ANSYS数值模拟（精选8篇）
ANSYS数值模拟 篇1
0 引言
在机床运行过程中可能会遇到突然断电的情况, 此时机床的限位器无法工作, 为防止机床运动台高速撞向机床床身, 需要利用钳制器对其进行紧急制动。液压常闭型钳制器常被用于机床制动领域。目前, 国产液压钳制器较少, 主要是德国与日本的产品。笔者单位与企业联合研发液压常闭型钳制器, 通过螺栓预紧力及液压压力来实现钳制器的开闭状态。本文利用有限元软件AN-SYS对某款液压钳制器进行仿真, 获得该液压钳制器所需的螺栓预紧力和液压的大小, 并校核钳制器的强度, 为钳制器的研制提供依据。
1 液压钳制器的工作原理
液压常闭钳制器利用螺栓预紧力和液压压力实现钳制器的开和关, 其原理如图1所示。
某款常闭液压钳制器结构如图1所示, 在断电或者关闭机器时, 液压缸断电失压, 钳制器在螺栓预紧力的作用下夹紧导轨, 实现关闭状态。当机器正常工作时, 液压缸产生的油压推动活塞2, 带动翘板3以支点长柱7为支点, 通过杠杆原理撑开钳制臂4, 从而使钳制器松开导轨。
2 液压钳制器的理论计算
在进行理论计算时, 将钳制臂视为刚体。钳制器与导轨的摩擦力需要达到9 000 N才能达到钳制器的制动要求[1], 根据查表可知, 导轨与钳制器刹车片的摩擦系数为0.1。因此, 为保证足够的制动力, 需要提供90 k N的钳制力。钳制器杠杆的尺寸如图2所示。
1.液压缸2.活塞3.翘板4.钳制臂5.顶板6.刹车块7.支点长柱8.螺栓9.导轨
钳制器钳制力由4根国标M12螺栓提供, 由杠杆原理可得理论所需的最小螺栓预紧力为 , 螺栓受到的拉应力为
3 液压钳制器有限元仿真
3.1 钳制器材料参数
从理论计算中可以看出普通的Q-235号钢无法满足钳制器的强度要求, 本文中的钳制器采用强度更高的20Cr合金钢, 其材料参数如表1所示[3]。
3.2 前处理及施加载荷边界条件
在进行网格划分前, 为了高效地划分出高质量的网格, 需要对钳制器模型做适当的简化和清理。本文中利用Spaceclaim软件进行几何清理工作, 然后将清理完成的几何模型导入Hypermesh中进行网格划分。
钳制器依靠螺栓预紧力提供钳制力, 利用液压与预紧力相互平衡使钳制器张开。钳制器作为装配体在进行数值模拟时需要考虑螺栓预紧和接触问题, 所用到的单元有三维实体单元solid185, 预紧单元pres179, 弹簧单元combin14、接触单元contact173和target170[4]。在钳制器零部件接触之前, 部件未接触上会造成部分零部件缺少自由度, 因此需要利用combin14单元在相应零部件上施加一个微小的弹簧力来约束该零部件相应的自由度。接触问题是一个非线性问题, 为保证计算的收敛性, 接触部分的网格尽量画的规整[5]。由于钳制器是对称结构, 为了减少单元数量, 节省计算资源, 本文取1/2模型进行力学分析, 然后在对称面上施加对称约束。钳制器网格划分及约束如图3所示。
3.3 加载和求解
利用Hypermesh划分完网格后, 将有限元模型导入到ANSYS进行加载和求解。将模型导入ANSYS以后, 通过Psmesh命令定义预紧截面和预紧力, 然后在求解器中施加预紧力[6]。为了获得预紧力与钳制力的关系曲线, 在两根大螺栓上施加40 000 N的预紧力, 分成40个载荷子部, 记录每个子部的结果。然后根据所得的预紧力与钳制力的关系, 取合适的螺栓预紧力, 施加20 MPa的液压, 获得液压与钳制力的关系曲线。
4 仿真结果与分析
(1) 钳制器应力云图
在生产中螺栓预紧力一般通过力矩扳手施加。该钳制器生产中所加的力矩为85 N∙m。根据经验公式, 螺栓预紧力 , 其中F为预紧力矩, D为螺栓的公称直径, K为拧紧系数[7]。对于无润滑一般加工表面K的取值范围为0.18~0.21, 预紧力F的取值范围为33 730~39 352 N。取K=0.2, 则预紧力F=35 416 N。
