数值模拟论文范文

数值模拟论文范文（精选12篇）

数值模拟论文 第1篇

关键词：楼顶温室,数值模拟,速度场,环境特征

0 引言

楼顶温室可用于园林绿化和家庭花卉种植。根据需要, 可将楼顶温室建成不同外形和面积, 增加园林绿化的趣味, 或建在家庭的阳台、楼顶和庭院, 用于种植花卉, 使人们在枯燥的楼群中能够拥有一块绿色空间。随着城市人口的增多, 土地资源减少, 小面积和智能化程度高的楼顶温室将因其实用性和观赏性而得到广泛推广。但楼顶温室需要根据其特定的条件定制, 其内部环境也有别于常规的连栋温室和日光温室。目前, 还没有关于楼顶温室内环境特性研究的报道, 微气候环境模型的建立更是匮乏。本文参考连栋温室和日光温室的室内环境特性研究方法[1,2,3], 在对楼顶温室环境进行CFD分析的基础上, 进行楼顶温室环境方面的研究。

1 楼顶温室概况

楼顶温室为改进的日光温室, 其三面环墙。屋顶日光温室为典型的三折式单坡屋面温室。温室建筑面积为167.9m2, 北墙装有7块900mm (宽) 700mm (高) 、波高为10mm的湿帘;南墙装有3台750mm750mm风机。

2 实验设计

CFD分析主要涉及了开两台风机+遮阳网 (Tg1) 、开两台风机+无遮阳网 (Tg2) 、开3台风机+遮阳网 (Tg3) 以及开3台风机+无遮阳网 (Tg4) 4种工况。本文重点对4种工况条件下温室内环境特性进行分析, 试验处理如表1所示。

3 CFD分析方法建立

3.1 计算域

计算域为整个温室西区空间 (如图1所示) , 以实际温室尺寸计算。

3.2 网格划分

在计算区域内, 采用六面体网格单元进行CFD分析, 离散方法采用有限体积法。利用GAMBIT划分网格, 网格单元长度分别为200mm, 共划分141 210个网格, 如图2所示。

3.3 边界条件

设湿帘为速度入口, 风机为压力出口, 风机参数符合9FJ12.5型风机性能指标参数, 其他维护结构设为墙壁, 内遮阳设为壁面。考虑了太阳辐射的影响, 模拟楼顶温室所涉及到的各维护材料物性取值如表2所示。内遮阳保温幕采用Upp55浸铝合成纤维条遮阳网, 遮光率为65%, 颜色为铝色, 比重85g/m2。各工况部分边界条件设置如表3所示。

4 结果分析

对风机和遮阳网使用条件下温室内速度分布进行了研究, 统计结果如图3至图6所示。

由图3～图6可以看出:一是随着风机数目增加, 温室内气流速度显著增加, 开2台风机时温室内最大气流速度为3.87m/s, 而开3台风机时最大气流速度可达5.97m/s。二是遮阳网对温室内气流速度有一定程度的影响, 遮阳网展开条件下的气流速度稍小于遮阳网打开条件下的气流速度, 这主要是由于遮阳网壁面摩擦阻力引起的。三是4种工况条件下都表现为在水平 (Y=1.4m) 和垂直 (Z=4.5m) 方向存在涡漩。垂直截面位于A处, 同时仅开两端风机时涡漩更为明显;水平截面位于B处, 但是在风机全开条件下还存在, 这对于温室降温极为不利, 可能会造成局部高温地带, 影响降温效果, 在进行降温系统设计时应该通过CFD分析选择合适的风机位置。

5 结论

1) 随着风机数目增加, 温室内气流速度显著增加, 遮阳网对温室内气流速度有一定程度的影响。遮阳网展开条件下的气流速度稍小于遮阳网打开条件下的气流速度, 这主要是由于遮阳网壁面摩擦阻力引起的, 但并未达显著水平。

2) 楼顶温室在水平 (Y=1.4m) 和垂直 (Z=4.5m) 方向都存在涡漩, 仅开两端风机时涡漩更为明显;局部涡漩对温室降温不利, 影响降温效果, 在进行降温系统设计时应该选择合适的风机位置。

3) 开3台风机的降温效果比开两端风机的降温效果要好, 但相比较而言引起的降温效果差异不如展开和收拢遮阳网引起的降温效果显著。

参考文献

[1]李永欣, 李保明, 李真, 等.Venlo型温室夏季自然通风降温的CFD数值模拟[J].中国农业大学学报, 2004, 9 (6) :44.48.

[2]童莉, 张政, 陈忠购, 等.机械通风条件下连栋温室速度场和温度场的CFD数值模拟[J].中国农业大学学报, 2003, 8 (6) :33.37.

凝胶模拟液直圆管流动特性数值模拟 第2篇

凝胶模拟液直圆管流动特性数值模拟

采用POLYFLOW软件,对幂律型凝胶模拟液在直圆管内的流动和流变特性进行了数值模拟研究.结果表明:在流速和管径不变时,压降随管长的增加成线性增加;在流速和管长不变时,压降随管径的增大急剧减小;随着流变指数的.减小,直圆管轴线附近出现明显的柱塞流动区,在此区域内,速度和剪切速率变化较小,剪切粘度值趋于最大;在管壁附近,速度和剪切速率变化较大,剪切粘度降低明显.

作 者：左博 张蒙正 Zuo Bo Zhang Mengzheng 作者单位：西安航天动力研究所,陕西,西安,710100刊 名：火箭推进英文刊名：JOURNAL OF ROCKET PROPULSION年，卷(期)：34(5)分类号：V439关键词：凝胶模拟液 直圆管 数值模拟

岩土工程数值模拟方法的发展 第3篇

关键词：岩土工程 数值模拟有限差分有限元边界 元离散 元无界元

1.引言

近几十年来，随着计算机应用的发展，数值计算方法在岩土工程问题分析中迅速得到了广泛应用，大大推动了岩土（体）力学的发展。在岩土（体）力学中所用的数值方法主要有以下几种：有限差分法、有限元法、边界元法、加权余量法、半解析元法、刚体元法、非连续变形分析法、离散元法、无界元法和流形元法等。下面就对这些方法进行简要的介绍和分析。

2.有限差分法

有限差分法是一种比较古老且应用较广的一种数值方法。它的基本思想是将待解决问题的基本方程和边界条件近似地用差分方程来表示，这样就把求解微分方程的问题转化为求解代数方程的问题。亦即它将实际的物理过程在时间和空间上离散，分解成有限数量的有限差分量，近似假设这些差分量足够小，以致在差分量的变化范围内物体的性能和物理过程都是均匀的，并且可以用来描述物理现象的定律，只是在差分量之间发生阶跃式变化。有限差分法的原理是将实际连续的物理过程离散化，近似地置换成一连串的阶跃过程，用函数在一些特定点的有限差商代替微商，建立与原微分方程相应的差分方程，从而将微分方程转化为一组代数方程，通常采用“显式”时间步进方法来求解代数方程组。

3.有限单元法

有限元法将连续的求解域离散为有限数量单元的组合体，解析地模拟或逼近求解区域。由于单元能按各种不同的联结方式组合在一起，且单元本身又可有不同的几何形状，所以可以适应各种复杂几何形状的求解域。它的原理是利用每个单元内假设的近似函数来表示求解区域上待求的未知场函数，单元内的近似函数由未知场函数在各个单元节点上的数值以及插值函数表达。这就使未知场函数的节点值成为新未知量，把一个连续的无限自由度问题变成离散的有限自由度问题。只要解出节点未知量，便可以确定单元组合体上的场函数，随着单元数目的增加，近似解收敛于精确解。按所选未知量的类型，有限元法可分为位移型、平衡型和混合型有限元法。位移型有限元法在计算机上更易实现，且易推广到非线性和动力效应等方面，故比其他类型的有限元法应用广泛。

4.边界元法

边界元法出现在20 世纪60 年代，是一种求解边值问题的数值方法。它是以Betti 互等定理为基础，有直接法与间接法两种。直接边界元法是以互等定理为基础建立起来的，而间接边界元法是以叠加原理为基础建立起来的。边界元法原理是把边值问题归结为求解边界积分方程的问题，在边界上划分单元，求边界积分方程的数值解，进而求出区域内任意点的场变量，故又称为边界积分方程法。边界元法只需对边界进行离散和积分，与有限元法相比，具有降低维数、输入数据较简单、计算工作量少、精度高等优点。比较适合于在无限域或半无限域问题的求解，尤其是等效均质围岩地下工程问题。边界元法的基本解本身就有奇异性，可以比较方便地处理所谓奇异性问题，故目前边界元法得到研究人员的青睐。

5.加权余量法

加权余量法也是一种求解微分方程的数值法，它在流体力学、热传导以及化学工程等方面应用较广。它具有两个方面的优点：①由于加权余量法是直接从控制方程出发去求解问题，理论简单，不需要复杂的数学处理，且它的应用与问题的能量泛函是否存在无关，因而它的应用范围较广，利用加权余量法这一优点去建立有限单元的刚度矩阵，可以大大扩展有限元法的应用范围；②加权余量法的计算程序简单，要求解的代数方程组阶数较低，对计算机内存容量要求不高，计算所需要的原始数据较少，这样就大大减轻了准备工作量。

6.半解析元法

半解析元法是Y. K. Cheung 于1968 年提出来的，同有限元法一样，它也是基于变分原理的。不同点是半解析元法根据结构的类型和特点，利用部分已有的解析结果，选择一定的位移函数，使解沿某些方向直接引入已知解析函数系列，而不再离散为数值计算点，因此自由度和计算量大大降低。这几年半解析法发展很快，种类很多，主要包括有限条法、有限层法、有限厚条法、有限壳条法、样条有限元法以及无限元法等。这类方法适用于求解高维、无限域及动力场等较复杂的问题。

