多场信息

多场信息（共7篇）

多场信息 篇1

0 引言

随着我国国民经济的快速稳定的发展, 国家在交通基础设施方面的投资力度进一步加大, 大量隧道频繁地出现在公路、铁路等工程建设中。然而隧道在施工过程中经常会出现突水的问题, 这不仅会延误施工进度, 造成不必要的财产损失, 突水情况严重时还可能导致隧道塌方, 威胁施工人员的生命安全。因此, 为了保障隧道的顺利施工和人员的安全, 研究隧道突水是十分必要的。国内外许多学者对隧道突水做了大量的研究, 并得到了相应的科研成果。Stallman (1965) [1]利用数值方法演化了承压水的变化过程, 得出了承压水随渗透系数变化的规律;Barton (1985) [2]对多场耦合作用下隧道突水过程进行了研究, 得出了隧道突水过程中围岩应力和位移的变化规律;近年来, 我国学者致力于隧道突水的研究, 并取得了较为显著的成果。仵彦卿 (1999) [3]提出了多场耦合作用下地下水的等效连续介质模型和裂隙网格介质模型;黄涛、杨立中 (1999) [4]在考虑多场耦合作用下分析了围岩裂隙度对隧道突水量的影响规律, 并建立数学模型对隧道的突水量进行了预测;王建秀 (2001) [5]演化了隧道施工阶段岩溶蓄水构造对突水的影响过程, 并提出了岩溶地区隧道施工的防水措施;刘高 (2002) [6]研究了围岩破碎带和断层构造对岩溶地区深埋隧道涌突水的影响规律;刘斌 (2010) [7]对隧道含水构造的水量进行了研究, 从理论上系统地分析了含水地质构造对隧道突水的影响。

1 工程背景

耿家庄隧道位于霍州市白龙镇陈家庄村, 设计为左右线分离式, 两洞中轴线间距30 m。左线洞体全长967.0 m, 进口段里程桩号为ZK14+898, 洞口底板设计高程为682.879 m。

出口段里程桩号为ZK15+865, 洞口底板设计高程为692.210 m;洞体最大埋深102.140 m, 位于ZK15+546。右线洞体全长920.0 m, 进口段里程桩号为K14+911, 洞口底板设计高程为683.131 m;出口段里程桩号为K15+831, 洞口底板设计高程为691.983 m;洞体最大埋深101.098 m, 位于K15+556;隧道总体走向呈东西向为81°。

隧址区地层岩性结构较为简单, 主要为二叠系下统下石盒子组 (P1x) 砂岩、泥岩互层;二叠系下统山西组 (P1s) 砂岩、泥岩互层;各层厚度约3.0 m~6.5 m, 岩层较破碎, 岩芯一般呈短柱状或饼状, 底部砂岩较完整, 呈长柱状。上覆第四系褐黄色硬塑粉质粘土及稍密粉土。隧道洞身围岩多为二叠系山西组强风化~中风化砂岩及泥岩, 地层岩性较破碎, 施工时极易造成小规模塌方。整体而言, 隧道工程地质构造较为单一, 不存在断层, 但围岩岩层破碎;工程地质条件一般。

隧址区地下水类型主要有松散层孔隙水及奥陶系岩溶裂隙水。上层滞水富水性良好, 且与隧道有水力联系, 需考虑其对隧道的影响。根据区域资料, 奥灰水水位标高660 m左右, 而两隧道最低设计标高为977.42 m, 水位远低于隧道设计标高, 故岩溶水不会对该两隧道产生影响。

2 隧道突水过程多场信息演化规律分析

2.1 计算模型的建立

根据耿家庄隧道的地质情况建立计算模型, 模型的尺寸为200 m (长) ×100 m (宽) ×100 m (高) , 隧道为分离式深埋隧道, 如图1所示, 隧道各地层的力学、水力学参数如表1所示, 取隧道的底板标高为685 m, 隧道直径为9 m, 衬砌200 mm, 隧道顶部中间位置存在两处充满水的空腔, 地表水在土体的渗透作用下汇集到含水空腔内, 对腔体的四周和底面施加面压力代替空腔内水压力的作用, 同时在空腔单元节点上施加节点水头在计算过程中模拟水的渗流作用。边界条件取限制数值模型ux, uy两个方向的位移和砂岩层底部uz方向的位移, 含水空腔底面的节点水头为18 m, 采用摩尔库仑准则进行流固耦合计算, 来模拟隧道施工过程中关键点的应力、位移、渗流场的变化。开挖方式为全断面开挖, 开挖步距为10 m, 共20步, 累计开挖长度为200 m, 根据开挖步骤钝化已经开挖的土体, 以研究随着隧道的开挖渗流稳态的变化规律。

