水平管降膜蒸发器中不同形式的布液器对内部流场流动影响的数值模拟-张宁(完整版)实用资料

水平管降膜蒸发器中不同形式的布液器对内部流场流动影响的数值模拟_张宁（完整版）实用资料(可以直接使用，可编辑完整版实用资料，欢迎下载）

2021年第5期（总第356期）—24—ENERGYCONSERVATION节能图6中间开口布液器图示horizontaltubes－acriticalreview［J］．InternationalJournalofRefrigeration，2005，28：635－653．［2］FUJITAY，TSUTSUIM．Experimentalandanalyticalstudyofevaporationheattransferinfallingfilmsonhorizontaltubes［C］．Proceedingsofthe10thinternal．［3］MOEYKENSSA，HUEBSCHWW，PATEMB．HeattransferofR134ainsingle－tubesprayevaporationincludinglubrificanteffectsandenhancedsurfaceresults［J］．ASHRAETrans，1995，101（1）：111－123．［4］HUX，JACOBIAM．Theinter－tubefallingfilm：modeeffectsonsensibleheattransfertoafallingliquidfilm［J］．ASMEJHeatTransfer，1996，118：626－633．［5］．氯碱工李学斌．影响降膜蒸发器中成膜原因分析［J］2001，（6）：20－21．业，［6］．上海：陶尧森．蒸汽压缩制冷机用的降膜蒸发器［M］2000．上海交通大学出版社，［7］阮并璐，刘广彬，赵远扬，等．制冷系统中水平管降膜式．西安交通大学学报，蒸发器内部流动数值模拟［J］2021，42（3）：318－322．作者简介：张宁（1985－），男，河北乐亭人，硕士，助教，研究方向：制冷与低温技术。收稿日期：2021－02－29；修回日期：2021－03－20布置的情况下，中间开设蒸汽排气通道对蒸发器内气流影响很大。在单一布液器中气体速度较大，因此导致在蒸发器中下落的制冷剂液体受气流扰动较大，出现局部管阵干燥现象。双布液器中间蒸汽出口承担较大排气量，蒸发管产生的蒸汽与滴落的制冷剂产生冲击，产生不均匀的流场，中部管阵干蒸，而且较少的管阵布置，减少蒸发换热面积。由于蒸发器下部满液式蒸发管沉浸在制冷剂液体中，所产生的蒸汽量较为集中，而中间开孔布液器将中间蒸汽通过中间排气口疏导出去，使液体分配较均匀。中间开孔布液器更为合理，能够达到以上两方面的要求，有利于蒸发器内部整体流场的优化设计。参考文献［1］RIBATSKIG，JACOBIAM．Fallingfilmevaporationon水平管降膜蒸发器中不同形式的布液器对内部流场流动影响的数值模拟_张宁（完整版）实用资料(可以直接使用，可编辑完整版实用资料，欢迎下载）2021年第5期（总第356期）—2—ENERGYCONSERVATION节能檾檾檾檾檾檾檾檾檾檾檾殧檾檾檾檾檾檾檾檾檾檾檾檾檾檾檾檾檾檾檾檾殧EnergyConservation（Monthly）Sponsor：LiaoningProvincialInstituteofScienceandTechnologyInformationPublisher：EnergyConservationMagazinePublishingHouseChiefEditor：JINNaAddress：No．8，Hunnan2Road，ShenyanghightechinShenyangCity，Liadustrialdevelopmentzone，oningProvince，ChinaPostCode：110181SimulationontheinnerflowofdifferentdistributorsinthefallingfilmevaporatorwithhorizontaltubesZHANGNing，SHAOXue（LiaoningTechnicalCollegeofConstruction，Liaoyang111000，China）Abstract：TheinnerflowofthefallingfilmevaporatorwithhorizontaltubesusingtwophaseflowmodelVOFinFluentissimulated．Threestructuresofdistributorsareposed．Theinnerflowoffallingfilmevaporationisanalyzedrespectively．Thefigofgasliquidphase，velocitycloudmapandXYPlotareobtained．Theresultsshowthatthevaporisdischargedbyvaporoutletwithmiddlevaporoutletdistributor，thelargeheattransferareaisnecessary．Itislikelythatthefallingfluidflowisoptimized．Itcanproviderefrigerantiswelldistributed，sometheoreticalreferencesfordeepresearchworkastosystemdesignandprojectapplyinrefrigeration．Keywords：horizontaltubes；fallingfilmevaporators；distributor；numericalsimulation檾檾檾檾檾檾檾檾檾檾檾殧Abstract：Onthebackgroundofadvocatinggreenideasandbuildinglowcarbonsociety，collegesanduniversitiesshouldbethepioneeroflow-carbonlife．Tobuildalowcarboncampus，whichshouldbeestablishedonthebasisoftheoriginalmodelofcolleges，andregardthecampusasasystemthentoresearchitsmaterialsinput，outputandrecycle．Besides，itshouldchoosethecarbondioxideemissionsasanindicatortoassesstheoperationsofcampussystematpresent．