耦合场分析（精选9篇）
耦合场分析 篇1
1 引言
随着开采深度的不断增大,地压和地温的显现越来越突出,而且将会是长期困扰我国矿山生产的技术难题,深部岩港开挖支护面临地压和地温治理两大技术难题和三大技术挑战:高地压、高地温和高渗透。进入深部开拓阶段后,地质条件恶化,三高明显,给港道围岩稳定与施工安全控制提出了一系列严峻挑战:①进入深部以后,由于围岩的高地应力与其本身低强度之间的突出矛盾,高应力场导致围岩开挖之后破裂碎胀和塑性发展,很容易出现大变形而失稳;②随着深度的增加,地下水渗透压力相应增大,港道开挖之后近表面围岩内孔压力大幅降低,从而使得有效应力增大,导致围岩应力进一步超过岩体强度,使得围岩破坏失稳;③随着开拓深度的增加,地温升高,港道开挖之后,港道表面一定深度围岩内产生较大的温度梯度和附加应力,使围岩产生离层,对围岩破裂扩展带来不可忽视的影响[1,2,3]。
综上所述,深部围岩明显与浅部港道围岩不同,浅部围岩稳定理论已经不能适应围岩稳定控制的要求,以往的研究不能定量评价港道围岩的稳定性,本文根据围岩的破坏过程,采用应力迁移来实现深部围岩逐渐破坏过程,推导了港道围岩三高耦合作用下的控制方程,并用有限元法进行了求解,最后将提出的方法应用于工程实例,结果表明建立的多场耦合模型是提出的设计方法一种有效的方法。
2 温度场、渗流场和应力场耦合控制方程及其有限元解
2.1 控制方程
根据热传导和渗流理论推导出温度场、渗流场和应力场耦合的微分方程[4,5]:
式中,uk为岩体骨架位移,为弹塑性刚度张量,xi为空间坐标,Fi为单元体力分量,p1为孔隙水压力,α1为增量有效应力参数,δij为Kronecker参数,γ为岩石的热膨胀系数,β为黏土矿物的遇水膨胀系数,Se为岩石内有效饱和度,Cm为容水度,kl为渗透系数,krl为相对渗透系数,ηl为流体黏度系数,是温度的函数,即ηt=η(T),ρl为流体密度,也是温度的函数ρl=ρ(T),Qs为渗流源,T为温度,ρs为岩石的密度,Cs为岩石的热容,λs为热传导系数,ρl,Cl为水的密度和热容,{u}为水的速度,Qt为热源。
2.2 有限元解
该方程组是非线性的,无法获得解析解,故采用数值计算方法进行求解。采用分步解耦的方法[2],分三步:第一步,对流-固耦合求解;第二步,对温度场和渗流场求解;第三步,对上述两个耦合求解部分之间进行耦合迭代,考虑热应力等耦合,两者之间将参数作为对方动态耦合的边界条件,迭代到符合精度为止,达到三场全耦合求解得目标。
流-固耦合求解:
式中,[K]为单元总刚度矩阵,其子矩阵表达式:
其中,为单元刚度的子矩阵,为单元耦合矩阵的子矩阵元素,[Kcij]为单元耦合矩阵的元素,θΔtKsij为单元渗流矩阵的元素,[Kvij]为单元耦合矩阵的变换矩阵,[Kwij]为单元饱和度耦合矩阵,为有限元单元节点未知量增量,其子列阵为:
式中,Δui,Δvi,Δptoti,ΔSli分别为单元节点的位移两个分量,孔隙流体有效总压力和流体饱和度的增量。{ΔR}e为单元节点等效荷载和流量增量矩阵,其子列阵为:
式中,ΔRui,ΔRvi分别为单元节点i的等效荷载增量,ΔRsi为流量增量、压力荷载增量和毛管压荷载增量之和,ΔRli为节点毛管压荷载增量。
温度场-渗流场耦合求解:
式中,[K]为单元温度场矩阵,其子矩阵表达式:
其中,θΔtKsij+Ksdij为围岩介质温度场的单元矩阵元素,θΔtKslij为围岩介质的单元孔隙流体温度系数矩阵元素,θΔtKlsij为由孔隙流体温度场方程得到围岩单元温度的系数矩阵元素,θΔKlij+Kldij为有孔隙流体温度场得到的单元孔隙温度的系数矩阵元素,{ΔT}e为单元节点温度增量列阵,其子列阵:
式中,ΔTsi,ΔTli分别为单元节点的围岩介质温度增量和孔隙流体温度增量。
{ΔQ}e为单元节点温度增量阵,其子列阵:
式中,ΔQsi,ΔQli分别为单元节点i的等效温度荷载增量。
从而求解了温度场-渗流场的耦合,在流-固耦合的基础上,求得围岩和孔隙流体的温度场,然后将温度场产生的热效应转化为广义的热荷载施加到围岩骨架上,再进行围岩与渗流的迭代计算,这样就实现了三场耦合的求解。
3 支护理论及设计方法
3.1 港道围岩温度应力简化计算
由弹性力学可知,温度分布函数T(r)为轴对称问题,可得:
式中,E为弹性模量,μ泊松比,线膨胀系数,A,C由下列条件确定:
其中,γ围岩容重。
3.2 考虑温度效应的深部隧道锚杆支护结构设计
(1)锚杆长度设计
由极限平衡条件得到:
假设由于开挖、支护和温度影响下,围岩强度蜕化K倍,由式(12)可得出锚杆长度l为:
(2)锚杆稳定验算
松动区的平均半径:
式中,r'为松动区半径。
松动区的径向应力:
松动区的轴向力:
松动区切向应力:
由破坏条件得到r':
从而可以得到锚杆承载力:
式中,d为锚杆直径,τ为抗剪强度。
当锚杆与节理面垂直时,稳定性按下式验算:
当锚杆与隧道壁垂直时,稳定性按下式验算:
(3)锚杆截面设计
As锚杆的截面面积,fy为钢筋抗拉强度设计值。
3.3 考虑温度效应的隧道喷锚支护结构设计
根据Bingham模型得到如下稳定性控制方程:
在Bingham模型求解时将温度应力加上,然后进行收敛反馈求解支护参数。
4 案例分析
4.1 工程背景
1178m分段采准工程是金川二矿区1#矿体1150m中段第四个回采分段,也是1198m分段接续分段。1178m分段采准工程布置在矿体顶盘,走向为N52°W,埋深约为520m,其巷道开挖断面为6.0m×5.0m。考虑温度效应,1178m分段联络道的支护形式为注浆锚杆+双层喷锚网,设计结果为:锚杆长度3.0m.排间距为1m。由于采准工程埋藏深、工程地质条件恶劣、地压大,随着服务时间的增长,分段巷道变形破坏日益严重,多数地段虽经多次返修,仍未解决其稳定性问题。
港道围岩基本上属于Ⅲ3岩组,为多种岩浆岩穿插的中薄层大理岩,整个港道岩层走向与港道轴线方向小角度相交。
地应力采用实测值[6],岩土参数见文献[6]。
4.2 加固设计及数值分析
基于以上理论,采用MATLAB语言进行编程计算,有限元模型如图1所示。
首先进行支护结构设计,锚杆取4.0m,然后进行多场耦合分析,模拟结果如图2～图4所示。
图2为港道开挖支护完位移分布图,由图可以看出,总的最大位移为67.5mm,发生在港道顶部位置,图3给出了锚杆轴力图,由于对称,因此只给出了一半锚杆轴力图,锚杆最大轴力为272kN,通过验算,锚杆截面和稳定性均满足要求,图4给出了围岩竖向位移变化曲线图,支护后位移速度逐渐减小,40天后位移趋于稳定,其主要是在一个月后,锚固力充分发挥,塑性区基本上再没有发展,说明港道稳定性良好。
6 结语
通过对深部围岩的分析,可以得到以下结论:
(1)根据盐岩的特性建立了温度场、渗流场和应力场耦合控制方程,并用有限元进行了求解,该控制方程能够刻画深部围岩的物理特性,为深部围岩稳定性分析提供了理论基础;
(2)考虑了温度场和渗流场,给出了围岩加固设计方法,该方法可以更加准确的进行围岩不稳定体的加固设计;
(3)最后将提出的计算方法应用于工程实例,结果表明本文提出的分析方法是实用、有效的,为深部围岩的稳定性提供了一种比较准确的计算方法。
参考文献
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[3]闫长斌,徐国元.对Hoek-Brown公式的改进及其工程应用[J].岩石力学与工程学报,2005,24(22):4030-4035.