为演化该分离式深埋隧道突水过程多场信息的变化规律, 在隧道与含水空腔临近的土体周围设置防突层关键点实时监测应力、位移、渗流的多场信息, 从而得到突水过程的演化规律, 关键点设置如图2所示。

2.2 突水过程多场信息演化

2.2.1 渗流速度演化规律

从图3, 图4中可以看出, 渗流速度在含水空腔底部达到最大, 且距离含水空腔越远渗流速度越小, z向渗流速度在两个含水空腔之间达到最大。从图5中可以看出, 隧道未开挖时最大渗流速度为6.2×10-2m/s, z向渗流速度为2.35×10-2m/s;在隧道开挖至50 m时, 含水空腔底部的最大渗流速度降低到5.53×10-2m/s, z向渗流速度也降低到2.01×10-2m/s;当开挖至100 m时, 即含水空腔正下方时, 最大渗流速度继续下降到3.73×10-2m/s, z向渗流速度降低到1.4×10-2m/s;当开挖至150 m时, 此时掌子面已经远离含水空腔, 底部最大渗流速度降低到3.4×10-2m/s, z向渗流速度降低到1.21×10-2m/s。当开挖至200 m时, 底部最大渗流速度降低到3.3×10-2m/s, z向渗流速度降低到1.5×10-2m/s。从图5中可以看出, 渗流速度总体趋势为随着开挖步而持续降低, 当开挖接近含水空腔附件位置时, 渗流速度降低速率变快, 随着隧道掌子面逐渐远离含水空腔, 渗流速度减小幅度变缓达到一个稳定值。

2.2.2 孔隙水压力演化规律

从图6中可以看出, 土体中孔隙水压力呈阶梯式分布, 随着地面标高的降低, 孔隙水压力逐渐降低。从图7中可以看出, 在隧道未开挖时, 隧道防突层关键点6周围土体的初始孔隙水压力约为17.42 k N/m2;在隧道开挖至50 m时, 关键点6周围土体孔隙水压力降低至16.85 k N/m2;在隧道开挖至100 m时, 孔隙水压力小幅增大至16.87 k N/m2;当开挖至150 m时, 孔隙水压力回落至16.85 k N/m2;当开挖至200 m时, 孔隙水压力依旧稳定在16.85 k N/m2。从整体上看, 在隧道开挖过程中, 孔隙水压力开始小幅下降, 随着开挖的推进逐渐趋于稳定。

2.2.3 应力场演化规律

从图8中可以看出, 土体中z向应力大体呈阶梯式分布, 随着地面标高的降低, z向应力逐渐增大。从图9中可以看出, 在隧道未开挖时, 隧道防突层关键点6周围土体的最大z向应力约为1 097.8 k N/m2;在隧道开挖至50 m时, z向应力增大至1 235.8 k N/m2;在隧道开挖至100 m时, z向应力继续增大至2 115 k N/m2且增大的速率变快;当开挖至150 m时, z向应力继续增大至2 580.6 k N/m2但增大的速率逐渐放缓;当开挖至200 m时, z向应力增大至2 610 k N/m2, 此时围岩应力基本达到了自稳状态。整体上看, z向应力随着开挖步的增大而增大, 开挖至含水腔下方时, 应力增率迅速变大, 边墙部位可能出现由于衬砌应力达到极限状态而出现突水或涌水现象。