Atmeantime，buildasoundenvironmentfriendlymanagementsystemandputforwardtargetedrecommendationsonimprovementmeasures．Inthispaper，regardCentralSouthUniversity（CSU）astheeconomicsystem，combiningMaterialFlowAnalysisandCarbonFootprintTheory，calculatetheoriginalcarbondioxideemissionsofCSUaboutmaterialandenergyininput，outputandrecycle，thenbuildtheCSUlowcarboncampussystemwithspecificrecommendations．Thuscontributingtoacampusoflowcarbonandsustainabledevelopment．Keywords：low-carboncampus；carbonfootprint；low-carboncampus；managementsystem；sustainabledevelopmentAbstract：Wetmembranehumidifyingtechnologyevolvesfromdirectevaporativecoolingtechnologyonthetheoreticalbasisofheatandmoistureexchange，whichplaysasignificantroleincivilandindustrialproduction．Metalfillertakesadvantagesofpreventionfromfire，dustandcorrosionandtheseprevailinengineeringsmost．Thisarticleestablishedthemathematicalmodelofmetalfillerwetmembranehumidifier，carriedoutthetheoreticalanalysisandnumericalsolution．Onthebaseoftheoreticalanalysisthearticlecanprovidethebasisfordesignofmentalfillerwetfilmhumidifier．Keywords：wetmembranehumidifying；humidificationperformance；theoreticalanalysis；numericalsolution檾檾檾檾檾檾檾檾檾檾檾檾檾檾檾檾檾檾檾檾殧CONTENTSMay．2021Vol．31，No．5TotalIssueNo．356ResearchoflowcarboncampusmodelofCentralSouthUniversityCHENBaoyu，ZHANGSiyu，ZHANGYe，etal（Businessschool，CentralSouthUniversity，Changsha410083，China）19PerformanceanalysisofaircooledheatpumpsystembasedonthesolutiondesiccantcoolingSHANGXin，BAIZhongquan，GAOZhiguo（SchoolofThermalEngineering，ShandongJianzhuUniversity，Jinan250101，China）Abstract：Inordertoconquertheshortageofair-cooledheatpumpsystemwithcoolingdehumidification，suchastheapparatusdewpointneedtoundercooledandreheated，difficulttotemperatureistoolow，adapttochangesintheproportionofsensibleheat，latentheat，energycannotbestored，anewaircooledheatpumpsystem，basedonthesolutiondesiccantcooling，isproposed．AccordingtoaconstructionprojectinJinan，powerconsumptionreducedby12．3%comparedtocoolingdehumidificationairconditioningsystems．Researchindicatesthatthenewsystemhasmanydistinctiveadvantages，reduceairconditioningdehumidificationenergyconsumption，useofrenewableenergy，reducetheconsumptionofhighgradeenergy，easyforalongtimelosslessenergystorage．Thesolardesiccantdehumidification，proventobeanidealalternativeoptiontohandlethelatentloadintheairconditioningsystemwithremarkableenergysavings．Keywords：solarcollector/regenerator；solutiondesiccant；air-cooledheatpump；energyconservation9AnalysisofhumidificationperformanceofmetalfillerwetmembranehumidifierWANGWei，LIUNailing，FANGDabing，etal（ShandongJianzhuUniversitySchoolofThermalJinan250101，China）EnergyEngineering，25ThesimulationanalysisofpassivesolarhouseswithadditionalsunshineinALaShanpastoralareasMAYuzhi，MENGChangzai（InnerMongoliaUniversityofTechnology，Hohhot010051，China）Abstract：DeST-hsoftwarewasusedtoestablishnumericalmodelsforthepassivesolarhouseswithadditionalsunshine．