[4]Priest S D.Determination of shear strength and threedimensional yield strength for the Hoek-Brown criterion[J].Rock Mechanics and Rock Engineering,2005,38(4):299-327.
[5]徐芝纶.弹性力学[M].北京:高等教育出版社,2006.
[6]马宇.金川二矿区地应力场研究与地下工程稳定性.中国地质科学院[博士学位论文].
耦合场分析 篇2
发动机短舱内外流场与结构温度场耦合计算
采用CFX软件,利用SST k-ω湍流模型,同时引入了辐射模型考虑热辐射的影响.采用CFX的`共轭传热方法,在流体域求解N-S方程,固体域求解热传导方程,然后在流固耦合交界处交换数据,实现了流场与结构温度场的耦合数值分析.为了验证此方法的正确性,对文献中轴对称喷管进行了数值模拟,所得喷管壁温与试验数据吻合良好;另外进行了高超声速钝体流场与结构温度场的耦合计算,计算所得激波位置与试验结果一致,固壁非定常温度场分布与文献结果吻合.在此基础上,进行了航空发动机短舱内外流场与结构温度场耦合的数值研究,并得出了几个短舱外表面蒙皮冷却的可行性措施,为飞行器红外隐身设计提供参考.
作 者：张元辉 王强 ZHANG Yuan-hui WANG Qiang 作者单位：北京航空航天大学,能源与动力工程学院,北京,100083 刊 名：飞机设计 英文刊名：AIRCRAFT DESIGN 年，卷(期)： 29(1) 分类号：V224.2 关键词：发动机短舱 耦合传热 数值模拟 CFX SST湍流模型 冷却受火钢结构温度—结构耦合场分析 篇3
我们试图利用ANSYS软件建立钢结构构件在火灾条件下的传热模型与在静力荷载及温度荷载共同作用下的受力模型, 进行钢结构构件的温度—结构耦合计算,以建立钢构件受火时间与受火后结构抗力之间的关系。通过遇火情况下钢结构构件全过程反应分析,绘制出受火时间与构件变形、结构承载力和稳定的关系曲线。分析钢结构构件的遇火承载力变化,确定特征承载力,以便更准确了解结构构件耐火时间以及能够探寻更简单、更有效的钢结构防火保护措施。
1ANSYS瞬态热分析计算模型
1.1受火模型形式
根据构件受火后的实际情况与构件的约束状况,我们采用以简支梁为研究基础的三面受火状态(如图1)和以框架柱为研究基础的四面受火状态(如图2)。受火温度按照标准升温曲线升温,转化为温度荷载,以60秒为一个荷载步施加。
1.2Ansys分析单元类型
由于受火后构件截面温度分布不均匀,构件单元采用体单元;热分析单元采用八结点六面体单元SOLID70【1】。热分析单元所采用的八结点六面体单元在每个结点只具有单自由度— 温度,并且这种SOLID70热分析单元可以考虑对流和辐射,我们在进行热分析的基础上还可以进行稳态和瞬态传热分析。采用实体单元SOLID70建模,所有单元均为正六面体,这样容易保证计算的收敛性。
1.3材料的热物理特性
1)本文所分析钢结构构件材料均采用Q235钢,并符合各向同性的理想弹塑性材料假定,服从Mises屈服准则和关联流动法则,不计残余应力[2]。
2)钢材的导热系数0℃~600℃范围按欧洲规范 λs取值为45W/(m.℃)超过600℃时按照日本的研究。
3)钢材的比热Cs取自日本的研究数据。
(日本)
4)钢材的初始弹性模量Es采用ECCS方案。
5)高温下结构钢的强度,通过模拟中高温下结构钢的比例极限fp T与常温下屈服强度的比值,fy采用欧洲规范EURO CODE3并考虑各温度阶段下的结构钢强度折减系数。
6)钢材的泊松比 μs= 0.3 ;
7 )膨胀系数按我国规范取
8 )钢材的密度
2温度—结构耦合场的计算分析
温度—结构耦合分析是将热分析得到的节点温度场作为结构分析的载荷,进行静力分析过程中实现耦合。我们整个的分析过程就是在外界环境温度已知的情况下,首先通过传热分析得到结构随时间变化的温度场,然后把此温度场作为荷载, 计算此温度场下结构的受力,进而与静力荷载叠加求解。AN-SYS提供了直接耦合与间接耦合[1]两种分析耦合场的方法。
本文温度—结构耦合分析中,热对流传热系数取25W /m2.℃,结构的初始温度定为20℃ ,外界环境温度按照标准升温曲线升温,每60秒为一个荷载步,直至3600秒。通过ANSYS进行热分析可以计算出不同时刻结构的温度场。热分析结束后,进行构件的静力分析。按照多个荷载步读入热分析结果, 以实现温度荷载的施加。间接法进行耦合计算中,受火钢结构单元在结构分析中应将SOLID70单元转换为SOLID45单元, 因为该单元可以进行材料非线性,几何非线性分析。SOLID45单元内的温度可以通过结点的三次插值得到。
3Ansys分析结果
1)通过对三种不同截面尺寸的工字型截面在相同升温条件下,相同时刻的截面温度场分析可以得出同时刻最大温差如下图。
从梁在三面受火状态下三种不同截面同时刻最大温差可以看出,在梁腹板厚度小于翼缘厚度时,截面温度最高点与温度最低点差值较大;在梁腹板厚度与翼缘厚度接近时,截面温度最高点与温度最低点差值较小。如果继续提高腹板相对厚度,即超过翼缘的厚度,温差变化不大,基本接近腹板与翼缘等厚情况。但是,从柱在四面受火状态下三种不同截面同时刻的最大温差来看,整个升温过程中,如果柱翼缘与腹板厚度相同, 柱翼缘的温度最高;柱翼缘厚度大于腹板厚度时,柱腹板温度最高。而且腹板厚度对截面温度场的分布以及同时刻截面最高温度影响较大。更突出的是腹板厚度越大,温差越小。纵向比较三面受火的梁与四面受火的柱,可以看出四面受火的柱截面温度最高点和最低点差值要比三面受火的梁要小。很明显, 四面受火的柱比三面受火的梁受热相对来说要均匀。正是由于受火状态不同,相对来说,四面受火截面,翼缘温度分布比较均衡。由此可见,截面受火方式对结构截面的温度分布有重要影响。在结构抗火计算时,对截面温度完全线性分布的假定有必要考虑构件的受火形式[3],进一步进行相关研究确定结构抗火设计的适用条件。
并且,设计中,我们实际往往采用腹板比翼缘板薄的构件, 这是因为加大翼缘厚度对于提高构件的承载力来讲要比加大腹板厚度来的有效,殊不知,这种情况却对构件的抗火不利。 如果我们设计的构件腹板与翼缘厚度相差太大,发生火灾时会造成构件在达到极限承载力之前,腹板在高温下先发生局部屈曲的状况。我们在进行钢结构设计时,必须进行抗火设计,采取合理的方案,钢与混凝土的混合方案不失一种有效的选择。
2)通过ANSYS热分析,我们可以对构件施加由ANSYS热分析确定的温度场,即温度荷载以及静力荷载。可以得出静力荷载及温度荷载共同作用下的钢构件的力学反应。对于钢梁分析比较容易,因为受火时,楼板对钢梁有一定的约束,而且混凝土的抗火性能好,影响小,此时的钢梁几乎不会产生整体侧向失稳,这样,我们就可以只计算钢梁平面内极限承载力,控制好钢构件在火灾条件下极限状态的变形即可。 ANSYS结构分析后,可以发现,钢梁受火承载力达到其屈服强度时,其挠度远远没有达到极限状态,但由于构件温度的升高,构件挠度会随着受火时间的持续而出现急剧加大的现象。
