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�,。列表如下�?/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：
, U' _& J3 E7 O$ p

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,。

6 v/ z8 _8 {4 i1 G* X

攪拌器上的承受的壓力分布圖如下圖所示：

* X# ^0 q6 v; j. Y# b

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：

+ x, Z* F6 K& ], D

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：

7 m9 K& `2 F: f. L2 L

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：
0 O& E. d( z# q% H9 H" [

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

- u3 X! p. T9 I4 X5 v通過對比,，我們認為在給定條件下，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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