温度模拟

温度模拟（共10篇）

温度模拟 篇1

前言

大型的混凝土结构在设计和施工的过程中无可避免地需要面对各种结构裂缝的问题。许多混凝土结构、砌体结构等建筑物在建设过程和使用过程中出现了不同程度、不同形式的裂缝, 这是一个相当普遍的现象。虽然结构设计是建立在强度的极限承载力基础上的, 但大多数工程的使用标准却是由裂缝控制的。所以对于大型的混凝土结构的裂缝的防治与发展控制, 直接影响着整个结构的使用功能及工作寿命。

1 混凝土结构温度裂缝的类型

结构物在实际工程运用中主要承受两大类荷载, 其中, 静荷载、动荷载和其他荷载称为第一类荷载;而变形荷载称之为第二类荷载。所以, 裂缝也就可以简单地分成两大类:荷载引起的裂缝、变形变化引起的裂缝。作为变形裂缝的一种, 温度裂缝由其产生的原因的不同又分为两种不同的类型:干缩裂缝和温差裂缝。

2 温度应力产生的原因分析及控制措施

2.1 水化热产生的温度差

水泥在其硬化的过程中发生一系列的放热化学反应, 在整个混凝土凝固的过程中向外界释放出了大量的热。一般常用的水泥的水化热变化特点为:早期1~3d放热迅速, 放热曲线近似直线上升;中期46d放热缓慢逐渐缓慢, 6d后放热曲线近似水平直线发展。通过一系列的科学研究发现, 在混凝土浇筑后, 混凝土内部的最高温度大多发生在3~5天内。

浇筑的混凝土各个表面向外辐射的热量由于工作环境而不同。在混凝土内部, 由于各个方向的热量不同, 按照统一的热力学扩散公式, 热量由温度高的部分向温度低的部分传导。所以浇筑的混凝土板块内部就会产生一个内部中心温度高、散热慢, 外表面散热快, 最终使混凝土产生出具有一定梯度的温度场。

2.2 温度应力的成因

混凝土内部的温度差异是引起混凝土温度应力的最主要原因。当温度升高, 混凝土向外膨胀;当温度降低, 混凝土向内收缩。如果整个混凝土单元能够整体地均匀地升温或者降温, 那整体膨胀或者收缩对于没有约束的混凝土将不会产生任何的应力。可实际上呢?由于散热条件的不同, 混凝土内部在散热过程中形成的温度差异常引起了混凝土内部的温度应力的产生, 但这并不是温度应力产生的唯一条件。同样, 外部约束的控制如果使构件变形得不到满足也会产生温度应力。

2.3 影响温度裂缝的因素及控制措施

混凝土的变形原因主要是混凝土硬化的过程中相关的化学反应是一系列的放热反应, 在温度高低变化的过程中混凝土各部分热胀冷缩变形的不协调引起了各部分的位移, 所以混凝土内部硬化过程中的温度变化幅度是控制收缩的一个重要指标。总而言之, 减少混凝土开裂的基本原则不外乎:

(1) 减少混凝土的总体收缩和不均匀收缩;

(2) 减少混凝土所受的约束;

(3) 合理地利用混凝土凝结硬化过程中力学性能的变化, 使其朝着有利于防裂的方向发展。

3 温度应力的数值模拟和分析

3.1 工程背景

某城市明挖地铁一段现浇混凝土顶板, 纵向长16m, 横向长24m, 板厚1m, 属于大体积混凝土 (按照中国建筑工程总公司混凝土施工标准:大体积混凝土是最小断面各个方向尺寸均大于0.8m的混凝土结构) 。其中左右后三个方向和已浇混凝土连接接触。下表面和前端表面为模板 (3天拆除) , 上表面和空气接触散热。

3.2 有限元模型

因整个结构对称, 故采用半结构轴对称模型, 如图1。

3.3 模拟步骤

本次模拟采用ANSYS热-应力耦合分析, 采用顺序耦合方法, 先模拟热学分析, 再将其结果最为体荷载施加到后续的应力分析中。具体步骤如下:

1) 选取SOLID70单元对结构进行瞬态热分析;

2) 重新进入前处理, 转化结构单元为SOLID45;

3) 设置结构分析常熟, 包括材料属性, 边缘约束条件;

4) 进行结构分析, 读入热分析处理结果进行求解。

3.4 温度场分析

根据前期的大量科学演算及实验, 论证了大体积混凝土在硬化工程中的最高温度一般都出现在浇筑后的第3-5天内。在28天后, 混凝土表面温度和内部温度都会有明显的下降, 回落到环境温度左右。本次数值模拟将模拟混凝土浇筑28天内的整个温度场变化, 为了更好地模拟混凝土早期的温度场, 在早期 (0~2d) 计算步长为0.1d, 中前期 (2~4d) 计算步长为0.2d, 中后期 (4~10d) 计算步长为0.5d, 后期 (10~28d) 计算步长为2d。共计50分步模拟温度的产生和热量的扩散。

温度的边界条件, 按照实际施工中可能发生的状况, 设定新老混凝土之间有热量交换, 而新混凝土在前端、下部表面将施加模板, 模板在浇筑三天之后拆除, 具体的设定参数见表1。

通过软件模拟得到图2~4温度云图。

通过温度云图可以看出, 新浇混凝土模块在第3天时达到整个模块的最高温度51.774℃。第7天、第28天的温度云图显示整体的温度在逐渐降低, 并最终回落到周围的环境温度。通过图3中的右上图可以观察到, 整体的温度差异最明显的差异位置就是板内内核和板上表面之间的差异。即使是在整体温度最高的第3天, 板的上表面与核心部分的温差都达到了7℃, 所以可以预料这样的温度差异将会使上表出现拉应力。

3.5 应力场分析

引起混凝土墙温度裂缝的主要是Z方向的应力, 而最容易出现温度裂缝的表面是与内核温差最大的表面, 图5~8的应力云图分别显示了第3、7、12、14天与内核温差最大的上表面的应力。

应力云图表示混凝土上表面的拉应力自第3天开始逐渐增加, 并在第12天达到整过硬化过程中的最大拉应力177231Pa, 自第14天后开始逐渐降低。

这个现场产生的原因就是由于在热量扩散的过程中, 上表面面积较大且跟空气直接进行热量交换, 所以上表面的降温速度要远远的大于内核的将温度度, 这样上表面的收缩要求就大于内核的表形要求, 从而在混凝土层次之间产生先对的位移, 是内层对于外层有抑制表形的应力。同时, 由于在根部 (X=0平面) 有老混凝土的约束作用, 使之靠近部分的散热较慢, 仍处在膨胀变形区间, 压应力出现。

在长时间的降温之后, 内外温差降低, 相对变形减少, 所以拉应力逐渐降低。

4 结语

通过ANSYS的模拟分析, 得到了和理论比较相符的结果, 演示了混凝土温度裂缝产生的过程, 揭示了产生的机理。因此可以说明在大体积混凝土的温度应力长的计算中可以运用ANSYS软件进行初步的设计指导。设计人员可以通过软件对即将施工的大体积混凝土进行初步的演算以确定前期的设计过程对于混凝土温度裂缝控制所采取的措施是否有效并以此指导施工。

参考文献

[1]王铁梦.工程结构裂缝控制[M].北京:中国建筑工业出版社.1997

[2]王铁梦.建筑物的裂缝控制[M].上海:上海科学技术出版社.1987

[3]朱伯芳.大体积混凝土温度应力与温度控制[M].北京:中国电力出版社.1998

温度模拟 篇2

采用一维带真实化学反应的Navier-Stokes方程对温度梯度影响爆燃转爆轰的过程进行了数值模拟.结果表明,点火温度的`不均匀性对可燃预混气的燃烧模式有显著影响.在零温度梯度条件下,点火初期呈可燃气等容爆炸现象,随后发展为火焰传播;在小温度梯度下,点火后会导致爆轰形成,但很快衰减为爆燃过程;当温度梯度增加到合适值时,点火燃烧后可形成过驱爆轰并最终称为稳定爆轰状态;而温度梯度过大时,仅呈现正常火焰传播状态.不同温度梯度可以导致燃烧化学反应放热与热传导之间的竞争,因而形成了不同的燃烧模式.上述研究对实际过程中爆轰形成现象的防治有着一定的理论意义.

