路基温度场

路基温度场（精选7篇）

路基温度场 篇1

0 引言

地球上多年冻土分布面积广阔, 全球多年冻土面积约占陆地面积的25%, 中国多年冻土面积约占国土面积的22.4%。随着社会、经济的发展, 多年冻土地区公路工程建设越来越多。对于冻土路基普遍存在的以冻胀和融沉为主的严重病害, 目前在对冻土的保护方面, 采用热棒技术是其中一个措施。

1 热棒的概念

热棒具有传热能力大、传热温差小、启动温度低、单向传热以及安全等特性。在进入寒季时, 当热棒蒸发段周围土体的温度高于外界大气温度时, 热棒蒸发段所充填工质吸热汽化并向上流动, 经绝热段后遇到比其温度低的冷凝段凝结放热, 热量经冷凝段壁面和外部翅片传出, 并由低温的外部空气对流换热带走;与此同时, 在冷凝段冷凝的工质蒸汽变为液态, 由于重力作用, 液态工质沿壁面流回蒸发段, 并再次吸热汽化, 这样不断地循环就能将蒸发段附近土体的热量带出排入大气, 从而为附近土体降温。另外, 由于热棒传热的单向性, 进入暖季时, 外部大气温度比蒸发段附近土体的温度高, 热棒停止传递热量, 从而能够有效保证在暖季的热量不被传入蒸发段附近土体, 那么在一个寒暖周期中, 蒸发段附近土体温度可以得到有效的降低, 起到保护多年冻土稳定性的作用。图1为热棒结构示意图。

2 数值模拟分析

2.1 有限元模型

本文以青藏高原海拔4000m的某路基为计算模型。计算模型如图2所示。区域A是砂砾石填土。区域B为亚粘土活动层。区域C为含冰土层。区域D为多年冻土。本文计算中的路基高度为2.0m, 路基顶面高度为7.5m, 边坡坡度取1∶1.5。型中左右路肩各放置热棒一支, 热棒距路基边坡各0.5m, 路基走向方向上热棒间距为2.0m。热棒距路基走向方向热棒间距取为坡计算区域中土体的密度和导热系数, 根据青藏铁路北麓河钻孔取样实测值, 土体比热按照各物质成分加权平均计算。

2.2 数值结果和比较

由于两排热棒中间断面是热稳定性最差的断面, 因此分析中选取路基走向方向上两排热棒中间的断面温度场进行分析。

为了研究热棒对冻土路基稳定性的影响, 对普通路基、热棒路基的温度场分别进行了分析 (见图3、图4) 。由青藏高原实测资料可知, 10月份是上述路基达到最大融化深度的时间, 因此选用10月15日的温度场进行分析比较。由图3可以看出, 加热棒的路基施工完成3年后的10月15日, 同一深度温度分布和普通填土路基的温度场相比, 热棒路基的温度略低于普通路基的温度。该地区近地面大气温度和路基下多年冻土的温差已经大于热棒的工作启动温差, 此时路基中的热棒已经开始工作, 开始将大气中冷能输送到路基下伏的多年冻土中。在路基修筑后的第50年, 路基下多年冻土最大融化曲线明显高于天然地面原多年冻土上限。由于气候变暖天然地面下多年冻土发生了严重的退化, 而热棒路基下仍存在着-1.3℃的冻结核。

3 结论

在多年冻土区路基50年的使用期内, 普通填土路基在气温升高条件下路基下伏冻土的温度都将升高, 普通填土路基断面上各部位的融化深度逐渐降低;加热棒后的填土路基的融化深度均小于普通填土路基的融化深度。所以热棒具有主动冷却的作用, 可以有效地保护冻土。

参考文献

[1]温智, 盛煜, 马巍, 吴基春.青藏铁路保温板热棒复合结构路基保护冻土效果数值分析[J].兰州大学学报, 2006, (03)

[2]冉里, 薛新功, 包黎明.青藏铁路设计中热棒路基的应用及其技术指标 (英文) [J].冰川冻土, 2004, (S1)

[3]张尧禹.冻土路基温度场数值模拟[J].资源环境与工程, 2009, (S1)

[4]毛雪松, 李宁, 王秉纲, 胡长顺.考虑相变作用的冻土路基应力与变形分析模型[J].交通运输工程学报, 2007, (01)

路基温度场 篇2

季节性冻土路基的稳定性体现在土体的水分场和温度场的稳定性上。路基中土体的热状况、水分状况引起的冻胀与融沉是致使道路发生冻胀、翻浆等病害的主要因素。毛雪松等取用多年冻土地区代表性土类进行冻土路基室内足尺模型试验, 建立伴有相变的路基非稳态温度场的控制方程, 为冻土路基温度场的变化规律的研究提供了可靠依据。李金平等通过研究多年冻土地区路面类型对路基温度场影响, 得出了水泥混凝土路面比沥青混凝土路面更有利于保证路基温度场的稳定。沈宇鹏等研究了路基宽度对多年冻土区站场路基温度场的影响, 结果表明路基的宽度是加速冻土破坏的一个重要影响因素。刘伟江等分析了通风管管径对多年冻土区路基温度场的影响。冯文杰等通过对边坡遮阳措施对多年冻土区路基温度场的影响进行了研究, 分析得出路基边坡遮阳板措施能够有效降低路基表面温度, 有效控制了路基土体温度的提高, 同时也明显降低冻土路基土体的人为上限。从目前季节冰冻地区道路使用状况来看, 路侧积水对路基的破坏现象也日益增多, 但由于路侧积水对冻土路基温度场的影响研究相对较少。因此, 本文基于路基水热控制方程, 建立路侧积水对冻土路基温度场数值模型, 结合伊春至绥化段典型路基横断面, 计算路侧有积水和无积水下路基温度场的分布状况, 进一步揭示冻土路基破坏的机理。

1 冻土路基温度场模型的建立

路基内部的水分场和温度场的变化直接引起路基的变形场和应力场发生改变, 式 (1) 和式 (2) 为路基的温度场和水分场的控制方程。

式中:T为温度;qT为热流量;qω为流体比流量;qvT为体积热源强度;ρ0和cω分别为流体基准密度和比热;cT为有效比热, CT=ρcv+n Sρ0cω, 这里ρ和cv分别为固体密度和比热, n为孔隙率, S为饱和度。

式中:M为Biot模量 (N/m2) ;α是Biot系数;n是孔隙率;β为考虑流体和颗粒的热膨胀系数 (1/℃) ;T为温度;p为孔压;s为饱和度;ε为体积应变率;ζ为单位体积孔隙介质的流体体积变化量。

2 计算模型的建立

本文根据季冻冻土地区典型横断面图, 建立如图1所示的路基模型。在本模型中选取计算地基深度为20m, 计算宽度为50m。地基结构分为四层, 各层厚度和材料见图1。在此只研究水分渗入引起的热对流对温度场的影响, 故模型采用对称结构。

