数值模拟范文

数值模拟范文第1篇

[关键词]搅拌器；流固耦合；多重参考系法

[中图分类号]TQ019[文献标识码] A

0引言

搅拌罐在造纸、化工、石化、制药、食品加工和生物化工等领域有着广泛的应用。从其用途来看可以使物质混合均匀，促进传质、传热现象，加快反应速率等。

国内外学者对搅拌罐内流体流动展开了广泛的实验研究和数值模拟，比如毕学工等[1]使用Fluent对某钢厂搅拌工艺过程进行数值模拟，研究桨叶长度、搅拌头插入深度及转速对搅拌效果的影响。张锁龙等[2]对轴流桨及45°三叶折叶桨搅拌流场、功率的测试进行了对比及分析，得到了桨叶安装高度对桨叶性能的影响。侯权、潘红良、冯巧波[3]基于计算流体动力学对搅拌反应罐流场的各影响因素（如桨间距、罐桨径比等）进行分析和研究，最后根据分析和研究的结果提出了搅拌反应罐内部结构的改进方向和措施。

本文选用多重参考系法对搅拌桨进行模拟。采用标准k――ε模型进行流固耦合数值模拟，得出流场分布及搅拌器的静力和模态分析。

1理论基础

在搅拌器中，当叶片与挡板间的相互作用相对减弱时，可以使用MRF模型。

标准模型的方程（湍流耗散率ε方程和湍流动能k方程）：

2数值模拟

2.1Gambit几何模型

下面是桨叶半径为75 mm，厚度为20 mm，搅拌罐半径为175 mm，搅拌角速度为w=0.5 rad/s。

2.2网格划分

本文应用Gambit进行网格生成，网格划分采用非结构化网格。对于模型的处理，把搅拌器附近区域的部分设为搅拌桨区见图1（1），把浆液池中其他区域设为桨外区图1（2），搅拌桨区是半径为80 mm，高40 mm的柱形区域；桨外区中心与搅拌区域相同，桨外区是半径为175 mm、高340 mm的柱形区域。

图2为叶片表面压力分布云图。从压力分布图可以看出，在搅拌器桨叶顶部压力最大，搅拌桨根部压力较低。

图3（1）为中间轴截面泥浆浓度分布图。从颗粒的浓度分布看出，在池底的中心位置和池底角落的固体颗粒浓度最大，池顶部和搅拌桨下方以及整个大循环漩涡区域的固体颗粒浓度低。

图3（2）为中间轴截面水流速度分布图。从中可以看出，液流的高速区主要集中在搅拌桨叶附近，以及在其下方形成的带状区域，这样更能使固体颗粒不容易沉淀。

从表1可以看出，搅拌叶轮静态模态固有频率与预应力模态固有频率在数值上相差不大，说明流固耦合场对叶轮固有频率影响较小。

图5则给出了叶片的振型图。从图5看出，当叶片的频率为72.38 Hz时，将发生二阶共振，二阶共振主要形式为挥舞振动，振幅最大处向叶尖转移；当频率为298.5 Hz时，出现三阶共振，三阶共振主要形式为摆振，叶片尖部振幅较大。

5结论

（1）应用流固耦合数值模拟得出搅拌桨叶受到的最大压力约为0.124 MPa，最大压差约为0.344 MPa；根据压力分布，计算出搅拌桨叶的最大应力和应变都在叶根处，最大应力为254.89 MPa，最大变形量发生在搅拌桨叶尖部，搅拌桨叶的叶尖处变形量最大为0.000 327 mm。

（2）对搅拌桨叶进行了动力学分析，得到了桨叶的前10阶固有频率，当叶片的频率为72.3841 Hz时，将发生二阶共振，主要形式为挥舞振动，振幅最大处向叶尖转移；当频率为298.75 Hz时，出现三阶共振，主要形式为摆振，叶片尖部振幅较大。

（3）对结果进行分析，得出搅拌桨叶片的受力分布形态和规律，为进一步研究疲劳寿命、断裂分析和风机叶片的结构优化设计提供依据和参考。

参考文献

[1]毕学工，岳锐等.基于Fluent的搅拌模拟研究[J].武汉科技大学学报，2012.

[2]张锁龙，沈惠平等.JH型轴流式搅拌桨流场分析及设计[J].化学工程，1999，27（5）：26-29.

[3]侯权，潘红良，冯巧波.基于Fluent的搅拌反应罐流场的优化研究[J].机械设计与研究，2005，21（03）：78-83.

[4]候栓第等.涡轮桨搅拌槽流动场数值模拟[J].化工学报，2001，52（3）：241-246.

[5]何洲.搅拌器内部流场特征的数值模拟研究[D]，华东理工大学，2010.

[6]马青山，聂毅强等.搅拌槽内三维流场的数值模拟[J].化工学报，2003，54（5）： 612-618.

数值模拟范文第2篇

【关键词】数值模拟 历史拟合 剩余油分布 效果评价

1 油藏概况

沙南油田沙丘5井区梧桐沟组油藏总体为单一介质的构造岩性油藏，地质分层将P3wt1划分为四个含油砂层组，油藏微裂缝较发育但规模较小，主要分布于致密砂岩和砂砾岩中，且多为垂直裂缝，因而远未形成裂缝沟通网络，油藏天然能量低，边底水不活跃。油藏流体性质为一般黑油，具有三低两高的特点，即低粘度、低密度、低酸值、高含蜡量、高凝固点。

2 模型的建立

利用随机建模软件RMS建立了全油藏三维地质模型根据地质特征及油藏流体性质。选用了Landmark公司研制的并行油藏数值模拟软件VIP2003.4的普通三维三相黑油模拟器，该软件稳定性非常好，是国际上较为先进的油藏数值模拟软件。依据区块生产史建立了产量模型，依据射孔、产液、吸水剖面等资料建立了注采对应模型，模拟截止时间为2009年11月。模拟区控制含油面积15.1km2，地质储量1320×104t，共包括131口生产井，其中101口油井，30口注水井。

2.1 动态模型

2.1.1 时间步的确定

时间步的划分主要考虑的是井的平均生产能力及现场重大生产变化。沙南油田沙丘5井区梧桐沟组油藏从1998年10月投入开发，至目前已开发11年，为了更精确模拟生产历史，最终确定模拟时间步长为1个月，拟合期从1998年12月至2009年11月底，共划分132个时间步。

2.1.2 生产动态数据

单井及区域生产动态数据，应用VIP软件的Prexec模块，由实际生产数据按划分时间步整理获得。2.2 历史拟合

生产动态参数拟合主要包括地层压力、产油量、注水量和产水量、气油比及井底流压参数的拟合。这是一项复杂的系统工程体系，单项参数拟合的好坏，并不能反映整体情况，因此拟合时必须综合考虑调整参数对动态指标的影响。拟合时间从1998年12月至2009年11月。并对未来的生产趋势做了预测。

