组件电性能（共4篇）
组件电性能 篇1
0 引言
空调组件是飞机环控系统的核心部件, 空调组件性能的好坏直接决定了座舱温度、压力、湿度和人均新风量, 进而影响了燃油损耗、飞行安全和座舱空气品质。
受限于试验条件, 国内对于民用空调组件性能的研究基本是通过计算机仿真来实现的[1,2], 而通过试验研究的文献却鲜有出现。即使是通过试验进行研究的, 也仅局限于对关键部件[3], 而非空调组件整体。国外对于空调组件性能的评估是通过试验和仿真相结合的方式完成的。其方法是, 首先根据技术要求选取典型工况点进行试验, 试验结果一方面用于判断对技术要求和指标要求的符合性, 一方面用于修正计算模型。再通过修正后的计算模型计算飞机在各飞行包线、温度包线下空调组件的性能数据, 再根据获取的性能数据对空调组件的性能进行评估。
本文针对空调组件三个最重要的性能指标, 制冷能力, 泄漏量和除湿效率, 对空调组件的性能进行了试验方案设计。
1 试验对象
本试验的对象为某民用飞机空调组件, 主要由表1 所示子部件组成, 其外形图见图1。
该空调组件从气源系统引气, 高温高压的空气首先进入初级换热器热边, 被初级换热器冷边的冲压空气冷却。
离开初级换热器后, 气流分为两路, 一路主流进入空气循环机的压气机, 经过压气机后, 压力和温度都升高。从压气机出来之后, 气流进入主换热器热边, 被主换热器冷边冲压空气冷却, 经过主换热器之后温度和压力都降低。气流离开双级换热器之后, 进入高压除水循环。气流先进入回热器热边, 接着进入冷凝器热边, 气流温度降低到水蒸气露点温度后, 空气中的水蒸气变成液态水, 在冷凝器下游的水分离器中利用离心作用将水和空气分离、除水, 然后气流再次进入回热器冷边。在进入空气循环机的涡轮之前, 气流温度再次升高。高压空气进入空气循环机中的涡轮膨胀后, 气流压力接近座舱压力, 同时温度降低。
同时, 另一路少量热空气从初级换热器出口旁路至涡轮出口, 与经过空气循环机调节的冷空气在涡轮出口混合, 混合后的气流进入冷凝器的冷边, 作为高压除水的冷源。通过热空气旁路上的TCV开度可调节空调组件的出口温度。
空气循环机中, 涡轮、压气机和风扇同轴, 高压空气在涡轮中膨胀, 带动涡轮高速运转, 涡轮通过空气轴承带动压气机和风扇运转。
所有压力传感器、温度传感器以及TCV由综合空气管理控制器 (IASC) 进行监测和控制, 其原理图见图2。
2 试验台架
该空调组件性能试验台架主要包括热动力试验台和组件安装台架。其中热动力试验台由数据采集系统、安全防护系统、供气系统和控制系统组成。数据采集系统用于采集所有传感器数据, 安全防护系统用于监测过热和ACM超速, 供气系统用于给空调组件冷、热边提供气源, 控制系统用于将空调组件调节至测试状态。试验台架原理图见图3。
2.1 组件安装台架
由于飞机飞行在高空, 冲压空气进、排气均为对应高度的大气压。另外, 座舱压力在高空中, 也小于1 个大气压。基于以上两点, 整个组件安装台架必须安装在高度舱中。高度舱内的压力应能通过设定的飞行高度, 控制到对应高度的标准大气压。飞行高度可以0ft~40000ft之间自由选择。
2.2 加装设备
为使空调组件的运行状态与真实飞机上的一致, 需要加装以下设备:
1) 冲压空气进口导管、冲压空气出口导管、冲压空气排气口———保证冲压空气侧的流阻与真实飞机一致;
2) 喷水管、水喷射器———保证PHX、MHX换热效率与真实飞机一致;
