推力控制范文（精选9篇）
推力控制 第1篇
现阶段众多学者主要针对普通公路隧道、地铁等开展了大量研究,也取得了一定的成果,但这些研究成果应用于UTLT存在一定的局限性。针对UTLT这种新型交通形式的防排烟问题,目前国内外的研究并不多,尚处于起步阶段。华高英等利用Fluent对北京CBD UTLT几个典型火灾场景下的烟气运动规律进行了数值模拟,确定了烟气控制的有效方案,但是从模拟结果看,烟气蔓延范围过大,不利于下游人员疏散;李磊等对北京奥林匹克公园地下交通联系通道的纵向排烟设计进行了分析,提出了有效可行的烟气控制方案,且其通风条件较为有利,火源距竖井或出口较近,当火源位置较不利时,该方案具有一定的局限性;王伟等针对北京市两条地下交通隧道,通过实体测试与数值仿真相结合,给出了数值模拟时风机边界条件设置为压力边界条件的建议;董兴国等利用FDS进行模拟,优化了UTLT临界风速的确定,并指出排烟口在侧壁偏上方开启时,更有利于排烟。
在UTLT通风排烟设计时,存在的问题主要是最不利火灾场景的设定、环状结构带来的复杂计算及火灾情况下风机运行方案的确定。笔者以北京商务中心区地下交通联系隧道(简称“CBD UTLT”)为研究对象,采用计算流体力学软件Fluent 15.0对不同风机推力作用下烟气控制效果进行对比分析,指出存在一个合适的推力,可以使烟气逆流得到很好的限制,同时也可以保证火源下游烟气得到较好的控制,研究结果可为此类隧道的工程设计提供一定的参考。
1 CBD UTLT设计概况
CBD UTLT为单向三车道,主隧道呈环形,净宽为11.25m,净高4.3m,采用单向逆时针的交通方案,隧道全长1 455m,主隧道长边长200m,短边长150m,直通地面的连接隧道共计4条,坡度为12°左右,长度在80~100m之间,CBD UTLT示意图见图1所示。该隧道采用轴流风机送、排风结合射流风机诱导的通风排烟方式,沿线设置4座面积为9m2的风井,每座风井内设置一台可逆轴流风机;另外,在环形隧道的主隧道及出入口连接隧道附近设有射流风机,以实现对烟气流动的控制。
2 烟气控制数值模拟研究
2.1 火灾场景
由于UTLT为环形结构,当火源位于出入口附近时,利用出入口进行排烟及疏散容易实现。但当火源位置处于隧道内部,距离出入口较远,此时若借助出入口进行排烟,容易造成烟气在隧道内部过度蔓延,烟气控制及疏散就变得较为复杂。笔者考虑火源位于隧道内部的不利情况作为典型火灾场景进行模拟分析,火源位置如图1所示。从图1可以看出,火源位于UTLT的主隧道上,按逆时针的交通方向,火源上游布置有射流风机组jf6,下游布置有射流风机组jf5,下游60 m处设置有排烟竖井F3。为防止扰动烟气层化,不应开启过于靠近火源的射流风机,故在本文所模拟各工况下,火源附近射流风机(jf5)均未开启,由于火源位置距离出入口较远,不宜利用其进行排烟,笔者采用火源两侧射流风机相向平衡压力,通过竖井排烟的排烟方式。具体的烟控方案:开启上游jf6和下游jf4射流风机组进行诱导通风,通过排烟竖井F3进行排烟。同时,考虑从火灾发生到系统确认火灾、风机开启需要一定的时间,各工况都是在180s时启动风机,整个模拟时间设为600s。
2.2 火源设置
UTLT禁止油罐车或载有大量危险品的车辆通行,只允许轿车或轿厢式货车通行,参考国际道路协会PI-ARC 1999年发布的《公路隧道火灾烟气控制》05.05.B中的规定(见表1),鉴于此UTLT最主要的车型为小型客车,考虑最易发生的火灾为两辆小型客车相撞起火,选取火灾功率为8 MW,增长方式为快速T2火,火灾增长系数为0.046 89,烟气主要成分为空气、CO2,分别占总质量的95%和5%,此外CO占CO2质量的5%,烟气的生成率与热释放速率的关系,如图2所示。
2.3 数学模型及边界条件
采用Fluent 15.0进行数值模拟,隧道模型按照CBD UTLT的实际图纸建模,火源模型简化为一个4.6m×1.7m×1.4m的立方体模型,采用0.2m的网格,射流风机附近采用0.3m的网格,网格共计694 183个。边界条件设置如下:
(1)流动采用带浮力修正的双方程湍流模型;
(2)火源采用VHS燃烧模型,大小为8 MW;
(3)环境温度300K,密度为1.225kg/m3,墙壁设为绝热壁面,表面粗糙度设为0.025m;
(4)辐射采用DO辐射模型;
(5)隧道进、出口设为压力进口;
(6)轴流风机采用速度边界条件;
(7)射流风机采用Fan模型;
(8)采用SIMPLE的压力修正方法求解离散方程。
2.4 工况设定
UTLT隧道呈环形,且隧道断面高度较低,烟气很容易到达隧道顶部进而沿水平方向蔓延。为说明此类结构的高火灾危险性以及采取合适的烟气控制方案的必要性,设置了一组对比模拟工况,即在整个模拟过程中不开启风机,火势自由发展,烟气可以自由蔓延。
在该隧道烟气控制设计时,火源下游的射流风机组jf4距排烟竖井96m,由4台射流风机组成,要比上游距竖井249m的风机组jf6(3台)多一台,且更加靠近排烟竖井。此外,该UTLT风机布置与常规的直线型隧道不同,风机分别布置于互相垂直的主隧道上,为保证排烟口附近的压力平衡,方便烟气正常排出,同时兼顾上下游烟气控制效果,需确定火灾情况下风机开启的最佳数量,为此分别改变火源下游风机的开启数量,设置如表2的模拟工况,进行对比分析。
北京CBD UTLT采用纵向通风方式排出隧道内的污染物及火灾时产生的烟气。作为此通风方式必不可少的一部分,射流风机通过自身推力喷射高速气流,将能量传递给沿隧道运动的气体,借此克服隧道的流动阻力。风机的气动性能常用推力表示,在进行隧道通风系统设计时,设计人员也常用风机推力进行风机选型。为研究不同风机推力作用下烟气的控制效果,共设置6组不同的风机推力工况来进行模拟研究,具体工况设置见表3所示。在模拟中,隧道中设置的射流风机主要采用Fluent中的Fan模型实现,其中风机的推力通过设置Fan模型的压力跳跃值来实现。华高英等通过实体通风测试及数值仿真模拟对比,给出了Fan模型压力跳跃值ΔP的设置计算公式如式(1)所示。
式中:ΔP为压力跳跃设定值;F为射流风机的推力;A为射流风机的出口面积;C为修正系数,取0.42。
