The elimination of internal macro-defects is a key issue in Ti–6Al–4V alloys fabricated via powder bed fusion using electron beams (PBF-EB), wherein internal macro-defects mainly originate from the virgin powder and inappropriate printing parameters. This study compares different types powders by combining support vector machine techniques to determine the most suitable powder for PBF-EB and to predict the processing window for the printing parameters without internal macro-defects. The results show that powders fabricated via plasma rotating electrode process have the best sphericity, flowability, and minimal porosity and are most suitable for printing. Surface roughness criterion was also applied to determine the quality of the even surfaces, and support vector machine was used to construct processing maps capable of predicting a wide range of four-dimensional printing parameters to obtain macro-defect-free samples, offering the possibility of subsequent development of Ti–6Al–4V alloys with excellent properties. The macro-defect-free samples exhibited good elongation, with the best overall mechanical properties being the ultimate tensile strength and elongation of 934.7 MPa and 24.3%, respectively. The elongation of the three macro-defect-free samples was much higher than that previously reported for additively manufactured Ti–6Al–4V alloys. The high elongation of the samples in this work is mainly attributed to the elimination of internal macro-defects.
Introduction
Additive manufacturing (AM) technologies can rapidly manufacture complex or custom parts, reducing process steps and saving manufacturing time [[1], [2], [3], [4]], and are widely used in the aerospace, automotive, and other precision industries [5,6]. Powder bed fusion using an electron beam (PBF-EB) is an additive manufacturing method that uses a high-energy electron beam to melt metal powders layer by layer to produce parts. In contrast to selective laser melting, PBF-EB involves the preparation of samples in a high vacuum environment, which effectively prevents the introduction of impurities such as O and N. It also involves a preheating process for the print substrate and powder, which reduces residual thermal stress on the sample and subsequent heat treatment processes [[2], [3], [4],7]. Due to these features and advantages, PBF-EB technology is a very important AM technology with great potential in metallic materials. Moreover, PBF-EB is the ideal AM technology for the manufacture of complex components made of many alloys, such as titanium alloys, nickel-based superalloys, aluminum alloys and stainless steels [[2], [3], [4],8].
Ti–6Al–4V alloy is one of the prevalent commercial titanium alloys possessing high specific strength, excellent mechanical properties, excellent corrosion resistance, and good biocompatibility [9,10]. It is widely used in applications requiring low density and excellent corrosion resistance, such as the aerospace industry and biomechanical applications [11,12]. The mechanical properties of PBF-EB-processed Ti–6Al–4V alloys are superior to those fabricated by casting or forging, because the rapid cooling rate in PBF-EB results in finer grains [[12], [13], [14], [15], [16], [17], [18]]. However, the PBF-EB-fabricated parts often include internal macro-defects, which compromises their mechanical properties [[19], [20], [21], [22]]. This study focused on the elimination of macro-defects, such as porosity, lack of fusion, incomplete penetration and unmelted powders, which distinguishes them from micro-defects such as vacancies, dislocations, grain boundaries and secondary phases, etc. Large-sized fusion defects cause a severe reduction in mechanical strength. Smaller defects, such as pores and cracks, lead to the initiation of fatigue cracking and rapidly accelerate the cracking process [23]. The issue of internal macro-defects must be addressed to expand the application of the PBF-EB technology. The main studies for controlling internal macro-defects are online monitoring of defects, remelting and hot isostatic pressing (HIP). The literatures [24,25] report the use of infrared imaging or other imaging techniques to identify defects, but the monitoring of smaller sized defects is still not adequate. And in some cases remelting does not reduce the internal macro-defects of the part, but instead causes coarsening of the macrostructure and volatilization of some metal elements [23]. The HIP treatment does not completely eliminate the internal macro-defects, the original defect location may still act as a point of origin of the crack, and the subsequent treatment will consume more time and economic costs [23]. Therefore, optimizing suitable printing parameters to avoid internal macro-defects in printed parts at source is of great industrial value and research significance, and is an urgent issue in PBF-EB related technology.
There are two causes of internal macro-defects in the AM process: gas pores trapped in the virgin powder and the inappropriate printing parameters [7,23]. Gui et al. [26] classify internal macro-defects during PBF-EB process according to their shape, such as spherical defects, elongated shape defects, flat shape defects and other irregular shape defects. Of these, spherical defects mainly originate from raw material powders. Other shape defects mainly originate from lack of fusion or unmelted powders caused by unsuitable printing parameters, etc. The PBF-EB process requires powders with good flowability, and spherical powders are typically chosen as raw materials. The prevalent techniques for the fabrication of pre-alloyed powders are gas atomization (GA), plasma atomization (PA), and the plasma rotating electrode process (PREP) [27,28]. These methods yield powders with different characteristics that affect the subsequent fabrication. The selection of a suitable powder for PBF-EB is particularly important to produce Ti–6Al–4V alloys without internal macro-defects. The need to optimize several printing parameters such as beam current, scan speed, line offset, and focus offset make it difficult to eliminate internal macro-defects that occur during printing [23]. Most of the studies [11,12,22,[29], [30], [31], [32], [33]] on the optimization of AM processes for Ti–6Al–4V alloys have focused on samples with a limited set of parameters (e.g., power–scan speed) and do not allow for the guidance and development of unknown process windows for macro-defect-free samples. In addition, process optimization remains a time-consuming problem, with the traditional ‘trial and error’ method demanding considerable time and economic costs. The development of a simple and efficient method to predict the processing window for alloys without internal macro-defects is a key issue. In recent years, machine learning techniques have increasingly been used in the field of additive manufacturing and materials development [[34], [35], [36], [37]]. Aoyagi et al. [38] recently proposed a novel and efficient method based on a support vector machine (SVM) to optimize the two-dimensional process parameters (current and scan speed) and obtain PBF-EB-processed CoCr alloys without internal macro-defects. The method is one of the potential approaches toward effective optimization of more than two process parameters and makes it possible for the machine learning techniques to accelerate the development of alloys without internal macro-defects.
Herein, we focus on the elimination of internal macro-defects, such as pores, lack of fusion, etc., caused by raw powders and printing parameters. The Ti–6Al–4V powders produced by three different methods were compared, and the powder with the best sphericity, flowability, and minimal porosity was selected as the feedstock for subsequent printing. The relationship between the surface roughness and internal macro-defects in the Ti–6Al–4V components was also investigated. The combination of SVM and surface roughness indices (Sdr) predicted a wider four-dimensional processing window for obtaining Ti–6Al–4V alloys without internal macro-defects. Finally, we investigated the tensile properties of Ti–6Al–4V alloys at room temperature with different printing parameters, as well as the corresponding microstructures and fracture types.
Section snippets
Starting materials
Three types of Ti–6Al–4V alloy powders, produced by GA, PA, and PREP, were compared. The particle size distribution of the powders was determined using a laser particle size analyzer (LS230, Beckman Coulter, USA), and the flowability was measured using a Hall flowmeter (JIS-Z2502, Tsutsui Scientific Instruments Co., Ltd., Japan), according to the ASTM B213 standard. The powder morphology and internal macro-defects were determined using scanning electron microscopy (SEM, JEOL JCM-6000) and X-ray
Comparison of the characteristics of GA, PA, and PREP Ti–6Al–4V powders
The particle size distributions (PSDs) and flowability of the three types of Ti–6Al–4V alloy powders produced by GA, PA, and PREP are shown in Fig. 2. Although the average particle sizes are similar (89.4 μm for GA, 82.5 μm for PA, and 86.1μm for PREP), the particle size range is different for the three types of powder (6.2–174.8 μm for GA, 27.3–139.2 μm for PA, and 39.4–133.9 μm for PREP). The flowability of the GA, PA, and PREP powders was 30.25 ± 0.98, 26.54 ± 0.37, and 25.03 ± 0.22 (s/50
Conclusions
The characteristics of the three types of Ti–6Al–4V alloy powders produced via GA, PA, and PREP were compared. The PREP powder with the best sphericity, flowability, and low porosity was found to be the most favorable powder for subsequent printing of Ti–6Al–4V alloys without internal macro-defects. The quantitative criterion of Sdr <0.015 for even surfaces was also found to be applicable to Ti–6Al–4V alloys. The process maps of Ti–6Al–4V alloys include two regions, high beam current/scan speed
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.
Acknowledgments
This study was based on the results obtained from project JPNP19007, commissioned by the New Energy and Industrial Technology Development Organization (NEDO). This work was also supported by JSPS KAKENHI (Proposal No. 21K03801) and the Inter-University Cooperative Research Program (Proposal nos. 18G0418, 19G0411, and 20G0418) of the Cooperative Research and Development Center for Advanced Materials, Institute for Materials Research, Tohoku University. It was also supported by the Council for
이 프로젝트의 주요 목표는 FLOW-3D를 사용하여 계단식 여수로에서 스키밍 흐름의 수치 모델링을 개발하는 것입니다. 이러한 구조의 설계는 물리적 모델링에서 얻은 경험적 표현과 CFD 코드를 지원하는 계단식 여수로를 통한 흐름의 수치 모델링에서 보완 연구를 기반으로 합니다. 수치 모델은 균일한 영역의 유속과 계단 여수로의 마찰 계수를 추정하는 데 사용됩니다(ϴ = 45º, Hd=4.61m). 흐름에 대한 자동 통기의 표현은 복잡하므로 프로그램은 공기 연행 모델을 사용하여 특정 제한이 있는 솔루션에 근접합니다.
The main objective of this project is to develop the numerical modeling of the skimming flow in a stepped spillway using FLOW-3D. The design of these structures is based on the use of empirical expressions obtained from physical modeling and complementary studies in the numerical modeling of flow over the stepped spillway with support of CFD code. The numerical model is used to estimate the flow velocity in the uniform region and the friction coefficient of the stepped spillway (ϴ = 45º, Hd=4.61m). The representation of auto aeration a flow is complex, so the program approximates the solution with certain limitations, using an air entrainment model; drift flux model and turbulence model k-ԑ RNG. The results obtained with numerical modeling and physical modeling at the beginning of natural auto aeration of flow and depth of the biphasic flow in the uniform region presents deviations above to 10% perhaps the flow is highly turbulent.
Figure 1. Grazing flow over a rapid step.Figura 2. Principales regiones existentes en un flujo rasante.
Figure 3. Dimensions of the El Batán stepped rapid.Figure 4. 3D physical model of the El Batán stepped rapidFigura 7. Influencia del modelo de turbulencia. Qmodelo=27.95l/s.
REFERENCIAS
ARAGUA. (2013). “Modelación numérica y experimental de flujos aire-agua en caídas en colectores.”, Laboratório Nacional de Engenharia Civil, I. P. Av do Brasil 101 • 1700-066 Lisboa. Bombardelli, F.A., Meireles, I. and Matos, J., (2010), “Laboratory measurement and multi-block numerical simulations of the mean flow and turbulence in the non-aerated skimming flow region of steep stepped spillways”, Environ Fluid Mechanics. Castro M. (2015) “Análisis Dimensional y Modelación física en Hidráulica”. Escuela Politécnica Nacional. Quito Ecuador. 50 p. Chanson H., D. B. Bung., J. Matos (2015). “Stepped spillways and cascades”. IAHR Monograph. School of Civil Engineering, University of Queensland, Brisbane, Australia. Chanson H. (1993). “Stepped Spillway Flows and Air Entrainment.” Can. Jl of Civil Eng., Vol. 20, No. 3, June, pp. 422-435 (ISSN 0315-1468). CIERHI, EPN TECH, (2016). “Estudio experimental en modelo físico de las rápidas con perfil escalonado y liso de la quebrada el Batán Fase I y Fase II”, Escuela Politécnica Nacional, Quito Ecuador. Fernández Oro J. M. (2012)., “Técnicas Numéricas en Ingeniería de Fluidos: Introducción a la Dinámica de Fluidos Computacional (CFD) por el Método de Volúmenes Finitos”. Barcelona: Reverté. Flow Science, Inc. (2012). “FLOW 3D 10.1.0 Documentation Release. Manual de Usuario”, Los Alamos National Laboratory. Santa Fe, New México Khatsuria, R.M., (2005)., “Hydraulics of Spillways and Energy Dissipators”. Department of Civil and Environmental Engineering Georgia Institute of Technology Atlanta. Lucio I., Matos J., Meireles I. (2015). “Stepped spillway flow over small embankment dams: some computational experiments”. 15th FLOW-3D European users conference. Mohammad S., Jalal A. and Michael P., (2012). “Numerical Computation of Inception Point Location for Steeply Sloping Stepped Spillways” 9th International Congress on Civil Engineering. Isfahan University of Technology (IUT), Isfahan, Iran Pfister M., Chanson H., (2013), “Scale Effects in Modelling Two-phase Airwater Flows”, Proceedings of 2013 IAHR World Congress. Sarfaraz, M. and Attari, J. (2011), “Numerical Simulation of Uniform Flow Region over a Steeply Sloping Stepped Spillway”, 6th National Congress on Civil Engineering, Semnan University, Semnan, Iran. Valero, D., Bung, D., (2015), “Hybrid investigation of air transport processes in moderately sloped stepped spillway flows”, E-proceedings of the 36th IAHR World Congress 28 June – 3 July, 2015, The Hague, the Netherlands.
Aneesh Kumar J1, a, K. Krishnakumar1, b and S. Savithri2, c 1 Department of Mechanical Engineering, College of Engineering, Thiruvananthapuram, Kerala, 2 Computational Modelling& Simulation Division, Process Engineering & Environmental Technology Division CSIR-National Institute for Interdisciplinary Science & Technology Thiruvananthapuram, Kerala, India. a aneesh82kj@gmail.com, b kkk@cet.ac.in, c sivakumarsavi@gmail.com, ssavithri@niist.res.in Key words: Mold filling, centrifugal casting process, computer simulation, FLOW- 3D™
Abstract
원심 주조 공정은 기능적으로 등급이 지정된 재료, 즉 구성 요소 간에 밀도 차이가 큰 복합 재료 또는 금속 재료를 생산하는 데 사용되는 잠재적인 제조 기술 중 하나입니다. 이 공정에서 유체 흐름이 중요한 역할을 하며 복잡한 흐름 공정을 이해하는 것은 결함 없는 주물을 생산하는 데 필수입니다. 금형이 고속으로 회전하고 금형 벽이 불투명하기 때문에 흐름 패턴을 실시간으로 시각화하는 것은 불가능합니다. 따라서 현재 연구에서는 상용 CFD 코드 FLOW-3D™를 사용하여 수직 원심 주조 공정 중 단순 중공 원통형 주조에 대한 금형 충전 시퀀스를 시뮬레이션했습니다. 수직 원심주조 공정 중 다양한 방사 속도가 충전 패턴에 미치는 영향을 조사하고 있습니다.
Centrifugal casting process is one of the potential manufacturing techniques used for producing functionally graded materials viz., composite materials or metallic materials which have high differences of density among constituents. In this process, the fluid flow plays a major role and understanding the complex flow process is a must for the production of defect-free castings. Since the mold spins at a high velocity and the mold wall being opaque, it is impossible to visualise the flow patterns in real time. Hence, in the present work, the commercial CFD code FLOW-3D™, has been used to simulate the mold filling sequence for a simple hollow cylindrical casting during vertical centrifugal casting process. Effect of various spinning velocities on the fill pattern during vertical centrifugal casting process is being investigated.
Figure 1: (a) Mold geometry and (b) Computational meshFigure 2: Experimental data on height of vertex formed [8]/Figure 3: Vertex height as a function of timeFigure 4: Free surface contours for water model at 10 s, 15 s and 20 s. Figure 5: 3D & 2D views of simulated fill sequence of a hollow cylinder at 1000 rpm and 1500 rpm at various time intervals during filling.
References
[1] W. Shi-Ping, L. Chang-yun, G. Jing-jie, S. Yan-qing, L. Xiu-qiao, F. Heng-zhi, Numerical simulation and experimental investigation of two filling methods in vertical centrifugal casting, Trans. Nonferrous Met. Soc. China 16 (2006) 1035-1040. 10.1016/s1003-6326(06)60373-7 [2] G. Chirita, D. Soares, F.S. Silva, Advantages of the centrifugal casting technique for the production of structural components with Al-Si alloys, Mater. Des. 29 (2008) 20-27. 10.1016/j.matdes.2006.12.011 [3] A. Kermanpur, Sh. Mahmoudi, A. Hajipour, Numerical simulation of metal flow and solidification in the multi-cavity casting moulds of automotive components, J. Mater. Proc. Tech. 206 (208) 62-68. 10.1016/j.jmatprotec.2007.12.004 [4] D. McBride et. al. Complex free surface flows in centrifugal casting: Computational modelling and validation experiments, Computers & Fluids 82 (2013) 63-72. 10.1016/j.compfluid.2013.04.021
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.
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.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]
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]
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]
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]
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]
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]
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]
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]
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]
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]
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]
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]
2014년 2월 영국 해협(영국)과 특히 Dawlish에 영향을 미친 온대 저기압 폭풍 사슬은 남서부 지역과 영국의 나머지 지역을 연결하는 주요 철도에 심각한 피해를 입혔습니다.
이 사건으로 라인이 두 달 동안 폐쇄되어 5천만 파운드의 피해와 12억 파운드의 경제적 손실이 발생했습니다. 이 연구에서는 폭풍의 파괴력을 해독하기 위해 목격자 계정을 수집하고 해수면 데이터를 분석하며 수치 모델링을 수행합니다.
우리의 분석에 따르면 이벤트의 재난 관리는 성공적이고 효율적이었으며 폭풍 전과 도중에 인명과 재산을 구하기 위해 즉각적인 조치를 취했습니다. 파도 부이 분석에 따르면 주기가 4–8, 8–12 및 20–25초인 복잡한 삼중 봉우리 바다 상태가 존재하는 반면, 조위계 기록에 따르면 최대 0.8m의 상당한 파도와 최대 1.5m의 파도 성분이 나타났습니다.
이벤트에서 가능한 기여 요인으로 결합된 진폭. 최대 286 KN의 상당한 임펄스 파동이 손상의 시작 원인일 가능성이 가장 높았습니다. 수직 벽의 반사는 파동 진폭의 보강 간섭을 일으켜 파고가 증가하고 최대 16.1m3/s/m(벽의 미터 너비당)의 상당한 오버탑핑을 초래했습니다.
이 정보와 우리의 공학적 판단을 통해 우리는 이 사고 동안 다중 위험 계단식 실패의 가장 가능성 있는 순서는 다음과 같다고 결론을 내립니다. 조적 파괴로 이어지는 파도 충격력, 충전물 손실 및 연속적인 조수에 따른 구조물 파괴.
The February 2014 extratropical cyclonic storm chain, which impacted the English Channel (UK) and Dawlish in particular, caused significant damage to the main railway connecting the south-west region to the rest of the UK. The incident caused the line to be closed for two months, £50 million of damage and an estimated £1.2bn of economic loss. In this study, we collate eyewitness accounts, analyse sea level data and conduct numerical modelling in order to decipher the destructive forces of the storm. Our analysis reveals that the disaster management of the event was successful and efficient with immediate actions taken to save lives and property before and during the storm. Wave buoy analysis showed that a complex triple peak sea state with periods at 4–8, 8–12 and 20–25 s was present, while tide gauge records indicated that significant surge of up to 0.8 m and wave components of up to 1.5 m amplitude combined as likely contributing factors in the event. Significant impulsive wave force of up to 286 KN was the most likely initiating cause of the damage. Reflections off the vertical wall caused constructive interference of the wave amplitudes that led to increased wave height and significant overtopping of up to 16.1 m3/s/m (per metre width of wall). With this information and our engineering judgement, we conclude that the most probable sequence of multi-hazard cascading failure during this incident was: wave impact force leading to masonry failure, loss of infill and failure of the structure following successive tides.
Introduction
The progress of climate change and increasing sea levels has started to have wide ranging effects on critical engineering infrastructure (Shakou et al. 2019). The meteorological effects of increased atmospheric instability linked to warming seas mean we may be experiencing more frequent extreme storm events and more frequent series or chains of events, as well as an increase in the force of these events, a phenomenon called storminess (Mölter et al. 2016; Feser et al. 2014). Features of more extreme weather events in extratropical latitudes (30°–60°, north and south of the equator) include increased gusting winds, more frequent storm squalls, increased prolonged precipitation and rapid changes in atmospheric pressure and more frequent and significant storm surges (Dacre and Pinto 2020). A recent example of these events impacting the UK with simultaneous significant damage to coastal infrastructure was the extratropical cyclonic storm chain of winter 2013/2014 (Masselink et al. 2016; Adams and Heidarzadeh 2021). The cluster of storms had a profound effect on both coastal and inland infrastructure, bringing widespread flooding events and large insurance claims (RMS 2014).
The extreme storms of February 2014, which had a catastrophic effect on the seawall of the south Devon stretch of the UK’s south-west mainline, caused a two-month closure of the line and significant disruption to the local and regional economy (Fig. 1b) (Network Rail 2014; Dawson et al. 2016; Adams and Heidarzadeh 2021). Restoration costs were £35 m, and economic effects to the south-west region of England were estimated up to £1.2bn (Peninsula Rail Taskforce 2016). Adams and Heidarzadeh (2021) investigated the disparate cascading failure mechanisms which played a part in the failure of the railway through Dawlish and attempted to put these in the context of the historical records of infrastructure damage on the line. Subsequent severe storms in 2016 in the region have continued to cause damage and disruption to the line in the years since 2014 (Met Office 2016). Following the events of 2014, Network Rail Footnote1 who owns the network has undertaken a resilience study. As a result, it has proposed a £400 m refurbishment of the civil engineering assets that support the railway (Fig. 1) (Network Rail 2014). The new seawall structure (Fig. 1a,c), which is constructed of pre-cast concrete sections, encases the existing Brunel seawall (named after the project lead engineer, Isambard Kingdom Brunel) and has been improved with piled reinforced concrete foundations. It is now over 2 m taller to increase the available crest freeboard and incorporates wave return features to minimise wave overtopping. The project aims to increase both the resilience of the assets to extreme weather events as well as maintain or improve amenity value of the coastline for residents and visitors.
Fig. 1
In this work, we return to the Brunel seawall and the damage it sustained during the 2014 storms which affected the assets on the evening of the 4th and daytime of the 5th of February and eventually resulted in a prolonged closure of the line. The motivation for this research is to analyse and model the damage made to the seawall and explain the damage mechanisms in order to improve the resilience of many similar coastal structures in the UK and worldwide. The innovation of this work is the multidisciplinary approach that we take comprising a combination of analysis of eyewitness accounts (social science), sea level and wave data analysis (physical science) as well as numerical modelling and engineering judgement (engineering sciences). We investigate the contemporary wave climate and sea levels by interrogating the real-time tide gauge and wave buoys installed along the south-west coast of the English Channel. We then model a typical masonry seawall (Fig. 2), applying the computational fluid dynamics package FLOW3D-Hydro,Footnote2 to quantify the magnitude of impact forces that the seawall would have experienced leading to its failure. We triangulate this information to determine the probable sequence of failures that led to the disaster in 2014.
Fig. 2
Data and methods
Our data comprise eyewitness accounts, sea level records from coastal tide gauges and offshore wave buoys as well as structural details of the seawall. As for methodology, we analyse eyewitness data, process and investigate sea level records through Fourier transform and conduct numerical simulations using the Flow3D-Hydro package (Flow Science 2022). Details of the data and methodology are provided in the following.
Eyewitness data
The scale of damage to the seawall and its effects led the local community to document the first-hand accounts of those most closely affected by the storms including residents, local businesses, emergency responders, politicians and engineering contractors involved in the post-storm restoration work. These records now form a permanent exhibition in the local museum in DawlishFootnote3, and some of these accounts have been transcribed into a DVD account of the disaster (Dawlish Museum 2015). We have gathered data from the Dawlish Museum, national and international news reports, social media tweets and videos. Table 1 provides a summary of the eyewitness accounts. Overall, 26 entries have been collected around the time of the incident. Our analysis of the eyewitness data is provided in the third column of Table 1 and is expanded in Sect. 3.Table 1 Eyewitness accounts of damage to the Dawlish railway due to the February 2014 storm and our interpretations
Our sea level data are a collection of three tide gauge stations (Newlyn, Devonport and Swanage Pier—Fig. 5a) owned and operated by the UK National Tide and Sea Level FacilityFootnote4 for the Environment Agency and four offshore wave buoys (Dawlish, West Bay, Torbay and Chesil Beach—Fig. 6a). The tide gauge sites are all fitted with POL-EKO (www.pol-eko.com.pl) data loggers. Newlyn has a Munro float gauge with one full tide and one mid-tide pneumatic bubbler system. Devonport has a three-channel data pneumatic bubbler system, and Swanage Pier consists of a pneumatic gauge. Each has a sampling interval of 15 min, except for Swanage Pier which has a sampling interval of 10 min. The tide gauges are located within the port areas, whereas the offshore wave buoys are situated approximately 2—3.3 km from the coast at water depths of 10–15 m. The wave buoys are all Datawell Wavemaker Mk III unitsFootnote5 and come with sampling interval of 0.78 s. The buoys have a maximum saturation amplitude of 20.5 m for recording the incident waves which implies that every wave larger than this threshold will be recorded at 20.5 m. The data are provided by the British Oceanographic Data CentreFootnote6 for tide gauges and the Channel Coastal ObservatoryFootnote7 for wave buoys.
Sea level analysis
The sea level data underwent quality control to remove outliers and spikes as well as gaps in data (e.g. Heidarzadeh et al. 2022; Heidarzadeh and Satake 2015). We processed the time series of the sea level data using the Matlab signal processing tool (MathWorks 2018). For calculations of the tidal signals, we applied the tidal package TIDALFIT (Grinsted 2008), which is based on fitting tidal harmonics to the observed sea level data. To calculate the surge signals, we applied a 30-min moving average filter to the de-tided data in order to remove all wind, swell and infra-gravity waves from the time series. Based on the surge analysis and the variations of the surge component before the time period of the incident, an error margin of approximately ± 10 cm is identified for our surge analysis. Spectral analysis of the wave buoy data is performed using the fast Fourier transform (FFT) of Matlab package (Mathworks 2018).
Numerical modelling
Numerical modelling of wave-structure interaction is conducted using the computational fluid dynamics package Flow3D-Hydro version 1.1 (Flow Science 2022). Flow3D-Hydro solves the transient Navier–Stokes equations of conservation of mass and momentum using a finite difference method and on Eulerian and Lagrangian frameworks (Flow Science 2022). The aforementioned governing equations are:
∇.u=0∇.u=0
(1)
∂u∂t+u.∇u=−∇Pρ+υ∇2u+g∂u∂t+u.∇u=−∇Pρ+υ∇2u+g
(2)
where uu is the velocity vector, PP is the pressure, ρρ is the water density, υυ is the kinematic viscosity and gg is the gravitational acceleration. A Fractional Area/Volume Obstacle Representation (FAVOR) is adapted in Flow3D-Hydro, which applies solid boundaries within the Eulerian grid and calculates the fraction of areas and volume in partially blocked volume in order to compute flows on corresponding boundaries (Hirt and Nichols 1981). We validated the numerical modelling through comparing the results with Sainflou’s analytical equation for the design of vertical seawalls (Sainflou 1928; Ackhurst 2020), which is as follows:
where pdpd is the hydrodynamic pressure, ρρ is the water density, gg is the gravitational acceleration, HH is the wave height, dd is the water depth, kk is the wavenumber, zz is the difference in still water level and mean water level, σσ is the angular frequency and tt is the time. The Sainflou’s equation (Eq. 3) is used to calculate the dynamic pressure from wave action, which is combined with static pressure on the seawall.
Using Flow3D-Hydro, a model of the Dawlish seawall was made with a computational domain which is 250.0 m in length, 15.0 m in height and 0.375 m in width (Fig. 3a). The computational domain was discretised using a single uniform grid with a mesh size of 0.125 m. The model has a wave boundary at the left side of the domain (x-min), an outflow boundary on the right side (x-max), a symmetry boundary at the bottom (z-min) and a wall boundary at the top (z-max). A wall boundary implies that water or waves are unable to pass through the boundary, whereas a symmetry boundary means that the two edges of the boundary are identical and therefore there is no flow through it. The water is considered incompressible in our model. For volume of fluid advection for the wave boundary (i.e. the left-side boundary) in our simulations, we utilised the “Split Lagrangian Method”, which guarantees the best accuracy (Flow Science, 2022).
Fig. 3
The stability of the numerical scheme is controlled and maintained through checking the Courant number (CC) as given in the following:
C=VΔtΔxC=VΔtΔx
(4)
where VV is the velocity of the flow, ΔtΔt is the time step and ΔxΔx is the spatial step (i.e. grid size). For stability and convergence of the numerical simulations, the Courant number must be sufficiently below one (Courant et al. 1928). This is maintained by a careful adjustment of the ΔxΔx and ΔtΔt selections. Flow3D-Hydro applies a dynamic Courant number, meaning the program adjusts the value of time step (ΔtΔt) during the simulations to achieve a balance between accuracy of results and speed of simulation. In our simulation, the time step was in the range ΔtΔt = 0.0051—0.051 s.
In order to achieve the most efficient mesh resolution, we varied cell size for five values of ΔxΔx = 0.1 m, 0.125 m, 0.15 m, 0.175 m and 0.20 m. Simulations were performed for all mesh sizes, and the results were compared in terms of convergence, stability and speed of simulation (Fig. 3). A linear wave with an amplitude of 1.5 m and a period of 6 s was used for these optimisation simulations. We considered wave time histories at two gauges A and B and recorded the waves from simulations using different mesh sizes (Fig. 3). Although the results are close (Fig. 3), some limited deviations are observed for larger mesh sizes of 0.20 m and 0.175 m. We therefore selected mesh size of 0.125 m as the optimum, giving an extra safety margin as a conservative solution.
The pressure from the incident waves on the vertical wall is validated in our model by comparing them with the analytical equation of Sainflou (1928), Eq. (3), which is one of the most common set of equations for design of coastal structures (Fig. 4). The model was tested by running a linear wave of period 6 s and wave amplitude of 1.5 m against the wall, with a still water level of 4.5 m. It can be seen that the model results are very close to those from analytical equations of Sainflou (1928), indicating that our numerical model is accurately modelling the wave-structure interaction (Fig. 4).
Fig. 4
Eyewitness account analysis
Contemporary reporting of the 4th and 5th February 2014 storms by the main national news outlets in the UK highlights the extreme nature of the events and the significant damage and disruption they were likely to have on the communities of the south-west of England. In interviews, this was reinforced by Network Rail engineers who, even at this early stage, were forecasting remedial engineering works to last for at least 6 weeks. One week later, following subsequent storms the cascading nature of the events was obvious. Multiple breaches of the seawall had taken place with up to 35 separate landslide events and significant damage to parapet walls along the coastal route also were reported. Residents of the area reported extreme effects of the storm, one likening it to an earthquake and reporting water ingress through doors windows and even through vertical chimneys (Table 1). This suggests extreme wave overtopping volumes and large wave impact forces. One resident described the structural effects as: “the house was jumping up and down on its footings”.
Disaster management plans were quickly and effectively put into action by the local council, police service and National Rail. A major incident was declared, and decisions regarding evacuation of the residents under threat were taken around 2100 h on the night of 4th February when reports of initial damage to the seawall were received (Table 1). Local hotels were asked to provide short-term refuge to residents while local leisure facilities were prepared to accept residents later that evening. Initial repair work to the railway line was hampered by successive high spring tides and storms in the following days although significant progress was still made when weather conditions permitted (Table 1).
Sea level observations and spectral analysis
The results of surge and wave analyses are presented in Figs. 5 and 6. A surge height of up to 0.8 m was recorded in the examined tide gauge stations (Fig. 5b-d). Two main episodes of high surge heights are identified: the first surge started on 3rd February 2014 at 03:00 (UTC) and lasted until 4th of February 2014 at 00:00; the second event occurred in the period 4th February 2014 15:00 to 5th February 2014 at 17:00 (Fig. 5b-d). These data imply surge durations of 21 h and 26 h for the first and the second events, respectively. Based on the surge data in Fig. 5, we note that the storm event of early February 2014 and the associated surges was a relatively powerful one, which impacted at least 230 km of the south coast of England, from Land’s End to Weymouth, with large surge heights.
Fig. 5Fig. 6
Based on wave buoy records, the maximum recorded amplitudes are at least 20.5 m in Dawlish and West Bay, 1.9 m in Tor Bay and 4.9 m in Chesil (Fig. 6a-b). The buoys at Tor Bay and Chesil recorded dual peak period bands of 4–8 and 8–12 s, whereas at Dawlish and West Bay registered triple peak period bands at 4–8, 8–12 and 20–25 s (Fig. 6c, d). It is important to note that the long-period waves at 20–25 s occur with short durations (approximately 2 min) while the waves at the other two bands of 4–8 and 8–12 s appear to be present at all times during the storm event.
The wave component at the period band of 4–8 s can be most likely attributed to normal coastal waves while the one at 8–12 s, which is longer, is most likely the swell component of the storm. Regarding the third component of the waves with long period of 20 -25 s, which occurs with short durations of 2 min, there are two hypotheses; it is either the result of a local (port and harbour) and regional (the Lyme Bay) oscillations (eg. Rabinovich 1997; Heidarzadeh and Satake 2014; Wang et al. 1992), or due to an abnormally long swell. To test the first hypothesis, we consider various water bodies such as Lyme Bay (approximate dimensions of 70 km × 20 km with an average water depth of 30 m; Fig. 6), several local bays (approximate dimensions of 3.6 km × 0.6 km with an average water depth of 6 m) and harbours (approximate dimensions of 0.5 km × 0.5 km with an average water depth of 4 m). Their water depths are based on the online Marine navigation website.Footnote8 According to Rabinovich (2010), the oscillation modes of a semi-enclosed rectangle basin are given by the following equation:
where TmnTmn is the oscillation period, gg is the gravitational acceleration, dd is the water depth, LL is the length of the basin, WW is the width of the basin, m=1,2,3,…m=1,2,3,… and n=0,1,2,3,…n=0,1,2,3,…; mm and nn are the counters of the different modes. Applying Eq. (5) to the aforementioned water bodies results in oscillation modes of at least 5 min, which is far longer than the observed period of 20–25 s. Therefore, we rule out the first hypothesis and infer that the long period of 20–25 s is most likely a long swell wave coming from distant sources. As discussed by Rabinovich (1997) and Wang et al. (2022), comparison between sea level spectra before and after the incident is a useful method to distinguish the spectrum of the weather event. A visual inspection of Fig. 6 reveals that the forcing at the period band of 20–25 s is non-existent before the incident.
Numerical simulations of wave loading and overtopping
Based on the results of sea level data analyses in the previous section (Fig. 6), we use a dual peak wave spectrum with peak periods of 10.0 s and 25.0 s for numerical simulations because such a wave would be comprised of the most energetic signals of the storm. For variations of water depth (2.0–4.0 m), coastal wave amplitude (0.5–1.5 m) (Fig. 7) and storm surge height (0.5–0.8 m) (Fig. 5), we developed 20 scenarios (Scn) which we used in numerical simulations (Table 2). Data during the incident indicated that water depth was up to the crest level of the seawall (approximately 4 m water depth); therefore, we varied water depth from 2 to 4 m in our simulation scenarios. Regarding wave amplitudes, we referred to the variations at a nearby tide gauge station (West Bay) which showed wave amplitude up to 1.2 m (Fig. 7). Therefore, wave amplitude was varied from 0.5 m to 1.5 m by considering a factor a safety of 25% for the maximum wave amplitude. As for the storm surge component, time series of storm surges calculated at three coastal stations adjacent to Dawlish showed that it was in the range of 0.5 m to 0.8 m (Fig. 5). These 20 scenarios would help to study uncertainties associated with wave amplitudes and pressures. Figure 8 shows snapshots of wave propagation and impacts on the seawall at different times.
Fig. 7
Table 2 The 20 scenarios considered for numerical simulations in this study
Large wave amplitudes can induce significant wave forcing on the structure and cause overtopping of the seawall, which could eventually cascade to other hazards such as erosion of the backfill and scour (Adams and Heidarzadeh, 2021). The first 10 scenarios of our modelling efforts are for the same incident wave amplitudes of 0.5 m, which occur at different water depths (2.0–4.0 m) and storm surge heights (0.5–0.8 m) (Table 2 and Fig. 9). This is because we aim at studying the impacts of effective water depth (deff—the sum of mean sea level and surge height) on the time histories of wave amplitudes as the storm evolves. As seen in Fig. 9a, by decreasing effective water depth, wave amplitude increases. For example, for Scn-1 with effective depth of 4.5 m, the maximum amplitude of the first wave is 1.6 m, whereas it is 2.9 m for Scn-2 with effective depth of 3.5 m. However, due to intensive reflections and interferences of the waves in front of the vertical seawall, such a relationship is barely seen for the second and the third wave peaks. It is important to note that the later peaks (second or third) produce the largest waves rather than the first wave. Extraordinary wave amplifications are seen for the Scn-2 (deff = 3.5 m) and Scn-7 (deff = 3.3 m), where the corresponding wave amplitudes are 4.5 m and 3.7 m, respectively. This may indicate that the effective water depth of deff = 3.3–3.5 m is possibly a critical water depth for this structure resulting in maximum wave amplitudes under similar storms. In the second wave impact, the combined wave height (i.e. the wave amplitude plus the effective water depth), which is ultimately an indicator of wave overtopping, shows that the largest wave heights are generated by Scn-2, 7 and 8 (Fig. 9a) with effective water depths of 3.5 m, 3.3 m and 3.8 m and combined heights of 8.0 m, 7.0 m and 6.9 m (Fig. 9b). Since the height of seawall is 5.4 m, the combined wave heights for Scn-2, 7 and 8 are greater than the crest height of the seawall by 2.6 m, 1.6 m and 1.5 m, respectively, which indicates wave overtopping.
Fig. 9
For scenarios 11–20 (Fig. 10), with incident wave amplitudes of 1.5 m (Table 2), the largest wave amplitudes are produced by Scn-17 (deff = 3.3 m), Scn-13 (deff = 2.5 m) and Scn-12 (deff = 3.5 m), which are 5.6 m, 5.1 m and 4.5 m. The maximum combined wave heights belong to Scn-11 (deff = 4.5 m) and Scn-17 (deff = 3.3 m), with combined wave heights of 9.0 m and 8.9 m (Fig. 10b), which are greater than the crest height of the seawall by 4.6 m and 3.5 m, respectively.
Fig. 10
Our simulations for all 20 scenarios reveal that the first wave is not always the largest and wave interactions, reflections and interferences play major roles in amplifying the waves in front of the seawall. This is primarily because the wall is fully vertical and therefore has a reflection coefficient of close to one (i.e. full reflection). Simulations show that the combined wave height is up to 4.6 m higher than the crest height of the wall, implying that severe overtopping would be expected.
Results of wave loading calculations
The pressure calculations for scenarios 1–10 are given in Fig. 11 and those of scenarios 11–20 in Fig. 12. The total pressure distribution in Figs. 11, 12 mostly follows a triangular shape with maximum pressure at the seafloor as expected from the Sainflou (1928) design equations. These pressure plots comprise both static (due to mean sea level in front of the wall) and dynamic (combined effects of surge and wave) pressures. For incident wave amplitudes of 0.5 m (Fig. 11), the maximum wave pressure varies in the range of 35–63 kPa. At the sea surface, it is in the range of 4–20 kPa (Fig. 11). For some scenarios (Scn-2 and 7), the pressure distribution deviates from a triangular shape and shows larger pressures at the top, which is attributed to the wave impacts and partial breaking at the sea surface. This adds an additional triangle-shaped pressure distribution at the sea surface elevation consistent with the design procedure developed by Goda (2000) for braking waves. The maximum force on the seawall due to scenarios 1–10, which is calculated by integrating the maximum pressure distribution over the wave-facing surface of the seawall, is in the range of 92–190 KN (Table 2).
Fig. 11Fig. 12
For scenarios 11–20, with incident wave amplitude of 1.5 m, wave pressures of 45–78 kPa and 7–120 kPa, for the bottom and top of the wall, respectively, were observed (Fig. 12). Most of the plots show a triangular pressure distribution, except for Scn-11 and 15. A significant increase in wave impact pressure is seen for Scn-15 at the top of the structure, where a maximum pressure of approximately 120 kPa is produced while other scenarios give a pressure of 7–32 kPa for the sea surface. In other words, the pressure from Scn-15 is approximately four times larger than the other scenarios. Such a significant increase of the pressure at the top is most likely attributed to the breaking wave impact loads as detailed by Goda (2000) and Cuomo et al. (2010). The wave simulation snapshots in Fig. 8 show that the wave breaks before reaching the wall. The maximum force due to scenarios 11–20 is 120–286 KN.
The breaking wave impacts peaking at 286 KN in our simulations suggest destabilisation of the upper masonry blocks, probably by grout malfunction. This significant impact force initiated the failure of the seawall which in turn caused extensive ballast erosion. Wave impact damage was proposed by Adams and Heidarzadeh (2021) as one of the primary mechanisms in the 2014 Dawlish disaster. In the multi-hazard risk model proposed by these authors, damage mechanism III (failure pathway 5 in Adams and Heidarzadeh, 2021) was characterised by wave impact force causing damage to the masonry elements, leading to failure of the upper sections of the seawall and loss of infill material. As blocks were removed, access to the track bed was increased for inbound waves allowing infill material from behind the seawall to be fluidised and subsequently removed by backwash. The loss of infill material critically compromised the stability of the seawall and directly led to structural failure. In parallel, significant wave overtopping (discussed in the next section) led to ballast washout and cascaded, in combination with masonry damage, to catastrophic failure of the wall and suspension of the rails in mid-air (Fig. 1b), leaving the railway inoperable for two months.
Wave Overtopping
The two most important factors contributing to the 2014 Dawlish railway catastrophe were wave impact forces and overtopping. Figure 13 gives the instantaneous overtopping rates for different scenarios, which experienced overtopping. It can be seen that the overtopping rates range from 0.5 m3/s/m to 16.1 m3/s/m (Fig. 13). Time histories of the wave overtopping rates show that the phenomenon occurs intermittently, and each time lasts 1.0–7.0 s. It is clear that the longer the overtopping time, the larger the volume of the water poured on the structure. The largest wave overtopping rates of 16.1 m3/s/m and 14.4 m3/s/m belong to Scn-20 and 11, respectively. These are the two scenarios that also give the largest combined wave heights (Fig. 10b).
Fig. 13
The cumulative overtopping curves (Figs. 14, 15) show the total water volume overtopped the structure during the entire simulation time. This is an important hazard factor as it determines the level of soil saturation, water pore pressure in the soil and soil erosion (Van der Meer et al. 2018). The maximum volume belongs to Scn-20, which is 65.0 m3/m (m-cubed of water per metre length of the wall). The overtopping volumes are 42.7 m3/m for Scn-11 and 28.8 m3/m for Scn-19. The overtopping volume is in the range of 0.7–65.0 m3/m for all scenarios.
Fig. 14Fig. 15
For comparison, we compare our modelling results with those estimated using empirical equations. For the case of the Dawlish seawall, we apply the equation proposed by Van Der Meer et al. (2018) to estimate wave overtopping rates, based on a set of decision criteria which are the influence of foreshore, vertical wall, possible breaking waves and low freeboard:
where qq is the mean overtopping rate per metre length of the seawall (m3/s/m), gg is the acceleration due to gravity, HmHm is the incident wave height at the toe of the structure, RcRc is the wall crest height above mean sea level, hshs is the deep-water significant wave height and e(x)e(x) is the exponential function. It is noted that Eq. (6) is valid for 0.1<RcHm<1.350.1<RcHm<1.35. For the case of the Dawlish seawall and considering the scenarios with larger incident wave amplitude of 1.5 m (hshs= 1.5 m), the incident wave height at the toe of the structure is HmHm = 2.2—5.6 m, and the wall crest height above mean sea level is RcRc = 0.6–2.9 m. As a result, Eq. (6) gives mean overtopping rates up to approximately 2.9 m3/s/m. A visual inspection of simulated overtopping rates in Fig. 13 for Scn 11–20 shows that the mean value of the simulated overtopping rates (Fig. 13) is close to estimates using Eq. (6).
Discussion and conclusions
We applied a combination of eyewitness account analysis, sea level data analysis and numerical modelling in combination with our engineering judgement to explain the damage to the Dawlish railway seawall in February 2014. Main findings are:
Eyewitness data analysis showed that the extreme nature of the event was well forecasted in the hours prior to the storm impact; however, the magnitude of the risks to the structures was not well understood. Multiple hazards were activated simultaneously, and the effects cascaded to amplify the damage. Disaster management was effective, exemplified by the establishment of an emergency rendezvous point and temporary evacuation centre during the storm, indicating a high level of hazard awareness and preparedness.
Based on sea level data analysis, we identified triple peak period bands at 4–8, 8–12 and 20–25 s in the sea level data. Storm surge heights and wave oscillations were up to 0.8 m and 1.5 m, respectively.
Based on the numerical simulations of 20 scenarios with different water depths, incident wave amplitudes, surge heights and peak periods, we found that the wave oscillations at the foot of the seawall result in multiple wave interactions and interferences. Consequently, large wave amplitudes, up to 4.6 m higher than the height of the seawall, were generated and overtopped the wall. Extreme impulsive wave impact forces of up to 286 KN were generated by the waves interacting with the seawall.
We measured maximum wave overtopping rates of 0.5–16.1 m3/s/m for our scenarios. The cumulative overtopping water volumes per metre length of the wall were 0.7–65.0 m3/m.
Analysis of all the evidence combined with our engineering judgement suggests that the most likely initiating cause of the failure was impulsive wave impact forces destabilising one or more grouted joints between adjacent masonry blocks in the wall. Maximum observed pressures of 286 KN in our simulations are four times greater in magnitude than background pressures leading to block removal and initiating failure. Therefore, the sequence of cascading events was :1) impulsive wave impact force causing damage to masonry, 2) failure of the upper sections of the seawall, 3) loss of infill resulting in a reduction of structural strength in the landward direction, 4) ballast washout as wave overtopping and inbound wave activity increased and 5) progressive structural failure following successive tides.
From a risk mitigation point of view, the stability of the seawall in the face of future energetic cyclonic storm events and sea level rise will become a critical factor in protecting the rail network. Mitigation efforts will involve significant infrastructure investment to strengthen the civil engineering assets combined with improved hazard warning systems consisting of meteorological forecasting and real-time wave observations and instrumentation. These efforts must take into account the amenity value of coastal railway infrastructure to local communities and the significant number of tourists who visit every year. In this regard, public awareness and active engagement in the planning and execution of the project will be crucial in order to secure local stakeholder support for the significant infrastructure project that will be required for future resilience.
Ackhurst M (2020) Design of Vertical Gravity Sea and Quay Walls. ICE Publishing, Westminster, London
Adams K, Heidarzadeh M (2021) A multi-hazard risk model with cascading failure pathways for the Dawlish (UK) railway using historical and contemporary data. Int J Disaster Risk Reduc 56:102082. https://doi.org/10.1016/j.ijdrr.2021.102082ArticleGoogle Scholar
Courant R, Friedrichs K, Lewy H (1928) Über die partiellen Differenzengleichungen der mathematischen Physik. Math Ann 100(1):32–74ArticleGoogle Scholar
Cuomo G, Allsop W, Bruce T, Pearson J (2010) Breaking wave loads at vertical seawalls and breakwaters. Coastal Eng 57(4):424–439ArticleGoogle Scholar
Dawson D, Shaw J, Gehrels WR (2016) Sea-level rise impacts on transport infrastructure: the notorious case of the coastal railway line at Dawlish, England. J Transport Geog 51:97–109ArticleGoogle Scholar
Feser F, Barcikowska M, Krueger O, Schenk F, Weisse R, Xia L (2015) Storminess over the North Atlantic and northwestern Europe—A review. Quarter J R Meteorol Soc 141:350–382. https://doi.org/10.1002/qj.2364ArticleGoogle Scholar
Heidarzadeh M, Satake K (2015) Source properties of the 1998 July 17 Papua New Guinea tsunami based on tide gauge records. Geophys J Int 202(1):361–369ArticleGoogle Scholar
Heidarzadeh M, Gusman A, Ishibe T, Sabeti R, Šepić J (2022) Estimating the eruption-induced water displacement source of the 15 January 2022 Tonga volcanic tsunami from tsunami spectra and numerical modelling. Ocean Eng 261:112165. https://doi.org/10.1016/j.oceaneng.2022.112165ArticleGoogle Scholar
Masselink G, Castelle B, Scott T, Dodet G, Suanez S, Jackson D, Floc’h F (2016) Extreme wave activity during 2013/2014 winter and morphological impacts along the Atlantic coast of Europe. Geophys Res Lett 43(5):2135–2143. https://doi.org/10.1002/2015GL067492ArticleGoogle Scholar
Mathworks (2018) MATLAB, 2018. 9.7.0.1190202 (R2019b), Natick, Massachusetts: The MathWorks Inc.
Van der Meer JW, Allsop NWH, Bruce T, De Rouck J, Kortenhaus A, Pullen T, Schüttrumpf H, Troch P and Zanuttigh B (2018) EurOtop, Manual on wave overtopping of sea defences and related structures. An overtopping manual largely based on European research, but for worldwide application. Available online at: www.overtopping-manual.com.
Wang Y, Su HY, Ren Z, Ma Y (2022) Source properties and resonance characteristics of the tsunami generated by the 2021 M 8.2 Alaska earthquake. J Geophys Res Oceans, 127(3):e2021JC018308. https://doi.org/10.1029/2021JC018308ArticleGoogle Scholar
We are grateful to Brunel University London for administering the scholarship awarded to KA. The Flow3D-Hydro used in this research for numerical modelling is licenced to Brunel University London through an academic programme contract. We sincerely thank Prof Harsh Gupta (Editor-in-Chief) and two anonymous reviewers for their constructive review comments.
Funding
This project was funded by the UK Engineering and Physical Sciences Research Council (EPSRC) through a PhD scholarship to Keith Adams.
Author information
Authors and Affiliations
Department of Civil and Environmental Engineering, Brunel University London, Uxbridge, UB8 3PH, UKKeith Adams
Department of Architecture and Civil Engineering, University of Bath, Bath, BA2 7AY, UKMohammad Heidarzadeh
The authors have no relevant financial or non-financial interests to disclose.
Availability of data
All data used in this study are provided in the body of the article.
Additional information
Publisher’s Note
Springer Nature remains neutral with regard to jurisdictional claims in published maps and institutional affiliations.
Rights and permissions
Open Access This article is licensed under a Creative Commons Attribution 4.0 International License, which permits use, sharing, adaptation, distribution and reproduction in any medium or format, as long as you give appropriate credit to the original author(s) and the source, provide a link to the Creative Commons licence, and indicate if changes were made. The images or other third party material in this article are included in the article’s Creative Commons licence, unless indicated otherwise in a credit line to the material. If material is not included in the article’s Creative Commons licence and your intended use is not permitted by statutory regulation or exceeds the permitted use, you will need to obtain permission directly from the copyright holder. To view a copy of this licence, visit http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/.
Adams, K., Heidarzadeh, M. Extratropical cyclone damage to the seawall in Dawlish, UK: eyewitness accounts, sea level analysis and numerical modelling. Nat Hazards (2022). https://doi.org/10.1007/s11069-022-05692-2
TianLiabJ.M.T.DaviesaXiangzhenZhuc aUniversity of Birmingham, Birmingham B15 2TT, United Kingdom bGrainger and Worrall Ltd, Bridgnorth WV15 5HP, United Kingdom cBrunel Centre for Advanced Solidification Technology, Brunel University London, Kingston Ln, London, Uxbridge UB8 3PH, United Kingdom
Abstract
An entrainment defect (also known as a double oxide film defect or bifilm) acts a void containing an entrapped gas when submerged into a light-alloy melt, thus reducing the quality and reproducibility of the final castings. Previous publications, carried out with Al-alloy castings, reported that this trapped gas could be subsequently consumed by the reaction with the surrounding melt, thus reducing the void volume and negative effect of entrainment defects. Compared with Al-alloys, the entrapped gas within Mg-alloy might be more efficiently consumed due to the relatively high reactivity of magnesium. However, research into the entrainment defects within Mg alloys has been significantly limited. In the present work, AZ91 alloy castings were produced under different carrier gas atmospheres (i.e., SF6/CO2, SF6/air). The evolution processes of the entrainment defects contained in AZ91 alloy were suggested according to the microstructure inspections and thermodynamic calculations. The defects formed in the different atmospheres have a similar sandwich-like structure, but their oxide films contained different combinations of compounds. The use of carrier gases, which were associated with different entrained-gas consumption rates, affected the reproducibility of AZ91 castings.
연행 결함(이중 산화막 결함 또는 이중막이라고도 함)은 경합금 용융물에 잠길 때 갇힌 가스를 포함하는 공극으로 작용하여 최종 주물의 품질과 재현성을 저하시킵니다. Al-합금 주물을 사용하여 수행된 이전 간행물에서는 이 갇힌 가스가 주변 용융물과의 반응에 의해 후속적으로 소모되어 공극 부피와 연행 결함의 부정적인 영향을 줄일 수 있다고 보고했습니다. Al-합금에 비해 마그네슘의 상대적으로 높은 반응성으로 인해 Mg-합금 내에 포집된 가스가 더 효율적으로 소모될 수 있습니다. 그러나 Mg 합금 내 연행 결함에 대한 연구는 상당히 제한적이었습니다. 현재 작업에서 AZ91 합금 주물은 다양한 캐리어 가스 분위기(즉, SF6/CO2, SF6/공기)에서 생산되었습니다. AZ91 합금에 포함된 연행 결함의 진화 과정은 미세 조직 검사 및 열역학 계산에 따라 제안되었습니다. 서로 다른 분위기에서 형성된 결함은 유사한 샌드위치 구조를 갖지만 산화막에는 서로 다른 화합물 조합이 포함되어 있습니다. 다른 동반 가스 소비율과 관련된 운반 가스의 사용은 AZ91 주물의 재현성에 영향을 미쳤습니다.
As the lightest structural metal available on Earth, magnesium became one of the most attractive light metals over the last few decades. The magnesium industry has consequently experienced a rapid development in the last 20 years [1,2], indicating a large growth in demand for Mg alloys all over the world. Nowadays, the use of Mg alloys can be found in the fields of automobiles, aerospace, electronics and etc.[3,4]. It has been predicted that the global consumption of Mg metals will further increase in the future, especially in the automotive industry, as the energy efficiency requirement of both traditional and electric vehicles further push manufactures lightweight their design [3,5,6].
The sustained growth in demand for Mg alloys motivated a wide interest in the improvement of the quality and mechanical properties of Mg-alloy castings. During a Mg-alloy casting process, surface turbulence of the melt can lead to the entrapment of a doubled-over surface film containing a small quantity of the surrounding atmosphere, thus forming an entrainment defect (also known as a double oxide film defect or bifilm) [7], [8], [9], [10]. The random size, quantity, orientation, and placement of entrainment defects are widely accepted to be significant factors linked to the variation of casting properties [7]. In addition, Peng et al. [11] found that entrained oxides films in AZ91 alloy melt acted as filters to Al8Mn5 particles, trapping them as they settle. Mackie et al. [12] further suggested that entrained oxide films can act to trawl the intermetallic particles, causing them to cluster and form extremely large defects. The clustering of intermetallic compounds made the entrainment defects more detrimental for the casting properties.
Most of the previous studies regarding entrainment defects were carried out on Al-alloys [7,[13], [14], [15], [16], [17], [18], and a few potential methods have been suggested for diminishing their negative effect on the quality of Al-alloy castings. Nyahumwa et al.,[16] shows that the void volume within entrainment defects could be reduced by a hot isostatic pressing (HIP) process. Campbell [7] suggested the entrained gas within the defects could be consumed due to reaction with the surrounding melt, which was further verified by Raiszedeh and Griffiths [19].The effect of the entrained gas consumption on the mechanical properties of Al-alloy castings has been investigated by [8,9], suggesting that the consumption of the entrained gas promoted the improvement of the casting reproducibility.
Compared with the investigation concerning the defects within Al-alloys, research into the entrainment defects within Mg-alloys has been significantly limited. The existence of entrainment defects has been demonstrated in Mg-alloy castings [20,21], but their behaviour, evolution, as well as entrained gas consumption are still not clear.
In a Mg-alloy casting process, the melt is usually protected by a cover gas to avoid magnesium ignition. The cavities of sand or investment moulds are accordingly required to be flushed with the cover gas prior to the melt pouring [22]. Therefore, the entrained gas within Mg-alloy castings should contain the cover gas used in the casting process, rather than air only, which may complicate the structure and evolution of the corresponding entrainment defects.
SF6 is a typical cover gas widely used for Mg-alloy casting processes [23], [24], [25]. Although this cover gas has been restricted to use in European Mg-alloy foundries, a commercial report has pointed out that this cover is still popular in global Mg-alloy industry, especially in the countries which dominated the global Mg-alloy production, such as China, Brazil, India, etc. [26]. In addition, a survey in academic publications also showed that this cover gas was widely used in recent Mg-alloy studies [27]. The protective mechanism of SF6 cover gas (i.e., the reaction between liquid Mg-alloy and SF6 cover gas) has been investigated by several previous researchers, but the formation process of the surface oxide film is still not clearly understood, and even some published results are conflicting with each other. In early 1970s, Fruehling [28] found that the surface film formed under SF6 was MgO mainly with traces of fluorides, and suggested that SF6 was absorbed in the Mg-alloy surface film. Couling [29] further noticed that the absorbed SF6 reacted with the Mg-alloy melt to form MgF2. In last 20 years, different structures of the Mg-alloy surface films have been reported, as detailed below.(1)
Single-layered film. Cashion [30,31] used X-ray Photoelectron Spectroscopy (XPS) and Auger Spectroscopy (AES) to identify the surface film as MgO and MgF2. He also found that composition of the film was constant throughout the thickness and the whole experimental holding time. The film observed by Cashion had a single-layered structure created from a holding time from 10 min to 100 min.(2)
Double-layered film. Aarstad et. al [32] reported a doubled-layered surface oxide film in 2003. They observed several well-distributed MgF2 particles attached to the preliminary MgO film and grew until they covered 25–50% of the total surface area. The inward diffusion of F through the outer MgO film was the driving force for the evolution process. This double-layered structure was also supported by Xiong’s group [25,33] and Shih et al. [34].(3)
Triple-layered film. The triple-layered film and its evolution process were reported in 2002 by Pettersen [35]. Pettersen found that the initial surface film was a MgO phase and then gradually evolved to the stable MgF2 phase by the inward diffusion of F. In the final stage, the film has a triple-layered structure with a thin O-rich interlayer between the thick top and bottom MgF2 layers.(4)
Oxide film consisted of discrete particles. Wang et al [36] stirred the Mg-alloy surface film into the melt under a SF6 cover gas, and then inspect the entrained surface film after the solidification. They found that the entrained surface films were not continues as the protective surface films reported by other researchers but composed of discrete particles. The young oxide film was composed of MgO nano-sized oxide particles, while the old oxide films consist of coarse particles (about 1 µm in average size) on one side that contained fluorides and nitrides.
The oxide films of a Mg-alloy melt surface or an entrained gas are both formed due to the reaction between liquid Mg-alloy and the cover gas, thus the above-mentioned research regarding the Mg-alloy surface film gives valuable insights into the evolution of entrainment defects. The protective mechanism of SF6 cover gas (i.e., formation of a Mg-alloy surface film) therefore indicated a potential complicated evolution process of the corresponding entrainment defects.
However, it should be noted that the formation of a surface film on a Mg-alloy melt is in a different situation to the consumption of an entrained gas that is submerged into the melt. For example, a sufficient amount of cover gas was supported during the surface film formation in the studies previously mentioned, which suppressed the depletion of the cover gas. In contrast, the amount of entrained gas within a Mg-alloy melt is finite, and the entrained gas may become fully depleted. Mirak [37] introduced 3.5%SF6/air bubbles into a pure Mg-alloy melt solidifying in a specially designed permanent mould. It was found that the gas bubbles were entirely consumed, and the corresponding oxide film was a mixture of MgO and MgF2. However, the nucleation sites (such as the MgF2 spots observed by Aarstad [32] and Xiong [25,33]) were not observed. Mirak also speculated that the MgF2 formed prior to MgO in the oxide film based on the composition analysis, which was opposite to the surface film formation process reported in previous literatures (i.e., MgO formed prior to MgF2). Mirak’s work indicated that the oxide-film formation of an entrained gas may be quite different from that of surface films, but he did not reveal the structure and evolution of the oxide films.
In addition, the use of carrier gas in the cover gases also influenced the reaction between the cover gas and the liquid Mg-alloy. SF6/air required a higher content of SF6 than did a SF6/CO2 carrier gas [38], to avoid the ignition of molten magnesium, revealing different gas-consumption rates. Liang et.al [39] suggested that carbon was formed in the surface film when CO2 was used as a carrier gas, which was different from the films formed in SF6/air. An investigation into Mg combustion [40] reported a detection of Mg2C3 in the Mg-alloy sample after burning in CO2, which not only supported Liang’s results, but also indicated a potential formation of Mg carbides in double oxide film defects.
The work reported here is an investigation into the behaviour and evolution of entrainment defects formed in AZ91 Mg-alloy castings, protected by different cover gases (i.e., SF6/air and SF6/CO2). These carrier gases have different protectability for liquid Mg alloy, which may be therefore associated with different consumption rates and evolution processes of the corresponding entrained gases. The effect of the entrained-gas consumption on the reproducibility of AZ91 castings was also studied.
2. Experiment
2.1. Melting and casting
Three kilograms AZ91 alloy was melted in a mild steel crucible at 700 ± 5 °C. The composition of the AZ91 alloy has been shown in Table 1. Prior to heating, all oxide scale on the ingot surface was removed by machining. The cover gases used were 0.5%SF6/air or 0.5%SF6/CO2 (vol.%) at a flow rate of 6 L/min for different castings. The melt was degassed by argon with a flow rate of 0.3 L/min for 15 min [41,42], and then poured into sand moulds. Prior to pouring, the sand mould cavity was flushed with the cover gas for 20 min [22]. The residual melt (around 1 kg) was solidified in the crucible.
Table 1. Composition (wt.%) of the AZ91 alloy used in this study.
Al
Zn
Mn
Si
Fe
Ni
Mg
9.4
0.61
0.15
0.02
0.005
0.0017
Residual
Fig. 1(a) shows the dimensions of the casting with runners. A top-filling system was deliberately used to generate entrainment defects in the final castings. Green and Campbell [7,43] suggested that a top-filling system caused more entrainment events (i.e., bifilms) during a casting process, compared with a bottom-filling system. A melt flow simulation (Flow-3D software) of this mould, using Reilly’s model [44] regarding the entrainment events, also predicted that a large amount of bifilms would be contained in the final casting (denoted by the black particles in Fig. 1b).
Shrinkage defects also affect the mechanical properties and reproducibility of castings. Since this study focused on the effect of bifilms on the casting quality, the mould has been deliberately designed to avoid generating shrinkage defects. A solidification simulation using ProCAST software showed that no shrinkage defect would be contained in the final casting, as shown in Fig. 1c. The casting soundness has also been confirmed using a real time X-ray prior to the test bar machining.
The sand moulds were made from resin-bonded silica sand, containing 1wt. % PEPSET 5230 resin and 1wt. % PEPSET 5112 catalyst. The sand also contained 2 wt.% Na2SiF6 to act as an inhibitor [45]. The pouring temperature was 700 ± 5 °C. After the solidification, a section of the runner bars was sent to the Sci-Lab Analytical Ltd for a H-content analysis (LECO analysis), and all the H-content measurements were carried out on the 5th day after the casting process. Each of the castings was machined into 40 test bars for a tensile strength test, using a Zwick 1484 tensile test machine with a clip extensometer. The fracture surfaces of the broken test bars were examined using Scanning Electron Microscope (SEM, Philips JEOL7000) with an accelerating voltage of 5–15 kV. The fractured test bars, residual Mg-alloy solidified in the crucible, and the casting runners were then sectioned, polished and also inspected using the same SEM. The cross-section of the oxide film found on the test-bar fracture surface was exposed by the Focused Ion Beam milling technique (FIB), using a CFEI Quanta 3D FEG FIB-SEM. The oxide film required to be analysed was coated with a platinum layer. Then, a gallium ion beam, accelerated to 30 kV, milled the material substrate surrounding the platinum coated area to expose the cross section of the oxide film. EDS analysis of the oxide film’s cross section was carried out using the FIB equipment at accelerating voltage of 30 kV.
2.2. Oxidation cell
As previously mentioned, several past researchers investigated the protective film formed on a Mg-alloy melt surface [38,39,[46], [47], [48], [49], [50], [51], [52]. During these experiments, the amount of cover gas used was sufficient, thus suppressing the depletion of fluorides in the cover gas. The experiment described in this section used a sealed oxidation cell, which limited the supply of cover gas, to study the evolution of the oxide films of entrainment defects. The cover gas contained in the oxidation cell was regarded as large-size “entrained bubble”.
As shown in Fig. 2, the main body of the oxidation cell was a closed-end mild steel tube which had an inner length of 400 mm, and an inner diameter of 32 mm. A water-cooled copper tube was wrapped around the upper section of the cell. When the tube was heated, the cooling system created a temperature difference between the upper and lower sections, causing the interior gas to convect within the tube. The temperature was monitored by a type-K thermocouple located at the top of the crucible. Nie et al. [53] suggested that the SF6 cover gas would react with the steel wall of the holding furnace when they investigated the surface film of a Mg-alloy melt. To avoid this reaction, the interior surface of the steel oxidation cell (shown in Fig. 2) and the upper half section of the thermocouple were coated with boron nitride (the Mg-alloy was not in contact with boron nitride).
During the experiment, a block of solid AZ91 alloy was placed in a magnesia crucible located at the bottom of the oxidation cell. The cell was heated to 100 °C in an electric resistance furnace under a gas flow rate of 1 L/min. The cell was held at this temperature for 20 min, to replace the original trapped atmosphere (i.e. air). Then, the oxidation cell was further heated to 700 °C, melting the AZ91 sample. The gas inlet and exit valves were then closed, creating a sealed environment for oxidation under a limited supply of cover gas. The oxidation cell was then held at 700 ± 10 °C for periods of time from 5 min to 30 min in 5-min intervals. At the end of each holding time, the cell was quenched in water. After cooling to room temperature, the oxidised sample was sectioned, polished, and subsequently examined by SEM.
3. Results
3.1. Structure and composition of the entrainment defects formed in SF6/air
The structure and composition of the entrainment defect formed in the AZ91 castings under a cover gas of 0.5%SF6/air was observed by SEM and EDS. The results indicate that there exist two types of entrainment defects which are sketched in Fig. 3: (1) Type A defect whose oxide film has a traditional single-layered structure and (2) Type B defect, whose oxide film has two layers. The details of these defects were introduced in the following. Here it should be noticed that, as the entrainment defects are also known as biofilms or double oxide film, the oxide films of Type B defect were referred to as “multi-layered oxide film” or “multi-layered structure” in the present work to avoid a confusing description such as “the double-layered oxide film of a double oxide film defect”.
Fig. 4(a-b) shows a Type A defect having a compact single-layered oxide film with about 0.4 µm thickness. Oxygen, fluorine, magnesium and aluminium were detected in this film (Fig. 4c). It is speculated that oxide film is the mixture of fluoride and oxide of magnesium and aluminium. The detection of fluorine revealed that an entrained cover gas was contained in the formation of this defect. That is to say that the pores shown in Fig. 4(a) were not shrinkage defects or hydrogen porosity, but entrainment defects. The detection of aluminium was different with Xiong and Wang’s previous study [47,48], which showed that no aluminium was contained in their surface film of an AZ91 melt protected by a SF6 cover gas. Sulphur could not be clearly recognized in the element map, but there was a S-peak in the corresponding ESD spectrum.
Fig. 5(a-b) shows a Type B entrainment defect having a multi-layered oxide film. The compact outer layers of the oxide films were enriched with fluorine and oxygen (Fig. 5c), while their relatively porous inner layers were only enriched with oxygen (i.e., poor in fluorine) and partly grew together, thus forming a sandwich-like structure. Therefore, it is speculated that the outer layer is the mixture of fluoride and oxide, while the inner layer is mainly oxide. Sulphur could only be recognized in the EDX spectrum and could not be clearly identified in the element map, which might be due to the small S-content in the cover gas (i.e., 0.5% volume content of SF6 in the cover gas). In this oxide film, aluminium was contained in the outer layer of this oxide film but could not be clearly detected in the inner layer. Moreover, the distribution of Al seems to be uneven. It can be found that, in the right side of the defect, aluminium exists in the film but its concentration can not be identified to be higher than the matrix. However, there is a small area with much higher aluminium concentration in the left side of the defect. Such an uneven distribution of aluminium was also observed in other defects (shown in the following), and it is the result of the formation of some oxide particles in or under the film.
Figs. 4 and 5 show cross sectional observations of the entrainment defects formed in the AZ91 alloy sample cast under a cover gas of SF6/air. It is not sufficient to characterize the entrainment defects only by the figures observed from the two-dimensional section. To have a further understanding, the surface of the entrainment defects (i.e. the oxide film) was further studied by observing the fracture surface of the test bars.
Fig. 6(a) shows fracture surfaces of an AZ91 alloy tensile test bar produced in SF6/air. Symmetrical dark regions can be seen on both sides of the fracture surfaces. Fig. 6(b) shows boundaries between the dark and bright regions. The bright region consisted of jagged and broken features, while the surface of the dark region was relatively smooth and flat. In addition, the EDS results (Fig. 6c-d and Table 2) show that fluorine, oxygen, sulphur, and nitrogen were only detected in the dark regions, indicating that the dark regions were surface protective films entrained into the melt. Therefore, it could be suggested that the dark regions were an entrainment defect with consideration of their symmetrical nature. Similar defects on fracture surfaces of Al-alloy castings have been previously reported [7]. Nitrides were only found in the oxide films on the test-bar fracture surfaces but never detected in the cross-sectional samples shown in Figs. 4 and 5. An underlying reason is that the nitrides contained in these samples may have hydrolysed during the sample polishing process [54].
Table 2. EDS results (wt.%) corresponding to the regions shown in Fig. 6 (cover gas: SF6/air).
In conjunction with the cross-sectional observation of the defects shown in Figs. 4 and 5, the structure of an entrainment defect contained in a tensile test bar was sketched as shown in Fig. 6(e). The defect contained an entrained gas enclosed by its oxide film, creating a void section inside the test bar. When the tensile force applied on the defect during the fracture process, the crack was initiated at the void section and propagated along the entrainment defect, since cracks would be propagated along the weakest path [55]. Therefore, when the test bar was finally fractured, the oxide films of entrainment defect appeared on both fracture surfaces of the test bar, as shown in Fig. 6(a).
3.2. Structure and composition of the entrainment defects formed in SF6/CO2
Similar to the entrainment defect formed in SF6/air, the defects formed under a cover gas of 0.5%SF6/CO2 also had two types of oxide films (i.e., single-layered and multi-layered types). Fig. 7(a) shows an example of the entrainment defects containing a multi-layered oxide film. A magnified observation to the defect (Fig. 7b) shows that the inner layers of the oxide films had grown together, presenting a sandwich-like structure, which was similar to the defects formed in an atmosphere of SF6/air (Fig. 5b). An EDS spectrum (Fig. 7c) revealed that the joint area (inner layer) of this sandwich-like structure mainly contained magnesium oxides. Peaks of fluorine, sulphur, and aluminium were recognized in this EDS spectrum, but their amount was relatively small. In contrast, the outer layers of the oxide films were compact and composed of a mixture of fluorides and oxides (Fig. 7d-e).
Fig. 8(a) shows an entrainment defect on the fracture surfaces of an AZ91 alloy tensile test bar, which was produced in an atmosphere of 0.5%SF6/CO2. The corresponding EDS results (Table 3) showed that oxide film contained fluorides and oxides. Sulphur and nitrogen were not detected. Besides, a magnified observation (Fig. 8b) indicated spots on the oxide film surface. The diameter of the spots ranged from hundreds of nanometres to a few micron meters.
To further reveal the structure and composition of the oxide film clearly, the cross-section of the oxide film on a test-bar fracture surface was onsite exposed using the FIB technique (Fig. 9). As shown in Fig. 9a, a continuous oxide film was found between the platinum coating layer and the Mg-Al alloy substrate. Fig. 9 (b-c) shows a magnified observation to oxide films, indicating a multi-layered structure (denoted by the red box in Fig. 9c). The bottom layer was enriched with fluorine and oxygen and should be the mixture of fluoride and oxide, which was similar to the “outer layer” shown in Figs. 5 and 7, while the only-oxygen-enriched top layer was similar to the “inner layer” shown in Figs. 5 and 7.
Except the continuous film, some individual particles were also observed in or below the continuous film, as shown in Fig. 9. An Al-enriched particle was detected in the left side of the oxide film shown in Fig. 9b and might be speculated to be spinel Mg2AlO4 because it also contains abundant magnesium and oxygen elements. The existing of such Mg2AlO4 particles is responsible for the high concentration of aluminium in small areas of the observed film and the uneven distribution of aluminium, as shown in Fig. 5(c). Here it should be emphasized that, although the other part of the bottom layer of the continuous oxide film contains less aluminium than this Al-enriched particle, the Fig. 9c indicated that the amount of aluminium in this bottom layer was still non-negligible, especially when comparing with the outer layer of the film. Below the right side of the oxide film shown in Fig. 9b, a particle was detected and speculated to be MgO because it is rich in Mg and O. According to Wang’s result [56], lots of discrete MgO particles can be formed on the surface of the Mg melt by the oxidation of Mg melt and Mg vapor. The MgO particles observed in our present work may be formed due to the same reasons. While, due to the differences in experimental conditions, less Mg melt can be vapored or react with O2, thus only a few of MgO particles formed in our work. An enrichment of carbon was also found in the film, revealing that CO2 was able to react with the melt, thus forming carbon or carbides. This carbon concentration was consistent with the relatively high carbon content of the oxide film shown in Table 3 (i.e., the dark region). In the area next to the oxide film.
Table 3. EDS results (wt.%) corresponding to the regions shown in Fig. 8 (cover gas: SF6/ CO2).
This cross-sectional observation of the oxide film on a test bar fracture surface (Fig. 9) further verified the schematic of the entrainment defect shown in Fig. 6(e). The entrainment defects formed in different atmospheres of SF6/CO2 and SF6/air had similar structures, but their compositions were different.
3.3. Evolution of the oxide films in the oxidation cell
The results in Section 3.1 and 3.2 have shown the structures and compositions of entrainment defects formed in AZ91 castings under cover gases of SF6/air and SF6/CO2. Different stages of the oxidation reaction may lead to the different structures and compositions of entrainment defects. Although Campbell has conjectured that an entrained gas may react with the surrounding melt, it is rarely reported that the reaction occurring between the Mg-alloy melt and entrapped cover gas. Previous researchers normally focus on the reaction between a Mg-alloy melt and the cover gas in an open environment [38,39,[46], [47], [48], [49], [50], [51], [52], which was different from the situation of a cover gas trapped into the melt. To further understand the formation of the entrainment defect in an AZ91 alloy, the evolution process of oxide films of the entrainment defect was further studied using an oxidation cell.
Fig. 10 (a and d) shows a surface film held for 5 min in the oxidation cell, protected by 0.5%SF6/air. There was only one single layer consisting of fluoride and oxide (MgF2 and MgO). In this surface film. Sulphur was detected in the EDS spectrum, but its amount was too small to be recognized in the element map. The structure and composition of this oxide film was similar to the single-layered films of entrainment defects shown in Fig. 4.
After a holding time of 10 min, a thin (O, S)-enriched top layer (around 700 nm) appeared upon the preliminary F-enriched film, forming a multi-layered structure, as shown in Fig. 10(b and e). The thickness of the (O, S)-enriched top layer increased with increased holding time. As shown in Fig. 10(c and f), the oxide film held for 30 min also had a multi-layered structure, but the thickness of its (O, S)-enriched top layer (around 2.5 µm) was higher than the that of the 10-min oxide film. The multi-layered oxide films shown in Fig. 10(b-c) presented a similar appearance to the films of the sandwich-like defect shown in Fig. 5.
The different structures of the oxide films shown in Fig. 10 indicated that fluorides in the cover gas would be preferentially consumed due to the reaction with the AZ91 alloy melt. After the depletion of fluorides, the residual cover gas reacted further with the liquid AZ91 alloy, forming the top (O, S)-enriched layer in the oxide film. Therefore, the different structures and compositions of entrainment defects shown in Figs. 4 and 5 may be due to an ongoing oxidation reaction between melt and entrapped cover gas.
This multi-layered structure has not been reported in previous publications concerning the protective surface film formed on a Mg-alloy melt [38,[46], [47], [48], [49], [50], [51]. This may be due to the fact that previous researchers carried out their experiments with an un-limited amount of cover gas, creating a situation where the fluorides in the cover gas were not able to become depleted. Therefore, the oxide film of an entrainment defect had behaviour traits similar to the oxide films shown in Fig. 10, but different from the oxide films formed on the Mg-alloy melt surface reported in [38,[46], [47], [48], [49], [50], [51].
Similar with the oxide films held in SF6/air, the oxide films formed in SF6/CO2 also had different structures with different holding times in the oxidation cell. Fig. 11(a) shows an oxide film, held on an AZ91 melt surface under a cover gas of 0.5%SF6/CO2 for 5 min. This film had a single-layered structure consisting of MgF2. The existence of MgO could not be confirmed in this film. After the holding time of 30 min, the film had a multi-layered structure; the inner layer was of a compact and uniform appearance and composed of MgF2, while the outer layer is the mixture of MgF2 and MgO. Sulphur was not detected in this film, which was different from the surface film formed in 0.5%SF6/air. Therefore, fluorides in the cover gas of 0.5%SF6/CO2 were also preferentially consumed at an early stage of the film growth process. Compared with the film formed in SF6/air, the MgO in film formed in SF6/CO2 appeared later and sulphide did not appear within 30 min. It may mean that the formation and evolution of film in SF6/air is faster than SF6/CO2. CO2 may have subsequently reacted with the melt to form MgO, while sulphur-containing compounds accumulated in the cover gas and reacted to form sulphide in very late stage (may after 30 min in oxidation cell).
4. Discussion
4.1. Evolution of entrainment defects formed in SF6/air
HSC software from Outokumpu HSC Chemistry for Windows (http://www.hsc-chemistry.net/) was used to carry out thermodynamic calculations needed to explore the reactions which might occur between the trapped gases and liquid AZ91 alloy. The solutions to the calculations suggest which products are most likely to form in the reaction process between a small amount of cover gas (i.e., the amount within a trapped bubble) and the AZ91-alloy melt.
In the trials, the pressure was set to 1 atm, and the temperature set to 700 °C. The amount of the cover gas was assumed to be 7 × 10−7 kg, with a volume of approximately 0.57 cm3 (3.14 × 10−8 kmol) for 0.5%SF6/air, and 0.35 cm3 (3.12 × 10−8 kmol) for 0.5%SF6/CO2. The amount of the AZ91 alloy melt in contact with the trapped gas was assumed to be sufficient to complete all reactions. The decomposition products of SF6 were SF5, SF4, SF3, SF2, F2, S(g), S2(g) and F(g) [57], [58], [59], [60].
Fig. 12 shows the equilibrium diagram of the thermodynamic calculation of the reaction between the AZ91 alloy and 0.5%SF6/air. In the diagram, the reactants and products with less than 10−15 kmol have not been shown, as this was 5 orders of magnitude less than the amount of SF6 present (≈ 1.57 × 10−10 kmol) and therefore would not affect the observed process in a practical way.
This reaction process could be divided into 3 stages.
Stage 1: The formation of fluorides. the AZ91 melt preferentially reacted with SF6 and its decomposition products, producing MgF2, AlF3, and ZnF2. However, the amount of ZnF2 may have been too small to be detected practically (1.25 × 10−12 kmol of ZnF2 compared with 3 × 10−10 kmol of MgF2), which may be the reason why Zn was not detected in any the oxide films shown in Sections 3.1–3.3. Meanwhile, sulphur accumulated in the residual gas as SO2.
Stage 2: The formation of oxides. After the liquid AZ91 alloy had depleted all the available fluorides in the entrapped gas, the amount of AlF3 and ZnF2 quickly reduced due to a reaction with Mg. O2(g) and SO2 reacted with the AZ91 melt, forming MgO, Al2O3, MgAl2O4, ZnO, ZnSO4 and MgSO4. However, the amount of ZnO and ZnSO4 would have been too small to be found practically by EDS (e.g. 9.5 × 10−12 kmol of ZnO,1.38 × 10−14 kmol of ZnSO4, in contrast to 4.68 × 10−10 kmol of MgF2, when the amount of AZ91 on the X-axis is 2.5 × 10−9 kmol). In the experimental cases, the concentration of F in the cover gas is very low, whole the concentration f O is much higher. Therefore, the stage 1 and 2, i.e, the formation of fluoride and oxide may happen simultaneously at the beginning of the reaction, resulting in the formation of a singer-layered mixture of fluoride and oxide, as shown in Figs. 4 and 10(a). While an inner layer consisted of oxides but fluorides could form after the complete depletion of F element in the cover gas.
Stages 1- 2 theoretically verified the formation process of the multi-layered structure shown in Fig. 10.
The amount of MgAl2O4 and Al2O3 in the oxide film was of a sufficient amount to be detected, which was consistent with the oxide films shown in Fig. 4. However, the existence of aluminium could not be recognized in the oxide films grown in the oxidation cell, as shown in Fig. 10. This absence of Al may be due to the following reactions between the surface film and AZ91 alloy melt:(1)
Mg + MgAl2O4 = MgO + Al, △G(700 °C) =-106.34 kJ/molwhich could not be simulated by the HSC software since the thermodynamic calculation was carried out under an assumption that the reactants were in full contact with each other. However, in a practical process, the AZ91 melt and the cover gas would not be able to be in contact with each other completely, due to the existence of the protective surface film.
Stage 3: The formation of Sulphide and nitride. After a holding time of 30 min, the gas-phase fluorides and oxides in the oxidation cell had become depleted, allowing the melt reaction with the residual gas, forming an additional sulphur-enriched layer upon the initial F-enriched or (F, O)-enriched surface film, thus resulting in the observed multi-layered structure shown in Fig. 10 (b and c). Besides, nitrogen reacted with the AZ91 melt until all reactions were completed. The oxide film shown in Fig. 6 may correspond to this reaction stage due to its nitride content. However, the results shows that the nitrides were not detected in the polished samples shown in Figs. 4 and 5, but only found on the test bar fracture surfaces. The nitrides may have hydrolysed during the sample preparation process, as follows [54]:(3)
Mg3N2 + 6H2O =3Mg(OH)2 + 2NH3↑(4)
AlN+ 3H2O =Al(OH)3 + NH3↑
In addition, Schmidt et al. [61] found that Mg3N2 and AlN could react to form ternary nitrides (Mg3AlnNn+2, n= 1, 2, 3…). HSC software did not contain the database of ternary nitrides, and it could not be added into the calculation. The oxide films in this stage may also contain ternary nitrides.
4.2. Evolution of entrainment defects formed in SF6/CO2
Fig. 13 shows the results of the thermodynamic calculation between AZ91 alloy and 0.5%SF6/CO2. This reaction processes can also be divided into three stages.
Stage 1: The formation of fluorides. SF6 and its decomposition products were consumed by the AZ91 melt, forming MgF2, AlF3, and ZnF2. As in the reaction of AZ91 in 0.5%SF6/air, the amount of ZnF2 was too small to be detected practically (1.51 × 10−13 kmol of ZnF2 compared with 2.67 × 10−10 kmol of MgF2). Sulphur accumulated in the residual trapped gas as S2(g) and a portion of the S2(g) reacted with CO2, to form SO2 and CO. The products in this reaction stage were consistent with the film shown in Fig. 11(a), which had a single layer structure that contained fluorides only.
Stage 2: The formation of oxides. AlF3 and ZnF2 reacted with the Mg in the AZ91 melt, forming MgF2, Al and Zn. The SO2 began to be consumed, producing oxides in the surface film and S2(g) in the cover gas. Meanwhile, the CO2 directly reacted with the AZ91 melt, forming CO, MgO, ZnO, and Al2O3. The oxide films shown in Figs. 9 and 11(b) may correspond to this reaction stage due to their oxygen-enriched layer and multi-layered structure.
The CO in the cover gas could further react with the AZ91 melt, producing C. This carbon may further react with Mg to form Mg carbides, when the temperature reduced (during solidification period) [62]. This may be the reason for the high carbon content in the oxide film shown in Figs. 8–9. Liang et al. [39] also reported carbon-detection in an AZ91 alloy surface film protected by SO2/CO2. The produced Al2O3 may be further combined with MgO, forming MgAl2O4[63]. As discussed in Section 4.1, the alumina and spinel can react with Mg, causing an absence of aluminium in the surface films, as shown in Fig. 11.
Stage 3: The formation of Sulphide. the AZ91 melt began to consume S2(g) in the residual entrapped gas, forming ZnS and MgS. These reactions did not occur until the last stage of the reaction process, which could be the reason why the S-content in the defect shown Fig. 7(c) was small.
In summary, thermodynamic calculations indicate that the AZ91 melt will react with the cover gas to form fluorides firstly, then oxides and sulphides in the last. The oxide film in the different reaction stages would have different structures and compositions.
4.3. Effect of the carrier gases on consumption of the entrained gas and the reproducibility of AZ91 castings
The evolution processes of entrainment defects, formed in SF6/air and SF6/CO2, have been suggested in Sections 4.1 and 4.2. The theoretical calculations were verified with respect to the corresponding oxide films found in practical samples. The atmosphere within an entrainment defect could be efficiently consumed due to the reaction with liquid Mg-alloy, in a scenario dissimilar to the Al-alloy system (i.e., nitrogen in an entrained air bubble would not efficiently react with Al-alloy melt [64,65], however, nitrogen would be more readily consumed in liquid Mg alloys, commonly referred to as “nitrogen burning” [66]).
The reaction between the entrained gas and the surrounding liquid Mg-alloy converted the entrained gas into solid compounds (e.g. MgO) within the oxide film, thus reducing the void volume of the entrainment defect and hence probably causing a collapse of the defect (e.g., if an entrained gas of air was depleted by the surrounding liquid Mg-alloy, under an assumption that the melt temperature is 700 °C and the depth of liquid Mg-alloy is 10 cm, the total volume of the final solid products would be 0.044% of the initial volume taken by the entrapped air).
The relationship between the void volume reduction of entrainment defects and the corresponding casting properties has been widely studied in Al-alloy castings. Nyahumwa and Campbell [16] reported that the Hot Isostatic Pressing (HIP) process caused the entrainment defects in Al-alloy castings to collapse and their oxide surfaces forced into contact. The fatigue lives of their castings were improved after HIP. Nyahumwa and Campbell [16] also suggested a potential bonding of the double oxide films that were in contact with each other, but there was no direct evidence to support this. This binding phenomenon was further investigated by Aryafar et.al.[8], who re-melted two Al-alloy bars with oxide skins in a steel tube and then carried out a tensile strength test on the solidified sample. They found that the oxide skins of the Al-alloy bars strongly bonded with each other and became even stronger with an extension of the melt holding time, indicating a potential “healing” phenomenon due to the consumption of the entrained gas within the double oxide film structure. In addition, Raidszadeh and Griffiths [9,19] successfully reduced the negative effect of entrainment defects on the reproducibility of Al-alloy castings, by extending the melt holding time before solidification, which allowed the entrained gas to have a longer time to react with the surrounding melt.
With consideration of the previous work mentioned, the consumption of the entrained gas in Mg-alloy castings may diminish the negative effect of entrainment defects in the following two ways.
(1) Bonding phenomenon of the double oxide films. The sandwich-like structure shown in Fig. 5 and 7 indicated a potential bonding of the double oxide film structure. However, more evidence is required to quantify the increase in strength due to the bonding of the oxide films.
(2) Void volume reduction of entrainment defects. The positive effect of void-volume reduction on the quality of castings has been widely demonstrated by the HIP process [67]. As the evolution processes discussed in Section 4.1–4.2, the oxide films of entrainment defects can grow together due to an ongoing reaction between the entrained gas and surrounding AZ91 alloy melt. The volume of the final solid products was significant small compared with the entrained gas (i.e., 0.044% as previously mentioned).
Therefore, the consumption rate of the entrained gas (i.e., the growth rate of oxide films) may be a critical parameter for improving the quality of AZ91 alloy castings. The oxide film growth rate in the oxidization cell was accordingly further investigated.
Fig. 14 shows a comparison of the surface film growth rates in different cover gases (i.e., 0.5%SF6/air and 0.5%SF6/CO2). 15 random points on each sample were selected for film thickness measurements. The 95% confidence interval (95%CI) was computed under an assumption that the variation of the film thickness followed a Gaussian distribution. It can be seen that all the surface films formed in 0.5%SF6/air grew faster than those formed in 0.5%SF6/CO2. The different growth rates suggested that the entrained-gas consumption rate of 0.5%SF6/air was higher than that of 0.5%SF6/CO2, which was more beneficial for the consumption of the entrained gas.
It should be noted that, in the oxidation cell, the contact area of liquid AZ91 alloy and cover gas (i.e. the size of the crucible) was relatively small with consideration of the large volume of melt and gas. Consequently, the holding time for the oxide film growth within the oxidation cell was comparatively long (i.e., 5–30 min). However, the entrainment defects contained in a real casting are comparatively very small (i.e., a few microns size as shown in Figs. 3–6, and [7]), and the entrained gas is fully enclosed by the surrounding melt, creating a relatively large contact area. Hence the reaction time for cover gas and the AZ91 alloy melt may be comparatively short. In addition, the solidification time of real Mg-alloy sand castings can be a few minutes (e.g. Guo [68] reported that a Mg-alloy sand casting with 60 mm diameter required 4 min to be solidified). Therefore, it can be expected that an entrained gas trapped during an Mg-alloy melt pouring process will be readily consumed by the surrounding melt, especially for sand castings and large-size castings, where solidification times are long.
Therefore, the different cover gases (0.5%SF6/air and 0.5%SF6/CO2) associated with different consumption rates of the entrained gases may affect the reproducibility of the final castings. To verify this assumption, the AZ91 castings produced in 0.5%SF6/air and 0.5%SF6/CO2 were machined into test bars for mechanical evaluation. A Weibull analysis was carried out using both linear least square (LLS) method and non-linear least square (non-LLS) method [69].
Fig. 15(a-b) shows a traditional 2-p linearized Weibull plot of the UTS and elongation of the AZ91 alloy castings, obtained by the LLS method. The estimator used is P= (i-0.5)/N, which was suggested to cause the lowest bias among all the popular estimators [69,70]. The casting produced in SF6/air has an UTS Weibull moduli of 16.9, and an elongation Weibull moduli of 5.0. In contrast, the UTS and elongation Weibull modulus of the casting produced in SF6/CO2 are 7.7 and 2.7 respectively, suggesting that the reproducibility of the casting protected by SF6/CO2 were much lower than that produced in SF6/air.
In addition, the author’s previous publication [69] demonstrated a shortcoming of the linearized Weibull plots, which may cause a higher bias and incorrect R2 interruption of the Weibull estimation. A Non-LLS Weibull estimation was therefore carried out, as shown in Fig. 15 (c-d). The UTS Weibull modulus of the SF6/air casting was 20.8, while the casting produced under SF6/CO2 had a lower UTS Weibull modulus of 11.4, showing a clear difference in their reproducibility. In addition, the SF6/air elongation (El%) dataset also had a Weibull modulus (shape = 5.8) higher than the elongation dataset of SF6/CO2 (shape = 3.1). Therefore, both the LLS and Non-LLS estimations suggested that the SF6/air casting has a higher reproducibility than the SF6/CO2 casting. It supports the method that the use of air instead of CO2 contributes to a quicker consumption of the entrained gas, which may reduce the void volume within the defects. Therefore, the use of 0.5%SF6/air instead of 0.5%SF6/CO2 (which increased the consumption rate of the entrained gas) improved the reproducibility of the AZ91 castings.
However, it should be noted that not all the Mg-alloy foundries followed the casting process used in present work. The Mg-alloy melt in present work was degassed, thus reducing the effect of hydrogen on the consumption of the entrained gas (i.e., hydrogen could diffuse into the entrained gas, potentially suppressing the depletion of the entrained gas [7,71,72]). In contrast, in Mg-alloy foundries, the Mg-alloy melt is not normally degassed, since it was widely believed that there is not a ‘gas problem’ when casting magnesium and hence no significant change in tensile properties[73]. Although studies have shown the negative effect of hydrogen on the mechanical properties of Mg-alloy castings [41,42,73], a degassing process is still not very popular in Mg-alloy foundries.
Moreover, in present work, the sand mould cavity was flushed with the SF6 cover gas prior to pouring [22]. However, not all the Mg-alloy foundries flushed the mould cavity in this way. For example, the Stone Foundry Ltd (UK) used sulphur powder instead of the cover-gas flushing. The entrained gas within their castings may be SO2/air, rather than the protective gas.
Therefore, although the results in present work have shown that using air instead of CO2 improved the reproducibility of the final casting, it still requires further investigations to confirm the effect of carrier gases with respect to different industrial Mg-alloy casting processes.
7. Conclusion
Entrainment defects formed in an AZ91 alloy were observed. Their oxide films had two types of structure: single-layered and multi-layered. The multi-layered oxide film can grow together forming a sandwich-like structure in the final casting.2.
Both the experimental results and the theoretical thermodynamic calculations demonstrated that fluorides in the trapped gas were depleted prior to the consumption of sulphur. A three-stage evolution process of the double oxide film defects has been suggested. The oxide films contained different combinations of compounds, depending on the evolution stage. The defects formed in SF6/air had a similar structure to those formed in SF6/CO2, but the compositions of their oxide films were different. The oxide-film formation and evolution process of the entrainment defects were different from that of the Mg-alloy surface films previous reported (i.e., MgO formed prior to MgF2).3.
The growth rate of the oxide film was demonstrated to be greater under SF6/air than SF6/CO2, contributing to a quicker consumption of the damaging entrapped gas. The reproducibility of an AZ91 alloy casting improved when using SF6/air instead of SF6/CO2.
Acknowledgements
The authors acknowledge funding from the EPSRC LiME grant EP/H026177/1, and the help from Dr W.D. Griffiths and Mr. Adrian Carden (University of Birmingham). The casting work was carried out in University of Birmingham.
WenjunLiuaBoWangaYakunGuobaState Key Laboratory of Hydraulics and Mountain River Engineering, College of Water Resource and Hydropower, Sichuan University, Chengdu 610065, ChinabFaculty of Engineering & Informatics, University of Bradford, BD7 1DP, UK
Highlights
경사진 습윤층에서 댐파괴유동과 FFavre 파를 수치적으로 조사하였다. 수직 대 수평 속도의 비율이 먼저 정량화됩니다. 유동 상태는 유상 경사가 큰 후기 단계에서 크게 변경됩니다. Favre 파도는 수직 속도와 수직 가속도에 큰 영향을 미칩니다. 베드 전단응력의 변화는 베드 기울기와 꼬리물의 영향을 받습니다.
Abstract
The bed slope and the tailwater depth are two important ones among the factors that affect the propagation of the dam-break flood and Favre waves. Most previous studies have only focused on the macroscopic characteristics of the dam-break flows or Favre waves under the condition of horizontal bed, rather than the internal movement characteristics in sloped channel. The present study applies two numerical models, namely, large eddy simulation (LES) and shallow water equations (SWEs) models embedded in the CFD software package FLOW-3D to analyze the internal movement characteristics of the dam-break flows and Favre waves, such as water level, the velocity distribution, the fluid particles acceleration and the bed shear stress, under the different bed slopes and water depth ratios. The results under the conditions considered in this study show that there is a flow state transition in the flow evolution for the steep bed slope even in water depth ratio α = 0.1 (α is the ratio of the tailwater depth to the reservoir water depth). The flow state transition shows that the wavefront changes from a breaking state to undular. Such flow transition is not observed for the horizontal slope and mild bed slope. The existence of the Favre waves leads to a significant increase of the vertical velocity and the vertical acceleration. In this situation, the SWEs model has poor prediction. Analysis reveals that the variation of the maximum bed shear stress is affected by both the bed slope and tailwater depth. Under the same bed slope (e.g., S0 = 0.02), the maximum bed shear stress position develops downstream of the dam when α = 0.1, while it develops towards the end of the reservoir when α = 0.7. For the same water depth ratio (e.g., α = 0.7), the maximum bed shear stress position always locates within the reservoir at S0 = 0.02, while it appears in the downstream of the dam for S0 = 0 and 0.003 after the flow evolves for a while. The comparison between the numerical simulation and experimental measurements shows that the LES model can predict the internal movement characteristics with satisfactory accuracy. This study improves the understanding of the effect of both the bed slope and the tailwater depth on the internal movement characteristics of the dam-break flows and Favre waves, which also provides a valuable reference for determining the flood embankment height and designing the channel bed anti-scouring facility.
Fig. 1. Sketch of related variables involved in shallow water model. Fig. 2. Flume model in numerical simulation. Fig. 3. Grid sensitivity analysis (a) water surface profile; (b) velocity profile.Fig. 4. Sketch of experimental set-up for validating the velocity profile.Fig. 5. Sketch of experimental set-up for validating the bed shear stress.Fig. 6. Model validation results (a) variation of the velocity profile; (b) error value of the velocity profile; (c) variation of the bed shear stress; (d) error value of the
bed shear stress.
Fig. 7. Schematic diagram of regional division. Fig. 8. Variation of water surface profile (a) α = 0.1; (b) α = 0.3; (c) α = 0.5; (d) α = 0.7.
Fig. 8. (continued). Fig. 8. (continued).Fig. 8. (continued).Fig. 9. Froude number for α = 0.1 (a) variation with time; (b) variation with wavefront position. Fig. 10. Characteristics of velocity distribution (a) α = 0.1; (b) α = 0.3; (c) α = 0.5; (d) α = 0.7.Fig. 11. Average proportion of the vertical velocity (a) α = 0.1; (b) α = 0.3; (c) α = 0.5; (d) α = 0.7.Fig. 12. Bed shear stress distribution (a) α = 0.1; (b) α = 0.3; (c) α = 0.5; (d) α = 0.7.Fig. 12. (continued). Fig. 13. Variation of the maximum bed shear stress position with time (a) α = 0.1; (b) α = 0.3; (c) α = 0.5; (d) α = 0.7. Fig. 14. Time when the maximum bed shear stress appears at different positions (a) α = 0.1; (b) α = 0.3; (c) α = 0.5; (d) α = 0.7.Fig. 15. Movement characteristics of the fluid particles (a) α = 0.1; (b) α = 0.3; (c) α = 0.5; (d) α = 0.7.Fig. 15. (continued).