3) 调节阀———调节空调组件出口压力至其与真实飞机一致。
2.3 测量设备及相关
除空调组件自带的CDTS (T2) 、PTS (T4) , 在空间允许的情况下, 还应加装其它传感器监测空调组件的状态。根据该空调组件的布局, 在回热器热边进口和冷端出口分别加装一个温度传感器 (T3, T5) 。为了监测供气参数和冷凝器出口参数, 在冷、热供气管路和冷凝器出口管路上也分别加装了温度、压力、湿度和流量传感器 (Q1, T1, P1, d1, Q8, T8, P8, T6) 。为了监测舱内压力是否与设定高度的外界大气一致, 加装了压力传感器 (P0) 。
由于冷凝器出口处可能有游离水或游离冰存在, 为测量冷凝器出口流量, 计算泄漏量和除湿效率, 在冷凝器下游加装了加热器和流量、温度、温度传感器 (d7, Q7, T7) , 使游离水或游离冰蒸发成气态。加热器仅在冷凝器出口温度小于30℃时工作。传感器具体加装位置见上图3 所示。
2.4 热动力试验台控制器
热动力试验台控制器应具备以下功能:
1) 应能为TCV、PTS、CDTS提供28V的直流电;
2) 应能调节TCV至全开或全关的状态;
3) TCV处于打开状态 (非全开) 时, 应能根据冷凝器出口温度自动调节TCV开度;
4) 应能为所有加装传感器提供电源;
5) 应能记录所有传感器的测量值;
6) 应能控制加装的调节阀, 使得冷凝器冷边出口压力保持至设定值;
7) 应对加装的加热器具有以下控制功能:
(1) 当冷凝器出口温度大于等于30℃时, 加热器不工作;
(2) 当冷凝器出口温度小于30℃时, 加热器工作, 将冷凝器出口处的游离水或游离冰加热至完全蒸发。
8) 应具有过热/超压保护功能。即能监控PHX热边进口压力、ACM转速 (N) 、压气机出口温度 (CDTS) 、水分离器出口温度 (PTS) , 当测量值超出阈值3s时, 可立即自动切断热边供气。
2.5 供气系统
空调组件用气来自发动机或APU (辅助动力装置) 引气, 其温度最高可达260℃, 压力可达4bar, 这就要求试验室具备可提供高温高压气体的能力。另外为考查空调组件的除湿能力, 热边供气还必须具备加湿功能。
飞机飞行在空中, 最高飞行高度可达40000ft, 冲压空气的压力远小于地面大气压, 因此要求试验室具备可提供低真空度气源的能力。
3 试验工况
为考查空调组件性能, 选取如表2 所示的5 个严酷的工况点进行试验验证。
注:热天指标准大气 (ISA) +25℃, 冷天指标准大气 (ISA) -55℃.
各工况输入参数如表3 所示:
4 测试参数
记录如图3 所标出的所有压力、温度、湿度、ACM转速以及空调组件冷热边流量传感器读数, 作为判断空调组件性能的依据。
5 合格判据
对照技术指标, 查看表4 所列参数是否符合技术要求。
6 总结
本文对某民用飞机空调组件的性能试验进行了规划, 对其是否满足制冷、除湿以及泄漏量要求等方面进行了试验方案设计。给出了一种评估空调组件性能的方法, 对后续空调组件的研制提供参考。
参考文献
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[2]杨智, 况薇.民用飞机座舱制冷系统性能计算方法研究[J].民用飞机设计与研究, 2015, (3) :44-.
[3]肖晓劲, 袁修干, 张兰双, 张春蕾.高速电动涡轮-压气机组件试验研究[J].真空与低温, 2008, (4) :208-211.