2.2.4 位移场演化规律

从图10~图12中可以看出, 在隧道开挖至50 m时, z向位移为1.89 mm;在隧道开挖至100 m时, z向位移增大至3.96 mm;当开挖至150 m时, z向位移继续增大至8.3 mm且增大的速率明显加快;当开挖至200 m时, z向应力增大至9.86 mm且增大的速率放缓。从图13可以看出, z向位移随着开挖步的增大而增大, 开始时增大速率较小, 当开挖通过含水腔下方时, 位移增率迅速变大, 之后趋于平缓逐渐达到一个稳定的状态。

3 结语

本文以耿家庄隧道为依托工程, 通过MIDAS GTS岩土工程数值模拟软件对隧道防突层区域渗流场、应力场、位移场信息随隧道开挖的变化进行了数值模拟, 得到了隧道突水前兆信息演化规律, 各场信息变化规律如下所述:

1) 渗流速度总体趋势为随着开挖步而持续降低, 当开挖接近含水空腔附件位置时, 渗流速度降低速率变快, 随着隧道掌子面逐渐远离含水空腔, 渗流速度减小幅度变缓达到一个稳定值。

2) 土体中孔隙水压力呈阶梯式分布, 随着地面标高的降低, 孔隙水压力逐渐降低。在隧道开挖过程中, 孔隙水压力开始小幅下降, 随着开挖的推进逐渐趋于稳定。整体上看, 孔隙水压力的变化不大, 可以基本认为是稳定的。

3) 土体中z向应力大体呈阶梯式分布, 随着地面标高的降低, z向应力逐渐增大。整体上看, z向应力随着开挖步的增大而增大, 开挖至含水腔下方时, 应力增率迅速变大, 边墙部位可能出现由于衬砌应力达到极限状态而出现突水或涌水现象。

4) z向位移随着开挖步的增大而增大, 开始时增大速率较小, 当开挖通过含水腔下方时, 位移增率迅速变大, 之后趋于平缓逐渐达到一个稳定的状态。

摘要：以耿家山隧道为工程依托, 通过数值模拟的方法演化深埋隧道突水前兆多场信息的变化规律, 采取了针对性的隧道突水的防范措施, 从而保障了隧道的顺利施工和人员的安全。

关键词：深埋隧道,突水,多场信息,数值模拟

参考文献

[1]Stallman R W.Steady one-dimensional fluid flow in a semi-infinite porous medium with sinusoidal surface temperature[J].Journal of Geophysical Research, 1965, 70 (12) :2821-2827.

[2]Barton N, Bandis S, Bakhtar K.Strength, deformation and conductivity coupling of rock joints[A].International Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences&Geomechanics Abstracts.Pergamon[C].1985:121-140.

[3]仵彦卿.地下水与地质灾害[J].地下空间, 1999, 19 (4) :303-310.

[4]黄涛, 杨立中.渗流与应力耦合环境下裂隙围岩隧道突水量的预测研究[J].铁道学报, 1999, 21 (6) :75-80.

[5]王建秀, 何静.大型地下工程岩溶涌 (突) 水模式的水文地质分析及其工程应用[J].水文地质工程地质, 2001, 28 (4) :49-52.

[6]刘高, 杨重存.深埋长大隧道涌 (突) 水条件及影响因素分析[J].天津城市建设学院学报, 2002, 8 (3) :160-164.

[7]刘斌.基于电阻率法与激电法的隧道含水地质构造超前探测与突水灾害实时监测研究[D].济南:山东大学, 2010.

多场耦合的井筒循环压耗模型 篇2

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。

多场信息 篇3

随着电磁发射技术的日趋成熟,其在科学实验、航空航天等诸多领域中扮演越来越重要的角色[1,2,3]。电磁轨道发射系统利用流经轨道-电枢的电流所产生的磁场与流经电枢的电流之间相互作用的电磁力加速电枢至超高速[4]。在电磁发射运行过程中,存在着电、热和力多场耦合作用[5]。实验中发现发射装置中的绝缘支撑结构破坏频发,尤其在重复发射过程中。由于电磁发射过程复杂,绝缘支撑结构的性能受到多种因素的影响。目前国内外针对绝缘支撑结构绝缘性能的研究涉及较少,早期的研究人员将研究重点放在发射装置绝缘材料的选择和评估[6,7]、使用等离子体电枢发射器时如何减少绝缘侧壁烧蚀的措施[8,9,10]以及方口径发射器绝缘侧壁的金属沉积[11,12,13]等方面,在数值计算上主要针对轨道及电枢的瞬态温度分析[14,15]。本文通过对实验用电磁发射装置建立简化二维模型,运用有限元分析方法,仿真计算得到发射装置绝缘支撑结构的电磁场、温度场及应力场多场耦合特性。

