퇴적(Deposit)

분산 된 고체 물질을 함유하는 액 적은 고체 표면에서 건조 될 때, 함유하고 있는 고체 물질을 침전물로서 남깁니다. 이 침전물의 형상이 많은 인쇄 공정, 청소 및 코팅 공정에 중요한 영향을 미칩니다. 한 종류의 퇴적물의 전형적인 예는 위의 이미지와 같이 엎질러 진 커피 패치의 둘레를 따라 링 얼룩이 형성되는 “커피 링” 문제입니다. 이 유형의 링 침전물은 액체의 증발로 인한 표면 장력 구동 흐름의 결과로, 특히 낙하 둘레에서 발생합니다.

건조(Drying)

*FLOW-3D의 증발 잔류 액체 모델은 건조 후 톨루엔으로 형성된 잔류된 물의 3D형상을 시뮬레이션합니다. (30 배 확대)*

건조는 코팅 공정의 중요한 부분입니다. 하지만 건조의 결함으로 잘 도포 된 코팅을 완전히 취소 할 수도 있습니다. 건조 중에 온도 및 용질 구배는 밀도 및 표면 장력 구배로 인해 코팅 내 유동을 유도 할 수 있으며, 이는 코팅 품질을 잠재적으로 파괴 할 수 있습니다. FLOW-3D의 증발 잔류 물 모델을 사용하면 건조로 인한 흐름을 시뮬레이션하고 값 비싼 물리적 실험에 소요되는 시간을 줄일 수 있습니다.

모델링 링 형성(Modeling Ring Formation)

윗쪽 그림에서 FLOW-3D는 증발이 가장 큰 접촉선에서의 증착으로 인해 에지 피닝(edge pinning)이 발생함을 보여줍니다. 증발은 증발로 인한 열 손실로 인해 액체를 냉각시킵니다 (색상은 온도를 나타냄). 동시에 고체 표면은 전도에 의해 액체를 가열합니다. 접촉선 주변에서 증발이 가장 커서, 액체가 접촉선을 향해 흘러 정적 조건을 재설정합니다. 최종 결과는 액체가 완전히 증발하는 액체 가장자리에 현탁 된 고체의 증착입니다.

참고
[1] Deegan, R., Bakajin, O., Dupont, T. et al. Capillary flow as the cause of ring stains from dried liquid drops, Nature 389, 827–829 (1997).

FLOW-3D What’s New Ver.12.0

FLOW-3D_v12_새기능 다운로드

FLOW-3D v12는 그래픽 사용자 인터페이스 (GUI)의 설계 및 기능에서 매우 큰 변화를 이룬 제품으로 모델 설정을 단순화하고 사용자 워크 플로를 향상시킵니다. 최첨단 Immersed Boundary Method(침수경계 방법)은 FLOW-3D v12 솔루션의 정확성을 높여줍니다. 다른 주요 기능으로는 슬러지 침강 모델, 2-Fluid 2-Temperature 모델 및 Steady State Accelerator가 있으며,이를 통해 사용자는 자유 표면 흐름을 더욱 빠르게 모델링 할 수 있습니다.

Physical and Numerical Model

Immersed boundary method

힘과 에너지 손실에 대한 정확한 예측은 고체 주위의 흐름과 관련된 많은 엔지니어링 문제를 모델링하는 데 중요합니다. 새 릴리스 FLOW-3D v12에는 이러한 문제점 해결을 위해 설계된 새로운 고스트 셀 기반 Immersed Boundary Method (IBM)가 있습니다. IBM은 내 외부 흐름 해석을 위해, 벽 근처에서 보다 정확한 해를 제공하여 드래그 앤 리프트 힘의 계산을 향상시킵니다.힘과 에너지 손실의 정확한 예측은 고체 주위의 흐름을 포함하는 많은 공학적 문제를 모델링 하는데 중요합니다.

Two-field temperature for the two-fluid model

2 유체 열전달 모델은 각 유체에 대한 에너지 전달 방정식을 분리하기 위해 확장되었습니다. 각 유체는 이제 자체 온도 변수를 가지므로 인터페이스 근처의 열 및 물질 전달 솔루션의 정확도가 향상됩니다. 인터페이스에서의 열전달은 이제 시간의 표 함수가 될 수 있는 사용자 정의 열전달 계수에 의해 제어됩니다.

블로그 보기

Sludge settling model

새로운 슬러지 정착 모델은 수처리 애플리케이션에 부가되어 사용자들이 수 처리 탱크와 클래리퍼의 고형 폐기물 역학을 모델링 할 수 있게 해 줍니다. 침전 속도가 분산상의 액적 크기의 함수 인 드리프트-플럭스 모델과 달리, 침전 속도는 슬러지 농도의 함수이며 기능 및 표 형식으로 입력 할 수 있습니다.

개발노트 읽기

Steady-state accelerator for free surface flows

이름에서 알 수 있듯이 정상 상태 가속기는 정상 상태 솔루션에 대한 접근을 빠르게합니다.
이것은 작은 진폭 중력과 모세관 표면파를 감쇠시킴으로써 달성되며 자유 표면 흐름에만 적용 할 수 있습니다.

개발노트 읽기

Void particles

Void particles 가 기포 및 상 변화 모델에 추가되었습니다. Void particles는 붕괴 된 Void 영역을 나타내며, 항력 및 압력을 통해 유체와 상호 작용하는 작은 기포로 작용합니다. 주변 유체 압력에 따라 크기가 변하고 시뮬레이션이 끝날 때의 최종 위치는 공기 유입 가능성을 나타냅니다.

Sediment scour model

퇴적물 수송 및 침식 모델은 정확성과 안정성을 향상시키기 위해 정비되었습니다. 특히 퇴적물 종의 질량 보존이 크게 개선되었습니다.

개발 노트 읽기>

Outflow pressure boundary condition

고정 압력 경계 조건에는 압력 및 유체 분율을 제외한 모든 유량이 해당 경계의 상류의 유량 조건을 반영하는 ‘유출’옵션이 포함됩니다. 유출 압력 경계 조건은 고정 압력 및 연속 경계 조건의 하이브리드입니다.

Moving particle sources

시뮬레이션 중에 입자 소스를 이동할 수 있습니다. 시간에 따른 병진 및 회전 속도는 표 형식으로 정의됩니다. 입자 소스의 운동은 소스에서 방출 된 입자의 초기 속도에 추가됩니다.

Variable center of gravity

기변 무게중심은 중력 및 비관 성 기준 프레임 모델에서, 시간의 함수로서 무게 중심의 위치는 외부 파일에서 테이블로서 정의 될 수있다. 이 기능은 연료를 소비하고 분리 단계를 수행하는 로켓과 같은 모형을 모델링 할 때 유용합니다.

공기 유입 모델

가장 간단한 부피 기반 공기 유입 모델 옵션이 기존 질량 기반 모델로 대체되었습니다. 질량 기반 모델은 부피와 달리 주변 유체 압력에 따라 부피가 변화하는 동안 흡입된 공기량이 보존되기 때문에 물리학적 모델입니다.

Tracer diffusion

유동 표면에서 생성된 추적 물질은 분자 및 난류 확산 과정에 의해 확산될 수 있으며, 예를 들어 실제 오염 물질의 동작을 모방한다.

Model Setup

Simulation units

온도를 포함하여 단위 시스템은 완전히 정의해야하는데 표준 단위 시스템이 제공됩니다. 또한 사용자는 다양한 옵션 중에서 질량, 시간 및 길이 단위를 정의 할 수 있으므로 사용자 정의가 가능한 편리한 단위를 사용할 수 있습니다. 사용자는 압력이 게이지 또는 절대 단위로 정의되는지 여부도 지정해야합니다. 기본 시뮬레이션 단위는 기본 설정에서 설정할 수 있습니다. 단위를 완전히 정의하면 FLOW-3D 가 물리량의 기본값을 정의하고 범용 상수를 설정하여 사용자가 요구하는 작업량을 최소화 할 수 있습니다.

Shallow water model

Manning’s roughness in shallow water model

Manning의 거칠기 계수는 지형 표면의 전단 응력 평가를 위해 천수(shallow water) 모델에서 구현되었습니다. 표면 결함의 크기를 기반으로 기존 거칠기 모델을 보완하며 이 모델과 함께 사용할 수 있습니다. 표준 거칠기와 마찬가지로 매닝 계수는 구성 요소 또는 하위 구성 요소의 속성이거나 지형 래스터 데이터 세트에서 가져올 수 있습니다.

Mesh generation

하단 및 상단 경계 좌표의 정의만으로 수직 방향의 메시 설정이 단순화되었습니다.

Component transformations

사용자는 이제 여러 하위 구성 요소로 구성된 구성 요소에 회전, 변환 및 스케일링 변환을 적용하여 복잡한 형상 어셈블리 설정 프로세스를 단순화 할 수 있습니다. GMO (General Moving Object) 구성 요소의 경우, 이러한 변환을 구성 요소의 대칭 축과 정렬되도록 신체에 맞는 좌표계에 적용 할 수 있습니다.

Changing the number of threads at runtime

시뮬레이션 중에 솔버가 사용하는 스레드 수를 변경하는 기능이 런타임 옵션 대화 상자에 추가되어 사용 가능한 스레드를 추가하거나 다른 태스크에 자원이 필요한 경우 스레드 수를 줄일 수 있습니다.

Probe-controlled heat sources

활성 시뮬레이션 제어가 형상 구성 요소와 관련된 heat sources로 확장되었습니다. 히스토리 프로브로 열 방출을 제어 할 수 있습니다.

Time-dependent temperature at sources

질량 및 질량 / 운동량 소스의 유체 온도는 이제 테이블 입력을 사용하여 시간의 함수로 정의 할 수 있습니다.

Emissivity coefficients

공극으로의 복사 열 전달을위한 방사율 계수는 이제 사용자가 방사율과 스테판-볼츠만 상수를 지정하도록 요구하지 않고 직접 정의됩니다. 후자는 이제 단위 시스템을 기반으로 솔버에 의해 자동으로 설정됩니다.