通过一系列分析数据我们得到不同腹板厚度下的简支梁跨中挠度随时间变化曲线和梁荷载组合效应与屈服强度随时间关系曲线分析可知,构件屈服强度会随温度的升高而降低, 而且近乎线性变化,这是因为简支梁作为静定结构,热膨胀影响变形,不产生附加应力。如果构件的变形包括受热变形受到约束,就会产生附加应力,在结构受火分析时另当别论,不过构件屈服强度会随温度的升高而降低的情形不会变。另外,我们针对300mm×150mm×10mm×10mm ,300mm×150mm×10mm×8mm ,300mm×150mm×10mm×6mm三种截面的受火极限状态分析,三种截面分别在t =1140s ,t = 960s ,t = 780s时达到其极限状态,腹板厚度与达到极限状态的时间干系重大。挠度变形也明显随着腹板厚度减小而增大,受火时间越长越明显。可以得出结论,在相同的边界条件、相同的受力及相同的受火条件下,腹板厚度对构件抗火时间有重要影响。
4结论
通过本文的针对钢结构构件的温度—结构耦合场的计算分析,可以得到如下结论,供设计参考。
1)截面受火方式的不同对截面温度分布有很大影响。因此,在结构抗火计算时,不应在没由考虑构件受火形式而假设截面温度完全线性分布。需要进一步研究截面温度完全线性分布假定的适用范围,确保钢结构构件抗火设计的科学性。
耦合场分析 篇4
关 键 词：三维地质模拟;工程地质场;地质结构模型;地质属性模型;耦合构模1 引 言在大型工程建设项目的勘察、规划、设计、施工阶段，都需要尽可能多地掌握地下工程地质环境的准确信息，尽量精确地刻画工程地质体的几何结构特征以及地质体内部属性参数(包括物理、化学、水文地质、工程地质等属性特征)的变化规律[1-4]。
传统地使用二维纸质地图和数字化 CAD 图件来表达工程地质信息的方式已很难满足实际应用的要求[5]，需要综合应用 GIS、空间数据库、三维可视化和计算机图形图像等技术进行工程地质体的三维建模及可视化分析，以直观、形象的三维可视化图形图像形式表达工程地质空间中构造单元的时空展布特征及其内部属性参数的时空分布规律，实现工程地质信息从二维表达形式向三维甚至四维表达形式的升华，将以往仅仅蕴涵于地质工作者脑海中的工程地质体直观形象地展现在地质工作者、规划设计师、岩土工程师乃至非地质专业的管理、决策人员面前。这不仅能使地质工作者在研究过程中非常容易地表达、验证和修改自己建立的地质认识，而且能够在其基础上进行定量的可视化空间分析和专业应用，最大限度地增强地质分析的直观性和准确性，做出符合地质现象分布变化规律的工程设计与施工方案，减少人类对地质问题认识的盲目性以及地下工程设计、施工面临的巨大风险，为制定科学合理的地下空间开发利用方案提供基础地质资料和决策依据。
近20 年来，工程地质三维模拟技术已引起地球科学界和实际工程界的广泛关注，并成为具有国际前沿性质的研究热点[1-2]。在地质工作者、计算机专家和 GIS 研究人员的共同努力下，一系列用于精确刻画地下工程地质体结构特征的三维地质建模及可视化分析技术相继开发出来并在实际工程中得到应用[1]，初步显示了三维地质模拟在工程地质空间重构、分析与表示、过程模拟等方面具有巨大的潜力和价值。然而，随着地下空间勘探开发的不断深入，对工程地质体的建模分析工作提出了更高的要求，早期的只建立简单的几何结构构造模型的三维地质模拟技术，已无法满足实际综合地质研究工作的需要[4-5]。实际工作中不仅需要准确地描述工程地质体的几何形态，更需要准确地描述地质体内部非均质分布的物理、化学、水文、工程等属性特征，甚至需要将两者耦合起来进行各种定量的空间分析和专业应用。地下空间勘探开发的实际应用需求推动了三维地质建模及可视化分析技术的发展，使得建立实用、可靠的地质体几何结构构造和属性参数特征耦合模型成为三维地质模拟技术必然的发展方向。国内外研究现状与发展趋势
工程地质三维模拟研究是一个集合了基础地质学、工程地质学、岩土工程学、地球空间信息科学和计算机科学等多学科的交叉领域。近20 年来，国内外在工程地质三维模拟方面的研究主要集中在三维地质模拟的理论基础、实现技术、实际工程应用等 3 个方面。
(1)在工程地质三维模拟的理论基础方面，主要是基于工程地质空间认知、划分、映射、表达的要求，研究适合于三维地质模拟的空间数据模型及其数据结构。
(2)在工程地质三维模拟的实现技术方面，主要研究三维地质模拟的体系结构和三维地质模型重构的具体方法。一般将三维地质模拟划分为地质数据处理、地质实体建模、模型分析与应用(包括属性建模、空间分析、其他应用等)3 个阶段[6]。现有的三维地质建模方法可分为 2 类：一类是用于重构地质体空间几何形态的地质结构建模方法[7-10];
另一类是用于地质体内部属性参数特征三维重构的地质属性建模方法，如：以空间插值为基础的确定性属性建模方法;以随机模拟为基础的不确定性属性建模方法[4]。
(3)从实际应用上来看，地质体三维建模与可视化分析是工程界长期的需求。基于地质概念的工程地质三维实体模型能够定量地分析地质单元结构形态及其属性特征，为深入认识工程地质现象和地质过程提供新的手段和视野。在 20 世纪 90 年代中期，很多地质专家和工程人员就认同了三维地质模拟的概念和作用，并开展了一系列探索性的应用研究工作。但现有的三维地质模拟技术多是以对地质体几何结构构造的直观描述和空间展示为主，主要应用于地下地质体的几何表示、地质属性参数空间不均一性的可视化显示、数值模拟模型的前处理和后处理等有限的几个领域[3]，更深层次的定量分析应用则很少，工程地质三维模拟的潜力远未挖掘出来。
从总体上来看，工程地质三维模拟的理论、方法和技术目前尚处于研究和应用的初级阶段，还有许多问题有待于解决。按照现在的理论和技术水平，真正实现完全意义上的三维地质模拟至少需要10～20 a 的时间。当前亟需开展研究的重要工作包括：研究并设计、实现面向地质实体、胜任复杂环境下地质模拟、具有真三维拓扑结构的数据模型及数据结构;研究三维地质结构模型/属性模型的统一构模与融合分析技术;研发成熟的 3D/4D 可视化定量空间分析工具;研究地质数据和地质模型不确定性的表示、地质模型准确性的检验等。多场耦合构模的基本概念
用地质场的观点[11-13]来分析，工程地质三维模拟是对工程地质场中的物质、信息、特征进行三维重构、再现、分析的过程。工程地质场由 2 类相互关联的场组成：一类是地质属性参数场，它是地质体、不同地质体的界面或地质体组合的物理、化学、水文、工程等方面的特性在空间上的反映，它连续地分布在三维地质空间中，没有明确的边界形态;另一类是地质几何结构场，它是地质体、不同地质体的界面或地质体组合的几何结构形态特征在空间上的反映，它具有相对明晰的边界，控制数据呈离散状分布。
在工程地质空间，地质几何结构场和地质属性参数场不仅在空间位置上重合(具有套合关系)，而且在成因及特性上相互关联(具有耦合关系)。工程实践中通常是根据地质属性参数特征来划分地质几何结构场的控制界面(如地层之间的分界面)。但从另一角度来看，地质属性参数场的分布特征往往与地质体的几何形态、埋藏深度以及与其周围地质体的相对差异有关[13]，地质几何结构场不仅展现了地质体的空间几何分布特征，还控制了地质体内部属性参数的空间分布变化。因此，亦可在地质几何结构场的基础上推断、预测地质属性参数特征，实际工作中也常有这方面的应用需求。厘清工程地质空间几何结构场与属性参数场的耦合关系，不仅具有理论意义，更重要地是在三维地质模拟时具有实际的指导意义。