Accordinglytheannualhourlytemperatureintheresidentialroomduringaheatingperiodwassimulated．ItwasavailableandfeasibletoselectthepassivesolarhouseswithadditionalsunshineinALaShanpastoralareaswhentheaverageindoortemperaturewascalculatedstatisticallyandcomparedbetweenthesolarhousecomparativerooms．Keywords：DeST-hsoftware；simulation；passivesolarhousewithadditionalsunshine1638某城市的近断层强地面运动影响场显式有限元数值模拟:计算结果1张晓志1,2,谢礼立1,3,王海云3,胡进军11.中国地震局工程力学研究所,黑龙江哈尔滨1500802.哈尔滨航天风华科技股份公司,黑龙江哈尔滨1500403.哈尔滨工业大学土木工程学院,黑龙江哈尔滨150001摘要:以某市附近活断层勘探数据为基础,根据设定地震、有限断层模型及有限计算区域的三维地壳结构模型,采用显式有限元方法对断层附近强地面运动影响场进行了数值模拟。得到了强地面运动影响场及指定地表观测点的强地面运动时程,并对预测结果作了定性和初步的讨论分析。关键词:强地面运动影响场;设定地震;显式有限元;数值模拟引言文献〔1〕利用已知的有关城市《城市活断层探测与地震危险性评价》前期工作中得到的与建立有限断层震源模型和3维地壳结构模型相关的部分文字和数据资料、结合实际概要说明并给出了该城市在矩震级为6.75wM=的设定地震作用下近断层强地面运动影响场显式有限元数值模拟所涉及的具体计算模型和实用计算方法。本文是文献〔1〕的续篇,主要目的是使用文献〔1〕讨论给出的具体计算模型、实用计算方法以及输入数据,模拟计算强地面运动影响场并对计算结果进行初步的定性讨论分析。1模型与方法本文使用文献〔1〕讨论给出的有限断层模型、3维地壳结构模型和有限计算区模型以及计算区内节点和人工边界节点运动状态的显式实用计算方法。模型参数、示意图和输入数据以及计算公式等详见文献〔1〕,本文不再赘述。本文得到黑龙江省博士后基金和中国地震局十五项目:“近断层强地面运动影响场的确定”的资助作者简介:张晓志(1957-,男,副研究员,博士,主要从事地震工程研究-1--2-2主要计算结果基于以上计算模型、方法和公式,区分上界埋深为Hkx=∆,其中1,5,10k=为正整数三种情况(400x∆=米。本文分别模拟或预测了某城市xF号活断层在设定地震为6.75wM=时的近断层强地面运动影响场。每一种情况的主要计算结果包括如下两个部分:其一是近断层地表3分量图1自由地表9个时程输出节点示意图峰值位移场、3分量峰值速度场和3分量峰值加速度场(数值和图形结果;其二是近断层基岩地表9个选定输出节点(如图1所示的3分量位移、速度和加速度时程(数值和图形结果。由于图形结果数量众多,限于篇幅,本文只能有选择地给出部分图形计算结果。考虑到本文的断层为正倾滑断层,输入断层节点运动的走向分量为零,相应地近断层地表影响场和时程的走向分量或x水平分量为相对弱势分量,为减少图形数量,以下图形结果中仅给出y水平分量(优势水平分量和竖向分量或z分量。另外,在9个选定的输出节点中,1-5号节点的连线方向与断层走向垂直(跨越断层,是倾滑断层应重点研究的变化方向;其余节点的连线方向与断层走向平行,是走滑断层应重点研究的变化方向,限于篇幅,以下图形结果中仅给出1-5号节点的运动时程。另外,为讨论方便和减少篇幅,三种上界埋深对应的三组图形结果,每组有8行2列共16幅图形(见下文,按矩阵元素的排列方式,分别被编号为图A11-图A82、图B11-图B82、图C11-图C82,在每幅图形的下方不再予以标明。2.1上界埋深Hx=∆时的部分图形计算结果(图A11-图A82-3--4-2.2上界埋深5Hx=∆时的部分图形计算结果(图B11-图B82-5--6-2.3上界埋深10Hx=∆时的部分图形计算结果(图C11-图C82-7--8-3初步定性讨论分析从上述图形计算结果的总体分析中可以看出:本文正倾滑断层(倾角75δ=°产生的-9-近断层强地面运动也不同程度地存在上盘效应(如图A12、图B12、图C12等所示、FlingStep效应(如图A61、图A62等所示、速度大脉冲效应(如图A62、图B62、图C62等所示和竖向效应(如图A31、图A32等所示。其中前三种效应远不如文献〔2〕(逆倾滑断层倾角45δ=°那样显著,但竖向效应却比文献〔2〕结果更为显著。这明显反映出:近断层强地面运动的竖向效应有随倾向角增大而加重的变化趋势;近断层强地面运动的上盘效应有随倾向角增大而减轻的变化趋势。从上述三组图形计算结果的对比分析中可以得出上界埋深H是影响近断层强地面运动的最重要参数的定性认识。表现为:上界埋深对近断层强地面运动的峰值有举足轻重的影响。其定性规律是:随上界埋深的增加,地面运动的峰值,尤其是加速度峰值,显著下降(如图A31、图B31、图C31等所示。这使得我们可以充分利用上界埋深这一不确定性很大的全局震源参数实现对强地面运动峰值场的有效调控。4结语本文通过使用某城市活断层探测以及相关分析得到的文字和数据资料,采用有限震源运动学模型结合显式有限元方法预测了该市Fx号活断层在设定矩震级为6.75wM=时的近断层强地面运动影响场以及9个指定地表观测点的强地面运动时程。由于我们可以使用的实际资料中未能包含Fx号活断层的上界埋深信息,本文区分上界埋深为400Hx=∆=米,52000Hx=∆=米和104000Hx=∆=米三种情况分别给出了相应的预测结果,并对计算结果作了定性和初步的讨论分析。现将主要观点和存在问题总结如下:本文采用的有限断层的破裂面积约为2218396S=×=平方公里、断层上下盘的平均错动为1.1=米,其破裂规模相当于Northrige地震,可以较好地反映6.75wM=级设定地震的断层平均破裂规模。本文采用的有限计算区的地表尺度约为60603600S=×=平方公里(以断层在地表的投影为几何中心。相应的图形计算结果表明:上述地表计算区尺度可以较好地覆盖设定地震在地表产生的强烈振动的波及范围。本文采用的时空离散步距分别为0.04t∆=秒和400x∆=米,这样的时空离散步距对应的数值模拟结果已经具有实际工程参考意义,但其时间域的高频精度和空间域的短波精度存在不足。