7.无界元法

无界元法是P. Bettess 于1977 年提出来的，用于解决用有限元法求解无限域问题时，人们常会遇到的“计算范围和边界条件不易确定”的问题，是有限元法的推广。其基本思想是适当地选取形函数和位移函数，使得当局部坐标趋近于1 时，整体坐标趋于无穷大而位移为零，从而满足计算范围无限大和无限远处位移为零的条件。它与有限元法等数值方法耦合对于解决岩土（体）力学问题也是一种有效方法。上述介绍的几种数值法都是针对连续介质的，只能获得某一荷载或边界条件下的稳定解。

8.离散单元法

离散单元法随着非连续岩石力学的发展而不断进步，与现有的连续介质力学方法相比，还有以下问题需要研究：

（1）刚体离散单元法是基于非连续岩石力学的，更适合于低应力状态下具有明显发育构造面的坚硬岩体的变形失稳分析。对于软弱破碎、节理裂隙非常发育和高应力状态下的岩体变形失稳分析，则不适合。

（2）岩体介质种类繁多，性质非常复杂。在通常情况下，节理岩体或颗粒体表现为非均质和各向异性，并且常表现有很强的非线性，所处的地质环境不尽相同，这就使得岩土工程计算有很多不确定性因素。离散元的主要计算参数（如阻尼参数、刚度系数），影响到岩土工程稳定过程的正确模拟以及最终结果的可靠性，尤其是离散元计算中的参数选取，没有统一和完善的确定方法。

（3）计算时步的确定。现在的选取原则是出于满足数学方程趋于收敛的条件，与实际工程问题中的“时间”概念如何联系起来，合理地考虑时间效应，是今后需要研究的问题。

（4）迭代运算的时间较长。用计算机进行离散元计算时，CPU 占用时间较多，特别是在考虑岩块变形的情况下，模型划分单元数受到限制，对迭代方法需做进一步的改进。

9.刚体节理元法

刚体节理元法是Asai 在1981 年提出的，它是在Cundall 刚体离散元间夹有Goodman 节理单元的组合单元，但此节理单元有一定厚度而使离散元间不能“叠合”。刚体节理元法也可考虑不含节理单元的情况，即所谓的单一三角形刚体元非连续变形分析法，是石根华博士和古德曼教授于1984 年首次提出的一种新型数值分析方法，至1988 年该方法已形成了一种较为完整的数值计算方法体系。非连续变形分析方法以严格遵循经典力学规则为基础，是一种平行于有限元法的数值计算方法。

10.流形元方法

钢框架结构数值模拟 第4篇

钢结构框架是以钢材制作为主的结构, 是主要的建筑结构类型之一。主要用于重型车间的承重骨架、受动力荷载作用的厂房结构、板壳结构、高耸电视塔和桅杆结构、桥梁和仓库等大跨度结构、高层和超高层建筑等。钢框架结构的固有振动频率及振型计算分析是其整体设计必须解决的问题, 进而避免外力频率和结构的固有频率相同或接近, 防止共振现象的发生。随着实验测量分析理论及计算机技术的发展和广泛应用, 模态分析软件能够对钢框架进行自振频率的采集, 较全面的分析和评价框架的动力性能, 对其设计、施工、质量评定具有十分重要的意义。本文主要运用Midas Gen对实验结构进行了分析。

2 数值模拟

2.1 工况介绍

2.1.1 钢框架相关尺寸:

(表1)

2.1.2 各工况情况

工况1:无重物, 原结构;

工况2:结构加重物;

工况3:结构加重+隔震支座

其中加重情况:五层框架模型结构加上四块柱脚底板质量为20kg结构各层上增加的质量块为:隔震层、二层、三层为17kg, 四层五层为15kg, 顶层为11kg。

2.2 建立模型

2.2.1 工况1

实验结果:自振频率:10.94HZ (图1)

模拟结果:自振频率:6.025HZ (图2)

2.2.2 工况2

实验结果:自振频率:7.81HZ (图3)

模拟结果:自振频率:5.313HZ (图4)

3 结论

3.1 数值模拟频率与实验结果有较大差距, 普遍偏小, 可能是由于支座连接处的处理与实体有差距, 建模时部分地方简化导致。

3.2 加重物后结构的自振频率比原结构有所减低, 根据分析, 频率与结构的自重的均方根成正比。

3.3 加隔震垫后, 结构的频率比原结构+重物更低, 能有效的减缓结构的震动。

参考文献

[1]董广明.结构损伤全局检测若干方法研究及应用[D].上海:上海交通大学, 2007.

[2]卢伟.基于现场总线的大跨空间结构健康监测系统研究[D].哈尔滨:哈尔滨工业大学, 2010.

[3]包世华.结构动力学[M].武汉:武汉理工大学出版社, 2005.

[4]林洪桦.动态测试数据处理[M].北京:北京理工大学出版社, 1995.

[5]傅志方, 华宏星.模态分析理论与应用[M].上海:上海交通大学出版社, 2000.

脉冲微波辐射推进数值模拟 第5篇

脉冲微波辐射推进数值模拟

介绍了脉冲微波辐射推进的基本工作原理.在数值模拟方面,采用前期点爆炸自模拟解与后期矢通量分裂格式相结合的方法,计算了固定的抛物面型反射面聚焦入射平行微波束击穿空气形成的高温等离子体流场及其对反射面产生的推动作用,求出了推力器的动量耦合系数.结果表明,当输入的微波能量为E=10J时,焦距为15mm的.抛物面型推力器在单脉冲作用下所获得的最大推力超过97N,相应的动量耦合系数为Cm=482.8N/MW,这与相同情况下日本东京大学通过实验获得的结果基本吻合.

作 者：闫志勇 毛根旺 何洪庆 陈茂林 YAN Zhiyong MAO Genwang HE Hongqing CHEN Maolin 作者单位：西北工业大学航天学院,西安,710072刊 名：弹箭与制导学报 PKU英文刊名：JOURNAL OF PROJECTILES, ROCKETS, MISSILES AND GUIDANCE年，卷(期)：28(6)分类号：V43关键词：动量耦合系数 矢通量分裂 点爆炸 微波推进 数值模拟

轻卡外流场数值模拟及货箱优化设计 第6篇

摘 要：对某轻卡进行外流场的数值模拟，通过对模型的流场特性的分析，研究气动阻力产生的主要原因。将车厢高度和车厢与驾驶舱距离作为两个影响因子，采用拉丁超立方设计方法和最小二乘法创建二阶响应面模型，利用混合整型优化法进行参数优化，优化后与原型设计相比，整车气动阻力明显减小，表明该方法能有效地提高整车空气动力学性能和CFD优化效率。

关键词：轻卡；数值模拟；气动阻力；性能优化

中图分类号：U461.1 文献标识码：A 文章编号：1005-2550（2014）03-0024-06

Numerical Simulation on the Exterior Field of a Light Truck and Optimization Design of its Goods Carriage

CHENG Hua-yang ， XUE Tie-long， ZHANG Dai-sheng

（School of Mechanical and Automotive Engineering， Hefei University of Technology， Hefei 230009，China）

Abstract： A 3D numerical simulation on the exterior field of a light truck is conducted. By analyzing the flow field characteristics of the model， the main causes of its aerodynamic drag are studied. The height of the goods carriage and the distance between goods carriage and cab are used as two factors of influence. The Optimal Latin hypercube design method and the least squares method are used to create a second-order response surface model. The Multifunction Optimization System Tool method is used for parameter optimization. Compared with the origin design， The aerodynamic drag is reduced obviously. The results indicates that the method can improve the vehicle aerodynamic performance and the optimization efficiency of CFD effectively.

轻卡是指车型分类中的载货车中最大设计总质量不大于3.5吨的车型，其于上世纪九十年代进入快速发展时期，产量和产品品质不断提高，出口数量不断增加，我国现已成为轻型卡车制造大国。但是在产品销量快速增长的同时，中国轻卡自身的质量问题也逐渐凸显，产品的技术含量和竞争力不够充分，其燃油经济型、发动机性能、制动系统、排放、噪声问题十分明显和普遍。而对轻卡的外流场进行优化，既能减小其行驶空气阻力，提高燃油经济性，使其在高速行驶时更加稳定，又能减小其在高速行驶时的空气噪声，对提升产品质量以及核心竞争力有着重要意义。

目前国内外对于轻型卡车外流场优化的研究极少，一方面是由于对于轻卡外流场优化的不重视，另一方面也是因为轻卡驾驶室流场与尾箱流场相互作用，导致其周围流场分布十分复杂，研究难度较大。

5 结论

（1）通过对轻卡外流场的数值模拟计算，分析了其外流场特性和气动阻力产生原因，而货箱造型对整车气动阻力影响很大。

（2）将货箱高度和货箱与驾驶舱距离定义为设计变量，通过实验设计选取样本点建立响应面模型并进行优化，其精度较高，可以替代实际模型的仿真计算分析，提高计算效率。

（3）对于使气动阻力系数最小的目标来说，货箱的高度越小越好，在满足使用设计要求的前提下，应尽可能降低其高度。而对于货箱与驾驶舱之间的距离，则需要保持一定的间隙。

参考文献：

[1]宋小文，胡树根，张伟.圆顶车厢载货车外流场数值模拟及附加装置优化设计[J].汽车工程.2007，29（9）：796-799.

[2]杨永柏，王靖宇，胡兴军.皮卡车外流场的数值模拟[J].吉林大学学报（工学版）.2007，37（6）：1236-1241.