2 多场耦合计算

2.1 理论及模型

电磁发射装置横截面二维简化模型如图1所示。发射装置口径尺寸为10mm×10mm;轨道的横截面为矩形,宽20mm,厚为6mm,材料为紫铜;绝缘支撑结构包括两块绝缘压板和两块绝缘支撑板,材料均为玻璃钢,整个装置通过两排预紧螺栓连接并进行预紧。在构建模型时,为了更好地进行磁场计算,在整个模型外围包上圆形空气域。鉴于整个模型结构的对称性,故只选取左上1/4模型进行分析计算,如图2所示。

运用有限元方法求解轨道电磁场参数的理论基础是麦克斯韦方程,由麦克斯韦方程推导出A-法表示的磁场控制方程[16]为:

式中,A为磁矢势;Ф为标量电位;σ为材料的电导率;μ为材料的磁导率。这里主要考虑二维模型,忽略电枢速度的影响。在求出磁场后,根据场参数之间的关系求得电流密度J与磁感应强度B等参数,再将由电流密度表示的热源Q,导入到热传导方程中,即

式中,ρ为材料的密度;Cp为定压比热;k为材料的导热系数;T为温度。这里的热源主要考虑电流流过导体产生的焦耳热,由于轨道与绝缘支撑结构相接触,轨道内部电流作用产生的热量通过热传导会对绝缘支撑结构产生影响。同时由电流密度J与磁感应强度B可得载流导体所受的洛仑兹力为:

式中,V为轨道所在积分域。发射装置两轨道由于流过反向的脉冲电流而产生相互排斥的作用力,绝缘支撑结构同时受到轨道电动力和螺栓预紧力的作用,为了得到发射装置各装配结构之间的作用关系,研究绝缘支撑结构瞬态应力分布状态主要基于以结点位移为未知量的运动微分方程[17]:

结合相应的几何方程和本构关系:

式中,u为位移;ρ为质量密度;c为阻尼系数;f为力载荷;σ为应力;ε为应变;D为弹性矩阵;L为微分算子,其表达式为:

本文采用有限元软件COMSOL Multiphysics进行求解,在计算时,外围空气域正常网格剖分,而电磁发射装置需要局部加密剖分。

2.2 边界条件设置

在计算磁场时,边界S1可认为无穷远,故设置A=0;边界S2为两轨道对称轴,由于两轨道中电流的大小相等,方向相反,且磁矢势A与电流同向,所以设置A=0;由于磁场与边界S3垂直,所以设置S3为A/n=0;对于整个计算域A初始值设为零。在热传导模块求解时,对于装置所在边界S4、S5均设为对称边界,整个计算域温度初值设为T=293.15K。在磁场模块中求解电磁力之后,将计算结果作为力载荷导入到固体力学模块实现耦合。在运用结构力学模块计算时,需运用装配体模型分析得出各个部件之间的接触关系,其中装置所在边界S4、S5设为对称边界,螺栓预紧处设为固定约束,整个计算域u的初始值设为零。

在计算时施加在轨道中的脉冲电流波形如图3所示。峰值电流为165k A,脉宽约1ms。计算时所用到各材料物理参数如表1所示。

3 计算结果及分析

由于轨道的激励电流为脉冲电流,电流大小随时间变化且作用时间极短,所以导体内电流密度的分布会受到趋肤效应的影响而产生不均匀分布。图4为t=0.1ms,0.5ms,1ms时刻的轨道横截面电流密度分布。可以看出瞬态电流在轨道横截面的分布特点。在电流作用初始阶段,电流扩散具有明显的趋肤效应,轨道表面的电流密度高于轨道内部,电流更趋向于集中在轨道右边缘,也就是说趋向于分布在两轨道的内表面边缘。随着时间推移,电流逐渐由轨道表面向轨道内部扩散,以t=1ms时刻为例,轨道电流密度逐渐趋向于均匀分布。