Keywords
Dam-break flow, Bed slope, Wet bed, Velocity profile, Bed shear stress, Large eddy simulation
References
Barnes, M.P., Baldock, T.E. 2006. Bed shear stress measurements in dam break and swash flows. Proceedings of International Conference on Civil and Environmental Engineering. Hiroshima University, Japan, 28–29 September. Biscarini, C., Francesco, S.D., Manciola, P., 2010. CFD modelling approach for dam break flow studies. Hydrol. Earth Syst. Sc. 14, 705–718. https://doi.org/10.5194/hess-14- 705-2010. Fig. 15. (continued). W. Liu et al. Journal of Hydrology 602 (2021) 126752 19 Bristeau, M.-O., Goutal, N., Sainte-Marie, J., 2011. Numerical simulations of a nonhydrostatic shallow water model. Comput. Fluids. 47 (1), 51–64. https://doi.org/ 10.1016/j.compfluid.2011.02.013. Bung, D.B., Hildebrandt, A., Oertel, M., Schlenkhoff, A., Schlurmann, T. 2008. Bore propagation over a submerged horizontal plate by physical and numerical simulation. Proc. 31st Intl.Conf. Coastal Eng., Hamburg, Germany, 3542–3553. Cantero-Chinchilla, F.N., Castro-Orgaz, O., Dey, S., Ayuso, J.L., 2016. Nonhydrostatic dam break flows. I: physical equations and numerical schemes. J. Hydraul. Eng. 142 (12), 04016068. https://doi.org/10.1061/(ASCE)HY.1943-7900.0001205. Castro-Orgaz, O., Chanson, H., 2020. Undular and broken surges in dam-break flows: A review of wave breaking strategies in a boussinesq-type framework. Environ. Fluid Mech. 154 https://doi.org/10.1007/s10652-020-09749-3. Chang, T.-J., Kao, H.-M., Chang, K.-H., Hsu, M.-H., 2011. Numerical simulation of shallow-water dam break flows in open channels using smoothed particle hydrodynamics. J. Hydrol. 408 (1-2), 78–90. https://doi.org/10.1016/j. jhydrol.2011.07.023. Chen, H., Xu, W., Deng, J., Xue, Y., Li, J., 2009. Experimental investigation of pressure load exerted on a downstream dam by dam-break flow. J. Hydraul. Eng. 140, 199–207. https://doi.org/10.1061/(ASCE)HY.1943-7900.0000743. Favre H. 1935. Etude th´eorique et exp´erimentale des ondes de translation dans les canaux d´ecouverts. Dunod, Paris. (in French). Flow Science Inc. 2016. Flow-3D User’s Manuals. Santa Fe NM. Fraccarollo, L., Toro, E.F., 1995. Experimental and numerical assessment of the shallow water model for two-dimensional dam-break type problems. J. Hydraul. Res. 33 (6), 843–864. https://doi.org/10.1080/00221689509498555. Guo, Y., Wu, X., Pan, C., Zhang, J., 2012. Numerical simulation of the tidal flow and suspended sediment transport in the qiantang estuary. J Waterw. Port Coastal. 138 (3), 192–202. https://doi.org/10.1061/(ASCE)WW.1943-5460.0000118. Guo, Y., Zhang, Z., Shi, B., 2014. Numerical simulation of gravity current descending a slope into a linearly stratified environment. J. Hydraulic Eng. 140 (12), 04014061. https://doi.org/10.1061/(ASCE)HY.1943-7900.0000936. Khosronejad, A., Kang, S., Flora, K., 2019. Fully coupled free-surface flow and sediment transport modelling of flash floods in a desert stream in the mojave desert, california. Hydrol. Process 33 (21), 2772–2791. https://doi.org/10.1002/hyp.v33.2110.1002/ hyp.13527. Khosronejad, A., Arabi, M.G., Angelidis, D., Bagherizadeh, E., Flora, K., Farhadzadeh, A., 2020a. A comparative study of rigid-lid and level-set methods for LES of openchannel flows: morphodynamics. Environ. Fluid Mech. 20 (1), 145–164. https://doi. org/10.1007/s10652-019-09703-y. Khosronejad, A., Flora, K., Zhang, Z.X., Kang, S., 2020b. Large-eddy simulation of flash flood propagation and sediment transport in a dry-bed desert stream. Int. J. Sediment Res. 35 (6), 576–586. https://doi.org/10.1016/j.ijsrc.2020.02.002. Khoshkonesh, A., Nsom, B., Gohari, S., Banejad, H., 2019. A comprehensive study of dam break over the dry and wet beds. Ocean Eng. 188, 106279.1–106279.18. https://doi. org/10.1016/j.oceaneng.2019.106279. Kocaman, S., Ozmen-Cagatay, H., 2012. The effect of lateral channel contraction on dam break flows: laboratory experiment. J. Hydrol. 432–433, 145–153. https://doi.org/ 10.1016/j.jhydrol.2012.02.035. Kocaman, S., Ozmen-Cagatay, H., 2015. Investigation of dam-break induced shock waves impact on a vertical wall. J. Hydrol. 525, 1–12. https://doi.org/10.1016/j. jhydrol.2015.03.040. LaRocque, L.A., Imran, J., Chaudhry, M.H., 2013a. Experimental and numerical investigations of two-dimensional dam-break flows. J. Hydraul. Eng. 139 (6), 569–579. https://doi.org/10.1061/(ASCE)HY.1943-7900.0000705. Larocque, L.A., Imran, J., Chaudhry, M.H., 2013b. 3D numerical simulation of partial breach dam-break flow using the LES and k-ε turbulence models. J. Hydraul. Res. 51, 145–157. https://doi.org/10.1080/00221686.2012.734862. Lauber, G., Hager, W.H., 1998a. Experiments to dam break wave: Horizontal channel. J. Hydraul. Res. 36 (3), 291–307. https://doi.org/10.1080/00221689809498620. Lauber, G., Hager, W.H., 1998b. Experiments to dam break wave: Sloping channel. J. Hydraul. Res. 36 (5), 761–773. https://doi.org/10.1080/00221689809498601. Leal, J.G., Ferreira, R.M., Cardoso, A.H., 2006. Dam-break wave-front celerity. J. Hydraul. Eng. 132 (1), 69–76. https://doi.org/10.1061/(ASCE)0733-9429(2006) 132:1(69). Liu, W., Wang, B., Guo, Y., Zhang, J., Chen, Y., 2020. Experimental investigation on the effects of bed slope and tailwater on dam-break flows. J. Hydrol. 590, 125256. https://doi.org/10.1016/j.jhydrol.2020.125256. Marche, C., Beauchemin P. EL Kayloubi, A. 1995. Etude num´erique et exp´erimentale des ondes secondaires de Favre cons´ecutives a la rupture d’un harrage. Can. J. Civil Eng. 22, 793–801, (in French). https://doi.org/10.1139/l95-089. Marra, D., Earl, T., Ancey, C. 2011. Experimental investigations of dam break flows down an inclined channel. 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, Brisbane, Australia. Marsooli, R., Wu, W., 2014. 3-D finite-volume model of dam-break flow over uneven beds based on vof method. Adv. Water Resour. 70, 104–117. https://doi.org/ 10.1016/j.advwatres.2014.04.020. Miller, S., Chaudhry, M.H., 1989. Dam-break flows in curved channel. J. Hydraul. Eng. 115 (11), 1465–1478. https://doi.org/10.1061/(ASCE)0733-9429(1989)115:11 (1465). Mohapatra, P.K., Chaudhry, M.H., 2004. Numerical solution of Boussinesq equations to simulate dam-break flows. J. Hydraul. Eng. 130 (2), 156–159. https://doi.org/ 10.1061/(ASCE)0733-9429(2004)130:2(156). Oertel, M., Bung, D.B., 2012. Initial stage of two-dimensional dam-break waves: laboratory versus VOF. J. Hydraul. Res. 50 (1), 89–97. https://doi.org/10.1080/ 00221686.2011.639981. Ozmen-Cagatay, H., Kocaman, S., 2012. Investigation of dam-break flow over abruptly contracting channel with trapezoidal-shaped lateral obstacles. J. Fluids Eng. 134, 081204 https://doi.org/10.1115/1.4007154. Ozmen-Cagatay, H., Kocaman, S., Guzel, H., 2014. Investigation of dam-break flood waves in a dry channel with a hump. J. Hydro-environ. Res. 8 (3), 304–315. https:// doi.org/10.1016/j.jher.2014.01.005. Park, I.R., Kim, K.S., Kim, J., Van, S.H., 2012. Numerical investigation of the effects of turbulence intensity on dam-break flows. Ocean Eng. 42, 176–187. https://doi.org/ 10.1016/j.oceaneng.2012.01.005. Peregrine, D.H., 1966. Calculations of the development of an undular bore. J. Fluid Mech. 25 (2), 321–330. https://doi.org/10.1017/S0022112066001678. Savic, L.j., Holly, F.M., 1993. Dam break flood waves computed by modified Godunov method. J. Hydraul. Res. 31 (2), 187–204. https://doi.org/10.1080/ 00221689309498844. Shigematsu, T., Liu, P., Oda, K., 2004. Numerical modeling of the initial stages of dambreak waves. J. Hydraul. Res. 42 (2), 183–195. https://doi.org/10.1080/ 00221686.2004.9628303. Smagorinsky, J., 1963. General circulation experiments with the primitive equations. Part I: the basic experiment. Mon. Weather Rev. 91, 99–164. https://doi.org/ 10.1126/science.27.693.594. Soares-Frazao, S., Zech, Y., 2002. Undular bores and secondary waves – Experiments and hybrid finite-volume modeling. J. Hydraul. Res. 40, 33–43. https://doi.org/ 10.1080/00221680209499871. Stansby, P.K., Chegini, A., Barnes, T.C.D., 1998. The initial stages of dam-break flow. J. Fluid Mech. 370, 203–220. https://doi.org/10.1017/022112098001918. Treske, A., 1994. Undular bores (favre-waves) in open channels – experimental studies. J. Hydraul. Res. 32 (3), 355–370. https://doi.org/10.1080/00221689409498738. Wang, B., Chen, Y., Wu, C., Dong, J., Ma, X., Song, J., 2016. A semi-analytical approach for predicting peak discharge of floods caused by embankment dam failures. Hydrol. Process 30 (20), 3682–3691. https://doi.org/10.1002/hyp.v30.2010.1002/ hyp.10896. Wang, B., Chen, Y., Wu, C., Peng, Y., Ma, X., Song, J., 2017. Analytical solution of dambreak flood wave propagation in a dry sloped channel with an irregular-shaped cross-section. J. Hydro-environ. Res. 14, 93–104. https://doi.org/10.1016/j. jher.2016.11.003. Wang, B., Chen, Y., Wu, C., Peng, Y., Song, J., Liu, W., Liu, X., 2018. Empirical and semianalytical models for predicting peak outflows caused by embankment dam failures. J. Hydrol. 562, 692–702. https://doi.org/10.1016/j.jhydrol.2018.05.049. Wang, B., Zhang, J., Chen, Y., Peng, Y., Liu, X., Liu, W., 2019. Comparison of measured dam-break flood waves in triangular and rectangular channels. J. Hydrol. 575, 690–703. https://doi.org/10.1016/j.jhydrol.2019.05.081. Wang, B., Liu, W., Zhang, J., Chen, Y., Wu, C., Peng, Y., Wu, Z., Liu, X., Yang, S., 2020a. Enhancement of semi-theoretical models for predicting peak discharges in breached embankment dams. Environ. Fluid Mech. 20 (4), 885–904. https://doi.org/10.1007/ s10652-019-09730-9. Wang, B., Chen, Y., Peng, Y., Zhang, J., Guo, Y., 2020b. Analytical solution of shallow water equations for ideal dam-break flood along a wet bed slope. J. Hydraul. Eng. 146 (2), 06019020. https://doi.org/10.1061/(ASCE)HY.1943-7900.0001683. Wang, B., Liu, W., Wang, W., Zhang, J., Chen, Y., Peng, Y., Liu, X., Yang, S., 2020c. Experimental and numerical investigations of similarity for dam-break flows on wet bed. J. Hydrol. 583, 124598. https://doi.org/10.1016/j.jhydrol.2020.124598. Wang, B., Liu, X., Zhang, J., Guo, Y., Chen, Y., Peng, Y., Liu, W., Yang, S., Zhang, F., 2020d. Analytical and experimental investigations of dam-break flows in triangular channels with wet-bed conditions. J. Hydraul. Eng. 146 (10), 04020070. https://doi. org/10.1061/(ASCE)HY.1943-7900.0001808. Wu, W., Wang, S., 2007. One-dimensional modeling of dam-break flow over movable beds. J. Hydraul. Eng. 133 (1), 48–58. https://doi.org/10.1061/(ASCE)0733-9429 (2007)133:1(48). Xia, J., Lin, B., Falconer, R.A., Wang, G., 2010. Modelling dam-break flows over mobile beds using a 2d coupled approach. Adv. Water Resour. 33 (2), 171–183. https://doi. org/10.1016/j.advwatres.2009.11.004. Yang, S., Yang, W., Qin, S., Li, Q., Yang, B., 2018a. Numerical study on characteristics of dam-break wave. Ocean Eng. 159, 358–371. https://doi.org/10.1016/j. oceaneng.2018.04.011. Yang, S., Yang, W., Qin, S., Li, Q., 2018b. Comparative study on calculation methods of dam-break wave. J. Hydraul. Res. 57 (5), 702–714. https://doi.org/10.1080/ 00221686.2018.1494057.
A. Safarzadeh1*, P. Mohsenzadeh2, S. Abbasi3 1 Professor of Civil Eng., Water Engineering and Mineral Waters Research Center, Univ. of Mohaghegh Ardabili,Ardabil, Iran 2 M.Sc., Graduated of Civil-Hydraulic Structures Eng., Faculty of Eng., Univ. of Mohaghegh Ardabili, Ardabil, Iran 3 M.Sc., Graduated of Civil -Hydraulic Structures Eng., Faculty of Eng., Univ. of Mohaghegh Ardabili, Ardabil, Iran Safarzadeh@uma.ac.ir
Highlights
유체 이동에 의해 생성된 RBF는 Ls-Dyna에서 Fluent, ICFD ALE 및 SPH 방법으로 시뮬레이션되었습니다. RBF의 과예측은 유체가 메인 도메인에서 고속으로 분리될 때 발생합니다. 이 과잉 예측은 요소 크기, 시간 단계 크기 및 유체 모델에 따라 다릅니다. 유체 성능을 검증하려면 최대 RBF보다 임펄스가 권장됩니다.
Abstract
Dam break is a very important problem due to its effects on economy, security, human casualties and environmental consequences. In this study, 3D flow due to dam break over the porous substrate is numerically simulated and the effect of porosity, permeability and thickness of the porous bed and the water depth in the porous substrate are investigated. Classic models of dam break over a rigid bed and water infiltration through porous media were studied and results of the numerical simulations are compared with existing laboratory data. Validation of the results is performed by comparing the water surface profiles and wave front position with dam break on rigid and porous bed. Results showed that, due to the effect of dynamic wave in the initial stage of dam break, a local peak occurs in the flood hydrograph. The presence of porous bed reduces the acceleration of the flood wave relative to the flow over the solid bed and it decreases with the increase of the permeability of the bed. By increasing the permeability of the bed, the slope of the ascending limb of the flood hydrograph and the peak discharge drops. Furthermore, if the depth and permeability of the bed is such that the intrusive flow reaches the rigid substrate under the porous bed, saturation of the porous bed, results in a sharp increase in the slope of the flood hydrograph. The maximum values of the peak discharge at the end of the channel with porous bed occurred in saturated porous bed conditions.
댐 붕괴는 경제, 보안, 인명 피해 및 환경적 영향으로 인해 매우 중요한 문제입니다. 본 연구에서는 다공성 기재에 대한 댐 파괴로 인한 3차원 유동을 수치적으로 시뮬레이션하고 다공성 기재의 다공성, 투과도 및 다공성 층의 두께 및 수심의 영향을 조사합니다. 단단한 바닥에 대한 댐 파괴 및 다공성 매체를 통한 물 침투의 고전 모델을 연구하고 수치 시뮬레이션 결과를 기존 실험실 데이터와 비교합니다. 결과 검증은 강체 및 다공성 베드에서 댐 파단과 수면 프로파일 및 파면 위치를 비교하여 수행됩니다. 그 결과 댐파괴 초기의 동적파동의 영향으로 홍수수문곡선에서 국부첨두가 발생하는 것으로 나타났다. 다공성 베드의 존재는 고체 베드 위의 유동에 대한 홍수파의 가속을 감소시키고 베드의 투과성이 증가함에 따라 감소합니다. 베드의 투수성을 증가시켜 홍수 수문곡선의 오름차순 경사와 첨두방류량이 감소한다. 더욱이, 만약 층의 깊이와 투과성이 관입 유동이 다공성 층 아래의 단단한 기질에 도달하는 정도라면, 다공성 층의 포화는 홍수 수문곡선의 기울기의 급격한 증가를 초래합니다. 다공층이 있는 채널의 끝단에서 최대 방전 피크값은 포화 다공층 조건에서 발생하였다.
Keywords
Keywords: Dams Break, 3D modeling, Porous Bed, Permeability, Flood wave
Reference
[1] D.L. Fread, In: Maidment, D.R. (Ed.), Flow Routing in Handbook of Hydrology, McGraw-Hill Inc., New York, USA, pp. 10(1) (1993) 1-36. [2] M. Morris, CADAM: Concerted Action on Dambreak Modeling – Final Report, Rep. SR 571. HR Wallingford, 2000. [3] H. Chanson, The Hydraulics of Open Channel Flows: an Introduction, ButterworthHeinemann, Oxford, 2004. [4] A. Ritter, Die Fortpflanzung der Wasserwellen (The Propagation of Water Waves), Zeitschrift Verein Deutscher Ingenieure, 36 (33) (1892) 947–954 [in German]. [5] B. Ghimire, Hydraulic Analysis of Free-Surface Flows into Highly Permeable Porous Media and its Applications, Phd. Thesis, Kyoto University, 2009. [6] R. Dressler, Hydraulic Resistance Effect Upon the Dam-Break Function, Journal of Research of the National Bureau of Standards, 49 (3) 1952. [7] G. Lauber, and W.H. Hager, Experiments to Dambreak Wave: horizontal channel, Journal of Hydraulic Research. 36 (3) (1998) 291–307. [8] L.W. Tan, and V.H. Chu, Lagrangian Block Hydrodynamics of Macro Resistance in a River-Flow Model, [9] L. Tan, V.H. Lauber and Hager’s Dam-Break Wave Data for Numerical Model Validation, Journal of Hydraulic Research, 47 (4) (2009) 524-528. [10] S. Mambretti, E.D. Larcan, and D. Wrachien, 1D Modelling of Dam-Break Surges with Floating Debris, J. of Biosystems engineering, 100 (2) (2008) 297-308. [11] M. Pilotti, M. Tomirotti, G. Valerio, and B. Bacchi, Simplified Method for the Characterization of the Hydrograph Following a Sudden Partial Dam Break, Journal of Hydraulic Engineering, 136 (10) (2010) 693-704. [12] T.J. Chang, H.M. Kao, K.H. Chang, and Mi.H. Hsu, Numerical Simulation of ShallowWater Dam Break Flows in Open Channels Using Smoothed Particle Hydrodynamics, J. Hydraul. Eng., 408 (78–90) 2011. [13] T. Tawatchai, and W. Rattanapitikon, 2-D Modelling of Dambreak Wave Propagation on Initially Dry Bed, Thammasat Int. J. Sc. 4 (3) 1999. [14] Y.F. Le, Experimental Study of landslide Dam-Break Flood over Erodible Bed in open Channels. Journal of Hydrodynamics, Ser. B, 21 (5) 2006. [15] O. Castro-Orgaz, & H. Chanson, Ritter’s Dry-Bed Dam-Break Flows: Positive and Negative Wave Dynamics, J. of Environmental Fluid Mechanics, 17 (4) (2017) 665-694. [16] A. Jozdani, A.R. Kabiri-Samani, Application of Image Processing Method to Analysis of Flood Behavior Due to Dam Break, 9th Iranian Hydraulic Conference. Univ. of Tarbiat Moddares, 2011.(in persian) [17] A. Safarzadeh, Three Dimensional Hydrodynamics of Sudden Dam Break in Curved Channels, Journal of Modares Civil Engineering, 17(3) (2017) 77-86. (in persian) [18] P. C. Carman, Fluid Flow Through Granular Beds, Transactions, Institution of Chem. Eng. Res. Des. 75 (Dec): S32–S48, London, 15, (1937) 150-166. [19] P. Forchheimer, Wasserbewegung Durch Boden. Z. Ver. Deutsch. Ing. 45 (1901) 1782– 1788. [20] S. Ergun, Fluid Flow through Packed Columns. Chemical Engineering Progress, 48(2) (1952) 89-93. [21] A. Parsaei, S. Dehdar-Behbahani, Numerical Modeling of Cavitation on Spillway’s Flip Bucket, Frontiers of Structural and Civil Engineering, 10 (4) (2016) 438-444. [22] S. Dehdar-Behbahani, A. Parsaei, Numerical Modeling of Flow Pattern in Dam Spillway’s Guide Wall. Case study: Balaroud dam, Iran, Alexandria Engineering Journal, 55(1) (2016) 467-473. [23] A. Parsaei, AH. Haghiabi, A. Moradnejad, CFD Modeling of Flow Pattern in Spillway’s ACCEPTED MANUSCRIPT 19 Approach Channel, Sustainable Water Resources Management, 1(3) (2015) 245-251. [24] SH. Najafian, H. Yonesi, A. Parsaei, PH. Torabi, Physical and Numerical Modeling of Flow in Heterogeneous Roughness Non-Prismatic Compound Open Channel, Irrigation and Drainage Structures Engineering Research, 17(66) (2016) 87-104. [25] SH. Najafian, H. Yonesi, A. Parsaei, PH. Torabi, Physical and Numerical Modeling of Flow Properties in Prismatic Compound Open Channel with Heterogeneous Roughness, Irrigation and Drainage Structures Engineering Research, 18(68) (2017) 1-16. [26] A. Safarzadeh, S.H. Mohajeri, Hydrodynamics of Rectangular Broad-Crested Porous Weirs, Journal of Irrig. & Drain. Eng., 144(10) (2018) 1-12. [27] M. Fathi-moghaddam, M.T. Sadrabadi, M, Rahamnshahi, Numerical Simulation of the Hydraulic Performance of Triangular and Trapezoidal Gabion Weirs in Free Flow Condition, Journal of Flow Measurement & Instrumentation, 62 (2018) 93-104. [28] A. Parsaei, A. Moradnejad, Numerical Modeling of Flow Pattern in Spillway Approach Channel, Jordan Journal of Civil Engineering, 12(1) (2018) 1-9.
천해 방정식을 기반으로 하는 2차원 흐름 모델은 댐 붕괴 흐름을 모델링하기 위해 개발되었습니다. 공간 이산화는 유한 체적 셀 중심 유형 방법에 의해 얻어집니다.
수치 시스템은 명시적인 방식으로 해결됩니다. 플럭스 모델링은 시간과 공간 모두에서 2차 정확도로 TVD WAF 방식으로 배포되었습니다. 로컬 리만 문제는 셀 인터페이스에서 HLLC 방법으로 해결됩니다. 수치 모델은 모델 결과와 해석 솔루션을 비교하여 검증합니다.
그런 다음 수치 모델의 결과는 90° 및 180° 편차 각도를 갖는 수로 및 삼각형 바텀 씰 위의 직선 수로에서 사용 가능한 실험 데이터와 비교됩니다. 결과는 댐 파괴파를 예측하는 현재 모델의 합리적인 성능을 확인합니다.
A two-dimensional flow model based on shallow water equations is developed for modeling dam-break flows. The spatial discretization is obtained by the finite volume cell centered type method. The numerical system is solved in explicit way. The flux modeling has been deployed by TVD WAF scheme with a second-order accuracy in both time and space. The local Riemann problem is solved by the HLLC method in the interface of the cells. The numerical model is verified by comparison of model results and analytical solutions. Then the results of numerical model are compared with available experimental data of dam-break waves in a channel with 90° and 180° deviation angle and in a straight channel over a triangular bottom sill. The results confirm the reasonable performance of the present model in predicting dam-break waves.
Fig. 2 Generic control volume and notationsFig. 1 The generated grid for a channel with a 180° bendFig. 4 a Water surface profle and b velocity profle of dam-break
problem with left dry bedFig. 5 a Water surface profle and b velocity profle of appearance
dry regionFig. 6 Comparison of the
present model results and exact
solution for transcritical fow
over a bump with a shockFig. 7 Geometry of the reservoir and L-shaped channel: plan
view (Soares-Frazao et al. 2019)Fig. 9 Test facility a plan view, b the bottom elevation of the reservoir to the channel (Bell et al. 1992)
References
Ata R, Pavan S, Khelladi S, Toro EF (2013) A Weighted Average Flux (WAF) scheme applied to shallow water equations for real-life applications. Adv Water Resour 62:155–172ArticleGoogle Scholar
Aureli F, Maranzoni A, Mignosa P, Ziveri C (2008) A weighted surface-depth gradient method for the numerical integration of the 2D shallow water equations with topography. Adv Water Resour 31(7):962–974ArticleGoogle Scholar
Bell SW, Elliot RC, Hanif Chaudhry M (1992) Experimental results of two-dimensional dam-break flows. J Hydraul Res 30(2):225–252ArticleGoogle Scholar
Benkhaldoun F, Sari S, Seaid M (2015) Projection finite volume method for shallow water flows. Math Comput Simul 118:87–101MathSciNetArticleGoogle Scholar
Chung TJ (2010) Computational fluid dynamics. Cambridge University PressBookGoogle Scholar
Einfeldt B, Munz CD, Roe PL, Sjögreen B (1991) On Godunov-type methods near low densities. J Comput Phys 92(2):273–295MathSciNetArticleGoogle Scholar
Erduran KS, Kutija V, Hewett CJM (2002) Performance of finite volume solutions to the shallow water equations with shock-capturing schemes. Int J Numer Meth Fluids 40(10):1237–1273MathSciNetArticleGoogle Scholar
Gallardo JM, Schneider KA, Castro MJ (2019) On a class of two-dimensional incomplete Riemann solvers. J Comput Phys 386:541–567MathSciNetArticleGoogle Scholar
Fraccarollo L, Toro EF (1995) Experimental and numerical assessment of the shallow water model for two-dimensional dam-break type problems. J Hydraul Res 33(6):843–864ArticleGoogle Scholar
Gupta SC (2019) Numerical grid generation and parallel computations. J Aerosp Eng Technol 5(1):11–22Google Scholar
Hosseinzadeh-Tabrizi A, Ghaeini-Hessaroeyeh M (2015) Coupled dam-break flow and bed load modelling using HLLC-WAF scheme. Water Sci Technol 72(7):1155–1167ArticleGoogle Scholar
Kocaman S, Ozmen-Cagatay H (2015) Investigation of dam-break induced shock waves impact on a vertical wall. J Hydrol 525:1–12ArticleGoogle Scholar
Liang Q, Borthwick AGL, Stelling G (2004) Simulation of dam-and dyke-break hydrodynamics on dynamically adaptive quadtree grids. Int J Numer Meth Fluids 46(2):127–162ArticleGoogle Scholar
Liang D, Lin B, Falconer RA (2007) Simulation of rapidly varying flow using an efficient TVD–MacCormack scheme. Int J Numer Meth Fluids 53(5):811–826ArticleGoogle Scholar
Munoz DH, Constantinescu G (2020) 3-D dam break flow simulations in simplified and complex domains. Adv Water Resour 103510
Muscat L, Puigt G, Montagnac M, Brenner P (2019) A coupled implicit-explicit time integration method for compressible unsteady flows. J Comput Phys 398:183MathSciNetArticleGoogle Scholar
Ozmen-Cagatay H, Kocaman S (2010) Dam-break flows during initial stage using SWE and RANS approaches. J Hydraul Res 48(5):603–611ArticleGoogle Scholar
Ozmen-Cagatay H, Kocaman S, Guzel H (2014) Investigation of dam-break flood waves in a dry channel with a hump. J Hydro Environ Res 8(3):304–315ArticleGoogle Scholar
Pongsanguansin T, Maleewong M, Mekchay K (2015) Consistent weighted average flux of well-balanced TVD-RK discontinuous galerkin method for shallow water flows. Modelling and simulation in Engineering, pp. 591282
Pongsanguansin T, Maleewong M, Mekchay K (2016) Shallow-water simulations by a well-balanced WAF finite volume method: a case study to the great flood in 2011. Thailand Comput Geosci 20(6):1269–1285MathSciNetArticleGoogle Scholar
Soares-Frazão S (2007) Experiments of dam-break wave over a triangular bottom sill. J Hydraul Res 45(sup1):19–26MathSciNetArticleGoogle Scholar
Soares Frazao S, Abbeels S, Messens M (2019) Dam-break flow in a channel with a 90° bend and mobile bed: experimental and numerical simulations. In: 38th IAHR world congress
Toro EF (1992) Riemann problems and the WAF method for solving the two-dimensional shallow water equations. Philos Trans Roy Soc Lond Ser A Phys Eng Sci 338(1649):43–68MathSciNetMATHGoogle Scholar
Toro EF, Spruce M, Speares W (1994) Restoration of the contact surface in the HLL-Riemann solver. Shock Waves 4(1):25–34ArticleGoogle Scholar
Toro EF (2001) Shock-capturing methods for free-surface shallow flows, vol 868. Wiley, New YorkMATHGoogle Scholar
Toro EF, Garcia-Navarro P (2007) Godunov-type methods for free-surface shallow flows: a review. J Hydraul Res 45(6):736–751ArticleGoogle Scholar
Toro, E.F., 2013. Riemann solvers and numerical methods for fluid dynamics: a practical introduction. Springer Science & Business Media.
Valiani A, Caleffi V, Zanni A (2002) Case study: Malpasset dam-break simulation using a two-dimensional finite volume method. J Hydraul Eng 128(5):460–472ArticleGoogle Scholar
Xia J, Lin B, Falconer RA, Wang G (2010) Modelling dam-break flows over mobile beds using a 2-D coupled approach. Adv Water Resour 33(2):171–183ArticleGoogle Scholar
Zia A, Banihashemi MA (2008) Simple efficient algorithm (SEA) for shallow flows with shock wave on dry and irregular beds. Int J Numer Meth Fluids 56(11):2021–2043MathSciNetArticleGoogle Scholar
Zoppou C, Roberts S (2003) Explicit schemes for dam-break simulations. J Hydraul Eng 129(1):11–34ArticleGoogle Scholar
Zhou JG, Causon DM, Ingram DM, Mingham CG (2002) Numerical solutions of the shallow water equations with discontinuous bed topography. Int J Numer Meth Fluids 38(8):769–788ArticleGoogle Scholar
N.M.T De Silva University of Colombo School of Computing 2018
Abstract
산사태가 발생하기 쉬운 구릉 지역 근처에서 발생하는 최근 인구 증가 및 개발은 취약성을 증가시킵니다. 기후 변화의 영향은 산사태 위험의 가능성을 더욱 높입니다. 따라서 인명 및 재산 피해를 방지하기 위해서는 불안정한 경사면 거동에 대한 적절한 관찰과 분석이 중요합니다.
산사태 흐름 경로 예측은 산사태 흐름 경로를 결정하는 데 중요하며 위험 매핑의 필수 요소입니다. 그러나 현상의 복잡한 특성과 관련 매개변수의 불확실성으로 인해 흐름 경로 예측은 어려운 작업입니다. 이 작업에서는 Kegalle 지역의 Aranayaka 지역의 주요 산사태 사고를 흐름 경로를 모델링하기 위한 사례 연구로 사용합니다.
위치에서 디지털 고도 모델을 기반으로 잠재적 소스 영역이 식별되었습니다. 확산 영역 평가는 D8 및 다중 방향 흐름 알고리즘이라는 두 가지 흐름 방향 알고리즘을 기반으로 했습니다. 이 프로토타입 모델을 사용하여 사용자는 슬라이드의 최대 너비, 런아웃 거리 및 슬립 표면적과 같은 산사태 관련 통계를 대화식으로 얻을 수 있습니다.
모델에서 얻은 결과는 실제 Aranayaka 산사태 데이터 세트와 해당 지역의 산사태 위험 지도와 비교되었습니다. D8 알고리즘을 사용하여 구현된 도구에서 생성된 산사태 흐름 경로는 65% 이상의 일치를 나타내고 다중 방향 흐름 알고리즘은 실제 흐름 경로 및 기타 관련 통계와 69% 이상의 일치를 나타냅니다.
또한, 생성된 유동 경로 방향과 예상되는 산사태 시작 지점이 실제 산사태 경계 내부에 잘 일치합니다.
Recent population growth and developments taking place close to landslides prone hilly areas increase their vulnerability. Climate change impacts further raise the potential of landslide hazard. Therefore, to prevent loss of lives and damage to property, proper observation and analysis of unstable slope behavior is crucial. Landslide flow path forecasting is important for determining a landslide flow route and it is an essential element in hazard mapping. However, due to the complex nature of the phenomenon and the uncertainties of associated parameters flow path prediction is a challenging task. In this work, the major landslide incident at Aranayaka area in Kegalle district is taken as the case study to model the flow path. At the location, potential source areas were identified on the basis of the Digital Elevation Model. Spreading area assessment was based on two flow directional algorithms namely D8 and Multiple Direction Flow Algorithm. Using this prototype model, a user can interactively get landslide specific statistics such as the maximum width of the slide, runout distance, and slip surface area. Results obtained by the model were compared with the actual Aranayaka landslide data set the landslide hazard map of the area. Landslide flow paths generated from the implemented tool using D8 algorithm shows more than 65% agreement and Multiple Direction Flow Algorithm shows more than 69% agreement with the actual flow paths and other related statistics. Also, the generated flow path directions and predicted possible landslide initiation points fit inside the actual landslide boundary with good agreement.
Figure 2.1: Types of Landslides[2]Figure 2.2: Landslide Glossary [2]
References
[1] na, “Landslides 101,” [Online]. Available: https://landslides.usgs.gov/learn/ls101.php. [Accessed 20 01 2017]. [2] U.S. Department of the Interior, “Landslide Types and Processes,” July 2004. [Online]. Available: https://pubs.usgs.gov/fs/2004/3072/fs-2004-3072.html. [Accessed 20 July 2017]. [3] “Department of conservation,” 2016. [Online]. Available: http://www.conservation.ca.gov/cgs/geologic_hazards/landslides/Pages/LandslideTypes.aspx. [Accessed 20 July 2017]. [4] 22nd May 2016, Aerial Survey report on inundation damages and sediment disasters, 2016. [5] Peter V. Gorsevski, Paul Gessler and Randy B. Foltz, “Spatial Prediction of Landslide Hazard Using Discriminant Analysis and GIS,” in GIS in the Rockies 2000 Conference and Workshop Applications for the 21st Century, Denver, Colorado. , 2000. [6] M. Casadei, W. E. Dietrich and N. L. Miller, “Testing A Model For Predicting The Timing And Location Of Shallow Landslide Initiation In Soil-Mantled Landscapes,” Earth Surface Processes and Landforms, vol. 28, p. 925–950, 2003. [7] Roberto Arnaldo Trancoso Gomes, Renato Fontes, Osmar Abílio de Carvalho Júnior, Nelson Ferreira and Eurípedes Vargas do Amaral, “Combining Spatial Models for Shallow Landslides and Debris-Flows Prediction,” Remote Sensing, no. 5, pp. 2219-2237, 2013. [8] P. Bertolo and G. F. Wieczorek, “Calibration of numerical models for small debris flow in Yosemite Valley, California, USA,” Documentation and monitoring of landslides and debris flows for mathematical modelling and design of mitigation measures, 13 December 2005. [9] T. A. Gebreslassie, “Dynamic simulations of landslide runout in cohesive Soils,” Oslo, 2015. [10] P. Tarolli and D. G. Tarboton, “A new method for determination of most likely landslide initiation points and the evaluation of digital terrain model scale in terrain stability mapping,” Hydrology and Earth System Sciences, no. 10, p. 663–677, 2006. [11] G.-B. Kim, “Numerical Simulation Of Three-Dimensional Tsunami Generation By Subaerial Landslides,” 2013.
[12] Giuseppe Formetta, Giovanna Capparelli, and Pasqua, “Evaluating performance of simplified physically based models for shallow landslide susceptibility,” Hydrol. Earth System, no. 20, p. 4585–4603, 2016. [13] F. Dai and C. Lee, “Landslide characteristics and slope instability modeling using GIS, Lantau Island, Hong Kong,” 2001. [14] S. McDougall, “Landslide runout analysis — current practice and challenges,” Canadian Geotechnical Colloquium, vol. 57, pp. 605-620, 2017. [15] P. Quinn, K. Beven, P. Chevallier And O. Planchon, “The Prediction Of Hillslope Flow Paths For Distributed Hydrological Modelling Using Digital Terrain Models,” Hydrological Processes, Vol. Vol. 5, Pp. 59-79, 1991. [16] V. B., “Comparison of Single and Multiple Flow Direction Algorithm for Computing Topographic Parameters in Topmodel,” 2000. [17] J.-f. G. P. T. K. T. Guang-ju ZHAO, “Comparison of two different methods for determining flow direction in catchment hydrological modeling,” Water Science and Engineering, vol. 2, no. 4, pp. 1-15, 2009. [18] D. G. Tarboton, “A New Method For The Determination Of Flow Directions And Upslope Areas In Grid Digital Elevation Models,” Water Resources Research, Vol. 33, No. 2, P. 33, 309-319. [19] V. Baumann, “Debris flow susceptibility mapping at a regional scale along the National Road N7, Argentina,” in CGS Geotechnical Conference, Argentina, 2011. [20] Q. Z. Petter Pilesjö, “Theoretical Estimation Of Flow Accumulation From A Grid-Based Digital Elevation Model,” In Proceedings Of Gis Am/Fm Asia’97 And Geoinformatics’97 Conference, Taipei, 1997. [21] G. A. D. Y. a. C. S. L. John P. WILSON, “Water in the Landscape: A Review of Contemporary Flow Routing Algorithms,” pp. 213-236. [22] “MathWorks,” The MathWorks, Inc., [Online]. Available: https://in.mathworks.com/. [Accessed 1 10 2017]. [23] “What is GIS?,” Esri, [Online]. Available: http://www.esri.com/what-is-gis. [Accessed 12 11 2017]. [24] P. Barrett, “Paul Barrett,” Wikimedia Foundation, Inc, [Online]. Available: http://www.pbarrett.net/techpapers/euclid.pdf. [Accessed 05 01 2018].
[25] S. S. Gruber, Land-surface parameters and objects in hydrology., Elsevier, 2009. [26] “Landscape Evolution Modeling with CHILD,” Community Surface Dynamics Modeling System, [Online]. Available: http://csdms.colorado.edu/wiki/Labs_Landscape_Evolution_Modeling_With_Child_Part_2. [Accessed 13 01 2018]. [27] M. Cooper, “Depth Recovery through Linear Algebra,” in Line Drawing Interpretation, Springer Science & Business Media., p. 118. [28] A. P. Nicholas, “Cellular modelling in fluvial geomorphology,” in Earth Surface Processes and Landforms, 2005, p. 645–649. [29] “Making Successful Maps,” DroneDeploy, [Online]. Available: https://support.dronedeploy.com/v1.0/docs/making-successful-maps. [Accessed 15 10 2017]. [30] “M_Map:A mapping package for Matlab,” rich@eos.ubc.ca, [Online]. Available: https://www.eoas.ubc.ca/~rich/map.html. [Accessed 15 01 2018]. [31] P. Dulanjalee, “Landslide Flow Path Assessment for Susceptibility Mapping at a Regional Scale,” in ‘Investing in Disaster Risk Reduction for Resilience’’- NBRO holds 8th Annual Symposium, Colombo, 2017. [32] L. K. a. D. M. E. Boyagoda, ” Subsurface Geotechnical Characterization,” in International Symposium, NBRO, Colombo, Sri Lanka, 2016. [33] E. E. Duncan and A. A. Rahman, “An Amalgamation Of 3d Spatial Data Model For Surface And Subsurface Spatial Objects.,” in Knowing To Manage The Territory, Protect The Environment, Evaluate The Cultural Heritage, Rome, Italy, 2012.
2020년 12월 22일 접수, 2021년 5월 1일 수정, 2021년 7월 15일 수락, 2021년 7월 21일 온라인 사용 가능, 기록 버전 2021년 8월 17일 .
Abstract
이 문서는 재료 압출 적층 제조 에서 여러 레이어를 인쇄하는 동안 증착 흐름의 전산 유체 역학 시뮬레이션 을 제공합니다 . 개발된 모델은 증착된 레이어의 형태를 예측하고 점소성 재료 를 인쇄하는 동안 레이어 변형을 캡처합니다 . 물리학은 일반화된 뉴턴 유체 로 공식화된 Bingham 구성 모델의 연속성 및 운동량 방정식에 의해 제어됩니다. . 증착된 층의 단면 모양이 예측되고 재료의 다양한 구성 매개변수에 대해 층의 변형이 연구됩니다. 층의 변형은 인쇄물의 정수압과 압출시 압출압력으로 인한 것임을 알 수 있다. 시뮬레이션에 따르면 항복 응력이 높을수록 변형이 적은 인쇄물이 생성되는 반면 플라스틱 점도 가 높을수록 증착된 레이어에서변형이 커 집니다 . 또한, 인쇄 속도, 압출 속도 의 영향, 층 높이 및 인쇄된 층의 변형에 대한 노즐 직경을 조사합니다. 마지막으로, 이 모델은 후속 인쇄된 레이어의 정수압 및 압출 압력을 지원하기 위해 증착 후 점소성 재료가 요구하는 항복 응력의 필요한 증가에 대한 보수적인 추정치를 제공합니다.
This paper presents computational fluid dynamics simulations of the deposition flow during printing of multiple layers in material extrusionadditive manufacturing. The developed model predicts the morphology of the deposited layers and captures the layer deformations during the printing of viscoplastic materials. The physics is governed by the continuity and momentum equations with the Bingham constitutive model, formulated as a generalized Newtonian fluid. The cross-sectional shapes of the deposited layers are predicted, and the deformation of layers is studied for different constitutive parameters of the material. It is shown that the deformation of layers is due to the hydrostatic pressure of the printed material, as well as the extrusion pressure during the extrusion. The simulations show that a higher yield stress results in prints with less deformations, while a higher plastic viscosity leads to larger deformations in the deposited layers. Moreover, the influence of the printing speed, extrusion speed, layer height, and nozzle diameter on the deformation of the printed layers is investigated. Finally, the model provides a conservative estimate of the required increase in yield stress that a viscoplastic material demands after deposition in order to support the hydrostatic and extrusion pressure of the subsequently printed layers.
Fig. 1. Model geometry with the computational domain, extrusion nozzle,
toolpath, and boundary conditions. The model is presented while printing the
fifth layer.
키워드
점성 플라스틱 재료, 재료 압출 적층 제조(MEX-AM), 다층 증착, 전산유체역학(CFD), 변형 제어 Viscoplastic Materials, Material Extrusion Additive Manufacturing (MEX-AM), Multiple-Layers Deposition, Computational Fluid Dynamics (CFD), Deformation Control
Introduction
Three-dimensional printing of viscoplastic materials has grown in popularity over the recent years, due to the success of Material Extrusion Additive Manufacturing (MEX-AM) [1]. Viscoplastic materials, such as ceramic pastes [2,3], hydrogels [4], thermosets [5], and concrete [6], behave like solids when the applied load is below their yield stress, and like a fluid when the applied load exceeds their yield stress [7]. Viscoplastic materials are typically used in MEX-AM techniques such as Robocasting [8], and 3D concrete printing [9,10]. The differences between these technologies lie in the processing of the material before the extrusion and in the printing scale (from microscale to big area additive manufacturing). In these extrusion-based technologies, the structure is fabricated in a layer-by-layer approach onto a solid surface/support [11, 12]. During the process, the material is typically deposited on top of the previously printed layers that may be already solidified (wet-on-dry printing) or still deformable (wet-on-wet printing) [1]. In wet-on-wet printing, control over the deformation of layers is important for the stability and geometrical accuracy of the prints. If the material is too liquid after the deposition, it cannot support the pressure of the subsequently deposited layers. On the other hand, the material flowability is a necessity during extrusion through the nozzle. Several experimental studies have been performed to analyze the physics of the extrusion and deposition of viscoplastic materials, as reviewed in Refs. [13–16]. The experimental measurements can be supplemented with Computational Fluid Dynamics (CFD) simulations to gain a more complete picture of MEX-AM. A review of the CFD studies within the material processing and deposition in 3D concrete printing was presented by Roussel et al. [17]. Wolfs et al. [18] predicted numerically the failure-deformation of a cylindrical structure due to the self-weight by calculating the stiffness and strength of the individual layers. It was found that the deformations can take place in all layers, however the most critical deformation occurs in the bottom layer. Comminal et al. [19,20] presented three-dimensional simulations of the material deposition in MEX-AM, where the fluid was approximated as Newtonian. Subsequently, the model was experimentally validated in Ref. [21] for polymer-based MEX-AM, and extended to simulate the deposition of multiple layers in Ref. [22], where the previously printed material was assumed solid. Xia et al. [23] simulated the influence of the viscoelastic effects on the shape of deposited layers in MEX-AM. A numerical model for simulating the deposition of a viscoplastic material was recently presented and experimentally validated in Refs. [24] and [25]. These studies focused on predicting the cross-sectional shape of a single printed layer for different processing conditions (relative printing speed, and layer height). Despite these research efforts, a limited number of studies have focused on investigating the material deformations in wet-on-wet printing when multiple layers are deposited on top of each other. This paper presents CFD simulations of the extrusion-deposition flow of a viscoplastic material for several subsequent layers (viz. three- and five-layers). The material is continuously printed one layer over another on a fixed solid surface. The rheology of the viscoplastic material is approximated by the Bingham constitutive equation that is formulated using the Generalized Newtonian Fluid (GNF) model. The CFD model is used to predict the cross-sectional shapes of the layers and their deformations while printing the next layers on top. Moreover, the simulations are used to quantify the extrusion pressure applied by the deposited material on the substrate, and the previously printed layers. Numerically, it is investigated how the process parameters (i.e., the extrusion speed, printing speed, nozzle diameter, and layer height) and the material rheology affect the deformations of the deposited layers. Section 2 describes the methodology of the study. Section 3 presents and discusses the results. The study is summarized and concluded in Section 4.
References
[1] R.A. Buswell, W.R. Leal De Silva, S.Z. Jones, J. Dirrenberger, 3D printing using concrete extrusion: a roadmap for research, Cem. Concr. Res. 112 (2018) 37–49. [2] Z. Chen, Z. Li, J. Li, C. Liu, C. Lao, Y. Fu, C. Liu, Y. Li, P. Wang, Y. He, 3D printing of ceramics: a review, J. Eur. Ceram. Soc. 39 (4) (2019) 661–687. [3] A. Bellini, L. Shor, S.I. Guceri, New developments in fused deposition modeling of ceramics, Rapid Prototyp. J. 11 (4) (2005) 214–220. [4] S. Aktas, D.M. Kalyon, B.M. Marín-Santib´ anez, ˜ J. P´erez-Gonzalez, ´ Shear viscosity and wall slip behavior of a viscoplastic hydrogel, J. Rheol. 58 (2) (2014) 513–535. [5] J. Lindahl, A. Hassen, S. Romberg, B. Hedger, P. Hedger Jr., M. Walch, T. Deluca, W. Morrison, P. Kim, A. Roschli, D. Nuttall, Large-scale Additive Manufacturing with Reactive Polymers, Oak Ridge National Lab.(ORNL), Oak Ridge, TN (United States), 2018. [6] V.N. Nerella, V. Mechtcherine, Studying the printability of fresh concrete for formwork-free Concrete onsite 3D Printing Technology (CONPrint3D), 3D Concr. Print. Technol. (2019) 333–347. [7] C. Tiu, J. Guo, P.H.T. Uhlherr, Yielding behaviour of viscoplastic materials, J. Ind. Eng. Chem. 12 (5) (2006) 653–662. [8] B. Dietemann, F. Bosna, M. Lorenz, N. Travitzky, H. Kruggel-Emden, T. Kraft, C. Bierwisch, Modeling robocasting with smoothed particle hydrodynamics: printing gapspanning filaments, Addit. Manuf. 36 (2020), 101488. [9] B. Khoshnevis, R. Russell, H. Kwon, S. Bukkapatnam, Contour crafting – a layered fabrication, Spec. Issue IEEE Robot. Autom. Mag. 8 (3) (2001) 33–42. [10] D. Asprone, F. Auricchio, C. Menna, V. Mercuri, 3D printing of reinforced concrete elements: technology and design approach, Constr. Build. Mater. 165 (2018) 218–231. [11] J. Jiang, Y. Ma, Path planning strategies to optimize accuracy, quality, build time and material use in additive manufacturing: a review, Micromachines 11 (7) (2020) 633. [12] J. Jiang, A novel fabrication strategy for additive manufacturing processes, J. Clean. Prod. 272 (2020), 122916. [13] F. Bos, R. Wolfs, Z. Ahmed, T. Salet, Additive manufacturing of concrete in construction: potentials and challenges, Virtual Phys. Prototyp. 11 (3) (2016) 209–225. [14] P. Wu, J. Wang, X. Wang, A critical review of the use of 3-D printing in the construction industry, Autom. Constr. 68 (2016) 21–31. [15] T.D. Ngo, A. Kashani, G. Imbalzano, K.T. Nguyen, D. Hui, Additive manufacturing (3D printing): a review of materials, methods, applications and challenges, Compos. Part B: Eng. 143 (2018) 172–196. [16] M. Valente, A. Sibai, M. Sambucci, Extrusion-based additive manufacturing of concrete products: revolutionizing and remodeling the construction industry, J. Compos. Sci. 3 (3) (2019) 88. [17] N. Roussel, J. Spangenberg, J. Wallevik, R. Wolfs, Numerical simulations of concrete processing: from standard formative casting to additive manufacturing, Cem. Concr. Res. 135 (2020), 106075. [18] R.J.M. Wolfs, F.P. Bos, T.A.M. Salet, Early age mechanical behaviour of 3D printed concrete: numerical modelling and experimental testing, Cem. Concr. Res. 106 (2018) 103–116. [19] R. Comminal, M.P. Serdeczny, D.B. Pedersen, J. Spangenberg, Numerical modeling of the strand deposition flow in extrusion-based additive manufacturing, Addit. Manuf. 20 (2018) 68–76. [20] R. Comminal, M.P. Serdeczny, D.B. Pedersen, J. Spangenberg, Numerical modeling of the material deposition and contouring precision in fused deposition modeling, in Proceedings of the 29th Annual International Solid Freeform Fabrication Symposium, Austin, TX, USA, 2018, pp. 1855–1864. [21] M.P. Serdeczny, R. Comminal, D.B. Pedersen, J. Spangenberg, Experimental validation of a numerical model for the strand shape in material extrusion additive manufacturing, Addit. Manuf. 24 (2018) 145–153. [22] M.P. Serdeczny, R. Comminal, D.B. Pedersen, J. Spangenberg, Numerical simulations of the mesostructure formation in material extrusion additive manufacturing, Addit. Manuf. 28 (2019) 419–429. [23] H. Xia, J. Lu, G. Tryggvason, A numerical study of the effect of viscoelastic stresses in fused filament fabrication, Comput. Methods Appl. Mech. Eng. 346 (2019) 242–259. [24] R. Comminal, W.R.L. da Silva, T.J. Andersen, H. Stang, J. Spangenberg, Influence of processing parameters on the layer geometry in 3D concrete printing: experiments and modelling, in: Proceedings of the Second RILEM International Conference on Concrete and Digital Fabrication, vol. 28, 2020, pp. 852–862. [25] R. Comminal, W.R.L. da Silva, T.J. Andersen, H. Stang, J. Spangenberg, Modelling of 3D concrete printing based on computational fluid dynamics, Cem. Concr. Res. 38 (2020), 106256. [26] E.C. Bingham, An investigation of the laws of plastic flow, US Bur. Stand. Bull. 13 (1916) 309–352. [27] N. Casson, A flow equation for pigment-oil suspensions of the printing ink type, Rheol. Disperse Syst. (1959) 84–104. [28] W.H. Herschel, R. Bulkley, Konsistenzmessungen von Gummi-Benzollosungen, ¨ Kolloid Z. 39 (1926) 291–300. [29] “FLOW-3D | We solve The World’s Toughest CFD Problems,” FLOW SCIENCE. 〈https://www.flow3d.com/〉. (Accessed 27 June 2020). [30] S. Jacobsen, R. Cepuritis, Y. Peng, M.R. Geiker, J. Spangenberg, Visualizing and simulating flow conditions in concrete form filling using pigments, Constr. Build. Mater. 49 (2013) 328–342. [31] E.J. O’Donovan, R.I. Tanner, Numerical study of the Bingham squeeze film problem, J. Non-Newton. Fluid Mech. 15 (1) (1984) 75–83. [32] C.W. Hirt, B.D. Nichols, Volume of fluid (VOF) method for the dynamics of free boundaries, J. Comput. Phys. 39 (1) (1981) 201–225. [33] R. Comminal, J. Spangenberg, J.H. Hattel, Cellwise conservative unsplit advection for the volume of fluid method, J. Comput. Phys. 283 (2015) 582–608. [34] A. Negar, S. Nazarian, N.A. Meisel, J.P. Duarte, Experimental prediction of material deformation in large-scale additive manufacturing of concrete, Addit. Manuf. 37 (2021), 101656.
1Ph.D Student, Dept. of Civil & Environmental Engineering, Hongik University 2Director, Water Resources & Environment Department, HECOREA 3Director, Water Resources Department, ISAN 4Professor, Dept. of Civil & Environmental Engineering, Hongik University
1홍익대학교 건설환경공학과 박사과정 2㈜헥코리아 수자원환경사업부 이사 3㈜이산 수자원부 이사 4홍익대학교 건설환경공학과 교수
ABSTRACT
최근 기후변화로 인해 강우강도 및 빈도의 증가에 따른 집중호우의 영향 및 기존 여수로의 노후화에 대비하여 홍수 시 하류 하천의 영향을 최소화할 수 있는 보조 여수로 활용방안 구축이 필요한 실정이다. 이를 위해, 수리모형 실험 및 수치모형 실험을 통하여 보조 여수로 운영에 따른 흐름특성 변화 검토에 관한 연구가 많이 진행되어 왔다. 그러나 대부분의 연구는 여수로에서의 흐름특성 및 기능성에 대한 검토를 수행하였을 뿐 보조 여수로의 활용방안에 따른 하류하천 영향 검토 및 호안 안정성 검토에 관한 연구는 미비한 실정이다. 이에 본 연구에서는 기존 여수로 및 보조 여수로 방류 조건에 따른 하류영향 분석 및 호안 안정성 측면에서 최적 방류 시나리오 검토를 3차원 수치모형인 FLOW-3D를 사용하여 검토하였다. 또한 FLOW-3D 수치모의 수행을 통한 유속, 수위 결과와 소류력 산정 결과를 호안 설계허용 기준과 비교하였다. 수문 완전 개도 조건으로 가정하고 계획홍수량 유입 시 다양한 보조 여수로 활용방안에 대하여 수치모의를 수행한 결과, 보조 여수로 단독 운영 시 기존 여수로 단독운영에 비하여 최대유속 및 최대 수위의 감소효과를 확인하였다. 다만 계획홍수량의 45% 이하 방류 조건에서 대안부의 호안 안정성을 확보하였고 해당 방류량 초과 경우에는 처오름 현상이 발생하여 월류에 대한 위험성 증가를 확인하였다. 따라서 기존 여수로와의 동시 운영 방안 도출이 중요하다고 판단하였다. 여수로의 배분 비율 및 총 허용 방류량에 대하여 검토한 결과 보조 여수로의 방류량이 기존 여수로의 방류량보다 큰 경우 하류하천의 흐름이 중심으로 집중되어 대안부의 유속 저감 및 수위 감소를 확인하였고, 계획 홍수량의 77% 이하의 조건에서 호안의 허용 유속 및 허용 소류력 조건을 만족하였다. 이를 통하여 본 연구에서 제안한 보조 여수로 활용방안으로는 기존 여수로와 동시 운영 시 총 방류량에 대하여 보조 여수로의 배분량이 기존 여수로의 배분량보다 크게 설정하는 것이 하류하천의 영향을 최소화 할 수 있는 것으로 나타났다. 그러나 본 연구는 여수로 방류에 따른 대안부에서의 영향에 대해서만 검토하였고 수문 전면 개도 조건에서 검토하였다는 한계점은 분명히 있다. 이에 향후에는 다양한 수문 개도 조건 및 방류 시나리오를 적용 및 검토한다면 보다 효율적이고, 효과적인 보조 여수로 활용방안을 도출이 가능할 것으로 기대 된다.
키워드 : 보조 여수로, FLOW-3D, 수치모의, 호안 안정성, 소류력
1. 서 론
최근 기후변화로 인한 집중호우의 영향으로 홍수 시 댐으로 유입되는 홍수량이 설계 홍수량보다 증가하여 댐 안정성 확보가 필요한 실정이다(Office for Government Policy Coordination, 2003). MOLIT & K-water(2004)에서는 기존댐의 수문학적 안정성 검토를 수행하였으며 이상홍수 발생 시 24개 댐에서 월류 등으로 인한 붕괴위험으로 댐 하류지역의 극심한 피해를 예상하여 보조여수로 신설 및 기존여수로 확장 등 치수능력 증대 기본계획을 수립하였고 이를 통하여 극한홍수 발생 시 홍수량 배제능력을 증대하여 기존댐의 안전성 확보 및 하류지역의 피해를 방지하고자 하였다. 여기서 보조 여수로는 기존 여수로와 동시 또는 별도 운영하는 여수로로써 비상상황 시 방류 기능을 포함하고 있고(K-water, 2021), 최근에는 기존 여수로의 노후화에 따라 보조여수로의 활용방안에 대한 관심이 증가하고 있다. 따라서 본 연구에서는 3차원 수치해석을 수행하여 기존 및 보조 여수로의 방류량 조합에 따른 하류 영향을 분석하고 하류 호안 안정성 측면에서 최적 방류 시나리오를 검토하고자 한다.
기존의 댐 여수로 검토에 관한 연구는 주로 수리실험을 통하여 방류조건 별 흐름특성을 검토하였으나 최근에는 수치모형 실험결과가 수리모형실험과 비교하여 근사한 것을 확인하는 등 점차 수치모형실험을 수리모형실험의 대안으로 활용하고 있다(Jeon et al., 2006; Kim, 2007; Kim et al., 2008). 국내의 경우, Jeon et al.(2006)은 수리모형 실험과 수치모의를 이용하여 임하댐 바상여수로의 기본설계안을 도출하였고, Kim et al.(2008)은 가능최대홍수량 유입 시 비상여수로 방류에 따른 수리학적 안정성과 기능성을 3차원 수치모형인 FLOW-3D를 활용하여 검토하였다. 또한 Kim and Kim(2013)은 충주댐의 홍수조절 효과 검토 및 방류량 변화에 따른 상·하류의 수위 변화를 수치모형을 통하여 검토하였다. 국외의 경우 Zeng et al.(2017)은 3차원 수치모형인 Fluent를 활용한 여수로 방류에 따른 흐름특성 결과와 측정결과를 비교하여 수치모형 결과의 신뢰성을 검토하였다. Li et al.(2011)은 가능 최대 홍수량(Probable Maximum Flood, PMF)조건에서 기존 여수로와 신규 보조 여수로 유입부 주변의 흐름특성에 대하여 3차원 수치모형 Fluent를 활용하여 검토하였고, Lee et al.(2019)는 서로 근접해있는 기존 여수로와 보조여수로 동시 운영 시 방류능 검토를 수리모형 실험 및 수치모형 실험(FLOW-3D)을 통하여 수행하였으며 기존 여수로와 보조 여수로를 동시운영하게 되면 배수로 간섭으로 인하여 총 방류량이 7.6%까지 감소되어 댐의 방류능력이 감소하였음을 확인하였다.
그러나 대부분의 여수로 검토에 대한 연구는 여수로 내에서의 흐름특성 및 기능성에 대한 검토를 수행하였고. 이에 기존 여수로와 보조 여수로 방류운영에 따른 하류하천의 흐름특성 변화 및 호안 안정성 평가에 관한 추가적인 검토가 필요한 실정이다. 따라서 본 연구에서는 기존 여수로 및 보조 여수로 방류 조건에 따른 하류하천의 흐름특성 및 호안 안정성분석을 3차원 수치모형인 FLOW-3D를 이용하여 검토하였다. 또한 다양한 방류 배분 비율 및 허용 방류량 조건 변화에 따른 하류하천의 흐름특성 및 소류력 분석결과를 호안 설계 허용유속 및 허용 소류력 기준과 비교하여 하류하천의 영향을 최소화 할 수 있는 최적의 보조 여수로 활용방안을 도출하고자 한다.
2. 본 론
2.1 이론적 배경
2.1.1 3차원 수치모형의 기본이론
FLOW-3D는 미국 Flow Science, Inc에서 개발한 범용 유체역학 프로그램(CFD, Computational Fluid Dynamics)으로 자유 수면을 갖는 흐름모의에 사용되는 3차원 수치해석 모형이다. 난류모형을 통해 난류 해석이 가능하고, 댐 방류에 따른 하류 하천의 흐름 해석에도 많이 사용되어 왔다(Flow Science, 2011). 본 연구에서는 FLOW-3D(version 12.0)을 이용하여 홍수 시 기존 여수로의 노후화에 대비하여 보조 여수로의 활용방안에 대한 검토를 하류하천의 호안 안정성 측면에서 검토하였다.
2.1.2 유동해석의 지배방정식
1) 연속 방정식(Continuity Equation)
FLOW-3D는 비압축성 유체에 대하여 연속방정식을 사용하며, 밀도는 상수항으로 적용된다. 연속 방정식은 Eqs. (1), (2)와 같다.
(1)
∇·v=0
(2)
∂∂x(uAx)+∂∂y(vAy)+∂∂z(wAz)=RSORρ
여기서, ρ는 유체 밀도(kg/m3), u, v, w는 x, y, z방향의 유속(m/s), Ax, Ay, Az는 각 방향의 요소면적(m2), RSOR는 질량 생성/소멸(mass source/sink)항을 의미한다.
2) 운동량 방정식(Momentum Equation)
각 방향 속도성분 u, v, w에 대한 운동방정식은 Navier-Stokes 방정식으로 다음 Eqs. (3), (4), (5)와 같다.
여기서, Gx, Gy, Gz는 체적력에 의한 가속항, fx, fy, fz는 점성에 의한 가속항, bx, by, bz는 다공성 매체에서의 흐름손실을 의미한다.
2.1.3 소류력 산정
호안설계 시 제방사면 호안의 안정성 확보를 위해서는 하천의 흐름에 의하여 호안에 작용하는 소류력에 저항할 수 있는 재료 및 공법 선택이 필요하다. 국내의 경우 하천공사설계실무요령(MOLIT, 2016)에서 계획홍수량 유하 시 소류력 산정 방법을 제시하고 있다. 소류력은 하천의 평균유속을 이용하여 산정할 수 있으며, 소류력 산정식은 Eqs. (6), (7)과 같다.
여기서, τ는 소류력(N/m2), R은 동수반경(m), γ는 물의 단위중량(10.0 kN/m3), I는 에너지경사, C는 Chezy 유속계수, V는 평균유속(m/s)을 의미한다.
2) Manning 조도계수를 고려한 공식
Chezy 유속계수를 대신하여 Manning의 조도계수를 고려하여 소류력을 산정할 수 있다.
(7)
τ=γn2V2R1/3
여기서, τ는 소류력(N/m2), R은 동수반경(m), γ는 물의 단위중량(10.0 kN/m3), n은 Manning의 조도계수, V는 평균유속(m/s)을 의미한다.
FLOW-3D 수치모의 수행을 통하여 하천의 바닥 유속을 도출할 수 있으며, 본 연구에서는 Maning 조도계수롤 고려하여 소류력을 산정하고자 한다. 소류력을 산정하기 위해서 여수로 방류에 따른 대안부의 바닥유속 변화를 검토하여 최대 유속 값을 이용하였다. 최종적으로 산정한 소류력과 호안의 재료 및 공법에 따른 허용 소류력과 비교하여 제방사면 호안의 안정성 검토를 수행하게 된다.
2.2 하천호안 설계기준
하천 호안은 계획홍수위 이하의 유수작용에 대하여 안정성이 확보되도록 계획하여야 하며, 호안의 설계 시에는 사용재료의 확보용이성, 시공상의 용이성, 세굴에 대한 굴요성(flexibility) 등을 고려하여 호안의 형태, 시공방법 등을 결정한다(MOLIT, 2019). 국내의 경우, 하천공사설계실무요령(MOLIT, 2016)에서는 다양한 호안공법에 대하여 비탈경사에 따라 설계 유속을 비교하거나, 허용 소류력을 비교함으로써 호안의 안정성을 평가한다. 호안에 대한 국외의 설계기준으로 미국의 경우, ASTM(미국재료시험학회)에서 호안블록 및 식생매트 시험방법을 제시하였고 제품별로 ASTM 시험에 의한 허용유속 및 허용 소류력을 제시하였다. 일본의 경우, 호안 블록에 대한 축소실험을 통하여 항력을 측정하고 이를 통해서 호안 블록에 대한 항력계수를 제시하고 있다. 설계 시에는 항력계수에 의한 블록의 안정성을 평가하고 있으나, 최근에는 세굴의 영향을 고려할 수 있는 호안 안정성 평가의 필요성을 제기하고 있다(MOLIT, 2019). 관련된 국내·외의 하천호안 설계기준은 Table 1에 정리하여 제시하였고, 본 연구에서 하천 호안 안정성 평가 시 하천공사설계실무요령(MOLIT, 2016)과 ASTM 시험에서 제시한 허용소류력 및 허용유속 기준을 비교하여 각각 0.28 kN/m2, 5.0 m/s 미만일 경우 호안 안정성을 확보하였다고 판단하였다.
Table 1.
Standard of Permissible Velocity and Shear on Revetment
Country (Reference)
Material
Permissible velocity (Vp, m/s)
Permissible Shear (τp, kN/m2)
Korea
River Construction Design Practice Guidelines (MOLIT, 2016)
Vegetated
5.0
0.50
Stone
5.0
0.80
USA
ASTM D’6460
Vegetated
6.1
0.81
Unvegetated
5.0
0.28
JAPAN
Dynamic Design Method of Revetment
–
5.0
–
2.3. 보조여수로 운영에 따른 하류하천 영향 분석
2.3.1 모형의 구축 및 경계조건
본 연구에서는 기존 여수로의 노후화에 대비하여 홍수 시 보조여수로의 활용방안에 따른 하류하천의 흐름특성 및 호안안정성 평가를 수행하기 위해 FLOW-3D 모형을 이용하였다. 기존 여수로 및 보조 여수로는 치수능력 증대사업(MOLIT & K-water, 2004)을 통하여 완공된 ○○댐의 제원을 이용하여 구축하였다. ○○댐은 설계빈도(100년) 및 200년빈도 까지는 계획홍수위 이내로 기존 여수로를 통하여 운영이 가능하나 그 이상 홍수조절은 보조여수로를 통하여 조절해야 하며, 또한 2011년 기존 여수로 정밀안전진단 결과 사면의 표층 유실 및 옹벽 밀림현상 등이 확인되어 노후화에 따른 보수·보강이 필요한 상태이다. 이에 보조여수로의 활용방안 검토가 필요한 것으로 판단하여 본 연구의 대상댐으로 선정하였다. 하류 하천의 흐름특성을 예측하기 위하여 격자간격을 0.99 ~ 8.16 m의 크기로 하여 총 격자수는 49,102,500개로 구성하였으며, 여수로 방류에 따른 하류하천의 흐름해석을 위한 경계조건으로 상류는 유입유량(inflow), 바닥은 벽면(wall), 하류는 수위(water surface elevation)조건으로 적용하도록 하였다(Table 2, Fig. 1 참조). FLOW-3D 난류모형에는 혼합길이 모형, 난류에너지 모형, k-ϵ모형, RNG(Renormalized Group Theory) k-ϵ모형, LES 모형 등이 있으며, 본 연구에서는 여수로 방류에 따른 복잡한 난류 흐름 및 높은 전단흐름을 정확하게 모의(Flow Science, 2011)할 수 있는 RNG k-ϵ모형을 사용하였고, 하류하천 호안의 안정성 측면에서 보조여수로의 활용방안을 검토하기 위하여 방류시나리오는 Table 3에 제시된 것 같이 설정하였다. Case 1 및 Case 2를 통하여 계획홍수량에 대하여 기존 여수로와 보조 여수로의 단독 운영이 하류하천에 미치는 영향을 확인하였고 보조 여수로의 방류량 조절을 통하여 호안 안정성 측면에서 보조 여수로 방류능 검토를 수행하였다(Case 3 ~ Case 6). 또한 기존 여수로와 보조 여수로의 방류량 배분에 따른 하류하천의 영향 검토(Case 7 ~ Case 10) 및 방류 배분에 따른 허용 방류량을 호안 안정성 측면에서 검토를 수행하였다(Case 11 ~ Case 14).
수문은 완전개도 조건으로 가정하였으며 하류하천의 계획홍수량에 대한 기존 여수로와 보조여수로의 배분량을 조절하여 모의를 수행하였다. 여수로는 콘크리트의 조도계수 값(Chow, 1959)을 채택하였고, 댐 하류하천의 조도계수는 하천기본계획(Busan Construction and Management Administration, 2009) 제시된 조도계수 값을 채택하였으며 FLOW-3D의 적용을 위하여 Manning-Strickler 공식(Vanoni, 2006)을 이용하여 조도계수를 조고값으로 변환하여 사용하였다. Manning-Strickler 공식은 Eq. (8)과 같으며, FLOW-3D에 적용한 조도계수 및 조고는 Table 4와 같다.
(8)
n=ks1/68.1g1/2
여기서, kS는 조고 (m), n은 Manning의 조도계수, g는 중력가속도(m/s2)를 의미한다.
시간에 따라 동일한 유량이 일정하게 유입되도록 모의를 수행하였으며, 시간간격(Time Step)은 0.0001초로 설정(CFL number < 1.0) 하였다. 또한 여수로 수문을 통한 유량의 변동 값이 1.0%이내일 경우는 연속방정식을 만족하고 있다고 가정하였다. 이는, 유량의 변동 값이 1.0%이내일 경우 유속의 변동 값 역시 1.0%이내이며, 수치모의 결과 1.0%의 유속변동은 호안의 유속설계기준에 크게 영향을 미치지 않는다고 판단하였다. 그 결과 모든 수치모의 Case에서 2400초 이내에 결과 값이 수렴하는 것을 확인하였다.
Table 2.
Mesh sizes and numerical conditions
Mesh
Numbers
49,102,500 EA
Increment (m)
Direction
Existing Spillway
Auxiliary Spillway
∆X
0.99 ~ 4.30
1.00 ~ 4.30
∆Y
0.99 ~ 8.16
1.00 ~ 5.90
∆Z
0.50 ~ 1.22
0.50 ~ 2.00
Boundary Conditions
Xmin / Ymax
Inflow / Water Surface Elevation
Xmax, Ymin, Zmin / Zmax
Wall / Symmetry
Turbulence Model
RNG model
Table 3.
Case of numerical simulation (Qp : Design flood discharge)
Case
Existing Spillway (Qe, m3/s)
Auxiliary Spillway (Qa, m3/s)
Remarks
1
Qp
0
Reference case
2
0
Qp
3
0
0.58Qp
Review of discharge capacity on auxiliary spillway
4
0
0.48Qp
5
0
0.45Qp
6
0
0.32Qp
7
0.50Qp
0.50Qp
Determination of optimal division ratio on Spillways
8
0.61Qp
0.39Qp
9
0.39Qp
0.61Qp
10
0.42Qp
0.58Qp
11
0.32Qp
0.45Qp
Determination of permissible division on Spillways
12
0.35Qp
0.48Qp
13
0.38Qp
0.53Qp
14
0.41Qp
0.56Qp
Table 4.
Roughness coefficient and roughness height
Criteria
Roughness coefficient (n)
Roughness height (ks, m)
Structure (Concrete)
0.014
0.00061
River
0.033
0.10496
Fig. 1
Layout of spillway and river in this study
2.3.2 보조 여수로의 방류능 검토
본 연구에서는 기존 여수로와 보조 여수로의 방류량 배분에 따른 하류하천 대안부의 유속분포 및 수위분포를 검토하기 위해 수치모의 Case 별 다음과 같이 관심구역을 설정하였다(Fig. 2 참조). 관심구역(대안부)의 길이(L)는 총 1.3 km로 10 m 등 간격으로 나누어 검토하였으며, Section 1(0 < X/L < 0.27)은 기존 여수로 방류에 따른 영향이 지배적인 구간, Section 2(0.27 < X/L < 1.00)는 보조 여수로 방류에 따른 영향이 지배적인 구간으로 각 구간에서의 수위, 유속, 수심결과를 확인하였다. 기존 여수로의 노후화에 따른 보조 여수로의 방류능 검토를 위하여 Case 1 – Case 6까지의 결과를 비교하였다.
보조 여수로의 단독 운영 시 기존 여수로 운영 시 보다 하류하천의 대안부의 최대 유속(Vmax)은 약 3% 감소하였으며, 이는 보조 여수로의 하천 유입각이 기존 여수로 보다 7°작으며 유입하천의 폭이 증가하여 유속이 감소한 것으로 판단된다. 대안부의 최대 유속 발생위치는 하류 쪽으로 이동하였으며 교량으로 인한 단면의 축소로 최대유속이 발생하는 것으로 판단된다. 또한 보조 여수로의 배분량(Qa)이 증가함에 따라 하류하천 대안부의 최대 유속이 증가하였다. 하천호안 설계기준에서 제시하고 있는 허용유속(Vp)과 비교한 결과, 계획홍수량(Qp)의 45% 이하(Case 5 & 6)를 보조 여수로에서 방류하게 되면 허용 유속(5.0 m/s)조건을 만족하여 호안안정성을 확보하였다(Fig. 3 참조). 허용유속 외에도 대안부에서의 소류력을 산정하여 하천호안 설계기준에서 제시한 허용 소류력(τp)과 비교한 결과, 유속과 동일하게 보조 여수로의 방류량이 계획홍수량의 45% 이하일 경우 허용소류력(0.28 kN/m2) 조건을 만족하였다(Fig. 4 참조). 각 Case 별 호안설계조건과 비교한 결과는 Table 5에 제시하였다.
하류하천의 수위도 기존 여수로 운영 시 보다 보조 여수로 단독 운영 시 최대 수위(ηmax)가 약 2% 감소하는 효과를 보였으며 최대 수위 발생위치는 수충부로 여수로 방류시 처오름에 의한 수위 상승으로 판단된다. 기존 여수로의 단독운영(Case 1)의 수위(ηref)를 기준으로 보조 여수로의 방류량이 증가함에 따라 수위는 증가하였으나 계획홍수량의 58%까지 방류할 경우 월류에 대한 안정성(ηmax/ηref<0.97(=기설제방고))은 확보되었다(Fig. 5 참조). 그러나 계획홍수량 조건에서는 월류에 대한 위험성이 존재하기 때문에 기존여수로와 보조여수로의 적절한 방류량 배분 조합을 도출하는 것이 중요하다고 판단되어 진다.
Fig. 2
Region of interest in this study
Fig. 3
Maximum velocity and location of Vmax according to Qa
Fig. 4
Maximum shear according to Qa
Fig. 5
Maximum water surface elevation and location of ηmax according to Qa
Table 5.
Numerical results for each cases (Case 1 ~ Case 6)
Case
Maximum Velocity (Vmax, m/s)
Maximum Shear (τmax, kN/m2)
Evaluation in terms of Vp
Evaluation in terms of τp
1 (Qa = 0)
9.15
0.54
No Good
No Good
2 (Qa = Qp)
8.87
0.56
No Good
No Good
3 (Qa = 0.58Qp)
6.53
0.40
No Good
No Good
4 (Qa = 0.48Qp)
6.22
0.36
No Good
No Good
5 (Qa = 0.45Qp)
4.22
0.12
Accpet
Accpet
6 (Qa = 0.32Qp)
4.04
0.14
Accpet
Accpet
2.3.3 기존 여수로와 보조 여수로 방류량 배분 검토
기존 여수로 및 보조 여수로 단독운영에 따른 하류하천 및 호안의 안정성 평가를 수행한 결과 계획홍수량 방류 시 하류하천 대안부에서 호안 설계 조건(허용유속 및 허용 소류력)을 초과하였으며, 처오름에 의한 수위 상승으로 월류에 대한 위험성 증가를 확인하였다. 따라서 계획 홍수량 조건에서 기존 여수로와 보조 여수로의 방류량 배분을 통하여 호안 안정성을 확보하고 하류하천에 방류로 인한 피해를 최소화할 수 있는 배분조합(Case 7 ~ Case 10)을 검토하였다. Case 7은 기존 여수로와 보조여수로의 배분 비율을 균등하게 적용한 경우이고, Case 8은 기존 여수로의 배분량이 보조 여수로에 비하여 많은 경우, Case 9는 보조 여수로의 배분량이 기존 여수로에 비하여 많은 경우를 의미한다. 최대유속을 비교한 결과 보조 여수로의 배분 비율이 큰 경우 기존 여수로의 배분량에 의하여 흐름이 하천 중심에 집중되어 대안부의 유속을 저감하는 효과를 확인하였다. 보조여수로의 방류량 배분 비율이 증가할수록 기존 여수로 대안부 측(0.00<X/L<0.27, Section 1) 유속 분포는 감소하였으나, 신규여수로 대안부 측(0.27<X/L<1.00, Section 2) 유속은 증가하는 것을 확인하였다(Fig. 6 참조). 그러나 유속 저감 효과에도 대안부 전구간에서 설계 허용유속 조건을 초과하여 제방의 안정성을 확보하지는 못하였다. 소류력 산정 결과 유속과 동일하게 보조 여수로의 방류량이 기존 여수로의 방류량 보다 크면 감소하는 것을 확인하였고 일부 구간에서는 허용 소류력 조건을 만족하는 것을 확인하였다(Fig. 7 참조).
따라서 유속 저감효과가 있는 배분 비율 조건(Qa>Qe)에서 Section 2에 유속 저감에 영향을 미치는 기존 여수로 방류량 배분 비율을 증가시켜 추가 검토(Case 10)를 수행하였다. 단독운영과 비교 시 하류하천에 유입되는 유량은 증가하였음에도 불구하고 기존 여수로 방류량에 의해 흐름이 하천 중심으로 집중되는 현상에 따라 대안부의 유속은 단독 운영에 비하여 감소하는 것을 확인하였고(Fig. 8 참조), 호안 설계 허용유속 및 허용 소류력 조건을 만족하는 구간이 발생하여 호안 안정성도 확보한 것으로 판단되었다. 최종적으로 각 Case 별 수위 결과의 경우 여수로 동시 운영을 수행하게 되면 대안부 전 구간에서 월류에 대한 안정성(ηmax/ηref<0.97(=기설제방고))은 확보하였다(Fig. 9 참조). 각 Case 별 대안부에서 최대 유속결과 및 산정한 소류력은 Table 6에 제시하였다.
Fig. 6
Maximum velocity on section 1 & 2 according to Qa
Fig. 7
Maximum shear on section 1 & 2 according to Qa
Fig. 8
Velocity results of FLOW-3D (a: auxiliary spillway operation only , b : simultaneous operation of spillways)
Fig. 9
Maximum water surface elevation on section 1 & 2 according to Qa
Table 6.
Numerical results for each cases (Case 7 ~ Case 10)
Case (Qe & Qa)
Maximum Velocity (Vmax, m/s)
Maximum Shear (τmax, kN/m2)
Evaluation in terms of Vp
Evaluation in terms of τp
Section 1
Section 2
Section 1
Section 2
Section 1
Section 2
Section 1
Section 2
7 Qe : 0.50QpQa : 0.50Qp
8.10
6.23
0.64
0.30
No Good
No Good
No Good
No Good
8 Qe : 0.61QpQa : 0.39Qp
8.88
6.41
0.61
0.34
No Good
No Good
No Good
No Good
9 Qe : 0.39QpQa : 0.61Qp
6.22
7.33
0.24
0.35
No Good
No Good
Accept
No Good
10 Qe : 0.42QpQa : 0.58Qp
6.39
4.79
0.30
0.19
No Good
Accept
No Good
Accept
2.3.4 방류량 배분 비율의 허용 방류량 검토
계획 홍수량 방류 시 기존 여수로와 보조 여수로의 배분 비율 검토 결과 Case 10(Qe = 0.42Qp, Qa = 0.58Qp)에서 방류에 따른 하류 하천의 피해를 최소화시킬 수 있는 것을 확인하였다. 그러나 대안부 전 구간에 대하여 호안 설계조건을 만족하지 못하였다. 따라서 기존 여수로와 보조 여수로의 방류 배분 비율을 고정시킨 후 총 방류량을 조절하여 허용 방류량을 검토하였다(Case 11 ~ Case 14).
호안 안정성 측면에서 검토한 결과 계획홍수량 대비 총 방류량이 감소하면 최대 유속 및 최대 소류력이 감소하고 최종적으로 계획 홍수량의 77%를 방류할 경우 하류하천의 대안부에서 호안 설계조건을 모두 만족하는 것을 확인하였다(Fig. 10, Fig. 11 참조). 각 Case 별 대안부에서 최대 유속결과 및 산정한 소류력은 Table 7에 제시하였다. 또한 Case 별 수위 검토 결과 처오름으로 인한 대안부 전 구간에서 월류에 대한 안정성(ηmax/ηref<0.97(=기설제방고))은 확보하였다(Fig. 12 참조).
Table 7.
Numerical results for each cases (Case 11 ~ Case 14)
Case (Qe & Qa)
Maximum Velocity (Vmax, m/s)
Maximum Shear (τmax, kN/m2)
Evaluation in terms of Vp
Evaluation in terms of τp
Section 1
Section 2
Section 1
Section 2
Section 1
Section 2
Section 1
Section 2
11 Qe : 0.32QpQa : 0.45Qp
3.63
4.53
0.09
0.26
Accept
Accept
Accept
Accept
12 Qe : 0.35QpQa : 0.48Qp
5.74
5.18
0.23
0.22
No Good
No Good
Accept
Accept
13 Qe : 0.38QpQa : 0.53Qp
6.70
4.21
0.28
0.11
No Good
Accept
Accept
Accept
14 Qe : 0.41QpQa : 0.56Qp
6.54
5.24
0.28
0.24
No Good
No Good
Accept
Accept
Fig. 10
Maximum velocity on section 1 & 2 according to total outflow
Fig. 11
Maximum shear on section 1 & 2 according to total outflow
Fig. 12
Maximum water surface elevation on section 1 & 2 according to total outflow
3. 결 론
본 연구에서는 홍수 시 기존 여수로의 노후화로 인한 보조 여수로의 활용방안에 대하여 하류하천의 호안 안정성 측면에서 검토하였다. 여수로 방류로 인한 하류하천의 흐름특성을 검토하기 위하여 3차원 수치모형인 FLOW-3D를 활용하였고, 여수로 지형은 치수능력 증대사업을 통하여 완공된 ○○댐의 제원을 이용하였다. 하류하천 조도 계수 및 여수로 방류량은 하천기본계획을 참고하여 적용하였다. 최종적으로 여수로 방류로 인한 하류하천의 피해를 최소화 시킬 수 있는 적절한 보조 여수로의 활용방안을 도출하기 위하여 보조 여수로 단독 운영과 기존 여수로와의 동시 운영에 따른 하류 하천의 흐름특성 및 소류력의 변화를 검토하였다.
수문은 완전 개도 상태에서 방류한다는 가정으로 계획 홍수량 조건에서 보조 여수로 단독 운영 시 하류하천 대안부의 유속 및 수위를 검토한 결과 기존 여수로 단독운영에 비하여 최대 유속 및 최대 수위가 감소하는 것을 확인할 수 있었으며, 이는 보조 여수로 단독 운영 시 하류하천으로 유입각도가 작아지고, 유입되는 하천의 폭이 증가되기 때문이다. 그러나 계획 홍수량 조건에서 하천호안 설계기준에서 제시한 허용 유속(5.0 m/s)과 허용 소류력(0.28 kN/m2)과 비교하였을 때 호안 안정성을 확보하지 못하였으며, 계획홍수량의 45% 이하 방류 시에 대안부의 호안 안정성을 확보하였다. 수위의 경우 여수로 방류에 따른 대안부에서 처오름 현상이 발생하여 월류에 대한 위험성을 확인하였고 이를 통하여 기존 여수로와의 동시 운영 방안을 도출하는 것이 중요하다고 판단된다. 따라서 기존 여수로와의 동시 운영 측면에서 기존 여수로와 보조 여수로의 배분 비율 및 총 방류량을 변화시켜가며 하류 하천의 흐름특성 및 소류력의 변화를 검토하였다. 배분 비율의 경우 기존 여수로와 보조 여수로의 균등 배분(Case 7) 및 편중 배분(Case 8 & Case 9)을 검토하여 보조 여수로의 방류량이 기존 여수로의 방류량보다 큰 경우 하류하천의 중심부로 집중되어 대안부의 최대유속, 최대소류력 및 최대수위가 감소하는 것을 확인하였다. 이를 근거로 기존 여수로의 방류 비율을 증가(Qe=0.42Qp, Qa=0.58Qp)시켜 검토한 결과 대안부 일부 구간에서 허용 유속 및 허용소류력 조건을 만족하는 것을 확인하였다. 이를 통하여 기존 여수로와 보조 여수로의 동시 운영을 통하여 적절한 방류량 배분 비율을 도출하는 것이 방류로 인한 하류하천의 피해를 저감하는데 효과적인 것으로 판단된다. 그러나 설계홍수량 방류 시 전 구간에서 허용 유속 및 소류력 조건을 만족하지 못하였다. 최종적으로 전체 방류량에서 기존 여수로의 방류 비율을 42%, 보조 여수로의 방류 비율을 58%로 설정하여 허용방류량을 검토한 결과, 계획홍수량의 77%이하로 방류 시 대안부의 최대유속은 기존여수로 방류의 지배영향구간(section 1)에서 3.63 m/s, 기존 여수로와 보조 여수로 방류의 영향구간(section 2)에서 4.53 m/s로 허용유속 조건을 만족하였고, 산정한 소류력도 각각 0.09 kN/m2 및 0.26 kN/m2로 허용 소류력 조건을 만족하여 대안부 호안의 안정성을 확보하였다고 판단된다.
본 연구 결과는 기후변화 및 기존여수로의 노후화로 인하여 홍수 시 기존여수로의 단독운영으로 하류하천의 피해가 발생할 수 있는 현시점에서 치수증대 사업으로 완공된 보조 여수로의 활용방안에 대한 기초자료로 활용될 수 있고, 향후 계획 홍수량 유입 시 최적의 배분 비율 및 허용 방류량 도출에 이용할 수 있다. 다만 본 연구는 여수로 방류에 따른 제방에 작용하는 수충력은 검토하지 못하고, 허용 유속 및 허용소류력은 제방과 유수의 방향이 일정한 구간에 대하여 검토하였다. 또한 여수로 방류에 따른 대안부에서의 영향에 대해서만 검토하였고 수문 전면 개도 조건에서 검토하였다는 한계점은 분명히 있다. 이에 향후에는 다양한 수문 개도 조건 및 방류 시나리오를 적용 및 검토하여 보다 효율적이고, 효과적인 보조 여수로 활용방안을 도출하고자 한다.
Acknowledgements
본 결과물은 K-water에서 수행한 기존 및 신규 여수로 효율적 연계운영 방안 마련(2021-WR-GP-76-149)의 지원을 받아 연구되었습니다.
References
1 Busan Construction and Management Administration (2009). Nakdonggang River Master Plan. Busan: BCMA.
2 Chow, V. T. (1959). Open-channel Hydraulics. McGraw-Hill. New York.
3 Flow Science (2011). Flow3D User Manual. Santa Fe: NM.
4 Jeon, T. M., Kim, H. I., Park, H. S., and Baek, U. I. (2006). Design of Emergency Spillway Using Hydraulic and Numerical Model-ImHa Multipurpose Dam. Proceedings of the Korea Water Resources Association Conference. 1726-1731.
5 Kim, D. G., Park, S. J., Lee, Y. S., and Hwang, J. H. (2008). Spillway Design by Using Numerical Model Experiment – Case Study of AnDong Multipurpose Dam. Proceedings of the Korea Water Resources Association Conference. 1604-1608.
6 Kim, J. S. (2007). Comparison of Hydraulic Experiment and Numerical Model on Spillway. Water for Future. 40(4): 74-81.
7 Kim, S. H. and Kim, J. S. (2013). Effect of Chungju Dam Operation for Flood Control in the Upper Han River. Journal of the Korean Society of Civil Engineers. 33(2): 537-548. 10.12652/Ksce.2013.33.2.537
8 K-water (2021). Regulations of Dam Management. Daejeon: K-water.
9 K-water and MOLIT (2004). Report on the Establishment of Basic Plan for the Increasing Flood Capacity and Review of Hydrological Stability of Dams. Sejong: K-water and MOLIT.
10 Lee, J. H., Julien, P. Y., and Thornton, C. I. (2019). Interference of Dual Spillways Operations. Journal of Hydraulic Engineering. 145(5): 1-13. 10.1061/(ASCE)HY.1943-7900.0001593
11 Li, S., Cain, S., Wosnik, M., Miller, C., Kocahan, H., and Wyckoff, R. (2011). Numerical Modeling of Probable Maximum Flood Flowing through a System of Spillways. Journal of Hydraulic Engineering. 137(1): 66-74. 10.1061/(ASCE)HY.1943-7900.0000279
12 MOLIT (2016). Practice Guidelines of River Construction Design. Sejong: MOLIT.
13 MOLIT (2019). Standards of River Design. Sejong: MOLIT.
14 Prime Minister’s Secretariat (2003). White Book on Flood Damage Prevention Measures. Sejong: PMS.
15 Schoklitsch, A. (1934). Der Geschiebetrieb und Die Geschiebefracht. Wasserkraft Wasserwirtschaft. 4: 1-7.
16 Vanoni, V. A. (Ed.). (2006). Sedimentation Engineering. American Society of Civil Engineers. Virginia: ASCE. 10.1061/9780784408230
17 Zeng, J., Zhang, L., Ansar, M., Damisse, E., and González-Castro, J. A. (2017). Applications of Computational Fluid Dynamics to Flow Ratings at Prototype Spillways and Weirs. I: Data Generation and Validation. Journal of Irrigation and Drainage Engineering. 143(1): 1-13. 10.1061/(ASCE)IR.1943-4774.0001112
Korean References Translated from the English
1 건설교통부·한국수자원공사 (2004). 댐의 수문학적 안정성 검토 및 치수능력증대방안 기본계획 수립 보고서. 세종: 국토교통부.
2 국무총리실 수해방지대책단 (2003). 수해방지대책 백서. 세종: 국무총리실.
3 국토교통부 (2016). 하천공사 설계실무요령. 세종: 국토교통부.
4 국토교통부 (2019). 하천설계기준해설. 세종: 국토교통부.
5 김대근, 박선중, 이영식, 황종훈 (2008). 수치모형실험을 이용한 여수로 설계 – 안동다목적댐. 한국수자원학회 학술발표회. 1604-1608.
6 김상호, 김지성 (2013). 충주댐 방류에 따른 댐 상하류 홍수위 영향 분석. 대한토목학회논문집. 33(2): 537-548. 10.12652/Ksce.2013.33.2.537
7 김주성 (2007). 댐 여수로부 수리 및 수치모형실험 비교 고찰. Water for Future. 40(4): 74-81.
In this study a gating system including sprue, runner and overflows for semi-solid rheocasting of aluminum alloy was designed by means of numerical simulations with a commercial software. The effects of pouring temperature, mold temperature and injection speed on the filling process performance of semi-solid die casting were studied. Based on orthogonal test analysis, the optimal die casting process parameters were selected, which were metal pouring temperature 590 °C, mold temperature 260 °C and injection velocity 0.5 m/s. Semi-solid slurry preparation process of Swirled Enthalpy Equilibration Device (SEED) was used for die casting production experiment. Aluminum alloy semi-solid bracket components were successfully produced with the key die casting process parameters selected, which was consistent with the simulation result. The design of semi-solid gating system was further verified by observing and analyzing the microstructure of different zones of the casting. The characteristic parameters, particle size and shape factor of microstructure of the produced semi-solid casting showed that the semi-solid aluminum alloy components are of good quality.
이 연구에서 알루미늄 합금의 반고체 레오캐스팅을 위한 스프루, 러너 및 오버플로를 포함하는 게이팅 시스템은 상용 소프트웨어를 사용한 수치 시뮬레이션을 통해 설계되었습니다. 주입 온도, 금형 온도 및 사출 속도가 반고체 다이캐스팅의 충전 공정 성능에 미치는 영향을 연구했습니다. 직교 테스트 분석을 기반으로 금속 주입 온도 590°C, 금형 온도 260°C 및 사출 속도 0.5m/s인 최적의 다이 캐스팅 공정 매개변수가 선택되었습니다. Swirled Enthalpy Equilibration Device(SEED)의 반고체 슬러리 제조 공정을 다이캐스팅 생산 실험에 사용하였다. 알루미늄 합금 반고체 브래킷 구성 요소는 시뮬레이션 결과와 일치하는 주요 다이 캐스팅 공정 매개변수를 선택하여 성공적으로 생산되었습니다. 반고체 게이팅 시스템의 설계는 주조의 다른 영역의 미세 구조를 관찰하고 분석하여 추가로 검증되었습니다. 생산된 반고체 주조물의 특성 매개변수, 입자 크기 및 미세 구조의 형상 계수는 반고체 알루미늄 합금 부품의 품질이 양호함을 보여주었습니다.
Gating System Design Based on Numerical Simulation and Production Experiment Verification of Aluminum Alloy Bracket Fabricated by Semi-solid Rheo-Die Casting Process
References
G. Li, H. Lu, X. Hu et al., Current progress in rheoforming of wrought aluminum alloys: a review. Met. Open Access Metall. J. 10(2), 238 (2020)CASGoogle Scholar
C. Xghab, D. Qza, E. Spma et al., Blistering in semi-solid die casting of aluminium alloys and its avoidance. Acta Mater. 124, 446–455 (2017)ArticleGoogle Scholar
M. Modigell, J. Koke, Rheological modelling on semi-solid metal alloys and simulation of thixocasting processes. J. Mater. Process. Technol. 111(1–3), 53–58 (2001)CASArticleGoogle Scholar
A. Pola, M. Tocci, P. Kapranos, Microstructure and properties of semi-solid aluminum alloys: a literature review. Met. Open Access Metall. J. 8(3), 181 (2018)Google Scholar
Q. Zhu, Semi-solid moulding: competition to cast and machine from forging in making automotive complex components. Trans. Nonferrous Met. Soc. China 20, 1042–1047 (2010)ArticleGoogle Scholar
B. Zhou, S. Lu, K. Xu et al., Microstructure and simulation of semisolid aluminum alloy castings in the process of stirring integrated transfer-heat (SIT) with water cooling. Int. J. Metalcast. 14(2), 396–408 (2019). https://doi.org/10.1007/s40962-019-00357-6CASArticleGoogle Scholar
S. Ji, Z. Fan, Solidification behavior of Sn–15 wt Pct Pb alloy under a high shear rate and high intensity of turbulence during semisolid processing. Metall. Mater. Trans. A. 33(11), 3511–3520 (2002). https://doi.org/10.1007/s11661-002-0338-4ArticleGoogle Scholar
H.V. Atkinson, Alloys for semi-solid processing. Solid State Phenom. 192–193, 16–27 (2013)Google Scholar
L. Rogal, Critical assessment: opportunities in developing semi-solid processing: aluminium, magnesium, and high-temperature alloys. Mater. Sci. Technol. Mst A Publ. Inst. Met. 33, 759–764 (2017)CASArticleGoogle Scholar
H. Guo, Rheo-diecasting process for semi-solid aluminum alloys. J. Wuhan Univ. Technol. Mater. Sci. Ed. 22(004), 590–595 (2007)CASArticleGoogle Scholar
T. Chucheep, J. Wannasin, R. Canyook, T. Rattanochaikul, S. Janudom, S. Wisutmethangoon, M.C. Flemings, Characterization of flow behavior of semi-solid slurries with low solid fractions. Metall. Mater. Trans. A 44(10), 4754–4763 (2013)CASArticleGoogle Scholar
M. Li, Y.D. Li, W.L. Yang et al., Effects of forming processes on microstructures and mechanical properties of A356 aluminum alloy prepared by self-inoculation method. Mater. Res. 22(3) (2019)
P. Côté, M.E. Larouche, X.G. Chen et al., New developments with the SEED technology. Solid State Phenom. 192(3), 373–378 (2012)ArticleGoogle Scholar
I. Dumanić, S. Jozić, D. Bajić et al., Optimization of semi-solid high-pressure die casting process by computer simulation, Taguchi method and grey relational analysis. Inter Metalcast. 15, 108–118 (2021). https://doi.org/10.1007/s40962-020-00422-5ArticleGoogle Scholar
A. Guo, J. Zhao, C. Xu et al., Effects of pouring temperature and electromagnetic stirring on porosity and mechanical properties of A357 aluminum alloy rheo-diecasting. J. Mater. Eng. Perform. (2018). https://doi.org/10.1007/s11665-018-3310-1ArticleGoogle Scholar
C.G. Kang, S.M. Lee, B.M. Kim, A study of die design of semi-solid die casting according to gate shape and solid fraction. J. Mater. Process. Technol. 204(1–3), 8–21 (2008)CASArticleGoogle Scholar
Z.Y. Liu, W.M. Mao, W.P. Wang et al., Investigation of rheo-diecasting mold filling of semi-solid A380 aluminum alloy slurry. Int. J. Miner. Metall. Mater. 24(006), 691–700 (2017)CASArticleGoogle Scholar
M. Arif, M.Z. Omar, N. Muhamad et al., Microstructural evolution of solid-solution-treated Zn–22Al in the semisolid state. J. Mater. Sci. Technol. 29(008), 765–774 (2013)CASArticleGoogle Scholar
aUniversity of Padova, Department of Management and Engineering, Vicenza, Italy bUniversity of Bayburt, Mechanical Engineering, Bayburt, Turkey cAtilim University, Metallurgical and Materials Engineering, Ankara, Turkey dIstanbul Technical University, Metallurgical and Materials Engineering, Istanbul, Turkey eCenter for Critical and Functional Materials, ITU, Istanbul, Turkey
ABSTRACT
The demand for lighter weight decreased thickness and higher strength has become the focal point in the automotive industry. In order to meet such requirements, the addition of several alloying elements has been started to be investigated. In this work, the additions of V, B, and Sr on feedability and tensile properties of A360 has been studied. A mold design that consisted of test bars has been produced. Initially, a simulation was carried out to optimize the runners, filling, and solidification parameters. Following the tests, it was found that V addition revealed the highest UTS but low elongation at fracture, while B addition exhibited visa verse. On the other hand, impact energy was higher with B additions.
더 가벼운 무게의 감소된 두께와 더 높은 강도에 대한 요구는 자동차 산업의 초점이 되었습니다. 이러한 요구 사항을 충족하기 위해 여러 합금 원소의 추가가 조사되기 시작했습니다. 이 연구에서는 A360의 이송성 및 인장 특성에 대한 V, B 및 Sr의 첨가가 연구되었습니다. 시험봉으로 구성된 금형 설계가 제작되었습니다. 처음에는 러너, 충전 및 응고 매개변수를 최적화하기 위해 시뮬레이션이 수행되었습니다. 시험 결과, V 첨가는 UTS가 가장 높지만 파단 연신율은 낮았고, B 첨가는 visa verse를 나타냈다. 반면에 충격 에너지는 B 첨가에서 더 높았다.
Fig. 1. Modified Timelli mold design.Fig. 2. Microstructural images (a) unmodified alloy, (b) Sr modified, (c) V added, (d) B added. Fig. 3. Effect of Sr and V addition on the tensile properties of A360Fig. 4. Effect of Sr and B addition on the tensile properties of A360.Fig. 5. Bubbles chart of tensile properties values obtained from Weibull statistics. Fig. 6. Effect of Sr, V and B addition on the impact properties of A360.Fig. 7. SEM images on the fracture surfaces (a) V added, (b) B added.
References
[1] A. Johanson, Effect of Vanadium on Grain Refinement of Aluminium, Institutt for materialteknologi, 2013. [2] D.G. McCartney, Grain refining of aluminium and its alloys using inoculants, Int. Mater. Rev. 34 (1) (1989) 247–260. [3] M.T. Di Giovanni, The Influence of Ni and V Trace Elements on the High Temperature Tensile Properties of A356 Aluminium Foundry Alloy, Institutt for materialteknologi, 2014. [4] D. Casari, T.H. Ludwig, M. Merlin, L. Arnberg, G.L. Garagnani, The effect of Ni and V trace elements on the mechanical properties of A356 aluminium foundry alloy in as-cast and T6 heat treated conditions, Mater. Sci. Eng., A 610 (2014) 414–426. [5] D. Casari, T.H. Ludwig, M. Merlin, L. Arnberg, G.L. Garagnani, Impact behavior of A356 foundry alloys in the presence of trace elements Ni and V, J. Mater. Eng. Perform. 24 (2) (2015) 894–908. [6] T.H. Ludwig, P.L. Schaffer, L. Arnberg, Influence of some trace elements on solidification path and microstructure of Al-Si foundry alloys, Metall. Mater. Trans. 44 (8) (2013) 3783–3796. [7] H.A. Elhadari, H.A. Patel, D.L. Chen, W. Kasprzak, Tensile and fatigue properties of a cast aluminum alloy with Ti, Zr and V additions, Mater. Sci. Eng., A 528 (28) (2011) 8128–8138. [8] Y. Wu, H. Liao, K. Zhou, “Effect of minor addition of vanadium on mechanical properties and microstructures of as-extruded near eutectic Al–Si–Mg alloy, Mater. Sci. Eng., A 602 (2014) 41–48. [9] E.S. Dæhlen, The Effect of Vanadium on AlFeSi-Intermetallic Phases in a Hypoeutectic Al-Si Foundry Alloy, Institutt for materialteknologi, 2013. [10] B. Lin, H. Li, R. Xu, H. Xiao, W. Zhang, S. Li, Effects of vanadium on modification of iron-rich intermetallics and mechanical properties in A356 cast alloys with 1.5 wt. % Fe, J. Mater. Eng. Perform. 28 (1) (2019) 475–484. [11] P.A. Tøndel, G. Halvorsen, L. Arnberg, Grain refinement of hypoeutectic Al-Si foundry alloys by addition of boron containing silicon metal, Light Met. (1993) 783. [12] Z. Chen, et al., Grain refinement of hypoeutectic Al-Si alloys with B, Acta Mater. 120 (2016) 168–178. [13] T. Wang, Z. Chen, H. Fu, J. Xu, Y. Fu, T. Li, “Grain refining potency of Al–B master alloy on pure aluminum, Scripta Mater. 64 (12) (2011) 1121–1124. [14] M. Gorny, ´ G. Sikora, M. Kawalec, Effect of titanium and boron on the stability of grain refinement of Al-Cu alloy, Arch. Foundry Eng. 16 (2016). [15] O. ¨ Gürsoy, E. Erzi, D. Dıs¸pınar, Ti grain refinement myth and cleanliness of A356 melt, in: Shape Casting, Springer, 2019, pp. 125–130. [16] D. Dispinar, A. Nordmark, J. Voje, L. Arnberg, Influence of hydrogen content and bi-film index on feeding behaviour of Al-7Si, in: 138th TMS Annual Meeting, Shape Casting, 3rd International Symposium, San Francisco, California, USA, 2009, pp. 63–70. February 2009. [17] M. Uludag, ˘ R. Çetin, D. Dıs¸pınar, Observation of hot tearing in Sr-B modified A356 alloy, Arch. Foundry Eng. 17 (2017). [18] X.L. Cui, Y.Y. Wu, T. Gao, X.F. Liu, “Preparation of a novel Al–3B–5Sr master alloy and its modification and refinement performance on A356 alloy, J. Alloys Compd. 615 (2014) 906–911. [19] F. Wang, Z. Liu, D. Qiu, J.A. Taylor, M.A. Easton, M.-X. Zhang, Revisiting the role of peritectics in grain refinement of Al alloys, Acta Mater. 61 (1) (2013) 360–370. [20] M. Akhtar, A. Khajuria, Effects of prior austenite grain size on impression creep and microstructure in simulated heat affected zones of boron modified P91 steels, Mater. Chem. Phys. 249 (2020) 122847. [21] M. Akhtar, A. Khajuria, Probing true creep-hardening interaction in weld simulated heat affected zone of P91 steels, J. Manuf. Process. 46 (2019) 345–356. [22] E.M. Schulson, T.P. Weihs, I. Baker, H.J. Frost, J.A. Horton, Grain boundary accommodation of slip in Ni3Al containing boron, Acta Metall. 34 (7) (1986) 1395–1399. [23] I. Baker, E.M. Schulson, J.R. Michael, The effect of boron on the chemistry of grain boundaries in stoichiometric Ni3Al, Philos. Mag. A B 57 (3) (Mar. 1988) 379–385. [24] S. Zhu, et al., Influences of nickel and vanadium impurities on microstructure of aluminum alloys, JOM (J. Occup. Med.) 65 (5) (2013) 584–592. [25] D.J. Beerntsen, Effect of vanadium and zirconium on the formation of CrAI 7 primary crystals in 7075 aluminum alloy, Metall. Mater. Trans. B 8 (3) (1977) 687–688. [26] G. Timelli, A. Fabrizi, S. Capuzzi, F. Bonollo, S. Ferraro, The role of Cr additions and Fe-rich compounds on microstructural features and impact toughness of AlSi9Cu3 (Fe) diecasting alloys, Mater. Sci. Eng., A 603 (2014) 58–68. [27] S. Kirtay, D. Dispinar, Effect of ranking selection on the Weibull modulus estimation, Gazi Univ. J. Sci. 25 (1) (2012) 175–187. [28] J. Rakhmonov, G. Timelli, F. Bonollo, “The effect of transition elements on hightemperature mechanical properties of Al–Si foundry alloys–A review, Adv. Eng. Mater. 18 (7) (2016) 1096–1105.