一般地,取时空离散步距分别为0.01t∆≤秒和100x∆≤米可以使数值模拟结果具有足够的高频和短波精度。但这将大规模增加开放系统的自由度并超出计算机现有的存储和运算能力,是当前以接近真实的规模、高精度数值模拟近断层强地面运动的一个瓶颈问题。在时空离散步距较大的情况下,如本文的0.04t∆=秒和400x∆=米,数值解经常会出现阻尼稳定性和人工边界的近场稳定性问题。本文采用的求解方法很好地克服了这两个方面的问题,表明本文求解方法具有较好的数值精度和稳定性。定性地看,本文的计算结果与人们对近断层强地面运动特征(如上盘效应、竖向效应、FlingStep效应和速度大脉冲现象的现有认识有较好的一致性,表明了本文采用的震源模型和计算方法的可行性和科学性。上界埋深对近断层强地面运动的峰值特征有重要的影响。特别地,随上界埋深的增加,地面运动的峰值显著下降。这使得我们可以充分利用上界埋深这一不确定性很大的全局震源参数实现对强地面运动峰值场的有效调控。除断层的上届埋深外,断层的倾向角和错动方式或滑动角也是影响近断层强地面运动特征的主要参数,对此作者将另文逐一加以研究和讨论。参考文献:[1]张晓志,谢礼立,王海云,胡进军。某城市的近断层强地面运动影响场显式有限元数值模拟:模型与方法。中国科技论文在线,2005年4月?日。[2]张晓志,谢礼立,王海云,胡进军。近断层强地面运动影响场显式有限元数值模拟的示意性算例[J]。中国科技论文在线,2005年4月5日。Simulatingresultsofnear-faultgroundmotionfieldforacitybyexplicitfiniteelementmethodZhangXiaozhi1,2,XieLili1,3,WangHaiyun3,HuJinjun1(1.InstituteofEngineeringMechanics,ChinaEarthquakeAdministration,Harbin150080,China;2.HarbinFenghua-AerospaceHi-TecHCo.,Ltd.,Harbin150040,China;3.SchoolofCivilEngineeringHarbinInstituteofTechnology,Harbin150001,ChinaAbstract:Basedonthedataofactivefaultreconnaissance,thescenarioearthquake,finite-faultmodelandvelocitystructureoffinitecomputingregionaregiventosimulatethenear-faultgroundmotions.Throughtheexplicitfiniteelementmethod,thenear-faultstronggroundmotionfieldandtimehistoryofsomespecificsitesaremodeled.Intheend,somepreliminaryandqualitativeanalysisaregiven.Keywords:stronggroundmotionfield;scenarioearthquake;explicitfiniteelement;numericalsimulation-10-总装配图上的主动轴和从动轴是平行的，而课题要求的是交叉轴，应该是成90度关系。某城市的近断层强地面运动影响场显式有限元数值模拟:计算结果1张晓志1,2,谢礼立1,3,王海云3,胡进军11.中国地震局工程力学研究所,黑龙江哈尔滨1500802.哈尔滨航天风华科技股份公司,黑龙江哈尔滨1500403.哈尔滨工业大学土木工程学院,黑龙江哈尔滨150001摘要:以某市附近活断层勘探数据为基础,根据设定地震、有限断层模型及有限计算区域的三维地壳结构模型,采用显式有限元方法对断层附近强地面运动影响场进行了数值模拟。得到了强地面运动影响场及指定地表观测点的强地面运动时程,并对预测结果作了定性和初步的讨论分析。关键词:强地面运动影响场;设定地震;显式有限元;数值模拟引言文献〔1〕利用已知的有关城市《城市活断层探测与地震危险性评价》前期工作中得到的与建立有限断层震源模型和3维地壳结构模型相关的部分文字和数据资料、结合实际概要说明并给出了该城市在矩震级为6.75wM=的设定地震作用下近断层强地面运动影响场显式有限元数值模拟所涉及的具体计算模型和实用计算方法。本文是文献〔1〕的续篇,主要目的是使用文献〔1〕讨论给出的具体计算模型、实用计算方法以及输入数据,模拟计算强地面运动影响场并对计算结果进行初步的定性讨论分析。1模型与方法本文使用文献〔1〕讨论给出的有限断层模型、3维地壳结构模型和有限计算区模型以及计算区内节点和人工边界节点运动状态的显式实用计算方法。模型参数、示意图和输入数据以及计算公式等详见文献〔1〕,本文不再赘述。本文得到黑龙江省博士后基金和中国地震局十五项目:“近断层强地面运动影响场的确定”的资助作者简介:张晓志(1957-,男,副研究员,博士,主要从事地震工程研究-1--2-2主要计算结果基于以上计算模型、方法和公式,区分上界埋深为Hkx=∆,其中1,5,10k=为正整数三种情况(400x∆=米。本文分别模拟或预测了某城市xF号活断层在设定地震为6.75wM=时的近断层强地面运动影响场。每一种情况的主要计算结果包括如下两个部分:其一是近断层地表3分量图1自由地表9个时程输出节点示意图峰值位移场、3分量峰值速度场和3分量峰值加速度场(数值和图形结果;其二是近断层基岩地表9个选定输出节点(如图1所示的3分量位移、速度和加速度时程(数值和图形结果。由于图形结果数量众多,限于篇幅,本文只能有选择地给出部分图形计算结果。考虑到本文的断层为正倾滑断层,输入断层节点运动的走向分量为零,相应地近断层地表影响场和时程的走向分量或x水平分量为相对弱势分量,为减少图形数量,以下图形结果中仅给出y水平分量(优势水平分量和竖向分量或z分量。另外,在9个选定的输出节点中,1-5号节点的连线方向与断层走向垂直(跨越断层,是倾滑断层应重点研究的变化方向;其余节点的连线方向与断层走向平行,是走滑断层应重点研究的变化方向,限于篇幅,以下图形结果中仅给出1-5号节点的运动时程。另外,为讨论方便和减少篇幅,三种上界埋深对应的三组图形结果,每组有8行2列共16幅图形(见下文,按矩阵元素的排列方式,分别被编号为图A11-图A82、图B11-图B82、图C11-图C82,在每幅图形的下方不再予以标明。