基于软件划分的网格如图2所示:

3 初始条件、边界条件及计算参数的选取

3.1 初始条件及边界条件

季冻区路侧积水主要出现在夏季 (5~9月) , 也是渗流现象比较明显的时期。由于较多的热量积储在积水中, 当含有热量的积水渗入到路基和基底时, 由于积水放热及基底冻土的吸热而出现热交换, 从而促使路基下部的冻土融化。把积水水位看成是常水位, 即p=h, 由于水位随时间不断变化, 故看成是坐标x和时间t的函数, 即p=h (x, t) ;积水与土体渗流和土颗粒间均可按不同温度以对流热交换来计算, 但根据实测资料表明, 积水底部水温与土体表面温度及土体内水温与土温可认为基本一致。

模拟基于以下假设:积水发生在路基左侧地面上, 积水区域从坡脚处往外5m的范围内, 积水水温取为15℃, 计算时间为积水10d, 冻土上限标志0℃线的位置。本模型选取6月份为计算时段, 根据有关气象资料, 可知6月当地的平均气温为13.6℃, 考虑到地表土体温度相对气温的滞后性, 为了实现接近实际情况的目的, 所以将模型上边界的初始温度定义为10℃。

3.2 计算参数选择

在数值计算中材料的力学模型采用MohrCoulomb弹塑性理论模型, 计算过程中各土层物理力学的计算参数如表1所示。

4 温度场变化特性分析

4.1 路侧有、无积水时路基温度场云图

在季冻区, 随着大气温度的进一步回升和太阳辐射的不断增强, 外界温度升高, 路基将处于吸热状态, 路基内部冻结土体开始从上边界向下单向融化。在不考虑路基阴阳坡即左右边坡边界条件对称时, 路基温度场如图3所示, 可以看出路基及地基浅层温度场呈层状对称分布。当积水位于左坡脚以外的位置时, 温度场如图4所示, 左侧积水下剖面处, 温度场云图比右侧坡脚外对称处有明显的下凹趋势;并且左边坡下温度曲线比右边坡下有下降、平缓及向右推进的趋势, 其原因是水分沿着水平及竖向渗流发生对流换热引起土体温度升高所致。对比图3和图4, 在有路侧积水的情况下, 路基温度场0℃范围有变大而且呈下降的趋势。

4.2 路侧积水对路基温度场的影响

为了研究路基内部温度场在路侧积水前后的变化情况, 对选取的三个典型点进行竖向剖面温度比较, 积水位置分别为路中、路肩以及积水后左右坡脚处。通过分析温度场云图结果, 得出了各个点处沿深度方向的温度变化趋势, 如图5~图7所示。

通过图5和图6积水前后温度对比可以看出:在坡脚以外5m区域内积水10d后由于地表水下渗影响范围内的土体温度均有所升高, 0℃等温线都有明显的下移趋势。沿着路中、路肩零度等温线下移量分别为15.10cm、49.95cm。地表积水下渗对流热交换的影响从积水处沿深度方向逐渐减弱, 沿着横向方向离积水处越远影响也就越小。通过对比积水后有积水的左坡脚和无积水的右坡脚的深度方向温度, 可以得出:在5m以上的范围内, 左坡脚下的温度高于右坡脚下, 而且0℃线也有所下移, 如图7所示。

4.3 结果原因分析

夏季时地表积水具有较高的温度, 当其渗入路基及地基中后, 发生的热交换给土层带来附加热量。积水入渗带来的总的附加热量, 一部分被融化层吸收, 用来提高融化层温度, 另一部分继续向下传导, 用于融化深度的相变。

根据模拟路基的温度场云图及积水前后路基温度场变化可以看出, 在坡脚外存在积水的情况下, 渗流过程中的对流换热现象使积水区以下及其附近土体中的热交换现象加剧, 从而影响了路基温度场的变化。从图5~图7中可以看出, 路基及地基内的0℃等值线有明显下移, 在下降的同时伴随着向两侧逐渐扩张的趋势, 随着深度的增加, 向两侧扩张的区域也不断减小。

如图3所示, 在无路侧积水时, 路基边坡下温度场存在凹形等值线 (包括零度等值线) , 在这种情况下, 对流换热的作用将会使零度等值线逐渐下移, 但影响的深度小, 作用不明显。在有路侧积水的情况下, 在积水处以下零度等值线会不断下移, 最终影响到凹底。并且这种影响程度会随着路侧的积水量过大、积水时间过长而加大, 因此必须足够重视道路边坡积水问题。由此可见, 由于路侧积水在渗流过程中的对流换热增加了热迁移量, 并且扩大了路基融化区的深度, 使得路基发生沉陷、翻浆、不均匀变形及裂缝等病害的趋势大大增加。

5 结论

(1) 基于季冻区冻土路基温度场的控制方程, 建立了路基温度场在路侧积水影响下的数值模型。分析了路侧有积水和无积水两种情况下路基不同位置温度场变化趋势, 得出路侧积水对路基的温度场有显著影响。

(2) 分析了在存在路侧积水情况下冻土路基温度场的变化过程, 得出路基温度场0℃范围在路侧有积水时比无积水时有所增大, 0℃范围在深度上呈下降趋势, 表明路侧积水引起路基冻土上限的不均匀下降, 导致了路基融化深度的加大。

参考文献

[1]江涛.季节性冻土路基的冻胀机理及其防治措施[J].土工基础, 2013, 27 (2) :93-96.

[2]施烨辉.列车荷载和冻融循环作用下冻土路基稳定性研究[D].北京:北京交通大学, 2011.

[3]王威娜.季节性冰冻地区路基变形数值模拟[D].西安:长安大学, 2009.

[4]谷宪明.季冻区道路冻胀翻浆机理及防治研究[D].长春:吉林大学, 2007.

路基温度场 篇3

小湾拱坝高292 m,是目前世界上已建和在建的最高拱坝。小湾拱坝采用通仓浇筑,浇筑块尺寸庞大,最大底宽达73 m。由于坝块尺寸大,仅靠自然散热是不够的,还需要借人工冷却帮助降温。在坝体混凝土浇筑初期进行一期冷却以削减最高温度,在封拱灌浆前进行二期通水冷却以使坝体达到接缝灌浆温度,有时在每年入冬前对当年浇筑的混凝土进行中期通水冷却,以削减混凝土内外温差,预防混凝土在冬季出现裂缝[1]。坝体温度除与浇筑过程、蓄水过程、气温、日照时间、范围以及泄洪雾化程度等因素有关外,还具有动态变化特征。由坝体变温形成的温度荷载还涉及不同灌区封拱温度,坝体蓄水前初始温度场以及蓄水后不同时段(季节)的坝体变温场。混凝土坝块在升温时全过程膨胀,降温时体积收缩,而体积膨胀或收缩的大小,与混凝土线膨胀系数、温升或温降值及坝块尺寸大小成正比。当坝块受到外部约束和内部约束时,其温度变化引起的体积变形(膨胀或收缩)便不能自由发生,从而引起温度应力[2]。如果温度应力过大,超过相应龄期的允许温度应力,混凝土就会产生裂缝。这就需要采用三维有限元法仿真大坝施工期非稳定温度场及温度应力,同时考虑大坝混凝土施工浇注过程中各种因素的变化,预测坝体施工期温度场及温度应力的变化规律,对坝体温控防裂提出合理建议。