图4是螺栓预紧力F=35 416 N时, 钳制器的等效应力云图。从图4 (a) 中可以看出, 连接处出现了局部应力集中, 局部等效应力最大可达686 MPa。在离螺栓稍远的地方等效应力在343 MPa以下。在实际生产过程中应尽量减小螺纹连接处的应力集中, 选择强度较高的螺栓作为预紧螺栓。
从图4 (a) 和 (b) 中可以看出, 在支点长柱的两端发生了严重的应力集中现象, 长柱的中间部分应力很小而两端的应力很大, 最大值达到1 540 MPa, 超过了材料的屈服强度。从图4中可以看出, 支点长柱较短, 位于两根螺栓之间。在施加螺栓预紧力时, 靠近螺栓的部分位移较大, 使得支点长柱两端端面与顶板及钳制块之间率先发生接触, 进而以长柱两端为支点, 使得钳制臂和支点长柱发生弯曲, 中间部分向外凸起与顶板脱离接触。因此整根支点长柱真正起到支点作用的仅仅为长柱两端端面附近很小的区域, 这是导致支点长柱两端附近应力很大的主要原因。要想改善支点长柱端面应力集中的现象, 可以将支点长柱延长。
图5为延长后的钳制臂应力云图, 从图5中可以看出, 支点长柱延长后, 应力集中现象获得极大的改观, 支点长柱应力减小幅度很大, 支点长柱处最大应力减小到391 MPa以下。
(2) 螺栓预紧力与钳制力的关系
螺栓预紧力与钳制力的关系如图6所示。
由图6可以看出, 钳制力的大小与预紧力的大小是呈线性的, 当预紧力的大小大于31 000 N的时候, 满足钳制力大于90 000 N的制动要求, 较理论值要稍小。在实际生产中, 为了确保钳制器的安全可靠, 螺栓预紧力可以取的稍微大一点。
(3) 钳制器液压与钳制力的关系
机床在工作时, 需要液压缸提供液压力撑开钳制器。液压力过小导致使钳制器无法张开, 液压力过大则会损害钳制器螺栓及其他结构件, 而且会提高运行成本, 因此获得合适的液压大小对于一款安全可靠、经济实用的钳制器显得尤为重要。取拧紧系数K=0.2, 则预紧力F=35 416 N, 在该预紧力作用下, 施加液压。液压与钳制力的大小关系如图7所示。
由图7可以看出, 在钳制器松开的过程中, 液压与钳制力的大小是呈线性关系, 随着液压的增大钳制器的钳制力逐渐减小。由图7曲线的斜率可以看出, 当液压在11 MPa至12 MPa之间时, 钳制力就已经降为0。当液压为大于12 MPa时, 钳制力为0, 钳制器松开。因此, 在预紧力为35 416 N时, 钳制器的液压为12 MPa可以满足松开要求。
5 结束语
一款高精度液压常闭钳制器对零部件的加工装配精度及强度要求很高。本文通过数值模拟方式发现液压常闭钳制器支点长柱设计的太短, 导致结构应力集中比较严重, 通过延长支点长柱长度方式能够显著地改善支点长柱两端的应力集中情况。同时预紧螺栓需要选择强度较高的材料, 避免在螺纹连接处应力集中。
对于本文中的液压常闭钳制器, 通过计算获得了预紧力与钳制力的关系曲线以及预紧力F=35416 N时的液压与钳制力的关系曲线。该钳制器螺栓预紧力大于31 000 N可满足9 000 N制动力的制动要求, 在钳制力为35 416 N时, 需要12 MPa以上的液压可以使钳制器松开导轨。
通过对液压常闭钳制器的有限元仿真, 可以有效地改进产品的设计, 增加产品的精度和使用寿命, 减小产品的使用成本。
参考文献
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ANSYS数值模拟 篇2
斜拉索单元模拟在ANSYS中的实现
为了在ANSYS平台上模拟斜拉索,比较了几种常用的方法,提出了自定义σ-ε关系模拟拉索的垂度效应,编制了与ANSYS相匹配的功能模块,并通过算例验证了这些方法的.有效性.