Output

등속 필드 솔버 옵션을 사용할 때 유량 속도를 선택한 데이터 로 출력 할 수 있습니다 .
벽 접착력으로 인한 지오메트리 구성 요소의 토크 는 기존 벽 접착력의 출력 외에도 일반 이력 데이터에 별도의 수량으로 출력됩니다.
난류 모델 출력이 요청 될 때 난류 에너지 및 소산과 함께 전단 속도 및 y +가 선택된 데이터로 자동 출력됩니다 .
공기 유입 모델 출력에 몇 가지 수량이 추가되었습니다. 자유 표면을 포함하는 모든 셀에서 혼입 된 공기 및 빠져 나가는 공기의 체적 플럭스가 재시작 및 선택된 데이터로 출력되어 사용자에게 공기가 혼입 및 탈선되는 위치 및 시간에 대한 자세한 정보를 제공합니다. 전체 계산 영역 및 각 샘플링 볼륨 에 대해이 두 수량의 시간 및 공간 통합 등가물 이 일반 히스토리 로 출력됩니다.
솔버의 출력 파일 flsgrf 의 최종 크기 는 시뮬레이션이 끝날 때보 고됩니다.
2 유체 시뮬레이션의 경우, 기존의 출력 수량 유체 체류 시간 및 유체 가 이동 한 거리는 이제 유체 # 1 및 # 2와 유체의 혼합물에 대해 별도로 계산됩니다.
질량 입자의 경우 각 종의 총 부피와 질량이 계산되어 전체 계산 영역, 샘플링 볼륨 및 플럭스 표면에 대한 일반 히스토리 로 출력되어 입자 종 수에 대한 현재 출력을 보완합니다.
예를 들어 사용자가 가스 미순환을 식별하고 연료 탱크의 환기 시스템을 설계하는 데 도움이 되도록 마지막 국부적 가스 압력이 옵션 출력량으로 추가되었습니다. 이 양은 유체가 채워지기 전에 셀의 마지막 간극 압력을 기록하며, 단열 버블 모델과 함께 사용됩니다.

New Customizable Source Routines

사용자 정의 가능한 새로운 소스 루틴이 추가되었으며 사용자의 개발 환경에서 액세스 할 수 있습니다.

소스 루틴 이름	설명
cav_prod_cal	캐비 테이션 생산 및 확산 속도
sldg_uset	슬러지 정착 속도
phchg_mass_flux	증발 및 응축에 의한 질량 흐름
flhtccl	유체#1과#2사이의 열 전달 계수
dsize_cal	2상 유동에서의 동적 낙하 크기 모델의 충돌 및 이탈율
elstc_custom.	점탄성 유체에 대한 응력 방정식의 소스 용어

Brand New User Interface

FLOW-3D의 사용자 인터페이스가 완전히 재설계되어 사용자의 작업 흐름을 획기적으로 간소화하는 최신의 타일 구조를 제공합니다.

Dock widgets 설정

Physics, Fluids, Mesh 및 FAVOR ™를 포함한 모든 설정 작업이 형상 창 주위의 dock widgets으로 변환되어 모델 설정을 단일 탭으로 압축 할 수 있습니다. 이 전환을 통해 이전 버전의 복잡한 트리가 훨씬 깔끔하고 효율적인 메뉴 표시로 바뀌어 모델 설정 탭을 떠나지 않고도 모든 매개 변수에 쉽게 액세스 할 수 있습니다.

New Model Setup icons
With our new Model Setup design comes new icons, representing each step of the setup process.

New Physics icons
Our Physics icons are designed to be easily differentiated from one another at a glance, while providing clear visual representation of each model’s purpose and use.

RSS feed

새 RSS 피드부터 FLOW-3D v12.0 의 시뮬레이션 관리자 탭이 개선되었습니다 . FLOW-3D 를 시작하면 사용자에게 Flow Science의 최신 뉴스, 이벤트 및 블로그 게시물이 표시됩니다.

Configurable simulation monitor

시뮬레이션을 실행할 때 중요한 작업은 모니터링입니다. FLOW-3Dv12.0에서는 사용자가 시뮬레이션을 더 잘 모니터링할 수 있도록 Simulation Manager의 플로팅 기능이 향상되었습니다. 사용자는 시뮬레이션 런타임 그래프를 통해 모니터링할 사용 가능한 모든 일반 기록 데이터 변수를 선택하고 각 그래프에 여러 변수를 추가할 수 있습니다. 이제 런타임에서 사용할 수 있는 일반 기록 데이터는 다음과 같습니다.

최소/최대 유체 온도
프로브 위치의 온도
유동 표면 위치에서의 유량
시뮬레이션 진단(예:시간 단계, 안정성 한계)

*Runtime plots of the flow rate at the gates of the large dam* / *Large dam with flux surfaces at the gates*

Conforming mesh visualization

사용자는 이제 새로운 FAVOR ™ 독 위젯을 통해 적합한 메쉬 블록을 시각화 할 수 있습니다 .

Large raster and STL data

데이터를 처리하는 데 걸리는 시간으로 인해 큰 형상 데이터를 처리하는 것은 어려울 수 있습니다. 대형 지오메트리 데이터를 처리하는 데 여전히 상당한 시간이 소요될 수 있지만 FLOW-3D는 이제 이러한 대형 데이터 세트를 백그라운드 작업으로로드하여 사용자가 데이터를 처리하는 동안 완벽하게 응답하고 중단없는 인터페이스에서 계속 작업 할 수 있습니다.

Sediment Transport Model

FLOW-3D의 침전물 이송 모델을 사용하여 세굴 및 침전물을 평가할 수 있으며, 여기서 3차원 유량 구성 요소가 세굴 프로세스를 주도하고 있습니다. Flow-3D의 유체역학 모델은 유체물리학을 설명하는 정전기적이지 않은 레이놀즈-평균화된 Navier-Stokes 방정식을 완벽하게 해결합니다. 유체역학적 솔버는 침전물 운반 모듈과 완전히 결합되어 있어 침전물 운반 및 비접착 토양의 부유식 침식, 인포테인먼트 및 침식을 시뮬레이션합니다(Wei et al., 2014). 베드로드, 인포테인먼트 및 정착 프로세스에 사용되는 모든 경험적 관계는 완전히 사용자 정의 가능하며, 최대 10개의 침전물 종(곡물 크기, 질량 밀도, 임계 전단 응력 등 서로 다른 특성을 가진)을 정의할 수 있습니다. FLOW-3D는 짧은 경과 시간 척도에 대한 국부적 스쿠어를 시뮬레이션하는 데 이상적입니다.

FLOW-3D‘s Sediment Transport model can be used to evaluate scour and deposition, where three-dimensional flow components are driving the scouring process. FLOW-3D’s hydrodynamic model solves the full unsteady non-hydrostatic Reynolds-averaged Navier-Stokes equations that describe the flow physics. The hydrodynamic solver is fully coupled with a sediment transport module that simulates bedload and suspended sediment transport, entrainment and erosion for non-cohesive soils (Wei et al., 2014). All empirical relationships used in bedload, entrainment and settling processes are fully customizable, and up to 10 different sediment species (with different properties such as grain size, mass density and critical shear stress) can be defined. FLOW-3D is ideal for simulating local scour over short episodic time scales.

Modeling Capabilities
– Unsteady 3D mobile bed modeling
– Bedload and suspended sediment transport
– Non-cohesive sediment
– 10 individual grain size fractions
– Suspended sediment settling and entrainment
– Critical angle of repose

Applications
– River and coastal morphodynamics
– Bridge pier and abutment scour
– Local scour at hydraulic structures
– Sedimentation basins
– Reservoir flushing

Sediment Transport Model

Sentral Transport 모델은 8.0 버전(Brethour, 2009년)에서 처음 도입되었으며, 11.1 버전(Wei et al., 2014년), 가장 최근에는 12.0 버전(Flow Science, 2019년)에서 광범위한 개정을 거쳤습니다. 숫자 모델에서 시뮬레이션된 물리적 프로세스의 개략도가 아래에 나와 있습니다.

The Sediment Transport model was first introduced in version 8.0 (Brethour, 2009), and has gone through extensive revisions in version 11.1 (Wei et al., 2014), and most recently in version 12.0 (Flow Science, 2019). A schematic of the physical processes simulated in the numerical model is illustrated below.

*The different processes modeled by the Sediment Transport Model.*

수치 모델에서 침전물은 포장된 Bed로서 일시 중단된 상태로 존재할 수 있습니다. 포장된 Bed는 PRIPT™ 기법을 사용하여 복잡한 솔리드 경계(Hirt 및 Sicilian, 1985)에 표현된 지울 수 없는 솔리드 객체입니다. 이것은 유체역학 용해기의 고체 물체를 나타내는 데 사용되는 방법과 동일합니다. 포장된 Bed의 형태학적 변화는 침전물 질량의 보존에 의해 좌우됩니다.

In the numerical model, sediment can exist as packed bed and in a suspended state. A packed bed is an erodible solid object that is represented using the FAVOR™ technique for complex solid boundaries (Hirt and Sicilian, 1985). This is the same method used to represent solid objects in the hydrodynamic solver. The morphological change in the packed bed is governed by the conservation of sediment mass.

형태학적 변경은 모형에 숫자로 표시되는 여러 가지 물리적 프로세스에 의해 제어됩니다. 이러한 프로세스에는 베드로드 운송, 인포테인먼트 및 증착이 포함됩니다. 베드로드 이송은 침전물이 서스펜션에 전달되지 않고 채널을 따라 횡방향으로 이동하는 물리적 과정입니다. 인포테인먼트란 난류 에디가 패킹 베드 상단의 곡물을 제거하고 일시 중단된 상태로 전환하는 과정입니다. 포장이란 곡물이 현수막에서 안착되어 포장된 침대에 퇴적하는 과정입니다. 수치 모델에서 이것은 일시 중단된 상태에서 포장된 베드 상태로의 전환입니다.

