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涡喷发动机nox浓度场数值模拟
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锻造炉温度场的研究与建模
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锻造炉温度场的研究与建模
关注微信公众号本体瞬态温度场,instantaneous bulk temperature field,音标,读音,翻译,英文例句,英语词典
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-> 本体瞬态温度场
1)&&instantaneous bulk temperature field
本体瞬态温度场
The instantaneous bulk temperature field the gear is very important for the study of scoring of gears.
齿轮本体瞬态温度场对研究齿轮胶合问题非常重要。
2)&&transient thermal field
瞬态温度场
To effectively predict the thermal distribution of the pavement,the numerical model of nonlinear transient thermal field for the asphalt pavement was established based on heat conduction theory.
为了较准确地预测路面结构温度分布,解决实测耗费大的问题,基于热传学原理,建立沥青路面结构体系的非线性瞬态温度场计算模型,借助路面所处地区的标准气象资料,确定温度场的边界条件和初始条件,采用AD INA有限元进行分析求解。
Based on study of the energy dissipation of disc brake during the vehicle braking, the finite element model for analyzing the transient thermal field of the brake disc and brake pad during the urgent braking was established.
基于盘式制动器制动过程中能量耗散的研究,建立了紧急制动过程中制动盘与摩擦片瞬态温度场分析的有限元模型。
On the basis of malfunction detection,the calculation method for the transient thermal field of the nozzle guide vanes for a turbofan engine has been derived,and the transient thermal field analysed in a numerical way.
本文以其失效分析为背景,推导出导向叶片瞬态温度场的计算方法,并对该导向叶片进行了瞬态温度场数值分析,进而得出导向叶片的瞬态热应力分布与热疲劳寿命的计算结果。
3)&&transient temperature field
瞬态温度场
Monitoring and application of distributed optical fiber sensors in transient temperature field
冻土瞬态温度场的分布式光纤监测方法及应用
Finite element analysis of transient temperature field
带式制动器瞬态温度场的有限元分析
Numerical simulation of transient temperature field of plastic part of va
变比热的塑件瞬态温度场数值模拟
4)&&transient temperature
瞬态温度场
Analytical solutions of 3D transient temperature field in a multilayer cylinder irradiated by h