1 基本计算原理

1.1 温度场计算原理

根据热量平衡原理,对于均匀的各向同性的具有内部热源的混凝土,不稳定温度场T(x,y,z,t)满足下列热传导微分方程,式(1)给定混凝土浇筑温度后即可求解。

$\frac{\partial {\rm T}}{\partial t}=\alpha \left(\frac{\partial {}^2{\rm T}}{\partial x{}^2}+\frac{\partial {}^2{\rm T}}{\partial y{}^2}+\frac{\partial {}^2{\rm T}}{\partial z{}^2}\right)+\frac{\partial \theta }{\partial t}(1)$

式中:$\alpha =\frac{\lambda }{c\rho }$为混凝土导温系数;θ为混凝土绝热温升;λ为混凝土的导热系数;c为混凝土比热;ρ为混凝土密度。

对于水工大体积混凝土,仅靠自然散热是不够的,还需要借人工通水冷却帮助降温。本文采用朱伯芳院士提出的考虑水管冷却效果的混凝土等效热传导方程[3]:

$\frac{\partial {\rm T}}{\partial t}=\alpha \left(\frac{\partial {}^2{\rm T}}{\partial x{}^2}+\frac{\partial {}^2{\rm T}}{\partial y{}^2}+\frac{\partial {}^2{\rm T}}{\partial z{}^2}\right)+\frac{\partial \theta {}_1}{\partial t}(2)$

式中:θ1=(T0-Tw)φ+θ0ψ。

式(1)与(2)表达方式完全一致,有限元计算时只要用θ1代替θ即可。这一方法把水管冷却看作等效负热源,从平均意义上考虑水管冷却作用,避免了因水管周围网格过密而引起总体单元节点数过多、计算机时长的问题。

1.2 温度应力计算原理

取混凝土为线弹性徐变体,将计算域离散为若干单元,则温度应力计算的基本方程为[4]:

$[{\rm K}]\{\text{Δ}\delta \}=\{\text{Δ}{\rm P}{}_n\}{}^L+\{\text{Δ}{\rm P}{}_n\}{}^C+\{\text{Δ}{\rm P}{}_n\}{}^{{\rm T}}+\{\text{Δ}{\rm P}{}_n\}{}^0+\{\text{Δ}{\rm P}{}_n\}{}^S(3)$

式中:[K]为刚度矩阵;{ΔPn}L为外荷载引起的节点荷载增量,计算温度应力时可不考虑其他荷载;{ΔPn}C为徐变引起的节点荷载增量;{ΔPn}T为变温引起的节点荷载增量;{ΔPn}0为混凝土自生体积变形引起的节点荷载增量;{ΔPn}S为混凝土干缩引起的节点荷载增量。

2 仿真模型及计算资料

本文选取河床处22号坝段建立三维有限元网格,对原方案和提前半年方案进行温度场及温度应力仿真分析。坝段铅直向单元层厚0.5 m;上下游方向分为10层单元,上下游面处较密,中心较稀;横河向分为20层单元。基本计算资料见表1、2。

小湾水电站位于云南省境内的澜沧江上,坝高292 m,坝底高程953 m,坝顶高程1 245 m。坝体自底向上分为27个灌区。坝体混凝土开始浇筑时间为2005年9月1日,2011年8月底接缝灌浆结束,年底最后一台机组投产发电,工程竣工。坝址多年平均气温19.1℃,最高月平均气温23.5℃(6月),最低月平均气温12.8℃(12月),坝址多年平均水温15.7℃。表1是小湾坝体混凝土热力学参数,混凝土热交换系数为47.1 kJ/(m2·h·℃),密度为2 500 kg/m3,泊松比为0.189;表2是小湾拱坝浇筑方案,表中二期冷却先通10℃制冷水15 d,再通4℃制冷水15～35 d,每一灌浆层混凝土的冷却时间为30～50 d。坝体混凝土浇筑坝体混凝土浇筑温度全年采用12.0℃。采用河水进行仓面流水。封拱灌浆温度为:高程953～977 m为12.0℃,高程977～1 007 m为14.0℃,高程1 007～1 190 m为15.5℃,高程1 190～1 245 m为17.5℃。

3 温度场分析

温度场是模拟施工过程和考虑不同边界介质以及混凝土水化热随时间变化等因素仿真计算得出的。施工期温度场仿真计算的目的,一是通过数值计算预测整个坝体在施工过程中的温度变化过程,为进一步制定和修改温控措施提供依据;二是确定坝体应力计算的温度荷载,温度场计算得到的相临时间步的温差作为应力计算相应时间步的温度荷载。

3.1 稳定温度场

拱坝稳定温度是确定运转期温度荷载、封拱灌浆时机及施工期控制基础混凝土温差,防止贯穿裂缝的重要依据。本文采用三维有限元法计算了小湾拱坝运行期稳定温度场。上游水库水温按不同深度取多年年平均水温;下游水位以下水温取河水多年年平均水温;地温按地温资料取值;坝体暴露在空气中部分,根据气象资料取当地多年平均气温。由计算结果可知基础强约束区稳定温度在13.7℃左右,基础弱约束区稳定温度在14.0℃左右,非约束区稳定温度在15.8℃左右。

3.2 施工期变化温度场

图1为22号坝段中心不同高程温度过程线。可知,施工期新浇混凝土由于水化热作用,混凝土从初温上升到最高温度,经历了一个较大幅度的温升过程。一期冷却在混凝土浇筑后立即进行,主要作用是削减最高温度峰值。在水化热和一期水管冷却、表面散热的联合作用下,温度达到早期最高温度,一般发生在该层混凝土浇筑后的3～5 d,而后一期水管冷却吸收的热量大于水泥水化产生的热量,温度逐渐降低,一期冷却结束后,由于覆盖上层混凝土,同时在水泥残余水化热作用下浇筑块温度有回升,最大不超过2℃。二期通水冷却结束后,坝体温度均降到了接缝灌浆温度。二期通水冷却最大温降值为16℃,二期通水冷却时间一般为30～50 d,可知坝体降温速度每天不大于1℃。此后,上下游面主要受气温和水温影响,坝中心温度受外界气温和水温变化影响很小,逐渐达到稳定温度。