The morphological changes are governed by several different physical processes that are represented numerically in the model. These processes include bedload transport, entrainment and deposition. Bedload transport is the physical process of sediment moving laterally along the channel without being carried into suspension. Entrainment is the process by which turbulent eddies remove the grains from the top of the packed bed and transition to the suspended state. Packing is the process of grains settling out of suspension and depositing onto the packed bed. In the numerical model, this is the transition from the suspended to the packed bed state.

인포테인먼트 및 패킹의 상대적 비율은 포장된 베드와 부유 상태 사이의 침전물 질량 교환을 제어합니다. 이 모델은 Meyer-Peter Müler(1948), Nielsen(1992) 또는 Van Rijn(1984)의 방정식을 사용하여 베드 인터페이스가 포함된 각 메시 셀에서 베드로드 전송을 계산합니다. 메쉬 셀에서 이웃의 각 메쉬 셀로 이동하는 곡물의 양을 결정하기 위해 하위 메쉬 방법이 사용됩니다. 인포테인먼트에서 곡물의 리프팅 속도는 Winterwerp 등(1992)의 방정식을 사용하여 계산됩니다. 안착 속도는 Soulsby(1997년)를 사용하여 계산됩니다. 베드 인터페이스가 포함된 메시 셀에서 인터페이스의 위치, 방향 및 면적을 계산하여 베드 전단 응력, 무차원 전단 응력, 베드로드 전송 속도 및 인포테인먼트 속도를 결정합니다. 3D 난류 흐름의 베드 전단 응력은 표준 벽 함수를 사용하여 중간 곡물 크기에 비례하는 베드 표면 거칠기를 고려하여 평가됩니다.

The relative rates of entrainment and packing control the exchange of sediment mass between the packed bed and suspended states. The model calculates bedload transport in each mesh cell containing the bed interface using the equation of Meyer-Peter Müller (1948), Nielsen (1992) or Van Rijn (1984). A sub-mesh method is employed to determine the amount of grains moving from the mesh cell into each mesh cell in its neighbor. The lifting velocity of grains in entrainment is calculated using the equation of Winterwerp et al. (1992). The settling velocity is calculated using Soulsby (1997). In the mesh cells containing the bed interface, location, orientation and area of the interface are calculated to determine the bed shear stress, dimensionless shear stress, bedload transport rates and entrainment rates. Bed shear stress in 3D turbulent flows is evaluated using the standard wall function with consideration of bed surface roughness that is proportional to the median grain size.

부유된 침전물은 유체의 스칼라 질량 농도로 표시됩니다. 농도는 주어진 셀에서 균일한 것으로 가정되며 유체 셀 밀도 및 점도와 결합됩니다. 각 종에 대해, 부유 침전물 농도는 수송 방정식을 풀어서 계산됩니다.

The suspended sediment is represented as a scalar mass concentration in the fluid. The concentration is assumed to be uniform in a given cell and is coupled with the fluid cell density and viscosity. For each species, the suspended sediment concentration is calculated by solving a transport equation.

Validations

다음 5가지 검증 사례는 실험 데이터와 FLOW-3D의 침전물 이송 모델의 시뮬레이션 결과를 비교합니다.

마오(1986년)
Mao는 수중 수평 파이프라인 아래 침대의 무서운 프로파일을 얻기 위해 실험 작업을 수행했습니다. 아래 그림은 FLOW-3D를 사용하여 얻은 결과와 실험 결과를 비교합니다.

그림 A는 파이프라인 아래의 최대 scour깊이를 시간 경과에 따라 비교하는 반면, 그림 B ~ F는 스터디의 scour프로필(빨간색 점으로 표시됨)과 FLOW-3D 프로필을 오버레이합니다.

Chatterjee et al. (1994)

수평 제트 침수로 인해 국부적인 스쿠어 프로파일을 얻기 위한 실험 작업이 수행되었습니다. 아래 그림은 scour구멍 깊이와 둔부 높이에 대한 실험 대 FLOW-3D의 숫자 결과를 시간의 함수로 비교합니다. 이 애니메이션은 scour구멍과 둔부 높이가 최대 1시간 내에 안정된 상태에 도달한다는 것을 보여줍니다.

Gladstone et al. (1998)

In these experiments the propagation and deposition patterns of particle-laden flows were studied. The plot below compares experimental versus FLOW-3D simulation results from three different setups, labeled case A (100% 0.025mm size particles), case D (50% 0.069mm and 50% 0.025mm size particles), and case G (100% 0.069mm size particles).

Faruque et al. (2006)

이 논문에서, 저자들은 실험을 통해 3차원 벽면 제트기를 물에 잠기게 함으로써 국부적인 악취를 연구했습니다. 아래 표는 세 가지 서로 다른 테일워터 비율에 대한 scour 구멍의 3D 형태학적 변화에 대한 실험과 FLOW-3D 수치 결과를 비교합니다.

Equilibrium bed elevation changes predicted by the numerical model for a cylindrical pier. (A) Isometric view of scour and deposition adjacent to the pier. (B) Comparison between numerical results (top) and physical model measurements (bottom).

Equilibrium bed elevation changes predicted by the numerical model for the diamond pier. (A) Isometric view of scour and deposition adjacent to the pier. (B) Comparison between numerical results (top) and physical model measurements (bottom).

In this paper, the authors studied local scour by submerged three-dimensional wall jets via experiments. The table below compares the experimental versus FLOW-3D numerical results for 3D morphological changes in the scour hole for three different tailwater ratios.

References

Brethour, J.M., Hirt, C.W., 2009, Drift Model for Two-Component Flows, FSI-14-TN-83, Flow Science, Inc.

Chatterjee, S.S., Ghosh, S.N., and Chatterjee M., 1994, Local scour due to submerged horizontal jet, Journal of Hydraulic Engineering, 120(8), pp. 973-992.

Faruque, M.A.A., Sarathi, P., and Balachandar R., 2006, Clear Water Local Scour by Submerged Three-Dimensional Wall Jets : Effect of Tailwater Depth, Journal of Hydraulic Engineering, 132(6), pp. 575-580.

Flow Science, 2019, FLOW-3D Version 12.0 User Manual, Santa Fe, NM: Flow Science, Inc. https://www.flow3d.com

Fox, B. and Feurich, R., 2019, CFD Analysis of Local Scour at Bridge Piers, Federal Interagency Sedimentation and Hydrologic Modeling Conference (SEDHYD), Reno, NV.

Gladstone, C., Phillips, J.C., and Sparks R.S.J., 1998, Experiments on bidisperse, constant-volume gravity currents: propagation and sediment deposition, Sedimentology 45, pp. 833-843.

Hirt, C.W. and Sicilian, J.M., 1985, A porosity technique for the definition of obstacles in rectangular cell meshes, 4th International Conference on Numerical Ship Hydrodynamics, Washington, D.C.

Khosronejad, A., Kang, S., & Sotiropoulos, F., 2012. Experimental and computational investigation of local scour around bridge piers, Advances in Water Resources, 37, pp. 73-85.

Mao, Y., 1986. The interaction between a pipeline and an erodible bed, PhD thesis, Institute of Hydrodynamics and Hydraulic Engineering, Technical University of Denmark, Lyngby, Denmark.

Meyer-Peter, E. and Müller, R., 1948, Formulas for bed-load transport, Proceedings of the 2nd Meeting of the International Association for Hydraulic Structures Research. pp. 39–64.

Nielsen, P., 1992, Coastal bottom boundary layers and sediment transport (Vol. 4). World scientific.

Soulsby, R., 1997, Dynamics of Marine Sands, Thomas Telford Publications, London.

Van Rijn, L. C., 1984, Sediment Transport, Part I: Bed load transport, Journal of Hydraulic Engineering 110(10), pp. 1431-1456.

Wei, G., Brethour, J.M., Grüenzner M., and Burnham, J., 2014, The Sediment Scour Model in FLOW-3D, Technical Note FSI-14-TN-99, Flow Science, Inc.

Winterwerp, J.C., Bakker, W.T., Mastbergen, D.R. and Van Rossum, H., 1992, Hyperconcentrated sand-water mixture flows over erodible bed, Journal of Hydraulic Engineering, 118(11), pp. 1508–1525.

Coastal applications using FLOW-3D/연안(해변) FLOW-3D해석사례

배수(Backwaters)이론

Air entrainment(공기 혼입 모델)
Turbulence(난류 모델)
Waves(파동 모델)
Sediment scour and deposition(세굴 모델)

하구 매커니즘(Estuarine mechanisms)

Air entrainment(공기 혼입 모델)
Turbulence(난류 모델)
Density Evaluation(밀도 유동 모델)
Wind

Wave generation

Solitary Wave
Linear Wave
JONSWAP
Pierson-Moskowitz
Stokes Wave

Wave 생성하는 모델은 크게 위의 5가지 모델이 있습니다. 아래는 위의 5가지 모델에 대한 해석 사례를 보여줍니다. 이를 참고하시면 해석에 도움이 됩니다.

부두에서 파도 부하 추정, 물리적 모델링 및 수치테스트, 새로운 Wave에 대한 고유 2차원 비선형 접근방식 등의 FLOW-3D결과는 실제 실험 데이터와 잘 일치함을 보여줍니다.

Eillott, T., and Fullarton, M., “Cyclone wave loads on wharf structure using the new wave approach”, FLOW-3D Americas User conference, 2014

세굴 모델(Sediment scour and deposition)

Critical Shields number definition(임계 Shields 수) : 0.05
Bed Load Transport Rate equation : Meyer-Peter & Muller equation
Richardson-Zaki coefficient multipller : 1
다음과 같이 Wave와 세굴(Sediment)를 같이 고려해서 해석하는 것을 추천합니다.
– 퇴적물 탱크의 파동(Solitary wave)
– 무연탄 및 모래
– 움직이는 물체 모델을 사용하여 생성된 파도

해석 결과

Landslide-Induced Wave Hazard

Landslide-Induced Wave Hazard

Figure 1. The outskirts of Chungtangh village

인도 Sikkim에 위치한 The Teesta III Hydropower Project는 가파르고 좁은 히말라야 계곡에 위치한 60m의 Concrete Face Rockfill Dam (CFRD)이 포함되어 있습니다. 이 계곡은 지진 활동이 활발하며 가파른 경사면은 산사태를 발생시킬 수 있습니다. 댐 상류 저수지의 산사태로 CFRD를 범람할 수 있다는 우려가 있었습니다. 몇 초 이상 과도하게 지속되면 오버플로우로 인해 CFRD가 잘못될 수 있습니다. 비록 댐이 무너지지 않았지만, 여전히 Chungtangh에 있는 상류쪽 작은 마을은 홍수가 날 것이라는 우려가 있었습니다.