在三维空间中，对地质几何结构场进行模拟重构生成三维地质结构模型，对地质属性参数场进行模拟重构生成三维地质属性模型。三维地质结构模型侧重于反映地质体的空间位置、几何形态和拓扑关系，但难以表达地质体内部的属性参数特征变化情况，一般是将同一地质单元内部的属性参数特征假定为均一不变的。三维地质属性模型可以方便地表达地质体内部属性参数特征的非均一性，并易于进行统计计算和综合分析，但不含地质体几何形态和拓扑关系方面的信息。
鉴于地质空间中几何结构场与属性参数场的耦合关系，工程地质体三维模拟的流程应能准确地反映“根据采样的地质属性参数信息→界定地质空间几何结构特征→预测地质属性参数空间展布规律→实际验证与应用”这一实际工作过程，但现有的三维地质建模流程和技术方法在实现这一目标时却存在很大的不足，主要问题涉及 4 个方面：(1)在三维空间数据模型方面缺乏实用高效、矢栅一体的混合数据模型。现有的空间数据模型在对工程地质空间划分、表达及分析时存在着或多或少的缺陷，难以完整、统一地描述地质体的几何结构特征及其内部属性参数信息。
(2)在三维地质模拟的过程中，目前一般采用“独立构模”或“顺序构模”的方法来重构地质空间几何结构场和属性参数场。“独立构模”是指完全不考虑地质空间几何结构场和属性参数场的相互关系，将其作为 2 个独立的数据场，分别单独的构建地质结构模型和地质属性模型。“顺序构模”则考虑到地质几何结构场和属性参数场在空间位置上的重合关系，先构建地质空间几何结构场模型，然后在此基础上体素化，生成属性参数场模型，并建立属性数据与地质体几何结构数据的对应关系。“独立构模”或“顺序构模”的思路都没有考虑地质结构和属性参数在空间和成因上的耦合关系，在理论上具有很大的局限性，计算机模拟的结果也与真实的地质情况差别较大。
(3)从三维地质模拟的具体实现技术上来看，现有的技术侧重于重构地质体的空间几何形态，并形成了不少实用高效的三维地质结构建模方法，而对地质属性参数重构技术研究较少，属性建模大多采用自动插值方法或基于地质统计学的 Kriging 方法，这些属性建模方法复杂繁琐，且未能充分有效地考虑属性参数场与地质体的结构特征、地质约束作用及地质学原理的耦合关系。
(4)现有的可视化分析技术缺乏统一、完备的三维空间分析理论指导，很难实现对既包含地质体几何形态、又包含地质体内部属性参数特征的地质实体模型进行真正自由、灵活的定量三维空间分析。
一个真正的三维地质实体模型应该能够完整、统一地描述地质对象的空间位置、几何形态、拓扑关系和内部属性信息，具有真三维表达能力、真三维空间分析能力且支持三维空间预测，而不是在地质空间中将几何结构场和属性参数场割裂开来，分别进行重构、描述和分析。理想的三维地质实体模型重构流程应该将地质数据处理、地质体几何结构框架生成、地质属性参数场重构、三维可视化空间分析作为一个统一的整体过程加以研究，充分考虑地质属性参数场对地质几何结构框架的指示意义、地质几何结构框架对地质属性参数场的约束作用，实现真正意义上的地质空间多场(即几何结构场与多种属性参数场)耦合构模，从而生成带属性参数的三维地质多场耦合模型。
结论与展望
(1)工程地质空间三维几何结构场/属性参数场耦合构模是实现工程地质数字化应用突破的关键。
多场耦合构模的过程是一个信息逐步提取与集成的过程，亦是一个“工程地质体→地质空间数据→地质空间信息→知识决策”的过程。
(2)本文提出了工程地质空间多场耦合构模的标准流程框架，并通过一个实例说明地质体多场耦合模型在三维地质建模及可视化系统中初步实现后的效果。这为建立一套完整的地质体多场耦合构模的理论体系和方法体系奠定了基础，有助于完善复杂地质条件下三维地质模拟的方法与技术。
耦合场分析 篇5
随着柴油机的不断强化,单位排量的功率和最大爆发压力的不断增加,活塞承受的热负荷和机械负荷也随之不断提高。越来越高的热、机械载荷导致活塞的工作条件愈加严酷、活塞销座开裂、活塞环槽早期磨损、活塞顶面环岸开裂以及燃烧室喉口边缘热裂等失效更加显著。因此在对活塞结构的设计不仅要考虑到热载荷的作用,更要考虑到热载荷和机械载荷的综合影响[1]。
钢顶铝裙组合活塞可以有效解决铝合金整体活塞强度较低而无法承受过大的热机载荷的问题,在低速、高负荷柴油机中广泛使用。本文利用Pro/E建立活塞组件的三维实体模型,在有限元前处理软件ANSA中进行装配和网格划分,导入ANSYS中对活塞在预紧工况,热负荷和热机耦合工况进行强度分析,找到活塞在结构上的薄弱环节,为活塞的优化设计提供了理论依据。
1 活塞的有限元模型的建立
本文的计算模型是钢顶铝裙组合式活塞,钢顶和铝裙用螺栓和螺母连接,考虑到活塞结构、载荷和边界条件的对称性,可以取活塞的1/2模型来进行分析[2]。由于模型比较复杂,将活塞组件中的活塞顶部、裙部以及连杆用4节点四面体单元进行离散化处理较为方便,对连接螺栓、螺母、活塞销、销孔衬套和连杆衬套用6节点五面体单元和8节点六面体单元进行离散化处理。在组件接触部位进行网格局部加密,活塞组件其他非接触面进行自适应网格生成。活塞有限元模型包含165815个四面体单元,3824个楔形五面体单元和6400个六面体单元,总节点数为49235,得到的活塞组件有限元模型如图1所示。以活塞中心线为y轴,x轴和z轴分别垂直和平行于活塞销。
2 活塞温度场的计算
2.1 活塞的热边界条件的确定
合理地给出热边界条件是对活塞进行温度场计算的关键,确定活塞的换热条件主要是确定活塞的各部位边界与高温燃气、冷却水套、冷却油、曲轴箱油雾和空气之间的换热系数以及相应介质的温度,在确定这些边界条件时,应考虑多种因素并通过经验公式计算换热系数,并对比计算结果和实测结果来不断修正边界条件,使计算结果更好地符合实测结果,以确保计算的准确性和精度[3,4]。
在柴油机某工况下活塞不同区域与相应介质之间的换热系数以及介质的温度如表1所示,组合活塞组件的材料物理特性参数如表2所示。
2.2 活塞温度场计算
热载荷所产生的热变形与应力是导致活塞破坏的主要因素,正确分析活塞的非轴对称热变形,可以为合理设计与加工活塞外轮廓提供依据,并改善受热工况下活塞与汽缸壁之间的配合状况。而要正确分析热变形与应力,首先要正确计算活塞中的温度场[5]。活塞的温度场计算结果如图2所示。
可以看出整个活塞温度场分布很不均匀,其最高温度喉口边缘,为404℃,随着半径的增大,温度逐渐降低。且最高温度在燃烧室喉口边缘这是半分开式燃烧室的特点,因为该处燃气流速很高,且喉口棱边热阻较大,又受挤流作用的影响。喉口棱边角度越小,温度也就越高。
评价活塞耐久可靠性的第1道环槽温度和顶部冷却表面温度均没有超过200℃,因而不会出现机油积碳结焦现象,能保证活塞环的正常工作和活塞顶部的正常传热。活塞第1道环槽上沿接近200℃,如果柴油机进一步强化,该组合活塞的结构和冷却油腔需进一步设计来减小此处的热流密度。
3 活塞的热机耦合强度分析
3.1 活塞应力计算模型的建立
1)位移边界条件。进行活塞刚强度计算时,对活塞销与连杆小头接触区域施加全位移约束,计算时为了消除活塞模型的整体刚体位移,根据实际工作状况,在活塞有限元模型的对称面施加对称约束位移边界条件。
2)载荷边界条件。本文主要研究组合活塞在热负荷、机械负荷(燃气压力、惯性力)作用下的应力和应变,没有考虑侧压力对组合活塞的影响。燃烧压力分别作用在活塞顶、火力岸和活塞环槽处,其中活塞顶面和火力岸直接与燃气接触,施加的燃气压力为最大爆发压力Pmax,在活塞的第一环槽内侧的压力为0.75Pmax,第一环与第二环之间环岸的压力为0.25Pmax,第二环岸内的压力也为0.25Pmax,同时活塞运行到上下止点时,最大加速度为5025m/s2,可作为惯性载荷施加到活塞上[1]。
