夹芯板力学分析及优化（共6篇）
夹芯板力学分析及优化 篇1
随着高层建筑的不断增多,高处作业吊篮的广泛应用较好的提高了工作效率、减轻工人的劳动强度,适应各种建筑施工环境,在建筑物维修业务中显现出其优越性[1]。高处作业吊篮的结构形式与安全特性越来越受到人们的重视。同时在工程中经常考虑在保证结构所需的强度、刚度、稳定性前提下,考虑选材和节省材料是非常重要的,所以结构优化设计一直是工程技术人员最为关注的问题之一。本文以某U型高处作业吊篮为研究对象,基于ANSYS有限元分析软件平台,采用静力分析吊篮在载荷作用下的结构强度。
1 有限元计算模型建立与分析
1.1 吊篮结构主要参数
该U型高处作业吊篮由一个单边的1.5 m平台、两个转角平台和两侧边各一个2m平台组成。平台护栏所选钢材为矩形薄壁钢管(如40×40×2、50×50×25等),平台底架由花纹板和角钢焊接而成,花纹板下有横梁支撑。平台的各杆件材料均选择Q235钢。
1.2 吊篮结构简化
根据吊篮的结构特点,为避免问题过于复杂,在尽可能如实反映吊篮结构主要力学特征的前提下,根据其承载特点对模型进行适当的简化。
1)将吊篮结构简化为空间梁框架结构,模型能比较全面、准确反映吊篮在工作状态下的变形和应力特点。
2)把吊篮各个杆件焊接连接处用梁单元的同一个节点代替。
3)由于吊篮的梁杆单元较多因此底板的板壳单元单独进行分析,这样就避免了具有不同结点自由度的梁单元和板壳单元的联接问题[3]。
1.3 定义单元类型及材料属性
由于简化后的吊篮的标准节、安装架及底板均为空间梁框架结构,其结构部件的材料为Q235钢方管,因此选用ANSYS提供的空间框架机构BEAM188梁单元来建立研究对象结构的有限元模型,此梁单元其含有2个节点,每个节点有6个自由度,节点坐标系的x、y、z方向的平动和绕x、y、z轴的转动,从而进行模拟即可满足分析要求。本文对平台进行网格划分时采用的是自由网格划分。
分析中使用如下材料特性:弹性模量E=2.0 6×1 0 5MPa;泊松比0.3;材料密度7.85×103kg/m3,许用应力117.5MPa,安全系数2。根据以上所述建立的有限元模型如图1。
1.4 工况分析
根据欧盟标准EN1808∶1999(悬吊式出入通道设备的安全性要求——设计计算、稳定性标准、结构和试验)[4],并参考GB19155-2003《高处作业吊篮》[5],选择四种典型工况进行分析计算,即工况一(载荷均匀分布),工况二(载荷集中在弯角处),工况三(载荷集中在单边上),工况四(载荷集中在侧边上)。
1.5 载荷及约束
吊篮结构自重SWP通过施加惯性力的方式完成,定义材料的密度后,只需设置重力加速度参数即可,施加的重力加速度方向的反方向是惯性力的方向;工况一情况下,吊篮模型承受的载荷均匀施加在所有底部横杆的节点上;工况二情况下,吊篮模型承受的载荷均匀施加在吊篮一端弯角处底部横杆的节点上;工况三情况下,吊篮模型承受的载荷均匀施加在吊篮单边底部横杆的节点上;工况四情况下,吊篮模型承受的载荷均匀施加在吊篮一端侧边底部横杆的节点上。
ANSYS中添加约束总要求为:所施加的约束必须能消除构件的刚体位移,同时模型自由度同构件在现实环境中一致[6]。本文中对吊篮施加边界约束时,根据欧盟标准EN 1808∶1999对吊篮平台与安装架连接处的6个端点约束UX,UY,UZ,RX,RY,RZ。
1.6 结果分析
1)由图2可知吊篮在工况一情况下,吊篮平台杆架最大应力为11.971MPa,位于平台侧边与提升机安装架连接处,最大变形为1.141mm。
2)吊篮在工况二情况下,吊篮平台杆架最大应力为74.225MPa,位于平台侧边与提升机安装架连接处,最大变形为6.514mm。
3)吊篮在工况三情况下,吊篮平台杆架最大应力为50.426MPa,位于平台单边与弯角连接处,最大变形为1.191mm。
4)吊篮在工况四情况下,吊篮平台杆架最大应力为43.29MPa,位于平台侧边与提升机安装架连接处,最大变形为4.217mm。
由以上数据可以看出U型高处作业吊篮在四种工况下的最大应力与最大变形量是远小于许用应力和最大许用变形量的,满足吊篮结构强度和刚度要求。工况二、三、四时的应力云图略。
2 结构优化
在结构力学中,可以精确分析一个承受给定载荷的结构而求得应力变形,却有可能不清楚应该如何布置和配置一个结构,使之有效地限制最大变形又可满足约束条件[7]。本文利用ANSYS软件平台进行吊篮结构优化设计,在满足吊篮结构强度和刚度要求的情况下,对吊篮结构进行结构设计优化。在结构优化中,保证结构各个构件选用型材不变,以减小结构整体质量为主要目标,重点考虑2m护栏上竖腹杆和斜撑杆的数量和分布位置,减少结构材料使用量,降低吊篮设计成本,提高U型高处作业吊篮经济性。
2.1 优化思路