Teesta강 계곡의 가장 가파른 경사면은 댐의 바로 상류에 위치해 있는데, 댐의 산사태가 가장 일어날 가능성이 높은 지역입니다. 이 분석의 목적은 저수지에 대한 산사태를 시뮬레이션하고 그 결과로 발생하는 파도가 댐에 넘치는지 여부를 결정하는 것이었습니다.

Moving Objects Model Used to Simulate Landslide

Tecsult는 저수지의 침전물과 퇴적물을 모델링하는데 성공적이었기 때문에 FLOW-3D를 선택하여 이를 시뮬레이션하였습니다. 저수지의 시뮬레이션은 시작점으로 사용되었습니다. FLOW-3D의 Moving Objects모델은 산사태를 시뮬레이션하는데 사용되었으며 VOF모델은 웨이브 생성을 시뮬레이션하는 데 사용되었습니다.

저수지의 산사태를 추정하기 위해서는 여러가지 방법이 고려되었습니다. 경험적 방법은 흔히 산사태가 발생한 파도를 평가하는데 사용되지만, 이러한 방법은 여러가지 면에서 부족합니다. 이러한 방법은 근접 필드 또는 스플래시 영역에 대한 정보를 제공하지 않습니다. 댐은 슬라이드 면과 매우 가깝기 때문에 스플래시 영역을 아는 것이 중요했습니다. CFRD는 몇 초 이상 overflow를 견딜 수 없었습니다. FLOW-3D는 미끄러운 지형 질량과 물 사이의 완전 결합된 상호 작용을 계산하여 시나리오를 3 차원에서 시뮬레이션하는 방법을 제공합니다.

이 문제를 시뮬레이션하기 위해 간단하고 작은 크기의 자유 낙하 블록으로 구성된 실험과 비교하였습니다. 이 경우는 아래 동영상에 나와 있습니다. 그 결과로 생긴 파도 높이는 그 실험과 잘 맞았습니다.

이 모델의 STL파일은 FLOW-3D로 직접 가져옵니다. 예상 산사태 지역의 크기는 지질 정보와 주변 산사태 관측치를 바탕으로 결정되었습니다. 30,000m³, 100m높이의 산사태가 310만 셀의 메쉬로 시뮬레이션 되었습니다. 높이가 1m인 측면 3m의 균일한 셀을 사용했습니다. 최대 슬라이딩 속도는 진입 지점에서 23m/s에 도달했습니다. 파도는 높이 8m, 속도 10m/s로 댐에 도달하여 몇 초 동안 범람했습니다. 그 결과로 상류 마을에서는 홍수가 나타나지 않았습니다.

Figure 3. Prediction of wave height in the splash zone and near field in a small reservoir, with refraction.

Figure 4. Wave heights plotted against each other

Figure 5. Downstream view of TEEST III dam and water intake CATIA model

Conclusions

이 작업의 주된 관심사는 댐의 범람으로 인해 댐과 Chungtangh 마을이 파괴될 수 있었다는 것입니다. 그러나 시뮬레이션에 따르면 댐은 잠시 동안만 범람했고 파도는 마을에 닿지 않았습니다. Chungtangh마을은 강 위에 충분히 높기 때문에, 그것을 범람시키기 위해서는 상당한 파도의 높이가 필요할 것입니다.

Modeling Local Bridge Scour

Modeling Local Bridge Scour

This article was contributed by Ying-Chieh Lin, Hervé Capart, and Der-Liang Young of Department of Civil Engineering and Hydrotech Research Institute/National Taiwan University in Taipei, Taiwan, the winner of the 2nd Flow Science 30th Anniversary Simulation Contest.

대만의 태풍 Sinlaku(2008년 9월)와 Morakot(2009년 8월)은 대만 강을 가로지르는 많은 교량의 심각한 취약성을 드러냈습니다. 여러 현장에서 교량 세굴 실패를 관찰한 결과 대만의 설계조건에 대해 특별한 특징이 많으며, 연구조사가 아닌 전형적인 조건의 범위를 벗어났음을 알 수 있었습니다. 대만 특유의 조건으로는 강수량 및 토사량의 급격한 변화, 빠른 침식률, 공동 암반 및 충적 조절, 하천 및 교량과 같은 하천을 따라 지어진 다양한 유형의 구조물 간의 간섭 등이 있습니다.

The Houfeng Bridge Failure in Taiwan

2008년 9월의 Houfeng다리의 붕괴는 대만의 몇 가지 특정한 우려 사안을 설명하는 데 사용될 수 있습니다. 강의 침전물의 엄청난 변화로 수면의 급수공급 파이프 라인에 접근합니다. 대만 수도공사는 송유관을 보호하기 위해 콘크리트 구조물을 건설했는데, 이로 인해 수면이 갑자기 떨어졌습니다. 구체적인 과정을 이해하기 위해, 3D 해석 시뮬레이션과 실험데이터를 결합하여 결과를 찾았습니다. 국지적인 입자들과 지역 흐름 패턴의 3차원 모델링은 FLOW-3D를 사용하여 수행되었습니다. 현실적인 시나리오를 정의하고 모델링 결과를 확인하기 위해 수치 모델링의 데이터를 소규모 실험의 데이터와 비교합니다. (척도 계수 1:200).

Figure 1. Collapse of Houfeng Bridge in September 2008, due to general scour of the Tachia river reach

Figure 2a. Local scour due to the exposure of a sill immediately upstream of the bridge. Photo courtesy of Zoe Lin, TBS.

Figure 2b. Local sill (water supply pipeline) exposed by river degradation, which caused a sudden drop in water surface and enhanced scour immediately downstream of the sill, where the failed bridge piles were located.

Three Dimensional Local Flow Modeling

3차원 전산유체역학 모델은 FLOW-3D로 시뮬레이션이 됩니다. 급수 관로 끝에 존재하는 강력한 수직 속도 성분 때문에 3차원 시뮬레이션이 필요합니다. 큰 수직 속도변화로 인해 흐름 패턴이 복잡해지고 교량 교각 앞에서 절삭이 강화됩니다. 이 연구의 주요 목표 중 하나는 현지의 Sill의 영향력을 보여 주는 것 입니다. 이를 위해 상수도관 및 교각 주변에 미세한 mesh(0.25cm³)를 설정합니다. 또한 이 모델에 사용된 총 그리드 수는 약 70만개입니다.

Pure water시뮬레이션에서 FLOW-3D결과는 소규모 실험 데이터와 양호한 일치성을 보여줍니다. 그림 3과 같이 첫 번째 교각 전면에 있는 수위표면은 높이변화를 보여줍니다. 예측된 데이터는 측정된 데이터와 유사하며, 우리는 세가지 실험이 동일한 구성을 가지고 있더라도 수면 높이에 변화가 있음을 관찰할 수 있습니다. The non-bedrock시뮬레이션은 유입 및 유출 경계 조건을 검증하고 시뮬레이션을 위한 적절한 그리드 해상도를 선택하는 데 중요한 역할을 합니다. 이 문제는 간단하고 쉽기 때문입니다. 이러한 결과로부터 모델은 현재의 퇴적물 정련 모델이 실험 결과와 유사 함을 보여 주며 강바닥 높이의 급격한 변화로 인한 침전물 침식에 대한 정보를 얻을 수 있습니다.

Figure 3. The pure water simulation results (left). The water height evolution in front of the first pier to compare with measured data (right).

Testing Numerical Modeling Approaches

다음 단계는 수치 모델링 접근법을 시험하는 것이었고, 소규모 모델을 사용한 실험이 수행될 것입니다. 우리는 지역 교량 세굴 구성의 실험적 분석을 설정하고 광학 및 음향 영상 기법을 사용하여 측정하여 실험값을 얻을 계획입니다. 예를 들어 Houfeng Bridge붕괴를 시뮬레이션하기 위해 설계된 예비 실험 및 FLOW-3D모델링의 결과를 아래에 제시합니다. (그림 4참조). 그림 5는 기반암의 분포를 보여 주며 색상 등고선은 침전물 높이 평균변화율을 나타냅니다. 이러한 결과로부터 모델은 현재의 퇴적물 모델이 실험결과와 유사함을 보여주며 강바닥 높이의 급격한 변화로 인한 침전물 침식에 대한 정보를 얻을 수 있습니다.

FLOW-3D Simulation Results

Figure 4. Views of a preliminary small-scale experiment and FLOW-3D modeling performed to simulate the conditions of the Houfeng Bridge collapse. (a)T=10 sec.; (b)T=20 sec.; (c)T=40 sec.; (d)T=80 sec.

시뮬레이션 결과는 현지 구조물(상수도 파이프 라인)이 물의 흐름과 기반암의 침식에 어떻게 영향을 미치는지를 분명히 보여 줍니다. 또한, 수치 모델은 유동장 속도, 수면 높이 및 변화의 침전물 높이를 예측했습니다. 모델은 alluvial river 지역 구조물의 다른 형태와 크기를 시뮬레이션하는데 사용될 수도 있습니다. 이 정보는 지역별 강의 변화가 교량 교각, 웨어 하우스 및 하천 코스에 어떤 영향을 미치는지 이해하는 데 도움이 될 것입니다.

(a) (b)

Figure 5. The packed sediment surface and the color contours present the packed sediment height average rate of change. (a)T=10 sec.; (b)T=20 sec.; (c)T=40 sec.; (d)T=80 sec.