3)接触条件。活塞与活塞销座之间设为有限滑移接触对,来模拟销座和活塞销之间的传力情况。
4)预定义温度场。在计算热机耦合应力时,把活塞温度场计算结果作为一个预定义温度场载荷施加到活塞应力场计算模型中,进行热弹性热机耦合应力计算。
3.2 活塞组预紧工况
活塞的顶部及裙部由连接螺栓和螺母进行连接,使之成为一个整体,因此需要在连接螺栓上施加相应的预紧力,并需保证在预紧工况下活塞组各部件均符合强度要求。预紧工况下各活塞组件的应力分布如图3所示。
通过图3可以发现,预紧工况下连接螺栓的应力最大处发生在螺栓头部和螺栓杆身的过渡处,应力值为494.707MPa,活塞顶部的最大应力发生在螺栓孔边缘,应力值为491.558MPa,活塞裙部的最大应力发生在与螺母的接触面处,应力值为92.432MPa。通过分析可知活塞各组件的材料强度在预紧工况下均符合要求。
3.3 活塞热机耦合应力计算结果
图4和图5分别给出了在最大爆发压力和最大加速度载荷工况下,活塞在热机耦合作用下的等效应力场分布云图和位移场分布云图。
从图4可以看出,热机耦合工况下,活塞顶面最大拉应力出现在与活塞销平行的靠近燃烧室的边缘位置,应力值为564.692MPa,活塞体最大应力出现在活塞销座承压区域,应力值为179.132MPa。
计算结果显示活塞顶部、火力岸以及第一、二道气环附近各部位的等效应力不超过130MPa,因为这些区域没有很大的几何突变,所以机械应力比较低,主要是高温燃气造成这些部位温度高,热应力占主要地位。沉孔圆角,内冷油腔紧挨螺栓孔的圆角、头部底面螺栓孔处,这三个部位因为有几何突变而且都在螺栓孔周围,所以机械应力和热应力都很高,导致热机耦合下的综合应力也很高。
从图5可以看出活塞的最大变形出现在顶部边缘角点处,其值为0.3269mm,形变值沿轴向逐渐减小。这是因为热载荷在头部引起的膨胀变形的缘故,此变形影响活塞与缸套之间的配合间隙,在设计活塞时,此处变形要重点考虑,以防止出现“拉缸”和“抱缸”现象。
顶部耦合变形主要受热载荷的影响,这主要原因是:在热载荷作用下,活塞顶部自由膨胀,且变形主要是沿半径方向向外;而在机械载荷作用下,活塞火力岸处受到压力和燃烧室受到的压力大小相等方向相反,且活塞环槽仍作用部分同火力岸方向相同的压力,这样,作用在活塞顶面的压力是最显著的作用力,它使活塞头部有向下的位移。因此,活塞在机械载荷和热载荷共同作用下,其位移会有一些相互抵消而减小。
4 结论和建议
1)迄今为止,如何确定活塞传热边界条件仍然是一个值得研究的课题。确定边界条件的误差在计算本身的误差可以省略的情况下,可由计算结果和实测值的比较来评价[6]。
2)热机耦合计算结果显示,整个活塞的最大应力和应变分别出现在靠近燃烧室的边缘位置和活塞顶部边缘角点处,在活塞的设计和优化过程中,这些区域的设计需要特别关注,并且本文的计算结果验证了使用组合活塞,并在活塞顶的设计中采用高强度合金钢是在低速柴油机中解决热负荷过大等问题的一种有效的方法。
3)针对上述应力和应变较大的部位,可以采取相关的措施加以优化,如在活塞顶部添加隔热涂层,从而降低活塞顶部的温度和热应力;在活塞销座部分有较大的压应力和拉应力,应对局部结构进行加强或改进设计(如销座孔上方设计为斜面),以防止在热疲劳和循环载荷作用下发生破坏。
参考文献
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超音速三角翼多场耦合分析研究 篇6
关键词：超音速,三角翼,多场耦合分析,有限元,热分析
在超音速飞行中,气动加热将会导致比较强的热场,热场强度在结构表面的不均匀分布和结构的传热特性差异,使得结构的应力和应变分布发生变化,也改变了结构的温度分布。这种变化将对流场中的气体运动产生影响,进而导致飞行器的气动效能发生变化,特别是当马赫数较高时,热场、流场和结构之间将发生较强的耦合作用。三角翼是一种常见的超音速机翼,对其耦合效应进行准确的系统分析是开展此类飞行器研究和设计的基础。针对这一问题,张陈安,张伟伟,等[1,2]采用活塞原理结合有限元方法对超音速机翼的气动弹性问题进行了研究,但活塞理论只能计算出压力分布,无法给出翼面的热流分布,因此无法对气动加热效应导致的结构和流场流动特性变化进行分析。为了克服这一问题,采用高精度的有限元和计算流体力学方法分别建立结构和气动模型,通过数据插值和转换,对热场、压力场、位移场和温度场之间的相互耦合及其对超音速三角翼的影响进行了研究。
1 多场耦合分析的流程
多场耦合分析的流程如图1所示。图1中,CSM代表计算结构力学,现采用有限元方法。可以看出,多场耦合分析主要涉及4个技术环节:(1)建立CFD和CSM模型;(2)建立CFD和CSM模型节点之间的关联关系;(3)数据插值和转换;(4)CFD网格修复。
1.1 CFD和CSM建模
超音速三角翼的展向流动和弦向流动梯度差异不大,采用任意多面体网格结合棱柱体附面层进行CFD建模。为了在计算规模较小的条件下获得比较准确的壁面压力和壁面热流,采用SST k-ω模型湍流模型。为了提高计算效率,采用多重网格和并行计算进行加速。
CSM建模时只考虑了三种主要承力部件,蒙皮,粱腹板和肋腹板,传统的翼梁缘条、翼肋缘条、长桁等厚度都“砸平”计入到蒙皮的厚度中。这种建模方法减少了模型的复杂度,建模时间和计算时间都得到缩短,同时,机翼弯剪扭三种受力模式的主要传力方式和特征得到了保留,在需要进行多次迭代反复计算的流固耦合分析中已经广泛应用[3,4]。CSM模型以四边形壳元为主,在前缘和翼稍等部位,采用三角形壳元以适应复杂外形。
1.2 CFD和CSM节点关联
CFD离散中要求加密流动变化剧烈的地方,比如机翼的前后缘、翼梢等,而CSM则要求加密应力集中的地方,比如翼根之类的地方,这使得网格在局部和整体上都存在较大差异。节点关联的目的是使壁面上的CSM节点、CFD节点分别与距离该节点最近的CFD、CSM壁面单元建立关联。现采用基于KD-Tree[5]的数据检索和近邻搜索方法。
1.3 数据插值和转换
节点关联成功后,对于CFD节点,通过CSM形函数,进行相应的局部插值获得节点的位移和温度;对于CSM节点,通过在CFD壁面单元节点间进行线性插值获得其压力和热流密度。这种局部插值方式真实地保留了超音速三角翼表面由于激波和气动加热的存在而产生的压力、热流密度非线性变化,并将这种载荷准确施加到了CSM模型上。
1.4 CFD网格修复
CSM节点的位移经过插值转换映射到CFD节点上之后,需要对CFD网格进行修复,使得CFD模型与变形后的CSM模型保持一致。现采用基于RBF[6]的插值方式,结合远场变形量0和壁面变形量构造整个计算域内节点变形量的径向基函数,然后插值计算所有节点的变形量,更新网格。
2 超音速三角翼多场耦合分析算例
机翼平面尺寸如图2所示,前缘后掠角较大,以保证整个机翼处于马赫锥以内,降低波阻,翼型采用厚度为4%的双弧翼型。
该三角翼的结构布置参考协和客机的结构布置,由于机翼相对厚度很薄,因此采用多腹板式(图3)。
流场范围如图4,远场为圆锥形曲面。
CFD模型共有35层附面层,首层高度0.001mm,增长比例1.1。一共拥有约55万个任意多面体网格单元。
CSM模型,材料钛合金,前后缘和翼梢处5mm,其余10 mm,结构在翼根固支。本文采用的材料热力学性能见表1。由表1可以看出材料的弹性模量随着温度的升高减小,而线膨胀系数、比热容和导热系数均随着温度的升高而增加。
