热力校核计算论文

2024-09-14

热力校核计算论文（精选4篇）

热力校核计算论文篇1

前言

在化工领域中, 经常会因为受限于仪表精度, 得出的气体流量不准确、不可靠。通过化工热力学的基本知识, 结合实际案例, 给出一种气体流量校核手段, 以此抛砖引玉, 希望能够对大家的实际工作有所帮助。

1 案例介绍

图1为一套以干空气为原料的气体分离设备流程简图。大气中的含湿空气经过滤器AF去除固体杂质, 进入透平压缩机TC中进行压缩, 压缩后的压力空气经过空气冷却塔AT与水进行直接接触式换热, 降低温度, 并除去空气中的部分水分, 冷却后的空气经过干燥系统MS1201, 除去水、CO2等有害组分, 进入ASP气体分离系统, 经过ASP的分离, 获得所需要的产品气如氧气、氮气及氩等产品, 剩余的废气放空到大气中去。图中FI-3为孔板流量计, 用以测量原料干空气的流量, FI-1、FI-2为电磁流量计, 分别测量冷冻水、冷却水的流量。

根据设计要求, ASP系统正常生产时所需要的原料空气流量为15 500Nm3/h, 透平压缩机TC相应的功率消耗为W0。而实际的调试结果是TC消耗的功率比W0超出20%, 而此时孔板流量计FI-3所指示的空气流量约为15 500Nm3/h。按照空气压缩机厂家提供的数据, 比对该能耗下的空气量, 此时的原料空气流量应该较FI-3的指示值多20%左右。因此, 有必要采用另外的途径来确认空气流量。

2 AT的热力学分析

图1中, 各点的压力和温度都可通过直接测量获得, 因此数据可信度最高;FI-1, FI-2为电磁流量计, 其所测水的流量可以通过水泵的水力学曲线进行验证, 也可以通过空气冷却塔AT底部的计量功能进行校验, 因此, 可信度也可以得到保证;各物料组分的分析值, 也可以对分析仪进行直接校验, 因此, 精度也是可以保障的;而FI-3为孔板流量计, 由于其所测介质为气体, 现场没有合适的方法进行直接校验, 因此, 其指示值大部分时间用于参考, 可信度相对较差。综上所述, 要确认空气的真实流量, 显然不能仅仅依靠FI-3的指示数据进行判断, 必须寻找更合适的途径。

由图1可知, 进出空气冷却塔AT的各物料的压力、温度都是可以直接测量获得, 而且, 物料冷冻水3和冷却水4的流量可以通过电磁流量计进行准确测量, 只有空气物料1和2的流量不能直接测量。显然, 以AT为参考, 通过比较精确的测量数据, 来判断空气的流量是非常有效的。表1为进出空气冷却塔各物料的实际运行数据:

在空气冷却塔AT内部, 由底部进入的热空气物料1和由顶部进入的冷冻水物料3, 以及由AT中部进入的冷却水直接接触换热, 被冷却降温后由顶部物料2送出, 释放的热量则由底部的回水物料5带出。根据物料平衡和能量平衡原则, 可以列出AT的质能平衡方程:

m1×1.1%+m3+m4=m2×0.09%+m5 (1)

m1× (1-x1) =m2× (1-x2) (2)

m1×h1+m3×h3+m4×h4=m2×h2+m5×h5 (3)

mi (i=1～5) -物料1～5质量流量kg/h

hi (i=1～5) -物料1～5的比焓KCal/kg

式1为水的质量平衡方程, 式2为干燥空气的质量平衡方程, 式3为空气冷却塔AT的能量平衡方程。在以上方程中, h1～5则由各点的组分、温度、压力等状态参数来定, 只有m1、m2、m5是未知量, 解方程1～3, 即可求出m1。则原料空气的质量流量m即可求出, 如下式:

m=m1× (1-x1) (4)

3 计算结果及解释

由于供货厂家有自己的相关物性软件, 因此, 进行上述计算可以通过电子计算机进行计算, 计算方法如图2。经过计算, 物料1的流量为m1=22845 kg/h, 根据式4, 则原料空气, 即干燥空气的流量为m=22845× (1-1.1%) =22593.7 kg/h。折合成标态流量为17485 Nm3/h, 同流量计FI-3的指示值相比多了约13%, 而空气压缩机厂家提供的数据多了约20%。

考虑到空气冷却塔AT散热效应的影响, 实际经过的空气流量要比热力学分析的结果更多。因此, 可以判断, 流经FI-3的原料空气的实际流量, 更接近于空气压缩机厂家提供的数据。

参考文献

[1]宋雪岩.photoshop 7.0入门与提高[M].北京:人民邮电出版社, 2002.

[2]王吉庆.信息技术课程与教学论[M].杭州:浙江教育出版社, 2003.