[3]熊超强，臧孟炎，范秦寅.低阻力汽车外流场的数值模拟及其误差分析[J].汽车工程.2012，34（1）： 36-45.

[4]杨胜，张扬军，涂尚荣，等汽车外部复杂流场计算的湍流模型比较[J].汽车工程.2003，25（4）：322-325.

[5]钟毅芳，陈柏鸿. 多学科综合优化设计原理与方法[M].武汉：华中科技大学出版社，2006.

[6]邓乾旺，文文.基于拉丁超立方抽样的薄板装配误差分析[J].中国机械工程.2012.23（8）： 947-951.

[7]陈立周.稳健设计[M].北京：机械工业出版社，2000.

[8]王海亮，林忠钦，金先龙.基于响应面模型的薄壁构件耐撞性优化设计[J].应用力学学报.2003.20（3）：61-65.

[9]韩明红，邓家禔.面向工程的优化算法性能实验研究[J].中国机械工程.2007，18（12）：1460-1464.endprint

摘 要：对某轻卡进行外流场的数值模拟，通过对模型的流场特性的分析，研究气动阻力产生的主要原因。将车厢高度和车厢与驾驶舱距离作为两个影响因子，采用拉丁超立方设计方法和最小二乘法创建二阶响应面模型，利用混合整型优化法进行参数优化，优化后与原型设计相比，整车气动阻力明显减小，表明该方法能有效地提高整车空气动力学性能和CFD优化效率。

关键词：轻卡；数值模拟；气动阻力；性能优化

中图分类号：U461.1 文献标识码：A 文章编号：1005-2550（2014）03-0024-06

Numerical Simulation on the Exterior Field of a Light Truck and Optimization Design of its Goods Carriage

CHENG Hua-yang ， XUE Tie-long， ZHANG Dai-sheng

（School of Mechanical and Automotive Engineering， Hefei University of Technology， Hefei 230009，China）

Abstract： A 3D numerical simulation on the exterior field of a light truck is conducted. By analyzing the flow field characteristics of the model， the main causes of its aerodynamic drag are studied. The height of the goods carriage and the distance between goods carriage and cab are used as two factors of influence. The Optimal Latin hypercube design method and the least squares method are used to create a second-order response surface model. The Multifunction Optimization System Tool method is used for parameter optimization. Compared with the origin design， The aerodynamic drag is reduced obviously. The results indicates that the method can improve the vehicle aerodynamic performance and the optimization efficiency of CFD effectively.

轻卡是指车型分类中的载货车中最大设计总质量不大于3.5吨的车型，其于上世纪九十年代进入快速发展时期，产量和产品品质不断提高，出口数量不断增加，我国现已成为轻型卡车制造大国。但是在产品销量快速增长的同时，中国轻卡自身的质量问题也逐渐凸显，产品的技术含量和竞争力不够充分，其燃油经济型、发动机性能、制动系统、排放、噪声问题十分明显和普遍。而对轻卡的外流场进行优化，既能减小其行驶空气阻力，提高燃油经济性，使其在高速行驶时更加稳定，又能减小其在高速行驶时的空气噪声，对提升产品质量以及核心竞争力有着重要意义。

目前国内外对于轻型卡车外流场优化的研究极少，一方面是由于对于轻卡外流场优化的不重视，另一方面也是因为轻卡驾驶室流场与尾箱流场相互作用，导致其周围流场分布十分复杂，研究难度较大。

5 结论

（1）通过对轻卡外流场的数值模拟计算，分析了其外流场特性和气动阻力产生原因，而货箱造型对整车气动阻力影响很大。

（2）将货箱高度和货箱与驾驶舱距离定义为设计变量，通过实验设计选取样本点建立响应面模型并进行优化，其精度较高，可以替代实际模型的仿真计算分析，提高计算效率。

（3）对于使气动阻力系数最小的目标来说，货箱的高度越小越好，在满足使用设计要求的前提下，应尽可能降低其高度。而对于货箱与驾驶舱之间的距离，则需要保持一定的间隙。

参考文献：

[1]宋小文，胡树根，张伟.圆顶车厢载货车外流场数值模拟及附加装置优化设计[J].汽车工程.2007，29（9）：796-799.

[2]杨永柏，王靖宇，胡兴军.皮卡车外流场的数值模拟[J].吉林大学学报（工学版）.2007，37（6）：1236-1241.

[3]熊超强，臧孟炎，范秦寅.低阻力汽车外流场的数值模拟及其误差分析[J].汽车工程.2012，34（1）： 36-45.

[4]杨胜，张扬军，涂尚荣，等汽车外部复杂流场计算的湍流模型比较[J].汽车工程.2003，25（4）：322-325.

[5]钟毅芳，陈柏鸿. 多学科综合优化设计原理与方法[M].武汉：华中科技大学出版社，2006.

[6]邓乾旺，文文.基于拉丁超立方抽样的薄板装配误差分析[J].中国机械工程.2012.23（8）： 947-951.

[7]陈立周.稳健设计[M].北京：机械工业出版社，2000.

[8]王海亮，林忠钦，金先龙.基于响应面模型的薄壁构件耐撞性优化设计[J].应用力学学报.2003.20（3）：61-65.

[9]韩明红，邓家禔.面向工程的优化算法性能实验研究[J].中国机械工程.2007，18（12）：1460-1464.endprint

摘 要：对某轻卡进行外流场的数值模拟，通过对模型的流场特性的分析，研究气动阻力产生的主要原因。将车厢高度和车厢与驾驶舱距离作为两个影响因子，采用拉丁超立方设计方法和最小二乘法创建二阶响应面模型，利用混合整型优化法进行参数优化，优化后与原型设计相比，整车气动阻力明显减小，表明该方法能有效地提高整车空气动力学性能和CFD优化效率。

关键词：轻卡；数值模拟；气动阻力；性能优化

中图分类号：U461.1 文献标识码：A 文章编号：1005-2550（2014）03-0024-06

Numerical Simulation on the Exterior Field of a Light Truck and Optimization Design of its Goods Carriage

CHENG Hua-yang ， XUE Tie-long， ZHANG Dai-sheng

（School of Mechanical and Automotive Engineering， Hefei University of Technology， Hefei 230009，China）

Abstract： A 3D numerical simulation on the exterior field of a light truck is conducted. By analyzing the flow field characteristics of the model， the main causes of its aerodynamic drag are studied. The height of the goods carriage and the distance between goods carriage and cab are used as two factors of influence. The Optimal Latin hypercube design method and the least squares method are used to create a second-order response surface model. The Multifunction Optimization System Tool method is used for parameter optimization. Compared with the origin design， The aerodynamic drag is reduced obviously. The results indicates that the method can improve the vehicle aerodynamic performance and the optimization efficiency of CFD effectively.

轻卡是指车型分类中的载货车中最大设计总质量不大于3.5吨的车型，其于上世纪九十年代进入快速发展时期，产量和产品品质不断提高，出口数量不断增加，我国现已成为轻型卡车制造大国。但是在产品销量快速增长的同时，中国轻卡自身的质量问题也逐渐凸显，产品的技术含量和竞争力不够充分，其燃油经济型、发动机性能、制动系统、排放、噪声问题十分明显和普遍。而对轻卡的外流场进行优化，既能减小其行驶空气阻力，提高燃油经济性，使其在高速行驶时更加稳定，又能减小其在高速行驶时的空气噪声，对提升产品质量以及核心竞争力有着重要意义。

目前国内外对于轻型卡车外流场优化的研究极少，一方面是由于对于轻卡外流场优化的不重视，另一方面也是因为轻卡驾驶室流场与尾箱流场相互作用，导致其周围流场分布十分复杂，研究难度较大。

5 结论

（1）通过对轻卡外流场的数值模拟计算，分析了其外流场特性和气动阻力产生原因，而货箱造型对整车气动阻力影响很大。

（2）将货箱高度和货箱与驾驶舱距离定义为设计变量，通过实验设计选取样本点建立响应面模型并进行优化，其精度较高，可以替代实际模型的仿真计算分析，提高计算效率。

（3）对于使气动阻力系数最小的目标来说，货箱的高度越小越好，在满足使用设计要求的前提下，应尽可能降低其高度。而对于货箱与驾驶舱之间的距离，则需要保持一定的间隙。

参考文献：

[1]宋小文，胡树根，张伟.圆顶车厢载货车外流场数值模拟及附加装置优化设计[J].汽车工程.2007，29（9）：796-799.

[2]杨永柏，王靖宇，胡兴军.皮卡车外流场的数值模拟[J].吉林大学学报（工学版）.2007，37（6）：1236-1241.

[3]熊超强，臧孟炎，范秦寅.低阻力汽车外流场的数值模拟及其误差分析[J].汽车工程.2012，34（1）： 36-45.

[4]杨胜，张扬军，涂尚荣，等汽车外部复杂流场计算的湍流模型比较[J].汽车工程.2003，25（4）：322-325.

[5]钟毅芳，陈柏鸿. 多学科综合优化设计原理与方法[M].武汉：华中科技大学出版社，2006.

[6]邓乾旺，文文.基于拉丁超立方抽样的薄板装配误差分析[J].中国机械工程.2012.23（8）： 947-951.

[7]陈立周.稳健设计[M].北京：机械工业出版社，2000.

[8]王海亮，林忠钦，金先龙.基于响应面模型的薄壁构件耐撞性优化设计[J].应用力学学报.2003.20（3）：61-65.

