热—力耦合分析

热—力耦合分析（精选六篇）

热—力耦合分析 篇1

1 物理模型和计算方法

1.1 物理模型

硅泡沫垫层结构包括内层刚体构件、硅泡沫垫层和外层金属壳体,通用硅泡沫垫层结构模型见图1。工程实际中各部分的相关参数:内层刚体为圆形,外半径和中间硅泡沫垫层的内半径取为60mm,硅泡沫垫层的厚度为10mm,外层壳体厚度为10mm。本研究在通用硅泡沫垫层结构模型基础上,对内层刚体构件进行了改动,将内层刚体设置为不锈钢(1Cr18Ni9Ti)材料包含钚(WgPu)材料的结构,见图2,实现了热力耦合中温度场由放射性材料提供这一条件。

图2中钚材料为实心球体,半径为23mm,1Cr18Ni9Ti材料内半径为23mm,外半径为60mm,钚材料的质量见式(1)。在进行物理模型分析的过程中,认为外层壳体的上下2个半环附耳是紧贴的,通过设置2个半环附耳之间绑定的接触方式来替代螺栓连接。

1.2 热力耦合计算方法

基于能量守恒定律和傅里叶定律建立的内热源瞬态导热微分方程见式(2)。

式中,T为节点温度向量;λ 为导热系数;p为材料密度;c为比热容。

为获得热平衡方程的解,需定义边界条件和初始条件,且要同时求解,热问题的基本有限元方程可由热平衡方程推导求得,见式(3)。

式中,C=∫vρcNNTdV;N为形函数矩阵;KT=∫VλBBTdV为热传导矩阵;B为几何矩阵;T为节点温度变化率向量;Q为热通量。

当热边界条件为对流换热方式的时候,式(3)中的Q=∫rhTfNdΓ。式(3)中,h为表面传热分数;Tf为流体介质的温度;Γ 为边界条件。

热力耦合的基本方程见式(4)。

式中,u为节点位移向量;u1为节点速度向量;F为力向量,包括施加节点力和热应变诱导力。

2 有限元模型及分析方法

硅泡沫垫层结构三维模型见图3,有限元模型见图4。应用ANSYS进行热力耦合分析时有直接法和间接法2 种方法[8],直接法是采用同时具有温度和位移自由度的耦合单元,直接得到耦合结果;间接法首先对研究对象进行稳态热分析,然后将所求取节点温度作为结构应力分析的初始载荷,求解得到所需的结果。

由于直接法一般用于大变形非线性分析,本研究对象没有受到冲击载荷或外界跳跃性载荷,不属于大变形范围,因此用间接法进行分析和研究,间接法的分析流程见图5。

硅泡沫垫层结构材料参数见表1。

武器级钚的热衰变功率计算参考自参考文献[9]中武器级钚的同位素及其质量分数和参考文献[10]中钚的同位素及241Am的热功率因子;武器级钚在整贮1a内热衰变功率结果见式(5)。

式中,19860为钚材料的材料密度。

热分析过程中对外层金属壳体和空气之间设置了对流边条界件,对流换热系数设置为10W/(m2·℃),系统初始温度设置为20℃;热力耦合过程中所涉及到的各部件之间的接触方式及摩擦系数[11]见表2。

为提取数据进行分析,设计了1 条环向路径和1 条周向路径,环向路径以原点为圆心,取X-Y平面内半径为65mm的圆,周向路径以原点为圆心取Y-Z平面内半径为65mm的半圆,把有限元分析结果映射到路径上,对路径上显示的数据进行处理分析。

3 计算结果分析

图6为硅泡沫垫层结构的温度梯度分布,从图中可知钚材料中心温度是最高的,可以达到31.228℃,且温度沿钚材料中心向周边呈逐渐递减的分布规律,从图中可以看出硅泡沫垫层上温度梯度变化值比较大,在与热相关的分析计算中,计算温度最终会达到热平衡状态,但图6中所显示的温度梯度是比较明显的,这与硅泡沫材料有较好的隔热性能这一特性有关,在这种条件下如果硅泡沫垫层结构需要长期存储,则需要提高与硅泡沫材料接触部件的导热能力,减少因内部温度过高而引起的材料热损伤。

图7为泡沫垫层结构形变云图。图7(a)为未施加温度载荷时的形变云图,图7(b)为热力耦合后的形变云图,可以看出,施加温度载荷前后硅泡沫垫层结构形变最大的位置是一致的,都出现在硅泡沫材料与外层壳体接触的地方,但是施加温度载荷后硅泡沫材料形变最大值由0.0339mm上升到了0.574mm,增加了1个数量级,说明热应力对硅泡沫材料的影响是比较大的。