在原始模型中,吊篮2m护栏上的竖腹杆数量为3(如图3所示),其与侧边立杆最近距离为377.5mm,左右对称。为了研究如何布置竖腹杆的数量和位置才能限制模型最小质量,提出优化方案进行对比。在保证结构各个构件选用型材不变的情况下,改变竖腹杆的数量和位置,分析它们的应力分布图,比较得出最优结构。优化目标是在满足吊篮结构强度和刚度要求的条件下,将2m护栏上竖腹杆的数量减少到2个,减小结构整体质量,同时调整竖腹杆布置位置,减小结构最大应力和最大变形。优化参数如下:
目标函数:min WT(X);
设计变量:X(竖腹杆与侧边立杆之间的最小距离,如图4所示);
约束条件:0
0
0≤X≤1900。
2.2 优化结果
吊篮整体结构最大应力和最大变形等参数随2m护栏上竖腹杆布置位置的变化情况如图5和图6所示。从图5和图6可以看出,随着2m护栏上竖腹杆与侧边立杆之间的最小距离增大,吊篮整体结构所受最大应力和最大变形渐渐减小,当其达到一定值时,所受最大应力和最大变形开始增大,但都在许用应力和许用变形条件范围之内。为了得到最优结构,既要限制最大变形,又要减小最大应力。结构优化后2m护栏上设置两个竖腹杆,竖腹杆与侧边立杆之间最小距离为633mm,相应整体结构所受最大应力为72.322MPa,最大变形为3.888mm。原始吊篮模型2m护栏质量为23.8kg,优化后质量为21.61kg,在满足应力应变约束条件下减少9.2%的质量,达到优化目标。
3 结论
本文基于ANASYS有限元分析系统,对U型高处作业吊篮在静载荷作用下的受力特点进行了分析,同时对吊篮初始结构进行了优化设计,并得出了如下结论:
1)该U型高处作业吊篮具有较好的抗破坏、抗变形能力;但吊篮上与提升机安装架连接处始终是吊篮结构上较为危险的位置,应根据实际使用情况对该位置进行相应的加强改善。
2)应用ANSYS有限元对U型高处作业吊篮结构优化设计,在满足应力应变约束的条件下减少2m护栏9.2%的质量,降低整体结构质量的2.1%,节约工程材料、减少设计成本,使结构设计更为经济、科学、合理。
摘要：本文以某U型高处作业吊篮为研究对象,基于ANSYS有限元分析软件平台,采用静力分析研究了U型高处作业吊篮在载荷作用下的结构强度;在满足吊篮结构强度和刚度要求的情况下,对吊篮结构进行质量优化,节约工程材料,降低吊篮设计成本,提高U型高处作业吊篮经济性。优化结果表明通过该结构优化得到的吊篮结构布局合理且能够满足强度要求。
关键词：高处作业吊篮,力学性能,ANSYS,结构优化
参考文献
[1]吴玉厚,宋国仓,张珂等.U型高处作业平台提升吊点位置分布研究[J].沈阳建筑大学学报,2010(3):557-561.
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[3]张珂,赵亮,吴玉厚.14m大型高空作业平台力学性能分析[J].沈阳建筑大学报,2010,(4):177-181.
[4]GB19115-2003.高处作业吊篮国家标准[S].
夹芯板力学分析及优化 篇2
飞艇是一种比重轻于空气的飞行器, 主要依靠空气浮力来克服自身重量, 是人类社会研发和使用最早的一种飞行器。 目前, 飞艇主要用于旅游观光、地理测绘、通信中继、对地监测、运输等领域。 飞艇的起落装置有多种形式, 从结构形式上分, 可以是支柱式、摇臂式, 从缓冲类型上分, 可以是油气缓冲式、弹簧缓冲式、橡皮绳缓冲式、气垫缓冲式, 从轮胎布置上分, 可以是单轮式、双轮式、多轮式。
2 结构
某小型飞艇起落架为摇臂式双轮起落架, 支柱可以360°旋转, 主要包括机轮、摇臂、弹簧、支柱、安装支架等部件, 如图1 所示。在飞艇着陆过程中, 地面载荷作用在轮胎上, 同时摇臂转动, 使缓冲弹簧拉伸, 载荷传递至气囊使其局部压缩变形, 轮胎、弹簧、气囊同时吸收着陆撞击能量。
3 动力学仿真分析
采用LMS Virtual.Lab软件的动力学分析模块Motion进行建模及分析。 建模过程中, 根据实际情况选择相应的运动副模拟各个零件的装配关系, 采用拉伸弹簧单元模拟弹簧缓冲器、采用轮胎力单元模拟轮胎压缩刚度、采用压缩弹簧单元模拟气囊压缩刚度和限位装置、采用三点力单元模拟浮力, 在属性中设置飞艇的重量重心, 通过调整模型的初始离地高度模拟控制飞艇的着陆下沉速度。
多体动力学仿真分析的模型如图1 所示, 结果如图2 所示。
4 优化分析
4.1 优化目标及优化参数。 优化目标:在着落过程中, 轮胎载荷 ( F轮胎) 峰值较小;缓冲弹簧的自身拉力载荷 ( F弹簧) 峰值较小;
优化参数:h ( 缓冲弹簧与支柱的连接点位置) ———相对初始位置的向下调整范围0~200mm;K ( 缓冲弹簧的刚度) ———相对初始刚度, 变化±20%。
4.2 优化方法。 在Motion分析完成的基础上, 应用Optimization设置需要优化的参数、优化目标, 选择优化方法开始分析。
试验设计方法选择“ 三阶全因子”设计方式;
优化模型的建模采用“ 三次曲线回归”计算方式;