2.1上界埋深Hx=∆时的部分图形计算结果(图A11-图A82-3--4-2.2上界埋深5Hx=∆时的部分图形计算结果(图B11-图B82-5--6-2.3上界埋深10Hx=∆时的部分图形计算结果(图C11-图C82-7--8-3初步定性讨论分析从上述图形计算结果的总体分析中可以看出:本文正倾滑断层(倾角75δ=°产生的-9-近断层强地面运动也不同程度地存在上盘效应(如图A12、图B12、图C12等所示、FlingStep效应(如图A61、图A62等所示、速度大脉冲效应(如图A62、图B62、图C62等所示和竖向效应(如图A31、图A32等所示。其中前三种效应远不如文献〔2〕(逆倾滑断层倾角45δ=°那样显著,但竖向效应却比文献〔2〕结果更为显著。这明显反映出:近断层强地面运动的竖向效应有随倾向角增大而加重的变化趋势;近断层强地面运动的上盘效应有随倾向角增大而减轻的变化趋势。从上述三组图形计算结果的对比分析中可以得出上界埋深H是影响近断层强地面运动的最重要参数的定性认识。表现为:上界埋深对近断层强地面运动的峰值有举足轻重的影响。其定性规律是:随上界埋深的增加,地面运动的峰值,尤其是加速度峰值,显著下降(如图A31、图B31、图C31等所示。这使得我们可以充分利用上界埋深这一不确定性很大的全局震源参数实现对强地面运动峰值场的有效调控。4结语本文通过使用某城市活断层探测以及相关分析得到的文字和数据资料,采用有限震源运动学模型结合显式有限元方法预测了该市Fx号活断层在设定矩震级为6.75wM=时的近断层强地面运动影响场以及9个指定地表观测点的强地面运动时程。由于我们可以使用的实际资料中未能包含Fx号活断层的上界埋深信息,本文区分上界埋深为400Hx=∆=米,52000Hx=∆=米和104000Hx=∆=米三种情况分别给出了相应的预测结果,并对计算结果作了定性和初步的讨论分析。现将主要观点和存在问题总结如下:本文采用的有限断层的破裂面积约为2218396S=×=平方公里、断层上下盘的平均错动为1.1=米,其破裂规模相当于Northrige地震,可以较好地反映6.75wM=级设定地震的断层平均破裂规模。本文采用的有限计算区的地表尺度约为60603600S=×=平方公里(以断层在地表的投影为几何中心。相应的图形计算结果表明:上述地表计算区尺度可以较好地覆盖设定地震在地表产生的强烈振动的波及范围。本文采用的时空离散步距分别为0.04t∆=秒和400x∆=米,这样的时空离散步距对应的数值模拟结果已经具有实际工程参考意义,但其时间域的高频精度和空间域的短波精度存在不足。一般地,取时空离散步距分别为0.01t∆≤秒和100x∆≤米可以使数值模拟结果具有足够的高频和短波精度。但这将大规模增加开放系统的自由度并超出计算机现有的存储和运算能力,是当前以接近真实的规模、高精度数值模拟近断层强地面运动的一个瓶颈问题。在时空离散步距较大的情况下,如本文的0.04t∆=秒和400x∆=米,数值解经常会出现阻尼稳定性和人工边界的近场稳定性问题。本文采用的求解方法很好地克服了这两个方面的问题,表明本文求解方法具有较好的数值精度和稳定性。定性地看,本文的计算结果与人们对近断层强地面运动特征(如上盘效应、竖向效应、FlingStep效应和速度大脉冲现象的现有认识有较好的一致性,表明了本文采用的震源模型和计算方法的可行性和科学性。上界埋深对近断层强地面运动的峰值特征有重要的影响。特别地,随上界埋深的增加,地面运动的峰值显著下降。这使得我们可以充分利用上界埋深这一不确定性很大的全局震源参数实现对强地面运动峰值场的有效调控。除断层的上届埋深外,断层的倾向角和错动方式或滑动角也是影响近断层强地面运动特征的主要参数,对此作者将另文逐一加以研究和讨论。参考文献:[1]张晓志,谢礼立,王海云,胡进军。某城市的近断层强地面运动影响场显式有限元数值模拟:模型与方法。中国科技论文在线,2005年4月?日。[2]张晓志,谢礼立,王海云,胡进军。近断层强地面运动影响场显式有限元数值模拟的示意性算例[J]。中国科技论文在线,2005年4月5日。Simulatingresultsofnear-faultgroundmotionfieldforacitybyexplicitfiniteelementmethodZhangXiaozhi1,2,XieLili1,3,WangHaiyun3,HuJinjun1(1.InstituteofEngineeringMechanics,ChinaEarthquakeAdministration,Harbin150080,China;2.HarbinFenghua-AerospaceHi-TecHCo.,Ltd.,Harbin150040,China;3.SchoolofCivilEngineeringHarbinInstituteofTechnology,Harbin150001,ChinaAbstract:Basedonthedataofactivefaultreconnaissance,thescenarioearthquake,finite-faultmodelandvelocitystructureoffinitecomputingregionaregiventosimulatethenear-faultgroundmotions.Throughtheexplicitfiniteelementmethod,thenear-faultstronggroundmotionfieldandtimehistoryofsomespecificsitesaremodeled.Intheend,somepreliminaryandqualitativeanalysisaregiven.Keywords:stronggroundmotionfield;scenarioearthquake;explicitfiniteelement;numericalsimulation-10-设计计算内压圆筒开孔接管长度对有限元计算结果的影响12311刘海刚，马嫄情，苏文献，朱惠春，张世程（1．中国船舶重工集团公司第七一一研究所，上海202108；2．开利空调冷冻研发管理（上海），上海202106；3．上海理工大学化工过程机械研究所，上海200093）摘采用有限元进行强度分要：圆柱筒体开孔接管结构是压力容器和管道系统较常用的结构之一，接管长度的选取对计算结果有很大影响。分五组共计84个模型对不同接管直径、壁厚，不同析时，筒体直径、壁厚条件下内压圆筒上不同接管长度对有限元计算结果的影响进行分析比较，结果表明，有限元计算的模型选取上，接管长度需远大于2．5关键词：内压圆筒；接管长度；有限元分析中图分类号：TH123；TQ053．6文献标识码：A文章编号：1001－4837（2021）03－0－05doi：10．3969/j．issn．