作 者：董刚 范宝春 DONG Gang FAN Bao-chun 作者单位：董刚,DONG Gang(南京理工大学动力学院瞬态物理重点实验室,南京,210094;北京理工大学爆炸科学与技术国家重点实验室,北京,100081)

范宝春,FAN Bao-chun(南京理工大学动力学院瞬态物理重点实验室,南京,210094)

温度模拟 篇3

摘要陶瓷窑内温度分布的均匀性对制品的质量具有关键的影响。本文以实际陶瓷窑炉为几何模型，采用数值模拟的方法，对现有陶瓷窑炉结构改造及参数优化后的窑内烟气的流场与温度分布进行了仿真模拟。结果表明，陶瓷窑炉的结构及操作参数对窑内的温度分布有重要影响，在对陶瓷窑炉结构改造及采用合理的操作参数后，窑内能取得均匀的温度分布。

关键词陶瓷窑炉，流场，温度场，仿真模拟，结构优化

对于薄壁陶瓷窑炉，当以燃料燃烧作为主要热源时，窑内的主要换热方式是热烟气与制品之间的对流换热和辐射换热。而决定窑内对流换热强度与温度分布的主要因素是窑内燃烧情况及热烟气流动的流场。

本文根据现有陶瓷窑炉的结构及操作参数。采用数值模拟的方法，计算了窑内的流场与温度分布。并对窑炉结构及操作参数进行了改造优化，计算了优化后窑炉内的流场与温度场，最后取得了较均匀的温度分布。

2数学模型

受窑内制品排列方式、燃料燃烧等影响，陶瓷窑炉内实际烟气流动情况非常复杂，在进行模拟计算时必须进行一些合理的简化。本计算模型进行了下列简化：

(1)未考虑窑内制品对流体流动的阻力，只考虑窑内烟气的流动及温度分布。

(2)窑内烟气看作不可压缩性流体，烟气的物性参数取平均温度为1550℃时的参数，不考虑物性参数随温度的变化。

2.1基本方程

在最高温度保温时。将窑内烟气的流动近似看作稳态湍流流动。此时表示湍流流动的N-S方程按文献进行计算。将烟气与制品之间的对流换热看作湍流换热过程，能量传输方程按文献进行计算。描述窑内湍流流动的模型采用k—ε模型，具体方程按文献进行计算。

2.2边界条件

本计算以某厂实际陶瓷窑炉作为计算模型，该窑炉的结构示意图如图1所示。

烧嘴人口看作速度入口，根据烧嘴结构及一次风量、燃油量进行计算，入口温度根据燃烧温度计算，本计算取1600℃。

烟气出口看作压力出口，根据排烟机的性能参数及排烟管路图计算出口的抽力，本计算取-800Pa。

顶部及侧墙可看作无滑移流动边界。窑内温度场计算应根据窑炉砌筑图及砌筑材料的物性参数，耦合窑内的烟气流动，同时计算出窑体砌筑材料及窑内的温度分布。本计算根据实际测量结果，按照窑体外表面温度为70℃进行计算，环境温度取20℃，材料表面黑度取0.85，计算窑体的散热量，并以第二类边界条件进行窑内温度场的计算。

3网格划分与计算

采用正交直角坐标系统，在整个区域内划分六面体网格。为了保证计算精度并节约计算时间，在入口区域、出口区域采用较密的网格划分格式，其它区域则采用相对稀疏的网格划分格式。网格划分图略。

利用CFD商业软件求解各方程，选用分离求解器，二阶差分格式。计算时设置监视点，并监视各变量随迭代次数的变化，当能量残差值小于2×10^-8、其它各残差值小于10^-6，且监视点的速度不再发生变化时，即认为收敛，可获得稳定的速度场及温度分布。

4计算结果与分析

4.1改造前窑炉内的流场及温度分布

图2、图3、图4分别为改造前窑炉在一定操作参数下，窑内宽度方向、长度方向及高度方向中心截面的流场图及温度分布图，图5为设置有烧嘴水平断面处(上部一排)流场图及温度分布图。

由图2(a)可知，在宽度方向，周边热烟气的流动速度大于中心，造成周边气体的偏流现象，从而导致周边温度高于中心温度，上部温度高于下部温度，如图2(b)所示，同一断面上最大温差达30℃左右。窑内气体流动速度小，只在靠近顶部左右两端及底部靠近两端各形成两个漩涡，气体湍流强度小，对流换热强度弱，不利于强化制品与热烟气之间的对流换热，能量消耗大。

由图3(a)可知，由于气流之间的相互引射作用，由烧嘴喷入的气流并不是直接由出口流出，而是沿壁面向上流动，然后再通过中心截面向下流动，由出口流出，这有利于热烟气与制品之间的热量交换。但周边热烟气的流动速度大于中心，且形成的漩涡靠近周边，从而导致周边温度高、中心温度低；上部温度低、下部温度高的现象。

由图4、图5可知，在窑内水平截面上。靠近左上角和右下角形成两个漩涡，中间气体流动速度低，从而导致周边温度高于中心温度，最大温差达30℃以上。

4.2改造后窑炉内的流场及温度分布

图6、图7分别为改造后窑炉在窑内宽度方向及高度方向中心截面的流场图及温度分布图。

由图6(a)可知，改造后的窑炉内，由上向下形成多个烟气流动的漩涡，加强了窑内的对流换热过程，有利于强化热烟气与制品之间的对流换热，节省了能量消耗；且窑内温度分布较均匀，如图6(b)所示，上下最大温差不到10℃，宽度方向中心与周边最大温差也小于10℃。

由图7(a)可知，改造后的窑炉，在高度方向中心水平截面上，中间气流速度高，中间高速气流与周边流动的气流之间形成多个漩涡，气体流动的湍流强度加强，强化了窑内的换热过程，降低了中心温度与周边温度差，使同一截面温度分布均匀，如图7(b)所示。

5结论

(1)采用数值模拟方法计算了陶瓷窑炉内的流场与温度分布，计算结果表明：窑内气流的流场直接影响窑内温度的均匀性。

(2)改造前窑炉内，由于存在气流偏流现象，靠近周边的气流流动速度大于中心，使得窑内上下及四周与中心之间存在较大的温差，最大温差达30℃左右。

地板采暖模拟计算及温度分析 篇4

在封闭的供暖房间里, 室内空气被地板加热后, 在温差产生的热压作用下形成自然对流场, 影响室内空气温度分布。低温热水地板辐射供暖的散热部件为整个地面, 温度较低、且均匀, 室内空气流场均匀。本文利用自然对流空气湍流流动与传热理论, 对低温热水地板辐射连续供暖房间室内空气温度场进行研究, 建立室内空气和各围护结构内表面热平衡方程, 对室内各内表面平均温度和室内空气平均温度进行研究, 分析在某一地板热流密度和室外温度条件下, 地板辐射采暖房间室内温度分布和热舒适性。

1. 流体动力学控制方程及数学描述

流体流动要受物理守恒定律的支配, 基本的守恒定律包括:质量守恒定律、动量守恒定律、能量守恒定律。如果流动包含有不同成分 (组元) 的混合或相互作用, 系统还要遵守分守恒定律。如果流动处于湍流状态, 系统还要遵守附加的湍流输运方程 (governing equations) 是这些守恒定律的数学描述。

1.1 质量守恒方程

任何流动问题都必须满足质量守恒定律。该定律可表述为:单位时间内流体微元体中质量的增加, 等于同一时间间隔内流入该微元体的净质量。按照这一定律, 可以得出质量守恒方程 (mass conservation equation) :

1.2 动量守恒方程

动量守恒定律也是任何流动系统都必须满足的基本定律。该定律可表述为:微元体中流体的动量对时间的变化率等于外界作用在该微体上的各种力之和。该定律实际上是牛顿第二定律。按照这一定律, 可导出x、y两个方向的动量守恒方程 (momentum conservation equation) :

1.3 能量守恒方程

能量守恒定律是包含有热交换的流动系统必须满足的基本定律。该定律可表述为:微元体中能量的增加率等于进入微元体的净热流量加上体力与面力对微元体所做的功。该定律实际是热力学第一定律。流体的能量E通常是内能i、动能K= (u2+v2+w2) /2和势能P三项之和, 我们可针对总能量E建立能量守恒方程。但是, 这样得到的能量守恒方程并不是很好用, 一般是从中扣除动能的变化, 从而得到关于内能i的守恒方程。而我们知道, 内能i与温度T之间存在一定的关系, 即i=cpT, 其中cp是比热容。这样, 我们可得到以温度T为变量的能量守恒方程 (energy conseravation equation) :

k-ε模型是目前工程问题中应用最为广泛的湍流模型, 该模型由Launder和Spalding提出, 经许多学者和工程技术人员的研究与应用证明k-ε模型优于出雷诺应力模型以外的其他各种模型。因为大多数的湍流运动为非等混合对流, 需要考虑温差对湍流动能及耗散率的影响, 标准k-ε模型不能直接涉及能量场对其施加的各类作用, 故在模拟过程中存在偏差;另外标准k-ε模型 (又称高Re数湍流模型) 适用于离开固壁面一面相邻的粘性支层中, 湍流雷诺数很低, 必须考虑分子粘性的影响, 而标准k-ε模型需要修正。适用于粘性支层的k-ε模型称为低Re数模型。这些年来, 对k-ε模型的改进一直是国际学术领域的热点。

1.4 求解N-S方程的压力修正法

u, v, p的代数方程的分离式求解法的关键, 是如何求解压力场, 或者在假定了一个压力场后如何改进它。目前广泛采用的压力修正法就是用来改进压力场的一类计算方法。

其基本思想如下:对于给定的压力场 (它可以是假定或是上一层次计算所确定的) , 按次序求解u和v代数方程可由此所得的速度场未必能满足质量守恒的要求, 因此必须对给定的压力场加以修正。为此, 把由动量方程的离散形式所规定的压力和速度的关系带入连续性方程的离散形式中, 得出压力修正方程, 由压力修正方程得出压力改进值去改进速度, 以得出在这一迭代层次上能满足连续性方程的解。然后用计算所得新的速度值去改进动量离散方程系数, 以开始下一层次的计算。如此反复, 直到获得收敛的解, 这种方法称SIMPLE算法, 其全称是Semi-Implicit for Pressure Linked Equations, 意为求解压力耦合方程的半隐式解法, 流程图如图1所示。