[3]苗逢春.信息技术教育评价:理念与实践[M].北京:高等教育出版社, 2003.

热力校核计算论文篇2

自动喷水灭火系统是最经济的一种自动灭火系统, 国内外应用极为普遍, 其灭火成功率高, 安全经济, 管理方便, 是世界公认的一种自动灭火手段[1]。

自动喷水灭火系统在遇有火灾时可自动启动并喷水灭火,使火灾在初期就能够及时得以控制,从而最大限度地减少了火灾损失,而且该系统对环境无污染,灭火效率高,所以广泛应用于民用建筑中,特别是人员密集、不易疏散、外部灭火和救生比较困难的高层建筑。但是,如果自动喷水灭火系统设计、施工、维护不当,会直接影响灭火效果。因此有必要对自动喷水灭火系统的设计计算进行校核,从设计源头上把好关。

在自动喷水灭火系统的设计计算中,存在的主要问题是对管道水头损失计算方法的选取。现在普遍使用的管道水头损失的计算方法有两种,一是《建筑给水排水设计规范》(GBJ15-88)[2]中给出的舍维列夫式,即现行《自动喷水灭火系统设计规范》(GB50084-2001,2005年版)[3](以下简称《喷规》)中使用的方法。舍维列夫式是1953 年舍维列夫根据其对旧铸铁管和旧钢管所进行的试验提出的经验式, 因此该式主要适用于旧铸铁管和旧钢管。二是欧美等国家标准以及我国《建筑给水排水设计规范》(GB50015-2003)[4]和《室外给水设计规范》(GB50013-2006)[5]中使用的海登-威廉式。舍维列夫式的计算结果比海登-威廉式计算结果偏大,势必会造成不必要的浪费。而且,对于镀锌钢管、铜管、不锈钢管和PVC-C 管,在使用过程中内壁粗糙度增大的情况并不十分明显,也适宜使用海登-威廉式计算[6]。另外《自动喷水灭火系统设计规范》(2008年局部修订送审稿)里管道单位长度水头损失也是按海登-威廉式计算的。

本文以某高层综合楼的自动喷水灭火系统设计为例,采用海登-威廉式计算水头损失,重点对其水泵的扬程和流量进行校核、分析。

1 建设工程概况

该工程建筑高度为73.45 m,裙房四层,建筑高度为20.8 m。总建筑面积为53018.76 m2,地下建筑面积为15386.34 m2,地上建筑面积为37632.42 m2。该建筑地下2层、地上19层,其中,地下二层为汽车库、储藏室及设备用房,地下一层为汽车库、储藏室、设备用房及部分商场,地上一至四层为商场,五至十九层为单元式办公,设置湿式自动喷水灭火系统。

2 火灾危险等级

根据《喷规》附录A设置场所火灾危险等级举例,高层综合楼属于中危险级Ⅰ级场所。该建筑按中危险级II级(喷水强度为8.0 L/min·m2)设计,符合规范要求。

3 喷头的选型和布置

该建筑采用快速响应喷头,喷头流量特性系数为80,动作温度为68 ℃,符合《喷规》第6.1.2条的要求。共设有直立型喷头1876只,下垂型喷头4485只,共计6361只,直立型喷头有20只备用喷头,下垂型喷头有45只备用喷头,共计65只,符合《喷规》第6.1.9条的要求。

该建筑的裙房部分的喷头采用正方形布置,边长为2.8 m,小于3.4 m且大于2.4 m;其他部分的喷头采用矩形布置,长边最大为3.0 m,短边边长最小为2.4 m,均小于3.6 m,符合《喷规》第7.1.2条的要求。

4 报警阀组和管道

(1)该建筑内共有喷头6361只,设置10个湿式报警阀组,其对喷头的控制分布见表1。

由表1可知,每个湿式报警阀控制的喷头数小于800只,符合《喷规》第6.2.1条和第6.2.3条的要求。

(2)自喷系统中配水支管、配水管最大控制的喷头数分别为25mm的1支,32 mm的3支,50 mm的7支,65 mm的12支,80 mm的28支,100 mm的64支。符合《喷规》第8.0.7条的规定。

(3)短立管及末端试水装置的连接管管径为25mm,符合《喷规》第8.0.8条的规定。

5 水泵选型校核

5.1 基本设计数据

该建筑的自动喷水灭火系统的设计流量为8.0 L/min·m2,设计作用面积为160 m2。

最不利点处喷头的工作压力确定过程如下:

由《喷规》第5.0.1条中表5.0.1的注释规定和第9.1.1条的规定可以看出,系统最不利点处喷头的工作压力应计算确定,但同时不应低于0.05 MPa。因此,在具体校核时,应根据建筑工程实际情况进行计算。