盘管换热的数值模拟 第7篇

盘管式换热器,是在螺旋板式换热器的基础上,进行了一系列的试验研究后,新研制的一种利用钢管代替钢板的新型结构。它既具有螺旋板式换热器的优点,且克服了螺旋板式换热器的许多不足。具有换热效率更高,可承受较高的工作压力和压差,且重量轻等优点。螺旋板式换热器属于冷热流体相互逆流且各自旋流的换热方式,为换热效果较理想的一种方式。螺旋板换热器是由冷、热媒进出口与螺旋式卷曲的换热板构成,在其结构中有冷媒、热媒两个螺旋通道,冷热媒间可逆流换热。管内宜通高温、高压流体,相应地管外宜通低压、低温的流体,该换热装置可用于气气、液液、气液间的热交换[1]。本文是利用流体计算软件FLUENT对盘管换热后容器内部的温度场、速度场、压力场的分布情况进行仿真计算模拟,从改变容器的入口速度、盘管的入口速度等初始条件的角度进行数值计算分析,最终通过计算分析可知容器和盘管的入口速度对容器和盘管的进出口温差的影响。通过本项目的研究,对以后有关盘管换热问题的学习具有指导意义。

1 Fluent对盘管换热仿真计算

1.1盘管几何模型的建立

盘管换热器的主要部分是螺旋管与圆柱体,螺旋管的高度为330 mm,螺旋圈数为5,螺旋管半径为120 mm,圆柱体的高度400 mm,半径为150 mm,模型以真实尺寸的十分之一建模[2]。

对于螺旋管的建模可以应用多种方法进行,这里采用AUTOCAD建模后将其生成为SAT格式导入GAMBIT的方法。导入到GAMBIT中的模型(见图1)。

在GAMBIT中得到螺旋管模型之后,可以应用GAMBIT的建模功能对螺旋管增加长度为400 mm入口部分,画出入口段后对两个几何体进行并集运算即可得到整个包括入口段的螺旋管模型。

在GAMBIT中分别建立一个高为400 mm,底面半径为150 mm的圆柱体。一个方向为z轴的一个小圆柱体,并且复制一个沿Z轴同大小的圆柱体。将两个小圆柱移动成两个相对称的圆柱体,将大圆柱体与两个小圆柱体合并成一个整体,使两个小圆柱体成为容器的出口与入口,并且把将盘管与盘管壁分离开(见图2)。

1.2划分网格

GAMBIT提供了多种网格划分方式,结合螺旋管和圆柱体的几何结构特点,选择了以Tet/Hybrid Tgrid方法作为体网格划分方案,直接进行体网格划分(见图3)。

1.3边界条件的设定

对于边界条件的定义,FLUENT提供了更为全面的定义方法,在GAMBIT中对边界条件的定义主要是定义边界条件的种类。此例中定义螺旋管和容器的入口为速度微入口边界条件,出口为自由出流边界条件,其余部分默认为固壁边界[3]。

1.4选择计算模型

选择Eulerian模型[4],欧拉模型适合于多种多相流动的数值模拟。在欧拉模型计算中,各种物相受到的背景压强是一样的,每种物相的动量方程和连续性方程都是单独求解,计算中可以针对每一种物相,或其混合物,采用K-epsilon Model进行湍流计算,得到的计算结果较准确。

1.5Fluent 的计算

设置求解器参数

操作:$\begin{array}{|c|}\hline \text{S}\text{o}\text{l}\text{v}\text{e}\\ \hline\end{array}\begin{array}{|c|}\hline \text{C}\text{o}\text{n}\text{t}\text{r}\text{o}\text{l}\text{s}\\ \hline\end{array}\text{S}\text{o}\text{l}\text{u}\text{t}\text{i}\text{o}\text{n}\cdots$

打开求解控制面板;

将Momentum、Turbulence Kinetic Energy、Turbulence Dissipation Rate设置为二阶精度类型,其余参数保持默认设置。将上述三个方程改为二阶精度可有效提高计算精度,对于梯度较大区域的计算更加准确。

求解初始化

操作:$\begin{array}{|c|}\hline \text{S}\text{o}\text{l}\text{v}\text{e}\\ \hline\end{array}\begin{array}{|c|}\hline \text{Ι}\text{n}\text{i}\text{t}\text{i}\text{a}\text{l}\text{i}\text{z}\text{e}\\ \hline\end{array}\text{Ι}\text{n}\text{i}\text{t}\text{i}\text{a}\text{l}\text{i}\text{z}\text{e}\cdots$

打开求解初始化设置对话框,对入口进行初始化;

点击Init。

设置监视窗口

操作:$\begin{array}{|c|}\hline \text{S}\text{o}\text{l}\text{v}\text{e}\\ \hline\end{array}\begin{array}{|c|}\hline \text{Μ}\text{o}\text{n}\text{i}\text{t}\text{o}\text{r}\text{s}\\ \hline\end{array}\cdots$

设置残差曲线监视器对迭代结果进行监视;

保存Case文件

操作:$\begin{array}{|c|}\hline \text{F}\text{i}\text{l}\text{e}\\ \hline\end{array}\begin{array}{|c|}\hline \text{W}\text{r}\text{i}\text{t}\text{e}\\ \hline\end{array}\text{C}\text{a}\text{s}\text{e}\cdots$确认文件名后保存。

求解计算

操作:SolveIterate在Number of Iterations项填入200;点击Iterate按钮,FLUENT开始计算。

保存计算结果

$\begin{array}{|c|}\hline \text{F}\text{i}\text{l}\text{e}\\ \hline\end{array}\begin{array}{|c|}\hline \text{W}\text{r}\text{i}\text{t}\text{e}\\ \hline\end{array}\text{D}\text{a}\text{t}\text{e}\cdots$确认文件名后保存。

2盘管换热的数值计算分析

(1)容器内温度分布云图(图4)

(2)容器内压力分布云图(图5)

(3)容器内速度矢量线分布云图 (图6)

3结果与分析

由数值分析所得出容器内的温度、压力、速度矢量线分布图分析所得出的盘管换热的关系曲线(见图7图10)。

由图7可知容器的进出口温差随着容器的入口速度的增大逐渐减小。

由图8可知盘管的进出口温差随着容器的入口速度的增大平稳上升。

由图9可知容器的进出口温差随着盘管的入口速度的增加先平稳地增加,再缓慢地下降,依照此规律逐渐变化。

由图10可知盘管的进出口温差随着盘管的入口的速度的增大先缓慢下降,再平稳地上升,依照此规律逐渐变化。

4结论

(1) 容器的进出口温差随着容器的入口速度的增大逐渐减小;随着盘管的入口速度的增大先平稳地增加,再缓慢地下降,依照此规律逐渐变化。

(2) 盘管的进出口温差随着容器的入口速度的增大平稳上升;随着盘管的入口速度的增大先缓慢下降,再平稳地上升,依照此规律逐渐变化。

参考文献

[1]霍现霞,冯青秀.螺旋盘管式换热器.化学工程与装备,2010;11:29—31

[2]石惠娴,周云龙,王媛.螺旋管内气液两相流动特性的简化分析.东北电力学报,1998;6:25—29

[3]吴峰.周期性边界条件下管道传热规律数值研究.油气储运,2009;28(10):26—29

炸药激光点火数值模拟 第8篇

关键词：炸药,激光点火,数值模拟,Fluent

0引言

激光点火是利用激光脉冲的大功率密度特性来对炸药进行引燃或引爆。与传统的点火方式—电桥点火相比, 激光点火具有抗电磁干扰能力强等显著优点, 同时由于激光点火一致性好等特点, 从而大大提高了炸药点火系统的安全性、可靠性。因此这种点火方式得到了广泛的工程应用。世界上第一台激光器—红宝石激光器于1960年研制成功以来, 到了二十世纪六十年代中叶, 便有了激光点火的设想和相关研究;到了七十年代中后期, 国内、外有关激光点火的技术和理论的研究便得到了进一步深化和发展, 并取得了显著的成果。

解放军军械工程学院李金明等人对一维模型进行了计划计算, 并做了RDX、HMX和PETN等炸药的激光起爆感度实验[1];北京理工大学爆炸与灾害国家重点实验室的周霖、刘鸿明等人对炸药激光起爆过程进行了准三维有限元差分数值模拟, 得到的结果与实验结果基本符合。前面所做的工作对于炸药激光点火作用过程有着重要意义。但是, 在使用自编有限元差分程序进行模拟, 这给工程中一些不熟悉编程的工作人员带来困难。本文利用在使用技术已经成熟, 并且在相关领域已经得到实践验证的商用有限元软件Fluent进行数值模拟, 只需将炸药反应热源相和热传导所造成的热能增率编写UDF程序导入程序计算。本文建立炸药激光点火的数值模型, 对RDX、HMX炸药的激光点火, 炸药内部温度场分布和炸药点火能量阀值等特性进行数值计算。

1数学模型

激光点火是将激光的光能转换为热能, 热传递给炸药的过程。在建立模型时, 要对模型做如下假设: (1) 炸药的相变过程忽略; (2) 炸药各相同性, 不随温度变化; (3) 不考虑反应产生的气体对传热的影响; (4) 非激光光束照射的表面作为绝热边界处理。于是得到如下方程:

(1) 炸药点燃过程表达式:

式中:ρ为炸药密度, kg/cm3;c为比热容, 为化学反应放热项, 可由Arrhenius方程来表示:

Frank_Kamenetskii反应模型:

Sestak_Berggren反应模型:

式中:Q———分解反应热, J/kg;Z———指前因子, s-1;E——活化能, J/mol;R———普适气体常数, , 一般取值:8.314;α———炸药已反应的质量分数;M、N———常系数。