组件电性能 篇2
王大书等[3]通过对防爆柴油机进、排气防爆系统进行台架试验。魏永刚,雷煌等[4]对防爆柴油机进排气系统各部件对动力性经济性的影响进行了对比试验,均得出柴油机加装防爆系统后,进、排气阻力增大,带来燃烧恶化,由此导致防爆柴油机的性能恶化,阻力越大,性能下降越多。在保证防爆能力的前提下,为了提高防爆柴油机的动力经济性,需要合理优化进排气部件结构,减小进排气阻力。为了探究各进排气防爆组件对防爆柴油机性能影响大小,从而对进排气防爆组件中影响防爆柴油机性能的关键部件进行优化,在发动机台架试验上对不同组合的防爆部件进行了试验,通过对防爆柴油机的动力经济性和排放特性进行分析进而对相关组件进行合理优化。因此对防爆柴油机进排气系统中的防爆组件对其性能影响进行试验分析具有重要意义。
1 试验设备及方案
1.1 实验设备
试验发动机为,该机主要技术参数如表1所示。试验所用设备主要有:
(1)ET2000发动机测试系统。
(2)DW160型电涡流测功机。
(3)DICOM4000五组份排放分析仪。
(4)Di Smoke 480不透光烟度计。
1.2 实验方案
根据GB/T 18297—2001《汽车发动机性能试验方法》进行外特性及11工况点测试试验。
外特性:在发动机油门开度为100%时,按照2 200、2 000、1 800、1 600、1 400、1 200、1 000等依次降低转速进行试验,测量发动机的输出转矩、输出功率、燃油消耗率、排气温度/压力、进气温度/压力、尾气排放等参数。
排放特性(十一工况点):根据煤矿井下防爆柴油机实际运行环境,MT220提出在11点工况下进行发动机排放性能(尾气中主要是CO和NOx及烟度)的测定。
2 试验结果分析
2.1 进气压力对比
图1为防爆柴油机原机与加装防爆部件的进气压力对比图。由图1可以看出,加装废气处理箱后进气压降减小,平均降幅为8.24%。这是因为在排气系统中安装了水洗箱使得排气背压增加,废气不能顺利排出发动机而残留在气缸内导致残余废气系数增大。进气过程中活塞下行,由于缸内残余废气较多使得进气真空度减小,故进气压降减小。
进排气系统中加装所有防爆部件后进气压降明显增加,平均增幅为28.79%。由此可见进气阻火器对进气影响较大,严重影响防爆柴油机的进气量。
2.2 排气压力对比
在矿井下工作,环境中含有较高浓度的甲烷气体且通风不良,极易发生爆炸或中毒。防爆柴油机工作时必须保证井下安全,因此在排气系统中加装废气水洗箱来对尾气进行降温并溶解尾气中部分有毒气体和碳烟。胶轮车井下作业时,水洗箱中的水至少满足防爆柴油机正常工作2 h而不耗干[5];而且为了达到更好的水洗效果在水洗箱内部增加了阻烟网板[6,7],结构十分复杂。发动机尾气要通过水洗箱中的水进行降温水洗,又要经过各种孔板结构,阻力很大,使得排气背压急剧增加。进、排气系统与外界相通的位置分别装有进气阻火器和排气阻火器。进气阻火器是为了防止发动机回火直接通向大气,排气阻火器是为了防止未熄灭的火星引燃工作环境中的可燃气体。
图2为防爆柴油机原机与加装防爆部件的排气压力对比图。由图2可以看出,排气系统中加装水洗箱和全部防爆组件后排气背压增幅较大,分别为原机的6倍和8倍。
2.3 动力经济性对比
图3为防爆柴油机原机与加装防爆部件输出转矩的对比图。由图3可以看出,加装水洗箱和全部防爆部件后输出转矩均有所下降,平均降幅分别为2.73%和5.09%。图4为燃油消耗率的对比图。由图4可以看出,加装水洗箱和全部防爆部件后燃油消耗率有所增加,平均增幅分别为0.50%和1.46%。由此可见,排气系统中加装防爆部件后使得进排气阻力增加,进入气缸的新鲜充量减少,缸内残余废气增加,燃烧恶化,防爆柴油机动力经济性降低。
2.4 排放特性对比
2.4.1 CO
