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20 L球型爆炸装置气液输送管段结构的优化设计

李峰 张晨雨 王悦 王博 张梦雨 荆亚东

奚小波, 缪宏, 赵荔, 朱河霖, 张瑞宏, 金亦富. 大耕深旋耕刀激光冲击强化残余应力研究[J]. 高压物理学报, 2015, 29(1): 52-58. doi: 10.11858/gywlxb.2015.01.009
引用本文: 李峰, 张晨雨, 王悦, 王博, 张梦雨, 荆亚东. 20 L球型爆炸装置气液输送管段结构的优化设计[J]. 高压物理学报, 2023, 37(4): 045301. doi: 10.11858/gywlxb.20230651
XI Xiao-Bo, MIAO Hong, ZHAO Li, ZHU He-Lin, ZHANG Rui-Hong, JIN Yi-Fu. Study on Residual Stress of Big Tilling Depth Rotary Blade for Laser Shock Peening[J]. Chinese Journal of High Pressure Physics, 2015, 29(1): 52-58. doi: 10.11858/gywlxb.2015.01.009
Citation: LI Feng, ZHANG Chenyu, WANG Yue, WANG Bo, ZHANG Mengyu, JING Yadong. Optimization Design of Gas-Liquid Conveying Pipe Structure for 20 L Spherical Explosion Experimental Device[J]. Chinese Journal of High Pressure Physics, 2023, 37(4): 045301. doi: 10.11858/gywlxb.20230651

20 L球型爆炸装置气液输送管段结构的优化设计

doi: 10.11858/gywlxb.20230651
基金项目: 国家自然科学基金(21865036,52064046);中国矿业大学煤炭资源与安全开采国家重点实验室-新疆工程学院联合基金(SKLCRSM-XJIEKF007);中央高校基本科研业务费专项资金(2023ZKPYAQ03)
详细信息
    作者简介:

    李 峰(1985-),男,博士,副教授,主要从事灾害风险评估及煤矿火灾控制研究. E-mail:lifengcumtb@126.com

    通讯作者:

    王 悦(1975-),女,博士,副教授,主要从事多相混合介质爆炸灾害演化动力学及灾害防控技术研究. E-mail:726572905@qq.com

  • 中图分类号: O359.1

Optimization Design of Gas-Liquid Conveying Pipe Structure for 20 L Spherical Explosion Experimental Device

  • 摘要: 以20 L球型爆炸装置中的气液输送管段为研究对象,结合数值模拟方法,分析了气液输送管段中气液两相流的流型结构和截面含气率特性,基于此对气液输送管段的曲率半径和水平管段长度进行优化设计。结果表明:在0.6 MPa压力下,C6H14、C7H16、C8H18和C10H22均可以形成稳定的环状流;随着压力升高,C6H14和C7H16的流型结构有趋于不稳定的趋势。在0.6~0.9 MPa压力下,当气液输送管段曲率半径为34 mm、管段长度在200~300 mm之间时,大部分液相呈膜状沿管壁运动,且液膜分布较均匀;气相在管段中心处高速流过,具有良好的气芯,形成的环状流流型结构更稳定。对气液输送管段的优化设计可使爆炸特性的测量更精确,也可为研究可燃液体燃料爆炸问题及工程设计提供参考。

     

  • 旋耕刀是旋耕机作业最主要的受力部件, 也是最易受损的部件, 其性能直接影响旋耕机的作业效率和耕作质量。随着社会生产力的急剧发展, 大马力旋耕机的使用成为农业机械化发展的必然趋势, 而大耕深旋耕刀的加工制造成为关键技术难题。目前, 大耕深旋耕刀的制造工艺为同比例放大法, 即按比例将原有旋耕刀回转半径扩大至350 mm, 这就带来刀面是否加厚的问题。事实证明[1], 当刀面厚度不增加时, 机具耕作100 h内的刀具折断率高达30%以上; 当刀面厚度同比例增加时, 机具耕作100 h内的刀具折断率仍在20%左右, 且两种情况下后者的能耗增加了15%。为节省能耗、减少刀具材料使用, 不宜增加刀面厚度, 通过合适的表面处理提高刀具性能是一种有效方法[2-5]