Water & Environmental Case Studies

FLOW-3D in Archaeology

This article was contributed by Charles Ortloff, Research Associate, Anthropology Department at University of Chicago

유체 역학의 공학적 문제에 소프트웨어를 사용하는 것은 이제 흔한 일입니다. 계산 도구는 오늘날의 유압 공학 분야에서 이용할 수 있지만, 어떻게 고대 세계의 기술자들이 주목할 만하고, 현재까지 알려지지 않은 유압 기술을 활용한 정교한 물 운반 구조물을 생산했을까요? 고대 유압 운반 시스템의 설계 및 운영에 사용된 유압 엔지니어링 지식 기반을 발견하는 방법은 먼저 수로, 운하, 파이프 라인 및 FLOW-3D 모델을 사용하는 배수관망과 그 다음으로 물 흐름 패턴에 대한 솔루션을 사용하여 물 시스템의 배치 설계 의도와 작동에 기초한 유압 및 토목 공학 지식 기반을 관찰합니다.

페루, 볼리비아, 과테말라, 터키, 이집트, 요르단, 이스라엘 및 캄보디아의 주요 미국 및 외국 대학의 고고학자들과 관련된 고고학 프로젝트에 참여함으로써, 2009년 옥스포드대학의 “Water Engineering in the Ancient World: Archaeological and Climate Perspectives on Ancient Societies of South America, the Middle East and South East Asia.”에서 수많은 고대 물 시스템이 설계에서 꽤 현대적이기 때문에, 현재의 유압식 명명 법은 그들의 유압 엔지니어들의 성과를 설명하는 데 사용됩니다.

이 책에 포함된 예는 북 해안의 Chimu 사회(AD800-1400)가 길이 50mile의 개방형 채널 유압 장치의 형태를 개발하고 사용했다는 것을 보여주는 FLOW-3D 계산에서 도출된 것입니다. Froude Number(Fr) 범위의 물 흐름을 예측하기 위해 교차로 채널 단면 형상 변화를 포함하는 길이가 긴 Moche-Challey Intervalley Canal입니다. 물 이동 수로에서 안정되고 최대의 유량을 달성합니다. 이것은 현대의 관행이 지시하는 것과 거의 같은 방식으로 이루어졌습니다. 100BC-AD300에 페트라(요르단)에서 발견한 FLOW-3D 는 파이프 라인 설계를 통해 파이프 라인 누출을 방지하는 중요한 부분 흐름 조건에 대한 최대 유량을 보여 줍니다. 유체 흐름 위에 있는 공간에 대기압을 설정합니다. 길이가 0.5m인 개별 파이프 요소가 있는 일반적인 5km 길이의 파이프 라인의 경우 10,000개의 파이프 라인 조인트가 이 건조물 없이 가압된 전체 흐름 누출의 영향을 받습니다. FLOW-3D 조사는 Roman Pont du Garde 수로(프랑스 남부에 있는)의 유도를 통해 임계 유량 10부근에 안정적인 터미널 수로 로마 시대의 분수, 욕실, 저수지, 정원, 화장실의 설치, 주택 구조물에 대한 최대 유량을 보장해 줍니다.

castellem 에 대한 독립적인 FLOW-3D 분석은 이전 조사자들이 만든 Nimes에 전달된 4만 m³/day 로하루 수도 물의 속도를 확인합니다. 캄보디아의 경우, 3D 지하수 수로의 흐름을 계산하면 우기에 물의 포획과 저장으로부터 앙코르(800~1400AD)의 건기 쌀 수확원을 알 수 있습니다. 큰 저수지(길이 5마일, 너비 1.5마일)로부터 후속 지하수 퇴적물인 여기서 지하수 수위는 건기에 쌀 경작을 유지하기에 충분한 저수지 퇴적물에 의해 유지됩니다. 고대 페루의 Chimu 운하 시스템의 FLOW-3D의 큰 그림은 엘니뇨 홍수 사건으로 인한 운하 유량의 초과를 제한하기 위해 이중으로 반대되는 돌 초크를 사용하는 것을 보여 줍니다. 초크 유량은 별도의 운하 시스템에 연결된 고가의 사이드 웨어로 전환되어, 주 운하의 파괴적인 오버 뱅크 흐름을 제한했습니다. 100 BC~AD 400 Roman Ephesos(터키)의 추가 FLOW-3D 조사에서는 파이프 라인 상단 구멍을 사용하여 전체 흐름에서 부분 흐름으로 전환되는 부분인 진공 영역을 제거합니다. 완만한 파이프 라인 경사에서 가파른 파이프 라인 경사로 바꿉니다. 파이프 라인에 분산된 상부 홀을 사용하여 Ephesos내의 주요 분수로 전달되는 흐름을 안정화하는 것으로 나타났습니다.

볼리비아(300-1100 AD 티와나쿠)의 예에서는 FLOW-3D 지하수 수로 및 지표수 운하 흐름 계산 능력을 사용하여 Tiwanaku’s에서 식품 생산을 최적화하는 근거를 보였습니다. 2,000km²의 경작 농업 시스템-고대의 들판 중 일부는 현재의 Altiplano 볼리비아 주민들에 의해 식량 자원을 향상시키기 위해 다시 사용되었습니다. 여기서 FLOW-3D는 티와나쿠 사회에 의해 이러한 분야들의 사용에 기초한 유압 과학을 제공했습니다. 과테말라의 카미날두에 있는 고대의 선사 시대 마야 운하 시스템 또한 분석되었습니다. 이 이례적인 초기 마야 운하는 길이가 1킬로미터가 넘는 가파른 경사를 이루었는데, 이는 터미널 유압 점프에 의존하여 물을 상승시켜 관련 현장 시스템에 물을 공급합니다. 이스라엘 Mamshish의 초기 Nabataean현장에서 수행된 추가적인 분석은 농업을 위해 빗물을 모으기 위한 댐의 사용을 보여 주었고, 빗물은 지하수의 높이를 높이기 위해 원형 구덩이로 전환되었습니다. 이 사례들은, 현재 옥스포드 출판 책과 곧 출판될 시카고 대학 출판 책에 묘사된 고대 세계의 많은 다른 예들과 함께, 지금 공헌하고 있습니다. FLOW-3D의 우수한 자유 표면 및 급수량 기능을 사용하여 유압 과학의 역사를 기술하고 보완하며, 최초로 고대 하이퍼 스페이스를 조망합니다. 고대 세계와 신 세계의 다른 부분에 있는 순수 공학자들은 이 목표를 성취했습니다.

수치해석 용역 실적

수행 실적

주식회사 에스티아이씨앤디의 수치해석 컨설팅 수행회사 입니다. 아래 회사 목록은 많은 회사로부터 기술개발 및 수치해석 컨설팅을 의뢰받아 수행한 회사입니다.

한국수자원공사 ,도화종합기술공사 ,한국수자원공사 ,대우건설 ,도화종합, 삼안건설, 한국종합개발기술공사 ,도화종합, 삼안건설기술공사 ,삼안건설기술공사 ,한국시설안전관리공단 ,한국종합엔지니어링 ,현대엔지니어링 ,SK건설 ,선진엔지니어링 ,엘지건설 ,한국동서발전주식회사 ,한국종합기술개발공사 ,벽산엔지니어링 ,부강테크(GS건설) ,신우엔지니어링 ,유신코퍼레이션 ,한화건설 ,항도엔지니어링(포스코건설) ,(주)삼안 ,건화엔지니어링 ,삼성건설 ,한국전력기술 ,한국지질자원연구원 ,대림기업(주) ,에스케이건설 ,엘지전자 ,포스코 ,한국생산기술연구원 ,한국시설안전기술공단 ,한수테크니컬서비스 ,현대자동차 ,제이슨기술단 ,(주)바셈 ,계룡건설산업 ,(주)건화 ,(주)대우건설 ,(주)도화종합기술공사 ,(주)엔지비 ,(주)유신 ,태영건설 ,도화 ,매탈젠텍(POSCO) ,매탈젠텍(RIST) ,이산 ,코다코(캐스트맨 매출) ,현대기아기술연구소 ,현대제철 ,태성종합기술 ,선진ENG ,그레넥스 ,엔바이로솔루션 ,기아차 ,농어촌공사(충남도본부 예산지사) ,농어촌공사(충남도본부) ,지자체(수원시) ,지자체(전남공흥군) ,해피콜 ,HMK ,국민대학교 ,대림산업 ,도화엔지니어링 ,삼진정밀 ,오투엔비 ,한국건설기술연구원 ,해안해양기술 ,E&H컨설턴트 ,GS칼텍스 ,서울시립대학교 ,선일엔바이로 ,알이디 ,오투앤비 ,전남대학교 ,제이에스테크 ,한국농어촌공사 ,그린텍환경컨설팅 ,제일테크 ,창원대학교(ADD) ,한국종합기술 ,한국항공우주연구원 ,GS건설 ,유신 ,두산중공업 ,세메스 ,(재)포항산업과학연구원 ,(주)그린텍환경컨설팅 ,LG전자(평택) ,LG전자(창원)

수리/수자원 분야

01 교량 설치에 따른 하천흐름 및 세굴영향 검토
컨설팅내용	교량 설치로 인한 3차원 모형의 수리영향 검토 세굴방지공 설치로 교량의 수리적 안정성 확보
필요데이터	교각 3차원 형상 또는 도면 하천 수심측량 자료 및 수치지형도 하천 상/하류 홍수위 및 홍수량
해석방법	하천의 유동해석 수행 후 최고유속에 해당하는 교각 선정 선정교각 대상을 중심으로 세굴 모형 적용
결과물	하천 유동흐름, 수위분석 평형세굴심 도달시간 최대세굴심 및 최대퇴적고 등