Investigating the breach outflow hydrograph is an essential task to conduct mitigation plans and flood warnings. In the present study, the spatial dam breach is simulated by using a three-dimensional computational fluid dynamics model, FLOW-3D. The model parameters were adjusted by making a comparison with a previous experimental model. The different parameters (initial breach shape, dimensions, location, and dam slopes) are studied to investigate their effects on dam breaching. The results indicate that these parameters have a significant impact. The maximum erosion rate and peak outflow for the rectangular shape are higher than those for the V-notch by 8.85% and 5%, respectively. Increasing breach width or decreasing depth by 5% leads to increasing maximum erosion rate by 11% and 15%, respectively. Increasing the downstream slope angle by 4° leads to an increase in both peak outflow and maximum erosion rate by 2.0% and 6.0%, respectively.
유출 유출 수문곡선을 조사하는 것은 완화 계획 및 홍수 경보를 수행하는 데 필수적인 작업입니다. 본 연구에서는 3차원 전산유체역학 모델인 FLOW-3D를 사용하여 공간 댐 붕괴를 시뮬레이션합니다. 이전 실험 모델과 비교하여 모델 매개변수를 조정했습니다.
다양한 매개변수(초기 붕괴 형태, 치수, 위치 및 댐 경사)가 댐 붕괴에 미치는 영향을 조사하기 위해 연구됩니다. 결과는 이러한 매개변수가 상당한 영향을 미친다는 것을 나타냅니다. 직사각형 형태의 최대 침식율과 최대 유출량은 V-notch보다 각각 8.85%, 5% 높게 나타났습니다.
위반 폭을 늘리거나 깊이를 5% 줄이면 최대 침식률이 각각 11% 및 15% 증가합니다. 하류 경사각을 4° 증가시키면 최대 유출량과 최대 침식률이 각각 2.0% 및 6.0% 증가합니다.
Keywords
Spatial dam breach; FLOW-3D; Overtopping erosion; Computational fluid dynamics (CFD)
1. Introduction
There are many purposes for dam construction, such as protection from flood disasters, water storage, and power generation. Embankment failures may have a catastrophic impact on lives and infrastructure in the downstream regions. One of the most common causes of embankment dam failure is overtopping. Once the overtopping of the dam begins, the breach formation will start in the dam body then end with the dam failure. This failure occurs within a very short time, which threatens to be very dangerous. Therefore, understanding and modeling the embankment breaching processes is essential for conducting mitigation plans, flood warnings, and forecasting flood damage.
The analysis of the dam breaching process is implemented by different techniques: comparative methods, empirical models with dimensional and dimensionless solutions, physical-based models, and parametric models. These models were described in detail [1]. Parametric modeling is commonly used to simulate breach growth as a time-dependent linear process and calculate outflow discharge from the breach using hydraulics principles [2]. Alhasan et al. [3] presented a simple one-dimensional mathematical model and a computer code to simulate the dam breaching process. These models were validated by small dams breaching during the floods in 2002 in the Czech Republic. Fread [4] developed an erosion model (BREACH) based on hydraulics principles, sediment transport, and soil mechanics to estimate breach size, time of formation, and outflow discharge. Říha et al. [5] investigated the dam break process for a cascade of small dams using a simple parametric model for piping and overtopping erosion, as well as a 2D shallow-water flow model for the flood in downstream areas. Goodarzi et al. [6] implemented mathematical and statistical methods to assess the effect of inflows and wind speeds on the dam’s overtopping failure.
Dam breaching studies can be divided into two main modes of erosion. The first mode is called “planar dam breach” where the flow overtops the whole dam width. While the second mode is called “spatial dam breach” where the flow overtops through the initial pilot channel (i.e., a channel created in the dam body). Therefore, the erosion will be in both vertical and horizontal directions [7].
The erosion process through the embankment dams occurs due to the shear stress applied by water flows. The dam breaching evolution can be divided into three stages [8], [9], but Y. Yang et al. [10] divided the breach development into five stages: Stage I, the seepage erosion; Stage II, the initial breach formation; Stage III, the head erosion; Stage IV, the breach expansion; and Stage V, the re-equilibrium of the river channel through the breach. Many experimental tests have been carried out on non-cohesive embankment dams with an initial breach to examine the effect of upstream inflow discharges on the longitudinal profile evolution and the time to inflection point [11].
Zhang et al. [12] studied the effect of changing downstream slope angle, sediment grain size, and dam crest length on erosion rates. They noticed that increasing dam crest length and decreasing downstream slope angle lead to decreasing sediment transport rate. While the increase in sediment grain size leads to an increased sediment transport rate at the initial stages. Höeg et al. [13] presented a series of field tests to investigate the stability of embankment dams made of various materials. Overtopping and piping were among the failure tests carried out for the dams composed of homogeneous rock-fill, clay, or gravel with a height of up to 6.0 m. Hakimzadeh et al. [14] constructed 40 homogeneous cohesive and non-cohesive embankment dams to study the effect of changing sediment diameter and dam height on the breaching process. They also used genetic programming (GP) to estimate the breach outflow. Refaiy et al. [15] studied different scenarios for the downstream drain geometry, such as length, height, and angle, to minimize the effect of piping phenomena and therefore increase dam safety.
Zhu et al. [16] examined the effect of headcut erosion on dam breach growth, especially in the case of cohesive dams. They found that the breach growth in non-cohesive embankments is slower than cohesive embankments due to the little effect of headcut. Schmocker and Hager [7] proposed a relationship for estimating peak outflow from the dam breach process.(1)QpQin-1=1.7exp-20hc23d5013H0
where: Qp = peak outflow discharge.
Qin = inflow discharge.
hc = critical flow depth.
d50 = mean sediment diameter.
Ho = initial dam height.
Yu et al. [17] carried out an experimental study for homogeneous non-cohesive embankment dams in a 180° bending rectangular flume to determine the effect of overtopping flows on breaching formation. They found that the main factors influencing breach formation are water level, river discharge, and embankment material diameter.
Wu et al. [18] carried out a series of experiments to investigate the effect of breaching geometry on both non-cohesive and cohesive embankment dams in a U-bend flume due to overtopping flows. In the case of non-cohesive embankments, the non-symmetrical lateral expansion was noticed during the breach formation. This expansion was described by a coefficient ranging from 2.7 to 3.3.
The numerical models of the dam breach can be categorized according to different parameters, such as flow dimensions (1D, 2D, or 3D), flow governing equations, and solution methods. The 1D models are mainly used to predict the outflow hydrograph from the dam breach. Saberi et al. [19] applied the 1D Saint-Venant equation, which is solved by the finite difference method to investigate the outflow hydrograph during dam overtopping failure. Because of the ability to study dam profile evolution and breach formation, 2D models are more applicable than 1D models. Guan et al. [20] and Wu et al. [21] employed both 2D shallow water equations (SWEs) and sediment erosion equations, which are solved by the finite volume method to study the effect of the dam’s geometry parameters on outflow hydrograph and dam profile evolution. Wang et al. [22] also proposed a second-order hybrid-type of total variation diminishing (TVD) finite-difference to estimate the breach outflow by solving the 2D (SWEs). The accuracy of (SWEs) for both vertical flow contraction and surface roughness has been assessed [23]. They noted that the accuracy of (SWEs) is acceptable for milder slopes, but in the case of steeper slopes, modelers should be more careful. Generally, the accuracy of 2D models is still low, especially with velocity distribution over the flow depth, lateral momentum exchange, density-driven flows, and bottom friction [24]. Therefore, 3D models are preferred. Larocque et al. [25] and Yang et al. [26] started to use three-dimensional (3D) models that depend on the Reynolds-averaged Navier-Stokes (RANS) equations.
Previous experimental studies concluded that there is no clear relationship between the peak outflow from the dam breach and the initial breach characteristics. Some of these studies depend on the sharp-crested weir fixed at the end of the flume to determine the peak outflow from the breach, which leads to a decrease in the accuracy of outflow calculations at the microscale. The main goals of this study are to carry out a numerical simulation for a spatial dam breach due to overtopping flows by using (FLOW-3D) software to find an empirical equation for the peak outflow discharge from the breach and determine the worst-case that leads to accelerating the dam breaching process.
2. Numerical simulation
The current study for spatial dam breach is simulated by using (FLOW-3D) software [27], which is a powerful computational fluid dynamics (CFD) program.
2.1. Geometric presentations
A stereolithographic (STL) file is prepared for each change in the initial breach geometry and dimensions. The CAD program is useful for creating solid objects and converting them to STL format, as shown in Fig. 1.
2.2. Governing equations
The governing equations for water flow are three-dimensional Reynolds Averaged Navier-Stokes equations (RANS).
The momentum equation:(3)∂ui∂t+1VFuj∂ui∂xj=1ρ∂∂xj-pδij+ν∂ui∂xj+∂uj∂xi-ρu`iu`j¯
where u is time-averaged velocity,ν is kinematic viscosity, VF is fractional volume open to flow, p is averaged pressure and -u`iu`j¯ are components of Reynold’s stress. The Volume of Fluid (VOF) technique is used to simulate the free surface profile. Hirt et al. [28] presented the VOF algorithm, which employs the function (F) to express the occupancy of each grid cell with fluid. The value of (F) varies from zero to unity. Zero value refers to no fluid in the grid cell, while the unity value refers to the grid cell being fully occupied with fluid. The free surface is formed in the grid cells having (F) values between zero and unity.(4)∂F∂t+1VF∂∂xFAxu+∂∂yFAyv+∂∂zFAzw=0
where (u, v, w) are the velocity components in (x, y, z) coordinates, respectively, and (Ax, Ay, Az) are the area fractions.
2.3. Boundary and initial conditions
To improve the accuracy of the results, the boundary conditions should be carefully determined. In this study, two mesh blocks are used to minimize the time consumed in the simulation. The boundary conditions for mesh block 1 are as follows: The inlet and sides boundaries are defined as a wall boundary condition (wall boundary condition is usually used for bound fluid by solid regions. In the case of viscous flows, no-slip means that the tangential velocity is equal to the wall velocity and the normal velocity is zero), the outlet is defined as a symmetry boundary condition (symmetry boundary condition is usually used to reduce computational effort during CFD simulation. This condition allows the flow to be transferred from one mesh block to another. No inputs are required for this boundary condition except that its location should be defined accurately), the bottom boundary is defined as a uniform flow rate boundary condition, and the top boundary is defined as a specific pressure boundary condition with assigned atmospheric pressure. The boundary conditions for mesh block 2 are as follows: The inlet is defined as a symmetry boundary condition, the outlet is defined as a free flow boundary condition, the bottom and sides boundaries are defined as a wall boundary condition, and the top boundary is defined as a specific pressure boundary condition with assigned atmospheric pressure as shown in Fig. 2. The initial conditions required to be set for the fluid (i.e., water) inside of the domain include configuration, temperature, velocities, and pressure distribution. The configuration of water depends on the dimensions and shape of the dam reservoir. While the other conditions have been assigned as follows: temperature is normal water temperature (25 °c) and pressure distribution is hydrostatic with no initial velocity.
2.4. Numerical method
FLOW-3D uses the finite volume method (FVM) to solve the governing equation (Reynolds-averaged Navier-Stokes) over the computational domain. A finite-volume method is an Eulerian approach for representing and evaluating partial differential equations in algebraic equations form [29]. At discrete points on the mesh geometry, values are determined. Finite volume expresses a small volume surrounding each node point on a mesh. In this method, the divergence theorem is used to convert volume integrals with a divergence term to surface integrals. After that, these terms are evaluated as fluxes at each finite volume’s surfaces.
2.5. Turbulent models
Turbulence is the chaotic, unstable motion of fluids that occurs when there are insufficient stabilizing viscous forces. In FLOW-3D, there are six turbulence models available: the Prandtl mixing length model, the one-equation turbulent energy model, the two-equation (k – ε) model, the Renormalization-Group (RNG) model, the two-equation (k – ω) models, and a large eddy simulation (LES) model. For simulating flow motion, the RNG model is adopted to simulate the motion behavior better than the k – ε and k – ω.
models [30]. The RNG model consists of two main equations for the turbulent kinetic energy KT and its dissipation.εT(5)∂kT∂t+1VFuAx∂kT∂x+vAy∂kT∂y+wAz∂kT∂z=PT+GT+DiffKT-εT(6)∂εT∂t+1VFuAx∂εT∂x+vAy∂εT∂y+wAz∂εT∂z=C1.εTKTPT+c3.GT+Diffε-c2εT2kT
where KT is the turbulent kinetic energy, PT is the turbulent kinetic energy production, GT is the buoyancy turbulence energy, εT is the turbulent energy dissipation rate, DiffKT and Diffε are terms of diffusion, c1, c2 and c3 are dimensionless parameters, in which c1 and c3 have a constant value of 1.42 and 0.2, respectively, c2 is computed from the turbulent kinetic energy (KT) and turbulent production (PT) terms.
2.6. Sediment scour model
The sediment scour model available in FLOW-3D can calculate all the sediment transport processes including Entrainment transport, Bedload transport, Suspended transport, and Deposition. The erosion process starts once the water flows remove the grains from the packed bed and carry them into suspension. It happens when the applied shear stress by water flows exceeds critical shear stress. This process is represented by entrainment transport in the numerical model. After entrained, the grains carried by water flow are represented by suspended load transport. After that, some suspended grains resort to settling because of the combined effect of gravity, buoyancy, and friction. This process is described through a deposition. Finally, the grains sliding motions are represented by bedload transport in the model. For the entrainment process, the shear stress applied by the fluid motion on the packed bed surface is calculated using the standard wall function as shown in Eq.7.(7)ks,i=Cs,i∗d50
where ks,i is the Nikuradse roughness and Cs,i is a user-defined coefficient. The critical bed shear stress is defined by a dimensionless parameter called the critical shields number as expressed in Eq.8.(8)θcr,i=τcr,i‖g‖diρi-ρf
where θcr,i is the critical shields number, τcr,i is the critical bed shear stress, g is the absolute value of gravity acceleration, di is the diameter of the sediment grain, ρi is the density of the sediment species (i) and ρf is the density of the fluid. The value of the critical shields number is determined according to the Soulsby-Whitehouse equation.(9)θcr,i=0.31+1.2d∗,i+0.0551-exp-0.02d∗,i
where d∗,i is the dimensionless diameter of the sediment, given by Eq.10.(10)d∗,i=diρfρi-ρf‖g‖μf213
where μf is the fluid dynamic viscosity. For the sloping bed interface, the value of the critical shields number is modified according to Eq.11.(11)θ`cr,i=θcr,icosψsinβ+cos2βtan2φi-sin2ψsin2βtanφi
where θ`cr,i is the modified critical shields number, φi is the angle of repose for the sediment, β is the angle of bed slope and ψ is the angle between the flow and the upslope direction. The effects of the rolling, hopping, and sliding motions of grains along the packed bed surface are taken by the bedload transport process. The volumetric bedload transport rate (qb,i) per width of the bed is expressed in Eq.12.(12)qb,i=Φi‖g‖ρi-ρfρfdi312
where Φi is the dimensionless bedload transport rate is calculated by using Meyer Peter and Müller equation.(13)Φi=βMPM,iθi-θ`cr,i1.5cb,i
where βMPM,i is the Meyer Peter and Müller user-defined coefficient and cb,i is the volume fraction of species i in the bed material. The suspended load transport is calculated as shown in Eq.14.(14)∂Cs,i∂t+∇∙Cs,ius,i=∇∙∇DCs,i
where Cs,i is the suspended sediment mass concentration, D is the diffusivity, and us,i is the grain velocity of species i. Entrainment and deposition are two opposing processes that take place at the same time. The lifting and settling velocities for both entrainment and deposition processes are calculated according to Eq.15 and Eq.16, respectively.(15)ulifting,i=αid∗,i0.3θi-θ`cr,igdiρiρf-1(16)usettling,i=υfdi10.362+1.049d∗,i3-10.36
where αi is the entrainment coefficient of species i and υf is the kinematic viscosity of the fluid.
2.7. Grid type
Using simple rectangular orthogonal elements in planes and hexahedral in volumes in the (FLOW-3D) program makes the mesh generation process easier, decreases the required memory, and improves numerical accuracy. Two mesh blocks were used in a joined form with a size ratio of 2:1. The first mesh block is coarser, which contains the reservoir water, and the second mesh block is finer, which contains the dam. For achieving accuracy and efficiency in results, the mesh size is determined by using a grid convergence test. The optimum uniform cell size for the first mesh block is 0.012 m and for the second mesh block is 0.006 m.
2.8. Time step
The maximum time step size is determined by using a Courant number, which controls the distance that the flow will travel during the simulation time step. In this study, the Courant number was taken equal to 0.25 to prevent the flow from traveling through more than one cell in the time step. Based on the Courant number, a maximum time step value of 0.00075 s was determined.
2.9. Numerical model validation
The numerical model accuracy was achieved by comparing the numerical model results with previous experimental results. The experimental study of Schmocker and Hager [7] was based on 31 tests with changes in six parameters (d50, Ho, Bo, Lk, XD, and Qin). All experimental tests were conducted in a straight open glass-sided flume. The horizontal flume has a rectangular cross-section with a width of 0.4 m and a height of 0.7 m. The flume was provided with a flow straightener and an intake with a length of 0.66 m. All tested dams were inserted at various distances (XD) from the intake. Test No.1 from this experimental program was chosen to validate the numerical model. The different parameters used in test No.1 are as follows:
(1) uniform sediment with a mean diameter (d50 = 0.31 mm), (2) Ho = 0.2 m, (3) Bo = 0.2 m, (4) Lk = 0.1 m,
(5) XD = 1.0 m, (6) Qin = 6.0 lit/s, (7) Su and Sd = 2:1, (8) mass density (ρs = 2650 kg/m3) (9) Homogenous and non-cohesive embankment dam. As shown in Fig. 2, the simulation is contained within a rectangular grid with dimensions: 3.56 m in the x-direction (where 0.66 m is used as inlet, 0.9 m as dam base width, and 1.0 m as outlet), in y-direction 0.2 m (dam length), and in the z-direction 0.3 m, which represents the dam height (0.2 m) with a free distance (0.1 m) above the dam. There are two main reasons that this experimental program is preferred for the validation process. The first reason is that this program deals with homogenous, non-cohesive soil, which is available in FLOW-3D. The second reason is that this program deals with small-scale models which saves time for numerical simulation. Finally, some important assumptions were considered during the validation process. The flow is assumed to be incompressible, viscous, turbulent, and three-dimensional.
By comparing dam profiles at different time instants for the experimental test with the current numerical model, it appears that the numerical model gives good agreement as shown in Fig. 3 and Fig. 4, with an average error percentage of 9% between the experimental results and the numerical model.
3. Analysis and discussions
The current model is used to study the effects of different parameters such as (initial breach shapes, dimensions, locations, upstream and downstream dam slopes) on the peak outflow discharge, QP, time of peak outflow, tP, and rate of erosion, E.
This study consists of a group of scenarios. The first scenario is changing the shapes of the initial breach according to Singh [1], the most predicted shapes are rectangular and V-notch as shown in Fig. 5. The second scenario is changing the initial breach dimensions (i.e., width and depth). While the third scenario is changing the location of the initial breach. Eventually, the last scenario is changing the upstream and downstream dam slopes.
All scenarios of this study were carried out under the same conditions such as inflow discharge value (Qin=1.0lit/s), dimensions of the tested dam, where dam height (Ho=0.20m), crest width.
(Lk=0.1m), dam length (Bo=0.20m), and homogenous & non-cohesive soil with a mean diameter (d50=0.31mm).
3.1. Dam breaching process evolution
The dam breaching process is a very complex process due to the quick changes in hydrodynamic conditions during dam failure. The dam breaching process starts once water flows reach the downstream face of the dam. During the initial stage of dam breaching, the erosion process is relatively quiet due to low velocities of flow. As water flows continuously, erosion rates increase, especially in two main zones: the crest and the downstream face. As soon as the dam crest is totally eroded, the water levels in the dam reservoir decrease rapidly, accompanied by excessive erosion in the dam body. The erosion process continues until the water levels in the dam reservoir equal the remaining height of the dam.
According to Zhou et al. [11], the breaching process consists of three main stages. The first stage starts with beginning overtopping flow, then ends when the erosion point directed upstream and reached the inflection point at the inflection time (ti). The second stage starts from the end of the stage1 until the occurrence of peak outflow discharge at the peak outflow time (tP). The third stage starts from the end of the stage2 until the value of outflow discharge becomes the same as the value of inflow discharge at the final time (tf). The outflow discharge from the dam breach increases rapidly during stage1 and stage2 because of the large dam storage capacity (i.e., the dam reservoir is totally full of water) and excessive erosion. While at stage3, the outflow values start to decrease slowly because most of the dam’s storage capacity was run out. The end of stage3 indicates that the dam storage capacity was totally run out, so the outflow equalized with the inflow discharge as shown in Fig. 6 and Fig. 7.
3.2. The effect of initial breach shape
To identify the effect of the initial breach shape on the evolution of the dam breaching process. Three tests were carried out with different cross-section areas for each shape. The initial breach is created at the center of the dam crest. Each test had an ID to make the process of arranging data easier. The rectangular shape had an ID (Rec5h & 5b), which means that its depth and width are equal to 5% of the dam height, and the V-notch shape had an ID (V-noch5h & 1:1) which means that its depth is equal to 5% of the dam height and its side slope is equal to 1:1. The comparison between rectangular and V-notch shapes is done by calculating the ratio between maximum dam height at different times (ZMax) to the initial dam height (Ho), rate of erosion, and hydrograph of outflow discharge for each test. The rectangular shape achieves maximum erosion rate and minimum inflection time, in addition to a rapid decrease in the dam reservoir levels. Therefore, the dam breaching is faster in the case of a rectangular shape than in a V-notch shape, which has the same cross-section area as shown in Fig. 8.
Also, by comparing the hydrograph for each test, the peak outflow discharge value in the case of a rectangular shape is higher than the V-notch shape by 5% and the time of peak outflow for the rectangular shape is shorter than the V-notch shape by 9% as shown in Fig. 9.
3.3. The effect of initial breach dimensions
The results of the comparison between the different initial breach shapes indicate that the worst initial breach shape is rectangular, so the second scenario from this study concentrated on studying the effect of a change in the initial rectangular breach dimensions. Groups of tests were carried out with different depths and widths for the rectangular initial breach. The first group had a depth of 5% from the dam height and with three different widths of 5,10, and 15% from the dam height, the second group had a depth of 10% with three different widths of 5,10, and 15%, the third group had a depth of 15% with three different widths of 5,10, and 15% and the final group had a width of 15% with three different heights of 5, 10, and 15% for a rectangular breach shape. The comparison was made as in the previous section to determine the worst case that leads to the quick dam failure as shown in Fig. 10.
The results show that the (Rec 5 h&15b) test achieves a maximum erosion rate for a shorter period of time and a minimum ratio for (Zmax / Ho) as shown in Fig. 10, which leads to accelerating the dam failure process. The dam breaching process is faster with the minimum initial breach depth and maximum initial breach width. In the case of a minimum initial breach depth, the retained head of water in the dam reservoir is high and the crest width at the bottom of the initial breach (L`K) is small, so the erosion point reaches the inflection point rapidly. While in the case of the maximum initial breach width, the erosion perimeter is large.
3.4. The effect of initial breach location
The results of the comparison between the different initial rectangular breach dimensions indicate that the worst initial breach dimension is (Rec 5 h&15b), so the third scenario from this study concentrated on studying the effect of a change in the initial breach location. Three locations were checked to determine the worst case for the dam failure process. The first location is at the center of the dam crest, which was named “Center”, the second location is at mid-distance between the dam center and dam edge, which was named “Mid”, and the third location is at the dam edge, which was named “Edge” as shown in Fig. 11. According to this scenario, the results indicate that the time of peak outflow discharge (tP) is the same in the three cases, but the maximum value of the peak outflow discharge occurs at the center location. The difference in the peak outflow values between the three cases is relatively small as shown in Fig. 12.
The rates of erosion were also studied for the three cases. The results show that the maximum erosion rate occurs at the center location as shown in Fig. 13. By making a comparison between the three cases for the dam storage volume. The results show that the center location had the minimum values for the dam storage volume, which means that a large amount of water has passed to the downstream area as shown in Fig. 14. According to these results, the center location leads to increased erosion rate and accelerated dam failure process compared with the two other cases. Because the erosion occurs on both sides, but in the case of edge location, the erosion occurs on one side.
3.5. The effect of upstream and downstream dam slopes
The results of the comparison between the different initial rectangular breach locations indicate that the worst initial breach location is the center location, so the fourth scenario from this study concentrated on studying the effect of a change in the upstream (Su) and downstream (Sd) dam slopes. Three slopes were checked individually for both upstream and downstream slopes to determine the worst case for the dam failure process. The first slope value is (2H:1V), the second slope value is (2.5H:1V), and the third slope value is (3H:1V). According to this scenario, the results show that the decreasing downstream slope angle leads to increasing time of peak outflow discharge (tP) and decreasing value of peak outflow discharge. The difference in the peak outflow values between the three cases for the downstream slope is 2%, as shown in Fig. 15, but changing the upstream slope has a negligible impact on the peak outflow discharge and its time as shown in Fig. 16.
The rates of erosion were also studied in the three cases for both upstream and downstream slopes. The results show that the maximum erosion rate increases by 6.0% with an increasing downstream slope angle by 4°, as shown in Fig. 17. The results also indicate that the erosion rates aren’t affected by increasing or decreasing the upstream slope angle, as shown in Fig. 18. According to these results, increasing the downstream slope angle leads to increased erosion rate and accelerated dam failure process compared with the upstream slope angle. Because of increasing shear stress applied by water flows in case of increasing downstream slope.
According to all previous scenarios, the dimensionless peak outflow discharge QPQin is presented for a fixed dam height (Ho) and inflow discharge (Qin). Fig. 19 illustrates the relationship between QP∗=QPQin and.
Lr=ho2/3∗bo2/3Ho. The deduced relationship achieves R2=0.96.(17)QP∗=2.2807exp-2.804∗Lr
4. Conclusions
A spatial dam breaching process was simulated by using FLOW-3D Software. The validation process was performed by making a comparison between the simulated results of dam profiles and the dam profiles obtained by Schmocker and Hager [7] in their experimental study. And also, the peak outflow value recorded an error percentage of 12% between the numerical model and the experimental study. This model was used to study the effect of initial breach shape, dimensions, location, and dam slopes on peak outflow discharge, time of peak outflow, and the erosion process. By using the parameters obtained from the validation process, the results of this study can be summarized in eight points as follows.1.
The rectangular initial breach shape leads to an accelerating dam failure process compared with the V-notch.2.
The value of peak outflow discharge in the case of a rectangular initial breach is higher than the V-notch shape by 5%.3.
The time of peak outflow discharge for a rectangular initial breach is shorter than the V-notch shape by 9%.4.
The minimum depth and maximum width for the initial breach achieve maximum erosion rates (increasing breach width, b0, or decreasing breach depth, h0, by 5% from the dam height leads to an increase in the maximum rate of erosion by 11% and 15%, respectively), so the dam failure is rapid.5.
The center location of the initial breach leads to an accelerating dam failure compared with the edge location.6.
The initial breach location has a negligible effect on the peak outflow discharge value and its time.7.
Increasing the downstream slope angle by 4° leads to an increase in both peak outflow discharge and maximum rate of erosion by 2.0% and 6.0%, respectively.8.
The upstream slope has a negligible effect on the dam breaching process.
References
V. SinghDam breach modeling technologySpringer Science & Business Media (1996)Google Scholar
Wahl TL. Prediction of embankment dam breach parameters: a literature review and needs assessment. 1998.
Z. Alhasan, J. Jandora, J. ŘíhaStudy of dam-break due to overtopping of four small dams in the Czech RepublicActa Universitatis Agriculturae et Silviculturae Mendelianae Brunensis, 63 (3) (2015), pp. 717-729
D. FreadBREACH, an erosion model for earthen dam failures: Hydrologic Research LaboratoryNOAA, National Weather Service (1988)
J. Říha, S. Kotaška, L. PetrulaDam Break Modeling in a Cascade of Small Earthen Dams: Case Study of the Čižina River in the Czech RepublicWater, 12 (8) (2020), p. 2309, 10.3390/w12082309
E. Goodarzi, L. Teang Shui, M. ZiaeiDam overtopping risk using probabilistic concepts–Case study: The Meijaran DamIran Ain Shams Eng J, 4 (2) (2013), pp. 185-197
L. Schmocker, W.H. HagerPlane dike-breach due to overtopping: effects of sediment, dike height and dischargeJ Hydraul Res, 50 (6) (2012), pp. 576-586
J.S. Walder, R.M. Iverson, J.W. Godt, M. Logan, S.A. SolovitzControls on the breach geometry and flood hydrograph during overtopping of noncohesive earthen damsWater Resour Res, 51 (8) (2015), pp. 6701-6724
H. Wei, M. Yu, D. Wang, Y. LiOvertopping breaching of river levees constructed with cohesive sedimentsNat Hazards Earth Syst Sci, 16 (7) (2016), pp. 1541-1551
Y. Yang, S.-Y. Cao, K.-J. Yang, W.-P. LiYang K-j, Li W-p. Experimental study of breach process of landslide dams by overtopping and its initiation mechanismsJ Hydrodynamics, 27 (6) (2015), pp. 872-883
G.G.D. Zhou, M. Zhou, M.S. Shrestha, D. Song, C.E. Choi, K.F.E. Cui, et al.Experimental investigation on the longitudinal evolution of landslide dam breaching and outburst floodsGeomorphology, 334 (2019), pp. 29-43
J. Zhang, Z.-x. Guo, S.-y. CaoYang F-g. Experimental study on scour and erosion of blocked damWater Sci Eng, 5 (2012), pp. 219-229
K. Höeg, A. Løvoll, K. VaskinnStability and breaching of embankment dams: Field tests on 6 m high damsInt J Hydropower Dams, 11 (2004), pp. 88-92
H. Hakimzadeh, V. Nourani, A.B. AminiGenetic programming simulation of dam breach hydrograph and peak outflow dischargeJ Hydrol Eng, 19 (4) (2014), pp. 757-768
A.R. Refaiy, N.M. AboulAtta, N.Y. Saad, D.A. El-MollaModeling the effect of downstream drain geometry on seepage through earth damsAin Shams Eng J, 12 (3) (2021), pp. 2511-2531
Y. Zhu, P.J. Visser, J.K. Vrijling, G. WangExperimental investigation on breaching of embankmentsScience China Technological Sci, 54 (1) (2011), pp. 148-155
M.-H. Yu, H.-Y. Wei, Y.-J. Liang, Y. ZhaoInvestigation of non-cohesive levee breach by overtopping flowJ Hydrodyn, 25 (4) (2013), pp. 572-579
S. Wu, M. Yu, H. Wei, Y. Liang, J. ZengNon-symmetrical levee breaching processes in a channel bend due to overtoppingInt J Sedim Res, 33 (2) (2018), pp. 208-215
O. Saberi, G. ZenzNumerical investigation on 1D and 2D embankment dams failure due to overtopping flowInt J Hydraulic Engineering, 5 (2016), pp. 9-18
M. Guan, N.G. Wright, P.A. Sleigh2D Process-Based Morphodynamic Model for Flooding by Noncohesive Dyke BreachJ Hydraul Eng, 140 (7) (2014), p. 04014022, 10.1061/(ASCE)HY.1943-7900.0000861
W. Wu, R. Marsooli, Z. HeDepth-Averaged Two-Dimensional Model of Unsteady Flow and Sediment Transport due to Noncohesive Embankment Break/BreachingJ Hydraul Eng, 138 (6) (2012), pp. 503-516
Z. Wang, D.S. BowlesThree-dimensional non-cohesive earthen dam breach model. Part 1: Theory and methodologyAdv Water Resour, 29 (10) (2006), pp. 1528-1545
Říha J, Duchan D, Zachoval Z, Erpicum S, Archambeau P, Pirotton M, et al. Performance of a shallow-water model for simulating flow over trapezoidal broad-crested weirs. J Hydrology Hydromechanics. 2019;67:322-8.
C.B. VreugdenhilNumerical methods for shallow-water flowSpringer Science & Business Media (1994)
L.A. Larocque, J. Imran, M.H. Chaudhry3D numerical simulation of partial breach dam-break flow using the LES and k–∊ turbulence modelsJ Hydraul Res, 51 (2) (2013), pp. 145-157
C. Yang, B. Lin, C. Jiang, Y. LiuPredicting near-field dam-break flow and impact force using a 3D modelJ Hydraul Res, 48 (6) (2010), pp. 784-792
FLOW-3D. Version 11.1.1 Flow Science, Inc., Santa Fe, NM.
C.W. Hirt, B.D. NicholsVolume of fluid (VOF) method for the dynamics of free boundariesJ Comput Phys, 39 (1) (1981), pp. 201-225
S.V. PatankarNumerical heat transfer and fluid flow, Hemisphere PublCorp, New York, 58 (1980), p. 288
M. Alemi, R. MaiaNumerical simulation of the flow and local scour process around single and complex bridge piersInt J Civil Eng, 16 (5) (2018), pp. 475-487
Using an improved Carreau constitutive model, a numerical simulation of the casting process of a type of solid propellant slurry vacuum plate casting was carried out using the Flow3D software. Through the flow process in the orifice flow channel and the combustion chamber, the flow velocity of the slurry passing through the plate flow channel was quantitatively analyzed, and the viscosity, shear rate, and leveling characteristics of the slurry in the combustion chamber were qualitatively analyzed and predicted. The pouring time, pouring quality, and flow state predicted by the numerical simulation were verified using a visual tester consisting of a vacuum plate casting system in which a pouring experiment was carried out. Studies have shown that HTPB three-component propellant slurry is a typical yielding pseudoplastic fluid. When the slurry flows through the flower plate and the airfoil, the fluid shear rate reaches its maximum value and the viscosity of the slurry decreases. The visual pouring platform was built and the experiment was controlled according to the numerically-calculated parameters, ensuring the same casting speed. The comparison between the predicted casting quality and the one obtained in the verification test resulted in an error less than 10 %. Moreover, the error between the simulated casting completion time and the process verification test result was also no more than 10 %. Last, the flow state of the slurry during the simulation was consistent with the one during the experimental test. The overall leveling of the slurry in the combustion chamber was adequate and no relatively large holes and flaws developed during the pouring process.
개선된 Carreau 구성 모델을 사용하여 FLOW-3D 소프트웨어를 사용하여 고체 추진제 슬러리 진공판 유형의 Casting Process에 대한 수치 시뮬레이션을 수행했습니다. 오리피스 유로와 연소실에서의 유동과정을 통해 판 유로를 통과하는 슬러리의 유속을 정량적으로 분석하고, 연소실에서 슬러리의 점도, 전단율, 레벨링 특성을 정성적으로 분석하하고, 예측하였습니다.
타설시간, 타설품질, 수치해석으로 예측된 유동상태는 타설실험을 수행한 진공판주조시스템으로 구성된 비주얼 테스터를 이용하여 검증하였습니다.
연구에 따르면 HTPB 3성분 추진제 슬러리는 전형적인 생성 가소성 유체입니다. 슬러리가 플라워 플레이트와 에어포일을 통과할 때 유체 전단율이 최대값에 도달하고 슬러리의 점도가 감소합니다.
시각적 주입 플랫폼이 구축되었고 동일한 주조 속도를 보장하기 위해 수치적으로 계산된 매개변수에 따라 실험이 제어되었습니다. 예측된 casting 품질과 검증 테스트에서 얻은 품질을 비교한 결과 10 % 미만의 오류가 발생했습니다.
또한 모의 casting 완료시간과 공정검증시험 결과의 오차도 10 % 이하로 나타났습니다.
마지막으로 시뮬레이션 중 슬러리의 흐름 상태는 실험 테스트 시와 일치하였다. 연소실에서 슬러리의 전체 레벨링은 적절했으며 주입 과정에서 상대적으로 큰 구멍과 결함이 발생하지 않았습니다.
Figure 1. The equipment used in the vacuum flower-plate pouring
process.Figure 2. Calculation model.Figure 3. Grid block division unit.Figure 4. Circular section of the speed cloud.Figure 5. Viscosity and shear rate distribution cloud pattern flowing
through the plate holes.Figure 6. Circular section of the viscosity and shear-rate clouds.Figure 7. Volume fraction cloud chart at different time.Figure 8. Experimental program.Figure 9. Emulation experimental device.Figure 10. Visualization of the flow state of the pulp inside the tester.
References
[1] B. M. Bandgar, V. N. Krishnamurthy, T. Mukundan, K. C. Sharma, Mathematical Modeling of Rheological Properties of HydroxylTerminated Polybutadiene Binder and Dioctyl Adipate Plasticizer, J. Appl. Polym. Sci. 2002, 85, 1002–1007. [2] B. Thiyyarkandy, M. Jain, G. S. Dombe, M. Mehilal, P. P. Singh, B. Bhattacharya, Numerical Studies on Flow Behavior of Composite Propellant Slurry during Vacuum Casting, J.Aerosp.Technol. Manage. 2012, 4, 197–203. [3] T. Shimada, H. Habu, Y. Seike, S. Ooya, H. Miyachi, M. Ishikawa, X-Ray Visualization Measurement of Slurry Flow in Solid Propellant Casting, Flow Meas. Instrum. 2007, 18, 235–240. [4] Y. Damianou, G. C. Georgiou, On Poiseuille Flows of a Bingham Plastic with Pressure-Dependent Rheological Parameters, J. Non-Newtonian Fluid Mech. 2017, 250, 1–7. [5] S. Sadasivan, S. K. Arumugam, M. Aggarwal, Numerical Simulation of Diffuser of a Gas Turbine using the Actuator Disc Model, J.Appl. Fluid Mech. 2019, 12, 77–84. [6] M. Acosta, V. L. Wiesner, C. J. Martinez, R. W. Trice, J. P. Youngblood, Effect of Polyvinylpyrrolidone Additions on the Rheology of Aqueous, Highly Loaded Alumina Suspensions, J. Am. Ceram. Soc. 2013, 96, 1372–1382. [7] Y. Wu, Numerical Simulation and Experiment Study of Flower Plate Pouring System for Solid Propellant, Chin. J. Expl. Propell. 2017, 41, 506–511. [8] T. M. G. Chu, J. W. Halloran, High-Temperature Flow Behavior of Ceramic Suspensions, J. Am. Ceram. Soc. 2004, 83, 2189– 2195. [9] T. Kaully, A. Siegmann, D. Shacham, Rheology of Highly Filled Natural CaCO3 Composites. I. Effects of Solid Loading and Particle Size Distribution on Capillary Rheometry, Polym. Compos. 2007, 28, 512–523. [10] M. M. Rueda, M.-C. Auscher, R. Fulchiron, T. Périé, G. Martin, P. Sonntag, P. Cassagnau, Rheology and Applications of Highly Filled Polymers: A Review of Current Understanding, Prog. Polym. Sci. 2017, 66, 22–53. [11] F. Soltani, Ü. Yilmazer, Slip Velocity and Slip Layer Thickness in Flow of Concentrated Suspensions, J. Appl. Polym. Sci. 1998, 70, 515–522.
[12] E. Landsem, T. L. Jensen, F. K. Hansen. E. Unneberg, T. E. Kristensen, Neutral Polymeric Bonding Agents (NPBA) and Their Use in Smokeless Composite Rocket Propellants Based on HMX-GAP-BuNENA. Propellants, Explos., Pyrotech.. 2012, 37, 581–589. [13] J. Mewis, N. J. Wagner, Colloidal Suspension Rheology, Cambridge University Press, 2011. [14] D. M. Kalyon, An Overview of the Rheological Behavior and Characterization of Energetic Formulations: Ramifications on Safety and Product Quality, J. Energ. Mater. 2006, 24, 213–245. [15] H. Ohshima, Effective Viscosity of a Concentrated Suspension of Uncharged Spherical Soft Particles, Langmuir 2010, 26, 6287–6294.
하천횡단구조물이 하천설계기준(2009)대로 설계되었음에도 불구하고, 하류부에서 물받이공 및 바닥보호공의 피해가 발생하여, 구조물 본체에 대한 안전성이 현저하 게 낮아지고 있는 실정이다. 하천설계기준이 상류부의 수리특성을 반영하였다고 하나 하류부의 수리특성인 유속의 변동 성분 또는 압력의 변동성분까지 고려하고 있지는 않다. 현재 많은 선행연구에서 이러한 난류적 특성이 구조물에 미치는 영 향에 대해 제시하고 있는 실정이며, 국내 하천에서의 피해 또한 이와 관련이 있다 고 판단된다. 이에 본 연구에서는 난류성분 특히 압력의 변동성분이 물받이공과 바닥보호공에 미치는 영향을 정량적으로 분석하여, 하천 횡단구조물의 치수 안전 성 증대에 기여하고자 한다. 물받이공과 바닥보호공에 미치는 압력의 변동성분 (pressure fluctuation) 영향을 분석하기 위해 크게 3가지로 연구내용을 분류하였 다. 첫 번째는 압력의 변동으로 순간적인 음압구배(adversed pressure gradient) 가 발생할 경우 바닥보호공의 사석 및 블록이 이탈하는 것이다. 이를 확인하기 위 해 정밀한 압력 측정장치를 통해 압력변이를 측정하여, 사석의 이탈 가능성을 검 토할 것이며, 최종적으로 이탈에 대한 한계조건을 도출할 것이다. 두 번째는 압력 의 변동이 물받이공의 진동을 유발시켜 이를 지지하고 있는 지반에 다짐효과를 가 져와 물받이공과 지반사이에 공극이 발생하는 경우이다. 이러한 공극으로 물받이 공은 자중 및 물의 압력을 받게 되어, 결국 휨에 의한 파괴가 발생할 가능성이 있 게 된다. 본 연구에서는 실험을 통하여 압력의 변동과 물받이공의 진동을 동시에 측정하여, 진동이 발생하지 않을 최소 두께를 제시할 것이다. 세 번째는 압력변이 로 인한 물받이공의 진동이 피로파괴로 연결되는 경우이다. 이 현상 또한 수리실 험을 통해 압력변이-피로파괴의 관계를 정량적으로 분석하여, 한계 조건을 제시할 것이다. 본 연구는 국내 보 및 낙차공에서 발생하는 다양한 Jet의 특성을 수리실 험으로 재현해야 하며, 이를 위해 평면 Jet 분사기(plane Jet injector)를 고안/ 제작하여, 효율적인 수리실험을 수행할 것이다. 또한 3차원 수치해석을 통해 실제 스케일에 적용함으로써 연구결과의 활용도 및 적용성을 높이고자 한다.
Keywords
압력변이, 물받이공, 바닥보호공, 난류, 진동
그림 1 하천횡단구조물 하류부 횡단구조물 파괴그림 2. 시간에 따른 압력의 변동 양상 및 정의
그림 3. 하천횡단구조물 하류부 도수현상시 발생하는 압력변이 분포도, Fr=8.0
상태이며, 바닥(slab)에 양압과 음압이 지속적으로 작용한다. (Fiorotto &
Rinaldo, 2010)
그림 4. 파괴 개념그림 6. PIV 측정 원리(www.photonics.com)그림 7. LED회로판 및 BIV기법 기본개념그림 8. BIV측정기법을 적용한 순간이미지 (Lin et al., 2012)그림 9. 감세공의 분류그림 17 수리실헐 수로시설: (a) 전체수로전경, (b) Weir 보를 포함한 측면도, (c) 도수조건
실험전경 그림 18 수리실험 개요도그림 127 난류모형별 압력 Data (측정위치는 그림 125 참조)그림 128 RNG 모형을 이용한 수치모의 결과그림 129 LES 모형을 이용한 수치모의 결과그림 130 압력 Data의 필터링그림 134 Case 1의 흐름특성 분포도 및 그래프
한국건설기술연구원 (2014) 입자영상유속계(PIV)를 이용한 하천구조물 주변 유동해석 기법 개발
한국건설기술연구원 (2017) 보와 하상유지공의 안전성 확보를 위한 물받이와 바닥보호공의 성능평가 기법에 대한 원천기술개발
국토기술연구센터 (1998) 하상유지공의 구조설계 지침.
감사원 (2013) 감사원 결과보고서- 4대강살리기 사업 주요시설물 품질 밑 수질관리 실태. 국토해양부 (2009) 전국 하천횡단 구조물 설치현황 및 어도 실태조사 보고서.
국토해양부 (2012) 보도자료-준공대비 점검결과, 4대강 보 안전 재확인. 국토해양부 (2012) 국가 및 지방하천 종합정비 마스터플랜.
국토교통성 (2008) 하천사방기술기준.
농림부 (1996). 농업생산기반정비사업계획 설계기
류권규(역자) (2009). 난류의 수치모의(원저자 : 梶島岳夫, 1999). 류권규, 마리안 머스테, 로버트 에테마, 윤병만 (2006). “난류 중 부유사의 속도 지체 측정.” 한국수자원학회논문집, 제39권, 제2호, pp.99-108. 배재현, 이경훈, 신종근, 양용수, 이주희 (2011). “입자영상유속계를 이용한 은어의 유영능력 측정.” 제47권, 제4호, pp.411-418. 우효섭 (2001). 하천수리학. 청문각. 한국수자원학회 (2009). 하천설계기준해설. 한국건설기술연구원 (2014) 입자영상유속계(PIV)를 이용한 하천구조물 주변 유동해석 기법 개발 한국건설기술연구원 (2017) 보와 하상유지공의 안전성 확보를 위한 물받이와 바닥보호공의 성능평가 기법에 대한 원천기술개발
Adrian, R. J., Meinhart, C. D., & Tomkins, C. D. (2000). Vortex organization in the outer region of the turbulent boundary layer. Journal of Fluid Mechanics, 422, 1-54. Anderson, T. W., & Darling, D. A. (1954). A test of goodness of fit. Journal of the American statistical association, 49(268), 765-769. Altman, E. I. (1968). Financial ratios, discriminant analysis and the prediction of corporate bankruptcy. The journal of finance, 23(4), 589-609. Barjastehmaleki, S., Fiorotto, V., & Caroni, E. (2016). Spillway stilling basins lining design via Taylor hypothesis. Journal of Hydraulic Engineering, 142(6), 04016010. Beheshti, M. R., Khosrojerdi, A., & Borghei, S. M. (2013). Experimental study of air-water turbulent flow structures on stepped spillways. International Journal of Physical Sciences, 8(25), 1362-1370. Bligh, W. G. (1910). Dams, barrages and weirs on porous foundations. Engineering News, 64(26), 708-710. Bowers, C. E., &Tsai, F. Y. (1969). Fluctuating pressure in spillway stilling basins. Journal of the Hydraulics Division, 95(6), 2071-2080. Brater, E. F., King, H. W., Lindell, J. E., & Wei, C. Y. (1976). Handbook of hydraulics for the solution of hydraulic engineering problems (Vol. 7). New York: McGraw-Hill. Castillo, L. G., Carrillo, J. M., & Sordo-Ward, Á. (2014). Simulation of overflow nappe impingement jets. Journal of Hydroinformatics, 16(4), 922-940
Lin, C., Hsieh, S. C., Lin, I. J., Chang, K. A., & Raikar, R. V. (2012). Flow property and self-similarity in steady hydraulic jumps. Experiments in Fluids, 53(5), 1591-1616
Chanson, H. (1999). The Hydraulics of Open Channel Flow: An Introduction. Physical Modelling of Hydraulics. Chow, V. T. (1959). Open-Channel Hydraulics, McGraw Hill Book Company, Inc., New York. Christensen, B. A. (1984). “Analysis of Partially Filled Circular Storm Sewers.” J. of Hydraulic Engineering, ASCE, Vol. 110, No. 8. El-Ragaby, A., El-Salakawy, E., and Benmokrane, B., “Fatigue Life Evaluation of Concrete Bridge Deck Slabs Reinforced with Glass FRP Composite Bars,” Journal of Composites for Construction, ASCE, Vol. 11, No. 3, 2007, pp. 258-268. (doi: http://dx.doi.org/10.1061/(ASCE) 1090-0268(2007)11:3(258), Fiorotto, V., & Rinaldo, A. (1992). Turbulent pressure fluctuations under hydraulic jumps. Journal of Hydraulic Research, 30(4), 499-520. Flow Science (2015). FLOW-3D User Manual(Release 11.1.0), Los Alamos, New Mexico. González-Betancourt, M. (2016). Uplift force and momenta on a slab subjected to hydraulic jump. Dyna, 83(199), 124-133. Grinstein, L., & Lipsey, S. I. (2001). Encyclopedia of mathematics education. Routledge. Grubbs, F. E., & Beck, G. (1972). Extension of sample sizes and percentage points for significance tests of outlying observations. Technometrics, 14(4), 847-854. Gylltoft K. (1983): Fracture mechanics models for fatigue in concrete structures. Doctoral thesis / Tekniska högskolan i Luleå, 25D, Luleå, 210 pp. Herlina, H. and Jirka, G. H. (2008). “Experiments on gas transfer near the air-water interface in a grid-stirred tank.” Journal of Fluid Mechanics, 594, pp.183-208. IACWD (Interagency Advisory Committee on Water Data). (1982). Guidelines for determining flood flow frequency. Bulletin 17B. JIRKA, G. H. (2008). Experiments on gas transfer at the air–water interface induced by oscillating grid turbulence. Journal of Fluid Mechanics, 594, 183-208. Kadota, A., Suzuki, K., Rummel, A. C., Weitbrecht, V., & Jirka, G. H. (2007). Shallow flow visualization around a single groyne. In Proc. of 7th International Symposium of Particle Image Velocimetry (CD-ROM). Kazemi, F., Khodashenas, S. R., & Sarkardeh, H. (2016). Experimental study of pressure fluctuation in stilling basins. International Journal of Civil Engineering, 14(1), 13-21. Klowak, C., Memon, A., and Mufti, A., “Static and fatigue investigation of second generation steel-free bridge decks,” Cement & Concrete Composites, ScienceDirect, Elsevier, Vol. 28, No.
10, 2006, pp. 890-897. (doi: http://dx.doi.org/10.1016/j.cemconcomp.2006.07.019), Koca, K., Noss, C., Anlanger, C., Brand, A., & Lorke, A. (2017). Performance of the Vectrino Profiler at the sediment–water interface. Journal of Hydraulic Research, 55(4), 573-581. Kolmogorov, A. (1933). Sulla determinazione empirica di una lgge di distribuzione. Inst. Ital. Attuari, Giorn., 4, 83-91. Leon, A., & Alnahit, A. (2016). A Remotely Controlled Siphon System for Dynamic Water Storage Management. Lin, C., Hsieh, S., Chang, K. and Raikar, R. (2012). “Flow property and self-similarity in steady hydraulic jumps.” Experiments in Fluid, 53, pp. 1591-1616. Lopardo, R., Fattor, C. A., Casado, J. M. and Lopardo, M. C. (2004). “Aspects of vibration and fatigue of materials related to coherent structures of macroturbulent flows” International Conference on Hydraulic of Dams and River Structures. Lopardo, R. A., & Romagnoli, M. (2009). Pressure and velocity fluctuations in stilling basins. In Advances in Water Resources and Hydraulic Engineering (pp. 2093-2098). Springer, Berlin, Heidelberg. Sanchez, P. A., Ramirez, G. E., Vergara, R., & Minguillo, F. (1973). Performance of Sulfur-Coated Urea Under Intermittently Flooded Rice Culture in Peru 1. Soil Science Society of America Journal, 37(5), 789-792. Matsui, S., Tokai, D., Higashiyama, H., and Mizukoshi, M., “Fatigue Durability of Fiber Reinforced Concrete Decks Under Running Wheel Load,” Proceedings 3rd International Conference on Concrete Under Severe Conditions, Ed. N. Banthia, Vancouver, Canada, 2001, pp. 982-991., Mohammadi, S. F., Galgoul, N. S., Starossek, U., & Videiro, P. M. (2016). An efficient time domain fatigue analysis and its comparison to spectral fatigue assessment for an offshore jacket structure. Marine Structures, 49, 97-115. Pothof, I. (2011). Co-current air-water flow in downward sloping pipes. Stichting Deltares Pothof, I. W. M., & Clemens, F. H. L. R. (2011). Experimental study of air–water flow in downward sloping pipes. International journal of multiphase flow, 37(3), 278-292. Ryu, Y., Chang, K. A., & Lim, H. J. (2005). Use of bubble image velocimetry for measurement of plunging wave impinging on structure and associated greenwater. Measurement Science and Technology, 16(10), 1945. Sanjou, M., & Nezu, I. (2009). Turbulence structure and coherent motion in meandering compound open-channel flows. Journal of Hydraulic Research, 47(5), 598-610. Sargison, J. E., & Percy, A. (2009). Hydraulics of broad-crested weirs with varying side slopes. Journal of irrigation and drainage engineering, 135(1), 115-118.
Sobani, A. (2014). Pressure fluctuations on the slabs of stilling basins under hydraulic jump. Song, Y., Chang, K, Ryu, Y. and Kwon, S. (2013). “ Experimental study on flow kinematics and impact pressure in liquid sloshing.”, Experiments in Fluid, 54, pp. 1592. Stagonas, D., Lara, J. L., Losada, I. J., Higuera, P., Jaime, F. F., & Muller, G. (2014). Large scale measurements of wave loads and mapping of impact pressure distribution at the underside of wave recurves. In Proceedings of the HYDRALAB IV Joint User Meeting. Toso, J. W., & Bowers, C. E. (1988). Extreme pressures in hydraulic-jump stilling basins. Journal of Hydraulic Engineering, 114(8), 829-843. Youn, S. G. and Chang, S. P., “Behavior of Composite Bridge Decks Subjected to Static and Fatigue Loading,” Structural Journal, ACI Technical paper, Title No. 95-S23, 1998, pp. 249-258. (doi: http://dx.doi.org/10.14359/543),
이중 여수로 간섭은 여수로가 서로 가깝게 배치될 때 수압 성능의 손실을 나타냅니다. 배수로 간섭은 물리적 실험과 수치 시뮬레이션을 모두 사용하여 조사됩니다.
이중 여수로 구성의 4개 물리적 모델의 단계 및 배출 측정값을 한국의 4개 댐 부지에서 Flow-3D 계산 결과와 비교합니다.
두 개의 배수로를 함께 사용하는 것을 각 배수로의 단일 작동과 비교합니다. 두 여수로를 동시에 운영할 경우 두 여수로를 통한 총 유량은 최대 7.6%까지 감소합니다.
간섭 계수는 단계 He가 설계 단계 Hd를 초과하고 두 배수로를 분리하는 거리 D가 배수로 너비 W에 비해 짧을 때 가장 중요합니다. 매개변수 DHd/WHe는 계산 및 측정된 간섭 계수와 매우 잘 관련됩니다.
안동댐 설계방류에 대한 홍수경로 예시는 간섭계수를 적용한 경우와 적용하지 않은 경우 저수지 수위의 차이가 42cm임을 보여줍니다. 결과적으로 댐 안전을 위해 추가 여수로의 너비(간섭 계수 포함)를 늘려야 합니다.
Dual spillway interference refers to the loss of hydraulic performance of spillways when they are placed close together. Spillway interference is examined using both physical experiments and numerical simulations. Stage and discharge measurements from four physical models with dual spillways configurations are compared to the Flow-3D computational results at four dam sites in South Korea. The conjunctive use of two spillways is compared with the singular operation of each spillway. When both spillways are operated at the same time, the total flow rate through the two spillways is reduced by up to 7.6%. Interference coefficients are most significant when the stage Heexceeds the design stage Hd and when the distance D separating two spillways is short compared to the spillway width W. The parameter DHd/WHecorrelates very well with the calculated and measured interference coefficients. A flood routing example for the design discharge at Andong dam shows a 42 cm difference in reservoir water level with and without application of the interference coefficient. Consequently, the width of additional spillways (including the interference coefficient) should be increased for dam safety.
Fig. 1. Definition sketch for dual spillwaysFig. 2. Stage-discharge rating curves for dual spillway operations.Fig. 3. Physical modeling of dual spillways: (a) Andong-1; (b) Andong-2; (c) Imha-1; and (d) Juam-1Fig. 4. Numerical modeling of dual spillways: (a) Andong-1; (b) Andong-2; (c) Imha-1; (d) Juam-1; (e) Andong-3; (f) Imha-2; (g) Imha-3; and
(h) Juam-3.Fig. 4. (Continued.)Fig. 5. Meshes and calculation domain for numerical modeling of
Andong dam.Fig. 6. Stage-discharge rating curve for existing and additional spillways (Andong-1): (a) existing spillway; (b) additional spillway; and (c) dual
spillway simulations.Fig. 7. Discharge comparison of physical experiments and numerical
simulations. The upper panel is the comparative result for the existing
spillway (ES) and the lower panel is for the additional spillway (AS) at
four dams.Fig. 8. Interference coefficients for dual spillways simulations with
various scenarios.Fig. 9. Regression model for the distance-width ratio (D=W) and head
ratio (Hd=He) by dual spillway simulationsFig. 10. Physical and numerical model validation: (a) numerical modeling; (b) solids of overflow weir of the spillway; and (c) physical models of
reservoir and spillwayFig. 11. Interference coefficients for dual spillways operations with
various scenarios. The dashed lines indicate the results of the validation
model with dual conditions of 1 þ 2, 1 þ 4, 1 þ 6, 3 þ 4, and 4 þ 5.Fig. 12. Results of reservoir operations under the PMF at Andong dam.
References
Cassidy, J. J. 1965. “Irrotational flow over spillways of finite height.” J. Eng. Mech. Div. 91 (6): 155–173. Chanel, P., and J. Doering. 2008. “Assessment of spillway modeling using computational fluid dynamics.” Can. J. Civ. Eng. 35 (12): 1481–1485. https://doi.org/10.1139/L08-094. Chow, V. T. 1959. Open-channel hydraulics, 365–380. New York: McGraw-Hill. Ho, D., B. Cooper, K. Riddette, and S. Donohoo. 2006. “Application of numerical modelling to spillways in Australia.” In Proc., Int. Symp. on Dams in the Societies of the 21st Century, 22nd Int. Congress on Large Dams (ICOLD), edited by L. Berga, et al. London: Taylor & Francis. Huff, F. A. 1967. “Time distribution of rainfall in heavy storms.” Water Resour. Res. 3 (4): 1007–1019. https://doi.org/10.1029/WR003i004 p01007. Kim, D. G., and J. H. Park. 2005. “Analysis of flow structure over ogeespillway in consideration of scale and roughness effects by using CFD model.” KSCE J. Civ. Eng. 9 (2): 161–169. https://doi.org/10.1007 /BF02829067. Koutsunis, N. A. 2015. “Impact of climatic changes on downstream hydraulic geometry and its influence on flood hydrograph routing—Applied to the bluestone dam watershed.” M.S. degree, Dept. of Civil and Environmental Engineering, Colorado State Univ. Lee, J. H., and P. Y. Julien. 2016a. “ENSO impacts on temperature over South Korea.” Int. J. Climatol. 36 (11): 3651. https://doi.org/10.1002 /joc.4581. Lee, J. H., and P. Y. Julien. 2016b. “Teleconnections of the ENSO and South Korean precipitation patterns.” J. Hydrol. 534: 237–250. https://doi.org/10.1016/j.jhydrol.2016.01.011. Lee, J. H., and P. Y. Julien. 2017. “Influence of the El Nino/southern ˜ oscillation on South Korean streamflow variability.” Hydrol. Processes 31 (12): 2162–2178. https://doi.org/10.1002/hyp.11168. Li, S., S. Cain, N. Wosnik, C. Miller, H. Kocahan, and R. Wyckoff. 2011. “Numerical modeling of probable maximum flood flowing through a system of spillways.” J. Hydraul. Eng. 137 (1): 66–74. https://doi.org /10.1061/(ASCE)HY.1943-7900.0000279. MOCT (Ministry of Construction and Transportation). 2003. Hydraulic model study of Soyanggang multipurpose dam auxiliary spillway. [In Korean.] Governing City, South Korea: MOCT. Olsen, N. R., and H. M. Kjellesvig. 1998. “Three-dimensional numerical flow modeling for estimation of spillway capacity.” J. Hydraul. Res. 36 (5): 775–784. https://doi.org/10.1080/00221689809498602. Savage, B. M., and M. C. Johnson. 2001. “Flow over ogee spillway: Physical and numerical model case study.” J. Hydraul. Eng. 127 (8): 640–649. https://doi.org/10.1061/(ASCE)0733-9429(2001)127:8(640). USACE (US Army Corps of Engineers). 2008. Hydrologic modeling system HEC-HMS, user’s manual version 3.2. Davis, CA: USACE. USBR (US Bureau of Reclamation). 1980. Hydraulic laboratory techniques: A water resources technical publication. Denver: US Dept. of the Interior, Bureau of Reclamation. Yakhot, V., and S. A. Orszag. 1986. “Renormalization group analysis of turbulence. I: Basic theory.” J. Sci. Comput. 1 (1): 3–51. https://doi .org/10.1007/BF01061452. Yakhot, V., and L. M. Smith. 1992. “The renormalization group, the e-expansion and derivation of turbulence models.” J. Sci. Comput. 7 (1): 35–61. https://doi.org/10.1007/BF01060210. Zeng, J., L. Zhang, M. Ansar, E. Damisse, and J. A. Gonzalez-Castro. 2017. “Applications of computational fluid dynamics to flow ratings at prototype spillways and weirs. I: Data generation and validation.” J. Irrig. Drain. Eng. 143 (1): 04016072. https://doi.org/10.1061/(ASCE)IR .1943-4774.0001112.
곡면에서 GMAW 기반 적층 가공의 용접 성형 특성은 중력의 영향을 크게 받습니다. 성형면의 경사각이 크면 혹 비드(hump bead)와 같은 심각한 결함이 발생합니다.
본 논문에서는 양생면에서 용접 비드 형성의 형성 특성과 제어 방법을 연구하기 위해 용접 용융 풀 유동 역학의 전산 모델을 수립하고 제안된 모델을 검증하기 위해 증착 실험을 수행하였습니다.
결과는 용접 비드 경사각(α)이 증가함에 따라 역류의 속도가 증가하고 상향 용접의 경우 α > 60°일 때 불규칙한 험프 결함이 나타나는 것으로 나타났습니다.
상부 과잉 액체의 하향 압착력과 하부 상향 유동의 반동력과 표면장력 사이의 상호작용은 용접 혹 형성의 주요 요인이었다. 하향 용접의 경우 양호한 형태를 얻을 수 있었으며, 용접 비드 경사각이 증가함에 따라 용접 높이는 감소하고 용접 폭은 증가하였습니다.
하향 및 상향 용접을 위한 곡면의 용융 거동 및 성형 특성을 기반으로 험프 결함을 제어하기 위해 위브 용접을 통한 증착 방법을 제안하였습니다.
성형 궤적의 변화로 인해 용접 방향의 중력 성분이 크게 감소하여 용융 풀 흐름의 안정성이 향상되었으며 복잡한 표면에서 안정적이고 일관된 용접 비드를 얻는 데 유리했습니다.
하향 용접과 상향 용접 사이의 단일 비드의 치수 편차는 7% 이내였으며 하향 및 상향 혼합 혼합 비드 중첩 증착에서 비드의 변동 편차는 0.45로 GMAW 기반 적층 제조 공정에서 허용될 수 있었습니다.
이러한 발견은 GMAW를 기반으로 하는 곡선 적층 적층 제조의 용접 비드 형성 제어에 기여했습니다.
The weld forming characteristics of GMAW-based additive manufacturing on curved surface are dramatically influenced by gravity. Large inclined angle of the forming surface would lead to severe defects such as hump bead. In this paper, a computational model of welding molten pool flow dynamics was established to research the forming characteristic and control method of weld bead forming on cured surface, and deposition experiments were conducted to verify the proposed model. Results indicated that the velocity of backward flows increased with the increase of weld bead tilt angle (α) and irregular hump defects appeared when α > 60° for upward welding. The interaction between the downward squeezing force of the excess liquid at the top and the recoil force of the upward flow at the bottom and the surface tension were primary factors for welding hump formation. For downward welding, a good morphology shape could be obtained, and the weld height decreased and the weld width increased with the increase of weld bead tilt angle. Based on the molten behaviors and forming characteristics on curved surface for downward and upward welding, the method of deposition with weave welding was proposed to control hump defects. Gravity component in the welding direction was significantly reduced due to the change of forming trajectory, which improved the stability of the molten pool flow and was beneficial to obtain stable and consistent weld bead on complex surface. The dimensional deviations of the single bead between downward and upward welding were within 7% and the fluctuation deviation of the bead in multi-bead overlapping deposition with mixing downward and upward welding was 0.45, which could be acceptable in GMAW-based additive manufacturing process. These findings contributed to the weld bead forming control of curve layered additive manufacturing based on GMAW.
7.Xie FB, Chen LF, Li ZY, Tang K (2020) Path smoothing and feed rate planning for robotic curved layer additive manufacturing. Robot Comput Integr Manuf 65. https://doi.org/10.1016/j.rcim.2020.101967
8.Ding YY, Dwivedi R, Kovacevic R (2017) Process planning for 8-axis robotized laser-based direct metal deposition system: a case on building revolved part. Robot Comput Integr Manuf 44:67–76. https://doi.org/10.1016/j.rcim.2016.08.008ArticleGoogle Scholar
12.Yuan L, Pan ZX, Ding DH, He FY, Duin SV, Li HJ, Li WH (2020) Investigation of humping phenomenon for the multi-directional robotic wire and arc additive manufacturing. Robot Comput Integr Manuf 63. https://doi.org/10.1016/j.rcim.2019.101916
13.Nguyen MC, Medale M, Asserin O, Gounand S, Gilles P (2017) Sensitivity to welding positions and parameters in GTA welding with a 3D multiphysics numerical model. Numer Heat Transf Part A Appl 71:233–249. https://doi.org/10.1080/10407782.2016.1264747ArticleGoogle Scholar
17.Philip Y, Xu ZY, Wang Y, Wang R, Ye X (2019) Investigation of humping defect formation in a lap joint at a high-speed hybrid laser-GMA welding. Results Phys 13. https://doi.org/10.1016/j.rinp.2019.102341
18.Hu ZQ, Qin XP, Shao T, Liu HM (2018) Understanding and overcoming of abnormity at start and end of the weld bead in additive manufacturing with GMAW. Int J Adv Manuf Technol 95:2357–2368. https://doi.org/10.1007/s00170-017-1392-9ArticleGoogle Scholar
19.Tang SY, Wang GL, Huang C, Li RS, Zhou SY, Zhang HO (2020) Investigation, modeling and optimization of abnormal areas of weld beads in wire and arc additive manufacturing. Rapid Prototyp J 26:1183–1195. https://doi.org/10.1108/RPJ-08-2019-0229ArticleGoogle Scholar
20.Bai X, Colegrove P, Ding J, Zhou XM, Diao CL, Bridgeman P, Honnige JR, Zhang HO, Williams S (2018) Numerical analysis of heat transfer and fluid flow in multilayer deposition of PAW-based wire and arc additive manufacturing. Int J Heat Mass Transf 124:504–516. https://doi.org/10.1016/j.ijheatmasstransfer.2018.03.085ArticleGoogle Scholar
21.Siewert E, Schein J, Forster G (2013) Determination of enthalpy, temperature, surface tension and geometry of the material transfer in PGMAW for the system argon-iron. J Phys D Appl Phys 46. https://doi.org/10.1088/0022-3727/46/22/224008
23.Fachinotti VD, Cardona A (2008) Semi-analytical solution of the thermal field induced by a moving double-ellipsoidal welding heat source in a semi-infinite body. Mec Comput XXVII:1519–1530
24.Nguyen NT, Mai YW, Simpson S, Ohta A (2004) Analytical approximate solution for double ellipsoidal heat source in finite thick plate. Weld J 83:82–93Google Scholar
25.Goldak J, Chakravarti A, Bibby M (1985) A double ellipsoid finite element model for welding heat sources. IIW Doc. No. 212-603-85
29.Zhan XH, Zhang D, Liu XB, Chen J, Wei YH, Liu RP (2017) Comparison between weave bead welding and multi-layer multi-pass welding for thick plate Invar steel. Int J Adv Manuf Technol 88:2211–2225. https://doi.org/10.1007/s00170-016-8926-4ArticleGoogle Scholar
30.Xu GX, Li L, Wang JY, Zhu J, Li PF (2018) Study of weld formation in swing arc narrow gap vertical GMA welding by numerical modeling and experiment. Int J Adv Manuf Technol 96:1905–1917. https://doi.org/10.1007/s00170-018-1729-zArticleGoogle Scholar
Flood Inundation Evolution of Barrier Lake and Evaluation of Regional Ecological Spatiotemporal Response — A Case Study of Sichuan-Tibet Region
Abstract
중국 쓰촨-티베트 지역은 댐 호수의 발생과 붕괴를 동반한 지진 재해가 빈번한 지역이었습니다. 댐 호수의 붕괴는 하류 직원의 생명과 재산 안전을 심각하게 위협합니다.
동시에 국내외 학자들은 주변의 댐 호수에 대해 우려하고 있으며 호수에 대한 생태 연구는 거의 없으며 댐 호수가 생태에 미치는 영향은 우리 호수 건설 프로젝트에서 매우 중요한 계몽 의의를 가지고 있습니다.
이 기사의 목적은 방벽호의 댐 붕괴 위험을 과학적으로 예측하고 생태 환경에 대한 영향을 조사하며 통제 조치를 제시하는 것입니다. 본 논문은 쓰촨-티베트 지역의 Diexihaizi, Tangjiashan 댐호, Hongshihe 댐의 4대 댐 호수 사건을 기반으로 원격 감지 이미지에서 수역을 추출하고 HEC-RAS 모델을 사용하여 위험이 있는지 여부를 결정합니다.
댐 파손 여부 및 댐의 경로 예측; InVEST 모델을 이용하여 1990년부터 2020년까지 가장 작은 행정 구역(군/구)이 위치한 서식지를 평가 및 분석하고, 홍수 침수 결과를 기반으로 평가합니다. 결과는 공학적 처리 후 안정적인 댐 호수(Diexi Haizi)가 서식지 품질 지수에 안정화 효과가 있음을 보여줍니다.
댐 호수의 형성은 인근 토지 이용 유형과 지역 경관 생태 패턴을 변화 시켰습니다. 서식지 품질 지수는 사이 호수 주변 1km 지역에서 약간 감소하지만 3km 지역과 5km 지역에서 서식지 품질이 향상됩니다. 인공 홍수 방류 및 장벽 호수의 공학적 보강이 필요합니다.
이 논문에서 인간의 통제가 강한 지역은 다른 지역의 서식지 질 지수보다 더 잘 회복될 것입니다.
The Sichuan-Tibet region of China has always been an area with frequent earthquake disasters, accompanied by the occurrence and collapse of dammed lakes. The collapse of dammed lakes seriously threatens the lives and property safety of downstream personnel.
At the same time, domestic and foreign scholars are concerned about the surrounding dammed lake there are few ecological studies on the lake, and the impact of the dammed lake on the ecology has very important enlightenment significance for our lake construction project. It is the purpose of this article to scientifically predict the risk of dam break in a barrier lake, explore its impact on the ecological environment and put forward control measures.
Based on the four major dammed lake events of Diexihaizi, Tangjiashan dammed lake, and Hongshihe dammed lake in the Sichuan-Tibet area, this paper extracts water bodies from remote sensing images and uses the HEC-RAS model to determine whether there is a risk of the dam break and whether Forecast the route of the dam; and use the InVEST model to evaluate and analyze the habitat of the smallest administrative district (county/district) where it is located from 1990 to 2020 and make an evaluation based on the results of flood inundation.
The results show that the stable dammed lake (Diexi Haizi) after engineering treatment has a stabilizing effect on the habitat quality index. The formation of the dammed lake has changed the nearby land-use types and the regional landscape ecological pattern.
The habitat quality index will decrease slightly in the 1 km area around Sai Lake, but the habitat quality will increase in the 3 km area and the 5 km area. Artificial flood discharge and engineering reinforcement of barrier lakes are necessary. In this paper, the areas with strong human control will recover better than other regions’ habitat quality index.
Fengshan Jiang ( florachaing@mail.ynu.edu.cn ) Yunnan University https://orcid.org/0000-0001-6231-6180 Xiaoai Dai Chengdu University of Technology https://orcid.org/0000-0003-1342-6417 Zhiqiang Xie Yunnan University Tong Xu Yunnan University Siqiao Yin Yunnan University Ge Qu Chengdu University of Technology Shouquan Yang Yunnan University Yangbin Zhang Yunnan University Zhibing Yang Yunnan University Jiarui Xu Yunnan University Zhiqun Hou Kunming institute of surveying and mapping
Keywords
dammed lake, regional ecology, flood simulation, habitat quality
Figure 1 Location map of barrier lakes, Sichuan-Tibet region, ChinaFigure 8
Habitat quality changes in Maoxian CountyFigure 9
Habitat quality changes in Beichuan CountyFigure 10
Habitat quality change map of Qingchuan County
References
Chaoying Hu H S, Tianming Zhang. 2017. Environmental impact assessment of barrier lake treatment project based on ecological footprint[J]. People’s Yangtze River, 48: 30-32
Dai F C, Lee C F, Deng J H, et al. 2004. The 1786 earthquake-triggered landslide dam and subsequent dam-break flood on the Dadu River, southwestern China[J]. Geomorphology, 65.
Dongjing Chen Z X 2002. Research on Ecological Security Evaluation of Inland River Basin in Northwest China——A Case Study of Zhangye Region in the Middle Reaches of Heihe River Basin[J]. Arid zone geography: 219-224
Dongsheng Chang L Z, Yao Xu, Runqiu Huang. 2009. Risk Assessment of Overtopping Dam Burst in Hongshi River Barrier Lake[J]. Journal of Engineering Geology, 17: 50-55
Fan X, Yunus Ali P, Jansen John D, et al. 2019. Comment on ‘Gigantic rockslides induced by fluvial incision in the Diexi area along the eastern margin of the Tibetan Plateau’ by Zhao et al. (2019) Geomorphology 338, 27–42[J]. Geomorphology.
Feng Yu X L, Hong Wang, Hongjing Yu. 2006. Land Use Change and Ecological Security Evaluation in Huangfuchuan Watershed[J]. Acta Geographica Sinica: 645-653.
Hafiyyan Q, Adityawan M B, Harlan D, et al. 2021. Comparison of Taylor Galerkin and FTCS models for dam-break simulation[J]. IOP Conference Series: Earth and Environmental Science, 737.
Haiwen Li X B 2020. Comprehensive Evaluation of the Restoration Status of Damaged Ecological Space along the Plateau Fragile Area of the Sichuan-Tibet Railway[J]. Journal of Railway Science and Engineering, 17: 2412-2422.
Haohao Li X R, Huabin Yang. 2008. Rescue construction and thinking of Hongshihe dammed lake in Qingchuan County[J]. Water Conservancy and Hydropower Technology (Chinese and English): 50-51+62
Hejun Chai, Runqiu Huang, Hanchao Liu I O E G, Chengdu University of Technology 1997. Analysis and Evaluation of the Dangerous Degree of Landslide Blocking the River[J]. Chinese Journal of Geological Hazard and Control: 2-8+16
Hong Wang Y L, Lili Song, Yun Chen. 2020. Comparison of characteristics of thunderstorm and gale activity and environmental factors in Sichuan-Tibet area[J]. Journal of Applied Meteorology, 31: 435-446.
Hongyan X, Xu H, Jiang H, et al. 2020. Potential pollen evidence for the 1933 M 7.5 Diexi earthquake and implications for post-seismic landscape recovery[J]. Environmental Research Letters, 15.
Hui Xu J C, Zhijiu Cui, Pei Guo. 2019. Analysis of Grain Size Characteristics of Sediment in Dammed Lake——Taking Diexi Ancient Dammed Lake in the Upper Minjiang River as an Example[J]. Acta Sedimentologica Sinica, 37: 51-61
Jian Yang B P, Min Zhao. 2014. Research on Ecological Restoration Technology in Wenchuan Earthquake-Stricken Area ——Taking Tangjiashan Barrier Lake Area as an Example[J]. Sichuan Building Science Research, 40: 164-167.
Jian Yang B P 2017. Evaluation of Ecological Quality of Tangjiashan Dammed Lake Region in Beichuan County[J]. People’s Yangtze River, 48: 27-32
Jianfeng Chen Y W, Yang Li. 2006. Application of HEC-RAS model in flood simulation[J]. Northeast Water Resources and Hydropower: 12-13+42+71.
Jiankang Liu Z C, Tao Yu. 2016. Dam failure risk and its impact of Hongshiyan dammed lake in Ludian, Yunnan[J]. Journal of Mountain Science, 34: 208-215
Jianrong Fan B T, Genwei Cheng, Heping Tao, Jianqiang Zhang,Dong Yan, Fenghuan Su. 2008. Information extraction of dammed bodies induced by the May 12 Wenchuan earthquake based on multi-source remote sensing data[J]. Journal of Mountain Science: 257-262.
Jinghuan Tian K Z, Meng Chen, Fuxin Chai. 2012. Research on the application of HEC-RAS model in flood risk analysis and assessment[J]. Hydropower Energy Science, 30: 23-25
Juan He X W 2015. Dam-break flood analysis based on HEC-RAS and HEC-GeoRAS[J]. Journal of Water Resources and Water Transport Engineering: 112-116
Junwei Gan L Y, Jinjun Li. 2017. Research on the Influencing Factors of Sichuan-Tibet Tourism Industry Competitiveness Based on DEMATEL[J]. Arid Land Resources and Environment, 31: 197-202
Lansheng Wang L Y, Xiaoqun Wang, Liping Duan 2005. Discovery of the ancient dammed lake in Diexi, Minjiang River[J]. Journal of Chengdu University of Technology (Natural Science Edition): 1-11
Ma S, Zhu J, Ya. H. Year. Construction of Risk Assessment System of Dam-break in Barrier Lake Based on Collaborative Workflow: 9.
Ming Zeng Y C, Bingyu Zou. 2019. Discussion on the Method of Forecasting the Flood Evolution of Barrier Lake Burst—— Taking “11·3” Jinsha River Baige Barrier Lake as an Example[J]. Water Resources and Hydropower Express, 40: 11-14
Ouyang C, An H, Zhou S, et al. 2019. Insights from the failure and dynamic characteristics of two sequential landslides at Baige village along the Jinsha River, China Landslides[J]. 16.
Peng M, Zhang L M 2012. Analysis of human risks due to dam-break floods—part 1: a new model based on Bayesian networks[J]. Natural Hazards, 64.
Qianfeng Li Y L, Gang Liu, Zhiyun Ouyang, Hua Zheng. 2013. The Impact of Land Use Change on Ecosystem Service Function——Taking Miyun Reservoir Watershed as an Example[J]. Acta Ecologica Sinica, 33: 726-736.
Qiang Xu G Z, Weile Li, Zhaoyang He, Xiujun Dong, Chen Guo, Wenkai Feng. 2018. Analysis and study of two landslides and dams blocking the river in Baige on the Jinsha River in October and November 2018[J]. Journal of Engineering Geology, 26: 1534-1551
Qin Ji J Y, Hongju Chen, Man Li. 2019. Analysis of Economic Differences Along the Sichuan-Tibet Railway from the Perspective of Spatial and Industrial Decomposition[J]. Glacier permafrost: 1-14
Qingchun Li Y H, Yubing Shi. 2020. Study on the stability of the residual dam in Tangjiashan dammed lake[J]. Journal of Underground Space and Engineering, 16: 993-998
Qiwen Xiang J P, Guangze Zhang, Zhengxuan Xu, Dingkai Zhang, Wenli Tu. 2020. Monitoring and Analysis of Surface Deformation in Zheduo Mountain Area of Sichuan-Tibet Railway Based on SBAS Technology[J]. Surveying Engineering, 29: 48-54+59
Shangfu Kuang X W, Jinchi Huang, Yinqi Wei 2008. Analysis and Evaluation of Dam-Break Risk of Barred Lake and Its Influence[J]. China Water Resources: 17-21.
Sheng-Hsueh Y, Yii-Wen P, Jia-Jyun D, et al. 2013. A systematic approach for the assessment of flooding hazard and risk associated with a landslide dam[J]. Natural Hazards, 65.
Sun L 2021. Research on Fast Perception and Simulation Calculation Method of Landslide Dam in Alpine and Gorge Area: Taking Baige Dammed Lake as an Example[J]. Water Conservancy and Hydropower Technology (Chinese and English), 52: 44-52
Tamiru H, O. D M 2021. Application of ANN and HEC-RAS model for flood inundation mapping in lower Baro Akobo River Basin, Ethiopia[J]. Journal of Hydrology: Regional Studies, 36.
Tao Pan S W, Erfu Dai, Yujie Liu. 2013. Spatio-temporal changes of water supply services in the ecosystem of the Three Rivers Source Region based on InVEST model[J]. Journal of Applied Ecology, 24: 183-189
Vera K, Sergey C, Inna K, et al. 2017. Modeling potential scenarios of the Tangjiashan Lake outburst and risk assessment in the downstream valley[J]. Frontiers of Earth Science, 11.
Wang Z 1985. Preliminary Discussion on the Evaluation of Ecological Environment Quality in Minjiang River Basin[J]. Journal of ecology: 29-32
Wei Chen Z S, Hui Guo,Hao Wang, Ting Wei, Nan Li, Kaiyi Zhang Shuxiang Yang, Kaijia Dai. 2007. Analysis of Bird Resources and Habitats in Wuhan Urban Lakes and Urban Wetlands in Winter[J]. Forestry Investigation and Planning: 46- 50
Wei G, Gaohong X, Jun S, et al. 2020. Simulation of Flood Process Based on the Model of Improved Barrier Lake’s Gradual Dam Break Model %J Journal of Coastal Research[J]. 104.
Wei X, Jiang H, Xu H, et al. 2021. Response of sedimentary and pollen records to the 1933 Diexi earthquake on the eastern Tibetan Plateau[J]. Ecological Indicators, 129.
Wei Xu M L, Jie Yang, Chunzhi Li, Xiaojuan Shang. 2011. Risk Analysis of Flood Overflow in Huainan Section of Huaihe River Based on HEC-RAS[J]. Journal of Yangtze River Scientific Research Institute, 28: 13-18
Weiwei Zhan R H, Xiangjun Pei, Weile Li. 2017. Research on empirical prediction model of channel type landslide-debris flow movement distance[J]. Journal of Engineering Geology, 25: 154-163
Xianju Zheng H L, Wenhai Huang. 2015. Numerical Simulation of Reconstruction of Natural Dams Induced by Heavy Rain ——An Example of Tangjiashan Dammed Lake[J]. Business story: 62-63
Xiao-Qun W, Xin H, Man S, et al. 2020. Possible relatedness between the outburst of the Diexi ancient dammed lake and ancient Chengdu’s cultural change[J]. Journal of Mountain Science, 17: 2497-2511.
Xingbo Zhou X D, Yu Yao. 2019. Analysis of the dam-break flood of the Baige dammed lake on the Jinsha River[J]. Hydroelectric Power, 45: 8-12+32
Xinhua Zhang R X, Ming Wang, Zhiqiu Yu, Bingdong Li, Bo Wang. 2020. Investigation and analysis of flood disaster caused by dam break of Baige landslide on Jinsha River[J]. Engineering Science and Technology, 52: 89-100
Xinxiao Yu B Z, Xizhi Lv, Zhige Yang. 2012. Evaluation of Forest Water Conservation Function of Beijing Mountainous Area Based on InVEST Model[J]. Forestry Science, 48: 1-5
Xu J, Guo J, Zhang J, et al. 2021. Route choice model based on cellular automata and cumulative prospect theory: Case analysis of transportation network in Sichuan-Tibet region[J]. Journal of Intelligent & Fuzzy Systems, 40.
Xuan Liang Z Z 2021. Research on the Influence of Numerical Simulation of Tailings Pond Based on FLOW-3D on Downstream[J]. Jiangxi Water Conservancy Science and Technology, 47: 11-20
Yu Zheng P Z, Feng Tang, Li Zhao, Xu Zhao. 2018. Research on the Impact of Land Use Change on Habitat Quality in Changli County Based on InVEST Model[J]. China’s Agricultural Resources and Regionalization, 39: 121-128
Yuanyuan Yang E D, Hua Fu. 2012. Research Framework of Value Evaluation of Ecosystem Service Function Based on InVEST Model[J]. Journal of Capital Normal University (Natural Science Edition), 33: 41-47
Yunfei Ma T L, Jinbiao Xiong. 2021. Numerical simulation of dam-break flow based on VOF method and DFBI model[J]. Applied Technology, 48: 23-28
Zhe Wu X C, Beibei Liu, Jinfeng Chu, Lixu Peng. 2013. Research progress of InVEST model and its application[J]. Tropical Agriculture Science, 33: 58-62
Zhengpeng Li Y H, Yilun Li, Yuehong Ying, Zehua Huangfu. 2021. Numerical simulation of dam-break flood in Qianping Reservoir based on BIM+GIS technology[J]. People’s Yellow River, 43: 160-164
Zhenming Shi X X, Ming Peng, Minglang Lin. 2015. Analysis of Seepage Stability of Barrier Dam with High Permeability Area——Taking Hongshihe Barrier Dam as an Example[J]. Journal of Hydraulic Engineering, 46: 1162-1171.
Zhu J, Qi H, Hu Y, et al. 2012. A DVGE service system for risk assessment of dam-break in barrier lake[J]. International Conference on Automatic Control and Artificial Intelligence (ACAI 2012).
Zhu Y, Peng M, Cai S, et al. 2021. Risk-Based Warning Decision Making of Cascade Breaching of the Tangjiashan Landslide Dam and Two Smaller Downstream Landslide Dams[J]. Frontiers in Earth Science.
Zuyu Chen G H, Qiang Zhang, Shuaifeng Wu. 2020. Disaster Mitigation Analysis of Cascade Hydropower Stations on the Jinsha River in “11.03” Baige Barrier Lake Emergency Treatment[J]. Hydropower, 46: 59-63
Zuyu Chen S C, Lin Wang, Qiming Zhong, Qiang Zhang, Songli Jin. 2020. Inversion analysis of the “11.03” Baige barrier lake burst flood in the upper reaches of the Jinsha River[J]. Science in China: Technological Science, 50: 763-774.
Keyhole Formation by Laser Drilling in Laser Powder Bed Fusion of Ti6Al4V Biomedical Alloy: Mesoscopic Computational Fluid Dynamics Simulation versus Mathematical Modelling Using Empirical Validation
Asif Ur Rehman 1,2,3,* ,† , Muhammad Arif Mahmood 4,* ,† , Fatih Pitir 1 , Metin Uymaz Salamci 2,3 , Andrei C. Popescu 4 and Ion N. Mihailescu 4
Abstract
LPBF(Laser Powder Bed fusion) 공정에서 작동 조건은 열 분포를 기반으로 레이저 유도 키홀 영역을 결정하는 데 필수적입니다. 얕은 구멍과 깊은 구멍으로 분류되는 이러한 영역은 LPBF 프로세스에서 확률과 결함 형성 강도를 제어합니다.
LPBF 프로세스의 핵심 구멍을 연구하고 제어하기 위해 수학적 및 CFD(전산 유체 역학) 모델이 제공됩니다. CFD의 경우 이산 요소 모델링 기법을 사용한 유체 체적 방법이 사용되었으며, 분말 베드 보이드 및 표면에 의한 레이저 빔 흡수를 포함하여 수학적 모델이 개발되었습니다.
동적 용융 풀 거동을 자세히 살펴봅니다. 실험적, CFD 시뮬레이션 및 분석적 컴퓨팅 결과 간에 정량적 비교가 수행되어 좋은 일치를 얻습니다.
LPBF에서 레이저 조사 영역 주변의 온도는 높은 내열성과 분말 입자 사이의 공기로 인해 분말층 주변에 비해 급격히 상승하여 레이저 횡방향 열파의 이동이 느려집니다. LPBF에서 키홀은 에너지 밀도에 의해 제어되는 얕고 깊은 키홀 모드로 분류될 수 있습니다. 에너지 밀도를 높이면 얕은 키홀 구멍 모드가 깊은 키홀 구멍 모드로 바뀝니다.
깊은 키홀 구멍의 에너지 밀도는 다중 반사와 키홀 구멍 내의 2차 반사 빔의 집중으로 인해 더 높아져 재료가 빠르게 기화됩니다.
깊은 키홀 구멍 모드에서는 온도 분포가 높기 때문에 액체 재료가 기화 온도에 가까우므로 얕은 키홀 구멍보다 구멍이 형성될 확률이 훨씬 높습니다. 온도가 급격히 상승하면 재료 밀도가 급격히 떨어지므로 비열과 융해 잠열로 인해 유체 부피가 증가합니다.
그 대가로 표면 장력을 낮추고 용융 풀 균일성에 영향을 미칩니다.
In the laser powder bed fusion (LPBF) process, the operating conditions are essential in determining laser-induced keyhole regimes based on the thermal distribution. These regimes, classified into shallow and deep keyholes, control the probability and defects formation intensity in the LPBF process. To study and control the keyhole in the LPBF process, mathematical and computational fluid dynamics (CFD) models are presented. For CFD, the volume of fluid method with the discrete element modeling technique was used, while a mathematical model was developed by including the laser beam absorption by the powder bed voids and surface. The dynamic melt pool behavior is explored in detail. Quantitative comparisons are made among experimental, CFD simulation and analytical computing results leading to a good correspondence. In LPBF, the temperature around the laser irradiation zone rises rapidly compared to the surroundings in the powder layer due to the high thermal resistance and the air between the powder particles, resulting in a slow travel of laser transverse heat waves. In LPBF, the keyhole can be classified into shallow and deep keyhole mode, controlled by the energy density. Increasing the energy density, the shallow keyhole mode transforms into the deep keyhole mode. The energy density in a deep keyhole is higher due to the multiple reflections and concentrations of secondary reflected beams within the keyhole, causing the material to vaporize quickly. Due to an elevated temperature distribution in deep keyhole mode, the probability of pores forming is much higher than in a shallow keyhole as the liquid material is close to the vaporization temperature. When the temperature increases rapidly, the material density drops quickly, thus, raising the fluid volume due to the specific heat and fusion latent heat. In return, this lowers the surface tension and affects the melt pool uniformity.
Keywords: laser powder bed fusion; computational fluid dynamics; analytical modelling; shallow and deep keyhole modes; experimental correlation
Figure 1. Powder bed schematic with voids.Figure 2. (a) Scanning electron microscopy images of Ti6Al4V powder particles and (b) simulated powder bed using
discrete element modellingFigure 3. Temperature field contour formation at various time intervals (a) 0.695 ms, (b) 0.795 ms,
(c) 0.995 ms and (d) 1.3 ms.Figure 4. Detailed view of shallow depth melt mode with temperature field at 0.695 msFigure 5. Melt flow stream traces formation at various time intervals (a) 0.695 ms, (b) 0.795 ms,
(c) 0.995 ms and (d) 1.3 msFigure 6. Density evolution of the melt pool at various time intervals (a) 0.695 ms, (b) 0.795 ms,
(c) 0.995 ms and (d) 1.3 ms.
Figure 7. Un-melted and melted regions at different time intervals (a) 0.695 ms, (b) 0.795 ms,
(c) 0.995 ms and (d) 1.3 msFigure 8. Transformation from shallow depth melt flow to deep keyhole formation when laser power increased from
(a) 170 W to (b) 200 WFigure 9. Stream traces and laser beam multiple reflections in deep keyhole melt flow modeFigure 10. A comparison between analytical and CFD simulation results for peak thermal distribution value in the deep
keyhole formationFigure 11. A comparison among experiments [49], CFD and analytical simulations for deep keyhole
top width and bottom width
References
Kok, Y.; Tan, X.P.; Wang, P.; Nai, M.L.S.; Loh, N.H.; Liu, E.; Tor, S.B. Anisotropy and heterogeneity of microstructure and mechanical properties in metal additive manufacturing: A critical review. Mater. Des. 2018, 139, 565–586. [CrossRef]
Ansari, P.; Salamci, M.U. On the selective laser melting based additive manufacturing of AlSi10Mg: The process parameter investigation through multiphysics simulation and experimental validation. J. Alloys Compd. 2022, 890, 161873. [CrossRef]
Guo, N.; Leu, M.C. Additive manufacturing: Technology, applications and research needs. Front. Mech. Eng. 2013, 8, 215–243. [CrossRef]
Mohsin Raza, M.; Lo, Y.L. Experimental investigation into microstructure, mechanical properties, and cracking mechanism of IN713LC processed by laser powder bed fusion. Mater. Sci. Eng. A 2021, 819, 141527. [CrossRef]
Dezfoli, A.R.A.; Lo, Y.L.; Raza, M.M. Prediction of Epitaxial Grain Growth in Single-Track Laser Melting of IN718 Using Integrated Finite Element and Cellular Automaton Approach. Materials 2021, 14, 5202. [CrossRef]
Tiwari, S.K.; Pande, S.; Agrawal, S.; Bobade, S.M. Selection of selective laser sintering materials for different applications. Rapid Prototyp. J. 2015, 21, 630–648. [CrossRef]
Liu, F.H. Synthesis of bioceramic scaffolds for bone tissue engineering by rapid prototyping technique. J. Sol-Gel Sci. Technol. 2012, 64, 704–710. [CrossRef]
Ur Rehman, A.; Sglavo, V.M. 3D printing of geopolymer-based concrete for building applications. Rapid Prototyp. J. 2020, 26, 1783–1788. [CrossRef]
Ur Rehman, A.; Sglavo, V.M. 3D printing of Portland cement-containing bodies. Rapid Prototyp. J. 2021. ahead of print. [CrossRef]
Popovich, A.; Sufiiarov, V. Metal Powder Additive Manufacturing. In New Trends in 3D Printing; InTech: Rijeka, Croatia, 2016.
Jia, T.; Zhang, Y.; Chen, J.K.; He, Y.L. Dynamic simulation of granular packing of fine cohesive particles with different size distributions. Powder Technol. 2012, 218, 76–85. [CrossRef]
Ansari, P.; Ur Rehman, A.; Pitir, F.; Veziroglu, S.; Mishra, Y.K.; Aktas, O.C.; Salamci, M.U. Selective Laser Melting of 316L Austenitic Stainless Steel: Detailed Process Understanding Using Multiphysics Simulation and Experimentation. Metals 2021, 11, 1076. [CrossRef]
Ur Rehman, A.; Tingting, L.; Liao, W. 4D Printing; Printing Ceramics from Metals with Selective Oxidation. Patent No. W0/2019/052128, 21 March 2019.
Ullah, A.; Wu, H.; Ur Rehman, A.; Zhu, Y.; Liu, T.; Zhang, K. Influence of laser parameters and Ti content on the surface morphology of L-PBF fabricated Titania. Rapid Prototyp. J. 2021, 27, 71–80. [CrossRef]
Ur Rehman, A. Additive Manufacturing of Ceramic Materials and Combinations with New Laser Strategies. Master’s Thesis, Nanjing University of Science and Technology, Nanjing, China, 2017.
Wong, K.V.; Hernandez, A. A Review of Additive Manufacturing. ISRN Mech. Eng. 2012, 2012, 1–10. [CrossRef]
Körner, C. Additive manufacturing of metallic components by selective electron beam melting—A review. Int. Mater. Rev. 2016, 61, 361–377. [CrossRef]
Fayazfar, H.; Salarian, M.; Rogalsky, A.; Sarker, D.; Russo, P.; Paserin, V.; Toyserkani, E. A critical review of powder-based additive manufacturing of ferrous alloys: Process parameters, microstructure and mechanical properties. Mater. Des. 2018, 144, 98–128. [CrossRef]
Everton, S.K.; Hirsch, M.; Stavroulakis, P.I.; Leach, R.K.; Clare, A.T. Review of in-situ process monitoring and in-situ metrology for metal additive manufacturing. Mater. Des. 2016, 95, 431–445. [CrossRef]
Sing, S.L.; An, J.; Yeong, W.Y.; Wiria, F.E. Laser and electron-beam powder-bed additive manufacturing of metallic implants: A review on processes, materials and designs. J. Orthop. Res. 2016, 34, 369–385. [CrossRef] [PubMed]
Olakanmi, E.O.; Cochrane, R.F.; Dalgarno, K.W. A review on selective laser sintering/melting (SLS/SLM) of aluminium alloy powders: Processing, microstructure, and properties. Prog. Mater. Sci. 2015, 74, 401–477. [CrossRef]
Mahmood, M.A.; Popescu, A.C.; Hapenciuc, C.L.; Ristoscu, C.; Visan, A.I.; Oane, M.; Mihailescu, I.N. Estimation of clad geometry and corresponding residual stress distribution in laser melting deposition: Analytical modeling and experimental correlations. Int. J. Adv. Manuf. Technol. 2020, 111, 77–91. [CrossRef]
Mahmood, M.A.; Popescu, A.C.; Oane, M.; Ristoscu, C.; Chioibasu, D.; Mihai, S.; Mihailescu, I.N. Three-jet powder flow and laser–powder interaction in laser melting deposition: Modelling versus experimental correlations. Metals 2020, 10, 1113. [CrossRef]
King, W.; Anderson, A.T.; Ferencz, R.M.; Hodge, N.E.; Kamath, C.; Khairallah, S.A. Overview of modelling and simulation of metal powder bed fusion process at Lawrence Livermore National Laboratory. Mater. Sci. Technol. 2015, 31, 957–968. [CrossRef]
Gong, H.; Rafi, K.; Gu, H.; Starr, T.; Stucker, B. Analysis of defect generation in Ti-6Al-4V parts made using powder bed fusion additive manufacturing processes. Addit. Manuf. 2014, 1, 87–98. [CrossRef]
Frazier, W.E. Metal additive manufacturing: A review. J. Mater. Eng. Perform. 2014, 23, 1917–1928. [CrossRef]
Panwisawas, C.; Qiu, C.L.; Sovani, Y.; Brooks, J.W.; Attallah, M.M.; Basoalto, H.C. On the role of thermal fluid dynamics into the evolution of porosity during selective laser melting. Scr. Mater. 2015, 105, 14–17. [CrossRef]
Qian, Y.; Yan, W.; Lin, F. Parametric study and surface morphology analysis of electron beam selective melting. Rapid Prototyp. J. 2018, 24, 1586–1598. [CrossRef]
Panwisawas, C.; Perumal, B.; Ward, R.M.; Turner, N.; Turner, R.P.; Brooks, J.W.; Basoalto, H.C. Keyhole formation and thermal fluid flow-induced porosity during laser fusion welding in titanium alloys: Experimental and modelling. Acta Mater. 2017, 126, 251–263. [CrossRef]
Panwisawas, C.; Sovani, Y.; Turner, R.P.; Brooks, J.W.; Basoalto, H.C.; Choquet, I. Modelling of thermal fluid dynamics for fusion welding. J. Mater. Process. Technol. 2018, 252, 176–182. [CrossRef]
Martin, A.A.; Calta, N.P.; Hammons, J.A.; Khairallah, S.A.; Nielsen, M.H.; Shuttlesworth, R.M.; Sinclair, N.; Matthews, M.J.; Jeffries, J.R.; Willey, T.M.; et al. Ultrafast dynamics of laser-metal interactions in additive manufacturing alloys captured by in situ X-ray imaging. Mater. Today Adv. 2019, 1, 100002. [CrossRef]
Cunningham, R.; Zhao, C.; Parab, N.; Kantzos, C.; Pauza, J.; Fezzaa, K.; Sun, T.; Rollett, A.D. Keyhole threshold and morphology in laser melting revealed by ultrahigh-speed x-ray imaging. Science 2019, 363, 849–852. [CrossRef] [PubMed]
Tang, C.; Tan, J.L.; Wong, C.H. A numerical investigation on the physical mechanisms of single track defects in selective laser melting. Int. J. Heat Mass Transf. 2018, 126, 957–968. [CrossRef]
Mirkoohi, E.; Ning, J.; Bocchini, P.; Fergani, O.; Chiang, K.-N.; Liang, S. Thermal Modeling of Temperature Distribution in Metal Additive Manufacturing Considering Effects of Build Layers, Latent Heat, and Temperature-Sensitivity of Material Properties. J. Manuf. Mater. Process. 2018, 2, 63. [CrossRef]
Oane, M.; Sporea, D. Temperature profiles modeling in IR optical components during high power laser irradiation. Infrared Phys. Technol. 2001, 42, 31–40. [CrossRef]
Cleary, P.W.; Sawley, M.L. DEM modelling of industrial granular flows: 3D case studies and the effect of particle shape on hopper discharge. Appl. Math. Model. 2002, 26, 89–111. [CrossRef]
Parteli, E.J.R.; Pöschel, T. Particle-based simulation of powder application in additive manufacturing. Powder Technol. 2016, 288, 96–102. [CrossRef]
Cao, L. Numerical simulation of the impact of laying powder on selective laser melting single-pass formation. Int. J. Heat Mass Transf. 2019, 141, 1036–1048. [CrossRef]
Tian, Y.; Yang, L.; Zhao, D.; Huang, Y.; Pan, J. Numerical analysis of powder bed generation and single track forming for selective laser melting of SS316L stainless steel. J. Manuf. Process. 2020, 58, 964–974. [CrossRef]
Lee, Y.S.; Zhang, W. Modeling of heat transfer, fluid flow and solidification microstructure of nickel-base superalloy fabricated by laser powder bed fusion. Addit. Manuf. 2016, 12, 178–188. [CrossRef]
Tang, M.; Pistorius, P.C.; Beuth, J.L. Prediction of lack-of-fusion porosity for powder bed fusion. Addit. Manuf. 2017, 14, 39–48. [CrossRef]
Promoppatum, P.; Yao, S.C.; Pistorius, P.C.; Rollett, A.D. A Comprehensive Comparison of the Analytical and Numerical Prediction of the Thermal History and Solidification Microstructure of Inconel 718 Products Made by Laser Powder-Bed Fusion. Engineering 2017, 3, 685–694. [CrossRef]
Rosenthal, D. Mathematical Theory of Heat Distribution During Welding and Cutting. Weld. J. 1941, 20, 220–234.
