機械社區(qū)

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果導出到SolidWorks Simulation中，作為邊界條件，對攪拌結構進行結構強度分析。

之后，我們可以建立針對攪拌器的結構分析算例，在其中，我們只需設定相應的邊界條件，然后即可劃分網格并進行仿真了。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。從結果對比的角度，只要幾個設計方案的材料數(shù)據(jù)都取為一致，這樣做出來的對比結果還是有意義的。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

為了獲得較好的結果，我們采用3mm的單元大小進行網格劃分。共劃分單元122294個，局部網格單元如下圖所示：

通過計算，我們得到了菱形截面攪拌器上的結構應力及位移結果。最大應力出現(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，存在應力奇異，因此此處的應力是偏高且不收斂的，實際的應力猶豫存在焊縫過渡，應力水平應該低一些。另外，在攪拌框形結構上方，存在應力梯度較大的位置，此處的應力約為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。

下圖顯示了變形結果。攪拌器在給定條件下，產生彎曲與扭轉相結合的變形，其中，攪拌器扭轉變形圖如下圖所示：由于攪拌器框形部分受到玻璃熔液的約束作用，變形較小，最大扭轉出現(xiàn)在攪拌軸頂端。

方案2的攪拌器結構基本不變，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。我們仍然首先對其進行了流場分析，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，我們將流場分析的結果導出到Simualtion中，對方案2進行了結構分析。

我們采用4mm的單元大小，總共劃分了55683個單元，局部網格圖如下圖所示：

方案2的應力分布情況表明，最大應力出現(xiàn)在攪拌器框形與軸的交匯處，應力為28.3mm。但此處為理想尖角位置，存在應力奇異現(xiàn)象，實際應力應當偏低。而攪拌器框形上方出現(xiàn)應力梯度較大位置，此處應力約為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。

通過方案2的計算，我們可以得出結論，在給定條件下，方案2結構強度和剛度比方案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構有限元計算，并將結果與方案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，為了獲得精確結果，我們采用2mm單元大小進行網格劃分，共得到單元數(shù)量357723個，局部的網格圖如下：

計算得到的應力結果表明，最高應力有所上升，但仍然在安全范圍內。最大應力仍然出現(xiàn)在攪拌框與軸交界處，攪拌框上部同樣出現(xiàn)應力梯度較大區(qū)域，改區(qū)域的應力約為14~16MPa。

從變形結果來看，壁厚減薄之后，扭轉變形略有上升。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。我們將對比結果列表如下：3 D' y6 o  ~3 k: W# R, w! I
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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

3 i  Y# w+ q) l: z2 c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。