根据《喷规》第9.1.1条的规定,喷头的流量应按式(1)计算:

$q = Κ \sqrt{10 Ρ}$ (1)

式中:q是喷头流量,L/min;P是喷头工作压力,MPa;K是喷头流量系数,取80。

由此推导出喷头工作压力计算式为:

P=(q/K)2/10 (2)

由图1可知,最不利喷头位于十九层西南角。由于最不利喷头附近的喷头布置不均匀,所以实际选取的作用面积为162.84 m2,大于160 m2,作用面积内的喷头数为22只。单个喷头实际保护面积为7.4 m2,小于11.5 m2,符合《喷规》第7.1.2条的要求。一个喷头的流量为:

q=8×7.4=59.2(L/min)

由式(2)计算喷头工作压力为0.055 MPa,大于0.05 MPa,故该建筑最不利点处喷头的工作压力确定为P0=0.055 MPa。选取的最不利喷头作用面积如图1。

5.2 沿途计算法计算水泵的扬程和流量

根据《喷规》第9.2.4条的规定,水泵扬程或系统入口的供水压力应按式(3)计算:

H=∑h+P0+Z (3)

式中,H是水泵扬程或系统入口的供水压力,MPa;∑h是管道沿程和局部水头损失的累计值,MPa;P0是最不利点处喷头的工作压力,MPa;Z是最不利点处喷头与消防水池的最低水位或系统入口管水平中心线之间的高程差。

前面已确定P0=0.055(MPa),由图1知:

Z=73.3+9.0= 82.3(mH2O)= 0.823(MPa)。

管道水头损失的计算:

下面采用海登-威廉式来计算水失损失,即

hf=iL (4)

i=105C-1.85hd-4.87jq $_{g}^{1.85}$ (5)

该建筑内的喷淋系统所用管道采用内外壁热镀锌钢管,Ch取100。管道内径dj取值为《低压流体输送用焊接钢管》(GB/T 3091-2008)[7]附录A表A.1中外径减两个标准壁厚。

作用面积内喷头的节点流量按式(1)计算,然后将计算结果代入式(4)和式(5)计算管道水头损失。

其中,除最不利支管外,其余支管均采用特性系数法[8]来计算水头损失。方法如下:

以支管4-5为例,把支管4-5作为一个喷头考虑,其流量与压力符合式(1),因此只要求出其管道特性系数Kg4-5,就可确定该支管的流量。计算支管4-5的特性系数Kg4-5的式如下:

$Κ_{g 4 - 5} = \frac{60 q_{4}}{\sqrt{10 p_{4}}}$ (6)

式中,p4和q4是以支管4-5的尽端喷头5作为计算起点(P5=0.055 MPa),对该支管的喷头逐个进行计算得到的。

则支管4-5在水压P4作用下,其流量为:

$Q_{4 - 5} = Κ_{g 4 - 5} \sqrt{10 Ρ_{4}} / 60$ (7)

根据式(6)和式(7)计算可得Kg4-5为144.38,Q4-5为2.08 L/s。

同理得Kg4-7=91.88,Kg19-a= Kg22-b= Kg25-c= Kg28-d=212.81,Kg16-d=730.42。按此方法计算其他各管段的流量和水头损失,计算结果见表2。

注:(1)①处有两个三通;②处有1个三通,1个90°弯头,以下计算相同;③处为实际流量,下同;④处共有3个90°弯头,4个三通,3个闸阀;⑤处共有2个三通,2个闸阀。(2)局部损失中,湿式报警阀取0.04 MPa,水流指示器取0.02 MPa。

由表2得最不利管路的水头损失为:

∑h=0.205-0.055+0.04+0.02=0.210(MPa)

5.3 水泵扬程复核

由式(3)计算水泵扬程为:

H=∑h+P0+Z=0.210+0.055+0.823=1.088(MPa)

5.4 水泵流量复核

由表2可得,水泵流量为27.02 L/s。

该建筑配置XBD12/30-125DX-II型喷淋泵2台,一用一备。该喷淋泵扬程为1.20MPa,流量为30L/s,均符合要求。

6 水泵接合器校核

该建筑自喷系统设计用水量为30 L/s,水泵接合器流量为15 L/s,则至少应设置2个水泵接合器。

该建筑室外设置DN150的地上式水泵接合器2个,符合《高层民用建筑设计防火规范》(GB50045-95,2005年版)[9]第7.4.5条的要求。

7 结论

(1)通过计算校核可知,该建筑的自动喷水灭火系统的设置均符合相关规范的要求。

(2)在本文的水力计算中,只使用了海登-威廉式。虽然舍维列夫式用于计算旧铸铁管和旧钢管的水头损失比较准确,但据美国测试,自动喷水灭火系统的管道经过20至25年的使用,其实测水头损失与采用海登-威廉式设计计算结果相当,因此用该式计算旧管道的结果也是可信的。综上所述,海登-威廉式可以满足一般水头损失计算的要求。