结合表3且根据式(1),分别计算对应的ΔP,继而进行风机参数设定,研究其对烟气控制效果的影响。
3 模拟结果与分析
在模拟过程中,为了监测烟气的蔓延状态,确定是否会威胁到人员的安全,在火源上下游各100m的距离内,在4.2m高度的位置每隔2m设置监测点,实时监测隧道的环境参数。同时,为了分析各工况下的烟气控制效果,在距隧道地面4.2 m高度处截取水平截面作CO分布云图。
3.1 火源下游风机开启数量不同的烟气分布
图3分别为火源下游风机开启数量不同时600s各工况烟气分布图。从图3可以看出,工况一即下游只开启一台风机的情况下,下游的烟气并未得到很好的控制,烟气越过下游开启的风机流向下游出口处;工况三即下游开启三台风机的情况下,下游烟气得到了一定的控制,但是上游烟气越过风机蔓延到上游入口处,烟气逆流现象严重,对火源上游人员安全极为不利,相比较而言,工况二在火源上、下游烟气的控制效果要好一些,把烟气均控制在了开启的射流风机之间,故在后续模拟中,下游风机均采用工况二即开启两台风机的方案进行模拟。
3.3 风机推力对烟气控制效果的影响分析
图4为改变风机推力各工况600s时4.2 m处CO分布云图。对比图3可以看出,图4的烟气蔓延范围只有1/4隧道左右,烟气控制效果较为明显,说明火灾发生时,开启火源上下游的射流风机及轴流风机进行排烟是很有必要的。从图4还可以看出,600s时随着推力增大,火源上游烟气逆流距离越来越短,从工况1到工况4变化较为明显,但从工况4到工况6,上游烟气逆流现象的改善并不明显,这主要是由于采用此种烟气控制方案时,火灾产生的烟气会被限制在上下游射流风机之间,进而通过竖井中的轴流风机排出,在射流风机的推力达到一定值时,继续增大风机推力,会受到轴流风机功率的限制,对烟气控制效果的提升作用不大。在火源下游的水平主隧道有部分烟气流向连接隧道,且风机推力越大,蔓延现象越明显,由于UTLT与地下车库通风排烟适用的规范不同,且在隧道火灾发生时,地下车库出、入口处设置的防火卷帘会随之降落,将隧道与车库完全隔离开,故在进行通风排烟设计时,二者互不影响,各自独立设计,火灾时UTLT将被视为一个独立的构筑物。因此,下游开启的风机吹来的烟气不能及时排出,容易在此段隧道内长时间积蓄,对人员安全造成一定的威胁,所以风机的推力并非越大越好,应该限定在一定的范围内。
图5为4.2m高度处各监测点的温升值,取火源中心为原点,距离为负表示位于火源上游,距离为正表示位于火源下游。从图5可以看出,火源中心位置附近温升最高,达到350K左右,随着与火源距离的增大,温升沿着两侧下降,但从温度分布来看,上游温度比下游温度整体偏低,这主要是由于风机的开启,使得上游的高温烟气逆流得到了一定程度的限制,相比火源与排烟口之间的烟气要较少一些;随着风机推力的增大,火源两侧的温升越来越小,说明对烟气的控制效果更加明显。
隧道火灾发生后,烟气会在自身浮力的作用下上升至隧道顶部,之后沿着隧道向上下游水平蔓延。火灾发生时,火源下游的车辆可以快速驶离现场,但上游的人员只能弃车逃生,疏散较为困难且被弃留的车辆易被高温热烟气点燃,威胁来不及疏散的人员安全,故火灾情况下火源上游相对更为危险,烟气控制也应侧重考虑上游的人员安全。当采用纵向通风的排烟方式时,如果风机推力过小,不能克服烟气的流动速度,烟气就会向火源上游流动,即产生烟气逆流现象。模拟火源大小为8 MW,在模拟中观察分析隧道顶部即4.2m高度处的温度分布,当隧道顶部温升达到5K时,即认为烟气前锋蔓延到了此处,该位置与火源之间的距离即为逆流长度。
图6为风机推力与烟气逆流长度关系图。
从图6可以看出,风机推力越大,烟气逆流长度越短,从800N增大到900N时,烟气逆流长度减小最为明显,之后继续增大风机推力,对逆流长度的限制效果提升有限;当风机推力为900N时,烟气逆流长度为29m,一般认为消防员可以在30m近距离灭火扑救作业,同时考虑到对火源上下游烟气的控制效果,加之工程造价等因素,烟气逆流长度控制在30m左右即可,故在设定的火灾场景下风机推力选取900N左右即可满足要求。
4 结论与展望
在分析UTLT烟气控制难点的基础上,利用Fluent15.0对CBD UTLT中火源距离出入口较远的不利火灾场景进行数值模拟,设置3组不同的工况,研究火灾时风机的最佳开启数量;设置6组不同的工况,重点研究不同风机推力作用下烟气的控制效果,得到如下结论:
(1)UTLT为环状结构,当火源位置距离出入口较远时,采用常见的利用出入口排烟的烟控方案时,容易造成烟气过度蔓延,威胁滞留人员的安全;
(2)风机开启数量应根据实际情况确定,否则容易造成上游或者下游烟气蔓延距离过长;
(3)用于诱导通风的射流风机推力存在一个临界值,推力过小时,火源上游烟气逆流距离过长;推力选用过大时,在增加工程造价的同时对逆流长度的限制效果提升有限,且容易把烟气吹向无法及时进行排烟的连接隧道,造成蔓延范围过大;
(4)火灾规模为8 MW时,综合考虑多种因素,建议此UTLT射流风机的推力选取900N;
(5)如果条件允许,可以在UTLT内开展实体实验,验证并完善得到的一些结论。
摘要：在分析城市地下交通联系隧道(UTLT)烟气控制难点的基础上,以北京某UTLT为例,选取典型的火灾场景,利用Fluent 15.0进行模拟计算,对比分析了不同风机推力作用下烟气的控制效果。模拟结果表明,选取适当的风机开启数量和风机推力,可以把烟气逆流限制在可接受的长度,同时烟气的蔓延也控制在了一个较为理想的范围内。
推力控制 第2篇
对保持飞行速度恒定及保持飞行迎角恒定两种自动动力补偿系统(Approach power compens ator system, APCS)所构成的飞行/推力综合控制进行了评估.在此基础上,提出了APCS采用控制规则在线自调整及非线性参数优化的模糊逻辑控制.其设计思想是,从工程实现考虑,在油门控制律中省去法向加速度Δaz及舵偏Δδe两路反馈信息.仅根据迎角误差Δα及其变化率Δ的.大小,在线地自调整加权因子,以提高稳态控制精度,消除由于量化误差而引起的稳态振荡.利用非线性优化控制算法,对APCS模糊控制器参数进行优化设计,进一步改善了当代迎角恒定的飞行/推力综合控制性能,并已被仿真所证实.