激光辐照下多层圆柱体中三维瞬态温度场的解析解
Numerical simulation of laser-induced transient temperature field
激光作用于圆管产生瞬态温度场的数值模拟
In order to ensure the economy and safety of the unit, on the base of the axially symmetric elasticity theory and the materials physics properties changing with the temperature, this paper calculated the 300MW unit s HP-IP rotor s transient temperature according to the operation data in various working conditions,using the ANSYS 6.
1大型结构有限元分析软件,对300MW机组的高中压转子在实际运行工况下进行瞬态温度场分析,为转子在不同工况下的应力分析提供理论基础。
5)&&Transient temperature field analysis
瞬态温度场分析
6)&&two dimension instantaneous temperature field
二维瞬态温度场
补充资料：半导体激光器的瞬态特性
&&&&　　半导体激光器从某一稳定工作状态过渡到另一稳定工作状态的过程中所出现的瞬态现象，或对阶跃电流的响应。主要有激射延迟、张弛振荡和自脉动。这些现象限制着半导体激光器振幅调制或频率调制的性能，特别是最高调制速率。　　　　激射延迟 　半导体激光器加上阶跃电流后，不会立即发射具有相干性的激光。最初是产生不相干的自发发射，并不断增强。从PN结注入到半导体激光器谐振腔有源区中的非平衡载流子浓度N在自发复合过程(其寿命时间为τ≈1～5×10-9秒)中不断积累,使腔内半导体不断从吸收状态变为增益状态，直到第一次达到相应的平衡值Nth之后(图1中N/Nth曲线达到1时)才能开始激射。对于双异质结半导体激光器，垂直结面光限制较强（折射率差约为0.2）,激射延迟时间td主要由非平衡载流子的积累时间决定，约为　　　　式中j为注入电流密度,jth为阈值电流密度。电流切断后,激光很快消失,而非平衡载流子浓度N则经历τ时间才能降低到切断时的36.8％，所以在td以内的外加信号将无光响应而丢失(码型效应)。这种正常的激射延迟效应可用来测量短寿命τ,也可采取措施（如加适当偏流Ib或先行脉冲）来消除。但在同质结和单异质结(SH)激光器中垂直结面方向至少有一边光限制很弱（其折射率差约为6×10-4），有时易被注入载流子等离子振荡的反波导效应所抵消，因而使非平衡载流子有过量的积累，并增大腔内散射损耗,使td延长1～2个数量级(～10-7 秒),直到注入电流在腔内焦耳热引起的温差（墹T）正波导效应 (其折射率差＝4.5×10-4墹T)恢复光限制、降低腔损耗时才激射（反常长延迟效应），或一直到切断电流时才突然发射一个激光尖峰（内Q开关效应）。　　　　张弛振荡 　正常的半导体激光器在加上阶跃电流后约经td时间产生的激射，往往是以超过相应稳态值埅很多的很窄（～10-11秒）尖峰出现，然后再在埅上下作阻尼振荡，约经阻尼时间τ≈2τ才逐渐稳定在埅,即图1中曲线,其振荡间隔随振荡幅度减小而稍微变小（软弹簧效应）并趋于频率式中　　　　　　是半导体激光器腔内本征谐振频率，τ悘是未注入前与腔内损耗有关的表观寿命。在实际的大信号情况,过冲尖峰高度和阻尼时间τ随导波模式的自发发射因子γ 的增大而迅速减小。γ是腔内非平衡载流子自发辐射复合所生的各种光子中属某一导波模式的比率。γ大则达td时导波模式光子数多，而能更早冲过埅,使N 超过Nth不太多，故激光过冲尖峰不太高,张弛振荡过程提早结束。如作小信号正弦调制，则调制深度随调制频率的变化在γ＜10-2情况将出现类谐振峰 (图2),其峰高随γ增加而减小,在γ＞10-2情况下,类谐振峰消失。出现类谐振峰的频率主要也是由fi决定，并随注入电流增加而提高。条形半导体激光器中载流子分布不均匀,则载流子扩散过程一般起阻尼作用,降低峰高和缩短阻尼时间。