(3)由上述水力计算过程可见,自喷系统的水力计算具有明显的规律性和重复性,因此可以编制计算机程序计算,或采用Excel电子表格计算,用于不同系统的水力计算时,只需调整管径、管长等原始数据,从而使得计算更加简便[10]。

摘要：自动喷水灭火系统以其灭火效率高,经济实用等优点,被广泛应用于各类建筑的消防设计中。以某高层综合楼的自动喷水灭火系统设计为例,分析了该系统各组成部分的设置情况,采用海登-威廉式计算管道水头损失,重点对其水泵的扬程和流量进行计算分析与校核。通过计算校核可知,该建筑的自动喷水灭火系统的设计符合相关规范的要求。在水力计算中,海登-威廉式不仅可以满足一般水头损失计算的要求,用该式计算旧管道的结果也是可信的。此结论为自动喷水灭火系统设计分析与计算校核提供参考。

关键词：自动喷水灭火系统,海登-威廉式,水力计算,水泵扬程

参考文献

[1]王华章.几种常用自动喷水灭火系统的技术设计比较[J].国外建材科技,2005,26(5):58-60WANG Hua-zhang.Comparison of several kinds of de-signs of automatic fire sprinkler systems[J].Science andTechnology of Overseas Building Materials,2005,26(5):58-60

[2]GBJ15-88.建筑给水排水设计规范[S].

[3]GB50084-2001.自动喷水灭火系统设计规范[S].

[4]GB50015-2009.建筑给水排水设计规范[S].

[5]GB50013-2006.室外给水设计规范[S].

[6]杨丙杰.自动喷水灭火系统水力计算方法比较分析[J].给水排水,2009,36(12):80-83YANG Bing-jie.The comparison and analysis of themethodof hydraulic calculation of automatic fire sprinklersystems[J].Water&Wastewater Engineering,2009,36(12):80-83

[7]GB/T3091-2008.低压流体输送用焊接钢管[S].

[8]王学谦.建筑防火设计手册(第二版)[M].北京:中国建筑工业出版社,2008

[9]GB50045-95.高层民用建筑设计防火规范[S].

热力校核计算论文篇3

1 复合材料模板模型建立与计算假设

1.1 层合板的选择

由于在桥梁模板使用过程中,钢筋混凝土会产生很大的力,而且模板受力状态极其复杂。因此在模板的选择上,选择了更为经济合理的层合板。所谓层合板就是按照不同方向上对材料强度的不同要求将各单层以一定的方式叠合起来构成层合板。

1.2 对称层合板的强度计算的假设

1)各个单层是正交各向同性或者是横观各向同性,均匀,连续的。

2)复合材料单层宏观非均匀,线弹性。

3)各层相互间的粘结完好,界面无孔隙。

4)层合板只承受面力(作用力的合力作用线位于层合板的几何中面内)作用。因为层合板刚度的中面对称性,层合板将引起面内变形,不引起弯曲变形。

5)层合板为薄板。

6)层合板各单层粘结牢固,具有相同的变形[2]。

2 复合材料模板的强度校核理论

2.1 计算层合板[04/904]的正则化面内刚度系数A*ij

SIC/5506复合材料单层正轴模量分量为:

Q11=231.1 GPa,Q22=20.70 GPa,Q12=4.761 GPa,Q66=5.1 GPa。对于正交对称层合板有:

$\begin{matrix} A_{12}^{*} = Q_{12} \\ A_{66}^{*} = Q_{66} \\ A_{16}^{*} = A_{26}^{*} \\ A_{11}^{*} = V_{0} Q_{11} + V_{90} Q_{22} \\ A_{22}^{*} = V_{0} Q_{22} + V_{90} Q_{11} \end{matrix}}$

。

其中,V0,V90分别为0°和90°方向单层的体积含量。由此可得:

A*12=Q12=4.761 GPa,

A*66=Q66=5.1 GPa,

$A_{11}^{*} = A_{22}^{*} = \frac{1}{2} (Q_{11} + Q_{22}) = \frac{1}{2} (231.1 + 20.70) = 125.9$ GPa,

A*16=A*26=0。

2.2 计算层合板[04/904]的a*ij

由于[a*ij]=[A*ij]-1,仿照 $[\bar{S}_{i j}] = [\bar{Q}_{i j}]^{- 1}$ ,按照:

生活用水在观光休闲园外围以打井取水为主,湖面和绿化用水以周围农田排水补给为主,引黄渠水补给为辅;果园菜地采用引黄渠水灌溉,湖周围陆地及岛屿绿化采用管灌方式,排水工程实行污水就近排入排水沟,岛上污水则由管道收集汇入观光休闲园污水处理站处理后,达到国家排放标准后排放。