22号坝段最高温度仿真结果见表3,22号坝段中心最高温度包络图见图2。可知,最高温度为31.8℃,发生在高程1 161.6 m处,坝体有5个明显的高温区,均发生在夏季浇筑的坝块,这是由于该部位混凝土浇筑时受高气温及太阳辐射影响所致。各位置的基础温差均小于允许值,满足要求。坝体封拱温度均较稳定温度低,这对运行期坝体的综合应力是有利的。

注: L为浇筑块长边尺寸。

4 温度应力

4.1 应力控制标准

《混凝土拱坝设计规范》(SL282-2003)规定,水平方向温度应力的控制按式(4)确定:

$\sigma \le \frac{\epsilon {}_{p}E{}_C}{{\rm K}{}_f}(4)$

式中:σ为各种温差所产生的温度应力之和;εp为混凝土极限拉伸值;EC为混凝土弹性模量;Kf为安全系数,宜1.3～1.8,视开裂的危害性而定,此处取1.8。

根据规范要求及小湾混凝土的力学参数,用抗拉强度法和极限拉伸法分别计算了不同龄期、不同混凝土材料的应力控制标准。坝体温度应力最大值出现在二期通水冷却结束时,此时混凝土龄期为180 d左右,因此采用180 d龄期对应的允许应力值,同时取两种方法计算的允许应力的下限,计算结果见表4。

4.2 施工期温度应力

拱坝分层分段浇筑,其水平方向尺寸远较铅直向尺寸大。因此,实际工程中主要是验证浇筑块中央断面上的水平温度应力,由浇筑块温度变化引起的铅直向温度应力很小,本文不作讨论。坝体横河向及顺河向温度应力与混凝土温度历史及弹性模量密切相关。一期通水冷却阶段,温度先迅速上升后下降,混凝土先膨胀后收缩,但初期混凝土弹性模量较低,相应温度应力表现为压应力迅速增至最大值,然后开始减小直至一期冷却结束。在一期冷却结束至二期冷却开始这段时间里,坝体压应力总的趋势是在减小,甚至变为拉应力,坝体应力始终有微小波动,这是由于坝体在温度荷载、混凝土徐变、自生体积变形的综合作用下,总变形在收缩与膨胀间不断变化,总的趋势表现为收缩,且混凝土弹性模量较高,坝体内产生的拉应力抵消一部分压应力。二期通水阶段坝体温度持续下降至封拱灌浆温度,该阶段混凝土弹性模量较高而徐变较小,坝体收缩产生拉应力,坝体各方向温度应力最大值也出在该时段,这是产生温度裂缝的主要原因。二期冷却结束后,坝体温度有所回升,直至达到稳定温度,坝体温度应力也达到最终残余应力。

22号坝段温度应力最大值摘要见表5,坝体横河向和顺河向温度应力包络图见图3。由图3可知,温度应力最大值发生在坝中心处,这是由于坝中心温降值较上下游面大,且坝中心一直受到内部及外部的约束作用。基础约束区横河向温度应力最大值不超过1.25 MPa,非约束区坝体横河向应力最大值不超过1.00 MPa,均小于允许温度应力。基础约束区顺河向温度应力最大值不超过1.51 MPa,非约束区顺河向应力最大值不超过1.38 MPa,均小于允许水平温度应力。

注: L为浇筑块长边尺寸;最大值均出现在二期冷却结束时间。

5 结 语

本文采用三维有限元法仿真计算了小湾拱坝河床处22号坝段施工期温度场及温度应力,得到了温度场及温度应力的变化规律。最高温度最大值为31.8℃,一期冷却结束后,浇筑块温度有回升,最大不超过2℃。二期通水冷却结束后,各灌区混凝土温度均降到了接缝灌浆温度,基础温差满足规范要求。坝体稳定温度大于封拱灌浆温度。坝体温度应力最大值出现在基础约束区二期冷却结束时刻。横河向温度应力及顺河向温度应力最大值均小于允许水平温度应力,不会产生温度裂缝。

参考文献

[1]本书编委会.三峡水利枢纽混凝土工程温度控制研究[M].北京:中国水利水电出版社,2001.

[2]龚召熊.水工混凝土的温控与防裂[M].北京:中国水利水电出版社,1999.

[3]朱伯芳.考虑水管冷却效果的混凝土等效热传导方程[J].水利学报,1991,(3):28-34.

路基静态土压力与温度的关系研究 篇4

1 监测传感器及其工作原理

1.1 土压力盒

YT-ZX-0301型号的土压力盒是一种测量土压力的振弦式传感器,主要测量软土和回填土中埋设点的土体压力变化,也可测量土体对挡土墙、抗滑桩等表面的接触压力,主要应用于路基、基坑、挡土墙、大坝、隧道矿井等领域。该压力盒的量程为6 MPa,直径12cm,厚度8cm,分辨率0.000 1~0.001 MPa,使用环境温度为-20℃~+80℃,根据张力弦原理制造。使用频率作为输出信号,抗干扰能力强,远距离输送数据产生的误差小;内置温度传感器,对外界温度影响产生的变化进行温度修正;每个传感器内部都有计算芯片,自动对测量数据进行换算,直接输出物理量,减少人工换算失误和误差。全部元器件都进行严格的高低温应力消除测试,增强弦的稳定性和可靠性。另有三防处理,保证在恶劣环境中具有较高的适应性。

1.2 土壤温湿度计

YT-DY-0102型土壤温湿度计通过测量土壤的介电常数,能直接稳定地反映各种土壤的真实水分含量。标定方法采用比较法,测量与土壤本身机理无关的土壤水分体积百分比,土壤温湿度计是将土壤含水量测量与温度测量结合为一体的仪器,可人工读数也可直接挂接系统进行数据自动采集。该土壤温湿度计的量程为0~100%,分辨率为0.01%,其安装采用路基、边坡、待测土壤成型后再钻孔埋入的预埋方式,主要应用于滑坡、路基、农业、基坑、库区、实验室等领域。

2 监测方案设计

分别在长春-双辽高速公路的K37km处与K42km处的行车道划定位置,挖掘1.0 m宽、4.0m深的探井,在路堤坡脚挖掘1.5 m深的小基坑,探井与基坑之间开挖出布线槽。为保证各个土压力盒之间不相互影响,根据理论要求,土压力盒之间的间距需大于6倍土压力盒直径。在K37km处,路堤表面以下1.1m、1.6m、2.4m和3.0m深的位置,分别埋设YT-ZX-0301型双膜土压力盒与YT-DY-0102型土壤温湿度计(见图1)。在K42km处,路堤表面以下0.3m、0.9m、1.7m和2.3m深的位置,分别埋设振弦式YT-ZX-0301型双膜土压力盒与YT-DY-0102型土壤温湿度计(见图2)。