“ 多目标优化任务”的优化运算法则为“ 自由边界交叉法”。
4.3 优化结果。“ 多目标优化任务”的计算结果, 主要包含140 个试验设计工况的计算结果、相关系数矩阵、最优结果。 ( 表1)
最优结果包含5种工况, 区别在于两个优化目标的权重。 (表2)
4.4结果分析。从优化计算的结果可以看出以下趋势:a.两个优化目标“轮胎载荷”及“弹簧载荷”的变化趋势是相互矛盾的, 无法实现这两个目标同时减小;b.h逐渐增大, 则轮胎力减小, 弹簧力增大;K逐渐增大, 则轮胎力增大, 弹簧力减小;c.两个优化参数中, h为主要影响因素, K为次要因素。
5 结论
应用LMS Virtual.Lab软件的多体动力学分析模块Motion, 对某小型飞艇的着陆过程进行了仿真分析, 得到了设计参数对应状态下的主要部件载荷及位移情况。另外, 应用优化分析模块Optimization, 以轮胎载荷峰值及缓冲弹簧内力峰值尽可能小为优化目标, 对特定的结构布置参数、缓冲弹簧刚度进行优化分析, 得出两个设计参数对两个优化目标的相关程度。
型号研制中, 起落架设计一般以地面载荷 ( 轮胎载荷) 为主要优化目标, 所以, 在结构允许和功能满足的前提下, 优化参数的选择趋势是弹簧连接点位置 ( 向下) h选择较大数值, 弹簧刚度K选择较小的数值。
摘要：应用LMS Virtual.Lab软件的多体动力学分析模块Motion, 对某小型飞艇的起落架机构进行了仿真分析, 得到了起落架的着陆载荷。应用优化分析模块Optimization对结构布置参数及缓冲弹簧刚度进行了优化分析, 为理论设计提供了重要依据。
夹芯板力学分析及优化 篇3
太阳能热水器是利用太阳能进行加热的热水器。燃气热水器、电热水器与它并列为三大常用热水器[1]。太阳能热水器是通过把光能转化为热能, 从而将水从低温加热到高温, 以满足人们在生产、生活中热水的使用[2]。
自1995年1月的国家计委、国家科委、国家经贸委引发的“新能源和可再生能源发展纲要 (1996-2010) ”中指出“把推广应用节能型太阳能建筑、太阳能热水器和光伏发电作为重点来抓。太阳能建筑和太阳能热水器要形成规模生产, 完善产业体系, 进一步拓宽市场”以来, 国家在接下来的15年间颁布了一系列法规、政策以及行业标准, 对太阳能热水器行业的发展提供了巨大推动力。值得一提的是, 2009年, 国家将太阳能热水器纳入家电下乡范围, 对太阳能热水器的普及起到了积极作用[3]。
由此, 太阳能热水器的发展达到高峰, 各种专利技术层出不穷, 热水器的各种结构部件也趋于完善, 市场竞争力愈发激烈。以某太阳能支架为例, 本文将结合力学原理及有限元分析对支架结构进行优化设计, 力求在不降低支架强度的前提下简化结构, 以缩短安装时间。
1 太阳能支架结构
图1为某公司生产的太阳能支架, 该支架结构简单、性能稳定, 但螺栓连接件过多、导致安装效率低, 降低了竞争力。
1.1 原支架存在的问题
1) 小零件过多。原太阳能支架共使用了3个横梁和6个新横梁, 总数占所有零部件的50%。
2) 螺栓连接处较多。该支架共使用了40个螺栓, 大大降低了安装效率。
3) 结构通用性差。水箱和真空管 (集热装置) 都有不同型号, 支架作为承载太阳能水箱和真空管的结构需要做到通用性强。
1.2 修改后支架结构
结合以上问题将原支架结构修改为如图2所示。
1) 优化横梁结构, 将横梁与小横梁设计为一个整体, 在出厂前事先将其用铆钉连接, 以简化安装步骤, 提高安装效率。
2) 将前立柱与后立柱间的连接改为承插结构, 既可以提高支架结构的稳定性, 又可以节约安装时间。
3) 鉴于太阳能支架安装时的角度不定, 可将支架立柱设计为弧形, 与底角相配合, 可形成不同角度, 从而提高此支架的通用性。
2 太阳能热水器支架的有限元分析及力学性能测试
2.1 建立支架有限元分析模型
模型在三维造型软件UG中建立、装配完以后, 通过UG和Workbench的软件接口将模型导入到ANSYSWorkbench中, Workbench将自定义各零件间的接触情况, 然后对模型施加材料, 采用其自带的网格划分工具对网格进行自动化分。本文在分析过程中, 按照支架实际工况及受力特点对其加载并进行分析, 以便可以真实地反映支架受力分布情况[4]。支架结构共划分39 906个单元, 94 637个节点, 最后划分网格后的模型如图3所示。
2.2 约束与加载
太阳能支架材料被认为是各向同性材料, 并且密度分布均匀, 为完全弹性体, 支架材料为结构钢。
在支架实际工作过程中各部分通过螺栓相连接, 同时利用地脚螺栓将支架固定在地面上, 同时限制其六个自由度[5]。在实际工况下太阳能支架的载荷由以下几部分组成:
1) 太阳能热水器支架的重力, 重力加速度g取9.8 m/s2。