02 댐체 월류 시 수리/수문 구조적 안정성 검토
컨설팅내용	상류 댐 붕괴 시 급격한 방류로 인하여 하류 댐에 미치는 영향을 검토하기 위해 댐체 월류 시 수리/수문 구조적 안정성검토
필요데이터	공도교 및 수문 구조물 상세 도면 하천 수심측량자료 및 주변 수치지형도 하천 상/하류 홍수위 및 홍수량
해석방법	상류 댐 붕괴시 홍수위/홍수량 정보입력 구조물/수문 분리 후 취약한 수문 선정 수문 구조해석 및 Total 힘 분석
결과물	수문/구조물 받는 힘 분석 굥도교 월류 여부 및 수위/유속 분포 방류량 및 구조물 부압 등

수처리 분야

01 정수처리시설 구조물 최적설계
컨설팅내용	정수시설 구조물에 대한 유동, 유량, 압력, 온도분포 분석 수처리과정에 발생하는 현상분석
필요데이터	정수시설 구조물의 제원 분배수로, 침전지 등 도면 및 3D CAD 자료 초기 수위데이터 등
해석방법	정수시설 구조물의 경계조건 설정 형상에 따른 유동흐름 및 유량 등 초기조건
결과물	정수시설물에 작용하는 압력분포 확인 유동 유입에 따른 유동양상, 유량, 유속데이터 분석 온도변화에 따른 유동 및 침전효율 분석

02 하수처리시설 방류량 및 유동양상 분석
컨설팅내용	토출수조의 수위 및 유동현상검토 각 방류 Box의 방류유량분포 및 유속분석
필요데이터	구조물관련 설계도면 자료 전체 모형 작성 및 지형데이터 유체 유입량, 초기 수위관련 자료
해석방법	시설 구조물에 따른 경계조건 설정 초기 수위조건 및 유동현상 등 조건 확인
결과물	토출 수조의 수위량 및 유동흐름 유동 유입에 따른 유량, 유속데이터 분석 구조물 단면의 유량흐름 데이터

주조 분야

01 수축 결함최소화를 위한 주조해석
컨설팅내용	주조 시 산화물 혼입방지 설계 조립부 수축결함 최소화
필요데이터	Frame형상 제원 금형, 형상 도면자료 및 3D CAD자료 초기 용탕 주입시간, 충진속도, 온도 등의 데이터
해석방법	금형형상에 따른 주조해석 경계조건 설정 초기 조건설정에 따른 파라미터분석
결과물	충진시 산화물발생 위치 및 수축공 발생 위치 Solidification 확인, 결함부 현상분석 Gate, Runner 위치 최적화

02 금형 최적설계를 위한 주조해석
컨설팅내용	충진 온도유지 및 제품 결함 최소화를 위한 최적설계
필요데이터	금형관련 제원 금형, 형상 도면자료 및 3D CAD자료 초기 주조 공정조건 데이터
해석방법	금형형상에 맞는 Runner, Gate 모델링 용탕온도, 속도, 압력 등 조건에 따른 제품 최적설계
결과물	충진시 압력분포 및 산화물 발생 위치분석 Solid Fraction, Solidification 등 현상분석 결함부위 최소화를 위한 Gate, Runner 위치 최적화

코팅 분야

01 Nozzle 분사를 이용한 Slit Coating 해석
컨설팅내용	표면 Coating에 적합한 Nozzle 형상 설계 Coating 구동조건 및 압력분포 분석
필요데이터	초기 Nozzle 형상 제원 형상 도면자료 및 3D CAD자료 초기 Coating 도포현상 및 구동조건 데이터
해석방법	Nozzle 구동에 따른 Coating 분석 액상조건에 따른 Coating 도포형상 분석
결과물	Nozzle 형상 파라미터에 따른 Coating 현상분석 Coating 분포에 따른 높이 균일성 확인 액상 온도에 따른 도포량분석

MEMS 분야

01 연료전지 시스템의 최적설계를 위한 유동해석
컨설팅내용	연료전지 내부형상에 따른 유동장변화 데이터 유량분배에 적절한 최적의 형상조건 설계
필요데이터	초기 형상 도면자료 및 3D CAD자료 연료전지의 구동조건 및 물성조건 Actuator의 작동, 토출량, 유동 등의 데이터
해석방법	Micro-Channel에서의 유동분배 설정 액체의 특성에 따른 토출조건 확인
결과물	Actuator의 속도에 따른 유동량 분석 Micro-Channel에서의 유동양상 공동현상 최소화를 위한 최적의 구동조건

퇴적, 세굴(쇄굴) / Sediment Scour

퇴적-세굴(쇄굴) / Sediment Scour

유체 역학과 완벽하게 연계된 FLOW-3D 의 sediment scour model은 침전물 수송, 부유물 운반, 인입 및 퇴적을 포함하여 비 점착성 토양의 모든 퇴적물 이동 과정을 모의 실험합니다 (Wei 등, 2014). 입자 크기, 질량 밀도 및 임계 전단 응력과 같은 다른 성질을 갖는 다중 퇴적물 종을 허용합니다. 예를 들어, 중간 모래, 거친 모래 및 자갈은 시뮬레이션에서 세 가지 종으로 분류 할 수 있습니다. 이 모델은 3D 흐름과 2D 천수(shallow water) 흐름에 모두 적용됩니다.

모델에서, 퇴적물의 충진 층은 퇴적물 종의 상이한 조합을 갖는 다수의 하위 구성 요소로 구성 될 수있는 하나의 기하학적 구성 요소에 의해 정의됩니다. 충전된 베드는 면적 및 부피 분율을 사용하는 FAVOR^TM 기술에 의해 기술된다. 베드 인터페이스를 포함하는 메쉬 셀에서 인터페이스의 위치, 방향 및 면적이 계산되어 베드 전단 응력, 임계 실드 매개 변수, 침식 속도 및 베드로의 전송 속도를 결정합니다. 3 차원 난류 유동에서의 전단 응력은 매체 입자 크기 50 에 비례하는 층 표면 거칠기를 고려한 표준 벽 함수를 사용하여 평가됩니다. 2D 천수(shallow water)의 경우, 층 전단 응력 계산은 항력 계수가 사용자 정의이거나 수심과 층 표면 거칠기를 사용하여 국부적으로 계산 된 2 차 법칙을 따릅니다.

그림 1. t = 8 분에서의 유량
이 모델은 Meyer-Peter와 Muller (1948)의 방정식을 사용하여 베드 인터페이스를 포함하는 각 메쉬 셀에서의 베드로드 이송을 계산합니다. 서브 메쉬 (submesh) 방법은 메쉬 셀에서 이웃에있는 각 메쉬 셀로 이동하는 입자의 양을 결정하는 데 사용됩니다. 부유 퇴적물 농도는 퇴적물 수송 방정식을 풀음으로써 얻어집니다. 침식의 계산은 침전물 유입 및 침전을 동시에 고려합니다. entrainment에서 입자의 리프팅 속도는 Winterwerp et al. (1992). 퇴적시의 침강 속도는 3D 유동에 대한 퇴적물의 표류 속도와 같지만 얕은 수류에 대해서는 현존 방정식을 사용하여 계산됩니다 (Soulsby, 1997). 드리프트 플럭스 이론 (Breitour and Hirt, 2009)은 입자의 드리프트 속도를 계산하는 데 사용됩니다.

그림 2. t = 8 분의 구멍 채취
이 페이지의 예는 3 개의 원통형 교각을 중심으로 한, 맑은 물 정화에 대한 시뮬레이션입니다. 교각의 지름은 1.5m이며, 교각은 2m 간격으로 나란히 배치되어 있습니다. 다가오는 유량은 실린더와 정렬되며 2m/s의 속도를가집니다. 베드 재료는 모래 (직경 5mm), 자갈 (10mm) 및 거친 자갈 (20mm) 인 세 가지 퇴적물 종으로 구성됩니다. 그림 1, 2 및 3은 8 분간 실린더 주변의 흐름, 채취 구멍 및 채취 깊이 분포를 보여줍니다.

그림 3. t = 8min에서의 정련 깊이 (양수 값) 및 침전 높이 (양수 값)
이 모델에 대한 더 자세한 정보는 침전물 퇴적에 관한 Flow Science Report를 다운로드하십시오.

수자원 및 환경 모델 / Water & Environmental Models

물 및 환경 모델

3D 자유 표면 흐름을 모델링 할 때 FLOW-3D의 고유한 강점은 복잡한 수리 환경분야에 쉽게 적용할 수 있는 최적화된 플랫폼이 제공된다는 점 입니다. FLOW-3D 소프트웨어는 수십년 동안 복잡한 흐름 역학, 흐름/구조 상호 작용 및 환경 예측을 위해 업계 전문가들이 사용해 왔습니다. FLOW-3D의 적용에는 수처리 시설물 , 하천 계획 및 복원 , 댐 안전, 수력 및 방수 작업 , 설계 및 최적화, 저수지 유지 관리 및 계획, 해안 및 하구 공학 분야가 포함됩니다.

독특한 모델링 도구

하이브리드 3D/천수(shallow water) 해석기능은 계산상 매우 효율적이고 정확합니다. 천수(shallow water) 모델 솔루션은 대규모 도메인 (수 킬로미터 이상)에서의 유동 모델링을 허용하고 hydraulic jumps 및 침전물 이송을 정확하게 포착합니다. 브리지 교각 및 방수로와 같이 수직 흐름 효과가 중요한 지역의 3D 솔루션과 매끄럽게 연결됩니다. 또한, 등각 메쉬 (conformal meshing)는 효율적인 메쉬 생성을 능률화하고 사용자가 기하학적인 세부 사항을 쉽게 해결할 수 있게 합니다.

강력한 물리 모델

FLOW-3D는 퇴적물 정련 및 수송, 밀도 층화 및 혼합, 기포 및 캐비테이션, 증발 및 상 변화, 화학적 예측 및 수송, 다공성 매체를 포함하는 강력한 물리 모델을 추가로 포함합니다. 정확한 3 차원 유동 모델링 및 물리학 패키지를 통해 FLOW-3D 는 매우 복잡한 환경에서도 정확하고 효과적인 시뮬레이션을 결과를 제공합니다. 제공된 사례는 미세한 뉴트리안 광산 꼬리끌림의 영향을받는 세밀한 3D 유압 영역을 매핑하고 파고를 예측하는 것입니다. FLOW-3D 의 다 기능성은 사용자가 하나의 응용 프로그램에서 다음 응용 프로그램으로 부드럽게 탐색 할 수있게하며, 가장 복잡한 문제에 대한 탁월한 정확성과 사용 편의성을 제공합니다.