Chen, Q.; Zhao, Y.Y.; Strayer, S.; Zhao, Y.Y.; Aoyagi, K.; Koizumi, Y.; Chiba, A.; Xiong, W.; To, A.C. Elucidating the Effect of Preheating Temperature on Melt Pool Morphology Variation in Inconel 718 Laser Powder Bed Fusion via Simulation and Experiment. Available online: https://www.sciencedirect.com/science/article/pii/S2214860420310149#bb8 (accessed on 30 April 2021).
Ur Rehman, A.; Pitir, F.; Salamci, M.U. Laser Powder Bed Fusion (LPBF) of In718 and the Impact of Pre-Heating at 500 and 1000 ◦C: Operando Study. Materials 2021, 14, 6683. [CrossRef] [PubMed]
Ur Rehman, A.; Pitir, F.; Salamci, M.U. Full-Field Mapping and Flow Quantification of Melt Pool Dynamics in Laser Powder Bed Fusion of SS316L. Materials 2021, 14, 6264. [CrossRef] [PubMed]
Gong, H.; Gu, H.; Zeng, K.; Dilip, J.J.S.; Pal, D.; Stucker, B.; Christiansen, D.; Beuth, J.; Lewandowski, J.J. Melt Pool Characterization for Selective Laser Melting of Ti-6Al-4V Pre-alloyed Powder. In Proceedings of the International Solid Freeform Fabrication Symposium, Austin, TX, USA, 10–12 August 2014; 2014; pp. 256–267.
Song, B.; Dong, S.; Liao, H.; Coddet, C. Process parameter selection for selective laser melting of Ti6Al4V based on temperature distribution simulation and experimental sintering. Int. J. Adv. Manuf. Technol. 2012, 61, 967–974. [CrossRef]
Comparative study of experimental and CFD analysis for predicting discharge coefficient of compound broad crested weir
ABSTRACT
Present study highlights the behavior of weir crest head and width parameter on the discharge coefficient of compound broad crested (CBC) weir. Computational fluid dynamics model (CFD) is validated with laboratory experimental investigations.
In the discharge analysis through broad crested weirs, the upstream head over the weir crest (h) is crucial, where the result is mainly dependent upon the weir crest length (L) in transverse direction to flow, water depth from channel bed. Currently, minimal investigations are known for CFD validations on compound broad crested weirs.
The hydraulic research for measuring discharge numerically is carried out using FLOW 3D software. The model applies renormalized group (RNG) using volume of fluid (VOF) method for improved accuracy in free surface simulations. Structured hexagonal meshes of cubic elements define discretized meshing.
The comparative analysis of the numerical simulations and experimental observations confirm the performance of CBC weir for precise measurement of a wide range of discharges. Series of CFD model studies and experimental validation have led to constant range of discharg coefficients for various head over weir crest. The correlation coefficient of discharge predictions is 0.999 with mean error of 0.28%.
현재 연구에서는 CBC(compound broad crested) 위어의 배출 계수에 대한 위어 볏 머리 및 너비 매개변수의 거동을 강조합니다. 전산 유체 역학 모델(CFD)은 실험실 실험 조사를 통해 검증되었습니다.
넓은 볏이 있는 둑을 통한 유출 분석에서 둑 마루의 상류 수두(h)가 중요합니다. 여기서 결과는 주로 흐름에 대한 횡 방향의 둑 마루 길이(L), 수로 바닥에서 수심에 따라 달라집니다. . 현재 복합 넓은 볏 둑에 대한 CFD 검증에 대해 최소한의 조사가 알려져 있습니다.
수압 연구는 FLOW 3D 소프트웨어를 사용하여 수치적으로 측정합니다. 이 모델은 자유 표면 시뮬레이션의 정확도 향상을 위해 VOF(유체 체적) 방법을 사용하여 RNG(재정규화 그룹)를 적용합니다. 정육면체 요소의 구조화된 육각형 메쉬는 이산화된 메쉬를 정의합니다.
수치 시뮬레이션과 실험적 관찰의 비교 분석을 통해 광범위한 배출의 정확한 측정을 위한 CBC 둑의 성능을 확인했습니다. 일련의 CFD 모델 연구와 실험적 검증을 통해 다양한 head over weir crest에 대한 일정한 범위의 방전 계수가 나타났습니다. 방전 예측의 상관 계수는 0.999이고 평균 오차는 0.28%입니다.
Figure 1 | Original Compound Broad Crested Weir Model (PVC cast).Figure 4 | CFD Simulation for max discharge (y2 ¼ 13.557 cm, Qmax ¼ 10 lps) and min discharge (y2 ¼ 6.56 cm, Qmin ¼ 2 lps).Figure 5 | (a, b) Velocity profiles corresponding to max discharge (10 lps) and min discharge (2 lps).Table 8 | Range of Froude number, Reynold number and Weber number
Key words
compound weir, flow 3D, flow measurement, numerical technique, open channel
HIGHLIGHTS
• The Head-Discharge relation is established for discharge measurement using compound broad crested weir, experimentally and numerically. • Assessment of head over weir crest for different step widths of proposed weir on discharge coefficient is executed. • Experimental and CFD results of weir performance demonstrate good agreement between the theoretical discharges by traditional rectangular weir formulae keeping Cd constant.
CONCLUSION
The head discharge relationship established for compound rectangular broad crested weir for various discharge ranges was validated by CFD technique. A three dimensional simulation software FLOW 3D was used for this purpose.
Original theoretical compound weir model depicts the relative average error between discharge predictions with Flow 3D simulation as 4.96% which is found less than the predictions made by graphical interpolation technique which is 5.33%.
The standard deviation in Cd parameter for CFD simulation model is less i.e. 0.0146 as compared to experimental output of 0.0502.
The correlation coefficient for physical and CFD studies for modified compound weir model is high, around 0.999 with error in discharge predictions being 0.28% as compared to the accuracy limits of about +3–5% stated in literature so far.
Discharge coefficient by experimental and CFD approach is maintained constant and equal to design input value of 0.6. Thus, the proposed CBC weir can be operated for various discharge ranges by maintaining constant discharge coefficients. Good agreement between the theoretical, experimental and CFD simulation results for obtaining discharge through compound broad crested weir ascertains the fact that CFD model can be used as an effective tool towards modeling flow through compound broad crested weir.
REFERENCES
Abd El-Hady Rady, R. M. 2011 2D 3D modeling of flow over sharp crested weirs. Journal of Applied Sciences Research 7 (12), 2495–2505. ISSN 1819-544X. Ackers, P., White, W. R. & Harrison, A. J. M. 1978 Weirs and Flumes for Flow Measurement. Wiley, New York. Aydin, M. C. 2016 Investigation of a sill effect on rectangular side-weir flow by using CFD. Journal of Irrigation and Drainage Engineering 142 (2), 04015043. Azimi, A. H. & Rajaratnam, N. 2009 Discharge characteristics of weirs of finite crest length. Journal of Hydraulic Engineering 135 (12), 1081–1085. Bijankhan, M., Di Stefano, C., Ferro, V. & Kouchakzadeh, S. 2014 New stage discharge relationship for weirs of finite crest length. Journal of Irrigation and Drainage Engineering 140 (3), 06013006. Boiten, W. & Pitlo, H. R. 1982 The V- shaped broad-crested weir. Journal of Irrigation and Drainage Engineering 108 (2), 142–160. Bos, M. G. 1989 Discharge Measurement Structures, 3rd edn. International Institute for Land Reclamation and Improvement, Publication 20, Wageningen, The Netherlands. Gogus, M., Defne, Z. & Ozkandemir, V. 2006 Broad-crested weirs with rectangular compound cross sections. Journal of Irrigation and Drainage Engineering 132 (3), 272–280.
Gogus, M., Al-Khatib, I. A., Atalay, A. E. & Khatib, J. I. 2016 Discharge prediction in flow measurement flumes with different downstream transition slopes. Flow Measurement and Instrumentation 47, 28–34. Hager, W. H. & Schwalt, M. 1994 Broad – crested weir. Journal of Irrigation and Drainage Engineering 120 (1), 13–25. Harrison, A. J. M. 1967 The streamlined broad-crested weir. Proceedings of the Institution of Civil Engineers 38, 657–678. Hinge, G. A., Balkrishna, S. & Khare, K. C. 2010 Improved design of stilling basin for deficient tail water. Journal of Basic and Applied Scientific Research 1 (1), 31–40. Hinge, G. A., Balkrishna, S. & Khare, K. C. 2011 Experimental and numerical study of compound broad crested weir. International Journal of Fluids Engineering 3 (2), 197–202. Horton, R. E. 1907 Weir Experiments, Coefficients, and Formulas. Dept. of the Interior, U.S. Geological Survey, Water-Supply and Irrigation Paper 200. Government Printing Office, Washington, DC. Khan, L. A., Wicklein, E. A. & Teixeira, E. C. 2006 Validation of a three-dimensional computational fluid dynamics model of a contact tank. Journal of Hydraulic Engineering 132 (7), 741–746. Kindsvater, C. E. & Carter, R. W. 1959 Discharge characteristics of rectangular thin-plate weirs. Paper No. 3001, Transactions, American Society of Civil Engineers 124. Kulin, G. & Compton, P. R. 1975 A Guide to Methods and Standards for the Measurement of Water Flow. Special Publication 421, National Bureau of Standards. Kulkarni, K. H. & Hinge, G. A. 2017 Compound broad crested weir for measurement of discharge – a novel approach. In: Proceedings International Conference Organized by Indian Society of Hydraulics – ISH HYDRO, 21–23 Dec 2017, India, pp. 678–687. Kulkarni, K. H. & Hinge, G. A. 2020 Experimental study for measuring discharge through compound broad crested weir. Flow Measurement Instrumentation 75, 101803. ISSN 0955-5986. Man, C., Zhang, G., Hong, V., Zhou, S. & Feng, Y. 2019 Assessment of turbulence models on bridge-pier scour using flow-3D. World Journal of Engineering and Technology 7, 241–255. ISSN Online: 2331-4249. Omer, B., Cihan, A. M., Emin, E. M. & Miller, C. J. 2018 Experimental and CFD analysis of circular labyrinth weirs. Journal of Irrigation and Drainage Engineering 144 (6), 04018007. RangaRaju, K. G. 1981 Flow Through Open Channels. McGraw-Hill, New York. Roushangar, K., Nouri, A., Shahnazi, S. & Azamathulla, H. M. 2021 Towards design of compound channels with minimum overall cost through grey wolf optimization algorithm. IWA – Journal of Hydroinformatics (In – press). Safarzadeh, A. & Mohajeri, S. H. 2018 Hydrodynamics of rectangular broad-crested porous weir. Journal of Irrigation and Drainage Engineering 144 (10), 04018028. Salmasi, F., Poorescandar, S., Dalir, A. H. & Zadeh, D. F. 2012 Discharge relations for rectangular broad crested weirs. Journal of Agricultural Sciences 17, 324–336. Samadi, A. & Arvanaghi, H. 2014 CFD simulation of flow over contracted compound arched rectangular sharp crested weirs. International Journal of Optimization in Civil Engineering 4 (4), 549–560. Savage, B. M. & Johnson, M. C. 2001 Flow over ogee spillway: physical and numerical model case study. Journal of Hydraulic Engineering 127 (8), 640–649. Swamee, P. K. 1988 Generalized rectangular weir equations. Journal of Hydraulic Engineering 945–952. doi:10.1061/(ASCE),0733-9429 114:8(945). The United States Bureau of Reclamation (USBR) 2001 Water Measurement Manual, Chapter 7 – Weirs. U.S. Government Printing Office, Washington, DC, p. 20402. Available from: http://www/usbr.gov/pmts/hydraulics_lab/pubs/wmm. Zahiri, A. & Azamathulla, H. M. 2014 Comparison between linear genetic programming and M5 tree models to predict flow discharge in compound channels. Neural Computing and Application 24, 413–420.
대용량 배출구가 있는 수중 여수로는 일반적으로 홍수 처리 및 침전물 세척의 이중 기능을 수행하기 위해 댐 정상 아래에 제공됩니다. 이 방수로를 통과하는 홍수 물은 난류 거동을 나타냅니다.
게다가 이러한 난류의 수력학적 분석은 어려운 작업입니다.
따라서 본 연구는 파키스탄 Mangla Dam에 건설된 수중 여수로의 수리학적 거동을 수치해석을 통해 조사하는 것을 목적으로 한다. 또한 다양한 작동 조건에서 화기의 유압 성능을 평가했습니다.
Mangla Spillway의 흐름을 수치적으로 모델링하는 데 전산 유체 역학 코드 FLOW 3D가 사용되었습니다. 레이놀즈 평균 Navier-Stokes 방정식은 난류 흐름을 수치적으로 모델링하기 위해 FLOW 3D에서 사용됩니다.
연구 결과에 따르면 개발된 모델은 최대 6%의 허용 오차로 흐름 매개변수를 계산하므로 수중 여수로 흐름을 시뮬레이션할 수 있습니다.
또한, 여수로 슈트 베드 주변 모델에 의해 계산된 공기 농도는 폭기 장치에 램프를 설치한 후 6% 이상으로 상승한 3%로 개발된 모델도 침수형 폭기 장치의 성능을 평가할 수 있음을 보여주었습니다.
Submerged spillways with large capacity outlets are generally provided below the dam crest to perform the dual functions of flood disposal and sediment flushing. Flood water passing through these spillways exhibits turbulent behavior. Moreover; hydraulic analysis of such turbulent flows is a challenging task. Therefore, the present study aims to use numerical simulations to examine the hydraulic behavior of submerged spillways constructed at Mangla Dam, Pakistan. Besides, the hydraulic performance of aerator was also evaluated at different operating conditions. Computational fluid dynamics code FLOW 3D was used to numerically model the flows of Mangla Spillway. Reynolds-averaged Navier–Stokes equations are used in FLOW 3D to numerically model the turbulent flows. The study results indicated that the developed model can simulate the submerged spillway flows as it computed the flow parameters with an acceptable error of up to 6%. Moreover, air concentration computed by model near spillway chute bed was 3% which raised to more than 6% after the installation of ramp on aerator which showed that developed model is also capable of evaluating the performance of submerged spillway aerator.
Sarwar MK, Bhatti MT, Khan NM (2016) Evaluation of air vents and ramp angles on the performance of orifice spillway aerators. J Eng Appl Sci 35(1):85–93Google Scholar
Shao Z, Jahangir Z, MuhammadYasir Q, Atta-ur-Rahman, Mahmood S (2020) Identification of potential sites for a multi-purpose dam using a dam suitability stream model. Water 12(11):3249. https://doi.org/10.3390/w12113249ArticleGoogle Scholar
Ye T, Pan D, Huang C, Liu M (2019) Smoothed particle hydrodynamics (SPH) for complex fluid flows: recent developments in methodology and applications. Phys Fluids 31(1):011301ArticleGoogle Scholar
Taeuk KangaDongkyun SunbSangho Leec* 강 태욱a선 동균b이 상호c* aResearch Professor, Disaster Prevention Research Institute, Pukyong National University, Busan, KoreabResearcher, Disaster Prevention Research Institute, Pukyong National University, Busan, KoreacProfessor, Department of Civil Engineering, Pukyong National University, Busan, Korea a부경대학교 방재연구소 전임연구교수b부경대학교 방재연구소 연구원c부경대학교 공과대학 토목공학과 교수*Corresponding Author
ABSTRACT
연안 지역은 강우, 조위, 월파 등 여러가지 외력에 의해 침수가 발생될 수 있다. 이에 이 연구에서는 연안 지역에서 발생될 수 있는 단일 및 복합 외력에 의한 지역별 침수 특성을 분석하였다. 연구에서 고려한 외력은 강우와 폭풍 해일에 의한 조위 및 월파이고, 분석 대상지역은 남해안 및 서해안의 4개 지역이다. 유역의 강우-유출 및 2차원 지표면 침수 분석에는 XP-SWMM이 사용되었고, 폭풍 해일에 의한 외력인 조위 및 월파량 산정에는 ADCSWAN (ADCIRC와 UnSWAN) 모형과 FLOW-3D 모형이 각각 활용되었다. 단일 외력을 이용한 분석 결과, 대부분의 연안 지역에서는 강우에 의한 침수 영향보다 폭풍 해일에 의한 침수 영향이 크게 나타났다. 복합 외력에 의한 침수 분석 결과는 대체로 단일 외력에 의한 침수 모의 결과를 중첩시켜 나타낸 결과와 유사하였다. 다만, 특정 지역에서는 복합 외력을 고려함에 따라 단일 외력만을 고려한 침수모의에서 나타나지 않았던 새로운 침수 영역이 발생하기도 하였다. 이러한 지역의 침수 피해 저감을 위해서는 복합 외력을 고려한 분석이 요구되는 것으로 판단되었다.키워드연안 지역 침수 분석 강우 폭풍 해일 복합 외력
The various external forces can cause inundation in coastal areas. This study is to analyze regional characteristics caused by single or compound external forces that can occur in coastal areas. Storm surge (tide level and wave overtopping) and rainfall were considered as the external forces in this study. The inundation analysis were applied to four coastal areas, located on the west and south coast in Republic of Korea. XP-SWMM was used to simulate rainfall-runoff phenomena and 2D ground surface inundation for watershed. A coupled model of ADCIRC and SWAN (ADCSWAN) was used to analyze tide level by storm surge and the FLOW-3D model was used to estimate wave overtopping. As a result of using a single external force, the inundation influence due to storm surge in most of the coastal areas was greater than rainfall. The results of using compound external forces were quite similar to those combined using one external force independently. However, a case of considering compound external forces sometimes created new inundation areas that didn’t appear when considering only a single external force. The analysis considering compound external forces was required to reduce inundation damage in these areas.KeywordsCoastal area Inundation analysis Rainfall Storm surge Compound external forces
우리나라는 반도에 위치하여 삼면이 바다로 둘러싸여 있는 지리적 특성을 가지고 있다. 이에 따라 해양 산업을 중심으로 부산, 인천, 울산 등 대규모의 광역도시가 발달하였을 뿐만 아니라, 창원, 포항, 군산, 목포, 여수 등의 중․소규모 도시들도 발달되어 있다. 또한, 최근에는 연안 지역이 바다를 전망으로 하는 입지 조건을 가지고 있어 개발 선호도가 높고, 이에 따라 부산시 해운대의 마린시티, 엘시티와 같은 주거 및 상업시설의 개발이 지속되고 있다(Kang et al., 2019b).
한편, 최근 기후변화에 따른 지구 온난화 현상으로 평균 해수면이 상승하고, 해수면 온도도 상승하면서 태풍 및 강우의 강도가 커지고 있어 전 세계적으로 자연 재해로 인한 피해가 증가하고 있다(Kim et al., 2016). 실제로 2020년에는 최장기간의 장마가 발생하여 부산, 울산은 물론, 전국에서 50명의 인명 피해와 3,489세대의 이재민이 발생하였다1). 특히, 연안 지역은 강우, 만조 시 해수면 상승, 폭풍 해일(storm surge)에 의한 월파(wave overtopping) 등 복합적인 외력(compound external forces)에 의해 침수될 수 있다(Lee et al., 2020). 일례로, 2016년 태풍 차바 시 부산시 해운대구의 마린시티는 강우와 폭풍 해일에 의한 월파가 발생함에 따라 대규모 침수를 유발하였다(Kang et al., 2019b). 또한, 2020년 7월 23일에 부산에서는 시간당 81.6 mm의 집중호우와 약최고고조위를 상회하는 만조가 동시에 발생하였고, 이로 인해 감조 하천인 동천의 수위가 크게 상승하여 하천이 범람하였다(KSCE, 2021).
연안 지역의 복합 외력을 고려한 침수 분석에 관한 사례로서, 우선 강우와 조위를 고려한 연구 사례는 다음과 같다. Han et al. (2014)은 XP-SWMM을 이용하여 창원시 배수 구역을 대상으로 침수 모의를 수행하였는데, 연안 도시의 침수 모의에는 조위의 영향을 반드시 고려해야 함을 제시하였다. Choi et al. (2018a)은 경남 사천시 선구동 일대에 대하여 초과 강우 및 해수면 상승 시나리오를 조합하여 침수 분석을 수행하였다. Choi et al. (2018b)은 XP-SWMM을 이용하여 여수시 연등천 및 여수시청 지역에 대하여 강우 시나리오와 해수위 상승 시나리오를 고려한 복합 원인에 의한 침수 모의를 수행하여 홍수예경보 기준표를 작성하였다. 한편, 강우, 조위, 월파를 고려한 연구 사례로서, Song et al. (2017)은 부산시 해운대구 수영만 일원에 대하여 XP-SWMM으로 월파량의 적용 유무에 따른 침수 면적을 비교하였다. Suh and Kim (2018)은 부산시 마린시티 지역을 대상으로 태풍 차바 때 EurOtop의 경험식을 ADSWAN에 적용하여 월파량을 반영하였다. Chen et al. (2017)은 TELEMAC-2D 및 SWMM을 기반으로 한 극한 강우, 월파 및 조위를 고려하여 중국 해안 원자력 발전소의 침수를 예측하고 분석하기 위한 결합 모델을 개발한 바 있다. 한편, Lee et al. (2020)은 수리‧수문학 분야와 해양공학 분야에서 사용되는 물리 모형의 기술적 연계를 통해 연안 지역의 침수 모의의 재현성을 높였다.
상기의 연구들은 공통적으로 연안 지역에 대하여 복합 외력을 고려했을 때 발생되는 침수 현상의 재현 또는 예측을 목적으로 수행되었다. 이 연구는 이와 차별하여 복합 외력을 고려하는 경우 나타날 수 있는 연안 지역의 침수 특성 분석을 목적으로 수행되었다. 이를 위해 단일 외력을 독립적으로 고려했을 때 발생되는 침수 양상과 동시에 고려하는 경우의 침수 현상을 비교, 분석하였다. 복합 외력에 의한 지역적 침수 특성 분석은 우리나라 남해안과 서해안에 위치한 4개 지역에 대하여 적용되었다.
연안 지역의 침수는 크게 세 가지의 메카니즘으로 발생될 수 있다. 우선, 연안 지역은 바다와 인접하고 있기 때문에 그 영향을 직접적으로 받는다. Kim (2018)에 의하면, 연안 지역의 침수는 폭풍 해일에 의해 상승한 조위와 월파로 인해 발생될 수 있다(Table 1). 특히, 경상남도의 창원과 통영, 인천광역시의 소래포구 어시장 등 남해안 및 서해안 지역의 일부는 백중사리, 슈퍼문(super moon) 등 만조 시 조위의 상승으로 인한 침수가 발생하는 지역이 존재한다(Kang et al., 2019a). 두 번째는 강우에 의한 내수 침수 발생이다. ME (2011)에서는 도시 지역의 우수 관거를 10 ~ 30년 빈도로 계획하도록 지정하고 있고, 펌프 시설은 30 ~ 50년 빈도의 홍수를 배수시킬 수 있도록 정하고 있다. 하지만 최근에는 기후변화의 영향으로 도시 지역 배수시설의 설계 빈도를 초과하는 강우가 빈번하게 나타나고 있다. 실제로 2016년의 태풍 차바 시 울산 기상관측소에 관측된 시간 최대 강우량은 106.0 mm로서, 이는 300년 빈도 이상의 강우량에 해당하였다(Kang et al., 2019a). 따라서 배수시설의 설계 빈도 이상의 강우는 연안 도시 지역의 침수를 유발할 수 있다. 세 번째, 하천이 인접한 연안 도시에서는 하천의 범람으로 인해 침수가 발생할 수 있다. 하천의 경우, 기본계획이 수립되기는 하지만, 설계 빈도를 상회하는 강우의 발생, 제방, 수문 등 홍수 방어시설의 기능 저하, 예산 등의 문제로 하천기본계획 이행의 지연 등에 의해 범람할 가능성이 존재한다.
Table 1.
Type of natural hazard damage in coastal areas (Kim, 2018)
Item
Risk factor
Facilities damage
∙ Breaking of coastal facilities by wave – Breakwater, revetment, lighters wharf etc. ∙ Local scouring at the toe of the structures by wave ∙ Road collapse by wave overtopping
Inundation damage
∙ Inundation damage by wave overtopping ∙ Inundation of coastal lowlands by storm surge
Erosion damage
∙ Backshore erosion due to high swell waves ∙ Shoreline changes caused by construction of coastal erosion control structure ∙ Sediment transport due to the construction of artificial structures
상기의 내용을 종합하면, 연안 지역은 조위 및 월파에 의한 침수, 강우에 의한 내수 침수, 하천 범람에 의한 침수로 구분될 수 있다. 이 연구에서는 폭풍 해일에 의한 조위 상승 및 월파와 강우를 연안 지역의 침수 유발 외력으로 고려하였다. 하천 범람의 경우, 상대적으로 사례가 희소하여 제외하였다.
2.2 복합 외력을 고려한 침수 모의 방법
이 연구에서는 조위 및 월파와 강우를 연안 지역의 침수 발생에 관한 외력 조건으로 고려하였다. 따라서 해당 외력 조건을 고려하여 침수 분석을 수행할 수 있어야 한다. 이와 관련하여 Lee et al. (2020)은 Fig. 1과 같이 수리‧수문 및 해양공학 분야에서 사용되는 물리 기반 모형의 연계를 통해 조위, 월파, 강우를 고려한 침수 분석 방법을 제시하였고, 이 연구에서는 해당 방법을 이용하였다.
Fig. 1.
Connection among the models for inundation analysis in coastal areas (Lee et al., 2020)
우선, 태풍에 의해 발생되는 폭풍 해일의 영향을 분석하기 위해서는 태풍에 의해 발생되는 기압 강하, 해상풍, 진행 속도 등을 고려하여 해수면의 변화 양상 및 조석-해일-파랑을 충분히 재현 가능해야 한다. 이 연구에서는 국내․외에서 검증 및 공인된 폭풍 해일 모형인 ADCIRC 모형과 파랑 모형인 UnSWAN이 결합된 ADCSWAN (coupled model of ADCIRC and UnSWAN)을 이용하였다. 정수압 가정의 ADCSWAN은 월파량 산정에 단순 경험식을 적용하는 단점이 있지만 넓은 영역을 모의할 수 있고, FLOW-3D는 해안선의 경계를 고해상도로 재현이 가능하다. 이에 연구에서는 먼 바다 영역에 대해서는 ADCSWAN을 이용하여 분석하였고, 연안 주변의 바다 영역과 월파량 산정에 대해서는 FLOW-3D 모형을 이용하였다. 한편, 연안 지역의 침수 모의를 위해서는 유역에서 발생하는 강우-유출 현상과 우수 관거 등의 배수 체계에 대한 분석이 가능해야 한다. 또한, 배수 체계로부터 범람한 물이 지표면을 따라 흘러가는 현상을 해석할 수 있어야 하고, 바다의 조위 및 월파량을 경계조건으로 반영할 수 있어야 한다. 이 연구에서는 이러한 현상을 모의할 수 있고, 도시 침수 모의에 활용도가 높은 XP-SWMM을 이용하였다.
2.3 침수 분석 대상지역
연구의 대상지역은 조위 및 월파에 의한 침수와 강우에 의한 내수 침수의 영향이 복합적으로 발생할 수 있는 남해안과 서해안에 위치한 4개 지역이다. Table 2는 침수 분석 대상지역을 정리하여 나타낸 표이고, Fig. 2는 각 지역의 유역 경계를 나타낸 그림이다.
Table 2.
Target region for inundation analysis
Classification
Administrative district
Target region
Area (km2)
Main cause of inundation
Pump facility
Number of major outfall
The south coast
Haundae-gu, Busan
Marine City area
0.53
Wave overtopping
–
9
Haundae-gu, Busan
Centum City area
4.76
Poor interior drainage at high tide level
1
2
The west coast
Gunsan
Jungang-dong area
0.79
Poor interior drainage at high tide level
2
3
Boryeong
Ocheon Port area
0.41
High tide level
–
5
Fig. 2.
Watershed area
남해안의 분석 대상지역 중 부산시 해운대구의 마린시티는 바다 조망을 중심으로 조성된 주거지 및 상업시설 중심의 개발지역이다. 마린시티는 2016년 태풍 차바 및 2018년 태풍 콩레이 등 태풍 내습 시 월파에 의한 해수 월류로 인해 도로 및 상가 일부가 침수를 겪은 지역이다. 부산시 해운대구의 센텀시티는 과거 수영만 매립지였던 곳에 조성된 주거지 및 상업시설 중심의 신도시 지역이다. 센텀시티 유역의 북쪽은 해발고도 El. 634 m의 장산이 위치하는 등 산지 특성도 가지고 있어 상대적으로 유역 면적이 넓고, 배수시설의 규모도 크고 복잡하다. 하지만 수영강 하구의 저지대 지역에 위치함에 따라 강우 시 내수 배제가 불량하고, 특히 만조 시 침수가 잦은 지역이다.
서해안 분석 대상지역 중 전라북도 군산시의 중앙동 일원은 군산시 내항 내측에 조성된 구도시로서, 금강 및 경포천 하구에 위치하는 저지대이다. 이에 따라 군산시 풍수해저감종합계획에서는 해당 지역을 3개의 영역으로 구분하여 내수재해 위험지구(영동지구, 중동지구, 경암지구)로 지정하였고, 이 연구에서는 해당 지역을 모두 고려하였다. 한편, 군산시 중앙동 일원은 특히, 만조 시 내수 배제가 매우 불량하여 2개의 펌프시설이 운영되고 있다. 충청남도 보령시의 오천면에 위치한 오천항은 배후의 산지를 포함한 소규모 유역에 위치한다. 서해안의 특성에 따라 조석 간만의 차가 크고, 특히 태풍 내습 시 폭풍 해일에 의한 침수가 잦은 지역이다. 산지의 강우-유출수는 복개된 2개의 수로를 통해 바다로 배제되고, 상가들이 위치한 연안 주변 지역에는 강우-유출수 배제를 위한 3개의 배수 체계가 구성되어 있다.
3. 연구 결과
3.1 침수 모의 모형 구축
XP-SWMM을 이용하여 분석 대상지역별 침수 모의 모형을 구축하였다. 적절한 침수 분석 수행을 위해 지역별 수치지형도, 도시 공간 정보 시스템(urban information system, UIS), 하수 관망도 등의 수치 자료와 현장 조사를 통해 유역의 배수 체계를 구성하였다. 그리고 2차원 침수 분석을 위해 무인 드론 및 육상 라이다(LiDAR) 측량을 수행하여 평면해상도가 1 m 이하인 고해상도 수치지형모형(digital terrain model, DTM)을 구성하였고, 침수 모의 격자를 생성하였다.
Fig. 3은 XP-SWMM의 상세 구축 사례로서 부산시 마린시티 배수 유역에 대한 소유역 및 관거 분할 등을 통해 구성한 배수 체계와 고해상도 측량 결과를 이용하여 구성한 수치표면모형(digital surface model, DSM)을 나타낸다. Fig. 4는 각 대상지역에 대해 XP-SWMM을 이용하여 구축한 침수 모의 모형을 나타낸다. 침수 분석을 위해서는 침수 모의 영역에 대한 설정이 필요한데, 다수의 사전 모의를 통해 유역 내에서 침수가 발생되는 지역을 검토하여 결정하였다.
Fig. 3.
Analysis of watershed drainage system and high-resolution survey for Marine City
Fig. 4.
Simulation model for inundation analysis by target region using XP-SWMM
복합 외력에 의한 침수 영향을 검토하기 위해서는 외력 조건에 대한 빈도와 지속기간의 설정이 필요하다. 이 연구에서는 재해 현상이 충분히 나타날 수 있도록 강우와 조위 및 월파의 빈도를 모두 100년으로 설정하였다. 이때, 조위와 월파량의 산정에는 만조(약최고고조위) 시, 100년 빈도에 해당하는 태풍 내습에 따른 폭풍 해일의 발생 조건을 고려하였다.
지역별 강우 발생 특성과 유역 특성을 고려하기 위해 MOIS (2017)의 방재성능목표 기준에 따라 임계 지속기간을 결정하여 대상지역별 강우의 지속기간으로 설정하였다. 이때, 강우의 시간 분포는 MLTM (2011)의 Huff 3분위를 이용하였다. 그리고 조위와 월파의 경우, 일반적인 폭풍 해일의 지속기간을 고려하여 5시간으로 결정하였다. 한편, 침수 모의를 위한 계산 시간 간격, 2차원 모의 격자 등의 입력자료는 분석 대상지역의 유역 규모와 침수 분석 대상 영역을 고려하여 결정하였다. 참고로 침수 분석에 사용된 수치지형모형은 1 m 급의 고해상도로 구성되었지만, 2차원 침수 모의 격자의 크기는 지역별로 3 ~ 4 m이다. 이는 연구에서 사용된 XP-SWMM의 격자 수(100,000개) 제약에 따른 설정이나, Sun (2021)은 민감도 분석을 통해 2차원 침수 분석을 위한 적정 격자 크기를 3 ~ 4.5 m로 제시한 바 있다.
Table 3은 이 연구에서 설정한 침수 모의 조건과 분석 방법을 정리하여 나타낸 표이다.
Table 3.
Simulation condition and method
Classification
Target region
Simulation condition
Simulation method
Rainfall
Storm surge
Simulation time interval
2D grid size
Return period
Duration
Temporal distribution
Return period
Duration
Watershed routing
Channel routing
2D inundation
The south coast
Marine City area
100 yr
1 hr
3rd quartile of Huff’s method
100
5 hr
5 min
10 sec
1 sec
3 m
Centum City area
1 hr
100
5 min
10 sec
1 sec
4 m
The west coast
Jungang-dong area
2 hr
100
5 min
10 sec
1 sec
3.5 m
Ocheon Port area
1 hr
100
1 min
10 sec
1 sec
3 m
3.2.2 복합 재해의 동시 고려
이 연구의 대상지역들은 모두 소규모의 해안가 도시지역이고, 이러한 지역에 대한 강우의 임계지속기간은 1시간 ~ 2시간이나, 이 연구에서 분석한 폭풍 해일의 지속기간은 5시간으로 강우의 지속기간과 폭풍 해일의 지속기간이 상이하다. 이에 이 연구에서는 서로 다른 지속기간을 가진 강우와 폭풍 해일 또는 조위를 고려하기 위해 강우의 중심과 폭풍 해일의 중심이 동일한 시간에 위치하도록 설정하였다(Fig. 5).
XP-SWMM은 폭풍 해일이 지속되는 5시간 전체를 모의하도록 설정하였고, 폭풍 해일이 가장 큰 시점에 강우의 중심이 위치하도록 강우 발생 시기를 결정하였다. 다만, 부산 마린시티의 경우, 폭풍 해일에 의한 피해가 주로 월파에 의해 발생되므로 강우의 중심과 월파의 중심을 일치시켰고(Fig. 5(a)), 상대적으로 조위의 영향이 큰 3개 지역은 강우의 중심과 조위의 중심을 맞추었다. Fig. 5(b)는 군산시 중앙동 지역의 복합 외력에 의한 침수 분석에 사용된 강우와 조위의 조합이다.
한편, 100년 빈도의 확률강우량만을 고려한 침수 분석에서는 유역 유출부의 경계조건으로 우수 관거의 설계 조건을 고려하여 약최고고조위가 일정하게 유지되도록 설정하였다.
Fig. 5.
Consideration of external force conditions with different durations
3.2.3 XP-SWMM의 월파량 고려
XP-SWMM에 ADCSWAN 및 FLOW-3D 모형에 의해 산정된 월파량을 입력하기 위해 해안가 지역에 절점을 생성하여 월파 현상을 구현하였다. XP-SWMM에서 월파량을 입력하기 위한 절점의 위치는 FLOW-3D 모형에서 월파량을 산정한 격자의 중심 위치이다.
Fig. 6(a)는 마린시티 지역에 대한 월파량 입력 지점을 나타낸 것으로서, 유역 경계 주변에 동일 간격으로 원으로 표시한 지점들이 해당된다. Fig. 6(b)는 XP-SWMM에 월파량 입력 지점들을 반영하고, 하나의 절점에 월파량 시계열을 입력한 화면을 나타낸다.
Fig. 6.
Considering wave overtopping on XP-SWMM
3.3 침수 모의 결과
3.3.1 단일 외력에 의한 침수 모의 결과
Fig. 7은 단일 외력을 고려한 지역별 침수 모의 결과이다. 즉, Fig. 7의 왼쪽 그림들은 지역별로 100년 빈도 강우에 의한 침수 모의 결과를 나타내고, Fig. 7의 오른쪽 그림들은 만조 시 100년 빈도 폭풍 해일에 의한 침수 모의 결과이다. 대체로 강우에 의한 침수 영역은 유역 중․상류 지역의 유역 전반에 걸쳐 발생하였고, 폭풍 해일에 의한 침수 영역은 해안가 전면부에 위치하는 것을 볼 수 있다. 이는 폭풍 해일에 의한 조위 상승과 월파의 영향이 상류로 갈수록 감소하기 때문이다.
한편, 4개 지역 모두에서 공통적으로 강우에 비해 폭풍 해일에 의한 침수 영향이 상대적으로 크게 분석되었다. 이러한 결과는 연안 지역의 경우, 폭풍 해일에 대비한 침수 피해 저감 노력이 보다 중요함을 의미한다.
Fig. 7.
Simulation results by single external force (left: rainfall, right: storm surge)
3.3.2 복합 외력에 의한 침수 모의 결과
Fig. 8은 복합 외력을 고려한 지역별 침수 모의 결과이다. 즉, 강우 및 폭풍 해일을 동시에 고려함에 따라 발생된 침수 영역을 나타낸다. 복합 외력을 고려하는 경우, 단일 외력만을 고려한 분석 결과(Fig. 7)보다 침수 영역은 넓어졌고, 침수심은 깊어졌다.
복합 외력에 의한 침수 분석 결과는 대체로 단일 외력에 의한 침수 모의 결과를 중첩시켜 나타낸 결과와 유사하였고, 이는 일반적으로 예상할 수 있는 결과이다. 주목할만한 결과는 군산시 중앙동의 침수 분석에서 나타났다. 즉, 군산시 중앙동의 경우, 단일 외력만을 고려한 침수 모의 결과에서 나타나지 않았던 새로운 침수 영역이 발생하였다(Fig. 8(c)). 이와 관련된 상세 내용은 3.4절의 고찰에서 기술하였다.
Fig. 8.
Simulation results by compound external forces
3.4 결과 고찰
외력 조건별 침수의 영향을 정량적으로 비교하기 위해 침수 면적을 이용하였다. 이 연구에서는 강우만에 의해 유발된 침수 면적을 기준(기준값: 1)으로 하고, 폭풍 해일(조위+월파량)에 의한 침수 면적과 복합 외력에 의한 침수 면적의 상대적 비율로 분석하였다(Table 4).
Table 4.
Impact evaluation for inundation area by external force
Condition
Marine City, Busan
Centum City, Busan
Jungang-dong area, Gunsan
Ocheon Port area, Boryeong
Inundation area (km2)
Rate
Inundation area (km2)
Rate
Inundation area (km2)
Rate
Inundation area (km2)
Rate
Single external force
Rainfall (①)
0.0164
1.0
0.0759
1.0
0.0457
1.0
0.0175
1.0
Storm surge (②)
0.0363
2.21
0.0685
0.90
0.1463
3.20
0.0412
2.35
Compound external forces
Combination (①+②)
0.0524
3.19
0.1505
1.98
0.2632
5.76
0.0473
2.70
분석 결과, 부산 센텀시티를 제외한 3개 지역은 모두 폭풍 해일에 의한 침수 면적이 강우에 의한 침수 면적에 비해 2.2 ~ 3.2배 넓은 것으로 분석되었다. 한편, 복합 외력에 의한 침수 면적은 마린시티와 센텀시티의 경우, 각각의 외력에 의한 침수 면적의 합과 유사하게 나타났다. 이는 각각의 외력에 의한 침수 영역이 상이하여 거의 중복되지 않음을 의미한다. 반면에, 오천항에서는 각각의 외력에 의한 침수 면적의 합이 복합 외력에 의한 면적보다 크게 나타났다. 이는 오천항의 경우, 유역면적이 작고 배수 체계가 비교적 단순하여 강우와 폭풍 해일에 의한 침수 영역이 중복되기 때문인 것으로 분석되었다(Fig. 7(d)).
군산시 중앙동 일대의 경우, 복합 외력에 의한 침수 면적이 각각의 독립적인 외력 조건에 의한 침수 면적의 합에 비해 37.1% 크게 나타났다. 이러한 현상의 원인을 분석하기 위해 복합 외력 조건에서만 나타난 우수 관거(Fig. 8(c)의 A 구간)에 대하여 종단을 검토하였다(Fig. 9). Fig. 9(a)는 강우만에 의해 분석된 우수 관거 내 흐름 종단을 나타내고, Fig. 9(b)는 폭풍 해일만에 의한 우수 관거의 종단이다. 그림을 통해 각각의 독립적인 외력 조건 하에서는 해당 구간에서 침수가 발생되지 않은 것을 볼 수 있다. 다만, 강우만을 고려하더라도 우수 관거는 만관이 된 상태를 확인할 수 있다(Fig. 9(a)). 반면에, 만관 상태에서 폭풍 해일이 함께 고려됨에 따라 해수 범람과 조위 상승에 의해 우수 배제가 불량하게 되었고, 이로 인해 침수가 유발된 것으로 분석되었다(Fig. 9(c)). 따라서 이러한 지역은 복합 외력에 대한 취약지구로 판단할 수 있고, 단일 외력의 고려만으로는 침수를 예상하기 어려운 지역임을 알 수 있다.
Fig. 9.
A part of drainage profiles by external force in Jungang-dong area, Gunsan
4. 결 론
이 연구에서는 외력 조건에 따른 연안 지역의 침수 특성을 분석하였다. 연구에서 고려된 외력 조건은 두 가지로서 강우와 폭풍 해일(조위와 월파)이다. 분석 대상 연안 지역으로는 남해안에 위치하는 2개 지역(부산시 해운대구의 마린시티와 센텀시티)과 서해안의 2개 지역(군산시 중앙동 일원 및 보령시 오천항)이 선정되었다.
복합 외력을 고려한 연안 지역의 침수 모의를 위해서는 유역의 강우-유출 현상과 바다의 조위 및 월파량을 경계조건으로 반영할 수 있는 침수 모의 모형이 요구되는데, 이 연구에서는 XP-SWMM을 이용하였다. 한편, 조위 및 월파량 산정에는 ADCSWAN (ADCIRC와 UnSWAN) 및 FLOW-3D 모형이 이용되었다.
연안 지역별 침수 모의는 100년 빈도의 강우와 폭풍 해일을 독립적으로 고려한 경우와 복합적으로 고려한 경우를 구분하여 수행되었다. 우선, 외력을 독립적으로 고려한 결과, 대체로 폭풍 해일만 고려한 경우가 강우만 고려한 경우에 비해 침수 영향이 크게 나타났다. 따라서 연안 지역의 경우, 폭풍 해일에 의한 침수 피해 방지 계획이 상대적으로 중요한 것으로 분석되었다. 두 번째, 복합 외력에 의한 침수 분석 결과는 대체로 단일 외력에 의한 침수 모의 결과를 중첩시켜 나타낸 결과와 유사하였다. 다만, 특정 지역에서는 복합 외력을 고려함에 따라 단일 외력만을 고려한 침수 모의에서 나타나지 않았던 새로운 침수 영역이 발생하기도 하였다. 이러한 결과는 독립적인 외력 조건에서는 우수 관거가 만관 또는 그 이하의 상태가 되지만, 두 가지의 외력이 동시에 고려됨에 따라 우수 관거의 통수능 한계를 초과하여 나타났다. 이러한 지역은 복합 외력에 대한 취약지구로 판단되었고, 해당 지역의 적절한 침수 방지 대책 수립을 위해서는 복합적인 외력 조건이 고려되어야 함을 시사하였다.
현행, 자연재해저감종합계획에서는 침수와 관련된 재해 원인 지역을 내수재해, 해안재해, 하천재해 등으로 구분하고 있다. 하지만 이 연구에서 검토된 바와 같이, 연안 지역의 침수 원인은 복합적으로 나타날 뿐만 아니라, 복합 외력을 고려함에 따라 추가적으로 나타날 수 있는 침수 위험 지역도 존재한다. 따라서 기존의 획일적인 재해 원인의 구분보다는 지역의 특성에 맞는 복합적인 재해 원인을 검토할 필요가 있음을 제안한다.
Acknowledgements
본 논문은 행정안전부 극한 재난대응 기반기술 개발사업의 일환인 “해안가 복합재난 위험지역 피해저감 기술개발(연구과제번호: 2018-MOIS31-008)”의 지원으로 수행되었습니다.
References
1 Chen, X., Ji, P., Wu, Y., and Zhao, L. (2017). “Coupling simulation of overland flooding and underground network drainage in a coastal nuclear power plant.” Nuclear Engineering and Design, Vol. 325, pp. 129-134. 10.1016/j.nucengdes.2017.09.028 2 Choi, G., Song, Y., and Lee, J. (2018a). “Analysis of flood occurrence type according to complex characteristics of coastal cities.” 2018 Conference of the Korean Society of Hazard Mitigation, KOSHAM, p. 180. 3 Choi, J., Park, K., Choi, S., and Jun, H. (2018b). “A forecasting and alarm system for reducing damage from inland inundation in coastal urban areas: A case study of Yeosu City.” Journal of Korean Society of Hazard Mitigation, Vol. 18, No. 7, pp. 475-484. 10.9798/KOSHAM.2018.18.7.475 4 Han, H., Kim, Y., Kang, N., and, Kim, H.S. (2014). “Inundation analysis of a coastal urban area considering tide level.” 2014 Conference of Korean Society of Civil Engineers, KSCE, pp. 1507-1508. 5 Kang, T., Lee, S., and Sun, D. (2019a). “A technical review for reducing inundation damage to high-rise and underground-linked complex buildings in Coastal Areas (1): Proposal for analytical method.” Journal of Korean Society of Hazard Mitigation, Vol. 19, No. 5, pp. 35-43. 10.9798/KOSHAM.2019.19.5.35 6 Kang, T., Lee, S., Choi, H., and Yoon, S. (2019b). “A technical review for reducing inundation damage to high-rise and underground-linked complex buildings in coastal areas (2): Case analysis for application.” Journal of Korean Society of Hazard Mitigation, Vol. 19, No. 5, pp. 45-53. 10.9798/KOSHAM.2019.19.5.45 7 Kim, J.O., Kim, J.Y., and Lee, W.H. (2016). “Analysis on complex disaster information contents for building disaster map of coastal cities.” Journal of the Korean Association of Geographic Information Studies, Vol. 19, No. 3, pp. 43-60. 10.11108/kagis.2016.19.3.043 8 Kim, P.J. (2018). Improvement measures on the risk area designation of coastal disaster in consideration of natural hazards. Ph.D. dissertation, Chonnam National University. 9 Korean Society of Civil Engineers (KSCE) (2021). A report on the cause analysis and countermeasures establishment for Dongcheon flooding and lowland inundation. Busan/Ulsan, Gyungnam branch. 10 Lee, S., Kang, T., Sun, D., and Park, J.J. (2020). “Enhancing an analysis method of compound flooding in coastal areas by linking flow simulation models of coasts and watershed.” Sustainability, Vol. 12, No. 16, 6572. 10.3390/su12166572 11 Ministry of Environment (ME) (2011). Standard for sewerage facilities. Korea Water and Wastewater Works Association. 12 Ministry of Land, Transport and Maritime Affairs (MLTM) (2011). Improvement and complementary research for probability rainfall. 13 Ministry of the Interior and Safety (MOIS) (2017). Criteria for establishment and operation of disaster prevention performance target by region: Considering future climate change impacts. 14 Song, Y., Joo, J., Lee, J., and Park, M. (2017). “A study on estimation of inundation area in coastal urban area applying wave overtopping.” Journal of Korean Society of Hazard Mitigation, Vol. 17, No. 2, pp. 501-510. 10.9798/KOSHAM.2017.17.2.501 15 Suh, S.W., and Kim, H.J. (2018). “Simulation of wave overtopping and inundation over a dike caused by Typhoon Chaba at Marine City, Busan, Korea.” Journal of Coastal Research, Vol. 85, pp. 711-715. 16 Sun, D. (2021). Sensitivity analysis of XP-SWMM for inundation analysis in coastal area. M.Sc. Thesis, Pukyong National University.
Effect of carrier gases on the entrainment defects within AZ91 alloy castings
Tian Liab J.M.T.Daviesa Xiangzhen Zhuc aUniversity of Birmingham, Birmingham B15 2TT, United Kingdom bGrainger and Worrall Ltd, Bridgnorth WV15 5HP, United Kingdom cBrunel Centre for Advanced Solidification Technology, Brunel University London, Kingston Ln, London, Uxbridge UB8 3PH, United Kingdom
Abstract
An entrainment defect (also known as a double oxide film defect or bifilm) acts a void containing an entrapped gas when submerged into a light-alloy melt, thus reducing the quality and reproducibility of the final castings. Previous publications, carried out with Al-alloy castings, reported that this trapped gas could be subsequently consumed by the reaction with the surrounding melt, thus reducing the void volume and negative effect of entrainment defects. Compared with Al-alloys, the entrapped gas within Mg-alloy might be more efficiently consumed due to the relatively high reactivity of magnesium. However, research into the entrainment defects within Mg alloys has been significantly limited. In the present work, AZ91 alloy castings were produced under different carrier gas atmospheres (i.e., SF6/CO2, SF6/air). The evolution processes of the entrainment defects contained in AZ91 alloy were suggested according to the microstructure inspections and thermodynamic calculations. The defects formed in the different atmospheres have a similar sandwich-like structure, but their oxide films contained different combinations of compounds. The use of carrier gases, which were associated with different entrained-gas consumption rates, affected the reproducibility of AZ91 castings.
연행 결함(이중 산화막 결함 또는 이중막 결함이라고도 함)은 경합금 용융물에 잠길 때 갇힌 가스를 포함하는 공극으로 작용하여 최종 주물의 품질과 재현성을 저하시킵니다. Al-합금 주조로 수행된 이전 간행물에서는 이 갇힌 가스가 주변 용융물과의 반응에 의해 후속적으로 소모되어 공극 부피와 연행 결함의 부정적인 영향을 줄일 수 있다고 보고했습니다. Al-합금에 비해 마그네슘의 상대적으로 높은 반응성으로 인해 Mg-합금 내에 포집된 가스가 더 효율적으로 소모될 수 있습니다. 그러나 Mg 합금 내 연행 결함에 대한 연구는 상당히 제한적이었습니다. 현재 작업에서 AZ91 합금 주물은 다양한 캐리어 가스 분위기(즉, SF 6 /CO2 , SF 6 / 공기). AZ91 합금에 포함된 엔트레인먼트 결함의 진화 과정은 미세조직 검사 및 열역학적 계산에 따라 제안되었습니다. 서로 다른 분위기에서 형성된 결함은 유사한 샌드위치 구조를 갖지만 산화막에는 서로 다른 화합물 조합이 포함되어 있습니다. 다른 동반 가스 소비율과 관련된 운반 가스의 사용은 AZ91 주물의 재현성에 영향을 미쳤습니다.
키워드
마그네슘 합금주조Oxide film, Bifilm, Entrainment 불량, 재현성
1 . 소개
지구상에서 가장 가벼운 구조용 금속인 마그네슘은 지난 수십 년 동안 가장 매력적인 경금속 중 하나가 되었습니다. 결과적으로 마그네슘 산업은 지난 20년 동안 급속한 발전을 경험했으며 [1 , 2] , 이는 전 세계적으로 Mg 합금에 대한 수요가 크게 증가했음을 나타냅니다. 오늘날 Mg 합금의 사용은 자동차, 항공 우주, 전자 등의 분야에서 볼 수 있습니다. [3 , 4] . Mg 금속의 전 세계 소비는 특히 자동차 산업에서 앞으로 더욱 증가할 것으로 예측되었습니다. 기존 자동차와 전기 자동차 모두의 에너지 효율성 요구 사항이 설계를 경량화하도록 더욱 밀어붙이기 때문입니다 [3 , 5, 6] .
Mg 합금에 대한 수요의 지속적인 성장은 Mg 합금 주조의 품질 및 기계적 특성 개선에 대한 광범위한 관심을 불러일으켰습니다. Mg 합금 주조 공정 동안 용융물의 표면 난류는 소량의 주변 대기를 포함하는 이중 표면 필름의 포획으로 이어질 수 있으므로 동반 결함(이중 산화막 결함 또는 이중막 결함이라고도 함)을 형성합니다. ) [7] , [8] , [9] , [10] . 무작위 크기, 수량, 방향 및 연행 결함의 배치는 주조 특성의 변화와 관련된 중요한 요인으로 널리 받아들여지고 있습니다 [7] . 또한 Peng et al. [11]AZ91 합금 용융물에 동반된 산화물 필름이 Al 8 Mn 5 입자에 대한 필터 역할을 하여 침전될 때 가두는 것을 발견했습니다 . Mackie et al. [12]는 또한 동반된 산화막이 금속간 입자를 트롤(trawl)하는 작용을 하여 입자가 클러스터링되어 매우 큰 결함을 형성할 수 있다고 제안했습니다. 금속간 화합물의 클러스터링은 비말동반 결함을 주조 특성에 더 해롭게 만들었습니다.
연행 결함에 관한 이전 연구의 대부분은 Al-합금에 대해 수행되었으며 [7 , [13] , [14] , [15] , [16] , [17] , [18] 몇 가지 잠재적인 방법이 제안되었습니다. 알루미늄 합금 주물의 품질에 대한 부정적인 영향을 줄이기 위해. Nyahumwa et al., [16] 은 연행 결함 내의 공극 체적이 열간 등방압 압축(HIP) 공정에 의해 감소될 수 있음을 보여줍니다. Campbell [7] 은 결함 내부의 동반된 가스가 주변 용융물과의 반응으로 인해 소모될 수 있다고 제안했으며, 이는 Raiszedeh와 Griffiths [19]에 의해 추가로 확인되었습니다 ..혼입 가스 소비가 Al-합금 주물의 기계적 특성에 미치는 영향은 [8 , 9]에 의해 조사되었으며 , 이는 혼입 가스의 소비가 주조 재현성의 개선을 촉진함을 시사합니다.
Al-합금 내 결함에 대한 조사와 비교하여 Mg-합금 내 연행 결함에 대한 연구는 상당히 제한적입니다. 연행 결함의 존재는 Mg 합금 주물 [20 , 21] 에서 입증 되었지만 그 거동, 진화 및 연행 가스 소비는 여전히 명확하지 않습니다.
Mg 합금 주조 공정에서 용융물은 일반적으로 마그네슘 점화를 피하기 위해 커버 가스로 보호됩니다. 따라서 모래 또는 매몰 몰드의 공동은 용융물을 붓기 전에 커버 가스로 세척해야 합니다 [22] . 따라서, Mg 합금 주물 내의 연행 가스는 공기만이 아니라 주조 공정에 사용되는 커버 가스를 포함해야 하며, 이는 구조 및 해당 연행 결함의 전개를 복잡하게 만들 수 있습니다.
SF 6 은 Mg 합금 주조 공정에 널리 사용되는 대표적인 커버 가스입니다 [23] , [24] , [25] . 이 커버 가스는 유럽의 마그네슘 합금 주조 공장에서 사용하도록 제한되었지만 상업 보고서에 따르면 이 커버는 전 세계 마그네슘 합금 산업, 특히 다음과 같은 글로벌 마그네슘 합금 생산을 지배한 국가에서 여전히 인기가 있습니다. 중국, 브라질, 인도 등 [26] . 또한, 최근 학술지 조사에서도 이 커버가스가 최근 마그네슘 합금 연구에서 널리 사용된 것으로 나타났다 [27] . SF 6 커버 가스 의 보호 메커니즘 (즉, 액체 Mg 합금과 SF 6 사이의 반응Cover gas)에 대한 연구는 여러 선행연구자들에 의해 이루어졌으나 표면 산화막의 형성과정이 아직 명확하게 밝혀지지 않았으며, 일부 발표된 결과들도 상충되고 있다. 1970년대 초 Fruehling [28] 은 SF 6 아래에 형성된 표면 피막이 주로 미량의 불화물과 함께 MgO 임을 발견 하고 SF 6 이 Mg 합금 표면 피막에 흡수 된다고 제안했습니다 . Couling [29] 은 흡수된 SF 6 이 Mg 합금 용융물과 반응하여 MgF 2 를 형성함을 추가로 확인했습니다 . 지난 20년 동안 아래에 자세히 설명된 것처럼 Mg 합금 표면 필름의 다양한 구조가 보고되었습니다.(1)
단층 필름 . Cashion [30 , 31] 은 X선 광전자 분광법(XPS)과 오제 분광법(AES)을 사용하여 표면 필름을 MgO 및 MgF 2 로 식별했습니다 . 그는 또한 필름의 구성이 두께와 전체 실험 유지 시간에 걸쳐 일정하다는 것을 발견했습니다. Cashion이 관찰한 필름은 10분에서 100분의 유지 시간으로 생성된 단층 구조를 가졌다.(2)
이중층 필름 . Aarstad et. al [32] 은 2003년에 이중층 표면 산화막을 보고했습니다. 그들은 예비 MgO 막에 부착된 잘 분포된 여러 MgF 2 입자를 관찰 하고 전체 표면적의 25-50%를 덮을 때까지 성장했습니다. 외부 MgO 필름을 통한 F의 내부 확산은 진화 과정의 원동력이었습니다. 이 이중층 구조는 Xiong의 그룹 [25 , 33] 과 Shih et al. 도 지지했습니다 . [34] .(삼)
트리플 레이어 필름 . 3층 필름과 그 진화 과정은 Pettersen [35]에 의해 2002년에 보고되었습니다 . Pettersen은 초기 표면 필름이 MgO 상이었고 F의 내부 확산에 의해 점차적으로 안정적인 MgF 2 상 으로 진화한다는 것을 발견했습니다 . 두꺼운 상부 및 하부 MgF 2 층.(4)
산화물 필름은 개별 입자로 구성 됩니다. Wang et al [36] 은 Mg-alloy 표면 필름을 SF 6 커버 가스 하에서 용융물에 교반 한 다음 응고 후 동반된 표면 필름을 검사했습니다. 그들은 동반된 표면 필름이 다른 연구자들이 보고한 보호 표면 필름처럼 계속되지 않고 개별 입자로 구성된다는 것을 발견했습니다. 젊은 산화막은 MgO 나노 크기의 산화물 입자로 구성되어 있는 반면, 오래된 산화막은 한쪽 면에 불화물과 질화물이 포함된 거친 입자(평균 크기 약 1μm)로 구성되어 있습니다.
Mg 합금 용융 표면의 산화막 또는 동반 가스는 모두 액체 Mg 합금과 커버 가스 사이의 반응으로 인해 형성되므로 Mg 합금 표면막에 대한 위에서 언급한 연구는 진화에 대한 귀중한 통찰력을 제공합니다. 연행 결함. 따라서 SF 6 커버 가스 의 보호 메커니즘 (즉, Mg-합금 표면 필름의 형성)은 해당 동반 결함의 잠재적인 복잡한 진화 과정을 나타냅니다.
그러나 Mg 합금 용융물에 표면 필름을 형성하는 것은 용융물에 잠긴 동반된 가스의 소비와 다른 상황에 있다는 점에 유의해야 합니다. 예를 들어, 앞서 언급한 연구에서 표면 성막 동안 충분한 양의 커버 가스가 담지되어 커버 가스의 고갈을 억제했습니다. 대조적으로, Mg 합금 용융물 내의 동반된 가스의 양은 유한하며, 동반된 가스는 완전히 고갈될 수 있습니다. Mirak [37] 은 3.5% SF 6 /기포를 특별히 설계된 영구 금형에서 응고되는 순수한 Mg 합금 용융물에 도입했습니다. 기포가 완전히 소모되었으며, 해당 산화막은 MgO와 MgF 2 의 혼합물임을 알 수 있었다.. 그러나 Aarstad [32] 및 Xiong [25 , 33]에 의해 관찰된 MgF 2 스팟 과 같은 핵 생성 사이트 는 관찰되지 않았습니다. Mirak은 또한 조성 분석을 기반으로 산화막에서 MgO 이전에 MgF 2 가 형성 되었다고 추측했는데 , 이는 이전 문헌에서 보고된 표면 필름 형성 과정(즉, MgF 2 이전에 형성된 MgO)과 반대 입니다. Mirak의 연구는 동반된 가스의 산화막 형성이 표면막의 산화막 형성과 상당히 다를 수 있음을 나타내었지만 산화막의 구조와 진화에 대해서는 밝히지 않았습니다.
또한 커버 가스에 캐리어 가스를 사용하는 것도 커버 가스와 액체 Mg 합금 사이의 반응에 영향을 미쳤습니다. SF 6 /air 는 용융 마그네슘의 점화를 피하기 위해 SF 6 /CO 2 운반 가스 [38] 보다 더 높은 함량의 SF 6을 필요로 하여 다른 가스 소비율을 나타냅니다. Liang et.al [39] 은 CO 2 가 캐리어 가스로 사용될 때 표면 필름에 탄소가 형성된다고 제안했는데 , 이는 SF 6 /air 에서 형성된 필름과 다릅니다 . Mg 연소 [40]에 대한 조사 에서 Mg 2 C 3 검출이 보고되었습니다.CO 2 연소 후 Mg 합금 샘플 에서 이는 Liang의 결과를 뒷받침할 뿐만 아니라 이중 산화막 결함에서 Mg 탄화물의 잠재적 형성을 나타냅니다.
여기에 보고된 작업은 다양한 커버 가스(즉, SF 6 /air 및 SF 6 /CO 2 )로 보호되는 AZ91 Mg 합금 주물에서 형성된 연행 결함의 거동과 진화에 대한 조사 입니다. 이러한 캐리어 가스는 액체 Mg 합금에 대해 다른 보호성을 가지며, 따라서 상응하는 동반 가스의 다른 소비율 및 발생 프로세스와 관련될 수 있습니다. AZ91 주물의 재현성에 대한 동반 가스 소비의 영향도 연구되었습니다.
2 . 실험
2.1 . 용융 및 주조
3kg의 AZ91 합금을 700 ± 5 °C의 연강 도가니에서 녹였습니다. AZ91 합금의 조성은 표 1 에 나타내었다 . 가열하기 전에 잉곳 표면의 모든 산화물 스케일을 기계가공으로 제거했습니다. 사용 된 커버 가스는 0.5 %이었다 SF 6 / 공기 또는 0.5 % SF 6 / CO 2 (부피. %) 다른 주물 6L / 분의 유량. 용융물은 15분 동안 0.3L/min의 유속으로 아르곤으로 가스를 제거한 다음 [41 , 42] , 모래 주형에 부었습니다. 붓기 전에 샌드 몰드 캐비티를 20분 동안 커버 가스로 플러싱했습니다 [22] . 잔류 용융물(약 1kg)이 도가니에서 응고되었습니다.
표 1 . 본 연구에 사용된 AZ91 합금의 조성(wt%).
알
아연
미네소타
시
철
니
마그네슘
9.4
0.61
0.15
0.02
0.005
0.0017
잔여
그림 1 (a)는 러너가 있는 주물의 치수를 보여줍니다. 탑 필링 시스템은 최종 주물에서 연행 결함을 생성하기 위해 의도적으로 사용되었습니다. Green과 Campbell [7 , 43] 은 탑 필링 시스템이 바텀 필링 시스템에 비해 주조 과정에서 더 많은 연행 현상(즉, 이중 필름)을 유발한다고 제안했습니다. 이 금형의 용융 흐름 시뮬레이션(Flow-3D 소프트웨어)은 연행 현상에 관한 Reilly의 모델 [44] 을 사용하여 최종 주조에 많은 양의 이중막이 포함될 것이라고 예측했습니다( 그림 1 에서 검은색 입자로 표시됨) . NS).
수축 결함은 또한 주물의 기계적 특성과 재현성에 영향을 미칩니다. 이 연구는 주조 품질에 대한 이중 필름의 영향에 초점을 맞추었기 때문에 수축 결함이 발생하지 않도록 금형을 의도적으로 설계했습니다. ProCAST 소프트웨어를 사용한 응고 시뮬레이션은 그림 1c 와 같이 최종 주조에 수축 결함이 포함되지 않음을 보여주었습니다 . 캐스팅 건전함도 테스트바 가공 전 실시간 X-ray를 통해 확인했다.
모래 주형은 1wt를 함유한 수지 결합된 규사로 만들어졌습니다. % PEPSET 5230 수지 및 1wt. % PEPSET 5112 촉매. 모래는 또한 억제제로 작용하기 위해 2중량%의 Na 2 SiF 6 을 함유했습니다 .. 주입 온도는 700 ± 5 °C였습니다. 응고 후 러너바의 단면을 Sci-Lab Analytical Ltd로 보내 H 함량 분석(LECO 분석)을 하였고, 모든 H 함량 측정은 주조 공정 후 5일째에 실시하였다. 각각의 주물은 인장 강도 시험을 위해 클립 신장계가 있는 Zwick 1484 인장 시험기를 사용하여 40개의 시험 막대로 가공되었습니다. 파손된 시험봉의 파단면을 주사전자현미경(SEM, Philips JEOL7000)을 이용하여 가속전압 5~15kV로 조사하였다. 파손된 시험 막대, 도가니에서 응고된 잔류 Mg 합금 및 주조 러너를 동일한 SEM을 사용하여 단면화하고 연마하고 검사했습니다. CFEI Quanta 3D FEG FIB-SEM을 사용하여 FIB(집속 이온 빔 밀링 기술)에 의해 테스트 막대 파괴 표면에서 발견된 산화막의 단면을 노출했습니다. 분석에 필요한 산화막은 백금층으로 코팅하였다. 그런 다음 30kV로 가속된 갈륨 이온 빔이 산화막의 단면을 노출시키기 위해 백금 코팅 영역을 둘러싼 재료 기판을 밀링했습니다. 산화막 단면의 EDS 분석은 30kV의 가속 전압에서 FIB 장비를 사용하여 수행되었습니다.
2.2 . 산화 세포
전술 한 바와 같이, 몇몇 최근 연구자들은 마그네슘 합금의 용탕 표면에 형성된 보호막 조사 [38 , 39 , [46] , [47] , [48] , [49] , [50] , [51] , [52 ] . 이 실험 동안 사용된 커버 가스의 양이 충분하여 커버 가스에서 불화물의 고갈을 억제했습니다. 이 섹션에서 설명하는 실험은 엔트레인먼트 결함의 산화막의 진화를 연구하기 위해 커버 가스의 공급을 제한하는 밀봉된 산화 셀을 사용했습니다. 산화 셀에 포함된 커버 가스는 큰 크기의 “동반된 기포”로 간주되었습니다.
도 2에 도시된 바와 같이 , 산화셀의 본체는 내부 길이가 400mm, 내경이 32mm인 폐쇄형 연강관이었다. 수냉식 동관을 전지의 상부에 감았습니다. 튜브가 가열될 때 냉각 시스템은 상부와 하부 사이에 온도 차이를 만들어 내부 가스가 튜브 내에서 대류하도록 했습니다. 온도는 도가니 상단에 위치한 K형 열전대로 모니터링했습니다. Nieet al. [53] 은 Mg 합금 용융물의 표면 피막을 조사할 때 SF 6 커버 가스가 유지로의 강철 벽과 반응할 것이라고 제안했습니다 . 이 반응을 피하기 위해 강철 산화 전지의 내부 표면(그림 2 참조)) 및 열전대의 상반부는 질화붕소로 코팅되었습니다(Mg 합금은 질화붕소와 접촉하지 않았습니다).
실험 중에 고체 AZ91 합금 블록을 산화 셀 바닥에 위치한 마그네시아 도가니에 넣었습니다. 전지는 1L/min의 가스 유속으로 전기 저항로에서 100℃로 가열되었다. 원래의 갇힌 대기(즉, 공기)를 대체하기 위해 셀을 이 온도에서 20분 동안 유지했습니다. 그런 다음, 산화 셀을 700°C로 더 가열하여 AZ91 샘플을 녹였습니다. 그런 다음 가스 입구 및 출구 밸브가 닫혀 제한된 커버 가스 공급 하에서 산화를 위한 밀폐된 환경이 생성되었습니다. 그런 다음 산화 전지를 5분 간격으로 5분에서 30분 동안 700 ± 10°C에서 유지했습니다. 각 유지 시간이 끝날 때 세포를 물로 켄칭했습니다. 실온으로 냉각한 후 산화된 샘플을 절단하고 연마한 다음 SEM으로 검사했습니다.
3 . 결과
3.1 . SF 6 /air 에서 형성된 엔트레인먼트 결함의 구조 및 구성
0.5 % SF의 커버 가스 하에서 AZ91 주물에 형성된 유입 결함의 구조 및 조성 6 / 공기는 SEM 및 EDS에 의해 관찰되었다. 결과는 그림 3에 스케치된 엔트레인먼트 결함의 두 가지 유형이 있음을 나타냅니다 . (1) 산화막이 전통적인 단층 구조를 갖는 유형 A 결함 및 (2) 산화막이 2개 층을 갖는 유형 B 결함. 이러한 결함의 세부 사항은 다음에 소개되었습니다. 여기에서 비말동반 결함은 생물막 또는 이중 산화막으로도 알려져 있기 때문에 B형 결함의 산화막은 본 연구에서 “다층 산화막” 또는 “다층 구조”로 언급되었습니다. “이중 산화막 결함의 이중층 산화막”과 같은 혼란스러운 설명을 피하기 위해.
그림 4 (ab)는 약 0.4μm 두께의 조밀한 단일층 산화막을 갖는 Type A 결함을 보여줍니다. 이 필름에서 산소, 불소, 마그네슘 및 알루미늄이 검출되었습니다( 그림 4c). 산화막은 마그네슘과 알루미늄의 산화물과 불화물의 혼합물로 추측됩니다. 불소의 검출은 동반된 커버 가스가 이 결함의 형성에 포함되어 있음을 보여주었습니다. 즉, Fig. 4 (a)에 나타난 기공 은 수축결함이나 수소기공도가 아니라 연행결함이었다. 알루미늄의 검출은 Xiong과 Wang의 이전 연구 [47 , 48] 와 다르며 , SF 6으로 보호된 AZ91 용융물의 표면 필름에 알루미늄이 포함되어 있지 않음을 보여주었습니다.커버 가스. 유황은 원소 맵에서 명확하게 인식할 수 없었지만 해당 ESD 스펙트럼에서 S-피크가 있었습니다.
도 5 (ab)는 다층 산화막을 갖는 Type B 엔트레인먼트 결함을 나타낸다. 산화막의 조밀한 외부 층은 불소와 산소가 풍부하지만( 그림 5c) 상대적으로 다공성인 내부 층은 산소만 풍부하고(즉, 불소가 부족) 부분적으로 함께 성장하여 샌드위치 모양을 형성합니다. 구조. 따라서 외층은 불화물과 산화물의 혼합물이며 내층은 주로 산화물로 추정된다. 황은 EDX 스펙트럼에서만 인식될 수 있었고 요소 맵에서 명확하게 식별할 수 없었습니다. 이는 커버 가스의 작은 S 함량(즉, SF 6 의 0.5% 부피 함량 때문일 수 있음)커버 가스). 이 산화막에서는 이 산화막의 외층에 알루미늄이 포함되어 있지만 내층에서는 명확하게 검출할 수 없었다. 또한 Al의 분포가 고르지 않은 것으로 보입니다. 결함의 우측에는 필름에 알루미늄이 존재하지만 그 농도는 매트릭스보다 높은 것으로 식별할 수 없음을 알 수 있다. 그러나 결함의 왼쪽에는 알루미늄 농도가 훨씬 높은 작은 영역이 있습니다. 이러한 알루미늄의 불균일한 분포는 다른 결함(아래 참조)에서도 관찰되었으며, 이는 필름 내부 또는 아래에 일부 산화물 입자가 형성된 결과입니다.
무화과 도 4 및 5 는 SF 6 /air 의 커버 가스 하에 주조된 AZ91 합금 샘플에서 형성된 연행 결함의 횡단면 관찰을 나타낸다 . 2차원 단면에서 관찰된 수치만으로 연행 결함을 특성화하는 것만으로는 충분하지 않습니다. 더 많은 이해를 돕기 위해 테스트 바의 파단면을 관찰하여 엔트레인먼트 결함(즉, 산화막)의 표면을 더 연구했습니다.
Fig. 6 (a)는 SF 6 /air 에서 생산된 AZ91 합금 인장시험봉의 파단면을 보여준다 . 파단면의 양쪽에서 대칭적인 어두운 영역을 볼 수 있습니다. 그림 6 (b)는 어두운 영역과 밝은 영역 사이의 경계를 보여줍니다. 밝은 영역은 들쭉날쭉하고 부서진 특징으로 구성되어 있는 반면, 어두운 영역의 표면은 비교적 매끄럽고 평평했습니다. 또한 EDS 결과( Fig. 6 c-d 및 Table 2) 불소, 산소, 황 및 질소는 어두운 영역에서만 검출되었으며, 이는 어두운 영역이 용융물에 동반된 표면 보호 필름임을 나타냅니다. 따라서 어두운 영역은 대칭적인 특성을 고려할 때 연행 결함이라고 제안할 수 있습니다. Al-합금 주조물의 파단면에서 유사한 결함이 이전에 보고되었습니다 [7] . 질화물은 테스트 바 파단면의 산화막에서만 발견되었지만 그림 1과 그림 4에 표시된 단면 샘플에서는 검출되지 않았습니다 . 4 및 5 . 근본적인 이유는 이러한 샘플에 포함된 질화물이 샘플 연마 과정에서 가수분해되었을 수 있기 때문입니다 [54] .
표 2 . EDS 결과(wt.%)는 그림 6에 표시된 영역에 해당합니다 (커버 가스: SF 6 /공기).
도 1 및 도 2에 도시된 결함의 단면 관찰과 함께 . 도 4 및 도 5 를 참조하면, 인장 시험봉에 포함된 연행 결함의 구조를 도 6 (e) 와 같이 스케치하였다 . 결함에는 산화막으로 둘러싸인 동반된 가스가 포함되어 있어 테스트 바 내부에 보이드 섹션이 생성되었습니다. 파괴 과정에서 결함에 인장력이 가해지면 균열이 가장 약한 경로를 따라 전파되기 때문에 보이드 섹션에서 균열이 시작되어 연행 결함을 따라 전파됩니다 [55] . 따라서 최종적으로 시험봉이 파단되었을 때 Fig. 6 (a) 와 같이 시험봉의 양 파단면에 연행결함의 산화피막이 나타났다 .
3.2 . SF 6 /CO 2 에 형성된 연행 결함의 구조 및 조성
SF 6 /air 에서 형성된 엔트레인먼트 결함과 유사하게, 0.5% SF 6 /CO 2 의 커버 가스 아래에서 형성된 결함 도 두 가지 유형의 산화막(즉, 단층 및 다층 유형)을 가졌다. 도 7 (a)는 다층 산화막을 포함하는 엔트레인먼트 결함의 예를 도시한다. 결함에 대한 확대 관찰( 그림 7b )은 산화막의 내부 층이 함께 성장하여 SF 6 /air 의 분위기에서 형성된 결함과 유사한 샌드위치 같은 구조를 나타냄을 보여줍니다 ( 그림 7b). 5 나 ). EDS 스펙트럼( 그림 7c) 이 샌드위치형 구조의 접합부(내층)는 주로 산화마그네슘을 함유하고 있음을 보여주었다. 이 EDS 스펙트럼에서는 불소, 황, 알루미늄의 피크가 확인되었으나 그 양은 상대적으로 적었다. 대조적으로, 산화막의 외부 층은 조밀하고 불화물과 산화물의 혼합물로 구성되어 있습니다( 그림 7d-e).
Fig. 8 (a)는 0.5%SF 6 /CO 2 분위기에서 제작된 AZ91 합금 인장시험봉의 파단면의 연행결함을 보여준다 . 상응하는 EDS 결과(표 3)는 산화막이 불화물과 산화물을 함유함을 보여주었다. 황과 질소는 검출되지 않았습니다. 게다가, 확대 관찰( 도 8b)은 산화막 표면에 반점을 나타내었다. 반점의 직경은 수백 나노미터에서 수 마이크론 미터까지 다양했습니다.
산화막의 구조와 조성을 보다 명확하게 나타내기 위해 테스트 바 파단면의 산화막 단면을 FIB 기법을 사용하여 현장에서 노출시켰다( 그림 9 ). 도 9a에 도시된 바와 같이 , 백금 코팅층과 Mg-Al 합금 기재 사이에 연속적인 산화피막이 발견되었다. 그림 9 (bc)는 다층 구조( 그림 9c 에서 빨간색 상자로 표시)를 나타내는 산화막에 대한 확대 관찰을 보여줍니다 . 바닥층은 불소와 산소가 풍부하고 불소와 산화물의 혼합물이어야 합니다 . 5 와 7, 유일한 산소가 풍부한 최상층은 도 1 및 도 2에 도시 된 “내층”과 유사하였다 . 5 및 7 .
연속 필름을 제외하고 도 9 에 도시된 바와 같이 연속 필름 내부 또는 하부에서도 일부 개별 입자가 관찰되었다 . 그림 9( b) 의 산화막 좌측에서 Al이 풍부한 입자가 검출되었으며, 마그네슘과 산소 원소도 풍부하게 함유하고 있어 스피넬 Mg 2 AlO 4 로 추측할 수 있다 . 이러한 Mg 2 AlO 4 입자의 존재는 Fig. 5 와 같이 관찰된 필름의 작은 영역에 높은 알루미늄 농도와 알루미늄의 불균일한 분포의 원인이 된다 .(씨). 여기서 강조되어야 할 것은 연속 산화막의 바닥층의 다른 부분이 이 Al이 풍부한 입자보다 적은 양의 알루미늄을 함유하고 있지만, 그림 9c는 이 바닥층의 알루미늄 양이 여전히 무시할 수 없는 수준임을 나타냅니다 . , 특히 필름의 외층과 비교할 때. 도 9b에 도시된 산화막의 우측 아래에서 입자가 검출되어 Mg와 O가 풍부하여 MgO인 것으로 추측되었다. Wang의 결과에 따르면 [56], Mg 용융물과 Mg 증기의 산화에 의해 Mg 용융물의 표면에 많은 이산 MgO 입자가 형성될 수 있다. 우리의 현재 연구에서 관찰된 MgO 입자는 같은 이유로 인해 형성될 수 있습니다. 실험 조건의 차이로 인해 더 적은 Mg 용융물이 기화되거나 O2와 반응할 수 있으므로 우리 작업에서 형성되는 MgO 입자는 소수에 불과합니다. 또한 필름에서 풍부한 탄소가 발견되어 CO 2 가 용융물과 반응하여 탄소 또는 탄화물을 형성할 수 있음을 보여줍니다 . 이 탄소 농도는 표 3에 나타낸 산화막의 상대적으로 높은 탄소 함량 (즉, 어두운 영역) 과 일치하였다 . 산화막 옆 영역.
표 3 . 도 8에 도시된 영역에 상응하는 EDS 결과(wt.%) (커버 가스: SF 6 / CO 2 ).
테스트 바 파단면( 도 9 ) 에서 산화막의 이 단면 관찰은 도 6 (e)에 도시된 엔트레인먼트 결함의 개략도를 추가로 확인했다 . SF 6 /CO 2 와 SF 6 /air 의 서로 다른 분위기에서 형성된 엔트레인먼트 결함 은 유사한 구조를 가졌지만 그 조성은 달랐다.
3.3 . 산화 전지에서 산화막의 진화
섹션 3.1 및 3.2 의 결과 는 SF 6 /air 및 SF 6 /CO 2 의 커버 가스 아래에서 AZ91 주조에서 형성된 연행 결함의 구조 및 구성을 보여줍니다 . 산화 반응의 다른 단계는 연행 결함의 다른 구조와 조성으로 이어질 수 있습니다. Campbell은 동반된 가스가 주변 용융물과 반응할 수 있다고 추측했지만 Mg 합금 용융물과 포획된 커버 가스 사이에 반응이 발생했다는 보고는 거의 없습니다. 이전 연구자들은 일반적으로 개방된 환경에서 Mg 합금 용융물과 커버 가스 사이의 반응에 초점을 맞췄습니다 [38 , 39 , [46] , [47], [48] , [49] , [50] , [51] , [52] , 이는 용융물에 갇힌 커버 가스의 상황과 다릅니다. AZ91 합금에서 엔트레인먼트 결함의 형성을 더 이해하기 위해 엔트레인먼트 결함의 산화막의 진화 과정을 산화 셀을 사용하여 추가로 연구했습니다.
.도 10 (a 및 d) 0.5 % 방송 SF 보호 산화 셀에서 5 분 동안 유지 된 표면 막 (6) / 공기. 불화물과 산화물(MgF 2 와 MgO) 로 이루어진 단 하나의 층이 있었습니다 . 이 표면 필름에서. 황은 EDS 스펙트럼에서 검출되었지만 그 양이 너무 적어 원소 맵에서 인식되지 않았습니다. 이 산화막의 구조 및 조성은 도 4 에 나타낸 엔트레인먼트 결함의 단층막과 유사하였다 .
10분의 유지 시간 후, 얇은 (O,S)가 풍부한 상부층(약 700nm)이 예비 F-농축 필름에 나타나 그림 10 (b 및 e) 에서와 같이 다층 구조를 형성했습니다 . ). (O, S)가 풍부한 최상층의 두께는 유지 시간이 증가함에 따라 증가했습니다. Fig. 10 (c, f) 에서 보는 바와 같이 30분간 유지한 산화막도 다층구조를 가지고 있으나 (O,S)가 풍부한 최상층(약 2.5μm)의 두께가 10분 산화막의 그것. 도 10 (bc) 에 도시 된 다층 산화막 은 도 5에 도시된 샌드위치형 결함의 막과 유사한 외관을 나타냈다 .
도 10에 도시된 산화막의 상이한 구조는 커버 가스의 불화물이 AZ91 합금 용융물과의 반응으로 인해 우선적으로 소모될 것임을 나타내었다. 불화물이 고갈된 후, 잔류 커버 가스는 액체 AZ91 합금과 추가로 반응하여 산화막에 상부 (O, S)가 풍부한 층을 형성했습니다. 따라서 도 1 및 도 3에 도시된 연행 결함의 상이한 구조 및 조성 . 4 와 5 는 용융물과 갇힌 커버 가스 사이의 진행 중인 산화 반응 때문일 수 있습니다.
이 다층 구조는 Mg 합금 용융물에 형성된 보호 표면 필름에 관한 이전 간행물 [38 , [46] , [47] , [48] , [49] , [50] , [51] 에서 보고되지 않았습니다 . . 이는 이전 연구원들이 무제한의 커버 가스로 실험을 수행했기 때문에 커버 가스의 불화물이 고갈되지 않는 상황을 만들었기 때문일 수 있습니다. 따라서 엔트레인먼트 결함의 산화피막은 도 10에 도시된 산화피막과 유사한 거동특성을 가지나 [38 ,[46] , [47] , [48] , [49] , [50] , [51] .
SF 유지 산화막와 마찬가지로 6 / 공기, SF에 형성된 산화물 막 (6) / CO 2는 또한 세포 산화 다른 유지 시간과 다른 구조를 가지고 있었다. .도 11 (a)는 AZ91 개최 산화막, 0.5 %의 커버 가스 하에서 SF 표면 용융 도시 6 / CO 2, 5 분. 이 필름은 MgF 2 로 이루어진 단층 구조를 가졌다 . 이 영화에서는 MgO의 존재를 확인할 수 없었다. 30분의 유지 시간 후, 필름은 다층 구조를 가졌다; 내부 층은 조밀하고 균일한 외관을 가지며 MgF 2 로 구성 되고 외부 층은 MgF 2 혼합물및 MgO. 0.5%SF 6 /air 에서 형성된 표면막과 다른 이 막에서는 황이 검출되지 않았다 . 따라서, 0.5%SF 6 /CO 2 의 커버 가스 내의 불화물 도 막 성장 과정의 초기 단계에서 우선적으로 소모되었다. SF 6 /air 에서 형성된 막과 비교하여 SF 6 /CO 2 에서 형성된 막에서 MgO 는 나중에 나타났고 황화물은 30분 이내에 나타나지 않았다. 이는 SF 6 /air 에서 필름의 형성과 진화 가 SF 6 /CO 2 보다 빠르다 는 것을 의미할 수 있습니다 . CO 2 후속적으로 용융물과 반응하여 MgO를 형성하는 반면, 황 함유 화합물은 커버 가스에 축적되어 반응하여 매우 늦은 단계에서 황화물을 형성할 수 있습니다(산화 셀에서 30분 후).
4 . 논의
4.1 . SF 6 /air 에서 형성된 연행 결함의 진화
Outokumpu HSC Chemistry for Windows( http://www.hsc-chemistry.net/ )의 HSC 소프트웨어를 사용하여 갇힌 기체와 액체 AZ91 합금 사이에서 발생할 수 있는 반응을 탐색하는 데 필요한 열역학 계산을 수행했습니다. 계산에 대한 솔루션은 소량의 커버 가스(즉, 갇힌 기포 내의 양)와 AZ91 합금 용융물 사이의 반응 과정에서 어떤 생성물이 가장 형성될 가능성이 있는지 제안합니다.
실험에서 압력은 1기압으로, 온도는 700°C로 설정했습니다. 커버 가스의 사용량은 7 × 10으로 가정 하였다 -7 약 0.57 cm의 양으로 kg 3 (3.14 × 10 -6 0.5 % SF위한 kmol) 6 / 공기, 0.35 cm (3) (3.12 × 10 – 8 kmol) 0.5%SF 6 /CO 2 . 포획된 가스와 접촉하는 AZ91 합금 용융물의 양은 모든 반응을 완료하기에 충분한 것으로 가정되었습니다. SF 6 의 분해 생성물 은 SF 5 , SF 4 , SF 3 , SF 2 , F 2 , S(g), S 2(g) 및 F(g) [57] , [58] , [59] , [60] .
그림 12 는 AZ91 합금과 0.5%SF 6 /air 사이의 반응에 대한 열역학적 계산의 평형 다이어그램을 보여줍니다 . 다이어그램에서 10 -15 kmol 미만의 반응물 및 생성물은 표시되지 않았습니다. 이는 존재 하는 SF 6 의 양 (≈ 1.57 × 10 -10 kmol) 보다 5배 적 으므로 영향을 미치지 않습니다. 실제적인 방법으로 과정을 관찰했습니다.
이 반응 과정은 3단계로 나눌 수 있다.
1단계 : 불화물의 형성. AZ91 용융물은 SF 6 및 그 분해 생성물과 우선적으로 반응하여 MgF 2 , AlF 3 및 ZnF 2 를 생성 합니다. 그러나 ZnF 2 의 양 이 너무 적어서 실제적으로 검출되지 않았을 수 있습니다( MgF 2 의 3 × 10 -10 kmol에 비해 ZnF 2 1.25 × 10 -12 kmol ). 섹션 3.1 – 3.3에 표시된 모든 산화막 . 한편, 잔류 가스에 황이 SO 2 로 축적되었다 .
2단계 : 산화물의 형성. 액체 AZ91 합금이 포획된 가스에서 사용 가능한 모든 불화물을 고갈시킨 후, Mg와의 반응으로 인해 AlF 3 및 ZnF 2 의 양이 빠르게 감소했습니다. O 2 (g) 및 SO 2 는 AZ91 용융물과 반응하여 MgO, Al 2 O 3 , MgAl 2 O 4 , ZnO, ZnSO 4 및 MgSO 4 를 형성 합니다. 그러나 ZnO 및 ZnSO 4 의 양은 EDS에 의해 실제로 발견되기에는 너무 적었을 것입니다(예: 9.5 × 10 -12 kmol의 ZnO, 1.38 × 10 -14 kmol의 ZnSO 4 , 대조적으로 4.68 × 10−10 kmol의 MgF 2 , X 축의 AZ91 양 이 2.5 × 10 -9 kmol일 때). 실험 사례에서 커버 가스의 F 농도는 매우 낮고 전체 농도 f O는 훨씬 높습니다. 따라서 1단계와 2단계, 즉 불화물과 산화물의 형성은 반응 초기에 동시에 일어나 그림 1과 2와 같이 불화물과 산화물의 가수층 혼합물이 형성될 수 있다 . 4 및 10 (a). 내부 층은 산화물로 구성되어 있지만 불화물은 커버 가스에서 F 원소가 완전히 고갈된 후에 형성될 수 있습니다.
산화막 내의 MgAl 2 O 4 및 Al 2 O 3 의 양은 도 4에 도시된 산화막과 일치하는 검출하기에 충분한 양이었다 . 그러나, 도 10 에 도시된 바와 같이, 산화셀에서 성장된 산화막에서는 알루미늄의 존재를 인식할 수 없었다 . 이러한 Al의 부재는 표면 필름과 AZ91 합금 용융물 사이의 다음 반응으로 인한 것일 수 있습니다.(1)
Al 2 O 3 + 3Mg + = 3MgO + 2Al, △G(700°C) = -119.82 kJ/mol(2)
Mg + MgAl 2 O 4 = MgO + Al, △G(700°C) = -106.34 kJ/mol이는 반응물이 서로 완전히 접촉한다는 가정 하에 열역학적 계산이 수행되었기 때문에 HSC 소프트웨어로 시뮬레이션할 수 없었습니다. 그러나 실제 공정에서 AZ91 용융물과 커버 가스는 보호 표면 필름의 존재로 인해 서로 완전히 접촉할 수 없습니다.
3단계 : 황화물과 질화물의 형성. 30분의 유지 시간 후, 산화 셀의 기상 불화물 및 산화물이 고갈되어 잔류 가스와 용융 반응을 허용하여 초기 F-농축 또는 (F, O )이 풍부한 표면 필름, 따라서 그림 10 (b 및 c)에 표시된 관찰된 다층 구조를 생성합니다 . 게다가, 질소는 모든 반응이 완료될 때까지 AZ91 용융물과 반응했습니다. 도 6 에 도시 된 산화막 은 질화물 함량으로 인해 이 반응 단계에 해당할 수 있다. 그러나, 그 결과는 도 1 및 도 5에 도시 된 연마된 샘플에서 질화물이 검출되지 않음을 보여준다. 4 와 5, 그러나 테스트 바 파단면에서만 발견됩니다. 질화물은 다음과 같이 샘플 준비 과정에서 가수분해될 수 있습니다 [54] .(삼)
Mg 3 N 2 + 6H 2 O = 3Mg(OH) 2 + 2NH 3 ↑(4)
AlN+ 3H 2 O = Al(OH) 3 + NH 3 ↑
또한 Schmidt et al. [61] 은 Mg 3 N 2 와 AlN이 반응하여 3원 질화물(Mg 3 Al n N n+2, n=1, 2, 3…) 을 형성할 수 있음을 발견했습니다 . HSC 소프트웨어에는 삼원 질화물 데이터베이스가 포함되어 있지 않아 계산에 추가할 수 없습니다. 이 단계의 산화막은 또한 삼원 질화물을 포함할 수 있습니다.
4.2 . SF 6 /CO 2 에서 형성된 연행 결함의 진화
도 13 은 AZ91 합금과 0.5%SF 6 /CO 2 사이의 열역학적 계산 결과를 보여준다 . 이 반응 과정도 세 단계로 나눌 수 있습니다.
1단계 : 불화물의 형성. SF 6 및 그 분해 생성물은 AZ91 용융물에 의해 소비되어 MgF 2 , AlF 3 및 ZnF 2 를 형성했습니다 . 0.5% SF 6 /air 에서 AZ91의 반응에서와 같이 ZnF 2 의 양 이 너무 작아서 실제적으로 감지되지 않았습니다( 2.67 x 10 -10 kmol의 MgF 2 에 비해 ZnF 2 1.51 x 10 -13 kmol ). S와 같은 잔류 가스 트랩에 축적 유황 2 (g) 및 (S)의 일부분 (2) (g)가 CO와 반응하여 2 SO 형성하는 2및 CO. 이 반응 단계의 생성물은 도 11 (a)에 도시된 필름과 일치하며 , 이는 불화물만을 함유하는 단일 층 구조를 갖는다.
2단계 : 산화물의 형성. ALF 3 및 ZnF 2 MgF로 형성 용융 AZ91 마그네슘의 반응 2 , Al 및 Zn으로한다. SO 2 는 소모되기 시작하여 표면 필름에 산화물을 생성 하고 커버 가스에 S 2 (g)를 생성했습니다. 한편, CO 2 는 AZ91 용융물과 직접 반응하여 CO, MgO, ZnO 및 Al 2 O 3 를 형성 합니다. 도 1에 도시 된 산화막 . 9 및 11 (b)는 산소가 풍부한 층과 다층 구조로 인해 이 반응 단계에 해당할 수 있습니다.
커버 가스의 CO는 AZ91 용융물과 추가로 반응하여 C를 생성할 수 있습니다. 이 탄소는 온도가 감소할 때(응고 기간 동안) Mg와 추가로 반응하여 Mg 탄화물을 형성할 수 있습니다 [62] . 이것은 도 4에 도시된 산화막의 탄소 함량이 높은 이유일 수 있다 . 8 – 9 . Liang et al. [39] 또한 SO 2 /CO 2 로 보호된 AZ91 합금 표면 필름에서 탄소 검출을 보고했습니다 . 생성된 Al 2 O 3 는 MgO와 더 결합하여 MgAl 2 O 4 [63]를 형성할 수 있습니다 . 섹션 4.1 에서 논의된 바와 같이, 알루미나 및 스피넬은 도 11 에 도시된 바와 같이 표면 필름에 알루미늄 부재를 야기하는 Mg와 반응할 수 있다 .
3단계 : 황화물의 형성. AZ91은 용융물 S 소비하기 시작 2 인 ZnS와 MGS 형성 갇힌 잔류 가스 (g)를. 이러한 반응은 반응 과정의 마지막 단계까지 일어나지 않았으며, 이는 Fig. 7 (c)에 나타난 결함의 S-함량 이 적은 이유일 수 있다 .
요약하면, 열역학적 계산은 AZ91 용융물이 커버 가스와 반응하여 먼저 불화물을 형성한 다음 마지막에 산화물과 황화물을 형성할 것임을 나타냅니다. 다른 반응 단계에서 산화막은 다른 구조와 조성을 가질 것입니다.
4.3 . 운반 가스가 동반 가스 소비 및 AZ91 주물의 재현성에 미치는 영향
SF 6 /air 및 SF 6 /CO 2 에서 형성된 연행 결함의 진화 과정은 4.1절 과 4.2 절 에서 제안되었습니다 . 이론적인 계산은 실제 샘플에서 발견되는 해당 산화막과 관련하여 검증되었습니다. 연행 결함 내의 대기는 Al-합금 시스템과 다른 시나리오에서 액체 Mg-합금과의 반응으로 인해 효율적으로 소모될 수 있습니다(즉, 연행된 기포의 질소가 Al-합금 용융물과 효율적으로 반응하지 않을 것입니다 [64 , 65] 그러나 일반적으로 “질소 연소”라고 하는 액체 Mg 합금에서 질소가 더 쉽게 소모될 것입니다 [66] ).
동반된 가스와 주변 액체 Mg-합금 사이의 반응은 동반된 가스를 산화막 내에서 고체 화합물(예: MgO)로 전환하여 동반 결함의 공극 부피를 감소시켜 결함(예: 공기의 동반된 가스가 주변의 액체 Mg 합금에 의해 고갈되면 용융 온도가 700 °C이고 액체 Mg 합금의 깊이가 10 cm라고 가정할 때 최종 고체 제품의 총 부피는 0.044가 됩니다. 갇힌 공기가 취한 초기 부피의 %).
연행 결함의 보이드 부피 감소와 해당 주조 특성 사이의 관계는 알루미늄 합금 주조에서 널리 연구되었습니다. Nyahumwa와 Campbell [16] 은 HIP(Hot Isostatic Pressing) 공정이 Al-합금 주물의 연행 결함이 붕괴되고 산화물 표면이 접촉하게 되었다고 보고했습니다. 주물의 피로 수명은 HIP 이후 개선되었습니다. Nyahumwa와 Campbell [16] 도 서로 접촉하고 있는 이중 산화막의 잠재적인 결합을 제안했지만 이를 뒷받침하는 직접적인 증거는 없었습니다. 이 결합 현상은 Aryafar et.al에 의해 추가로 조사되었습니다. [8], 그는 강철 튜브에서 산화물 스킨이 있는 두 개의 Al-합금 막대를 다시 녹인 다음 응고된 샘플에 대해 인장 강도 테스트를 수행했습니다. 그들은 Al-합금 봉의 산화물 스킨이 서로 강하게 결합되어 용융 유지 시간이 연장됨에 따라 더욱 강해짐을 발견했으며, 이는 이중 산화막 내 동반된 가스의 소비로 인한 잠재적인 “치유” 현상을 나타냅니다. 구조. 또한 Raidszadeh와 Griffiths [9 , 19] 는 연행 가스가 반응하는 데 더 긴 시간을 갖도록 함으로써 응고 전 용융 유지 시간을 연장함으로써 Al-합금 주물의 재현성에 대한 연행 결함의 부정적인 영향을 성공적으로 줄였습니다. 주변이 녹습니다.
앞서 언급한 연구를 고려할 때, Mg 합금 주물에서 혼입 가스의 소비는 다음 두 가지 방식으로 혼입 결함의 부정적인 영향을 감소시킬 수 있습니다.
(1) 이중 산화막의 결합 현상 . 도 5 및 도 7 에 도시 된 샌드위치형 구조 는 이중 산화막 구조의 잠재적인 결합을 나타내었다. 그러나 산화막의 결합으로 인한 강도 증가를 정량화하기 위해서는 더 많은 증거가 필요합니다.
(2) 연행 결함의 보이드 체적 감소 . 주조품의 품질에 대한 보이드 부피 감소의 긍정적인 효과는 HIP 프로세스 [67]에 의해 널리 입증되었습니다 . 섹션 4.1 – 4.2 에서 논의된 진화 과정과 같이 , 동반된 가스와 주변 AZ91 합금 용융물 사이의 지속적인 반응으로 인해 동반 결함의 산화막이 함께 성장할 수 있습니다. 최종 고체 생성물의 부피는 동반된 기체에 비해 상당히 작았다(즉, 이전에 언급된 바와 같이 0.044%).
따라서, 혼입 가스의 소모율(즉, 산화막의 성장 속도)은 AZ91 합금 주물의 품질을 향상시키는 중요한 매개변수가 될 수 있습니다. 이에 따라 산화 셀의 산화막 성장 속도를 추가로 조사했습니다.
도 14 는 상이한 커버 가스(즉, 0.5%SF 6 /air 및 0.5%SF 6 /CO 2 ) 에서의 표면 필름 성장 속도의 비교를 보여준다 . 필름 두께 측정을 위해 각 샘플의 15개의 임의 지점을 선택했습니다. 95% 신뢰구간(95%CI)은 막두께의 변화가 가우시안 분포를 따른다는 가정하에 계산하였다. 0.5%SF 6 /air 에서 형성된 모든 표면막이 0.5%SF 6 /CO 2 에서 형성된 것보다 빠르게 성장함을 알 수 있다 . 다른 성장률은 0.5%SF 6 /air 의 연행 가스 소비율 이 0.5%SF 6 /CO 2 보다 더 높음 을 시사했습니다., 이는 동반된 가스의 소비에 더 유리했습니다.
산화 셀에서 액체 AZ91 합금과 커버 가스의 접촉 면적(즉, 도가니의 크기)은 많은 양의 용융물과 가스를 고려할 때 상대적으로 작았다는 점에 유의해야 합니다. 결과적으로, 산화 셀 내에서 산화막 성장을 위한 유지 시간은 비교적 길었다(즉, 5-30분). 하지만, 실제 주조에 함유 된 혼입 결함은 (상대적으로 매우 적은, 즉, 수 미크론의 크기에 도시 된 바와 같이 ,도 3. – 6 및 [7]), 동반된 가스는 주변 용융물로 완전히 둘러싸여 상대적으로 큰 접촉 영역을 생성합니다. 따라서 커버 가스와 AZ91 합금 용융물의 반응 시간은 비교적 짧을 수 있습니다. 또한 실제 Mg 합금 모래 주조의 응고 시간은 몇 분일 수 있습니다(예: Guo [68] 은 직경 60mm의 Mg 합금 모래 주조가 응고되는 데 4분이 필요하다고 보고했습니다). 따라서 Mg-합금 용융주조 과정에서 포획된 동반된 가스는 특히 응고 시간이 긴 모래 주물 및 대형 주물의 경우 주변 용융물에 의해 쉽게 소모될 것으로 예상할 수 있습니다.