    激光冲击强化(Laser Shock Peening, LSP)技术是一种新型的表面技术, 目前已广泛应用于材料表面改性的研究。激光冲击强化采用几十纳秒的短脉冲高峰值功率密度(> 109 W/cm2)激光辐射向金属表层, 使金属表面涂覆的保护层吸收激光能量并发生爆炸性气化蒸发, 产生大于1 GPa高压等离子体冲击波, 利用冲击波的力效应使表层材料微观组织发生变化引入残余压应力, 从而提高金属材料抗疲劳、耐磨损和防应力腐蚀等性能[6-8]

    旋耕刀切土时受到的土壤阻力大多集中在刀具的正切削刃上, 会导致旋耕刀刀柄处产生较大的集中应力, 刀柄在循环交变应力的作用下极易形成疲劳裂纹并失效[9-12]。为解决这一问题, 可在刀柄应力集中部位引入残余压应力以抵消旋耕刀作业时的外界应力, 抑制或减缓疲劳裂纹的产生, 提高刀具使用寿命。本研究借助ANSYS分析出旋耕刀应力集中区域, 并模拟激光冲击试验得出残余应力引入情况, 同时采用激光冲击强化技术处理应力集中部位, 利用X射线衍射法对残余应力进行测试, 讨论激光冲击强化处理后刀面的残余应力的影响。

    旋耕机作业时, 旋转刀对土壤进行切削、破碎及抛掷, 土壤对旋耕刀的反作用力构成了土壤阻力[13]。刀具在切削土壤时, 其耕作深度及切削土壤面均先由小到大, 后由大到小, 其在土壤中的位置也不断变化, 所以刀具受到土壤阻力的大小、方向和作用点在其切削土壤时是不断变化的。在切土过程中, 刀具基本不受轴向力的作用, 可将阻力F沿xz两个坐标轴分解成FxFz两分力, 则有

    {F=Fx+FzF=F2x+F2z (1)

    旋耕刀的回转半径为350 mm, 耕作深度为21 cm, 刀面切土宽度为6 cm, 土壤阻力计算公式为

    Rx=0.7abK (2)

    式中:Rx为土壤阻力, N;a为刀面切土宽度, cm;b为耕作深度, cm;K为土壤比阻, N·cm-2。一般土壤的K为4~5 N·cm-2, 粘土的K为6~8 N·cm-2, 本研究K取7 N·cm-2, 根据公式(2)可求出旋耕刀所受土壤阻力Rx约为620 N。

    在PRO/E 5.0中建立回转半径为350 mm、刀面厚度为7 mm的旋耕刀三维模型, 并将模型导入ANSYS中进行有限元分析。65Mn旋耕刀的弹性模量E为208 GPa, 泊松比n为0.288。采用Solid 168单元将模型自动划分网格, 共计86 021个节点、53 902个单元。在旋耕刀柄两个侧面及顶面与连接孔处施加约束, 并在受力处施加620 N的集中载荷, 最后运算求解。

    图 1(a)为旋耕刀的位移分布等值线图, 工作时旋耕刀的最大位移可以达到0.508 mm, 发生在旋耕刀切削土壤时的正切削刃和侧切削刃处, 而且位移变形是向两边等距递减的, 由于旋耕刀柄固定, 切土时正切削刃和侧切削刃受力, 因而此处变形较大。图 1(b)为旋耕刀的应力分布等值线图, 旋耕刀柄外弯角处应力最为集中, 最大拉应力达到303 MPa, 旋耕刀工作时该处极易折断。

    图  1  (a) 位移分布等值线图(b)应力分布等值线图
    Figure  1.  (a) Isoline of displacement distribution (b) Isoline of stress distribution