1.5 辐射模型的选择

(1) DTRM模型:DTRM模型的优点是比较简单, 通过增加射线数量就可以提高计算精度, 同时还可以用于很宽的光学厚度范围。其局限包括:

DTRM模型假设所有表面都是漫射表面, 即所有入射的辐射射线没有固定的反射角, 而是均匀地反射到各个方向。

(1) 计算中没有考虑辐射的散射效应。

(2) 计算中假定辐射是灰体辐射。

(3) 如果采用大量射线进行计算的话, 会给CPU增加很大的负担。

(2) 表面辐射 (S2S) 模型:S2S模型适用于计算没有介入辐射介质的封闭空间内的辐射换热计算, 比如太阳能集热器、辐射式加热器和汽车机箱内的冷却过程等。同DTRM和DO模型相比, 虽然视角因数 (view factor) 的计算需要占用较多的CPU时间, S2S模型在每个迭代步中的计算速度都很快。S2S模型的局限如下:

(1) S2S模型假定所有表面都是漫射表面。

(2) S2S模型采用灰体辐射模型进行计算。

(3) 内存等系统资源的需求随辐射表面的增加而激增。计算中可以将辐射表面组成集群的方式减少内存资源的占用。

(4) S2S模型不能计算介入辐射问题。

(5) S2S模型不能用于带有周期性边界条件或对称性边界条件的计算。

(6) S2S模型不能用于二维轴对称问题的计算。

(7) S2S模型不能用于多重封闭区域的辐射计算, 只能用于单一封闭几何形状的计算。

根据本文模型的特点:为二维的普通的房间的地板采暖, 生成的网格数量不多, 对电脑的CPU要求不高;对光学厚度没有限制, 不考虑外部辐射的影响等因素, 所以选择表面辐射的S2S模型。

综合上述, 本文采用标准的k-ε湍流流体模型, 运用SIMPLE算法, 建立S2S辐射模型进行置换通风与地板辐射供冷热舒适模拟。

1.6 室内空气温度场数学模型

模拟对象为三面内墙和一面外墙的供暖房间, 为简化计算采用以下假设:

(1) 考虑温差形成的浮力作用, 忽略门窗渗透风和人员活动等因素对流场的扰动;

(2) 房间内无其它内热源, 并将外窗热损失平均到外墙上, 房间内各壁面温度均匀。

因室内空气流速低, 故采用低Re数K-ε湍流模型。模型包括连续性方程、动量方程、能量方程和湍流脉动动能K方程和湍流脉动能量耗散率ε方程。其中动量方程的扩散系数考虑了空气粘度系数和流场中湍流脉动作用形成的附加粘度扩散系数, 在v动量方程 (竖向) 中引入温差产生的浮升力作用。因研究对象数低Re, 附加粘度扩散系数应包括湍流扩散系数和分子扩散系数两部分;在K控制方程中壁面附近脉动动能耗散为各向异性。

1.7 边界条件

其它表面:t=ti, u=v=0;

外墙表面:q=f (h) , u=v=0。

2. 模拟计算

2.1 Fluent概述

Fluent是用于计算流体流动和传热问题的程序。他提供的非结构网格生成程序, 对相对复杂的几何结构网格生成非常有效。可以生成的网格包括二维的三角形和四边形网格;三维的四面体、六面体及混合网格。Fluent还可根据计算结果调整网格, 这种网格的自适应能力对于精确求解有较大梯度的流场有很实际的作用。由于网格自适应和调整只是在需要加密的流动区域里实施, 而不是整个流场, 因此可以节约计算时间。用Fluent软件求解问题的步骤:

(1) 确定几何形状, 生成计算网格 (用GAMBIT, 也可以读入其它制定程序生成的网格) ;

(2) 输入并检查网格;

(3) 选择求解器 (2D或3D等) ;

(4) 选择求解方程:层流或湍流 (或无粘流) , 化学组分或化学反应, 传热模型等。确定其它需要的模型, 如:风扇、热交换器、多孔介质等模型;

(5) 确定流体的材料物性;

(6) 确定边界类型及其边界条件;

(7) 条件计算控制参数;

(8) 流场初始化;

(9) 求解计算;

(10) 保存结果, 进行后处理等。

2.2 模拟计算实例

求一地板采暖的房间内的温度场和速度分布。两竖壁面为温度为T1, 上壁面为绝热。地板为等热流边界条件。

模拟软件采用Fluent软件中的2D求解。相关模拟计算所需参数表1所示。建立地板辐射采暖房间的二维网格, 内墙为定壁温, 地板表面与其它表面进行对流和辐射换热。

(1) GABIT画网格

(2) 当热流密度q=80W/m2, 两竖墙的温度为Tn=275K室外温度为Ta=264K时,

(3) 当热流密度为q=6 5 W/m2, 两竖墙的温度为Tn=275K室外温度为Ta=264K时

(4) 当热流密度q=65W/m2, 两竖墙的温度为Tn=283K室外温度为Ta=273K时,

结论

由上图可见, 地板表面温度较高, 热空气向上流动, 冷空气向下流动, 冷空气到地板附近被加热, 继续向上运动, 因此形成旋流。其他条件相同时, q越大, 形成的旋流越大。图中左侧为外墙边界, 室内空气通过外墙与室外空气进行换热, 所以空气流速较大, 形成的旋流比内墙侧旋流流速大。空气流速最大点并不在地板表面中心处, 而是靠近较暖的两面内墙。

摘要：对地板采暖房间的气流场及温度场进行简化, 建立二维稳态流场及温度场模型, 并运用SIM-PLE算法程序进行数值求解, 从而得出采暖房间二维流场及温度场分布图形。

关键词：地板采暖,SIMPLE算法,数值计算,速度场,温度场

参考文献

[1]陶文铨.数值传热学.第二版.西安.西安交通大学出版社, 2001.5.

[2]郭宽良等.计算传热学.合肥.中国科学技术大学出版社, 1988.12.

温度模拟 篇5

深圳奥意建筑工程设计有限公司 龙娟 王彬 何菁

摘要 本文选定空中华西村宴会厅为研究对象。按现行设计的空调送、回风形式和风口布置位置进行CFD模拟研究，直观展现现行设计方案气流组织及温度场的分布状态，从而对该宴会厅空调方案的改进提供实用的参考依据。本文对空中华西村宴会厅在夏季空调工况下的气流组织和温度场进行了分析研究。此次模拟通过改变送风方向来分析比较送风角度如何影响其内的气流组织和温度场分布，从而指导实际设计。同时也以此工程实例显示了CFD 技术应用于高大空间空调气流组织设计和分析的强大能力。

关键词

宴会厅 气流组织 温度场 模拟

本文选定空中华西村宴会厅为研究对象。按现行设计的空调送、回风形式和风口布置位置进行CFD模拟研究，直观展现现行设计方案气流组织及温度场的分布状态，从而对该宴会厅空调方案的改进提供实用的参考依据。宴会厅设计概况介绍如下： 1 宴会厅设计概况（地点：江苏无锡）

宴会厅空调通风由两部分组成，按宴会大厅和主席台两块区域划分为两个独立的空调通风系统。宴会大厅面积为2141㎡，人数1500人；主席台面积417㎡，人数45人。南外窗传热系数：2.51w/(m2·K)1.1 围护结构参数南外墙传热系数：0.98 w/(m2·K)屋面的传热系数：0.61w/(m2·K)南外窗面积：790㎡ 屋顶面积：2558㎡ 1.2 室外设计气象参数

冬季空调室外计算千球温度：-5℃ 夏季空调室外计算千球温度：34.6℃ 冬季通风室外计算干球温度：2℃ 夏季通风室外计算干球温度：32℃ 夏季空调室外计算湿球温度：28.6℃

大气压力：冬季，1025.9hPa；夏季，1004.9hPa 冬季空调相对湿度：75% 1.3 室内设计参数

冬季室内温度16℃，相对湿度60% 夏季室内温度25℃，相对湿度65% 人均新风量：30m3/h.人 单位面积设备冷负荷：15w/㎡ 单位面积照明冷负荷：15 w/㎡ 1.4 负荷情况

经鸿业软件计算得：冷负荷最大值时刻出现在13：00 宴会大厅空调区的全热冷负荷（含新风）：818404W 宴会大厅空调区的全热冷负荷（不含新风）：339200W 宴会大厅空调区的显热冷负荷：172200W 宴会大厅的新风量：45000 m3/h

主席台全热冷负荷（含新风）：27405W 主席台全热冷负荷（不含新风）：13025W 主席台空调区的显热冷负荷：8358W 主席台的新风量：1350 m3/h 1.5 风管道空调系统原设计方案