따라서, 동반 가스의 다른 소비율과 관련된 다른 커버 가스(0.5%SF 6 /air 및 0.5%SF 6 /CO 2 )가 최종 주물의 재현성에 영향을 미칠 수 있습니다. 이 가정을 검증하기 위해 0.5%SF 6 /air 및 0.5%SF 6 /CO 2 에서 생산된 AZ91 주물 을 기계적 평가를 위해 테스트 막대로 가공했습니다. Weibull 분석은 선형 최소 자승(LLS) 방법과 비선형 최소 자승(비 LLS) 방법을 모두 사용하여 수행되었습니다 [69] .
그림 15 (ab)는 LLS 방법으로 얻은 UTS 및 AZ91 합금 주물의 연신율의 전통적인 2-p 선형 Weibull 플롯을 보여줍니다. 사용된 추정기는 P= (i-0.5)/N이며, 이는 모든 인기 있는 추정기 중 가장 낮은 편향을 유발하는 것으로 제안되었습니다 [69 , 70] . SF 6 /air 에서 생산된 주물 은 UTS Weibull 계수가 16.9이고 연신율 Weibull 계수가 5.0입니다. 대조적으로, SF 6 /CO 2 에서 생산된 주물의 UTS 및 연신 Weibull 계수는 각각 7.7과 2.7로, SF 6 /CO 2 에 의해 보호된 주물의 재현성이 SF 6 /air 에서 생산된 것보다 훨씬 낮음을 시사합니다. .
또한 저자의 이전 출판물 [69] 은 선형화된 Weibull 플롯의 단점을 보여주었으며, 이는 Weibull 추정 의 더 높은 편향과 잘못된 R 2 중단을 유발할 수 있습니다 . 따라서 그림 15 (cd) 와 같이 Non-LLS Weibull 추정이 수행되었습니다 . SF 6 /공기주조물 의 UTS Weibull 계수 는 20.8인 반면, SF 6 /CO 2 하에서 생산된 주조물의 UTS Weibull 계수는 11.4로 낮아 재현성에서 분명한 차이를 보였다. 또한 SF 6 /air elongation(El%) 데이터 세트는 SF 6 /CO 2 의 elongation 데이터 세트보다 더 높은 Weibull 계수(모양 = 5.8)를 가졌습니다.(모양 = 3.1). 따라서 LLS 및 Non-LLS 추정 모두 SF 6 /공기 주조가 SF 6 /CO 2 주조 보다 더 높은 재현성을 갖는다고 제안했습니다 . CO 2 대신 공기를 사용 하면 혼입된 가스의 더 빠른 소비에 기여하여 결함 내의 공극 부피를 줄일 수 있다는 방법을 지원합니다 . 따라서 0.5%SF 6 /CO 2 대신 0.5%SF 6 /air를 사용 하면(동반된 가스의 소비율이 증가함) AZ91 주물의 재현성이 향상되었습니다.
그러나 모든 Mg 합금 주조 공장이 현재 작업에서 사용되는 주조 공정을 따랐던 것은 아니라는 점에 유의해야 합니다. Mg의 합금 용탕 본 작업은 탈기에 따라서, 동반 가스의 소비에 수소의 영향을 감소 (즉, 수소 잠재적 동반 가스의 고갈 억제, 동반 된 기체로 확산 될 수있다 [7 , 71 , 72] ). 대조적으로, 마그네슘 합금 주조 공장에서는 마그네슘을 주조할 때 ‘가스 문제’가 없고 따라서 인장 특성에 큰 변화가 없다고 널리 믿어지기 때문에 마그네슘 합금 용융물은 일반적으로 탈기되지 않습니다 [73] . 연구에 따르면 Mg 합금 주물의 기계적 특성에 대한 수소의 부정적인 영향 [41 ,42 , 73] , 탈기 공정은 마그네슘 합금 주조 공장에서 여전히 인기가 없습니다.
또한 현재 작업에서 모래 주형 공동은 붓기 전에 SF 6 커버 가스 로 플러싱되었습니다 [22] . 그러나 모든 Mg 합금 주조 공장이 이러한 방식으로 금형 캐비티를 플러싱한 것은 아닙니다. 예를 들어, Stone Foundry Ltd(영국)는 커버 가스 플러싱 대신 유황 분말을 사용했습니다. 그들의 주물 내의 동반된 가스 는 보호 가스라기 보다는 SO 2 /공기일 수 있습니다 .
따라서 본 연구의 결과는 CO 2 대신 공기를 사용 하는 것이 최종 주조의 재현성을 향상시키는 것으로 나타났지만 다른 산업용 Mg 합금 주조 공정과 관련하여 캐리어 가스의 영향을 확인하기 위해서는 여전히 추가 조사가 필요합니다.
7 . 결론
1.
AZ91 합금에 형성된 연행 결함이 관찰되었습니다. 그들의 산화막은 단층과 다층의 두 가지 유형의 구조를 가지고 있습니다. 다층 산화막은 함께 성장하여 최종 주조에서 샌드위치 같은 구조를 형성할 수 있습니다.2.
실험 결과와 이론적인 열역학적 계산은 모두 갇힌 가스의 불화물이 황을 소비하기 전에 고갈되었음을 보여주었습니다. 이중 산화막 결함의 3단계 진화 과정이 제안되었습니다. 산화막은 진화 단계에 따라 다양한 화합물 조합을 포함했습니다. SF 6 /air 에서 형성된 결함 은 SF 6 /CO 2 에서 형성된 것과 유사한 구조를 갖지만 산화막의 조성은 달랐다. 엔트레인먼트 결함의 산화막 형성 및 진화 과정은 이전에 보고된 Mg 합금 표면막(즉, MgF 2 이전에 형성된 MgO)의 것과 달랐다 .삼.
산화막의 성장 속도는 SF하에 큰 것으로 입증되었다 (6) / SF보다 공기 6 / CO 2 손상 봉입 가스의 빠른 소비에 기여한다. AZ91 합금 주물의 재현성은 SF 6 /CO 2 대신 SF 6 /air를 사용할 때 향상되었습니다 .
감사의 말
저자는 EPSRC LiME 보조금 EP/H026177/1의 자금 지원 과 WD Griffiths 박사와 Adrian Carden(버밍엄 대학교)의 도움을 인정합니다. 주조 작업은 University of Birmingham에서 수행되었습니다.
참조 [1] MK McNutt , SALAZAR K. 마그네슘, 화합물 및 금속, 미국 지질 조사국 및 미국 내무부 레 스톤 , 버지니아 ( 2013 ) Google 학술검색 [2] 마그네슘 화합물 및 금속, 미국 지질 조사국 및 미국 내무부 ( 1996 ) Google 학술검색 [삼] I. Ostrovsky , Y. Henn ASTEC’07 International Conference-New Challenges in Aeronautics , Moscow ( 2007 ) , pp. 1 – 5 8월 19-22일 Scopus에서 레코드 보기Google 학술검색 [4] Y. Wan , B. Tang , Y. Gao , L. Tang , G. Sha , B. Zhang , N. Liang , C. Liu , S. Jiang , Z. Chen , X. Guo , Y. Zhao 액타 메이터. , 200 ( 2020 ) , 274 – 286 페이지 기사PDF 다운로드Scopus에서 레코드 보기 [5] JTJ Burd , EA Moore , H. Ezzat , R. Kirchain , R. Roth 적용 에너지 , 283 ( 2021 ) , 제 116269 조 기사PDF 다운로드Scopus에서 레코드 보기 [6] AM 루이스 , JC 켈리 , 조지아주 Keoleian 적용 에너지 , 126 ( 2014 ) , pp. 13 – 20 기사PDF 다운로드Scopus에서 레코드 보기 [7] J. 캠벨 주물 버터워스-하이네만 , 옥스퍼드 ( 2004 ) Google 학술검색 [8] M. Aryafar , R. Raiszadeh , A. Shalbafzadeh J. 메이터. 과학. , 45 ( 2010 년 ) , PP. (3041) – 3051 교차 참조Scopus에서 레코드 보기 [9] R. 라이자데 , WD 그리피스 메탈. 메이터. 트랜스. B-프로세스 메탈. 메이터. 프로세스. 과학. , 42 ( 2011 ) , 133 ~ 143페이지 교차 참조Scopus에서 레코드 보기 [10] R. 라이자데 , WD 그리피스 J. 합금. Compd. , 491 ( 2010 ) , 575 ~ 580 쪽 기사PDF 다운로드Scopus에서 레코드 보기 [11] L. Peng , G. Zeng , TC Su , H. Yasuda , K. Nogita , CM Gourlay JOM , 71 ( 2019 ) , pp. 2235 – 2244 교차 참조Scopus에서 레코드 보기 [12] S. Ganguly , AK Mondal , S. Sarkar , A. Basu , S. Kumar , C. Blawert 코로스. 과학. , 166 ( 2020 ) [13] GE Bozchaloei , N. Varahram , P. Davami , SK 김 메이터. 과학. 영어 A-구조체. 메이터. 소품 Microstruct. 프로세스. , 548 ( 2012 ) , 99 ~ 105페이지 Scopus에서 레코드 보기 [14] S. 폭스 , J. 캠벨 Scr. 메이터. , 43 ( 2000 ) , PP. 881 – 886 기사PDF 다운로드Scopus에서 레코드 보기 [15] M. 콕스 , RA 하딩 , J. 캠벨 메이터. 과학. 기술. , 19 ( 2003 ) , 613 ~ 625페이지 Scopus에서 레코드 보기 [16] C. Nyahumwa , NR Green , J. Campbell 메탈. 메이터. 트랜스. A-Phys. 메탈. 메이터. 과학. , 32 ( 2001 ) , 349 ~ 358 쪽 Scopus에서 레코드 보기 [17] A. Ardekhani , R. Raiszadeh J. 메이터. 영어 공연하다. , 21 ( 2012 ) , pp. 1352 – 1362 교차 참조Scopus에서 레코드 보기 [18] X. Dai , X. Yang , J. Campbell , J. Wood 메이터. 과학. 기술. , 20 ( 2004 ) , 505 ~ 513 쪽 Scopus에서 레코드 보기 [19] EM 엘갈라드 , MF 이브라힘 , HW 도티 , FH 사무엘 필로스. 잡지. , 98 ( 2018 ) , PP. 1337 – 1359 교차 참조Scopus에서 레코드 보기 [20] WD 그리피스 , NW 라이 메탈. 메이터. 트랜스. A-Phys. 메탈. 메이터. 과학. , 38A ( 2007 ) , PP. 190 – 196 교차 참조Scopus에서 레코드 보기 [21] AR Mirak , M. Divandari , SMA Boutorabi , J. 캠벨 국제 J. 캐스트 만났습니다. 해상도 , 20 ( 2007 ) , PP. 215 – 220 교차 참조Scopus에서 레코드 보기 [22] C. 칭기 주조공학 연구실 Helsinki University of Technology , Espoo, Finland ( 2006 ) Google 학술검색 [23] Y. Jia , J. Hou , H. Wang , Q. Le , Q. Lan , X. Chen , L. Bao J. 메이터. 프로세스. 기술. , 278 ( 2020 ) , 제 116542 조 기사PDF 다운로드Scopus에서 레코드 보기 [24] S. Ouyang , G. Yang , H. Qin , S. Luo , L. Xiao , W. Jie 메이터. 과학. 영어 A , 780 ( 2020 ) , 제 139138 조 기사PDF 다운로드Scopus에서 레코드 보기 [25] 에스엠. Xiong , X.-F. 왕 트랜스. 비철금속 사회 중국 , 20 ( 2010 ) , pp. 1228 – 1234 기사PDF 다운로드Scopus에서 레코드 보기 [26] 지브이리서치 그랜드뷰 리서치 ( 2018 ) 미국 Google 학술검색 [27] T. 리 , J. 데이비스 메탈. 메이터. 트랜스. , 51 ( 2020 ) , PP. 5,389 – (5400) 교차 참조Scopus에서 레코드 보기 [28] JF Fruehling, 미시간 대학, 1970. Google 학술검색 [29] S. 쿨링 제36회 세계 마그네슘 연례 회의 , 노르웨이 ( 1979 ) , pp. 54 – 57 Scopus에서 레코드 보기Google 학술검색 [30] S. Cashion , N. Ricketts , P. Hayes J. 가벼운 만남. , 2 ( 2002 ) , 43 ~ 47페이지 기사PDF 다운로드Scopus에서 레코드 보기 [31] S. Cashion , N. Ricketts , P. Hayes J. 가벼운 만남. , 2 ( 2002 ) , PP. 37 – 42 기사PDF 다운로드Scopus에서 레코드 보기 [32] K. Aarstad , G. Tranell , G. Pettersen , TA Engh SF6에 의해 보호되는 마그네슘의 표면을 연구하는 다양한 기술 TMS ( 2003년 ) Google 학술검색 [33] 에스엠 Xiong , X.-L. 리우 메탈. 메이터. 트랜스. , 38 ( 2007 년 ) , PP. (428) – (434) 교차 참조Scopus에서 레코드 보기 [34] T.-S. 시 , J.-B. Liu , P.-S. 웨이 메이터. 화학 물리. , 104 ( 2007 ) , 497 ~ 504페이지 기사PDF 다운로드Scopus에서 레코드 보기 [35] G. Pettersen , E. Øvrelid , G. Tranell , J. Fenstad , H. Gjestland 메이터. 과학. 영어 , 332 ( 2002 ) , PP. (285) – (294) 기사PDF 다운로드Scopus에서 레코드 보기 [36] H. Bo , LB Liu , ZP Jin J. 합금. Compd. , 490 ( 2010 ) , 318 ~ 325 쪽 기사PDF 다운로드Scopus에서 레코드 보기 [37] A. 미락 , C. 데이비슨 , J. 테일러 코로스. 과학. , 52 ( 2010 ) , PP. 1992 년 – 2000 기사PDF 다운로드Scopus에서 레코드 보기 [38] BD 리 , UH 부리 , KW 리 , GS 한강 , JW 한 메이터. 트랜스. , 54 ( 2013 ) , 66 ~ 73페이지 Scopus에서 레코드 보기 [39] WZ Liang , Q. Gao , F. Chen , HH Liu , ZH Zhao China Foundry , 9 ( 2012 ) , pp. 226 – 230 교차 참조Scopus에서 레코드 보기 [40] UI 골드슐레거 , EY 샤피로비치 연소. 폭발 충격파 , 35 ( 1999 ) , 637 ~ 644페이지 Scopus에서 레코드 보기 [41] A. Elsayed , SL Sin , E. Vandersluis , J. Hill , S. Ahmad , C. Ravindran , S. Amer Foundry 트랜스. 오전. 파운드리 Soc. , 120 ( 2012 ) , 423 ~ 429페이지 Scopus에서 레코드 보기 [42] E. Zhang , GJ Wang , ZC Hu 메이터. 과학. 기술. , 26 ( 2010 ) , 1253 ~ 1258페이지 Scopus에서 레코드 보기 [43] NR 그린 , J. 캠벨 메이터. 과학. 영어 A-구조체. 메이터. 소품 Microstruct. 프로세스. , 173 ( 1993 ) , 261 ~ 266 쪽 기사PDF 다운로드Scopus에서 레코드 보기 [44] C 라일리 , MR 졸리 , NR 그린 MCWASP XII 논문집 – 주조, 용접 및 고급 Solidifcation 프로세스의 12 모델링 , 밴쿠버, 캐나다 ( 2009 ) Google 학술검색 [45] HE Friedrich, BL Mordike, Springer, 독일, 2006. Google 학술검색 [46] C. Zheng , BR Qin , XB Lou 기계, 산업 및 제조 기술에 관한 2010 국제 회의 , ASME ( 2010 ) , pp. 383 – 388 2010년 미트 교차 참조Scopus에서 레코드 보기Google 학술검색 [47] SM Xiong , XF 왕 트랜스. 비철금속 사회 중국 , 20 ( 2010 ) , pp. 1228 – 1234 기사PDF 다운로드Scopus에서 레코드 보기 [48] SM Xiong , XL Liu 메탈. 메이터. 트랜스. A-Phys. 메탈. 메이터. 과학. , 38A ( 2007 ) , PP. (428) – (434) 교차 참조Scopus에서 레코드 보기 [49] TS Shih , JB Liu , PS Wei 메이터. 화학 물리. , 104 ( 2007 ) , 497 ~ 504페이지 기사PDF 다운로드Scopus에서 레코드 보기 [50] K. Aarstad , G. Tranell , G. Pettersen , TA Engh 매그. 기술. ( 2003 ) , PP. (5) – (10) Scopus에서 레코드 보기 [51] G. Pettersen , E. Ovrelid , G. Tranell , J. Fenstad , H. Gjestland 메이터. 과학. 영어 A-구조체. 메이터. 소품 Microstruct. 프로세스. , 332 ( 2002 ) , 285 ~ 294페이지 기사PDF 다운로드Scopus에서 레코드 보기 [52] XF 왕 , SM Xiong 코로스. 과학. , 66 ( 2013 ) , PP. 300 – 307 기사PDF 다운로드Scopus에서 레코드 보기 [53] SH Nie , SM Xiong , BC Liu 메이터. 과학. 영어 A-구조체. 메이터. 소품 Microstruct. 프로세스. , 422 ( 2006 ) , 346 ~ 351페이지 기사PDF 다운로드Scopus에서 레코드 보기 [54] C. Bauer , A. Mogessie , U. Galovsky Zeitschrift 모피 Metallkunde , 97 ( 2006 ) , PP. (164) – (168) 교차 참조Scopus에서 레코드 보기 [55] QG 왕 , D. Apelian , DA Lados J. 가벼운 만남. , 1 ( 2001 ) , PP. (73) – 84 기사PDF 다운로드Scopus에서 레코드 보기 [56] S. Wang , Y. Wang , Q. Ramasse , Z. Fan 메탈. 메이터. 트랜스. , 51 ( 2020 ) , PP. 2957 – 2974 교차 참조Scopus에서 레코드 보기 [57] S. Hayashi , W. Minami , T. Oguchi , HJ Kim 카그. 코그. 론분슈 , 35 ( 2009 ) , 411 ~ 415페이지 교차 참조Scopus에서 레코드 보기 [58] K. 아르스타드 노르웨이 과학 기술 대학교 ( 2004년 ) Google 학술검색 [59] RL 윌킨스 J. Chem. 물리. , 51 ( 1969 ) , p. 853 -& Scopus에서 레코드 보기 [60] O. Kubaschewski , K. Hesselemam 무기물의 열화학적 성질 Springer-Verlag , 벨린 ( 1991 ) Google 학술검색 [61] R. Schmidt , M. Strobele , K. Eichele , HJ Meyer 유로 J. Inorg. 화학 ( 2017 ) , PP. 2727 – 2735 교차 참조Scopus에서 레코드 보기 [62] B. Hu , Y. Du , H. Xu , W. Sun , WW Zhang , D. Zhao 제이민 메탈. 분파. B-금속. , 46 ( 2010 ) , 97 ~ 103페이지 Scopus에서 레코드 보기 [63] O. Salas , H. Ni , V. Jayaram , KC Vlach , CG Levi , R. Mehrabian J. 메이터. 해상도 , 6 ( 1991 ) , 1964 ~ 1981페이지 Scopus에서 레코드 보기 [64] SSS Kumari , UTS Pillai , BC 빠이 J. 합금. Compd. , 509 ( 2011 ) , pp. 2503 – 2509 기사PDF 다운로드Scopus에서 레코드 보기 [65] H. Scholz , P. Greil J. 메이터. 과학. , 26 ( 1991 ) , 669 ~ 677 쪽 Scopus에서 레코드 보기 [66] P. Biedenkopf , A. Karger , M. Laukotter , W. Schneider 매그. 기술. , 2005년 ( 2005년 ) , 39 ~ 42 쪽 Scopus에서 레코드 보기 [67] HV 앳킨슨 , S. 데이비스 메탈. 메이터. 트랜스. , 31 ( 2000 ) , PP. 2981 – 3000 교차 참조Scopus에서 레코드 보기 [68] EJ Guo , L. Wang , YC Feng , LP Wang , YH Chen J. 썸. 항문. 칼로리. , 135 ( 2019 ) , PP. 2001 년 – 2008 년 교차 참조Scopus에서 레코드 보기 [69] T. Li , WD Griffiths , J. Chen 메탈. 메이터. 트랜스. A-Phys. 메탈. 메이터. 과학. , 48A ( 2017 ) , PP. 5516 – 5528 교차 참조Scopus에서 레코드 보기 [70] M. Tiryakioglu , D. Hudak는 J. 메이터. 과학. , 42 ( 2007 ) , pp. 10173 – 10179 교차 참조Scopus에서 레코드 보기 [71] Y. Yue , WD Griffiths , JL Fife , NR Green 제1회 3d 재료과학 국제학술대회 논문집 ( 2012 ) , pp. 131 – 136 교차 참조Scopus에서 레코드 보기Google 학술검색 [72] R. 라이자데 , WD 그리피스 메탈. 메이터. 트랜스. B-프로세스 메탈. 메이터. 프로세스. 과학. , 37 ( 2006 ) , PP. (865) – (871) Scopus에서 레코드 보기 [73] ZC Hu , EL Zhang , SY Zeng 메이터. 과학. 기술. , 24 ( 2008 ) , 1304 ~ 1308페이지 교차 참조Scopus에서 레코드 보기
적층 제조(AM) 기술은 복잡한 형상의 3D 부품을 쉽게 만들고 미세 구조 제어를 통해 재료 특성을 크게 제어할 수 있기 때문에 많은 관심을 받았습니다. PBF(Powderbed fusion) 방식의 AM 공정에서는 금속 분말을 레이저나 전자빔으로 녹이고 응고시키는 과정을 반복하여 3D 부품을 제작합니다.
일반적으로 응고 미세구조는 Hunt[Mater. 과학. 영어 65, 75(1984)]. 그러나 CET 이론이 일반 316L 스테인리스강에서도 높은 G와 R로 인해 PBF형 AM 공정에 적용될 수 있을지는 불확실하다.
본 연구에서는 미세구조와 응고 조건 간의 관계를 밝히기 위해 전자빔 조사에 의해 유도된 316L 강의 응고 미세구조를 분석하고 CtFD(Computational Thermal-Fluid Dynamics) 방법을 사용하여 고체/액체 계면에서의 응고 조건을 평가했습니다.
CET 이론과 반대로 높은 G 조건에서 등축 결정립이 종종 형성되는 것으로 밝혀졌다. CtFD 시뮬레이션은 약 400 mm s-1의 속도까지 유체 흐름이 있음을 보여 주며 수상 돌기의 파편 및 이동의 영향으로 등축 결정립이 형성됨을 시사했습니다.
Additive manufacturing（AM）technologies have attracted much attention because it enables us to build 3D parts with complicated geometry easily and control material properties significantly via the control of microstructures. In the powderbed fusion（PBF）type AM process, 3D parts are fabricated by repeating a process of melting and solidifying metal powders by laser or electron beams. In general, the solidification microstructures can be predicted from solidification conditions defined by the combination of temperature gradient G and solidification rate R on the basis of columnar-equiaxed transition（CET）theory proposed by Hunt [Mater. Sci. Eng. 65, 75（1984）]. However, it is unclear whether the CET theory can be applied to the PBF type AM process because of the high G and R, even for general 316L stainless steel. In this study, to reveal relationships between microstructures and solidification conditions, we have analyzed solidification microstructures of 316L steel induced by electronbeam irradiation and evaluated solidification conditions at the solid/liquid interface using a computational thermal-fluid dynamics （CtFD）method. It was found that equiaxed grains were often formed under high G conditions contrary to the CET theory. CtFD simulation revealed that there is a fluid flow up to a velocity of about 400 mm s-1, and suggested that equiaxed grains are formed owing to the effect of fragmentations and migrations of dendrites.
Keywords
Additive Manufacturing, 316L Stainless Steel, Powder Bed Fusion, Electron Beam Melting, Computational Thermal Fluid Dynamics Simulation
Fig. 1 Width, height, and height differences calculated from laser
microscope analysis of melt tracks formed by scanning electron
beam.
Fig. 2（a）Scanning electron microscope（SEM）image and（b）
corresponding electron back-scattering diffraction（EBSD）
IPF-map taken from the electron-beam irradiated region in
P900-V100 sample.
Fig. 3 Average grain size and their aspect ratio calculated from EBSD
IPF-map taken from the electron-beam irradiated region.Fig. 4 Comparison of experimental SEM image and computational
thermal fluid dynamics（CtFD）simulated melt pool with a beam
diameter of 700 μm and absorption rates of（a）0.3,（b）0.5, and
（c）0.7. Electron beam power and scan speed are 900 W and
100 mm s-1, respectively.
Fig. 5 Comparison of experimental SEM image and CtFD simulated
melt pool with beam diameters of（a）700 μm,（b）1000 μm,
and（c）1300 μm and an absorption rate of 0.3. Electron beam
power and scan speed are 900 W and 100 mm s-1, respectivelyFig. 6 Depth of melt tracks calculated from experimental SEM image
and CtFD simulation results.Fig. 7 G-R plots of 316L steel colored by（a）aspect ratio of crystalline
grains and（b）fluid velocity. Fig. 8 Comparison of solidification microstructure（EBSD IPF-map）of
melt region formed by scanning electron beam and corresponding
snap shot of CtFD simulation colored by fluid velocity
References
1） M.C. Sow, T. De Terris, O. Castelnau, Z. Hamouche, F. Coste, R. Fabbro and P. Peyre: “Influence of beam diameter on Laser Powder
Bed Fusion（L-PBF）process”, Addit. Manuf. 36（2020）, 101532. 2） J.C. Simmons, X. Chen, A. Azizi, M.A. Daeumer, P.Y. Zavalij, G. Zhou and S.N. Schiffres: “Influence of processing and microstructure on the local and bulk thermal conductivity of selective laser melted 316L stainless steel”, Addit. Manuf. 32（2020）, 100996. 3） S. Dryepondt, P. Nandwana, P. Fernandez-Zelaia and F. List: “Microstructure and High Temperature Tensile properties of 316L Fabricated by Laser Powder-Bed Fusion”, Addit. Manuf. 37（2020）, 101723. 4） S.H. Sun, T. Ishimoto, K. Hagihara, Y. Tsutsumi, T. Hanawa and T. Nakano: “Excellent mechanical and corrosion properties of austenitic stainless steel with a unique crystallographic lamellar microstructure via selective laser melting”, Scr. Mater. 159（2019）, 89-93. 5） T. Ishimoto, S. Wu, Y. Ito, S.H. Sun, H. Amano and T. Nakano: “Crystallographic orientation control of 316L austenitic stainless steel via selective laser melting”, ISIJ Int. 60（2020）, 1758-1764. 6） T. Ishimoto, K. Hagihara, K. Hisamoto, S.H. Sun and T. Nakano: “Crystallographic texture control of beta-type Ti-15Mo-5Zr3Al alloy by selective laser melting for the development of novel implants with a biocompatible low Young’s modulus”, Scr. Mater. 132（2017）, 34-38. 7） X. Ding, Y. Koizumi, D. Wei and A. Chiba: “Effect of process parameters on melt pool geometry and microstructure development for electron beam melting of IN718: A systematic single bead analysis study”, Addit. Manuf. 26（2019）, 215-226. 8） K. Karayagiz, L. Johnson, R. Seede, V. Attari, B. Zhang, X. Huang, S. Ghosh, T. Duong, I. Karaman, A. Elwany and R. Arróyave: “Finite interface dissipation phase field modeling of Ni-Nb under additive manufacturing conditions”, Acta Mater. 185（2020）, 320-339. 9） M.M. Kirka, Y. Lee, D.A. Greeley, A. Okello, M.J. Goin, M.T. Pearce and R.R. Dehoff: “Strategy for Texture Management in Metals Additive Manufacturing”, JOM, 69（2017）, 523-531. 10） S.S. Babu, N. Raghavan, J. Raplee, S.J. Foster, C. Frederick, M. Haines, R. Dinwiddie, M.K. Kirka, A. Plotkowski, Y. Lee and R.R. Dehoff: “Additive Manufacturing of Nickel Superalloys: Opportunities for Innovation and Challenges Related to Qualification”, Metall. Mater. Trans. A. 49（2018）, 3764-3780. 11） M.R. Gotterbarm, A.M. Rausch and C. Körner: “Fabrication of Single Crystals through a μ-Helix Grain Selection Process during Electron Beam Metal Additive Manufacturing”, Metals, 10（2020）, 313. 12） J.D.D. Hunt: “Steady state columnar and equiaxed growth of dendrites and eutectic”, Mater. Sci. Eng. 65（1984）, 75-83. 13） S. Bontha, N.W. Klingbeil, P.A. Kobryn and H.L. Fraser: “Effects of process variables and size-scale on solidification microstructure in beam-based fabrication of bulky 3D structures”, Mater. Sci. Eng. A. 513-514（2009）, 311-318. 14） J. Gockel and J. Beuth: “Understanding Ti-6Al-4V microstructure control in additive manufacturing via process maps”, 24th Int. SFF Symp. – An Addit. Manuf. Conf. SFF 2013.（2013）, 666-674. 15） B. Schoinochoritis, D. Chantzis and K. Salonitis: “Simulation of metallic powder bed additive manufacturing processes with the finite element method: A critical review”, Proc. of Instit. Mech. Eng., Part B: J. Eng. Manuf. 231（2017）, 96-117. 16）小泉雄一郎: “計算機シミュレーションを用いたAdditive Manufacturing プロセス最適化予測”, スマートプロセス学会誌， 8-4（2019）, 132-138. 17） Y. Zhao, Y. Koizumi, K. Aoyagi, D. Wei, K. Yamanaka and A. Chiba: “Molten pool behavior and effect of fluid flow on solidification conditions in selective electron beam melting（SEBM）of a biomedical Co-Cr-Mo alloy”, Addit. Manuf. 26（2019）, 202-214. 18） C. Tang, J.L. Tan and C.H. Wong: “A numerical investigation on the physical mechanisms of single track defects in selective laser melting”, Int. J. Heat Mass Transf. 126（2018）, 957-968. 19） Technical data for Iron, [Online]. Available: http://periodictable.com/ Elements/026/data.html. [Accessed: 8-Feb-2021]. 20） N. Raghavan, R. Dehoff, S. Pannala, S. Simunovic, M. Kirka, J. Turner, N. Carl-son and S.S. Babu: “Numerical modeling of heattransfer and the influence of process parameters on tailoring the grain morphology of IN718 in electron beam additive manufacturing”, Acta Mater. 112（2016）, 303-314. 21） S. Morita, Y. Miki and K. Toishi: “Introduction of Dendrite Fragmentation to Microstructure Calculation by Cellular Automaton Method”, Tetsu-to-Hagane. 104（2018）, 559-566. 22） H. Esaka and M. Tamura: “Model Experiment Using Succinonitrile on the Formation of Equiaxed Grains caused by Forced Convection”, Tetsu-to-Hagane. 86（2000）, 252-258.
Hyung Ju Yoo1 Sung Sik Joo2 Beom Jae Kwon3 Seung Oh Lee4* 유 형주1 주 성식2 권 범재3 이 승오4* 1Ph.D Student, Dept. of Civil & Environmental Engineering, Hongik University2Director, Water Resources & Environment Department, HECOREA3Director, Water Resources Department, ISAN4Professor, Dept. of Civil & Environmental Engineering, Hongik University 1홍익대학교 건설환경공학과 박사과정 2㈜헥코리아 수자원환경사업부 이사 3㈜이산 수자원부 이사 4홍익대학교 건설환경공학과 교수*Corresponding Author
ABSTRACT
최근 기후변화로 인해 강우강도 및 빈도의 증가에 따른 집중호우의 영향 및 기존 여수로의 노후화에 대비하여 홍수 시 하류 하천의 영향을 최소화할 수 있는 보조 여수로 활용방안 구축이 필요한 실정이다. 이를 위해, 수리모형 실험 및 수치모형 실험을 통하여 보조 여수로 운영에 따른 흐름특성 변화 검토에 관한 연구가 많이 진행되어 왔다.
그러나 대부분의 연구는 여수로에서의 흐름특성 및 기능성에 대한 검토를 수행하였을 뿐 보조 여수로의 활용방안에 따른 하류하천 영향 검토 및 호안 안정성 검토에 관한 연구는 미비한 실정이다.
이에 본 연구에서는 기존 여수로 및 보조 여수로 방류 조건에 따른 하류영향 분석 및 호안 안정성 측면에서 최적 방류 시나리오 검토를 3차원 수치모형인 FLOW-3D를 사용하여 검토하였다. 또한 FLOW-3D 수치모의 수행을 통한 유속, 수위 결과와 소류력 산정 결과를 호안 설계허용 기준과 비교하였다.
수문 완전 개도 조건으로 가정하고 계획홍수량 유입 시 다양한 보조 여수로 활용방안에 대하여 수치모의를 수행한 결과, 보조 여수로 단독 운영 시 기존 여수로 단독운영에 비하여 최대유속 및 최대 수위의 감소효과를 확인하였다. 다만 계획홍수량의 45% 이하 방류 조건에서 대안부의 호안 안정성을 확보하였고 해당 방류량 초과 경우에는 처오름 현상이 발생하여 월류에 대한 위험성 증가를 확인하였다.
따라서 기존 여수로와의 동시 운영 방안 도출이 중요하다고 판단하였다. 여수로의 배분 비율 및 총 허용 방류량에 대하여 검토한 결과 보조 여수로의 방류량이 기존 여수로의 방류량보다 큰 경우 하류하천의 흐름이 중심으로 집중되어 대안부의 유속 저감 및 수위 감소를 확인하였고, 계획 홍수량의 77% 이하의 조건에서 호안의 허용 유속 및 허용 소류력 조건을 만족하였다.
이를 통하여 본 연구에서 제안한 보조 여수로 활용방안으로는 기존 여수로와 동시 운영 시 총 방류량에 대하여 보조 여수로의 배분량이 기존 여수로의 배분량보다 크게 설정하는 것이 하류하천의 영향을 최소화 할 수 있는 것으로 나타났다.
그러나 본 연구는 여수로 방류에 따른 대안부에서의 영향에 대해서만 검토하였고 수문 전면 개도 조건에서 검토하였다는 한계점은 분명히 있다. 이에 향후에는 다양한 수문 개도 조건 및 방류 시나리오를 적용 및 검토한다면 보다 효율적이고, 효과적인 보조 여수로 활용방안을 도출이 가능할 것으로 기대 된다.
키워드
보조 여수로, FLOW-3D, 수치모의, 호안 안정성, 소류력
Recently, as the occurrence frequency of sudden floods due to climate change increased and the aging of the existing spillway, it is necessary to establish a plan to utilize an auxiliary spillway to minimize the flood damage of downstream rivers. Most studies have been conducted on the review of flow characteristics according to the operation of auxiliary spillway through the hydraulic experiments and numerical modeling. However, the studies on examination of flood damage in the downstream rivers and the stability of the revetment according to the operation of the auxiliary spillway were relatively insufficient in the literature. In this study, the stability of the revetment on the downstream river according to the outflow conditions of the existing and auxiliary spillway was examined by using 3D numerical model, FLOW-3D. The velocity, water surface elevation and shear stress results of FLOW-3D were compared with the permissible velocity and shear stress of design criteria. It was assumed the sluice gate was fully opened. As a result of numerical simulations of various auxiliary spillway operations during flood season, the single operation of the auxiliary spillway showed the reduction effect of maximum velocity and the water surface elevation compared with the single operation of the existing spillway. The stability of the revetment on downstream was satisfied under the condition of outflow less than 45% of the design flood discharge. However, the potential overtopping damage was confirmed in the case of exceeding the 45% of the design flood discharge. Therefore, the simultaneous operation with the existing spillway was important to ensure the stability on design flood discharge condition. As a result of examining the allocation ratio and the total allowable outflow, the reduction effect of maximum velocity was confirmed on the condition, where the amount of outflow on auxiliary spillway was more than that on existing spillway. It is because the flow of downstream rivers was concentrated in the center due to the outflow of existing spillway. The permissible velocity and shear stress were satisfied under the condition of less than 77% of the design flood discharge with simultaneous operation. It was found that the flood damage of downstream rivers can be minimized by setting the amount allocated to the auxiliary spillway to be larger than the amount allocated to the existing spillway for the total outflow with simultaneous operation condition. However, this study only reviewed the flow characteristics around the revetment according to the outflow of spillway under the full opening of the sluice gate condition. Therefore, the various sluice opening conditions and outflow scenarios will be asked to derive more efficient utilization of the auxiliary spillway in th future.KeywordsAuxiliary spillway FLOW-3D Numerical simulation Revetment stability Shear stress
1. 서 론
최근 기후변화로 인한 집중호우의 영향으로 홍수 시 댐으로 유입되는 홍수량이 설계 홍수량보다 증가하여 댐 안정성 확보가 필요한 실정이다(Office for Government Policy Coordination, 2003). MOLIT & K-water(2004)에서는 기존댐의 수문학적 안정성 검토를 수행하였으며 이상홍수 발생 시 24개 댐에서 월류 등으로 인한 붕괴위험으로 댐 하류지역의 극심한 피해를 예상하여 보조여수로 신설 및 기존여수로 확장 등 치수능력 증대 기본계획을 수립하였고 이를 통하여 극한홍수 발생 시 홍수량 배제능력을 증대하여 기존댐의 안전성 확보 및 하류지역의 피해를 방지하고자 하였다. 여기서 보조 여수로는 기존 여수로와 동시 또는 별도 운영하는 여수로로써 비상상황 시 방류 기능을 포함하고 있고(K-water, 2021), 최근에는 기존 여수로의 노후화에 따라 보조여수로의 활용방안에 대한 관심이 증가하고 있다. 따라서 본 연구에서는 3차원 수치해석을 수행하여 기존 및 보조 여수로의 방류량 조합에 따른 하류 영향을 분석하고 하류 호안 안정성 측면에서 최적 방류 시나리오를 검토하고자 한다.
기존의 댐 여수로 검토에 관한 연구는 주로 수리실험을 통하여 방류조건 별 흐름특성을 검토하였으나 최근에는 수치모형 실험결과가 수리모형실험과 비교하여 근사한 것을 확인하는 등 점차 수치모형실험을 수리모형실험의 대안으로 활용하고 있다(Jeon et al., 2006; Kim, 2007; Kim et al., 2008). 국내의 경우, Jeon et al.(2006)은 수리모형 실험과 수치모의를 이용하여 임하댐 바상여수로의 기본설계안을 도출하였고, Kim et al.(2008)은 가능최대홍수량 유입 시 비상여수로 방류에 따른 수리학적 안정성과 기능성을 3차원 수치모형인 FLOW-3D를 활용하여 검토하였다. 또한 Kim and Kim(2013)은 충주댐의 홍수조절 효과 검토 및 방류량 변화에 따른 상·하류의 수위 변화를 수치모형을 통하여 검토하였다. 국외의 경우 Zeng et al.(2017)은 3차원 수치모형인 Fluent를 활용한 여수로 방류에 따른 흐름특성 결과와 측정결과를 비교하여 수치모형 결과의 신뢰성을 검토하였다. Li et al.(2011)은 가능 최대 홍수량(Probable Maximum Flood, PMF)조건에서 기존 여수로와 신규 보조 여수로 유입부 주변의 흐름특성에 대하여 3차원 수치모형 Fluent를 활용하여 검토하였고, Lee et al.(2019)는 서로 근접해있는 기존 여수로와 보조여수로 동시 운영 시 방류능 검토를 수리모형 실험 및 수치모형 실험(FLOW-3D)을 통하여 수행하였으며 기존 여수로와 보조 여수로를 동시운영하게 되면 배수로 간섭으로 인하여 총 방류량이 7.6%까지 감소되어 댐의 방류능력이 감소하였음을 확인하였다.
그러나 대부분의 여수로 검토에 대한 연구는 여수로 내에서의 흐름특성 및 기능성에 대한 검토를 수행하였고. 이에 기존 여수로와 보조 여수로 방류운영에 따른 하류하천의 흐름특성 변화 및 호안 안정성 평가에 관한 추가적인 검토가 필요한 실정이다. 따라서 본 연구에서는 기존 여수로 및 보조 여수로 방류 조건에 따른 하류하천의 흐름특성 및 호안 안정성분석을 3차원 수치모형인 FLOW-3D를 이용하여 검토하였다. 또한 다양한 방류 배분 비율 및 허용 방류량 조건 변화에 따른 하류하천의 흐름특성 및 소류력 분석결과를 호안 설계 허용유속 및 허용 소류력 기준과 비교하여 하류하천의 영향을 최소화 할 수 있는 최적의 보조 여수로 활용방안을 도출하고자 한다.
2. 본 론
2.1 이론적 배경
2.1.1 3차원 수치모형의 기본이론
FLOW-3D는 미국 Flow Science, Inc에서 개발한 범용 유체역학 프로그램(CFD, Computational Fluid Dynamics)으로 자유 수면을 갖는 흐름모의에 사용되는 3차원 수치해석 모형이다. 난류모형을 통해 난류 해석이 가능하고, 댐 방류에 따른 하류 하천의 흐름 해석에도 많이 사용되어 왔다(Flow Science, 2011). 본 연구에서는 FLOW-3D(version 12.0)을 이용하여 홍수 시 기존 여수로의 노후화에 대비하여 보조 여수로의 활용방안에 대한 검토를 하류하천의 호안 안정성 측면에서 검토하였다.
2.1.2 유동해석의 지배방정식
1) 연속 방정식(Continuity Equation)
FLOW-3D는 비압축성 유체에 대하여 연속방정식을 사용하며, 밀도는 상수항으로 적용된다. 연속 방정식은 Eqs. (1), (2)와 같다.
(1)
∇·v=0
(2)
∂∂x(uAx)+∂∂y(vAy)+∂∂z(wAz)=RSORρ
여기서, ρ는 유체 밀도(kg/m3), u, v, w는 x, y, z방향의 유속(m/s), Ax, Ay, Az는 각 방향의 요소면적(m2), RSOR는 질량 생성/소멸(mass source/sink)항을 의미한다.
2) 운동량 방정식(Momentum Equation)
각 방향 속도성분 u, v, w에 대한 운동방정식은 Navier-Stokes 방정식으로 다음 Eqs. (3), (4), (5)와 같다.
여기서, Gx, Gy, Gz는 체적력에 의한 가속항, fx, fy, fz는 점성에 의한 가속항, bx, by, bz는 다공성 매체에서의 흐름손실을 의미한다.
2.1.3 소류력 산정
호안설계 시 제방사면 호안의 안정성 확보를 위해서는 하천의 흐름에 의하여 호안에 작용하는 소류력에 저항할 수 있는 재료 및 공법 선택이 필요하다. 국내의 경우 하천공사설계실무요령(MOLIT, 2016)에서 계획홍수량 유하 시 소류력 산정 방법을 제시하고 있다. 소류력은 하천의 평균유속을 이용하여 산정할 수 있으며, 소류력 산정식은 Eqs. (6), (7)과 같다.
여기서, τ는 소류력(N/m2), R은 동수반경(m), γ는 물의 단위중량(10.0 kN/m3), I는 에너지경사, C는 Chezy 유속계수, V는 평균유속(m/s)을 의미한다.
2) Manning 조도계수를 고려한 공식
Chezy 유속계수를 대신하여 Manning의 조도계수를 고려하여 소류력을 산정할 수 있다.
(7)
τ=γn2V2R1/3
여기서, τ는 소류력(N/m2), R은 동수반경(m), γ는 물의 단위중량(10.0 kN/m3), n은 Manning의 조도계수, V는 평균유속(m/s)을 의미한다.
FLOW-3D 수치모의 수행을 통하여 하천의 바닥 유속을 도출할 수 있으며, 본 연구에서는 Maning 조도계수롤 고려하여 소류력을 산정하고자 한다. 소류력을 산정하기 위해서 여수로 방류에 따른 대안부의 바닥유속 변화를 검토하여 최대 유속 값을 이용하였다. 최종적으로 산정한 소류력과 호안의 재료 및 공법에 따른 허용 소류력과 비교하여 제방사면 호안의 안정성 검토를 수행하게 된다.
2.2 하천호안 설계기준
하천 호안은 계획홍수위 이하의 유수작용에 대하여 안정성이 확보되도록 계획하여야 하며, 호안의 설계 시에는 사용재료의 확보용이성, 시공상의 용이성, 세굴에 대한 굴요성(flexibility) 등을 고려하여 호안의 형태, 시공방법 등을 결정한다(MOLIT, 2019). 국내의 경우, 하천공사설계실무요령(MOLIT, 2016)에서는 다양한 호안공법에 대하여 비탈경사에 따라 설계 유속을 비교하거나, 허용 소류력을 비교함으로써 호안의 안정성을 평가한다. 호안에 대한 국외의 설계기준으로 미국의 경우, ASTM(미국재료시험학회)에서 호안블록 및 식생매트 시험방법을 제시하였고 제품별로 ASTM 시험에 의한 허용유속 및 허용 소류력을 제시하였다. 일본의 경우, 호안 블록에 대한 축소실험을 통하여 항력을 측정하고 이를 통해서 호안 블록에 대한 항력계수를 제시하고 있다. 설계 시에는 항력계수에 의한 블록의 안정성을 평가하고 있으나, 최근에는 세굴의 영향을 고려할 수 있는 호안 안정성 평가의 필요성을 제기하고 있다(MOLIT, 2019). 관련된 국내·외의 하천호안 설계기준은 Table 1에 정리하여 제시하였고, 본 연구에서 하천 호안 안정성 평가 시 하천공사설계실무요령(MOLIT, 2016)과 ASTM 시험에서 제시한 허용소류력 및 허용유속 기준을 비교하여 각각 0.28 kN/m2, 5.0 m/s 미만일 경우 호안 안정성을 확보하였다고 판단하였다.
Table 1.
Standard of Permissible Velocity and Shear on Revetment
Country (Reference)
Material
Permissible velocity (Vp, m/s)
Permissible Shear (τp, kN/m2)
Korea
River Construction Design Practice Guidelines (MOLIT, 2016)
Vegetated
5.0
0.50
Stone
5.0
0.80
USA
ASTM D’6460
Vegetated
6.1
0.81
Unvegetated
5.0
0.28
JAPAN
Dynamic Design Method of Revetment
–
5.0
–
2.3. 보조여수로 운영에 따른 하류하천 영향 분석
2.3.1 모형의 구축 및 경계조건
본 연구에서는 기존 여수로의 노후화에 대비하여 홍수 시 보조여수로의 활용방안에 따른 하류하천의 흐름특성 및 호안안정성 평가를 수행하기 위해 FLOW-3D 모형을 이용하였다. 기존 여수로 및 보조 여수로는 치수능력 증대사업(MOLIT & K-water, 2004)을 통하여 완공된 ○○댐의 제원을 이용하여 구축하였다. ○○댐은 설계빈도(100년) 및 200년빈도 까지는 계획홍수위 이내로 기존 여수로를 통하여 운영이 가능하나 그 이상 홍수조절은 보조여수로를 통하여 조절해야 하며, 또한 2011년 기존 여수로 정밀안전진단 결과 사면의 표층 유실 및 옹벽 밀림현상 등이 확인되어 노후화에 따른 보수·보강이 필요한 상태이다. 이에 보조여수로의 활용방안 검토가 필요한 것으로 판단하여 본 연구의 대상댐으로 선정하였다. 하류 하천의 흐름특성을 예측하기 위하여 격자간격을 0.99 ~ 8.16 m의 크기로 하여 총 격자수는 49,102,500개로 구성하였으며, 여수로 방류에 따른 하류하천의 흐름해석을 위한 경계조건으로 상류는 유입유량(inflow), 바닥은 벽면(wall), 하류는 수위(water surface elevation)조건으로 적용하도록 하였다(Table 2, Fig. 1 참조). FLOW-3D 난류모형에는 혼합길이 모형, 난류에너지 모형, k-ϵ모형, RNG(Renormalized Group Theory) k-ϵ모형, LES 모형 등이 있으며, 본 연구에서는 여수로 방류에 따른 복잡한 난류 흐름 및 높은 전단흐름을 정확하게 모의(Flow Science, 2011)할 수 있는 RNG k-ϵ모형을 사용하였고, 하류하천 호안의 안정성 측면에서 보조여수로의 활용방안을 검토하기 위하여 방류시나리오는 Table 3에 제시된 것 같이 설정하였다. Case 1 및 Case 2를 통하여 계획홍수량에 대하여 기존 여수로와 보조 여수로의 단독 운영이 하류하천에 미치는 영향을 확인하였고 보조 여수로의 방류량 조절을 통하여 호안 안정성 측면에서 보조 여수로 방류능 검토를 수행하였다(Case 3 ~ Case 6). 또한 기존 여수로와 보조 여수로의 방류량 배분에 따른 하류하천의 영향 검토(Case 7 ~ Case 10) 및 방류 배분에 따른 허용 방류량을 호안 안정성 측면에서 검토를 수행하였다(Case 11 ~ Case 14).
수문은 완전개도 조건으로 가정하였으며 하류하천의 계획홍수량에 대한 기존 여수로와 보조여수로의 배분량을 조절하여 모의를 수행하였다. 여수로는 콘크리트의 조도계수 값(Chow, 1959)을 채택하였고, 댐 하류하천의 조도계수는 하천기본계획(Busan Construction and Management Administration, 2009) 제시된 조도계수 값을 채택하였으며 FLOW-3D의 적용을 위하여 Manning-Strickler 공식(Vanoni, 2006)을 이용하여 조도계수를 조고값으로 변환하여 사용하였다. Manning-Strickler 공식은 Eq. (8)과 같으며, FLOW-3D에 적용한 조도계수 및 조고는 Table 4와 같다.
(8)
n=ks1/68.1g1/2
여기서, kS는 조고 (m), n은 Manning의 조도계수, g는 중력가속도(m/s2)를 의미한다.
시간에 따라 동일한 유량이 일정하게 유입되도록 모의를 수행하였으며, 시간간격(Time Step)은 0.0001초로 설정(CFL number < 1.0) 하였다. 또한 여수로 수문을 통한 유량의 변동 값이 1.0%이내일 경우는 연속방정식을 만족하고 있다고 가정하였다. 이는, 유량의 변동 값이 1.0%이내일 경우 유속의 변동 값 역시 1.0%이내이며, 수치모의 결과 1.0%의 유속변동은 호안의 유속설계기준에 크게 영향을 미치지 않는다고 판단하였다. 그 결과 모든 수치모의 Case에서 2400초 이내에 결과 값이 수렴하는 것을 확인하였다.
Table 2.
Mesh sizes and numerical conditions
Mesh
Numbers
49,102,500 EA
Increment (m)
Direction
Existing Spillway
Auxiliary Spillway
∆X
0.99 ~ 4.30
1.00 ~ 4.30
∆Y
0.99 ~ 8.16
1.00 ~ 5.90
∆Z
0.50 ~ 1.22
0.50 ~ 2.00
Boundary Conditions
Xmin / Ymax
Inflow / Water Surface Elevation
Xmax, Ymin, Zmin / Zmax
Wall / Symmetry
Turbulence Model
RNG model
Table 3.
Case of numerical simulation (Qp : Design flood discharge)
Case
Existing Spillway (Qe, m3/s)
Auxiliary Spillway (Qa, m3/s)
Remarks
1
Qp
0
Reference case
2
0
Qp
3
0
0.58Qp
Review of discharge capacity on auxiliary spillway
4
0
0.48Qp
5
0
0.45Qp
6
0
0.32Qp
7
0.50Qp
0.50Qp
Determination of optimal division ratio on Spillways
8
0.61Qp
0.39Qp
9
0.39Qp
0.61Qp
10
0.42Qp
0.58Qp
11
0.32Qp
0.45Qp
Determination of permissible division on Spillways
12
0.35Qp
0.48Qp
13
0.38Qp
0.53Qp
14
0.41Qp
0.56Qp
Table 4.
Roughness coefficient and roughness height
Criteria
Roughness coefficient (n)
Roughness height (ks, m)
Structure (Concrete)
0.014
0.00061
River
0.033
0.10496
Fig. 1
Layout of spillway and river in this study
2.3.2 보조 여수로의 방류능 검토
본 연구에서는 기존 여수로와 보조 여수로의 방류량 배분에 따른 하류하천 대안부의 유속분포 및 수위분포를 검토하기 위해 수치모의 Case 별 다음과 같이 관심구역을 설정하였다(Fig. 2 참조). 관심구역(대안부)의 길이(L)는 총 1.3 km로 10 m 등 간격으로 나누어 검토하였으며, Section 1(0 < X/L < 0.27)은 기존 여수로 방류에 따른 영향이 지배적인 구간, Section 2(0.27 < X/L < 1.00)는 보조 여수로 방류에 따른 영향이 지배적인 구간으로 각 구간에서의 수위, 유속, 수심결과를 확인하였다. 기존 여수로의 노후화에 따른 보조 여수로의 방류능 검토를 위하여 Case 1 – Case 6까지의 결과를 비교하였다.
보조 여수로의 단독 운영 시 기존 여수로 운영 시 보다 하류하천의 대안부의 최대 유속(Vmax)은 약 3% 감소하였으며, 이는 보조 여수로의 하천 유입각이 기존 여수로 보다 7°작으며 유입하천의 폭이 증가하여 유속이 감소한 것으로 판단된다. 대안부의 최대 유속 발생위치는 하류 쪽으로 이동하였으며 교량으로 인한 단면의 축소로 최대유속이 발생하는 것으로 판단된다. 또한 보조 여수로의 배분량(Qa)이 증가함에 따라 하류하천 대안부의 최대 유속이 증가하였다. 하천호안 설계기준에서 제시하고 있는 허용유속(Vp)과 비교한 결과, 계획홍수량(Qp)의 45% 이하(Case 5 & 6)를 보조 여수로에서 방류하게 되면 허용 유속(5.0 m/s)조건을 만족하여 호안안정성을 확보하였다(Fig. 3 참조). 허용유속 외에도 대안부에서의 소류력을 산정하여 하천호안 설계기준에서 제시한 허용 소류력(τp)과 비교한 결과, 유속과 동일하게 보조 여수로의 방류량이 계획홍수량의 45% 이하일 경우 허용소류력(0.28 kN/m2) 조건을 만족하였다(Fig. 4 참조). 각 Case 별 호안설계조건과 비교한 결과는 Table 5에 제시하였다.
하류하천의 수위도 기존 여수로 운영 시 보다 보조 여수로 단독 운영 시 최대 수위(ηmax)가 약 2% 감소하는 효과를 보였으며 최대 수위 발생위치는 수충부로 여수로 방류시 처오름에 의한 수위 상승으로 판단된다. 기존 여수로의 단독운영(Case 1)의 수위(ηref)를 기준으로 보조 여수로의 방류량이 증가함에 따라 수위는 증가하였으나 계획홍수량의 58%까지 방류할 경우 월류에 대한 안정성(ηmax/ηref<0.97(=기설제방고))은 확보되었다(Fig. 5 참조). 그러나 계획홍수량 조건에서는 월류에 대한 위험성이 존재하기 때문에 기존여수로와 보조여수로의 적절한 방류량 배분 조합을 도출하는 것이 중요하다고 판단되어 진다.
Fig. 2
Region of interest in this study
Fig. 3
Maximum velocity and location of Vmax according to Qa
Fig. 4
Maximum shear according to Qa
Fig. 5
Maximum water surface elevation and location of ηmax according to Qa
Table 5.
Numerical results for each cases (Case 1 ~ Case 6)
Case
Maximum Velocity (Vmax, m/s)
Maximum Shear (τmax, kN/m2)
Evaluation in terms of Vp
Evaluation in terms of τp
1 (Qa = 0)
9.15
0.54
No Good
No Good
2 (Qa = Qp)
8.87
0.56
No Good
No Good
3 (Qa = 0.58Qp)
6.53
0.40
No Good
No Good
4 (Qa = 0.48Qp)
6.22
0.36
No Good
No Good
5 (Qa = 0.45Qp)
4.22
0.12
Accpet
Accpet
6 (Qa = 0.32Qp)
4.04
0.14
Accpet
Accpet
2.3.3 기존 여수로와 보조 여수로 방류량 배분 검토
기존 여수로 및 보조 여수로 단독운영에 따른 하류하천 및 호안의 안정성 평가를 수행한 결과 계획홍수량 방류 시 하류하천 대안부에서 호안 설계 조건(허용유속 및 허용 소류력)을 초과하였으며, 처오름에 의한 수위 상승으로 월류에 대한 위험성 증가를 확인하였다. 따라서 계획 홍수량 조건에서 기존 여수로와 보조 여수로의 방류량 배분을 통하여 호안 안정성을 확보하고 하류하천에 방류로 인한 피해를 최소화할 수 있는 배분조합(Case 7 ~ Case 10)을 검토하였다. Case 7은 기존 여수로와 보조여수로의 배분 비율을 균등하게 적용한 경우이고, Case 8은 기존 여수로의 배분량이 보조 여수로에 비하여 많은 경우, Case 9는 보조 여수로의 배분량이 기존 여수로에 비하여 많은 경우를 의미한다. 최대유속을 비교한 결과 보조 여수로의 배분 비율이 큰 경우 기존 여수로의 배분량에 의하여 흐름이 하천 중심에 집중되어 대안부의 유속을 저감하는 효과를 확인하였다. 보조여수로의 방류량 배분 비율이 증가할수록 기존 여수로 대안부 측(0.00<X/L<0.27, Section 1) 유속 분포는 감소하였으나, 신규여수로 대안부 측(0.27<X/L<1.00, Section 2) 유속은 증가하는 것을 확인하였다(Fig. 6 참조). 그러나 유속 저감 효과에도 대안부 전구간에서 설계 허용유속 조건을 초과하여 제방의 안정성을 확보하지는 못하였다. 소류력 산정 결과 유속과 동일하게 보조 여수로의 방류량이 기존 여수로의 방류량 보다 크면 감소하는 것을 확인하였고 일부 구간에서는 허용 소류력 조건을 만족하는 것을 확인하였다(Fig. 7 참조).
따라서 유속 저감효과가 있는 배분 비율 조건(Qa>Qe)에서 Section 2에 유속 저감에 영향을 미치는 기존 여수로 방류량 배분 비율을 증가시켜 추가 검토(Case 10)를 수행하였다. 단독운영과 비교 시 하류하천에 유입되는 유량은 증가하였음에도 불구하고 기존 여수로 방류량에 의해 흐름이 하천 중심으로 집중되는 현상에 따라 대안부의 유속은 단독 운영에 비하여 감소하는 것을 확인하였고(Fig. 8 참조), 호안 설계 허용유속 및 허용 소류력 조건을 만족하는 구간이 발생하여 호안 안정성도 확보한 것으로 판단되었다. 최종적으로 각 Case 별 수위 결과의 경우 여수로 동시 운영을 수행하게 되면 대안부 전 구간에서 월류에 대한 안정성(ηmax/ηref<0.97(=기설제방고))은 확보하였다(Fig. 9 참조). 각 Case 별 대안부에서 최대 유속결과 및 산정한 소류력은 Table 6에 제시하였다.
Fig. 6
Maximum velocity on section 1 & 2 according to Qa
Fig. 7
Maximum shear on section 1 & 2 according to Qa
Fig. 8
Velocity results of FLOW-3D (a: auxiliary spillway operation only , b : simultaneous operation of spillways)
Fig. 9
Maximum water surface elevation on section 1 & 2 according to Qa
Table 6.
Numerical results for each cases (Case 7 ~ Case 10)
Case (Qe & Qa)
Maximum Velocity (Vmax, m/s)
Maximum Shear (τmax, kN/m2)
Evaluation in terms of Vp
Evaluation in terms of τp
Section 1
Section 2
Section 1
Section 2
Section 1
Section 2
Section 1
Section 2
7 Qe : 0.50QpQa : 0.50Qp
8.10
6.23
0.64
0.30
No Good
No Good
No Good
No Good
8 Qe : 0.61QpQa : 0.39Qp
8.88
6.41
0.61
0.34
No Good
No Good
No Good
No Good
9 Qe : 0.39QpQa : 0.61Qp
6.22
7.33
0.24
0.35
No Good
No Good
Accept
No Good
10 Qe : 0.42QpQa : 0.58Qp
6.39
4.79
0.30
0.19
No Good
Accept
No Good
Accept
2.3.4 방류량 배분 비율의 허용 방류량 검토
계획 홍수량 방류 시 기존 여수로와 보조 여수로의 배분 비율 검토 결과 Case 10(Qe = 0.42Qp, Qa = 0.58Qp)에서 방류에 따른 하류 하천의 피해를 최소화시킬 수 있는 것을 확인하였다. 그러나 대안부 전 구간에 대하여 호안 설계조건을 만족하지 못하였다. 따라서 기존 여수로와 보조 여수로의 방류 배분 비율을 고정시킨 후 총 방류량을 조절하여 허용 방류량을 검토하였다(Case 11 ~ Case 14).
호안 안정성 측면에서 검토한 결과 계획홍수량 대비 총 방류량이 감소하면 최대 유속 및 최대 소류력이 감소하고 최종적으로 계획 홍수량의 77%를 방류할 경우 하류하천의 대안부에서 호안 설계조건을 모두 만족하는 것을 확인하였다(Fig. 10, Fig. 11 참조). 각 Case 별 대안부에서 최대 유속결과 및 산정한 소류력은 Table 7에 제시하였다. 또한 Case 별 수위 검토 결과 처오름으로 인한 대안부 전 구간에서 월류에 대한 안정성(ηmax/ηref<0.97(=기설제방고))은 확보하였다(Fig. 12 참조).
Table 7.
Numerical results for each cases (Case 11 ~ Case 14)
Case (Qe & Qa)
Maximum Velocity (Vmax, m/s)
Maximum Shear (τmax, kN/m2)
Evaluation in terms of Vp
Evaluation in terms of τp
Section 1
Section 2
Section 1
Section 2
Section 1
Section 2
Section 1
Section 2
11 Qe : 0.32QpQa : 0.45Qp
3.63
4.53
0.09
0.26
Accept
Accept
Accept
Accept
12 Qe : 0.35QpQa : 0.48Qp
5.74
5.18
0.23
0.22
No Good
No Good
Accept
Accept
13 Qe : 0.38QpQa : 0.53Qp
6.70
4.21
0.28
0.11
No Good
Accept
Accept
Accept
14 Qe : 0.41QpQa : 0.56Qp
6.54
5.24
0.28
0.24
No Good
No Good
Accept
Accept
Fig. 10
Maximum velocity on section 1 & 2 according to total outflow
Fig. 11
Maximum shear on section 1 & 2 according to total outflow
Fig. 12
Maximum water surface elevation on section 1 & 2 according to total outflow
3. 결 론
본 연구에서는 홍수 시 기존 여수로의 노후화로 인한 보조 여수로의 활용방안에 대하여 하류하천의 호안 안정성 측면에서 검토하였다. 여수로 방류로 인한 하류하천의 흐름특성을 검토하기 위하여 3차원 수치모형인 FLOW-3D를 활용하였고, 여수로 지형은 치수능력 증대사업을 통하여 완공된 ○○댐의 제원을 이용하였다. 하류하천 조도 계수 및 여수로 방류량은 하천기본계획을 참고하여 적용하였다. 최종적으로 여수로 방류로 인한 하류하천의 피해를 최소화 시킬 수 있는 적절한 보조 여수로의 활용방안을 도출하기 위하여 보조 여수로 단독 운영과 기존 여수로와의 동시 운영에 따른 하류 하천의 흐름특성 및 소류력의 변화를 검토하였다.
수문은 완전 개도 상태에서 방류한다는 가정으로 계획 홍수량 조건에서 보조 여수로 단독 운영 시 하류하천 대안부의 유속 및 수위를 검토한 결과 기존 여수로 단독운영에 비하여 최대 유속 및 최대 수위가 감소하는 것을 확인할 수 있었으며, 이는 보조 여수로 단독 운영 시 하류하천으로 유입각도가 작아지고, 유입되는 하천의 폭이 증가되기 때문이다. 그러나 계획 홍수량 조건에서 하천호안 설계기준에서 제시한 허용 유속(5.0 m/s)과 허용 소류력(0.28 kN/m2)과 비교하였을 때 호안 안정성을 확보하지 못하였으며, 계획홍수량의 45% 이하 방류 시에 대안부의 호안 안정성을 확보하였다. 수위의 경우 여수로 방류에 따른 대안부에서 처오름 현상이 발생하여 월류에 대한 위험성을 확인하였고 이를 통하여 기존 여수로와의 동시 운영 방안을 도출하는 것이 중요하다고 판단된다. 따라서 기존 여수로와의 동시 운영 측면에서 기존 여수로와 보조 여수로의 배분 비율 및 총 방류량을 변화시켜가며 하류 하천의 흐름특성 및 소류력의 변화를 검토하였다. 배분 비율의 경우 기존 여수로와 보조 여수로의 균등 배분(Case 7) 및 편중 배분(Case 8 & Case 9)을 검토하여 보조 여수로의 방류량이 기존 여수로의 방류량보다 큰 경우 하류하천의 중심부로 집중되어 대안부의 최대유속, 최대소류력 및 최대수위가 감소하는 것을 확인하였다. 이를 근거로 기존 여수로의 방류 비율을 증가(Qe=0.42Qp, Qa=0.58Qp)시켜 검토한 결과 대안부 일부 구간에서 허용 유속 및 허용소류력 조건을 만족하는 것을 확인하였다. 이를 통하여 기존 여수로와 보조 여수로의 동시 운영을 통하여 적절한 방류량 배분 비율을 도출하는 것이 방류로 인한 하류하천의 피해를 저감하는데 효과적인 것으로 판단된다. 그러나 설계홍수량 방류 시 전 구간에서 허용 유속 및 소류력 조건을 만족하지 못하였다. 최종적으로 전체 방류량에서 기존 여수로의 방류 비율을 42%, 보조 여수로의 방류 비율을 58%로 설정하여 허용방류량을 검토한 결과, 계획홍수량의 77%이하로 방류 시 대안부의 최대유속은 기존여수로 방류의 지배영향구간(section 1)에서 3.63 m/s, 기존 여수로와 보조 여수로 방류의 영향구간(section 2)에서 4.53 m/s로 허용유속 조건을 만족하였고, 산정한 소류력도 각각 0.09 kN/m2 및 0.26 kN/m2로 허용 소류력 조건을 만족하여 대안부 호안의 안정성을 확보하였다고 판단된다.
본 연구 결과는 기후변화 및 기존여수로의 노후화로 인하여 홍수 시 기존여수로의 단독운영으로 하류하천의 피해가 발생할 수 있는 현시점에서 치수증대 사업으로 완공된 보조 여수로의 활용방안에 대한 기초자료로 활용될 수 있고, 향후 계획 홍수량 유입 시 최적의 배분 비율 및 허용 방류량 도출에 이용할 수 있다. 다만 본 연구는 여수로 방류에 따른 제방에 작용하는 수충력은 검토하지 못하고, 허용 유속 및 허용소류력은 제방과 유수의 방향이 일정한 구간에 대하여 검토하였다. 또한 여수로 방류에 따른 대안부에서의 영향에 대해서만 검토하였고 수문 전면 개도 조건에서 검토하였다는 한계점은 분명히 있다. 이에 향후에는 다양한 수문 개도 조건 및 방류 시나리오를 적용 및 검토하여 보다 효율적이고, 효과적인 보조 여수로 활용방안을 도출하고자 한다.
Acknowledgements
본 결과물은 K-water에서 수행한 기존 및 신규 여수로 효율적 연계운영 방안 마련(2021-WR-GP-76-149)의 지원을 받아 연구되었습니다.
References
1 Busan Construction and Management Administration (2009). Nakdonggang River Master Plan. Busan: BCMA. 2 Chow, V. T. (1959). Open-channel Hydraulics. McGraw-Hill. New York. 3 Flow Science (2011). Flow3D User Manual. Santa Fe: NM. 4 Jeon, T. M., Kim, H. I., Park, H. S., and Baek, U. I. (2006). Design of Emergency Spillway Using Hydraulic and Numerical Model-ImHa Multipurpose Dam. Proceedings of the Korea Water Resources Association Conference. 1726-1731. 5 Kim, D. G., Park, S. J., Lee, Y. S., and Hwang, J. H. (2008). Spillway Design by Using Numerical Model Experiment – Case Study of AnDong Multipurpose Dam. Proceedings of the Korea Water Resources Association Conference. 1604-1608. 6 Kim, J. S. (2007). Comparison of Hydraulic Experiment and Numerical Model on Spillway. Water for Future. 40(4): 74-81. 7 Kim, S. H. and Kim, J. S. (2013). Effect of Chungju Dam Operation for Flood Control in the Upper Han River. Journal of the Korean Society of Civil Engineers. 33(2): 537-548. 10.12652/Ksce.2013.33.2.537 8 K-water (2021). Regulations of Dam Management. Daejeon: K-water. 9 K-water and MOLIT (2004). Report on the Establishment of Basic Plan for the Increasing Flood Capacity and Review of Hydrological Stability of Dams. Sejong: K-water and MOLIT. 10 Lee, J. H., Julien, P. Y., and Thornton, C. I. (2019). Interference of Dual Spillways Operations. Journal of Hydraulic Engineering. 145(5): 1-13. 10.1061/(ASCE)HY.1943-7900.0001593 11 Li, S., Cain, S., Wosnik, M., Miller, C., Kocahan, H., and Wyckoff, R. (2011). Numerical Modeling of Probable Maximum Flood Flowing through a System of Spillways. Journal of Hydraulic Engineering. 137(1): 66-74. 10.1061/(ASCE)HY.1943-7900.0000279 12 MOLIT (2016). Practice Guidelines of River Construction Design. Sejong: MOLIT. 13 MOLIT (2019). Standards of River Design. Sejong: MOLIT. 14 Prime Minister’s Secretariat (2003). White Book on Flood Damage Prevention Measures. Sejong: PMS. 15 Schoklitsch, A. (1934). Der Geschiebetrieb und Die Geschiebefracht. Wasserkraft Wasserwirtschaft. 4: 1-7. 16 Vanoni, V. A. (Ed.). (2006). Sedimentation Engineering. American Society of Civil Engineers. Virginia: ASCE. 10.1061/9780784408230 17 Zeng, J., Zhang, L., Ansar, M., Damisse, E., and González-Castro, J. A. (2017). Applications of Computational Fluid Dynamics to Flow Ratings at Prototype Spillways and Weirs. I: Data Generation and Validation. Journal of Irrigation and Drainage Engineering. 143(1): 1-13. 10.1061/(ASCE)IR.1943-4774.0001112
Korean References Translated from the English
1 건설교통부·한국수자원공사 (2004). 댐의 수문학적 안정성 검토 및 치수능력증대방안 기본계획 수립 보고서. 세종: 국토교통부. 2 국무총리실 수해방지대책단 (2003). 수해방지대책 백서. 세종: 국무총리실. 3 국토교통부 (2016). 하천공사 설계실무요령. 세종: 국토교통부. 4 국토교통부 (2019). 하천설계기준해설. 세종: 국토교통부. 5 김대근, 박선중, 이영식, 황종훈 (2008). 수치모형실험을 이용한 여수로 설계 – 안동다목적댐. 한국수자원학회 학술발표회. 1604-1608. 6 김상호, 김지성 (2013). 충주댐 방류에 따른 댐 상하류 홍수위 영향 분석. 대한토목학회논문집. 33(2): 537-548. 10.12652/Ksce.2013.33.2.537 7 김주성 (2007). 댐 여수로부 수리 및 수치모형실험 비교 고찰. Water for Future. 40(4): 74-81. 8 부산국토관리청 (2009). 낙동강수계 하천기본계획(변경). 부산: 부산국토관리청. 9 전태명, 김형일, 박형섭, 백운일 (2006). 수리모형실험과 수치모의를 이용한 비상여수로 설계-임하댐. 한국수자원학회 학술발표회. 1726-1731. 10 한국수자원공사 (2021). 댐관리 규정. 대전: 한국수자원공사.
17-4 PH 스테인리스강의 레이저 분말 베드 융합: 열처리가 미세조직의 진화 및 기계적 특성에 미치는 영향에 대한 비교 연구
panelS.Saboonia, A.Chaboka, S.Fenga,e, H.Blaauwb, T.C.Pijperb,c, H.J.Yangd, Y.T.Peia aDepartment of Advanced Production Engineering, Engineering and Technology Institute Groningen, University of Groningen, Nijenborgh 4, 9747 AG, Groningen, The Netherlands bPhilips Personal Care, Oliemolenstraat 5, 9203 ZN, Drachten, The Netherlands cInnovation Cluster Drachten, Nipkowlaan 5, 9207 JA, Drachten, The Netherlands dShi-changxu Innovation Center for Advanced Materials, Institute of Metal Research, Chinese Academy of Sciences, 72 Wenhua Road, Shenyang 110016, P. R. China eSchool of Mechanical Engineering, University of Science and Technology Beijing, Beijing, 100083, P.R. China
Abstract
17-4 PH (precipitation hardening) stainless steel is commonly used for the fabrication of complicated molds with conformal cooling channels using laser powder bed fusion process (L-PBF). However, their microstructure in the as-printed condition varies notably with the chemical composition of the feedstock powder, resulting in different age-hardening behavior. In the present investigation, 17-4 PH stainless steel components were fabricated by L-PBF from two different feedstock powders, and subsequently subjected to different combinations of post-process heat treatments. It was observed that the microstructure in as-printed conditions could be almost fully martensitic or ferritic, depending on the ratio of Creq/Nieq of the feedstock powder. Aging treatment at 480 °C improved the yield and ultimate tensile strengths of the as-printed components. However, specimens with martensitic structures exhibited accelerated age-hardening response compared with the ferritic specimens due to the higher lattice distortion and dislocation accumulation, resulting in the “dislocation pipe diffusion mechanism”. It was also found that the martensitic structures were highly susceptible to the formation of reverted austenite during direct aging treatment, where 19.5% of austenite phase appeared in the microstructure after 15 h of direct aging. Higher fractions of reverted austenite activates the transformation induced plasticity and improves the ductility of heat treated specimens. The results of the present study can be used to tailor the microstructure of the L-PBF printed 17-4 PH stainless steel by post-process heat treatments to achieve a good combination of mechanical properties.
17-4 PH(석출 경화) 스테인리스강은 레이저 분말 베드 융합 공정(L-PBF)을 사용하여 등각 냉각 채널이 있는 복잡한 금형 제작에 일반적으로 사용됩니다. 그러나 인쇄된 상태의 미세 구조는 공급원료 분말의 화학적 조성에 따라 크게 달라지므로 시효 경화 거동이 다릅니다.
현재 조사에서 17-4 PH 스테인리스강 구성요소는 L-PBF에 의해 두 가지 다른 공급원료 분말로 제조되었으며, 이후에 다양한 조합의 후처리 열처리를 거쳤습니다. 인쇄된 상태의 미세구조는 공급원료 분말의 Creq/Nieq 비율에 따라 거의 완전히 마르텐사이트 또는 페라이트인 것으로 관찰되었습니다.
480 °C에서 노화 처리는 인쇄된 구성 요소의 수율과 극한 인장 강도를 개선했습니다. 그러나 마텐자이트 구조의 시편은 격자 변형 및 전위 축적이 높아 페라이트 시편에 비해 시효 경화 반응이 가속화되어 “전위 파이프 확산 메커니즘”이 발생합니다.
또한 마르텐사이트 구조는 직접 시효 처리 중에 복귀된 오스테나이트의 형성에 매우 민감한 것으로 밝혀졌으며, 여기서 15시간의 직접 시효 후 미세 조직에 19.5%의 오스테나이트 상이 나타났습니다.
복귀된 오스테나이트의 비율이 높을수록 변형 유도 가소성이 활성화되고 열처리된 시편의 연성이 향상됩니다. 본 연구의 결과는 기계적 특성의 우수한 조합을 달성하기 위해 후처리 열처리를 통해 L-PBF로 인쇄된 17-4 PH 스테인리스강의 미세 구조를 조정하는 데 사용할 수 있습니다.
Fig. 1. Schematic of (a) geometry of the simulation model, (b) A-A cross-section presenting the locations of point probes for recording temperature history (unit: µm).Fig. 2. Optical (a, b) and TEM (c) micrographs of the wrought 17-4 PH stainless steel.Fig. 3. EBSD micrographs of the as-printed 17-4 PH steel fabricated with “powder A” (a, b) and “powder B” (c, d) on two different cross sections: (a, c) perpendicular to the building direction, and (b, d) parallel to the building direction.Fig. 4. Microstructure of the as-printed 17-4 PH stainless steel fabricated with “powder A” (a) and “powder B” (b).Fig. 5. Simulated temperature history of the probes located at the cross section of the L-PBF 17-4 PH steel sample.Fig. 6. Dependency of the volume fraction of delta ferrite in the final microstructure of L-PBF printed 17-4 PH steel as a function of Creq/Nieq.Fig. 7. IQ + IPF (left column), parent austenite grain maps (middle column) and phase maps (right column, green color = martensite, red color = austenite) of the post-process heat treated 17-4 PH stainless steel: (a-c) direct aged, (d-f) HIP + aging, (g-i) SA + Aging, and (j-l) HIP + SA + aging (all sample were printed with “powder A”).Fig. 8. TEM micrographs of the post process heat treated 17-4 PH stainless steel: (a) direct aging and (b) HIP + aging (printed with “powder A”).Fig. 9. XRD patterns of the post-process heat treated 17-4 PH stainless steel printed with “powder A”.Fig. 10. (a) Volume fraction of reverted austenite as a function of aging time for “direct aging” condition, (b) phase map (green color = martensite, red color = austenite) of the 15 h direct aged specimen printed with “powder A”.Fig. 11. Microhardness variations of the “direct aged” specimens as a function of aging time at 480 °C.Fig. 12. Kernel average misorientation graphs of the as-printed 17-4 PH steel with (a) martensitic structure (printed with “powder A”) and (b) ferritic structure (printed with “powder b”).Fig. 13. Typical stress-strain curves (a) along with the yield and ultimate tensile strengths (b) and elongation (c) of the as-printed and post-process heat treated 17-4 PH stainless steel (all sample are fabricated with “powder A”).Fig. 14. (a) IQ + IPF and (b) phase map (green color = martensite, red color = austenite) of the “direct aged” specimen after tensile test at a location nearby the rupture point (tension direction from left to right).
Atom Probe Tomographic Characterization of nanoscale cu-rich Precipitates in 17-4 precipitate hardened stainless steel tempered at different temperatures
An analytical method to predict and compensate for residual stress-induced deformation in overhanging regions of internal channels fabricated using powder bed fusion
Nano/ultrafine grained austenitic stainless steel through the formation and reversion of deformation-induced martensite: Mechanisms, microstructures, mechanical properties, and TRIP effect
J.B. Ferguson, Benjamin F. Schultz, Dev Venugopalan1, Hugo F. Lopez, Pradeep K. Rohatgi, Kyu Cho, Chang-Soo Kim
On the Superposition of Strengthening Mechanisms in Dispersion Strengthened Alloys and Metal-Matrix Nanocomposites: Considerations of Stress and Energy
Rasoul Daneshfaraz*, Ehsan Aminvash**, Silvia Di Francesco***, Amir Najibi**, John Abraham****
토목공학의 수치해석법
Abstract
The main purpose of this study is to provide a method to increase energy dissipation on an inclined drop. Therefore, three types of rough elements with cylindrical, triangular and batshaped geometries are used on the inclined slope in the relative critical depth range of 0.128 to 0.36 and the effect of the geometry of these elements is examined using Flow 3D software. The results showed demonstrate that the downstream relative depth obtained from the numerical analysis is in good agreement with the laboratory results. The application of rough elements on the inclined drop increased the downstream relative depth and also the relative energy dissipation. The application of rough elements on the sloping surface of the drop significantly reduced the downstream Froude number, so that the Froude number in all models ranging from 4.7~7.5 to 1.45~3.36 also decreased compared to the plain drop. Bat-shaped elements are structurally smaller in size, so the use of these elements, in addition to dissipating more energy, is also economically viable.
이 연구의 주요 목적은 경사진 낙하에서 에너지 소산을 증가시키는 방법을 제공하는 것입니다. 따라서 0.128 ~ 0.36의 상대 임계 깊이 범위에서 경사면에 원통형, 삼각형 및 박쥐 모양의 형상을 가진 세 가지 유형의 거친 요소가 사용되며 이러한 요소의 형상의 영향은 Flow 3D 소프트웨어를 사용하여 조사됩니다. 결과는 수치 분석에서 얻은 하류 상대 깊이가 실험실 결과와 잘 일치함을 보여줍니다. 경 사진 낙하에 거친 요소를 적용하면 하류 상대 깊이와 상대 에너지 소산이 증가했습니다. 낙차 경사면에 거친 요소를 적용하면 하류의 Froude 수를 크게 감소시켜 4.7~7.5에서 1.45~3.36 범위의 모든 모델에서 Froude 수도 일반 낙차에 비해 감소했습니다. 박쥐 모양의 요소는 구조적으로 크기가 더 작기 때문에 더 많은 에너지를 분산시키는 것 외에도 이러한 요소를 사용하는 것이 경제적으로도 가능합니다.
Keywords: Downstream depth, Energy dissipation, Froude number, Inclined drop, Roughness elements
Introduction
급수 네트워크 시스템, 침식 수로, 수처리 시스템 및 경사가 큰 경우 흐름 에너지를 더 잘 제어하기 위해 경사 방울을 사용할 수 있습니다. 낙하 구조는 지반의 자연 경사를 설계 경사로 변환하여 에너지 소산, 유속 감소 및 수심 증가를 유발합니다. 따라서 흐름의 하류 에너지를 분산 시키기 위해 에너지 분산 구조를 사용할 수 있습니다. 난기류와 혼합된 물과 공기의 형성은 에너지 소비를 증가 시키는 효과적인 방법입니다. 흐름 경로에서 거칠기 요소를 사용하는 것은 에너지 소산을 위한 알려진 방법입니다. 이러한 요소는 흐름 경로에 배치됩니다. 그들은 종종 에너지 소산을 증가시키기 위해 다른 기하학적 구조와 배열을 가지고 있습니다. 이 연구의 목적은 직사각형 경사 방울에 대한 거칠기 요소의 영향을 조사하는 것입니다.
Fig. 1: Model made in Ardabil, IranFig. 2: Geometric and hydraulic parameters of an inclined drop
equipped with roughness elementsFig. 3: Views of the incline with (a) Bat-shaped, (b)
Cylindrical, (c) Triangular roughness elementsFig. 4: Geometric profile of inclined drop and boundary
conditions with the bat-shape roughness elementFig. 5: Variation of the RMSE varying cell sizeFig. 6: Numerical and laboratory comparison of the
downstream relative depthFig. 7: Flow profile on inclined drop in discharge of 5 L/s: (a)
Without roughness elements; (b) Bat-shaped roughness
element; (c) Cylindrical roughness element; (d) Triangular
roughness elementFig. 8: Relative edge depth versus the relative critical depthFlow on the inclined drop with bat-shaped elements: (a)
Non-submerged flowFig. 9: Flow on the inclined drop with bat-shaped elements: (b) Submerged flowFig. 10: Relative downstream depth versus the relative
critical depth
Fig. 11: Relative downstream depth versus the relative critical
depth
Conclusions
현재 연구에서 FLOW-3D 소프트웨어를 사용하여 한 높이, 한 각도, 밀도 15% 및 지그재그 배열에서 삼각형, 원통형 및 박쥐 모양의 형상을 가진 세 가지 유형의 거칠기 요소를 사용하여 경사 낙하 수리학적 매개변수에 대한 거칠기 요소 형상의 영향 평가되었다. VOF 방법을 사용하여 자유 표면 흐름을 시뮬레이션하고 초기에 3개의 난류 모델 RNG, k-ɛ 및 kω를 검증에 사용하고 이를 검토한 후 RNG 방법을 사용하여 다른 모델을 시뮬레이션했습니다. 1- 수치 결과에서 얻은 부드러운 경사 방울의 하류 상대 깊이는 실험실 데이터와 매우 좋은 상관 관계가 있으며 원통형 요소가 장착 된 경사 방울의 상대 에지 깊이 값이 가장 높았습니다. 2- 하류 상대깊이는 임계상대깊이가 증가함에 따라 상승하는 경향을 나타내어 박쥐형 요소를 구비한 경사낙하와 완만한 경사낙하가 각각 하류상대깊이가 가장 높고 가장 낮았다. 3- 하류 깊이의 증가로 인해 상대적 임계 깊이가 증가함에 따라 상대적 에너지 소산이 감소합니다. 한편, 가장 높은 에너지 소산은 박쥐 모양의 요소가 장착된 경사 낙하와 관련이 있으며 가장 낮은 에너지 소산은 부드러운 낙하와 관련이 있습니다. 삼각형, 원통형 및 박쥐 모양의 거친 요소가 장착된 드롭은 부드러운 드롭보다 각각 65%, 76% 및 85% 더 많은 흐름 에너지를 소산합니다. 4- 낙차의 경사면에 거친 요소를 적용하여 다운 스트림 Froude 수를 크게 줄여 4.7 ~ 7.5에서 1.45 ~ 3.36까지의 모든 모델에서 Froude 수가 부드러운 낙하에 비해 감소했습니다. 또한, 다른 원소보다 부피가 작은 박쥐 모양의 거칠기의 부피로 인해 이러한 유형의 거칠기를 사용하는 것이 경제적입니다.
References
References: [1] Abbaspour, A., Shiravani, P., and Hosseinzadeh dalir, A., “Experimental study of the energy dissipation on the rough ramps”, ISH journal of hydraulic engineering, 2019, p. 1-9. [2] Abraham, J.P., Sparrow, E.M., Gorman, J.M., Zhao, Y., and Minkowycz, W.J., “Application of an Intermittency model for laminar, transitional, and turbulent internal flows”, Journal of Fluids Engineering, vol. 141, 2019, paper no. 071204. [3] Ahmad, Z., Petappa, N.M., and Westrich, B., “Energy dissipation on block ramps with staggered boulders”, Journal of hydraulic engineering, vol. 135(6), 2009, p. 522-526. [4] Babaali, H.R., Shamsai, A., and Vosoughifar, H.R., “Computational modeling of the hydraulic jump in the stilling basin with convergence walls using CFD codes”, Arabian Journal for Science and Engineering, vol. 40(2), 2014, p. 381-395. [5] Castillo, L.G., Carrillo, J.M., and Cacía, J.T., “Numerical simulations and laboratory measurements in hydraulic jumps”, International conference on hydroinformatics. (2014, August) New York city. [6] Daneshfaraz, R., Aminvash, E., Esmaeli, R., Sadeghfam, S., and Abraham, J., “Experimental and numerical investigation for energy dissipation of supercritical flow in sudden contractions”, Journal of groundwater science and engineering, vol. 8(4), 2020a, p. 396-406. [7] Daneshfaraz, R., Aminvash, E., Ghaderi, A., Kuriqi, A., and Abraham, J., “Three-dimensional investigation of hydraulic properties of vertical drop in the presence of step and grid dissipators”, Symmetry, vol. 13 (5), 2021a, p. 895. [8] Daneshfaraz, R., Aminvash, E., Ghaderi, A., Abraham, J., and Bagherzadeh, M., “SVM performance for predicting the effect of horizontal screen diameters on the hydraulic parameters of a vertical drop”, Applied sciences, vol. 11 (9), 2021b, p. 4238. [9] Daneshfaraz, R., Bagherzadeh, M., Esmaeeli, R., Norouzi, R., and Abraham, J. “Study of the performance of support vector machine for predicting vertical drop hydraulic parameters in the presence of dual horizontal screens”, Water supply, vol 21(1), 2021c, p. 217-231. [10] Daneshfaraz, R., and Ghaderi, A., “Numerical investigation of inverse curvature ogee spillways”, Civil engineering journal, vol. 3(11), 2017, p. 1146-1156. [11] Daneshfaraz, R., Majedi Asl, M., and Bagherzadeh, M., “Experimental Investigation of the Energy Dissipation and the Downstream Relative Depth of Pool in the Sloped Gabion Drop and the Sloped simple Drop”, AUT Journal of Civil Engineering, 2020b (In persian). [12] Daneshfaraz, R., Majedi Asl, M., Bazyar, A., Abraham, J., Norouzi, R., “The laboratory study of energy dissipation in inclined drops equipped with a screen”, Journal of Applied Water Engineering and Research, 2020c, p. 1-10. [13] Daneshfaraz, R., Minaei, O., Abraham, J., Dadashi, S., and Ghaderi, A., “3-D Numerical simulation of water flow over a broad-crested weir with openings”, ISH Journal of Hydraulic Engineering, 2019, p.1-9. [14] Daneshfaraz, R., Sadeghfam, S., and Kashani, M., “Numerical simulation of flow over stepped spillways”, Research in civil engineering and environmental engineering, vol. 2(4), 2014, p. 190-198. [15] Ghaderi, A., Abbasi, S., Abraham, J., and Azamathulla, H.M., “Efficiency of trapezoidal labyrinth shaped stepped spillways”, Flow measurement and instrumentation, vol. 72, 2020a. [16] Ghaderi, A., Daneshfaraz, R., Dasineh, M., and Di Francesco, S., “Energy dissipation and hydraulics of flow over trapezoidaltriangular labyrinth weirs”, Water, vol. 12(7), 2020b, p. 1-18. [17] Ghaderi, A., Daneshfaraz, R., Torabi, M., Abraham, and Azamathulla, H.M. “Experimental investigation on effective scouring parameters downstream from stepped spillways”, Water supply, vol. 20(4), 2020c, p. 1-11. [18] Ghare, A.D., Ingle, R.N., Porey, P.D., and Gokhale, S.S. “Block ramp design for efficient energy dissipation”, Journal of energy dissipation, vol. 136(1), 2010, p. 1-5. [19] Gorman, J.M., Sparrow, E.M., Smith, C.J., Ghoash, A., Abraham, J.P., Daneshfaraz, R., Rezezadeh, J., “In-bend pressure drop and post-bend heat transfer for a bend with partial blockage at its inlet”, Numerical Heat Transfer A, vol, 73, 2018, p. 743-767. [20] Jamil, M., and Khan, S.A., “Theorical study of hydraulic jump in circular channel section”, ISH journal of hydraulic engineering, vol. 16(1), 2010, p. 1-10. [21] Katourani, S., and Kashefipour, S.M., “Effect of the geometric characteristics of baffle on hydraulic flow condition in baffled apron drop”, Irrigation sciences and engineering, vol. 37(2), 2012, p. 51-59. [22] Lai, Y.G., and Wu, K.A., “Three-dimensional flow and sediment transport model for free surface open channel flow on unstructured flexible meshes”, Fluids, vol. 4(1), 2019, p. 1-19.
[23] Nayebzadeh, B., Lotfollahi yaghin, M.A., and Daneshfaraz, R., “Numerical investigation of hydraulic characteristics of vertical drops with screens and gradually wall expanding”, Amirkabir journal of civil engineering, 2020 (In Persian). [24] Nurouzi, R., Daneshfaraz, R., and Bazyar, A., “The study of energy dissipation due to the use of vertical screen in the downstream of inclined drop by adaptive Neuro-Fuzzy inference system (ANFIS)”, AUT journal of civil engineering, 2019, (In Persian). [25] Ohtsu, I., and Yasuda, Y., “Hydraulic jump in sloping channel”, Journal of hydraulic engineering, vol. 117(7), 1991, p. 905-921. [26] Olsen, L., Abraham, J.P., Cheng, L.K., Gorman, J.M., and Sparrow, E.M., “Summary of forced-convection fluid flow and heat transfer for square cylinders of different aspect ratios ranging from the cube to a two-dimensional cylinder”, Advances in Heat Transfer, Vol. 51, 2019, p. 351-457. [27] Pagliara, S., Das, R., and Palermo, M., “Energy dissipation on submerged block ramps”, Journal of irrigation and drainage engineering, vol. 134(4), 2008, p.527-532. [28] Pagliara, S., and Palermo, M., “Effect of stilling basin geometry on the dissipative process in the presence of block ramps”, Journal of irrigation and drainage engineering, vol. 138(11), 2012, p. 1027-1031. [29] Simsek, O., Akoz, M.S, and Soydan, N.G., “Numerical validation of open channel flow over a curvilinear broad-creasted weir”, Progress in computational fluid dynamics an international journal, vol. 16(6), 2016, p. 364-378. [30] Sharif, N., and Rostami, A., “Experimental and numerical study of the effect of flow sepration on dissipating energy in compound bucket”, APCBEE procedia, vol. 9, 2014, p. 334-338. [31] Sparrow, E.M., Tong, J.C.K., and Abraham, J.P., “Fluid flow in a system with separate laminar and turbulent zones”, Numerical Heat Transfer A, vol. 53(4), 2008, p. 341-353. [32] Sparrow, E.M., Gorman, J.M., Abraham, J.P., and Minkowycz, W.J., “Validation of turbulence models for numerical simulation of fluid flow and convective heat transfers”, Advances in Heat Transfer, vol. 49, 2017, p. 397-421. [33] Wagner, W.E., “Hydraulic model studies of the check intake structure-potholes East canal”, Bureau of reclamation hydraulic laboratory report hyd, 1956, 411.
Electromagnetic metal casting (EMC) is a casting technique that uses electromagnetic energy to heat metal powders. It is a faster, cleaner, and less time-consuming operation. Solid metals create issues in electromagnetics since they reflect the electromagnetic radiation rather than consume it—electromagnetic energy processing results in sounded pieces with higher-ranking material properties and a more excellent microstructure solution. For the physical production of the electromagnetic casting process, knowledge of electromagnetic material interaction is critical. Even where the heated material is an excellent electromagnetic absorber, the total heating quality is sometimes insufficient. Numerical modelling works on finding the proper coupled effects between properties to bring out the most effective operation. The main parameters influencing the quality of output of the EMC process are: power dissipated per unit volume into the material, penetration depth of electromagnetics, complex magnetic permeability and complex dielectric permittivity. The contact mechanism and interference pattern also, in turn, determines the quality of the process. Only a few parameters, such as the environment’s temperature, the interference pattern, and the rate of metal solidification, can be controlled by AI models. Neural networks are used to achieve exact outcomes by stimulating the neurons in the human brain. Additive manufacturing (AM) is used to design mold and cores for metal casting. The models outperformed the traditional DFA optimization approach, which is susceptible to local minima. The system works only offline, so real-time analysis and corrections are not yet possible.
Korea Abstract
전자기 금속 주조 (EMC)는 전자기 에너지를 사용하여 금속 분말을 가열하는 주조 기술입니다. 더 빠르고 깨끗하며 시간이 덜 소요되는 작업입니다.
고체 금속은 전자기 복사를 소비하는 대신 반사하기 때문에 전자기학에서 문제를 일으킵니다. 전자기 에너지 처리는 더 높은 등급의 재료 특성과 더 우수한 미세 구조 솔루션을 가진 사운드 조각을 만듭니다.
전자기 주조 공정의 물리적 생산을 위해서는 전자기 물질 상호 작용에 대한 지식이 중요합니다. 가열된 물질이 우수한 전자기 흡수재인 경우에도 전체 가열 품질이 때때로 불충분합니다. 수치 모델링은 가장 효과적인 작업을 이끌어 내기 위해 속성 간의 적절한 결합 효과를 찾는데 사용됩니다.
EMC 공정의 출력 품질에 영향을 미치는 주요 매개 변수는 단위 부피당 재료로 분산되는 전력, 전자기의 침투 깊이, 복합 자기 투과성 및 복합 유전율입니다. 접촉 메커니즘과 간섭 패턴 또한 공정의 품질을 결정합니다. 환경 온도, 간섭 패턴 및 금속 응고 속도와 같은 몇 가지 매개 변수 만 AI 모델로 제어 할 수 있습니다.
신경망은 인간 뇌의 뉴런을 자극하여 정확한 결과를 얻기 위해 사용됩니다. 적층 제조 (AM)는 금속 주조용 몰드 및 코어를 설계하는 데 사용됩니다. 모델은 로컬 최소값에 영향을 받기 쉬운 기존 DFA 최적화 접근 방식을 능가했습니다. 이 시스템은 오프라인에서만 작동하므로 실시간 분석 및 수정은 아직 불가능합니다.
electromagnetic metal casting computation designs Fig1electromagnetic metal casting computation designs Fig2electromagnetic metal casting computation designs Fig3electromagnetic metal casting computation designs Fig4electromagnetic metal casting computation designs Fig5electromagnetic metal casting computation designs Fig6electromagnetic metal casting computation designs Fig7electromagnetic metal casting computation designs Fig8electromagnetic metal casting computation designs Fig9
References
1.J. Sun, W. Wang, Q. Yue, Review on electromagnetic-matter interaction fundamentals and efficient electromagnetic-associated heating strategies. Materials 9(4), 231 (2016). https://doi.org/10.3390/ma9040231ADSArticleGoogle Scholar
2.E. Ghasali, A. Fazili, M. Alizadeh, K. Shirvanimoghaddam, T. Ebadzadeh, Evaluation of microstructure and mechanical properties of Al-TiC metal matrix composite prepared by conventional, electromagnetic and spark plasma sintering methods. Materials 10(11), 1255 (2017). https://doi.org/10.3390/ma10111255ADSArticleGoogle Scholar
10.R. Singh, S. Singh, V. Mahajan, Investigations for dimensional accuracy of investment casting process after cycle time reduction by advancements in shell moulding. Procedia Mater. Sci. 6, 859–865 (2014). https://doi.org/10.1016/j.mspro.2014.07.103ArticleGoogle Scholar
19.V. Gangwar, S. Kumar, V. Singh, H. Singh, Effect of process parameters on hardness of AA-6063 in-situ electromagnetic casting by using taguchi method, in IOP Conference Series: Materials Science and Engineering, vol. 804(1) (IOP Publishing, 2020), p. 012019
20.X. Ye, S. Guo, L. Yang, J. Gao, J. Peng, T. Hu, L. Wang, M. Hou, Q. Luo, New utilization approach of electromagnetic thermal energy: preparation of metallic matrix diamond tool bit by electromagnetic hot-press sintering. J. Alloy. Compd. (2018). https://doi.org/10.1016/j.jallcom.2018.03.183ArticleGoogle Scholar
22.K.L. Glass, D.M. Ashby, U.S. Patent No. 9050656. (U.S. Patent and Trademark Office, Washington, DC, 2015)
23.S. Verma, P. Gupta, S. Srivastava, S. Kumar, A. Anand, An overview: casting/melting of non ferrous metallic materials using domestic electromagnetic oven. J. Mater. Sci. Mech. Eng. 4(4), (2017). p-ISSN: 2393-9095; e-ISSN: 2393-9109
24.S.S. Panda, V. Singh, A. Upadhyaya, D. Agrawal, Sintering response of austenitic (316L) and ferritic (434L) stainless steel consolidated in conventional and electromagnetic furnaces. Scripta Mater. 54(12), 2179–2183 (2006). https://doi.org/10.1016/j.scriptamat.2006.02.034ArticleGoogle Scholar
25.Y. Zhang, S. Yang, S. Wang, X. Liu, L. Li, Microwave/freeze casting assisted fabrication of carbon frameworks derived from embedded upholder in tremella for superior performance supercapacitors. Energy Storage Mater. (2018). https://doi.org/10.1016/j.ensm.2018.08.006ArticleGoogle Scholar
27.M.H. Awida, N. Shah, B. Warren, E. Ripley, A.E. Fathy, Modeling of an industrial Electromagnetic furnace for metal casting applications. 2008 IEEE MTT-S Int. Electromagn. Symp. Digest. (2008). https://doi.org/10.1109/mwsym.2008.4633143ArticleGoogle Scholar
29.E.B. Ripley, J.A. Oberhaus, WWWeb search power page-melting and heat treating metals using electromagnetic heating-the potential of electromagnetic metal processing techniques for a wide variety of metals and alloys is. Ind. Heat. 72(5), 65–70 (2005)Google Scholar
30.J. Campbell, Complete Casting Handbook: Metal Casting Processes, Metallurgy, Techniques and Design (Butterworth-Heinemann, 2015)Google Scholar
31.B. Ravi, Metal Casting: Computer-Aided Design and Analysis, 1st edn. (PHI Learning Ltd, 2005)Google Scholar
34.J. Ha, P. Cleary, V. Alguine, T. Nguyen, Simulation of die filling in gravity die casting using SPH and MAGMAsoft, in Proceedings of 2nd International Conference on CFD in Minerals & Process Industries (1999) pp. 423–428
35.M. Sirviö, M. Woś, Casting directly from a computer model by using advanced simulation software FLOW-3D Cast Ž. Arch. Foundry Eng. 9(1), 79–82 (2009)Google Scholar
38.EKK, Inc. Metal Casting Simulation Software and Consulting Services, CAPCAST Brochure
39.P. Muenprasertdee, Solidification modeling of iron castings using SOLIDCast (2007)
40.CasCAE, CT-CasTest Inc. Oy, Kerava
41.E. Dominguez-Tortajada, J. Monzo-Cabrera, A. Diaz-Morcillo, Uniform electric field distribution in electromagnetic heating applicators by means of genetic algorithms optimization of dielectric multilayer structures. IEEE Trans. Electromagn. Theory Tech. 55(1), 85–91 (2007). https://doi.org/10.1109/tmtt.2006.886913ADSArticleGoogle Scholar
42.B. Warren, M.H. Awida, A.E. Fathy, Electromagnetic heating of metals. IET Electromagn. Antennas Propag. 6(2), 196–205 (2012)ArticleGoogle Scholar
43.S. Ashouri, M. Nili-Ahmadabadi, M. Moradi, M. Iranpour, Semi-solid microstructure evolution during reheating of aluminum A356 alloy deformed severely by ECAP. J. Alloy. Compd. 466(1–2), 67–72 (2008). https://doi.org/10.1016/j.jallcom.2007.11.010ArticleGoogle Scholar
45.R.R. Mishra, A.K. Sharma, A review of research trends in electromagnetic processing of metal-based materials and opportunities in electromagnetic metal casting. Crit. Rev. Solid State Mater. Sci. 41(3), 217–255 (2016). https://doi.org/10.1080/10408436.2016.1142421ADSArticleGoogle Scholar
46.D.K. Ghodgaonkar, V.V. Varadan, V.K. Varadan, Free-space measurement of complex permittivity and complex permeability of magnetic materials at Electromagnetic frequencies. IEEE Trans. Instrum. Meas. 39(2), 387–394 (1990). https://doi.org/10.1109/19.52520ArticleGoogle Scholar
47.J. Baker-Jarvis, E.J. Vanzura, W.A. Kissick, Improved technique for determining complex permittivity with the transmission/reflection method. Microw. Theory Tech. IEEE Trans. 38, 1096–1103 (1990)ADSArticleGoogle Scholar
48.M. Bologna, A. Petri, B. Tellini, C. Zappacosta, Effective magnetic permeability measurementin composite resonator structures. Instrum. Meas. IEEE Trans. 59, 1200–1206 (2010)ArticleGoogle Scholar
49.B. Ravi, G.L. Datta, Metal casting–back to future, in 52nd Indian Foundry Congress, (2004)
51.H. Sekiguchi, Y. Mori, Steam plasma reforming using Electromagnetic discharge. Thin Solid Films 435, 44–48 (2003)ADSArticleGoogle Scholar
52.J. Sun, W. Wang, C. Zhao, Y. Zhang, C. Ma, Q. Yue, Study on the coupled effect of wave absorption and metal discharge generation under electromagnetic irradiation. Ind. Eng. Chem. Res. 53, 2042–2051 (2014)ArticleGoogle Scholar
56.B. Ravi, Metal Casting: Computer-Aided Design and Analysis. (PHI Learning Pvt. Ltd., 2005)
57.J.H. Lee, S.D. Noh, H.-J. Kim, Y.-S. Kang, Implementation of cyber-physical production systems for quality prediction and operation control in metal casting. Sensors 18, 1428 (2018). https://doi.org/10.3390/s18051428ADSArticleGoogle Scholar
58.B. Aksoy, M. Koru, Estimation of casting mold interfacial heat transfer coefficient in pressure die casting process by artificial intelligence methods. Arab. J. Sci. Eng. 45, 8969–8980 (2020). https://doi.org/10.1007/s13369-020-04648-7ArticleGoogle Scholar
61.W. Chen, B. Gutmann, C.O. Kappe, Characterization of electromagnetic-induced electric discharge phenomena in metal-solvent mixtures. ChemistryOpen 1, 39–48 (2012)ArticleGoogle Scholar
62.J. Walker, A. Prokop, C. Lynagh, B. Vuksanovich, B. Conner, K. Rogers, J. Thiel, E. MacDonald, Real-time process monitoring of core shifts during metal casting with wireless sensing and 3D sand printing. Addit. Manuf. (2019). https://doi.org/10.1016/j.addma.2019.02.018ArticleGoogle Scholar
63.G.C. Manjunath Patel, A.K. Shettigar, M.B. Parappagoudar, A systematic approach to model and optimize wear behaviour of castings produced by squeeze casting process. J. Manuf. Process. 32, 199–212 (2018). https://doi.org/10.1016/j.jmapro.2018.02.004ArticleGoogle Scholar
64.G.C. Manjunath Patel, P. Krishna, M.B. Parappagoudar, An intelligent system for squeeze casting process—soft computing based approach. Int. J. Adv. Manuf. Technol. 86, 3051–3065 (2016). https://doi.org/10.1007/s00170-016-8416-8ArticleGoogle Scholar
65.M. Ferguson, R. Ak, Y.T. Lee, K.H. Law, Automatic localization of casting defects with convolutional neural networks, in 2017 IEEE International Conference on Big Data (Big Data) (Boston, MA, USA, 2017), pp. 1726–1735. https://doi.org/10.1109/BigData.2017.8258115.