2.2.1 地层压力拟合

由于该油藏开发时间较长，根据实际测压资料，拟合时可先通过调整岩石压缩系数来粗略拟合全区压力水平，然后再结合单井实际测压资料，通过调整井局部网格的渗透率和孔隙体积来实现。对没有测压资料的阶段，参考各阶段油井累积产量和流压值估算出地层压力下降趋势。

2.2.2 产油量、注水量和产水量拟合

根据全区及单井实际产油、注水和产水资料，按先全区后单井的途径，主要通过调整井局部网格渗透率、孔隙体积和井指数来实现，以确保油藏总的产液量和注入量与实际相符。由于模型中设定以实际产油量和注水量生产，因此产油量和注水量拟合相对较容易且吻合程度高；重点在产水量的拟合，沙丘5井区梧桐沟组油藏生产井较多，且基本都含水，但部分井实际产水量很低，可调整物性参数来拟合，对于产水量较高井，可以结合调整相对渗透率曲线来拟合。全油藏模拟计算至2009年11月的累计产油量、累计注水量和累计产水量分别为183.53×104t、350.88×104m3和95378×104m3，而实际累计产油量为186.42×104t3、累计注水量356.35×104m3、累计产水量102.09×104m3。全油藏拟合程度较高。油藏北部及靠近断层的井拟合效果差，其余井拟合较好，单井符合率达86%，拟合误差控制在10%以内。2.2.3 生产气油比拟合

由于沙南油田沙丘5井区梧桐沟组油藏原始地层压力为29.07MPa，饱和压力为14.47MPa，地饱压差大，目前油井的地层压力依然高于饱和压力，油藏尚未脱气，因此在历史拟合时，仅对原始溶解气油比进行拟合。沙丘5井区梧桐沟组油藏原始溶解气油比为99m3/m3，模拟计算的气油比为108.6m3/ m3。

2.2.4 井底流压拟合

根据油井、水井实际测试流压资料，通过调整井指数来实现。

3 结论

由于沙丘5井区梧桐沟组油藏发育多条断层，因此历史拟合时主要依据建立的地质模型，再结合单井生产动态，对生产动态影响较明显的断裂，通过调整其附近网格渗透率来考虑断层的连通情况。

历史拟合中，由于油藏北部及靠近断层的井拟合效果差，其中主要包括SQ2428、SQ2480、SQ2482、SQ2532、SQ2545等井，这些井中后期含水均很高，接近80%以上，而模拟中含水很低，造成全区含水率拟合误差较大。由于油井含水率为一相对值，含水率的高低并不能有效反映实际产水的大小，而产水量不仅能反映油井实际产水情况，还能更好地反映油藏采出体积和地下亏空情况，因此该油藏以油井实际产水量为主要拟合参数。综合认为，该油藏拟合效果还是较好的。

参考文献

数值模拟范文第3篇

【关键词】示踪剂 数值模拟 井间剩余油 动态监测

1 示踪剂技术原理

井间示踪剂测试是为了跟踪已注入的流体，向注入井中注入能够与已注入的流体相溶，且溶解了示踪剂的携带流体，然后在用流体驱替这个示踪剂段塞，在多孔介质中运动机理，同注入流体是一样的[2]。

2 示踪剂数值解释技术2.1 虚拟示踪剂技术的实现

油藏精细地质建模，数值模拟技术，示踪剂监测数值解释实现

油水井间对应关系分析是高含水驱油藏剩余油分布分析的基础。示踪剂监测数值解释之前，首先进行常规油水井对应关系分析，目的为排除监测结果的多解性，缩短数值模拟调参时间，主要有干扰试井法，相关分析法。

3 实例应用及效果评价

本次研究的思路是：在建立目的层油藏构造模型和沉积微相模型的基础上，采用相控建模等手段，对孔隙度和渗透率等物性参数在三唯空间的展布特征进行精细表征，并选择合适的网格粗化方法，将精细地质模型粗化到油藏模拟软件能接受的数值模型，如后通过对油藏开发动态资料的历史拟合与参数调整，不断修正静态模型，最终达到动态和静态资料共同研究油藏的目的。

3.1 研究区概况

研究区位于某油藏长轴背斜的北部，区块储层砂体发育稳定，物性较好，砂岩厚度大，层内裂缝不发育，属于中高渗透砂岩油藏。沉积韵律特征表明，河口坝为复合韵律模型，水下分流河道为正韵律模型，席状砂为反韵律模型。储层主要为砂岩薄互层，储层层间非均质性较强，层内非均质性相对较弱。SⅠ和SⅡ组的一砂组储层平均砂岩厚度1.9m，有效厚度0.9m。SⅡ组二、三砂组平均砂岩厚度15.4m，有效厚度6.4m，储层非均质性较强。储层平均孔隙度24%，平均空气渗透率163×10-3μm2。油藏油气水分布主要受构造控制，区域的SⅠ油层具有气顶，其油气界面在-1032m，区块的油水界面为-1088m，具有不活跃的边水。

试验区原油地层油粘度12.9mPa.s，地面脱气粘度36.8mPa.s，低酸值，相对密度中等，凝固点低，胶质及石蜡含量较高。原始油藏温度为55℃，地温梯度为5℃/100m。油层中部压力12.25MPa，原始饱和压力10.94MPa，油藏压力系数为1.02，属于正常压力系统油藏。

3.2 精细地质模型的建立

根据地层沉积旋回、主力油层和非主力油层的分布特征，在纵向上将该油层分为39层网格，平面上网格数为118 080（360×328）个，地质模型网格总数为4 605 120个节点。研究区构造简单，通过区内测井、钻井资料，结合目的层顶底构造面，利用确定性建模方法研究区的构造模型。将单井沉积微相研究结果输入构造模型，并对网格块赋值。然后用序惯指示模拟方法建立了目的层沉积微相模型。将研究区内单井测井结果（渗透率，渗透率等）导入模型，进行离散赋值的数据进行分析，得到变量极值和方差等统计特征参数，然后在沉积相约束条件选择序贯高斯模拟方法进行储集参数相控建模。为满足油田开发开发决策在一定风险范围的正确性的需要，可以生成多个等概率模拟实现以备选择。通过结合地质研究成果选择最符合该区地质情况的地质模型，在此模型基础上进行油藏数值模拟工作。

3.3 网格粗化与油藏数值模拟

在油藏数值模拟中，孔隙度、饱和度属于标量，利用简单的平均算术进行粗化即可以满足精度要求，而渗透率是张量，必须考虑其方向性，因此利用重整法进行粗化，等渗流计算法可以最大限度的条渗透率模型的等效程度，粗化后的数值模型共95 940（90×82×13）个节点。

研究区实验井组共有生产井30口，注水井4，为一个正13点井网。从1975年8月开始投产，生产至今采出程度为35.6%，综合含水率94.5%。根据研究区的地质特征和流体类型，选择三维三相黑油模型。在历史拟合过程中，由于可调参数众多，需根据油藏参数的可靠性来调整，如油水生产量可靠性很高，而气产量可靠性低；岩石流体的高压物性数据可靠性较高，相对渗透率可靠性低；厚度与孔隙度等参数可靠形较高，渗透率可靠性低。油水井间连通情况在数值模型中主要是通过地层渗透率来表现的。