图5为轨道和局部绝缘板表面在t=10ms和1时的温度分布。可以看出绝缘板的高温区域主要集中在与轨道相接触的表面上,并且从t=10ms到t=1s时刻,轨道的温度逐步趋于均匀分布,而绝缘板的高温仅分布在表面边缘,这是因为与轨道相比,绝缘材料的导热系数极低(轨道和绝缘板的导热系数分别为400W/(m·K)和0.88W/(m·K),热量在绝缘板中扩散十分缓慢,1s扩散不到1mm。绝缘板的温度范围在295~305K之间,温升大约在10K左右,可知轨道的热效应对绝缘板的影响很小。

图6为绝缘支撑结构1ms时在螺栓预紧力和轨道电动力共同作用下的应力分布和变形情况。从整体上看,绝缘压板受力远大于绝缘支撑板,绝缘支撑板基本不受力,最大应力出现在绝缘压板螺栓预紧内侧,其值为98MPa,远远小于玻璃钢材料的强度极限350MPa,同时绝缘压板拐角处也是相应的高应力区。仿真结果表明,在电磁发射过程中轨道的冲击力并没有对绝缘板产生很大影响。

4 结论

多场信息 篇4

BIRTV2016主题报告会上, 新奥特作了《构建融合型新闻制播体系》的报告, 以Newsphere新闻融合服务平台为例, 深度解读如何帮助台内构建融合型的技术架构、融合型的新闻业务流程, 以及融合型的新闻制播体系如何推动传统媒体和新兴媒体融合发展。

在广电总局科技委电专委新技术交流会上, 新奥特作了《IP化:4K融合媒体演播室技术探讨》的报告。报告中提出以IP化为基础构建演播室的技术思路, 就对IP架构的视音频编码传输技术、软硬件产品技术以及SDN交换机部署的调研提出由传统演播室向IP演播室过渡的建议和技术方案。

管式电滤装备内多场耦合数值研究 篇5

国内外对电滤装备内多场耦合下的流场特性展开了研究。对于板式电滤装备,龙正伟等[1]提出了一种基于非结构网格的有限容积法求解电滤装备中的内部电场,以此来预测其内部的电流体场;Farnoosh等[2]研究了EHD流对除尘效率的影响和颗粒运动轨迹。对于管式电滤装备,Lee等[3]对管式电滤装备颗粒物浓度的分布进行数值模拟,研究不同物性参数下的除尘效率;Niewulis等[4]通过PIV实验研究了正放电压和负放电压下的横截面EHD场。

综上所述,对于其内部流场的复杂性及EHD场实验的相对缺乏,并且目前鲜有文献报道管式电滤装备内部EHD流及其对除尘效率的影响,因此有必要通过直接可靠的数值模拟来对其进行研究。本文是通过建立管式电滤装备中气流场、电场和颗粒运动场相互耦合的数学模型,研究EHD流、不同放电电压和气流流速下对电滤装备除尘效率的影响,并分析电滤装备的内部流场特性。

1 理论模型

1.1 电晕电场

电滤装备描述电晕放电电场分布特性的泊松方程和电流连续方程

式中U———空间电势/k V;

ρi———空间电荷密度/C·m-3;

ε0———真空介电常数/F·m-1,ε0=8.854×10-12F/m;

E———电场强度/k V·m-1。

1.2 颗粒荷电

电滤装备中颗粒存在电场荷电和扩散荷电。本文研究的问题只涉及电场荷电[5]见式(4)

式中Qp———颗粒的饱和电荷量/C;

dp———颗粒的直径/m。

1.3 气流场

气体可用连续性方程和动量守恒方程[6]来描述

式中ρ———空气的密度/kg·m-3;

P———气体压强/Pa;

μ———气体动力黏性系数/kg·m-1·s-1;

μt———湍流动力黏性系数/kg·m-1·s-1;

fDi———空气动力学拖曳力;