3 监测数据处理与分析

长春-双辽高速公路K37km处路基静态土压力与温度监测结果如表1、图3所示。由图1与表1可知,TY-1号土压力盒的埋置深度为1.1m,当温度由23.1℃降至21.5℃,土压力增长6.47kPa,相对增长率为51.76%;当温度由21.5℃降至16.1℃,土压力减小7.15 kPa,相对减小率为37.69%。TY-2号土压力盒埋置深度为1.6m,当温度由20.9℃降至20.1℃,土压力增长3.64kPa,相对增长率为22.97%;当温度由20.1℃降至16.8℃,土压力减小2.26 kPa,相对减小率为11.60%。TY-3号土压力盒埋置深度为2.4 m,当温度由18.4℃降至17.9℃,土压力增长1.36kPa,相对增长率为15.95%;当温度由17.9℃降至17.6℃,土压力减小1.11 kPa,相对减小率为6.09%。当温度由17.6℃降至16.5℃,土压力值出现不同程度的上下波动。TY-4号土压力盒埋设深度为3.0m,当温度由15.7℃降至15.5℃,土压力增长2.51kPa,相对增长率为23.77%;当温度由15.5℃降至15℃,土压力减小2.50kPa,相对减小率为13.17%。

注:数据采集时间(均为下午13:00采集)

从表1与图3可以看出,距离路基顶面较近埋设位置的土压力变化比埋设位置较深的土压力变化明显,埋设位置越靠上,变化幅度越大。换填山皮石附近温度与土压力波动较大,原地基土附近波动较小。图3(c)与图3(d)深度较深,压力值随温度变化无明显规律,图3(d)中温度回升,图形向原点方向折回,出现三角重合部分。

长春-双辽高速公路K42km处路基静态土压力与温度监测结果,如表2和图4所示。由图2和表2可知,TY-5号土压力盒埋置深度为0.3m,当温度由23.6℃降至14.8℃,土压力值均为-143.9kPa。TY-6号土压力盒埋置深度为0.9m,当温度由23.1℃降至20.5℃,土压力增长1.86kPa,相对增长率25.91%;当温度由20.5℃降至16.5℃,土压力减小1.15kPa,相对减小率为12.72%。TY-7号土压力盒的埋置深度为1.7 m,当温度由21.7℃降至20.5℃时,土压力增长1.09kPa,相对增长率为4.40%;当温度由20.5℃降至17.7℃,土压力减小至5.24kPa,相对减小率为20.28%。TY-8号土压力盒的埋设深度为2.3m,当温度由18.9℃降至17.8℃时,土压力增长为0.93kPa,相对增长率为6.99%;当温度由17.8℃降至16.8℃,土压力减小0.54kPa,相对减小率为3.79%。

由表2与图4可知,图4(a)土压力盒接收器损坏,未能获取正常监测数据。从图4(b)~图4(d)可以看出,石灰处治土路基不同深度的静态土压力随温度降低呈现出先增大后减小趋势。埋设深度越深,静态土压力随温度的变化幅度值越小。

注:数据采集时间(均为下午13:00采集)

4 结论

本研究分别对长春-双辽高速公路的换填山皮石与石灰处治土路基断面的静态土压力与温度监测结果进行分析,得出如下结论:

1)YT-ZX-0301型双膜土压力盒与YT-DY-0102型土壤温湿度计可以很好地获取不同时段的静态土压力与温度监测值;

2)换填山皮石路基静态土压力随着温度的降低,先升高后降低,位于深部土层时,规律性不明显;

3)石灰处治土路基断面静态土压力随温度的降低,先升高后降低,埋深越深,变化幅度值越小;

4)通过对换填山皮石与石灰处治土路基断面的监测结果对比分析,得出前者的静态土压力受温度影响比后者大的结论。

摘要：对长春-双辽高速公路K37km处换填山皮石断面与K42km处石灰土处置断面的土压力与温度监测结果进行分析,利用OriginPro8.0软件分析路基不同埋置深度处静态土压力随温度的变化规律。研究结果表明:随着温度的降低,路基静态土压力呈现先增后减的趋势,在K37km处静态土压力随温度的平均变化率为1.64;而K42km处静态土压力随温度的平均变化率为0.60。对比两处断面的监测结果可知,在静态土压力方面,换填山皮石断面比石灰处置土断面对温度的敏感性更高。

关键词：道路工程,路基,静态土压力,温度

参考文献

[1]石峰,刘建坤,房建宏,等.季节性冻土地区公路路基动应力测试[J].中国公路学报,2013,26(5):15-20.

[2]张玉富,于天来.季冻区路基土冻胀主要影响因素对冻深的影响规律[J].森林工程,2014,30(3):131-135.

[3]戴惠民,乐鹏飞,王兴隆,等.季冻区公路路基冻胀土冻胀性的研究[J].中国公路学报,1994,7(2):2-8.

[4]李宁,徐彬,陈熊飞.冻土路基温度场、温度场和应力场的耦合分析.[J].中国公路学报,2006,19(3):1-7.

[5]交通部公路科学研究院.公路土工试验规程:JTG E40-2007[S].北京:人民交通出版社,2007.

[6]曾辉,余尚江.岩土压力传感器匹配误差的计算[J].岩土力学,2001,22(3):99-105.

转子稳定温度场分析平台 篇5

转子是汽轮机组的关键部件之一, 工作时承受着高温高压, 因此对其温度场进行分析是对它进行强度校核和研究其热膨胀的基础, 这对汽轮机的研发工作是十分必要的。本课题以机组为例完成了转子稳态温度场分析平台的搭建, 包括了程序扩充、模型简化、换热系数计算程序编制、边界温度选取、程序分析、有限元分析和程序输出结果可视化研究。

1 模型简化

高中压转子稳态换热分析首先需进行模型简化, 认为其温度场分布是轴对称的, 以机组为例, 简化模型如图1所示。

边界点根据换热区域计算的要求选取, 共选取144个点。

2 换热系数计算

高中压转子稳态换热分析首先需计算换热系数, 其换热系数计算分以下几种类型, 现分述如下:

2.1 无限空间中旋转圆盘

此种类型换热系数计算公式一般用于蒸汽进汽侧的第一级叶轮和排汽侧的末级叶轮, 在本分析算例中区域25~26, 64~65, 70~71, 74~75, 75~76, 85~86, 123~124, 125~126, 130~131, 132~133, 138~139, 140~141, 142~143, 17~18, 14~15, 23~24, 81~82正是此种类型。

此计算公式已编为程序, 程序名为a14.f90由程序计算区域的换热系数为:

h=123.3099Btu/ (hr·ft2·0F) (换热系数的英制单位, 如变成公制则需乘以5.82, 如下以此为准)

2.2 同轴转动圆盘

此种类型换热系数计算公式一般用于由间隙分开的2个同轴转动圆盘, 在本分析算例中区域87~88, 89~90, 91~92, 93~94, 95~96, 97~98, 99~100, 101~102, 103~104, 105~106, 107~108, 109~110, 111~112, 113~114, 115~116, 117~118, 119~120, 121~122正是此种类型。

计算公式为:

2.3 直汽封

此种类型换热系数计算公式一般用于直汽封下的转子表面, 在本分析算例中区域63~64, 60~61, 57~58, 54~55, 51~52, 48~49, 45~46, 42~43, 39~40, 36~37, 33~34, 30~31正是此种类型。

此种类型换热系数计算公式如下:

此计算公式已编为程序, 程序名为pha04.f90, 由程序计算区域的换热系数为:h=3 426.214Btu/ (hr·ft2·0F) 。

3 中压第一级轮槽处换热系数计算

在机组中压第一级轮槽处, 在本分析算例中为86~87区域, 该级动叶叶根和轮槽处存在较大间隙, 气流由此流过冷却轮槽, 该轮槽和动叶叶根的间隙近似为矩形, 可用管道中过热蒸汽的湍流流动的换热系数计算公式进行计算, 由于转子沿周向均布轮槽, 且本算例中按轴对称计算, 所以近似将所计算的换热系数乘以全部的轮槽周向长度, 再除以该处的转子圆周长度, 即得该处的平均换热系数。

管道中过热蒸汽的湍流流动的换热系数计算公式如下:

管道中过热蒸汽的湍流流动的计算公式已编为程序, 程序名为pha1.f90, 由程序计算区域86~87的换热系数为:h=1 751.255Btu/ (hr·ft2·0F) 。

4 无轴向流动的旋转同心圆柱

此种类型换热系数计算公式一般用于由间隙分开的2个旋转同轴圆柱, 间隙中无轴向流动, 在本分析算例中区域71~72正是此种类型。

此种类型换热系数计算公式如下:

此计算公式已编为程序, 程序名为ea19.f90, 由程序计算区域的换热系数为:h=245.373 100Btu/ (hr·ft2·0F) 。

T形叶根和调节级叶根的换热系数

在本分析算例中区域73~74为调节级的轮槽简化区域, 61~63, 58~60, 55~57, 52~54, 49~51, 46~48, 43~45, 40~42, 37~39, 34~36, 31~33, 28~30为高压1~12级的轮槽简化区域, 此处动叶叶根为T形叶根, 此种类型换热系数计算公式如下:

此计算公式已编为程序, 程序名为em1772.f90, 由程序计算区域的换热系数为:h=234.409 3Btu/ (hr·ft2·0F) 。

5 温度场分析

用大型有限元分析软件ANSYS10.0和程序PH8147分析了机组高中压转子稳态温度场, 结果如下:

5.1 程序分析

用程序分析了机组高中压转子的温度场, 求得的高中压转子中心孔表面和外表面温度沿轴向长度分布如图2所示。

5.2 ANSYS10.0分析

用ANSYS10.0分析的温度场云图如图3所示。

由图3可看出转子中压第一级轮槽处的冷却效果。

6 程序输出结果可视化研究

程序的输出结果为数据, 可输出二维坐标点及对应该坐标点的温度值。为了便于对结果进行分析处理, 本课题还进行了输出数据的可视化研究, 主要是采用Tecplot9.0软件由程序的输出结果绘制温度场云图。

Tecplot 9.0软件具有强大的结果分析能力, 可以显示二维/三维变量云图、等温线等。使用过程如下:

1) 建立*.txt文本文件, 输入格式灵活多样。例如, 输入可采用下面格式:

2) 将数据导入Tecplot中, 选择2D进行画图, 在Field菜单中选择Contour, 在Contour Plot Type中选择Line, 就可以显示等值线分布情况。采用Tecplot9.0软件绘制的机组高中压转子稳态温度场的云图如图4所示。

7 结语

本课题以机组为例完成了转子稳态温度场分析平台的搭建, 为转子稳态温度场的分析提供了系统深入的方法, 填补了我公司设计分析手段的空白, 下一步将研究转子瞬态温度场分析, 从而为转子的低周疲劳分析奠定坚实的基础。

摘要：汽轮机发电机正向着高速、重载、超临界的机组发展, 而汽轮机转子稳定温度问题备受关注, 文中主要针对转子稳定温度场进行分析。

砖砌体截面温度场分析 篇6

关键词：砖砌体,高温环境,温度场,模型,耐火极限

建筑结构发生火灾时,各种材料处于高温环境中,构件的温度会逐渐上升。对砌体结构来说,其主要材料为块体和砂浆,由于二者均具有不可燃烧性和热惰性,内部会逐渐形成不均匀的温度分布。一方面,高温条件下块体和砂浆体积膨胀,导致砌体结构内部产生较大的温度应力,并发生内力重分布;另一方面,高温下块体和砂浆的特征发生变化,主要表现为强度下降、变形增大等。

本文主要通过实测砌体内部温度变化情况,并通过与有限元程序ANSYS对砌体试件的升温过程进行非线性瞬态温度场的模拟分析进行比较,为计算或分析砖砌体结构耐火极限和高温承载力提供参考。

1 试验概况

根据GBJ 129-90砌体基本力学性能试验方法标准[1]的规定,对于普通砖砌体抗压试件采用长1砖半,宽1砖,高12砖的模型,理论尺寸为240 mm×365 mm×746 mm。试件采用实心黏土砖,混合砂浆等级为M10。为测定试件内部的升温降温情况(分别设置200℃,400℃,600℃和800℃四种),于试件中埋设热电耦,采用数显调节仪进行读数。根据埋设位置的不同分别对3根热电耦进行编号(理论埋设位置如图1所示,分别为1号、2号、3号)。

2瞬态温度场的数值模拟

2.1基本假定

1)试件内无热源;2)砌体的热传导均匀、各向同性;3)材料的密度是不变的;4)试件均匀受火。

2.2模型建立

砌体试件模型截面尺寸为0.360 m×0.240 m,模型见图2。砌体试件有限元计算单元选用二维温度单元Plane55,对于瞬态传热问题,在定义材料性能参数时,需要定义导热系数、密度和比热。

2.3试件温度场关键参数分析

1)砌体的热传导系数。热传导系数λc是指单位时间内单位温度梯度下,通过单位面积等温面的热流密度。热传导系数是影响导热过程的一个重要物理量,其数值的大小表示物体传播温度变化的能力。

由GB 50176-93民用建筑热工设计规范[3]附录四可知,对混合砂浆黏土砖砌体来说,热传导系数λc=0.76 W/(m2·K)。

2)砌体的比热容。砌体的比热容C是使单位质量的砌体升高单位温度所需的热量。砌体的比热容主要受块体和砂浆的影响,参照GB 50176-93民用建筑热工设计规范附录四可知,对混合砂浆黏土砖砌体来说,比热容C=1.05 kJ/(kg·K)。

3)质量密度。砌体的质量密度在升温过程中不断的发生变化。在升温的初期,砌体内部所含水分气化后溢出,质量密度减小。但砌体的质量密度随着温度的升高减小不大,对构件内部温度值的影响幅度较小。在结构的温度场分析时,为了简化计算,砌体的质量密度常取与温度无关的常量(1 700 kg/m3)。