研究区Water_1井组（如图1）进行过示踪剂监测，示踪剂监测结果表明Oil_1、Oil_3与Oil_4见剂，而Oil_2未见剂。Oil_3见剂浓度最高，Oil_1次之，Oil_4较低。根据这个监测结果，模拟研究中对Water_1加入数值示踪剂可以在定量获得水井的去水方向，通过对井间的渗透率调整可以得到图1，图1中Oil_3数值示踪剂见剂最早，累积产出百分比最高，反映出Oil_3与Water_1的井间受效对应关系最好，其次是Oil_1。通过对可调参数做了调整后，该井组产油量和含水率的历史拟合结果如图2，可见拟合精度较高。图2是依据见剂监测结果对井间渗透率调整得到的井组剩余油分布，从结果来看与动态反映结果一致。

上述研究结果表明，井间数值示踪剂的应用可使渗透率调整与井间动态资料相符合，用生产实际中反馈的各种信息来获取井间剩余油分布，使得剩余油分布更加具有科学性，为动态预测和方案优选奠定坚实基础。

4 结论

油藏数值模拟技术是一个复杂过程，它是不同学科与具有明确目标的结果。将井间动态监测结果，利用数值示踪剂技术将监测结果反应到数值模型中，对油藏动态调整和井间剩余油的评价提供了依据。

参考文献

[1] 于瑞香，等.油田示踪剂技术[J].工业水处理，2007，27（8）.

数值模拟范文第4篇

剪切泵是高效、快速、均匀地将一个或多个相(液体、固体、气体)混合到另一互不相溶的连续相(通常液体)过程的设备．其基本工作原理为在电动机高速运转的带动下，进入剪切泵的物料在转子与定子的狭窄间隙间高速运动，在机械运动和离心力的作用下，进行剧烈的剪切、分散混合，承受高速剪切均匀混合、研磨破碎、搅拌乳化等．在线式高剪切匀浆泵是连续或循环处理精细物料的高性能设备，与普通混合设备不同，它可针对特定的生产工艺，在同一设备内完成多项生产过程，实现多功能一体化．剪切泵具有输送能力强、能耗低、污染小、混合乳化效果好等优点，是目前混合输送工艺中不可缺少的设备之一，近年来已广泛应用到石化、食品、造纸、油、脂加工工艺过程等多个行业．国内外一些学者对高剪切均质设备进行了研究，如Chitu等［1］介绍了实验室高剪切混合设备的湿法制粒，并研究了切碎机设计与叶轮转速对颗粒平均大小的影响．Bukovec等［2］介绍了熔融造粒高剪切混合设备的优化．王春林等［3］研究了不同安装位置对高剪切混合器的流场、功耗的影响，并重点研究了射流混合对整个流场的影响．浦广益等［4］运用Ansys软件对高剪切均质机腔体内三维流场进行了研究．周富强等［5］运用流体力学数理理论分析了连续式高剪切均质机空腔内流体的流动．然而，截至目前，高剪切匀浆泵尚无完整的设计理论，对于设备所能达到的剪切混合效果，很难用量化的指标衡量．因此文中采用计算流体动力学的方法研究高剪切匀浆泵内的两相流动情况，预测泵的混合效果，为新型超高速剪切式均质设备的改进、研发设计提供参考依据．

1JQB系列高剪切匀浆泵

JQB系列高剪切匀浆泵主要由剪切腔体、带刃口的剪切轮、螺旋输送轮(或破碎轮)、剪切腔体外套、外壳体、密封腔体、机械密封、轴承座、轴承、轴、轴套等零部件组成．该泵采用多级叶轮及在线式设计，设备进出口(或辅助进料口)法兰与生产工艺管线直接连接，与传统混合设备相比，不需要庞大的反应釜，滞釜反应时间短，从而节约了成本，提高了生产效率，JQB系列高剪切匀浆泵为顶进顶出式结构，进出口方向与轴线垂直，转向从驱动端方向看为顺时针方向旋转，采用卧式、首级破碎轮和四级剪切轮模型结构，其总体结构如图1所示．

2高剪切匀浆泵的两相流模拟

所研究的高剪切匀浆泵主要技术参数分别为温度t=100℃，功率P=7.5kW，转速n=1450r/min，扬程H=8～10m，流量Q=9.5～15.0m3/h．液相设为第一相，体积分数为96%;固相设为第二相，体积分数为4%．假设两相均为不可压缩连续流体，每相的物理特性均为常数，第二相颗粒为近似球形，尺寸均匀，且不考虑相变．

2.1模型三维结构与网格拓扑采用Pro/E进行三维造型，在Fluent的前处理软件Gambit中对模型进行网格划分．采用分块划分网格的方法，在进出口、隔板形状规则的圆柱体部分采用六面体、楔形网格，其余不规则体采用四面体网格，逐个进行划分，并对破碎轮及剪切轮等关键部件进行局部加密．为了减小网格数量对计算结果的影响，在对剪切泵进行两相流数值模拟前先进行网格的无关性检验．经验证，当网格数量达到720000时，网格数量对计算结果的影响可以忽略．2.2数值方法目前多相流动的数值计算方法主要有欧拉法和拉格朗日法．欧拉法把固体颗粒当作拟流体，并认为它们与液体是共同存在且相互渗透的连续介质，对两相分别使用N－S方程进行计算，颗粒与流体之间的耦合通过两个守恒方程里的相间转移项得到;拉格朗日方法把液体看作连续介质，而将固体颗粒看作离散体系，通过在欧拉坐标系下求解流体相的雷诺时均方程组来模拟流动场．文中模拟采用欧拉法．2.3控制方程式中:F为体积力;μm为混合黏性系数;f为质量力;r为矢径;－2ε×um为哥式惯性力;ω2r为离心惯性力;udr，l，udr，s分别为液相和固相的漂移速度．漂移速度指的是第二相(固相)相对于混合相的速度，定义为udr，k=uk－um，而滑流速度是指第二相(固相)相对于主相(液相)的速度，定义为uls=us－ul，两者存在以下关系:2.4边界条件1)进口边界条件:采用速度进口边界条件，但Fluent默认速度进口是均匀来流，而实际上剪切泵进口区域固液两相不是均匀分布的，因此把进口根据两相流量的比例划分为两个进口区域inlet1(4%)和in-let2(96%)并分别进行设置．inlet1第一相体积分数为0，第二相体积分数为1;inlet2第一相体积分数为1，第二相为0，两相的进口速度相同．在假定流体为不可压缩流体的条件下，进口速度计算公式为v=Q/A，(6)式中:Q为流量;A为进口面积．2)出口边界条件:采用自由出流，该边界条件适用于出口流动完全发展的情况．3)壁面条件:壁面采用无滑移边界条件，在近壁区采用标准壁面函数法［8］．4)流体区域:模型中所有的体均设为流体区域．破碎轮和两级剪切轮设为旋转体，其余体均设为静止的．动静耦合采用多参考坐标系模型．

