方案1
攪拌器采用菱形截面的型材
壁厚2mm
7.970 Kg
方案2
攪拌器采用圓形截面的型材
壁厚2mm
7.917 Kg
方案3
攪拌器采用圓形截面的型材
壁厚1.5mm
7.662 Kg
我們對兩種攪拌結(jié)構(gòu)進(jìn)行了流場分析和結(jié)構(gòu)強(qiáng)度分析，并對比了兩者之間的區(qū)別,。從對比結(jié)果看,，在給定的條件下，為圓形截面攪拌器應(yīng)力水平更低,，因此,，我們接下來針對這種結(jié)構(gòu)，減薄了壁厚,，再次進(jìn)行強(qiáng)度分析,。并對比了壁厚調(diào)整前后的應(yīng)力水平。
熔融玻璃的流場分析，目前的研究進(jìn)展一般假設(shè)玻璃液為均質(zhì)牛頓型粘性流體
,，同時,，攪拌過程中玻璃液的溫度基本不變，因此,，我們考慮采用的等效玻璃液參數(shù)為：密度2200Kg/M3,，動力粘度150Pa.s。
,，同時,，攪拌過程中玻璃液的溫度基本不變，因此,，我們考慮采用的等效玻璃液參數(shù)為：密度2200Kg/M3,，動力粘度150Pa.s。方案一采用菱形截面的攪拌器,。我們首先對其進(jìn)行了流場分析,。流場分析的模型如下圖所示：, o' z3 I4 j* Q8 `. ?& n. e
在流場分析時，我們給定坩堝中充滿了玻璃液,，并設(shè)定攪拌器的轉(zhuǎn)速為45rpm,，進(jìn)行分析計算。計算得到的流場流線圖如下圖所示,。
攪拌器上的承受的壓力分布圖如下圖所示：
從流場分析的結(jié)果中我們還可以輸出給定條件下,，攪拌器上承受的扭矩，如下表：
通過流場分析,，我們能夠直接將流體分析的結(jié)果導(dǎo)出到SolidWorks Simulation中,，作為邊界條件，對攪拌結(jié)構(gòu)進(jìn)行結(jié)構(gòu)強(qiáng)度分析,。
之后,，我們可以建立針對攪拌器的結(jié)構(gòu)分析算例，在其中,，我們只需設(shè)定相應(yīng)的邊界條件,，然后即可劃分網(wǎng)格并進(jìn)行仿真了。在材料數(shù)據(jù)方面,，我們得到了鉑金高溫下的機(jī)械性能,，因此，采用高溫鉑金的材料特性數(shù)據(jù)進(jìn)行本次計算,。從結(jié)果對比的角度,，只要幾個設(shè)計方案的材料數(shù)據(jù)都取為一致，這樣做出來的對比結(jié)果還是有意義的,。我們使用的材料數(shù)據(jù)如下：
7 }# x" s0 K, |" B0 J, ] zPt
密度（g/cm3,，20℃）
21.45
比熱[J/（kg·K），20℃]
131.2
導(dǎo)熱率[W/（m·K）,，0～100℃]
73
線膨脹系數(shù)（K－1×10－4）
9.1
彈性模量（N/mm2）
1.72×105
泊松比
0.39
為了獲得較好的結(jié)果,，我們采用3mm的單元大小進(jìn)行網(wǎng)格劃分。共劃分單元122294個,，局部網(wǎng)格單元如下圖所示：
通過計算,，我們得到了菱形截面攪拌器上的結(jié)構(gòu)應(yīng)力及位移結(jié)果,。最大應(yīng)力出現(xiàn)在菱形型材與圓柱相交的位置，大小為40.2Mpa,，但考慮到此處為理想尖角位置,，存在應(yīng)力奇異，因此此處的應(yīng)力是偏高且不收斂的,，實際的應(yīng)力猶豫存在焊縫過渡，應(yīng)力水平應(yīng)該低一些,。另外,，在攪拌框形結(jié)構(gòu)上方，存在應(yīng)力梯度較大的位置,，此處的應(yīng)力約為16MPa左右,。在1300度高溫的情況下，鉑金屈服強(qiáng)度39.5MPa,。因此,，在給定條件下，方案1攪拌器整體還是安全的,。局部可能接近屈服,。
下圖顯示了變形結(jié)果。攪拌器在給定條件下,，產(chǎn)生彎曲與扭轉(zhuǎn)相結(jié)合的變形,，其中，攪拌器扭轉(zhuǎn)變形圖如下圖所示：由于攪拌器框形部分受到玻璃熔液的約束作用,，變形較小,，最大扭轉(zhuǎn)出現(xiàn)在攪拌軸頂端。