    旋耕刀采用65Mn为材料, 其主要化学成分为(质量分数, %):C 0.65, Si 0.26, Mn 1.10, S 0.002, P 0.019, Cr 0.02, Ni 0.01, Cu 0.01, Fe余量。材料在激光冲击过程中产生动态变形, 因此在选择材料应力-应变本构方程时, 静态方程已经不能反映材料的真实响应, 必须用动态本构方程替代。一般材料的动态本构方程, 目前较多采用Johnson-Cook方程[14], 其本构方程为

    σ=(A+Bεn)[1+Cln(˙ε˙ε0)][1(θθrθmθr)m] (3)

    式中:εθ分别为应变和温度为应变率分别为参考应变率和参考温度; θm为材料熔点; ABnCm为待定系数, ABn表征材料应变强化项系数, C表征材料应变率强化项系数, m表征材料热软化系数。

    段志勇等[15]在实验基础上, 提出了一个与实际比较相符的半经验型激光冲击波估计模型公式

    pmax=0.8ρI0 (4)

    式中:pmax为激光峰值压力, GPa; ρ为折合密度, g/cm3; I0为激光功率密度, GW/cm2。折合密度公式为

    2ρ=1ρ1+1ρ2 (5)

    式中:ρ1为约束层密度, g/cm3; ρ2为靶材密度, g/cm3。激光功率密度公式为

    I0=Eπr2τ (6)

    式中:E为激光能量, J;τ为激光脉宽, ns;r为光斑半径, mm。

    已知水密度ρ1=1 g/cm3, 靶材密度ρ2=7.85 g/cm3, 算得折合密度ρ=1.774 g/cm3; 激光能量E=10 J, 脉冲宽度τ=30 ns, 光斑半径r=3 mm, 算得激光功率密度I0=1.179 GW/cm2, 激光峰值压力pmax=1.16 GPa。激光冲击波作用时间为激光脉宽的3倍左右甚至更高[16], 实验采用的激光脉宽为30 ns, 取激光冲击波作用时间为100 ns, 其冲击波作用压力与时间的关系如图 2所示, 在50 ns时的压力最大, 最大压力值为1.16 GPa。

    图  2  激光冲击波加载曲线
    Figure  2.  Shock wave of laser loading curve

    采用Solid 70单元划分网格并定义材料属性, 设定环境温度为22 ℃, 设定对流及辐射边界条件, 并在应力集中区域的旋耕刀另一侧面设定绝热边界条件。在应力集中部位施加高斯表面热源, 由于区域面积较小, 高斯热源固定施加在待冲击区域中心, 设定载荷步选项和分析选项运算求解, 得到温度场模型。

    进行应力分析时, 通过前处理模块定义温度场, 按图 2中激光冲击波加载曲线定义载荷函数, 采用Solid 45单元重新划分网格并定义材料属性, 在应力集中区域定义加载单元组元, 将定义的冲击压力载荷施加在定义的单元组元。同时在单元组元对应的模型各个表面施加透射条件将应力波透射, 防止过大的应力波使模型发生弯扭变形影响仿真结果。最后施加约束并设置求解选项进行运算, 输出表面残余应力结果。

    激光冲击强化前, 将激光冲击强化区域进行抛光, 利用超声波清洗器将试样在乙醇中清洗15 min, 除去表面油污等杂质, 最后烘干试样[17]。采用铝箔作为激光冲击的金属涂敷层, 铝箔涂层长为25 mm, 宽为10 mm, 厚为0.1 mm。将铝箔粘贴在旋耕刀应力最集中的刀柄外弯角处, 如图 3(a)所示。使用专用夹具将贴有铝箔的旋耕刀夹于激光冲击强化处理工作台。用水作约束层, 水流厚度为0.5 mm。试验采用江苏大学Gaia-R系列高能量脉冲灯抽运YAG激光器, 激光器调整冲击参数为:激光能量10 J, 波长1.06 μm, 脉冲宽度30 ns, 频率0.1 Hz, 光斑直径6 mm。

    图  3  (a) 旋耕刀冲击强化前准备(b)残余应力测点位置
    Figure  3.  (a) The preparation before LSP (b) Residual stress measuring point location