为了对气动加热效应对结构的影响进行分析,进行了两个模型的耦合分析,第一个模型不叠加热场,仅仅考虑压力场与结构的位移场之间的相互耦合,第二个模型,叠加热场,考虑流固热之间的多场耦合。第一个耦合模型经过10轮迭代后,结构的位移不再增加,耦合分析达到收敛状态;第二个耦合模型经过30轮迭代后,结构中的温度场不再发生变化,耦合分析达到收敛状态。
不考虑热场影响的上翼面应力云图如图5所示,考虑热场影响的应力云图如图6所示。
由图5和图6,不考虑热场影响时,结构中的最大应力为1.16 MPa,考虑热场影响时,结构中的最大应力为385 MPa,应力分布也发生了较大变化,热场的作用使得机翼前缘变成了高应力区。由此可以得出,热场对三角翼的结构应力具有很大影响,热场的影响是此类飞行器结构设计中必须要考虑的主要因素。
流固热多场耦合的位移云图见图7,流固热多场耦合的温度云图见图8。
从图7可以看出,最大位移点位于三角翼的翼稍,翼面上没有出现位移突变区域。位移云图的这些特征符合三角翼抗弯刚度较大的特点。
由图8可以看出,温度最高点位于三角翼的前缘点,温度最高的两个区域是前缘点附近和翼稍附近,整个三角翼的前缘、后缘的温度也相对较高。这是由于三角翼前缘、后缘和翼稍部位,激波强度较大,压力和温度的变化比较剧烈,气动加热导致的热场强度也相对较大。这也说明多场耦合分析结果是合理可信的。
多场耦合不仅对三角翼的结构具有影响,而且对其气动效率也具有较大影响。
刚性绝热体三角翼的升力系数、阻力系数和升阻比分别为
柔性传热机翼:
多场耦合效应使得升力系数减小5.09%,阻力系数增加1.21%,升阻比减小6.23%,机翼的气动效率明显被削弱。为了对气动效率被削弱的原因进行分析,分别提取刚性绝热机翼和弹性导热机翼的表面压力系数,绘制20%、40%、60%、80%、90%、95%展长站位的压力对比,见图9。
由于热场和位移场的耦合作用,在壁面温度较高和位移较大的部位,流场的能量发生了泄漏,气动效率降低。在图9中,每个站位的压力系数分布图都表现出来,在前缘附近,柔性导热翼面的表面压力系数发生了较大变化,且越靠近翼稍部位,压力系数的变化就越明显。
3 结论
采用高精度有限元和CFD模型,通过耦合分析,对气动加热环境下超音速三角翼的结构和气动特性变化进行了系统研究。通过这些研究工作可以得出:
(1)气动热环境下,热场的作用是三角翼结构应力产生的主要来源,因此,热分析和设计是此类飞行器结构的设计的重要环节。
(2)气动加热对三角翼的气动效率有较大的影响。热场导致的壁面升温和位移,在减小升力的同时,增大了阻力,此类飞行器气动设计时需要考虑这种影响。
参考文献
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耦合场分析 篇7
加热炉作为一种重要的加热热备, 在油气生产和集输过程中起着举足轻重的作用。长期以来, 对于加热炉的研究, 主要都是集中在以实验、测试等方法对加热炉炉管进行腐蚀、裂纹等方面的研究[1,2]。也有学者模拟炉管在地震载荷作用下的地震响应分析, 通过分析得到炉体与烟囱的加速度、位移、应力, 根据分析结果为抗震设计提供依据[3]。还有学者编制软件进行热力分析[4]。此外, 也有学者对加热炉不同类型的燃烧器进行了研究, 通过结合实验数据证明了仿真方法的正确性[5]。国外一些学者采用数值模拟的方法对管及管内流体进行共轭分析[6,7]。但从多场耦合角度对加热炉炉管进行分析的文章还未见报道, 因此, 现采用ANSYS、CFX软件相结合的方式, 考虑小变形和耦合传热, 对加热炉直段炉管进行多场耦合数值模拟。
1耦合传热理论
对于大多数耦合问题, 由于其复杂性, 很难获得解析解, 因此需要采用数值解法。数值解法分为两种:分区求解、边界耦合法及整场求解法。现采用分区求解、边界耦合法。其具体步骤如下。
(1) 分别对各个区域中的物理问题建立控制方程
在流动与传热问题求解中, 所需求解主要变量 (速度及温度等) 的控制方程都可以表示成以下通用形式
式中, 为通用变量, 可以代表u, υ, w, T等求解变量;Γ为广义扩散系数;S为广义源项, ρ为流体密度, U为速度矢量。
(2) 列出每个区域的边界条件, 其中耦合边界上的条件满足下列两种表达式
(3) 假定耦合边界上的温度分布, 对其中一个区域 (例如Ⅰ) 进行求解, 得出耦合边界上的局部热流密度和温度梯度, 然后应用式 (3) 求解另一个区域 (Ⅱ) , 以得出耦合边界上新的温度分布。再以此分布作为区域Ⅰ的输入, 重复上述计算直到收敛。
2 有限元模型的建立
取加热炉炉管、筒体、管内流体和环空流体为研究对象, 模型整体结构图 1所示。炉管采用Φ76×3.5 mm的无缝钢管, 材料为20号钢。筒体外径为220 mm, 壁厚为10 mm, 材料为Q235。管内流体为原油, 进口流速为0.8 m/s, 温度为31 ℃, 出口相对压力为0 Pa。环空流体为水蒸气, 进口流速为0.6 m/s, 温度为100 ℃, 出口相对压力为0 Pa, 长度均为3 m。各材料的材料性能分别如表1和表2所示。
利用ANSYS软件, 建立了整体结构三维有限元模型, 其截面如图2所示。炉管有限元模型如图3所示。整个模型均采用实体单元进行数值模拟。
3 验证计算
为了验证数值模拟方法的正确性, 确保多场耦合分析方法合理, 对表面传热系数和热应力进行了验证。
3.1 传热系数验证计算
根据文献[8] 表面传热系数公式为
式中, λ为导热系数, l为长度, Nu为努塞尔数, 可有式 (5) 计算。
式 (5) 中:
,
适用于液体
雷诺数:
普朗特数:
管内湍流的Darcy阻力系数:f= (1.82lgRe-1.64) -2。
式中, Ae为槽道的流动截面积, p为湿润周长;Di为筒体内径, do为炉管外径。υ为流体速度, γ为运动黏度, μ为动力黏度, c为比热。
将已知参数代入, 并将ct按最大值取, 得到原油的表面传热系数为285.48 W/ (m2·K) , 水蒸气的表面传热系数为3.47 W/ (m2·K) 。
利用CFX软件进行共轭传热分析, 得到原油的表面传热系数为257.92 W/ (m2·K) , 误差为9.7%, 水蒸气的表面传热系数为3.84 W/ (m2·K) , 误差为10.7%, 可见, 采用CFX软件进行共轭传热分析是正确的。
3.2 热应力验证计算
根据文献[9]炉管内外壁的热应力计算公式分别为
式中,
将已知参数代入, 得到炉管内壁的热应力值为-1.65 MPa, 炉管外壁的热应力值为1.54 MPa。
利用ANSYS软件, 通过分析计算得到炉管内壁的热应力值为-1.72 MPa, 炉管外壁的热应力值为1.61 MPa。
总结上述计算结果, 对比误差, 得到表3。
从表3中可以看出, 误差均在10%左右, 因此采用该共轭传热分析和热应力分析的方法是正确的。
4 多场耦合数值模拟
本文基于耦合传热理论, 综合考虑流、固、热三者之间的相互影响, 利用ANSYS和CFX软件, 实现了对加热炉炉管的多场耦合数值模拟。首先在CFX中考虑流体的动力学特性, 进行共轭传热分析, 得到了管内、外流体的温度场和压力场分布分别如图4—图7所示。然后利用间接法进行热应力分析, 考虑温度场、压力场、炉管自重等载荷, 通过分析, 得到炉管的等效应力云图和总位移云图分别如图8和图9所示。