(2) 激光热传导过程表达式:

式中:ΔT———热传导所造成的热能增率;f———炸药的光反射率;β———炸药的光吸收率;I0———入射激光功率密度, W/m2。

在炸药对激光的吸收系数β很大时, 激光照射到炸药上的能量几乎全部被材料表面层吸收并一热量的形式转变为炸药的内能。如果在忽略反应放热, 则材料表面被激光照射中心O处的温度θ0, 0, t (初始温度视为0) 随时间t的变化关系可以从热流方程得到:

式中:p为激光功率, w;α为热扩散系数, m2/s;a为光束半径, m。

当激光作用时间t足够小, 时, 从 (5) 式可近似得:

根据 (6) 式并注意到I0=p/S, 炸药的激光点火能量可用下式计算:

式中:P为激光功率, W;θ0, 0, t为临界无量纲温度, K;ti为激光照射时间, s;S为光束面积, m2。

炸药的激光点火的条件首先是必须提供一定的激光能量。发生点火的最小能量即临界点火能量或点火的阀值能量, 是衡量炸药激光感度的标尺。阀值激光能量越小, 则表明该炸药的激光感度越高。

从式 (7) 可以看到随着激光强度I0的增大, 炸药的激光点火能量越小, 即点火阀值能量越小。

本文采用流体力学数值模拟软件Fluent对炸药的激光点火进行数值模拟, 其中计算过程中要通过C语言对炸药的自反应热源项S和激光产生热能增率编写为UDF子程序加载到Fluent软件进行计算。计算过程中, 不被激光照射的面的边界条件设为绝热边界条件。计算模型使用二维模型, 单位使用国际单位制。

计算中所使用的部分材料参数引用参考文献[1], 具体参数如下表所示:

2计算结果与分析

计算过程中, 使用的激光功率密度为1.25e9, w/m2, 在该功率密度下, 计算得到的炸药点火温度是:RDX为522K、HMX为551K与参考文献[1]所给的两种炸药的点火温度差值在1%之内, 基本吻合, 说明计算中使用的UDF自编子程序正确。

如图1所示, 给出RDX为例的炸药在激光照射下的炸药内部能量变化曲线, 可以看到, 激光开始照射到炸药后, 炸药通过热传递不断吸收激光的能量, 能量曲线呈缓慢上升趋势;当炸药被照射处温度上升到炸药点火阀值时, 炸药被点火, 能量曲线开始呈现指数增长趋势;炸药点火后开始向药柱内部引爆, 能量曲线呈抛物线式增长;最后整个药柱都被引爆, 能量曲线维持水平状态不变。HMX炸药的药柱内部能量变化曲线趋势与RDX一致, 不同的是点火延迟时间不同。

如图2~4所示为RDX药柱在激光照射下, 内部温度场的分布情况。在激光照射的斑点范围内的炸药表面最先升高到点火温度, 接下来迅速向炸药内部传热使内部与之相邻接触的炸药被引爆, 最后直至整个药柱都被引爆。通过温度场云图可以看到, 没有被激光照射到的炸药外表面升温极小, 所以之前假设这些边界条件为绝热边界条件是合理的。

如图5所示, 在激光功率不变的情况下, 光束直径分别为0.3mm、0.5mm、0.7mm与炸药点火能量阀值的关系曲线, 从曲线形状趋势可以看到, 直径越小, 点火能量阀值越小。换句话说, 就是功率不变, 减小直径, 相当于增大了光束的功率密度, 所以炸药点火阀值减小, 炸药的激光感度越高, 这与前面理论分析中所得到的结论一致。

为了分析激光点火感度与炸药度激光的吸收系数的关系, 在计算激光半径为0.5mm, 激光脉冲为1.2ms时, 使用了四个不同的光吸收系数, 分别得到各自炸药点火所需的能量阀值。炸药光吸收系数体现了光能转换成热能的效率, 炸药的光吸收系数越大, 炸药对激光点火的感度也越大。这一规律可以从图6所示的光吸收系数与能量阀值关系曲线中清楚看到:

3结论

通过对RDX、HMX药柱使用激光照射的数值模拟, 可以得到药柱内部温度场的分布情况, 并得到如下结论: (1) 激光功率越大, 炸药被点燃或引爆的时间越短; (2) 同等激光功率下, 光束直径越大, 炸药点火的能量阀值越高; (3) 炸药的激光吸收系数越大, 炸药点火的能量阀值越小, 也就是炸药对激光的感度越高。

本文采用有限元软件Fluent, 通过自编UDF子程序, 数值模拟激光对炸药的点火过程。一方面, 可以省去大量自编炸药自反应程序和各种边界条件程序, 减少工作量;另一方面, 由于一维数值模型的局限性, 无法考虑激光光斑半径对炸药的激光点火性能的影响。因此, 本文使用二维模型可以有效解决这一问题。

参考文献

[1]周霖, 刘鸿明, 徐更光.炸药激光起爆过程的准三维有限差分数值模拟[J].火炸药学报, 2004, 2.

[2]项仕标.激光点火原理与实践[M].黄河水利出版社, 2004, 1.

[3]张晓立, 洪滔, 王金相, 等.不同热通量下炸药烤燃的数值模拟[J].含能材料, 2011.

[4]牛余雷, 南海, 冯小军, 等.RDX基PBX炸药烤燃实验与数值计算[J].火炸药学报, 2011, 2.

[5]项仕标, 冯长根, 王丽琼, 等.激光二极管点火机理研究[J].红外与激光工程, 2003 (2) :141-147.

激光打孔过程的数值模拟 第9篇

经过了二十几年的发展,激光打孔技术已逐渐成熟起来,并被越来越多的人们所认识、接受和采用。科技和社会生产的迅速发展,一方面给激光打孔提出了各种各样更高的要求;另一方面使得生产高功率、高质量的激光打孔机成为可能[1]。目前,对于激光打孔的小孔质量,大多采用加工后的测量评价,或是根据经验对激光打孔加工工艺参数进行选择,缺乏一定的科学依据。国内曾有学者利用有限差分法对激光打孔进行数值解析,预测其加工质量[2],国外也有学者利用有限元的方法对激光打孔过程的温度场进行分析[3,4,5,6],取得了一定的成果。

在激光打孔过程中,影响打孔质量的参数主要有激光束光斑直径、透镜的焦点长度、激光的脉冲宽度、波束形状等,综合表现为孔的形貌及热影响区的大小。本文结合激光打孔的实际过程,利用APDL语言进行编程,通过对温度场的分析,模拟了激光打孔过程中孔的形貌变化,并将数值解析的结果与实验加工的结果进行了对比,实现了对激光打孔质量的控制,有利于激光打孔加工参数最优化的选取。

2 模型的建立

2.1 物理模型的建立

激光打孔的物理模型如图1所示,Nd:YAG激光器产生的高斯激光束照射到材料表面,被高斯光束照射的部分吸收光能并瞬间达到沸点,材料达到沸点的部分气化,高斯激光束继续照射材料的下一层,并重复上述过程。

在激光打孔的模拟过程中将作以下简化假设:(1)材料为各向同性;(2)温度场只与热输入方式和热物理性能参数有关,只考虑与空气的对流换热;(3)忽略辐射损失;(4)由于激光打孔材料升温速度极快,所以忽略材料的融化过程;(5)忽略材料的气化形成的等离子层对激光光束的影响。

2.2 数学模型的建立

非线性瞬态热传导微分方程[7]为:

式中:kx(θ)、ky(θ)、kz(θ)分别为材料沿x、y、z3个方向的热传导系数;ρ(θ)为材料的密度;c(θ)为材料的比热容;Q軍为内热源的热量。为了简化计算,现假设材料各向同性,则公式可以简化为:

3 模拟过程

3.1 材料及物理性能参数

激光打孔材料为304不锈钢,熔点为1350℃,沸点为2710℃,密度为7930kg/m3,其热物理性能参数如表1所示。

3.2 模型建立及网格划分

工件尺寸为半径为5mm,高2mm的圆柱形,考虑到对称性,取工件的一半进行分析。采用八节点六面体单元对工件模型进行离散。由于激光束直接作用附近区域温度梯度很大,为了保证计算精度,激光作用区域及其相邻部位的网格作细化处理。图2为整个模型网格划分图,图3为X-Y平面网格划分图。

3.3 初始条件及边界条件

初始条件取为室温25℃,激光光斑的作用区域为以X=0,Z=0为圆心,Rb=0.3mm为半径的圆形区域,且光斑能量呈高斯分布,加载形式为激光高斯热流密度和对流换热,对称面施加绝热边界条件,其余面施加对流换热边界条件,对流换热系数取6W/(m2K)[8]。激光打孔所用的激光光束功率密度计算公式如下:

式中:Rb为光束半径,取0.3mm;Rf为光束照射工件表面形成的光斑半径;I0是光斑的峰值功率密度,实际采用的Nd:YAG脉冲激光器峰值功率密度为2280W;η为材料吸收系数,取0.4;r为考察点到光斑中心的距离。

4 数值模拟的结果

图4为高斯激光束作用于材料表面0.1ms时的温度场分布正视图,从图4中可以看出,光斑中心在T=0.1ms时温度瞬间升温至5.617103℃,并以光斑为中心向外逐层降低,而且光斑的热影响区非常小。图5(a)为高斯激光束作用于材料表面0.1ms时的温度场分布侧视图,从图5(a)可以看出,光斑作用区域中心的温度最高,且呈弧形向下凸出,而超过沸点部分材料将会升华,即这部分单元将被杀死,所以采用高斯激光光束的打孔过程中,光斑中心的深度增长最快。图5(b)、图5(c)、图5(d)分别为1ms、1.5ms、2ms时所对应孔的截面的形貌图,可以看出,随着时间的增长,孔的深度不断增加。