3数值模拟结果与分析

采用Mixture混合模型及扩展的标准k－ε湍流方程计算设计工况时剪切泵内部的两相流动情况．压力和速度耦合采用SIMPLEC算法．在迭代计算时，采用默认的亚松弛系数．计算过程中通过监控控制方程的残差和出口的平均压力来判断计算是否收敛．为考察物料在剪切泵内部的均匀化程度，截取z=0的截面，得到从进口到出口的第二相体积分布，如图2所示．可以看出:在靠近进口部分第二相体积分数很大，这是由于进口部分第二相还没有来得及分散;由于选用CliptoRange，并将其限定在0～0.05，所以进口区域第二相体积分布超过5%的部分就显示不出，图中表现为左侧有不规则的缺角;从进口到出口第二相体积分布逐渐趋于均匀，而且变化比较明显，说明该剪切泵设计合理，对物料的混合均匀效果也比较理想．为观察两相从进口到出口逐渐混合均匀的过程，截取破碎轮进口前(截面1)、第一级剪切轮进口处(截面2)、第一级剪切轮出口处(截面3)和第二级剪切轮出口处(截面4)的4个截面．分别取它们的第二相体积分布，得到结果对比如图3所示．由图3可以看出:混合物料从进口到出口体积分布逐渐趋于均匀，对比截面1与截面2发现第二相体积分数变化不是太大，这是因为首级爪形破碎轮只对物料进行输送或预分散作用，而混合作用不大;从截面2到截面3经过一级剪切轮的剪切混合作用，第二相的均匀化程度明显改变;再到截面4又经过了第二级剪切轮的剪切混合作用，物料已经基本混合均匀．由于剪切外腔不同于一般离心泵的蜗壳起回收能量的作用，主要起定子的作用，与转子剪切轮组成非常小的间隙，在转轮的高速旋转下起到对物料的剪切混合均匀的作用，所以经过剪切外腔后固体颗粒速度会有所降低．

4流量的影响

剪切泵的流量为9.5～15.0m3/h，为考察流量对两相混合流场的影响，在保持转速n=1450r/min不变的情况下，改变流量，分别对Q=9.5，12．0和15.0m3/h工况下的剪切泵进行数值模拟．根据数值模拟的结果截取z=0截面第二相的体积分布，如图4所示．由图4可以看出:从进口到出口第二相体积变化逐渐趋于均匀，而且变化都比较明显，这说明该剪切泵在全流量范围内对物料的混合均匀效果都比较理想;流量在从小到大3种工况下，进口的缺角区域面积依次增大，说明第二相体积分数超过5%的区域面积依次增大，并且随着流量的增大混合均匀的力度减慢．取3个流量下截面2和截面3的体积分布如图5所示，可以看出:相同位置处小流量点的第二相体积分布范围最窄，即混合均匀程度最高;原工况下次之;大流量下第二相体积分布范围最宽说明混合均匀程度最低．这说明小流量比大流量时流道内流动更畅通，混合均匀化速率更快，这与实际情况相符．

5转速的影响

为了考察转速对剪切泵两相流动情况的影响，在保持流量Q=12.0m3/h不变的情况下，改变转速，分别对n=1150，1450，1750r/min工况下的剪切泵进行数值模拟．将模拟结果进行对比，图6为z=0截面第二相的体积分布图。由图6可以看出:随着转速的增大，从进口到出口第二相的均匀化速率明显变快;改变转速时进口缺角区域面积大小的改变没有明显规律，即第二相体积分数超过5%的区域面积没有明显规律，这是因为改变转速只是对转轮区域产生影响，进口位置则几乎不受影响．对比3个图形中模型的同一位置，发现转速越大第二相的均匀化程度也越高．这说明随着转速的增大，混合均匀程度及速率变快，与实际情况相符．

6性能预测

为了保证高剪切匀浆泵的扬程满足标准JB/T11007—2010《高剪切匀浆泵、乳化泵》规定的最低性能要求，对整机模型进行单相流场的数值模拟，并进行性能预测．同时建立高剪切匀泵的闭式试验台，对剪切泵的水力模型试验泵进行试验．将试验数据和模拟数据进行对比，如图7所示．计工况下，流场中的非稳定成分小，这种近似趋于合理，所以在设计工况下计算值和试验值吻合较好;而在非额定工况下，流场中的非稳定成分较强，液面边界层会发生分离，如果仍然采用这种假定处理非稳态成分较大的流动，模型上不太合理，会带来误差;在不同流量工况下，实测轴功率普遍都要比模拟轴功率稍大，这是因为计算轴功率中没有计入容积损失和机械损失;试验所得出的效率小于模拟所得到的效率，这应该是由于物理模型的简化，在数值计算时没有考虑容积损失、一部分机械损失等造成的．

7结论

数值模拟范文第5篇

关键词：锥形桩 ALE 位移贯入法等效塑性应变

中图分类号： TU33+6 文献标识码： A 文章编号：

Abstract: in order to explore the issue of tapered pile penetration, finite element analysis software was used in this article and a cone-shaped finite element model of the tapered pile penetration was established, by use of displacement penetration method to simulate the change of stress in the process of the penetration. Results show that the conclusions of this finite element model is in conformity with the principle of related laboratory model test results .

Key words:tapered pile ALE displacement penetration method PEEQ

1引言

岩土工程中桩的工作性状是最不确定的问题之一，这其中的主要原因是对桩在打入、加载过程中所造成的桩周土物理状态和应力状态的改变还不是很清楚。锥形桩与其周围土的共同作用情况发生了根本的变化[1]。但是在大部分桩基础数值模拟中，桩都是被放在预定的桩孔之中，直接忽略了桩的设置过程，这显然是一个很大的不足。

本文拟采用有限元软件对静压锥形桩桩贯入问题进行探索。研究静压桩贯入问题涉及以下5个方面的问题[2]:（1）土的工程性质（2）大变形问题（3）接触问题（4）土体的本构关系（5）固结问题。有限元方法较其他方法有很多的优点，可以考虑很多因素。有限元研究静力压桩的方法有:（1）力贯入法：在桩顶直接施加压力，使桩向下贯入某一距离。（2）位移贯入法：桩的贯入是依靠对在桩顶施加的位移边界条件实现的。（3）孔扩张方式：把静压桩的贯入看成圆柱形孔扩张。本文拟采用位移贯入法。