在张弛振荡或高速调制过程中，激光光谱的包络宽度或模数随时间变化,且比稳态增宽,故即使在稳态是单模工作的半导体激光器，在瞬态或高速调制时，也是多模工作的。大信号正弦深调制可以使半导体激光每周或每几周只出现单独一条皮秒级窄激光脉冲，并实现瞬态单模工作。注入同模直流激光可以抑制张弛振荡，用微弱的同频同模激光注入锁定或用外腔或内腔光栅等也可抑制多模，实现瞬态单模工作。　　　　自脉动 　半导体激光器加上一定大小范围的阶跃电流 (j＞jth)经td后也可出现不衰减的周期性窄尖峰脉动,这称为自脉动。其脉动频率也是fi量级,并随注入电流增加而提高(约为0.1～2吉赫)。产生自脉动时，激光光谱包络变宽，每条谱线也变宽(比稳态线约增宽一倍)。这种瞬态现象虽不如前两种普遍，但对调制性能和调制速率影响更大。可利用这种现象作高重复频率(吉赫级)窄光脉冲（皮秒级）源和双稳激光器。产生自脉动的原因是：①由于半导体激光器有源谐振腔内激光本征噪声频谱存在一个尖峰，其频率也在fi量级并随注入电流增加而提高，因而可能受其激发的自锁模过程；②由器件结构本身存在的或由工艺不完善性造成的均匀分布（或不均匀分布）的某种可饱和吸收体,引起重复性内Q开关过程。因此，改进工艺（消除微观及宏观缺陷），采用适当的器件结构（例如使其具有自建折射率波导），就有可能避免自脉动的产生。减小条宽,使γ增大也可抑制自脉动,但这时激光光谱包络将变宽，超辐射将增强,基横模远场将出现双峰。　　 　　
说明：补充资料仅用于学习参考，请勿用于其它任何用途。导读：JournalSep.2005采空区开区注氮灭火温度场冷却过程的数值模拟，原理),由非均质多【摘要】为研究开区注氮条件下,采空区遗煤自燃被抑制和熄灭作用复，计算在不同情况下采空区自燃高温点熄灭过程,以图形方式给出了采空区的漏风流态、氮气，提出了对自燃早期火灾施行开区注氮灭火的方法和适用的判定准则，理论计算得到开区注氮灭火分为两个阶段过程,即原火源熄灭和新自燃氧化区形成并自燃，指出实施开区注氮灭第15卷第9期中国　　　　　　　　　　2005年9月China安全Safety科学Science学报Vol.15No.9　　　　　　　　　　　JournalSep.2005采空区开区注氮灭火温度场冷却过程的数值模拟李宗翔　副教授　题正义　教授　纪奕君　教授(辽宁工程技术大学职业技术学院)学科分类与代码:620.2030　　　　　　　中图分类号:X928.7　　　　　　　文献标识码:A 原理),由非均质多【摘　要】　为研究开区注氮条件下,采空区遗煤自燃被抑制和熄灭作用复杂力学过程(孔介质中的渗流连续性方程、气体弥散方程和综合传热方程的联立,建立了注氮采空区煤自燃的非定常数值模型。结合实例,用迎风格式有限元方法求解。计算在不同情况下采空区自燃高温点熄灭过程,以图形方式给出了采空区的漏风流态、氮气流态,描绘灭火降温过程中,采空区氧、CO和温度分布的动态变化过程。提出了对自燃早期火灾施行开区注氮灭火的方法和适用的判定准则。理论计算得到开区注氮灭火分为两个阶段过程,即原火源熄灭和新自燃氧化区形成并自燃。指出实施开区注氮灭火应准确把握注氮时机和防止新自燃氧化区形成的工作面开采推进时机;并配合降低漏风措施条件下进行注氮。开区注氮;灭火降温;气体浓度;温度场;数值模拟【关键词】　采空区自燃;NumericalSimulationofRiseProcessinTemperatureFieldCausedbyNitrogenInjectionintoGoafLIZong-xiang,Assoc.Prof.　TIZheng-yi,Prof.　JIYi-jun,Prof.(CollegeofVocational,LiaoningTechnicalUniversity)Classificationandcodeofdisciplines:620.2030Abstract:Basedonseepageequationofairleakage,seepageflow-diffusion-consumptionequationofoxygenconcentrationandheattransferequation,anon-steadynumericalmodelofspontaneouscombustiotheseequationsarecom-binedandsolvedbywindwardfiniteelementbasednumericalsimulation.Referringtoapracticalexample,airleakageseepageflow,oxygenconcentrationdistribution,temperaturedistributioningoafandtheacceleratingvariationprocessofthemwithtimearedescribedtheoretically.Thequantitativerelationshipbetweentheoxygenconsumptionoflosingcoalduringspontaneouscombustionandtemperatureriseisdiscussedemphatically.Itcouldbeconcludethathightemperaturezoneappearsusuallyattheinletairside,andboundaryairleakagehasalittleinfluenceonit.Itispointedoutthatthetraditionaltri-zonedivisionofthecooledzone,spontaneouscombustionzoneandsuffocatingzoneofgoafisobscure,whilethemodeinthepapercansolvemoreexactlythespon-taneouscombustionproblem.spontangasconcenumericalsimulationKeywords:　点,但存在影响正常生产和密闭启封排放有害气体等复杂问题,多用于自燃程度难以控制的紧急情况。实际的采空区内部自燃的发生是以采空区CO涌出量过大,使工作面CO浓度超限为主要标志的[1]1　引　言采空区注氮一般分为闭区注氮灭火和开区注氮防火两种情况,其中的闭区注氮具有灭火迅速彻底,效果可靠的优,随着自燃的进程存在一个CO逐渐增加的过程。因此,建议在CO发生 文章编号:05)-01第九期　　　　　　　　　　李宗翔等:采空区开区注氮灭火温度场冷却过程的数值模拟的早期施行开区注氮灭火,并配合以通风调整和防漏风措施,以避免因闭区注氮灭火弊端所带来的经济损失。文献[2―4]用数值模拟方法讨论了采空区遗煤的自燃过程和开区注氮抑制遗煤自燃的问题,笔者将继续就采空区开区注氮灭火的理论可行性和一般规律进行深入探讨,利用所开发的集采空区漏风渗流、O2-CH4-CO浓度和温度分布及其动态变化的有限元数值模拟计算程序(以下简称[4―5]G3),能很好地解决上述难题,并以图形显示计算结果,?29?T0―――初始温度,℃;其余各参数详见文献[2]。采空区开区注氮模型冷却降温计算的定解边界条件:2p=αL-y)(工作面边界上),1r1Q(kH? p ΓΘ) Γ(在注氮口边界)2=-q,c(1=0c(Θ) Θ),0,t Γ在入新风边界上)Γ1=c(1=T0,(初始条件:c(Θ) Θ),0,t τ,(在Ψ上);τ=0=c(=0=T0′式中,Γ――代表第1,2类边界;1,Γ2―L―――工作面长度,m;r1―――单位长度工作面的风阻,N?s2/m9;y―――工作面上距入风口的位置;α――界壁局部阻力系数;1―c(Θ),0―――新风气体浓度,c(O2)375mol/m3,,0=9.c(CO),0=c(CH4),0=0;T0′―――采空区达到自燃失控状态的高温分布。这里重点研究在注入氮气抑制自燃条件下火源余温区热量向外传递的过程,在采空区向底板传热的计算中,对每一个时间步长Δτ,底板传热量为λCsΔτs2B=(t-T0)Δτππ?Δτ式中,B―――底板吸热系数或蓄热系数,B=λsCs。qw=2(t-T0)那么,采空区向底板的传热强度为2B(2)π?Δτ式中,η―――传热底板的表面几何形状系数,一般η<1。Qw=η(t-T0)使问题的研究更加深入。2　采空区自燃、注氮灭火过程数学模型及定解条件　　采空区渗流场用变渗透性系数的达西渗流耦合计算来近似描述,将注氮管口简化为小流量边界。图1为简化的二维非均质采空区开区注氮流场,图中q为注氮流量,m3/s,Lx为注氮口距离工作面的位置;Q为工作面风量,qL、q′L分别为漏入、漏出风量。