热水耦合场（精选4篇）
热水耦合场 篇1
0 引言
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。
参考文献
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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。
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。
热水耦合场 篇4
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摘要：综合现场实测、风洞实验和数值有限元模拟方法, 开展了电站聚光镜场和近地面风环境相互耦合作用机理研究。进行了聚光器场的风场实时监测, 分析获得镜场近地面的风速剖面、湍流度剖面、湍流强度、湍流积分尺度、湍流风速谱和峰值因子等参数, 总结聚光器场的强季风场的规律和特征。进行了聚光器风荷载边界条件的原型实测和风洞实验, 获得强季风作用下的聚光器脉动风压分布规律和特征, 获得脉动风压功率谱密度, 进而获得聚光器的风荷载边界条件。
关键词：聚光镜场,风场,现场实测,风洞实验,数值有限元方法