图5为十一工况点和外特性下CO排放对比图。由图5(a)可知在十一工况点排放测试中加装防爆部件对CO排放的影响较小,只有在最大扭矩工况附近CO排放才明显增加。CO是不完全燃烧产物,产生于发动机空燃比过大或过小区域。进排气系统中加装防爆部件使进排气压力增加,气缸内残余废气增加,新鲜充量减少。但由于柴油机过量空气系数较大,故进气量的减少并未对CO排放产生较大影响。仅在最大扭矩点时CO排放才有所增加。
图5(b)为外特性下CO排放对比图。由图5(b)可知,外特性工况下加装全部防爆部件后CO排放明显增加,平均增幅为60.76%。而单独加装废气水洗箱时CO排放却有所降低,平均降幅为1.27%。这是因为单独加装水洗箱使得进气压力降低幅度较小,降幅仅为8.24%,并未对进气量产生较大影响。而加装全部防爆部件时,由于进气阻火器对进气的严重阻塞,进气压降平均增幅为28.79%,严重影响了防爆柴油机的进气量,因此外特性下加装全部防爆组件使CO排放急剧增加。
2.4.2 NOx
发动机燃烧过程产生的NOx主要是NO,NO的生成途径有高温NO、激发NO和燃料NO。其中高温NO的生成条件是高温富氧;激发NO的生成主要受混合气浓度影响,不需要很高的温度;而燃料NO则与所使用的燃料相关。
图6是十一工况点和外特性下NOx的排放对比图。由图6(a)可知,十一工况点测试时加装废气水洗箱和全部防爆部件后NOx排放增加,平均增幅分别为12.0%和15.08%。转速相同,低负荷时NOx排放相当,高负荷时加装防爆部件后NOx增加。这是因为加装废气水洗箱和排气阻火器使得排气背压增大,缸内残余废气增加,废气具有较高温度,对进入气缸的新鲜空气进行加热;同时废气中含有未燃烧的燃料,由于其温度较高在压缩过程中未燃烧的燃料直接燃烧。这两个因素作用使得安装排气防爆部件后防爆柴油机压缩冲程末期气体温度较之前有所提高,此时高温富氧条件有利于高温NO产生,故NOx排放增加。
相比于在排气系统中单独加装水洗箱,加装全部防爆组件后NOx增幅较小,这是因为排气系统中安装排气阻火器和水洗箱使排气背压增加,但进气阻火器的安装使得进气量减少,两者综合作用下,NOx排放并未有大幅升高。
图6(b)是外特性下NOx排放对比图。由图6(b)可知,在外特性下加装全部防爆部件时NOx排放增加,平均增幅为12.27%,而单独加装水洗箱时NOx排放降低,平均降幅为16.99%。这是因为单独加装水洗箱并未对进气量造成太大影响,柴油机仍处于过量空气系数较大状态,此时加装水洗箱起到了废气再循环的作用,故NOx排放降低。而加装全部防爆组件后进气量严重减少,此时缸内混合气浓度非常有利于激发NO生成,故NOx排放增加。
2.4.3 PM
图7是防爆柴油机PM排放对比图。由图7(a)可知,在十一工况点测试时加装防爆部件后,相同转速下大负荷时微粒排放增加明显,小负荷时变化不大,加装废气水洗箱和全部防爆部件后微粒的平均增幅分别为37.86%和53.23%。由此可见防爆部件对柴油机微粒排放影响较大。
柴油机在高负荷工作时微粒主要成分是碳烟,碳烟主要是长碳链分子在高温缺氧情况下裂解形成,加装防爆部件后缸内残余废气增加,着火落后期缩短,形成的可燃混合气减少,燃烧初期放热率降低,导致燃烧温度降低,致使碳烟的后期氧化变慢,造成碳烟和微粒排放上升。
图7(b)是外特性下PM排放对比图。由图7(b)可知,在外特性下加装防爆部件时PM排放明显增加,平均增幅分别为27.37%和35.60%。这是因为外特性下负荷较大,缸内温度较高,同时发动机喷油较多,防爆组件的加装使得进气量减少,由此缸内高温缺氧现象严重,故PM排放大幅增加。
3 结论
通过以上试验数据和分析可以看出:
(1)在防爆柴油机排气系统中增加防爆部件后,排气背压有较大幅度增加,进气压降在增加进气阻火器后才明显增加。加装防爆部件后柴油机动力性降低,燃油消耗率增加。
(2)由十一工况点排放测试结果和分析可知,防爆柴油机排气系统中单独加装水洗箱时由于未对进排气产生较大影响加之废气经过水洗箱后部分废气会溶于水中,因此对CO、NOx和PM排放影响不大,大负荷时三种排放才有明显增加;而加装全部防爆部件后进排气系统阻塞严重,动力经济性下降较多,排放增幅较大。
