入口压力对织构表面承载力的影响

为研究不同的入口压力对织构表面承载力的影响,建立了单个凹槽织构的二维计算模型,利用CFD方法数值模拟了在不同入口压力下气穴效应、气体体积率、压力分布和上壁面承载等方面的表现。研究结果表明:当入口压力较小时,在织构流体入口端的发散区将生成气穴,气体体积率的极大值随着入口压力的增加而减小;就气穴的分布区域而言,随着压力的增加,气穴分布区域逐步扩散,直至完全消散,气穴消失;无论是否产生气穴,织构的承载力会随着入口压力的增加而线性成比例地增加。     

高温高压条件下流速对X70钢CO2冲刷腐蚀行为的影响

目的 研究X70管线钢在高温高压CO2饱和溶液中不同流速下的冲刷腐蚀行为。方法 通过流体动力学模拟的方法,获得不同喷射流速下壁面切应力的变化规律。采用喷射冲击试验装置,利用扫描电镜、表面形貌测试仪、维氏硬度仪等设备和失重测量方法,分析喷射速度对X70管线钢CO2冲刷腐蚀行为的影响。结果 随着喷射流速Uexit的增大,试样表面的壁面切应力和壁面压应力逐渐增大。随距喷射中心距离(径向距离)的增大,壁面切应力先增大后减小,壁面压应力急剧减小。在低流速(Uexit≤10 m/s)情况下,最大壁面切应力所对应的特征攻角大约为23°;当流速Uexit≥20 m/s时,特征攻角迅速增至45°左右,且变化很小。试样表面形貌表现出明显的三个区域:停滞区、过渡区、壁面喷射区,且在低流速下,三个区域划分更为明显。在20 m/s喷射速度下,壁面切应力呈现中心轴对称变化,为“M”形状,试样表面的冲蚀轮廓(冲蚀深度)呈现中心对称的“W”形状变化,大约在距中心滞点4 mm左右,即最大壁面切应力附近出现最大冲蚀深度,约55 μm。试样表面硬度随径向距离的增大而减小,中心停滞区硬度高达340HV10。喷射流速从10 m/s增加到40 m/s时,冲蚀速率由11.86 mm/a增加到32.97 mm/a。结论 X70管线钢的典型形貌特征与喷射流体的壁面切应力大小和CO2腐蚀有关,最大壁面切应力处产生的冲蚀最为严重,冲蚀速率(Rcorr)与喷射流体的流速呈现线性关系,即Rcorr=4.861+0.714×Uexit。     

乙醇辅助激光一步法制备硬质合金疏水表面

目的 在YT15硬质合金刀片上制备出具有疏水特性的织构表面.方法 在静态的无水乙醇环境中,利用光纤激光打标机,在YT15硬质合金刀片上制备织构,制备好的织构表面不做任何改性处理.根据织构表面形貌、织构表面化学成分,分析加工环境及激光参数对织构表面润湿性的影响.结果 无水乙醇辅助激光制备的织构表面表现出了疏水特性,疏水角的大小受激光参数影响.激光功率增大,织构表面接触角随之增大,功率为12～20 W时,接触角为112.5°～126.9°;激光扫描速度增加,织构表面接触角随之减小,扫描速度为0.5～2.5 mm/s时,接触角为118.3°～125.7°.当加工次数为1,激光频率为200 kHz,扫描速度为1 mm/s,功率为20 W时,织构表面的接触角最大,为126.9°.结论 无水乙醇环境中,采用激光技术在YT15刀片上制备出了新型的环形凸起微纳织构.与无织构表面相比,织构表面C原子明显增加,表现出了疏水特性.织构表面接触角的大小与织构形貌有关,环形凸起织构密度越大,接触角越大.环形凸起织构的密度受激光参数影响.织构形貌及表面化学成分决定了表面的润湿特性.     

