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搅拌器在进行熔融玻璃搅拌时，受力情况较为复杂，无法直接估算。当我们对搅拌器的结构强度进行分析时，施加边界条件就比较困难。因此，我们采用耦合分析的来解决这个问题。 因为玻璃熔融状态下，是一种流体状态。因此，我们首先使用SolidWorksFlow Simulation进行流场分析获得搅拌器上的受力情况。然后，我们利用SolidWorks FlowSimulation与SolidWorksSimulation之间的接口，将流场计算得到的受力条件导出来作为边界条件，对搅拌器进行结构强度分析。先后进行了三个个设计方案的横向对比。列表如下： 方案1 搅拌器采用菱形截面的型材 壁厚2mm 7.970 Kg 方案2 搅拌器采用圆形截面的型材 壁厚2mm 7.917 Kg 方案3 搅拌器采用圆形截面的型材 壁厚1.5mm 7.662 Kg 我们对两种搅拌结构进行了流场分析和结构强度分析，并对比了两者之间的区别。从对比结果看，在给定的条件下，为圆形截面搅拌器应力水平更低，因此，我们接下来针对这种结构，减薄了壁厚，再次进行强度分析。并对比了壁厚调整前后的应力水平。 熔融玻璃的流场分析，目前的研究进展一般假设玻璃液为均质牛顿型粘性流体  ，同时，搅拌过程中玻璃液的温度基本不变，因此，我们考虑采用的等效玻璃液参数为：密度2200Kg/M3，动力粘度150Pa.s。 方案一采用菱形截面的搅拌器。我们首先对其进行了流场分析。流场分析的模型如下图所示： 1 J3 f5 \$ X4 K* ]
 在流场分析时，我们给定坩埚中充满了玻璃液，并设定搅拌器的转速为45rpm，进行分析计算。计算得到的流场流线图如下图所示。 ; s1 u/ O3 h ?+ r5 H" w; ~
搅拌器上的承受的压力分布图如下图所示： 9 ?0 L) o8 `8 D; j! f
从流场分析的结果中我们还可以输出给定条件下，搅拌器上承受的扭矩，如下表： 通过流场分析，我们能够直接将流体分析的结果导出到SolidWorks Simulation中，作为边界条件，对搅拌结构进行结构强度分析。 之后，我们可以建立针对搅拌器的结构分析算例，在其中，我们只需设定相应的边界条件，然后即可划分网格并进行仿真了。在材料数据方面，我们得到了铂金高温下的机械性能，因此，采用高温铂金的材料特性数据进行本次计算。从结果对比的角度，只要几个设计方案的材料数据都取为一致，这样做出来的对比结果还是有意义的。我们使用的材料数据如下： ( F- v% n, l4 s& p, Z$ t
Pt 密度（g/cm3，20℃） 21.45 比热[J/（kg·K），20℃] 131.2 导热率[W/（m·K），0～100℃] 73 线膨胀系数（K－1×10－4） 9.1 弹性模量（N/mm2） 1.72×105 泊松比 0.39 为了获得较好的结果，我们采用3mm的单元大小进行网格划分。共划分单元122294个，局部网格单元如下图所示： 通过计算，我们得到了菱形截面搅拌器上的结构应力及位移结果。最大应力出现在菱形型材与圆柱相交的位置，大小为40.2Mpa，但考虑到此处为理想尖角位置，存在应力奇异，因此此处的应力是偏高且不收敛的，实际的应力犹豫存在焊缝过渡，应力水平应该低一些。另外，在搅拌框形结构上方，存在应力梯度较大的位置，此处的应力约为16MPa左右。在1300度高温的情况下，铂金屈服强度39.5MPa。因此，在给定条件下，方案1搅拌器整体还是安全的。局部可能接近屈服。 下图显示了变形结果。搅拌器在给定条件下，产生弯曲与扭转相结合的变形，其中，搅拌器扭转变形图如下图所示：由于搅拌器框形部分受到玻璃熔液的约束作用，变形较小，最大扭转出现在搅拌轴顶端。 4.2 方案2分析结果方案2的搅拌器结构基本不变，只是将菱形截面换成了圆形截面，壁厚2mm。这种方案的重量和方案1相比重量轻了53克，重量基本相同。我们仍然首先对其进行了流场分析，玻璃液的参数与上面所述相同。流场分析的结果如下图所示：
. O' z) M* K8 s+ G) y: Y; M( i3 p从流场的分布图来看，圆形截面的搅拌器，表面压力分布更为集中，流线分布显示速度的均匀性稍差。从扭矩情况看，方案2受扭矩与方案1基本一致。 采用同样的技术，我们将流场分析的结果导出到Simualtion中，对方案2进行了结构分析。 我们采用4mm的单元大小，总共划分了55683个单元，局部网格图如下图所示： 方案2的应力分布情况表明，最大应力出现在搅拌器框形与轴的交汇处，应力为28.3mm。但此处为理想尖角位置，存在应力奇异现象，实际应力应当偏低。而搅拌器框形上方出现应力梯度较大位置，此处应力约为14MPa左右。 变形分布云图如下图所示，变形趋势与方案1是类似的，最大扭转出现在搅拌器上端。 考虑1300度高温时，铂金的屈服强度为39.5MPa，方案2搅拌器整体是安全的。 4.3 方案3分析结果通过方案2的计算，我们可以得出结论，在给定条件下，方案2结构强度和刚度比方案1稍好。并且还有一定的安全裕量。因此，我们考虑是否能够通过减薄圆形截面壁厚，来减少贵金属的使用量。 基于这种考虑，我们将方案2的圆形截面壁厚减薄到1.5mm，并按照同样的条件进行结构有限元计算，并将结果与方案2进行对比。由于方案3的外形尺寸与方案2完全一致，因此，流场计算的结果就可以通用，不需要再计算了。 由于壁厚减薄，为了获得精确结果，我们采用2mm单元大小进行网格划分，共得到单元数量357723个，局部的网格图如下： 计算得到的应力结果表明，最高应力有所上升，但仍然在安全范围内。最大应力仍然出现在搅拌框与轴交界处，搅拌框上部同样出现应力梯度较大区域，改区域的应力约为14~16MPa。 从变形结果来看，壁厚减薄之后，扭转变形略有上升。最大变形量约为0.58mm。 5 结论通过上面的讨论，我们可以得出结论，在给定条件下，菱形截面的搅拌器强度和刚度稍弱，圆形截面的搅拌器强度和刚度较好。在壁厚减薄之后，圆形截面的搅拌器仍然比菱形截面的搅拌器要好。我们将对比结果列表如下：$ q- \5 f- O5 G; c' K) T
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方案 结构描述 壁厚 最大应力 质量 方案1 搅拌器采用菱形截面的型材 壁厚2mm 40.2Mpa 7.970 Kg 方案2 搅拌器采用圆形截面的型材 壁厚2mm 28.3Mpa 7.917 Kg 方案3 搅拌器采用圆形截面的型材 壁厚1.5mm 33.7Mpa 7.662 Kg ' [$ }$ l& H5 D) w0 M) C D* M
通过对比，我们认为在给定条件下，圆形截面的搅拌器强度和刚度相对更好。 | 
发表于 2016-6-6 19:03:19