2.4模拟结果与分析

初始温度取试验时的环境温度(10℃),升温速率取5℃/min,恒温60 min,按照升温时间的不同确定计算时间,子步长均为60 s,按瞬态热分析进行选定,然后分析计算。

图3为砌体试件中部截面高温后温度场云图。从图3中可以看出,截面外边缘等温线向截面内部开始退化,由于截面外边缘靠近高温气流,温度梯度变化较大,随着向试件截面内部的深入,温度梯度变化逐渐平缓,温度差变化也变小。

图4给出了最高温度分别为200℃,400℃,600℃和800℃时砌体试件截面内1,2,3测点的实测温度变化和ANSYS模拟的温度变化的对比情况。由于在升温过程中,砌体内部存在游离水和结合水,不同温度条件下会逸出,并带走大量的热,使内部测点的升温速度减慢。同时,由于砌体试件在受热过程中会逐渐产生较多的热裂缝,使内部测点的升温速度加快,因此实测的升温曲线并不是一条平滑的曲线。

3结语

本文采用了一些必要的、与试验条件相近的简化条件和假定,借助大型有限元分析软件ANSYS建立了砌体试件在高温下的模型,并对之进行温度场分析,将计算结果与试验数据进行对比,主要结论如下:1)升温过程中,将数值模拟的结果和试验结果比较,模拟结果与实测结果基本吻合。2)采用有限元软件ANSYS对砌体试件在升温过程中的温度场进行模拟是可行的,可以为高温后砌体承载力的计算提供参考。

参考文献

[1]GBJ 129-90,砌体基本力学性能试验方法标准[S].

[2]刘文燕,耿耀明.热工参数对混凝土结构温度场影响研究[J].混凝土与水泥制品,2005(1):11-15.

[3]GB 50176-93,民用建筑热工设计规范[S].

路基温度场 篇7

高速永磁同步电机具有功率密度大、效率高、可直接与高速原动机或负载相连等优点,广泛应用于高速机床、高速离心压缩机和鼓风机等领域[1]。但是由于工作频率高,单位体积损耗大,且转子散热困难,容易引起永磁体过热而造成不可逆退磁[2],从而威胁电机安全运行,因此对高速永磁电机进行三维流体场与温度场耦合计算,设计合理的冷却结构,对改善电机冷却效果和确保电机安全稳定运行至关重要。

目前,国内外已有许多专家学者对电机的流体场和温度场进行了大量研究,并取得了丰硕的成果。文献[3]对过去十年中常用于求解电机内热问题的集总参数热网络法、有限元法和计算流体力学法进行了详细的比较,指出了每种方法的优缺点; 文献[4]利用流场仿真软件研究了定子通风系统内端部绕组、压指、压圈周围及径向通风沟内流体流动特点; 文献[5]分别建立了微型电动车用感应电机热网络方程和温度场有限元模型,计算了电机额定状态下整体温升分布,并与实测值进行了对比; 文献[6]对全封闭外置风扇冷却异步电动机设计了温度测试方案,测量并分析了定子绕组三维温度分布特点; 文献[7]分析了发电机内部的流体场流变特性以及传热特点,得到电机在高海拔运行时电机内冷却空气、机壳中冷却水的流动特性及电机温升分布规律; 文献[8]基于有限体积法对某变频调速隐极同步电机冷却空气流场进行了研究,得到了两种额定转速时电机内各部分空气流速、空气流量分布特点; 文献[9]建立了YJKK系列中型高压电动机通风结构的风阻网络模型,通过风阻网络模型和电机动态特性曲线相结合对绕组起动温升进行了计算。但是,针对中小型高速电机全域三维流体场与温度场耦合计算的相关文献还较少。

本文采用基于有限体积法的计算流体力学( CFD) 软件对高速电机的流体场与温度场进行研究,以一台15k W、30000r/min的高速永磁电机为例,详细分析了电机端腔、气隙内的流体流动特性以及各部件的温度分布规律; 此外,利用3D流体场模型计算转子表面空气摩擦损耗,分析了转子转速、转子表面粗糙度对空气摩擦损耗的影响规律,为高速电机的冷却系统设计与改进提供参考依据。

2 耦合场求解模型的建立

2. 1 数学模型

由于针对高速电机稳定状态时三维流体场与温度场进行研究,因此导热方程不含时间项。由传热学基本原理可知,在笛卡儿坐标系下,三维稳态含热源、各向异性介质的导热控制方程为[10]:

式中,T为固体待求温度( K) ; λx、λy和 λz分别为求解域内沿各种材料沿x 、y及z方向上的导热系数( W/( m·K) ) ; q为热源密度( W/m3) ; α 为对流散热系数( W/( m2·K) ) ; Tf为附近流体的温度( K) ; s1、s2分别为求解域中的绝热面和散热面。

高速电机内流体流动同时满足质量守恒定律、动量守恒定律以及能量守恒定律,当流体为不可压缩且处于稳定流动状态时,相应的三维流体通用控制方程可表示为[11]:

通用控制方程的展开形式为:

式中,u为速度矢量; u 、v 、z分别为速度在x 、y 、z方向上的分量( m/s) ; φ 为通用变量; ρ 为流体密度( kg /m3) ; Γ 为扩展系数; S为源项。

2. 2 物理模型

本文研究的高速永磁电机为全封闭液冷电机,在电机机壳设有螺旋形冷却水道,冷却水从水道入口流入,然后沿轴向螺旋流通,最后从水道出口流出带走热量冷却电机,电机基本设计参数见表1。

为便于建立求解域物理模型,作出以下假设[12]:

( 1) 定子铁心、绕组、转子铁心、永磁体和轴承产生的损耗均认为不随温度的变化而变化且均匀分布;

( 2) 绕组端部伸出部分长度由等效的直线伸出长度来表示;

( 3) 定子槽内浸渍状态良好,浸渍漆填充均匀且铜线绝缘漆分布均匀,槽绝缘和定子铁心接触紧密。

基于以上假设,根据对称性,取电机圆周1 /4 区域为研究对象,建立三维流体场与温度场的耦合求解域物理模型,如图1 所示。在剖分的过程中,由于气隙内壁面附近流体的剪切应力与摩擦阻力的梯度变化较大,所以需要对该区域进行边界层划分,求解域剖分图如图2 所示。

3 基本假设及边界条件

为了合理简化求解过程,作出以下基本假设:

( 1) 由于仅研究高速电机稳定运行时流体的流动状态,即定常流动,故在控制方程中不含有时间项;

( 2) 高速电机内流体的雷诺数远大于2300,属于湍流流动,因此采用湍流模型对电机内的流场求解;

( 3) 高速电机内空气流速远小于声速,即马赫数很小,故认为电机内的流体为不可压缩流体;