作 者：李正 戴捷 韩大章 Li Zheng Dai Jie Han Dazhang 作者单位：江苏省交通规划设计院有限公司,江苏,南京,210005刊 名：现代交通技术英文刊名：MODERN TRANSPORTATION TECHNOLOGY年，卷(期)：6(2)分类号：U448.27关键词：桥梁工程 斜拉索单元 垂度效应 σ-ε法 ANSYS
ANSYS数值模拟 篇3
低压铸造作为一种造价合理、产品性能优良的特种铸造工艺, 其充型过程平稳, 充型压力和流速易于控制, 所得的铸件机械性能相较于传统铸造工艺有10%以上的提高, 铸件的晶粒组织致密、缺陷少[1], 但当其工艺参数不当时, 也会存在卷气、夹渣、缩松及缩孔等缺陷。对低压铸造过程采用计算机数值模拟技术, 模拟铸件的成型过程, 在实际生产之前就能预测铸件的缺陷, 为低压铸造工艺方案的优化设计提供依据, 保证低压铸造的效率和生产质量。
液态金属在低压铸造充型过程中的流动行为和凝固过程中热量传导现象的分析是计算机数值模拟的主要内容, 这其中要涉及流体力学和热力学知识。通过有限差分法或有限单元法, 结合流体的质量守恒定律、动量守恒定律和能量守恒定律及流体自由表面的规律来求解[2], 可以得到流体金属在充型过程中的流动状态和凝固过程中的传热现象, 从而来预测充型和凝固过程中所产生的铸造缺陷。
本文将介绍低压铸造过程的数值模型以及其求解方法和求解过程。并以盘体类零件的低压铸造为研究对象, 运用ANSYS软件的CFD流体计算功能, 得到铸件的充型状态和凝固过程, 并分析模具温度、充型速度和浇注温度等工艺参数对铸件充型和凝固过程的影响。
1低压铸造模拟的数学模型及求解
1.1充型过程的数学模型
低压铸造充型过程是高温流体金属在外部压力的作用下, 缓慢地充满整个复杂的铸件型腔的过程, 采用数值模拟计算可得铸型中流体金属的流动状态、压力分布、速度分布和温度分布[3], 目前低压铸造充型过程的数值模拟大多是基于SOLA-VOF复合方法的。低压铸造充型过程满足物理上的质量守恒定律、动量守恒定律、能量守恒定律、连续性方程和体积函数方程, 对于流动金属通常采用层流模型。因此, 低压铸造充型过程的数学模型如下所示:
1) 连续性方程
其中D为系统的散度;x, y, z上相应的速度矢量定义为u, v, w。
2) 体积函数方程
其中, f为体积函数, t为充型时间。
3) 动量方程 (即N-S方程)
上式为x方向上的动量守恒方程, 同理可以列出y, z方向的, 其中密度为ρ;单位压力为P;重力加速度为g;流体的运动粘度表为μ;▽2是数学上的拉普拉斯算子。
4) 能量方程
式中不同的ф对应于不同的Г和S, 其中因变系数表示成ф;扩散系数表示成Г;有源项表示成S。
1.2充型模型的求解
对于低压铸造中的充型模型的求解是基于纳维叶-斯托克斯方程 (Navier-Stokes方程) 和傅里叶方程 (Fourier方程) 耦合求解得到的[4], 其具体的计算步骤如下所示:
代入初始条件和边界条件, 运用纳维叶-斯托克斯离散方程, 计算出试算速度并代入到连续性方程, 得到单元的散度;当散度为0时, 试算速度满足连续性方程;当散度不为0时, 需要对其进行修正处理, 先将修正系数代入计算压力中得到修正压力, 利用修正压力计算得到修正试算速度, 进而得到新的单元散度, 以此迭代直到散度为0; 通过体积函数方程来设置自由表面的单元参数, 并确定流体中新的流动域;重复上述计算流程, 直到系统的流动过程结束为止。
1.3凝固过程的数学模型
铸件的凝固过程包含热量传导、对流换热和辐射换热等一系列热物理过程[5], 凝固过程的模拟主要是温度场的模拟, 包括金属模具与铸件的热传导, 金属模具与铸件、铸件与空气的对流换热[6], 铸件中高温流体金属的热辐射等综合进行的, 因而凝固过程的数学模型包括三种热量传输形式:
1) 热传导模型
其中的x, y, z为三维坐标;ρ为密度;T为温度;t为传热时间;λ为热量传导率。
2) 对流换热模型