宴会大厅布置四台额定风量均为21238m3/h的机组，空调机组对称布置，同侧的空调机组上下布置，上侧空调机组设置一根环形送风管道，送风管道均匀布置16根支管道，每根支管道末端设球形喷口，喷口中心标高7.8米，喷口向上倾斜角度15度，每个喷口设计风量为1250 m/h，设计风速为14.6 m/s，该层喷口负责远距离的空调区域。下侧空调机组设置一根环形送风管道，送风管道均匀布置25根支管道，每根支管道末端设球形喷口，喷口中心标高3.3米，喷口水平送风，每个喷口设计风量为770 m3/h，设计风速为9m/s，该层喷口负责近距离的空调区域。同侧的两台空调机组共用一个回风井，设置一根环形回风管道下皮标高3m，回风总量为39952m3/h。

主席台布置一台额定风量为12912m3/h的机组，在5.0米高处布置一根送风管道，送风管道均匀布置10根支管道，每根支管道末端设球形喷口，每个喷口设计风量为1100m3/h，设计风速为12.8 m/s。主席台共两个回风口，分别设在送风口两侧，风口宽300mm，高3000mm，底标高为0.3m，总回风量为11562m3/h。

统一排风，采用两台风量为19500 m/h的排风机设置于屋顶。

喷口型号均采用球形喷口DUK-315，该喷口可以自由转动角度。回风口均在环境压力、温度条件下回风，新风与回风混合经表冷器处理后送入宴会厅。2 分析方法和模拟工具

对于宴会厅这类高大空间，其空调送风设计最大的难点便在于难以预测空间内气流流动情况，无法

33在设计阶段预知室内空气温度、速度分布，从而也就很难得到较为正确合理的设计。自从20 世纪70 年代CFD 技术开始应用于室内空气流动数值模拟以来，CFD 技术因其快速、廉价、易于模拟真实条件等优点而越来越广泛地用于对暖通空调领域内的各种流动问题进行模拟。利用CFD 技术对大空间的气流组织形式进行数值模拟[1],可以快速有效地指导设计和分析问题。文献[2][3]均是利用CFD技术对大空间的气流组织形式进行数值模拟，从而确定出该高大空间空调气流组织的改进方案。

本文研究的问题属于室内不可压缩气体三维稳态问题，微分方程中的非稳态项为零。基于空气湍流特性的微观解析，主要方法是采用Launder及Spalding等提出的一种平均湍流能量模型k-ε双方程湍流模型求解方程组。采用k-ε双方程模型求解湍流对流换热问题，控制方程包括连续性方程、动量方程、能量方程及k-ε方程与湍流粘性系数(turbulent viscosity)ηt公式，其中考虑质量力和辐射换热的作用。

本文对设计方案中夏季空调工况下大厅内流速和温度分布情况进行了详细模拟计算。通过仔细的考虑和比较，划分出质量较高的非结构网格（所有网格最大扭曲率在0.82以下），满足了精细计算的需要，并且为了调试计算，分别取得了2种数量的网格进行对比。边界条件方面，基本实现了实际情况的全模拟：考虑当地夏季最不利气候日太阳方位角（采用太阳辐射追踪模型）及太阳辐射强度：考虑室内人员的散热（作为总热源，考虑大厅容纳1500人时的散热情况）；考虑了热浮升力的影响，这样可以计算出冷气下沉的效果，使得结果更接近真实情况。3 结果分析

利用CFD模拟分析两种工况：工况一即上层喷口向上倾斜15度；工况二即上层喷口水平送风。计算所得结果示于后面各图中，有关标尺已示于图中。

图1a,1b表示两种工况下1.2米高处速度矢量分布图的对比，从图中可以看出宴会厅中心位置出现漩涡区，这是正常现象。

图2a,2b表示两种工况下1.2米高处速度云图的对比，图中显示工况二的平均速度偏大。工况一的平均速度较小，较合适。

图3a,3b表示两种工况下1.2米高处温度场云线图的对比。工况一的问题是宴会厅中心的温度和宴会厅入口处的温度偏高。但在玻璃幕墙附近区域，工况一的温度明显比工况二要低。对于工况一来说，需要调整部分喷口角度来同时满足宴会厅中心的温度，宴会厅入口温度以及玻璃幕墙附近区域的温度。

图4a,4b表示两种工况下纵向剖面速度分布图的对比。工况一上排喷口冷气在重力作用下大约呈水平状态。工况二上排喷口冷气在重力作用下呈抛物线下降状态。在人员活动范围内工况一的平均气流速度比工况二的要小，说明工况一效果比工况二要好。

图5a,5b表示两种工况下纵向剖面温度分布图的对比。工况一在2米高的人员活动区域内，温度分布不均匀。靠近喷口区的温度低于远离喷口区的温度。工况二在2米高的人员活动区域内，平均温度分布较低，笔者认为工况二可以减小送风量，相对于工况一节能。

图1a 工况一1.2m高处速度矢量图

图1b 工况二1.2m高处速度矢量图

0.1400.20.20.50.40.60.10.20.30.40.50.50.70.10.3300.30.20.1.3.2000.60.40.50.40.4Y0.3200.30.20.10.40.30.10.40.30.30.10.20.40.30.10.40.20.2100.30.10.300.201020X30400.30.10.20.20.30.2图2a 工况一1.2m高处速度云图

0.40.40.2 0.050.10.2400.20.40.50.30.0560.0.02.10.5300.40.40.300..34050.0.20.30.40.10.10.20.30.30.50.4Y200.20.50.430.0.30.30.50.10.30.50.440.0.40.050.10.20.0.40.050.20.10.30.20.400.3100.40.10.330.0.40.4201020X300.10.20.050.340 图2b 工况二1.2m高处速度云图 297.540297.0297.0297.529729298.030.0292978.0.0297.57.5298.0297.0Y202972929298.0.57.5297.0103005.7.029297.508.298.5308.0297.0297.0001020X3040298.52957.图3a 工况一1.2m高处温度场云线图

40296.5297.030297.0297.0297.0297.0296.5297.5Y202956.296.5297.5297.0298.0297.5296.57.0297310.0310.0298.0001020X30308.040296.529.07.5297.01029 图3b 工况二1.2m高处温度场云线图

4a 工况一纵向截面的速度云图

4b 工况二纵向截面的速度云图

图图图5a 工况一纵向截面的温度云图

图5b 工况二纵向截面的温度云图

结论

由前面的计算分析可以看出，工况一的优点：人员活动区域内气流速度场较低，玻璃幕墙附近的温度场效果较工况二要好。工况一（即上层喷口向上倾斜15度）存在的问题：宴会厅中心的温度和宴会厅入口处的温度偏高；在2米高的人员活动区域内工况一的平均温度偏高于工况二（即上层喷口水平送风）的平均温度。

为了解决宴会厅中心的温度和宴会厅入口处的温度偏高的问题，笔者认为应把负责宴会厅中心和宴会厅入口处的喷口的上倾角度调小，而为了保证玻璃幕墙附近的温度场满足设计要求，负责玻璃幕墙处的上倾角度不变。喷口角度具体要调成何种角度，需通过进一步地模拟得到。

此次模拟仅通过改变送风方向，来分析其宴会厅内的气流组织和温度场分布的影响。而气流组织与多种因素有关，以后将会继续研究送风温度，送风速度，负荷大小等因素对气流组织的影响，从而得出较好的设计工况以指导实际设计。

本项目由于流动和传热情况复杂，热平衡计算较为困难，应该先做较为完整的热平衡计算为模拟的热边界条件提供更为准确的依据，则结果更为可靠；结果的判断不仅需要更多方案的计算和提取更多数据分析，还需要有类似工程经验的工程人员或技术人员提供进一步协助。

一种实用模拟温度控制电路设计 篇6

1 温控总电路组成

温控电路主要由电源部分、温度检测元件、信号放大、比例积分、电压比较、移相触发控制继电器、超温保护、加热炉和LED显示几部分组成,其电路结构如图1 所示。

由温度检测元件可以检测到温度值信号,该信号经过放大后输送至比例积分电路并与温度设定电压比较,比较结果输送至相触发电路产生可变周期的脉冲以触发固态继电器［1］中可控硅导通角,从而可控制加热装置的加热功率,达到控制温度的目的。温度补偿电路减少室温对温度测量准确度的影响; 超温保护电路可以保证在加热温度超过设定值时,装置停止加热, 起到保护设备的作用。

2 各分电路设计

2. 1 电源电路

温控电路中需要直流电压的器件为运算放大器及显示模块。该电压由220 V交流电压经整流滤波后加至三端稳压器输出得到［2］。其电路如图2 所示。

2. 2 输入温度信号放大及温度补偿电路

用感温元件镍硌- 镍铬K型热电偶［3］作温度传感器来采集温度信号,温度信号为mV级,实际测量时需经过放大处理。热电偶测量温度信号受工作端温度和自由端环境温度影响,所以测量中需要加补偿信号消除环境温度变化对温度测量的影响［4］。具体电路如图3 所示。

2. 3 超温保护电路

以将功率为60 W将加热装置加热至750 ℃为例, 图3 中温度信号经过放大100 倍后加到比例积分电路并与温度设定电压比较,比较结果输送相触发电路产生可变周期脉冲以触发固态继电器。为避免加热温度过高设置超温保护电路,在温度过高时切断加热电压。 具体电路如图4 所示。