方案2的攪拌器結(jié)構(gòu)基本不變,，只是將菱形截面換成了圓形截面,，壁厚2mm。這種方案的重量和方案1相比重量輕了53克,，重量基本相同,。我們?nèi)匀皇紫葘ζ溥M(jìn)行了流場分析，玻璃液的參數(shù)與上面所述相同,。流場分析的結(jié)果如下圖所示：
" t0 |1 S/ o8 g) D4 k B1 z9 D
從流場的分布圖來看,，圓形截面的攪拌器，表面壓力分布更為集中,，流線分布顯示速度的均勻性稍差,。從扭矩情況看，方案2受扭矩與方案1基本一致,。
采用同樣的技術(shù),，我們將流場分析的結(jié)果導(dǎo)出到Simualtion中,，對方案2進(jìn)行了結(jié)構(gòu)分析。
我們采用4mm的單元大小,，總共劃分了55683個單元,，局部網(wǎng)格圖如下圖所示：
方案2的應(yīng)力分布情況表明，最大應(yīng)力出現(xiàn)在攪拌器框形與軸的交匯處,，應(yīng)力為28.3mm,。但此處為理想尖角位置，存在應(yīng)力奇異現(xiàn)象,，實際應(yīng)力應(yīng)當(dāng)偏低,。而攪拌器框形上方出現(xiàn)應(yīng)力梯度較大位置，此處應(yīng)力約為14MPa左右,。
變形分布云圖如下圖所示,，變形趨勢與方案1是類似的，最大扭轉(zhuǎn)出現(xiàn)在攪拌器上端,。
考慮1300度高溫時,，鉑金的屈服強(qiáng)度為39.5MPa，方案2攪拌器整體是安全的,。
4.3 方案3分析結(jié)果通過方案2的計算,，我們可以得出結(jié)論，在給定條件下,，方案2結(jié)構(gòu)強(qiáng)度和剛度比方案1稍好,。并且還有一定的安全裕量。因此,，我們考慮是否能夠通過減薄圓形截面壁厚,，來減少貴金屬的使用量。
基于這種考慮,，我們將方案2的圓形截面壁厚減薄到1.5mm,，并按照同樣的條件進(jìn)行結(jié)構(gòu)有限元計算，并將結(jié)果與方案2進(jìn)行對比,。由于方案3的外形尺寸與方案2完全一致,，因此，流場計算的結(jié)果就可以通用,，不需要再計算了,。
由于壁厚減薄，為了獲得精確結(jié)果,，我們采用2mm單元大小進(jìn)行網(wǎng)格劃分,，共得到單元數(shù)量357723個，局部的網(wǎng)格圖如下：
計算得到的應(yīng)力結(jié)果表明,，最高應(yīng)力有所上升,，但仍然在安全范圍內(nèi),。最大應(yīng)力仍然出現(xiàn)在攪拌框與軸交界處，攪拌框上部同樣出現(xiàn)應(yīng)力梯度較大區(qū)域,，改區(qū)域的應(yīng)力約為14~16MPa,。
從變形結(jié)果來看，壁厚減薄之后,，扭轉(zhuǎn)變形略有上升,。最大變形量約為0.58mm。
通過上面的討論,，我們可以得出結(jié)論,，在給定條件下，菱形截面的攪拌器強(qiáng)度和剛度稍弱,，圓形截面的攪拌器強(qiáng)度和剛度較好。在壁厚減薄之后,，圓形截面的攪拌器仍然比菱形截面的攪拌器要好,。我們將對比結(jié)果列表如下：
+ E/ V: f" o1 ^- j
+ E/ V: f" o1 ^- j
方案
結(jié)構(gòu)描述
壁厚
最大應(yīng)力
質(zhì)量
方案1
攪拌器采用菱形截面的型材
壁厚2mm
40.2Mpa
7.970 Kg
方案2
攪拌器采用圓形截面的型材
壁厚2mm
28.3Mpa
7.917 Kg
方案3
攪拌器采用圓形截面的型材
壁厚1.5mm
33.7Mpa
7.662 Kg
通過對比，我們認(rèn)為在給定條件下,，圓形截面的攪拌器強(qiáng)度和剛度相對更好,。
作者: 漫步z云端 時間: 2016-6-6 23:40
很好，正在用simulation學(xué)習(xí)了,，謝樓主分享,！
作者: 極限思維 時間: 2018-5-10 13:06
牛
作者: 亂月殘風(fēng) 時間: 2018-10-4 13:08
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作者: 亂月殘風(fēng) 時間: 2018-10-4 13:08
|亂月殘風(fēng)發(fā)表于 10-04 13:08???????????????
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