表面润湿性对微通道界面减阻特性的影响

目的降低微通道的流动阻力。方法借助激光加工、自组装技术和化学涂覆技术,在Si基底上制备了3种不同润湿性的表面,通过组装获得具有不同润湿性壁面的微通道。采用微观粒子成像测速技术(μ-PIV),对构建的微通道单侧滑移流动和双侧滑移流动进行测试。结果 Si表面沉积自组装分子膜、微结构加工结合自组装分子膜沉积及构筑微结构后,进行纳米二氧化硅涂覆的接触角分别为114.6°、142.7°和155.4°。亲水壁面A与疏水壁面B、C和超疏水壁面D组成的微通道,B、C和D壁面的滑移速度分别为0.018、0.022、0.029 m/s。B-D通道的平均流速比B-C通道提高了0.85%,C-D通道的平均流速比C-C通道提高了5.25%。结论疏水壁面处均存在较明显的滑移速度,且壁面疏水性越强,滑移速度越大。当两侧壁面均为疏水壁面时,一侧壁面疏水性的提高可以增加另一侧壁面疏水性对整体减阻效果的影响,但会迫使另一侧疏水壁面的滑移速度减小。流场中最大速度位置会偏向疏水性较强的一侧壁面,且两侧壁面润湿性的差距越大,其偏离距离越大。     

激光织构化不同材料表面对润湿性能的影响

采用激光微织构加工技术分别在SAF2507双相不锈钢和碳纤维增强聚醚醚酮(CF/PEEK)表面制备不同形状、面积占有率的微织构凹坑，通过润湿性试验分析时间、液滴体积、微织构形状与面积占有率、液滴种类对润湿性的影响。结果表明：液滴润湿材料表面过程中，固液接触角先随时间迅速减小，后保持在一个较为稳定的值；使用体积较大的液滴测量接触角时，液滴铺展的速度减缓，接触角的测量值变小；CF/PEEK表面的接触角随微织构面积占有率的增大而减小，SAF2507表面的接触角随微织构面积占有率的增大而增大；微织构面积占有率相同的表面，方柱形微织构表面的接触角小于圆柱形微织构表面，润湿效果更好；天然海水在光滑和织构表面的接触角均小于蒸馏水。     

高压隔膜泵单向阀阀隙流场的冲蚀磨损特性分析

目的 探究高压隔膜泵单向阀阀隙流场冲蚀磨损产生的原因及主要影响因素。方法 基于固液两相流基本理论和冲蚀模型,考虑颗粒保护效应及磨蚀效应,采用计算流体力学(CFD)方法模拟单向阀阀隙流场的冲蚀磨损行为,探究矿粉颗粒体积分数、颗粒粒径、单向阀半锥角、胶垫突出高度等参数对单向阀冲蚀磨损特性的影响。结果 矿粉颗粒紧贴阀芯壁面的剪切运动是造成阀芯发生冲蚀磨损失效的主要原因。当矿粉的体积分数由0.1增大到0.5时,由冲蚀造成的最大冲蚀磨损速率随之减小,由磨蚀造成的平均冲蚀磨损速率随之增大。当矿粉粒径为0.025~0.048 mm时,随着矿粉粒径的增大,平均冲蚀磨损速率随之增大。当矿粉粒径超过0.048 mm时,平均冲蚀磨损速率逐渐减小。当单向阀半锥角由30°增大到45°时,阀隙流场的最大流速由12.23 m/s减小至9.19 m/s,矿粉颗粒对阀芯壁面的最大冲蚀磨损速率减小了41.16%。阀隙流场的最大流速和冲蚀磨损速率随着胶垫突出高度h的增大而增大,同时位置也发生了相应变化。结论 矿粉颗粒体积分数的增加会加重粒子对阀芯壁面的损伤程度,随着粒径的增加,泵阀的最大冲蚀磨损速率先增大后减小,增大半锥角可以缓解颗粒对壁面的冲蚀磨损,增大胶垫突出高度会导致冲蚀磨损区域逐渐向胶垫突出位置集中。     

阀芯旋转式高速开关阀的气穴特性研究

提出一种阀芯旋转式高速开关阀,通过阀芯旋转实现高速开关,突破阀芯往复运动结构对开关频率的限制。在此基础上,建立阀内流体模型,利用Fluent软件对不同运动和结构参数下阀口的气穴现象进行数值模拟及量化分析。结果表明：气穴现象主要发生在靠近阀芯沟槽一侧,随旋转角度的增加而减小;气穴范围和气相体积分数的下降速度随出口压力的增加而增大,当出口压力为5 MPa时,气相体积分数迅速下降并在旋转角度为3°时趋于0;改变占空比,气穴未有明显变化;增大阀口流道的倾斜角度,气穴抑制效果显著,可提高输出流量的稳定性。     