3 设计验证

3. 1 电源电路验证

图2 设计220 V交流电压经变压器变压至整流桥T1、T2,整流为直流电压,直流电压经电容滤波后输入三端稳压器及稳压二极管,输出 ± 12 V、± 6 V及5 V电压。 ±12 V电压为运算放大器工作电压; ±6 V为偏置电压; 5 V电压供LED显示用。其测量值表1 所示。

从测试结果来看,实测电压与设计电压绝对误差在 ±0. 1 V之间,完全满足电路工作需要。

3. 2 温度信号放大及温度补偿电路验证

图3 是一个差分放大电路,放大器采用ICL7650,反馈网络电阻比R11/ R8为100,即温度毫伏电压信号被放大100 倍。输入温度电压毫伏信号为TC + 与TC - 端电压差,TC - 端R2为一负温度系数热敏电阻,当工作端温度变化,热电偶产生的热电势也将变化,而此时热敏电阻阻值也将减少并使TC - 端电压的电压也发生变化。这样总的差分输入信号随温度变化被抵消。如果参数选择合适可消除自由端温度变化对热电偶温度测量的影响。

图中CT取自放大以后的温度毫伏信号,通过改变R13与R14及W2比例可取适当电压信号与温度值对应,该电压信号接至3 位半LED显示表可显示测量温度值。

表2 为温度采集模块输出测试数据,由国标K型热电偶与电势对应关系表可得到热电偶理论输出电势,实验测试在不同室温及测量温度时,温度采集模块输出端实测电压是否符合设计要求。由测试数据来看,通过温度采集模块,被测温度电势信号经过室温补偿后,被准确放大100 倍。

3. 3 超温保护电路验证

图4 中左上方A2差分放大器LM324 与C4,R16, R15,R18组成比例积分电路［5］,该电路对放大后的温度信号进行积分。图中-6 V电压经过W3、R20、R21分压在R21上产生压降,通过电位器W3调节使R21上压降为- 3. 12 V,,该电压通过图中左下方跟随器LM324 输出与温度放大信号进行比较,将比较结果送至后端移相触发电路［6］。

图4 中Q2,R22,R26及D1组成超温保护电路,如果加热炉温度超过820 ℃,则图3 温度信号经过放大后ICL7650 输出电压> 3. 29 V,此时稳压二极管D1被反向击穿,流经R26的电流因Q2基极电位升高使Q2导通,Q2集电极电位降至0. 3 ~0. 5 V,移相触发停止工作,继电器不输出加热电压,此时起到超温保护作用。

Q1,C5,R24,继电器和加热装置等其它器件组成移相触发、交流输出及升温部分。移相触发电路核心元件为Q1单结晶体管,其结构、等效电路如图5 所示,伏安特性［7］如图6 所示。

e为发射极,b1、b2分别为第一基极和第二基极。 图4 中Q1与C5、R26、R24及R23利用晶体管Q1负阻特性构成震荡电路。负阻特性就是当晶体管发射极电流增加时,发射极电压VE反而减小。工作状态通电时, 电容C5上的电压为零,BT35 管子截止,+12 V电源通过电阻R26对C5充电,随时间增长电容C5上电压逐渐增大; 当增大至Ueb1峰点电压Up后,管子进入负阻区, 输入端等效电阻迅速减小,此时C5迅速放电,电流Ie随之减小,当Ueb1减小到谷点电压Uv后,管子截止; 电容C5又开始充电。上述过程循环产生振荡。电容上电压的测试波形如图7 所示。

图7 所示BT35 输出为周期性锯齿波,该锯齿波加至固态继电器直流输入端可控制交流输出电压大小。

实际应用中,可以通过改变电压比较电路［8］中比较电压大小控制震荡电路输出波形导通角,图8 所示为测试波形示意图。

通过控制震荡电路周期T内输出导通角,可以达到控制电源输出功率大小的目的,从而改变加热装置加热功率。图4 电压比较电路中,调节电位器W3可改变A2 LM324 输出比较电压大小。

3. 4 温控效果实验验证

通过调节图4 温度控制模块比较电压大小设定控制温度分别为260 ℃、340 ℃、460 ℃、580 ℃、670 ℃、 750 ℃ ,测试系统温度控制精度。测试时间为7 天,每隔24 小时从系统显示读取。将实测温度值与设定温度进行比较,从测试结果看,系统温度控制精度为 ± 3 ℃ 。

4 结束语

温度模拟 篇7

快速成形技术RP (Rapid Prototyping) 是通过逐层材料填加, 直接由CAD模型制作三维实体零件的一系列技术的总称。因具有显著缩短产品开发周期、提高产品质量的作用, 得到了迅速的发展。金属零件的快速成形技术是RP技术研究的热点, 目前已有多种商品化的金属快速成形技术, 如激光选区烧结 (SLS) 、电子束熔融成形 (EBM) 、激光选区熔化成形 (SLM) 、激光净成形 (LENS) 等[1]。由于这些成形设备都非常昂贵, 因此基于三维堆焊熔覆的快速成形技术因具有低成本、材料利用率高、可控参数多、能制造致密零件等特点, 成为了低成本致密金属成形技术的一个研究方向[2,3,4,5]。

采用大功率激光、电子束、熔焊电弧等集中热源的成形工艺, 是通过热源的移动来熔化金属材料。由于热源集中作用在很小的区域内, 使成形过程中的温度变化范围非常大, 熔池内的温度超过金属熔点, 而远离热源的区域则为室温。这种动态的温度变化过程决定了零件最终的变形程度、金相组织等。如果仅用传统的试验方法对成形过程这种多场耦合的复杂过程进行研究是非常困难的, 而通过计算机数值模拟的方法则可以迅速地对成形过程进行分析、优化, 节约人力、物力和时间。而且通过数值模拟还可将研究对象可视化, 从而能更加直观、全面的研究相关因素的变化过程。本文中将利用有限元分析软件ANSYS对不同散热条件下的成形温度场进行研究。

1 成形原理

图1所示为3D堆焊成形的原理图。等离子弧在基板上熔出熔池, 填充金属丝在送丝机构的控制下连续送入熔池, 液态金属凝固后形成一条成形轨迹。相邻两条成形轨迹间相互搭接, 直至完成一个截面, 随后工作台下降一个层高, 继续进行下一截面的成形。

2 建立有限元分析模型

2.1 热源的动态加载

成形过程是一个由点到线、由线到面、由面到体的逐步累积过程。对成形过程的模拟, 也要与这个逐步累积的过程相适应。本文采取了“单元生死”法来模拟堆积过程。所谓“单元生死”是在模型中加入或删除材料, 使模型中相应的单元或“生”或“死”。图2所示为模拟堆积过程的示意图。在建立实体模型、划分网格后, 将所需成形部分的所有单元“杀死”。根据成形中热源移动的顺序, 将单元进行排序, 在模拟时根据排定的顺序将单元逐一“激活”来实现成形过程的动态模拟。

2.2 有限元分析模型

图3所示一条成形轨迹成形时的有限元分析模型, 单元类型为SOLID70, 该单元只有一个温度自由度, 可以用于三维静态或瞬态的热分析, 能实现匀速热流的传递[6]。网格划分采用了映射划分方式, 这种划分方式便于对单元进行排序和按成形顺序动态加载热载荷。

3 数值模拟结果与分析

对建立的有限元分析模型进行了自然散热条件和冷却条件下的温度场模拟。图4所示为成形结束 (60s) 时基板上表面的温度分布图。

从图4中基板上表面温度场可看出, 熔池附近区域的温度变化剧烈, 而远离熔池的区域温度则不显著。这是由于在集中热源的直接作用区域内, 温度在极短的时间内升高至金属熔点温度以上, 而随着热源的离去熔化的金属又迅速地冷却至熔点温度以下。温度场的等温线前方密集而后方则明显稀疏。说明加热的过程非常迅速而冷却过程则相对缓慢。自然散热状态下200℃以上的区域的面积远大于有冷却时的成形。远离熔池区域的高温区域的面积过大, 会使这些区域无法被焊炬保护气套中喷出的氩气所覆盖, 从而会导致高温区域迅速氧化。从采取冷却措施的模拟结果中可以看出200℃以上区域集中在熔池附近很小的范围内, 有利于采用氩气进行保护, 避免成形中的氧化。

4 实验验证

图5所示为自然散热和冷却条件下的成形结果。上图为自然散热情况下, 由于高温区域面积过大导致了氧化, 可明显看出成形轨迹表面因氧化而发黑。下图为采用了冷却措施后的成形结果, 可以看到成形轨迹表面未发生氧化, 表面为银白色。

5 结 论

对三维堆焊成形过程的温度场进行了有限元模拟, 分析了自然散热条件和冷却条件下的成形温度场。自然散热时的高温区域面积要远大于冷却条件, 从而会导致成形件的氧化, 而采取冷却措施则能够显著地减小高温区域的范围, 从而有效地避免了氧化的发生。

摘要：利用有限元法对三维堆焊快速成形过程中的温度场进行模拟。对自然散热和冷却条件下的温度场进行了分析, 结果表明自然散热时高温区域的面积明显大于冷却条件下的面积, 成形时采取冷却措施可以有效地减小高温区域的面积, 从而可以避免成形件的氧化, 保证成形质量。

关键词：快速成形,温度场,数值模拟

参考文献

[1]Chua C K, Leong K F, Lim C S.Rapid prototyping:principles and ap-plications[M].New Jersey:World Scientific, 2003.

