應(yīng)用solidworks flowsimulation進行基于鉑金攪拌器結(jié)構(gòu)強度的對比分析

寂靜天花板

攪拌器在進行熔融玻璃攪拌時，受力情況較為復(fù)雜,，無法直接估算,。當(dāng)我們對攪拌器的結(jié)構(gòu)強度進行分析時,，施加邊界條件就比較困難,。因此,，我們采用耦合分析的來解決這個問題,。

因為玻璃熔融狀態(tài)下,，是一種流體狀態(tài)。因此,，我們首先使用SolidWorksFlow Simulation進行流場分析獲得攪拌器上的受力情況,。然后，我們利用SolidWorks FlowSimulation與SolidWorksSimulation之間的接口，將流場計算得到的受力條件導(dǎo)出來作為邊界條件,，對攪拌器進行結(jié)構(gòu)強度分析,。先后進行了三個個設(shè)計方案的橫向?qū)Ρ取Ａ斜砣缦拢?/div>

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)進行了流場分析和結(jié)構(gòu)強度分析,，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,，再次進行強度分析。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,。

方案一采用菱形截面的攪拌器。我們首先對其進行了流場分析,。流場分析的模型如下圖所示：
4 w4 v6 @! P$ l& W/ w5 Y

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)進行結(jié)構(gòu)強度分析。

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械性能，因此,，采用高溫鉑金的材料特性數(shù)據(jù)進行本次計算,。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：

Pt

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,。

4.2 方案2分析結(jié)果

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：

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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行結(jié)構(gòu)有限元計算,，并將結(jié)果與方案2進行對比,。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。

5 結(jié)論

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度和剛度稍弱,，圓形截面的攪拌器強度和剛度較好,。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：
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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

$ z) N# b# G* E通過對比,，我們認(rèn)為在給定條件下，圓形截面的攪拌器強度和剛度相對更好,。

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很好,，正在用simulation學(xué)習(xí)了,，謝樓主分享！

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亂月殘風(fēng)

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亂月殘風(fēng)

|亂月殘風(fēng)發(fā)表于 10-04 13:08???????????????

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