5 实际打孔的结果

在得到激光打孔模拟的结果后,为了验证数值模拟结果的准确性,采用LWS-400C型激光器进行了验证。激光器的额定电压为380V,转化效率为2.1%,当工作电流为300A,脉冲宽度为0.001s时,打孔结果如图6(a)所示;当电流为300A,脉冲宽度为0.002s时,打孔结果如图6(b)所示。与图5(b)、图5(d)对比可以发现,两图的形貌比较相似,只是模拟结果孔的深度分别为0.7mm,1.9mm,而实际结果孔的深度仅为0.55mm,1.6mm,模拟结果比实际结果有更小的径深比。这主要是因为在建立物理模型时,忽略了激光打孔时材料气化产生的电离层对激光束的影响,使模拟结果的深度比实际打孔结果的深度要大。

6 结论

(1)建立激光打孔的数学模型,在ANSYS软件中模拟了激光打孔过程中的温度场分布。温度场的分布为:激光光斑中心温度最高,在瞬时达到了5.617103℃,并且以光斑为中心向四周逐渐降低,中心剖面的等温线近似为圆锥形。

(2)通过计算激光打孔的温度场分布,结合激光打孔材料的热物理参数,使用单元生死技术模拟了激光打孔过程中孔的形成过程,孔的形貌近似为圆锥形,与实际激光打孔结果相吻合。

参考文献

[1]关振中.激光加工工艺手册[M].北京:中国计量出版社,1998.

[2]徐盛林.在不锈钢上激光打孔的数值解析[J].新技术新工艺,1997(4):19-21.

[3]宋林森,史国权,李占国.激光打孔温度场的数值分析与仿真[J].工具技术,2006,40(8):12-15.

[4]Satoru NOGUCHI,Etsuji OHMURA,Isamu MIYAMOTO.Analysis on Resin Removal in Laser Drilling of Printed Cir-cuit Board[J].Proc of SPIE,2003,4830:46-51.

[5]Katsuichi UKITA,Yasuhiro MIZUTNAI,Daisuke YOKOHA-GI.Analysis of Laser Drilling Process for Substrate by Opti-cal Simulation Rectified at the Ablation Rate[J].Proc of SPIE,2003,5063:407-410.

[6]Benjamin R.Campbell,Vladimir V.Semak,Jeffrey G.An Analysis of Ultrashort Pulse Laser Micromachining Parameters-for the Optimization of Shallow Hole Drilling[J].Proc of SPIE,2006,6261:609-612.

[7]唐兴伦.ANSYS工程应用教程(热与电磁学篇)[M].北京:中国铁道出版社,2003.

高校宿舍火灾数值仿真模拟 第10篇

近年来, 高校学生宿舍火灾屡有发生, 高等院校宿舍人员密度大, 老式建筑多, 火灾隐患多, 再加上学生安全意识淡薄, 违章使用大功率用电器, 这给学生的生命和财产安全带来极大的威胁。例如:

2008年11月14日上午6点10分左右, 位于上海中山西路的上海商学院发生火灾, 烟气把四名女生逼到阳台, 最后四人从6层楼高的宿舍跳下, 不幸全部身亡。

2008年3月13日下午5点47分左右, 位于江苏省南京学府路的东南大学老校区动力楼 (4层) 突然发生大火。受大风影响, 火势较大, 将动力楼第四层基本烧毁, 过火面积近千平方米。

2007年1月4日晚9时40分左右, 湖北荆州某大学东校区学生宿舍11栋409室发生一起失火事故, 烧毁该宿舍木制物品架及存放在物品架上的物品、物品架上方的部分壁柜、物品架旁的饮水机一台。过火面积4.5平方米, 未造成人员伤亡。这是一起因接线板输入端近端电源线老化, 磨损、加上长期超负荷运行, 在潮湿状态下发热而致覆盖在其周围的易燃物品燃烧引发的火灾[1]。

目前, 国内对高校宿舍火灾实验研究比较少, 因为实验本身不可逆, 代价太大, 只有中科大的火灾重点实验室才有条件做, 本文采用全尺寸数值模拟方法, 利用FDS软件建立模型, 设置一些参数, 获得火灾数据。

2 数值计算原理

FDS便是由美国NIST (National Institute of Standards and Technology) 开发的一种场模拟程序, 它FDS是一种以火灾中流体运动为主要模拟对象的计算流体动力学软件。该软件采用数值方法求解受火灾浮力驱动的低马赫数流动的N-s方程, 重点计算火灾中的烟气和热传递过程。由于FDS程序是开放的, 其准确性得到了大量试验的验证。因此, 在火灾科学领域得到了广泛应用。在利用FDS进行火灾模拟时均选用大涡模拟。

FDS所求解的基本方程如下:

①连续方程 (Conservation of Mass)

undefined

②组份守恒方程 (Conservation of Species)

undefined

③元素守恒定律 (Conservation of Momentum)

undefined

④压力方程 (Pressure Equation)

undefined

⑤状态方程 (Equation of State)

undefined

式中各项含义参见文献[2,3,4,5,6]。

3 FDS建模

3.1 网格

本文参照某高校宿舍实物建立的模型:

设空间6.96m3.4m3.3m, 划分网格参数[2]见表1～2。

最小网格尺寸0.17m0.170.17, 网格总数12160。

最小网格尺寸0.16m0.170.17, 网格总数3420。

在模型中, 我们假设起火原因是由电线短路发热造成的。取红色小方块 (0.1m0.1m0.1m) 为火源, 热释放功率为1500kw/m2。具体模型如下: (下图经过Smokview 5.07处理) 。

3.2 模型方案设置

我们假设在T=300s时, 隔离上门被打开, 考虑到宿舍平时的通风情况, 设置V=0.2m/s的风机向里送风, 前门设置为关闭。在X=2.7m, Y=1.2m, Z=1.7m (HDO3) , X=5.7m, Y=1.7m, Z=1.7m (HDO5) , 设置感温探头, X=2.7m, Y=1.2m, Z=1.7m (SDO2) , X=5.7m, Y=1.7m, Z=1.7m (SDO5) , 设置感烟探头。

本实验设置了两组方案, 方案一为上图模型, 在其他条件不变的条件下, 方案二在其基础上设置K-11水喷头, 坐标为:

X=3.3m, Y=1.7m, Z=2.9m

模型建好后, 进行2400s的模拟计算。

4 实验结果与分析

4.1 方案一 (无喷头)

4.1.1 烟气

有研究表明:在火灾中有2/3以上的死亡者是由烟气所致[3,4,5,6,7], 烟气的流动方向也决定人员的疏散方向, 因此对烟气的研究有其重要的意义[8,9]。

通过模拟表明, 烟气在宿舍内是受限运动模式, 在初始时期, 由于烟气的密度小于冷空气的密度, 烟气垂直上升, 到达顶棚后, 成为水平方向的顶棚射流并逐步转播至整个顶棚面, 由于左右墙壁限制, 烟气向下填充, 在室内上空形成热烟气层, 随着火势旺盛, 烟气层逐渐变厚, 最后充满整个空间。

如图2当t=628s (10.5min) 时, 烟气层已经下降到1.0m处, 其能见度已经很低, 而可燃物还在剧烈燃烧, 烟气仍在积累, 学生在此时几乎无法生存。

从图3可知, 当t=655s烟气浓度达到最大值, 烟气浓度从40%上升到最大值仅用了74s。由于供风机的干预, 烟气浓度最后保持不变。

4.1.2 温度

实验中特意在Z=1.7m的高度上横向布置两个感温探测器。采集的数据如图4所示, 温度在横向方向变化的趋势比较, 燃烧初始时期, 释放热量不多, 温度上升缓慢;随着可燃物加剧燃烧[8], 温度梯度变化猛然增大, 并在t=686.92s (11.45min) 附近, 达到最高温度, 对照三条线还可以发现, 离进风口越近, 温度越高, 最后随着燃烧物消耗殆尽, 温度又逐惭下降到环境温度。

根据常虹等人的研究, 人在140℃下最多可忍受5min, 而实验中, 室内140℃以上的高温持缓了657s (10.95min) , 因此未逃离宿舍的学生将十分危险 (图4经过Origin75处理) 。

4.1.3 氧气浓度分析

由图5可知, 离火源较近的左侧上部空间首先形成无氧区, 并迅速向右边扩散, t=439.2s (7.32min) 时距地面1.7m以上已经形成无氧区, 离进风口越近氧气浓度下降的越快。由图6, 在t=501.7s (8.36min) 时, 室内和阳台距地面1.0m处上部空间已经形成无氧区, 考虑到烟气在此时的分布, 人应该迅速匍匐离开寝室;而在t=678.6s (11.31min) 时, 阳台附近氧气浓度低于0.1%, 人员无法待在阳台上。

4.2 方案二 (有喷头)

4.2.1 方案介绍

通过以上实验表明, 室内桌子、棉被、衣服、书等都易燃, 而且一旦着火, 特别在无人情况下, 会错过灭火的最好时机。如果在宿舍内安装自动喷水装置, 将有效阻止火势蔓延, 从而消除火灾。为此, 笔者对这一方案进行验证, 分别获取了感温探测器HDO3和HDO5以及感言探测器SDO2的数据。