图8 为泡沫垫层结构热力耦合前后等效应力对比图,(a)为环向路径,(b)为周向路径,曲线1表示仅在重力载荷下的结果,曲线2表示热力耦合后的结果;在环向路径中耦合前等效应力峰值出现在垫层上下两端点,耦合后等效应力峰值出现在垫层上端点的两侧,且高于耦合前的等效应力峰值,垫层下端点在耦合后应力值有所增加;在周向路径中耦合前等效应力峰值与环向一致,也出现在垫层上下两端点,但耦合后垫层上端点等效应力值有所降低,下端点等效应力值有所增加;不论是环向还是周向,在垫层下端点等效应力值增加的规律是不变的,这与硅泡沫垫层受到内层刚体自身重力有关;两图中耦合前后等效应力的最大值均没有超出硅泡沫垫层的抗压强度。

[(a)环向路径;(b)周向路径]

为研究硅泡沫材料在1a内热力耦合作用下的应力变化规律,选取了周向路径上半径为65mm经过Y负半轴的1个点作为研究对象,得到了硅泡沫材料不同时间段的应力分布曲线,见图9,从该曲线可以看出硅泡沫材料的应力一直在增加,且在1a时间内应力变化范围可大致分为3个阶段:应力线性增长阶段即从开始到第2个月结束,应力平稳阶段即2~4月,应力非线性增长阶段即4~12月。

4 结论

(1)含放射性热源的硅泡沫垫层结构温度自内向外呈递减规律分布。

(2)硅泡沫垫层整体位移在热力耦合后比静力分析时提高了1个级别,通过辐射产生的热能对硅泡沫材料影响较大。

(3)硅泡沫垫层等效应力极大值出现在垫层上端点的两侧和垫层下端点,且耦合后垫层下端点应力值增加。

(4)硅泡沫材料在长期热力耦合情况下的应力变化分为线性增长期、平稳期和非线性增长期3个阶段。

参考文献

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热力企业生产监控系统分析 篇2

摘要：随着科学技术的发展，高科技的通信方式在生活生产中应用越来越广泛，在现代信息环境下，企业中监控中的信心化水平也逐渐的提升，同时能够提高企业生产能力，促进社会的可持续发展，因此本文主要针对热力企业监控系统进行分析和研究，使其在我国企业发展中能够得到更好的应用。关键词：热力企业；监控系统

随着我国热力企业的发展，以及规模的不断壮大，在热力企业中的生产管理中的技术的要求也越来越高，因此加强监控系统在热力企业中的应用，并通过热力生产管理进行远程监控，合理运用热力生产设备，以满足建设的需要，对热力企业的生产效益、管理水平、企业形象以及社会效益有很大的促进作用。

一、热力企业监控系统

热力企业监控系统具有采集、分析和控制的功能，在热力企业中具有重要作用，热力企业监控系统的结构分为四层，即现场数据采集系统、数据通讯网络系统、工作站以及数据发布系统，下面就这个四个结构进行详细的分析，使其在热力企业中能够得到更好的应用。1.现场数据采集系统

进行现场数据的采集，可以通过2号热源数据，把现场的一次元件到DCS柜，同时还要通过局域网把一次元件送到工作站。通过现场的一次元件把换热站的数据送到PLC，利用RS232与GPRS进行终端连接，并利用RS232和GPRS通过测温元件进行通讯终端连接，这样现场就能实现实时显示和控制功能。2.数据通讯网络系统

通过锅炉DCS计算机利用以太网和OPC数据接口将生产数据调度中心服务器，2号热源通过锅炉DCS计算机，利用DDN和OPC数据接口生产数据传到调度中心服务器，换热站生产数据利用GPRS无线通讯网络，同时通过DDN专线把数据传到平台的控制计算机，同时利用以太网和OPC为数据接口，把生产数据传到调度中心服务器，用户室温数据是利用通过GPRS无线通讯网络，利用DDN专线传到PB软件做平台的控制计算机，同样以太网和OPC为数据接口，将生产数据传到中心服务器。3.工作站

工作站包括锅炉计算机、换热站计算机、用户室温计算机，工作站主要的是将采集来的数据进行处理和分析，之后把采集来的数据形成各种报表和曲线，为生产管理人员和各级领导的使用提供便利，工作站具有闭环自动控制功能和自动调节各种执行机构的功能，能够保证锅炉和换热站的参数保持在合理的范围之内，并对用户室内的温度进行实时的监控，能够及时的发现问题，保证工作的正常进行，另外工作站也可以切换手动，运行人员可以直接输入指令，但是为保证系统的安全性，输入时必须输入指定的密码。4.数据发布系统

数据发布系统主要是获得各台工作站的数据后，对数据进行整理，从而形成数据发布系统，数据发布系统主要是采用B/S系统，利用NET编制，发布系统的特点有：完善的安全保障系统，系统级别清晰，有高效的数据维护系统，提高管理效率，可以浏览权限相符内容，并且浏览方式方便快捷，可以通过VPN系统浏览，对企业的生产运行状况的实时动态数据进行监控，方便系统升级和更新，并且可以兼具收费和办公自动化系统，主要功能有室温采集统计报表、换热站生产汇总报表、热源生产统计报表、公司热力生产能耗报表、锅炉换热站运行系统仿真图以及换热站地理信息系统。

