機(jī)械社區(qū)

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。

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：
7 n: w6 e4 P! d+ `, h4 `

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：

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(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：

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。

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：0 _& ^* w# f8 @& T

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攪拌器采用菱形截面的型材

壁厚2mm

40.2Mpa

7.970 Kg

攪拌器采用圓形截面的型材

壁厚2mm

28.3Mpa

7.917 Kg

攪拌器采用圓形截面的型材

壁厚1.5mm

33.7Mpa

7.662 Kg

- ^9 \' q& x, A7 w/ k/ g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。