    利用超声波清洗器将试样在丙酮溶液中清洗15 min, 并用酒精反复冲洗, 最后吹干[18-19]。采用MSF-3M型X射线应力测定仪进行残余应力测量, 应力测试取点如图 3(b)所示。X射线分析测试条件为V靶材, 所用衍射晶面为α-Fe(211)衍射晶面, 交相关方法定峰[20]

    从ANSYS后处理输出各测试点的表面残余应力仿真值, 对比试验实测数据, 如图 4所示。各测点的仿真值与实测值曲线呈上下交替分布, 曲线拟合较好, 误差在±20 MPa内。仿真值呈下凹状态, 主要是因为ANSYS中施加的高斯热源为固定热源, 且集中施加在冲击区域的中心, 造成中心温度向边缘扩散, 结果表现为整个区域中心的残余压应力明显高于周边。同理, 实测值呈现下凹状态也是因为激光冲击时, 光斑对准区域中心, 中心受热过大, 从而残余应力的引入明显多于周边。

    图  4  激光冲击仿真与实测残余应力
    Figure  4.  Residual stress datum of simulation and experiment after LSP

    利用ANSYS模拟激光冲击强化, 其在材料表层引入的残余应力与试验实测的结果吻合得较好, 说明ANSYS可完成激光冲击强化试验, 且误差在允许范围内, 通过此类仿真分析研究, 可对激光冲击强化的工艺参数进行优化, 进一步提高材料性能。

    图 5(a)、图 5(b)分别是激光冲击前后旋耕刀表面材料残余应力沿xy轴的分布情况, 未经强化的平均残余压应力仅为146.90 MPa, 强化后的平均残余压应力达到390.70 MPa, 提高了166%。经激光冲击强化后, 最大残余压应力达到412.25 MPa, 在冲击区域的中心位置; 最小残余压应力为375.82 MPa, 在冲击区域的最边缘位置。同时, 冲击后沿x轴及y轴方向的残余应力误差大小在±20 MPa内, 说明整个冲击强化区域的残余应力分布均匀, 无应力集中现象, 说明激光冲击强化能有效提高材料表层残余应力。

    图  5  冲击前、后的残余应力
    Figure  5.  Residual stress before and after LSP

    由于旋耕刀工作环境恶劣, 且工作时间较长, 易存在应力集中, 引发疲劳裂纹, 激光冲击强化处理引入的残余压应力可消除应力集中的影响, 减慢或抑制裂纹的扩展, 能起到提高板料疲劳寿命的作用, 进而提高旋耕刀使用寿命。

    (1) 利用ANSYS对旋耕刀进行应力分析, 得出旋耕刀柄外弯角处应力最为集中, 最大拉应力达到303 MPa, 与日常刀具易受损折断处的位置基本吻合。

    (2) ANSYS可模拟激光冲击强化工艺, 其算得的残余应力引入值与试验实测的结果吻合很好, 误差在±20 MPa内, 通过仿真分析可优化相关工艺参数, 进一步提高材料性能。

    (3) 经激光冲击强化处理的旋耕刀表层材料残余压应力明显增大, 最大残余压应力达412.25 MPa, 可消除旋耕刀在恶劣工况下应力集中的影响, 减慢或抑制裂纹的扩展, 提高材料疲劳寿命。

  • 图  20 L球型爆炸实验系统

    Figure  1.  20 L spherical explosion experimental system

    图  气液输送管段的几何模型

    Figure  2.  Geometric model of gas-liquid transmission pipe section

    图  管道壁面与截面的网格划分

    Figure  3.  Grid division of pipe wall and section model

    图  不同网格条件下C8H18在0.8 MPa下的截面含气率分布

    Figure  4.  Distribution of gas content of C8H18 cross-section at 0.8 MPa under different grid conditions

    图  实验[12]与数值模拟结果的对比(单位:mm)

    Figure  5.  Comparison between experimental[12] and numerical simulation results (Unit: mm)

    图  实验与模拟得到的含气率对比

    Figure  6.  Comparison of gas content between experimental and numerical simulation results