4.2.2 实验模拟结果对比

由图7温度对照曲线, 设置喷头那组温度梯度明显下降, 最高温度下降到90.4℃, 并且高温持续时间也缩短。因此, 设置喷头能有效地达到预期降温灭火的效果。

由图8烟气对照曲线, 安装喷头在制动后, 烟气浓度的变化梯度有所减缓, 最高浓度也稍有下降, 但仍维持在较高浓度, 这是因为水滴穿过火羽落在可燃物表面造成不完全燃烧, 使烟气浓度仍然很高, 这说明安装喷头只对烟气起到一定作用 (图8经过Origin75处理) 。

5 结论

(1) 宿舍空间狭小, 烟气短时间很容易形成堆积, 并且很难消散, 即使学生避到阳台上, 也难以忍受高浓度, 高温度的烟气。

(2) 从阴燃到剧烈燃烧之前是最佳的灭火时机, 如果不能在这个时间段内灭火, 将引起横向和纵向火焰轰然现象, 火势将难以扑灭。

(3) 经两种方案实验证明, 合理安装自动喷水装置对阻止火势蔓延, 降低温度起到有效作用, 但对烟气浓度影响不大, 给学生逃生造成一定困难, 因此建议安装机械抽风机。

摘要：高等院校的学生人数众多, 住宿比较密集, 存在不少安全隐患, 宿舍火灾对学生的自身安全和财物安全构成重大威胁。宿舍灭火以及人员疏散的关键在于掌握火灾发生中的重要参数变化。笔者采用美国国家标准和技术研究院 (NIST) 开发的FDS (Fire Dynamic Simulator) 软件, 建立高校宿舍模型, 对宿舍火灾进行全尺寸模拟。通过模拟实验给出了火灾发生过程中烟气运动、纵向温度变化和氧气浓度变化的规律, 最后笔者提出一种有效的灭火防灾方案, 并进行模拟和验证, 为学校防火防灾决策提供有力的依据。

关键词：高校宿舍,FDS,最佳灭火时机,灭火方案

参考文献

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浅埋暗挖工法比选数值模拟分析 第11篇

关键词:浅埋暗挖;CD;CRD;比选;数值模拟

中图分类号:U4文献标识码:A 文章编号:1000-8136(2009)17-0015-03

浅埋暗挖法施工中由于埋置深度小,随着地层物质被挖出,自洞室临空面向地层深处一定范围内地层应力将重新分布,宏观表现为地层的变形。不同的施工方法引起的沉降是不一样的,过大的地面沉降和地层变位将直接危及地面建筑物和地中管线的正常使用。因此,有必要通过数值模拟分析不同施工方法对地面沉降的影响,确定合理的施工方法。同时在施工中进行量测监控,并根据评价指标进行判断,作出比较合理的技术决策和现场应变措施。

1 工程概况

西安地铁二号线某地下区间,采用暗挖施工法。其中一根直径2 m的给水管沿线路东侧由南向北敷设,管线埋深约为2.5 m～3.9 m,位于线路左线上方。供水压力在3 kgf/cm2～4 kgf/cm2,距暗挖结构最近处约10 m。施工期间必须严格控制该水管的沉降,否则将直接影响到西安市民的用水。

1.1 工程地质

沿线主要为素填土层、新黄土层、古土壤层、老黄土层以及粉质黏土层,地层岩性变化较大,均匀性一般。其中隧道穿越的土层为新黄土层、古土壤层以及老黄土层,各土层多为可塑状态,局部为软塑状态,且位于地下水位以下,受地下水的影响较大,洞室围岩易发生蠕变、坍塌等变形破坏。各地层主要物理力学指标见表1。

2.2 施工方案

隧道施工前先进行地面井点降水,降水深度在结构底板以下1 m,施工时达到无水作业(所以计算模拟过程中不考虑地下水的影响)。为改良工作面前方地层,保证开挖工作面的稳定,隧道开挖前采用双排超前小导管注浆加固地层。为保证注浆效果,防止注浆过程中工作面的漏浆,小导管超前注浆前喷射混凝土封闭开挖工作面。初期支护闭合成环一定长度后,即对初衬背后压注水泥浆。

方案一:采用CRD工法分部开挖。

方案二:采用CD工法分部开挖。

施工步骤见图1。

2 数值模拟分析

2.1 计算模型

为模拟两种工法在隧道开挖时对地表沉降的影响,计算过程中采用二维有限元地层结构连续介质模型。有限元模型水平宽度取开挖洞室宽度的5倍,垂直高度取至隧道底以下开挖洞室宽度的5倍。整个地层与隧道共同作用的模型宽120 m,高67.1 m(见图2计算模型图),共划分了4 270个单元。在模拟时采用梁单元来模拟初支,超前小导管对土体的加固作用通过提高围岩等级来近似模拟。左右均约束水平向位移,底面约束水平和竖向位移。2 m直径给水管采用梁单元来模拟。计算时地面超载按规范取为20 kPa。

2.2 计算参数

地层模型参数主要按表1选取。初支为C25喷射混凝土,其弹性模量为23 000 MPa,泊松比为0.2。临时支撑为I20 a工字钢,弹性模量为200 GPa,泊松比为0.3。

2.3 施工过程模拟

数值模拟分析运用了Midas GTS单元中的“激活”、“钝化”功能来模拟开挖过程,其原理是当选择钝化单元时,程序将对这些单元的刚度、传导或其他分析特性矩阵乘以一个很小的因子。钝化单元的单元荷载将为0,从而不对荷载向量生效,同样钝化单元的质量、阻尼等其他类似效果也设为0值。钝化单元的这些性质可以有效地模拟开挖掉的土体。所谓“激活单元”,就是指没被钝化的单元以及激活的钝化单元,激活后的单元将恢复原来的质量和刚度等矩阵值,可以有效地模拟开挖后施工的衬支和临时支撑。具体计算分析过程如下:①设置好各种地层参数、支护参数后,施加重力场,激活所有地层,以模拟大地的初始应力状态;钝化水管部分的土体,并通过梁单元来模拟2 m给水管,并将位移清零;②通过改变材料参数以提高围岩等级来模拟超前小导管注浆加固区;③利用Midas GTS的激活、钝化功能来模拟两种施工方案各施工步骤,直至施工完成。

3 计算结果分析

由图3、图4可知,CD法和CRD法引起的水管竖向位移最大值为2.55 mm、2.71 mm,水平位移最大值分为2.05 mm、1.56 mm,经分析可知,两种工法对给水管的影响类似且位移变化均不大,都可以满足管道的变形要求。

由图5、图6可知,CD法和CRD法引起的地表沉降最大值分别为23.27 mm、16.05 mm。经分析可知:CRD法断面开挖能及时支护使周边围岩的应力释放得到控制,从而能减少地表沉降量,有效控制地面变形。通过比选,综合考虑两种工法引起的沉降,由于CRD工法步步封闭成环,围岩暴露时间短,因此,CRD法在控制地面沉降和土体水平位移方面优于CD法,选择CRD法施工本段区间。

为了评价注浆加固对地层加固的效果及对隧道开挖的影响,计算还模拟了注浆及未注浆两种工况,由图7、图8可知,采用注浆加固拱顶地层后,拱顶的沉降得到有效控制,从 -27.94 mm变化为-17.03 mm,这是因为开挖面周围地层形成一个硬壳保护拱,在拱的保护下,使得工作面坍塌的程度大大减小,挖掘面影响范围内的土体得到了有效改良,增加了土体的稳定性,制约了拱部土体向下位移,从而减小了暗挖施工引起的沉降。通过分析可知,软弱土层采取超前预加固措施对控制拱顶沉降效果明显。

4 结论

(1)模拟计算结果表明,软弱土层采取超前预加固措施对控制拱顶沉降效果明显。

(2)CRD法步步封闭成环,在控制地面沉降和土体水平位移方面优于CD法。

(3)通过对地表及管底沉降的数值模拟预测,CRD法最大地表沉降为16.05 mm,该法引起的管底竖向和水平位移分别为2.71 mm、1.56 mm。从管线安全性来讲,它未超过管线安全使用所允许的变形值。

目前该段工程已施工完毕,从现场情况看,采用超前支护+CRD法通过既有管道措施合理,安全可行。

作者简介:翁木生,男,汉族,1982年出生,湖南醴陵人。

Numerical Simulation on the Choice of the Diffirent

Shallow Mining Method

WengMusheng

Abstract:Urban road draining water is the important constituent within the urban road design, not only it affects the urban road the service life, but also affects city clean and the beautification. This introduction emphasizes on the importance of urban road draining water, and also has analyzed and proved the practical application on subgrade drainage, surface drainage, overpass drainage and afforested belt drainage design and so on.