激光微织构滚动轴承表面润滑性能的数值分析

目的研究圆柱滚子轴承摩擦副织构化表面润滑性能,探讨工况参数(载荷、转速)和微织构几何形貌参数(面积占有率)对油膜平均无量纲压力的影响规律。方法基于弹性流体动压润滑机理,利用有限长线接触弹流润滑理论建立理论模型,采用有限差分法对Reynolds方程进行离散,并运用多重网格法进行数值分析。结果在微织构面积占有率S_p=0.095、深度h_p=6μm的前提下,当载荷由100 N升为500 N时,油膜平均无量纲压力随之增大。在微织构面积占有率S_p=0.095、深度h_p=6μm的前提下,当转速由100 r/min升为500 r/min时,油膜平均无量纲压力随之增大。在载荷W=200 N、转速n=200 r/min的前提下,当微织构面积占有率由0.05升为0.15时,油膜平均无量纲压力随之增大;当微织构面积占有率由0.15升为0.25时,油膜平均无量纲压力随之减小。结论圆柱滚子轴承微织构表面的油膜平均无量纲压力随着载荷和转速的增大而增大,随着微织构面积占有率的增大而先增大后减小。     

沟槽形表面织构对柱塞密封副摩擦性能的影响

目的提高压裂泵柱塞表面的摩擦学性能。方法基于稳态二维不可压缩Reynolds方程,建立沟槽形表面织构化柱塞动压润滑理论模型,然后利用有限差分法和高斯-赛德尔迭代法求解柱塞表面的油膜压力分布和剪切应力,进而获得油膜承载力和摩擦系数,开展最小油膜厚度、织构的深度、横截面形状、面积占比以及分布角度对柱塞密封副油膜承载能力和摩擦系数影响规律的数值分析。结果随矩形沟槽织构深度从2μm增加到40μm,织构的动压润滑性能先增大后减小,当深度约为最小油膜厚度的0.6倍时达到最佳,并且最小油膜厚度越大,织构的动压效应越差。4种横截面沟槽织构的动压润滑性能优劣顺序为:矩形内凸阶梯型椭圆形V型。随织构宽度从100μm增加到480μm,油膜承载力先增加后减小,宽度在360μm(72%面积占比)时达到最大。在6种分布角度中,60°矩形沟槽织构的润滑减磨性能最好。结论在流体动压润滑范围内,适当减小最小油膜厚度,沟槽底部尽可能平整,保持织构深度略小于最小油膜厚度,并使垂直速度方向油膜收敛区域的织构长度较长,便能获得润滑减摩性能较好的沟槽形表面织构。合理参数的沟槽形织构能够极大提高压裂泵柱塞表面的油膜承载力,降低摩擦系数,有利于延长柱塞密封副的使用寿命。     

纳秒脉冲激光参数及激光路径填充方式对表面织构平坦化的影响

目的 减少光纤脉冲激光器制备表面织构产生的毛刺,提高织构制备的质量。方法 利用纳秒激光器在CoCrMo盘加工表面织构时,织构周围会出现随着激光功率增加而升高的毛刺,通过保持激光平均功率不变,增大激光频率的方法来减小织构周围毛刺的高度,并且在材料表面覆盖一层水膜,来进一步减小织构周围毛刺,实现表面织构平坦化,制备出可以直接使用无需二次抛光的表面织构。在此基础上,增加织构加工的次数,在4 mm厚的水膜下打标出一组深度为50 μm左右、毛刺高度小于2 μm的表面织构,并且在25.434 N载荷下,采用销-盘摩擦方式,改变摩擦副的相对运动速度,对其进行摩擦磨损实验研究。 结果 当相对运动速度为30 mm/s时,摩擦系数最小,为0.067 67,远远小于直接加工表面织构的摩擦系数,比原始盘表面降低了23.1%。结论 增大脉冲激光的频率和覆盖水膜制备法可以减小制备织构的毛刺高度,使用覆盖水膜制备法时,多次加工制备大深度织构,毛刺高度始终保持在2 μm,没有明显变化。     