6 绿化规划

欢乐岛餐娱休闲区、欢乐湖游乐休闲区、远期休闲待开发区的绿化设计主要以自然式为主,主入口服务接待区、田园人家休闲体验区、果园采摘品尝区的绿化设计主要以规则式为主,绿化造景植物选用各类果树、蔬菜、花木品种,乔、灌、草、花的合理搭配,以形成大小不同、有开有合、或明或暗的空间,使观光休闲园内部空间不断变化,景观丰富。

参考文献:

[1] 李维宁.农业观光热也该降降温[N].羊城晚报,2001-10-12.

[2] 戴亮.虞山国家森林公园旅游资源开发与利用探讨[J].山西建筑,2007,33(9):344-345.

Discussion on the planning design of sightseeing fallow garden outskirts of a city

QIN Zhi-bing

Abstract:

The development trend of sightseeing fallow garden was analyzed from urbanization process, tourism development and development stage of sightseeing fallow garden outskirts of a city. The planning design concept, thinking, layout and zonal research of Yinchuan Yingnan sightseeing fallow garden were detail introduced, so as to scientific planning design sightseeing fallow garden outskirts of a city.

Key words:

fallow garden, planning conception, design layout

$\begin{array}{l} \begin{matrix} Δ = A_{11}^{*} A_{22}^{*} A_{66}^{*} + 2 A_{12}^{*} A_{16}^{*} A_{26}^{*} - A_{22}^{*} A_{16}^{*}^{2} - A_{66}^{*} A_{12}^{*}^{2} - A_{11}^{*} A_{26}^{*}^{2} \\ a_{11}^{*} = \frac{1}{Δ} (A_{22}^{*} A_{66}^{*} - A_{26}^{*}^{2}) \\ a_{22}^{*} = \frac{1}{Δ} (A_{11}^{*} A_{66}^{*} - A_{16}^{*}^{2}) \\ a_{12}^{*} = \frac{1}{Δ} (A_{16}^{*} A_{26}^{*} - A_{12}^{*} A_{66}^{*}) \\ a_{66}^{*} = \frac{1}{Δ} (A_{11}^{*} A_{22}^{*} - A_{12}^{*}^{2}) \\ a_{16}^{*} = \frac{1}{Δ} (A_{12}^{*} A_{26}^{*} - A_{12}^{*} A_{16}^{*}) \\ a_{26}^{*} = \frac{1}{Δ} (A_{12}^{*} A_{16}^{*} - A_{11}^{*} A_{26}^{*}) \end{matrix}} \Rightarrow \\ \begin{matrix} Δ = 125.9 \times 125.9 \times 5.1 - 5.1 \times 4.761^{2} = 80 724 (G Ρ a)^{3} \\ a_{11}^{*} = a_{22}^{*} = \frac{125.9 \times 5.1}{80 724} = 0.007 95 (G Ρ a)^{- 1} = 7.95 (Τ Ρ a)^{- 1} \\ a_{12}^{*} = \frac{- 4.761 \times 5.1}{8.724} = - 0.000 300 7 (G Ρ a)^{- 1} = - 0.300 7 (Τ Ρ a)^{- 1} \\ a_{66}^{*} = \frac{(125.9^{2} - 4.761^{2})}{80 724} = 0.196 1 (G Ρ a)^{- 1} = 196.1 (Τ Ρ a)^{- 1} \\ a_{16}^{*} = a_{26}^{*} = 0 \end{matrix}} 。 \end{array}$

2.3 面内应变的计算

由一般层合板应变—内力关系式:

${\begin{cases} ε_{x}^{0} \\ ε_{y}^{0} \\ γ_{x y}^{0} \\ ⋮ \\ Κ_{x}^{*} \\ Κ_{y}^{*} \\ Κ_{x y}^{*} \end{cases}} = {\begin{matrix} α_{11}^{*} ‚ & α_{12}^{*} ‚ & α_{16}^{*} ‚ & \dots & ■ β_{11}^{*} ‚ & ■ β_{12}^{*} ‚ & ■ β_{16}^{*} \\ α_{21}^{*} ‚ & α_{22}^{*} ‚ & α_{26}^{*} ‚ & \dots & ■ β_{21}^{*} ‚ & ■ β_{22}^{*} ‚ & ■ β_{26}^{*} \\ α_{61}^{*} ‚ & α_{62}^{*} ‚ & α_{66}^{*} ‚ & \dots & ■ β_{61}^{*} ‚ & ■ β_{62}^{*} ‚ & ■ β_{66}^{*} \\ ⋮ & ⋮ & ⋮ & ⋮ & ⋮ & ⋮ & ⋮ \\ β_{11}^{*} ‚ & β_{21}^{*} ‚ & β_{61}^{*} ‚ & \dots & δ_{11}^{*} ‚ & δ_{12}^{*} ‚ & δ_{16}^{*} \\ β_{12}^{*} ‚ & β_{22}^{*} ‚ & β_{62}^{*} ‚ & \dots & δ_{21}^{*} ‚ & δ_{22}^{*} ‚ & δ_{26}^{*} \\ β_{16}^{*} ‚ & β_{26}^{*} ‚ & β_{66}^{*} ‚ & \dots & δ_{61}^{*} ‚ & δ_{62}^{*} ‚ & δ_{66}^{*} \end{matrix}}$