二、计算机监控系统

在热力企业中，计算机监控系统的总体结构为PC、PLC、Ethernet的模式，其中上位机配置为HP主机PIV2G、40G、256M、主板集成网卡，下位机配置为PLC、CPU模块，网络配置为以太网集线器、屏蔽双绞线以及连接头。

三、Citect组态软件

Citect组态软件包括应用程序组态环境和应用程序运行环境，主要功能是利用Citect开发的应用软件与计算机硬件能够实现计算机的集中控制，并且能够实现良好的人机交互界面，主要画面包括：参数表、电动阀操作、控制画面、报警窗口曲线画面、报表打印以及操作记录等画面，用户可以通过鼠标，可以实现监控画面的切换，从而完成对温度、压力以及流量的检测，并开发了计算机软件的动画显示效果，在计算机上就能看见颜色的变换和管线等状态的显示。

四、Citect监控软件在热力企业中的应用 Citect监控软件具有显示功能、远程调控功能、安全连锁保护功能、安全管理功能以及网络功能，在热力企业中有重要作用。1.显示功能

显示功能包括显示参数、显示曲线以及显示流程，显示参数是指进出炉温度、进出炉压力以及炉膛温度等工艺参数值，当参数测量值越线时，会有背景框和闪烁等警告信息，在设备进行正常运行时，对该画面进行监控，可以了解设备的工作情况，显示曲线是指对两台设备的温度等参数可以通过曲线显示，并能够查询其历史值。2.远程调控功能

远程调控功能的画面包括控制画面和电动阀画面。

控制画面:通过点击操作窗口，可以进行远程点炉，通过点击“确定”按钮，就可以完成操作。电动阀画面：通过对管线上的电动阀的控制和监视，并点击电动阀的上行和下行按钮，实现热力企业生产的控制。3.安全连锁保护功能

安全连锁保护功能在发生意外的情况时，为保证热力企业生产的安全，因此具有自动停炉和及时报警的功能，包括炉膛灭火自动顺序停炉、炉膛出口温度超高报警和自动停炉、排烟温度超高报警和自动停炉等。4.安全管理功能

为保证对热力企业生产的安全性，因此Citect应拥有完整的安全机制，对监控系统应该划分不同的操作权限，可以划分为用户级、操作员工级以及工程师级，以保证操作人员对设备监控系统操作的正确性。5.网络功能

Citect监控系统能够进行资源共享，可以使用打印机和硬盘等资源，提高计算系统的可靠性，结语：

通过本文的分析，可以看出监控系统在热力企业中的重要作用，因此应充分发挥监控系统各个功能，加强监控系统在热力企业中的应用，并结合热力设备，使其在我国企业发展中能够得到更好的应用，提高热力企业的生产效益，促进社会的发展。参考文献：

热—力耦合分析 篇3

关键词：机械制造,精冲,厚板,变形机理,数值模拟

1 引言

精冲过程成形机理非常复杂,经历了弹性变形、塑性变形、剪切断裂甚至撕裂,涉及到几何非线性、材料非线性、接触非线性的非稳态大变形,同时还伴随着应变强化、损伤软化等物理现象的发生。从而影响着成形工件中的应力场、应变场、温度场、硬化分布和产品的性能[1,2]。

精冲变形区局限在狭窄的冲裁间隙附近和齿圈作用部分,主要经历塑性剪切与挤压复合变形,称之为塑性剪切带。精冲变形属于塑性挤剪分离,其模具凸、凹模间隙只有普通冲裁间隙的10%左右,受到较大的摩擦力和交变挤压力;精冲过程冲裁变形速度较快,容易产生热效应。恶劣的工作条件使得精冲模具的寿命较短,容易过早损坏或报废。随着板厚的增加,塑性剪切带的变形更加剧烈,厚板精冲模的断裂和磨损更加频繁,模具寿命急剧降低。精冲模具费用占产品成本的25%左右,因而厚板精冲模具的寿命偏低成了直接制约厚板精冲技术应用和发展的瓶颈[1]。目前,国内外学者进行了大量厚板精冲剪切带变形的研究,推进了对厚板精冲变形的认识[3,4,5];同时,在厚板精冲模具方面也有一些实验研究与定性分析[6]。从研究状况来看,齿圈压入与板料塑性剪切两阶段采用单独研究的方式,没有考虑应力、应变等物理场数据在齿圈压入与塑性剪切间的连续传递;同时,也没有考虑到剧烈变形引起的温升对模具应力与失效的的影响。鉴于此,采用基于热力耦合的有限元法,对厚板精冲塑性剪切带内的金属流动及其模具受力进行研究与分析,是非常必要的。