67.G.C. ManjunathPatel, A.K. Shettigar, P. Krishna, M.B. Parappagoudar, Back propagation genetic and recurrent neural network applications in modelling and analysis of squeeze casting process. Appl. Soft Comput. 59, 418–437 (2017). https://doi.org/10.1016/j.asoc.2017.06.018ArticleGoogle Scholar
69.E. Mares, J. Sokolowski, Artificial intelligence-based control system for the analysis of metal casting properties. J. Achiev. Mater. Manuf. Eng. 40, 149–154 (2010)Google Scholar
70.K.S. Senthil, S. Muthukumaran, C. Chandrasekhar Reddy, Suitability of friction welding of tube to tube plate using an external tool process for different tube diameters—a study. Exp. Tech. 37(6), 8–14 (2013)ArticleGoogle Scholar
72.K.S. Senthil, D.A. Daniel, An investigation of boiler grade tube and tube plate without block by using friction welding process. Mater. Today Proc. 5(2), 8567–8576 (2018)ArticleGoogle Scholar
73.E. Hetmaniok, D. Słota, A. Zielonka, Restoration of the cooling conditions in a three-dimensional continuous casting process using artificial intelligence algorithms. Appl. Math. Modell. 39(16), 4797–4807 (2015). https://doi.org/10.1016/j.apm.2015.03.056ArticleMATHGoogle Scholar
74.C.V. Kumar, S. Muthukumaran, A. Pradeep, S.S. Kumaran, Optimizational study of friction welding of steel tube to aluminum tube plate using an external tool process. Int. J. Mech. Mater. Eng. 6(2), 300–306 (2011)Google Scholar
75.T. Adithiyaa, D. Chandramohan, T. Sathish, Optimal prediction of process parameters by GWO-KNN in stirring-squeeze casting of AA2219 reinforced metal matrix composites. Mater. Today Proc. 150, 1598 (2020). https://doi.org/10.1016/j.matpr.2019.10.051ArticleGoogle Scholar
76.B.P. Pehrson, A.F. Moore (2014). U.S. Patent No. 8708031 (U.S. Patent and Trademark Office, Washington, DC, 2014)
77.Liu, J., & Rynerson, M. L. (2008). U.S. Patent No. 7,461,684. Washington, DC: U.S. Patent and Trademark Office.
79.R.R. Mishra, A.K. Sharma, Effect of solidification environment on microstructure and indentation hardness of Al–Zn–Mg alloy casts developed using electromagnetic heating. Int. J. Metal Cast. 10, 1–13 (2017). https://doi.org/10.1007/s40962-017-0176-1ArticleGoogle Scholar
84.M.P. Reddy, R.A. Shakoor, G. Parande, V. Manakari, F. Ubaid, A.M.A. Mohamed, M. Gupta, Enhanced performance of nano-sized SiC reinforced Al metal matrix nanocomposites synthesized through electromagnetic sintering and hot extrusion techniques. Prog. Nat. Sci. Mater. Int. 27(5), 606–614 (2017). https://doi.org/10.1016/j.pnsc.2017.08.015ArticleGoogle Scholar
86.V. Bist, A.K. Sharma, P. Kumar, Development and microstructural characterisations of the lead casting using electromagnetic technology. Manager’s J. Mech. Eng. 4(4), 6 (2014). https://doi.org/10.26634/jme.4.4.2840ArticleGoogle Scholar
87.A. Sharma, A. Chouhan, L. Pavithran, U. Chadha, S.K. Selvaraj, Implementation of LSS framework in automotive component manufacturing: a review, current scenario and future directions. Mater Today: Proc. (2021). https://doi.org/10.1016/J.MATPR.2021.02.374ArticleGoogle Scholar
Parked vehicles can be directly affected by the floods and at a certain flow velocity and depth, vehicles can be easily swept away. Therefore, studying flooded vehicles stability limits is required. Herein, an attempt has been done to assess numerically the floating instability mode of a small passenger car with a scaled-down ratio of 1:10 using FLOW-3D. The 3D car model was placed inside a closed box and the six degrees of freedom numerical simulation was conducted. Later, numerical results validated experimentally and analytically. Results showed that buoyancy depths were 3.6 and 3.8 cm numerically and experimentally, respectively with a percentage difference of 5.4%. Further, the buoyancy forces were 8.95 N and 8.97 N numerically and analytically, respectively with a percentage difference of 0.2%. With this small difference, it can be concluded that the numerical modeling for such cases using FLOW-3D software can give an acceptable prediction on the vehicle stability limits.
주차된 차량은 홍수의 직접적인 영향을 받을 수 있으며 특정 유속과 깊이에서 차량을 쉽게 쓸어 버릴 수 있습니다. 따라서 침수 차량 안정성 한계를 연구해야 합니다. 여기에서는 FLOW-3D를 사용하여 축소 비율이 1:10 인 소형 승용차의 부동 불안정 모드를 수치 적으로 평가하려는 시도가 이루어졌습니다. 3D 자동차 모델은 닫힌 상자 안에 배치되었고 6 개의 자유도 수치 시뮬레이션이 수행되었습니다. 나중에 수치 결과는 실험적으로 그리고 분석적으로 검증되었습니다. 결과는 부력 깊이가 각각 5.4 %의 백분율 차이로 수치 및 실험적으로 3.6 및 3.8 cm임을 보여 주었다. 또한 부력은 수치적으로 8.95N과 분석적으로 8.97N이었고 백분율 차이는 0.2 %였다. 이 작은 차이로 인해 FLOW-3D 소프트웨어를 사용한 이러한 경우의 수치 모델링은 차량 안정성 한계에 대한 허용 가능한 예측을 제공 할 수 있다는 결론을 내릴 수 있습니다.
Keywords
Floating instability Small passenger car Numerical simulation FLOW-3D Subcritical flowe
References
1.Hung, C.L.J., James, L.A., Carbone, G.J., Williams, J.M.: Impacts of combined land-use and climate change on streamflow in two nested catchments in the southeastern united states. Ecol. Eng. 143, 105665 (2020)CrossRefGoogle Scholar
2.Bui, D.T., Hoang, N.D., Martínez-Álvarez, F., Ngo, P.T.T., Hoa, P.V., Pham, T.D., Samui, P., Costache, R.: A novel deep learning neural network approach for predicting flash flood susceptibility: a case study at a high frequency tropical storm area. Sci. Total Environ. 701, 134413 (2020)CrossRefGoogle Scholar
3.Shah, S.M.H., Mustaffa, Z., Martínez-Gomariz, E., Yusof, K.W., Al-Qadami, E.H.H.: A review of safety guidelines for vehicles in floodwaters. Int. J. River Basin Manage. 1–17 (2019)Google Scholar
4.Shah, S.M.H., Mustaffa, Z., Yusof, K.W.: Disasters worldwide and floods in the malaysian region: a brief review. Indian J. Sci. Technol. 10(2), (2017)Google Scholar
5.Xia, J., Falconer, R.A., Lin, B., Tan, G.: Numerical assessment of flood hazard risk to people and vehicles in flash floods. Environ. Model Softw. 26(8), 987–998 (2011)CrossRefGoogle Scholar
6.Bonham, A.J., Hattersley, R.T.: Low level causeways. Technical report, University of New South Wales, Water Research Laboratory (1967)Google Scholar
7.Gordon, A.D., Stone, P.B.: Car stability on road causeways. Technical report No. 73/12, Institution (1973)Google Scholar
8.Keller, R.J., Mitsch, B.: Safety aspects of the design of roadways as floodways. Research Report No. 69, Urban Water Research Association of Australia, Melbourne (1993)Google Scholar
9.Shah, S.M.H., Mustaffa, Z., Martinez-Gomariz, E., Kim, D.K., Yusof, K.W.: Criterion of vehicle instability in floodwaters: past, present and future. Int. J. River Basin Manage. 1–23 (2019)Google Scholar
11.Xia, J., Teo, F.Y., Lin, B., Falconer, R.A.: Formula of incipient velocity for flooded vehicles. Nat. Hazards 58(1), 1–14 (2011)CrossRefGoogle Scholar
12.Shu, C., Xia, J., Falconer, R.A., Lin, B.: Incipient velocity for partially submerged vehicles in floodwaters. J. Hydraul. Res. 49(6), 709–717 (2011)CrossRefGoogle Scholar
13.Toda, K., Ishigaki, T., Ozaki, T.: Experiments study on floating car in flooding. In: International Conference on Flood Resilience: Experiences in Asia and Europe (2013)Google Scholar
14.Xia, J., Falconer, R.A., Xiao, X., Wang, Y.: Criterion of vehicle stability in floodwaters based on theoretical and experimental studies. Nat. Hazards 70(2), 1619–1630 (2014)CrossRefGoogle Scholar
15.Martínez-Gomariz, E., Gómez, M., Russo, B., Djordjević, S.: A new experiments-based methodology to define the stability threshold for any vehicle exposed to flooding. Urban Water J. 14(9), 930–939 (2017)CrossRefGoogle Scholar
16.Smith, G.P., Modra, B.D., Tucker, T.A., Cox, R.J.: Vehicle stability testing for flood flows. Technical report 7, Water Research Laboratory, School of Civil and Environmental Engineering (2017)Google Scholar
17.Xia, J., Falconer, R.A., Lin, B., Tan, G.: Modelling flash flood risk in urban areas. In: Proceedings of the Institution of Civil Engineers-Water Management, vol. 164 (6), pp. 267–282. Thomas Telford Ltd, (2011)Google Scholar
18.Arrighi, C., Alcèrreca-Huerta, J.C., Oumeraci, H., Castelli, F.: Drag and lift contribution to the incipient motion of partly submerged flooded vehicles. J. Fluids Struct. 57, 170–184 (2015)CrossRefGoogle Scholar
19.Gómez, M., Martínez, E., Russo, B.: Experimental and numerical study of stability of vehicles exposed to flooding. In: Advances in Hydroinformatics, pp. 595–605. Springer, Singapore (2018). http://doi.org/10.1007/978-981-10-7218-5_42
20.Al-Qadami, E.H.H., Abdurrasheed, A.S.I., Mustaffa, Z., Yusof, K.W., Malek, M.A., Ab Ghani, A.: Numerical modelling of flow characteristics over sharp crested triangular hump. Results Eng. 4, 100052 (2019)Google Scholar
수치 모델링 도구는 일반적이지만 원인을 파악하기가 너무 어렵 기 때문에 코어 가스 블로우 결함을 거의 이해하지 못합니다. FLOW-3D 소프트웨어는 코어 가스 흐름을 모델링하여 더 나은 품질의 주조로 이어집니다.
파운드리는 첫 번째 시험에서 주조 품질을 달성하기 위해 많은 선행 엔지니어링을 수행해야합니다. 최근 몇 년 동안 금속 흐름, 응고, 미세 구조 진화 및 잔류 응력 모델링을위한 수치 도구가 보편화되었습니다.
그러나 아직 완전히 해결되지 않은 주조 결함 중 하나는 일반적인 코어 가스 블로우 결함입니다. 이 문제의 물리학은 금속, 코어 및 바인더 간의 복잡한 상호 작용을 포함하며 해결되기 전에 많은 주물을 스크랩 할 수 있습니다. 대부분의 경우, 문제는 더 높은 타설 온도를 사용하고 영향을받는 영역에 더 많은 벽 스톡을 추가함으로써 단순히 관리되지만 완전히 해결되지는 않습니다.
그러나 부품 설계가 복잡할수록 제조 문제가 발생할 가능성이 커집니다. 내부 세부 사항이 필요한 주조 조각의 경우 화학적으로 결합 된 모래 코어를 “인쇄”하여 모양을 만들고 금형 내부에 배치해야 합니다. 코어는 부품의 궁극적 인 기능에 중요한 내부 모양을 형성하며 제조 공정의 각 단계는 설계에 제약을 가합니다. 다양한 요구 사항이 코어 송풍 공정, 취급, 조립 및 가스 배출에 적용됩니다. 코어 디자인의 기술은 코어를 가열하는 동안 모양을 유지할 수 있을 만큼 견고하게 만드는 것과 부품이 냉각되었을 때 모래를 제거 할 수 있을 만큼 접착력이 끊어지는 것 사이의 미세한 균형입니다.
최적의 분해 설계
계획된 코어 분해의 메커니즘은 고체에서 가스로의 열 변환이지만 금형 설계는 그 가스가 코어 프린트를 통해 빠져 나갈 수 있도록해야합니다. 그렇지 않으면 금속이 기포를 가두어 모공을 형성 할 수 있습니다. 기껏해야 다공성은 표면 가공으로 밝혀집니다. 최악의 경우 부품이 더 아래쪽에서 실패합니다.
과거에 재료 및 주조 엔지니어가 코어 가스 기포로 인한 다공성 결함 문제를 발견하면 바인더 함량 감소, 코어 환기 증가, 코어 코팅 또는 베이킹과 같은 일련의 표준 문제 해결 작업을 수행했습니다. 미리 코어. 가스가 따라가는 경로를 볼 수 없었기 때문에 하나의 금형을 완료하는 데 종종 몇 주가 걸리는 긴 인출 공정이었습니다. 그리고 다른 부분에 문제가있을 때마다 반복해야했습니다.
이 처리 타임 라인을 압축해야하는 시장 주도적 요구는 주조 시뮬레이션 소프트웨어의 개발을 촉발했습니다. 설계와 제조 모두에 유용한 컴퓨터 기반 모델링을 통해 엔지니어는 실제 부품 비용이나 낭비없이 다양한 접근 방식을 테스트 할 수 있습니다. 파운드리가 특히 환기 설계에 시뮬레이션을 적용 할 수 있도록 Flow Science 는 최근 FLOW-3D 주조 해석 기능에 코어 가스 모델링을 추가했습니다.
흐름에 따라
FLOW-3D는 유체가 공기, 물, 용융 금속 또는 가스인지 여부에 관계없이 광범위한 일시적인 유체 흐름 프로세스에 대한 통찰력을 제공하는 전산 유체 역학 (CFD) 소프트웨어 패키지입니다. 다른 CFD 패키지와 비교할 때 움직이는 유체 표면을 모델링하고 추적하는 방식으로 인해 특히 정확합니다.
코어 가스 흐름에 CFD 방법을 적용하는 것은 어려운 일입니다. 수지 기반 바인더의 화학적 복잡성으로 인해 모래 코어 열 분해 후 가스가 흐르는 위치와 방식을 이해하는 것은 복잡한 과정입니다. 그러나 Flow Science는 여러 그룹과 협력하여 실험 데이터를 얻고 시뮬레이션 된 모델의 결과와 비교했습니다. 이 회사는 General Motors, Graham-White Manufacturing Co. 및 AlchemCast에서 코어 가스 유량 정보를 수집하여 알루미늄, 철 및 강철과 함께 사용되는 모래 수지 코어에 대한 실제 데이터를 얻었습니다.
GM Powertrain의 주조 분석 엔지니어 인 David Goettsch 박사는 15 년 동안 금속 주조의 충진 및 응고 분석에 FLOW-3D를 사용해 왔습니다. 새로운 코어 가스 모델은 설계 단계에서 재킷 코어 벤팅을 최적화하는 데 매우 유용했습니다. 코어 프린트에 대한 다른 모든 요구 사항이있는 기존 코어 박스에 벤트 트랙을 구현하는 것은 매우 어렵습니다. “코어 가스 배출에 대한 사전 분석 작업을 통해 시작하는 동안 높은 불량률을 줄일 수 있습니다.”라고 그는 설명합니다. “아마도 프로세스 기회가 문제를 해결할 수 있습니다. 하지만 그 지점에 도달하려면 테스트 기간이 오래 걸릴 수 있습니다.”
흐름 매개 변수 정의
도에 따라 금속 헤드 압력이 동일한 값에 도달하기 전에 가스 압력이 최고조에 달하여 가스가 거품을 형성 할 수 있습니다. 게이트 설계의 약간의 변경은 주입 속도를 높이는 데 도움이 될 수 있으므로 금속 압력이 더 빨리 생성되고 가스를 먼저 밀어 낼 수 있지만 물리적 시행 착오 접근 방식은 시간이 걸립니다. 가상 모델을 사용하여 지오메트리를 변경하는 방법을 식별하는 것은 코어 가스 시뮬레이션 소프트웨어 개발의 주요 목표였습니다.
Flow Science의 개발자는 바인더 분해 가스 공급원, 모래의 섬도, 무게 비율에 따른 바인더의 양, 작동 온도 및 코어의 물리적 투과성과 같은 프로세스 별 매개 변수와 흐름이면의 물리학을 결합했습니다. 이 모든 값은 샌드 쉘 바인더 및 폴리 우레탄 콜드 박스 바인더 (PUCB)의 산업 보정 샘플을 사용하여 검증되었습니다.
FLOW-3D 분석은 일정한 조성의 이상 기체를 가정하고 전체 바인더 분해의 최악의 시나리오를 취합니다. 타설하는 동안 코어 내에서 조건이 변화함에 따라 소프트웨어는 가스 압력의 변화, 가스 유동장의 기하학적 구조, 결합제 열화 영역 발생 및 금속으로의 가스 분사 가능한 표면 위치를 계산합니다. 모든 데이터는 사후 처리에 사용할 수 있습니다. 사용자는 가스 흐름을 쉽게 시각화하고 확대하고 특정 값을 얻기 위해 포인트를 클릭 할 수 있습니다.
이제 FLOW-3D v9.4에서 사용할 수있는 코어 가스 모델을 통해 Goettsch는 다양한 삽입 및 배출 위치를 시도하고 글로벌 진단을받을 수 있습니다. 가스 발생량, 가스 발생 위치, 금속 전면이 잡히기 전에 유출 된 가스량 확인 그것까지. “실제로 문제의 근본 원인을 확인할 수있을 때 매우 좋습니다.”라고 그는 말합니다. “이러한 시각화는 실제 현상이 무엇을하고 있는지에 대한 작은 창을 확보하는 데 유용합니다.”
멀티 코어 문제 Graham-White Manufacturing의 또 다른 숙련 된 파운드리 엔지니어 인 Elizabeth Ryder는 가스 다공성이 항상 조사하기 어려웠다는 의견을 반영합니다. 그녀는“특히 다중 코어의 경우 어떤 코어가 문제의 원인인지 파악하기가 어려웠습니다. 전체 시스템을 다루려고했습니다.”
1,700 개의 부품을 지속적으로 생산하고 있으며 그중 일부는 연간 10,000 개의 부품을 생산하는 Graham-White는 시뮬레이션을 통해 제조 프로세스를 개선하는 데 매우 만족했습니다. 얇은 벽 부품은 코어 대 금속 비율이 높고 가스가 많이 발생하는 특별한 문제입니다.
Graham-White는 레이저 스캐닝으로 생성 된 회색 철 부품 (약 34 인치)의 3D 모델을 사용하여 평가를 위해 현재 벤팅 설계를 제공했습니다. 이 게이팅 디자인은 수평으로 분할 된 몰드에서 패턴 플레이트 당 4 개의 인상으로 구성되었으며 각 인상에는 각 코어에 대한 통풍구가 있습니다. 중앙 스프 루를 통해 2 초 이내에 각 금형을 채울 수 있습니다.
FLOW-3D 소프트웨어를 사용한 시뮬레이션은 채움 률을 확인했지만 하나의 코어에 환기가 충분하지 않은 것으로 나타났습니다. Graham-White는 코어에 더 깊은 구멍을 뚫어 기존 통풍구를 통해 더 많은 가스를 전달하기 시작했습니다. 새로운 벤팅 설계로 접근 방식을 전환 한 후이 회사는 코어 블로우 스크랩이 약 30 % 감소했습니다.
또한 Flow Science 분석을 기반으로 엔지니어링 그룹은 문제가 있는 코어에 대한 추가 변경 사항을 평가하여 각 부품에 대한 추가 환기를 통해 두 부분으로 나눕니다. Ryder는 FLOW-3D 결과가 설계 초점을 좁히는데 도움이 되었고, 어떤 코어 (멀티 코어 설계)가 범인인지, 심지어 코어의 어느 영역이 문제의 원인인지 즉시 제로화 할 수 있었습니다. “미리 컴퓨터에서 더 많은 일을 할수록 더 좋습니다.”라고 그녀는 말합니다. “모든 것은 시간 절약으로 귀결됩니다.”
Where to go from here
파운드리 스크랩을 줄이고 주조 시뮬레이션 소프트웨어의 도움으로 자신의 핵심 인쇄 디자인의 효율성을 향상시킬 수 있습니다. Flow Science의 FLOW-3D CFD 분석 패키지의 새로운 코어 가스 모델은 중요한 다공성 계수를 시뮬레이션하여 설계자가 첫 번째 주조 전에 다양한 벤팅 설계를 평가하는 데 도움이 되기 때문에 중요합니다. 추가 재료 및 충진 방향에 대한 코어 가스 모델을 검증하는 개발이 계속됩니다.
1Department of Chemical and Biomolecular Engineering, ETSIIT, University of Cantabria, Avda. Los Castros s/n, 39005 Santander, Spain
2William G. Lowrie Department of Chemical and Biomolecular Engineering, The Ohio State University, 151 W. Woodruff Ave., Columbus, OH 43210, USA *Author to whom correspondence should be addressed.
The use of functionalized magnetic particles for the detection or separation of multiple chemicals and biomolecules from biofluids continues to attract significant attention. After their incubation with the targeted substances, the beads can be magnetically recovered to perform analysis or diagnostic tests. Particle recovery with permanent magnets in continuous-flow microdevices has gathered great attention in the last decade due to the multiple advantages of microfluidics. As such, great efforts have been made to determine the magnetic and fluidic conditions for achieving complete particle capture; however, less attention has been paid to the effect of the channel geometry on the system performance, although it is key for designing systems that simultaneously provide high particle recovery and flow rates. Herein, we address the optimization of Y-Y-shaped microchannels, where magnetic beads are separated from blood and collected into a buffer stream by applying an external magnetic field. The influence of several geometrical features (namely cross section shape, thickness, length, and volume) on both bead recovery and system throughput is studied. For that purpose, we employ an experimentally validated Computational Fluid Dynamics (CFD) numerical model that considers the dominant forces acting on the beads during separation. Our results indicate that rectangular, long devices display the best performance as they deliver high particle recovery and high throughput. Thus, this methodology could be applied to the rational design of lab-on-a-chip devices for any magnetically driven purification, enrichment or isolation.
생체 유체에서 여러 화학 물질과 생체 분자의 검출 또는 분리를위한 기능화 된 자성 입자의 사용은 계속해서 상당한 관심을 받고 있습니다. 표적 물질과 함께 배양 한 후 비드를 자기 적으로 회수하여 분석 또는 진단 테스트를 수행 할 수 있습니다. 연속 흐름 마이크로 장치에서 영구 자석을 사용한 입자 회수는 마이크로 유체의 여러 장점으로 인해 지난 10 년 동안 큰 관심을 모았습니다.
따라서 완전한 입자 포획을 달성하기 위한 자기 및 유체 조건을 결정하기 위해 많은 노력을 기울였습니다. 그러나 높은 입자 회수율과 유속을 동시에 제공하는 시스템을 설계하는 데있어 핵심이기는 하지만 시스템 성능에 대한 채널 형상의 영향에 대해서는 덜주의를 기울였습니다.
여기에서 우리는 자기 비드가 혈액에서 분리되고 외부 자기장을 적용하여 버퍼 스트림으로 수집되는 YY 모양의 마이크로 채널의 최적화를 다룹니다. 비드 회수 및 시스템 처리량에 대한 여러 기하학적 특징 (즉, 단면 형상, 두께, 길이 및 부피)의 영향을 연구합니다.
이를 위해 분리 중에 비드에 작용하는 지배적인 힘을 고려하는 실험적으로 검증 된 CFD (Computational Fluid Dynamics) 수치 모델을 사용합니다. 우리의 결과는 직사각형의 긴 장치가 높은 입자 회수율과 높은 처리량을 제공하기 때문에 최고의 성능을 보여줍니다.
따라서 이 방법론은 자기 구동 정제, 농축 또는 분리를 위한 랩온어 칩 장치의 합리적인 설계에 적용될 수 있습니다.
Figure 1. (a) Top view of the microfluidic-magnetophoretic device, (b) Schematic representation of the channel cross-sections studied in this work, and (c) the magnet position relative to the channel location (Sepy and Sepz are the magnet separation distances in y and z, respectively).Figure 2. (a) Channel-magnet configuration and (b–d) magnetic force distribution in the channel midplane for 2 mm, 5 mm and 10 mm long rectangular (left) and U-shaped (right) devices.Figure 3. (a) Velocity distribution in a section perpendicular to the flow for rectangular (left) and U-shaped (right) cross section channels, and (b) particle location in these cross sections.Figure 4. Influence of fluid flow rate on particle recovery when the applied magnetic force is (a) different and (b) equal in U-shaped and rectangular cross section microdevices.Figure 5. Magnetic bead capture as a function of fluid flow rate for all of the studied geometries.Figure 6. Influence of (a) magnetic and fluidic forces (J parameter) and (b) channel geometry (θ parameter) on particle recovery. Note that U-2mm does not accurately fit a line.Figure 7. Dependence of bead capture on the (a) functional channel volume and (b) particle residence time (tres). Note that in the curve fitting expressions V represents the functional channel volume and that U-2mm does not accurately fit a line.
References
Gómez-Pastora, J.; Xue, X.; Karampelas, I.H.; Bringas, E.; Furlani, E.P.; Ortiz, I. Analysis of separators for magnetic beads recovery: From large systems to multifunctional microdevices. Sep. Purif. Technol.2017, 172, 16–31. [Google Scholar] [CrossRef]
Wise, N.; Grob, T.; Morten, K.; Thompson, I.; Sheard, S. Magnetophoretic velocities of superparamagnetic particles, agglomerates and complexes. J. Magn. Magn. Mater.2015, 384, 328–334. [Google Scholar] [CrossRef]
Khashan, S.A.; Elnajjar, E.; Haik, Y. CFD simulation of the magnetophoretic separation in a microchannel. J. Magn. Magn. Mater.2011, 323, 2960–2967. [Google Scholar] [CrossRef]
Khashan, S.A.; Furlani, E.P. Scalability analysis of magnetic bead separation in a microchannel with an array of soft magnetic elements in a uniform magnetic field. Sep. Purif. Technol.2014, 125, 311–318. [Google Scholar] [CrossRef]
Furlani, E.P. Magnetic biotransport: Analysis and applications. Materials2010, 3, 2412–2446. [Google Scholar] [CrossRef]
Gómez-Pastora, J.; Bringas, E.; Ortiz, I. Design of novel adsorption processes for the removal of arsenic from polluted groundwater employing functionalized magnetic nanoparticles. Chem. Eng. Trans.2016, 47, 241–246. [Google Scholar]
Gómez-Pastora, J.; Bringas, E.; Lázaro-Díez, M.; Ramos-Vivas, J.; Ortiz, I. The reverse of controlled release: Controlled sequestration of species and biotoxins into nanoparticles (NPs). In Drug Delivery Systems; Stroeve, P., Mahmoudi, M., Eds.; World Scientific: Hackensack, NJ, USA, 2017; pp. 207–244. ISBN 9789813201057. [Google Scholar]
Ruffert, C. Magnetic bead-magic bullet. Micromachines2016, 7, 21. [Google Scholar] [CrossRef]
Yáñez-Sedeño, P.; Campuzano, S.; Pingarrón, J.M. Magnetic particles coupled to disposable screen printed transducers for electrochemical biosensing. Sensors2016, 16, 1585. [Google Scholar] [CrossRef]
Schrittwieser, S.; Pelaz, B.; Parak, W.J.; Lentijo-Mozo, S.; Soulantica, K.; Dieckhoff, J.; Ludwig, F.; Guenther, A.; Tschöpe, A.; Schotter, J. Homogeneous biosensing based on magnetic particle labels. Sensors2016, 16, 828. [Google Scholar] [CrossRef]
He, J.; Huang, M.; Wang, D.; Zhang, Z.; Li, G. Magnetic separation techniques in sample preparation for biological analysis: A review. J. Pharm. Biomed. Anal.2014, 101, 84–101. [Google Scholar] [CrossRef]
Ha, Y.; Ko, S.; Kim, I.; Huang, Y.; Mohanty, K.; Huh, C.; Maynard, J.A. Recent advances incorporating superparamagnetic nanoparticles into immunoassays. ACS Appl. Nano Mater.2018, 1, 512–521. [Google Scholar] [CrossRef]
Gómez-Pastora, J.; González-Fernández, C.; Fallanza, M.; Bringas, E.; Ortiz, I. Flow patterns and mass transfer performance of miscible liquid-liquid flows in various microchannels: Numerical and experimental studies. Chem. Eng. J.2018, 344, 487–497. [Google Scholar] [CrossRef]
Gale, B.K.; Jafek, A.R.; Lambert, C.J.; Goenner, B.L.; Moghimifam, H.; Nze, U.C.; Kamarapu, S.K. A review of current methods in microfluidic device fabrication and future commercialization prospects. Inventions2018, 3, 60. [Google Scholar] [CrossRef]
Nanobiotechnology; Concepts, Applications and Perspectives; Niemeyer, C.M.; Mirkin, C.A. (Eds.) Wiley-VCH: Weinheim, Germany, 2004; ISBN 3527305068. [Google Scholar]
Khashan, S.A.; Dagher, S.; Alazzam, A.; Mathew, B.; Hilal-Alnaqbi, A. Microdevice for continuous flow magnetic separation for bioengineering applications. J. Micromech. Microeng.2017, 27, 055016. [Google Scholar] [CrossRef]
Basauri, A.; Gomez-Pastora, J.; Fallanza, M.; Bringas, E.; Ortiz, I. Predictive model for the design of reactive micro-separations. Sep. Purif. Technol.2019, 209, 900–907. [Google Scholar] [CrossRef]
Abdollahi, P.; Karimi-Sabet, J.; Moosavian, M.A.; Amini, Y. Microfluidic solvent extraction of calcium: Modeling and optimization of the process variables. Sep. Purif. Technol.2020, 231, 115875. [Google Scholar] [CrossRef]
Khashan, S.A.; Alazzam, A.; Furlani, E. A novel design for a microfluidic magnetophoresis system: Computational study. In Proceedings of the 12th International Symposium on Fluid Control, Measurement and Visualization (FLUCOME2013), Nara, Japan, 18–23 November 2013. [Google Scholar]
Pamme, N. Magnetism and microfluidics. Lab Chip2006, 6, 24–38. [Google Scholar] [CrossRef]
Gómez-Pastora, J.; Amiri Roodan, V.; Karampelas, I.H.; Alorabi, A.Q.; Tarn, M.D.; Iles, A.; Bringas, E.; Paunov, V.N.; Pamme, N.; Furlani, E.P.; et al. Two-step numerical approach to predict ferrofluid droplet generation and manipulation inside multilaminar flow chambers. J. Phys. Chem. C2019, 123, 10065–10080. [Google Scholar] [CrossRef]
Gómez-Pastora, J.; Karampelas, I.H.; Bringas, E.; Furlani, E.P.; Ortiz, I. Numerical analysis of bead magnetophoresis from flowing blood in a continuous-flow microchannel: Implications to the bead-fluid interactions. Sci. Rep.2019, 9, 7265. [Google Scholar] [CrossRef]
Tarn, M.D.; Pamme, N. On-Chip Magnetic Particle-Based Immunoassays Using Multilaminar Flow for Clinical Diagnostics. In Microchip Diagnostics Methods and Protocols; Taly, V., Viovy, J.L., Descroix, S., Eds.; Humana Press: New York, NY, USA, 2017; pp. 69–83. [Google Scholar]
Phurimsak, C.; Tarn, M.D.; Peyman, S.A.; Greenman, J.; Pamme, N. On-chip determination of c-reactive protein using magnetic particles in continuous flow. Anal. Chem.2014, 86, 10552–10559. [Google Scholar] [CrossRef]
Wu, X.; Wu, H.; Hu, Y. Enhancement of separation efficiency on continuous magnetophoresis by utilizing L/T-shaped microchannels. Microfluid. Nanofluid.2011, 11, 11–24. [Google Scholar] [CrossRef]
Vojtíšek, M.; Tarn, M.D.; Hirota, N.; Pamme, N. Microfluidic devices in superconducting magnets: On-chip free-flow diamagnetophoresis of polymer particles and bubbles. Microfluid. Nanofluid.2012, 13, 625–635. [Google Scholar] [CrossRef]
Gómez-Pastora, J.; González-Fernández, C.; Real, E.; Iles, A.; Bringas, E.; Furlani, E.P.; Ortiz, I. Computational modeling and fluorescence microscopy characterization of a two-phase magnetophoretic microsystem for continuous-flow blood detoxification. Lab Chip2018, 18, 1593–1606. [Google Scholar] [CrossRef] [PubMed]
Nandy, K.; Chaudhuri, S.; Ganguly, R.; Puri, I.K. Analytical model for the magnetophoretic capture of magnetic microspheres in microfluidic devices. J. Magn. Magn. Mater.2008, 320, 1398–1405. [Google Scholar] [CrossRef]
Hale, C.; Darabi, J. Magnetophoretic-based microfluidic device for DNA isolation. Biomicrofluidics2014, 8, 044118. [Google Scholar] [CrossRef] [PubMed]
Becker, H.; Gärtner, C. Polymer microfabrication methods for microfluidic analytical applications. Electrophoresis2000, 21, 12–26. [Google Scholar] [CrossRef]
Pekas, N.; Zhang, Q.; Nannini, M.; Juncker, D. Wet-etching of structures with straight facets and adjustable taper into glass substrates. Lab Chip2010, 10, 494–498. [Google Scholar] [CrossRef]
Wang, T.; Chen, J.; Zhou, T.; Song, L. Fabricating microstructures on glass for microfluidic chips by glass molding process. Micromachines2018, 9, 269. [Google Scholar] [CrossRef]
Castaño-Álvarez, M.; Pozo Ayuso, D.F.; García Granda, M.; Fernández-Abedul, M.T.; Rodríguez García, J.; Costa-García, A. Critical points in the fabrication of microfluidic devices on glass substrates. Sens. Actuators B Chem.2008, 130, 436–448. [Google Scholar] [CrossRef]
Prakash, S.; Kumar, S. Fabrication of microchannels: A review. Proc. Inst. Mech. Eng. Part B J. Eng. Manuf.2015, 229, 1273–1288. [Google Scholar] [CrossRef]
Leester-Schädel, M.; Lorenz, T.; Jürgens, F.; Ritcher, C. Fabrication of Microfluidic Devices. In Microsystems for Pharmatechnology: Manipulation of Fluids, Particles, Droplets, and Cells; Dietzel, A., Ed.; Springer: Basel, Switzerland, 2016; pp. 23–57. ISBN 9783319269207. [Google Scholar]
Bartlett, N.W.; Wood, R.J. Comparative analysis of fabrication methods for achieving rounded microchannels in PDMS. J. Micromech. Microeng.2016, 26, 115013. [Google Scholar] [CrossRef]
Ng, P.F.; Lee, K.I.; Yang, M.; Fei, B. Fabrication of 3D PDMS microchannels of adjustable cross-sections via versatile gel templates. Polymers2019, 11, 64. [Google Scholar] [CrossRef] [PubMed]
Furlani, E.P.; Sahoo, Y.; Ng, K.C.; Wortman, J.C.; Monk, T.E. A model for predicting magnetic particle capture in a microfluidic bioseparator. Biomed. Microdevices2007, 9, 451–463. [Google Scholar] [CrossRef]
Tarn, M.D.; Peyman, S.A.; Robert, D.; Iles, A.; Wilhelm, C.; Pamme, N. The importance of particle type selection and temperature control for on-chip free-flow magnetophoresis. J. Magn. Magn. Mater.2009, 321, 4115–4122. [Google Scholar] [CrossRef]
Furlani, E.P. Permanent Magnet and Electromechanical Devices; Materials, Analysis and Applications; Academic Press: Waltham, MA, USA, 2001. [Google Scholar]
White, F.M. Viscous Fluid Flow; McGraw-Hill: New York, NY, USA, 1974. [Google Scholar]
Mathew, B.; Alazzam, A.; El-Khasawneh, B.; Maalouf, M.; Destgeer, G.; Sung, H.J. Model for tracing the path of microparticles in continuous flow microfluidic devices for 2D focusing via standing acoustic waves. Sep. Purif. Technol.2015, 153, 99–107. [Google Scholar] [CrossRef]
Furlani, E.J.; Furlani, E.P. A model for predicting magnetic targeting of multifunctional particles in the microvasculature. J. Magn. Magn. Mater.2007, 312, 187–193. [Google Scholar] [CrossRef]
Furlani, E.P.; Ng, K.C. Analytical model of magnetic nanoparticle transport and capture in the microvasculature. Phys. Rev. E2006, 73, 061919. [Google Scholar] [CrossRef]
Pamme, N.; Eijkel, J.C.T.; Manz, A. On-chip free-flow magnetophoresis: Separation and detection of mixtures of magnetic particles in continuous flow. J. Magn. Magn. Mater.2006, 307, 237–244. [Google Scholar] [CrossRef]
Alorabi, A.Q.; Tarn, M.D.; Gómez-Pastora, J.; Bringas, E.; Ortiz, I.; Paunov, V.N.; Pamme, N. On-chip polyelectrolyte coating onto magnetic droplets-Towards continuous flow assembly of drug delivery capsules. Lab Chip2017, 17, 3785–3795. [Google Scholar] [CrossRef]
Zhang, H.; Guo, H.; Chen, Z.; Zhang, G.; Li, Z. Application of PECVD SiC in glass micromachining. J. Micromech. Microeng.2007, 17, 775–780. [Google Scholar] [CrossRef]
Mourzina, Y.; Steffen, A.; Offenhäusser, A. The evaporated metal masks for chemical glass etching for BioMEMS. Microsyst. Technol.2005, 11, 135–140. [Google Scholar] [CrossRef]
Mata, A.; Fleischman, A.J.; Roy, S. Fabrication of multi-layer SU-8 microstructures. J. Micromech. Microeng.2006, 16, 276–284. [Google Scholar] [CrossRef]
Su, N. 8 2000 Negative Tone Photoresist Formulations 2002–2025; MicroChem Corporation: Newton, MA, USA, 2002. [Google Scholar]
Su, N. 8 2000 Negative Tone Photoresist Formulations 2035–2100; MicroChem Corporation: Newton, MA, USA, 2002. [Google Scholar]
Fu, C.; Hung, C.; Huang, H. A novel and simple fabrication method of embedded SU-8 micro channels by direct UV lithography. J. Phys. Conf. Ser.2006, 34, 330–335. [Google Scholar] [CrossRef]
Kazoe, Y.; Yamashiro, I.; Mawatari, K.; Kitamori, T. High-pressure acceleration of nanoliter droplets in the gas phase in a microchannel. Micromachines2016, 7, 142. [Google Scholar] [CrossRef]
Sharp, K.V.; Adrian, R.J.; Santiago, J.G.; Molho, J.I. Liquid flows in microchannels. In MEMS: Introduction and Fundamentals; Gad-el-Hak, M., Ed.; CRC Press: Boca Raton, FL, USA, 2006; pp. 10-1–10-46. ISBN 9781420036572. [Google Scholar]
Oh, K.W.; Lee, K.; Ahn, B.; Furlani, E.P. Design of pressure-driven microfluidic networks using electric circuit analogy. Lab Chip2012, 12, 515–545. [Google Scholar] [CrossRef]
Bruus, H. Theoretical Microfluidics; Oxford University Press: New York, NY, USA, 2008; ISBN 9788578110796. [Google Scholar]
Beebe, D.J.; Mensing, G.A.; Walker, G.M. Physics and applications of microfluidics in biology. Annu. Rev. Biomed. Eng.2002, 4, 261–286. [Google Scholar] [CrossRef] [PubMed]
Yalikun, Y.; Tanaka, Y. Large-scale integration of all-glass valves on a microfluidic device. Micromachines2016, 7, 83. [Google Scholar] [CrossRef] [PubMed]
Van Heeren, H.; Verhoeven, D.; Atkins, T.; Tzannis, A.; Becker, H.; Beusink, W.; Chen, P. Design Guideline for Microfluidic Device and Component Interfaces (Part 2), Version 3; Available online: http://www.makefluidics.com/en/design-guideline?id=7 (accessed on 9 March 2020).
Scheuble, N.; Iles, A.; Wootton, R.C.R.; Windhab, E.J.; Fischer, P.; Elvira, K.S. Microfluidic technique for the simultaneous quantification of emulsion instabilities and lipid digestion kinetics. Anal. Chem.2017, 89, 9116–9123. [Google Scholar] [CrossRef] [PubMed]
Lynch, E.C. Red blood cell damage by shear stress. Biophys. J.1972, 12, 257–273. [Google Scholar]
Paul, R.; Apel, J.; Klaus, S.; Schügner, F.; Schwindke, P.; Reul, H. Shear stress related blood damage in laminar Couette flow. Artif. Organs2003, 27, 517–529. [Google Scholar] [CrossRef] [PubMed]
Gómez-Pastora, J.; Karampelas, I.H.; Xue, X.; Bringas, E.; Furlani, E.P.; Ortiz, I. Magnetic bead separation from flowing blood in a two-phase continuous-flow magnetophoretic microdevice: Theoretical analysis through computational fluid dynamics simulation. J. Phys. Chem. C2017, 121, 7466–7477. [Google Scholar] [CrossRef]
Lim, J.; Yeap, S.P.; Leow, C.H.; Toh, P.Y.; Low, S.C. Magnetophoresis of iron oxide nanoparticles at low field gradient: The role of shape anisotropy. J. Colloid Interface Sci.2014, 421, 170–177. [Google Scholar] [CrossRef] [PubMed]
Culbertson, C.T.; Sibbitts, J.; Sellens, K.; Jia, S. Fabrication of Glass Microfluidic Devices. In Microfluidic Electrophoresis: Methods and Protocols; Dutta, D., Ed.; Humana Press: New York, NY, USA, 2019; pp. 1–12. ISBN 978-1-4939-8963-8. [Google Scholar]
이 연구에서는 비드 운동과 유체 흐름에 미치는 영향에 대한 자세한 분석을 제공하기 위해 연속 흐름 마이크로 채널 내부의 비드 자기 영동에 대한 수치 흐름 중심 연구를 보고합니다.
수치 모델은 Lagrangian 접근 방식을 포함하며 영구 자석에 의해 생성 된 자기장의 적용에 의해 혈액에서 비드 분리 및 유동 버퍼로의 수집을 예측합니다.
다음 시나리오가 모델링됩니다. (i) 운동량이 유체에서 점 입자로 처리되는 비드로 전달되는 단방향 커플 링, (ii) 비드가 점 입자로 처리되고 운동량이 다음으로부터 전달되는 양방향 결합 비드를 유체로 또는 그 반대로, (iii) 유체 변위에서 비드 체적의 영향을 고려한 양방향 커플 링.
결과는 세 가지 시나리오에서 비드 궤적에 약간의 차이가 있지만 특히 높은 자기력이 비드에 적용될 때 유동장에 상당한 변화가 있음을 나타냅니다.
따라서 높은 자기력을 사용할 때 비드 운동과 유동장의 체적 효과를 고려한 정확한 전체 유동 중심 모델을 해결해야 합니다. 그럼에도 불구하고 비드가 중간 또는 낮은 자기력을 받을 때 계산적으로 저렴한 모델을 안전하게 사용하여 자기 영동을 모델링 할 수 있습니다.
Sketch of the magnetophoresis process in the continuous-flow microdevice.Schematic view of the microdevice showing the working conditions set in the simulations.Bead trajectories for different magnetic field conditions, magnet placed at different distances “d” from the channel: (a) d = 0; (b) d = 1 mm; (c) d = 1.5 mm; (d) d = 2 mmSeparation efficacy as a function of the magnet distance. Comparison between one-way and two-way coupling.
(a) Fluid velocity magnitude including velocity vectors and (b) blood volumetric fraction contours with magnet distance d = 0 mm for scenario 1 (t = 0.25 s).luid velocity magnitude including velocity vectors and blood volumetric fraction contours for scenario 2: (a,b) Magnet distance d = 0 mm at t = 0.4 s; (c,d) Magnet distance d = 1 mm at t = 0.4 s.Fluid velocity magnitude including velocity vectors and blood volumetric fraction contours for scenario 3: (a,b) Magnet distance d = 0; (c,d) Magnet distance d = 1 mm.Blood volumetric fraction contours. Scenario 1: (a) Magnet distance d = 0 and (b) Magnet distance d = 1 mm; Scenario 2: (c) Magnet distance d = 0 and (d) Magnet distance d = 1 mm; and Scenario 3: (e) Magnet distance d = 0 and (f) Magnet distance d = 1 mm.
References
1.Keshipour, S. & Khalteh, N. K. Oxidation of ethylbenzene to styrene oxide in the presence of cellulose-supported Pd magnetic nanoparticles. Appl. Organometal. Chem.30, 653–656 (2016).CASArticleGoogle Scholar
2.Neamtu, M. et al. Functionalized magnetic nanoparticles: synthesis, characterization, catalytic application and assessment of toxicity. Sci. Rep.8(1), 6278 (2018).ADSMathSciNetArticleGoogle Scholar
3.Gómez-Pastora, J., Bringas, E. & Ortiz, I. Recent progress and future challenges on the use of high performance magnetic nano-adsorbents in environmental applications. Chem. Eng. J.256, 187–204 (2014).ArticleGoogle Scholar
4.Gómez-Pastora, J., Bringas, E. & Ortiz, I. Design of novel adsorption processes for the removal of arsenic from polluted groundwater employing functionalized magnetic nanoparticles. Chem. Eng. Trans.47, 241–246 (2016).Google Scholar
5.Bagbi, Y., Sarswat, A., Mohan, D., Pandey, A. & Solanki, P. R. Lead and chromium adsorption from water using L-Cysteine functionalized magnetite (Fe3O4) nanoparticles. Sci. Rep.7(1), 7672 (2017).ADSArticleGoogle Scholar
6.Gómez-Pastora, J. et al. Review and perspectives on the use of magnetic nanophotocatalysts (MNPCs) in water treatment. Chem. Eng. J.310, 407–427 (2017).ArticleGoogle Scholar
7.Lee, H. Y. et al. A selective fluoroionophore based on BODIPY-functionalized magnetic silica nanoparticles: removal of Pb2+ from human blood. Angew. Chem. Int. Ed.48, 1239–1243 (2009).CASArticleGoogle Scholar
8.Buzea, C., Pacheco, I. I. & Robbie, K. Nanomaterials and nanoparticles: sources and toxicity. Biointerphases2, MR17–MR71 (2007).ArticleGoogle Scholar
9.Roux, S. et al. Multifunctional nanoparticles: from the detection of biomolecules to the therapy. Int. J. Nanotechnol.7, 781–801 (2010).ADSCASArticleGoogle Scholar
10.Gómez-Pastora, J., Bringas, E., Lázaro-Díez, M., Ramos-Vivas, J. & Ortiz, I. In Drug Delivery Systems (Stroeve, P. & Mahmoudi, M. ed) 207–244 (World Scientific, 2017).
11.Selmi, M., Gazzah, M. H. & Belmabrouk, H. Optimization of microfluidic biosensor efficiency by means of fluid flow engineering. Sci. Rep.7(1), 5721 (2017).ADSArticleGoogle Scholar
12.Gómez-Pastora, J., González-Fernández, C., Fallanza, M., Bringas, E. & Ortiz, I. Flow patterns and mass transfer performance of miscible liquid-liquid flows in various microchannels: Numerical and experimental studies. Chem. Eng. J.344, 487–497 (2018).ArticleGoogle Scholar
14.Alorabi, A. Q. et al. On-chip polyelectrolyte coating onto magnetic droplets – towards continuous flow assembly of drug delivery capsules. Lab Chip17, 3785–3795 (2017).CASArticleGoogle Scholar
15.Gómez-Pastora, J. et al. Analysis of separators for magnetic beads recovery: from large systems to multifunctional microdevices. Sep. Purif. Technol.172, 16–31 (2017).ArticleGoogle Scholar
16.Tarn, M. D. & Pamme, N. On-chip magnetic particle-based immunoassays using multilaminar flow for clinical diagnosis. Methods Mol. Biol.1547, 69–83 (2017).CASArticleGoogle Scholar
17.Lv, C. et al. Integrated optofluidic-microfluidic twin channels: toward diverse application of lab-on-a-chip systems. Sci. Rep.6, 19801 (2016).ADSCASArticleGoogle Scholar
18.Gómez-Pastora, J. et al. Magnetic bead separation from flowing blood in a two-phase continuous-flow magnetophoretic microdevice: theoretical analysis through computational fluid dynamics simulation. J. Phys. Chem. C121, 7466–7477 (2017).ArticleGoogle Scholar
19.Furlani, E. P. Magnetic biotransport: analysis and applications. Materials3, 2412–2446 (2010).ADSCASArticleGoogle Scholar
20.Khashan, S. A. & Furlani, E. P. Effects of particle–fluid coupling on particle transport and capture in a magnetophoretic microsystem. Microfluid. Nanofluid.12, 565–580 (2012).ArticleGoogle Scholar
21.Modak, N., Datta, A. & Ganguly, R. Cell separation in a microfluidic channel using magnetic microspheres. Microfluid. Nanofluid.6, 647–660 (2009).CASArticleGoogle Scholar
22.Furlani, E. P., Sahoo, Y., Ng, K. C., Wortman, J. C. & Monk, T. E. A model for predicting magnetic particle capture in a microfluidic bioseparator. Biomed. Microdevices9, 451–463 (2007).CASArticleGoogle Scholar
23.Furlani, E. P. & Sahoo, Y. Analytical model for the magnetic field and force in a magnetophoretic microsystem. J. Phys. D: Appl. Phys.39, 1724–1732 (2006).ADSCASArticleGoogle Scholar
24.Tarn, M. D. et al. The importance of particle type selection and temperature control for on-chip free-flow magnetophoresis. J. Magn. Magn. Mater.321, 4115–4122 (2009).ADSCASArticleGoogle Scholar
25.Fonnum, G., Johansson, C., Molteberg, A., Morup, S. & Aksnes, E. Characterisation of Dynabeads® by magnetization measurements and Mössbauer spectroscopy. J. Magn. Magn. Mater.293, 41–47 (2005).ADSCASArticleGoogle Scholar
26.Xue, W., Moore, L. R., Nakano, N., Chalmers, J. J. & Zborowski, M. Single cell magnetometry by magnetophoresis vs. bulk cell suspension magnetometry by SQUID-MPMS – A comparison. J. Magn. Magn. Mater.474, 152–160 (2019).ADSCASArticleGoogle Scholar
27.Moore, L. R. et al. Continuous, intrinsic magnetic depletion of erythrocytes from whole blood with a quadrupole magnet and annular flow channel; pilot scale study. Biotechnol. Bioeng.115, 1521–1530 (2018).CASArticleGoogle Scholar
28.Furlani, E. P. & Xue, X. Field, force and transport analysis for magnetic particle-based gene delivery. Microfluid Nanofluid.13, 589–602 (2012).CASArticleGoogle Scholar
29.Furlani, E. P. & Xue, X. A model for predicting field-directed particle transport in the magnetofection process. Pharm. Res.29, 1366–1379 (2012).CASArticleGoogle Scholar
30.Furlani, E. P. Permanent Magnet and Electromechanical Devices; Materials, Analysis and Applications, (Academic Press, 2001).
31.Balachandar, S. & Eaton, J. K. Turbulent dispersed multiphase flow. Annu. Rev. Fluid Mech.42, 111–133 (2010).ADSArticleGoogle Scholar
32.Wakaba, L. & Balachandar, S. On the added mass force at finite Reynolds and acceleration number. Theor. Comput. Fluid. Dyn.21, 147–153 (2007).ArticleGoogle Scholar
33.White, F. M. Viscous Fluid Flow, (McGraw-Hill, 1974).
34.Rietema, K. & Van Den Akker, H. E. A. On the momentum equations in dispersed two-phase systems. Int. J. Multiphase Flow9, 21–36 (1983).ArticleGoogle Scholar
35.Furlani, E. P. & Ng, K. C. Analytical model of magnetic nanoparticle transport and capture in the microvasculature. Phys. Rev. E73, 1–10 (2006).ArticleGoogle Scholar
36.Eibl, R., Eibl, D., Pörtner, R., Catapano, G. & Czermak, P. Cell and Tissue Reaction Engineering, (Springer, 2009).
37.Gómez-Pastora, J. et al. Computational modeling and fluorescence microscopy characterization of a two-phase magnetophoretic microsystem for continuous-flow blood detoxification. Lab Chip18, 1593–1606 (2018).ArticleGoogle Scholar
38.Khashan, S. A. & Furlani, E. P. Scalability analysis of magnetic bead separation in a microchannel with an array of soft magnetic elements in a uniform magnetic field. Sep. Purif. Technol.125, 311–318 (2014).CASArticleGoogle Scholar
39.Hirt, C. W. & Sicilian, J. M. A porosity technique for the definition of obstacles in rectangular cell meshes. Proc. Fourth International Conf. Ship Hydro., National Academic of Science, Washington, DC., (1985).
40.Crank, J. Free and Moving Boundary Problems, (Oxford University Press, 1984).
41.Bruus, H. Theoretical Microfluidics, (Oxford University Press, 2008).
42.Liang, L. & Xuan, X. Diamagnetic particle focusing using ferromicrofluidics with a single magnet. Microfluid. Nanofluid.13, 637–643 (2012).
Author information
Edward P. Furlani is deceased.
Affiliations
Department of Chemical and Biomolecular Engineering, ETSIIT, University of Cantabria, Avda. Los Castros s/n, 39005, Santander, SpainJenifer Gómez-Pastora, Eugenio Bringas & Inmaculada Ortiz
Flow Science, Inc, Santa Fe, New Mexico, 87505, USAIoannis H. Karampelas
Department of Chemical and Biological Engineering, University at Buffalo (SUNY), Buffalo, New York, 14260, USAEdward P. Furlani
Department of Electrical Engineering, University at Buffalo (SUNY), Buffalo, New York, 14260, USAEdward P. Furlani
S. Noruzi1 and J. Ahadiyan2* 1– M.Sc. Student, Faculty of Water Sciences Engineering, Shahid Chamran University of Ahvaz, Iran. 2*-Corresponding Author, Associate Professor, Faculty of Water Sciences Engineering, Shahid Chamran University of Ahvaz, Iran.
Abstract
The discharge coefficient of morning glory spillway is decreased with eddies created by vortex at the inlet part of weir. However, a series of specific blades can reduce vortices which result in the spillway efficiency is increased. Hence, in this research numerical modeling of installed breaker blade on morning glory spillway was evaluated using Flow-3D model. To achieve these purposes, morning glory spillway was modeled without and with blades 3, 4 and 6 blades at 45 degree angle. To simulate the turbulence fluctuations, the modified k-e model (RNG k-e) was used and its results were compared to the experimental data. Results showed that by installing blades, the discharge coefficient increases up to 42 percent with 25 percent decreasing in the upstream water level. Moreover, among the three different arrangements of blades, the six-blade model was found to have more satisfactory results than other models. In comparison to control model, for H/D between 0 to 0.1 and 0.1 to 0.2 the discharge coefficient has been increased 40 and 57 percent for six-blade arrangement, respectively.
모닝 글로리의 방류계수는 위어 입구 부분의 와류에 의해 생성된 소용돌이로 감소합니다. 그러나 일련의 특정 블레이드는 와류를 줄여 여수로 효율성을 높일 수 있습니다. 따라서 본 연구에서는 모닝 글로리 여수로에 설치된 브레이커 블레이드의 수치 모델링을 FLOW-3D 모델을 사용하여 평가했습니다. 이러한 목적을 달성하기 위해 모닝 글로리 여수로는 45도 각도로 블레이드 3, 4 및 6 블레이드 있는 모델과 없는 모델로 모델링되었습니다. 난류 변동을 시뮬레이션하기 위해 수정된 k-e 모델 (RNG k-e)을 사용하고 그 결과를 실험 데이터와 비교했습니다. 결과에 따르면 블레이드를 설치하면 상류 수위가 25 % 감소하면서 배출 계수가 42 %까지 증가합니다. 또한 3 개의 서로다른 블레이드 배열 중 6 개 블레이드 모델이 다른 모델보다 더 만족스러운 결과를 나타냈다. 기본 모델과 비교하여 H / D가 0 ~ 0.1 및 0.1 ~ 0.2 인 경우, 6개 블레이드 배열에서 방류계수가 각각 40 % 및 57 % 증가했습니다.
Figure 1 – Dimensions of the vortex bladeFigure 3 – A (Physical model of lotus overflow without blade, b) Physical model of lotus overflow with eddy blades.Figure 5 – Modeling a simple lotus overflow symmetrically in FLOW-3D softwareFigure 7 – Comparison of Ashley flow chart with numerical model and laboratoryFigure 8 – Comparison of flow coefficient diagram – immersion ratio of numerical model with laboratory: a (overflow without blade, b) overflow with three blades, c (overflow with four blades, d) overflow with six blades
Reference
1 -حیدری ارجلو، س.، موسوی جهرمی، س. ح. و ادیب، ا. 1386 .بررسی تاثیر شیب بر تعداد بهینه پلکانها در سرریزهای پلکانی، مجله علوم و مهندسی .)123-136 :)2(33 ،كشاورزی علمی )آبیاری 2 -حاجیپور، گ. 1363 .بررسی آزمایشگاهی تأثیر تیغههای گردابشکن بر هیدرولیک جریان سرریز نیلوفری. پایاننامه كارشناسی ارشد رشته سازههای آبی، دانشکده مهندسی علوم آب، دانشگاه شهید چمران اهواز. 3 -رنجبر ملکشاه، م.، 1363 .بررسی رفتار سرریز نیلوفری با پایین دست تاج پلکانی بوسیله مدلسازی رایانهای، پایاننامه كارشناسی ارشد مهندسی عمران، دانشکده مهندسی عمران، دانشگاه خواجه نصیر طوسی. 4 -رمضانی، س. كاویانپور، م ر. و ع. حسنی نژاد. 1362 .بررسی پارامترهای مؤثر بر آبگذری سرریزهای نیلوفری. هفتمین كنگره ملی مهندسی عمران، دانشکده مهندسی شهید نیکبخت، زاهدان. 1 -سامانی، م. 1331 .طراحی سازههای هیدرولیکی. انتشارات شركت مهندسی مشاور دز آب اهواز 1 -قاسمزاده، ف. 1362 .شبیه سازی مسائل هیدرولیکی در 3D-FLOW .تهران، نوآور. 3 -كمانبدست، 1 ،.موسوی، س.ر. 1361 .مطالعه آزمایشگاهی تأثیر تعداد و زاویه گرداب شکن بر مشخصات جریان در سرریز نیلوفری مربعی، نشریه علوم آب و خاک )غعلوم و فنون كشاورزی و منابع طبیعی(، سال بیستم، شماره 38 ،صفحه 182-131 . 8 -نظری پوركیانی، ع ا. 1363 .بررسی فشار و سرعت جریان در سرریز نیلوفری سد البرز با استفاده از نرمافزار 3D-FLOW .اولین كنفرانس سراسری توسعه محوری مهندسی عمران، معماری، برق و مکانیک ایران. 6 -نوحانی، ا.، جمالی امام قیس، ر. 1364 .بررسی آزمایشگاهی تأثیرشکل تیغه های ضد گرداب برراندمان تخلیهی سرریزهای نیلوفری، نشریه آبیاری و زهکشی ایران، جلد 6 ،شماره 1 ،صفحه 346-341 . 10-Akbari, A A., Nohani, E and A. Afrous. 2015. Numerical study of the effect of anti-vortex plates on the inflow pattern in shaft spillways. Indian Journal of Fundamental and Applied Life Sciences, 5(S1): 3819-3826. 11-Anonymous, 1965. Design of Small Dams. Water Resources Technical publication, U.S Department of the interior Bureau of Reclamation. 12-Bagheri, A., Shafai Bajestan, M., Mousavi Jahromi, H., Kashkuli, H. and H. Sedghi. 2010. Hydraulic evaluation of the flow over polyhedral morning glory spillways. Word Applied Sciences Journal, 9(7): 712-717. 13- Fattor, C. A. and J. D. Bacchiega. 2003. Analysis of instabilities in the charge of regime in morning glory spillways. Journal of Hydraulic Research, 40(4): 114-123. 14- Khatsuria, R. M. 2005. Hydraulics of spillways and energy dissipaters. Marcel Dekker. Department of Civil and Environmental Engineering Georgia, Institute of Technology Atlanta, Newyork, USA. 15-Mousavi. S. R., Kamanbedast, A.A., and H. Fathian. 2013. Experimental investigation of the effect of number of anti-vortex piers on submergence threshold in morning glory spillway with square inlet. Technical Journal of Engineering and Applied Sciences, 3(24): 3534-3540. 16- Novak, P. 2007. Hydraulic Structures, Fourth edition published by Taylor and Francis. University of New Castle upon, Tyne, UK, Landon and Network. 17-Tavana, M H., Mousavi Jahromi, H., Shafai Bajestan, M., Masjedi, A. R. and H. Sedghi. 2011. Optimization of number and direction of vortex breakers in the morning glory spillway using physical model. Economy, Environmental and Conservation Journal, 17(2): 435-440. 18-Vresteeg. H. K and W. Malalasekera. 1995. An introduction to computational fluid dynamics. Longman Scientific and Technical. New York. 19-Yakhot. V and L. M. Smith. 1992. The renormalization group. The e-expansion and of turbulence models. Journal of Computing, 7(1): 35-61.
DNA 프린팅 통합 멀티플렉서 드라이버 Microelectronic Mechanical System Head (IDMH) 및 Microfluidic Flow Estimation
by Jian-Chiun Liou 1,*,Chih-Wei Peng 1,Philippe Basset 2 andZhen-Xi Chen 11School of Biomedical Engineering, Taipei Medical University, Taipei 11031, Taiwan2ESYCOM, Université Gustave Eiffel, CNRS, CNAM, ESIEE Paris, F-77454 Marne-la-Vallée, France*Author to whom correspondence should be addressed.
Abstract
The system designed in this study involves a three-dimensional (3D) microelectronic mechanical system chip structure using DNA printing technology. We employed diverse diameters and cavity thickness for the heater. DNA beads were placed in this rapid array, and the spray flow rate was assessed. Because DNA cannot be obtained easily, rapidly deploying DNA while estimating the total amount of DNA being sprayed is imperative. DNA printings were collected in a multiplexer driver microelectronic mechanical system head, and microflow estimation was conducted. Flow-3D was used to simulate the internal flow field and flow distribution of the 3D spray room. The simulation was used to calculate the time and pressure required to generate heat bubbles as well as the corresponding mean outlet speed of the fluid. The “outlet speed status” function in Flow-3D was used as a power source for simulating the ejection of fluid by the chip nozzle. The actual chip generation process was measured, and the starting voltage curve was analyzed. Finally, experiments on flow rate were conducted, and the results were discussed. The density of the injection nozzle was 50, the size of the heater was 105 μm × 105 μm, and the size of the injection nozzle hole was 80 μm. The maximum flow rate was limited to approximately 3.5 cc. The maximum flow rate per minute required a power between 3.5 W and 4.5 W. The number of injection nozzles was multiplied by 100. On chips with enlarged injection nozzle density, experiments were conducted under a fixed driving voltage of 25 V. The flow curve obtained from various pulse widths and operating frequencies was observed. The operating frequency was 2 KHz, and the pulse width was 4 μs. At a pulse width of 5 μs and within the power range of 4.3–5.7 W, the monomer was injected at a flow rate of 5.5 cc/min. The results of this study may be applied to estimate the flow rate and the total amount of the ejection liquid of a DNA liquid.
이 연구에서 설계된 시스템은 DNA 프린팅 기술을 사용하는 3 차원 (3D) 마이크로 전자 기계 시스템 칩 구조를 포함합니다. 히터에는 다양한 직경과 캐비티 두께를 사용했습니다. DNA 비드를 빠른 어레이에 배치하고 스프레이 유속을 평가했습니다.
DNA를 쉽게 얻을 수 없기 때문에 DNA를 빠르게 배치하면서 스프레이 되는 총 DNA 양을 추정하는 것이 필수적입니다. DNA 프린팅은 멀티플렉서 드라이버 마이크로 전자 기계 시스템 헤드에 수집되었고 마이크로 플로우 추정이 수행되었습니다.
Flow-3D는 3D 스프레이 룸의 내부 유동장과 유동 분포를 시뮬레이션 하는데 사용되었습니다. 시뮬레이션은 열 거품을 생성하는데 필요한 시간과 압력뿐만 아니라 유체의 해당 평균 출구 속도를 계산하는데 사용되었습니다.
Flow-3D의 “출구 속도 상태”기능은 칩 노즐에 의한 유체 배출 시뮬레이션을 위한 전원으로 사용되었습니다. 실제 칩 생성 프로세스를 측정하고 시작 전압 곡선을 분석했습니다. 마지막으로 유속 실험을 하고 그 결과를 논의했습니다. 분사 노즐의 밀도는 50, 히터의 크기는 105μm × 105μm, 분사 노즐 구멍의 크기는 80μm였다. 최대 유량은 약 3.5cc로 제한되었습니다. 분당 최대 유량은 3.5W에서 4.5W 사이의 전력이 필요했습니다. 분사 노즐의 수에 100을 곱했습니다. 분사 노즐 밀도가 확대 된 칩에 대해 25V의 고정 구동 전압에서 실험을 수행했습니다. 얻은 유동 곡선 다양한 펄스 폭과 작동 주파수에서 관찰되었습니다. 작동 주파수는 2KHz이고 펄스 폭은 4μs입니다. 5μs의 펄스 폭과 4.3–5.7W의 전력 범위 내에서 단량체는 5.5cc / min의 유속으로 주입되었습니다. 이 연구의 결과는 DNA 액체의 토 출액의 유량과 총량을 추정하는 데 적용될 수 있습니다.
잉크젯 프린트 헤드 기술은 매우 중요하며, 잉크젯 기술의 거대한 발전은 주로 잉크젯 프린트 헤드 기술의 원리 개발에서 시작되었습니다. 잉크젯 인쇄 연구를 위한 대규모 액적 생성기 포함 [ 1 , 2 , 3 , 4 , 5 , 6 , 7 , 8]. 연속 식 잉크젯 시스템은 고주파 응답과 고속 인쇄의 장점이 있습니다. 그러나이 방법의 잉크젯 프린트 헤드의 구조는 더 복잡하고 양산이 어려운 가압 장치, 대전 전극, 편향 전계가 필요하다. 주문형 잉크젯 시스템의 잉크젯 프린트 헤드는 구조가 간단하고 잉크젯 헤드의 다중 노즐을 쉽게 구현할 수 있으며 디지털화 및 색상 지정이 쉽고 이미지 품질은 비교적 좋지만 일반적인 잉크 방울 토출 속도는 낮음 [ 9 , 10 , 11 ].
핫 버블 잉크젯 헤드의 총 노즐 수는 수백 또는 수천에 달할 수 있습니다. 노즐은 매우 미세하여 풍부한 조화 색상과 부드러운 메쉬 톤을 생성할 수 있습니다. 잉크 카트리지와 노즐이 일체형 구조를 이루고 있으며, 잉크 카트리지 교체시 잉크젯 헤드가 동시에 업데이트되므로 노즐 막힘에 대한 걱정은 없지만 소모품 낭비가 발생하고 상대적으로 높음 비용. 주문형 잉크젯 기술은 배출해야 하는 그래픽 및 텍스트 부분에만 잉크 방울을 배출하고 빈 영역에는 잉크 방울이 배출되지 않습니다. 이 분사 방법은 잉크 방울을 충전할 필요가 없으며 전극 및 편향 전기장을 충전할 필요도 없습니다. 노즐 구조가 간단하고 노즐의 멀티 노즐 구현이 용이하며, 출력 품질이 더욱 개선되었습니다. 펄스 제어를 통해 디지털화가 쉽습니다. 그러나 잉크 방울의 토출 속도는 일반적으로 낮습니다. 열 거품 잉크젯, 압전 잉크젯 및 정전기 잉크젯의 세 가지 일반적인 유형이 있습니다. 물론 다른 유형이 있습니다.
압전 잉크젯 기술의 실현 원리는 인쇄 헤드의 노즐 근처에 많은 소형 압전 세라믹을 배치하면 압전 크리스탈이 전기장의 작용으로 변형됩니다. 잉크 캐비티에서 돌출되어 노즐에서 분사되는 패턴 데이터 신호는 압전 크리스탈의 변형을 제어한 다음 잉크 분사량을 제어합니다. 압전 MEMS 프린트 헤드를 사용한 주문형 드롭 하이브리드 인쇄 [ 12]. 열 거품 잉크젯 기술의 실현 원리는 가열 펄스 (기록 신호)의 작용으로 노즐의 발열체 온도가 상승하여 근처의 잉크 용매가 증발하여 많은 수의 핵 형성 작은 거품을 생성하는 것입니다. 내부 거품의 부피는 계속 증가합니다. 일정 수준에 도달하면 생성된 압력으로 인해 잉크가 노즐에서 분사되고 최종적으로 기판 표면에 도달하여 패턴 정보가 재생됩니다 [ 13 , 14 , 15 , 16 , 17 , 18 ].
“3D 제품 프린팅”및 “증분 빠른 제조”의 의미는 진화했으며 모든 증분 제품 제조 기술을 나타냅니다. 이는 이전 제작과는 다른 의미를 가지고 있지만, 자동 제어 하에 소재를 쌓아 올리는 3D 작업 제작 과정의 공통적 인 특징을 여전히 반영하고 있습니다 [ 19 , 20 , 21 , 22 , 23 , 24 ].
이 개발 시스템은 열 거품 분사 기술입니다. 이 빠른 어레이에 DNA 비드를 배치하고 스프레이 유속을 평가하기 위해 다른 히터 직경과 캐비티 두께를 설계하는 것입니다. DNA 제트 칩의 부스트 회로 시스템은 큰 흐름을 구동하기위한 신호 소스입니다. 목적은 분사되는 DNA 용액의 양과 출력을 조정하는 것입니다. 입력 전압을 더 높은 출력 전압으로 변환해야 하는 경우 부스트 컨버터가 유일한 선택입니다. 부스트 컨버터는 내부 금속 산화물 반도체 전계 효과 트랜지스터 (MOSFET)를 통해 전압을 충전하여 부스트 출력의 목적을 달성하고, MOSFET이 꺼지면 인덕터는 부하 정류를 통해 방전됩니다.
인덕터의 충전과 방전 사이의 변환 프로세스는 인덕터를 통한 전압의 방향을 반대로 한 다음 점차적으로 입력 작동 전압보다 높은 전압을 증가시킵니다. MOSFET의 스위칭 듀티 사이클은 확실히 부스트 비율을 결정합니다. MOSFET의 정격 전류와 부스트 컨버터의 부스트 비율은 부스트 컨버터의 부하 전류의 상한을 결정합니다. MOSFET의 정격 전압은 출력 전압의 상한을 결정합니다. 일부 부스트 컨버터는 정류기와 MOSFET을 통합하여 동기식 정류를 제공합니다. 통합 MOSFET은 정확한 제로 전류 턴 오프를 달성하여 부스트 변압기를 보다 효율적으로 만듭니다. 최대 전력 점 추적 장치를 통해 입력 전력을 실시간으로 모니터링합니다. 입력 전압이 최대 입력 전력 지점에 도달하면 부스트 컨버터가 작동하기 시작하여 부스트 컨버터가 최대 전력 출력 지점으로 유리 기판에 DNA 인쇄를 하는 데 적합합니다. 일정한 온 타임 생성 회로를 통해 온 타임이 온도 및 칩의 코너 각도에 영향을 받지 않아 시스템의 안정성이 향상됩니다.
잉크젯 프린트 헤드에 사용되는 기술은 매우 중요합니다. 잉크젯 기술의 엄청난 발전은 주로 잉크젯 프린팅에 사용되는 대형 액적 이젝터 [ 1 , 2 , 3 , 4 , 5 , 6 , 7 , 8 ]를 포함하여 잉크젯 프린트 헤드 기술의 이론 개발에서 시작되었습니다 . 연속 잉크젯 시스템은 고주파 응답과 고속 인쇄의 장점을 가지고 있습니다. 잉크젯 헤드의 총 노즐 수는 수백 또는 수천에 달할 수 있으며 이러한 노즐은 매우 복잡합니다. 노즐은 풍부하고 조화로운 색상과 부드러운 메쉬 톤을 생성할 수 있습니다 [ 9 , 10 ,11 ]. 잉크젯은 열 거품 잉크젯, 압전 잉크젯 및 정전 식 잉크젯의 세 가지 주요 유형으로 분류할 수 있습니다. 다른 유형도 사용 중입니다. 압전 잉크젯의 기능은 다음과 같습니다. 많은 소형 압전 세라믹이 잉크젯 헤드 노즐 근처에 배치됩니다. 압전 결정은 전기장 아래에서 변형됩니다. 그 후, 잉크는 잉크 캐비티에서 압착되어 노즐에서 배출됩니다. 패턴의 데이터 신호는 압전 결정의 변형을 제어한 다음 분사되는 잉크의 양을 제어합니다. 압전 마이크로 전자 기계 시스템 (MEMS) 잉크젯 헤드는 하이브리드 인쇄에 사용됩니다. [ 12]. 열 버블 잉크젯 기술은 다음과 같이 작동합니다. 가열 펄스 (즉, 기록 신호) 하에서 노즐의 가열 구성 요소의 온도가 상승하여 근처의 잉크 용매를 증발시켜 많은 양의 작은 핵 기포를 생성합니다. 내부 기포의 부피가 지속적으로 증가합니다. 압력이 일정 수준에 도달하면 노즐에서 잉크가 분출되고 잉크가 기판 표면에 도달하여 패턴과 메시지가 표시됩니다 [ 13 , 14 , 15 , 16 , 17 , 18 ].
3 차원 (3D) 제품 프린팅 및 빠른 프로토 타입 기술의 발전에는 모든 빠른 프로토 타입의 생산 기술이 포함됩니다. 래피드 프로토 타입 기술은 기존 생산 방식과는 다르지만 3D 제품 프린팅 생산 과정의 일부 특성을 공유합니다. 구체적으로 자동 제어 [ 19 , 20 , 21 , 22 , 23 , 24 ] 하에서 자재를 쌓아 올립니다 .
이 연구에서 개발된 시스템은 열 기포 방출 기술을 사용했습니다. 이 빠른 어레이에 DNA 비드를 배치하기 위해 히터에 대해 다른 직경과 다른 공동 두께가 사용되었습니다. 그 후, 스프레이 유속을 평가했다. DNA 제트 칩의 부스트 회로 시스템은 큰 흐름을 구동하기위한 신호 소스입니다. 목표는 분사되는 DNA 액체의 양과 출력을 조정하는 것입니다. 입력 전압을 더 높은 출력 전압으로 수정해야하는 경우 승압 컨버터가 유일한 옵션입니다. 승압 컨버터는 내부 금속 산화물 반도체 전계 효과 트랜지스터 (MOSFET)를 충전하여 출력 전압을 증가시킵니다. MOSFET이 꺼지면 부하 정류를 통해 인덕턴스가 방전됩니다. 충전과 방전 사이에서 인덕터를 변경하는 과정은 인덕터를 통과하는 전압의 방향을 변경합니다. 전압은 입력 작동 전압을 초과하는 지점까지 점차적으로 증가합니다. MOSFET 스위치의 듀티 사이클은 부스트 비율을 결정합니다. MOSFET의 승압 컨버터의 정격 전류와 부스트 비율은 승압 컨버터의 부하 전류의 상한을 결정합니다. MOSFET의 정격 전류는 출력 전압의 상한을 결정합니다. 일부 승압 컨버터는 정류기와 MOSFET을 통합하여 동기식 정류를 제공합니다. 통합 MOSFET은 정밀한 제로 전류 셧다운을 실현할 수 있으므로 셋업 컨버터의 효율성을 높일 수 있습니다. 최대 전력 점 추적 장치는 입력 전력을 실시간으로 모니터링하는 데 사용되었습니다. 입력 전압이 최대 입력 전력 지점에 도달하면 승압 컨버터가 작동을 시작합니다. 스텝 업 컨버터는 DNA 프린팅을 위한 최대 전력 출력 포인트가 있는 유리 기판에 사용됩니다.
MEMS Chip Design for Bubble Jet
이 연구는 히터 크기, 히터 번호 및 루프 저항과 같은 특정 매개 변수를 조작하여 5 가지 유형의 액체 배출 챔버 구조를 설계했습니다. 표 1 은 측정 결과를 나열합니다. 이 시스템은 다양한 히터의 루프 저항을 분석했습니다. 100 개 히터 설계를 완료하기 위해 2 세트의 히터를 사용하여 각 단일 회로 시리즈를 통과하기 때문에 100 개의 히터를 설계할 때 총 루프 저항은 히터 50 개의 총 루프 저항보다 하나 더 커야 합니다. 이 연구에서 MEMS 칩에서 기포를 배출하는 과정에서 저항 층의 면저항은 29 Ω / m 2입니다. 따라서 모델 A의 총 루프 저항이 가장 컸습니다. 일반 사이즈 모델 (모델 B1, C, D, E)의 두 배였습니다. 모델 B1, C, D 및 E의 총 루프 저항은 약 29 Ω / m 2 입니다. 표 1 에 따르면 오류 범위는 허용된 설계 값 이내였습니다. 따라서야 연구에서 설계된 각 유형의 단일 칩은 동일한 생산 절차 결과를 가지며 후속 유량 측정에 사용되었습니다.
Table 1. List of resistance measurement of single circuit resistance.
DNA를 뿌린 칩의 파워가 정상으로 확인되면 히터 버블의 성장 특성을 테스트하고 검증했습니다. DNA 스프레이 칩의 필름 두께와 필름 품질은 히터의 작동 조건과 스프레이 품질에 영향을 줍니다. 따라서 기포 성장 현상과 그 성장 특성을 이해하면 본 연구에서 DNA 스프레이 칩의 특성과 작동 조건을 명확히 하는 데 도움이 됩니다.
설계된 시스템은 기포 성장 조건을 관찰하기 위해 개방형 액체 공급 방법을 채택했습니다. 이미지 관찰을 위해 발광 다이오드 (LED, Nichia NSPW500GS-K1, 3.1V 백색 LED 5mm)를 사용하는 동기식 플래시 방식을 사용하여 동기식 지연 광원을 생성했습니다. 이 시스템은 또한 전하 결합 장치 (CCD, Flir Grasshopper3 GigE GS3-PGE-50S5C-C)를 사용하여 이미지를 캡처했습니다. 그림 1핵 형성, 성장, 거품 생성에서 소산에 이르는 거품의 과정을 보여줍니다. 이 시스템은 기포의 성장 및 소산 과정을 확인하여 시작 전압을 관찰하는 데 사용할 수 있습니다. 마이크로 채널의 액체 공급 방법은 LED가 깜빡이는 시간을 가장 큰 기포 발생에 필요한 시간 (15μs)으로 설정했습니다. 이 디자인은 부적합한 깜박임 시간으로 인한 잘못된 판단과 거품 이미지 캡처 불가능을 방지합니다.
Figure 1. The system uses CCD to capture images.
<내용 중략>…….
Table 2. Open pool test starting voltage results.Figure 2. Serial input parallel output shift registers forms of connection.Figure 3. The geometry of the jet cavity. (a) The actual DNA liquid chamber, (b) the three-dimensional view of the microfluidic single channel. A single-channel jet cavity with 60 μm diameter and 50 μm thickness, with an operating frequency of 5 KHz, in (a) three-dimensional side view (b) X-Z two-dimensional cross-sectional view, at 10, 20, 30, 40 and 200 μs injection conditions.Figure 4. Calculate and simulate the injection of water in a single-channel injection chamber with a nozzle diameter of 60 μm and a thickness of 50 μm, at an operating frequency of 5 KHz, in the X-Y two-dimensional cross-sectional view, at 10, 20, 30, 40 and 200 μs.Figure 5 depicts the calculation results of the 2D X-Z cross section. At 100 μs and 200 μs, the fluid injection orifice did not completely fill the chamber. This may be because the size of the single-channel injection cavity was unsuitable for the highest operating frequency of 10 KHz. Thus, subsequent calculation simulations employed 5 KHz as the reference operating frequency. The calculation simulation results were calculated according to the operating frequency of the impact. Figure 6 illustrates the injection cavity height as 60 μm and 30 μm and reveals the 2D X-Y cross section. At 100 μs and 200 μs, the fluid injection orifice did not completely fill the chamber. In those stages, the fluid was still filling the chamber, and the flow field was not yet stable.Figure 6. Calculate and simulate water in a single-channel spray chamber with a spray hole diameter of 60 μm and a thickness of 50 μm, with an operating frequency of 10 KHz, in an XY cross-sectional view, at 10, 20, 30, 40, 100, 110, 120, 130, 140 and 200 μs injection situation.Figure 7. The DNA printing integrated multiplexer driver MEMS head (IDMH).Figure 8. The initial voltage diagrams of chip number A,B,C,D,E type.Figure 9. The initial energy diagrams of chip number A,B,C,D,E type.Figure 10. A Type-Sample01 flow test.Figure 11. A Type-Sample01 drop volume.Figure 12. A Type-Sample01 flow rate.Figure 13. B1-00 flow test.Figure 14. C Type-01 flow test.Figure 15. D Type-02 flow test.Figure 16. E1 type flow test.Figure 17. E1 type ejection rate relationship.
Conclusions
이 연구는 DNA 프린팅 IDMH를 제공하고 미세 유체 흐름 추정을 수행했습니다. 설계된 DNA 스프레이 캐비티와 20V의 구동 전압에서 다양한 펄스 폭의 유동 성능이 펄스 폭에 따라 증가하는 것으로 밝혀졌습니다.
E1 유형 유량 테스트는 해당 유량이 3.1cc / min으로 증가함에 따라 유량이 전력 변화에 영향을 받는 것으로 나타났습니다. 동력이 증가함에 따라 유량은 0.75cc / min에서 3.5cc / min으로 최대 6.5W까지 증가했습니다. 동력이 더 증가하면 유량은 에너지와 함께 증가하지 않습니다. 이것은 이 테이블 디자인이 가장 크다는 것을 보여줍니다. 유속은 3.5cc / 분이었다. 작동 주파수가 2KHz이고 펄스 폭이 4μs 및 5μs 인 특수 설계된 DNA 스프레이 룸 구조에서 다양한 전력 조건 하에서 유량 변화를 관찰했습니다. 4.3–5.87 W의 출력 범위 내에서 주입 된 모노머의 유속은 5.5cc / 분이었습니다. 이것은 힘이 증가해도 변하지 않았습니다. DNA는 귀중하고 쉽게 얻을 수 없습니다. 이 실험을 통해 우리는 DNA가 뿌려진 마이크로 어레이 바이오칩의 수천 개의 지점에 필요한 총 DNA 양을 정확하게 추정 할 수 있습니다.
<내용 중략>…….
References
Pydar, O.; Paredes, C.; Hwang, Y.; Paz, J.; Shah, N.; Candler, R. Characterization of 3D-printed microfluidic chip interconnects with integrated O-rings. Sens. Actuators Phys.2014, 205, 199–203. [Google Scholar] [CrossRef]
Ohtani, K.; Tsuchiya, M.; Sugiyama, H.; Katakura, T.; Hayakawa, M.; Kanai, T. Surface treatment of flow channels in microfluidic devices fabricated by stereolitography. J. Oleo Sci.2014, 63, 93–96. [Google Scholar] [CrossRef]
Castrejn-Pita, J.R.; Martin, G.D.; Hoath, S.D.; Hutchings, I.M. A simple large-scale droplet generator for studies of inkjet printing. Rev. Sci. Instrum.2008, 79, 075108. [Google Scholar] [CrossRef] [PubMed]
Asai, A. Application of the nucleation theory to the design of bubble jet printers. Jpn. J. Appl. Phys. Regul. Rap. Short Notes1989, 28, 909–915. [Google Scholar] [CrossRef]
Aoyama, R.; Seki, M.; Hong, J.W.; Fujii, T.; Endo, I. Novel Liquid Injection Method with Wedge-shaped Microchannel on a PDMS Microchip System for Diagnostic Analyses. In Transducers’ 01 Eurosensors XV; Springer: Berlin, Germany, 2001; pp. 1204–1207. [Google Scholar]
Xu, B.; Zhang, Y.; Xia, H.; Dong, W.; Ding, H.; Sun, H. Fabrication and multifunction integration of microfluidic chips by femtosecond laser direct writing. Lab Chip2013, 13, 1677–1690. [Google Scholar] [CrossRef] [PubMed]
Nayve, R.; Fujii, M.; Fukugawa, A.; Takeuchi, T.; Murata, M.; Yamada, Y. High-Resolution long-array thermal ink jet printhead fabricated by anisotropic wet etching and deep Si RIE. J. Microelectromech. Syst.2004, 13, 814–821. [Google Scholar] [CrossRef]
O’Connor, J.; Punch, J.; Jeffers, N.; Stafford, J. A dimensional comparison between embedded 3D: Printed and silicon microchannesl. J. Phys. Conf. Ser.2014, 525, 012009. [Google Scholar] [CrossRef]
Fang, Y.J.; Lee, J.I.; Wang, C.H.; Chung, C.K.; Ting, J. Modification of heater and bubble clamping behavior in off-shooting inkjet ejector. In Proceedings of the IEEE Sensors, Irvine, CA, USA, 30 October–3 November 2005; pp. 97–100. [Google Scholar]
Lee, W.; Kwon, D.; Choi, W.; Jung, G.; Jeon, S. 3D-Printed microfluidic device for the detection of pathogenic bacteria using size-based separation in helical channel with trapezoid cross-section. Sci. Rep.2015, 5, 7717. [Google Scholar] [CrossRef] [PubMed]
Shin, D.Y.; Smith, P.J. Theoretical investigation of the influence of nozzle diameter variation on the fabrication of thin film transistor liquid crystal display color filters. J. Appl. Phys.2008, 103, 114905-1–114905-11. [Google Scholar] [CrossRef]
Kim, Y.; Kim, S.; Hwang, J.; Kim, Y. Drop-on-Demand hybrid printing using piezoelectric MEMS printhead at various waveforms, high voltages and jetting frequencies. J. Micromech. Microeng.2013, 23, 8. [Google Scholar] [CrossRef]
Shin, S.J.; Kuka, K.; Shin, J.W.; Lee, C.S.; Oha, Y.S.; Park, S.O. Thermal design modifications to improve firing frequency of back shooting inkjet printhead. Sens. Actuators Phys.2004, 114, 387–391. [Google Scholar] [CrossRef]
Rose, D. Microfluidic Technologies and Instrumentation for Printing DNA Microarrays. In Microarray Biochip Technology; Eaton Publishing: Norwalk, CT, USA, 2000; p. 35. [Google Scholar]
Wu, D.; Wu, S.; Xu, J.; Niu, L.; Midorikawa, K.; Sugioka, K. Hybrid femtosecond laser microfabrication to achieve true 3D glass/polymer composite biochips with multiscale features and high performance: The concept of ship-in-abottle biochip. Laser Photon. Rev.2014, 8, 458–467. [Google Scholar] [CrossRef]
McIlroy, C.; Harlen, O.; Morrison, N. Modelling the jetting of dilute polymer solutions in drop-on-demand inkjet printing. J. Non Newton. Fluid Mech.2013, 201, 17–28. [Google Scholar] [CrossRef]
Anderson, K.; Lockwood, S.; Martin, R.; Spence, D. A 3D printed fluidic device that enables integrated features. Anal. Chem.2013, 85, 5622–5626. [Google Scholar] [CrossRef] [PubMed]
Avedisian, C.T.; Osborne, W.S.; McLeod, F.D.; Curley, C.M. Measuring bubble nucleation temperature on the surface of a rapidly heated thermal ink-jet heater immersed in a pool of water. Proc. R. Soc. A Lond. Math. Phys. Sci.1999, 455, 3875–3899. [Google Scholar] [CrossRef]
Lim, J.H.; Kuk, K.; Shin, S.J.; Baek, S.S.; Kim, Y.J.; Shin, J.W.; Oh, Y.S. Failure mechanisms in thermal inkjet printhead analyzed by experiments and numerical simulation. Microelectron. Reliab.2005, 45, 473–478. [Google Scholar] [CrossRef]
Shallan, A.; Semjkal, P.; Corban, M.; Gujit, R.; Breadmore, M. Cost-Effective 3D printing of visibly transparent microchips within minutes. Anal. Chem.2014, 86, 3124–3130. [Google Scholar] [CrossRef] [PubMed]
Cavicchi, R.E.; Avedisian, C.T. Bubble nucleation and growth anomaly for a hydrophilic microheater attributed to metastable nanobubbles. Phys. Rev. Lett.2007, 98, 124501. [Google Scholar] [CrossRef] [PubMed]
Kamei, K.; Mashimo, Y.; Koyama, Y.; Fockenberg, C.; Nakashima, M.; Nakajima, M.; Li, J.; Chen, Y. 3D printing of soft lithography mold for rapid production of polydimethylsiloxane-based microfluidic devices for cell stimulation with concentration gradients. Biomed. Microdevices2015, 17, 36. [Google Scholar] [CrossRef] [PubMed]
Shin, S.J.; Kuka, K.; Shin, J.W.; Lee, C.S.; Oha, Y.S.; Park, S.O. Firing frequency improvement of back shooting inkjet printhead by thermal management. In Proceedings of the TRANSDUCERS’03. 12th International Conference on Solid-State Sensors.Actuators and Microsystems. Digest of Technical Papers (Cat. No.03TH8664), Boston, MA, USA, 8–12 June 2003; Volume 1, pp. 380–383. [Google Scholar]
Laio, X.; Song, J.; Li, E.; Luo, Y.; Shen, Y.; Chen, D.; Chen, Y.; Xu, Z.; Sugoioka, K.; Midorikawa, K. Rapid prototyping of 3D microfluidic mixers in glass by femtosecond laser direct writing. Lab Chip2012, 12, 746–749. [Google Scholar] [CrossRef] [PubMed]
Jae-Seol Shim†, Jinah Kim†, Dong-Chul Kim‡, Kiyoung Heo†, Kideok Do†, Sun-Jung Park ‡ † Coastal Disaster Research Center, Korea Institute of Ocean Science & Technology, 426-744, Ansan, Gyeonggi, Korea jsshim@kiost.ac jakim@kiost.ac kyheo21@kiost.ac kddo@kiost.ac ‡ Technology R&D Institute Hyein E&C Co., Ltd., Seoul 157-861, Korea skkkdc@chol.com Nayana_sj@nate.com
ABSTRACT
Shim, J., Kim, J., Kim, D., Heo, K., Do, K., Park, S., 2013. Storm surge inundation simulations comparing threedimensional with two-dimensional models based on Typhoon Maemi over Masan Bay of South Korea. In: Conley, D.C., Masselink, G., Russell, P.E. and O’Hare, T.J. (eds.), Proceedings 12th International Coastal Symposium (Plymouth, England), Journal of Coastal Research, Special Issue No. 65, pp. 392-397, ISSN 0749-0208. Severe storm surge inundation was caused by the typhoon Maemi in Masan Bay, South Korea in September 2003. To investigate the differences in the storm surge inundation simulated by three-dimensional (3D) and two-dimensional models, we used the ADvanced CIRCulation model (ADCIRC) and 3D computational fluid dynamics (CFD) model (FLOW3D). The simulation results were compared to the flood plain map of Masan Bay following the typhoon Maemi. To improve the accuracy of FLOW3D, we used a high-resolution digital surface model with a few tens of centimeterresolution, produced by aerial LIDAR survey. Comparison of the results between ADCRIC and FLOW3D simulations shows that the inclusion of detailed information on buildings and topography has an impact, delaying seawater propagation and resulting in a reduced inundation depth and flooding area. Furthermore, we simulated the effect of the installation of a storm surge barrier on the storm surge inundation. The barrier acted to decrease the water volume of the inundation and delayed the arrival time of the storm surge, implying that the storm surge barrier provides more time for residents’ evacuation.
Keywords: Typhoon Maemi, digital surface elevation model, Reynolds-Averaged NavierStokes equations.
2003 년 9 월 대한민국 마산만 태풍 매미에 의해 심한 폭풍 해일 침수가 발생했습니다. 3 차원 (3D) 및 2 차원 모델로 시뮬레이션 한 폭풍 해일 침수의 차이를 조사하기 위해 ADvanced CIRCulation 모델 ( ADCIRC) 및 3D 전산 유체 역학 (CFD) 모델 (FLOW3D).
시뮬레이션 결과는 태풍 매미 이후 마산만 범람원 지도와 비교되었다. FLOW-3D의 정확도를 높이기 위해 우리는 항공 LIDAR 측량으로 생성된 수십 센티미터 해상도의 고해상도 디지털 표면 모델을 사용했습니다.
ADCRIC과 FLOW3D 시뮬레이션의 결과를 비교하면 건물과 지형에 대한 자세한 정보를 포함하면 해수 전파가 지연되고 침수 깊이와 침수 면적이 감소하는 것으로 나타났습니다.
또한, 폭풍 해일 침수에 대한 폭풍 해일 장벽 설치의 효과를 시뮬레이션했습니다. 이 장벽은 침수 물량을 줄이고 폭풍 해일 도착 시간을 지연시키는 역할을 하여 폭풍 해일 장벽이 주민들의 대피에 더 많은 시간을 제공한다는 것을 의미합니다.
INTRODUCTION
2003 년 9 월 12 일 태풍 매미로 인한 강한 폭풍 해일이 남해안을 강타했습니다. 마산 만 일대는 심한 폭풍우 침수로 인해 최악의 피해를 입었고 광범위한 홍수를 겪었습니다. 따라서 마산 만에 예방 체계를 구축하기 위해 폭풍 해일에 의한 침수에 대한 수치 예측을 시도하는 선행 연구가 수행되었다 (Park et al. 2011).
그러나 일반적인 2 차원 (2D) 또는 3 차원 (3D) 수압 가정을 사용할 때 지형의 해상도는 복잡한 해안 구조를 표현하기에 충분하지 않습니다. 따라서 우리는 마산 만의 고해상도 지형도를 통해 전산 유체 역학 (CFD)의 침수 시뮬레이션을 제시한다.
태풍 매미는 2003 년 9 월 12 일 12시 (UTC)에 한반도에 상륙하여 남동부 해안을 따라 추적했습니다 (그림 1). 2003 년 9 월 13 일 6시 (UTC)에 동 일본해로 이동하여 온대 저기압이되었습니다.
풍속과 기압면에서 한국을 강타한 가장 강력한 태풍 중 하나입니다. 특히 마산 만에 접해있는 마산시는 폭풍 해일 홍수로 최악의 피해를 입어 32 명이 사망하고 심각한 해안 피해를 입었다. 태풍이 지나가는 동안 중앙 기압은 950hPa, 진행 속도는 45kmh-1로 마산항의 조 위계를 통해 최대 약 2.3m의 서지 높이를 기록했다.
마산 만에 접한 주거 및 상업 지역은 홍수가 심했고 지하 시설은 폭풍 해일로 침수로 어려움을 겪었습니다 (Yasuda et al. 2005). 이 논문에서는 3D CFD 모델 (FLOW 3D)과 2D ADvanced CIRCulation 모델 (ADCIRC)을 사용하여 기록 된 마산 만에서 가장 큰 폭풍 해일 중 하나에 의해 생성 된 해안 침수를 시뮬레이션했습니다.
건물의 높이와 공간 정보를 포함하는 디지털 표면 모델 (DSM)은 LiDAR (Airborne Light Detection and Ranging)에 의해 만들어졌으며, 폭풍 해일 침수 모델, 즉 3D CFD 모델 (FLOW 3D)의 입력 데이터로 사용되었습니다. ). 또한 ADCIRC의 시뮬레이션 결과는 FLOW3D의 경계 조건으로 사용됩니다.
본 연구의 목적은 극심한 침수 높이와 해안 육지로의 범람을 포함하여 마산 만에서 태풍 매미로 인한 폭풍 해일 침수를 재현하는 것이다.
<중략>………………
Figure 1. The best track and the central pressures of the
typhoon Maemi from the Joint Typhoon Warning Center
(JTWC). Open circles indicate the locations of the typhoon in 3
h intervals. Filled circles represent locations of the cited
stations; A, B, C and D indicate Jeju, Yeosu, Tongyoung, and
Masan, respectively.Figure 2. Model domain with FEM mesh for Typhoon Maemi.Figure 3. Validation of surge height for the four major tidal
stations on the south coast of the Korea.
Figure 4. Inundation depth results from (a) ADCIRC, (b)
FLOW3D, and (c) inundation field surveying hazard map
following typhoon Maemi.Figure 5. Inundation depth results computed by Flow3D at each
time period following arrival of storm surge wave at harbor
mouth.Figure 6. Maximum inundation field in simulations with (a) no
barrier on the seawall (red line), (b) a 1 m barrier across the
entire sea wall, and (c) a 1.7 m barrier partially installed on the
seawall.