含酸性溶解气的气液两相流管道流致腐蚀模拟

目的 研究天然气输送管道中的酸性溶解气(CO2)与水相冲刷作用共同影响下形成的流致腐蚀(FAC)现象。方法 基于计算流体力学理论,确定了不同条件下影响流致腐蚀的气液体积分数和壁面剪应力分布情况。结果 对于上倾管道,水相主要积聚在管道底部,并且水相的积聚厚度与流速呈反比、与含水率呈正比。当流速小于3 m/s、含水率大于30%时,水相会发生回流现象,即弯管前、后直管段的液体会向弯管处积聚,从而使弯管处积聚水相的厚度大幅度增加。对于下倾管道,水相积聚的位置及与流速和含水率的关系与上倾管道相同,区别在于下倾管道并未出现回流现象。相同条件下,上倾管道的壁面剪切力始终大于下倾管道。当含水率与弯曲角度恒定时,上倾管道的最大剪切力出现在弯管底部,但随着流速的增加,最大壁面剪切力逐渐向弯管后直管段迁移,而下倾管道的最大壁面剪切力出现在弯管的顶部且不随流速的增加而发生变化。当流速和弯曲角度恒定时,上倾管道与下倾管道的最大壁面剪切力规律与含水率恒定的规律相同。当流速与含水率恒定时,弯曲角度对上倾管道壁面剪切力的影响较大,对下倾管道的影响较小;对于上倾管道,随着弯曲角度的增大,最大壁面剪切力的集中位置由弯管底部逐渐向弯管后直管段延伸且遍布管道周身;对于下倾管道,最大壁面剪切力主要集中在弯管及弯管后直管段的顶部,并且随着弯曲角度的增加,数值有所增大而位置不变。结论 通过分析积聚水相分布和壁面剪切力集中位置可知,上倾管道两者作用区域近似重合,即会受到严重的流致腐蚀影响;下倾管道两者作用区域并不重合,管道的上部主要受局部冲刷腐蚀的影响,下部主要受局部电化学腐蚀的影响,即下倾管道不会受到流致腐蚀的影响。     

液压支架缸体内壁面再制造粉流场影响规律分析

目的 开展液压支架缸体内壁面再制造粉流场规律分析,以提高液压支架缸体内壁面的修复效率,降低其修复成本.方法 采用激光沉积技术修复液压支架缸体内壁面时,侧向送粉粉流集聚性是影响液压支架缸体内壁面修复效率的重要因素.建立修复液压支架缸体内壁面的长悬伸激光沉积模型,基于DEM-CFD双向气固两相流耦合模型,在送粉喷嘴位姿不变...     

挤压态AZ31镁合金的拉压不对称性及微观组织

在考虑滑移和孪生两大塑性变形机制的基础上,通过修正的粘塑性自洽（VPSC）模型,模拟挤压态AZ31镁合金轴向拉-压过程中的力学行为及微观组织。结合EBSD实验与模拟,分析了不同变形机制对初始挤压态丝织构镁合金产生拉压不对称的机理以及塑性变形过程中的微观组织。结果表明,轴向拉伸变形初期以基面滑移系为主,由于基面滑移的施密特因子较低,导致屈服应力较高;随着应变的增加,棱柱面滑移成为主导变形机制,应变硬化率降低,应力-应变曲线较平稳;轴向压缩变形初期,临界剪切应力较低的拉伸孪晶大量开启导致屈服应力较低;随着拉伸孪晶相对活性的快速降低,应变硬化率迅速提高;轴向压缩后期,随着应力的持续升高,压缩孪晶开始启动,塑性变形积累的应力得到释放,导致应变硬化率降低。另外,从典型晶粒的颜色和孪晶迹线方面解释了沿ED方向压缩时孪晶体积分数较小的原因。     

天然气水合物喷射破碎压控滑套冲蚀磨损特性研究

目的 研究天然气水合物开采过程中,钻井液对喷射破碎压控滑套冲蚀磨损的影响规律及主要影响因素.方法 基于欧拉-拉格朗日算法的DPM模型,建立了滑套冲蚀磨损数值分析模型,预测了压控滑套在使用过程中易发生冲蚀磨损的区域.探究了不同的钻井液粒径、入口液相流速、质量流量及封堵块位置的变化,对冲蚀磨损过程的影响规律.结果 压控滑套的易冲蚀区域为封堵块面、过流通道口、内壁面三个位置.在控制单因素变量条件下,易冲蚀区域最大冲蚀率和冲蚀面积随着粒径增大而增大,粒径从0.1 mm增大到1.1 mm时,易冲蚀区域平均最大冲蚀率增大了63.4倍,并在不同粒径段呈现不同变化趋势.随着封堵块与滑套距离减小,易冲蚀区域平均最大冲蚀率增加,距离从50 mm降低到5 mm时,平均最大冲蚀率增大了3.8倍,并在不同的距离段呈现不同变化趋势;同时随着封堵块与滑套距离减小,内壁面的冲蚀面积降低明显,封堵块和过流通道冲蚀面积没有显著变化.随着入口流速和流体质量流量的增加,易冲蚀区域最大冲蚀率呈现指数增加,流速从6 m/s增大到14 m/s时,易冲蚀区域平均最大冲蚀率增大了9.5倍,流体质量流量从0.001 kg/s增大到0.007 kg/s时,易冲蚀区域平均最大冲蚀率增大了5.6倍,但冲蚀面积都没有显著变化.结论 滑套封堵块面、过流通道和内壁面最易发生冲蚀破坏.冲蚀颗粒直径应该小于0.3 mm为宜,封堵块与滑套距离应该大于30 mm,同时入口流速和质量浓度越小,冲蚀情况越好.综合最大冲蚀率数值及增长倍数分析,粒径是冲蚀率增长的主要因素.该研究为喷射破碎压控滑套的设计和应用提供了指导意义.     