本文对厚板精冲成形进行了多因素耦合建模和有限元模拟;研究了精冲过程中塑性剪切带的金属变形流动规律、热力场分布;同时对精冲模具失效原因进行了分析。

2 厚板精冲有限元模型

根据精冲工艺的过程特点,有限元模拟分两步进行:第一步模拟齿圈压板压入板料和反顶器施加反顶力的过程;第二步模拟凸模压入板料进行塑性剪切和韧性断裂过程。为提高精冲过程模拟的连续性与准确性,第一步模拟所得到的工模具物理场向第二步模拟传送,作为其初始条件。

采用轴对称力学模型(图1),零件直径90mm,材料35号钢,厚度6mm;坯料设为弹塑性体,凸模、凹模为弹性体,材料Cr12MoV,齿圈压板、反顶装置为刚性体;网格单元类型为四节点等参单元,初始网格2500。精冲是一种典型的局部塑性大变形过程,变形区局限在塑性剪切带和压边部分,因此,将间隙附近和齿圈作用部分的网格细化,其他部分网格稀疏(图2)。

模型参数:凸模半径Rst=44.98mm,单边间隙Sp=0.02mm,凸凹圆角分别为0.2mm和0.5mm,齿圈高度和位置见图1,凸模速度向下10mm/s,坯料和模具温度均为20℃,摩擦系数0.1,压边圈压入深度0.95mm。

3 精冲模拟与结果分析

3.1 成形流动过程模拟

仿照实验上的网格分析法,可以通过划分如图3所示的网格来模拟精冲过程中金属塑性剪切变形区的流动过程[9]。通过图3a到图3d中变形区内网格的变化情况可以看出:

(1)从初始凸模压入坯料到零件从坯料上分离之前,网格线都是连续的,没有被切断,精冲件与坯料的分离是在精冲结束的瞬间完成。这说明精冲是金属的塑性流动过程,这一点与普通的冲裁剪切撕裂过程不同。在精冲过程中,静水压力(Mean Stress)σm值越高,越有利于材料塑性的发挥,极限变形程度越大。

(2)根据图3和图4可知,精冲过程的变形区主要集中在凸、凹模刃口附近的狭小剪切带区域,在此基础上对精冲工艺金属流动规律的探讨也是符合实际的。与实验法相比,精冲变形金属流动过程的数值模拟具有方便直观和流动过程可再现性的优点。

3.2 塑性剪切带的热力分布

精冲是在瞬时冲击载荷的作用下,窄剪切区内金属晶体转动,产生强烈的位错及位错运动。在整个精冲过程中,塑性剪切带是在较高的温度梯度和压力下进行的,故采用热—力耦合的有限元模型对此进行研究。

(1)从图6a和图7a可以看出剪切带内的物理场变量是基体中物理场变量的几倍甚至几十倍。这可以说明,精冲成形过程主要发生在塑性剪切带,变形过程高度局部化。

(2)从整个精冲过程的温度分布可以看出:精冲过程中的任何时刻,凸模圆角部位的温度最高,好像一点热源向四周扩散;同时,随着凸模的下移,凸模圆角部位的温度不断升高,如图6b所示。

3.3 模具失效分析

根据图8可以看出,从凸模中心到圆角处模具所受的等效应力是逐渐上升的,在圆角附近最急烈。圆角处温度高,热软化作用明显,材料的屈服应力降低,同时该处应力值又高,这两个因素的综合作用,容易导致凸模圆角处失效。

4 结论

本文采用基于热力耦合的有限元法对厚板精冲成形过程进行了研究。连续模拟了齿圈压入、板料塑性剪切到完全断裂的过程,分析了精冲变形塑性剪切带内金属的流动和热力分布,阐明了精冲塑性变形的高度局部化本质。通过模具关键部位的应力场和温度变化,预测了模具的失效部位和原因。

参考文献

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汽轮机热力性能分析与实验 篇4

汽轮机热力性能分析与实验

本文以太原大唐第二热电厂法国6 00 MW机组为例,确定汽轮机热应力集中部位,计算热应力、寿命损耗及启停损失,为600 MW机组合理参加调峰提供理论依据.

作 者：李振纲 李建军 付永珍  作者单位：内蒙古国电能源投资有限公司乌斯太热电厂,内蒙古,750336 刊 名：中国科技博览 英文刊名：ZHONGGUO BAOZHUANG KEJI BOLAN 年，卷(期)： “”(5) 分类号：V216.4+1 关键词：汽轮机组   调峰运行   热应力   寿命损耗   启停损失  

热—力耦合分析 篇5

活塞是内燃机燃烧室的关键零件之一, 在工作中受高温高压燃气、连杆交变的高强度载荷、自身惯性力和热负荷共同作用［１］。活塞的结构设计是否合理直接关系到整机的可靠性、经济性、动力性、排放性、使用寿命等至关重要的性能指标。目前, 对活塞的温度场计算、热变形、热应力及机械应力、应变的分析日趋成熟, 活塞部件的耦合分析、精确完整的活塞模型分析、多场耦合分析及非稳态温度场分析是行业的方展方向。