LITERATURE CITED
Bunya S, Kubatko EJ, Westerink JJ, Dawson C.,2010. A wetting and drying treatment for the Runge–Kutta discontinuous Galerkin solution to the shallow water equations. Computer Methods in Applied Mechanics and Engineering, Oceanography and Coastal Research, 198, 1548-1562. Chan, J.C.L. & Shi, J.,1996. Long term trends and interannual variability in tropical cyclone activity over the western North Pacific. Geophysical Research Letters 23, 2765-2767. Choi, B.H., Kim, D.C., Pelinovsky, E. and Woo, S.B., 2007. Threedimensional simulation of tsunami run-up around conical island. Coastal Engineering, 54, 618-629. Choi, B.H., Pelinovsky, E., Kim, D.C., Didenkulova, I. and Woo, S.B., Two- and three-dimensional computation of solitary wave runup on non-plane beach. Nonlinear Processes in Geophysics, 15, 489-502. Choi B.H., Pelinovsky E., Kim D.C., Lee H.J., Min B.I. and Kim K.H., Three-dimensional simulation of 1983 central East (Japan) Sea earthquake tsunami at the Imwon Port (Korea). Ocean Engineering, 35, 1545-1559. Choi, B.H., Eum, H.M., Kim, H.S., Jeong, W.M. & Shim, J.S., 2004. Wave-tide-surge coupled simulation for typhoon Maemi, Workshop on waves and storm surges around Korean peninsula, 121-144. Choi, K.S., & Kim, B.J., 2007. Climatological characteristics of tropical cyclone making landfall over the Korean Peninsula. Journal of the Korean Meteorological Society 43, 97-109. Clark, J.D. & Chu, P., 2002. Interannual variation of tropical cyclone activity over the central North Pacific. Journal of the Meteorological Society of Japan, 80, 403-418. Davies, A.M. & Flather, R.A., 1978. Application of numerical models of the North West European continental shelf and the North Sea to the computation of the storm surges of November to December 1973. Deutsche Hydrographische Zeitschrift Ergänzungsheft Reihe A, 14, 72. Flow Science, 2010. FLOW-3D User’s Manual. Fujita, T., 1952. Pressure distribution in a typhoon. Geophysical Magazine 23. Garratt, J.R., 1977. Review of drag coefficients over oceans and continents. Monthly Weather Review, 105, 915-929. Gary Padgett, 2004. Gary Padgett September 2003 Tropical Weather Summary. Typhoon 2000. Goda Y., Kishira Y. and Kamiyama Y., 1975. Laboratory investigation on the overtopping rate of seawalls by irregular waves, Report of Port and Harbour Research Inst.,14(4), 3-44. Heaps, N.S., 1965. Storm surges on a continental shelf. Philos. Trans. R. Soc. London, Ser. 257, 351-383. Hirt, C.W. and Nichols, B.D., 1981. Volume of fluid (VOF) method for the dynamics of free boundaries. Journal of Computational Physics, 39, 201-225. Holland, G.J., 1980. An Analytic Model of the Wind and Pressure Profiles in Hurricanes. Monthly Weather Review, 108, 1212-1218. Independent Levee Investigation Team, 2006. Investigation of the Performance of the New Orleans Flood Protection Systems in Hurricane Katrina on August 29, 2005 Klotzbach, P. J. , 2006. Trends in global tropical cyclone activity over the past twenty years (1986-2005). Geophysical Research Letters, 33. Large, W.G. & Pond, S., 1981. Open ocean momentum flux measurements in moderate to strong winds. Journal of Physical Oceanography, 11, 324-336. Landsea, C.W., Nicholls, N., Gray, W.M. & Avila, L.A., 1996. Downward trends in the frequency of intense Atlantic hurricanes during the past five decades. Geophysical Research Letters, 23, 1697-1700. Lighthill, J., Holland, G., Gray, W., Landsea, C., Creig, G., Evans, J., Kurikara, Y. and Guard, C., 1994. Global climate change and tropical cyclones. Bulletin of the American Meteorological Society, 75, 2147- 2157. Luettich, R.A. & Westerink, J.J., 2004. Formulation and Numerical Implementation of the 2D/3D ADCIRC finite element model version 44.XX. Matsumoto, K., Takanezawa, T. & Ooe, M., 2000. Ocean tide models developed by assimilating TOPEX/POSEIDON altimeter data into hydrodynamical model: A global model and a regional model around Japan, Journal of Oceanography, 56(5) 567-581. Mitsuyasu, H. and Kusaba, T., 1984. Drag Coefficient over Water Surface Under the Action of Strong Wind. Natural Disaster Science, 6, 43-50. Mitsuyasu, H., F. Tasai, T. Suhara, S. Mizuno, M. Ohkusu, T. Honda and K. Rikiishi, 1980. Observation of the power spectrum of ocean waves using a cloverleaf buoy. Journal of Physical Oceanography, 10, 286- 296. Multiple Lines of Defense Assessment Team, 2007. Comprehensive Recommendations Supporting the Use of the Multiple Lines of Defense Strategy to Sustain Coastal Louisiana. Myers, V.A. and Malkin, W., 1961. Some Properties of Hurricane Wind Fields as Deduced from Trajectories. U.S. Weather Bureau, National Hurricane Research Project, Report 49. Saito, K., T. Fujita, Y. Yamada, J. Ishida, Y. Kumagai, K. Aranami, S. Ohmori, R. Nagasawa, S. Kumagai, C. Muroi, T. Kato, H. Eito and Y. Yamazaki, 2006. The operational JMA Nonhydrostatic Mesoscale Model. Monthly Weather Review, 134, 1266-1298. Shibaki H., Nakai K., Suzuyama K. and Watanabe A., 2004. Multi-level storm surge model incorporating density stratification and wave-setup. Proc. of 29th Int. Conf. on Coastal Eng., ASCE, 1539-1551.JSCE (1999). Hydraulic formulas, page 245 (in Japanese). Shibaki, H., Suzuyama, K., Kim, J.I., & Sun, L., 2007. Numerical simulation of storm surge inundation induced by overflow, overtopping and dike breach. Asian and Pacific Coasts 2007, Nanjing, China. Smagorinsky J., 1963. General circulation experiments with the primitive equations: I. The basic experiment. Monthly Weather Review, 91, 99- 164. Smith, S.D. & Banke, E.G., 1975. Variation of the sea surface drag coefficient with wind speed. Quarterly Journal of the Royal Meteorological Society, 101, 665-673. Versteeg, H.K., Malalasekera, W., 1995.An introduction to computational fluid dynamics. The Finite Volume Method. Prentice Hall, 257p. Wang Xinian, Yin Qingjiang, Zhang Baoming, 1991. Research and Applications of a Forecasting Model of Typhoon Surges in China Seas. Advances In Water Science. Wu, J., 1982. Wind-Stress Coefficients over Sea Surface from Breeze to Hurricane. Journal of Geophysical Research, 87, 9704-9706. Yeh, H., Liu, P., Synolakis, C., 1996. Long-wave Runup Models. World Scientific. Yakhot, V. and Orszag, S.A., 1986. Renormalization group analysis of turbulence, I. Basic theory. Journal of Scientific Computing, 1, 1-51. Yakhot, V. and Smith, L.M., 1992. The renormalization group, the expansion and derivation of turbulence models, Journal of Scientific Computing, 7, 35-61 Yasuda, T., T. Hiraishi, H. Kawai, K. Nagase, S.W. Kang, and W.M. Jeong, 2005. Field survey and computation analysis of storm surge disaster in Masan due to Typhoon Maemi, Proceedings of Asian and Pacific Coasts 2005, Jeju, Korea.
Die casting process of Mg alloys for high temperature applications was studied to produce an engine oil pan. The aim of this paper is to evaluate die casting processes of the Aluminium oil pan and in parallel to apply new Mg alloy for die casting the oil pan. Temperature distributions of the die and flow pattern of the alloys in cavity were simulated to diecast a new Mg alloy by the flow simulation software. Dies have to be modified according to material characteristics because melting temperature and heat capacity are different. We changed the shape and position of runner, gate, vent hole and overflow by the simulation results. After several trial and error, oil pans of AE44 and MRI153M Mg alloys are produced successfully without defect. Sleeve filling ratio, cavity filling time and shot speed of die casting machine are important parameter to minimize the defect for die casting Magnesium alloy.
크랭크케이스의 하부에 부착되는 오일팬은 오일 펌프에 의해 펌핑된 오일이 윤활작용을 마치고 다시 모이는 부품이다. 오일의 온도에 의해 가열되므로 일반적으로 사용되는 마그네슘 합금인 AZ나 AM계열의 합금은 사용이 불가하며 내열소재의 적용이 불가피하다.
현재 ADC12종 알루미늄 오일팬 둥이 적용되고 있으며, 이를 마그네슘으로 대체할 경우 밀도가 알루미늄 2.8g/cm3‘, 마그네슘 1.8g/cm3‘이므로 약 35%의 경량화가 가능하다고 단순하게 말할 수 있다.
그러나 탄성계수는 알루미늄 73GPa이 고 마그네슘 45GPa이므로 외부 하중을 지지하고 있는 부품의 경우는 단순한 재질의 변경만으로는 알루미늄과 같은 정도의 강성을 나타내지 못하므로 형상의 변경 등을 통한 설계 최적화가 요구된다.
마그네슘은 현재까지 개발된 여러 가지 구조용 합금들 중에서 최소의 밀도를 가지고 있으며 동시에 우수한 비강도 및 비탄성 계수를 가지고 있다.1.2)
그러나 이러한 우수한 특성을 가지는 마그네슘 합금은 경쟁 재료에 비해 절대 강도 및 인성이 낮으며 고온에서 인장 강도가 급격히 감소하고 내부식 성능이 떨어지는 등의 문제점이 있다. 현재까지 자동차 부품 중 마그네슘 합금은 Cylinder head cover, Steering wheel, Instrument panel, Seat frame 등 비교적 내열성이 요구되지 않는 부분에만 한정적으로 적용되고 있다. 자동차 산업에서 좀 더 많은 부품에 마그네슘 합금을 적용하기 위해서는 내열성을 향상 시키고 고온강도를 향상시키기 위한 새로운 합금의 개발이 이루어져야 한다. 최근 마그네슘 합금개발에 대한 연구동향은 비교적 저가인 원소를 값비싼 원소가 첨가된 합금계에 부분적으로 첨가하거나 대체함으로써 비슷한 내열 특성을 가지는 합금을 개발하고,34) 이를 자동차 산업이나 전자 산업의 내열 부품 적용으로 확대하기 위하여 진행되고 있다. 현재 마그네슘 내열 부품은 선진국에서 자동차 부품으로 개발되고 있으나6-8)
국내에서는 아직 자동차 부품에 폭 넓게 적용되고 있지 않다. 그러므로 국내 자동차 산업이 치열한 국제 시장에서 생존하기 위해서는 마그네슘 합금의 내열 부품 제조기술을 조기에 개발하여 선진국보다 기술적, 경제적 우위를 확보하는 것이 절실히 요구된다.
본 연구에서는 내열 마그네슘합금을 이용하여 알루미늄 오일팬을 대체할 수 있는 새로운 오일팬의 개발올 위한 적절한 다이캐스팅 공정방안을 도출하고자 한다.
<중략>…….
Fig. 1 Current Al oil pan and cooling linesFig. 2 Temperature distributions of oil pans (Cycling)Fig. 3 Developed Mg oil pan and cooling linesFig. 4 Temperature distributions of Mg oil pan for new cooling lines (Cycling)Fig. 5 Filling pattern of current Al oil panFig. 11 Temperature distribution at t-=1.825sec
<중략>…….
결론
오일팬은 엔진 내부에서 순환되어 돌아오는 오일의 열을 외부로 발산하는 냉각기능 및 엔진으로부터 발생하는 소음이 외부로 전달되지 않도록 소음을 차단하는 역할을 수행하는 매우 중요한 부품 중의 하나이다. 본 연구에서는 현재 개발 중에 있는 새로운 내열 마그네슘 합금을 이용하여 현재 사용하고 있는 알루미늄 오일팬을 대체할 마그네슘 오일팬을 개발하고 시험 생산하였으며 다음과 같은 결론을 얻었다.
알루미늄 합금과 마그네슘 합금의 단위 부피당 열 용량은 각각 3.07x10J/m/K, 2.38x10J/m/K로서 동일 주조 조건 시 응고 속도 차이가 제품 성형에 영향을 미칠 것으로 예상되었으며, 주조해석 및 제품분석을 통해 확인하였다. 따라서 주조 조건에 가장 큰 영향을 미치는 것으로 확인된 용탕, 금형온도, 주조속도 등을 변경하여 최적 주조공정 조건을 확립하였다.
제품 및 시험편 성형에 영향을 미치는 것으로 확인된 런너의 곡률 반경을 증대시키고 게이트의 갯수 및 오버플로우 위치와 형상을 조절함으로서 제품 및 시험편의 용탕 흐름을 원활하게 조절 할 수 있었다.
MRI153M 합금은 AE44 합금에 비해 응고 시작점에서 완료점까지의 응고시간이 길어 응고 완료 후, 내부 수축기포가 보다 많이 관찰되었다. 따라서 MRI153M 합금 주조시 슬리브 충진율, 게이트 통과속도, 충진시간 등을 달리하여 최적 주조 품을 생산할 수 있었다.
Reference
W. Sebastian, K. Droder and S. Schumann, Properties and Processing of Magnesium Wrought Products for Automotive Applications; Conference Paper at Magnesium Alloys and Their Applications,Munich, Germany, 2000
J. Hwang and D. Kang, “FE Analysis on the press forging of AZ31 Magnesium alloys,” Transactions ofKSAE, Vo1.14, No.1, pp.86-91, 2006 원문보기
S. Koike, K. Washizu, S. Tanaka, K. Kikawa and T. Baba, “Development of Lightweight Oil Pans Made of a Heat-Resistant Magnesium Alloy for Hybrid Engines,” SAE 2000-01-1117, 2000
D.M. Kim, H.S. Kim and S.I. Park, “Magnesium for Automotive Application,” Journal ofKSAE, Vo1.18, No.5, pp.53-67, 1996
P. Lyon, J. F. King and K. Nuttal, “A New Magnesium HPDC Alloy for Elevated Temperature Use,” Proceedings of the 3rd International Magnesium Conference, ed. G. W. Lorimer, Manchester, UK, pp.1 0-12, 1996
S. Schumann and H. Friedrich, The Use ofMg in Cars – Today and in Future, Conference Paper at Mg Alloys and Their Applications, Wolfsburg, Germany, 1998
F. von Buch, S. Schumann, H. Friedrich, E. Aghion, B. Bronfin, B. L. Mordike, M. Bamberger and D. Eliezer, “New Die Casting Alloy MRI 153 for Power Train Applications,” Magnesium Technology 2002, pp.61-68, 2002
M.C. Kang and K.Y. Sohn, “The Trend and Prospects of Magnesium Alloys Consumption for Automotive Parts in Europe,” Proceedings of KSAE Autumn Conference, pp.1569-l576, 2003
Bok-Hyun Kang*, Ki-Young Kim Korea University of Technology and Education
코어드 와이어 피딩에 의한 Cu 용탕에의 합금 첨가 시 효율 평가
Abstract
To add alloying elements into a pure copper melt, the wire-feeding efficiency of cored (alloy containing) wire was evaluated using a commercial, computational fluid-dynamics program. The model design was based on an industrial-scale production line. The variables calculated included wire feed rate, melt temperature, wire diameter, melt flow rate and wire temperature. Efficiency was evaluated after a series of calculations based on the penetration depth of the alloy-wire into the molten copper bath. Of the five variables investigated, the wire feed rate and wire diameter were the most influential factors affecting the feeding efficiency of the cored-wire.
Keywords: Cored wire feeding, Cu melt, Efficiency, Alloying elements
1. 서론
소재산업이 고품질, 환경친화적,저에너지 소비기술을 지향하면서 보다 고효율 공정의 활용이 증가하는 추세에 있다. 철강이나 비철소재에 있어서도 탈산, 탈황, 개재물 처리 및 합금화 등과 같은 청정화를 위한 용탕 처리 뿐만 아니라목표하는 합금의 화학 조성의 정확한 조절이 요구되고 있다.
분말 원재료를 금속 피복재 등으로 감싸서 와이어의 형태로 만들고 이를 릴에 감은 후 순차적으로 풀어서 용탕에 투입하는 코어드 와이어(cored wire)방식은 첨가되는 원재료의 손실을 최소화하고 높은 효율성을 얻을 수 있는 이점이 있다.
용강의 탈산을 위한 Ca투입 시에도 Ca분말을 피복하여 사용한 경우의 회수율이 높아지고,미량의 V나 Al를 합금원소로참가할 때에도 효율적이라고 보고되고 있다[1-5]. 그리고 코어드 와이어를 사용할 경우의 용해 메커니즘에 대한 모델 및 열전달에 관한연구도 보고된 바 있다[6-9].
또한 철강산업에서 뿐만 아니라 주철 제조시에도 코어드 와이어법이 이용되고 있는데, 주철의 구상화 처리[10], 선철의 탈황[11]등에서도 활용이 되고 있다.
한편, 비철산업에서는 코어드 와이어법이 아직 활발히 채용이 되지 않고 있는 상태이나, 전자부품 용동 합금소재와 같이정밀한 합금화가 필요하거나 산화가 용이하여 분말로 첨가 시 회수율이 낮은 원소의 합금 시 그 활용이 기대되고 있다.
실제 정확한 장입 계산으로 합금 원소를 투입 하더라도 최종 목표 조성을 관리하는 것은 쉽지 않다. 특히 산화가 쉬운원소의 경우 용탕에 투입했을 때 회수율의 변동성이 심하고, 마이크로 합금화(micro alloying)와 같이 첨가량이 매우 적다면 화학조성의 조절이 더욱 어렵고, 회수율의 예측 또한 힘들다.
일반적으로 동합금의 제조시 합금원소는 용해 라인에서 연속적으로 첨가 되는데, 기존 공정라인에서의 합금화는 배합로에서 합금원소를 덩어리 또는 분말형태로 투입하여 진행한다. 그러나 이러한 배합방식은 많은 양의 분진 발생으로 작업 환경을 나쁘게 하고, 특히 분말의 상태로 용탕과 접촉하므로 산화가 용이하여 회수율의 변동이 심한 단점이 있다.
동합금 제조에 있어서 코어드 와이어법의 적용에 대한 실험실적 연구는 수행된 바 있으나[12], 다양한 공정변수를 고려하기 위해서는 실제 동합금의 용해, 연주라인에서 실험하는 것은 어려우므로, 전산모사를 활용하여 각 변수의 영향을 알아보는 것도 효과적인 방법 중의 하나이다.
본 연구에서는 아직까지 Cu 합금의 제조에 사용되지 않은 코어드 와이어 피딩법의 전산모사를 통하여 와이어 피딩 시의효율에 미치는 공정변수의 영향을 조사하였다.
2.연구방법
Fig. 1은 용해라인에서의 와이어피딩 모식도를 나타낸 것으로, 배합로에서 합금을 투입한다고 가정하였다. 또한 용탕의유속은 연주되는 슬라브의 유량과 용탕유로의 단면적으로 유로내에서의 용탕유속을 산출하였고, 이러한 용탕의 흐름을가정하여 유체의X+ 방향으로의 유속을 정의하였다.
Fig. 2는계산모델을 나타낸 것으로 100×500×20 mm 크기의 모델을 길이 방향으로 50개, 높이 방향으로 250개, 두께 방향으로 10개의 소로 나누었다. 용탕은 순 Cu로 가정하였고, 와이어의 재질은 Cu이며, 튜브 안에 Cu 분말이 들어있는 것으로 가정하였다.
계산상 합금분말은 정의가 안되기 때문에, 코어드 와이어의 밀도는 벌크 재질 밀도의60%의 밀도로 입력 하였다. 계산에 사용한 재질별 물성은T able 1과 같다.
용탕의 흐름, Cu용탕과 와이어 사이의 열 이동은 상용 유체해석 소프트웨어인 Flow-3D를 이용하여 3차원 계산을 수행하였다. 계산 변수는 와이어의 송급속도, 용탕의 온도, 와이어의 직경, 용탕의 흐름 속도 및 와이어의 온도로 하였으며, 상세는 Table2와 같다. 와이어의 송급 속도는 Z- 방향으로 당겨지는 것으로 입력하였다.
Fig. 1.Schematic of wire feeding in a melting line.
<중략>…….
Flg. 2.Three dimensional model for wire feeding simulationFig. 3.Change in solid fraction of the cored wire during feeding: (I)initial heating, (II) transient melting, (III) steady statemeltingFig. 4.Solid fraction contours with wire feed rate at steady state: melt temp. 1473 K, wire dia. 10 mm, melt flow rate 1.7 m/s, wire temp.303 KFig. 5.Effect of wire feed rate on the penetration depth of wire at itssolid fraction of 0.7.ig. 6.Solid fraction contours with melt temperature at steady state: wire feed rate 7 m/s, wire dia. 10 mm, melt flow rate 1.7 m/s, wire temp.303 KFig. 7.Solid fraction contours with wire diameter at steady state: wire feed rate 7 m/s, melt temp. 1473 K, melt flow rate 1.7 m/s, wiretemp.303 KFig. 8.Effect of wire diameter on the penetration depth of wire at itssolid fraction of 0.7ig. 9.Effect of melt flow rate on the penetration depth of wire.Fig. 10.Effect of wire temperature on the penetration depth of wire
<중략>…
4. 결론
코어드와이어 피딩 공정을 와이어의 송급 속도, 용탕의 온도, 와이어의 직경, 용탕의 흐름 속도 및 와이어의 온도를 공정변수로 하여 전산 모사하고, 피딩공정의 효율은 와이어의 침투 깊이로 평가하였다.
그 결과, 와이어의 송급 속도와 와이어의 직경이 와이어의 침투 깊이에 가장 영향이 큰 것으로 나타났다. 즉 와이어가 용탕의 상면 가까이에서 용해되어 버리면 산화가 용이하게 되고, 부상하여 슬래그 중으로 들어가기 쉬우므로 효율이 떨어지나, 용탕의 저부에서 용해되면, 대부분 Cu 용탕 중으로 녹아 들어가므로 첨가하는 합금 원소의 회수율이 높아지게 됨을 기대할 수 있다. 연속 주조 라인에서는 빌렛의 최종 조성의 조절이 중요한데, 와이어의 직경과 적정 송급 속도의 조화가 필요하다.
References
[1] P. Murray, Metallurgist, “Use of cored wire to introducemetallic powders into molten metal”,41(1997) 53-55. [2] S. Basak, R. Kumar Dhal and G. G. Roy, Ironmaking andSteelmaking, “Efficacy and recovery of calcium during CaSicored wire injection in steel melts”,37(2010) 161-168. [3] D.A. Dyudkin, V.V. Kisilenko, V.P. Onishchuk, A.A. Larionov,and B.V. Neboga, Metallurgist, “Effectiveness of alloyingsteel with vanadium from cored wire”,46(2002) 203-204. [4] Y. Heikiki and M. Juha, Scandinavian J. of Metallurgy, “Steelcomposition adjustment by wire feeding at Rautaruukki OyRaaha steel works”,19(1990) 142-145. [5] S.V. Kazakov, A.A. Neretin, S.M. Chumakov, S.D. Zinchenkoand A. B. Lyatin, Metallurgist, “Treatment of converter steelwith calcium-aluminum wire”,42(1998) 173-175. [6] S. Sanyal, S. Chandra, S. Kumar and G.G. Roy, Steel ResearchInt., “Dissolution kinetics of cored wire in molten steel”,77(2006) 541-549. [7] S. Sanyal, S. Chandra, S. Kumar and G.G. Roy, ISIJ Int., “AnImproved Model of Cored Wire Injection in Steel Melts”,44(2004) 1157-1166. [8] S. Sanyal, J.K. Saha, S. Chandra and C. Bhanu, ISIJ Int.,“Model based optimazation of aluminum wire injection insteel melts”,46(2006) 779-781. [9] M.G. Kim, D.C. Hwang, J.J. Choi, S.Y. Yoon, B.J. Ye, J.H.Kim and W.B. Kim, J. KFS, “Heat Flow Analysis of FerriticStainless Steel Melt during Ti wire feeding”,29(2009) 277-283. [10] I. Ruiz, F. Wolfsgruber and J. L. Enriquez, Inter. J. of CastMetals Research, “Production of ductile iron with the coredwire technology”,16(2003) 7-10. [11] A.M. Zborshchik, Metallurgist, “Cost-effectiveness of de-sulfurizing pig iron with magnesium-bearing cored wire”,45(2001) 360-362. [12] B.H. Kang, W.H. Lee, J.Y. Cho, M.J. Lee and K.Y. Kim,Advanced Mater. Reasearch, “Yield of alloying elements fedby cored wire into a copper melt”,690-693(2013) 62-65
이 작업에서 컴퓨터 보조 주조 시뮬레이션 기술을 사용하여 모래, 기계 및 설계 관련 결함을 분석하는 것은 원하는 부품 형상을 제조하는 직접적인 방법 중 하나입니다. 주조 결함으로 인해 단위 비용이 증가하고 작업 현장 직원의 사기가 낮아집니다. Vijaya Ramnath (2014)는 제조 리드 타임을 대폭 단축하는 게이팅 시스템의 최적화를 다루었습니다.
Prabhakara Rao et al (2011)은 ProCAST 소프트웨어의 도움으로 주조 응고 시뮬레이션 프로세스에 대해 논의했습니다. Kermanpur et al (2010)은 FLOW-3D 시뮬레이션 소프트웨어를 사용하여 두 자동차 주조 부품의 다중 캐비티 주조 금형에서 금속 흐름 및 응고 거동을 연구하고 시뮬레이션 모델을 검증했습니다.
Nandi 등 (2914)은 기존 방법과 컴퓨터 시뮬레이션 기술을 기반으로 다양한 크기의 피더를 사용하는 알루미늄 합금 (LM6)의 응고 거동을 조사하기 위해 플레이트 주조를 연구했습니다. Gajbhiye (2014)는 허용치, 게이팅 시스템 및 피더가있는 패턴에 대해 얻은 설계 치수에 따라 AutoCAST-X 환경에서 응고 시뮬레이션 분석을 수행했습니다. Masoumi (2005)는 금형 충진의 흐름 패턴을 실험적으로 관찰하기 위해 직접 관찰을 사용했습니다.
Dabade (2013)는 실험 설계법 (Taguchi 법)과 컴퓨터 지원 주조 시뮬레이션 기법을 결합한 새로운 주조 결함 분석 방법을 제안하고 연구하여 모래, 몰딩, 녹색 모래 주조의 방법, 충전 및 응고. Rajesh Rajkolhe (2014)와 Vipul Vasava (2013)는 주조 시뮬레이션 기술이 주조 결함 문제 해결 및 방법 최적화를 위한 강력한 도구가 된다고 발표했습니다.
Guharaja (2006)는 가능한 가장 낮은 비용으로 매개 변수 설계의 Taguchis 방법으로 품질을 개선함으로써이를 입증했습니다. 검토를 기반으로이 작업에서는 컴퓨터 지원 주조 시뮬레이션 기술을 사용하여 그린 샌드 주조의 설계 관련 결함을 분석합니다. 주조. 자동차 브레이크 드럼에 사용되는 캘리퍼 브래킷이 분석을 위해 선택됩니다.
캘리퍼 브래킷을 제조하는 동안 수축, 블로우 홀, 몰드 크러쉬 및 샌드 드롭과 같은 결함이 대량 생산에서 발생합니다. 여기에서는 주조 결함 식별, 분석 및 수정에 대한 3 단계 접근 방식을 제시합니다. 모래 관련 결함에서 테스트 매개 변수 및 모래 속성이 수집된 다음 해당 속성을 저널 및 기타 표준과 비교합니다.
기계 관련 주조 결함에서 기계 유지 보수를 관찰 한 다음 유지 보수 일정을 변경하여 브레이크 다운 시간과 유지 보수 비용을 줄입니다. 패턴 관련에서는 “Autodesk 금형 흐름 시뮬레이션 소프트웨어”를 사용하여 패턴의 결함 영역을 찾은 다음 패턴의 재 설계를 수행하여 결함을 줄입니다.
이 작업은 산업 부품의 결함을 줄이기 위해 시뮬레이션 기술을 사용하여 주조 결함을 식별하는 것을 목표로합니다. 주조 부품의 품질을 향상시키기 위해 여러 가지 장점과 지능형 도구 형태를 제공합니다. 이것은 주조의 품질과 수율을 향상시키는 데 확실히 도움이 될 것입니다. 이러한 기술적 인 방법으로 주조 결함을 검사하면 주조 산업에서 불량품 관리 조건을 경고 할 수 있습니다. 이 프로젝트에서는 자동차 브레이크 드럼에 사용되는 캘리퍼 브래킷을 분석을 위해 선택합니다. 캘리퍼 브라켓을 제작하는 동안 양산시 수축, 블로우 홀, 몰드 크러쉬, 샌드 드롭과 같은 결함이 발생합니다. 더 나은 품질의 주조를 얻기 위해 다양한 매개 변수를 찾기 위해 많은 테스트가 수행되었습니다. 모래 매개 변수를 적절하게 선택함으로써 주조 결함을 성공적으로 줄였습니다. 거부가 통제 될 때까지 모래 혼합 공정 매개 변수의 변화를 위해 지속적으로 노력할 수 있습니다. 그런 다음 적절한 유지 보수 정책을 제공하여 CASTING 기계의 성능 수준을 높였습니다. 이로 인해 CASTING 기계의 OEE가 향상되었습니다. 마지막으로 세 가지 이상의 수정 사항이있는 새로운 패턴 디자인이 제안됩니다. 이 새로운 패턴 디자인은 주조 결함을 성공적으로 줄였습니다. 더 나은 품질을 위해 주조 결함에 근거한 주조품의 거부를 가능한 한 줄여야합니다. 분석 결과는 제품 품질의 향상을 보여줍니다. 마지막으로 캐스팅 거부율이 감소합니다.
난소암에 대한 일관된 3차원 모델에서 카보플라틴에 대한 유동에 의한 전단응력변화에 관한 연구
Abstract
A key reason for the persistently grim statistics associated with metastatic ovarian cancer is resistance to conventional agents, including platinum-based chemotherapies. A major source of treatment failure is the high degree of genetic and molecular heterogeneity, which results from significant underlying genomic instability, as well as stromal and physical cues in the microenvironment. Ovarian cancer commonly disseminates via transcoelomic routes to distant sites, which is associated with the frequent production of malignant ascites, as well as the poorest prognosis. In addition to providing a cell and protein-rich environment for cancer growth and progression, ascitic fluid also confers physical stress on tumors. An understudied area in ovarian cancer research is the impact of fluid shear stress on treatment failure. Here, we investigate the effect of fluid shear stress on response to platinum-based chemotherapy and the modulation of molecular pathways associated with aggressive disease in a perfusion model for adherent 3D ovarian cancer nodules. Resistance to carboplatin is observed under flow with a concomitant increase in the expression and activation of the epidermal growth factor receptor (EGFR) as well as downstream signaling members mitogen-activated protein kinase/extracellular signal-regulated kinase (MEK) and extracellular signal-regulated kinase (ERK). The uptake of platinum by the 3D ovarian cancer nodules was significantly higher in flow cultures compared to static cultures. A downregulation of phospho-focal adhesion kinase (p-FAK), vinculin, and phospho-paxillin was observed following carboplatin treatment in both flow and static cultures. Interestingly, low-dose anti-EGFR photoimmunotherapy (PIT), a targeted photochemical modality, was found to be equally effective in ovarian tumors grown under flow and static conditions. These findings highlight the need to further develop PIT-based combinations that target the EGFR, and sensitize ovarian cancers to chemotherapy in the context of flow-induced shear stress.
전이성 난소 암과 관련된 지속적으로 암울한 통계의 주요 이유는 백금 기반 화학 요법을 포함한 기존 약제에 대한 내성 때문입니다. 치료 실패의 주요 원인은 높은 수준의 유전적 및 분자적 이질성이며, 이는 중요한 기본 게놈 불안정성과 미세 환경의 기질 및 물리적 단서로 인해 발생합니다.
난소 암은 흔히 transcoelomic 경로를 통해 먼 부위로 전파되며, 이는 악성 복수의 빈번한 생산과 가장 나쁜 예후와 관련이 있습니다. 암 성장 및 진행을위한 세포 및 단백질이 풍부한 환경을 제공하는 것 외에도 복수 액은 종양에 물리적 스트레스를 부여합니다. 난소 암 연구에서 잘 연구되지 않은 분야는 유체 전단 응력이 치료 실패에 미치는 영향입니다.
여기, 우리는 백금 기반 화학 요법에 대한 반응과 부착 3D 난소 암 결절에 대한 관류 모델에서 공격적인 질병과 관련된 분자 경로의 변조에 대한 유체 전단 응력의 효과를 조사합니다.
카르보플라틴에 대한 내성은 상피 성장 인자 수용체 (EGFR)의 발현 및 활성화의 수반되는 증가 뿐만 아니라 다운 스트림 신호 구성원인 미토겐 활성화 단백질 키나제/세포 외 신호 조절 키나제 (MEK) 및 세포 외 신호 조절과 함께 관찰됩니다. 키나아제 (ERK). 3D 난소 암 결절에 의한 백금 흡수는 정적 배양에 비해 유동 배양에서 상당히 높았습니다.
포스 포-포컬 접착 키나제 (p-FAK), 빈 쿨린 및 포스 포-팍 실린의 하향 조절은 유동 및 정적 배양 모두에서 카보 플 라틴 처리 후 관찰되었습니다. 흥미롭게도, 표적 광 화학적 양식 인 저용량 항 EGFR 광 면역 요법 (PIT)은 유동 및 정적 조건에서 성장한 난소 종양에서 똑같이 효과적인 것으로 밝혀졌습니다.
이러한 발견은 EGFR을 표적으로하는 PIT 기반 조합을 추가로 개발하고 흐름 유도 전단 응력의 맥락에서 화학 요법에 난소 암을 민감하게 할 필요성을 강조합니다.
Figure 1
(A) A schematic of ovarian cancer metastases involving tumor cells or clusters (yellow) shedding from a primary site and disseminating along ascitic currents of peritoneal fluid (green arrows) in the abdominal cavity. Ovarian cancer typically disseminates in four common abdomino-pelvic sites: (1) cul-de-sac (an extension of the peritoneal cavity between the rectum and back wall of the uterus); (2) right infracolic space (the apex formed by the termination of the small intestine of the small bowel mesentery at the ileocecal junction); (3) left infracolic space (superior site of the sigmoid colon); (4) Right paracolic gutter (communication between the upper and lower abdomen defined by the ascending colon and peritoneal wall). (B) The schematic of a perfusion model used to study the impact of sustained fluid flow on treatment resistance and molecular features of 3D ovarian cancer nodules (Top left). A side view of the perfusion model and growth of ovarian cancer nodules to a stromal bed (Top right). The photograph of a perfusion model used in the experiments (Bottom left) and depth-informed confocal imaging of ovarian cancer nodules in channels with and without carboplatin treatment (Bottom right). The perfusion model is 24 × 40 mm, with three channels that are 4 × 30 mm each and a height of 254 μm. The inlet and outlet ports of channels are 2.2 mm in diameter and positioned 5 mm from the edge of the chip. (C) A schematic of a 24-well plate model used to study the treatment resistance and molecular features of 3D ovarian cancer nodules under static conditions (without flow) (Top left). A side view of the static models and growth of ovarian cancer nodules on a stromal bed (Top right). Confocal imaging of 3D ovarian cancer nodules in a 24-well plate without and with carboplatin treatment (Bottom). Scale bars: 1 mm.Figure 2
(A) Geometry of the micronodule located at the center of the microchannel. The flow velocity is in the X-direction. The nodule is modeled as an ellipse with a semi-minor axis of 40 μm in the Z-direction. The semi-major axis varies from 40-100 μm in the X-direction. The section over which the fluid dynamics are studied is the middle part of the channel with dimensions 4 mm along the Y-axis and 250 μm along the Z-axis. The nodule is located at (0, 20 μm). The black dotted line shows the centerline of the largest nodule. (B) Shear stress distribution over the surface of the solid micro-nodule on the XZ-plane. (C) Shear stress distribution over the surface of the porous micro-nodule on the XZ-plane. (D) Flow flux distribution over the centerline of the porous micro-nodule on the XZ-plane. The flux enters the surface at the left and leaves at the right.Figure 3
Cytotoxic response in carboplatin-treated 3D OVCAR-5 cultures under static conditions. (A) Representative confocal images of 3D tumors treated with carboplatin (0-500 μM) for 96 h showing a dose-dependent reduction in viable tumor (calcein signal). (B) Image-based quantification of normalized viable tumor area in 3D OVCAR-5 cultures following treatment with increasing doses of carboplatin. A minimum nodule size cut-off of 2000 µm2 (clusters of ~15–20 cells) was applied to the fluorescence images for quantitative analysis of the normalized viable tumor area. (One-way ANOVA with Dunnett’s post hoc test; n.s., not significant; * p < 0.05; *** p < 0.001; N = 9) (C) Inductively coupled plasma mass spectrometry (ICP-MS)-based quantification of carboplatin uptake in static 3D OVCAR-5 tumors shows a dose-dependent increase in platinum levels, up to 9774 ± 3,052 ng/mg protein at an incubation concentration of 500 μM carboplatin. (One-way ANOVA with Dunn’s multiple comparisons test; n.s., not significant; * p < 0.05; ** p < 0.01; N = 3). Results are expressed as mean ± standard error of mean (SEM). Scale bars: 500 μm.Figure 4 flow-induced chemo-resistanceFigure 5
The effects of flow-induced shear stress on 3D ovarian cancer biology. (A) Western blot analysis of OVCAR-5 tumors was performed 7 days after culture under static or flow conditions. A flow-induced increase in EGFR and p-ERK, compared to static cultures, was observed. Conversely, a reduction in p-FAK, p-Paxillin, and Vinculin was observed under flow, relative to static conditions. (B) Western blot analysis of 3D OVCAR-5 tumors was performed 11 days after culture under static or flow conditions, including 4 days of treatment with 500 µM carboplatin, and respective controls. In both static and flow 3D cultures, carboplatin treatment resulted in downregulation of EGFR, FAK, p-Paxillin, Paxillin, and Vinculin. Upregulation of p-ERK was observed after carboplatin treatment in both static and flow 3D cultures. (C) Baseline levels of EGFR activity and expression are maintained by a complex array of factors, including recycling and degradation of the activated receptor complex. Flow-induced shear stress has been shown to cause a posttranslational up-regulation of EGFR expression and activation, likely resulting from increased receptor recycling and decreased EGFR degradation. Activation of EGFR results in ERK phosphorylation to induce gene expression, ultimately leading to cell proliferation, survival, and chemoresistance. FAK and other tyrosine kinases are activated by the engagement of integrins with the ECM. Subsequent phosphorylation of paxillin by FAK not only influences the remodeling of the actin cytoskeleton, but also modulates vinculin activation to regulate mitogen-activated protein kinase (MAPK) cascades, thereby stimulating pro-survival gene expression.
Siegel R.L., Miller K.D., Jemal A. Cancer statistics, 2019. CA Cancer J. Clin. 2019;69:7–34. doi: 10.3322/caac.21551. [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Foley O.W., Rauh-Hain J.A., Del Carmen M.G. Recurrent epithelial ovarian cancer: An update on treatment. Oncology. 2013;27:288–294, 298. [PubMed] [Google Scholar]
Kipps E., Tan D.S., Kaye S.B. Meeting the challenge of ascites in ovarian cancer: New avenues for therapy and research. Nat. Rev. Cancer. 2013;13:273–282. doi: 10.1038/nrc3432. [PMC free article] [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Tan D.S., Agarwal R., Kaye S.B. Mechanisms of transcoelomic metastasis in ovarian cancer. Lancet Oncol. 2006;7:925–934. doi: 10.1016/S1470-2045(06)70939-1. [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Ahmed N., Stenvers K.L. Getting to know ovarian cancer ascites: Opportunities for targeted therapy-based translational research. Front. Oncol. 2013;3:256. doi: 10.3389/fonc.2013.00256. [PMC free article] [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Shield K., Ackland M.L., Ahmed N., Rice G.E. Multicellular spheroids in ovarian cancer metastases: Biology and pathology. Gynecol. Oncol. 2009;113:143–148. doi: 10.1016/j.ygyno.2008.11.032. [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Naora H., Montell D.J. Ovarian cancer metastasis: Integrating insights from disparate model organisms. Nat. Rev. Cancer. 2005;5:355–366. doi: 10.1038/nrc1611. [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Lengyel E. Ovarian cancer development and metastasis. Am. J. Pathol. 2010;177:1053–1064. doi: 10.2353/ajpath.2010.100105. [PMC free article] [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Javellana M., Hoppenot C., Lengyel E. The road to long-term survival: Surgical approach and longitudinal treatments of long-term survivors of advanced-stage serous ovarian cancer. Gynecol. Oncol. 2019;152:228–234. doi: 10.1016/j.ygyno.2018.11.007. [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Al Habyan S., Kalos C., Szymborski J., McCaffrey L. Multicellular detachment generates metastatic spheroids during intra-abdominal dissemination in epithelial ovarian cancer. Oncogene. 2018;37:5127–5135. doi: 10.1038/s41388-018-0317-x. [PMC free article] [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Kim S., Kim B., Song Y.S. Ascites modulates cancer cell behavior, contributing to tumor heterogeneity in ovarian cancer. Cancer Sci. 2016;107:1173–1178. doi: 10.1111/cas.12987. [PMC free article] [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Hoppenot C., Eckert M.A., Tienda S.M., Lengyel E. Who are the long-term survivors of high grade serous ovarian cancer? Gynecol. Oncol. 2018;148:204–212. doi: 10.1016/j.ygyno.2017.10.032. [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Zhao Y., Cao J., Melamed A., Worley M., Gockley A., Jones D., Nia H.T., Zhang Y., Stylianopoulos T., Kumar A.S., et al. Losartan treatment enhances chemotherapy efficacy and reduces ascites in ovarian cancer models by normalizing the tumor stroma. Proc. Natl. Acad. Sci. USA. 2019;116:2210–2219. doi: 10.1073/pnas.1818357116. [PMC free article] [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Ayantunde A.A., Parsons S.L. Pattern and prognostic factors in patients with malignant ascites: A retrospective study. Ann. Oncol. 2007;18:945–949. doi: 10.1093/annonc/mdl499. [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Latifi A., Luwor R.B., Bilandzic M., Nazaretian S., Stenvers K., Pyman J., Zhu H., Thompson E.W., Quinn M.A., Findlay J.K., et al. Isolation and characterization of tumor cells from the ascites of ovarian cancer patients: Molecular phenotype of chemoresistant ovarian tumors. PLoS ONE. 2012;7:e46858. doi: 10.1371/journal.pone.0046858. [PMC free article] [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Ahmed N., Greening D., Samardzija C., Escalona R.M., Chen M., Findlay J.K., Kannourakis G. Unique proteome signature of post-chemotherapy ovarian cancer ascites-derived tumor cells. Sci. Rep. 2016;6:30061. doi: 10.1038/srep30061. [PMC free article] [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Gjorevski N., Boghaert E., Nelson C.M. Regulation of Epithelial-Mesenchymal Transition by Transmission of Mechanical Stress through Epithelial Tissues. Cancer Microenviron. 2012;5:29–38. doi: 10.1007/s12307-011-0076-5. [PMC free article] [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Polacheck W.J., Charest J.L., Kamm R.D. Interstitial flow influences direction of tumor cell migration through competing mechanisms. Proc. Natl. Acad. Sci. USA. 2011;108:11115–11120. doi: 10.1073/pnas.1103581108. [PMC free article] [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Polacheck W.J., German A.E., Mammoto A., Ingber D.E., Kamm R.D. Mechanotransduction of fluid stresses governs 3D cell migration. Proc. Natl. Acad. Sci. USA. 2014;111:2447–2452. doi: 10.1073/pnas.1316848111. [PMC free article] [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Swartz M.A., Lund A.W. Lymphatic and interstitial flow in the tumour microenvironment: Linking mechanobiology with immunity. Nat. Rev. Cancer. 2012;12:210–219. doi: 10.1038/nrc3186. [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Pisano M., Triacca V., Barbee K.A., Swartz M.A. An in vitro model of the tumor-lymphatic microenvironment with simultaneous transendothelial and luminal flows reveals mechanisms of flow enhanced invasion. Integr. Biol. 2015;7:525–533. doi: 10.1039/C5IB00085H. [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Follain G., Herrmann D., Harlepp S., Hyenne V., Osmani N., Warren S.C., Timpson P., Goetz J.G. Fluids and their mechanics in tumour transit: Shaping metastasis. Nat. Rev. Cancer. 2020;20:107–124. doi: 10.1038/s41568-019-0221-x. [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Rizvi I., Gurkan U.A., Tasoglu S., Alagic N., Celli J.P., Mensah L.B., Mai Z., Demirci U., Hasan T. Flow induces epithelial-mesenchymal transition, cellular heterogeneity and biomarker modulation in 3D ovarian cancer nodules. Proc. Natl. Acad. Sci. USA. 2013;110:E1974–E1983. doi: 10.1073/pnas.1216989110. [PMC free article] [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Novak C., Horst E., Mehta G. Mechanotransduction in ovarian cancer: Shearing into the unknown. APL Bioeng. 2018;2 doi: 10.1063/1.5024386. [PMC free article] [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Carmignani C.P., Sugarbaker T.A., Bromley C.M., Sugarbaker P.H. Intraperitoneal cancer dissemination: Mechanisms of the patterns of spread. Cancer Metastasis Rev. 2003;22:465–472. doi: 10.1023/A:1023791229361. [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Sugarbaker P.H. Observations concerning cancer spread within the peritoneal cavity and concepts supporting an ordered pathophysiology. Cancer Treatment Res. 1996;82:79–100. [PubMed] [Google Scholar]
Feki A., Berardi P., Bellingan G., Major A., Krause K.H., Petignat P., Zehra R., Pervaiz S., Irminger-Finger I. Dissemination of intraperitoneal ovarian cancer: Discussion of mechanisms and demonstration of lymphatic spreading in ovarian cancer model. Crit. Rev. Oncol./Hematol. 2009;72:1–9. doi: 10.1016/j.critrevonc.2008.12.003. [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Holm-Nielsen P. Pathogenesis of ascites in peritoneal carcinomatosis. Acta Pathol. Microbiol. Scand. 1953;33:10–21. doi: 10.1111/j.1699-0463.1953.tb04805.x. [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Ahmed N., Riley C., Oliva K., Rice G., Quinn M. Ascites induces modulation of alpha6beta1 integrin and urokinase plasminogen activator receptor expression and associated functions in ovarian carcinoma. Br. J. Cancer. 2005;92:1475–1485. doi: 10.1038/sj.bjc.6602495. [PMC free article] [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Woodburn J.R. The epidermal growth factor receptor and its inhibition in cancer therapy. Pharmacol. Ther. 1999;82:241–250. doi: 10.1016/S0163-7258(98)00045-X. [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Servidei T., Riccardi A., Mozzetti S., Ferlini C., Riccardi R. Chemoresistant tumor cell lines display altered epidermal growth factor receptor and HER3 signaling and enhanced sensitivity to gefitinib. Int. J. Cancer J. Int. Cancer. 2008;123:2939–2949. doi: 10.1002/ijc.23902. [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Chen A.P., Zhang J., Liu H., Zhao S.P., Dai S.Z., Sun X.L. Association of EGFR expression with angiogenesis and chemoresistance in ovarian carcinoma. Zhonghua zhong liu za zhi [Chinese journal of oncology] 2009;31:48–52. [PubMed] [Google Scholar]
Alper O., Bergmann-Leitner E.S., Bennett T.A., Hacker N.F., Stromberg K., Stetler-Stevenson W.G. Epidermal growth factor receptor signaling and the invasive phenotype of ovarian carcinoma cells. J. Natl. Cancer Inst. 2001;93:1375–1384. doi: 10.1093/jnci/93.18.1375. [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Zeineldin R., Muller C.Y., Stack M.S., Hudson L.G. Targeting the EGF receptor for ovarian cancer therapy. J. Oncol. 2010;2010:414676. doi: 10.1155/2010/414676. [PMC free article] [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Alper O., De Santis M.L., Stromberg K., Hacker N.F., Cho-Chung Y.S., Salomon D.S. Anti-sense suppression of epidermal growth factor receptor expression alters cellular proliferation, cell-adhesion and tumorigenicity in ovarian cancer cells. Int. J. Cancer. 2000;88:566–574. doi: 10.1002/1097-0215(20001115)88:4<566::AID-IJC8>3.0.CO;2-D. [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Posadas E.M., Liel M.S., Kwitkowski V., Minasian L., Godwin A.K., Hussain M.M., Espina V., Wood B.J., Steinberg S.M., Kohn E.C. A phase II and pharmacodynamic study of gefitinib in patients with refractory or recurrent epithelial ovarian cancer. Cancer. 2007;109:1323–1330. doi: 10.1002/cncr.22545. [PMC free article] [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Psyrri A., Kassar M., Yu Z., Bamias A., Weinberger P.M., Markakis S., Kowalski D., Camp R.L., Rimm D.L., Dimopoulos M.A. Effect of epidermal growth factor receptor expression level on survival in patients with epithelial ovarian cancer. Clin. Cancer Res. 2005;11:8637–8643. doi: 10.1158/1078-0432.CCR-05-1436. [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Dimou A., Agarwal S., Anagnostou V., Viray H., Christensen S., Gould Rothberg B., Zolota V., Syrigos K., Rimm D. Standardization of epidermal growth factor receptor (EGFR) measurement by quantitative immunofluorescence and impact on antibody-based mutation detection in non-small cell lung cancer. Am. J. Pathol. 2011;179:580–589. doi: 10.1016/j.ajpath.2011.04.031. [PMC free article] [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Del Carmen M.G., Rizvi I., Chang Y., Moor A.C., Oliva E., Sherwood M., Pogue B., Hasan T. Synergism of epidermal growth factor receptor-targeted immunotherapy with photodynamic treatment of ovarian cancer in vivo. J. Natl. Cancer Inst. 2005;97:1516–1524. doi: 10.1093/jnci/dji314. [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Armstrong D.K., Bundy B., Wenzel L., Huang H.Q., Baergen R., Lele S., Copeland L.J., Walker J.L., Burger R.A., Gynecologic Oncology G. Intraperitoneal cisplatin and paclitaxel in ovarian cancer. N. Engl. J. Med. 2006;354:34–43. doi: 10.1056/NEJMoa052985. [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Verwaal V.J., Van Ruth S., De Bree E., Van Sloothen G.W., Van Tinteren H., Boot H., Zoetmulder F.A. Randomized trial of cytoreduction and hyperthermic intraperitoneal chemotherapy versus systemic chemotherapy and palliative surgery in patients with peritoneal carcinomatosis of colorectal cancer. J. Clin. Oncol. 2003;21:3737–3743. doi: 10.1200/JCO.2003.04.187. [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Van Driel W.J., Koole S.N., Sikorska K., Schagen van Leeuwen J.H., Schreuder H.W.R., Hermans R.H.M., De Hingh I., Van der Velden J., Arts H.J., Massuger L., et al. Hyperthermic Intraperitoneal Chemotherapy in Ovarian Cancer. N. Engl. J. Med. 2018;378:230–240. doi: 10.1056/NEJMoa1708618. [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Verwaal V.J., Bruin S., Boot H., Van Slooten G., Van Tinteren H. 8-year follow-up of randomized trial: Cytoreduction and hyperthermic intraperitoneal chemotherapy versus systemic chemotherapy in patients with peritoneal carcinomatosis of colorectal cancer. Ann. Surg. Oncol. 2008;15:2426–2432. doi: 10.1245/s10434-008-9966-2. [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
DeLaney T.F., Sindelar W.F., Tochner Z., Smith P.D., Friauf W.S., Thomas G., Dachowski L., Cole J.W., Steinberg S.M., Glatstein E. Phase I study of debulking surgery and photodynamic therapy for disseminated intraperitoneal tumors. Int. J. Radiat. Oncol. Biol. Phys. 1993;25:445–457. doi: 10.1016/0360-3016(93)90066-5. [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Celli J.P., Spring B.Q., Rizvi I., Evans C.L., Samkoe K.S., Verma S., Pogue B.W., Hasan T. Imaging and photodynamic therapy: Mechanisms, monitoring, and optimization. Chem. Rev. 2010;110:2795–2838. doi: 10.1021/cr900300p. [PMC free article] [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Spring B.Q., Rizvi I., Xu N., Hasan T. The role of photodynamic therapy in overcoming cancer drug resistance. Photochem. Photobiol. Sci. 2015;14:1476–1491. doi: 10.1039/C4PP00495G. [PMC free article] [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Liang B.J., Pigula M., Baglo Y., Najafali D., Hasan T., Huang H.C. Breaking the Selectivity-Uptake Trade-Off of Photoimmunoconjugates with Nanoliposomal Irinotecan for Synergistic Multi-Tier Cancer Targeting. J. Nanobiotechnol. 2020;18:1. doi: 10.1186/s12951-019-0560-5. [PMC free article] [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Huang H.C., Rizvi I., Liu J., Anbil S., Kalra A., Lee H., Baglo Y., Paz N., Hayden D., Pereira S., et al. Photodynamic Priming Mitigates Chemotherapeutic Selection Pressures and Improves Drug Delivery. Cancer Res. 2018;78:558–571. doi: 10.1158/0008-5472.CAN-17-1700. [PMC free article] [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Huang H.C., Mallidi S., Liu J., Chiang C.T., Mai Z., Goldschmidt R., Ebrahim-Zadeh N., Rizvi I., Hasan T. Photodynamic Therapy Synergizes with Irinotecan to Overcome Compensatory Mechanisms and Improve Treatment Outcomes in Pancreatic Cancer. Cancer Res. 2016;76:1066–1077. doi: 10.1158/0008-5472.CAN-15-0391. [PMC free article] [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Cengel K.A., Glatstein E., Hahn S.M. Intraperitoneal photodynamic therapy. Cancer Treat. Res. 2007;134:493–514. [PubMed] [Google Scholar]
Obaid G., Broekgaarden M., Bulin A.-L., Huang H.-C., Kuriakose J., Liu J., Hasan T. Photonanomedicine: A convergence of photodynamic therapy and nanotechnology. Nanoscale. 2016;8:12471–12503. doi: 10.1039/C5NR08691D. [PMC free article] [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Ogata F., Nagaya T., Nakamura Y., Sato K., Okuyama S., Maruoka Y., Choyke P.L., Kobayashi H. Near-infrared photoimmunotherapy: A comparison of light dosing schedules. Oncotarget. 2017;8:35069–35075. doi: 10.18632/oncotarget.17047. [PMC free article] [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Mitsunaga M., Ogawa M., Kosaka N., Rosenblum L.T., Choyke P.L., Kobayashi H. Cancer cell-selective in vivo near infrared photoimmunotherapy targeting specific membrane molecules. Nat. Med. 2011;17:1685–1691. doi: 10.1038/nm.2554. [PMC free article] [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Huang H.C., Pigula M., Fang Y., Hasan T. Immobilization of Photo-Immunoconjugates on Nanoparticles Leads to Enhanced Light-Activated Biological Effects. Small. 2018:e1800236. doi: 10.1002/smll.201800236. [PMC free article] [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Spring B.Q., Abu-Yousif A.O., Palanisami A., Rizvi I., Zheng X., Mai Z., Anbil S., Sears R.B., Mensah L.B., Goldschmidt R., et al. Selective treatment and monitoring of disseminated cancer micrometastases in vivo using dual-function, activatable immunoconjugates. Proc. Natl. Acad. Sci. USA. 2014;111:E933–E942. doi: 10.1073/pnas.1319493111. [PMC free article] [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Abu-Yousif A.O., Moor A.C., Zheng X., Savellano M.D., Yu W., Selbo P.K., Hasan T. Epidermal growth factor receptor-targeted photosensitizer selectively inhibits EGFR signaling and induces targeted phototoxicity in ovarian cancer cells. Cancer Lett. 2012;321:120–127. doi: 10.1016/j.canlet.2012.01.014. [PMC free article] [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Rizvi I., Dinh T.A., Yu W., Chang Y., Sherwood M.E., Hasan T. Photoimmunotherapy and irradiance modulation reduce chemotherapy cycles and toxicity in a murine model for ovarian carcinomatosis: Perspective and results. Israel J. Chem. 2012;52:776–787. doi: 10.1002/ijch.201200016. [PMC free article] [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Quirk B.J., Brandal G., Donlon S., Vera J.C., Mang T.S., Foy A.B., Lew S.M., Girotti A.W., Jogal S., LaViolette P.S., et al. Photodynamic therapy (PDT) for malignant brain tumors–where do we stand? Photodiagnosis Photodyn. Ther. 2015;12:530–544. doi: 10.1016/j.pdpdt.2015.04.009. [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Eljamel M.S., Goodman C., Moseley H. ALA and Photofrin fluorescence-guided resection and repetitive PDT in glioblastoma multiforme: A single centre Phase III randomised controlled trial. Lasers Med. Sci. 2008;23:361–367. doi: 10.1007/s10103-007-0494-2. [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Varma A.K., Muller P.J. Cranial neuropathies after intracranial Photofrin-photodynamic therapy for malignant supratentorial gliomas-a report on 3 cases. Surg. Neurol. 2008;70:190–193. doi: 10.1016/j.surneu.2007.01.060. [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Akimoto J. Photodynamic Therapy for Malignant Brain Tumors. Neurol. Medico-Chirurgica. 2016;56:151–157. doi: 10.2176/nmc.ra.2015-0296. [PMC free article] [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Kercher E.M., Nath S., Rizvi I., Spring B.Q. Cancer Cell-targeted and Activatable Photoimmunotherapy Spares T Cells in a 3D Coculture Model. Photochem. Photobiol. 2019 doi: 10.1111/php.13153. [PMC free article] [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Savellano M.D., Hasan T. Targeting cells that overexpress the epidermal growth factor receptor with polyethylene glycolated BPD verteporfin photosensitizer immunoconjugates. Photochem. Photobiol. 2003;77:431–439. doi: 10.1562/0031-8655(2003)077<0431:TCTOTE>2.0.CO;2. [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Molpus K.L., Hamblin M.R., Rizvi I., Hasan T. Intraperitoneal photoimmunotherapy of ovarian carcinoma xenografts in nude mice using charged photoimmunoconjugates. Gynecol. Oncol. 2000;76:397–404. doi: 10.1006/gyno.1999.5705. [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Savellano M.D., Hasan T. Photochemical targeting of epidermal growth factor receptor: A mechanistic study. Clin. Cancer Res. 2005;11:1658–1668. doi: 10.1158/1078-0432.CCR-04-1902. [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Nath S., Saad M.A., Pigula M., Swain J.W.R., Hasan T. Photoimmunotherapy of Ovarian Cancer: A Unique Niche in the Management of Advanced Disease. Cancers. 2019;11:1887. doi: 10.3390/cancers11121887. [PMC free article] [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Calibasi Kocal G., Guven S., Foygel K., Goldman A., Chen P., Sengupta S., Paulmurugan R., Baskin Y., Demirci U. Dynamic Microenvironment Induces Phenotypic Plasticity of Esophageal Cancer Cells Under Flow. Sci. Rep. 2016;6:38221. doi: 10.1038/srep38221. [PMC free article] [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Tasoglu S., Gurkan U.A., Wang S., Demirci U. Manipulating biological agents and cells in micro-scale volumes for applications in medicine. Chem. Soc. Rev. 2013;42:5788–5808. doi: 10.1039/c3cs60042d. [PMC free article] [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Moon S., Gurkan U.A., Blander J., Fawzi W.W., Aboud S., Mugusi F., Kuritzkes D.R., Demirci U. Enumeration of CD4+ T-cells using a portable microchip count platform in Tanzanian HIV-infected patients. PLoS ONE. 2011;6:e21409. doi: 10.1371/journal.pone.0021409. [PMC free article] [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Luo Q., Kuang D., Zhang B., Song G. Cell stiffness determined by atomic force microscopy and its correlation with cell motility. Biochim Biophys Acta. 2016;1860:1953–1960. doi: 10.1016/j.bbagen.2016.06.010. [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Sarntinoranont M., Rooney F., Ferrari M. Interstitial Stress and Fluid Pressure Within a Growing Tumor. Ann. Biomed. Eng. 2003;31:327–335. doi: 10.1114/1.1554923. [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Baxter L.T., Jain R.K. Transport of fluid and macromolecules in tumors. I. Role of interstitial pressure and convection. Microvasc. Res. 1989;37:77–104. doi: 10.1016/0026-2862(89)90074-5. [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Malik R., Khan A.P., Asangani I.A., Cieślik M., Prensner J.R., Wang X., Iyer M.K., Jiang X., Borkin D., Escara-Wilke J., et al. Targeting the MLL complex in castration-resistant prostate cancer. Nat. Med. 2015;21:344. doi: 10.1038/nm.3830. [PMC free article] [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Nath S., Christian L., Tan S.Y., Ki S., Ehrlich L.I., Poenie M. Dynein Separately Partners with NDE1 and Dynactin To Orchestrate T Cell Focused Secretion. J. Immunol. 2016;197:2090–2101. doi: 10.4049/jimmunol.1600180. [PMC free article] [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Celli J.P., Rizvi I., Evans C.L., Abu-Yousif A.O., Hasan T. Quantitative imaging reveals heterogeneous growth dynamics and treatment-dependent residual tumor distributions in a three-dimensional ovarian cancer model. J. Biomed. Opt. 2010;15:051603. doi: 10.1117/1.3483903. [PMC free article] [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Rizvi I., Celli J.P., Evans C.L., Abu-Yousif A.O., Muzikansky A., Pogue B.W., Finkelstein D., Hasan T. Synergistic Enhancement of Carboplatin Efficacy with Photodynamic Therapy in a Three-Dimensional Model for Micrometastatic Ovarian Cancer. Cancer Res. 2010;70:9319–9328. doi: 10.1158/0008-5472.CAN-10-1783. [PMC free article] [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Glidden M.D., Celli J.P., Massodi I., Rizvi I., Pogue B.W., Hasan T. Image-Based Quantification of Benzoporphyrin Derivative Uptake, Localization, and Photobleaching in 3D Tumor Models, for Optimization of PDT Parameters. Theranostics. 2012;2:827–839. doi: 10.7150/thno.4334. [PMC free article] [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Celli J.P., Rizvi I., Blanden A.R., Massodi I., Glidden M.D., Pogue B.W., Hasan T. An imaging-based platform for high-content, quantitative evaluation of therapeutic response in 3D tumour models. Sci. Rep. 2014;4:3751. doi: 10.1038/srep03751. [PMC free article] [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Bulin A.L., Broekgaarden M., Hasan T. Comprehensive high-throughput image analysis for therapeutic efficacy of architecturally complex heterotypic organoids. Sci. Rep. 2017;7:16645. doi: 10.1038/s41598-017-16622-9. [PMC free article] [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Rahmanzadeh R., Rai P., Celli J.P., Rizvi I., Baron-Luhr B., Gerdes J., Hasan T. Ki-67 as a molecular target for therapy in an in vitro three-dimensional model for ovarian cancer. Cancer Res. 2010;70:9234–9242. doi: 10.1158/0008-5472.CAN-10-1190. [PMC free article] [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Anbil S., Rizvi I., Celli J.P., Alagic N., Pogue B.W., Hasan T. Impact of treatment response metrics on photodynamic therapy planning and outcomes in a three-dimensional model of ovarian cancer. J. Biomed. Opt. 2013;18:098004. doi: 10.1117/1.JBO.18.9.098004. [PMC free article] [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Di Pasqua A.J., Goodisman J., Dabrowiak J.C. Understanding how the platinum anticancer drug carboplatin works: From the bottle to the cell. Inorg. Chim. Acta. 2012;389:29–35. doi: 10.1016/j.ica.2012.01.028. [CrossRef] [Google Scholar]
Rabik C.A., Dolan M.E. Molecular mechanisms of resistance and toxicity associated with platinating agents. Cancer Treat. Rev. 2007;33:9–23. doi: 10.1016/j.ctrv.2006.09.006. [PMC free article] [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Ozols R.F. Carboplatin and paclitaxel in ovarian cancer. Semin. Oncol. 1995;22:78–83. [PubMed] [Google Scholar]
Neijt J.P., Lund B. Paclitaxel with carboplatin for the treatment of ovarian cancer. Semin. Oncol. 1996;23:2–4. [PubMed] [Google Scholar]
Subauste C.M., Pertz O., Adamson E.D., Turner C.E., Junger S., Hahn K.M. Vinculin modulation of paxillin–FAK interactions regulates ERK to control survival and motility. J. Cell Biol. 2004;165:371–381. doi: 10.1083/jcb.200308011. [PMC free article] [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Eke I., Cordes N. Focal adhesion signaling and therapy resistance in cancer. Semin. Cancer Biol. 2015;31:65–75. [PubMed] [Google Scholar]
McCubrey J.A., Steelman L.S., Chappell W.H., Abrams S.L., Wong E.W., Chang F., Lehmann B., Terrian D.M., Milella M., Tafuri A., et al. Roles of the Raf/MEK/ERK pathway in cell growth, malignant transformation and drug resistance. Biochim. Biophys. Acta. 2007;1773:1263–1284. doi: 10.1016/j.bbamcr.2006.10.001. [PMC free article] [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Duska L.R., Hamblin M.R., Miller J.L., Hasan T. Combination photoimmunotherapy and cisplatin: Effects on human ovarian cancer ex vivo. J. Natl. Cancer Inst. 1999;91:1557–1563. doi: 10.1093/jnci/91.18.1557. [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Spring B., Mai Z., Rai P., Chang S., Hasan T. Theranostic nanocells for simultaneous imaging and photodynamic therapy of pancreatic cancer. Proc. SPIE. 2010;7551:755104. [Google Scholar]
Kessel D., Oleinick N.L. Photodynamic therapy and cell death pathways. Methods Mol. Biol. 2010;635:35–46. doi: 10.1007/978-1-60761-697-9_3. [PMC free article] [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Van Dongen G.A., Visser G.W., Vrouenraets M.B. Photosensitizer-antibody conjugates for detection and therapy of cancer. Adv. Drug Deliv. Rev. 2004;56:31–52. doi: 10.1016/j.addr.2003.09.003. [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Ayhan A., Gultekin M., Taskiran C., Dursun P., Firat P., Bozdag G., Celik N.Y., Yuce K. Ascites and epithelial ovarian cancers: A reappraisal with respect to different aspects. Int. J. Gynecol. Cancer. 2007;17:68–75. doi: 10.1111/j.1525-1438.2006.00777.x. [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Shen-Gunther J., Mannel R.S. Ascites as a predictor of ovarian malignancy. Gynecol. Oncol. 2002;87:77–83. doi: 10.1006/gyno.2002.6800. [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Pourgholami M.H., Ataie-Kachoie P., Badar S., Morris D.L. Minocycline inhibits malignant ascites of ovarian cancer through targeting multiple signaling pathways. Gynecol. Oncol. 2013;129:113–119. doi: 10.1016/j.ygyno.2012.12.031. [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Shender V., Arapidi G., Butenko I., Anikanov N., Ivanova O., Govorun V. Peptidome profiling dataset of ovarian cancer and non-cancer proximal fluids: Ascites and blood sera. Data Brief. 2019;22:557–562. doi: 10.1016/j.dib.2018.12.056. [PMC free article] [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Becker G., Galandi D., Blum H.E. Malignant ascites: Systematic review and guideline for treatment. Eur. J. Cancer. 2006;42:589–597. doi: 10.1016/j.ejca.2005.11.018. [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Huang H., Li Y.J., Lan C.Y., Huang Q.D., Feng Y.L., Huang Y.W., Liu J.H. Clinical significance of ascites in epithelial ovarian cancer. Neoplasma. 2013;60:546–552. doi: 10.4149/neo_2013_071. [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Blagden S.P. Harnessing Pandemonium: The Clinical Implications of Tumor Heterogeneity in Ovarian Cancer. Front. Oncol. 2015;5:149. doi: 10.3389/fonc.2015.00149. [PMC free article] [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Ahmed N., Latifi A., Riley C.B., Findlay J.K., Quinn M.A. Neuronal transcription factor Brn-3a(l) is over expressed in high-grade ovarian carcinomas and tumor cells from ascites of patients with advanced-stage ovarian cancer. J. Ovarian Res. 2010;3:17. doi: 10.1186/1757-2215-3-17. [PMC free article] [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Mahmood N., Mihalcioiu C., Rabbani S.A. Multifaceted Role of the Urokinase-Type Plasminogen Activator (uPA) and Its Receptor (uPAR): Diagnostic, Prognostic, and Therapeutic Applications. Front. Oncol. 2018;8:24. doi: 10.3389/fonc.2018.00024. [PMC free article] [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Jeffrey B., Udaykumar H.S., Schulze K.S. Flow fields generated by peristaltic reflex in isolated guinea pig ileum: Impact of contraction depth and shoulders. Am. J. Physiol. Gastrointest. Liver Physiol. 2003;285:G907–G918. doi: 10.1152/ajpgi.00062.2003. [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Nagy J.A., Herzberg K.T., Dvorak J.M., Dvorak H.F. Pathogenesis of malignant ascites formation: Initiating events that lead to fluid accumulation. Cancer Res. 1993;53:2631–2643. [PubMed] [Google Scholar]
Ahmed N., Abubaker K., Findlay J., Quinn M. Epithelial mesenchymal transition and cancer stem cell-like phenotypes facilitate chemoresistance in recurrent ovarian cancer. Curr. Cancer Drug Targets. 2010;10:268–278. doi: 10.2174/156800910791190175. [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Latifi A., Abubaker K., Castrechini N., Ward A.C., Liongue C., Dobill F., Kumar J., Thompson E.W., Quinn M.A., Findlay J.K., et al. Cisplatin treatment of primary and metastatic epithelial ovarian carcinomas generates residual cells with mesenchymal stem cell-like profile. J. Cell Biochem. 2011;112:2850–2864. doi: 10.1002/jcb.23199. [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Chan D.W., Hui W.W., Cai P.C., Liu M.X., Yung M.M., Mak C.S., Leung T.H., Chan K.K., Ngan H.Y. Targeting GRB7/ERK/FOXM1 signaling pathway impairs aggressiveness of ovarian cancer cells. PLoS ONE. 2012;7:e52578. doi: 10.1371/journal.pone.0052578. [PMC free article] [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Mebratu Y., Tesfaigzi Y. How ERK1/2 activation controls cell proliferation and cell death: Is subcellular localization the answer? Cell Cycle. 2009;8:1168–1175. doi: 10.4161/cc.8.8.8147. [PMC free article] [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Zebisch A., Czernilofsky A.P., Keri G., Smigelskaite J., Sill H., Troppmair J. Signaling through RAS-RAF-MEK-ERK: From basics to bedside. Curr. Med. Chem. 2007;14:601–623. doi: 10.2174/092986707780059670. [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Jo H., Sipos K., Go Y.M., Law R., Rong J., McDonald J.M. Differential effect of shear stress on extracellular signal-regulated kinase and N-terminal Jun kinase in endothelial cells. Gi2- and Gbeta/gamma-dependent signaling pathways. J. Biol. Chem. 1997;272:1395–1401. doi: 10.1074/jbc.272.2.1395. [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Surapisitchat J., Hoefen R.J., Pi X., Yoshizumi M., Yan C., Berk B.C. Fluid shear stress inhibits TNF-alpha activation of JNK but not ERK1/2 or p38 in human umbilical vein endothelial cells: Inhibitory crosstalk among MAPK family members. Proc. Natl. Acad. Sci. USA. 2001;98:6476–6481. doi: 10.1073/pnas.101134098. [PMC free article] [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Kim C.H., Jeung E.B., Yoo Y.M. Combined Fluid Shear Stress and Melatonin Enhances the ERK/Akt/mTOR Signal in Cilia-Less MC3T3-E1 Preosteoblast Cells. Int. J. Mol. Sci. 2018;19:2929. doi: 10.3390/ijms19102929. [PMC free article] [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Persons D.L., Yazlovitskaya E.M., Cui W., Pelling J.C. Cisplatin-induced activation of mitogen-activated protein kinases in ovarian carcinoma cells: Inhibition of extracellular signal-regulated kinase activity increases sensitivity to cisplatin. Clin. Cancer Res. 1999;5:1007–1014. [PubMed] [Google Scholar]
Hayakawa J., Ohmichi M., Kurachi H., Ikegami H., Kimura A., Matsuoka T., Jikihara H., Mercola D., Murata Y. Inhibition of extracellular signal-regulated protein kinase or c-Jun N-terminal protein kinase cascade, differentially activated by cisplatin, sensitizes human ovarian cancer cell line. J. Biol. Chem. 1999;274:31648–31654. doi: 10.1074/jbc.274.44.31648. [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Yeh P.Y., Chuang S.E., Yeh K.H., Song Y.C., Ea C.K., Cheng A.L. Increase of the resistance of human cervical carcinoma cells to cisplatin by inhibition of the MEK to ERK signaling pathway partly via enhancement of anticancer drug-induced NF kappa B activation. Biochem. Pharmacol. 2002;63:1423–1430. doi: 10.1016/S0006-2952(02)00908-5. [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Wang X., Martindale J.L., Holbrook N.J. Requirement for ERK activation in cisplatin-induced apoptosis. J. Biol. Chem. 2000;275:39435–39443. doi: 10.1074/jbc.M004583200. [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Qin X., Liu C., Zhou Y., Wang G. Cisplatin induces programmed death-1-ligand 1(PD-L1) over-expression in hepatoma H22 cells via Erk /MAPK signaling pathway. Cell Mol. Biol. 2010;56:OL1366-72. doi: 10.1170/156. [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Basu A., Tu H. Activation of ERK during DNA damage-induced apoptosis involves protein kinase Cdelta. Biochem. Biophys. Res. Commun. 2005;334:1068–1073. doi: 10.1016/j.bbrc.2005.06.199. [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Nowak G. Protein kinase C-alpha and ERK1/2 mediate mitochondrial dysfunction, decreases in active Na+ transport, and cisplatin-induced apoptosis in renal cells. J. Biol. Chem. 2002;277:43377–43388. doi: 10.1074/jbc.M206373200. [PMC free article] [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Chaudhury A., Tan B.J., Das S., Chiu G.N. Increased ERK activation and cellular drug accumulation in the enhanced cytotoxicity of folate receptor-targeted liposomal carboplatin. Int. J. Oncol. 2012;40:703–710. doi: 10.3892/ijo.2011.1262. [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Lok G.T., Chan D.W., Liu V.W., Hui W.W., Leung T.H., Yao K.M., Ngan H.Y. Aberrant activation of ERK/FOXM1 signaling cascade triggers the cell migration/invasion in ovarian cancer cells. PLoS ONE. 2011;6:e23790. doi: 10.1371/journal.pone.0023790. [PMC free article] [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Lafky J.M., Wilken J.A., Baron A.T., Maihle N.J. Clinical implications of the ErbB/epidermal growth factor (EGF) receptor family and its ligands in ovarian cancer. Biochim. Biophys. Acta. 2008;1785:232–265. doi: 10.1016/j.bbcan.2008.01.001. [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Secord A.A., Blessing J.A., Armstrong D.K., Rodgers W.H., Miner Z., Barnes M.N., Lewandowski G., Mannel R.S., Gynecologic Oncology G. Phase II trial of cetuximab and carboplatin in relapsed platinum-sensitive ovarian cancer and evaluation of epidermal growth factor receptor expression: A Gynecologic Oncology Group study. Gynecol. Oncol. 2008;108:493–499. doi: 10.1016/j.ygyno.2007.11.029. [PMC free article] [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Bae G.-Y., Choi S.-J., Lee J.-S., Jo J., Lee J., Kim J., Cha H.-J. Loss of E-cadherin activates EGFR-MEK/ERK signaling, which promotes invasion via the ZEB1/MMP2 axis in non-small cell lung cancer. Oncotarget. 2013;4:2512. doi: 10.18632/oncotarget.1463. [PMC free article] [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Pece S., Gutkind J.S. Signaling from E-cadherins to the MAPK pathway by the recruitment and activation of epidermal growth factor receptors upon cell-cell contact formation. J. Biol. Chem. 2000;275:41227–41233. doi: 10.1074/jbc.M006578200. [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Lifschitz-Mercer B., Czernobilsky B., Feldberg E., Geiger B. Expression of the adherens junction protein vinculin in human basal and squamous cell tumors: Relationship to invasiveness and metastatic potential. Hum. Pathol. 1997;28:1230–1236. doi: 10.1016/S0046-8177(97)90195-7. [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Raz A., Geiger B. Altered organization of cell-substrate contacts and membrane-associated cytoskeleton in tumor cell variants exhibiting different metastatic capabilities. Cancer Res. 1982;42:5183–5190. [PubMed] [Google Scholar]
Fukada T., Sakajiri H., Kuroda M., Kioka N., Sugimoto K. Fluid shear stress applied by orbital shaking induces MG-63 osteosarcoma cells to activate ERK in two phases through distinct signaling pathways. Biochem. Biophys. Rep. 2017;9:257–265. doi: 10.1016/j.bbrep.2017.01.004. [PMC free article] [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Wu D.W., Wu T.C., Wu J.Y., Cheng Y.W., Chen Y.C., Lee M.C., Chen C.Y., Lee H. Phosphorylation of paxillin confers cisplatin resistance in non-small cell lung cancer via activating ERK-mediated Bcl-2 expression. Oncogene. 2014;33:4385–4395. doi: 10.1038/onc.2013.389. [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Kessel D. Apoptosis and associated phenomena as a determinants of the efficacy of photodynamic therapy. Photochem. Photobiol. Sci. 2015;14:1397–1402. doi: 10.1039/C4PP00413B. [PMC free article] [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Agostinis P., Berg K., Cengel K.A., Foster T.H., Girotti A.W., Gollnick S.O., Hahn S.M., Hamblin M.R., Juzeniene A., Kessel D., et al. Photodynamic therapy of cancer: An update. CA Cancer J. Clin. 2011;61:250–281. doi: 10.3322/caac.20114. [PMC free article] [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Sorrin A.J., Ruhi M.K., Ferlic N.A., Karimnia V., Polacheck W.J., Celli J.P., Huang H.C., Rizvi I. Photodynamic Therapy and the Biophysics of the Tumor Microenvironment. Photochem. Photobiol. 2020 doi: 10.1111/php.13209. [PMC free article] [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Niu C.J., Fisher C., Scheffler K., Wan R., Maleki H., Liu H., Sun Y., C A.S., Birngruber R., Lilge L. Polyacrylamide gel substrates that simulate the mechanical stiffness of normal and malignant neuronal tissues increase protoporphyin IX synthesis in glioma cells. J. Biomed. Opt. 2015;20:098002. doi: 10.1117/1.JBO.20.9.098002. [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Perentes J.Y., Wang Y., Wang X., Abdelnour E., Gonzalez M., Decosterd L., Wagnieres G., Van den Bergh H., Peters S., Ris H.B., et al. Low-Dose Vascular Photodynamic Therapy Decreases Tumor Interstitial Fluid Pressure, which Promotes Liposomal Doxorubicin Distribution in a Murine Sarcoma Metastasis Model. Transl. Oncol. 2014;7 doi: 10.1016/j.tranon.2014.04.010. [PMC free article] [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Leunig M., Goetz A.E., Gamarra F., Zetterer G., Messmer K., Jain R.K. Photodynamic therapy-induced alterations in interstitial fluid pressure, volume and water content of an amelanotic melanoma in the hamster. Br. J. Cancer. 1994;69:101–103. doi: 10.1038/bjc.1994.15. [PMC free article] [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Foster T.H., Murant R.S., Bryant R.G., Knox R.S., Gibson S.L., Hilf R. Oxygen consumption and diffusion effects in photodynamic therapy. Radiat Res. 1991;126:296–303. doi: 10.2307/3577919. [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Foster T.H., Hartley D.F., Nichols M.G., Hilf R. Fluence rate effects in photodynamic therapy of multicell tumor spheroids. Cancer Res. 1993;53:1249–1254. [PubMed] [Google Scholar]
Nichols M.G., Foster T.H. Oxygen diffusion and reaction kinetics in the photodynamic therapy of multicell tumour spheroids. Phys. Med. Biol. 1994;39:2161–2181. doi: 10.1088/0031-9155/39/12/003. [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Cavin S., Wang X., Zellweger M., Gonzalez M., Bensimon M., Wagnieres G., Krueger T., Ris H.B., Gronchi F., Perentes J.Y. Interstitial fluid pressure: A novel biomarker to monitor photo-induced drug uptake in tumor and normal tissues. Lasers Surg. Med. 2017;49:773–780. doi: 10.1002/lsm.22687. [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Garcia Calavia P., Chambrier I., Cook M.J., Haines A.H., Field R.A., Russell D.A. Targeted photodynamic therapy of breast cancer cells using lactose-phthalocyanine functionalized gold nanoparticles. J. Colloid Interface Sci. 2018;512:249–259. doi: 10.1016/j.jcis.2017.10.030. [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Kato T., Jin C.S., Ujiie H., Lee D., Fujino K., Wada H., Hu H.P., Weersink R.A., Chen J., Kaji M., et al. Nanoparticle targeted folate receptor 1-enhanced photodynamic therapy for lung cancer. Lung Cancer. 2017;113:59–68. doi: 10.1016/j.lungcan.2017.09.002. [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Sebak A.A., Gomaa I.E.O., ElMeshad A.N., AbdelKader M.H. Targeted photodynamic-induced singlet oxygen production by peptide-conjugated biodegradable nanoparticles for treatment of skin melanoma. Photodiagnosis Photodyn. Ther. 2018;23:181–189. doi: 10.1016/j.pdpdt.2018.05.017. [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Fernandes S.R.G., Fernandes R., Sarmento B., Pereira P.M.R., Tome J.P.C. Photoimmunoconjugates: Novel synthetic strategies to target and treat cancer by photodynamic therapy. Org. Biomol. Chem. 2019;17:2579–2593. doi: 10.1039/C8OB02902D. [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Hamblin M.R., Miller J.L., Hasan T. Effect of charge on the interaction of site-specific photoimmunoconjugates with human ovarian cancer cells. Cancer Res. 1996;56:5205–5210. [PubMed] [Google Scholar]
Flont M., Jastrzebska E., Brzozka Z. Synergistic effect of the combination therapy on ovarian cancer cells under microfluidic conditions. Anal. Chim. Acta. 2020;1100:138–148. doi: 10.1016/j.aca.2019.11.047. [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Cristina González Fernández,1 Jenifer Gómez Pastora,2 Arantza Basauri,1 Marcos Fallanza,1 Eugenio Bringas,1 Jeffrey J. Chalmers,2 and Inmaculada Ortiz1,* Author information Article notes Copyright and License information Disclaimer
생체 유체에서 자성 입자의 연속 흐름 분리 : 마이크로 장치 형상이 분리 성능을 어떻게 결정합니까?
Abstract
The use of functionalized magnetic particles for the detection or separation of multiple chemicals and biomolecules from biofluids continues to attract significant attention. After their incubation with the targeted substances, the beads can be magnetically recovered to perform analysis or diagnostic tests. Particle recovery with permanent magnets in continuous-flow microdevices has gathered great attention in the last decade due to the multiple advantages of microfluidics. As such, great efforts have been made to determine the magnetic and fluidic conditions for achieving complete particle capture; however, less attention has been paid to the effect of the channel geometry on the system performance, although it is key for designing systems that simultaneously provide high particle recovery and flow rates. Herein, we address the optimization of Y-Y-shaped microchannels, where magnetic beads are separated from blood and collected into a buffer stream by applying an external magnetic field. The influence of several geometrical features (namely cross section shape, thickness, length, and volume) on both bead recovery and system throughput is studied. For that purpose, we employ an experimentally validated Computational Fluid Dynamics (CFD) numerical model that considers the dominant forces acting on the beads during separation. Our results indicate that rectangular, long devices display the best performance as they deliver high particle recovery and high throughput. Thus, this methodology could be applied to the rational design of lab-on-a-chip devices for any magnetically driven purification, enrichment or isolation.
생체 유체에서 여러 화학 물질과 생체 분자의 검출 또는 분리를 위한 기능화된 자성 입자의 사용은 계속해서 상당한 관심을 받고 있습니다. 표적 물질과 함께 배양 한 후 비드는 자기적으로 회수되어 분석 또는 진단 테스트를 수행 할 수 있습니다.
연속 흐름 마이크로 장치에서 영구 자석을 사용한 입자 회수는 마이크로 유체의 여러 장점으로 인해 지난 10 년 동안 큰 관심을 모았습니다. 따라서 완전한 입자 포획을 달성하기 위한 자기 및 유체 조건을 결정하기 위해 많은 노력을 기울였습니다.
그러나 높은 입자 회수율과 유속을 동시에 제공하는 시스템을 설계하는데 있어 핵심이기는 하지만 시스템 성능에 대한 채널 형상의 영향에 대해서는 덜 주의를 기울였습니다.
여기에서 우리는 자기 비드가 혈액에서 분리되어 외부 자기장을 적용하여 버퍼 스트림으로 수집되는 Y-Y 모양의 마이크로 채널의 최적화를 다룹니다. 비드 회수 및 시스템 처리량에 대한 여러 기하학적 특징 (즉, 단면 형상, 두께, 길이 및 부피)의 영향을 연구합니다.
이를 위해 분리 중에 비드에 작용하는 지배적인 힘을 고려하는 실험적으로 검증된 CFD (Computational Fluid Dynamics) 수치 모델을 사용합니다.
우리의 결과는 직사각형의 긴 장치가 높은 입자 회수율과 높은 처리량을 제공하기 때문에 최고의 성능을 보여줍니다. 따라서 이 방법론은 자기 구동 정제, 농축 또는 분리를 위한 랩 온어 칩 장치의 합리적인 설계에 적용될 수 있습니다.
Figure 1
(a) Top view of the microfluidic-magnetophoretic device, (b) Schematic representation of the channel cross-sections studied in this work, and (c) the magnet position relative to the channel location (Sepy and Sepz are the magnet separation distances in y and z, respectively).Figure 2. (a) Channel-magnet configuration and (b–d) magnetic force distribution in the channel
midplane for 2 mm, 5 mm and 10 mm long rectangular (left) and U-shaped (right) devices. Figure 3. (a) Velocity distribution in a section perpendicular to the flow for rectangular (left) and Ushaped (right) cross section channels, and (b) particle location in these cross sections.Figure 4. Influence of fluid flow rate on particle recovery when the applied magnetic force is (a)
different and (b) equal in U-shaped and rectangular cross section microdevices. Figure 5. Magnetic bead capture as a function of fluid flow rate for all of the studied geometries.Figure 6. Influence of (a) magnetic and fluidic forces (J parameter) and (b) channel geometry (θ
parameter) on particle recovery. Note that U-2mm does not accurately fit a line. Figure 7. Dependence of bead capture on the (a) functional channel volume, and (b) particle residence
time (tres). Note that in the curve fitting expressions V represents the functional channel volume and
that U-2mm does not accurately fit a line.
Gómez-Pastora J., Xue X., Karampelas I.H., Bringas E., Furlani E.P., Ortiz I. Analysis of separators for magnetic beads recovery: From large systems to multifunctional microdevices. Sep. Purif. Technol. 2017;172:16–31. doi: 10.1016/j.seppur.2016.07.050. [CrossRef] [Google Scholar]
Wise N., Grob T., Morten K., Thompson I., Sheard S. Magnetophoretic velocities of superparamagnetic particles, agglomerates and complexes. J. Magn. Magn. Mater. 2015;384:328–334. doi: 10.1016/j.jmmm.2015.02.031. [CrossRef] [Google Scholar]
Khashan S.A., Elnajjar E., Haik Y. CFD simulation of the magnetophoretic separation in a microchannel. J. Magn. Magn. Mater. 2011;323:2960–2967. doi: 10.1016/j.jmmm.2011.06.001. [CrossRef] [Google Scholar]
Khashan S.A., Furlani E.P. Scalability analysis of magnetic bead separation in a microchannel with an array of soft magnetic elements in a uniform magnetic field. Sep. Purif. Technol. 2014;125:311–318. doi: 10.1016/j.seppur.2014.02.007. [CrossRef] [Google Scholar]
Furlani E.P. Magnetic biotransport: Analysis and applications. Materials. 2010;3:2412–2446. doi: 10.3390/ma3042412. [CrossRef] [Google Scholar]
Gómez-Pastora J., Bringas E., Ortiz I. Design of novel adsorption processes for the removal of arsenic from polluted groundwater employing functionalized magnetic nanoparticles. Chem. Eng. Trans. 2016;47:241–246. [Google Scholar]
Gómez-Pastora J., Bringas E., Lázaro-Díez M., Ramos-Vivas J., Ortiz I. The reverse of controlled release: Controlled sequestration of species and biotoxins into nanoparticles (NPs) In: Stroeve P., Mahmoudi M., editors. Drug Delivery Systems. World Scientific; Hackensack, NJ, USA: 2017. pp. 207–244. [Google Scholar]
Ruffert C. Magnetic bead-magic bullet. Micromachines. 2016;7:21. doi: 10.3390/mi7020021. [PMC free article] [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Yáñez-Sedeño P., Campuzano S., Pingarrón J.M. Magnetic particles coupled to disposable screen printed transducers for electrochemical biosensing. Sensors. 2016;16:1585. doi: 10.3390/s16101585. [PMC free article] [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Schrittwieser S., Pelaz B., Parak W.J., Lentijo-Mozo S., Soulantica K., Dieckhoff J., Ludwig F., Guenther A., Tschöpe A., Schotter J. Homogeneous biosensing based on magnetic particle labels. Sensors. 2016;16:828. doi: 10.3390/s16060828. [PMC free article] [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
He J., Huang M., Wang D., Zhang Z., Li G. Magnetic separation techniques in sample preparation for biological analysis: A review. J. Pharm. Biomed. Anal. 2014;101:84–101. doi: 10.1016/j.jpba.2014.04.017. [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Ha Y., Ko S., Kim I., Huang Y., Mohanty K., Huh C., Maynard J.A. Recent advances incorporating superparamagnetic nanoparticles into immunoassays. ACS Appl. Nano Mater. 2018;1:512–521. doi: 10.1021/acsanm.7b00025. [PMC free article] [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Gómez-Pastora J., González-Fernández C., Fallanza M., Bringas E., Ortiz I. Flow patterns and mass transfer performance of miscible liquid-liquid flows in various microchannels: Numerical and experimental studies. Chem. Eng. J. 2018;344:487–497. doi: 10.1016/j.cej.2018.03.110. [CrossRef] [Google Scholar]
Gale B.K., Jafek A.R., Lambert C.J., Goenner B.L., Moghimifam H., Nze U.C., Kamarapu S.K. A review of current methods in microfluidic device fabrication and future commercialization prospects. Inventions. 2018;3:60. doi: 10.3390/inventions3030060. [CrossRef] [Google Scholar]
Khashan S.A., Dagher S., Alazzam A., Mathew B., Hilal-Alnaqbi A. Microdevice for continuous flow magnetic separation for bioengineering applications. J. Micromech. Microeng. 2017;27:055016. doi: 10.1088/1361-6439/aa666d. [CrossRef] [Google Scholar]
Basauri A., Gomez-Pastora J., Fallanza M., Bringas E., Ortiz I. Predictive model for the design of reactive micro-separations. Sep. Purif. Technol. 2019;209:900–907. doi: 10.1016/j.seppur.2018.09.028. [CrossRef] [Google Scholar]
Abdollahi P., Karimi-Sabet J., Moosavian M.A., Amini Y. Microfluidic solvent extraction of calcium: Modeling and optimization of the process variables. Sep. Purif. Technol. 2020;231:115875. doi: 10.1016/j.seppur.2019.115875. [CrossRef] [Google Scholar]
Khashan S.A., Alazzam A., Furlani E. A novel design for a microfluidic magnetophoresis system: Computational study; Proceedings of the 12th International Symposium on Fluid Control, Measurement and Visualization (FLUCOME2013); Nara, Japan. 18–23 November 2013. [Google Scholar]
Pamme N. Magnetism and microfluidics. Lab Chip. 2006;6:24–38. doi: 10.1039/B513005K. [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Gómez-Pastora J., Amiri Roodan V., Karampelas I.H., Alorabi A.Q., Tarn M.D., Iles A., Bringas E., Paunov V.N., Pamme N., Furlani E.P., et al. Two-step numerical approach to predict ferrofluid droplet generation and manipulation inside multilaminar flow chambers. J. Phys. Chem. C. 2019;123:10065–10080. doi: 10.1021/acs.jpcc.9b01393. [CrossRef] [Google Scholar]
Gómez-Pastora J., Karampelas I.H., Bringas E., Furlani E.P., Ortiz I. Numerical analysis of bead magnetophoresis from flowing blood in a continuous-flow microchannel: Implications to the bead-fluid interactions. Sci. Rep. 2019;9:7265. doi: 10.1038/s41598-019-43827-x. [PMC free article] [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Tarn M.D., Pamme N. On-Chip Magnetic Particle-Based Immunoassays Using Multilaminar Flow for Clinical Diagnostics. In: Taly V., Viovy J.L., Descroix S., editors. Microchip Diagnostics Methods and Protocols. Humana Press; New York, NY, USA: 2017. pp. 69–83. [Google Scholar]
Phurimsak C., Tarn M.D., Peyman S.A., Greenman J., Pamme N. On-chip determination of c-reactive protein using magnetic particles in continuous flow. Anal. Chem. 2014;86:10552–10559. doi: 10.1021/ac5023265. [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Wu X., Wu H., Hu Y. Enhancement of separation efficiency on continuous magnetophoresis by utilizing L/T-shaped microchannels. Microfluid. Nanofluid. 2011;11:11–24. doi: 10.1007/s10404-011-0768-7. [CrossRef] [Google Scholar]
Vojtíšek M., Tarn M.D., Hirota N., Pamme N. Microfluidic devices in superconducting magnets: On-chip free-flow diamagnetophoresis of polymer particles and bubbles. Microfluid. Nanofluid. 2012;13:625–635. doi: 10.1007/s10404-012-0979-6. [CrossRef] [Google Scholar]
Gómez-Pastora J., González-Fernández C., Real E., Iles A., Bringas E., Furlani E.P., Ortiz I. Computational modeling and fluorescence microscopy characterization of a two-phase magnetophoretic microsystem for continuous-flow blood detoxification. Lab Chip. 2018;18:1593–1606. doi: 10.1039/C8LC00396C. [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Nandy K., Chaudhuri S., Ganguly R., Puri I.K. Analytical model for the magnetophoretic capture of magnetic microspheres in microfluidic devices. J. Magn. Magn. Mater. 2008;320:1398–1405. doi: 10.1016/j.jmmm.2007.11.024. [CrossRef] [Google Scholar]
Hale C., Darabi J. Magnetophoretic-based microfluidic device for DNA isolation. Biomicrofluidics. 2014;8:044118. doi: 10.1063/1.4893772. [PMC free article] [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Becker H., Gärtner C. Polymer microfabrication methods for microfluidic analytical applications. Electrophoresis. 2000;21:12–26. doi: 10.1002/(SICI)1522-2683(20000101)21:1<12::AID-ELPS12>3.0.CO;2-7. [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Pekas N., Zhang Q., Nannini M., Juncker D. Wet-etching of structures with straight facets and adjustable taper into glass substrates. Lab Chip. 2010;10:494–498. doi: 10.1039/B912770D. [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Wang T., Chen J., Zhou T., Song L. Fabricating microstructures on glass for microfluidic chips by glass molding process. Micromachines. 2018;9:269. doi: 10.3390/mi9060269. [PMC free article] [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Castaño-Álvarez M., Pozo Ayuso D.F., García Granda M., Fernández-Abedul M.T., Rodríguez García J., Costa-García A. Critical points in the fabrication of microfluidic devices on glass substrates. Sens. Actuators B Chem. 2008;130:436–448. doi: 10.1016/j.snb.2007.09.043. [CrossRef] [Google Scholar]
Prakash S., Kumar S. Fabrication of microchannels: A review. Proc. Inst. Mech. Eng. Part B J. Eng. Manuf. 2015;229:1273–1288. doi: 10.1177/0954405414535581. [CrossRef] [Google Scholar]
Leester-Schädel M., Lorenz T., Jürgens F., Ritcher C. Fabrication of Microfluidic Devices. In: Dietzel A., editor. Microsystems for Pharmatechnology: Manipulation of Fluids, Particles, Droplets, and Cells. Springer; Basel, Switzerland: 2016. pp. 23–57. [Google Scholar]
Bartlett N.W., Wood R.J. Comparative analysis of fabrication methods for achieving rounded microchannels in PDMS. J. Micromech. Microeng. 2016;26:115013. doi: 10.1088/0960-1317/26/11/115013. [CrossRef] [Google Scholar]
Ng P.F., Lee K.I., Yang M., Fei B. Fabrication of 3D PDMS microchannels of adjustable cross-sections via versatile gel templates. Polymers. 2019;11:64. doi: 10.3390/polym11010064. [PMC free article] [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Furlani E.P., Sahoo Y., Ng K.C., Wortman J.C., Monk T.E. A model for predicting magnetic particle capture in a microfluidic bioseparator. Biomed. Microdevices. 2007;9:451–463. doi: 10.1007/s10544-007-9050-x. [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Tarn M.D., Peyman S.A., Robert D., Iles A., Wilhelm C., Pamme N. The importance of particle type selection and temperature control for on-chip free-flow magnetophoresis. J. Magn. Magn. Mater. 2009;321:4115–4122. doi: 10.1016/j.jmmm.2009.08.016. [CrossRef] [Google Scholar]
Furlani E.P. Permanent Magnet and Electromechanical Devices; Materials, Analysis and Applications. Academic Press; Waltham, MA, USA: 2001. [Google Scholar]
White F.M. Viscous Fluid Flow. McGraw-Hill; New York, NY, USA: 1974. [Google Scholar]
Mathew B., Alazzam A., El-Khasawneh B., Maalouf M., Destgeer G., Sung H.J. Model for tracing the path of microparticles in continuous flow microfluidic devices for 2D focusing via standing acoustic waves. Sep. Purif. Technol. 2015;153:99–107. doi: 10.1016/j.seppur.2015.08.026. [CrossRef] [Google Scholar]
Furlani E.J., Furlani E.P. A model for predicting magnetic targeting of multifunctional particles in the microvasculature. J. Magn. Magn. Mater. 2007;312:187–193. doi: 10.1016/j.jmmm.2006.09.026. [CrossRef] [Google Scholar]
Furlani E.P., Ng K.C. Analytical model of magnetic nanoparticle transport and capture in the microvasculature. Phys. Rev. E. 2006;73:061919. doi: 10.1103/PhysRevE.73.061919. [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Eibl R., Eibl D., Pörtner R., Catapano G., Czermak P. Cell and Tissue Reaction Engineering. Springer; Berlin/Heidelberg, Germany: 2009. [Google Scholar]
Pamme N., Eijkel J.C.T., Manz A. On-chip free-flow magnetophoresis: Separation and detection of mixtures of magnetic particles in continuous flow. J. Magn. Magn. Mater. 2006;307:237–244. doi: 10.1016/j.jmmm.2006.04.008. [CrossRef] [Google Scholar]
Alorabi A.Q., Tarn M.D., Gómez-Pastora J., Bringas E., Ortiz I., Paunov V.N., Pamme N. On-chip polyelectrolyte coating onto magnetic droplets-Towards continuous flow assembly of drug delivery capsules. Lab Chip. 2017;17:3785–3795. doi: 10.1039/C7LC00918F. [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Zhang H., Guo H., Chen Z., Zhang G., Li Z. Application of PECVD SiC in glass micromachining. J. Micromech. Microeng. 2007;17:775–780. doi: 10.1088/0960-1317/17/4/014. [CrossRef] [Google Scholar]
Mourzina Y., Steffen A., Offenhäusser A. The evaporated metal masks for chemical glass etching for BioMEMS. Microsyst. Technol. 2005;11:135–140. doi: 10.1007/s00542-004-0430-3. [CrossRef] [Google Scholar]
Mata A., Fleischman A.J., Roy S. Fabrication of multi-layer SU-8 microstructures. J. Micromech. Microeng. 2006;16:276–284. doi: 10.1088/0960-1317/16/2/012. [CrossRef] [Google Scholar]
Su N. 8 2000 Negative Tone Photoresist Formulations 2002–2025. MicroChem Corporation; Newton, MA, USA: 2002. [Google Scholar]
Su N. 8 2000 Negative Tone Photoresist Formulations 2035–2100. MicroChem Corporation; Newton, MA, USA: 2002. [Google Scholar]
Fu C., Hung C., Huang H. A novel and simple fabrication method of embedded SU-8 micro channels by direct UV lithography. J. Phys. Conf. Ser. 2006;34:330–335. doi: 10.1088/1742-6596/34/1/054. [CrossRef] [Google Scholar]
Kazoe Y., Yamashiro I., Mawatari K., Kitamori T. High-pressure acceleration of nanoliter droplets in the gas phase in a microchannel. Micromachines. 2016;7:142. doi: 10.3390/mi7080142. [PMC free article] [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Sharp K.V., Adrian R.J., Santiago J.G., Molho J.I. Liquid flows in microchannels. In: Gad-el-Hak M., editor. MEMS: Introduction and Fundamentals. CRC Press; Boca Raton, FL, USA: 2006. pp. 10-1–10-46. [Google Scholar]
Oh K.W., Lee K., Ahn B., Furlani E.P. Design of pressure-driven microfluidic networks using electric circuit analogy. Lab Chip. 2012;12:515–545. doi: 10.1039/C2LC20799K. [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Bruus H. Theoretical Microfluidics. Oxford University Press; New York, NY, USA: 2008. [Google Scholar]
Beebe D.J., Mensing G.A., Walker G.M. Physics and applications of microfluidics in biology. Annu. Rev. Biomed. Eng. 2002;4:261–286. doi: 10.1146/annurev.bioeng.4.112601.125916. [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Yalikun Y., Tanaka Y. Large-scale integration of all-glass valves on a microfluidic device. Micromachines. 2016;7:83. doi: 10.3390/mi7050083. [PMC free article] [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Van Heeren H., Verhoeven D., Atkins T., Tzannis A., Becker H., Beusink W., Chen P. [(accessed on 9 March 2020)];Design Guideline for Microfluidic Device and Component Interfaces (Part 2) Version 3. Available online: http://www.makefluidics.com/en/design-guideline?id=7.