2) 水箱重力及其在满载情况下对桶托的力, 本次设计采用130 L的储水箱, 真空管每支配8.5 L水量, 130 L水箱需配备的真空管个数为16支, 其中:F水箱+F水=147×9.8=1 440.6 N。
3) 水箱及真空管表面覆盖的积雪对支架的载荷考虑到太阳能热水器的主要区域, 取0.5 k N/m2;太阳能热水器集热管面积为1.8 m×1.3 m=2.34m2, 取μr=1;水箱截面积为0.46 m×1.3 m=0.598 m2, 考虑水箱为圆型, 取μr=0.8;因此太阳能热水器集热管上的最大雪压力为0.5×2.34=1.17 k N=1 170 N, 水箱上最大雪压力为0.5×0.598×0.8=239.2 N。
4) 水箱及真空管表面所受风压对支架的载荷。
对水箱及真空管表面所受风压载荷按50年一遇76 m海拔高度风压载荷计算:
风压根据计算公式Wo=ρv02/2, 密度为0.001 24 t/m3, 速度取为30 m/s, 所以风压为Wo=ρv02/2=0.558 k N/m2。
正面和背面受力面积A1按太阳能热水器向垂直平面投影的面积测量, 模型中为2.25 m2, 侧面受力面积A2按太阳能热水器向侧面投影的面积测量, 给定的模型侧面积为0.53 m2。
F正=Wo·A1=558×2.25=1 257 N,
F侧=Wo·A2=558×0.53=295.74 N[6]。
支架结构约束及加载情况如图4所示。
2.3 计算结果分析
图5和图6给出了太阳能热水器支架在极端工况下有限元计算结果的复合应力及复合位移云图。通过ANSYS分析发现, 太阳能支架实际工况中桶托处变形量较大, 其余部分位移变形量都比较小。后立柱在产生自上而下的受力后, 其位移变形存在扭转现象, 极易失稳, 这将会对支架的安全使用构成威胁, 支架其余部件的变形量符合实际情况, 结果较为合理。
经有限元分析可以看出, 太阳能热水器支架整体应力较小, 最大应力主要分布在放置水箱的桶托处和斜拉柱与前立柱的连接处, 最大应力为132.85 MPa, 从图中可以看出, 除支架局部位置存在应力集中, 应力值较大外, 大部分位置应力值较小, 在0~15 MPa之间, 具有较大的优化空间[7]。
3 结构优化及其有限元分析
根据现有支架设计上可能存在的安全隐患, 设计人员提出了一种改进方案如图7所示, 分别在前后两立柱的连接处增加一圆形卡扣, 目的是增强桶托结构强度, 同时增加美观性。建模和有限元分析的过程与原有结构相同。
3.1 结构优化后有限元分析结果
如图8和图9所以, ANSYS给出了结构优化后的太阳能热水器支架在实际工况下的分析结果, 由复合应力及位移云图可以看出, 与优化前相比, 太阳能热水器支架整体应力在结构优化后有较大范围减小, 应力较大位置为在斜拉柱与前立柱的连接处, 该处的应力较大的原因为由应力集中, 因此, 不会对整体安全产生影响。在放置水箱的桶托处的应力集中现象得到明显改善, 从而保证了结构的安全性。
3.2 新支架的优化分析
3.1节中已经详细介绍了支架在受风压雪压的作用下的最大应力和变形, 而雪压和风压是根据青岛50年一遇最大雪压和风压而确定的, 只不过是取了一个定值, 然而常年风压和雪压都是变化的, 不同的风压和雪压会对支架产生不同的影响, 由于青岛地区一年四季多风, 受雪压影响较小, 所以本节主要观察, 当风压发生变化时, 则支架的最大等效应力是如何变化的, 对支架进行Design Explorer分析。
由于支架受正风、背风或侧风的时候, 会发生不同的变形, 如果一一对支架进行优化, 则过于繁琐, 所以出于方便, 本节仅对当支架满载受正风的时候, 对支架进行优化。
我们把作用在支架上的正风载荷设为输入的参数变量, 把最大应力设为输出变量如图10所示。
最后在Workbench中经更新计算后, 10个不同设计点的值如图11所示。
查看设计点与相应的参数值 (将X轴设定为设计点, Y轴设为最大Equivalent Stress) 如图12所示。
以上所做的是通过应用Design Explorer的特征中的响应曲面 (Response Surface) 它能直观地观察到输入参数的影响, 通过图表形式能动态地显示输入与输出参数间的关系。
4 结语
本文在对太阳能热水器防风抗雪性能研究的基础上, 利用UG对支架建立三维模型, 并用Workbench对支架进行分析, 通过对太阳能热水器支架的数学模型施加风压载荷和雪压载荷, 利用现代化的分析方法和手段分析出整个室外太阳能热水器在实际工况下的应力分布和变形图, 找出最大应力和最大变形的位置, 并以此为理论依据对支架进行了结构优化。最后为了研究不同的风压对支架最大应力的影响, 运用了Workbench中的Design Explorer功能, 帮助了设计人员确定了风压和雪压对支架最大应力的影响, 对支架进行了优化, 更好地提高了产品的可靠性。