本文中采用三维多体接触热力耦合分析方法, 考虑到温度与燃烧压力的耦合作用, 在进行结构分析时读入温度场分析得到的温度结果作为结构的温度载荷, 计算活塞在热载荷、最高燃烧压力多场耦合作用下的应力场和位移场。进一步分析某四缸高速柴油机发生拉缸的原因, 并进行结构优化计算。

1 温度场模拟计算

1.1 有限元模型及网格划分

计算中对活塞的网格划分采用ANSYS智能网格划分技术。为了较好地反映数据变化规律, 在温度梯度较大的部位 (如燃烧室) , 需要采用比较密集的网格, 而在温度梯度较小的部位, 为减少计算规模, 则应划分相对稀疏的网格, 本文中共划分69 188个单元, 如图1所示。

1.2 活塞温度场的边界条件

活塞的温度场属于三维不稳定场, 但对于高速柴油机而言, 虽然一个工作循环内的燃气温度Tｆ和传热系数α的变化很大, 但是变化周期却很短。由于热惯性的滞后作用, 燃气温度和传热系数的变化对活塞温度场的影响很小［２－３］, 因此活塞温度场可近似为稳定。此时, Tｆ和α可取为常数, 即取燃气的平均当量温度和平均传热系数。

本文中活塞温度场计算采用第三类边界条件 (热交换边界条件) ［４－６］, 即给定边界的外围介质温度Tｆ和传热系数 α。根据活塞边界外部介质不同, 可将边界大致分成三个区域。

第一区域为活塞顶面, 包括 ω 型燃烧室壁面和顶平面, 从示功图上读取pｇ并计算Tｇ, 按经典的Woschni公式计算燃气的瞬时传热系数。

式中, λ为修正系数;D为活塞直径, m;vｍ为活塞平均速度, m/s;pｇ为燃气瞬时压力, 取值为105Pa;Tｇ为燃气瞬时温度, K。计算一个工作循环内的平均传热系数为

式中, φ０为一个工作循环的转角;φ为曲轴转角。根据传热等效原则利用式 (3) 计算燃气平均当量温度。

本区域的外部介质温度均取燃气当量温度, 即, 而将一切影响传热的因素均归入传热系数α中。

第二区域为活塞外侧面, 包括头部、环区和裙部外侧, 外部介质可以看作冷却水。从传热的等效观点出发, 可将冷却水作为传热的终端, 用综合传热系数反映总热阻。冷却水的传热系数αｗ主要取决于循环水的流动状态及缸套外表面的性质。

第三区域为活塞内腔及裙部内侧, 外部介质为冷却油或曲轴箱油雾。本区域的介质温度为冷却油或曲轴箱温度。本次计算的活塞是非喷油冷却, 选取α值时须考虑两个因素:内腔壁与燃烧室壁在厚度方向的最大平均温差须保持在一定的范围内, 对于铝活塞, 应不超过2~3℃/mm［３］;热流量分配情况必须合理。

1.3 温度拟合法的运用及温度计算

准确给出热交换边界条件是采用有限元法计算活塞温度场的关键。目前还没有准确计算活塞与周围介质之间的传热系数的通用公式, 根据经验公式得到的传热系数与实际的活塞传热系数有一定的差别, 因此实际中多采用“温度拟合法”［７］, 即首先按经验公式得到传热系数计算温度场, 再将计算结果与实测活塞各特征点的温度值进行比较, 修正给定的边界条件, 直至特征点的计算温度与实测值基本一致。

1.3.1 活塞温度测量

试验选用硬度塞法测量活塞温度:将硬度塞加工并热处理后, 对其进行回火温度-硬度曲线标定, 根据硬度计读出的试样在不同回火温度下HRC硬度值绘制硬度塞回火温度-硬度曲线;取出硬度塞后对其抛光磨平, 再进行HRC硬度值测量;测量的硬度值根据回火温度-硬度曲线求出硬度塞回火温度, 从而得到活塞各测点的温度值, 如图2所示。

1.3.2 活塞温度场模拟计算

本文中整个活塞共分25个区域 (图3) , 通过多次调整得到各个区域的传热系数 (表1) , 使计算得出的温度场 (图4) 与试验测得的温度场基本吻合。

通过对活塞各测点的温度测量值与计算值的对比, 可以判断活塞真实温度场与模拟温度场的贴近程度, 如图5所示。活塞各点模拟温度值与实测温度差别均小于4%。

2 活塞热力耦合有限元分析

考虑到活塞实际的工作状况是处于活塞连杆组件中的机械负荷和热负荷的共同作用, 为了分析活塞拉缸的真正原因, 需要对活塞进行组件中的热力耦合分析。

2.1 组件模型及网格划分

活塞热力耦合计算分析的主体是活塞, 实体建模时, 除回油孔以外对活塞没有进行其他简化。基于连杆、活塞销和缸套在计算中只是起到边界条件的作用, 为了减少计算量, 在不影响活塞计算结果的基础上, 对连杆、活塞销和缸套模型进行简化, 如图6所示。利用ANSYS软件进行智能网格划分, 分别建立活塞、活塞销、连杆及缸套的有限元模型, 整个部件共划分95 924个单元。