2有限元分析模型的建立

2.1基本假定

锥形桩与土之间的相互作用十分复杂，有很多影响因素要考虑，为了即不失结构特性又便于模型数值分析，计算中做如下假定：

1、将单桩贯入问题简化为轴对称问题进行求解。

2、桩体采用解析刚体进行模拟。

3、土体采用理想弹塑性不排水粘土模拟,为均质、各向同性体。

2.2计算模型

图1有限元计算简图（m）图2初始网格划分

模型尺寸为1.5m×1.5m， 锥形桩顶简化为1/4圆弧。

计算参数：锥角[1]取4.76°,粘土弹性模量2.98MP，泊松比为0.49，屈服强度SU=10KP。

桩土接触面切向摩擦为无摩擦，法向为硬摩擦,以模拟两者之间可能发生的脱离和滑动。不分析孔压场，屈服面采用米塞斯模型，流动法则采用相关联的法则。开始时认为桩顶部分是插入土中的。分析中将土体密度设为2000，其比真实的土体密度放大了1000倍，这样做主要是为了增加增量步长，减小计算时间。对于这种准静态分析，改变质量带来的影响并不大。

3、由于分析区域较小，假设在分析区域中土体的应力状态不随深度变化，初始值为-100KPa。

2.3有限元网格划分

本文拟采用ABAQUS提供的自适应技术（ALE任意拉格朗日—欧拉法自适应网格划分方法），通过这种做法，网格与物质点之间是可以相互脱离的，因而即使网格发生了很大的扭曲变形，ALE方法也能在整个分析过程中保证高质量的网格。采用这种方法的缺点是网格的移动是物质点移动和网格重划分的共同作用所引起的，也即节点移动不再反应物质材料的变形。ALE技术的效率与初始网格有一定程度的依赖性，故初始网格密度要选的较大，保证桩贯入相当长距离后网格有令人满意的质量。

土体采用CAX4R单元，这种单元对含有非常大的网格扭曲模拟（大应变分析）非常有效。由图3-4可见，网格的形态比较好，体现了ALE方法的效果。

图3锥形桩下沉0.5m后的网格变形图图4 锥形桩下沉1.0m后的网格变形图

有限元计算结果分析

1、图5-6所示为S11在锥形桩贯入过程中的变化，从中可以看出水平应力逐渐增加，锥形桩与地面接触周围地面发生隆起，并且在水平方向上S11由小变大再变小，这些都与相关文献的室内模型试验所得结论符合。

图5锥形桩下沉0.5m后S11等值线云图 图6锥形桩下沉0.75m后S11等值线云图

2、图7-8为锥形桩下沉过程中S22的等值线云图，观察分析可见沿Y轴方向的正应力也逐渐增大，桩贯入时桩周土体先是被压缩然后被挤向四周。与径向应力S11相比，竖向应力的应力泡在水平方向上要小一些，但是在竖向上要大一些。

图7锥形桩下沉0.5m后S22等值线云图图8锥形桩下沉0.7m后S22等值线云图

3、剪应力S12呈显出明显的X性状，这和其他学者所得到的一些结果是一致的。

图9锥形桩下沉0.5m后S12等值线云图 图10锥形桩下沉1.0m后的PEEQ等值线云图

锥形桩优点就是在贯入过程中土体更加密实，并且在一定范围之内提高了土的容重和强度[1]，从而获得经济而又符合承载力要求的基础。图10给出了锥形桩贯入过程中土体等效塑性应变的等值线云图，从图中可以看出锥形桩对土的挤压主要发生在桩上部2/3左右范围，这也是锥形桩区别与圆柱形桩的主要方面，这些结论与文献[2]得出的结论基本符合。

由锥形桩贯入的数值模拟结果也可看出模型试验的不足之处：由于试验模型尺寸较小，等值线云图受边界影响较大。

结论

本文尝试借助有限元的ALE技术，通过ABAQUS对锥形桩的贯入进行研究，证明这种方法的可行性。

对锥形桩贯入过程的模拟是通过将边界条件改变的方法进行的，再此过程中未发现各关键因素有剧烈变化情况。

由文章中的计算结果分析可得到锥形桩同作用的独特的特点，为从理论上解释锥形桩较圆桩单方承载力高的现象提供可能。

参考文献

[1] (苏)哈津(В.И.Хазин)著,徐祖元译.锥形短桩[M]. 中国农业机械出版社, 1981

[2] 龚晓南，李向红。静力压桩挤土效应的若干力学问题[J].工程力学，2001,17（4）：7-12

[3]刘杰,王忠海;楔形桩承载力试验研究[J];天津大学学报(自然科学与工程技术版);2002年02期

[4] 张明义,邓安福,干腾君. 静力压桩数值模拟的位移贯入法[J]. 岩土力学. 2003(01)；113-117

数值模拟范文第6篇

关键词：船撞桥；撞击力；HJC动态本构模型；数值模拟

中图分类号：R185文献标识码： A

1、引言

1965年-1989年期间，世界范围内平均每年都会有灾难性的船撞事故发生。这些事故造成100多人死亡，巨大的经济损失，运输服务损失和其他损害赔偿。1980年，美国弗罗里达州的坦帕湾上的阳光高架桥在一次船撞事故中的倒塌，从此船舶碰撞设计标准在美国桥梁发展史上便出现了一个重要的转折点，穿越航道的桥梁安全问题出现了，世界上许多国家开始了研究船舶碰撞的问题[1]。在科学技术和经济飞速发展的今天，我国桥梁的建设进入了一个新的发展时期。跨越通航江河、海峡的大型桥梁数量越来越多，船舶尺寸和排水量逐渐趋于大型化，桥梁遭受船舶撞击而致损坏或倒塌的重大事件也逐年增长[2]。因此，船撞是一个不容忽视的问题。目前国际范围内的相关设计规范中均将船撞问题简化为静力问题处理，这在合理性方面存在较大的缺陷[3]。近年二十几年来，仿真分析的方法在桥梁碰撞研究中得到了广泛的应用。本文正是在这种背景下进行了船撞桥梁的碰撞模拟分析。

2、计算模型

本文选用的驳船基本尺寸如表1所示，同时选用两种不同形状的桥墩A和B作对比分析，桥墩的基本尺寸分别如表2和图1所示。

表1 驳船的主要尺度

图1桥墩B墩底截面尺寸

驳船与桥墩的有限元模型见图2-图4。由于在碰撞过程中船首是碰撞和吸能的关键部位并且需要表达复杂的变形模式，所以对船艏采用特别精细的网格。模型的最小单元长度控制在50mm左右。船首的各层甲板、舱壁板、肋板等采用壳单元SHELL163模拟。由于在整个撞击过程中，只有船艏与桥墩碰撞接触，船体中后部因远离撞击区，仅提供刚度和质量的影响，因此将船体中后部简化为刚体，通过调整板的几何尺寸和材料密度，使整船的重量和重心的位置与实船相符。船头材料为低碳钢，采用能够考虑应变率对材料屈服强度影响的双线性塑性随动模型。船舶的航行速度为3m/s。桥墩模型选用solid164实体单元模拟，在碰撞区域适当将网格加密，材料采用C40混凝土，选用能够反映混凝土材料在碰撞作用下产生损伤、破碎及断裂破坏的HJC动态本构模型。