由此可见, 利用UG与ANSYS嵌套进行太阳能支架结构设计, 既可以减轻工程设计的工作量, 还可以提高计算效率, 为今后利用ANSYS分析软件进行工程设计提供了一定的参考参考价值, 为企业新产品研发提供了新思路。
参考文献
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夹芯板力学分析及优化 篇4
在水库、堤坝、油库、地铁、核电站等大型工程的安防建设方面, 用于防渗、防漏及挡土的地下连续墙施工显得尤为重要。连续墙抓斗作为地下连续墙成槽施工的专用设备, 因其地层适应性强、成墙质量好、施工效率高等优点, 得到了广泛的应用[1]。但我国在连续墙抓斗方面的研究起步较晚, 对于连续墙抓斗的重要执行构件———斗瓣在不同地质状态、不同工作方式下的原创性结构设计不多, 对于斗瓣在提高效率、降低功耗下结构尺寸的优化更少[2]。
1 斗体的关键构件———斗瓣
连续墙抓斗一般由悬吊机构、导向机构、测偏机构、纠偏机构和抓取机构等组成。作为抓取机构中斗体的关键构件———斗瓣, 在结构上不同于常规挖掘设备的斗体形状, 如图1所示, 斗瓣由牙板、左右壁板及斗底板等组成[3]。
如图2所示, 斗瓣工作时的受力情况也较为复杂。在挖掘过程中, 斗瓣在转动A点受轴的正交约束反力FAX和FAY, 在B点受连杆约束反力FB外, 还受七个来自于工作中产生的阻力, 包括切入阻力R1、R2, 推压阻力R3, 摩擦阻力R4、R5, 黏聚阻力R6、R7。
其中, 参数θ=16°、α=13°、λ=61°、r1=1.05 m、r2=h=1.1 m。
2 基于Pro/E的斗瓣三维参数化建模
在ANSYS软件中进行建模, 无论是采用自上而下的方式建模, 还是自底向上的方式建模, 其模型的建立过程都相对复杂。采用Pro/E软件进行特征建模, 可以通过参数的调整实现同类产品的快速建模, 也可以通过结构尺寸的调整实现产品的优化。在零件建模的基础上, 通过零件装配, 实现斗瓣的建模, 如图3所示。
斗瓣整体结构采用Q345, 斗刃采用加厚的高强度锰钢, 侧刃上附着耐磨条, 斗底板上斗齿齿根满焊, 与连接体连接的转动部位采用渗碳钢, 并附着加强筋, 斗体两侧和斗底板均设置有漏浆孔。
3 基于ANSYS的斗瓣有限元分析
斗瓣ANSYS有限元分析的具体步骤[4]如下:
3.1 初始设置及网格划分
斗瓣三维模型建好后, 保存成step格式文件, 导入ANSYS软件中。选用单元类型为solid92、弹性模量为2.06×105MPa、泊松比为0.3、材料密度为7800 kg/m3。
采用四边形的面单元、六面体的体单元进行映射网格划分, 然后对斗齿齿根焊接处进行网格细化。网格划分后的有限元模型结构如图4所示。
3.2 施加载荷及约束
按照以往斗体设计的经验, 设定切入阻力R1=12 k N、R2=13 k N;推压阻力R3=80 k N;摩擦阻力R4=15 k N;R5=13 k N;黏聚阻力R6=70 k N、R7=145 k N, 如图2所示。
利用力矩平衡方程:MA=0, 得FB=310.32 k N。
利用平面力系平衡方程, 得FAX=431.31 k N;FAY=279.17 k N。根据设定值及计算的结果, 结合图2中确定的力的作用点, 在模型上施加相应的载荷及约束。
3.3 后处理
对模型进行ANSYS下的求解, 然后进行通用后处理。结果显示斗瓣的应力、变形云图如图5、图6所示。
4 结语
从整体应力云图可以看出, 最大应力区出现在斗瓣与连接体连接的轴套处, 除去一些尖点应力突变外, 最大应力值为281.62 MPa, 虽小于材料Q345的屈服极限, 但已经超过材料Q345的比例极限, 容易造成材料的疲劳磨损, 加剧构件破坏的风险。
从整体形变云图可以看出, 变形最大的区域位于相邻构件的结合面处。该区域的变形量最大值已达到0.5565 mm, 变形量过大, 容易造成材料局部的塑性变形。
总体而言, 在斗耳、连杆轴耳处的应力和变形值较大, 在斗底板上也出现了应力和形变较为集中的现象, 这与基建施工中斗瓣的实际状况是完全相符的。我们可以通过加厚材料尺寸及采用加强筋的方式来提高相应区域的强度和刚度。尤其是在斗耳、连杆轴耳与壁板的连接处, 可以采用同轴固连的办法, 用低氢型堆焊耐磨焊条进行焊接。
摘要：首先对连续墙抓斗斗瓣进行了必要的结构及受力分析, 再通过Pro/E三维造型软件构建了斗瓣的参数化模型, 导入到ANSYS有限元分析软件中, 生成了实际工况条件下具体的应力云图和变形云图。在此基础上, 对云图进行了相应的力学分析, 对应力和变形较为集中的区域提出了相应的优化措施。
关键词：连续墙抓斗,斗瓣,建模,有限元
参考文献
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[3]代秀玲.连续墙抓斗通用工装设计[J].工程机械, 2012 (8) :55-58.