2.2 接触单元的建立

接触单元的建立对整个模型的有限元计算分析至关重要［８］。有限元模型间的相互约束和力的传递都是接触单元完成的。算例柴油机采用全浮式活塞销, 这种配合方式在冷态装配时, 活塞销与销座孔有微量过盈, 过盈量为0.002 5~0.007 5mm。由于过盈量的存在, 在建立活塞销座和活塞销的接触面时, 接触单元会有初始渗透, 如图7所示。

2.3 热力耦合边界边件

活塞在实际工作中, 受到高温燃气的最高燃烧压力、往复运动产生的惯性力、气缸壁对活塞裙部的侧压力及连杆小端通过活塞销作用在活塞销座上的支反力影响。活塞的机械负荷主要取决于气体的最高燃烧压力, 燃烧压力作用在活塞的顶面及活塞火力岸面, 产生的力由活塞销座承担。活塞的侧压力主要作用在活塞的裙部, 侧压力的大小和位置随着曲轴转角变化而变化。

本文中活塞销与活塞销座之间的力是运用接触单元传递的, 将活塞、活塞销、连杆和缸套用接触单元建成一个整体进行耦合计算。耦合分析充分考虑到各部件间的约束和力的传递, 无须考虑活塞与活塞销之间力的大小和位置, 将活塞销座与活塞销之间的力作为内力。

图8为柴油机示功图。从图8 可以看出, 算例柴油机曲轴转角为370°CA时活塞所受的燃烧压力最大, 同时活塞的热负荷也很高。因此, 本次计算选定柴油机标定转速为3200r/min、曲轴转角为370°CA。此时, 缸内最高燃烧压力为12.5MPa, 即活塞顶面受到的气体压力。由于活塞侧隙的存在, 使得活塞火力岸也受到气体的燃烧压力, 一般取活塞火力岸压力为活塞顶面压力的0.9 倍, 即9.36MPa;第一环岸压力为顶面压力的0.2 倍, 即2.08MPa。由牛顿力学公式F=ma可知, 活塞惯性力与活塞组的加速度a和质量m有关。已知活塞组的质量为1.8kg, 只需求得活塞的加速度就可以得出活塞自身的惯性力。

2.4 组件热力耦合分析

活塞连杆组件热力耦合分析是活塞在组件中的机械负荷及热负荷的耦合分析。将前面稳态温度场得到的温度结果文件读入热力耦合分析的网格模型中, 模型中的每个节点都加载了各自的温度值, 温差的存在使节点之间产生热应力, 热应力再和机械应力进行耦合, 最后得到模型中节点的综合应力和变形［９－１１］。

图9为活塞热力耦合分析时活塞的变形情况。从图9可以看出, 活塞变形最大的部位在活塞的头部, 最大变形量为0.748mm, 原因是活塞头部与高温燃气直接接触导致;活塞头部和缸套间的间隙为0.550mm, 活塞头部的变形量比活塞头部的配缸间隙要大0.198mm;活塞在第一环槽处最大变形量为0.582mm, 超过配缸间隙0.032mm。

综合以上分析可知, 热力耦合计算能较真实地反映柴油机实际工作状况, 活塞头部及第一环处的变形主要是由柴油机热负荷高引起的, 且变形量均大于要求的配缸间隙, 导致活塞在工作时可能出现拉缸现象。

3 活塞结构的改进

评定活塞的热状况, 除了活塞顶最高温度和热应力外, 第一道活塞环槽的温度也很重要。改善第一环槽的受热状况可采取以下措施: (1) 确保在活塞运行到上止点时, 活塞第一环槽的位置处于冷却水套界面以下; (2) 第一环槽应开在活塞顶的底面以下; (3) 在第一环槽上部局部加强冷却, 隔断从活塞顶部流下来的部分热流通路［１２］。根据计算结果可知, 算例柴油机活塞存在的主要问题是第一环槽温度过高, 所以主要针对第一环槽处的热负荷进行结构改进。综合分析该柴油机结构后, 采用了在活塞内腔顶部增加内冷油道的方案, 利用润滑油在油道中的振荡冷却活塞头部, 以降低热负荷。

图10为冷却油腔结构尺寸, 图中尺寸单位均为mm。冷却油腔的尺寸主要是考虑活塞的热负荷, 根据热负荷需要降低数值来确定冷却腔的尺寸。基于活塞头部的温度梯度较大, 冷却腔过渡的圆角应尽量大些, 以避免热应力集中。

