温度场参数

2024-07-11

温度场参数（共7篇）

温度场参数篇1

0 引言

选择合适的焊接工艺参数, 对提高焊接质量和提高生产效率很重要。长期以来, 焊接工艺优化主要依靠经验积累及实验测试, 但实验既繁琐又浪费很多时间, 增加了成本。随着计算机技术的发展, 采用有限元分析软件进行数值模拟的方法模拟焊接过程为实际焊接提供了理论依据, 降低了生产成本。

ANSYS有限元分析软件就是其中最典型的代表之一。通过其APDL (ANSYS Parametric Design Language) 语言编写的命令流可以建立智能的分析过程, 自动完成复杂的分析计算过程[1]。本文分析就是采用APDL语言来编写, 以平板对接焊为例。把不同的焊接工艺参数和平板的几何参数作为分析变量, 分析时只需输入改变的变量值, 软件能自动完成整体的平板对接焊温度场数值模拟[2]。

1 实例分析

模拟试验中母材为20 钢 (20 钢的高温物理性能从文献[3]中得到) 。平板对接接头形式、构件尺寸坡口形式如图1 所示。焊接工艺参数和平板几何参数如表1 所示。

模型创建前要确定好参数变量, 便于后续命令的编写, 避免出现混乱。分析时会出现图2所示的参数值输入框, 方便修改变量数值。表1为参数初始值, 改变数值可以完成模型的参数化分析 (初始值创建的模型如图3 所示) 。命令流如下:

在ANSYS中进行焊接模拟时, 焊接热源模型的选择是重中之重, 本文选择生死单元热源加载模型, 该模型热源能够模拟焊缝的形成过程。即在开始计算前, 将所有焊缝单元“杀死”, 相当于焊前的装配状态。计算时, 按顺序将被“杀死”的单元逐一“激活”, 模拟焊缝形成过程, 同时给激活的单元施加生热率, 每一步计算完成后, 删除该步的生热率, 重新进入下一步加载计算[4]。由于生死单元不支持多载荷步求解, 只能通过编程来实现[5], 其命令流如下所示:

2 结果分析

不同的参数值, 温度场的变化情况不同。图4 所示为表1 中参数初始值下的温度场情况。

在表1 其他参数不变的情况下, 图5~7 分别是改变焊接电流 (150 A、160 A、170 A、180 A、190 A) 、焊接电压 (15V、16V、17V、18V、19 V) 和坡口角度 (30°、40°、50°、60°、70°) 温度场中最高温度的变化情况。由图中可以看出, 随着焊接电流、焊接电压的增加, 温度场的最高温度也在增加;随着坡口角度的增加, 温度场的最高温度在下降。

3 结语

本文通过对焊接温度场的数值模拟, 阐述了APDL语言的参数化分析方法。通过改变参数数值, 能够快速地分析不同参数下的模型的温度场变化情况, 是对模型温度场的简单二次开发。灵活运用APDL语言的参数化进行热分析, 可以大大提高分析效率, 为后续的热结构耦合场参数化分析提供参考。

摘要：利用ANSYS软件的APDL语言, 实现焊接温度场的参数化分析。以平板对接焊为例, 通过改变参数数值, 能够快速地分析不同参数下的焊接温度场变化情况, 并得到温度场分布规律。灵活运用APDL语言的参数化进行热分析, 可以大大提高分析效率, 为后续的热结构耦合场参数化分析提供参考。

关键词：APDL语言,参数化,温度场,数值模拟

参考文献

[1]杨胜, 刘淑芬, 白恒.APDL语言在ANSYS参数化建模中的应用[J].机械工程师, 2015 (2) :91-92.

[2]高耀东, 何雪.基于ANSYS单元生死技术的焊接模拟[J].热加工工艺, 2010 (7) :120-122, 126.

[3]许海玲.20钢单面焊双面成形的数值模拟及试验分析[D].南昌:南昌大学, 2012.

[4]梁晓燕, 罗金华, 杜汉斌, 等.基于ANSYS平台焊接模拟中不同焊接热源的比较[J].电焊机, 2003 (3) :29-32.

[5]张洪才, 刘宪伟, 孙长青.ANSYS Workbench 14.5数值模拟[M].北京:机械工业出版社, 2013.