(3)由外特性排放测试结果可知,加装全部防爆部件后CO、NOx和PM排放增幅较大,防爆柴油机性能严重恶化。
加装防爆系统使得防爆柴油机进排气严重阻塞,对其动力经济性和排放均有较大影响。故应设计合理进排气系统防爆部件结构,在保证防爆的前提下提高防爆柴油机效率并改善排放。
摘要：矿用防爆柴油机作为无轨辅助运输车辆的动力装置有广阔的应用空间,但在进排气系统中加装防爆装置使得进排气阻力增加,发动机动力经济性恶化。对某型防爆柴油机原机与加装防爆组件分别进行台架试验得出:在防爆柴油机排气系统中增加防爆组件后,排气背压有较大幅度增加,动力性下降,燃油消耗率增加。排气系统中加装水洗箱小负荷运行时对CO、NOx和PM排放影响不大,大负荷时三种排放均有明显增加;而加装全部防爆部件后,进排气系统阻塞严重,CO、NOx和PM排放平均增幅分别为33.33%、15.08%、和53.23%。外特性排放测试结果表明,加装全部防爆部件后CO、NOx和PM排放增幅较大,防爆柴油机性能严重恶化。
关键词：防爆柴油机,废气处理水箱,动力经济性,排放
参考文献
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组件电性能 篇3
立式加工中心代表着一个国家装备制造业的发展水平, 它集高精度、高效率和高柔性为一体, 能够显著地提高工件的生产效率, 改善工件的表面质量[1]。立式加工中心主轴组件在很大程度上决定了机床的加工性能, 其设计和研究已经成为当代学者科研的重点[2]。
作为立式加工中心的核心部件, 主轴组件的性能在很大程度上决定了立式加工中心的加工质量和切削能力, 在很大程度上影响其加工的精度[3]。本文研究在不同转矩工况下主轴的应力分布和在不同的温升工况下主轴的热变形情况, 这对于进一步提高立式加工中心的工作性能具有十分重要的意义, 为立式加工中心后续的结构优化提供了可靠的保障。
1 立式加工中心主轴组件模型的建立及模型的网格划分
1.1 主轴组件有限元模型的建立
本文以主轴组件为研究对象, 图1为其结构示意图。螺钉将轴前端的端面键连接起来, 其前端轴承的轴向定位通过端盖来实现, 端盖的轴向依靠台阶来实现定位[4]。在轴上车出的螺纹, 目的在于安装预紧及轴向定位的螺母。整个主轴的结构做成中空的, 目的用来安放拉杆和碟形弹簧。本次建模主要在Solid Works2007中建模, 并利用接口文件, 将其模型数据导入至ANSYS workbench12.0以便对其主轴进行性能分析, 主轴组件的模型图见图2所示。
1.2 主轴组件模型的网格划分
本次仿真前需要对模型进行网格划分, 网格划分的话, 我们主要采用ANSYS workbench自带的网格划分工具。ANSYS自带网格划分平台为不同物理场和求解器提供相应的网格文件, 并集成了很多网格划分软件应用程序。
结构网格大部分可划分为四面体网格, 通过细化网格来捕捉关心部位的梯度, 例如温度、应变能、应力能、位移等, 结构网格的四面体单元通常是二阶的, 对于有些有限元求解器来说, 六面体单元仍然是首选。本次网格划分我们采用Mechanical四面体网格类型, 划分完成后网格节点143922, 单元86233, 如图3所示。
2 不同温升工况下主轴形变分析
主轴内部传热是个复杂的生热和散热过程, 影响因素中, 我们分析了轴承的摩擦发热对主轴形变产生的影响。主轴产生的部分热量通过与冷却系统进行对流传热被带走, 还有部分热量传到主轴和轴承上, 导致主轴和轴承温度升高变形, 影响机床加工精度。主轴产热是一个复杂的产热过程, 对此由于仿真限制我们没有对此细致分析, 而专注于温升对主轴形变参数产生的影响。