冷却腔的位置主要是考虑活塞需要冷却的部位, 即冷却腔尽量靠近需要加强冷却的地方。参考同类冷却油腔确定活塞和冷却油腔的传热边界, 本文中选取传热系数为1500W/ (m２·℃) , 介质温度为95℃。

图11为加冷却油腔后活塞的温度场分布。从图11可以看出, 改进后的活塞最高温度为312℃, 第一环槽约220℃, 第二环槽约180℃, 活塞内腔顶面约240℃。由此可见, 冷却油腔对降低活塞第一环的温度很明显, 第一环槽温度下降26℃。

4 结论

(1) 在试验的基础上, 运用经验公式和温度拟合法得到的活塞模拟温度场与特征点的实测温度值基本一致。

(2) 热力耦合计算能较真实地反映柴油机实际工作状况。对活塞连杆组件热力耦合分析可知, 活塞头部和第一环槽处变形主要是由于热负荷高引起的, 且均大于配缸间隙, 因此活塞在工作时可能发生拉缸现象。

(3) 在活塞内腔顶部增加冷却油腔的局部强化冷却方案可有效降低活塞顶部和第一环槽的温度。

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热—力耦合分析 篇6

用结构防火模拟计算分析的方法代替标准测试方法,是近年来结构抗火研究的发展趋势之一。 基于试验的数值模拟能对火灾过程的各种变化因素进行有效控制,从而能够深入研究各种参数变化对结构力学性能的影响。目前,国内外针对钢结构防火进行的实验研究多局限于结构构件试验,而对整榀框架研究较少。但火灾下单个结构构件的破坏,并不意味着整体结构的破坏,一般情况下结构局部少数构件发生破坏,将引起结构内力重新分布,结构仍具有一定的承载能力。单层钢框架结构承受火灾载荷和力载荷的研究分析对于多层乃至高层钢结构建筑的安全性能研究具有重要意义。笔者根据国内外的研究背景,运用ANSYS软件进行了热力耦合作用下的单层钢结构框架力学性能研究,分别研究了钢结构框架承受力载荷、火灾载荷及热力耦合作用下,不同应力—温度路径下钢材的应力—温度—应变三者的耦合关系。

1 理论研究基础

1.1 钢结构的热力学性能

钢结构的抗火性能较差,屈服强度在500 ℃时降为常温的1/2,抗拉强度在250～300 ℃时达到最大值(由于蓝脆现象引起),温度超过350 ℃时,抗拉强度开始大幅度下降,在500 ℃时约为常温的1/2,600 ℃时约为常温的1/3,基本上已经失效。Q235 钢在高温下的塑性性能良好, 破坏前具有较大的变形, 极限应变、伸长率和断面收缩率均表现出先随温度升高而降低,后随温度升高而增大的趋势。其中,弹性模量随着温度升高而连续降低。

ET/ET0=1.0+T/(2 000ln(T/1 100)

(0

ET/ET0=(690-0.69T)/(T-53.5)

(600 ℃

式中:ET、ET0分别为钢筋在受热与常温下的弹性模量;T为当时的温度,℃。

K=-0.032 9T+54.7 (3)

式中:K为导热系数,W/(m·℃) 。

1.2 标准升温条件下钢构件温度计算

笔者采用的钢构件温度计算方程,见式(4)。

undefined (4)

其中,undefined

式中:Cs为钢材比热容,取600 J/(kg·℃);ρs为钢材密度,取7 850 kg/m3;Ts(t+Δt)为在t+Δt时刻钢构件温度,℃;λ为导热系数,W/(m·℃);D为保护材料厚度,m;Ts(t)为钢构件在t时刻的温度,℃;T(t)为t时刻实验炉内温度,℃;t为升温时间,s;S为单位长度构件表面积,m2;V为钢构件体积,m3;ΔT为实验炉上升温度,℃;C为保护材料比热容,J/(kg·℃);ρ为保护材料厚度,kg/m3;Δt为微小时间间隔,s。

1.3 建筑构件的耐火极限和临界温度

建筑构件的耐火极限是指构件在标准耐火试验中从受火开始到失去稳定性或完整性或绝热性止的时间。国家标准《建筑构件耐火试验方法》(GB 9978—88)规定,承重构件如梁、柱、屋架等不具备隔断火焰和过热的功能,所以由失去稳定性单一条件来控制是否达到其耐火极限,试件的最大挠度超过L/400,则表明试件失去抗变形能力。临界温度是假定温度在构件内均匀分布,结构失效时的温度。

只考虑荷载的标准组合,其设计式见式(5)。

υGK+υQ1+undefinedΨciυQi≤[υ] (5)

式中:υGK为永久荷载的标准值在结构构件中产生的变形值;υQ1为起控制作用的第一个可变荷载的标准值在结构构件中产生的变形值;υQi为第i个可变荷载的标准值在结构构件中产生的变形值;υ为结构构件的允许变形值。