Scheuble N., Iles A., Wootton R.C.R., Windhab E.J., Fischer P., Elvira K.S. Microfluidic technique for the simultaneous quantification of emulsion instabilities and lipid digestion kinetics. Anal. Chem. 2017;89:9116–9123. doi: 10.1021/acs.analchem.7b01853. [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Lynch E.C. Red blood cell damage by shear stress. Biophys. J. 1972;12:257–273. [PMC free article] [PubMed] [Google Scholar]
Paul R., Apel J., Klaus S., Schügner F., Schwindke P., Reul H. Shear stress related blood damage in laminar Couette flow. Artif. Organs. 2003;27:517–529. doi: 10.1046/j.1525-1594.2003.07103.x. [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Gómez-Pastora J., Karampelas I.H., Xue X., Bringas E., Furlani E.P., Ortiz I. Magnetic bead separation from flowing blood in a two-phase continuous-flow magnetophoretic microdevice: Theoretical analysis through computational fluid dynamics simulation. J. Phys. Chem. C. 2017;121:7466–7477. doi: 10.1021/acs.jpcc.6b12835. [CrossRef] [Google Scholar]
Lim J., Yeap S.P., Leow C.H., Toh P.Y., Low S.C. Magnetophoresis of iron oxide nanoparticles at low field gradient: The role of shape anisotropy. J. Colloid Interface Sci. 2014;421:170–177. doi: 10.1016/j.jcis.2014.01.044. [PubMed] [CrossRef] [Google Scholar]
Culbertson C.T., Sibbitts J., Sellens K., Jia S. Fabrication of Glass Microfluidic Devices. In: Dutta D., editor. Microfluidic Electrophoresis: Methods and Protocols. Humana Press; New York, NY, USA: 2019. pp. 1–12. [Google Scholar]
by Ana L. Quaresma *OrcID andAntónio N. PinheiroOrcID CERIS—Civil Engineering for Research and Innovation for Sustainability, Instituto Superior Técnico (IST), Universidade de Lisboa, 1049-001 Lisboa, Portugal* Author to whom correspondence should be addressed. Academic Editor: Bommanna Krishnappan Water 2021, 13(6), 851; https://doi.org/10.3390/w13060851 Received: 16 January 2021 / Revised: 8 March 2021 / Accepted: 18 March 2021 / Published: 20 March 2021 (This article belongs to the Special Issue Ecohydraulics of Pool-Type Fishways)
Abstract
이 연구에서는 전산 유체 역학 (CFD) 소프트웨어 (FLOW-3D®)를 사용하여 바닥 오리피스가 있는 풀형 어로에서 흐름의 3D 수치 모델링을 수행했습니다. 수치 결과는 음향 도플러 속도계 (ADV) 및 입자 이미지 속도계 (PIV) 측정에서 얻은 실험 데이터와 비교되었습니다.
흐름 깊이, 흐름 패턴, 수속, 난류 운동 에너지, Reynolds 수직 응력 및 바닥 구성 요소에 평행한 Reynolds 전단 응력과 같이 어로 효율에 영향을 미치는 여러 유체 역학적 변수를 정성 및 정량적으로 비교했습니다.
수치 모델은 복잡한 유동장을 정확하게 재현하여 수치 모델 예측과 분석 된 변수에 대한 실험 데이터 사이에 전반적으로 좋은 일치를 보여줍니다. 분석중인 모든 매개 변수에 대한 수치 모델 검증 수행의 중요성이 강조되었습니다.
또한 프로토 타입 어로의 업 스케일 된 수치 모델을 실행하여 스케일링 효과를 분석했습니다. 스케일 효과의 증거없이 실제 모델과 프로토 타입 치수 모두에 대해 유사한 정확도로 모델을 수행했습니다.
현재 연구는 CFD 모델 (즉, FLOW-3D®)이 새로운 수영장 유형 어로 형상을 위한 적절하고 효율적인 설계 및 분석 도구로 사용될 수 있으며 물리적 모델 테스트를 줄이고 보완 할 수 있다고 결론지었습니다.
In this study, the 3D numerical modelling of flow in a pool-type fishway with bottom orifices was performed using computational fluid dynamics (CFD) software (FLOW-3D®). Numerical results were compared with experimental data obtained from acoustic Doppler velocimetry (ADV) and particle image velocimetry (PIV) measurements. Several hydrodynamic variables that influence fishways efficiencies, such as flow depths, flow patterns, water velocity, turbulent kinetic energy, Reynolds normal stresses, and Reynolds shear stress parallel to the bottom component, were qualitatively and quantitatively compared. The numerical model accurately reproduced the complex flow field, showing an overall good agreement between the numerical model predictions and the experimental data for the analysed variables. The importance of performing a numerical model validation for all the parameters under analyses was highlighted. Additionally, scaling effects were analysed by running an upscaled numerical model of the prototype fishway. The model performed with similar accuracy for both physical model and prototype dimensions with no evidence of scale effects. The present study concludes that CFD models (namely FLOW-3D®) may be used as an adequate and efficient design and analysis tool for new pool-type fishways geometries, reducing and complementing physical model testing.Keywords: pool-type fishways; 3D numerical modelling; LES; scale effects; flow patterns; CFD model assessment
Introduction
강의 종단 연결성을 복원하는 것은 담수 생태계의 회복에있어 여전히 중요한 문제입니다 [1,2]. 잘 설계되고 건설된 경우 어로는 물고기가 댐과 둑을 지나 계속 이동할 수 있는 경로를 제공합니다.
물고기 통과 효율성에 대한 검토에서 Noonan et al. [3]은 기존의 많은 어로의 설계 특성이 어종의 요구를 적절하게 충족시키지 못했지만, 풀형 어로가 모든 어류 그룹에 대해 가장 높은 효율성을 보여 주었다는 것을 발견했습니다. 여러 어종에 적합한 수영 조건을 제공하는 것은 어항의 흐름과 난류 패턴이 성공에 중요한 역할을 하기 때문에 다소 어려운 일입니다 [2,4,5,6,7,8,9,10,11,12].
물리적 모델링은 풀형 유형 어로의 유체 역학을 연구하기 위한 주요 접근 방식이었습니다 (예 : [13,14,15,16,17,18,19,20,21,22]). 그러나 물리적 실험은 비용과 시간이 많이 소요됩니다. 따라서 컴퓨터 기술의 발전으로 인해 물리적 모델 테스트를 줄이기 위해 복잡한 기하학적 구조를 가진 유압 구조의 흐름 패턴을 분석하는 데 전산 유체 역학 (CFD) 3 차원 (3D) 모델이 점점 더 많이 사용되고 있습니다 [23,24].
따라서 이러한 모델은 어로 유체 역학 연구 및 효율적인 어로 설계에 필수적인 역할을 할 수 있습니다. 어로에 대한 수치 모델링 연구는 주로 수직 슬롯 어로에 초점을 맞추고 있습니다 [12,25,26,27,28,29,30,31,32,33,34,35,36,37]. 수영장의 주요 부분에서 수직 슬롯 어로 흐름은 거의 2 차원 (2D)이고 수직 속도 구성 요소가 수평 요소 [26]보다 훨씬 작기 때문에 이러한 연구의 대부분은 2D 모델을 사용했습니다.
바닥 오리피스가있는 수영장 유형 어로에서는 흐름이 매우 복잡하고 3D이므로 정확한 유동장 특성화를 얻기 위해 3D 모델을 사용해야합니다. 이 어로 구성을 모델링하는 것은 높은 속도 구배, 높은 와도 및 높은 전단 영역을 포함하기 때문에 다소 어렵습니다.
이 연구에서는 FLOW-3D® (Flow Science, Inc., Santa Fe, NM, USA)를 사용하여 바닥 오리피스가 있는 수영장 유형 어로의 3D 수치 시뮬레이션을 수행하여 흐름 깊이, 속도 및 난류 패턴을 예측하는 능력을 평가했습니다. .
최근 몇 년 동안 실내에 가까운 프로토 타입 수영장 형 어로가 사이프 린드 종의 행동과 움직임을 연구하는데 사용되었습니다 [1,7,8,11,38,39,40,41,42,43]. Silva et al. [38]은 노치, 급락 및 스트리밍에 대한 두 가지 다른 유동 체제와 관련하여 조정 가능한 치수를 가진 침수된 오리피스와 표면 노치의 동시 존재에 대한 Iberian barbel Luciobarbus bocagei (Steindachner, 1864)의 반응을 평가했습니다.
이 연구의 결과는 이베리아 바벨이 어로를 협상하기 위해 오리피스 (76 %)를 선호했으며 어로에 들어가는 데 걸리는 시간도 오리피스에 비해 훨씬 적다는 것을 보여주었습니다.
Silva et al. [39] 오프셋 및 직선 오리피스가있는 수영장 유형 어로의 이베리아 바벨에 대한 적합성을 테스트했습니다. 이 연구는 오프셋 구성이 직선 오리피스 레이아웃 (28 %)에 비해 물고기 통과 성공률 (68 %)이 훨씬 더 높음을 발견했습니다. 어로를 성공적으로 협상하는 데 걸리는 시간도 오프셋 구성, 특히 작은 성인의 경우 훨씬 더 낮았습니다.
이 연구에서는 유속과 난류 매개 변수가 물고기 수영 성능에 미치는 영향을 분석했습니다. 수영장의 유동장을 특성화하기 위해 음향 도플러 속도계가 사용되었습니다.
이 연구의 결과에 따르면 레이놀즈 전단 응력은 어로 내 이베리아 미늘의 움직임에 가장 큰 영향을 미치는 매개 변수임이 입증되었습니다. Branco et al. [40] 두 가지 다른 흐름을 가진 오리피스와 노치가 있는 풀형 유형 어로에서 형태 학적 및 생태학적 특성이 다른 두 종, 바닥 지향 이베리아 바벨 Luciobarbus bocagei 및 물기둥 수영 자 Iberian chub Squalius pyrenaicus의 거동과 성능을 평가했습니다.
풀의 유체 역학을 특성화하기 위해 음향 도플러 속도계가 사용되었습니다. 결과는 두 종 모두 흐름 흐름이있는 노치를 선호했으며 이 흐름 체제로 상류로 이동하는데 더 성공적이었습니다. 이 연구에서는 이 시설의 1 : 2.5 스케일 어로 모델을 사용하여 Silva et al.에 의해 테스트된 바닥 오리피스 구성이 있는 풀형 유형 어로의 속도와 난류를 측정했습니다.
[7,38] 효과가 입증된 바벨 사용. 2D 입자 이미지 속도계 (PIV) 시스템 및 음향 도플러 속도계 (ADV)를 사용하여 순간 속도의 광범위한 측정을 수행하고, 후 처리하고, 수치 모델 정확도를 평가하는 데 사용했습니다.
Haque et al. [44] 대부분의 경우 수치 모델의 검증에 사용할 수있는 실험 데이터 세트에 높은 측정 오류가 있고 / 또는 측정 메시가 너무 거칠어 서 이들의 예측 기능을 올바르게 평가할 수없는 문제를 언급했습니다.
모델. Blocken과 Gualtieri [23]는 검증 및 검증 연구가 필수적이며 CFD 연구를 검증하기위한 데이터를 제공하기 위해 고품질 실험이 필요하다고 언급합니다.
Fuentes-Pérez et al. [35]는 특히 난류 메트릭에 대한 어로 연구에서 수치 모델 검증 데이터를 찾는 데 어려움을 언급합니다. 두 가지 측정 기술을 사용하고 상당한 양의 실험 데이터를 얻었기 때문에 이 연구에서는 이러한 문제를 극복했습니다.
물리적 모델은 종종 Froude 수 유사성을 기반으로하며, 두 유사성 법칙을 모두 충족하는 데 어려움이있어 무시되는 레이놀즈 수 유사성입니다. 프로토 타입 레이놀즈 수가 일반적으로 훨씬 더 크기 때문에 레이놀즈 수 관련 스케일 효과가 도입될 수 있습니다.
레이놀즈 수 증가는 속도 분포와 경계층 속성에 영향을 미칠 수 있습니다 [45]. 척도 효과를 평가하기 위해 수치 시뮬레이션을 사용할 수 있습니다 [46,47]. 따라서 본 연구에서는 바닥 오리피스 흐름이있는 풀형어도에 대한 스케일 효과를 분석하기 위해 두 가지 크기의 수치 모델을 개발했습니다.
프로토 타입 치수의 대형 모델과 물리적 모델 치수의 스케일 된 소형 모델입니다. . 바닥 오리피스가있는 수영장 형 어로의 유동장은 수직 슬롯 어로 (VSF)의 유동장보다 매우 3 차원 적이며 훨씬 더 복잡합니다. 이는 어로 수치 모델 검증에 대한 이전 연구에서 더 자주 고려 된 설계입니다 [26, 27,28,29,35].
저자가 아는 한, 이것은 바닥 오리피스가있는 풀형 어로에 대한 최초의 CFD 연구이며, 여기에는 실험 속도 데이터와 풀형 어로에 대한 3 차원 수치 모델링 결과 간의 가장 광범위한 비교도 포함됩니다. 두 가지 다른 측정 기술 (PIV 및 ADV)이 사용되어 자세한 비교가 가능하고 이러한 유형의 유동장에 대한 CFD 시뮬레이션 결과에 대한 확신을 제공합니다.
이 연구는 다른 어로 유형의 이전 수치 모델 연구에서 제시되지 않았던 난류 매개 변수를 포함하여 수치 모델 결과와 측정 간의 일치에 대한 통계적 테스트를 통해 정성적 비교 뿐만 아니라 상세한 정량적 비교도 제공합니다. 스케일 효과도 다룹니다.
따라서 이 연구는 전 세계적으로 가장 많이 사용되는 풀 유형 어로의 CFD 모델 검증을 원활하게 할 것이며 [10] 설계자들의 사용을 장려 할 것입니다. 또한 새로운 풀 유형 어로 형상을 위한 설계 도구로 CFD 모델 (즉, FLOW 3D®)을 사용하는 방법에 대해 설명합니다.
Figure 1. Experimental flume used (a) Side view of the flume; (b) Pool detail.Figure 2. Three dimensional representations of a pool showing the measurement planes and the acoustic Doppler velocimetry (ADV) measurement grid (a) measurement planes parallel to the flume bottom; (b) vertical measurement planes (ADV measurement grid is only shown in one plane).Figure 3. Computational domain, showing Pool 3 mesh block.Figure 4. Streamlines of time-averaged velocities (left: PIV; right: mesh Amodel): (a,b) plane 2 (z = 0.088 m); (c,d) plane 5 (y = 0.20 m).Figure 5. Longitudinal variation of velocity components: (a,c,e) planes 1 and 6 intersection (y = 0.36 m and z = 0.04 m); (b,d,f) planes 2 and 5 intersection (y = 0.20 m and z = 0.088 m).Figure 6. Longitudinal variation of Reynolds normal stress components and Reynolds shear stress parallel to the bottom component: (a,c,e,g) planes 1 and 6 intersection (y = 0.36 m and z = 0.04m); (b,d,f,h) planes 2 and 5 intersection (y = 0.20 m and z = 0.088 m).
References
Santos, J.M.; Branco, P.J.; Silva, A.T.; Katopodis, C.; Pinheiro, A.N.; Viseu, T.; Ferreira, M.T. Effect of two flow regimes on the upstream movements of the Iberian barbel (Luciobarbus bocagei) in an experimental pool-type fishway. J. Appl. Ichthyol. 2012, 29, 425–430. [CrossRef]
Williams, J.G.; Armstrong, G.; Katopodis, C.; Larinier, M.; Travade, F. Thinking like a fish: A key ingredient for development of effective fish passage facilities at river obstructions. River Res. Appl. 2012, 28, 407–417. [CrossRef]
Noonan, M.J.; Grand, J.W.A.; Jackson, C.D. A quantitative assessment of fish passage efficiency. Fish Fish. 2012, 13, 450–464. [CrossRef]
Haro, A.; Kynard, B. Video Evaluation of Passage Efficiency of American Shad and Sea Lamprey in a Modified Ice Harbor Fishway. N. Am. J. Fish. Manag. 1997, 17, 981–987. [CrossRef]
Odeh, M.; Noreika, J.F.; Haro, A.; Maynard, A.; Castro-Santos, T. Evaluation of the Effects of Turbulence on the Behavior of Migratory Fish; Contract no. 00000022, Project no. 200005700 (BPA Report DOE/BP-00000022-1); Report to the Bonneville Power Administration: Portland, Oregon, 2002.
Enders, E.C.; Boisclair, D.; Roy, A.G. The effect of turbulence on the cost of swimming for juveniles of Atlantic Salmon (Salmo salar). Can. J. Fish. Aquat. Sci. 2003, 60, 1149–1160. [CrossRef]
Silva, A.T.; Santos, J.M.; Ferreira, M.T.; Pinheiro, A.N.; Katopodis, C. Effects of water velocity and turbulence on the behaviour of Iberian barbel (Luciobarbus bocagei, Steindachner, 1864) in an experimental pool-type fishway. River Res. Appl. 2011, 27, 360–373. [CrossRef]
Lacey, R.W.J.; Neary, V.S.; Liao, J.C.; Enders, E.C.; Tritico, H.M. The IPOS framework: Linking fish swimming performance in altered flows from laboratory experiments to rivers. River Res. Appl. 2012, 28, 429–443. [CrossRef]
Santos, J.M.; Silva, A.T.; Katopodis, C.; Pinheiro, P.J.; Pinheiro, A.N.; Bochechas, J.; Ferreira, M.T. Ecohydraulics of pool-type fishways: Getting past the barriers. Ecol. Eng. 2012, 48, 38–50. [CrossRef]
Branco, P.J.; Santos, J.M.; Katopodis, C.; Pinheiro, A.N.; Ferreira, M.T. Effect of flow regime hydraulics on passage performance of Iberian chub (Squalius pyrenaicus) (Günther, 1868) in an experimental pool-and-weir fishway. Hydrobiologia 2013, 714, 145–154. [CrossRef]
Gao, Z.; Andersson, H.I.; Dai, H.; Jiang, F.; Zhao, L. A new Eulerian-Lagrangian agent method to model fish paths in a vertical slot fishways. Ecol. Eng. 2016, 88, 217–225. [CrossRef]
Rajaratnam, N.; Katopodis, C.; Mainali, M. Pool-orifice and pool-orifice-weir fishways. Can. J. Civ. Eng. 1989, 16, 774–777. [CrossRef]
Wu, S.; Rajaratnam, N.; Katopodis, C. Structure of flow in vertical slot fishway. J. Hydraul. Eng. 1999, 125, 351–360. [CrossRef]
Kim, J.H. Hydraulic characteristics by weir type in a pool-weir fishway. Ecol. Eng. 2001, 16, 425–433. [CrossRef]
Ead, S.A.; Katopodis, C.; Sikora, G.J.; Rajaratnam, N. Flow regimes and structure in pool and weir fishways. J. Environ. Eng. Sci. 2004, 3, 379–390. [CrossRef]
Puertas, J.; Pena, L.; Teijeiro, T. Experimental approach to the hydraulics of vertical slot fishways. J. Hydraul. Eng. 2004, 130,10–23. [CrossRef]
Liu, M.; Rajaratnam, N.; Zhu, D.D. Mean flow and turbulence structure in vertical slot fishways. J. Hydraul. Eng. 2006, 132,765–777. [CrossRef]
Yagci, O. Hydraulic aspects of pool-weir fishways as ecologically friendly water structure. Ecol. Eng. 2010, 36, 36–46. [CrossRef]
Tarrade, L.; Pineau, G.; Calluaud, D.; Texier, A.; David, L.; Larinier, M. Detailed experimental study of hydrodynamic turbulent flows generated in vertical slot fishways. Environ. Fluid Mech. 2011, 11, 1–21. [CrossRef]
Calluaud, D.; Pineau, G.; Texier, A.; David, L. Modification of vertical slot fishway flow with a supplementary cylinder. J. Hydraul. Res. 2014, 52, 614–629. [CrossRef]
Ballu, A.; Calluaud, D.; Pineau, G.; David, L. Experimental study of the influence of macro-roughnesses on vertical slot fishway flows. La Houille Blanche 2017, 2, 9–14. [CrossRef]
Blocken, B.; Gualtieri, C. Ten iterative steps for model development and evaluation applied to computational fluid dynamics for environmental fluid mechanics. Environ. Model. Softw. 2012, 33, 1–22. [CrossRef]
Zhang, J.; Tejada-Martínez, A.E.; Zhang, Q. Developments in computational fluid dynamics-based modeling for disinfection technologies over the last two decades: A review. Environ. Model. Softw. 2014, 58, 71–85. [CrossRef]
Khan, L.A. A Three-Dimensional Computational Fluid Dynamics (CFD) Model Analysis of Free Surface Hydrodynamics and Fish Passage Energetics in a Vertical-Slot Fishway. N. Am. J. Fish. Manag. 2006, 26, 255–267. [CrossRef]
Cea, L.; Pena, L.; Puertas, J.; Vazquez-Cendon, M.E.; Peña, E. Application of several depth-averaged turbulence models to simulate flow in vertical slot fishways. J. Hydraul. Eng. 2007, 133, 160–172. [CrossRef]
Barton, A.F.; Keller, R.J.; Katopodis, C. Verification of a numerical model for the prediction of low slope vertical slot fishway hydraulics. Aust. J. Water Res. 2009, 13, 53–60. [CrossRef]
Chorda, J.; Maubourguet, M.M.; Roux, H.; George, J.; Larinier, M.; Tarrade, L.; David, L. Two-dimensional free surface flow numerical model for vertical slot fishways. J. Hydraul. Res. 2010, 48, 141–151. [CrossRef]
Bombaˇc, M.; Novak, G.; Rodiˇc, P.; Cetina, M. Numerical and physical model study of a vertical slot fishway. ˇ J. Hydrol. Hydromech. 2014, 62, 150–159. [CrossRef]
Bombaˇc, M.; Novak, G.; Mlacnik, J.; Cetina, M. Extensive field measurements of flow in vertical slot fishway as data for validation ˇ of numerical simulations. Ecol. Eng. 2015, 84, 476–484. [CrossRef]
Bombaˇc, M.; Cetina, M.; Novak, G. Study on flow characteristics in vertical slot fishways regarding slot layout optimization. ˇ Ecol. Eng. 2017, 107, 126–136. [CrossRef]
Marriner, B.A.; Baki, A.B.M.; Zhu, D.Z.; Thiem, J.D.; Cooke, S.J.; Katopodis, C. Field and numerical assessment of turning pool hydraulics in a vertical slot fishway. Ecol. Eng. 2014, 63, 88–101. [CrossRef]
Marriner, B.A.; Baki, A.B.M.; Zhu, D.Z.; Cooke, S.J.; Katopodis, C. The hydraulics of a vertical slot fishway: A case study on the multi-species Vianney-Legendre fishway in Quebec, Canada. Ecol. Eng. 2016, 90, 190–202. [CrossRef]
Quaranta, E.; Katopodis, C.; Revelli, R.; Comoglio, C. Turbulent flow field comparison and related suitability for fish passage of a standard and a simplified low-gradient vertical slot fishway. River Res. Appl. 2017, 33, 1295–1305. [CrossRef]
Fuentes-Pérez, J.F.; Silva, A.T.; Tuhtan, J.A.; García-Vega, A.; Carbonell-Baeza, R.; Musall, M.; Kruusmaa, M. 3D modelling of non-uniform and turbulent flow in vertical slot fishways. Environ. Model. Softw. 2018, 99, 156–169. [CrossRef]
Stamou, A.; Mitsopoulos, G.; Rutschmann, P.; Bui, M. Verification of a 3D CFD model for vertical slot fish-passes. Environ. Fluid Mech. 2018, 18, 1435–1461. [CrossRef]
Sanagiotto, D.; Rossi, J.; Bravo, J. Applications of computational fluid dynamics in the design and rehabilitation of nonstandard vertical slot fishways. Water 2019, 11, 199. [CrossRef]
Silva, A.T.; Santos, J.M.; Franco, A.C.; Ferreira, M.T.; Pinheiro, A.N. Selection of Iberian barbel Barbus bocagei (Steindachner, 1864) for orifices and notches upon different hydraulic configurations in an experimental pool-type fishway. J. Appl. Ichthyol. 2009, 25, 173–177. [CrossRef]
Silva, A.T.; Santos, J.M.; Ferreira, M.T.; Pinheiro, A.N.; Katopodis, C. Passage efficiency of offset and straight orifices for upstream movements of Iberian barbel in a pool-type fishway. River Res. Appl. 2012, 28, 529–542. [CrossRef]
Branco, P.; Santos, J.M.; Katopodis, C.; Pinheiro, A.; Ferreira, M.T. Pool-Type Fishways: Two Different Morpho-Ecological Cyprinid Species Facing Plunging and Streaming Flows. PLoS ONE 2013, 8, e65089. [CrossRef]
Romão, F.; Quaresma, A.L.; Branco, P.; Santos, J.M.; Amaral, S.; Ferreira, M.T.; Katopodis, C.; Pinheiro, A.N. Passage performance of two cyprinids with different ecological traits in a fishway with distinct vertical slot configurations. Ecol. Eng. 2017, 105, 180–188. [CrossRef]
Romão, F.; Branco, P.; Quaresma, A.L.; Amaral, S.; Pinheiro, A.N. Effectiveness of a multi-slot vertical slot fishway versus a standard vertical slot fishway for potamodromous cyprinids. Hydrobiologia 2018, 816, 153–163. [CrossRef]
Romão, F.; Quaresma, A.L.; Santos, J.M.; Branco, P.; Pinheiro, A.N. Cyprinid passage performance in an experimental multislot fishway across distinct seasons. Mar. Freshw. Res. 2019, 70, 881–890. [CrossRef]
Haque, M.M.; Constantinescu, G.; Weber, L. Validation of a 3D RANS model to predict flow and stratification effects related to fish passage at hydropower dams. J. Hydraul. Res. 2007, 45, 787–796. [CrossRef]
Dargahi, B. Flow characteristics of bottom outlets with moving gates. J. Hydraul. Res. 2010, 48, 476–482. [CrossRef]
Huang, W.; Yang, Q.; Xiao, H. CFD modelling of scale effects on turbulence flow and scour around bridge piers. Comput. Fluids 2009, 38, 1050–1058. [CrossRef]
Heller, V. Scale effects in physical hydraulic engineering models. J. Hydraul. Res. 2011, 49, 293–306. [CrossRef]
Larinier, M. Pool fishways, pre-barrages and natural bypass channels. Bull. Français de la Pêche et de la Piscic. 2002, 364, 54–82. [CrossRef]
Quaresma, A.L.; Ferreira, R.M.L.; Pinheiro, A.N. Comparative analysis of particle image velocimetry and acoustic Doppler velocimetry in relation to a pool-type fishway flow. J. Hydraul. Res. 2017, 55, 582–591. [CrossRef]
Flow Science, Inc. Flow-3D Version 11.2 User Manual; Flow Science, Inc.: Los Alamos, NM, USA, 2016.
Hirt, C.W.; Sicilian, J.M. A porosity technique for the definition of obstacles in rectangular cell meshes. In Proceedings of the International Conference on Numerical Ship Hydrodynamics, Washington, DC, USA, 4 September 1985.
Savage, B.M.; Johnson, M.C. Flow over ogee spillway: Physical and numerical model case study. J. Hydraul. Eng. 2001, 127, 640–649. [CrossRef]
Abad, J.D.; Rhoads, B.L.; Güneralp, I.; García, M.H. Flow structure at different stages in a meander-bend with bendway weirs. J. Hydraul. Eng. 2008, 134, 1052–1063. [CrossRef]
Bombardelli, F.A.; Meireles, I.; Matos, J. Laboratory measurements and multi-block numerical simulations of the mean flow and turbulence in the non-aerated skimming flow region of steep stepped spillways. Environ. Fluid Mech. 2011, 11, 263–288. [CrossRef]
Bayon, A.; Valero, D.; García-Bartual, R.; López-Jiménez, P.A. Performance assessment of OpenFOAM and FLOW-3D in the numerical modeling of a low Reynolds number hydraulic jump. Environ. Model. Softw. 2016, 80, 322–335. [CrossRef]
Duguay, J.M.; Lacey, R.W.J.; Gaucher, J. A case study of a pool and weir fishway modeled with OpenFOAM and FLOW-3D. Ecol. Eng. 2017, 103, 31–42. [CrossRef]
Hirt, C.W.; Nichols, B.D. Volume of fluid (VOF) method for the dynamics of free boundaries. J. Comp. Phys. 1981, 39, 201–225. [CrossRef]
Van Leer, B. Towards the ultimate conservative difference scheme. IV. A new approach to numerical convection. J. Comp. Phys. 1977, 23, 276–299. [CrossRef]
Celik, I.B.; Ghia, U.; Roache, P.J.; Freitas, C.J.; Coleman, H.; Raad, P.E. Procedure for Estimation and Reporting of Uncertainty Due to Discretization in CFD Applications. J. Fluids Eng. 2008, 130, 078001 (4pages). [CrossRef]
Smagorinsky, J. General circulation experiments with the primitive equations: I. The Basic Experiment. Mon. Weather Rev. 1963, 91, 99–164. [CrossRef]
Meyers, J.; Geurts, B.J.; Baelmans, M. Database analysis of errors in large-eddy simulation. Phys. Fluids 2003, 15, 2740–2755.[CrossRef]
Celik, I.B.; Cehreli, Z.N.; Yavuz, I. Index of Resolution Quality for Large Eddy Simulations. J. Fluids Eng. 2005, 127, 949–958. [CrossRef]
Freitag, M.; Klein, M. An improved method to assess the quality of large eddy simulations in the context of implicit filtering. J. Turbul. 2006, 7, 1–11. [CrossRef]
Gousseau, P.; Blocken, B.; van Heijst, G.J.F. Quality assessment of Large-Eddy Simulation of wind flow around a high-rise building: Validation and solution verification. Comput. Fluids 2013, 79, 120–133. [CrossRef]
Celik, I.; Li, J.; Hu, G.; Shaffer, C. Limitations of Richardson Extrapolation and Some Possible Remedies. J. Fluids Eng. 2005, 127, 795–805. [CrossRef]
Pope, S.B. Turbulent Flows; Cambridge University Press: Cambridge, UK, 2000.
Legates, D.R.; McCabe, G.J., Jr. Evaluating the use of “goodness-of-fit” Measures in hydrologic and hydroclimatic model validation. Water Resour. Res. 1999, 35, 233–241. [CrossRef]
Willmott, C.J.; Robeson, S.M.; Matsuura, K. A refined index of model performance. Int. J. Climatol. 2012, 32, 2088–2094. [CrossRef]
Lane, S.N.; Richards, K.S. The “validation” of hydrodynamic models: Some critical perspectives. In Model Validation for Hydrological and Hydraulic Research; Bates, P.D., Anderson, M.G., Eds.; John Wiley: Hoboken, NJ, USA, 2001; pp. 413–438.
Bradbrook, K.F.; Biron, P.M.; Lane, S.N.; Richards, K.S.; Roy, A.G. Investigation of controls on secondary circulation in a simple confluence geometry using a three-dimensional numerical model. Hydrol. Process. 1998, 12, 1371–1396. [CrossRef]
Bradbrook, K.F.; Lane, S.N.; Richards, K.S.; Biron, P.M.; Roy, A.G. Role of bed discordance at asymmetrical river confluences. J. Hydraul. Eng. 2001, 127, 351–368. [CrossRef]
Ferguson, R.I.; Parsons, D.R.; Lane, S.N.; Hardy, R.J. Flow in meander bends with recirculation at the inner bank. Water Resour. Res. 2003, 39, 1322–1334. [CrossRef]
Haltigin, T.W.; Biron, P.M.; Lapointe, M.F. Predicting equilibrium scour-hole geometry near angled stream deflectors using a three-dimensional numerical flow model. J. Hydraul. Eng. 2007, 133, 983–988. [CrossRef]
Haltigin, T.W.; Biron, P.M.; Lapointe, M.F. Three-dimensional numerical simulation of flow around stream deflectors: The effects of obstruction angle and length. J. Hydraul. Res. 2007, 45, 227–238. [CrossRef]
Han, S.S.; Biron, P.M.; Ramamurthy, A.S. Three-dimensional modelling of flow in sharp open-channel bends with vanes. J. Hydraulic Res. 2011, 49, 64–72. [CrossRef]
Klein, M. An Attempt to assess the quality of large eddy simulations in the context of implicit filtering. Flow Turbul. Combust. 2005, 75, 131–147. [CrossRef]
Flow-3D 소프트웨어를 이용한 원형 교각 주변 지역 scour의 3 차원 수치 시뮬레이션
To cite this article: Halah Kais Jalal and Waqed H. Hassan 2020 IOP Conf. Ser.: Mater. Sci. Eng. 745 012150
Halah Kais Jalal1 , Waqed H. Hassan2 1 Graduate student, Civil Engineering Department, University of Kerbala, Kerbala, Iraq. 2 Professor, University of Kerbala, Kerbala, Iraq. E-mail: halah.q@s.uokerbala.edu.iq, Waaqidh@uokerbala.edu.iq
Abstract
주어진 값의 내부 드리프트를 나타내는 다항식 순서 또는 자체 정의 함수 목록을 제공 할 수 있습니다. 이 드리프트는 kriging 보간 동안 내부적으로 적합합니다. 다음에서는 선형 드리프트가 추가된 인공 데이터를 생성합니다. 그런 다음 결과 샘플은 Universal kriging의 입력으로 사용됩니다. 그런 다음 보간 중에 “선형”드리프트가 추정됩니다. 추정된 평균 / 드리프트에만 액세스하기 위해 호출 루틴에 스위치 only_mean을 제공합니다. 원형 교각 주변의 국부 수색 문제는 Flow-3D 모델을 사용하여 전산 유체 역학 (CFD)에서 국부적 진화를 나타냅니다. 교각 설계에서 중요한 scour 및 scour 구멍의 최대 깊이. 이 연구의 목적은 교각 주변의 수색 깊이를 정확하게 시뮬레이션하고 예측하는 수치 시뮬레이션 모델 Flow-3D의 능력을 검증하는 것입니다. 이 검증은 수치 결과를 Melville 실험실 실험 모델과 비교하여 수행됩니다. 30 분후 수치 결과에서 얻은 원형 부두 주변의 최대 scour 깊이는 3.6cm이고 Melville 모델에서 얻은 scour 깊이는 4cm입니다. 이 결과에 따르면 수치 모델과 실험 모델 간의 오류율 비율은 10 %에 가깝습니다. 결과는 실험 결과와 함께 좋은 검증을 보여주었습니다. 마지막으로 제안 된 Flow-3D 모델은 교각 주변의 수색 깊이를 예측하고 시뮬레이션 하는데 효과적인 도구를 고려하고 잠재적인 결과를 예측하는 경제적인 방법을 고려했습니다.
The problem of local scouring around circular bridge pier has been studied numerically by Computational Fluid Dynamics (CFD) using Flow-3D model to represent the evolution of local scour and the maximum depth of the scour hole which is important in the bridge pier design. The aim of this study is to verify the ability of the numerical simulation model Flow-3D to accurately simulate and predict the scour depth around the bridge pier. This verification is conducted by comparison the numerical results with Melville laboratory experimental model. The maximum scours depth around the circular pier obtained from numerical results after 30 min is 3.6 cm, while the scouring depth obtained from Melville model is 4 cm. According to these results, the error rate ratio between the numerical and experimental models is close to 10%. The results showed a good validation with experimental results. Finally, the proposed Flow-3D model considered an effective tool in predicting and simulating the scour depth around bridge pier and considered an economic method to predict potential results. Keywords: Local scour, Flow-3D, CFD, Verfication
scour은 흐르는 물의 침식 작용으로 정의 할 수 있으며, 이는 가까운 교각 및 교각에서 베드를 제거하고 침식합니다 [1]. 다리의 교각 주변을 scour하는 것은 다리의 실패 원인이 충돌 및 과부하와 함께 엄청난 인명 손실과 경제적 영향으로 이어지는 주요 원인 중 하나로 간주됩니다 [2], 지역 scour 예측, 특히 최대 scour 깊이는 다음과 같습니다.
교량 설계, 유지 보수 및 평가에 필수적입니다. 전 세계의 많은 연구자들은 다양한 관점과 다양한 조건에서 광범위하게 scour 문제를 연구했습니다.
교량 부지에서 만든 scour에는 일반적으로 세 가지 유형이 포함되어 있습니다. 일반 scour, 수축 scour 및 국부 scour [3], 세 가지 scour 유형 중, scour는 다리와 관련된 위험에서 가장 중요한 역할을 하기 때문에, local scour는 이 연구의 중요한 부분으로 간주됩니다.
많은 선행 연구가 경험적 테스트를 사용하여 교량의 국부 scour을 분석하는 기술과 방법론을 목표로 했습니다 [4], [5], [6], [7], [8], [9], [10], [11] . 이러한 경험적 scour 테스트의 대부분은 비용이 많이 들고 노동 집약적이기 때문에 크고 중요한 교량에서 종종 수행됩니다.
그러나 가장 인기 있는 고속도로 교량의 경우 경험적 테스트가 적용되지 않지만 이러한 일반 교량에서 scour이 자주 발생하지만 일부 연구에서는 경제적이고 실용적인 목적으로 교량 scour에 대한 분석 솔루션을 조사했습니다.
지난 몇 년 동안 전산 유체 역학 (CFD를 사용하여 산업 및 환경 응용 분야에서 유체 흐름 동작을 결정하는 데 사용)을 더 많이 사용할 수 있는 컴퓨터 및 소프트웨어의 기능이 증가함에 따라 scour의 3 차원 시뮬레이션 방법이 더욱 널리 보급되었습니다.
FLUENT, CFX, PHOENIX와 같은 CFD 소프트웨어는 실험 설정과 여러면에서 유사하므로 이 수치 시뮬레이션의 원래 개념은 속도계와 같은 확장된 부속품을 사용하여 물리적 모델을 설계하고 구성하는 것입니다. 복잡한 모델 실험실 조건에서 모델링하기 어려운 모델은 수치 시뮬레이션을 사용하여 간단하게 모델링 할 수 있습니다.
좋은 수치 모델은 확실히 모델 테스트를 보완 할 수 있으며 설계 엔지니어가 모델 테스트를 수행 할 수 있는 가장 중요한 사례를 식별하는 데 도움이 될 수 있다는 것이 널리 알려져 있습니다.
복잡한 문제와 대규모 모델 연구를 해결할 수 있는 매력적인 아이디어입니다. 실제 결과를 결정하기 위해 추가 작업자 또는 기존의 대규모 설정이 필요하지 않습니다.
CFD (Computational Fluid Dynamics) 방법은 Navier-Stokes의 이산화 및 해석과 계산 셀의 연속성 방정식을 통해 유동 프로세스 시뮬레이션에 항상 사용됩니다. 현재 연구에서 상용 코드 Flow-3D는 교각 주변의 scour 깊이를 모델링하는 데 사용됩니다.
Flow-3D 모델은 유압 공학 응용을 위한 특수 장치가 있는 CFD 패키지입니다. 수치 기법은 다중 스케일 다중 물리 흐름 문제를 얻기 위해 과도 및 3 차원 솔루션에 대한 유체 운동 방정식을 해결하는 데 사용됩니다.
물리적 옵션과 수치 옵션의 조합을 통해 사용자는 Flow-3D를 광범위한 유체 흐름 및 열 전달 현상에 적용 할 수 있으며 다양한 유압 문제를 해결하는 데 널리 사용됩니다 [12]. Flow-3D에 의한 scour의 수치 시뮬레이션은 많은 연구자들에 의해 제안 되었습니다.
Flow-3D에 의한 Scour의 수치 시뮬레이션은 많은 연구자들에 의해 제안 되었습니다.
예를 들어, [13]은 Scour Hole 내의 원형 브리지 부두의 기초에서 발생하는 흐름을 시뮬레이션하기 위해 Flow-3D를 사용했고, [14]는 조수 아래의 복잡한 브리지 피어에서 국소 스캐닝을 시뮬레이션하기 위해 숫자 모델을 사용했고 [15]는 Flow-3D를 사용했습니다.다양한 조건에서 국부적 골절 깊이의 더미 모양과 [16] CFD 코드를 사용하여 3D 흐름과 다양한 모양의 교량 부두 주위의 국부적 스캐닝을 시뮬레이션했습니다.
이 모든 연구는 맑은 물 조건에서 흐르는 물이 주로 흐름과 강바닥 사이의 대부분의 상호 작용으로 이어진다는 가설을 세웠습니다.
본 논문에서는 [4]의 실험실 모델에 의한 수치 시뮬레이션 검증을 통해 교량 주변의 국부 scour 실험 결과를 CFD 코드 Flow-3D의 수치 시뮬레이션 결과와 비교하여 검증을 목적으로 합니다. 이 검증의 주요 목적은 교량 부두 주변의 scour 깊이를 예측할 때 수치 모델 Flow-3D의 효과를 테스트하는 것입니다.
Figure 1. Plan view of Melville experimental setup [4]
Figure 2. Geometry of the numerical model configured by the FLOW-3D Figure 3. Effect of Cell Size on Scour DepthFigure 4. Meshing Plane Structure Around a Circular PierFigure 6. Scour depth (in negative value) at different views around pierFigure 7. Contour Lines Represented the Depth of Scour Around Circular Bridge Pier for
Melville Model Figure 8. Contour Lines Represented the Depth of Scour Around the bridge Pier for the Numerical modelFigure 9. Scour depth against time around cylindrical pier. Figure 10. Contour map of flow velocity around a pier at 30 min resulted by Melville [4]Figure 11. Contour map of flow velocity distribution around a pier at 30 min resulted by
numerical simulation.
Conclusion
이 연구는 교각에서 scour깊이의 발달을 예측하는 데 있어 이 수치 시뮬레이션의 효과를 검증하는 것을 목표로 합니다. 검증은 30 분의 scour 깊이 공식화 후 Flow-3D의 수치 결과를 Melville 실험 모델과 비교하여 결론을 내립니다.
결과의 비교는 최대 수세공 깊이에 대한 오류율이 10 %임을 나타내며,이 관찰은 수치 및 실험 작업 사이에 좋은 검증을 보여 주므로 수치 시뮬레이션은 scour 깊이를 성공적으로 재현합니다.
이러한 결과에 따르면 제안된 수치 모델 Flow-3D는 교각 주변의 scour 깊이와 유동장을 시뮬레이션하고 예측하는데 효과적인 도구로 간주되었습니다.
References [1] Breusers Nicollet and Shen 1977 Local scour around cylindrical piers Journal of Hydraulic Research, IAHR,15 (3): 211-252. [2] Shepherd R. and Frost J D 1995 Failures in civil engineering: Structural, foundation and geoenvironmental case studies Journal of Hydraulic Engineering, Puolisher ASCE. [3] Cheremisinoff N P and Cheng S L 1987 Hydraulic mechanics 2 Civil Engineering Practice, Technomic Published Company, Lancaster, Pennsylvania, U.S.A. 780 p. [4] Melville B W 1975 Local scour at bridge sites University of Auckland, New Zealand, phd. Thesis, Dept. of Civil eng., Rep. No. 117. [5] Abdul-Nour M 1990 Scouring depth around multiple M.Sc. Thesis , Department of Irrigation and Drainage , University of Baghdad. [6] Hosny M M 1995 Experimental study of local scour around circular bridge piers in cohesive soils Colorado State University, Fort Collins. [7] Ansari S A Kothyari U C and Ranga Raju K G 2002 Influence of cohesion on scour around bridge piers Journal of Hydraulic Research, IAHR, pp. 40(6): 717-729. [8] Khsaf S I 2010 A study of scour around Al-Kufa bridge piers Kufa Engineering Journal.Vol.1No.1,2010, University of Kufa / College Engineering / Civil Department. [9] Hassan W H Jassem M H and Mohammed S S 2018 A GA-HP Model for the Optimal Design of Sewer Networks Water Resour. Manag., vol. 32, no. 3, pp. 865–879. [10] Hassan W H 2017 Application of a genetic algorithm for the optimization of a cutoff wall under hydraulic structures J. Appl. Water Eng. Res., vol. 5, no. 1, pp. 22–30, Jan. [11] Ataie-Ashtiani B 2013 Flow field around single and tandem piers Flow Turbulence and Combustion Journal of Hydraulic Engineering,volume 9429. [12] Flow -3D manual 2014 Flow-3D user manual version 11, Flow Science Santa Fe, NM. [13] Richardson J E and Panchang V G 1998 Three-Dimensional Simulation of Scour Inducing Flow at Bridge Piers Journal of Hydraulic Engineering, 124(5), pp. 530–540. doi: 10.1061/(asce)0733- 9429(1998)124:5(530). [14] Vasquez J and Walsh B 2009 CFD simulation of local scour in complex piers under tidal flow Proceedings of the thirty-third IAHR Congress: Water Engineering for a Sustainable Environment, (604), pp. 913–920. [15] W H H and Halah k Jalal 2019 Effect of Bridge Pier Shape on Depth of Scour Iop, Conf. Ser.,(under puplication). [16] Obeid Z H 2016 3D numerical simulation of local scouring and velocity distributions around bridge piers with different shapes A Peer Reviewed International Journal of Asian Academic Research Associates, 20(16), p. 2801. doi: 10.1186/1757-7241-20-67. [17] Drikakis D 2003 Advances in turbulent flow computations using high-resolution methods Progress in Aerospace Sciences, 39(6–7), pp. 405–424. doi: 10.1016/S03760421(03)00075-7. [18] Yakhot and Orszag 1986 Renormalization Group Analysis of Turbulence, Basic Theory Journal of Scientific Computing, pp. 3–51. 1, pp. 3–51. [19] Mastbergen D R and Van Den Berg J H 2003 Breaching in fine sands and the generation of sustained turbidity currents in submarine canyons Sedimentology, 50(4), pp. 625–637. doi: 10.1046/j.1365-3091.2003.00554.x. [20] Soulsby R L and Whitehouse R J S W 1997 Threshold of sediment motion in Coastal Environments Proc. Combined Australian Coastal Engineering and Port Conference, EA, pp. 149-154. [21] 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, 39– 64. [22] Wei G Brethour J Grünzner M and Burnham J 2014 Sedimentation Scour Model Flow Science Report 03-14.
Alexandre Reikher A Dissertation Submitted in Partial Fulfillment of the Requirements for the Degree of Doctor of Philosophy In Engineering at The University of Wisconsin Milwaukee December 2012
ABSTRACT
얇은 벽 부품의 주조는 오늘날 다이 캐스트 산업의 현실이 되었습니다. 전산 유체 역학 분석은 생산 개발 프로세스의 필수적인 부분입니다. 일반적으로 에너지 방정식과 결합 된 3 차원 Navier-Stokes 방정식은 유동 및 응고 패턴, 유동 선단의 위치, 함수로서 고체-액체 인터페이스의 위치를 이해하기 위해 해결되어야 합니다.
캐비티 충전 및 응고 과정에서 시간. 얇은 벽 주조에 대한 지배 방정식의 일반적인 솔루션에는 많은 수의 계산 셀이 필요하므로 솔루션을 생성하는 데 비현실적으로 오랜 시간이 걸립니다.
Hele Shaw 유동 모델링 접근법을 사용하면 평면 외 유동을 무시함으로써 얇은 캐비티의 유동 문제 해결을 단순화 할 수 있습니다. 추가적인 이점으로, 문제는 3 차원 문제에서 2 차원 문제로 축소됩니다. 그러나 Hele-Shaw 근사는 흐름의 점성력이 관성력보다 훨씬 더 높아야하며,이 경우 Navier-Stokes 방정식은 Reynolds의 윤활 방정식으로 축소됩니다.
그러나 다이 캐스트 공정의 빠른 사출 속도로 인해 관성력을 무시할 수 없습니다. 따라서 윤활 방정식은 흐름의 관성 효과를 포함하도록 수정되어야 합니다.
이 박사 학위 논문에서는 얇은 공동에서 응고와 함께 액체 금속의 정상 상태 및 과도 흐름을 모델링하기 위한 빠른 수치 알고리즘이 개발되었습니다. 설명된 문제는 저온 챔버, 고압 다이 캐스트 공정, 특히 얇은 환기 채널에서 관찰되는 금속 흐름 현상과 밀접한 관련이 있습니다.
채널의 금속 흐름 속도가 고체-액체 계면 속도보다 훨씬 높다는 사실을 사용하여 두께에 따른 열 전달을 처리하면서 금속 흐름을 주어진 시간 단계에서 안정된 것으로 처리하여 새로운 수치 알고리즘을 개발했습니다.
일시적인 방향. 얇은 캐비티의 흐름은 채널 두께에 대한 운동량과 연속성 방정식을 통합 한 후 2 차원으로 처리되고 열 전달은 두께 방향의 1 차원 현상으로 모델링 됩니다. 엇갈린 격자 배열은 유동 지배 방정식을 이산화하는데 사용되며 결과적인 편미분 방정식 세트는 SIMPLE (Semi-Implicit Method for Pressure Linked Equations) 알고리즘을 사용하여 해결됩니다.
상 변화를 수반하는 두께 방향 열 전달 문제는 제어 볼륨 공식을 사용하여 해결됩니다. 고체-액체 계면의 위치와 모양은 솔루션의 일부로 Stefan 조건을 사용하여 찾을 수 있습니다. 시뮬레이션 결과는 응고와 함께 전체 3 차원 흐름 및 열 전달 방정식을 해결하는 상용 소프트웨어 FLOW-3D®의 예측과 잘 비교되는 것으로 나타났습니다.
제안된 수치 알고리즘은 또한 얇은 채널에서 일시적인 금속 충전 및 응고 문제를 해결하기 위해 적용되었습니다. 움직이는 고체-액체 인터페이스의 존재는 이제 반복적으로 해결되는 일련의 흐름 방정식에 비선형 성을 도입합니다.
다시 한번, FLOW3D®의 예측과 잘 일치하는 것이 관찰되었습니다.
이 두 연구는 제안 된 관성 수정 레이놀즈의 윤활 방정식과 함께 두께를 통한 열 손실 및 응고 모델을 성공적으로 구현하여 다이 캐스트 공정 중에 얇은 채널에서 액체 금속의 유동 및 응고에 대한 빠른 분석을 제공 할 수 있음을 나타냅니다. CPU 시간을 대폭 절약하여 얻은 이러한 시뮬레이션 결과는 다이 캐스트 다이의 환기 채널을 설계하는 동안 빠른 초기 분석을 제공하는 데 사용할 수 있습니다.
Figure 1.3. Schematic representation of steps in the hot chamber die-cast process: a.
plunger pushes metal from the sleeve through the gating system into the cavity; b. after
solidification process is complete, the die opens; c. the part is ejected from the cavity.Figure 1.5. Schematic representation of steps in the cold chamber die-cast process: a.
molten metal is ladled into the shot sleeve; b. hydraulic cylinder applies pressure on
plunger; c. plunger pushes metal from the sleeve through the gating system into the
cavity; d. high pressure is maintained during solidification; e. after solidification is
complete, the die opens; f. the part is ejected from the cavity.Figure 4.6 A schematic of a die-cast die with shot sleeve and plunger: 1) Shot
sleeve, 2) Plunger, 3) Stationary half of the die-cast die, 4) Ejector half of the die-cast die,
5) Mold cavity, 6) Ventilation channel.Figure 4.8 A picture (a ‘full shot’) of a part made using the die-cast process. The
overflows are created when the metal front, after filling the main cavity, fills up the
machined ‘overflow’ pockets in the die-cast mold. Ventilation channel is last to fill-up.
Figure 4.9 Flow analysis results using FLOW3D of the metal flow and solidification in
the main cavity. (The velocity is in m/s.)Figure 4.10 Temperature distribution in the considered cavity of the die-cast die, filled
with liquid metal at the end of the fill process. (The temperature is in 0C.)
Figure 4.16 Experimentally observed solidified metal in the ventilation channel; a)
Measured length of metal flow in the ventilation channel after solidification stops it; b)
Enlarged image of the solidified metal in the channel
이 최적화의 목적은 경동 주조 중에 공기 혼입 및 난류의 양을 최소화하는 것입니다. 이 목표는 주물 채우기 모션의 프로필을 수정하여 달성됩니다. 공기 혼입과 난류를 최소화하면 주조에 결함이 발생할 가능성이 줄어 듭니다. 또한 충전 매개 변수를 최적화하면 비용 증가 없이 품질을 높일 수 있습니다.
최적화 솔루션
사용자가 경동 주조 시뮬레이션의 여러 반복을 실행할 수 있는 워크 플로우를 생성합니다. FLOW-3D (x) 는 노드를 사용하여 최적화를위한 자동화 된 워크 플로를 구성합니다. 세 가지 프로세스 변수 (회전 시작, 회전 지속 시간 및 체적 유량)는 변수 입력으로 사용되며 시뮬레이션이 반복 될 때마다 달라집니다.
FLOW-3D (x) 워크 플로우
Excel 스프레드 시트 노드는 금형 회전의 시작 및 지속 시간과 충전 프로파일의 체적 유량에 대한 테이블을 정의하는 데 사용됩니다. 계산기 노드는 프로파일 설명을 레이들 동작을 규정하는 movin.inp 파일로 변환합니다. 다음으로 FLOW-3D 노드는 시뮬레이션을 실행하는 데 사용됩니다. 각 시뮬레이션의 출력은 후 처리 노드에 의해 결과에서 추출된 총 충전 비율과 동반 공기량 비율입니다. 채우기 비율은 시뮬레이션의 동적 종료 조건으로 사용되어 금형이 완전히 채워지도록 합니다. 최적화 연구에 허용되는 예산 또는 시뮬레이션 수는 30 개로 설정됩니다. 단일 시뮬레이션 실행은 약 15 분입니다.
최적화 결과
사용 FLOW-3D (X) 의 데이터를 분석 도구를 결과 Pareto Front 그래픽 표현이 혼입된 공기의 최소량과 높은 충전 분율 최적 충전 프로파일에 있는 시뮬레이션 대응을 보여준다. 시뮬레이션 및 반복 설계 기능은 모두 FLOW-3D (x)에 의해 자율적으로 생성됩니다 . 또한 각 개별 시뮬레이션의 이미지와 비디오를 출력하도록 설정할 수 있습니다.
다음은 원래의 주입 속도와 주입 시간 (왼쪽)과 오른쪽의 최적화 된 값을 비교 한 것입니다. 주입 속도가 약간 증가하고 주입이 약간 더 일찍 완료됩니다.
다음은 원래 금형 회전 속도 및 기간 (왼쪽)과 오른쪽의 최적화 된 값을 비교한 것입니다. 회전 속도가 증가하고 회전 시간이 원본보다 짧다는 것을 알 수 있습니다.
FLOW-3D(x) 는 자동화, 최적화 및 배치 처리를 CFD 워크 플로에 연결하여 CFD를 수행하는 방식을 크게 변화시킵니다. FLOW-3D(x)를 사용하면 자동화 및 최적화 워크 플로우를 그래픽적이고 직관적으로 구축 할 수 있을 뿐만 아니라 Solidworks, Rhino 및 Excel과 같은 외부 프로그램을 연결하여 시뮬레이션에 정보를 동적으로 제공할 수 있습니다.
설계 매개 변수 공간을 실행하거나 실험 설계에 관심이 있거나 최상의 성능을 위해 형상 부품을 최적화 하는 경우 FLOW-3D(x)를 사용하면 배치 워크 플로우를 구성하고 고급 매개 변수 형상 연구를 수행하며 자동화 및 최적화를 결합하여 신속하게 설계 목표를 충족하고 최적의 해결 방안에 도달할 수 있습니다.
이 알림은 향후 버전에서 컴파일 빌드 도구를 업데이트하고 있음을 알려 드리기 위한 것입니다.
솔버를 사용자 정의 (즉, 소스 코드 수정 및 재 컴파일)하지 않는 경웨는 별도의 조치가 필요하지 않습니다. 솔버를 사용자 정의(사용자가 프로그램 모듈에 사용자의 수식을 추가한 경우)하는 사용자는 새 버전이 출시 될 때 원활한 전환을 보장하기 위해 이 업데이트에 대한 알림에 대해 준비를 해야 합니다.
변경 사항은 다음과 같습니다.
FLOW-3D의 다음 주요 릴리스인 FLOW-3D v12.1 및 FLOW-3D CAST v5.1은 인텔 ® FORTRAN 컴파일러 버전 19.0.3.203 빌드 20190206 (Windows) 및 버전 19.0.3.199 빌드 20190206 (Linux)로 빌드됩니다.
Intel Fortran Compiler 2019
솔버를 사용자 지정하는 Windows 사용자는 Microsoft Visual Studio 2017 Professional도 필요합니다. 현재 버전인 FLOW-3D v12.0 및 FLOW-3D CAST v5.0 및 후속 업데이트는 Intel® FORTRAN 버전 16.0.1 및 Microsoft Visual Studio 2010/2013 Professional을 사용하여 계속 빌드됩니다. 다시 알려드리지만,이 알림은 FLOW-3D 솔버용으로 제공된 소스 코드를 수정하여 재 컴파일(즉, 사용자 정의)하는 사용자에게만 적용됩니다.
솔버를 사용자 정의(커스텀 코드 추가한 경우)하지 않은 경우에는 조치가 필요하지 않습니다. 이 컴파일러 업데이트에 대한 질문이 있는 경우 support@flow3d.com으로 지원 팀에 문의하십시오.
ESI (Electrospray ionization)는 특히 탁월한 감도, 견고성 및 단순성으로 대형 생체 분자를 분석하는 데있어 질량 분석 (MS)에 매우 귀중한 기술이었습니다. ESI 기술 개발에 많은 노력을 기울였습니다. 그 형태와 기하학적 구조가 전기 분무 성능과 추가 MS 감지에 중추적 인 것으로 입증 되었기 때문입니다.
막힘 및 낮은 처리량을 포함하여 전통적인 단일 홀 이미터의 본질적인 문제는 기술의 적용 가능성을 제한합니다. 이 문제를 해결하기 위해 현재 프로젝트는 향상된 ESI-MS 분석을위한 다중 전자 분무(MES) 방출기를 개발하는데 초점을 맞추고 있습니다.
이 논문에서는 스프레이 전류 측정을 위한 전기 분무와 오프라인 전기 분무 실험을 위한 전산 유체 역학 (CFD) 시뮬레이션의 공동 작업이 수행되었습니다. 전기 분무 성능에 대한 다양한 이미터 설계의 영향을 테스트하기 위해 수치 시뮬레이션이 사용되었으며 실험실 결과는 가이드 및 검증으로 사용되었습니다.
CFD 코드는 Taylor-Melcher 누설 유전체 모델(LDM)을 기반으로 하며 과도 전기 분무 공정이 성공적으로 시뮬레이션되었습니다.
이 방법은 750 μm 내경 (i.d.) 이미 터를 통해 먼저 검증되었으며 20 μm i.d.에 추가로 적용되었습니다. 모델. 전기 분무 공정의 여러 단계가 시각적으로 시연되었으며 다양한 적용 전기장 및 유속에서 분무 전류의 변화에 대한 정량적 조사는 이전 시뮬레이션 및 측정과 잘 일치합니다.
단일 조리개 프로토 타입을 기반으로 2 홀 및 3 홀 이미터로 MES 시뮬레이션을 수행했습니다. 시뮬레이션 예측은 실험 결과와 유사하게 비교되었습니다. 이 작업의 증거는 CFD 시뮬레이션이 MES의 이미 터 설계를 테스트하는 효과적인 수치 도구로 사용될 수 있음을 입증했습니다.
이 작업에서 달성 된 마이크로 스케일 에미 터 전기 분무의 성공적인 시뮬레이션에 대한 벤치마킹 결과는 현재까지 발표 된 전기 분무에 대한 동적 시뮬레이션의 가장 작은 규모로 여겨집니다.
Co-Authorship
공동 저자: 이 논문에 대한 모든 연구는 Natalie M. Cann 박사와 Richard D. Oleschuk 박사의 지도하에 완료되었습니다. 다중 전자 분무에 관한 4 장에서 제시된 연구 작업의 일부는 Ramin Wright가 공동 저술했으며, 이 작업은 press에서 다음 논문에서 인용되었습니다.
ibson,G.T.T.; Wright, R.D.; Oleschuk, R.D. Multiple electrosprays generated from a single poly carbonate microstructured fibre. Journal of Mass Spectrometry, 2011, in press.
Chapter 1 Introduction
소프트 이온화 방법으로 ESI (electrospray ionization)의 도입은 질량 분석법 (MS)의 적용 가능성에 혁명을 일으켰습니다. 이 기술의 부드러운 특징은 상대적으로 높은 전하를 가진 이온을 생성하는 고유한 이점으로 인해 액상에서 직접 펩티드 및 단백질과 같은 큰 생체 분자를 분석 할 수 있게했습니다 [1].
지난 10 년 동안 ESI-MS는 놀라운 성장을 보였으며 현재는 단백질 체학, 대사 체학, 글리코 믹스, 합성 화학자를 위한 식별 도구 등 다양한 생화학 분야에서 광범위하게 채택되고 있습니다 [2-3].
ESI-MS는 겔 전기 영동과 같은 생물학적 분자에 대한 기존의 질량 측정 기술보다 훨씬 빠르고 민감하며 정확합니다. 또한, 액체상에서 직접 분석 할 수 있는 큰 비 휘발성 분자의 능력은 고성능 액체 크로마토 그래피 (HPLC) 및 모세관 전기 영동 (CE)과 같은 업스트림 분리 기술과의 결합을 가능하게합니다 [4].
일반적인 ESI 공정은 일반적으로 액적 형성, 액적 수축 및 기상 이온의 최종 형성을 포함합니다. 일렉트로 스프레이의 성능에 영향을 미치는 많은 요소 중에서 스프레이를 위한 이미터의 구조 (즉, 기하학, 모양 등)가 중요한 요소입니다.
전통적인 전기 분무 이미터는 일반적으로 풀링 또는 에칭 기술로 제작 된 단일 채널 테이퍼 형 또는 비 테이퍼 형입니다. 그러나 이러한 이미터는 종종 막힘, 부적절한 처리량 등과 같은 문제로 어려움을 겪습니다. [5]
향상된 감도 및 샘플 활용을 위해 다중 스프레이를 생성하는 새로운 이미터 설계 개발로 분명한 발전이 있었습니다. 새로운 ESI 이미터 설계에 대한 연구는 실험적으로나 이론적으로 큰 관심을 불러 일으켰습니다 [3]. 그러나 ESI의 복잡한 물리적 과정은 팁 형상 외에도 많은 다른 변수에 의존하기 때문에 연구간 직접 비교의 어려움은 장애물이 됩니다.
또한 새로운 나노 이미터 제조 및 테스트 비용이 상당히 높을 수 있습니다. 이 논문은 CFD 시뮬레이션 도구를 활용하여 가상 랩을 설정함으로써 이러한 문제를 해결합니다. 다른 매개 변수로 인해 상호 연결된 변경 없이 다양한 이미터 설계를 비교할 수 있도록 이상적으로 균일한 물리적 조건을 제공합니다.
맞춤 제작된 프로토 타입의 실험 측정 값도 수집되어 더 나은 계산 체계를 형성하는 데 도움이 되는 지침과 검증을 모두 제공합니다. 특히 이 분야의 주요 미래 플랫폼으로 여겨지는 다중 노즐 이미 터 설계에 중점을 둘 것입니다.
전기 분무 거동에 영향을 미치는 요인에 대한 추가 기본 연구는 다양한 기하학적 및 작동 매개 변수와 관련하여 수행됩니다. 이는 보다 효율적이고 견고한 이미터의 개발을 가능하게 할 뿐만 아니라 더 넓은 영역에서 ESI의 적용을 향상시킬 수 있습니다.
Figure 1.1Schematic setup for ESI-MS technique Figure 1.2 Schematic of major processes occurring in electrospray [5].
Figure 1.3 Illustration of detailed geometric parameters of a spraying Taylor cone wherera is the radius of curvature of the best fitting circle at the tip of the cone; re is the radius of the emission region for droplets at the tip of a Taylor cone;is the liquid cone angle.
Figure 1.4 (A)Externally tapered emitter (B) Optical image of a clogged tapered emitter with normal use [46]. Figure 1.5 (A)Three by three configuration of an emitter array made with polycarbonate using laser ablation; (B) Photomicrograph of nine stable electrosprays generated from the nine-emitter array [52]Figure 1.6 SEM images of the distal ends of four multichannel nanoelectrospray emitters and a tapered emitter: (A) 30 orifice emitter; (B) 54 orifice emitter; (C) 84 orifice emitter; (D) 168 orifice emitter; Scale bars in A, B, and C represent 50 μm, and 100 μm in D[54]Figure 1.7 Photomicrographs of electrospray from of a 168-hole MCN emitter at different flow rates. (A) A traditional integrated Taylor cone observed from offline electrospray of water with 0.1% formic acid at 300 nL/min; (B) A mist of coalesced Taylor cones observed from offline electrospray at 25 nL/min[54]Figure 1.8 Circular arrays of etched emitters for better electric field homogeneity [53].Figure 2.6 ESI apparatus for offline analysis with microscope imaging.Figure 3.9 Typical panel for displaying instant simulation result during simulation process. Figure 5.3 Generation of a Taylor cone-jet mode (simulation) plotted with iso-potential lines at times (Top to bottom panels correspond to 0.002 s, 0.012 s, 0.018 s, 0.08 s respectively). Figure 5.8 (A) Taylor cone-jet profiles with different contact angle of 30 degrees and 20 degrees (B) under the same physical conditions of 6 kV and 0.04 m/s. (C) Cone-jet profile generated from a tapered tip with a 20 degree contact angle at 6 kV and 0.04 m/s (as a comparison with (B)).
Omit below: Please refer to the original text for the full content.
Bibliography
1. Mclafferty, F.W., Tandem Fourier-Transform Mass-Spectrometry of Large Molecules.Abstracts of Papers of the American Chemical Society, 1986. 192: p. 21-Anyl. 2. Griffiths, W.J. and Y.Q. Wang, Mass spectrometry: from proteomics to metabolomics and lipidomics. Chemical Society Reviews, 2009. 38(7): p. 1882-1896. 3. Gibson, G.T.T., S.M. Mugo, and R.D. Oleschuk, Nanoelectrospray Emitters: Trends and Perspective. Mass Spectrometry Reviews, 2009. 28(6): p. 918-936. 4. Cech, N.B. and C.G. Enke, Practical implications of some recent studies in electrospray ionization fundamentals. Mass Spectrometry Reviews, 2001. 20(6): p. 362-387. 5. Su, S., Development and Application of Non-tapered Electrospray Emitters for Nano-ESI Mass Spectrometry, in Chemistry. 2008, Queen’s University: Kingston. p. 185. 6. Zeleny, J., The electrical discharge from liquid points, and a hydrostatic method of measuring the electric intensity at their surfaces. Physical Review, 1914. 3(2): p. 69-91. 7. Dole, M., L.L. Mack, and R.L. Hines, Molecular Beams of Macroions. Journal of Chemical Physics, 1968. 49(5): p. 2240-&. 8. Yamashita, M. and J.B. Fenn, Negative-Ion Production with the Electrospray Ion-Source.Journal of Physical Chemistry, 1984. 88(20): p. 4671-4675. 9. Kebarle, P. and U.H. Verkerk, Electrospray: From Ions in Solution to Ions in the Gas Phase, What We Know Now. Mass Spectrometry Reviews, 2009. 28(6): p. 898-917. 10. Taylor, G., Disintegration of Water Drops in Electric Field. Proceedings of the Royal Society of London Series a-Mathematical and Physical Sciences, 1964. 280(138): p. 383. 11. Cole, R.B., Some tenets pertaining to electrospray ionization mass spectrometry. Journal of Mass Spectrometry, 2000. 35(7): p. 763-772. 12. Rayleigh, L., On the equilibrium of liquid conducting masses charged with electricity.Philos. Mag., 1882. 14: p. 184-186. 13. Mack, L.L., et al., Molecular Beams of Macroions .2. Journal of Chemical Physics, 1970. 52(10): p. 4977-&. 14. Gamero-Castano, M. and J.F. de la Mora, Kinetics of small ion evaporation from the charge and mass distribution of multiply charged clusters in electrosprays. Journal of Mass Spectrometry, 2000. 35(7): p. 790-803. 15. Gamero-Castano, M. and J.F. de la Mora, Modulations in the abundance of salt clusters in electrosprays. Analytical Chemistry, 2000. 72(7): p. 1426-1429. 16. Loscertales, I.G. and J.F. Delamora, Experiments on the Kinetics of Field Evaporation of Small Ions from Droplets. Journal of Chemical Physics, 1995. 103(12): p. 5041-5060. 17. Rohner, T.C., N. Lion, and H.H. Girault, Electrochemical and theoretical aspects of electrospray ionisation. Physical Chemistry Chemical Physics, 2004. 6(12): p. 3056-3068.
18. Iribarne, J.V. and B.A. Thomson, Evaporation of Small Ions from Charged Droplets.Journal of Chemical Physics, 1976. 64(6): p. 2287-2294. 19. Meng, C.K. and J.B. Fenn, Formation of Charged Clusters during Electrospray Ionization of Organic Solute Species. Organic Mass Spectrometry, 1991. 26(6): p. 542-549. 20. Nohmi, T. and J.B. Fenn, Electrospray Mass-Spectrometry of Poly(Ethylene Glycols) with Molecular-Weights up to 5 Million. Journal of the American Chemical Society, 1992. 114(9): p. 3241-3246. 21. de la Mora, J.F., Electrospray ionization of large multiply charged species proceeds via Dole’s charged residue mechanism. Analytica Chimica Acta, 2000. 406(1): p. 93-104. 22. Iavarone, A.T., J.C. Jurchen, and E.R. Williams, Supercharged protein and peptide lone formed by electrospray ionization. Analytical Chemistry, 2001. 73(7): p. 1455-1460. 23. Hogan, C.J., et al., Charge carrier field emission determines the number of charges on native state proteins in electrospray ionization. Journal of the American Chemical Society, 2008. 130(22): p. 6926-+. 24. Nguyen, S. and J.B. Fenn, Gas-phase ions of solute species from charged droplets of solutions. Proceedings of the National Academy of Sciences of the United States of America, 2007. 104(4): p. 1111-1117. 25. Luedtke, W.D., et al., Nanojets, electrospray, and ion field evaporation: Molecular dynamics simulations and laboratory experiments. Journal of Physical Chemistry A, 2008. 112(40): p. 9628-9649. 26. Enke, C.G., A predictive model for matrix and analyte effects in electrospray ionization of singly-charged ionic analytes. Analytical Chemistry, 1997. 69(23): p. 4885-4893. 27. Maze, J.T., T.C. Jones, and M.F. Jarrold, Negative droplets from positive electrospray.Journal of Physical Chemistry A, 2006. 110(46): p. 12607-12612. 28. Kebarle, P. and M. Peschke, On the mechanisms by which the charged droplets produced by electrospray lead to gas phase ions. Analytica Chimica Acta, 2000. 406(1): p. 11-35. 29. Loeb, L.B., A.F. Kip, and G.G. Hudson, Pulses in negative point-to-plane corona.Physical Review, 1941. 60(10): p. 714-722. 30. Cole, R.B., Electrospray ionization mass spectrometry : fundamentals, instrumentation, and applications. 1997, New York: Wiley. xix, 577 p. 31. Smith, D.P.H., The Electrohydrodynamic Atomization of Liquids. Ieee Transactions on Industry Applications, 1986. 22(3): p. 527-535. 32. Taylor, G.I. and A.D. Mcewan, Stability of a Horizontal Fluid Interface in a Vertical Electric Field. Journal of Fluid Mechanics, 1965. 22: p. 1-&. 33. Ikonomou, M.G., A.T. Blades, and P. Kebarle, Electrospray Mass-Spectrometry of Methanol and Water Solutions Suppression of Electric-Discharge with Sf6 Gas. Journal of the American Society for Mass Spectrometry, 1991. 2(6): p. 497-505.
34. Wampler, F.M., A.T. Blades, and P. Kebarle, Negative-Ion Electrospray Mass-Spectrometry of Nucleotides – Ionization from Water Solution with Sf6 Discharge Suppression. Journal of the American Society for Mass Spectrometry, 1993. 4(4): p. 289-295. 35. Marginean, I., P. Nemes, and A. Vertes, Order-chaos-order transitions in electrosprays: The electrified dripping faucet. Physical Review Letters, 2006. 97(6): p. -. 36. Marginean, I., P. Nemes, and A. Vertes, Astable regime in electrosprays. Physical Review E, 2007. 76(2): p. -. 37. Nemes, P., I. Marginean, and A. Vertes, Spraying mode effect on droplet formation and ion chemistry in electrosprays. Analytical Chemistry, 2007. 79(8): p. 3105-3116. 38. Marginean, I., et al., Electrospray characteristic curves: In pursuit of improved performance in the nanoflow regime. Analytical Chemistry, 2007. 79(21): p. 8030-8036. 39. Page, J.S., et al., Subambient pressure ionization with nanoelectrospray source and interface for improved sensitivity in mass spectrometry. Analytical Chemistry, 2008. 80(5): p. 1800-1805. 40. Delamora, J.F. and I.G. Loscertales, The Current Emitted by Highly Conducting Taylor Cones. Journal of Fluid Mechanics, 1994. 260: p. 155-184. 41. Ganan-Calvo, A.M., On the general scaling theory for electrospraying. Journal of Fluid Mechanics, 2004. 507: p. 203-212. 42. Smith, D.R., G. Sagerman, and T.D. Wood, Design and development of an interchangeable nanomicroelectrospray source for a quadrupole mass spectrometer.Review of Scientific Instruments, 2003. 74(10): p. 4474-4477. 43. Barnidge, D.R., S. Nilsson, and K.E. Markides, A design for low-flow sheathless electrospray emitters. Analytical Chemistry, 1999. 71(19): p. 4115-4118. 44. Guzzetta, A.W., R.A. Thakur, and I.C. Mylchreest, A robust micro-electrospray ionization technique for high-throughput liquid chromatography/mass spectrometry proteomics using a sanded metal needle as an emitter. Rapid Communications in Mass Spectrometry, 2002. 16(21): p. 2067-2072. 45. Wilm, M. and M. Mann, Analytical properties of the nanoelectrospray ion source.Analytical Chemistry, 1996. 68(1): p. 1-8. 46. Covey, T.R. and D. Pinto, Practical Spectroscopy. Vol. 32. 2002. 47. Kelly, R.T., et al., Nanoelectrospray emitter arrays providing interemitter electric field uniformity. Analytical Chemistry, 2008. 80(14): p. 5660-5665. 48. Choi, Y.S. and T.D. Wood, Polyaniline-coated nanoelectrospray emitters treated with hydrophobic polymers at the tip. Rapid Communications in Mass Spectrometry, 2007. 21(13): p. 2101-2108. 49. Tojo, H., Properties of an electrospray emitter coated with material of low surface energy. Journal of Chromatography A, 2004. 1056(1-2): p. 223-228.
50. Liu, J., et al., Electrospray ionization with a pointed carbon fiber emitter. Analytical Chemistry, 2004. 76(13): p. 3599-3606. 51. Sen, A.K., et al., Modeling and characterization of a carbon fiber emitter for electrospray ionization. Journal of Micromechanics and Microengineering, 2006. 16(3): p. 620-630. 52. Tang, K.Q., et al., Generation of multiple electrosprays using microfabricated emitter arrays for improved mass spectrometric sensitivity. Analytical Chemistry, 2001. 73(8): p. 1658-1663. 53. Deng, W. and A. Gomez, Influence of space charge on the scale-up of multiplexed electrosprays. Journal of Aerosol Science, 2007. 38(10): p. 1062-1078. 54. Su, S.Q., et al., Microstructured Photonic Fibers as Multichannel Electrospray Emitters.Analytical Chemistry, 2009. 81(17): p. 7281-7287. 55. Sen, A.K., J. Darabi, and D.R. Knapp, Simulation and parametric study of a novel multi-spray emitter for ESI-MS applications. Microfluidics and Nanofluidics, 2007. 3(3): p. 283-298. 56. Hayati, I., A. Bailey, and T.F. Tadros, Investigations into the Mechanism of Electrohydrodynamic Spraying of Liquids .2. Mechanism of Stable Jet Formation and Electrical Forces Acting on a Liquid Cone. Journal of Colloid and Interface Science, 1987. 117(1): p. 222-230. 57. Glonti, G.A., On the Theory of the Stability of Liquid Jets in an Electric Field. Soviet Physics Jetp-Ussr, 1958. 7(5): p. 917-918. 58. Nayyar, N.K. and G.S. Murty, The Stability of a Dielectric Liquid Jet in the Presence of a Longitudinal Electric Field. Proceedings of the Physical Society of London, 1960. 75(483): p. 369-373. 59. Allan, R.S. and S.G. Mason, Particle Behaviour in Shear and Electric Fields .1. Deformation and Burst of Fluid Drops. Proceedings of the Royal Society of London Series a-Mathematical and Physical Sciences, 1962. 267(1328): p. 45-&. 60. Melcher, J.R. and G.I. Taylor, Electrohydrodynamics – a Review of Role of Interfacial Shear Stresses. Annual Review of Fluid Mechanics, 1969. 1: p. 111-&. 61. Saville, D.A., Electrohydrodynamics: The Taylor-Melcher leaky dielectric model. Annual Review of Fluid Mechanics, 1997. 29: p. 27-64. 62. Carretero Benignos, J.A. and Massachusetts Institute of Technology. Dept. of Mechanical Engineering., Numerical simulation of a single emitter colloid thruster in pure droplet cone-jet mode. 2005. p. 117 leaves. 63. Hartman, R.P.A., et al., The evolution of electrohydrodynamic sprays produced in the cone-jet mode, a physical model. Journal of Electrostatics, 1999. 47(3): p. 143-170. 64. Hartman, R.P.A., et al., Electrohydrodynamic atomization in the cone-jet mode physical modeling of the liquid cone and jet. Journal of Aerosol Science, 1999. 30(7): p. 823-849.
65. Yoon, S.S., et al., Modeling multi-jet mode electrostatic atomization using boundary element methods. Journal of Electrostatics, 2001. 50(2): p. 91-108. 66. Zeng, J., D. Sobek, and T. Korsmeyer, Electro-hydrodynamic modeling of electrospray ionization: Cad for a mu fluidic device – Mass spectrometer interface. Boston Transducers’03: Digest of Technical Papers, Vols 1 and 2, 2003: p. 1275-1278, 1938. 67. Lastow, O. and W. Balachandran, Numerical simulation of electrohydrodynamic (EHD) atomization. Journal of Electrostatics, 2006. 64(12): p. 850-859. 68. http://www.flow3d.com. 69. Valaskovic, G.A., et al., Attomole-Sensitivity Electrospray Source for Large-Molecule Mass-Spectrometry. Analytical Chemistry, 1995. 67(20): p. 3802-3805. 70. Kriger, M.S., K.D. Cook, and R.S. Ramsey, Durable Gold-Coated Fused-Silica Capillaries for Use in Electrospray Mass-Spectrometry. Analytical Chemistry, 1995. 67(2): p. 385-389. 71. Fang, L.L., et al., Online Time-of-Flight Mass-Spectrometric Analysis of Peptides Separated by Capillary Electrophoresis. Analytical Chemistry, 1994. 66(21): p. 3696-3701. 72. Cao, P. and M. Moini, A novel sheathless interface for capillary electrophoresis/electrospray ionization mass spectrometry using an in-capillary electrode. Journal of the American Society for Mass Spectrometry, 1997. 8(5): p. 561-564. 73. Fong, K.W.Y. and T.W.D. Chan, A novel nonmetallized tip for electrospray mass spectrometry at nanoliter flow rate. Journal of the American Society for Mass Spectrometry, 1999. 10(1): p. 72-75. 74. Emmett, M.R. and R.M. Caprioli, Micro-Electrospray Mass-Spectrometry – Ultra-High-Sensitivity Analysis of Peptides and Proteins. Journal of the American Society for Mass Spectrometry, 1994. 5(7): p. 605-613. 75. Gatlin, C.L., et al., Protein identification at the low femtomole level from silver-stained gels using a new fritless electrospray interface for liquid chromatography microspray and nanospray mass spectrometry. Analytical Biochemistry, 1998. 263(1): p. 93-101. 76. Aturki, Z., et al., On-line CE-MS using pressurized liquid junction nanoflow electrospray interface and surface-coated capillaries. Electrophoresis, 2006. 27(23): p. 4666-4673. 77. Edwards, J.L., et al., Negative mode sheathless capillary electrophoresis electrospray ionization-mass spectrometry for metabolite analysis of prokaryotes. Journal of Chromatography A, 2006. 1106(1-2): p. 80-88. 78. http://www.kiriama.com/kiriama%20single-mode%20polymer%20fibers_009.htm. 79. Wilm, M.S. and M. Mann, Electrospray and Taylor-Cone Theory, Doles Beam of Macromolecules at Last. International Journal of Mass Spectrometry, 1994. 136(2-3): p. 167-180.
80. Hirt, C.W. and B.D. Nichols, Volume of Fluid (Vof) Method for the Dynamics of Free Boundaries. Journal of Computational Physics, 1981. 39(1): p. 201-225. 81. Melcher, J.R., Continuum electromechanics. 1981, Cambridge, Mass.: MIT Press. 1 v. (various pagings). 82. http://www.flow3d.com/cfd-101/cfd-101-FAVOR.html. 83. http://www.flow3d.com/cfd-101/cfd-101-FAVOR-no-loss.html. 84. Savage, B.M. and M.C. Johnson, Flow over ogee spillway: Physical and numerical model case study. Journal of Hydraulic Engineering-Asce, 2001. 127(8): p. 640-649. 85. http://www.flow3d.com/cfd-101/cfd-101-free-surface-fluid-flow.html. 86. Graham T. T. Gibson, R.D.W.a.R.D.O., Multiple electrosprays generated from a single poly carbonate microstructured fibre. Mass Spectrometry, 2011. 87. Smith, R.D., et al., Analytical characterization of the electrospray ion source in the nanoflow regime. Analytical Chemistry, 2008. 80(17): p. 6573-6579. 88. Hirt, C.W., Electro-hydrodynamics of semi-conductive fluids: with application to electro-spraying. Flow Science Technical Note, 2004. 70(FSI–04–TN70): p. 1-7. 89. de la Mora, J.F., The fluid dynamics of Taylor cones. Annual Review of Fluid Mechanics, 2007. 39: p. 217-243. 90. Cloupeau, M. and B. Prunetfoch, Electrostatic Spraying of Liquids in Cone-Jet Mode.Journal of Electrostatics, 1989. 22(2): p. 135-159. 91. Hayati, I., A.I. Bailey, and T.F. Tadros, Investigations into the Mechanisms of Electrohydrodynamic Spraying of Liquids .1. Effect of Electric-Field and the Environment on Pendant Drops and Factors Affecting the Formation of Stable Jets and Atomization. Journal of Colloid and Interface Science, 1987. 117(1): p. 205-221. 92. FLOW-3D User Manual, Ver. 9.4. 93. Sen, A.K., J. Darabi, and D.R. Knapp, Analysis of Droplet Generation in Electrospray Using a Carbon Fiber Based Microfluidic Emitter. Journal of Fluids Engineering-Transactions of the Asme, 2011. 133(7).
A K Sen1, J Darabi1, D R Knapp2 and J Liu2 1 MEMS and Microsystems Laboratory, Department of Mechanical Engineering, University of South Carolina, 300 Main Street, Columbia, SC 29208, USA 2 Department of Pharmacology, Medical University of South Carolina, 173 Ashley Avenue, Charleston, SC 29425, USA E-mail: darabi@engr.sc.edu
뾰족한 탄소 섬유(CF)를 사용하는 새로운 마이크로 스케일 이미터는 질량 분석 (MS) 분석에서 전기 분무에 사용할 수 있습니다. 탄소 섬유는 360 µm OD 및 75 µm ID의 용융 실리카 모세관과 동축에 위치하며 날카로운 팁은 튜브 말단에서 30 µm 연장됩니다.
Abstract
전기 분무 이온화 (ESI) 프로세스는 전기 유체 역학을 해결하기 위한 Taylor–Melcher 누설 유전체 유체 모델 및 액체-가스 인터페이스 추적을 위한 유체 부피 (VOF) 접근 방식을 기반으로 하는 전산 유체 역학 (CFD) 코드를 사용하여 시뮬레이션 됩니다. CFD 코드는 먼저 기존 지오메트리에 대해 검증한 다음 CF 이미터 기반 ESI 모델을 시뮬레이션하는데 사용됩니다.
시뮬레이션된 전류 흐름 및 전류 전압 결과는 CF 이미터의 실험 결과와 잘 일치합니다. 이미터 형상, 전위차, 유속 및 액체의 물리적 특성이 CF 이미터의 전기 분무 거동에 미치는 영향을 철저히 조사합니다.
스프레이 전류와 제트 직경은 액체의 유속, 전위차 및 물리적 특성과 상관 관계가 있으며 상관 결과는 문헌에 보고된 결과와 정량적으로 비교됩니다. (이 기사의 일부 그림은 전자 버전에서만 색상입니다)
Introduction
1980 년대 후반부터 매트릭스 보조 레이저 탈착 이온화 (MALDI)와 전기 분무 이온화 (ESI)의 두 가지 이온화 기술을 구현하여 감도, 속도 및 구조 정보 수준 측면에서 MS 분석이 엄청나게 성장했습니다. 1980 년대 초까지 전자 충격 (EI) 또는 화학 이온화 (CI) 방법은 가스 크로마토 그래피에 적합한 작은 생체 분자를 이온화 하는 데 사용되었습니다.
그러나 크고 열에 민감한 비 휘발성 샘플은 적절한 사전 처리 없이 EI 또는 CI-MS 기술로 분석 할 수 없습니다 [1]. ESI 기술을 사용하면 액체상에서 직접 이러한 큰 분자를 분석 할 수 있습니다 [2]. Zeleny [3, 4]는 출구에 높은 전위를 적용하여 모세관에서 액체 용액을 분사 할 수 있음을 보여주었습니다.
Dole [5, 6] 및 Fenn [7]의 선구적인 연구는 ESI를 고분자 및 생체 분자와 같은 대형 화합물의 이온화 방법으로 표시했습니다. 이에 이어이 기술에 의한 기상 이온 발생에 관련된 과정과 메커니즘이 널리 조사되고 있습니다.
ESI 방법에서 기체 이온화 된 분자는 강한 전계가 있는 상태에서 미세한 물방울을 생성하여 액체 용액에서 생성됩니다. ESI 프로세스의 이러한 능력은 단백질 및 기타 생체 분자 연구에 자연적으로 적용됨을 발견했습니다. ESI 방법과 관련된 다양한 프로세스가 그림 1에 나와 있습니다.
Figure 1. Schematic of an ESI process.
ESI 전위는 일반적으로 전도성 물질로 코팅 된 이미 터 튜브를 통해 외부에서 샘플 액체에 적용되지만 액체 샘플 내부에 적용될 수도 있습니다. Herring과 Qin [8]은 이미 터 팁에 삽입된 팔라듐 와이어를 통해 전기 분무 전위가 적용되는 모세관 전기 영동 (CE)을위한 ESI 인터페이스를 보여주었습니다.
Chiou의 설계 [9]에서는 작은 PDMS 칩에 있는 샘플 저장소, 마이크로 채널 및 실리카 모세관 노즐과 통합 된 내장 전극을 통해 전기 분무를 위한 고전압이 적용되었습니다.
Cao and Moini [10]는 ESI 전압이 모세관 내부에 위치한 전극을 통해인가되고 전기적 접촉이 출구 근처 모세관 벽의 작은 구멍을 통해 유지되는 전기 분무 방출기를 설계했습니다. 작은 모세관 직경 (~ 10 µm)을 가진 이미 터를 사용하여 낮은 전압에서 전기 분무가 가능하지만, 더 작은 구멍은 과도한 배압으로 인해 쉽게 막힐 수 있습니다.
직경이 더 큰 (> 50µm) 이미 터를 처리하는 것이 더 쉽습니다. 그러나 그들은 더 작은 직경의 이미 터만큼 효율적이지 않습니다 [11]. 일반적으로 ESI 전압을 적용하기 위해 유리 또는 용융 실리카와 같은 절연 재료로 제작 된 저 유량 이미 터의 외주에 전도성 코팅이 적용됩니다.
용융 실리카 모세관의 끝 부분에있는 스퍼터 코팅 된 귀금속 층은 내구성에 빠르게 영향을 미치는 것으로 관찰되었습니다. 코팅의 빠른 열화는 방전, 전기 화학적 반응 및 층과 용융 실리카 표면 사이의 불량한 기계적 결합으로 인해 발생할 수 있습니다.
이러한 에미 터의 수명은 스퍼터 코팅 후에 금을 전기 도금하거나 [12] 스퍼터 코팅 된 금 위에 SiOx를 코팅하여 증가시킬 수 있습니다 [13]. 크롬 또는 니켈 합금의 접착층 위에 금으로 코팅 된 이미 터는 우수한 결합력을 제공 할 수 있으며 음극으로 작동 할 때 내구성이 있습니다.
그러나 양극으로 작동하는 동안 접착층은 금 막을 통해 화학적으로 용해됩니다. 이미 터의 안정성과 내구성을 향상시키기 위해 대체 전도성 코팅이 평가되었습니다.
안정적인 ESI 작동을 위해 콜로이드 흑연 코팅 이미 터가 사용되었으며 수명이 길었습니다 [14]. 폴리아닐린 (PANI) 코팅 이미 터는 두꺼운 코팅으로 인해 높은 내구성을 보여주고 방전에 강합니다. PANIcoated와 gold-coated nanospray emitter의 electrospray ionization 거동을 비교 한 결과 PANIcoated emitter는 goldcoated emitter와 비슷한 향상된 감도를 제공합니다 [15].
그라파이트-폴리이 미드 혼합물은 또한 무 접착 전기 분무 방출기의 경우 전도성 코팅으로 사용되었습니다. 전도성 코팅의 안정성은 산화 스트레스 동안 좋은 성능을 나타내는 전기 화학적 방법에 의해 조사되었습니다 [16].
탄소 코팅 이미 터의 기능은 마이크로 스프레이 및 시스리스 CE 및 ESI 응용 분야에서 입증되었습니다. 이 이미 터는 견고하지는 않지만 방수가 되지 않는 CE 또는 ESI 애플리케이션에 충분히 내구성이있었습니다 [17].
우리는 막힘 문제를 제거하고 시료 액체와 금층 사이의 접촉 문제를 피할 수있는 뾰족한 탄소 섬유 기반의 새로운 ESI 방출기를 도입하여 ESI 시스템의 적용 성, 신뢰성 및 내구성을 향상 시켰습니다 [18]. 이 작업에서 탄소 섬유 기반 ESI 이미 터는 전산 유체 역학 (CFD) 소프트웨어 패키지 FLOW-3D [19]를 사용하여 시뮬레이션됩니다.
실험은 새로운 CF 이미 터를 사용하여 수행됩니다. 모델 예측은 실험 결과와 비교됩니다. 새로운 이미 터의 ESI 성능은 이미 터의 기하학적 구조, 유속, 액체의 물리적 특성과 같은 다양한 매개 변수에 대한 반응을 연구하여 평가됩니다.
스프레이 전류 및 제트 직경은 유량 및 액체의 특성과 상관 관계가 있으며 상관 결과는 문헌에보고 된 결과와 정량적으로 비교됩니다. 다음 섹션에서 ESI 공정을 지배하는 전기 유체 역학 이론은 Taylor–Melcher 누설 유전체 모델 [20]을 참조하여 설명됩니다.
그런 다음 Hartman 등이 사용하는 ESI 구성을 고려하여 CFD 코드의 유효성을 확인합니다 [21]. 또한 CF 기반 ESI 모델에 대한 시뮬레이션 및 실험 결과가 제시되고 논의됩니다. 마지막으로 모수 연구 결과와 상관 관계를 제시하고 논의합니다.
Figure 2. Forces in the liquid cone.Figure 3. Schematic of the ESI model studied by Hartman et al [21].Figure 6. Cone-Jet profile and the electric potential contours at
19 kV; cone length is 4.3 mm.Figure 7. A photograph of the experimental cone shape; cone
length is 4.2 ± 0.2 mm [21].Figure 15. Electric field contours at various time stepsFigure 20. Top: image of electrospray, bottom: cone-jet profile
using the CF emitter. Distance between the carbon fiber tip and the
counter electrode is 4.0 mm, potential difference is 3500 V, flow rate
is 300 nL min−1
.
[1] Siuzdak M 1996 Mass Spectrometry for Biotechnology (New York: Academic) [2] Cole R B (ed) 1997 Electrospray Ionization Mass Spectrometry (New York: Wiley-Interscience) [3] Zeleny J 1914 Phys. Rev. 3 69–91 [4] Zeleny J 1917 Phys. Rev. 10 1–6 [5] Dole M, Mack L L, Hines R L, Mobley R C, Ferguson L D and Alice M B 1968 Molecular beams of macroions J. Chem. Phys. 49 2240–9 [6] Clegg G A and Dole M 1971 Molecular beams of macroions: III. Zein and polyvinylpyrrolidone Biopolymers 10 821–6 [7] Fenn J B, Mann M, Meng C K, Wong S F and Whitehouse C M 1989 Electrospray ionization for mass spectrometry of large biomolecules Science 246 64–71 [8] Herring C J and Qin J 1999 An on-line preconcentrator and the evaluation of electrospray interfaces for the capillary electrophoresis/mass spectrometry of peptides Rapid Commun. Mass Spectr. 13 1–7 [9] Chiou C H, Lee G B, Hsu H T, Chen P W and Liao P C B 2002 Microscale Tools for Sample Preparation, Separation and Detection of Neuropeptides Sensors Actuators B 86 280–6 [10] Cao P and Moini M 1997 A novel sheathless interface for capillary electrophoresis/electrospray ionization mass spectrometry using an in-capillary electrode J. Am. Soc. Mass Spectrom 8 561–4 [11] Janini G M, Conards T P, Wilkens K L, Issaq H J and Veenstra T D 2003 A sheathless nanoflow electrospray interface for on-line capillary electrophoresis mass spectrometry Anal. Chem 75 1615–9 [12] Barroso M B de Jong and Ad P 1999 Sheathless preconcentration-capillary zone electrophoresis-mass spectrometry applied to peptide analysis J. Am. Soc. Mass Spectrom 10 1271–8 [13] Valaskovic G A and McLafferty F W 1996 Long-lived metallized tips for nanoliter electrospray mass spectrometry J. Am. Soc. Mass Spectrom. 7 1270–2 [14] Zhu X, Thiam S, Valle B C and Warner I M 2002 A colloidal graphite coated emitter for seathless capillary electrophoresis/nanoelectrospray ionization mass spectrometry Anal. Chem 74 5405–9 [15] Maziarz E P I II, Lorenz S A, White T P and Wood T D 2000 Polyaniline: a conductive polymer coating for durable nanospray emitters J. Am. Soc. Mass. Spectrom 11 659–63 [16] Nilsson S, Wetterhall M, Bergquist J, Nyholm L and Markides K E 2001 A simple and robust conductive graphite coating for sheathless electrospray emitters used in capillary electrophoresis/mass spectrometry Rapid Commun. Mass Spectr. 15 1997–2000 [17] Chang Y Z and Her G R 2000 Sheathless capillary electrophoresis/electospray mass spectrometry using a carbon-coated tapered fused silica capillary with a beveled edge Anal. Chem. 72 626–30 [18] Liu J, Ro K W, Busman M and Knapp D R 2004 Electrospray ionization with a pointed carbon fiber emitter Anal. Chem. 76 3599–606 [19] Hirt C W 2004 Electro-hydrodynamics of semi–conductive fluids: with application to electro–spraying Flow Science Technical Note 70 FSI–04–TN70 1–7 [20] Saville D A 1997 Electrohydrodynamcis: the Taylor–Melcher leaky dielectric model Annu. Rev. Fluid Mech. 29 27–64 [21] Hartman R P A, Brunner D J, Camelot D M A, Marijnissen J C M and Scarlett B 1999 Electrohydrodynamic atomization in the cone-jet mode physical modeling of the liquid cone and jet J. Aerosol Sci. 30 823–49 [22] Castellanos A 1998 Basic Concepts and Equations in Electrohydrodynamics Electrohydrodynamics ed A Castellanos (Berlin: Springer) [23] Melcher J R 1981 Continuum Electromechanics (Cambridge, MA: MIT Press) [24] Hirt C W and Nichols B D 1981 Volume of fluid (VOF) method for the dynamics of free boundaries J. Comp. Phys. 39 201–25 [25] De la Mora F J and Loscertales I G 1994 The current emitted by highly conducting Taylor cones J. Fluid Mech. 260 155–84 [26] Ganan-Calvo A M 1997 Cone–jet analytical extension of Taylor’s electrostatic solution and the asymptotic universal scaling laws in electrospraying Phys. Rev. Lett. 79 217–20 [27] Higuera F J 2004 Current/flow–rate characteristic of an electrospray with a small meniscus J. Fluid Mech. 513 239–46 [28] Zeng J, Sobek D and Korsmeyer T Electro-hydrodynamic modeling of electrospray ionization: cad for a microfluidic device-mass spectrometer interface Transducers ’03: 12th Int. Conf. on Solid State Sensors, Actuators and Microsystems 2 1275–8 [29] Ganan–Calvo A M, Davila J and Barrero A 1997 Current and droplet size in the electrospraying of liquids. Scaling laws J. Aerosol Sci. 28 249–75 [30] Cloupeau M and Prunet-Foch B 1989 Electrostatic spraying of liquids in cone–jet mode J. Electrost. 22 135–59
![Figure 2: Experimental data on height of
vertex formed [8] / Figure 3: Vertex height as a function of time](https://flow3d.co.kr/wp-content/uploads/Figure-3-Vertex-height-as-a-function-of-time-.png)
![Fig. 1. (a) Dimensions of the casting with runners (unit: mm), (b) a melt flow simulation using Flow-3D software together with Reilly's model[44], predicted that a large amount of bifilms (denoted by the black particles) would be contained in the final casting. (c) A solidification simulation using Pro-cast software showed that no shrinkage defect was contained in the final casting.](https://flow3d.co.kr/wp-content/uploads/Fig.-1.-a-Dimensions-of-the-casting-with-runners.png)
![Fig. 1. (a) Dimensions of the casting with runners (unit: mm), (b) a melt flow simulation using Flow-3D software together with Reilly's model[44], predicted that a large amount of bifilms (denoted by the black particles) would be contained in the final casting. (c) A solidification simulation using Pro-cast software showed that no shrinkage defect was contained in the final casting.](https://ars.els-cdn.com/content/image/1-s2.0-S2213956721001791-gr1_lrg.jpg)
![Figure 2.1: Types of Landslides[2]](https://flow3d.co.kr/wp-content/uploads/Figure-2.1-Types-of-Landslides2.png)
![Figure 2.2: Landslide Glossary [2]](https://flow3d.co.kr/wp-content/uploads/Figure-2.2-Landslide-Glossary-2.png)
![Figure 11. A comparison among experiments [49], CFD and analytical simulations for deep keyhole top width and bottom width](https://flow3d.co.kr/wp-content/uploads/Figure-11.-A-comparison-among-experiments-49-CFD-and-analytical-simulations-for-deep-keyhole-top-width-and-bottom-width.png)
Fig. 2
Fig. 3
Fig. 4
Fig. 5
Fig. 6
Fig. 7
Fig. 8
![Fig. 1. (a) Dimensions of the casting with runners (unit: mm), (b) a melt flow simulation using Flow-3D software together with Reilly's model[44], predicted that a large amount of bifilms (denoted by the black particles) would be contained in the final casting. (c) A solidification simulation using Pro-cast software showed that no shrinkage defect was contained in the final casting.](https://flow3d.co.kr/wp-content/uploads/Fig.-1a-shows-the-dimensions-of-the-casting-with-runners.png)
![Figure 1. Plan view of Melville experimental setup [4]](https://flow3d.co.kr/wp-content/uploads/Figure-1.-Plan-view-of-Melville-experimental-setup-4.png)
![Figure 10. Contour map of flow velocity around a pier at 30 min resulted by Melville [4]](https://flow3d.co.kr/wp-content/uploads/Figure-10.-Contour-map-of-flow-velocity-around-a-pier-at-30-min-resulted-by-Melville-4.png)
![Figure 1.2 Schematic of major processes occurring in electrospray [5].](https://flow3d.co.kr/wp-content/uploads/Figure-1.2-Schematic-of-major-processes-occurring-in-electrospray-5.png)
![Figure 1.4 (A)Externally tapered emitter (B) Optical image of a clogged tapered emitter with normal use [46].](https://flow3d.co.kr/wp-content/uploads/Figure-1.4-AExternally-tapered-emitter.png)
![Figure 1.5 (A)Three by three configuration of an emitter array made with polycarbonate using laser ablation; (B) Photomicrograph of nine stable electrosprays generated from the nine-emitter array [52]](https://flow3d.co.kr/wp-content/uploads/Figure-1.5-AThree-by-three-configuration-of-an-emitter-array-made-with-polycarbonate-using-laser-ablation.png)
![Figure 1.6 SEM images of the distal ends of four multichannel nanoelectrospray emitters and a tapered emitter: (A) 30 orifice emitter; (B) 54 orifice emitter; (C) 84 orifice emitter; (D) 168 orifice emitter; Scale bars in A, B, and C represent 50 μm, and 100 μm in D[54]](https://flow3d.co.kr/wp-content/uploads/Figure-1.6-SEM-images-of-the-distal-ends-of-four-multichannel-nanoelectrospray-emitters-and-a-tapered-emitter.png)
![Figure 1.7 Photomicrographs of electrospray from of a 168-hole MCN emitter at different flow rates. (A) A traditional integrated Taylor cone observed from offline electrospray of water with 0.1% formic acid at 300 nL/min; (B) A mist of coalesced Taylor cones observed from offline electrospray at 25 nL/min[54]](https://flow3d.co.kr/wp-content/uploads/Figure-1.7-Photomicrographs-of-electrospray-from-of-a-168-hole-MCN-emitter-at-different-flow-rates.png)
![Figure 1.8 Circular arrays of etched emitters for better electric field homogeneity [53].](https://flow3d.co.kr/wp-content/uploads/Figure-1.8-Circular-arrays-of-etched-emitters-for-better-electric-field-homogeneity-53..png)
![Figure 3. Schematic of the ESI model studied by Hartman et al [21].](https://flow3d.co.kr/wp-content/uploads/Figure-3.-Schematic-of-the-ESI-model-studied-by-Hartman-et-al-21..png)
![Figure 7. A photograph of the experimental cone shape; cone length is 4.2 ± 0.2 mm [21].](https://flow3d.co.kr/wp-content/uploads/Figure-7.-A-photograph-of-the-experimental-cone-shape-cone-length-is-4.2-±-0.2-mm-21..png)