图2 船舶简化模型图3桥墩A简化模型 图4 桥墩B简化模型

3、本构模型

各向同性、随动硬化或各向同性和随动硬化的混合模型与应变率相关，可考虑失效。应

变率用Cowper-Symonds模型来考虑，用与应变率相关的因数表示屈服应力[4]：

（1）

其中：这里是初始屈服应力；是应变率；和是Cowper Symonds应变率参数；是有效塑性应变；是塑性硬化模量，。

HJC模型是Holmquist TJ、Johnson G R和Cook W H于1993年针对混凝土在大应变、高应变率和高压强条件下提出的一种计算本构模型，可用于Lagrange和Euler两种算法。该模型是对Osborn模型[5]的改进，并且考虑了材料的损伤、应变率效应以及静水压力对于屈服应力的影响。HJC模型的屈服面可表述为：

（2）

其中，是标准化等效应力（为材料的静力抗压强度）。是标准化静水压力。是无量纲的应变率（为真实应变率，为参考应变率）。、、、和均为材料常数。表示标准化内聚力强度，表示标准化压力硬化系数，是压力硬化指数，是应变率系数，是混凝土所能达到的最大标准化强度。

4、船撞仿真计算结果及分析

船舶从不同方向撞击桥墩时对桥墩造成的不同程度损伤体现在船撞力的大小。不同形状的桥墩受到相同的船舶撞击而产生不同程度的损伤也体现在船撞力的大小。图6和图7 分别给出了驳船正撞与侧撞桥A和驳船正撞桥A与桥B的船撞力时程曲线。图 6显示了驳船撞击桥A时正撞力峰值为侧撞力峰值的0.46倍。正撞时出现了两个撞击力峰值，第一个出现在0.28s时刻，其值为12.6MN，第二个出现在0.44s时刻，其值为0.96MN，由此可以看出在第一次撞击峰值出现后，桥墩碰撞区域混凝土由于发生了显著的破坏与船艏的接触面积变小，从而使得撞击力减小并延长了撞击时间。图7显示了驳船正撞桥B时撞击力峰值为正撞桥B时撞击力峰值的1.5倍。表明墩的形状对船撞力的大小存在较大的影响。

图5 驳船撞击桥A船撞力时程曲线图6 驳船正撞桥A和桥B船撞力时程曲线

5、结论

（1）、非线性有限元技术能够对船撞桥的整个过程进行数值模拟，从而可以得到整个阶段的船撞力和能量转化过程曲线，进行能够较全面的分析碰撞过程，这是静力分析方法所不能做到的。

（2）、分析表明，采用HJC模型能较好的模拟混凝土在受到冲击荷载下发生的破碎、断裂等破坏行为，能够得到出桥墩碰撞区域的损伤分布状况，为桥梁建成后的维护工作提供了一定的参考价值。

（3）、福建流域上诸多大桥自建成以来都曾发生过几次小的船撞事故，虽然没有产生严重的人员伤亡和经济损失，但是对桥墩的混凝土造成了不同程度的损伤，这种损伤累积在一定程度上降低了桥梁在设计寿命周期内的承载力和耐久性，对桥梁的安全运营存在一定的隐患。

参考文献

[1]AASHTO 1991，Guide Specification and Commentary for Vessel Collision Design of Highway Bridges，American Association of State Highway and Transportation Official，Washington D.C.

[2]杨渡军，桥梁的防撞保护系统及其设计[M]，人民交通出版社，1990.7

[3]王君杰，范立础，建立桥梁船撞动力设计理论与方法的建议[J]，

[4]尚晓江，苏建宇，王化锋等编著，ANSYS LS-DYNA动力分析方法与工程实例[M]，中国水利水电出版社，2008.6

[5]王君杰，陈诚，桥墩在船舶撞击作用下的损伤仿真研究[J]，工程力学,2007,24(7)：156-160。

数值模拟范文第7篇

关键词：有限元；桥；模拟

桁架桥是以桁架作为上部结构主要承重构件的桥梁。一般由主桥架、上下水平纵向联结系、桥门架和中间横撑架以及桥面系组成。在桁架中，弦杆是组成桁架的杆件，包括上弦杆和下弦杆，连接上、下弦杆的杆件叫腹杆，按腹杆方向之不同又区分为斜杆和竖杆。弦杆与腹杆所在的平面就叫主桁平面。大跨度桥架的桥高沿跨径方向变化，形成曲弦桁架；中、小跨度采用不变的桁高，即所谓平弦桁架或直弦桁架。桁架桥之所以广泛应用得益于其施工工期较短且施工阶段不妨碍交通，结构本身受力明确、易于分析，对于土质较差地区的地基的要求也不是十分苛刻的诸多优点。随着计算方法的改进，在同样跨径的桥梁中，因为有成熟的方法和施工技术作保障，桁架桥往往成为首选。借助于预应力技术的发展，桁架桥将会拥有一个更加广阔的前景。

1 有限元法的发展

Clough在他的论文“The Finite Element Method in Stress Analysis”［1］中最先引入了有限元这一术语。一些有限元分析的专著大多出自土木工程领域中的专家、学者之手，例如ADINA的研制者K.J.巴特和SAP的研制者E.L.威尔逊。随着社会经济和科学技术的快速发展，造桥技术不断进步，桥梁结构逐步向轻巧、纤细方面发展。于此同时，桥梁的载重、跨径和桥面宽不断增长，结构形式不断变化，传统的桥梁平面杆系结构程序也越来越不能满足设计要求。有限元分析软件正是这种综合程序的代表。它可以模拟桥梁钢筋预应力的松弛、混凝土的开裂［2］以及温度应力等因素对桥梁的影响，同时也可以方便的计算出箱梁的畸变应力、剪力滞效应以及桥梁构件与支撑部位的接触状态。桥梁结构是土木行业中字常见的建筑工程结构之一，对桥梁进行较为精确的受力分析，合理模拟其各种工况下的动态相应，对于桥梁的设计与安全控制有着十分重要的现实意义。

2 桁架桥受力分析

近年有限元方法和计算机技术的发展,为土木工程非线性分析提供了有力工具,桥梁的有限元建模和分析,可以实现桥梁承载力的动态预测,并能方便结合数据库技术,实现桥梁的智能评价和管理。

2.1 建模与加载

上下弦梁、横梁和端斜腹梁单元用BEAM4来模拟。它是一个轴向受压、扭转和弯曲的单元，每个节点有6个自由度，包括三个平动和转动自由度，本单元具有应力刚化和大变形功能。进入后处理模块，得到变形图和位移云图如下图所示：

从图1中可以看出，在载荷作用下桁架桥中间位置的桥面板及其上部构件向下发生弯曲变形最为明显，而两侧的端斜腹梁的变形最小，整个变形呈堆成分布。

2.2 应力图

由图2可看出，最大应力发生在桥面板跨中位置，应力随着跨中向两侧逐渐减小并呈对称分布。

3 结 论

桥梁受使用环境和自然环境的长期作用,经常产生各种缺陷,如混凝土开裂和碳化、钢筋锈蚀、预应力损失等。本文通过对桁架桥的一般受力情况进行了数值模拟分析，得出了受力时的各种力学特征。模拟结果表明与实际工程中的情况吻合的较好，这表明借助与有限元方法模拟桁架结构在桥梁中的应用是可以替代部分试验研究的。

参考文献

［1］Clough R W. The finite element in plane stress analysis［A］.In:Proc.2ndASCE Conf.on Electronic Computation［C］.1960.

