出口温度场（通用6篇）
出口温度场 篇1
0 引 言
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。
式中:
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]:
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]:
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:
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.
[4]朱伯芳.大体积混凝土温度应力与温度控制[M].北京:中国电力出版社,1998.
出口温度场 篇2
裂隙网络非连续介质渗流场与温度场耦合分析研究
在岩体水力学研究中,一个重要问题就是岩体渗流场与温度场的耦合分析.笔者关注了国内外相关的研究,对其发展的`趋势进行了展望.系统综述了裂隙岩体渗流一温度耦合的研究情况,阐明了裂隙岩体三种渗流模型的特点、适用范围及裂隙网络非连续介质模型的研究概况,分析了裂隙岩体渗流一温度耦合作用研究及工程应用.最后,提出基于裂隙网络非连续介质渗流温度耦合分析是目前亟待解决的课题,并指出今后需要深入研究的问题.
作 者：王如宾 柴军瑞 徐维生 徐文彬 方涛 WANG Ru-bin CHAI Jun-rui XU Wei-sheng XU Wen-bin FANG Tao 作者单位：王如宾,徐维生,徐文彬,方涛,WANG Ru-bin,XU Wei-sheng,XU Wen-bin,FANG Tao(三峡大学土木水电学院,宜昌,443002)柴军瑞,CHAI Jun-rui(三峡大学土木水电学院,宜昌,443002;西安理工大学水电学院,西安,710048)
刊 名：水文地质工程地质 ISTIC PKU英文刊名：HYDROGEOLOGY AND ENGINEERING GEOLOGY 年，卷(期)： 34(4) 分类号：P642.135 P641.2 关键词：渗流场 温度场 耦合分析 裂隙岩体 非连续介质管式炉出口温度自动调节 篇3
1 自动调节的应用前提和具体实施
焦油厂蒸馏工段煤气调节的原始设计及施工的控制方案, 是调节阀和加热出口温度组成的简单控制回路, 这一控制方案只适用煤气波动较小的生产情况, 远远满足不了焦油恒定加热的生产需要, 无法实现自动化控制, 在煤气波动大于1 k Pa时, 温度将在十几摄氏度左右波动, 而大多情况是焦炉的煤气波动都超过了1 k Pa, 严重影响了产品质量的控制 (图1) 。
因此只能进行手动调节, 而手动调节的效果不佳, 温度曲线波动大, 由其是夜班时的生产调节, 一般在正负十摄氏度左右的波动, 直接影响了产品质量;真对这些问题, 焦油厂仪表车间和生产车间反复进行了研究、论证、实验, 并查找了相关的资料, 首先从煤气的调节上入手, 把调节回路里的调节阀使用的定位器进行了改装, 原来调节阀用的是模拟式的定位器, 导致调节精度不高、不稳定, 将其改装成了智能定位器, 用来提高调节阀的精度和稳定性;接下来就是如才能把加热后的温度调节稳定?由于焦化厂向焦油厂提供的焦炉煤气压力, 一般情况下, 瞬间波动在3k Pa左右, 因为温度是滞后的, 瞬间波动使操作工来不及进行调节, 从而造成调节后温度波动大, 为了解决这一问题, 在现场增加安装了一块压力变送器, 把调节后的煤气压力值送到中控室, 然后再把中控室DCS原来编写的简单控制程序重新编写, 使煤气控制方案改为温度和压力的双回路串联复杂调节, 以上工作做好之后, 就可到生产中进行投用测试了, 在投用过程中, 对双回路的PID参数进行不断的更改整定, 经过120个小时的正式投运测试, 最终得到了良好的调节效果 (图2、3) 。
2 自动调节的成果
实现了煤气加热温度的自动化控制, 温度曲线接近于直线, 加热后温度在正负两摄氏度左右, 保证了产品质量的稳定, 减轻了操作员的工作量。
3 技术改造费用
技术改造所购买的变送器、电缆、不锈钢管等设备材料发生的费用在18000元左右, 人工安装、铺设电缆、调试、加班的费用是1500元, 技术改造成功后, 每年节省煤气的使用量和降低的不合格产品的量, 预计间接产生效益金额在每年10万元以上。
4 自动调节的应用推广
此项技术改造, 取得良好的自动控制效果, 在焦油厂, 还可以应用到工业萘、沥青及二期装置的煤气加热调节中, 在同行业内管式炉出口温度难于控制时, 也可以得到应用。
摘要：介绍煤化工里煤焦油蒸馏生产加工过程中, 煤焦油煤气加热管式炉的焦油出口温度受煤气压力波动影响, 难于控制管式炉焦油出口恒定加热的效果, 通过对煤气加热管式炉的煤气压力和出口温度的自动化串级调节, 从而实现自动调节
关键词：煤焦油加工,管式炉,自动调节
参考文献
[1]侯志林.过程控制与自动化仪表[M].北京:机械工业出版社, 2003.
[2]张雪申.集散控制系统及其应用[M].北京:机械工业出版社, 2006.
[3]孟华.工业过程检测与控制[M].北京:北京航空航天大学出版社, 2002.
隧道进出口弃碴场征地报告 篇4
丹通高速公路建设指挥部（丹东段）：
原设计错草沟隧道出口弃碴场位于大川头镇东沟，占地30亩左右。经现场实际调查隧道出口弃碴场存在以下问题：
一、隧道出口至弃碴场道路需3.6km，其中走201国道1.8km，重载上坡。
二、冬季施工隧道弃碴含水量大，运输车辆流水流碴，路面结冰，势必造成道路污染，危及行车安全，影响交通等因素。
三、该弃碴场红松林木较多，砍伐大量林木，不利于环保及林区保护。
四、该弃碴场位置为蛤蟆塘养殖场，赔偿费用大，征地困难。经优化我们拟定在高速公路右侧201国道右侧1318+100处往里1km处设弃碴一处，占地27546㎡，其中耕地15806 ㎡计23.71亩，林地6940 ㎡计10.41亩。
弃碴填高平均按17.5米考虑，该弃碴场可弃碴40万立方米基本满足错草沟隧道出口弃碴规划要求，且该弃碴场位置处于国道201国道及高速公路可视范围之外。
为了保证弃碴场的绿化达到指挥部的要求，我部计划采取下列环保措施：
1、我们计划于明年春天就在弃碴场北侧（靠高速公路一侧）的外边缘移栽三排杨树，对弃碴场的外围提前进行绿化，以保证在竣工交验时达到环保、绿化的标准。
2、为了保证弃碴场靠外侧坡面的绿化效果更好，我们采用从外向里的方法，即先弃外侧，外侧碴弃到位后，先对外侧边坡进行平整、覆土、种草和种树进行绿化。
3、为了保证弃碴场在进行绿化时有土可用，我们计划将隧道进出口洞口开挖的土方分别集中存放，以便以后用于弃碴场绿化之用。
4、为了保证村民进山方便和排洪的需要，我们计划在该弃碴场靠高速公路的大里程侧预留一条乡村道路和一条河沟的位置，并在靠乡村道路的弃碴场边缘砌石挡护，防止坍塌及泥石流的发生。
鉴于隧道出口即将开始套拱及进洞施工，目前选择的临时弃碴场容量即将饱和，隧道弃碴将无地可弃，为了确保隧道进度不受影响，特恳请指挥部领导审核为盼！
特此报告，妥否，请批示！
附件：弃碴场征地平面示意图2张
中国中铁丹通高速路路基工程第十一合同段项目经理部 二OO九年一月十五日
转子稳定温度场分析平台 篇5
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6
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
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[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.
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