作 者：杨京 杨一栋 范彦铭 Yang Jing Yang Yidong Fan Yanming 作者单位：杨京,杨一栋,Yang Jing,Yang Yidong(南京航空航天大学自动控制系,南京,210016)
范彦铭,Fan Yanming(沈阳飞机研究所,沈阳,110035)
推力控制 第3篇
许多研究人员致力于这一领域的研究,已经提出了一些先进控制方案[4,5,6,7]。这些方案虽解决了一些问题,但尚存在不足,文献[4]很难解决电机控制结构对内部和外部干扰的鲁棒性和稳定性,控制系统对参数依赖性强,控制器设计中存在奇异点问题。文献[5]依据设计者经验。文献[6]需要实验进一步验证。文献[7]算法复杂,不易理解。
本文提出一种新颖的自适应变结构直接推力速度控制器,控制系统结构图见图1。考虑实际应用中参数变化及负载扰动等不确定因素对推力和动子速度的影响,设计自适应律修正,算法经仿真验证,并与经典直接推力控制作了比较分析。
1 变结构控制方案
1.1 永磁直线同步电机建模
忽略端部效应,d-q 旋转坐标系下PMLSM数学模型可转换为
式中:ud,uq,id,iq为d-q轴电压和电流;Ψf为永磁体磁链;p为微分算子;ωe为动子电角速度;Rs,Ls为动子电阻和电感。
PMLSM 运动方程为
式中:Fe为电磁转矩;FL为负载转矩;M为动子总质量;D为粘滞摩擦系数。
电磁转矩为
式中:p为极对数;τ为极距;Ψd,Ψq分别表示d-q轴磁链,Ψd=Lid+Ψf,Ψq=Liq。
考虑电磁推力与动子磁链的关系,做如下定义:
电流id,iq通过测量得到。两者的跟踪误差定义如下:
式中:uFref为推力参考值;uψref为磁链均方参考值。
1.2 滑模面
根据跟踪误差建立积分滑模面s1,s2为
式中:k1,k2是正的增益,当系统状态稳定于滑模面时,undefined。可推导出
建立Lyapunov函数
由式(1)、式(7)和式(8)得
undefined
式(12),式(13)可用下式表示为
undefined (14)
式中 b=[b1b2]Tkf=Ψf
其中
考虑实际应用中存在的参数扰动及不确定因素,式(14)可修正为
undefined (15)
式中:Δb和ΔD表示不确定性。
式(15)可写为
undefined (16)
其中,z=Δb+ΔDu,表示扰动项,假设扰动项z的确界已知,取切换率undefined,其中k>0,若存在D-1,则滑模控制率为
当t→∞时,s1,s2将收敛到零。
1.3 稳定性证明
实际应用中z的确界未知,建立Lyapunov函数
undefined (18)
式中:undefined表示不确定误差项,undefined是估算值。将式(17) 代入式(16)得
undefined
式中:kc为正的常量。
将式(19)代入式(18)的导数得
undefined
若保证李亚普诺夫函数稳定,取undefined,则
undefined (21)
定义
由李亚普诺夫函数稳定,可知undefined有界,因此undefined有界。由Barbalat定理可知,当t→∞时,W(t)→0,因此s→0。如果D-1存在,采用下面自适应滑模控制器
undefined (23)
则eψ和eF渐进收敛到零。
2 仿真结果
采用Matlab/Simulink仿真工具箱搭建系统仿真模型验证系统性能,仿真中电机参数选为:Rs=2.1 Ω,Ls=0.016 3 H,Ψf=0.211 Wb,极对数p=6,M=25 kg·m2,D=8.00 Ns/m。PI控制器参数Kp=150,Ki=20,电机参数扰动值设置为Rs=(2.1+Δ30%) Ω , Ls=(0.016 3-Δ20%) H, Ψf=(0.211-Δ20%)Wb,驱动系统以恒定负载5 N启动,在0.1 s时加一阶跃扰动,PMLSM经典直接推力控制和AVS 直接推力控制仿真结果如图2和图3所示。从图2、图3上可看出,两种方案推力和速度的响应曲线是不同的,图3中响应迅速,抑制扰动效果好,瞬态性能优越,推力脉动显著减少,很明显,设计的控制系统在电机参数变化和扰动影响下具有良好的自适应性和鲁棒性。
3 结论
和经典直接推力控制相比,提出的PMLSM AVS 直接推力控制针对电机参数变化和外部负载扰动具有改善系统瞬态性能、增强鲁棒性和响应迅速的优点,设计的方法通过仿真验证。
参考文献
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推力控制 第4篇
基于LMI的H∞飞行/推力综合控制系统设计
在低动压下,着舰导引的关键技术是提高轨迹动态跟踪精度和抑制舰尾流气流扰动.为此,本文研究了基于线性矩阵不等式(LMI)的.H∞飞行/推力综合控制设计技术,提出了在动态轨迹跟踪与气流扰动下均能保持由地速构成的迎角不变的H∞控制增广模型,设计了H∞飞行/推力综合控制器.基于工程应用,给出了H∞控制器降阶方法,进行了离散化实时仿真验证.仿真表明,在轨迹动态跟踪及抑制舰尾气流扰动两个核心指标上均优于经典设计.
作 者：代世俊 杨一栋 余勇 作者单位：南京航空航天大学自动化学院,南京,210016刊 名：南京航空航天大学学报 ISTIC EI PKU英文刊名：JOURNAL OF NANJING UNIVERSITY OF AERONAUTICS & ASTRONAUTICS年，卷(期)：34(4)分类号：V212.13 TJ765.2关键词：飞行/推力综合控制 线性矩阵不等式 H∞控制 舰载飞机
推力控制 第5篇
早期已有很多学者对推力杆热铆接工艺进行研究,但在实际应用中,通过理论分析得到的物理模型和经验公式会受到实验条件以及经验公式的应用条件等多种因素限制,对提高铆接质量有很大影响,且实验成本较高。有限元分析法的引入对解决热铆接问题提供了有利条件[2]。本文从热铆接研究方法以及工艺参数方面综述了近年来对推力杆热铆接质量控制和工艺优化方法,从热铆接工艺参数的精度控制以及实验方法方面分析了目前推力杆热铆接质量优化的发展方向。
1推力杆连接方式和热铆接工艺
推力杆的连接方式主要分为螺纹连接、焊接和热铆接。早期使用螺纹连接是为了方便调节杆部长度,但由于受螺纹加工工艺制约,会出现螺纹滑丝、松动以及螺纹断裂等问题,不适合批量生产。张俊荣、廖勇[3]等通过使用相位摩擦焊接工艺试制了汽车推力杆,该工艺具有生产效率高、焊接表面不易氧化、产品质量一致性好、制造成本低等特点。李建林[4]等通过热铆接方法将推力杆球头和套管压合,该工艺既能满足推力杆组装强度,具有一致性好、稳定性高、生产效率高、可有效缩短生产周期等特点,在高级客车、重型载重汽车上的推力杆组装上得到了广泛应用。