数值模拟范文第8篇

2数值模型

2•1基本方程本文的模拟对象是铸轧过程中铝石墨半固态浆料的不可压缩稳态流动和传热的耦合问题.对于热流耦合这样的连续性问题,数学模型由连续性方程、动量守恒方程、能量守恒方程来描述.连续性方程

2•2凝固潜热的处理半固态金属铸轧成形过程中伴随凝固相变,因而不但要考虑传热,还要考虑凝固潜热的释放.本文采用等效比热容法,处理凝固潜热的释放问题.等效比热容法是假设凝固潜热在两相区之间释放平均,将凝固潜热处理为比热容的一部分.定义如下式中:L为凝固潜热,J/kg;ts,t1分别为凝固结束和开始温度,℃;C1,C2分别为固态和液态的真实比热容,J/(kg•℃).

2•3流变模型半固态金属的流变行为主要受剪切速率、固相体积分数和固相微粒形态的影响,而固相体积分数、固相微粒的形态又受到温度的影响,各种影响关系错综复杂.研究表明,半固态铝合金具有显著的剪切变稀特性,是一种非牛顿流体,其表观黏度与剪切速率的关系服从Power-law定律[5].采用了Carreau模型描述半固态金属的流变行为,其表达式如下

3几何模型和边界条件基于前述数学模型,结合实验过程中各种实际工艺参数及实验设备自身性能,本文采用有限元软件ANSYS对半固态铸轧复合过程进行了数值模拟.模拟对象的材料分别为08Al钢板和固相率为27%~46%的铝石墨半固态浆料.材料物性参数根据实际情况取值,其中铝石墨的凝固点为580℃.考虑到轧辊直径远大于复合板厚度,宽展忽略不计,仅以铸轧区域沿轧制方向纵切面建立二维模型作为研究对象.

3•1几何模型和模拟条件根据上述数值模型,以浇嘴内的扩散区和进入辊间后的铸轧区为计算域,对半固态铸轧复合工艺进行合理简化后建立的几何模型及划分的网格如图2所示.研究所用的模拟条件如下:轧辊直径320mm,辊缝宽度2•5mm,钢板厚度1•2mm,钢板预热温度510℃,浇注温度分别为610℃、620℃和630℃,铸轧速度0•4~1•0m/min.

3•2基本假设和边界条件铸轧复合过程中,铝石墨半固态浆料分别与轧辊和钢板发生换热并在轧辊出口处附近凝固,在铸轧区内,金属熔体同时存在固态与半固态两种形态,且涉及相变过程,传热流动现象极为复杂.为了建立描述铸轧过程中热流耦合问题的计算模型,适当简化了计算条件,采用了如下的基本假设:①铸轧过程是稳态进行的,经过初始过渡期后,工艺参数不随时间变化;②铝合金半固态浆料是不可压缩的,视为剪切变稀的非牛顿流体;③轧辊和轧件之间无相对滑动.边界条件的处理如下:1)入口边界.入口处半固态浆料流速为注流速度,温度为浇注温度,钢板温度为预热温度,浇口侧面与空气之间绝热,属于第一类边界条件:u,vx,y;uin口注流速度;Tin为半固态浆料浇注温度.2)铝石墨与浇嘴接触边界.因为浇嘴外包覆了绝热层,所以认为浇嘴对铝熔体有理想保温作用,此处设置为绝热边界浇嘴材料选用石墨,石墨浇嘴与铝熔体几乎不润湿,可有效减少流动阻力,因此在半固态浆料与浇嘴的接触面设置了壁面接触角为100°.3)铝石墨和轧辊的接触边界.根据基本假设,熔体与轧辊接触处的节点速度与轧辊表面线速度相同,方向为接触边界切线方向.此处为热流连续,但温度不连续的接触边界,属于第三类边界条件式中:x0,y0为辊心在x,y方向的坐标;κ为铝石墨导热系数;α为接触面对流换热系数;ω为轧辊角速度;Troll为辊套外表面温度.4)铝熔体与钢板接触面.此处属于第三类边界条件-κTn=α(T-Tsteel)(10)式中Tsteel为钢板上表面温度.5)钢板下表面冷却区.钢板下表面受到水雾冷却,此处设置为恒定的负热流密度,属于第二类边界条件-κTn=qw(11)式中qw为钢板与水雾接触面热流密度.6)铝熔体出口边界.此处为绝热边界式中ue为复合板出口速度.

4结果分析

4•1浇注温度对温度场的影响铸轧速度为0•7m/min,铝石墨半固态浆料浇注温度分别为610℃、620℃、630℃的条件下,计算得到的复合板铸轧区温度分布如图3所示.铝石墨半固态浆料进入铸轧区后,由于和水冷轧辊紧密接触,温度快速下降,靠近轧辊处首先形成凝固壳.从图3中可以看出,在凝固点以下,铝石墨温度梯度增大,温度的下降较未凝固前更为迅速.分析认为,这是由于熔体在到达凝固点之前需要释放大量凝固潜热,因而在相同的冷却条件下,凝固后的熔体相对于半固态熔体得以更快地释放自身热量.这一现象符合事实情况,也验证了等效比热法的准确性.在轧制出口处,钢板和铝石墨的温度基本一致.随浇注温度的升高,熔池内凝固界面的位置在逐渐向出口方向移动.图3(c)是浇注温度630℃时的温度分布云图,由于浇注温度过高,铝石墨在出轧辊时仍未凝固.如在此浇注温度下开展铸轧试验,将

4•2铸轧速度对温度场的影响保持半固态浆料浇注温度620℃,分别以铸轧速度0•4m/min、0•6m/min、0•8m/min、1•0m/min进行模拟,获得铸轧区温度分布云图如图4示.铸轧区总长度25mm,在铸轧速度为0•4m/min时,凝固前沿在铸轧区入口7mm处,此时凝固点过高,凝固壳较厚,容易导致铸轧力过大,可能出现轧卡现象,使得铸轧过程不能继续进行.在铸轧速度为1•0m/min时,由于铸轧速度过高,出辊时复合界面附近的铝石墨尚未凝固.根据模拟计算结果,铸轧度为0•6~0•8m/min时,凝固前沿在距离铸轧区入口13~20mm的范围内,既避免了凝固不足,也不会因凝固壳太厚导致轧卡,可以保证铸轧过程定进行,此计算结果与实验数据相吻合[6].图5对应于不同铸轧速度的复合界面上节点的温度分曲线图.铸轧速度越小,温度曲线斜率越大,即温下降速度越快.说明在铸轧辊冷却强度和铸轧区度不变的情况下,同样的浇注温度,铸轧速度越低,浆料与轧辊接触的时间越久,轧辊里的冷却水会走更多热量.同时,当复合界面温度下降到凝固点下,温度下降速度加快,单个曲线斜率增大,在铸速度为0•6m/min时较为明显.