非对称通道内亲疏水结构影响下的纳米气泡滑移效应

目的 研究非对称性通道中亲疏水表面结构影响下纳米气泡特征与边界滑移之间的关系,以实现良好的流体减阻效果.方法 采用二元体系分子动力学方法,研究纳米气泡在通道流动中产生的滑移减阻效应.首先建立上下壁面非对称微通道模型,通过考虑微通道流动传热过程,探究纳米气泡影响下的微通道界面速度滑移现象.结果 保持亲水下壁面高度以及上下...     

在役油罐内壁除锈喷嘴外流场数值模拟

针对在役单层油罐改造成双层罐的除锈问题,选用磨料水射流喷嘴为研究对象,使用计算流体力学方法,进行了混合磨料水射流对油罐内壁除锈效果的数值模拟。以射流打击靶面的最大剪切力和冲蚀磨损率作为评价指标,研究结果表明:前混合磨料水射流达到相同的除锈效果相较于后混合磨料水射流所需的射流压力更低,射流入射压力为20 MPa时,除锈效果较理想且具有较好的经济性;剪切力在靶面上存在一个核心作用区,最大剪切力位置不在靶面中心处;冲蚀磨损率随磨料的体积浓度、磨料粒径、磨料密度的增大而增大,而最大壁面剪切力不随其增大而变化。     

TiNiNb合金的空蚀

利用旋转圆盘装置研究TiFiNiNb合金和0Crl3Ni5Mo不锈钢的空蚀行为，并用洛氏硬度仪模拟空蚀过程中微射流所产生的局部载荷对TiNiNb合金和0Cr13Ni5Mo不锈钢的作用，结果表明，TiNiNb合金的抗空蚀性能优于0Crl3Ni5Mo。在压痕试验中，TiNiNb合金能吸收高于0CI13Ni5Mo的弹性能，该性能特点使TiNiNb合金在空蚀过程中能吸收和释放较多的冲击能量，减少损失，呈现良好的抗空蚀性能。     

基于遗传算法并考虑质量守恒空化边界的最优织构形状

织构形状对摩擦副的润滑性能具有重要的影响,然而最优织构形状随工况参数的变化规律仍缺乏系统性研究。基于满足质量守恒的JFO(Jakobsson-Floberg-Olsson)空化边界条件,通过求解雷诺方程,结合遗传算法并以油膜承载力最大为目标,建立并简化最优织构形状优化模型,对比分析不同工况下最佳微孔与最优织构的承载力情况,探讨最优织构形状的相关几何参数随摩擦副端面间距、滑动速度与空化压力等参数的变化规律。结果表明：不同工况条件下最优形状织构的承载性能均优于最佳微孔织构,尤其当摩擦副端面间距小、滑动速度大时,性能提升更为显著;简化的最优织构形状几何模型共计3设计变量,即液体流入侧两点X_a、X_g横坐标X₁、X₂及织构深度h_g;随摩擦副端面间距增大,X₁先减小后基本不变,X₂逐渐减小,对应的最优织构深度与面积比增大,量纲一织构深度基本不变;随滑动速度增大,X₁先缓慢增大后基本不变,X₂逐渐增大,对...     

Influence of pipe parameters in-service welding and heat input on thermal cycle of onto active gas pipeline

The software of SYSWELD was used to build model and simulate thermal cycle of in-service welding onto active gas pipeline. Influence of pipe diameter, wall thickness and heat input on thermal cycle was studied. The results show that t8/5 , t8/3 and peak temperature of inner surface decrease when wall thickness increases from 5 mm to 12 mm. But t8/1 will increases with the increase of wall thickness and will decrease after the wall thickness is larger than 7 mm. Pipe diameter has little influence on thermal cycle and that influence can be ignored when pipe diameter is greater than 273 mm. t8/5 , t8/3 , t8/1 and peak temperature of inner surface will increase with the increase of heat input.