夹芯板力学分析及优化 篇5
近年来,我国极端天气频显,南方屡次遭遇大雪,压垮压坏诸多温室设施,使农业生产造成了极大的损失。提高温室的抗雪灾能力是温室结构设计的关键问题,温室结构涉及到温室的载荷、通风、保温和造价等诸多因素,结构设计是否合理直接影响到温室的性能和经济性。我国连栋温室的结构造价占总造价的20%～30%[1],降低结构造价可在很大程度上降低温室总造价。因此,提高温室的承载能力和降低结构用材造价是温室结构设计中必须考虑的两大因素。目前,国外对于温室这种典型的轻型钢架结的结构设计已经相当完善。2007年,西班牙学者Luis Iribarne等[2]用计算机建模技术对连栋温室进行过结构设计,同时还为新的设计降低了成本,为欧洲商业温室建立了UNE-EN 13031-1标准。我国学者在近一二十年来对温室的结构进行了各种设计分析。2000年,郑金土等[3]对杭州地区的GLP-728型连栋塑料温室进行了力学分析和优化设计,优化设计出一种安全、经济的连栋塑料温室结构,并得到了节省钢材的效果,但是温室企业主要依靠的还是经验设计。本文引入数值分析方法,从结构力学的角度出发,根据华东地区的安全设计荷载,运用有限元分析软件ANSYS,分析江苏镇江地区SRZ5.2型锯齿形连栋塑料温室结构的内力分布状态,对结构受力薄弱杆件以及富余杆件进行优化设计,确定合理的杆件截面尺寸,在保证连栋塑料温室结构安全可靠的前提下,提高了结构的承载能力。
1 结构初始模型及参数
本文利用ANSYS软件的参数化设计语言APDL (ANSYS Parametric Design Language)[4,5]功能,采用BEAM4梁单元建立与实际相一致的实体模型,如图1所示。温室主拱架结构参数如图2所示。
温室初始化尺寸为跨度9.6m,共3跨,开间4m,共8个开间,副拱间距1m,纵向总长32m,脊高5.2m,肩高4.8m,天沟高3m。温室结构材料均采用A3钢,密度ρ=7.85kN/m3,弹性模量E=2.1×108kN/m2,允许拉伸和弯曲许用应力[σ]=170MPa。主拱架及其之间的联系梁均采用ϕ38×2.5钢管,副拱架采用ϕ25×1.5钢管,立柱采用□50×3方钢管。其有限元模型如图2所示,各杆件的材料属性及参数如表1所示。
副立柱与副拱架采用相同截面的钢管,其他杆件先暂不考虑;由于各杆件截面都是对称结构,所以在平面内各方向上的惯性矩是相同的。
2 初始模型受力的有限元分析
2.1 载荷设计值
针对江苏地区,依据全国基本雪压分布图,按二级雪荷载S=0.5kN/m2,吊挂荷载V=0.15kN/m2,结构质量G根据用材量计算,忽略塑料薄膜质量。根据华东地区冬季的气候条件,本文主要考虑冬季最不利的雪组合载荷(G+S+V)。雪载计算公式[6] 为
Sk=μrS0
式中 Sk—屋面雪荷载标准值(kN/m2);
S0—基本雪压(kN/m2);
μr—屋面积雪分布系数。
屋面积雪分布系数因屋面形状和温室建筑形式不同而异。将单跨拱形屋面雪荷载视作均布荷载,μr为常数,与屋面矢跨比γ有关[7]。当屋面矢跨比γ>0.1时,两跨之间的半跨视为均布雪荷载,μr取1.4;其余部分μr按单跨拱形屋面的选取方式选取。在本文中,γ=(5.2-2.75)/(7.2*2)=0.17>0.1,μr=1/(8γ) =0.7347,如图3所示。
2.2 初始模型的结构力学分析结果
连栋塑料温室结构借助ANSYS有限元分析,其各杆件的最大受力状况统计如下:
1)主结构立柱方钢管在雪组合载荷下达到最大内力值为91.95MPa,只达到强度允许强度的54.1%,位于第3栋南部山墙门与主拱架相连接处。
2)主结构位于每个开间之间副拱架的最大内力值为87.891MPa,只达到强度允许强度的51.7%,位于第2栋南部第1开间内靠近山墙门的第1根钢管。
3)主结构中,主拱架钢管在雪组合载荷下受力最大,最不利内力值为187.477MPa,已经超出许用应力值的10.28%,位于第2栋南部第1开间与第2开间之间的主拱上。
从以上的分析看,该连栋塑料温室结构在主立柱方钢管和副拱架的构件截面富余及材料的力学性能没有被充分利用,造成材料浪费;而主结构主拱架钢管的截面不足,致使温室结构不安全,所以应对该结构进行优化设计,且设计时要以主拱架钢管的最不利内力为准。
3 优化结构分析
3.1 设计方法
结构优化设计的准则是从结构力学的原理出发,建立一些可以处理应力、位移和压杆失稳临界应力等约束的最优准则,然后通过迭代运算决定各杆件单元截面的参数,使得材料比较合理地分布到结构各杆件单元上,避免了个别杆件的材料浪费。在结构优化设计中,常用的最优准则方法有比例满应力法、桁架满位移设计法、齿行法和修改的齿行法。本文采用齿行法[3]对该结构模型进行优化设计。
3.2 目标和要求
本文中温室结构优化的目标函数可以定义为