从图4中可以看出, 管内流体的温度分布范围为304.1 K～305.3 K。从图5可以看出, 管内流体压力降为420.4 Pa。
从图6中可以看出, 环空流体的温度分布范围为304.9 K～373.2 K。从图7可以看出, 环空流体压力降为0 Pa。
由图8可见, 炉管等效应力的变化范围为2.29 MPa—8.05 MPa, 从图9可以看出, 炉管总位移最大值为10.31 mm。根据SY/T 5262—2000标准, 炉管最大等效应力为8.05 MPa, 小于许用应力130 MPa, 故炉管能够安全工作。
5 结论
通过分析上述计算结果, 得到如下结论。
(1) 分别利用ANSYS软件和CFX软件, 对炉管内、外流体介质的对流换热系数和炉管的热应力进行验证计算, 理论解和数值解的误差均在10%左右, 验证了数值模拟方法的正确性。
(2) 采用多场耦合理论, 综合利用ANSYS软件和CFX软件, 实现了炉管多场耦合数值模拟。
本文研究成果, 更加科学准确地描述了炉管的力学特性, 同时, 多场耦合方法也为其它领域多场耦合计算的问题提供了有效地分析方法。
摘要：加热炉炉管、炉管内外流体以及筒体构成了一个复杂的多场耦合系统, 研究具有一定的难度。现开展加热炉炉管多场耦合分析, 为验证多场耦合分析方法的正确性, 对共轭传热分析及热应力分析进行了验证计算, 结果误差均在10%左右。采用小变形和耦合传热理论, 考虑流、固、热三者之间的相互影响, 以及流体动力学特性和载荷非线性特性, 利用ANSYS、CFX软件, 实现了加热炉炉管多场耦合数值模拟, 并校核炉管强度。
关键词：加热炉,炉管,多场耦合
参考文献
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耦合场分析 篇8
在内燃机工作过程中,气缸盖在承受大的机械负荷的同时,还存在高的热负荷,是内燃机中工作条件最为恶劣的零部件之一。气缸盖的强度可靠性问题一直是内燃机设计中的关键课题,随着发动机技术的不断发展,其强化指标也在不断提高,导致机械负荷和热负荷增加,从而在鼻梁区容易形成疲劳裂纹。本文采用整场离散、整场求解的方法,对缸盖与缸盖内冷却水道进行耦合传热分析。
1柴油机气缸盖模型的建立与网格划分
利用Pro/E软件建立气缸盖的几何模型,然后输出IGES格式的图形文件,然后接着利用Hypermesh8.0软件对进气道、排气道、气缸盖划分网格。先将网格大小定为4 mm,对其先划分2D网格,网格用等边三角形;然后再建立网格为DC3D10的3D网格。气缸盖几何模型如图1所示,进气道、排气道网格划分如图2所示,气缸盖3D网格如图3所示。DC3D10网格为传热类型,便于导入ABAQUS进行温度场分析。
气缸盖网格划分后除了生成各零件的三维网格外,还要为零件与零件间接触的地方建立接触面。本文建立的3个接触面是cylinder_bush接触面、cylinder_title接触面、cylinder_cover接触面。
以上工作完成后还需删除所有二维网格和原零件曲面,输出*.inp格式的文件,将各部分的三维网格及接触关系分别导出,并将其写入inp文件中,方可导入ABAQUS进行有限元运算。建立的接触面和受力面均在三维网格的基础上完成。
2气缸盖温度场边界条件的设定
进气道内的传热系数αpi[W/(m2·K)]可采用以下公式计算:
undefined。 (1)
排气道内的传热系数αpo[W/(m2·K)]可以采用以下公式计算:
undefined。 (2)
其中:Tu为气道内气体介质的温度,K;m为流体的质量流量,kg/s;hv为气门升程,m,发动机进气门升程为0.010 07 m,排气门升程为0.011 35 m;dvi为气门座的直径,m,本文取进气门座直径为0.039 m,排气门座直径为0.036 m;C1、C2、C3、C4、C5、C6分别为进、排气道传热计算中的一些经验常数,具体数值见表1。
进、排气道内的温度和换热系数的数值分别为:进气道内气体平均温度42 ℃,平均换热系数为380 W/(m2·K);排气道内气体平均温度420 ℃,平均换热系数为490 W/(m2·K)。对以上热边界条件采用表面效应单元分别施加于进、排气道壁面上,施加情况如图4所示。
传热流固耦合就是将冷却水腔的CFD(Computational Fluid Dynamic)计算与缸盖的温度场有限元FEA(Finite Element Analysis)计算联合起来,在流固的交界面上实现数据交换,如图5所示。大多数情况下, 流动流体的温度分布状态与其流过的固态物体的温度分布是互相联系的,通过传热流固耦合可以更为准确地模拟两相介质之间的热交互作用。
采用CFD-FEA耦合的方式施加水腔热边界的步骤如下:①将相应的水腔壁面网格编号和节点位置信息通过接口输入到CFD软件中,这些信息包括各单元的节点数目、单元在有限元网格中的编号、单元的中心坐标位置以及各节点的三维坐标等;②选择计算模型、施加进出口以及相应壁面边界条件,进行冷却系统流动和传热计算;③计算出缸盖水腔外表面的第三类热边界之后,开始将相应的数据向固体壁面网格上投影;④投影过程中要求流体外表面网格和固体壁面外表面网格在空间位置上完全吻合,同时流体网格的密度要大于固体网格,投影过程中会产生相应壁面单元上的有限元边界施加命令;⑤将产生的有限元边界施加命令数据通过接口输入到FEA软件中,从而完成对缸盖水腔壁面第三类热边界的施加。
3温度场计算结果
运行ABAQUS软件得到计算结果。水套壁面传热系数见图6,缸盖火力面温度场见图7。由图6、图7可以看出:缸盖各部分之间的温度差别较大,其中火力板由于受缸内高温燃气的加热作用,壁面温度最高,最大值出现在鼻梁区两侧,数值可接近300 ℃,最小值出现在进气道以及上水孔附近,由于这些部分附近的流体介质温度较低,对壁面的冷却效果较好,温度数值分别在210 ℃和150 ℃左右;冷却水腔底部温度数值较高,数值在120 ℃～140 ℃之间,而冷却水腔上部由于远离高温区域,壁面温度较低,数值仅在80 ℃～90 ℃之间;同样,进气道和排气道之间的壁面温度相差也特别大,进气道大部分壁面温度在70 ℃～80 ℃之间,而排气道壁面温度最高可达130 ℃以上。
4结论
本文所做的气缸盖温度场分析模型包括了火力板、进气道、排气道、水套等气缸盖的组件,且对主要分析件所作简化很小,从而保证了计算结果的真实性。
通过对结果的校核可知,进、排气管道的温度及传热系数满足要求,火力板、水套的温度场和传热系数也满足要求。
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采空区三维耦合场数值模拟研究 篇9
采空区自然发火是严重威胁煤矿安全生产的重大灾害之一[1]。了解和掌握采空区相关情况, 是合理布置工作面通风方式、防治采空区遗煤自燃以及瓦斯抽放的关键技术基础[2]。深入探究采空区遗煤低温氧化和混合气体的渗流场、浓度场等多场耦合规律, 对于防治采空区火灾和采空区瓦斯灾害事故以及防治危害性更大的次生灾害具有十分重要的意义。但由于采空区特殊性, 无法进入采空区内部进行实测。借助FLUENT数值模拟软件, 并利用C语言编写程序代码, 以UDF为程序接口, 动态加载到FLUENT环境中, 更加真实反应采空区的相关特性。