温度场参数篇2

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。

$\frac{\partial Τ}{\partial t} = α (\frac{\partial^{2} Τ}{\partial x^{2}} + \frac{\partial^{2} Τ}{\partial y^{2}} + \frac{\partial^{2} Τ}{\partial z^{2}}) + \frac{\partial θ}{\partial t} (1)$

式中: $α = \frac{λ}{c ρ}$ 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]:

$\frac{\partial Τ}{\partial t} = α (\frac{\partial^{2} Τ}{\partial x^{2}} + \frac{\partial^{2} Τ}{\partial y^{2}} + \frac{\partial^{2} Τ}{\partial z^{2}}) + \frac{\partial θ_{1}}{\partial t} (2)$

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]:

$[Κ] {Δ δ} = {Δ Ρ_{n}}^{L} + {Δ Ρ_{n}}^{C} + {Δ Ρ_{n}}^{Τ} + {Δ Ρ_{n}}^{0} + {Δ Ρ_{n}}^{S} (3)$

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:

$σ \leq \frac{ε_{p} E_{C}}{Κ_{f}} (4)$

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.

转子稳定温度场分析平台篇3

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4

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].

温度场参数篇5

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。

内燃机活塞温度场分析篇6

内燃机在工作过程中, 活塞不仅承受着周期性的机械负荷, 还承受着高温的热负荷。现代内燃机不断向强化、增压、高升功率等方向发展, 而伴随着内燃机转速和功率的增大, 必然导致活塞热负荷的增加。活塞作为发动机的关键部件, 能否解决热负荷问题是提高整机技术水平的关键, 直接影响内燃机的工作可靠性和耐久性。而确定活塞温度场分布是解决所有计算活塞热负荷问题的基础工作[1]。

2 活塞模型的建立

本文所分析的活塞是一个组合式的活塞, 通过螺栓将活塞头和活塞体紧固在一起。燃烧室为凹坑形状, 位于活塞顶部的中央。

本文所采用的活塞模型有如下几个特点:

(1) 本文所用活塞模型冷却方式为冷却腔和震荡冷却的复合冷却方式。

(2) 活塞的冷却油腔是重要的冷却通道, 建模时需要认真分析, 如实建模。

(3) 由于本身活塞的形状是很复杂的, 在不影响分析准确度的前提下, 对活塞建模进行了一定程度的简化, 如倒角和倒圆等。

(4) 由于建立的活塞模型是一个对称体, 考虑到计算的效率问题, 本文建立了二分之一的模型。

所建立的模型如图1所示。

3 有限元网格的划分

Hyper Mesh是目前应用最广泛的前处理软件, 它主要用于汽车行业, 已经成为全球汽车行业的标准配置。本文应用Hyper Mesh软件对模型进行网格的划分, 第一步工作是几何清理。由于距离非常近的曲线或尺寸非常小的曲线在划分有限元网格的时候会在局部生成尺寸非常小的网格或照成网格尺寸变化剧烈, 影响网格质量。为此可以利用Hyper Mesh的曲线或边的抑制功能, 将距离非常近的曲线中的一条和尺寸非常小的曲线抑制掉。被抑制的曲线或边在划分有限元网格的时候就不会再生成节点[2]。

一般来说, 将有限元单元划分的越小, 计算精度就会越高, 但是单元数量会受限于计算机资源[3]。所以网格的划分既要保证计算的精度, 又不能耗费过多的计算时间。但是为了保证计算精度, 需要在活塞形状复杂和温度变化剧烈的地方对网格进行加密。活塞头部的温度梯度是最大的, 所以本文在划分网格时对活塞的头部的网格进行了加密。共产生了18760个节点, 10849个单元。图2为模型的有限元网格图。

4 活塞温度场计算

4.1 活塞传热边界条件的确定

取得一个符合实际工况的热边界条件, 是进行活塞温度场计算的关键, 它决定了结果的正确与否。经过参考大量相关资料, 本文采用第三类边界条件和相关的经验及半经验公式进行计算。

4.1.1 活塞顶部换热系数及燃气平均温度

活塞与燃气的热交换是一个瞬态的过程, 瞬时换热系数采用经典的G.Eichelberg公式进行计算: 。公式中K0表示修正系数, 它的值是一个常数, Cm表示活塞的平均速度, Pg表示燃气的瞬时压力, Tg是燃气瞬时温度。在一个循环中, 燃气对活塞顶部的平均放热系数可以用积分平均值求得: , 燃气平均温度为: 。