undefined
式中 ρ—钢材的密度;
Ai—各杆件的截面面积;
li—各杆件的长度;
S—温室的占地面积;
undefined—温室的单位面积平均用钢量,文中以其作为优化设计的目标。
温室结构优化的设计变量可以用向量定义为x=[x1,x2,x3,x4,x5,x6]=[r1o,t1,r2o,t2,a3,t3],其各参数含义见表2所示。约束条件是使温室结构满足强度和稳定性等承载要求,即温室整体结构及其所有构件的设计必须能安全承受冬季条件下最不利载荷组合。任何构件危险断面的设计应力不得超过结构材料的许用应力,即σ≤[σ]=170MPa;其次,温室结构必须有足够的刚度,以抵抗纵横方向的挠曲、振动和变形,温室骨架的挠度太大,则表明温室的刚度不够。一般来说,每跨温室的位移变形量(DMAX)不得超过跨度(w)的1/150[8,9],即DMAX≤w/150=64mm。
3.3 结构模型优化设计分析结果
根据以上方法、目标和约束条件,对原结构有限元模型的力学分析结果进行二次处理,得到各杆件的应力比,然后进行优化迭代计算,直到出现最优结果。优化设计定30个子步,收敛精度为10-4,计算的第28步为最优结果。连栋塑料温室结构各杆件截面尺寸在优化调整前后的变化情况见表2所示,温室钢结构单位面积平均用钢量的优化迭代计算过程曲线如图4所示。
本文主要考虑温室中主承重的3种构件进行优化分析,天沟等构件为槽型定制构件,没有进行优化研究;表格对优化后的尺寸进行了规整。
计算结果表明,优化设计后的温室结构在受冬季最不利组合载荷后的最大应力值为169.84MPa,最大位移为33.081mm,均在温室设计要求的范围内,即优化后的结构参数完全能承受冬季最不利组合载荷。考虑到型材规格标准,对优化后的结构尺寸进行规整,考虑到安全性,向偏大的标准数据规整,数据见表2中尺寸规整列所示。规整尺寸后温室结构的抗载荷情况统计如下:
1)主立柱方钢管的最大应力值发生在第3栋南部山墙门与主拱架相连接处,最大内力值为132.243MPa,达到强度允许强度的77.79%,钢材的利用率比优化前提高了23.69%;
2)副拱架的最大应力值发生在位于第2栋南部第1开间内靠近山墙门的第一根钢管上,最大内力值为92.236MPa,达到强度允许强度的54.27%,钢材的利用率比优化前提高了2.57%;
3)主结构中依然是主拱架钢管在雪组合载荷下受力最大,位于第2栋南部第1开间与第2开间之间的主拱上,最不利内力值为166.642MPa,达到强度允许强度的98.02%,材料力学性能达到了充分的利用,钢材利用率比优化前提高了12.26%。
从以上的分析看,该连栋塑料温室结构的优化效果明显,相比初始设计明显提高了结构的强度和刚度。同时,温室结构单位面积的平均用钢量随着优化迭代的过程不断下降(见图4所示),从优化前的4.625 2kg/m2降为优化后的4.402 9 kg/m2,减少了0.222 3 kg/ m2,节省钢材4.81%,说明温室结构优化降低了温室的用钢量,从而降低了温室造价的成本;规整后的温室单位面积平均用钢量为4.540 6 kg/m2,比优化前节省钢材0.084 6kg/m2。
4 结语
通过对锯齿形连栋塑料温室进行结构优化设计,消除了初始模型中主拱架的不安全失稳状态,在满足结构强度和稳定性要求的同时,提高了各结构主要构件的材料强度利用率。
优化设计后,主立柱、副拱架和主拱架的材料强度利用率比优化前分别提高了23.69%,2.57%和12.26%,温室主体结构单位面积的平均用钢量减少了0.084 6kg,节省钢材1.83%,降低了温室的成本。
摘要：针对锯齿形连栋塑料温室的安全和经济设计要求,利用结构有限元分析软件,采用齿行法最优准则方法,对连栋塑料温室结构主构件参数进行优化设计。分析结果表明,各结构主要构件的材料强度利用率得到提高,优化设计后连栋塑料温室主立柱、主拱架和副拱架的材料强度利用率比优化前分别提高了23.69%,12.26%和2.57%;温室单位面积平均用钢量由优化前的4.625 2kg/m2降为优化规整后的4.540 6 kg/m2,节省钢材0.084 6 kg/m2,而承载能力得到大幅提高。
夹芯板力学分析及优化 篇6
闵浦大桥为连续桁梁式斜拉桥,其中跨主梁为正交异性板梁结合钢桁梁(如图2所示)。主梁结构桁高9 m,上、下主桁宽分别为43.6 m、27 m,节间长度15.1 m。主梁中跨弦杆采用带加劲肋的箱形截面,腹杆采用工字形截面,中跨主梁上、下层桥面板均采用U形闭口加劲肋加强的正交异性板,桥面板与钢桁梁共同参与全桥受力。上、下桥面板每隔15.1 m均设置一道主横隔梁,主横隔梁采用箱形截面。每两道主横隔梁之间设三道副横隔梁。上桥面板设置8道纵梁,下桥面板设置6道纵梁。