ρiE———离子风对气流场的影响。

1.4 颗粒运动场

为了分析颗粒的运动,需要建立颗粒的运动方程。本文主要考虑曳力、电场力以及重力的作用,忽略次要的作用力。颗粒的作用力平衡方程[8]为

式中mp———液滴粒子质量/kg;

ρp———颗粒物的密度/kg·m-3;

QPE———颗粒物所受电场力。

2 数值计算方法

2.1 物理模型与网格划分

采用管式电滤装备轴对称一侧的平面区域作为计算区域。电滤装备的模型如图1所示,将其平面区域划分为50×400的结构网格。

2.2 边界条件

定义电滤装备进口边界条件为速度进口,颗粒与气体采用同一速度值,各边界条件如表1所示。

管式电滤装备中的颗粒密度ρP=600 kg/m3,颗粒质量流率mp=0.000 1 kg/s,颗粒粒径分布采用文献[7]中的粒径分布,如表2所示。

由于Fluent中存在Rosin-Rammler分布模型,所以能够很好的拟合实际颗粒粒径,则经过R-R分布模型拟合,得到颗粒直径dp和大于此直径颗粒的质量分数Yd,两者之间的函数关系

实际颗粒粒径分布与式(8)计算的R-R分布曲线如图2所示,二者很好的吻合,表明R-R分布模型能够很好的满足实际颗粒粒径分布。

2.3 数值求解

为了描述电滤装备中的内部流场和颗粒运动轨迹,利用DPM模型。计算时,空气作为连续相,采用欧拉方法对气流场进行数值计算;而颗粒物作为离散相,采用拉格朗日法对颗粒运动轨迹进行追踪。整个模型的计算采用Fluent软件,选取RNG k-ε模型,采用SIMPLE算法对控制容积进行数值模拟。由于Fluent不能直接进行电晕放电电场的模拟,本文通过编辑多段用户自定义函数UDF,将电场计算的结果链接到Fluent软件中。

3 模拟结果对比与分析

为了验证数值计算的正确性,数值计算的结果与文献[8]中分析计算结果做对比。从图3可以看出,本文对电势、电场强度和电荷密度的数值解与文献的分析解吻合。

3.1 EHD流对除尘效率的影响

图4是不同气流流速下的气流流线,由图可知,EHD流改变了主气流运动轨迹,并且也使整个场之间的相互关系变得更加复杂。在气流流速为0.5m/s时,在电滤装备0.2 m至0.8 m中间存在两个漩涡。当气流流速增加到0.75 m/s时,下游的漩涡开始脱落,随着流速增加到1 m/s时,靠近收尘极的漩涡变小,再到1.5 m/s时,管式装备中的漩涡全部消失。最后,气流流速是2 m/s时,EHD流的作用可以忽略,主气流在管式电滤装备中起主要作用。

图5是在放电电压为50 k V,气流流速为0.5m/s时EHD流对除尘效率的影响。从图中可以看出,粒径在6μm以上的颗粒不受EHD流的影响,能够全部被捕捉。而粒径为4μm时在没有EHD流作用下,除尘效率是98.75%,当有EHD流作用时,除尘效率增加到99.5%,提高仅有0.76%。因此可知,EHD流对细微颗粒有一定的微弱影响,对整体的电滤装备除尘效率的影响可以忽略。

3.2 放电电压对除尘效率的影响

从图6可知,随着放电电压的增加,颗粒向收尘极偏移的就更快。因为随着放电电压的增加,电场强度相应的增加,库仑力对颗粒的影响就增大。

图7可以看出,在放电电压为35 k V时,除尘效率为25%;而在放电电压为50 k V时,除尘效率为100%,除尘效率减少了75%,因此本电滤装备最佳工作电压为50 k V。

3.3 气流流速对除尘效率的影响

从图8可知,在放电电压为50 k V时,随着气流流速的增加,颗粒向收尘极偏移就减慢。因为随着气流流速的增加,颗粒在电滤装备中的停留时间减少,减少了荷电时间。

从图9可以看出,在气流流速为0.5 m/s时除尘效率为100%;而气流流速为1 m/s时,除尘效率为48%,除尘效率减少了54%,所以在电滤装备在满足一定处理量的情况下,在气流流速为0.5 m/和1 m/s有一个最佳气流流速,本文研究气流流速在0.75 m/s时,除尘效率为70%。