QCH,QCO分别为采空区瓦斯和CO的绝4对涌出量;qCH为深部窒息边界瓦斯涌出量。4图1　采空区计算区域划分假设采空区充分冒落,老顶板块和底板作为不透气边界,注氮流场为不可压缩气体稳定渗流,在流场Ψ中,综合考虑一场一态多相气体、温度动态问题联立求解的方程组为3Wg(Kp-1)KpM ?[k p]=,k=b,H=0HKpKp-1dc(Θ)c-c(Θ)+ν? c(Θ)= [D c(Θ)]+W(Θ)dτcn实际的自燃点总是在局部地点开始的,自燃点起初是在非贴近底板的松散煤矸体中发生的(贴近底板处由于产生的热量被及时散发出去,所以不容易产生自燃),随着自燃程度和范围的扩大,逐渐蔓延到底板处,形成向底板岩层内部的传热。灭火冷却降温变化过程与自燃点位置和底板传热能力有直接关系,自燃点贴近于底板时热失散能力大,反之,自燃点远(高)于底板时热失散能力较小。底板传热影响因素与底板岩性、底板传热边界表面几何形状和自燃高温点距离底板的位置等有关。综合考虑上述各因素,统一用式(2)中的η表示。Qs t2+CgV? t=λ+h(t-Tf),e t+ τHb?t(1-n)H1?γW(CH4)0e0W(O2)=-[]+?c(O2)n?c(O2)c-c(O2)0?H1W(CO)=2β?W(O2)-W1HCeλsCsQs=(b2+b1β)W(O2)-2(Tw-T0)π?τ式中,τ―――时间变量,s;c(Θ)―――Θ相气体浓度,mol/m3;c―――完全空气摩尔浓度,取44.643mol/m3;W(Θ)―――Θ相气体产生或被消耗的源汇项,mol/(m3?s);TW―――贴底板处煤矸温度;(1)3　算例及计算结果算例取阜新五龙煤矿3231综放面,原始温度T0=17℃;计算参数和自燃过程的计算结果参见文献[2]。计算采空区尺度、有限元区域剖分和采空区冒落非均质特征如图2所示,全区域采用三角形线性单元剖分,注氮口附近采取二次加密,剖分和边界条件处理的全部工作均由G3自动完成。计算且忽略热风压的影响。图3拟定了趋于高温自燃的初始状态条件T′0,取自燃原始最高温度为134.5℃,新风及注氮口的温度T0=17℃。Θ―――Ψ中各相气体组分,分别取Θ=CH4,O2,CO;?30?中国安全科学ChinaSafetyScience学报第15卷　　　　　　　　　　　　　　　　Journal2005年图2　采空区流场剖分网格与冒落碎胀系数分布图3　自燃时采空区漏风流态、速度场、温度分布及CO气体浓度qL=-144.56m3/min,QCH=20m3/min,QCO=0.27m3/min,温度场tmax=134.5℃4　　从风流角度上,注氮本身驱替了部分工作面向采空区的漏风流,所以,q/qL值越大,注氮效果越好[3]火的综合结果。图5给出了灭火中间温度变化过程,图中的温度等值线从20℃开始,差距为10℃。经连续15天注氮灭火,自燃点温度从134.5℃降低到39.8℃。为考查底板传热能力对降温所起的作用,分别取η=0.8,1.0,1.0(第3天适时恢复工作面开采,推进度1.2m/d)等3种情况进行了对比计算。高温点升温变化曲线和CO涌出变化曲线(见图6)。。因此,在开区注氮灭火时,首先应努力降低工作面向采空区的漏风量,采取如工作面设挂风障帘、灌注塑胶泡沫堵漏,或者适当降低工作面风量(在停产状态下)等措施。图4模拟了在漏风量qL降低到约一半,注氮量q=24m3/min(两台注氮机同时工作)时注氮灭图4　静态开区注氮灭火时采空区漏风流态、气体浓度及温度分布的数值结果qL=-43.3m3/min,q'L=69.5m3/min,q=24m3/　QCO=0.22m3/温度场tmax=39.8℃第九期　　　　　　　　　　李宗翔等:采空区开区注氮灭火温度场冷却过程的数值模拟?31?图5　开区注氮灭火采空区温度分布的变化过程的数值结果图6　不同条件下采空区自燃点冷却降温过程及其CO涌出的分岔现象　　过程可分为原火区熄灭和新自燃氧化区形成两个阶段:1)原自燃区的停止自燃并迅速熄灭阶段;2)新自燃区(指工作面附近的灭火盲区)的缓慢过低温自＊燃阶段(见图7),灭火起效时间(τ)与注氮流量有关,QCO回4　注氮采空区自燃熄灭降温过程的模拟分析　　注氮后采空区的自燃区域发生了很大变化,自燃高温区随注氮时间的增加,134.5℃高温区逐渐消失。