1001－4837．2021．03．004InfluenceofNozzleLengthontheFiniteElementCalculationforCylindricalShellsunderInternalPressureLIUHai－gang1，MAYuan－qing2，SUWen－xian3，ZHUHui－chun1，ZHANGShi－cheng1（1．ShanghaiMarineDieselEngineResearchInstitute，Shanghai202108，China；2．CarrierAirCondition-Ltd．，Shanghai202106，China；3．InstituteofingRefrigerationResearch＆Management（Shanghai）Co．，ChemicalMachinery＆ProcessEquipment，UniversityofShanghaiforScienceandTechnology，Shanghai200093，China）Abstract：Opening－nozzlestructureofcylindricalshellisusuallyusedinthepressurevesselandthepipesystem．Thelengthofthenozzlehasgreatinfluenceonthestressresultsbyusingfiniteelementmeth-od．Thisarticleapplies84modelsinfivegroupsforcomparativetheinfluenceofthedifferentnozzlelengthtothefiniteelementresultunderdifferentnozzlediameterandnozzlethickness，differentshelldiameterandshellthickness．Theresultshowsthatthelengthofthenozzleismuchmorethan2．5forthebuildingofthefiniteelementmodel．Keywords：cylindricalshellunderinternalpressure；nozzlelength；finiteelementanalysis0引言在石油化工领域，圆柱筒体开孔接管结构是得开孔接管部位成为容器失效的源头。美国焊接［1－2］［3－4］及WRC297提研究委员会公报WRC107出了由外载荷引起局部应力的计算方法，但是WRC107不能反映接管壁厚变化对应力的影响，［5］而WRC297又过于保守。为精确求解，目前通压力容器和管道系统较常用的结构之一，通常在筒体与接管的连接部位会产生应力集中，从而使·20·常采用有限元方法对开孔接管区进行应力分析，第30卷第3期压力容器总第244期［6－11］，获得连接部位的应力分布在这些分析中，对于接管长度的选取，一般都是凭借经验，或者根力SⅣ，结果见表1。将表中数据进行绘图，图中的倍数，横坐标设置为接管长度与其相应纵结果如图5所示。坐标为应力强度，据不连续应力的局部性按照接管长度大于2．5进行选取。笔者在工程实践中发现接管长度选取对有限元计算结果有很大影响，且接管时，长度选取远大于2．5随着接管长度增加，连接处应力仍然出现较大变化，文中采用有限元分析软件ANSYS12．1对该问题进行研究。11．1有限元模型及计算有限元模型选取一圆筒开孔接管模型，如图1所示，材料5弹性模量E为2×10MPa，泊松比为为Q345R，0．3。首先设定第一组筒体长度L为4000mm，内径D为2000mm，壁厚T为28mm，接管外径d为600mm，壁厚t为20mm的模型，分别选取接管长度100～1600mm共16个模型进行计算。图2开孔接管1/4模型图3开孔接管有限元模型图1开孔接管结构几何尺寸示意由于该结构的对称性，为便于计算，选取1/4模型进行分析，结构如图2所示。为保证计算结模型选择20节点的Solid95单元，果的精确性，且沿壁厚方向划分三层网格，有限元模型如图3所示。加载时，在1/4模型两个对称面分别施加对称约束，筒体端面约束轴向和环向位移。筒体及接管内壁施加压力P=1．2MPa，接管端面按照下式施加等效平衡载荷：d2pc=－2Pd－（d－2t）21．2后处理及分组计算后处理分别选择如图4所示3条路径进行评获得其局部薄膜应力SⅡ和一次应力+二次应定，图4应力评定线从图5中可以看出，随着接管长度的增加，路径1和路径3的薄膜应力SⅡ和一次应力+二次应力SⅣ都是先下降后趋于稳定，路径2的薄膜应力SⅡ随接管长度变化很小，而一次应力+二次应最后趋于稳定。以路径1力SⅣ则先下降后上升，作为研究对象，路径1曲线趋于稳定时为基准，其·21·CPVT内压圆筒开孔接管长度对有限元计算结果的影响Vol30.No32021SⅣ约为192．5应力稳定时SⅡ约为142．5MPa，MPa，考虑到工程允许误差一般为5%，因此考虑5%误差后，SⅣ为工程计算SⅡ为149．6MPa，202．1MPa，将这两个应力值分别代入图5（a）中进行查表，可以看出其接管长度分别约为8．4。和9．4该长度远大于2．5为进一步研究接管直径、接管厚度以及筒体筒体壁厚对以上结果的影响，在第一组结构直径、的基础上分别改变接管直径（d选取1000mm）、表1接管长度l/mm路径1SⅡ/MPa192．1181．5172．2163．1157．0153．1150．3148．2146．6145．4144．6143．9143．4143．0142．8142．6SⅣ/MPa251．5233．7225．7218．9212．7207．6203．6200．6198．3196．6195．4194．4193．7193．1192．7192．4接管壁厚（t选取26mm）、筒体直径（D选取1200mm）、筒体壁厚（T选取20mm）进行计算，分别编号第二组，第三组，第四组，第五组，详细尺寸见表2。对每一组模型的接管长度进行改变，分别计算，获得局部薄膜应力SⅡ和一次应力+二次应力SⅣ，将路径1所得结果进行绘图整理，获得应力强度与接管长度的变化趋势，如图6～9所示，图中的倍数，纵横坐标设置为接管长度与其相应坐标为应力强度。第一组结构计算结果路径2SⅡ/MPa149．9146．8145．4145．3145．7146．1146．2146．1146．0145．8145．5145．3145．1144．9144．8144．7SⅣ/MPa174．5169．1161．7164．4177．4187．1193．6197．8200．5202．2203．2203．8204．1204．2204．3204．3SⅡ/MPa175．