冷弯型钢在线剪切数值模拟 第12篇

电除尘器是一种高效除尘器,在中国的应用始于20世纪30年代。当前,电除尘器在电力、冶金、化工、建材等行业的应用十分广泛。电除尘器一般是利用直流负高压使气体电离、产生电晕放电,进而使粉尘荷电,并在强电场力的作用下,将粉尘从气体中分离出来的除尘装置。阳极板是电除尘器的重要组成部分,其质量的好坏直接影响到除尘的效果。目前企业生产中遇到的问题是剪切过程中两侧竖直壁部分由于产生压缩失稳导致其形状不良,剪切后靠人工修正,这样一来不仅产品质量不能够保证,而且也大大增加了生产成本。

传统的剪切过程研究方法都是依靠大量的实验和简单的力学分析,找出某种经验或者是半解析公式,用来计算力能参数[1]。塑性成形仿真技术的发展为研究型钢在线剪切机理和预测产品成形缺陷、优化工艺参数提供了新的途径。采用新的剪切方式后切断迅速、切口无毛刺、变形小,保证了产品端面的质量。

2 剪切分析

本文以电除尘器大C型阳极板(长度为15060mm)为例(图1)进行分析。

为解决生产中所出现的左右两侧竖直壁部分形状不良的问题,首先对板的剪切原理进行分析。目前所采用的剪切形式为一次性垂直剪切方式,上刀板刃口形状合理,变形较大的原因为当剪切到两侧竖直壁部分时发生压缩失稳导致局部变形过大。针对这种情况拟采用斜角剪切方式,首先对左右两边直壁部分进行剪切,然后再对中部水平部分进行切断。由于水平剪板工艺已经很成熟完善,故这里不再赘述。竖直壁部分的剪切原理见图2所示。

在定模和动模上均按型钢截面线切割加工出孔形型腔,当动模沿倾角α移动距离S时,将定模和动模上的型腔开口关闭,剪断型钢,然后动模迅速复位。这种切断方式使型钢垂直边和水平边同时切断,从而保证断面质量。设剪断型钢垂直边的错距为S1,剪断型钢水平边的错距为S2,则有:

式中:n型钢垂直边折叠层数;

δ型钢板厚度。

显然,当倾角α取某值时,必能使得剪切行程S最小。在本课题中型钢的局部尺寸如图3所示。

将数值代入后显然可知当α=45°时S最小,综合考虑剪切行程和剪切机结构,一般取α为30°~45°,因此,确定倾角α为45°。

设型钢板材展开长度为L,则有切断力为[2]:

式中:K安全系数,一般取K=1.3;

L冲裁周长;

τ型钢剪切强度;

δ型钢板厚度。

使用这种剪切方式切断型钢的最大优点是不产生切屑,收得率最高。另外,改进剪切方式后剪切行程很短,一般仅为几毫米,所以剪切时间短,剪切机随动行程短,可适应高速冷弯型钢机组生产要求。剪切后型钢断面无毛刺,剪切噪声低、振动小。但是这种剪切方法不适用于闭口断面的型钢剪切。

3 弹塑性有限元理论基础

由于近年来有限元模拟的飞速发展,采用软件方法验证该方案是否可行及合理就成为可能。由于型钢在线剪切过程中会出现大位移、大转动以及大应变,因此,使用大变形弹塑性有限元求解比较合适。更新的拉格朗日(U.L.)有限元方法,能够较准确地模拟精冲塑性大变形中应力、应变的分布及发展趋势。U.L.法将最后一个已知的平衡状态(t时刻)作为参考构形,去求解t+△t时刻物体的各个未知量。用U.L.表示的虚功方程为[3]:

式中:时刻参考于t时刻构形的Kirchhoff应力张量;

tt+△tEt+△t时刻参考于t时刻构形的Green应力张量;

δtt+△tW等效载荷矢量。

经过离散化,引入位移形函数,得到最终的平衡方程(U.L.方法描述的大变形弹塑性有限元方程):

4 弹塑性有限元模型的建立

零件三维模型如图4所示,材料厚度1.5mm,材质AISI-1008。

4.1 基本模型参数的设置

AISI-1008钢杨氏模量为2105,泊松比0.3,初始屈服极限700MPa,硬化指数0.15。由于零件模型较大,所以网格划分为150000个网格,剪切速度100mm/s。边界条件采用常规摩擦模型,即:

式中:摩擦剪切应力;

m剪切摩擦因子;

k剪切屈服强度。

在本课题中影响冲裁质量的关键因素首先是倾角α,其次冲裁间隙也是直接关系到冲件断面质量、尺寸精度、模具寿命和力能消耗的重要工艺参数。冲裁间隙主要与材料牌号、供应状态和厚度有关。据间隙的经验计算公式,有:

式中:δ冲制材料的厚度。

因此,冲裁间隙取0.08mm。此外合适的小圆角更能增加光亮带的长度,凸、凹模的圆角可以抑制裂纹的产生,有利于金属材料的流动。

数值模拟使用的工艺参数如表1所示。

4.2 材料的断裂韧度与断裂判据

虽然断裂问题在金属塑性加工中是一种常见的现象,但是在早期的金属塑性加工数值模拟中,却很少涉及到断裂问题的模拟。对工件断裂的判断往往停留在强度理论上,以等效应力或等效应变作为是否出现断裂的判据,这实际上并不能满足加工工艺研究的需要。于是许多学者提出了各种延性断裂破坏的判断方法,这些方法分为两类:(1)第一类称为机遇试验的准则(Empirical criteria)法,它主要通过标准的常规试验来获取材料的试验数据,然后用于对材料成形过程中的延性断裂的判断上,它还可分为三种,即应力、应变和应变能准则。这类准则的代表是Cockroft-latham准则。从所分析的尺度和方法上讲它属于宏观断裂力学的范畴。这种方法的缺陷是简单的力学实验条件和金属成形过程中的条件相差甚远,由简单试验得出的经验值应用到复杂的成形分析中,是有很大的近似,很显然不能将镦粗试验破坏值应用到板料成形的断裂分析中。另外这些准则不能判断工件内部裂纹[4]。(2)第二类方法是基于微观组织的准则(Microstructure based criteria)。这种方法可以将空洞的几何参数在材料的本构方程中加以描述,可以分析断裂过程中裂纹的形成、发展的微观组织变化。这种准则的描述更为具体,它考虑了空洞的几何尺寸对断裂的影响,将各种影响断裂的因素考虑到材料的本构关系中。根据它分析的空间尺度和对象,属于连续损伤力学范畴。它旨在利用连续介质力学的方法研究具有微观结构固体变形及破坏行为[5]。具有代表意义的模型有Gurson、Lemaitre模型以及Rousselier模型等。

金属在加工过程中的断裂大多是延性断裂,很少发生脆性断裂。一般认为,金属中的延性断裂是由空洞(Void)的聚结和增长引起的。空穴理论属于损伤累积理论[5]。这些空洞是材料中由于位错堆积、第二相粒子或其他缺陷产生的。在金属塑性变形的作用下,空洞能够长大直至一定数量的空洞聚结起来形成裂纹。空洞长大聚结的程度与工艺参数、材料特性有很大的关系。

迄今为止,最有效的预测金属成形过程中延性断裂的方法,还是通过研究材料的应力应变历史,建立合理的局部断裂判断准则。

Freudenthal[6]以单位体积塑性功为参数,建立了判断材料发生大变形时的断裂准则。在这之后的10~20年时间内,许多学者都是在此基础上提出了其他准则。

C为应力强度因子临界值,是表征材料抗延性断裂的参数,通过试验获得。在此基础上,1968年McClintock[7]提出了材料延性断裂判断准则:

当模型应力强度因子C达到一个临界值时,裂纹就会失稳扩展,而后导致物体的断裂。这个临界值就称为断裂韧度。C值越大,裂纹越不容易失稳扩展。断裂韧度是材料的固有特性,与材料的几何尺寸及外力大小无关。

在本文的模拟中,采用了McClintock韧性断裂准则来判断裂纹是否出现,临界损伤值K的确定参考了文献[8]中精冲实验的结果,确定为0.2,能基本满足模拟的需要。在材料破坏准则选取之后,与之相配合的就是怎样在有限元程序中应用该准则,实现材料断裂分离的模拟[9]。裂纹扩展的表示方法有单元删除法、节点分离法和单元分裂法。DEFORM采用了单元删除法来处理失效破坏的单元[10],一旦某个单元形心处的损伤达到其临界值,就认为该单元已破坏,需将其取掉,并进行相应的结点处理,继续计算[11]。

5 模拟结果

首先我们可以直观的从模拟结果中看出零件的变形量较小,模拟后的横截面如图5所示。从图中可以看出,零件竖直壁部分形状变化量很小。图6中深色部分是未剪切前零件左端横截面形状,浅色部分为剪切后零件改变后的形状。

从图6中我们可以直观的看出零件的形状改变量很小,经测量最大变形量仅在0.6mm以内,而工艺要求为1.5mm,模拟结果证明剪切方式正确。其次,剪切行程较改进前有大幅度的减小,改进前,剪切总行程在100mm以上,改进后剪切两侧面的行程仅为14mm,加上剪切水平部分所需的行程5mm,总行程仅为改进前的1/5。由于截断的总行程只有19mm,因而剪切时间大大减少,使提高产品产量成为可能。因此,改进后的剪切方案合理、可行。

在缩短剪切行程和剪切时间的同时,剪切时所需的最大压力也有所降低。压力行程曲线如图7所示,从压力行程曲线中可以看出,冲裁力在剪切开始阶段变化较快,材料从弹性变形转入塑性变形。随着变形程度的不断加大,板料承受剪切力的有效面积在不断增大,材料硬化作用加强,冲裁力不断增大,直至达到最大剪切力,在行程为2.4mm处压力达到最大值69386N,随后由于承受剪切力的有效面积下降,所需压力也逐渐减小直至减小为零。

6 结论

针对生产中出现的问题提出使用倾角为45°的斜角剪切方式。通过使用DEFORM-3D软件,对AISI-1008冷弯型钢冲裁工艺进行了数值模拟,使用了McClintock韧性断裂准则。模拟结果证明剪切方式有效、可行,使用斜角剪切方式减小了零件形状改变量,缩短了冲裁时间。

摘要：本文针对目前辊压线机组生产出来的型钢两侧竖直壁部分形状改变大,断面毛刺多的问题,进行了研究和探索,提出了新型在线剪切方式。同时,基于剪切原理,使用DEFORM 3D软件进行了弹塑性大变形有限元数值模拟,得出了剪切力和剪切行程,减小了型钢断面变形,并提高了型钢的断面质量。经实践证明,原理正确,结构简单。

关键词：机械制造,剪切,冷弯型钢,数值模拟,有限元

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