如图6所示,灭火过程中原火区温度呈急剧的率减变化(冷却),灭火时间在15天以上,但控制抑制自燃生成CO有害气体的时间在3～5天。在有限的注氮量情况下,在工作面附近氮流带和自燃冷却带之间的交界处形成自燃氧化带(新的CO产生源)。灭火后期,温度略微有所回升,采空区区域的CO涌出量逐渐增加。在工作面停顿状态下,开区注氮灭火是有限的,在实际不能很好地控制漏风(qL)的情况下,注氮只改变了原来的自然漏风流态下的自燃高温点的位置,并重新在工作面附近上移一定位置处形成新的自燃区或自燃氧化区,该处新的高温点的温度不一定很高,但往往超过CO生成的临界温度(这里的煤质为29℃),产生的CO气体直接随漏回风流进入工作面,使QCO值有较大的回升(见图6)。由图6的模拟结果可以明显看出,静态的开区注氮时CO涌出量呈两阶段变化,因此,其灭火升幅度与底板散热情况有关。由此得到判别开区注氮灭火方法有效性的条件为:QCO<0.0024%?Q＊(3)图7　开区注氮灭火过程两阶段划分＊由图6曲线3,通过初期灭火CO降低达到QCO后适时推进工作面,促使CO继续走低,直到消失。可见,合理掌握第一阶段的灭火时间,利用两阶段之间的时机,即在后续的新自燃?32?中国安全科学ChinaSafetyScience学报第15卷　　　　　　　　　　　　　　　　Journal2005年氧化区尚未形成时,推进工作面,能有力地控制第二阶段的新自燃区的自燃氧化。综上所述,开区注氮灭火主要特点及规律:1)开区注氮不能控制整个采空区的遗煤自燃;注氮改变了采空区原来的自然漏风流态,自燃位置的重点重新分布(高温点位置发生改变),在采空区形成了在原来的高温点窒熄降温冷却,而非高温区成为新自燃点的此消彼长的局面。2)初期灭火效果十分明显,首先控制住了高温点的继续自燃,已燃积蓄的CO被排放,CO涌出量急剧减少(为工作面继续推进创造时机),之后,随着新的自燃点出现CO涌出逐渐回升,即出现分岔现象。3)温度在灭火过程呈逐渐冷却降低,由于新的高温点是处于采空区工作面附近冷却带边缘,仅表现为温度略有回升。在CO低谷点开采推进工作面,可以摆脱新生自燃火区的自燃,后期CO回升的原因是终温高于CO发生的临界温度。适时推进或加快推进工作面速度。4)根据注氮流量和漏风水平的不同,灭火冷却后的最终温度是不同的,受自燃的开采影响因素(工作面推进、漏风量)和注氮流量的综合影响。开区注氮灭火时应做到控制并减少漏风量。5　结　论1)开区注氮适用于推进中的工作面采空区早期自燃的灭火工作,但应适时地及早对自燃的早期过程的跟踪和工作面CO的监测,争取在不停产推进中实施注氮,合理恰当地实施注氮灭火工作。这种思想方法同样可以引深为间歇注氮问题,这有待进一步研究。2)为提高开区注氮的灭火效果,开区注氮同时应配合以降低工作面向采空区的漏风的措施,即在工作面设置风幛和适当降低工作面风量等;为保证工作面瓦斯排放能力,降低工作面风量时应加大回风隅角处的瓦斯抽放力度。3)为防止第Ⅱ阶段的新自燃氧化区的出现,工作面开采推进的时机应选在开区注氮原火源熄灭后CO降低到安全值以下之时。由于新生自燃氧化区沿推进方向较为狭窄,一般在小的工作面推进度就能达到防止自燃的发生。4)用G3模拟理论结果与实际有很好的一致性,得出的自燃熄灭规律揭示了采空区自燃与注氮灭火的关联特征,对于研究注氮灭火作用是非常有意义的。在可靠地掌握工作面采空区自燃发生规律特征参数的情况下,合理确定灭火注氮参数是可行的。(收稿:2005年7月;作者地址:辽宁省阜新市;辽宁工程技术大学职业技术学院;邮编:123000)参考文献1　出口刚太[日].石炭保安技术に关する海外共同研究プロジュクト[J].资源と素材,):831～8462　李宗翔.采空区遗煤自燃过程及其规律的数值模拟研究[J].中国安全科学学报,):15～193　李宗翔.综放采空区防灭火注氮数值模拟与参数确定[J].中国安全科学学报,):53～574　李宗翔,纪奕君.开区注氮采空区自燃温度场的数值模拟研究[J].力学与实践,):47～505　李宗翔,吴志君,王振祥.采空区遗煤自燃升温过程的数值模型及其应用[J].安全与环境学报,):58～62包含总结汇报、人文社科、办公文档、专业文献、教程攻略、考试资料、经管营销、党团工作、工作范文以及采空区开区注氮灭火温度场冷却过程的数值模拟等内容。
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