4.1.2 活塞侧表面换热系数

燃气热量由活塞顶部吸收, 经过活塞环、油膜、气膜、缸壁传向冷却液。求解公式为: , 本式中:a为活塞和缸套的间隙, b为汽缸壁厚度, c为活塞环与环槽之间的间隙, λ1, λ2, λ3分别为活塞环、汽缸壁和间隙内油或气的导热系数, λW为汽缸壁与水的导热系数。

4.1.3 活塞内冷却油腔的换热系数

本文采用的活塞模型是震荡冷却油腔, 一般采用由管流试验数据综合的经验公式:

式中D是冷却油腔的当量直径, Prf是普朗特数, Nuf是努赛尔数, λf是机油的导热系数, b为冷却油腔的平均高度, h是机油和冷却油腔的平均换热系数。

4.1.4 活塞内腔的换热系数

活塞内腔的换热系数由公式来确定, T1, T2, Toi, 分别是活塞温度、活塞内腔底部温度和曲轴箱气体温度, k和δ表示的是活塞的导热系数和活塞顶厚度[4,5]。

4.2 活塞温度场的计算

由于在实际工况下, 活塞的温度波动仅在表面2mm以内起作用, 而在2mm以下, 温度基本就是稳定的。所以, 活塞的传热分析可以按稳态处理。将模型导入ANSYS软件中,

经过分析计算, 可以得到如下的活塞温度场分布图:

从图3可以看出, 温度最高的部位在活塞顶部和燃烧室内侧的凸台上, 温度由顶部向裙部逐渐降低。整个活塞燃烧室的温度还是较高的, 由于有冷却腔和震荡油腔的作用, 活塞环槽冷却效果较好。

5 小结

(1) 活塞的最高温度在活塞顶面燃烧室的边缘位置, 所以要在燃烧室的边缘位置要有合适的倒角, 以防止热应力集中和烧蚀现象的出现。

(2) 有冷却腔和震荡油腔的活塞冷却效果更佳。

(3) 组合式活塞由于可以采用顶部导热系数小, 而裙部和内腔系数大的的材料可以有效的降低活塞的温度。

参考文献

[1]李炯, 杨世文, 张翼, 苏铁雄.汽油机活塞组三维有限元耦合分析.华北工学院学报[J].2004, 11:57-60

[2]马迅, 赵刚.发动机活塞的热结构耦合分析[J].机械设计与制造, 2005, (11) :124-126

[3]楼狄明, 张志颖, 王礼丽.机车柴油机组合活塞的换热边界条件及热负荷[J].同济大学学报, 2005, 33 (5) :6-8

[4]邵建旺, 杜爱民, 田永祥.汽油机活塞的热应力分析.[J].科技信息, 2008, (7) :276-277

气举井井筒温度场分布研究篇7

1 模型建立

模型建立的条件是:油井为垂直井;井筒中混合物为气液两相;气举阀前后的压差处于最优状况, 即压差等于阀阻压力。该模型同时考虑了注气温度、注气量、气举阀前后温度的降低等因素对井筒温度场的影响, 通过对温度、压力的循环迭代, 对气举井井筒温度场进行求解[2]。

确定传热系数, 包括气举阀下部从油管流体到地层的传热系数, 油管流体到环空井液的传热系数, 气举阀上部油管内外流体间的传热系数, 环形空间流体与地层间的传热系数[3]。

模型计算框图[4,5]见图1。

2 软件研制

综合一整套气举井井筒温度场分布计算模型和方法, 采用Visual Basic语言编制了气举井井筒温度场分布计算程序。整个软件采用人机对话方式, 界面友好, 操作方便[5]。

该软件主要分为数据录入模块、数值计算模块、数值结果输出模块及曲线输出模块四大部分。

1) 数据录入模块:载入已存在的基础数据或手工输入计算所需的数据。

2) 数值计算模块:这是整个程序的核心, 该模块按照录入的数据完成温度场分布计算, 并可以对注气压力、注气量等参数进行敏感性分析。

3) 数值结果输出模块:完成录入数据计算结果的屏幕输出或文件输出。

4) 曲线输出模块:绘制文件输出结果曲线。

该软件主要包括软件载入窗体、最优状况下数据计算窗体、产油量敏感性分析窗体、注气温度敏感性分析窗体、注气量敏感性分析窗体、注气压力敏感性窗体、注气时间敏感性分析窗体, 每个窗体又附带有曲线输出窗体, 见图2～图5。