推力杆热铆接是根据球头轴波纹咬合尺寸制成专用模具通过压力机使套管和球头紧密啮合,如图1所示,1a为专用压制模具,1b为需要加热的套管,1c为具有特制波纹的球头轴。最终通过压力机加压完成铆接,模具零件装配后如1d所示。
2推力杆热铆接工艺控制
推力杆在热铆接过程中,对球头轴的波纹数量、波纹尺寸、套管内外径尺寸、加热温度以及压力机压力等参数精度要求比较高,在热铆接挤压完成后,套管内外径在空气中冷却过程中都发生收缩,会对球头产生正压力,力的大小取决于球头和套管之间的摩擦系数和接触面积[5],所以波纹尺寸、铆接温度以及冷却后收缩变形量的精确控制对于推力杆热铆接来说是质量控制的关键。
2.1物理建模分析
很多学者已经对推力杆热铆接参数进行过理论推导。邓勇[6]等对热铆接完成后的物理分析进行了不同程度的研究,以理论力学的方法分析热铆接完成后波纹数量n、波纹尺寸D、d(图2)以及球头杆部和套管接触面积之间的相互关系。这种方法简单,只能粗略计算出波纹大概的数量,且铆接完成后套管内外径的收缩量不易精确控制,导致套管对球头杆部的抱紧力计算与实际情况有很大差别。同时,这种方法可以与实验、有限元数值模拟进行对比,来验证模拟的可靠性。
2.2有限元数值模拟分析
有限元技术在推力杆结构优化以及设计、仿真方面得到了广泛应用[7]。目前常用的对推力杆总成分析的CAE模拟软件有ABAQUS、Hyperworks、ADAMS、ANSYS等[8],采用有限元法对推力杆总成进行建模,对模型进行适当的简化以及几何清理,有利于网格的划分且容易保证网格质量,可以高度自动化地得到所需实验结果[9],有效避免了传统物理建模分析的复杂性。此外,有限元分析法的实际工作特性在实验过程中得到了充分体现,能够根据实际生产所要求的不同材料、不同结构以及不同工作环境来设置合理的边界条件、材料属性以及载荷的施加[10]。推力杆热铆接中,铆接贴合状况与球头杆部波纹尺寸、数量、精度以及套管内外径的收缩量有关,所以会受到模拟方法、模拟精度的影响。
一般通过Pro/E建模并且调整模拟前本构模型的尺寸,然后读入到CAE模拟软件中。也可以直接在分析软件(ABAQUS,ANYSY)[11]中建模并分析。判断铆接贴合状况是否良好,可以直接观察热铆接完成后模型剖面的铆接情况,并结合软件得出的数据来具体分析。江洪[12]等借助于ANSYS Workbench的双向同步传输功能,建立与Pro/E模型参数同步更新的ANSYS有限元模型,结合Design Xplorer/TV模块对采用不同方案铆接完成后的推力杆进行优化结果分析,提高了产品设计效率。张俊荣、曾晶晶[2][13]等使用ABAQUS分析了套管最大应力位置,优化了套管内外径尺寸。张红红 [14]等通过ADAMS与ABAQUS联合,对客车推力杆进行仿真以及模态分析得到杆部承受动态载荷的重要参数。在计算机模拟过程中虽然考虑了对波纹数量、尺寸以及套管的内外径对铆接强度的影响,但是忽略了铆接过程中温度变化以及模拟时间和模拟精度对铆接状况的影响。
2.3铆接温度的控制
铆接温度的控制在推力杆热铆接过程中是很重要的,可以认为是一种锻造的热加工。铆接温度的大小直接影响到铆接后推力杆杆部的抗扭转力矩,加热温度增加导致抗扭转力矩的相对提高,又由于推力杆材料的限制,加热后套管组织性能会发生很大变化,加热温度不能过高,否则金属组织会产生粗大晶粒,甚至发生过热、过烧现象[15]。温度也不能过低,否则会产生大量残余应力,破坏钢的机械性能,最终在挤压过程中发生破裂,所以铆接温度必须控制在一个合适的范围内。铆接过程中温度变化最大的三个阶段为:套管加热阶段、加热后在空气中温度变化阶段、铆接时温度变化阶段。每次温度变化都会产生体积变化,铆接过程中,加热后的套管会不断向球头以及四周辐射传热,从而导致球头杆部线性尺寸增大,套管线性尺寸减小,套管与球头之间形成越来越大的贴合力。李建林[3]等通过实验验证对某推力杆使用20钢套管铆接,实验得出热铆接加热速率以及材料再结晶温度,分析了铆接后的金相图,确定出套管的加热温度。张俊荣[16]等通过使用ABAQUS对Q345C套管和45钢套管进行铆接模拟得出了铆接温度以及优化后的热处理方式。这种方法虽然能找出比较实际的铆接温度,但相对于模拟,实验成本较高且周期较长。
2.4试验验证方法分析
推力杆热铆接的工艺过程较为复杂,涉及到很多工艺特点,推力杆断裂事件也时有发生,所以必须通过理论分析和大量的试验来验证推力杆的铆接部位是否合格。一般是将铆接好的推力杆安装在客车或重载客车上,经过实际道路试验后观察车辆在行驶过程中是否发生推力杆扭曲、滑移或者断裂现象[17]。李建林[18]等将随机抽取的6根热铆接推力杆经过扭转、拉压试验来观察是否产生滑移和转动,并且将组装好的推力杆安装在重型客车上,经过50km的实际试验后观察,未发现扭转和滑移。此外,铆接推力杆安装在新车上在运输过程中也要注意固定方式,以免对推力杆产生运输过程中的疲劳受损。白培谦[19]对某重型自卸车推力杆断裂事故使用微观断口、化学成分进行了分析,指出在新车运输过程中要固定后桥,从而避免后桥悬空震动导致相关零件损坏。
3结束语
推力杆热铆接工艺的质量控制直接关系到推力杆稳定性和安全性,精确控制铆接工艺中的各项参数一直是热铆接过程中的难点,近年来各国学者针对这一研究取得了较大进展,也产生了很多研究成果[20]。目前,随着空气悬架汽车和重载货车的快速发展,热铆接推力杆得到广泛应用,但新问题也随之出现。总体来说,仍需从以下几方面进行深入研究:
(1)数值模拟方法在热铆接过程中其温度控制的精确度还不够高,这会影响到后续对组织性能以及铆接压力的分析,有待找出一种对铆接温度精确控制且较为系统的数值模拟方法,加快试验进程。
(2)目前对套管内外径的精度控制已经得到重大突破,但对不同材料套管的内外径在加热后的收缩量控制仍是薄弱环节,它直接影响到铆接完成后对球头轴贴合力的大小,有待进一步研究。
(3)铆接完成后会产生球头杆和套管贴合不良的现象,这是由于受到球头轴波纹尺寸、波纹数量、铆接温度的影响,所以温度的控制和推力杆的尺寸参数必须相互配合,需要结合数值模拟、理论分析以及大量的试验验证综合进行。
摘要：近年来,很多学者对重型汽车推力杆的热铆接工艺进行了深入研究,热铆接质量的精确控制以及推力杆铆接工艺则成为了研究的重要课题。为了便于今后研究者工作的开展,本文总结了重型汽车推力杆铆接过程中对铆接工艺参数以及质量控制方面的发展,并指出了今后的研究方向。
推力控制 第6篇
1 假设温度减推力起飞