Contact Line Insights

FLOW-3D의 수치 모델링 기능은 코팅 성능 향상에 관심이 있는 엔지니어에게 이상적입니다. 계산 시뮬레이션은 코팅 흐름에 영향을 미치는 다양한 물리적 공정의 상대적 중요성과 효과를 연구하는 훌륭한 방법입니다. 물리적 테스트에서 프로세스를 분리하거나 해당 프로세스의 규모를 임의로 조정하는 것이 항상 가능한 것은 아닙니다. 이 섹션에서는 리 블릿 형성(rivulet formation), 핑거링(fingering), 증발, 거친 표면 위의 접촉선 이동 및 유체 흡수와 관련하여 FLOW-3D의 정적 및 동적 접촉각 처리에 대해 설명합니다.

Static and Dynamic Contact Angles

FLOW-3D는 입력으로 설정된 정적 접촉각의 함수로 동적 접촉각과 자유 표면 인터페이스에서 작용하는 관련 힘을 정확하게 계산하여 유체의 소수성을 캡처 할 수 있습니다. 아래 시뮬레이션은 물방울이 경사면 아래로 이동함에 따라 정적 접촉각이 동적 접촉각에 미치는 영향을 보여줍니다.

L.M. Hocking 박사는 그의 저서 [“A moving fluid interface on a rough surface,” J. Fluid Mech., 76, 801, (1976)]에서 표면에 미세한 요철이 흐름 구조를 유도하기 때문에 Contact line이 고체 표면을 통해 이동할 수 있으며 이는 거시적 관점에서 “velocity slip”로 해석 될 수 있다고 했습니다.

이 가설에 대한 전산 해석은 FLOW-3D를 이용하여 쉽게 수행됩니다. 선택된 테스트는 가로, 규칙적으로 이격 된 직사각형 슬롯 패턴 이차원 고체 표면 구성됩니다. 슬롯은 2mm 깊이 10mm 폭, 그리고 그들 사이 폭 10mm 고체 조각을 갖고 이격 됩니다. 이 크기는 전형적으로 상대적으로 부드러운 표면에 긁힌 모양입니다. 액체와 고체 사이의 정적인 접촉각이 60 °가 되도록 선택 하였습니다. 작동 유체는 물로 선정되었고 시험은 채널을 통해 속도30cm / s의 평균 물높이 15mm의 채널의 바닥에 있는 거친 표면을 두고 구동 이루어져 있습니다. 채널의 상단은 free-slip boundary로 정해집니다.

Hocking의 주장대로 micro-scale 교란이 Large scale 관점에서 보았을 때 계산된 속도장으로 보면 velocity slip의 한 종류로서 해석 될 수 있습니다. 아래는 계산된 수평 속도 분포를 나타내고 있습니다. 이것은 표면 바로 위에 제어 볼륨 층의 계산 된 수평 속도 분포를 제공하는 X-Y 플롯에 그래픽으로 보여 주고 있습니다. 격자 미세화에 의해 표면의 고체 부분의 윗쪽 속도가 영이 되는 경향이 있지만, 슬롯들 위에 있는 속도는 영이 안되게 유지됩니다. 많은 요철 위의 이러한 속도의 평균은 효과적인 슬립으로 해석 될 수 있는 non-zero 수평 이송 속도를 일으킵니다.

Evaporative Effects

분산된 고체 물질을 포함하는 액체 방울이 고체 표면에서 건조되면 고체 물질이 침전물로 남습니다. 이 퇴적물의 패턴은 많은 인쇄, 청소 및 코팅 공정에 중요한 의미를 갖습니다. 한 가지 유형의 침전물의 전형적인 예는 왼쪽 이미지와 같이 유출 된 커피 조각의 둘레를 따라 링 얼룩이 형성되는 “커피 링”문제입니다. 이러한 유형의 링 침전물은 액체의 증발로 인한 표면 장력 구동 흐름의 결과로 발생하며, 특히 방울 주변에서 발생합니다 [1].

Drying

건조는 코팅 공정의 중요한 부분입니다. 잘 도포된 코팅은 건조 결함으로 인해 완전히 손상될 수 있습니다. 건조 중에 온도 및 용질 구배는 밀도 및 표면 장력 구배로 인해 코팅 내 흐름을 유도 할 수 있으며, 이로 인해 잠재적으로 코팅 품질이 손상 될 수 있습니다. FLOW-3D의 증발 잔류물 모델을 통해 사용자는 건조로 인한 흐름을 시뮬레이션하고 값 비싼 물리적 실험에 소요되는 시간을 줄일 수 있습니다.

Modeling Ring Formation

FLOW-3D는 증발이 가장 큰 접촉 라인에서의 증착으로 인해 에지 고정이 발생 함을 보여줍니다.

링 형성 모델링
증발에 의해 접촉 라인에서 생성 된 흐름 시뮬레이션
증발은 증발로 인한 열 손실로 인해 액체를 냉각시킵니다 (색상은 온도를 나타냄). 동시에 고체 표면은 전도에 의해 액체를 가열합니다. 증발은 접촉 라인 근처에서 가장 크므로 액체가 접촉 라인을 향해 흐르게하여 정적 상태를 다시 설정합니다. 최종 결과는 액체가 완전히 증발하는 액체 가장자리에 부유 고체가 증착됩니다.

FLOW-3D의 접촉 선 고정 모델에 대해 자세히 알아보십시오.

*Simulation of flow generated at a contact line by evaporation*

Breakwater Structures

복잡한 지형과 해안 구조를 통해 큰 진폭의 비선형 파를 모델링 할 수 있는 FLOW-3D의 능력은 간단한 선형 파에서 복잡한 바다 상태에 이르기까지 파도의 강제 유체 역학적 방파제 구조물의 성능을 분석 할 수 있는 이상적인 도구입니다. 수신 파로부터 운동 에너지를 제거하여 구조물 의 강도를 측정하는 것 이외에도 FLOW-3D는 사용자로 하여금 퇴적물 전송의 상세한 분석을 수행 할 수 있게 하며 방파제 요소에 작용하는 힘의 평가도 가능합니다. 생태학적 요구로 인해 통합 연안 구조가 더 중요해 지는 상황에서 FLOW-3D는 엔지니어로 하여금 구조물의 주위에 흐름 패턴의 세부 사항을 평가할 수 있습니다.

Rubble-mound Breakwaters Simulation

테트라포드 방파제는 종종 극심한 파동 하중의 영향으로부터 해안선을 보호하고 긴 해안 표류를 막기 위해 사용됩니다. 엔지니어는 FLOW-3D를 사용하여 보호 레이어, 파동 반사 계수 및 이러한 구조와 관련된 볼륨 overtopping volumes 을 추정할 수 있습니다.

Water Rivers Bridge Piers

Bridge Piers

FLOW-3D의 Sediment Scour Model 은 강이나 하천에서 수리학적으로 복잡한 교각과 지형에 따라 여러가지 퇴적물들의 높이 변화를 해석할 수 있습니다. 세굴 모델은 FLOW-3D 난류 모델들로 적분하여 3차원 분석이 가능합니다. FLOW-3D의 Shallow Water Model로 더 넓은 범위의 세굴 분석이 가능합니다.

교각 주위의 세굴 해석

세굴 모델은 deposition, packing, entrainment and drift-flux 메커니즘으로 되어있습니다. FLOW-3D v11 에서는 퇴적층의 형상을 FAVOR 하여 좀 더 정확하게 bed net 높이 변화를 시각화 할 수 있습니다. 시공간적으로 침전물의 변화뿐 아니라 유체의 부유물들, 바닥/유체 계면에서의 전단응력들을 분석할 수 있습니다.

Modeling Hydraulic Control Structures

In addition to the flow rates and detail of hydraulic behaviors associated with the control gate structures and powerhouse operation, FLOW-3D‘s sediment and scour model allows users to identify regions of high scour both near the control structure and further downstream in the vicinity of the bridge piers.

Bridge Pier Simulations

The first video shows a FLOW-3D simulation of the erosion that occurs around a group of three 2.4 m diameter piers as river water flows past at 1.5 m/s. The river depth is 15.8 m and the mean sediment size was presumed to be 0.35 mm.

Water Rivers

Rivers

하천의 역학은 물, 퇴적물 이동과 바닥의 형상 간의 복잡한 상호 작용을 포함합니다. 하천과 강의 관리는 단면의 변화, 유입 및 유출, 생태에 영향을 미치는 관리 전략에 따른 열 및 유동패턴의 효과 등 이러한 상호 작용의 효과를 예측하는 것에 의존합니다. FLOW-3D는복잡한 강의 역학관계와 하천의 변화를 예측하기 위해 수자원 분야에서 널리 사용되는 소프트웨어입니다. FLOW-3D는 자유표면 흐름의 패턴을 해석하는 것 외에도, 강이나 하천의 관리 문제를 해결할 수 있는 다양한 물리적 패키지를 제공합니다. FLOW-3D가 적용된 예로는 열, 염류의 이동, 층류, 오염물질의 거동 및 이동(반응성 및 비반응성), 난류의 유입과 체류(침식과 퇴적 포함) 및 퇴적물 이동 등을 검토하는데 사용됩니다.

High flow condition hydraulic analysis of San Antonio river junction

: Simulation of a 6-km long reach of Fraser River in Vancouver, BC. Courtesy of Northwest Hydraulic Consultants. Image shows overall velocity flow field.

: A closer view of the piers of three bridge crossings. Courtesy of Northwest Hydraulic Consultants. Image shows velocity field around piers.