。

${\begin{cases} Ν_{x}^{*} \\ Ν_{y}^{*} \\ Ν_{x y}^{*} \\ ⋮ \\ Μ_{x}^{*} \\ Μ_{y}^{*} \\ Μ_{x y}^{*} \end{cases}} \Leftrightarrow {\begin{cases} ε^{0} \\ ⋮ \\ Κ^{*} \end{cases}} = [\begin{matrix} α^{*} & \dots & ■ β^{*} \\ ⋮ & ⋮ & ⋮ \\ β^{* Τ} & \dots & δ^{*} \end{matrix}] = {\begin{cases} Ν^{*} \\ ⋮ \\ Μ^{*} \end{cases}}$

。

其中,αij*,βij*,δij*分别为正则化面内柔度系数,耦合柔度系数和弯曲柔度系数。

在[B*]=0的对称层合板中存在:[α*]=[a*],[δ*]=[d*],[β*]=0,由上式推得:

$\begin{matrix} ε_{x}^{0} = a_{11}^{*} Ν_{x}^{*} + a_{12}^{*} Ν_{y}^{*} = 825.07 \times 10^{- 6} \\ ε_{y}^{0} = a_{21}^{*} Ν_{x}^{*} + a_{22}^{*} Ν_{y}^{*} = - 825.07 \times 10^{- 6} \\ γ_{x y}^{0} = a_{66}^{*} Ν_{x y}^{*} = 0 \end{matrix}}$

。

2.4 各单层的正轴应变

1)0°单层(0°单层的1轴为层合板的x轴,2轴为层合板的y轴)。

$\begin{matrix} ε_{1}^{(0)} = ε_{x}^{0} = 825.07 \times 10^{- 6} \\ ε_{2}^{(0)} = ε_{y}^{0} = - 825.07 \times 10^{- 6} \\ γ_{12}^{(0)} = 0 \end{matrix}}$

。

2)90°单层(90°单层的1轴为层合板的y轴,2轴为层合板的x轴)。

$\begin{matrix} ε_{1}^{(90)} = ε_{y}^{0} = - 825.07 \times 10^{- 6} \\ ε_{2}^{(90)} = ε_{x}^{0} = 825.07 \times 10^{- 6} \\ γ_{12}^{(90)} = 0 \end{matrix}}$

。

2.5 计算各单层的正轴应力

由横量分量表示的应力—应变关系式:

${\begin{cases} σ_{1} \\ σ_{2} \\ τ_{12} \end{cases}} = [\begin{array}{l} Q_{11} Q_{12} Q_{16} \\ Q_{21} Q_{22} Q_{26} \\ Q_{61} Q_{62} Q_{66} \end{array}] {\begin{cases} ε_{1} \\ ε_{2} \\ γ_{12} \end{cases}} = [\begin{matrix} Q_{11} & Q_{12} & 0 \\ Q_{21} & Q_{22} & 0 \\ 0 & 0 & Q_{66} \end{matrix}] {\begin{cases} ε_{1} \\ ε_{2} \\ γ_{12} \end{cases}}$

。

可以推得:

$\begin{matrix} σ_{1} = Q_{11} ε_{1} + Q_{12} ε_{2} \\ σ_{2} = Q_{21} ε_{1} + Q_{22} ε_{2} \\ τ_{12} = Q_{66} γ_{12} \end{matrix}}$

。

1)0°单层。

σ $_{1}^{(0)}$ =186.746 MPa;σ $_{2}^{(0)}$ =-13.151 MPa;τ(0)12=0。

2)90°单层。

σ $_{1}^{(90)}$ =-186.746 MPa;σ $_{2}^{(90)}$ =13.151 MPa;τ $_{12}^{(90)}$ =0。

2.6 各单层的强度校核

查表可得[2]:Xt=1 578 MPa,Xc=2 246 MPa,Yt=66.9 MPa,Yc=237 MPa。

1)许用应力的计算。

[σ1]t=Xt/n=1 578/3=526 MPa;

[σ1]c=Xc/n=2 246/3=749 MPa;