飞机减推力起飞又称假设温度减推力起飞 (assumed temperature thrust reductio n tak eoff) , 空客和福克系列飞机又将此技术称作灵活温度减推力起飞 (flexible te mpe ra ture thrust ta ke off) 。其方法是:在飞机实际的起飞重量小于实际外界温度对应的机场最大允许起飞重量的情况下, 根据实际的起飞重量, 在机场分析数据表中查找出对应该重量的最高温度, 并以此温度作为假设温度, 设置起飞推力 (N1或EPR) 。假设温度是为减少飞机的起飞推力而选择的比实际温度大的温度, 该温度对应的最大起飞重量大于或等于实际的起飞重量, 同时该温度限制的最大起飞推力比实际温度限制的最大起飞推力低。为满足以上要求, 在选择假设温度时, 我们主要依据机场分析数据表。
2 减少额定推力起飞
减少额定推力起飞是一种半固定的减推力模式, 所谓半固定是相对于发动机固定的全额定推力, 在某些飞机的飞行管理计算机 (FMC) 中有TO1和TO2的起飞推力选择模式, TO1和TO2分别对应固定的减推力值, 如TO1对应的是减少全推力的10%, TO2对应的是减少全推力的20%等, 当选择T O1推力模式起飞时, 最大起飞推力是全推力的90% (10%的全推力减少值) 。飞行员使用减少额定推力起飞的操作方法与全推力起飞相同, 但确定最大起飞重量和起飞速度需要使用减推力的机场分析数据。
使用减少额定推力模式起飞, 由于最大起飞推力的降低, 在出现一发失效后, 飞机出现的偏航扭矩减小, 从而地面操纵最小速度 (VMCG) 相应地减小。根据V1速度必须大于或等于VM C G的要求, 当使用减少额定推力起飞时, 最小V1速度可以减小, 这对于最小V1速度限制飞机起飞重量的情况, 使用减少额定推力起飞, 可以增加起飞重量, 这些情况包括:短跑道、污染跑道、飞机带有刹车系统保留故障 (影响刹车效能) 起飞。飞行员在遇到以上情况时, 可以参阅比较全推力起飞数据表和减少额定推力数据表中的起飞重量数据, 相应提高飞机的起飞重量后在不提高飞机起飞重量的情况下提高起飞的安全裕度。
3 飞机减推力起飞和减少额定推力起飞价值分析
通过该项技术的研究, 为飞行人员提供使用减推力起飞和减少起飞额定推力起飞技术的操作数据和程序, 以便使飞行人员在执行航班任务时, 可以根据实际起飞重量、机场条件和气象条件, 在保证安全起飞的性能需求前提下, 降低起飞推力设置 (N1或EPR设置) , 从而减低喷气发动机涡轮前排气温度, 延长发动机使用寿命和维修周期, 达到节约发动机维护成本的目的。
减推力起飞和减少起飞额定推力起飞是两项比较成熟的技术, 目前在世界上各主要航空公司中运用得较为普遍。各飞机制造厂商在飞机相关的使用手册和FMC系统中提供了使用这项技术的操作数据和功能选择。同时, FAA对两项技术的使用已进行了认证, 并且以咨询通告 (AC) 的形式对使用程序做出了规定和限制。
开展以上技术的应用需要完成以下两项工作: (1) 分析编制使用这两项技术的操作数据, 主要是各机型的机场分析手册 (分为全额定推力和减额定推力两种) 。 (2) 依据相关适航认证条例, 制定和完善使用这两项技术的操作程序。
针对第一项工作, 波音公司在飞机的使用手册、飞行手册、快速检查单、机组训练手册和FMC系统中提供了使用该技术的操作数据和功能选择。同时, 使用者可以利用波音公司提供的机场分析软件和机型数据库, 计算生成各机型的机场分析手册, 该手册是飞行人员进行减推力和减少额定推力起飞的主要数据依据。
对于第二项工作, 波音公司在飞机的相关使用资料中 (主要是使用手册中) 介绍了使用该技术的程序, 同时FAA在对该技术的认证通告中制定了相关的规定和限制条件。使用者可以根据以上规定, 结和本公司飞行和机务部门的相关要求, 制定使用减推力和减少额定推力起飞技术的程序。该程序应该符合以下要求: (1) FAA对该技术的适航规定。 (2) 波音公司的使用限制和程序。 (3) 使用者特殊的使用规定。 (4) 适航当局对使用该技术进行审定 (如果需要) 的相关要求。
使用减推力和减额定推力起飞技术的效益分析。
比较全推力起飞, 使用减推力和减额定推力起飞将对发动机的工作状态产生以下影响。
(1) 减少发动机转子 (N1、N2、N3) 速度。
(2) 减少发动机排气温度。
(3) 减少发动机内部压力。
这里我们引用CFM56-7B发动机的相关数据加以说明 (如表1所示) 。
发动机工作状态的变化将对发动机产生以下有益的影响。
(1) 减少发动机排气温度裕度的衰减, 延长发动机热损件的寿命。
(2) 增加发动机在翼时间, 降低发动机燃油流量的衰减, 节约燃油成本。
(3) 减少发动机返厂维修率, 节约维修成本。
(4) 增加发动机可靠性, 减少空中停车率, 增加签派放行率。
这里仅就维修成本节支一项进行分析。根据发动机制造厂商介绍的经验, 如果使用减推力/减额定推力技术, 1台发动机在15年的使用周期内可以节省一次大修。以此方法估算该项目实施后的节支金额 (以该项目含盖的14 6台发动机和大修费用10 0万美元/台计算) , 均摊到每年的维修成本节支为800万至900万美金左右。此外, 使用该项起飞技术, 可以降低发动机热损件的维修和更换费用。实施减推力/减额定推力技术后, 可以减低涡轮前排气温度, 减少涡轮叶片因热灼损伤导致的更换率, 延长涡轮叶片的更换时限, 从而节约维修成本。目前每片涡轮叶片的价格在8000美元左右, 以此估算该项的维修成本节支也是可观的。
综上所述, 使用减推力/减额定推力起飞技术, 不仅可以延长发动机的在翼时间, 延缓发动机性能衰减, 降低燃油消耗和空中停车率, 提高飞机的签派放行率, 而且可以节约发动机维修成本。可以预见, 对于机队规模较大的航空公司, 使用该项技术在节约维修成本方面, 提高飞机运行可靠性方面贡献是巨大的。
参考文献
[1]FAA关于减推力和减少额定推力起飞程序的咨询通告.
[2]国航波音飞机减推力/减额定推力起飞程序.
泵站更新改造推力瓦选用分析 第7篇
20世纪60、70年代, 江苏、安徽、湖北等地相继兴建了多座大型泵站。经过40多年的运行, 这些泵站机电设备已出现不同程度的老化, 具体表现为主机组和电气设备绝缘性能下降, 水泵装置效率低下, 辅机设备及管道、阀门等严重锈蚀, 部分配电、控制设备的电器元件老化失灵、安全性差等[1], 无法完成其抗旱排涝的使命。随着南水北调工程的深入开展, 大型泵站更新改造被提上了议事日程。据不完全统计, 在我国现有的近500座大型泵站中, 有380座泵站严重老化, 需要进行更新改造, 其中需拆除重建的约占39.5%, 需更新主机泵、电气设备和对建筑物进行大修加固的占61.5%, 共需更新主水泵、主电机约5 160台套[1]。