[2]Wang H, Kovacevic R.Rapid prototyping based on variable polarity gastungsten are welding for a 5356 aluminum alloy[J].Proceedings of theInstitution of Mechanical Engineers, 2001, 215 (11) :1519-1527.

[3]Spencer J D, Dickens P M, Wykes C M.Rapid prototyping of metalparts by three-dimensional welding[J].Proceedings of the Institution ofMechanical Engineers, 1998, 212 (3) :175-182.

[4]Zhang Y, Chen Y, Li P, et al.Automated system for welding-based rap-id prototyping[J].Mechatronics, 2002, 12 (1) :37-53.

[5]Song Y A, Park S, Choi D, et al.3D welding and milling:Part I-a directapproach for freeform fabrication of metallic prototypes[J].Internation-al Journal of Machine Tools and Manufacture, 2005, 45 (9) :1057-1062.

温度模拟 篇8

压铸件的质量与压铸模型腔的表面温度分布密切相关,因此,压铸模型腔的温度分布是影响压铸件质量及模具寿命的关键因素。由生产经验可知,一旦压铸模具设计、制造完成以后,就难以进行修改。因此,在模具设计初期就采用数值模拟技术,预测模具各部位的温度分布及其变化规律,对于优化模具工艺设计和提高模具寿命具有重要的意义。

在对薄壁铝制压铸件分析的基础上建立压铸过程温度场数学模型,运用有限元分析软件ANSYS对其进行了压铸过程热分析模拟出模具压铸冷却过程温度变化。

1 压铸过程温度场数学模型建立

1.1 数学模型建立

压铸生产中,液态金属压入模具后,在型腔内的冷却凝固过程是一个通过铸型向环境散热的过程。压铸时,熔融金属注入模具型腔内,在极短的时间内释放出大量的热量,促使模具的温度提高;同时,模具通过传导、对流、辐射以及模具表面喷涂与冷却水吸收部分热量,使模具温度下降,经过一段时间,模具温度达到一个平衡点。

从浇铸充填到凝固冷却,铸件铸型系统的传热过程是通过高温金属的辐射换热,液体金属与铸型的对流换热(包括铸型表面与大气的对流换热),金属向铸型导热等三种方式综合进行的。当液态金属充满型腔,假定凝固过程液态金属中不发生对流的情况下,铸件凝固过程基本上看成是一个不稳定导热过程。其温度场分析通常依据的数学模型是三维不稳定导热偏微分方程,

式中,ρ-密度,Cp-比热容,t-时间,T-温度,λ-热导率

1.2 求解条件的确定

在数值模拟技术中,数学模型建立之后,应结合实际问题确定边界条件和初始条件。边界条件和初始条件是影响计算精度的主要因素之一。在压铸过程中,模具温度场的变化遵循的是考虑了热传导以后的热能守衡定律,对热传导问题的求解需要知道在某个时刻的已知温度分布和该解析系统边界的传热条件。

1.2.1初始条件

对于小型铸件来说,浇注时间很短,并且在浇注瞬间由于高温液体金属和低温铸型突然接触而带来的边界处的温度变化也不大,所以,对这类铸件采取统一的初始条件,即初始条件取浇注温度,即:

对于大型铸件来说,可以采用下面的方法,即在进入模拟温度场的循环计算之前,首先处理一下浇注瞬间由于高温液态金属和低温铸型突然接触而带来的温度变化。

假定,在浇注瞬间,因铸件尚未开始凝固,铸型和液体金属的接触是完全的,其共同的界面温度为T1,除了界面附近外,离界面较远处的液体金属和铸型温度尚未来得及变化,仍保持浇注温度Tp和浇注时的铸型温度T0。

1.2.2边界条件

1)压铸模和铸件之间的界面边界条件

由于液态金属在压铸过程中承受很大的压力,可以认为压铸件—涂料—模具界面是完全接触的,边界条件可以表示为:

式中,h—界面换热系数,J/℃。

铸件与压铸模之间的传热系数h在充型和凝固期间变化较大。且充型后涂料层的热阻是个常数,只随涂料层的厚度变化,这是由于高压作用的结果。

式中,yeq—等价于涂料层的厚度,mm

关于这一类边界条件,有两种情况:一是在铸件凝固阶段,存在相变,要考虑结晶潜热;二是在金属充型和铸件冷却阶段,无结晶潜热。

2)热对流边界条件

压铸模的外表面和铸型开模时的分型面,引起对流换热,可用下式表述:

式中,x—分别取动、定模外表面和型腔处的坐标值,mm;

Tdie—模具表面温度,℃;

Tair—空气温度,℃。

3)辐射边界条件

高温物体表面由于辐射进行换热,可用下式表示:

式中,Tair—空气温度,℃。

对于模具与加热或冷却系统的界面热交换系数,可按以下经验公式计算:

式中,hf为加热或冷却系统中流体与模具间的热交换系数;kf为流体的热导率;Df为流体的当量直径;Re、Pr分别为雷诺数、普朗特数[1]。

2 压铸模具温度场有限元模拟

2.1 压铸模具结构

本课题研究所用的压铸件,材质为ZL102,矩形,外形尺寸为70×40,深60mm,内腔中有4个3mm宽的加强筋,主要壁厚3mm(如图1所示)。图2为铸件截面及尺寸。

该铝合金铸件最小壁厚3mm,结构简单,公差等级CT6,按设计手册选用压射比压为40MPa就能满足充填要求。根据实验室条件和查《模具简明设计手册》,选用J113A型冷式卧室压铸机,按照要求设计了如图3的模具结构图及尺寸。

2.2 基于ANSYS对温度场的数值模拟

ANSYS是基于有限元法的一个大型工程模拟分析软件,其模拟计算过程中把实际的连续介质,看作是离散化的单元体在其节点上相互连接,而形成的集合体,并以此建立物理模型。从而在物理模型的基础上,建立对象的数学几何模型和有限元分析计算模型。

2.2.1实验参数设置

1)合金热物性参数设置与材料分配

实验所采用的压铸铝合金为ZL102,在有限元分析中采用的各种物理参数如表1所示。模板材料采用45钢,密度为7850kg/m3,比热490J/(kg.℃),热传导系数50J/(m.s.℃)。这些数据均来自有关文献[2~4],经过选择后,按照ANSYS物理参数所要求,经过单位换算后列于表1和表2中。

2)初始条件和边界条件的设置[5,6]

在初始条件中,假设铸型瞬时充满,对于第一个生产周期,模具与铸件的初始条件为:

式中,t为时间,t=0为每一个周期开始时间,T模具为模具温度,T预热为预热温度,T铸件为铸件温度,T浇注为浇注温度。

从第2个周期开始,每个周期的初始条件为:

T预热和T浇注取决于工艺规范。

实验中,初始环境温度为20℃,模具与周围环境的热交换系数为50 W/(m2.℃)。

2.2.2铸件具有不同壁厚的模具温度场分析

在铸件具有不同壁厚时,建立如图4所示的模型进行分析。其中,铸件由上道下壁厚分别为3mm,4mm,5mm,镶块下部和套板的厚度均为30mm。分析的条件仍然假设铝液进入型腔时温度为600℃,喷涂时换热系数为2000W/(m2.℃)。外界环境的温度为25℃,模具与空气的换热系数为50W/(m2.℃),留模冷却15秒,喷涂10秒,合模等待10秒。喷涂时,仍然假设脱模剂被加热到100℃时与模具接触换热。

在图4中,A、B、C分别为镶块表面再铸件壁厚分别为5mm、4mm、3mm处的分析节点。在留模冷却15s里这些节点的温度变化曲线分别如图5中的曲线A、B、C所示。在喷涂10s里的温度变化曲线分别如图5中的曲线A、B、C所示。

从以上分析结果看到,不同铸件厚度处的模具表面温度相差不大。对于分析模型中的不同部位,在留模冷却时间里的最大温差不超过40℃,而且随着时间的增加,其温差逐渐变小。在强制喷涂阶段,A、B、C处的温差更小。在铸件壁厚较厚处,模具表面温度较高以及在高温下处于较长的时间。这个结果表明,铸件的局部壁厚不均匀将在留模冷却最初的时间里造成模具局部温度过高,但模具的温度在压铸循环的后续阶段逐步均匀化。

2.2.3模具温度场分布规律

图8为模具上位置P处(如图7所示,后面的研究针对P处的温度讨论)离模具型腔表面不同距离的部位,在循环过程中的温度—时间变化曲线。从该图可以看到,模具温度随压铸周期进行周期性的升降,约5次循环后模具温度趋于平衡。在压铸第一个阶段,模具型腔表面的温度很快上升至最高点,然后迅速下降,其变化速度和幅度较大。在2~4阶段,模具温度变化较平缓,变化幅度渐小。且随着距模具型腔表面的距离增加,模具温度变化越小。

