多场耦合（共4篇）
多场耦合 篇1
1 井筒温度与压力计算及其对钻井液密度的影响
经验模型主要是通过大量实验确定了一个密度与温度和压力的表达式, 针对不同的钻井液, 只需要做几组实验, 确定关系是里面的常量即可。经验模型的表达式为:
式中:p为模型钻井液密度, g/cm3;ρ0为标况下的钻井液密度, g/cm3;p0为大气压力, MPa;T0为地面温度, ℃;a1、a2、a3、a4、a5为常数。
复合模型需要针对不同组分进行实验, 使用起来比较麻烦。经验模型只需要做几组实验, 确定表达式中的常数, 而且准确性尚可。采用经验模型来确定钻井液的密度。所用钻井液的密度表达式为:
2 循环压耗模型
钻井液属于非牛顿流体, 常用的流变模式包括幂律、宾汉、卡森模式等, 该文将用幂律模式进行讨论。钻杆内, 幂律流体的有效黏度为:
式中:μe为有效黏度;K为稠度系数;n为流性指数。
环空中, 幂律流体的有效黏度为:
该文采用广义雷诺数进行计算:
式中:Re为雷诺数;deff为有效半径, m;Vp为流速。
钻杆内:
环空中:
3 实例计算
3.1 计算参数
基本数据:井深6228m;套管深度为5228m;钻铤长100m, 套管为Φ244.5mm;钻头为Φ215.9mm;钻杆为Φ127mm;钻铤外径为Φ177.8mm;钻铤内径为Φ71.4mm;排量为30L;喷嘴组合为Φ11mm+Φ11mm+Φ11mm。
3.2 计算结果分析
从计算结果中可以看出, 是否考虑钻井液密度随温度的变化对压耗计算会有很大的影响, 而井筒温度采用地层温度还是数值计算得到井筒温度对于压耗的计算结果影响不是太大。这表明若钻挺段钻井液为紊流, 井壁粗糙度对环空压耗会有较大影响。尤其是在窄密度窗口条件下考虑井壁粗糙度对环空压耗的影响是十分有必要的。
4 结语
4.1采用数值方法计算井筒温度, 考虑了温度、压力的耦合作用对钻井液密度的影响。采用幂律流体进行计算, 并未考虑温度、压力对流变性的影响, 若采用宾汉流体, 可以考虑温度、压力对流变性的影响。
4.2计算表明, 考虑温度、压力对钻井液性能影响与不考虑时压耗相差1.5MP。但是温度采用地层温度还是数值计算出的环空温度对压耗计算结果影响较小。工程计算中, 可以直接采用地层温度进行计算。
摘要：钻井设计中, 水力参数设计是非常重要的部分, 为使钻头获得更多的压力降和水功率, 一定要准确的计算出循环系统压耗。传统压耗模型把流体性能当作常数进行计算, 而实际上钻井液性能受压力、温度的耦合作用, 另外钻井液在环空流动时, 由于钻铤与井壁截面较小, 常常发生紊流, 这时管壁的粗糙程度对压耗的大小有很大的影响。鉴于此, 建立了考虑温度、压力、管壁粗糙度等因素的循环压耗模型。
关键词：循环压耗,计算模型,温度,压力
围岩多场耦合分析及工程应用研究 篇2
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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[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.
超音速三角翼多场耦合分析研究 篇3
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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多场耦合 篇4
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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