从20世纪90年代中期开始, 江都一站、二站相继进行了更新改造。改造后采用先进的高低压设备, 可方便实现微机监控、微机保护、微机励磁、视频监视及局域网管理;改造后装置效率大幅度提高, 节约大量能源;改造后可根据不同的运行水位组合实时调节叶片角度, 实现水泵的优化运行, 改善汽蚀性能、进水流态和运行环境等。由于种种原因, 江都二站改造后一段时间机组瓦温没有明显降低, 后经过多方研究, 找出瓦温偏高的原因, 有效地提高了运行可靠性。
1 推力瓦温度偏高原因分析
江都二站电机推力瓦采用巴氏合金瓦, 即在钢坯上浇注巴氏合金材料, 来达到承载的目的, 这种瓦润滑均采用油润滑, 通过在油缸中放油冷却器来达到冷却目的, 巴氏合金瓦温度高的原因主要有以下几个方面。
1.1 轴承过载
推力轴承的载荷系数为工作荷载与设计荷载之比, 即:
式中:P为工作荷载;Pe为设计荷载。
大量事实证明, 当ε>0.9机组满负荷时轴承容易烧瓦[2]。
1.2 推力瓦受力不均
由于制造、安装及运行方面原因, 常发生少数几块瓦或瓦面局部区域受力特别大, 导致局部瓦温偏高[2]。
1.3 冷却能力不够
推力轴承摩擦热量经润滑油, 由冷却器内冷却水带走。轴瓦温度tz可用以下公式计算求得:
式中:Az、kz分别为推力轴承传热面积和传热系数;An、kn分别为冷却器传热面积和传热系数;ρ、C、Qn分别为冷却水密度、比热、流量;Wf为摩擦损耗功率;tsj为冷却水进水温度。
在Wf一定的情况下, 若An, kn和Qn过小, 或tsj过高都会造成推力瓦温度过高而烧损[2]。
1.4 机组轴向振动
振动使得推力瓦面承受交变载荷, 对油膜不断挤压, 不利于油膜形成[3]。特别是机组高扬程运行时, 电机容易受轴向力和功率双重超负荷的影响, 加剧了振动, 因而, 推力瓦温过高和烧损大都发生在高扬程时。
1.5 不平衡磁拉力和水力不平衡力
不平衡磁拉力和水力不平衡力都会对推力瓦温度产生影响, 其影响作用与引起这两种力的因素有关。
定子铁心不圆而导致气隙不均引起的不平衡磁拉力和叶轮非轴向来流引起的水力不平衡力方向不变, 因而造成的受力增大的推力瓦不随时间而变, 这些推力瓦容易因过载引起瓦温过高甚至烧损。而由转子磁极不圆引起的不平衡磁拉力和偏心质量惯性离心力及叶片角度不等引起的水力不平衡力, 方向随机组转动而周期性变化, 瓦面油体处于不稳定状态, 干扰了推力瓦正常的进出油规律, 不利于瓦面油膜的形成, 不能形成充分的润滑[4], 进而引起瓦温偏高。
1.6 江都二站推力瓦温度偏高原因分析
根据江都二站监测资料可以看出, 没有明显局部瓦温偏高, 因此不存在推力瓦受力不均的因素;机组轴向振动值很小, 也不存在明显不平衡磁拉力和水力不平衡力。故引起瓦温偏高的原因极有可能是推力瓦荷载偏大或冷却能力不够。
2 推力瓦荷载分析计算
2.1 计算方法
2.1.1 受力分析
推力轴承的工作荷载主要由机组转动部分自重和作用于叶轮的轴向水推力及定子对转子的轴向磁拉力组成。当机组安装时, 满足定子磁场中心略高于转子磁场中心的要求, 则轴向磁拉力可忽略不计。
机组转动部分自重通过主轴传递给推力瓦。水泵旋转产生升力作用, 使水体上升一定高度, 与之相对应, 水体对水泵产生轴向水推力, 此作用力也通过主轴作用到推力瓦上。
2.1.2 转动部分自重
根据水泵及电机厂家随机资料, 可方便查得各转动部件自重, 设总自重为G。
2.1.3 轴向水推力
取最不利运行工况为计算边界, 设最大扬程为H, 查水泵性能曲线, 得叶片角度为0°时, 流量Q。
以水泵进出口断面为计算断面, 进口为断面“1”, 出口为断面“2”, 对1、2断面列能量方程为:
则轴向水推力F可表示为:
式中:p1为水泵进口压强, 以水柱表示, m;p2为水泵出口压强, 以水柱表示, m;ρ为水的密度, kg/m3;g为重力加速度, m/s2;A1为水泵进口过流面积, m2;A2为水泵出口过流面积, m2。
2.1.4 推力瓦总工作面积
总工作面积如图1。去除进油边面积, 每块推力瓦工作面积为:
式中:R为推力瓦外圆弧半径, m;r为推力瓦内圆弧半径, m;b1为进油边宽度, m;b2为扇形推力瓦间距的一半, m。
8块推力瓦总工作面积A表示为:
A=8A0 (7)
2.1.5 推力瓦单位面积荷载
推力瓦单位面积平均荷载q为:
根据上述计算不难得出:推力瓦单位面积荷载随扬程的增大而增大, 与推力瓦受力面积成反比。
2.2 江都二站推力瓦承载能力计算
根据上述计算方法, 求得江都二站更新改造后推力瓦单位面积荷载为q2=18.6×105 N/m2, 比原推力瓦单位面积荷载略高, 但仍能满足巴氏合金材料承载能力。
江都二站改造时按江水北调要求, 水泵和电机选型扬程偏低, 当扬程提高后, 推力瓦荷载增加, 瓦温自然升高, 但由于推力瓦荷载仍满足巴氏合金承载能力, 可继续使用巴氏合金推力瓦, 只需通过提高辅助系统性能, 加大循环冷却水流量, 促进推力瓦冷却达到降低瓦温的目的。
3 江都二站电机上油缸冷却能力分析
江都二站改造时机组上油缸选用不锈钢箱式油冷却器, 冷却器由上下两根横管和中间多根竖管构成, 竖管并联后与横管连接, 增加了散热面积, 减小了冷却水流动阻力, 理论上提高了冷却能力。每台机冷却水设计流量约12 m3/h, 冷却水取自上游空箱, 冷却水进水温度较低, 根据式 (2) , 轴瓦温度应满足要求。
经解体大修, 发现由于冷却水含沙量大, 冷却器竖管内泥沙堵塞严重, 增加冷却水流动阻力, 妨碍冷却水循环, 降低冷却效果, 使瓦温偏高。后改用环状铜管冷却器后, 相同工况下瓦温下降3℃左右。
4 泵站更新推力轴承应注意的几个问题
(1) 推力瓦受力面积选择。
更新改造中合理选择推力瓦受力面积, 当改造后推力瓦荷载变化时, 使单位面积荷载相对不变, 则仍可采用原瓦面材料。
(2) 瓦面材料选择。
若受结构特点等影响推力瓦受力面积不宜改变, 当改造后推力瓦荷载变化时, 单位面积荷载必然改变, 可通过选择新型瓦面材料, 提高材料承载能力, 同样能达到降低瓦温, 提高推力瓦使用寿命的目的。江都三站改造后推力瓦就选用了弹性金属塑料瓦。江都四站也采用弹性金属塑料瓦代替巴氏合金瓦, 以解决巴氏合金推力瓦的烧瓦问题[5]。
(3) 冷却方式与冷却能力。
冷却水系统中冷却水量、冷却器形式和水压、冷却水温以及冷却水质对推力轴承影响很大[6]。特别是冷却器形式的选择, 要防止进出口压差过大, 引起出口段出现真空, 破坏冷却器;同时要保证冷却水流速大于1 m/s, 使泥沙不致在冷却器内淤积。
5 结 语
(1) 推力轴承过载, 推力瓦受力不均, 冷却能力不够, 机组轴向振动, 不平衡磁拉力和水力不平衡力都可能引起推力瓦温度升高。
(2) 江都二站推力瓦温度偏高主要是由箱式冷却器竖管泥沙堵塞引起。