5结论

数值模拟范文第9篇

关键词：旧桥加宽；数值模拟；承载力验算

方案介绍

某项目沿线有一座右偏角为120度的一孔13m先张简支空心板，原路线全宽16.5m，需拓宽至25m，沿线桥梁均需加宽8.5m，13m先张简支空心板原规范标准板梁高度为55cm，新建部分按新规范标准板梁高为70cm，本文针对加宽后桥梁全桥结构采用梁格法建模，对全桥的承载力进行验算。推荐方案：原桥上、下部结构全部利用，只新建左幅8.5m宽上部及下部结构，新建下部结构与原桥下部结构齐平，原桥部分桥面通过调整调平层达到设计高程，新旧板之间通过植筋可靠连接；比较方案：原桥下部结构全部利用，上部结构右半幅利用，新建左半幅上部及下部结构，新建下部结构与原桥下部结构齐平，原桥部分桥面通过调整调平层达到设计高程，由于新、旧板铰缝处为中央分隔带，其间可留1cm的缝隙。两方案综合比较：经济合理的方案为将原桥完全利用，只在左侧新建需加宽部分桥梁，方案图如下：

主要材料指标

模型简介

该模型梁单元数量总计1501个，节点数量：872个。模型横断面图如下图：

模型横断面图

模型基本理论介绍

该桥右偏角为120度，与正桥相比，斜桥还具有如下特性：（1）沿宽度最大弯矩方向的变化，在边缘处与斜跨方向平行，在板的中央则接近垂直于桥台；（2）靠近钝角处出现上拱弯矩；（3）上部结构承受很大的扭转；（4）钝角角隅处出现较大的反力和剪力；（5）锐角角隅处出现较小的反力，还可能出现翘起。

分析结果

1.反力：在荷载作用下，钝角处反力较大，对于这种宽度大于上部结构跨度的结构，可以降低支座的柔性来调节各个支座反力的大小。

自重作用下各支座反力自重+二期恒载+公路1级车道荷载支座反力

2.挠度：以下两图挠度单位为mm，从下两图看出，旧板挠度与新板相比较大，在新旧桥相接处，板的挠度与其两侧板挠度相比略大，在旧桥加宽后，此桥按公路-Ⅰ级验算得新旧桥相接处跨中最大挠度为+0.9mm，新规范要求最大挠度不超过跨径的1/600，即21.7mm，可知旧桥位移满足现行规范的要求。

自重作用下挠度图 长期组合作用下挠度图

3.应力：旧桥按新规范荷载加载，按弹性阶段验算，梁单元跨中下缘仍为压应力，有一定的安全储备，应力验算也可满足现行规范的要求。

弹性阶段组合梁单元上缘应力验算弹性阶段组合梁单元下缘应力验算

结语

通过对同跨径不同梁高旧桥加宽后的桥进行验算后可知：按旧规范设计的13m跨径的空心板满足现行规范移动荷载为公路-Ⅰ级的要求，可完全利用，本结果对于其余跨径的简支空心板也有一定的参考价值。

参考文献：

[1]项海帆.高等桥梁结构理论[M]，北京：人民交通出版社，2001.

[2]汉勃利.桥梁上部结构性能

[3]李满红，肖清亮;浅谈改建公路中加宽桥梁的合理设计[J];东北公路;1994年04期

[4]叶生;旧桥整体加宽中若干问题的研究[D];合肥工业大学;2006年

作者：白延芳

学历：硕士研究生

简历：2002～2006年：就读于石家庄铁道学院土木工程系；2006～2009年：就读于西南交通大学土木工程学院桥梁工程系；2009~现在：西安凯特路桥设计有限公司从事桥梁设计咨询工作。

数值模拟范文第10篇

1磁偏吹方向的判定

焊接具有磁性的管道焊口，将有较强的外磁场出现在电弧周围，即由焊口剩磁产生的磁场和电弧产生的磁场组成的复合磁场。该复合磁场的磁场强度超过一定数值后，将会破坏电弧的稳定性。这是因为带电粒子的运动使电弧具有导电性能，而复合磁场会对场强中带电粒子运动产生的洛仑兹力造成影响，进而影响电弧的稳定性。由洛仑兹力的表达式可以推导出偏转角α的计算式[2]：式中：B为磁感应强度，10-4T；I为焊接电流，A；L为焊接电弧长度，cm；K为常数，对于钢的钨极氩弧焊，K＝5。可见，有两种外力对电弧产生作用，一种是电弧中带电粒子在磁场中产生洛仑兹力的总和BLI，另一种是电磁场的收缩力，由流过电弧的电流自身产生，用I2表示。焊接电弧在复合磁场中的偏转角度由这两种外力共同决定。管道焊接处的剩磁磁通量B越大，BLI所表示的洛仑兹力越大。若复合磁场的洛伦兹力大于电磁场的收缩力，即BIL>I2，焊接电弧带电粒子的运动角度将发生偏转，在宏观上表现为电弧偏吹。如果电弧的偏转角度大于45°（图1a），在焊接过程中将出现严重的磁偏吹现象，这是因为剩磁磁场所产生的洛仑兹力，远远大于焊接电流自身的作用力[3]。反之，如果复合磁场的洛伦兹力小于电磁场的收缩力BLI<I2，两种外力的合力则主要作用于焊接电弧中的电荷，使电弧向空间的某一个偏离中心运动，则磁偏吹现象不明显（图1b）。以偏转角度45°为临界点确定管道在可施工范围内的最大剩磁感应强度Bmax[4]。对于长输管道，K值一般取2.5；焊接电流I一般为80~100A，这里取80A；电弧长度取0.2cm。将相关参数代入式（1）可得：Bmax＝0.07I/L，通过计算可知，管道可施焊的最大剩磁感应强度Bmax＝28×10－4T（表1）。

2管道直流消磁磁场的模拟

2.1管道模型的建立[5]以东北管网16MnR管材为对象，由于16MnR管材的相对磁导率与磁场强度呈非线性关系，因此，在建立管道模型之前须对管道的B-H磁化曲线进行定义。利用J40示波器测量16MnR钢管的磁场强度B和磁通量H，并与ANSYS软件提供的B-H磁化曲线进行对比，ANSYS提供的磁通量极大值与实际情况基本一致，但磁通量在磁场强度小于4000时存在明显误差（图2）。同时，16MnR钢管的实测磁导率曲线与ANSYS软件提供的磁导率曲线存在较大差异（图3）。因此，采用实测数据（图2a、图3a）作为模拟管道的基本数据。