: Flows over submerged vanes for control of river bank erosion are shown colored by velocity magnitude (by University of Illinois; images generated with Tecplot)

FLOW-3D Bibliography

논문자료 | Bibliography

FLOW-3D 참고 문헌은 FLOW-3D를 사용하는 중에 도움이 될만한 기술적인 자료와 논문 들을 포함하고 있습니다. 본 자료는 FLOW-3D 소프트웨어를 사용하여 기술개발을 원활하게 할 수 있도록 지속적으로 보완하고 업데이트 되는 자료입니다.

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귀하께서 발표하거나 발행한 FLOW-3D 관련 논문이 목록에 없는 경우 발행물을 참조할 수 있도록 알려 주시기 바랍니다. 귀하의 연구가 많은 사람에게 도움이 될 것입니다.

주요 기술 자료

인공 박차 및 홈 암초 형성에서 자연 암초 유체 역학의 생체 모방

Emilee Wissmach, 플로리다 공과대학, 2023.

이 대학원 논문에서는 파도 감쇠 및 해안 보호에 있어 생체모방형 SAG(생체모방형 스퍼 앤 그루브) 수중 방파제 설계의 효율성을 탐구했습니다. FLOW-3D HYDRO는 파고 감소와 재료 비용을 위한 새로운 모듈 기반 설계를 분석하고 최적화하는 데 사용되었습니다. 인공 SAG 구조는 잠재적으로 고에너지 환경에서 해안선 보호 역할을 하는 동시에 취약한 산호초 생태계를 재건하는 데 도움이 될 수 있습니다.

FLOW-3D HYDRO는 FLOW-3D 학술 프로그램을 통해 제공되었습니다.

“전 세계 연안 해역에서 산호초 개체수가 급격히 감소하고 있습니다. 이러한 생태계를 잃으면 서식지와 생물 다양성이 손실될 뿐만 아니라 파도 감쇠 및 그에 따른 해안 보호도 손실됩니다. 진행 중인 프로젝트에서는 파괴된 산호초를 복구 및/또는 교체하려고 합니다. 암초 공 및 립 랩과 같은 인공 구조물을 사용하지만 건강한 자연 암초만큼 성능을 발휘하는 것은 없습니다. 이 프로젝트는 자연 암초에서 흔히 발견되는 암초 능선 및 박차 및 홈(SAG) 구역을 모방한 규모 모듈을 만들어 사용했습니다. 이러한 모델은 인공 암초 설계에 대한 새로운 노력을 지원합니다. […] 암초 모듈의 3D 렌더링이 생성되어 유체 구조 상호 작용에 대한 정보를 계산하는 데 사용된 CFD 소프트웨어 패키지 FLOW-3D HYDRO 로 가져왔습니다.”
전체 원문 보기

일리노이 고속도로에서 눈 더미의 영향을 줄이기위한 생활 장벽 설계

John Petrie, et al. (2020) 일리노이 교통 센터 시리즈 번호 20-019, 연구 보고서 번호 FHWA-ICT-20-012.

Illinois Center for Transportation은 FLOW-3D를 사용하여 CFD 시뮬레이션을 수행하여 주 고속도로에서 눈 드리프트를 최소화하기 위해 구조적 눈 울타리의 대안 인 살아있는 눈 울타리 (LSF) 배치 지침을 개발했습니다.
고속도로를 따라 제설 울타리를 설치하면 쟁기질, 화학 물질 및 도로 폐쇄의 필요성이 줄어들고 눈이 내리는 동안 도로 안전이 향상됩니다. LSF는 구조적 눈 울타리에 대한 저렴하고 오래 지속되는 대안입니다.
구조적 눈 울타리의 설계 및 배치에 대한 고려 사항에는 울타리 높이, 다공성, 길이, 바닥 간격 및 우세한 풍향이 포함됩니다. 그러나 LSF의 자연스러운 발전은 높이 및 다공성과 같은 기능이 시간이 지남에 따라 변할 것임을 의미합니다.

Diagram. The fetch concept used to estimate snow transport/ Diagram. Schematic design of a living snow fence

다이어그램 : 울타리의 수치 시뮬레이션, 실제 모델 대 다공성 모델의 속도 크기 등고선

CFD 소프트웨어인 FLOW-3D를 사용하여 다공성 울타리 주변의 흐름에 대한 일련의 수치 시뮬레이션을 수행했습니다. 모델링 접근법은 불균일한 다공성을 가진 울타리 주변의 흐름에 대해 풍동에서 수집된 실험실 데이터를 사용하여 검증되었습니다. 검증 후, 수치 접근 방식을 사용하여 울타리 다공성에 대한 모델을 테스트하고 두 줄의 초목으로 구성된 울타리의 줄 간격 효과를 조사했습니다. 시뮬레이션은 평탄한 지형에 걸친 평균 풍속 및 울타리 다공성 범위에 초점을 맞추었고, 이러한 시뮬레이션의 결과는 임계 전단 속도를 사용하여 눈 퇴적 지역을 추정하는 데 사용되었습니다. 지형이 평평하다고 간주할 수 없는 사이트의 경우 울타리 구성이 다른 제방에 대해 시뮬레이션을 수행했습니다.

CFD 시뮬레이션은 울타리 특성의 함수로 눈 퇴적이 예상되는 지역의 길이에 대한 추정치를 제공합니다. 그 후 시뮬레이션 결과는 LSF에 대한 설계 지침을 개발하는 데 사용됩니다.”

전체 원문 보기

연락처 : 02-2026-0455
이메일 : flow3d@stikorea.co.kr

제품 소개 요청

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FLOW-3D 기술시연/데모 요청

산업 분야별 해석 사례

주조분야

Gravity Pour 중력 주조
High Pressure Die Casting 고압 다이캐스팅
Tilt Casting 경동 주조
Centrifugal Casting 원심 주조
Investment Casting 정밀 주조
Vacuum Casting 진공 주조
Continuous Casting 연속 주조
Lost Foam Casting 소실 모형 주조
Fill and Defects Tracking 용탕 주입 및 결함 추적
Solidification and Shrinkage 응고 및 수축 해석
Thermal Stress Evolution and Deformation 열응력 및 변형 해석

물 및 환경 응용 분야

Wastewater Treatment and Recovery 폐수 처리 및 복구
Pump Stations 펌프장
Dams, Weirs, Spillways 댐, 위어, 여수로
River Hydraulics 강 유역
Inundation & Flooding 침수 및 범람
Open Channel Flow 개수로 흐름
Sediment and Scour 퇴적 및 세굴(쇄굴)
Plumes, Hydraulic Zones of Influence 기둥, 수리 영향 구역
Coastal and Critical Infrastructure Wave Run-Up 연안 및 핵심 인프라 웨이브 런업

에너지 분야

Fuel/cargo sloshing in oceangoing containers 해양 컨테이너 용 연료 /화물 슬로싱
Offshore platform wave effects 근해 플랫폼 파 영향
Separation devices undergoing 6 DOF motion 6 자유도 운동을 하는 분리 장치
Wave energy converters 파동 에너지 변환기

미세유체

Continuous-Flow 연속 흐름
Droplet, Digital 물방울, 디지털
Molecular Biology 분자 생물학
Opto-Microfluidics 광 마이크로 유체
Cell Behavior 세포 행동
Fuel Cells 연료 전지들

용접 제조

Laser Welding 레이저 용접
Laser Metal Deposition 레이저 금속 증착
Additive Manufacturing 첨가제 제조
Multi-Layer Build 다중 레이어 빌드
Polymer 3D Printing 폴리머 3D 프린팅

코팅 분야

Curtain Coating 커튼 코팅
Dip Coating 딥 코팅
Gravure Printing 그라비아 코팅
Roll Coating 롤 코팅
Slide Coating 슬라이드 코팅
Slot Coating 슬롯 코팅
Contact Insights 접촉면 분석

연안 / 해양분야

Breakwater Structures 방파제 구조물
Offshore Structures 항만 연안 구조물
Ship Hydrodynamics 선박 유체 역학
Sloshing & Slamming 슬로싱 & 슬래밍
Tsunamis 쓰나미 해석

생명공학 분야

Active Mixing 액티브 믹싱
Chemical Reactions 화학 반응
Dissolution 용해
Drug Delivery 약물 전달
Drug Particles 마약 입자
Microdispensers 마이크로 디스펜서
Passive Mixing 패시브 믹싱
Piezo Driven Pumps 피에조 구동 펌프

자동차 분야

Fuel Tanks 연료 탱크
Early Fuel Shut-Off 초기 연료 차단
Gear Interaction 기어 상호 작용
Filters 필터
Degas Bottles 병의 가스제거

Tag: 퇴적

그물형 세굴방지 매트를 사용한 수직말뚝의 유동에 대한 수치적 연구

Abstract

Keywords

References

프로필 오목부가 탁도 퇴적물에 미치는 영향: 전 세계 대륙 경계에 대한 해저 협곡의 통찰력

Highlights

Abstract

Introduction

Section snippets

Submarine canyons used in this study

Concavity of longitudinal canyon profiles

Validation of the hypothesis

Conclusion

CRediT authorship contribution statement

Declaration of competing interest

Acknowledgements

References (70)

다양한 기질 수준 변화를 갖는 침식성 층 위의 댐 파손 흐름에 대한 수치 조사

Abstract

Keywords

REFERENCES

Abstract

Keywords

REFERÊNCIAS

Abstract

Introduction

Section snippets

Equipment and materials

Relationship between sediment flow flow velocity and sediment concentration

Sediment flows motion simulation based on FLOW-3D

Conclusions

Declaration of Competing Interest

Acknowledgements

References (39)

Intrusion of fine sediments into river bed and its effect on river environment – a research review

References

Abstract

References

Abstract

댐 복구를 위한 우수한 대안으로서의 Piano Key Weir에 대한 검토

ABSTRACT

KEYWORDS:

References

CMSX -4 단결정 초합금의 레이저 용융에서 등축 응고와 에피택셜 응고 정량화

Abstract

Introduction

재료 및 방법

단일 트랙 실험

성격 묘사

응고 모델링

결과 및 논의

용융 풀 형태

레이저 흡수율 평가

퓨전 존 미세구조

응고 모델링

유체 흐름을 통합한 응고 모델링

결론

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