(3) 推力轴承选用应考虑轴承荷载、推力瓦受力面积、瓦面材料、冷却方式和冷却能力等因素。
摘要：推力轴承是立式泵机组的重要部件, 承受机组转动部分的轴向力, 常因瓦温过高发生烧损事故, 不仅影响机组运行可靠性, 而且缩短机组大修周期, 降低经济效益。通过分析影响大型立式泵机组电机巴氏合金推力瓦瓦温的几个因素, 提出推力瓦荷载分析计算方法, 据此计算出江都二站电机推力瓦单位面积荷载, 结合工程实际情况, 从而找出江都二站推力瓦瓦温偏高的原因;并且对泵站更新改造中推力瓦选用应注意的问题提出建议, 对泵站更新改造和新建泵站具有一定的借鉴作用。
关键词：泵站,更新改造,立式电机,推力瓦
参考文献
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抗滑桩滑坡推力分布形式 第8篇
抗滑桩是一种可以提高边坡稳定性的挡土结构。它是将桩埋设于稳定地层中,依靠桩和桩周围岩土体的相互作用来承受土体的下滑力,阻止滑体进一步变形,使之稳定。用抗滑桩治理滑坡具有施工方便、速度快、工程量少和投资小的优点。因此这种边坡治理措施发展得较快,在我国已被广泛地应用。
目前,工程中一般把抗滑桩分成两部分,滑面以上按悬臂梁计算,滑面以下的桩身变位和内力是根据滑面处的弯矩和剪力按地基的弹性抗力进行计算。
作用于抗滑桩上的外力包括:滑坡推力、受荷段地层(滑体)抗力、锚固段地层抗力、桩侧摩阻力和粘着力以及桩底应力等。这些力均为分布力。尽管各国在计算滑坡推力和桩前土体抗力大小方法上有所不同[1,2],但计算结果一般说来,差别不大。然而,在滑坡推力及桩前土体抗力分布图式的选择上却分歧很大,而这二者分布图式选择得是否合理,直接影响着滑动面以上抗滑桩桩身内力的计算准确与否,进而影响滑动面以下桩身内力计算的准确性,影响抗滑桩设计的合理性。本文结合数学推导公式及工程实例的结果,针对滑坡体岩土类型,提出了滑坡推力常见的三种分布图式。
2 习惯采用的滑坡推力
条分法是将假定滑动面以上的土体分成n个垂直土条,对作用于各土条上的力进行力和力矩平衡分析,求出在极限平衡状态下土体稳定的安全系数。该法由于忽略了土条之间的相互作用力的影响,当按滑动土体这一整体力矩平衡条件计算分析时,由于滑面上各点的斜率都不相同,自重等外荷载对弧面上的法向和切向作用分离不便按整体计算,因而整个滑动弧面上的反力分布不清楚。条分法广泛应用的结果表明,基于各种简化假定的条分法,在满足合理性要求的前提下,求得的安全系数相差不大,甚至非常接近[3]。
传递系数法假定条块i的下滑推力Pi平行于该条块的底滑面,这一假定实质上是认为条块i在极限平衡条件下的运动趋势只能是平动,而否认了条块由于受力不平衡还有转动趋势,而这种转动趋势不但会使条间作用力的方向偏离上述假定,条间的实际作用力可能更大。
按《建筑地基基础设计规范》(GB50007)给出滑坡推力计算方法:
式中:Fn1、Fn-1——第n块、第n-1块滑体的剩余下滑力;
Φ——传递系数;
γ——滑坡推力安全系数;
Gnt、Gnn——第n块滑体自重沿滑动面、垂直滑动面的分力;
Φn——第n块滑体沿滑动面土的内摩擦角标准值;
cn——第n块滑体沿滑动面土的粘聚力标准值;
Ln——第n块滑体沿滑动面的长度。
滑坡推力的分布对抗滑桩的设计影响很大,由于影响因素很多,很难给出各类滑坡推力的分布图形。在计算滑坡推力时,通常假定滑坡体沿滑动面均匀下滑。目前,一般认为滑坡推力的分布图式有三角形、矩形和梯形三种[3]。国外多将滑坡体视为散体,用三角形分布,合力作用点为滑面以上的下三分点;国内多用矩形分布,合力作用点位于滑面以上的中分点0.5h1(h1为滑面以上桩长)处。两者造成的倾覆力矩差别很大,尤其对于推力较大的滑坡,更是如此,因而影响抗滑结构的大小和埋深[4,5]。
一般情况下,当滑体为砾石类土或块石类土时,下滑力采用三角形分布;当滑体为黏性土时,采用矩形分布;介于两者之间时,采用梯形分布。此外,根据模拟滑体的抗滑桩模型试验结果,当滑体为松散介质时,下滑力的重心约在滑动面上桩长1/4处,当滑体为黏性土时,虽比松散介质稍高,但也未超过滑动面以上桩长的1/3。另外,从多次实验的结果可看出,滑体的完整性越好,其下滑力的重心越低[5]。
2.1 三角形分布
三角形分布函数:
2.2 矩形分布
矩形分布函数:
2.3 梯形分布
联立(9)、(12)式,解得:
力作用点在0.65h1处[6],即k=0.65:
3 工程实例
某公路滑坡为碎、石块堆积层γ1=19kN/m3,Φ1=26°,滑面以下为风化泥岩、页岩,可按密实土层考虑,γ2=21 kN/m3,Φ2=42°,抗滑桩地面处地基系数A=80000kN/m3滑坡推力560kN/m滑动面以下地基系数比例m=40000kN/m4。设计桩长16m,滑体段h1=10m,锚固段h2=6m,桩间距S=6m,桩截面尺寸b×h=2m×3m,按刚性桩,桩底铰接计算。
当滑坡推力按三角形分布时,桩前滑体段Mmax=11200kN·m,桩身最大弯矩位于地面下1.315m处,[Mmax]=13446·1kN·m。
当滑坡推力按矩形分布时,桩前滑体段Mmax=16800kN·m,桩身最大弯矩位于地面下1.089m处,[Mmax]=18661·6kN·m,。
当滑坡推力按梯形分布时,桩前滑体段Mmax=21840kN·m,桩身最大弯矩位于地面下0.944m处,[Mmax]=23453·9kN·m (见图2～4)。
由计算结果可以看出,滑坡推力采用不同的分布形式,弯矩的大小差别很大。本工程为碎、石块土,设计采用三角形分布,工程竣工后取得很好的支护效果,边坡稳定。既保证了安全又节省了造价,避免了浪费。
4 结论
(1)在我国滑坡治理的工程实践中,通常假定作用在抗滑桩上的滑坡推力按三角形、矩形或梯形分布,基本符合抗滑桩实际受力状况,满足支护工程的需要。
(2)在分析模型试验和抗滑试桩实测资料结果基础之上,针对滑坡体不同岩土体类型,建立了相应的滑坡推力分布形式,便于实际工程应用。
(3)本文提出滑坡推力分布函数,是建立在有限的模型试验和现场试桩试验资料分析结果基础之上,经比较,与试验结果吻合较好,可供设计应用和参考,但其合理与否还需更多的工程实例来验证。
参考文献
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[4]徐良德.抗滑桩桩前滑体出现塑性变形时抗力分布的初步探讨[A].见:中国土木工程学会编.中国土木工程学会第四届土力学及基础工程学术会议论文选集[C].北京:中国建筑工业出版社,1986:441~447.
[5]《铁路路基支挡结构设计规范》(TB10025-2006)(2009年局部修订).