针对不同温升情况下对主轴形变所产生的影响, 我们采用不同温升工况下形变分析, 图4、图6、图8分别为25、26、27度环境温度为24度时情况。随着转速的增大, 主轴温度场的温度也随着升高。通过仿真数据我们可以看出发热区主要分布在轴承接触面, 并且由轴承外侧向内侧径向递减, 未接触端受轴承摩擦发热影响较小, 仿真设定室温为25度。图5、图7、图9分别为不同温升工况下主轴形变情况, 从图中我们可以看出, 随着温度的升高, 主轴形变越来越明显, 从最大形变数值中可看出。温度较低的区域形变量小, 温度高的区域形变量较其它区域更为明显。
3 结论
1) 本文以立式加工中主轴组件为研究对象, 建立了主轴系统三维有限元模型, 并对其模型进行网格划分, 在划分网格时, 考虑到计算成本和网格划分分数之间的矛盾, 细密的网络可以使结果更为精确, 但同样会增加CPU计算时间并需要更大的存储空间, 综合考虑, 本次网格划分我们采用Mechanical四面体网格类型。
2) 本文利用新一代的有限元分析软件ANSYSWorkbench对加工中心主轴进行了静力学分析及热形变分析。分析结果得出了在不同转矩下主轴的应力分布及应力增长规律, 分析热形变影响中, 不同温升工况下对主轴的形变进行了有限元分析, 从而从理论上预测了在主轴所允许形变下所允许的最大温升, 也为主轴的优化设计及进一步的有限元分析奠定了基础。
参考文献
[1]杜智强.中国机床行业产品技术发展状况浅析与战略路径初探[J].产品与技术, 2012 (2) :98-101.
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组件电性能 篇4
当前, 国内外很多学者对大地电磁测深法做了大量的研究工作。有限元法是研究人员广泛应用的一种研究方法, 并广泛应用于大地电磁正演问题求解中[2—3]。它是一种求解复杂工程问题的高效近似的数值计算方法。然而, 在实际工程应用中, 大地电磁正演和反演模型的计算量都是非常巨大的。对于多维问题来说, 离散网格数目多, 计算时间长。除此之外, 若其测量剖面上有几十个甚至上百个不同的测点, 且每个测点又要计算几十个不同频率时, 需要迭代的计算量就更加巨大[4]。传统串行的大地电磁解释程序显然无法满足其运算的需求, 而必须求助于高性能并行计算机的支持。然而, 单台高性能计算机的价格非常昂贵, 在局域网中的多台计算机上搭建一个分布式并行计算环境是一个很好的解决方法。因此, 分布式并行大地电磁正演和反演模型的实现是至关重要的。
分布式并行大地电磁正演反演模型的研究已经有了一些研究成果, 但是这些模型算法却与底层并行机制紧耦合于一体, 这使得研究人员必须掌握底层的并行编程细节, 将精力花费在解决计算问题上而不是科学问题。基于此, 许多模型库开发人员开始采用面向对象技术来实现并行库开发, 从而使得底层的并行编程机制对用户来说是透明的。然而, 这种基于面向对象技术的并行库仍然存在一些问题。比如, 基于该技术所构建的对象类过于详细和具体, 常常在编译时必须与具体的应用绑定于一体。
基于组件的软件开发方法CBSE (component based software engineering) [5]可以很好地解决这些问题。通过将并行库封装为组件, 实现高层抽象, 从而在模型的开发中, 物理研究人员可以专攻科学问题的研究, 而无需掌握复杂的底层并行编程细节;在物理应用构建中, 可通过组装的方式灵活构建应用;在物理应用运行编译中, 可灵活更换组件, 而无需重启整个应用。当今, 有许多组件规范已经在企业应用中广泛使用, 如CORBA/CCM, COM/COM+, J2EE/EJB, 和.NET。但是, 它们并不适用于大规模科学计算领域, 主要是由于: (1) 它们不支持并行机制, 如MPI或PVM; (2) 不支持科学常用编程语言Fortran, 以及复杂算法, 多维动态数组等基本数据类型[6]。因此, 1998年, 美国能源部的六个实验室联合印第安纳大学和犹他州大学提出了一种适用于大规模高性能科学计算的标准组件规范CCA (common component architecture) , 将CBSE方法引入到了大规模科学计算领域[7]。本文提出了一种基于CCA组件规范的大地电磁正演模型的分布式并行有限元算法, 实验证明它是一种灵活的、可扩展的, 能够有效避免性能瓶颈的理想解决方案。