[σ2]t=Yt/n=66.9/3=22.3 MPa;

[σ2]c=Yc/n=237/3=79 MPa。

2)0°单层的强度校核。

|σ $_{1}^{(0)}$ |=186.746 MPa<[σ1]t(安全);

|σ $_{2}^{(0)}$ |=13.151 MPa<[σ2]c(安全)。

3)90°单层的强度校核。

|σ $_{1}^{(90)}$ |=186.746 MPa<[σ1]c(安全);

|σ $_{2}^{(90)}$ |=13.151 MPa<[σ2]t(安全)。

3 结语

经过以上对复合材料结构模板中的较为典型的正交对称层合板的强度验算可知,层合板是安全的,对于其他种类的复合材料制造而成的结构模板形式也可以通过类似的计算方法进行强度校核。

参考文献

[1]王耀先.复合材料结构设计[M].北京:化学工业出版社,2001:71-111.

热力校核计算论文篇4

关键词：转向架,焊接件,疲劳,疲劳极限线图

0 引言

影响构件高周疲劳寿命的因素一般主要有结构形状、尺寸大小、材料性能、表面处理、残余应力和载荷谱[1]。轨道车辆转向架、转向架装部件都对疲劳寿命有较高的要求, 一般要求疲劳裂纹只出现在足够长的产品寿命周期之后, 不存在完全失效的风险[2]。本文通过轨道车辆行业转向架部件常用疲劳校核方法梳理和总结, 提出附属装置进行疲劳校核时容易出现的问题以及应对方法, 以期更为准确地进行转向架疲劳设计。

1 两种转向架装部件的疲劳校核方法

1.1 有限元法转向架疲劳校核的流程

转向架构架必须依照相关标准要求, 进行疲劳强度计算, 而我国主要通过ORE B12/RP17提供的Goodman疲劳极限图进行校核[3]。校核流程一般如图1虚线框以外的步骤, 即先根据经验确定所需的结构及材料, 再直接采用等幅疲劳载荷加载, 然后进行有限元软件模拟, 得出该构架的应力情况, 经过对疲劳应力的后处理, 最后将这些检验应力放入标准规定的Goodman等疲劳极限线图。

由于虚线框中的载荷选取、失效准则选取、许用疲劳极限的修正等多个因素对疲劳校核具有重要的影响, 因而需要在校核过程中加强考虑, 往往由于计算者对这些因素的考虑不同, 造成结果的巨大差别。附属装置多为焊接件, 和构架采用同样的计算方法, 因此也有同样的问题。

1.2 局部应力法校核

除构架以外, 转向架装部件也存在其他多种疲劳校核的方法, 在加以分析后, 也可对焊接件的疲劳校核予以参考。

如EN 13104 2009《铁路应用轮对和转向架动力车轴设计方法》就有明确的要求:

根据各段轴径的不同, 首先计算出各段的名义正应力和名义剪切应力σn、σt, 再由σn、σt确定检验应力, 根据该段的几何外形, 选取相应应力集中系数K, 以及根据疲劳测试结果确定安全系数, 最终的判别式为:

可以变形为:

这可以理解为以σ-1及K确定的椭圆型疲劳极限线图。

2 疲劳极限线图校核的几个影响因数

2.1 载荷及载荷谱

对于载荷谱, 构架在相应铁标有严格要求, 转向架附属装置焊接件也应按标准转换为恒幅载荷组合起来, 不但要形成最恶劣的受力工况, 也简化计算。

以转向架上的天线安装支架为例, 须考虑天线及支架的重量, 由于采用的是有限元的线性计算, 因此, 只需考虑其疲劳载荷采用8个工况即可;不须考虑自重的部件, 4个工况即可 (见表1) 。

注:1g=9.8 N/kg

2.2 疲劳失效评估准则的选择

疲劳失效评估, 一般采用应力幅和平均应力放入Goodman疲劳极限线图进行考量, 超出极限线图即为失效。

式 (3) 、式 (4) 中:

σmax为最大应力;σmin为最小应力;

σm为平均应力;σa为应力幅。

在采用Goodman疲劳极限线图校核时, 应注意应力幅与平均应力的计算方法各有不同, 大体分为直接法和投影法:

1) 直接法是将计算得出的各工况最大第一主应力作为σmax, 最小第三主应力作为σmin。

2) 投影法则是以各工况的最大第一主应力作为σmax, 将其他各工况的全应力转换为与σmax共线的正应力, 最小值即是σmin。

结合图2的二向应力圆理论[5]可以看出, 直接法的结果得出的应力幅及平均应力为:

投影法计算结果为:

由此, 可知:

直接法概括了可能出现的最大应力幅度范围, 但平均应力较投影法小。但是考虑到Goodman极限线图是在应力圆直径τmax远小于应力圆到圆心距离 (σx+σy) /2的情况下才能适用, 即切应力相对较小, 拉应力相对较大, 或者反之的情况, 才能转换为单轴应力。因而, 两种方法的平均应力差别并不大。

直接法应力是以标量形式考量, 不接近疲劳裂纹应力的实际情形。投影法则客观地描述了裂纹形核处的正应力交变状态。

两种方法中, 直接法偏安全, 投影法偏准确。而直接法比繁杂的投影法更为简单, 工程上多用直接法。

2.3 疲劳极限线图的选取

材料在进行疲劳试验的时候, 通常有旋弯、拉伸、扭转等三种加载方式, 拉伸和扭转又分对称加载和不对称加载。每种加载方式下, 试件的应力变化状态也各有不同, 如旋弯和拉伸加载的构件, 承受的疲劳应力是交变拉压应力, 扭转加载的构件, 承受的是两个相互垂直的交变剪切应力, 两种方法往往由于材料属性不一样, 得到的疲劳极限都不一样, 通常所用钢材的疲劳强度。如果构件承受的是旋弯和扭转的组合应力, 将难以转换为单轴应力状态进行评估, 因而Goodman疲劳极限线图不能满足评估的要求, 而Elliptical Quadrant Criterion[7]考虑了两种应力的不同影响, 可以满足要求:

式 (5) 中:

τ为最大剪应力;σ为最大正应力;

[σf]、[τf]为许用拉伸、剪切疲劳极限。

这与式 (2) 是一致的, 只是式 (2) 中的σ-1/τ-1=2, 由此得到的极限线图更为安全。

因此, 在进行附属装置疲劳校核的时候, 需要注意构件疲劳源的应力状态到底是受剪切, 还是受拉压, 或者是组合应力:

1) 能简化为单轴应力的构件, 可用Goodman拉应力图进行校核;

2) 主要承受剪切应力, 应采用Goodman剪切疲劳极限线图校核;

3) 如果存在无法忽略其剪切应力作用的情况, 应按照式 (5) 进行强度校核。

3 焊接件疲劳校核实例

某城轨转向架ATC天线支架的结构如图3, 其疲劳强度校核过程如下:

1) 根据材料参数和几何结构建立有限元模型。建立有限元模型时, 采用实体单元, 尽量细化焊缝等结构, 准确建立约束、加载等边界条件。

2) 按照DIN 13749, 该零件的安装位置加速度约为标准值的1.23倍, 建立疲劳载荷工况如下 (表2) 。

3) 根据计算得到的应力数据, 获得8个工况的σ1、σ3, 根据前面的论述可知, 可用σ1≥2τmax判断采用何种疲劳极限图。从结果来看, 符合椭圆疲劳极限图的应力值中, 最大的一组σ1 max=27.5 MPa, τmax=[ (σ1-σ3) /2]max=17 MPa, 显然不会超出疲劳极限。因此, 只需判断单轴应力是否在疲劳极限图内。

4) 由于构件采用16Mn DR, 因而疲劳极限线图直接采用TB/T2368附录D图D3。

5) 最终结果见图4, 个别节点超出了焊缝极限线, 经检查, 这些节点都在母材上。因此, 这个结构通过了疲劳校核。

4 结语

通常疲劳预测的准确度会存在一定的偏差, 但其获得的疲劳强度校核必定要具有有用的表征作用, 而其判断的依据也都应该有理论及经验作为支持。正确校核转向架附属装置的疲劳强度, 需要合理选取有限元分析的载荷及其组合, 在后处理中, 根据其疲劳源应力状态, 正确选取校核应力及校核准则, 再选取合适的疲劳极限线图进行校核, 只有这样, 才能较为准确地确定附属装置的抗疲劳能力。

参考文献

[1]姚卫星.结构疲劳寿命分析[M].北京:国防工业出版社, 2003.

[2]Jaap Schijve.Fatigue of Structures and Materials Second Edition with CD-Rom[D]Germany:Springer Science+Business Media, B.V., 2009.

[3]TB/T 2368-2005.动力转向架构架强度试验方法[S].北京:中华人民共和国铁道部, 2005.

[4]肖守讷.动力转向架构架强度试验方法[J].西南交通大学学报, 2013, 48 (2) :199, 204

[5]刘鸿文.材料力学Ⅰ第4版[M].北京:高等教育出版社, 2004.

[6]项彬.铁路常用材料Goodman疲劳极限线图的绘制与应用[J].北京:中国铁道科学, 2002, 23 (4) :76.

[7]Gough, H.J.and Pollard, H.V., The strength of metals under combined alternating stresses[M].Proc.Inst.Mech.Engrs, Vol.131 (1935) :3-103.

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