推力回收活门经济性研究 第9篇
数字式座舱压力控制系统是目前大型民航科技上应用较多的一种压力控制系统,是近三十年发展成熟起来的。其优点是对活门的控制一切采用数字化,从大气采集数据,压力制度计算,活门转动计算等都由计算机完成,接口通过总线等将信号传输至活门控制电机,通过点击转动完成活门位移控制。相对于以往的压力控制系统,数字式压力控制系统对流量的控制更加精确,更加可靠。
排气活门是整个座舱压力调节系统中唯一的执行机构,其活门的反应精度,调节特性将直接决定座舱压力调节系统的性能,因此活门类型的选择对座舱压力调节系统意义重大。目前Boeing和Airbus飞机多采用双门板结构形式,具有推力回收效果的推力回收活门,该活门具有控制精度高,控制方式简单且具有推力回收功能。我国目前在该领域内的研究成果还主要集中在用于军机的气动活门,对电动活门还处于研究阶段,对推力回收活门的研究更是刚刚起步,因此要想满足我国大型客机国产化得需求,需要加大对推力回收活门的研究力度。
本文将针对某型飞机对推力回收活门的推力回收特性进行研究。
1 推力回收活门
推力回收活门为电动的双翻板活门,可安装在机身蒙皮表面。在压调系统正常工作时,舱内排出气体将从双翻板间形成的类似喷管的缝隙排向机外,活门的安装位置及活门构型将引导这部分气体沿飞机航向向后排出,起到回收部分推力的作用。推力回收活门由AC/DC电机通过齿轮减速机构驱动,自动方式AC电机工作,手动方式通过DC电机驱动活门工作。具体活门结构见图1。
2 门阀流量特性分析
门阀不同于传统的蝶阀排气活门,它双门板向内开结构保证它可安装在飞机蒙皮表面且不影响飞机外流场性能,并且排出气体可在一定程度上改善飞机外流场环境及为飞机提供一定数量级的推力回收。图2双门板结构排气活门示意图。
公式(1)、(2)中,FB是某一开度时门阀流通面积,FBmax是门阀最大流通面积,α是门阀开度(deg),α0是门阀初始位置(deg)。
通过气体动力学理论推导,得出气体在绝热等熵条件下通过收敛喷嘴的流量公式为:
亚临界流动:
式中:
GB:质量流量;
FB:有效流通面积;
Pc:入口压力;
Ph:出口压力;
Tc:入口温度;
R:常数,其值为287;
k:常数,对空气而言其值为1.4。
为了简化计算模型,在计算时对舱内环境进行合理假设如下:
◆由于舱内有专门的温度控制系统调节舱内温度,保证座舱内温度在一定设定值内小范围波动,而这种小范围波动对舱内压力照成的影响很小,在计算时可忽略不计。因此,可近似人为Tc=常数。
◆由于座舱容积随外界压力变化不大,故可认为V=常数。
◆不同机型座舱气体泄漏量不同,而忽略座舱气体泄漏量的计算对于推力回收活门性能仿真不会产生负面影响,因此,本文在计算时没有考虑座舱气体泄漏量。
◆由制冷系统工作特性可知,进口流量将被控制在一定的流量下做微小波动,故可认为座舱供气量GB=常数。
◆因为舱内空气的压力和温度均在常温常压范围内,故可将舱内空气视为理想气体处理。
根据活门流量特性的定义,可得门阀流量特性为:
公式(5)中,y为门阀的相对流量,x为门阀的相对开度。
从图3以直观的看出,当门阀的相对开度小于0.4时,其流量特性的线性度比较好,下面我们利用Matlab软件的Curve Fitting Tool(曲线拟合工具)对图3所示门阀流量特性的相对开度小于0.4的情况进行曲线拟合,结果见表1和图4。
3 门阀推力回收计算
本次计算以飞机在39000ft高空以0.82Ma速度巡航,舱内供气流量为50kg/min,舱内温度为24℃,且舱内外空气均视为理想气体。活门体结构选用等分的双门板活门,尺寸为230mm×285mm。
由于舱内压力高于外界大气压力,当门阀打开时,会形成一个喷嘴,舱内气体经此流向舱外。而该股气流在飞机的飞行方向上有分量,因此喷射的气流会在飞机飞行的方向上产生一个冲力,这个冲力的效果相当于对飞机作用了一个推力,因此也叫做推力补偿。数值计算中这个推力实际上就是活门受到的沿飞机飞行方向上的气动力。
活门所受的力为:
3.1 几何模型及网格生成
计算的门阀式活门板有两个,每一个活门板的开度为6.32度,长115mm,宽285mm。当活门开度为零时,活门和飞机座舱壁面完全封闭,此时舱内和舱外没有气流的交换。用一个1230mm×1000mm的平面模拟飞机座舱壁面,上下两个1230mm×1000mm×500mm空间,分别模拟座舱内和座舱外环境。由于本次计算的几何模型是对称的,因此采用半模进行计算以提高计算速度。对活门生成结构化网格,并对靠近活门的区域进行加密。活门及座舱壁面的半模模型如图5所示:
3.2 控制方程
气流通过活门排出舱外的过程是复杂的非定常可压缩湍流流动,本文采用了三维可压缩Navier-Stokes方程作为控制方程,形式为公式(7)、(8)、(9)。
对于可压缩流动,还须引入理想气体状态方程式(10)。
Spalart-Allmaras模型是设计用于航空领域的,主要是墙壁束缚流动,而且已经显示出很好的效果。Spalart-Allmaras模型不是直接利用k-ε两方程模型加以简化而得,而是从经验和量纲分析出发,由针对简单流动再逐渐补充发展而适用于带有层流流动的固壁湍流流动的一方程模型。
本文使用流动分析软件Fluent,通过对上述方程组进行求解,得到空气由舱内经过活门排出舱外的定常流场,计算中所采用的算法为Roe-FDS格式。
3.3 采用FLUENT求解时的一些重要设置
3.3.1 求解器选择
由于本次计算属于可压流动,因此采用基于密度的求解器。计算中采用隐式求解算法。
3.3.2 流动介质选择
空气作为理想气体处理,由于流场中的温度梯度变化很小,因此可将定压比热和热传导系数设为常数,而粘性系数由Sutherland公式求得。
三系数的Sutherland定律为:
其中m是粘性,单位为kg/m-s,T是静温,单位为K,μ0是参考值,单位为kg/m-s,T0是参考温度,单位为K,S是有效的温度,单位是K,被称为Sutherland常数,它是气体所特有的。对于适当的温度和压力:μ0=1.716e-5kg/m-s,T_0=273K,S=111K。
3.3.3 边界条件设置
计算中,共有对称面、区域交界面、壁面、进口和出口五种边界条件需要设置,前三种边界条件的设置比较简单,下面主要介绍进口边界条件和出口边界条件的设置。
在模拟空气由座舱内通过活门的流动过程中,进口边界在座舱内,舱内的压力为77957Pa,温度为297K,而出口边界在飞机座舱外,舱外压力为21657Pa,温度为216.65K,马赫数为0.715,根据这些已知条件,选择压力入口边界条件和压力远场边界条件。压力入口边界条件用于定义流动入口的压力以及其它标量属性。它即可以适用于可压流,也可以用于不可压流。压力入口边界条件可用于压力已知,但是流动速度和/或速率未知的情况。针对本次计算的实际问题,在计算时需要输入驻点总压、驻点总温、静压以及湍流参数。在FLUENT中,若使用压力入口边界条件来初始化解域,Supersonic/Initial Gauge Pressure是与计算初始值的指定驻点压力相联系的,计算初始值的方法有各向同性关系式(对于可压流)或者贝努力方程(对于不可压流)。因此,对于亚声速入口,它是在关于入口马赫数(可压流)或者入口速度(不可压流)合理的估计之上设定的,因此本次计算中将静压设为一个比总压略小的值。压力远场边界条件的设置比较简单,只需输入出口的静压、温度和马赫数,这些条件在上面已给出。
3.4 计算结果
由于门阀式排气活门形成一个喷嘴形,所以喷射的气流会对飞机产生一个推力补偿。这个推力补偿通过FLUENT软件的REPORT项算出,在此次的半模计算中,两个活门板的推力分别为95.099N和86.816N。因此半模计算中两个活门板的补偿推力为181.915N。整模的补偿推力为363.83N。
4 结论
本文对某型飞机推力回收活门推力回收特性进行研究,计算得出推力回收活门的补偿推力,验证了推力回收活门可以一定程度上提高大型客机的经济性。但由于目前缺乏对该活门的相关实验数据,在后续工作中需要结合实验室试验开展相关研究。
摘要：本文目的是为了加深对推力回收活门经济性研究,推进大型飞机压调系统国产化。本文从推力回收活门的流量特性进行分析,以某型飞机具体性能参数为例,采用三维可压缩Navier-Stokes方程在matlab,fluent等计算软件中仿真该型飞机推力回收活门推力回收能力。研究结果显示在该飞机参数下,推力回收活门可回收363.83N推力。因此,在大型客机上研究和发展推力回收活门可一定程度上提高其经济性。
关键词：推力回收活门,Navier-Stokes方程,流动介质
参考文献
[1]寿荣中,何慧姗.飞行器环境控制[M].北京航空航天大学出版社,2004,7.
[2]吴望一.流体力学[M].北京大学出版社,1982,8.
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