    图  不同压力下4种物质的流型结构截面云图

    Figure  7.  Cross-section nephogram of flow structure of four substances under different pressure conditions

    图  不同压力下C8H18和C10H22的截面含气率分布

    Figure  8.  Distribution of void fraction at different pressures of C8H18 and C10H22

    图  0.6 MPa压力下4种物质的含气率对比

    Figure  9.  Comparison of gas content of four substances at 0.6 MPa

    图  10  不同曲率半径下C10H22的流型结构与截面含气率

    Figure  10.  Flow pattern structure and section air voids of C10H22 under different radius of curvature

    图  11  细化曲率半径下C10H22的流型结构云图

    Figure  11.  Cloud diagram of C10H22 flow pattern structure under refined curvature radius

    图  12  0.9 MPa下C10H22的流型结构

    Figure  12.  Diagram of flow pattern structure of C10H22 at 0.9 MPa

    表  1  气液两相物理参数

    Table  1.   Gas-liquid two-phase physical parameters

    MaterialDensity/(kg·m−3)Viscosity/(kPa·s)Surface tension/(N·m−1)
    Air1.2361.85
    C6H14669320.020 3
    C7H1668340.90.021 6
    C8H18700540.021 8
    C10H22730920.023 3
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    表  2  0.6 MPa压力下4种物质气液输送管段截面的含气率

    Table  2.   Cross section air voids of four substances in gas-liquid conveying pipeline section at 0.6 MPa

    Materiala1a2β
    C6H140.911 20.654 01.4
    C7H160.878 00.680 51.3
    C8H180.856 00.655 71.3
    C10H220.912 20.678 01.3
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    表  3  4种物质在不同压力下形成较稳定环状流的管段范围

    Table  3.   Range of pipe sections with stable annular flow formed by four substances under different pressures

    MaterialRange of pipe section/mm
    0.6 MPa0.7 MPa0.8 MPa0.9 MPa
    C6H14230–300
    C7H16210–300
    C8H18200–300210–300210–300200–300
    C10H22210–300200–300210–300210–300
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  • [1] 王悦. 可燃液体燃料云雾形成和爆炸问题研究 [D]. 北京: 北京理工大学, 2016.

    WANG Y. Research on generation of mists and explosion characteristics for flammable liquid fuels [D]. Beijing: Beijing University of Technology, 2016.
    [2] 刘雪岭. 瞬态多相云雾浓度、湍流及其爆炸物理特征实验研究 [D]. 北京: 北京理工大学, 2016.

    LIU X L. The experimental study of physical and explosion characteristics on transient multiphase mists of concentration, turbulence [D]. Beijing: Beijing Institute of Technology, 2016.
    [3] 王悦, 白春华, 李斌, 等. 二次脉冲气动喷雾系统的设计与实验研究 [J]. 高压物理学报, 2015, 29(5): 347–355.

    WANG Y, BAI C H, LI B, et al. Design and experimental research on the double pulse pneumatic spray system [J]. Chinese Journal of High Pressure Physics, 2015, 29(5): 347–355.
    [4] 凤文桢, 熊新宇, 高凯, 等. 点火延迟时间对镁粉尘云爆炸特性影响研究 [J]. 消防科学与技术, 2021, 40(1): 25-8. doi: 10.3210/fst.40.25

    FENG W Z, XIONG X Y, GAO K, et al. Influence of ignition delay time on explosion characteristics of magnesium dust cloud [J]. Fire Science and Technology, 2021, 40(1): 25–28. doi: 10.3210/fst.40.25
    [5] 黄勇, 赵庆贤, 刘龙飞, 等. 激波诱导油液柱变形、破碎及其雾化过程研究 [J]. 常州大学学报 (自然科学版), 2021, 33(4): 55–62.