( 4) 在标准大气压下,通常忽略电机内流体的浮力和重力对流体场的影响。

流体场与温度场耦合求解的边界条件为:

( 1) 水道入口设为速度入口边界条件,给定入口水速为1. 2m/s,水道出口设为压力出口边界条件,出口压力为1 个标准大气压,环境温度设为300K;

( 2) 转子和气隙交界面设为运动边界,在交界面上给定转子转速30000r/min;

( 3) 定子铁心、转子铁心及空气的两侧径向截面均设为旋转周期边界条件;

( 4) 电机外部水套及端盖表面为散热面,给定散热系数。

计算过程中,方程组采用基于压力的分离、隐式求解器,求解算法选择SIMPLE算法,近壁区采用标准壁面函数,动量守恒方程、能量守恒方程、湍动能及湍动能耗散率均采用二阶迎风格式。

4 流体场与温度场计算结果

4. 1 流体场计算结果分析

根据第3 节的假设和边界条件,求解出电机内流体场与温度场分布。图3 为电机内空气的三维流线图。图4 为电机内不同截面流线图。

从图3 和图4 可以看出,转子高速旋转时,电机内空气的流动情况十分复杂。由于气隙狭长,同时气隙壁面对空气流动有束缚作用,其内部的空气能以较高的速度沿着转子旋转的方向流动,且流速分布相对均匀,最大值达到102. 72m/s,平均流速为32. 63m / s; 当空气进入体积相对较大的两侧端腔后,流速迅速下降,平均流速仅为约0. 31m/s,同时由于端腔内部结构壁面对空气流动的束缚作用,在端腔内出现了明显的涡流区域。

为了详细分析气隙内空气的流速分布特性,图5 给出了气隙某径向截面速度分布云图,图6 为气隙内空气沿径向的速度变化曲线。

从图5 和图6 可以看出,气隙中空气的速度分布出现了明显的分层现象,沿转子表面到定子表面的径向方向上速度逐渐减小。由于气隙转子侧壁面为无滑移边界,靠近转子壁面薄层内的速度较大,基本与转子表面线速度相同; 在距离转子表面0. 2mm范围内,速度下降的梯度较大; 在中间区域的湍流区,速度下降相对缓慢; 在靠近定子壁面薄层内流动状态由湍流过渡到层流,速度较小,而在定子侧壁面速度减为零。

4. 2 温度场计算结果分析

图7 为求解域整体的温度分布,表2 列出了各部件的温升值。

由图7 及表2 可知,求解域整体温度基本沿轴向中心对称分布,温升最大值为85. 4K,位于永磁体中部。转子区域温升较高,且转子铁心与永磁体温升相差较小,而定子区域温升较低。这是由于定子靠近冷却机壳,散热条件较好,而转子区域的铁耗及涡流损耗较大,且位于电机内部。从机内空气的流速分布可知,端腔空气流动性较差,不利于转子散热,导致温升较高。

图8 为电机轴向中心截面沿径向的温度变化,其中AB段为转轴中心到转子内径的长度,BC段为转子内径到外径的长度,CD段为气隙长度,DE段为定子槽楔、绝缘及绕组长度,EF段为定子轭部及机壳的长度。

由图8 可知,转子区域温升高,且径向温差变化较小,这是由于转轴与转子铁心有良好的径向导热性能,同时转子散热条件较差; 因气隙中空气的热阻大,导致在1. 3mm厚的气隙内温升下降幅度较大,由槽楔到下层绕组温升下降也较明显,而由定子轭部到机壳的温升下降相对平缓,这是由于定子轭部的径向导热性能较好。

5 空气摩擦损耗的计算与分析

高速电机转速较高,转子表面最大线速度高达100m / s,因此转子与气隙内空气存在相对运动,二者相互摩擦产生损耗,在高转速下电机空气摩擦损耗占总损耗比值较大。一般来说,空气摩擦损耗与空气流速、转子转速、转子表面粗糙度和气隙结构等因素有关,难以用理论分析和解析方法准确计算出来[13],所以本文采用流体场计算软件对空气摩擦损耗进行计算分析。由于电机内所产生的空气摩擦损耗最终将转变成热量,然后散发出系统,因此需要对电机内的流体区域进行稳态温度场计算,计算结束后根据能量守恒定律,利用流场计算软件后处理功能最终得到散发出系统的热通量值,从而得到空气摩擦损耗[14]。

根据流体场计算结果,可以得到转子转速、转子表面粗糙度对空气摩擦损耗的影响,图9 为电机不同转速下空气摩擦损耗的变化曲线。可以看出,随着电机转速的增加,空气摩擦损耗逐渐增加,且增长的梯度越来越大。转速在10000r/min以下时空气摩擦损耗较小,而当转速从10000r/min增大到30000r / min时,空气摩擦损耗从5. 68W增加到85. 28 W,转速增加了3 倍,但空气摩擦损耗增加了15 倍,表明在高转速下电机的空气摩擦损耗是不可忽略的。

图10 为不同转子表面粗糙度下空气摩擦损耗的变化曲线。可以看出,当转子表面粗糙度在0 ~0. 05mm时,空气摩擦损耗基本不变; 当转子表面粗糙度从0. 05mm增大到0. 1mm时,空气摩擦损耗从86. 68W增大到122W。由此可见,转子表面粗糙度对高速电机空气摩擦损耗影响较大,在电机加工制造时应尽量减小转子表面粗糙度以减小空气摩擦损耗。

6 结论

本文基于高速永磁电机三维流体场与温度场的耦合物理模型,研究了高速电机内的流体场和温度场分布规律,分析了转子转速、转子表面粗糙度对空气摩擦损耗的影响。计算结果表明,高速电机内部端腔空气流动性较差,转子散热困难,加之空气摩擦损耗的影响,导致转子温升较高,且可能高于定子铁心和绕组温升,因此在高速电机的电磁设计和冷却系统设计阶段应着重考虑如何有效地降低转子温升。分析了叠片转子表面粗糙度对空气摩擦损耗的影响,转子表面粗糙度小于0. 05mm时空气摩擦损耗基本为恒定值; 当转子表面粗糙度大于0. 05mm时,随转子表面粗糙度的增大电机内空气摩擦损耗近似呈线性增大。

摘要：为了研究中小型高速永磁电机内部流体场与温度场分布规律,以一台15k W,30000r/min内置式高速永磁电机为例,基于计算流体力学和传热学理论建立了三维流体场与温度场的物理模型,应用有限体积法对流体场与温度场进行耦合计算,得到了电机内空气的流动特性与各部件的温度分布规律。针对高速电机运行时转子表面空气摩擦损耗大的问题,基于所建立的3D流体场模型,分析了转子转速、转子表面粗糙度对空气摩擦损耗的影响。研究结果表明,高速永磁电机端腔空气的流动性差,加之空气摩擦损耗的影响,导致转子温升较高,且转子转速、转子表面粗糙度对空气摩擦损耗有着重要影响。