1.4 有限元热分析的理论基础

有限元热分析的理论依据是质量守恒(连续性方程)、动量守恒(Navier-Stokes方程)、能量守恒(能量方程)以及化学反应的定律等。火灾过程中状态参数的变化遵循这些规律,在数学上可以抽象成一个基本方程组,见式(6)～(9)。

连续方程:

undefined (6)

动量方程(i方向):

undefined (7)

能量方程:

undefined (8)

组分方程(组分l):

undefined (9)

式中:S为方程的源项。动量方程的源项包括体积力、压力梯度和部分粘性力;以总焓为因变量的能量方程的源项包括辐射换热和气动热;组分方程的源项为组分l的产生率。

三维温度场问题的泛函数,见式(10)。

式中:V为求解区域;A为求解区域的边界。

矩阵形式的三维温度场有限元方程,见式(11)。

[K I T]+[C I T]=[P] (11)

2 ANSYS有限元分析

2.1 计算模型概述

钢结构框架梁和柱为Q235型钢,柱截面长和宽均为0.3 m,高3 m,梁跨为4.6 m,截面为HM390×300×10×16 H型钢,其材料性能参数见表1。钢结构框架初始温度为30 ℃(周围空气温度为30 ℃),火源处温度可达1 000 ℃,空气对流系数为120 W/(m·℃)。

计算中采用的基本假定:单元截面变形满足平截面假定;单元的局部屈曲和平面外变形均被有效防止;单元截面温度均匀,沿单元长度方向所有截面温度分布相同;不考虑单元的初始缺陷和残余变形的影响。

2.2 建立ANSYS分析模型

(1)定义单元类型。

对钢框架进行热力耦合作用下的力学性能研究是热—结构两个物理场的耦合分析,ANSYS的分析包括直接耦合和间接耦合两种。考虑到分析精度,选择热结构耦合单元Solid98 (Coupled Field,Scalar Tet98)进行直接耦合分析。

(2)设置模型参数。

定义H型钢的材料性能参数,包括导热系数、比热容、密度、泊松比等。

(3)建立模型、划分网格。

建立ANSYS分析模型,采用输入关键点坐标直接生成节点和单元的方法建立实体模型。该方法易于控制划分网格,从而形成精确的网格,以加强问题的收敛与计算的精度。框架ANSYS有限元模型及加载后模型,见图1和图2所示。钢框架总体有限元模型,见图3所示。

2.3 施加荷载并求解

(1)温度荷载。

直接受火区域为钢框架柱的内侧面,梁的底板、内侧翼缘以及腹板,钢框架截面温度场的分析类型为瞬态热分析。

(2)集中力和均布载荷加载。

在温度载荷的基础上,对钢框架梁和柱施加集中力和均布载荷。

(3)施加热、结构边界条件,定义时间步长并求解。

在对瞬态热分析问题进行求解时,可以设定Time/Frequenc选项、非线性选项以及输出控制等载荷步选项,梁柱节点自动耦合,同时对柱脚施加位移约束。

3 数据处理与结果分析

各节点的定义及工况见表2所示。钢框架竖向位移和钢框架温度图,见图4和图5所示。

图6为钢框架的温度-时间曲线,图7为B工况Y竖向位移-时间曲线。表3是不同工况各节点Y竖向位移。

C工况的等效应力及Y竖向位移,见图8、图9所示。弹性模量—温度曲线、导热系数—温度曲线,分别见图10、图11所示。

由ANSYS输出的弹性模量和导热系数随温度变化的曲线可以看出,钢的弹性模量和导热系数随温度升高而发生很大变化。当温度达到500 ℃时,弹性模量下降至常温的60%左右;当温度升到800 ℃时,导热系数下降到常温的55%,梁和柱的节点、梁跨中处应力较大。当力和温度荷载同时加载于钢梁底板中央节点处, 1 300 s时温度达到550 ℃,Y竖向最大挠度超过构件的允许变形值。表明试件失去抗变形能力,无保护层钢梁的临界温度约为550 ℃,耐火极限约为21 min。

4 结 论

在热力耦合作用下的单层钢结构框架力学性能研究中,梁底板处和翼缘温度较高,随时间变化较快,柱脚处温度较低,升温较慢,钢梁下翼缘达到一定温度时, 钢梁横截面上翼缘的升温速率大于腹板和下翼缘升温速率, 温度梯度的增长速率发生反转。火灾荷载比力荷载对钢框架的应变变化作用更为明显,结构所受的应力越高, 构件破坏的临界温度越低, 构件破坏前有较大的变形, 仍然存在“颈缩”现象, 表现出塑性破坏的特征。

数值模拟研究表明,钢框架在火灾荷载下的破坏特征与单个构件在火灾荷载下的破坏特征有所不同,梁和柱的节点、梁跨中、柱顶是钢结构防火的关键部位。热力耦合作用下单层钢结构框架力学性能研究,为高层钢结构建筑防火试验研究提供了理论参考。

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