9165．8156．4147．9142．6139．5137．4135．9134．8133．9133．3132．8132．4132．1131．9131．7路径3SⅣ/MPa217．9201．1188．4181．4179．8178．7177．6176．7175．8175．1174．5174．1173．7173．4173．1172．9（a）不同接管长度，路径1局部薄膜应力SⅡ和一次应力+二次应力SⅣ（b）不同接管长度，路径2局部薄膜应力SⅡ和一次应力+二次应力SⅣ·22·第30卷第3期压力容器总第244期SⅣ随接管长度的变化趋势都与第一组完全相似。分别取出这四组应力趋于稳定时的SⅡ和SⅣ，再考虑5%的工程误差，根据计算出的应力值在图整理数据如表3所示。中查找其对应的接管长度，（c）不同接管长度，路径3局部薄膜应力SⅡ和一次应力+二次应力SⅣ图5第一组结构结果评定表2模型分组图7第三组结构路径1结果评定序号第一组第二组第三组第四组第五组筒体长度接管壁厚L/mmD262图8第四组结构路径1结果评定图6第二组结构路径1结果评定2结果分析及讨论（1）从以上四组结果可以看出，每组模型所评路径局部薄膜应力SⅡ和一次应力+二次应力图9第五组结构路径1结果评定·23·CPVT内压圆筒开孔接管长度对有限元计算结果的影响表3结果分析5%误差时SⅡ对应接管长度/8．46．37．910．29．4Vol30.No32021序号第一组第二组第三组第四组第五组稳定时应力SⅡ/MPa142．5197．5124．5100194稳定时应力SⅣ/MPa192．5258．5172．5136257．55%误差时应力5%误差时应力SⅡ/MPaSⅣ/MPa149．6207．4130．7105203．7202．1271．4181．1142．8270．45%误差时SⅣ对应接管长度/9．46．97．710．79．2（2）从表3可以看出，对于第二组模型，应力后趋于稳定，SⅣ在接强度SⅡ在接管大于6．3后趋于稳定；对于第三组模管长度大于6．9后趋于稳型，应力强度SⅡ在接管大于7．9SⅣ在接管长度大于7．7后趋于稳定；对定，于第四组模型，应力强度SⅡ在接管大于10．2SⅣ在接管长度大于10．7后趋后趋于稳定，于稳定；对于第五组模型，应力强度SⅡ在接管大后趋于稳定，SⅣ在接管长度大于于9．49．2后趋于稳定。可见，筒体壁厚与筒体直径都会影响连接处应力稳定所需要的接管长度。从表中五组数据都可以看出，筒体与接管连接处。应力稳定所需接管长度均远大于2．5（3）对于受边缘力和力矩作用的圆柱壳，离时纵向弯矩衰减了边缘的距离大于2．595．7%［12］。但是对于开孔接管模型，由于其结构及载荷不同，工程上应根据具体模型和载荷情况进行分析。3结语inSphericalandCylindricalShellDuetoExternalLoading［R］．WRCBulletin，1979：107．［2］郭小联，孔帅．WRC107总应力强度计算的适用性J］．压力容器，2021，28（1）：6－11．研究［［3］MershonJL，MokhtarianK，RanjanGV，etal．LocalStressesinCylindricalShellsDuetoExternalLoadingsonNozzles－SupplementtoWRCBulletinNo．107［R］．WRCBulletin，1984：297．［4］苏阳．《WRC－297号公报》J］．化的计算方法简介［1990，2（2）：12－15．工设备设计，［5］林杨杰，金玉龙，苏文献．压力容器开孔接管局部应．化工设备与管道，2021，48力计算方法研究［J］（6）：1－5．［6］王定标，魏新利，向飒，等．压力容器切向开孔接管J］．石油机械，2006，34（4）：5－区的应力分析设计［7．［7］左春梅，徐庆，董金善，等．有限元在双开孔应力分J］．现代制造工程，2021，（2）：97－98，析中的应用［110．［8］张小平，贺小华．圆柱壳双开孔－接管结构的应力J］．轻工机械，2021，30（1）：22－26．分布研究［［9］唐清辉，李磊．接管轴向载荷对内压圆筒强度性能J］．石油机械，2021，36（1）：64－68．的影响［［10］毛苗，江楠．内压圆筒上不同接管型式的有限元分J］．石油化工设备技术，2021，31（5）：34－40．析［［11］刘有艳，周昌玉．压力容器接管部位的可靠性设计J］．压力容器，2021，28（1）：18－22．研究［［12］郑津洋，．董其伍，桑芝富，等．过程设备设计［M］2005：41－42．北京：化学工业出版社，分五组共计84个模型，对不同接管直径、壁不同筒体直径、壁厚条件下内压圆筒上接管长厚，度对有限元计算结果的影响进行分析，结果表明接管长度选取对应力结果有很大影响，且有限元计算的模型选取上，接管长度需远大于2．5时应力才会稳定，接管选取较短时将会使计算过于保守。参考文献：［1］WichmanKR，HopperAG，MershonJL．LocalStress·24·收稿日期：2021－12－13修稿日期：2021－01－11作者简介：刘海刚（1986－），男，工程师，主要从事化工装备设计及强度分析工作，通信地址：202108上海市闵行区E－mail：haigang-华宁路3111号中船重工711所能装部，liu@126．com。双金属复合管塑性成型有限元模拟*杜清松1曾德智2,3杨斌2张智2黄黎明3(1.中国石化西北油田分公司工程监督中心2.西南石油大学3.中国石油西南油气田公司天然气研究院杜清松等.双金属复合管塑性成型有限元模拟.天然气工业,2021,28(9:6466.摘要随着高含二氧化碳、硫化氢及元素硫等油气田的相继出现,油管、套管的腐蚀问题越来越突出,并直接影响到油气田的经济开发和安全开采。针对机械复合管塑性成型过程中的力学问题进行了有限元模拟研究,建立了模拟双金属复合管塑性成型的参数化有限元力学模型。通过有限元模拟研究,得出了双金属复合管所需的最小成型压力和成型后内外管间的结合力,分析了双金属复合管在塑性成型过程中内外管的接触压力、径向应力应变等力学特性。计算实例表明,该模型的几何尺寸、材料模型以及加载压力等参数均可以根据计算需要设定,可用于模拟不同材质和不同尺寸的双金属管在塑性成型过程中的力学特性研究。主题词完井硫化氢油管腐蚀双金属复合管模型随着石油天然气勘探开发的发展,油气开采面临的环境越来越恶劣,特别是高含二氧化碳、硫化氢及元素硫等油气田的相继出现,使得石油管道的腐蚀、结蜡、结垢等问题越来越突出,并直接影响到油气田开发的经济效益[13]。对于含硫气田,还有可能导致重大安全事故和环境问题。因此,研究双金属复合管防腐新技术具有十分重要的工程意义。