大跨径钢桥面铺装是国内外尚未解决的难题之一,还处在探索和改进阶段[1,2];同时,双层公路斜拉桥的复杂性,因此有必要建立钢桥面铺装体系的有限元模型,分析铺装层应力应变的分布和变化规律,从而为提出合理的钢桥面铺装方案提供理论依据。一些研究表明[3],轮载作用下正交异性钢桥面铺装局部应力集中与较大的局部弯曲变形是导致其疲劳开裂的重要原因。因此,为控制钢桥面沥青混合料铺装层的疲劳开裂,本文拟选定最大拉应力、肋间相对变形、钢板与铺装层间最大剪应力作为力学控制指标,采用通用有限元工具对上层钢桥面的局部节段模型进行力学分析。
1 裸板分析
采用自底向上的建模方法,首先建立钢桥面局部梁段的实体模型,然后再用三维壳单元对物理模型进行剖分。闵浦大桥上层钢桥面的有限元(裸板)模型如图3所示。
根据交通条件分析,采用公路-I级车辆的标准轴载作为力学分析荷载,并考虑30%的冲击系数。计算中采用双矩形均布荷载模拟单轴双轮荷载(见图4)。
边界条件采用铺装层以及钢板四周水平无位移,允许竖向位移且横隔板底部固结,并忽略边界条件对有限元计算结果的影响。钢的弹性模量取20.8 GPa,泊松比取0.2。
沿横向布置荷载获取钢桥面板的基本力学响应如图5所示。可见,轮载作用下正交异性钢桥面板的力学响应具有显著的局部特征,与荷载作用位置密切相关。上弦杆宽度范围内局部的变形量接近0.8 mm,对铺装层受力不利。该部分钢桥面板应进行加劲处理。
2 钢桥面铺装结构分析
根据裸板的分析结果,正交异性钢桥面板的力学响应具有较强的局部性,因此分析带铺装的结构响应时可缩小模型尺寸,不必建立全断面的正交异性钢桥面铺装模型。沥青混合料铺装层厚50 mm,弹性模量取1 000 MPa,泊松比取0.35,铺装层与钢桥面板之间按完全连续处理。根据已有成果当荷载中心处于U型加劲肋与钢桥面板焊接点时,铺装受力较为不利。上弦杆附近最不利荷位如图6所示。
由图7可见,当T型纵向加劲肋位于轮载中心时,铺装层横向的最大横向拉应力响应增幅超过10%,而轮载与T型纵向加劲肋相距较远时,有无T型纵向加劲肋对铺装层的应力响应影响不大。究其原因,当轮载与纵隔板相距较近时,将使纵隔板产生较大的微分偏转,从而使得纵隔板顶部的铺装层承受较大的拉应力。
综合上述分析,上弦杆靠近轮迹带的支撑点、T型纵向加劲肋与钢表面板的交汇点为钢桥面铺装受力最不利点,优化设计宜针对这些特征点重点考虑。
3 上层钢桥面优化设计
上层钢桥面的上弦杆及中间车道的T型纵向加劲肋均位于主轮迹带,分析表明,该布置对铺装层的受力状况较为不利。根据已有的研究成果,拟采取以下几个优化措施。
3.1 上弦杆部分的钢桥面局部加劲
图8为两种模型的分析,可见铺装层中的最大拉应力,局部加劲后有了明显降低,降低近20%,因此建议对上弦杆部分的钢桥面进行加劲处理。
3.2 T型纵向加劲肋的位置优化
对两种不同荷载位置的(相对于纵隔板)钢桥面铺装力学计算结果汇总如表1所示。
由表1可见,方案一“纵T肋位于主轮迹带下”铺装内最大拉应力,比方案二“纵T肋远离主轮迹带”增加约12%,均值增加近30%,层间剪应力也有一定程度增大。由此建议尽量避免将T型纵向加劲肋纵隔板设置在主轮迹带附近,这将有利于提高钢桥面铺装的疲劳耐久性。
3.3 重载车道钢桥面板厚度优化
为适应公路运输大型化与重型化,桥面板有增厚的趋势,且对供大型车辆行驶的车道内的钢桥面板进行局部加厚。如南京长江第三大桥、苏通大桥等,外侧行车道的钢桥面板均采用了16 mm。针对闵浦大桥上层桥面的实际情况,分析了钢板厚度分别为14 mm与16 mm时铺装层的力学响应,结果如图9所示。可见,增厚上层钢桥面板可有效降低沥青铺装层中因车辆荷载引起的最大拉应力与层间剪应力,因此建议对供载重骑车行驶的外侧车道的钢桥面板采用16 mm。
4 结语
本文以沥青混合料铺装层的最大拉应力、铺装层与钢桥面板间最大剪应力等为控制指标,采用通用有限元工具包,对闵浦大桥上层钢桥面裸板及铺装层进行了力学响应分析,并根据计算结果提出了上层钢桥面优化设计的具体措施。
1)轮载作用下正交异性钢桥面板的力学响应具有显著的局部特征,与荷载作用位置密切相关。上层钢桥面上弦杆宽度范围内局部的变形量接近0.8 mm,对铺装层的受力不利,故该部分的钢桥面板应进行加劲处理。
2)上层钢桥面上弦杆靠近轮迹带的支撑点和T型纵向加劲肋与钢表面板的交汇点为钢桥面铺装受力最不利点,应优化设计,以改善铺装层的受力。
3)建议对上弦杆部分的钢桥面板进行局部加劲处理。为避免将T型纵向加劲肋纵隔板设置在主轮迹带附近,应将供载重骑车行驶的外侧两车道的钢桥面板厚度宜加厚至16 mm。
参考文献
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[2]王辉,刘涌.桥面铺装拉应力分析[J].长沙交通学院学报,2002(3):26-29.