1 CCA规范
CCA (common component architecture) 规范主要定义了两类实体:组件和框架[8—12]。
1.1 组件
组件是通过定义好的端口封装的软件模块。端口是组件间相互调用的抽象接口, 主要包括两类端口:服务提供端口、服务使用端口。组件通过服务提供端口对外提供服务, 通过服务使用端口获取其他组件提供的服务。这种“提供服务-使用服务”的模式建立了组件间的对等关系, 可自主交互, 如图1所示。CCA标准规范使用了科学接口定义语言SIDL (scientific interface definition language) 来定义CCA端口。它类似CORBA IDL, 保持了编程语言的中立性, 但是它对IDL进行了必要的扩展, 主要扩展了并行机制、反射机制、面向对象语义定义, 以及科学数据类型, 如多维数组、复数等[13]。
1.2 框架
框架为组件的组装和运行提供容器, 管理组件运行的复杂性。组件通过定义好的端口可灵活插入框架或从框架拔出。CCA标准规范没有明确限定框架的设计和实现, 通信协议的选择, 以及组件发现机制。这使得它可以适用于不同的运行环境, 如大型超级计算机、工作站集群、计算网格等。
CCA的另一个重要特性是语言互操作的实现。目前多种语言互操作工具常常根据需要分别实现某两种编程语言间的点对点语言映射, 如JNI实现了Java与C/C++间的映射, SWIG实现了Python到C/C++的映射。虽然这种点对点互操作模式实现了某两种语言间的互操作, 但却无法解决采用多种语言的、应用中的语言互操作问题。CCA采用Babel[14]工具, 可实现多种开发语言间的双向互操作。图2示意了目前它所支持的可双向互操作的编程语言, 包括Fortran 77/90、Python、C、C++、Java。
2 大地电磁正演的数学模型描述
大地电磁正演的数学模型是一个麦克斯韦 (Maxwell) 方程组, 如下所示:
式中, E和H分别是电场和磁场的强度, ω是圆频率, σ代表介质的导电率, μ是介质的导磁率。由于大地电磁正演中涉及的频率比较低, 因此, 相对于传导电流, 位移电流可以忽略。
当构建二维大地电磁正演模型时, 麦克斯韦方程可以简化为以下亥姆霍兹方程:
为了求解亥姆霍兹方程, 使用有限元法进行离散, 并得到如下的稀疏线性方程:
式中, 系数矩阵K是一个对称的三对角稀疏矩阵。通常, GAO方法 (generalized accelerated over relaxation) 常常用来求解线性方程组。然而, 在求解系数矩阵是对称三对角矩阵的方程组时, Green Field算法已经被证实是一种高效的、鲁棒的算法[1]。从其求解本质上来说, Green Field算法将矩阵K分解为两个三对角矩阵, 然后分别进行求解:
方程的详细描述如下:
由该方程推导生成以下方程:
式中, Z=FV。
计算出Z值后, V值可以从以下公式中得到:
具体的计算步骤可表示如下:
3 分布式并行大地电磁正演MT组件实例构建与算法设计
3.1 组件端口定义
基于CCA规范, 分布式并行大地电磁电磁正演模型 (简称MT) 定义了三个端口, 分别是Use Para P-ort, Provide Ele Port和Provide Mag Port, 如图3所示。Use Para Port是一个服务使用端口, 用于获取物理参数和运行参数。Provide Ele Port是一个服务提供端口, 用于提供电场强度。Provide Mag Port是一个服务提供端口, 用于提供磁场强度。接口定义如下所示:
3.2 MT组件定义
MT组件需要定义其端口方法及CCA定义的gov.cca.Component中的set Services () 方法。set Service () 方法用于向框架注册组件的服务使用端口和服务提供端口。定义MT组件的SIDL描述如下:
3.3 MT模型实现
MT模型的主要任务是形成在固定频率下的系数矩阵K和源矢量f。以下步骤采用Green Field算法求解方程KV=f。
MT模型算法的伪码表示如下:
在进行并行计算编程时, 首先应对串行程序中各计算步骤的并发度进行分析。由于大地电磁正演建模方法是在不同频率下处理数据, 求解每个频率下的电磁场强度的过程是独立的, 因此, 这一过程具有很好的并发性。本文选用MPI (message passing programming interface) 来实现并行算法, 它在分布式并行环境下具有良好的可扩展性。
根据频率数组, 输入数据被分解到多频率域, 并且被分配到相应的进程。为了实现负载均衡, 根据进程的处理能力, 为其分配相应大小的数据量。由于问题的规模是已知的, 我们采用静态的负载均衡策略。
分布式内存体系结构的优势在于它能够快速访问本地内存。然而, 它访问远程内存的速度非常慢。因此, 并行程序设计时, 应当尽量避免频繁的数据交换。在我们的分布式并行MT算法中, 只有两处涉及到了数据交换。一处是当进程0从文件中读取数据, 并向其他进程广播时;另一处是当所有进程完成任务后, 进程0从每个进程收集结果时。分布式并行MT程序的主要解决方案可概要示意如下:
数据被分解为数据块, 分配到每个进程中。根据当前进程的id、频率数组的大小、以及进程数即可算出本地chunk_low和chunk_high。
3.4 MT模型组件生成
采用SIDL完成了对组件端口的定义, 组件的定义, 并设计实现了一个分布式并行MT模型。基于Babel分别载入组件定义的SIDL文件、组件端口定义的SIDL文件, 模型代码来进行编译, 映射成为目标代码。目标代码与模型源代码经本地编译器编译链接后, 即可生成可执行组件, 如图4所示。
4 MT组件计算性能评估
本节对所提出的的基于CCA的并行MT组件算法进行测试评估。运行环境为Windows Server2003 (x64) 工作站, 其具体硬件配置为:4个AMD OPTERON CPU (2.2 GHz, 每个CPU 12个核) , 64GB DDR内存。针对在第二节中提出的同一个2维MT问题, 设计了两个实验。第一个实验用来评估在求解固定问题规模时, 随着处理器数目的变化, 计算时间的变化 (强可扩展性) ;第二个实验用来测试处理器数与计算规模等比例增加时, 计算时间的变化 (弱可扩展性) 。
在强缩放评估测试中, 大地电磁响应的频率数固定为32, 域大小固定为30×40。在这种条件下, 分别采用1、2、4、8、16、32个处理器来求解MT问题。表1中记录了求解并行MT问题时的理想并行加速比, 以及我们所测试得到的并行加速比数据。根据Amdahl定律, 加速比定义为:Speedup (n) =T (1) /T (n) , 其中T (1) 表示串行程序的执行时间, T (n) 表示在n个处理器上运行的执行时间。由表1的数据得到图1。该图显示, 当处理器数从1增至4时, 实际测试加速比几乎为线性, 非常接近于理想加速比。这表明其具有很好的并行可扩展性。当进程数从4增至32时, 甚至出现了超线性加速比。这是内存受限所致, 即处理器较少时, 能载入高速缓存的数据所占比例较小。
在弱伸缩性测试中, 问题规模固定为30×40, 初始频率数为1 (1个处理器求解) ;频率数和处理器数等比例增加。如表2中所示, 当处理器数由1增至8时, 运行时间有少量增加, 这表明具有良好的可扩展性。当处理器数目超过8时, 运行时间开始减少。产生这一现象的原因在于高速缓存命中率的提高。
5 结论