    HUANG Y, ZHAO Q X, LIU L F, et al. Study of deformation, breakup and atomization of diesel fuel column by shock wave [J]. Journal of Changzhou University (Natural Science Edition), 2021, 33(4): 55–62.
    [6] SPITZER S H, ASKAR E, BENKE A, et al. Influence of pre-ignition pressure rise on safety characteristics of dusts and hybrid mixtures [J]. Fuel, 2022, 311: 122495. doi: 10.1016/j.fuel.2021.122495
    [7] 曹兴岩, 任婧杰, 毕明树, 等. 超细水雾雾化方式对甲烷爆炸过程影响的实验研究 [J]. 煤炭学报, 2017, 42(7): 1795–1802.

    CAO X Y, REN J J, BI M S, et al. Experiment study on effect of methane explosion process by atomization method of ultrafine water mist [J]. Journal of China Coal Society, 2017, 42(7): 1795–1802.
    [8] 张成均, 白春华. 基于20 L球罐的多相混合物扩散模拟 [J]. 中国安全生产科学技术, 2019, 15(4): 52–58.

    ZHANG C J, BAI C H. Diffusion simulation of multiphase mixture based on 20 L spherical vessel [J]. Journal of Safety Science and Technology, 2019, 15(4): 52–58.
    [9] 张江石, 刘建华. 分散度对铝粉爆炸敏感性的影响 [J]. 兵工学报, 2021, 42(5): 979–986.

    ZHANG J S, LIU J H. Effect of dispersity on explosion sensitivity of aluminum powder [J]. Acta Armamentarii, 2021, 42(5): 979–986.
    [10] 卢国菊, 于丽雅, 高彩军. 铝粉及铝镁混合粉的爆炸特性 [J]. 粉末冶金工业, 2022, 32(6): 82–85.

    LU G J, YU L Y, GAO C J. Study on the explosion characteristics of aluminium powder and aluminium magnesium mixed powder [J]. Powder Metallurgy Industry, 2022, 32(6): 82–85.
    [11] 吕启申, 臧小为, 潘旭海, 等. 温度和浓度对甲醇喷雾爆炸特性参数的影响 [J]. 爆炸与冲击, 2019, 39(9): 095402.

    LYU Q S, ZANG X W, PAN X H, et al. Effects of temperature and concentration on characteristic parameters of methanol explosion [J]. Explosion and Shock Waves, 2019, 39(9): 095402.
    [12] 刘可心, 刘炜, 孙亚松. 多因素耦合作用对甲烷爆炸特性的影响 [J]. 爆炸与冲击, 2023, 43(3): 032101.

    LIU K X, LIU W, SUN Y S. Influence of multi-factor coupling on methane explosion characteristics [J]. Explosion and Shock Waves, 2023, 43(3): 032101.
    [13] 王悦, 白春华. 乙醚云雾场燃爆参数实验研究 [J]. 爆炸与冲击, 2016, 36(4): 497–502.

    WANG Y, BAI C H. Experimental research on explosion parameters of diethyl ether mist [J]. Explosion and Shock Waves, 2016, 36(4): 497–502.
    [14] 李子丰. 基于VOF的气液两相流多尺度耦合算法 [D]. 沈阳: 沈阳化工大学, 2022.

    LI Z F. Multiscale coupling algorithm for gas-liquid two-phase flow based on VOF [D]. Shenyang: Shenyang University of Chemical Technology, 2022.
    [15] 高忠信, 邓杰, 葛新峰. 圆形弯管气液两相流数值模拟 [J]. 水利学报, 2009, 40(6): 696–702.

    GAO Z X, DENG J, GE X F. Simulation of bubbly two-phase turbulent flow in circular pipe bend [J]. Journal of Hydraulic Engineering, 2009, 40(6): 696–702.
    [16] 牛成林. 基于图像检测技术的气液两相流截面含气率测量实验研究 [J]. 新型工业化, 2017, 7(5): 26–31.

    NIU C L. Void fraction of vertical gas-liquid two-phase flow based on image detection method [J]. The Journal of New Industrialization, 2017, 7(5): 26–31.
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出版历程
  • 收稿日期:  2023-04-25
  • 修回日期:  2023-05-25
  • 录用日期:  2023-07-07
  • 刊出日期:  2023-09-01

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