图9是液态金属压入型腔后t=4s时刻,距离型腔表面不同距离处(p点位置)模具的温度分布曲线。从该图可以看到,随着离模具型腔表面距离的增加,模具的温度受铸件充填的影响逐渐减小,温度呈递减的趋势,距离型腔表面的距离超过20mm后,模具的温度受金属液的影响较小,变化不大;且在距离型腔表面4~15mm范围内,温度曲线不平滑,有一较高的等温区,估计是受压铸件凝固潜热的影响。

3 结论

通过对压铸温度场的分析建立了压铸模具温度场数学建模并且对求解的初始条件和边界条件进行了确定。之后通过ANSYS对压铸模进行模拟仿真分析。利用ANSYS可以很方便地分析出铸件在模具中完全凝固时的时间,从而可以方便地确定铸件在模具中的冷却时间。随着离模具型腔表面距离的增加,模具的温度受铸件充填的影响逐渐减小,温度呈递减的趋势,距离型腔表面的距离超过20mm后,模具的温度受金属液的影响较小,变化不大。由于受压铸件凝固潜热的影响在距离型腔表面4~15mm范围内,温度曲线不平滑,有一较高的等温区。

摘要：在对压铸模具温度场数学建模的基础上通过ANSYS对压铸模进行模拟仿真分析。压铸过程数学模型建立后确定了模型的初始条件以及边界条件。之后利用ANSYS分析出铸件在模具中完全凝固时的时间,从而可以方便地确定铸件在模具中的冷却时间。随着离模具型腔表面距离的增加,模具的温度受铸件充填的影响逐渐减小,温度呈递减的趋势,距离型腔表面的距离超过20mm后,模具的温度受金属液的影响较小,变化不大。由于受压铸件凝固潜热的影响,在距离型腔表面4～15mm范围内,温度曲线不平滑,有一较高的等温区。

关键词：压铸模,温度场,ANSYS

参考文献

[1]吴树森主编.材料加工冶金传输原理[M].机械工业出版社:103-106.

[2]杨裕国主编.压铸工艺与模具设计[M].北京:机械工业出版社.1996.

[3]陈再枝.蓝得年.模具钢手册[M].北京:冶金工业出版社,2002.

[4]谭建荣,吴培宁,等.压铸件凝固过程温度场变化的计算机模拟[J].农业机械学,2002(3).

[5]马兆敏.铸造凝固过程三维温度场及热应力场有限元技术研究[D].南宁:广西大学,2002.

温度模拟 篇9

关键词：稳定温度分层,CFD,分层流水槽

在广袤的自然水域中,温度分层流是一种常见的现象,经常出现在大气、海洋等自然现象中,也经常出现在能源、化工等工业过程里,这其中又以重力方向上温度不均匀引起的流体密度变化而产生的分层流最为常见。在污水排放口的附近、水池,以及江河、湖泊、海洋中都会产生温度分层。

温度分层对浮力射流的浮升运动影响非常显著,当浮力射流在温度分层环境进行数值模拟的过程中,稳定的温 度分层是 模拟精度 的重要保证。

然而,目前关于分层流的数值计算模拟研究,多数学者重点关注于密度分层与盐度分层,关于温度分层流方向的研究文献并不多见。高殿武[1]、A. Eidelman等[2]研究了热分层湍流计算模拟的数学模型; 金海生[3]、胡振红[4]等对存在温度和盐度梯度的分层流进行了数值模拟; Hayat T[5]进行了温度影响条件下Oldroyd-B黏性流体的流动分析; Rorai C[6]讨论了同时存在层流和湍流情况下的热分层运动; 姚志崇等[7]开展了分层流体中拖曳球体尾流及辐射内波试验研究。

然而,前几位学者在研究过程中,关注的重点均在于数学模型和物理模型的描述,在壁面条件上未给予足够关注。多数学者在壁面问题的处理上,采用了黏性无滑移的壁面条件,并假定没有质量或热量交换; 同时,对近壁网格节点应用壁函数方法来处理近壁黏性次层。

稳定温度分层的形成,热平衡是其前提条件,必须有持续的能量注入与交换,否则随着时间的推移, 温度分层将被破坏。以简化的海洋温度分层为例, 太阳的辐射能不断注入海洋,海水表层吸收太阳能转化为热能,在各种热交换的作用下达到动态热平衡,最终形成稳定温度分层。在真实的环境中,海洋相对静止,航行体相对运动; 而在数值模拟中,采用的是航行体相对静止,将航行体的运动转化为海洋中来流流动的处理方式。在这样的方式下,采用无滑移壁面的设定条件,流体与壁面将产生黏性作用; 采用绝热的壁面设定,将导致流体在流动过程中失去热量的交换通道并使得热量交换缺乏合理约束; 两者共同作用必将对温度场产生影响,不能维持来流的温度分层。因此,按先前的方法设定的壁面条件显然无法满足要求。

本文在借鉴前人分析思路和方法的基础上,结合温度分层的成因,重点对壁面条件的设定进行了研究,提出了以滑移壁面和给定壁面温度函数为核心,结合来流温度函数的边界条件设置方法,利用数值计算的方法成功实现了计算域内稳定温度分层的形成与保持,并通过与分层流水槽实验结果进行比较,证明了该方法的可行性。

1物理模型与数学模型

研究对象如图1所示,采用笛卡尔坐标系,坐标原点位于来流入口上部中心点,长方体计算域,- z轴方向为环境流体方向,z区间定义为0 ~ 8 000 mm,x轴为计算域宽度方向,x区间定义为 - 1 000 ~+ 1 000 mm,- y轴为计算域深度方向,y区间定义为0 ~ 1 200 mm。来流沿 - z轴方向流入并流出,并沿 - y轴方向上 有近似线 性的温度 梯度分布。

实际海洋环境中流体密度的垂向分布多是非线性的,在近表水面可近似为线性分布。使用笛卡尔直角坐标系,在计算中忽略黏性耗散项,有温度梯度分层流的运动规律理论模型为:

连续性方程:

式( 1) 中: ρ 代表流体密度,ui代表着三个方向的速度分量。

动量方程:

式( 2) 中: p代表静压; μ 代表黏性系数; gi代表重力加速度分量。

能量方程:

式( 3) 中: T代表流体温度; k代表热传导系数; cp代表定压比热。

状态方程:

采用改进型的k-ε 模型来模拟分层流运动过程中流动与传热的强耦合问题。改进型的k-ε 模型可由瞬态的N-S方程组导出,它与标准的k-ε 模型具有相似的方程形式。将水视为不可压缩流体,改进型的k-ε 模型中湍流动能k的方程为:

耗散率 ε 的方程为:

湍动能产生项:

式中:,S为平均应变率; ρ 代表流体密度,ui代表着三个方向的速度分量;为湍流黏性系数; Gk和Gb分别代表平均速度梯度引起的湍动能和浮力作用引起的湍动能的影响; Prt代表普朗特常数,在改进型的k-ε 模型中,代表热膨胀系数;C3ε代表浮力对耗散率的影响,,ν 代表与重力方向平行的速度分量,μ 代表与重力方向垂直的速度分量。C1ε、C2、σk、σε均为常量,在CFX中,默认有C1ε= 1. 44,C2= 1. 9,σk= 1. 0,σε= 1. 2,其中,σk、σε分别代表湍动能普朗特常数和耗散率普朗特常数。

2数值模拟方法

使用CFX软件求解N-S( Navier-Stock) 方程,采用了改进型的有限体积法,利用全隐式多网格耦合求解技术进行数值求解,利用Ansys CFX求解时采用SIM2PLEC算法和一阶迎风格式,考虑重力影响, 所有方程均要求同时达到10- 4精度以上。

网格划分:

为保证计算精度与计算速度,针对模型特点,使用ICEM CFD为计算域生成结构化六面体网格,当网格数量达到309万个时,网格数量满足网格无关性要求。

入口边界条件:

u、w、v分别为计算域入口边界处x、y、- z方向上的速度分量,T为计算域入口的边界温度,来流流速为v0,来流温度函数为Tw,有:

壁面边界条件:

壁面设定为滑移壁面,壁面y方向温度分布定为来流温度函数Tw;

出口边界条件:

设定为流量边界条件,通过计算求得流量参数q使得qin= qout。

时间步长选为物理时间步长:。

3温度分层流的实验模拟

温度分层流的模拟实验是在分层流水槽中进行,如图2所示。分层流实验水槽的长宽高分别为8 m × 1 m × 1 m,水深为0. 85 m。水槽以三角铁为框架,壁面采用可视效果较好的钢化玻璃,并用玻璃胶进行密封粘接。

实际海洋中的温度分层是由于太阳辐射造成的,为更加逼真模拟实际环境,实验采用40盏功率为275 W的辐射灯分两排架设于离水面0. 3 m的高度处对水照射加热 ,如图3所示。 通过辐射传热的方法,形成温度分层。实验中,初始水温为27. 3 ℃ ,辐射灯照 射2 h后停止。利用K型热电偶测量分层流体的温度,热电偶按照预定的深度布置在垂直插入水 中的测量 杆上,共24个测点。使用安捷伦数据采集器记录热电偶的测量数据,测点的深度位置以及通过测点测得温度详见表1。