1 采空区模拟的理论基础
FLUENT数值模拟是为了求解流体流动的控制方程, 以得到数值解, 它通过时空求解得到所关注的整体流场的数学描述[3,4]。为了模拟混合气体在采空区的运移, 对质量和动量的守恒方程进行求解质量守恒方程 (连续性方程) , 可表示为:
式中:ρ为密度;t为时间;υ为速度;Sm为用户自定义的源加在连续相上的质量。式 (1) 对不可压缩流体和可压缩流体均适用。
动量守恒定律是任何流动系统必须满足的基本定律, 可表示为:
式中:ρ为密度;υ为速度;p为静压;τ为应力张量;ρg为重力体力;Fi为微元体上的体力, 同时Fi也包含附属于微元体上的源。
由于采空区在研究中被当作多孔介质对待, 与标准流体动量方程对比可知, 需附加动量源项进行模拟。动量源项包含两部分组成:粘性损失项 (Darcy) 和内部损失项:
其中, Si是i向 (x, y或z) 动量源项, D和C是规定的矩阵。在多孔介质单元中, 动量损失对于压力梯度有所影响, 压降和流体速度 (或速度平方) 成比例。
流过多孔介质的层流流动中, 压力降和速度成比例, 内部损失项可以考虑为零。忽略对流加速及扩散, 多孔介质模型简化符合Darcy定律:
控制采空区气体运移的主要动力分为两部分:由于浓度和热梯度造成的分子扩散, 以及由压力梯度造成的质量流。由Fick定律可知, 扩散按式 (5) 进行:
式中:Ji为混合气体中第i中气体的扩散流量;Dim为混合气体的扩散系数;Xi为气体i的质量分数;DiT为热扩散系数;T为温度。
由于采空区为松散煤体, 考虑其低温氧化作用, 假设速度场是定常的, 氧浓度变化方程为:
式 (6) 中, W为氧浓度的源项:
式中:r0为松散煤在标准空气中的耗氧浓度;c (O2) 0为空气标准氧浓度;n为采空区孔隙率。
以上方程建立采空区气体流动连续和动量守恒方程、组分运输方程和采空区松散煤体耗氧方程, 在确定模型的边界条件后, 可以运用FLUENT求其解析解, 即可得到采空区漏风流场及氧浓度分布规律。
2 采空区数值模拟
2.1 物理模型构建
依据祁南矿1015工作面及采空区现场实际尺寸 (表1) 建立物理模型 (图1) 。
2.2 边界条件
进风巷为速度入口, 风量1080m3/min, 回风巷为压力出口。采空区的固壁不漏风, 因此, u=v=0。进风巷的O2浓度为标准空气的O2浓度, 回风巷浓度为测量值, 随工作面的推进而变化。
2.3 模型简化假设
为了更加符合工程实践, 通过自定义函数将采空区渗透率、粘性阻力源项、瓦斯涌出和耗氧源项相结合。自定义函数与求解器相连接, 被解释后用图形面板与FLUENT求解器连接。
但由于现场的复杂性, 例如工作面、进回风巷几何形状不规则、瓦斯的不均匀涌出等, 仅依靠自定义函数还是无法完全依靠数值软件求解。还需要进行合理的假设。相关假设如下:
①瓦斯—空气混合气体为不可压缩理想气体, 采空区流动符合渗流定律;
②瓦斯仅考虑采空区遗煤瓦斯, 遗煤涌出气体为纯CH4;
③煤岩体及支架区视为非均匀的多孔介质, 孔隙率和渗透率符合自定义的空间函数;
④自定义函数只是空间函数, 不随采场时间变化。
3 祁南矿1015工作面及采空区数值模拟分析
3.1 压力分布规律
1) 由图2所示, 整个采空区及工作面压力分布情况来看, 进风巷下隅角处压力最大, 漏风多由此流入采空区。工作面上隅角压力最小, 形成负压区。从减小采空区漏风和防止上隅角瓦斯积聚来看, 做好上下隅角密封管理是十分必要的。
2) 由于采空区处于压实状态, 漏风较少, 致使采空区内部压力梯度不明显。
3.2 流场分布规律
1) 由图3 (a) 矢量图可知, 风流通过回采面的下隅角和支架区流入采空区, 最后汇入回采面的上隅角。采空区的瓦斯及一氧化碳等会汇聚到上隅角, 易造成安全事故。
2) 由图3 (b) 中云图和图2 (a) 的压力云图对比可知, 采空区内部由于处于压实状态, 漏风流一旦进入采空区内部, 由于阻力较大、孔隙率较小, 风速会在较短的距离有很大的衰减, 直至沿走向方向上漏风, 风速衰减为0m/s为止。
3.3 氧气浓度现场实测与模拟结果比对分析
1) 由图4知现场实测数据与数值模拟结果有良好的吻合度, 数值模拟能够较准确的反应采空区相关数据变化。
2) 图4显示在运输巷采空区60m深度时, 采空区内部氧气浓度还是在18%以上, 由于实测点位置处于采空区的进回风侧, 根据“O”型圈理论, 此处正好处于应力较小和裂隙与孔隙较发达地区, 漏风较多, 并且1015工作面上部为1013采空区, 加大了对采空区的漏风。
3.4“三带”划分
采空区的自燃“三带”划分是采空区自燃防治措施的理论基础[5,6]。目前, 采空区自燃“三带”划分, 尚无统一标准, 最常用的是三种划分指标:采空区漏风风速、采空区氧气浓度和采空区温度[7,8,9,10]。由于采空区是随着采动过程的影响, 逐渐压实, 以现有的技术和仪器无法测量采空区内部的漏风风速, 现在采空区漏风风速多用计算机模拟的方式得到。现场常用的多是在采空区内部埋管测量氧气浓度和遗煤温度。但由于探头只能布置在煤层底板, 采空区空间是巨大的, 用埋管方式测量出的数据无法充分反映采空区整体空间的相关参数。所以结合数值模拟软件和现场实测数据来判断采空区自燃“三带”是目前较合理的方式之一。
1) 由图5可知, 以漏风风速 (0.1~0.24) m/min为标准划分氧化带, 紧邻支架后方25m左右进入氧化带。氧化带宽30m左右, 若氧化带发生煤炭自燃, 对工作面人员危害极大。
2) 从图6可知在沿煤层走向方向上, 紧邻液压支架后部煤层顶板有一个漏风风速在 (0.24~0.1) m/min的区域, 虽然从图6看上去区域比较狭窄, 但由于采空区范围较大, 在实际情况下这个区域还是存在煤炭自燃的危险的。
3) 以往的自燃“三带”划分多是沿走向方向较多, 对采空区自燃三带的三维立体分布研究较少, 图6较直观反映出自燃三带的立体分布范围。结合现场常用的防灭火措施, 这个支架后上方区域是一个盲点。
总之结合氧气浓度和漏风风速综合考虑, 采空区自燃“三带”确定如图7。
3.5 最小推进速度
设氧化带和自燃带宽度为L1+L2, 工作面推进速度为v, 煤最短自然发火期为t, 当v≥ (L1+L2) /t时, 自燃带宽度存在时间小于最短发火期, 没有自燃危险。
2004年7月由重庆煤科院鉴定10煤最短自然发火期为81d, 工作面最小推进速度v≥0.8m/d。对于1015工作面, 平均日进尺3m/d, 即工作面推进17天左右, 采空区即可进入窒息带, 没有自燃危险。
4 总结
1) 本次模拟创新点是对模型进行了合理的简化假设, 利用C语言进行编程, 使其更加符合工程应用和计算机求解。为以后的现场应用奠定基础。
2) 结合祁南矿1015工作面采空区分析了采空区压力场、漏风流场、氧气浓度场等三维耦合场, 并结合数值后处理软件显示相关场的分布情况, 结合现场实测数据说明数值模拟的可行性。
3) 本文重点之处是指出自燃“三带”呈现立体分布, 以往认为最危险的自燃带是在采空区后方20m左右, 在紧邻支架后部上方存在一个狭长的自燃带区域, 对留顶煤开采工作面和综放工作面来说这里也是防范采空区自燃的重点, 并指出现在的采空区防灭火措施对这个区域几乎都是一个盲点。
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