4 结论

(1)对管式电滤装备多场耦合数值模拟中,电场是通过动量方程中的源项ρiE来影响气流场,通过电场力QpE来影响颗粒运动场;气流场是通过空气拖曳力来影响颗粒运动场;颗粒运动场是通过空间电荷影响电场分布,通过离散相模型颗粒与气体耦合迭代影响气流场。

(2)随着气流流速的增大,EHD流对气流场的影响逐渐减小;EHD流的存在对细微颗粒的去除有微弱的影响,对整个装备除尘效率的影响可以忽略。

(3)电滤装备的除尘效率随着放电电压的增大而增大,但随着气流流速的增大而减小,本文电滤装备的最佳工作电压为50 k V,气流流速在0.5 m/s至0.75 m/s之间。

摘要：为了研究管式电滤装备中内部流场特性及除尘效率,建立气流场、电场和颗粒运动场相互耦合的数学模型,利用Fluent软件,采用Rosin-Rammler颗粒分布模型,讨论多场耦合作用下的EHD流、不同放电电压和气流流速对管式电滤装备内部流场及除尘效率的影响。结果表明:随着气流流速的增大,EHD流对气流场的影响逐渐减小;EHD流的存在对细微颗粒的去除有微弱的影响,对整个管式电滤装备除尘效率的影响可以忽略;除尘效率随着放电电压的增大而增大,但随着气流流速的增大而减小。

关键词：电滤装备,多场耦合,Rosin-Rammler颗粒分布,EHD流,除尘效率

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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多场信息 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

$h=\frac{{\rm N}u\lambda }{l}$ (4)

式中, λ为导热系数, l为长度, Nu为努塞尔数, 可有式 (5) 计算。

${\rm N}u=\frac{\left(\frac{f}{8}\right)(Re-1000){\rm P}r}{1+12.7\sqrt{\frac{f}{8}}\left({\rm P}r{}^{\frac{2}{3}}-1\right)}\left[1+\left(\frac{d{}_{\text{e}}}{l}\right){}^{\frac{2}{3}}\right]c{}_t(5)$

式 (5) 中:

$c{}_t=\{\begin{array}{l}\left(\frac{{\rm P}r{}_{{}_{\text{f}}}}{{\rm P}r{}_{{}_{\text{w}}}}\right){}^{0.01},\\ \left(\frac{{\rm T}{}_{\text{f}}}{{\rm T}{}_{\text{w}}}\right){}^{0.45},\end{array}\frac{{\rm P}r{}_{{}_{\text{f}}}}{{\rm P}r{}_{{}_{\text{w}}}}=0.05~20$

,

适用于液体$\frac{{\rm T}{}_{\text{f}}}{{\rm T}{}_{\text{w}}}=0.5~1.5$, 适用于气体。

$d{}_{\text{e}}=\{\begin{array}{l}\frac{4A{}_{\text{e}}}{p},\text{适}\text{用}\text{于}\text{管}\text{内}\text{流}\text{体}；\\ D{}_{\text{i}}-d{}_{\text{o}},\text{适}\text{用}\text{于}\text{环}\text{空}\text{流}\text{体}。\end{array}$

雷诺数:$Re=\frac{\upsilon l}{\gamma }=\frac{\upsilon l\rho }{\mu }$;

普朗特数:${\rm P}r=\frac{\gamma }{a}=\frac{\gamma }{\frac{\lambda }{\rho c}}=\frac{\mu c}{\lambda }$。

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

$\sigma {}_{\theta 1}=-\frac{\alpha Et{}_{\text{i}}}{2\left(1-\mu \right)}\left(1+\frac{m}{3}\right)$ (6)

$\sigma {}_{\theta 2}=\frac{\alpha Et{}_{\text{i}}}{2\left(1-\mu \right)}\left(1-\frac{m}{3}\right)$ (7)

式中, $m=\frac{d{}_{\text{o}}-d{}_{\text{i}}}{d{}_{\text{i}}}‚t{}_{\text{i}}$为温度变化值, α为线胀系数, E为弹性模量, μ为泊松比, di为炉管内径。

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

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