4模拟结果分析与对比

将实验数据进行线性拟合,得到来流温度函数Tw,代入模型进行计算,得到如下仿真结果,如图4所示。

在仿真计算的结果中,在任意的一个XY截面上,取x = - 900、0、700 mm时沿y轴方向上的温度分布进行对比,从图5可以看出,温度分布曲线完全重合,由此可见,在X轴方向上,温度分布均匀。

沿Z轴方向上取任意的三个XY截面,在截面上取沿Y轴方向上的温度分布进行对比,从图6可以看出,温度分布曲线完全重合,由此可见,在Z轴方向上,温度分布完全相同。采用原先的方法模拟的流动入口、中部和出口的温度分布如图7所示,随流体向下游流动,温度分层向深度扩散,上游与下游的温度分层不能保持稳定。采用本文提出的方法后,之前方法中温度分层不能维持的情况被成功消除,有效维持了温度分层的稳定。

任取一截面的温度分布与分层流水槽实验结果进行对比,从图8可见,温度分布几乎完全相同,在允许误差的范围内,该种方法与实际情况相吻合。

5结论

本文建立了描述温度分层流运动的质量、动量和能量守恒方程,采用改进型的k-ε 湍流模型模拟了温度分层流运动的流动与传热强耦合过程,得到的主要结论有:

运用有限体积法,提出了以滑移壁面和给定壁面温度函数为核心,结合来流温度函数的边界条件设置,对现有温度分层模拟方法进行了改进,成功实现了计算域内稳定温度分层的形成与保持。通过与前人方法相对比,证明了本文提出的温度分层流数值模拟方法的有效性。

采用辐射加热灯加热水槽流体表面,成功实现了流体的温度分层。数值模拟与分层流水槽试验结果对比,证明了本文数值模拟方法的可行性与准确性。

温度模拟 篇10

掘进巷道的气象参数的准确是实现对掘进巷道环境有效控制的前提。空调设计的基础是建立在所获得的气象数据的准确性上,如果获得的初始数据不准确,无论用的设计方法多么先进,都不可能准确达到预期的设计目的。由于掘进巷道中的环境参数变化复杂多变,传统的测量方法已经不能满足设计的需要,而且设计的成果不能预先的描绘,干枯的数字不能给出直观的影响,C F D技术完美的解决了这一点。

计算流体力学(Computational Fluid Dynamics,简称CFD)是20世纪60年代起伴随计算机技术迅速崛起的学科。经过半个世纪的迅猛发展,这门学科己相当成熟,成熟的一个重要标志是近十几年来,各种CFD通用性软件包陆续出现,成为商品化软件,为工业界广泛接受,性能日趋完善,应用范围不断扩大.至今,CFD技术的应用早已超越传统的流体力学和流体工程的范畴,如航空、航天、船舶、动力、水利等,而扩展到化工、核能、冶金、建筑、环境等许多相关领域中去了。

2、基于CFD技术的Fluent软件

Fluent的软件设计基于“CFD计算机软件群的概念”,针对每一种流动的物理问题的特点,采用适合于它的数值解法在计算速度,稳定性和精度等各方面达到最佳。不同领域的计算软件组合起来,成为CFD软件群,从而高效率地解决各个领域的复杂流动的计算问题。这些不同软件都可以计算流场,传热和化学反应。在各软件之间可以方便地进行数值交换。由于囊括了Fluent Dynamic International比利时Polyflow和Fluent Dynamic International(FDI)的全部技术力量,(前者是公认的在粘弹性和聚合物流动模拟方面占领先地位的公司,而后者是基于有限元方法CFD软件方面领先的公司),因此FLUENT软件能推出多种优化的物理模型,如定常和非定常流动;层流(包括各种非牛顿流模型);紊流(包括最先进的紊流模型);不可压缩和可压缩流动;传热;化学反应等等。Fluent提供了灵活的网格特性,用户可方便地使用结构网格和非结构网格对各种复杂区域进行网格划分。对于二维问题,可生成三角形单元网格和四边形单元网格;对于三维问题,提供的网格单元包括四面体、六面体、棱锥、楔形体及杂交网格等。Fluent还允许用户根据求解规模、精度及效率等因素,对网格进行整体或局部的细化和粗化。对于具有较大梯度的流动区域,Fluent提供的网格自适应特性可让用户在很高的精度下得到流场的解。

3、Fluent软件的构成核心

Fluent软件的构成核心是基本解法、离散格式与物理模型。纳维-斯托克斯方程组的求解模块是Fluent软件的核心部分。纳维-斯托克斯方程组对于不可压缩流体与可压缩流体的流动所表现的不同性质导致解法上的差别。对于低速不可压流动,如不考虑温差引起的浮力效应,连续方程与动量方程便可构成封闭方程组,由一定的压力分布通过动量方程即可解得速度场。但速度场必须满足连续方程的约束,而连续方程与压力却没有直接关系,从而导致求解的困难。Fluent采用压力校正法,即SIMPLE方法作为其低速计算模块。离散方法采用有限体积法(FVM)。Fluent软件提供多种优化的物理模型,如定常和非定常流动;层流(包括各种非牛顿流模型);紊流(包括最先进的紊流模型);不可压缩和可压缩流动;传热;化学反应等等。本文用到的是紊流模型中的二方程模型(k-ε模型)。

1. 有限体积的离散化方法

有限体积法(Finite Volume Method)又称为控制体积法(Control Volume Method)其基本思路是:将计算区域划分为网格,并使每个网格点周围有一个互不重复的控制体积:将待解微分为一程(控制方程)对短一个控制体积积分,从而得出一组离散方程。其中的未知数是网格点上的因变量φ。为了求出控制体积的积分,必须假定φ值在网格点之间的变化规律。从积分区域的选取方法看来,有限体积法属于加权余量法中的子域法,从未知解的近似方法看来,有限体积法属于采用局部近似的离散方法。简言之,子域法加离散,就是有限体积法的基本方法。

2. SIMPLE算法

SIMPLE是英文Semi-Implicit Method for Pressure-Linked Equations的缩写,意为“求解压力耦合方程组的半隐式方法”。该方法由Patankar与Spalding于1372年提出,是一种主要用于求解不可压流场的数值方法(也可用于求解可压流动)。它的核心是采用“猜测—修正”的过程,在交错网格的基础上来计算压力场,从而达到求解动量方程(Navier-Stokes方程)的目的。

3.两方程模型(k-ε模型)

两方程模型是在一方程模型的基础上,新引入一个关于湍流耗散率ε的方程后形成的。该模型是目前使用最广泛的湍流模型。

4、使用FLUENT模拟掘进巷道温度场

1.进口边界

进口边界的速度、温度、流量和浓度按实测或设定值给出,湍流动能kin和湍流动能耗散率εin一般不易直接测定,且对计算结果影响不大,常取湍流平均动能的一个百分数,如当入口处为圆管的充分发展湍流时,可取0.5~1.5%。湍流动能耗散率εin通过给定的湍流动能kin来计算,采用下列近似公式:

2. 风流出口边界

按照计算流体力学和数值传热学的方法,出口边界采用局部单通道坐标假定[2],即在出口边界上网格节点的参数值对于出口边界网格内侧最邻近节点上的参数值无影响。只给定流场压力P的标定值。进、出口位置设在无局部涡旋流处,流线方向与出口界面垂直,流场大气压力以外,各变量在进出口界面沿流动方向的梯度为0。

3. 一般固体壁面的边界条件

一般固体壁面假定为不可渗透壁面,采用无滑移边界条件,即时均速度和脉动速度的各个分量值均为零,湍流动能耗散率ε为一有限值[4,3]。湍流动能k方程采用在壁面处扩散通量为零的边界条件。

4. 二维网格划分

风筒相对于掘进巷道的体积比较小,因此对风筒部分网格划分相对掘进巷道的划分要细密些。总共生成了7290个网格,14836个表面,7546个节点。见图1。

5. 温度场模拟

初始条件,送风速度1 5 m/s,掘进机功率222kw,围岩温度35℃,送风口布置在巷道顶端,风筒规格φ600,迎头有效风量214m3/min,封口布置在距掘进头3 0 m处。得到图像如下:

由图可见:

(1)距送风口越近,温度越趋近送风温度。

(2)同一竖直面上,靠近棚顶方向的温度要高于靠近地面的温度。

(3)送风口距离掘进头2 0米处时,温度变化不明显,绝大部分温度低于2 0℃。

(4)送风口距离掘进头5 0米处时,距离掘进头20米处的温度就超过30℃。

送风口布置在掘进头35米处时,既达到降温的效果,还满足舒适度的要求。

5、结论

运用Fluent软件可以比较准确的模拟掘进巷道的空调制冷温度场,为合理的设计空调制冷系统提供可靠的数学依据,描绘直观的设计模型,避免繁琐的测量与实验。对矿井降温系统的研究有重要的参考价值和帮助。

参考文献

[1]Patankar S.V.Sparrow E.M.and Inanovic M.Thermal interaction among the confining walls of a turbulent recalculating flow[J].Int.J.Heat Mass Transfer Vol.24,1978

[2]金忠青.N-S方程的数值解和紊流模型[M].南京:河海大学出版社.1989

[3]Boussinesq J.Theoris de l’e coulement tourbillant.Mem Acad Sci.1877