3 功能介绍

通过研制开发的计算软件可以对气举井井筒温度场数据进一步分析, 研究其随产油量、注气量及注气压力等参数的变化趋势, 进而求得最优注气量、注气压力及气举阀直径。

3.1 最优状况下的井筒温度场分布

气举阀上部, 井筒温度大于环空温度;气举阀下部, 井筒温度与环空温度相一致。气举阀上下, 井筒温度、环空温度都有一定的温度突变, 井筒中变化较小, 环空变化较大。井筒中温度场曲线具有一定的直线性。

3.2 最优状况下的井筒压力场分布

气举阀上部, 压力梯度较小, 曲线近乎于呈直线变化;气举阀下部, 压力梯度较大, 曲线也近乎于呈直线变化。

3.3 井筒温度场随产油量的变化

在一定产量范围内, 随着产油量的增加, 井筒温度逐渐增加, 在图上显示为曲线逐渐向上偏移。井筒深度越小, 增加幅度越大, 但是同一深度下的增加幅度逐渐减小。到一定产量, 沿气举阀向上, 会出现曲线先向下偏移, 后向上偏移的现象。这是由于:产量较低时, 随着产量的增加, 注气量近乎于线性增长, 注气温度对井筒温度影响几乎保持一致, 而产油量越高, 经过一定井筒长度, 温度降低幅度越小;产量较高时, 注气量开始呈指数增长, 注入气体温度对井筒温度影响越来越大, 导致沿气举阀向上的一段距离内, 井筒温度曲线向下偏移;由于产油量越高, 经过一定井筒长度所产生的温降越小, 使得井筒温度曲线又向上偏移。

3.4 井筒温度场随注气量的变化

随着注气量的增加, 气举阀上部井段, 温度逐渐下降。在气举阀处下降幅度最大, 随着井筒深度的减小, 下降幅度逐渐减小, 直到下降幅度趋于0。这是由于注入气体温度较低, 注气量越大, 使得井筒温度降低幅度越大。井筒温度越低, 油管向环空中散热量越少, 使得越靠近井口的井段井筒温度下降幅度越小。

3.5 井筒温度场随注气压力的变化

随着注气压力的增加, 气举阀上部井段井筒温度逐渐降低, 温度曲线向下偏移。气举阀处降低幅度最大;随着井筒深度不断的减小, 降低幅度逐渐减小, 直至趋近于0。这是由于注气压力越大, 气举阀前后压差越大, 致使气体通过气举阀温降越大, 井筒中温度越低。井筒中温度越低, 向环空中散热越少, 随着井筒深度的减小, 井筒温度降低幅度也逐渐减小。

3.6 井筒温度场随注气温度的变化

注气温度对气举井井筒温度场分布影响不大, 主要集中在靠近井口井段, 注气温度越高, 该井段井筒温度越高。

3.7 井筒温度场随注气时间的变化

随着注气时间的增加, 气举井井筒温度逐渐增加, 这是因为地层热阻受注气时间影响, 注气时间越长, 地层热阻越大, 环空向地层散热量越少, 井筒温度越高, 但增加幅度逐渐减小。

4 结论

1) 注气点以上和注气点以下气举管柱传热系数相差很大, 所以在实际工程计算时必须分别予以考虑, 并且可以忽略油管和套管传热的影响。

2) 气举阀上下两井段, 温度梯度和压力梯度相差较大。气举阀上部, 温度梯度较大, 压力梯度较小;气举阀下部, 温度梯度较小, 压力梯度较大。

3) 通过对产油量的敏感性分析, 可以发现:在一定的产油量区间内, 随着产油量的增加, 注气量成线性增加。这段区间内, 井筒温度随着产油量呈线性增加, 这段区间可以认为是产油量最合理区间。

4) 随着注气量增加, 井筒温度不断下降, 对生产产生不利影响, 所以建议采用较小的井口压力, 以此来满足较小的注气量。

5) 通过对注气压力的敏感性分析, 可以看出, 在最优注气压力的基础上, 随着注气压力的增加, 气举阀前后温降呈直线增加, 导致井筒温度不断下降, 所以建议采用大孔径的气举阀, 以此来满足最优注气压力。

6) 注气温度对井筒温度场的影响主要集中在井口附近, 影响较小, 在实际生产中可以忽略不计。

7) 地层传热为非稳态传热, 随着注气时间的增加, 地层热阻逐渐增大, 使得井筒温度逐渐增大。