双金属复合管是在普通集输管内覆上一层薄壁耐腐蚀合金,其两端釆用特殊方法焊接或特殊结构连接,耐腐蚀金属可根据油气田腐蚀环境选择,常选用22Cr、镍基合金825等,管线建成后无需加注缓蚀剂,后期运行、维护方便,综合经济效益优良[46]。双金属复合管主要分为两类:一类是机械塑性成型复合管[7],一类是冶金复合管[8]。冶金复合管成本是整体耐腐蚀合金的50%左右,而机械复合管是整体耐腐蚀合金管的30%左右,笔者针对机械复合管塑性成型过程进行了有限元模拟,为复合管的塑性成型技术提供了理论依据。一、有限元力学模型的建立为了便于分析,在此不考虑管子的初始几何缺陷(椭圆度、壁厚不均度等,认为双金属复合管成型前内外管均为理想的圆筒。根据双金属复合管的成型过程可知,内外管几何特征以及加载压力的分布都具有轴对称性特点。因此,可以将该问题简化为轴对称平面应力问题处理。笔者建立的有限元模型实为参数化模型,为了阐述有限元模拟的过程,均以88.9(6.45+1mm复合管的成型过程为例进行说明。所建立的有限元模型如图1所示。在图1中,外管外径为88.9mm,外管壁厚为6.45mm;内管壁厚为1mm;内外管间半径间隙为1mm。内管为某耐腐蚀合金钢管,外管为NT80SS油管,内外管管材的基本力学参数如表1所示。在复合管成型过程中,外管只发生弹性变形,故按线弹性模型计算;内管发生较大塑性变形,此时内管的材料模型按刚塑性线性强化模型计算。由于复合管的几何结构和成型过程中的受力状况均具有轴对称性,属于轴对称平面应力问题,因此对内外管施加轴对称约束。图1双金属复合管有限元模型图64钻井工程天然气工业2021年9月表1管材的力学参数表材料代号屈服强度(MPa抗拉强度(MPa延伸率(%弹性模量(MPa泊松比备注耐腐蚀合金240500451.951050.3内管NT80SS551760182.061050.3外管二、有限元模拟结果(1最小成型压力计算。对于内外管有间隙的双金属复合管经过3个阶段完成整个成型过程的模拟。第一阶段,消除间隙;第二阶段,内外管同步膨胀;第三阶段,卸载。当内外管在压力作用下刚好贴合在一起时的加载压力称为最小成型压力(pmin。最小成型压力是机械复合管成型和复合管力学性能的重要指标,因而计算双金属复合管的最小成型压力具有重要意义。有限元计算最小成型压力的基本思路是:首先输入一定的加载压力(p,然后再卸载,卸载后查看内外管的结合力以及内外管间的间隙是否为零;如果不满足上述两条件,不断改变加载压力,直到条件满足为止,此时的加载压力就是所求的最小加载压力。当加载压力为43.90MPa时,计算可得内外管间间隙及内外管结合面的结合力大约为零。因此,可以认为最小成型压力为43.90MPa。(2成型过程中内外管间的接触压力分析。双金属复合管成型后内管和外管间的接触压力(结合力是衡量复合管力学特性的重要指标[9]。为了研究复合管液压成型过程中内外管间接触压力的变化,按照加载步骤来分析每一个加载步骤完成后的接触压力,有限元模拟的结果如图2~4所示。由图2、3和图4可知,在间隙消除阶段,内外管处于从未接触到刚好接触的状态,内外管间的接触压力为零;在内外管同步膨胀阶段,内外管间的接触压力由零增加到最大值;在卸载阶段,当内管内壁上的加载压力逐渐卸载到零后,接触压力也逐渐降为零。这与实际情况是相吻合的,可见笔者所建立的有限元模型是合理,可模拟复合管在成型过程中的力学特性。图2间隙消除阶段应力云图图3同步膨胀阶段应力云图图4卸载后应力云图(3成型过程中外管的周向应变分析。双金属复合管在加载过程中,内外管同步膨胀变形。对于实验测量而言,直接而且容易测量到的数据就是外管的变形。根据复合管的成型原理可知,复合管的外管在成型后由于残余接触压力(结合力的作用,将有一定的残余弹性应变。根据这一力学特性,可由测得的实验数据来验证有限元模型计算分析的正确性。外管在各个加载步骤的周向应变模拟结果如图5~7所示。从图5、6和图7可以看出,外管的应变是与内外管间的接触压力(如图2~4所示是相图5间隙消除阶段应变云图图6同步膨胀阶段应变云图65第28卷第9期天然气工业钻井工程图7卸载后应变云图对应的,其变化规律与内外管间接触压力的变化规律完全相同,这和实际情况吻合。三、结论建立了模拟双金属复合管塑性成型的参数化有限元力学模型。该模型的几何尺寸、材料模型以及加载压力等参数均可以根据计算需要设定,可用于模拟不同材质和不同尺寸的双金属管在塑性成型过程中的力学特性。计算实例表明,所建立的双金属复合管塑性成型有限元力学模型及其分析方法是合理的,可以为工程实践提供理论依据。参考文献[1]姜放.高酸性气田金属材料的实验室评价方法研究[J].天然气工业,2004,24(10:105107.[2]刘志德,黄黎明,杨仲熙,等.高含硫环境中地面集输管线材质腐蚀影响因素[J].天然气工业,2004,24(12:122123.[3]张智,施黛艳,施太和.高产气井油管腐蚀模拟研究[J].天然气工业,2005,25(1:103105.[4]GOMEZX,ECHEBERRIAJ.MicrostructureandmechanicalpropertiesofcarbonsteelA2102superalloySanicro28bimetallictubes[J].MaterialScienceandEngineering,2003,348(122:180191.[5]ALCARAZJL,GILSEVILLANOJ.Ananalysisoftheextrusionofbimetallictubesbynumericalsimulation[J].InternationalJournalofMechanicSciences,1996,38(2:157173.[6]MAEKA.SPENCEandCESV.ROSCOE.BimetalCRAlinedpipeemployedforNorthSeafielddevelopment[J].Oil&GasJournal,1999,97(18:8088.[7]ROMMERSKIRCHENI.Newprogresscaps10yearsofworkwithbubipipes[J].WorldOil,2005,226(7:6970.[8]!∀#∃.!.%&∋(∗+,−∗&∋./012.13145,2(−∗.13−16∗7−1..17∗1881,∋16−191,2(3([J].(7.2.1:,∋;,1992,(9:3031.[9]SpecificationforCRAcladorlinedsteelpipe[S].APISpecification5LDSecondEdition,1998.(收稿日期20210327编辑钟水清(上接第63页眼以后可增大泄油面积,有利于提高油井产量。该技术不