其中q为换热量;α为对流换热系数;Tf为流体的特征温度;TW为固体的边界温度, 此公式能计算模具内腔与流体铸件、模具外壁与接触大气间的对流换热过程。
3) 辐射换热模型
其中q为辐射热量;ε为辐射的黑度;σ0为热辐射系数;TS为辐射物表面的绝对温度, 此公式能计算铸件、模具的热辐射过程。
1.4凝固模型的求解
对于低压铸造中的凝固模型传热过程的求解是基于傅里叶方程 (Fourier方程, 其包含了相变潜热) 和热传导微分方程求解所得的[7], 其具体的表达式如下:
1) 傅里叶方程
其中q为比热流量;λ为热量传导率;T为温度;x表示三维坐标之一, 同理可以列出y方向和z方向的傅里叶方程[8]。
2) 热传导微分方程
其中α为导温系数, 此式的物理含义为当 ▽2T分别表示大于、等于和小于零时, 物体被加热、温度不变和被冷却。
1.5数值模拟的流程图
基于上述理论分析, 将低压铸造数值模拟计算步骤整理成图1所示的计算流程图。
2实例计算
2.1建立有限元模型
本文所要研究的是盘体类零件, 考虑到建模的方便性和计算量的大小, 需将其结构做一定的简化, 其简化得到的平面图和实体图如图2所示。铸件的材料为ZL105, 化学表达式为ZAlSi5Cu1Mg, 此材料具有优良的铸造和焊接性能, 有较高的拉伸强度, 比较适合于制作关键部件和薄壁铸件。模具材料选用3Cr2W8V, 具有良好的高温性能和热稳定性, 对铸件成型起到良好的保护作用。
用三维建模软件Pro/E建立盘体的三维几何模型, 如图2所示, 其中图 (a) 表示其铸件实体图, 图 (b) 表示其铸件平面图。
从上述模型的结构可以看出, 其模型结构是中心对称图形, 因此在ANSYS建模时可以分析问题简化成二维模型, 在建模时其内浇道应作为整体分析模型的一部分, 其长度要满足流体金属充满型腔这个条件, 本文中内浇道长度为30mm。 划分网格时, 选取的材料单元为FLUID141, 考虑到流体的流速因素, 因此在接近壁面处网格应该密集, 在中间部分网格应该稀疏, 盘体零件的ANSYS有限元模型如图3所示。
2.2设计铸造工艺参数
本文中金属模具材料选用的是3Cr2W8V模具钢, 还需要确定模具铸型的壁厚, 其厚度对铸件的产品质量、生产效率会产生很大的影响, 本文中经过计算将其铸型壁厚初步定为24mm。低压铸造的工艺过程是利用外界气体的压力将液态金属压入到模具铸型中进行铸造的, 其主要过程包括液态金属的升液, 金属液在铸型中的充型, 外界压力增压的凝固结晶, 外界卸压后铸件的冷却等, 其具体的铸造原理图如图4所示。
从液态金属进入型腔到其被充满的过程一直需要外界对其施加压力, 这个压力称为充型压力, 其随时间的变化曲线如图5所示, 其中补偿压力为256pa。
2.3确定初始条件和边界条件
本例中的边界条件和初始条件如下:铸件材料为初温700℃的ZL105合金液, 其导热系数和热焓密度是随着合金温度而变化的, 如表1所示。模具材料为预热温度300℃的模具钢3Cr2W8V, 其导热系数和比热系数是随着合金温度而变化的, 如表2所示。
2.4计算结果讨论及验证
利用ANSYS软件的FLOTRAN CFD流体计算模块对盘体低压铸造过程中的充型和凝固过程进行模拟。如图6所示为铸件充型速度矢量图, 充型时间为4.561s, 流体金属在外界压力下进入型腔后, 在型腔中间分流进入型腔的左右两侧, 型腔中部和两侧的连接处有截面突变, 因而连接处的冷却速度较中间部分快, 导致流体金属的速度变化很大, 图上的这些特征符合实际的铸造情况。
下图7表示的是铸件的充型速度等高图, 铸型中间部分的充型速度要大于其他部分, 主要是在金属流体自身重力、粘度以及与铸型壁摩擦力的综合作用下, 金属流体在铸型底部逐层充型, 这其流体速度逐渐减小并冷却, 其上部分仍处于流动状态, 这样就能实现铸件的逐层充型和逐层凝固。
运用ANSYS中的温度场和流场耦合模拟计算, 并在相应的边界处施加热边界条件, 将充型结束时的温度场作为初始温度条件施加于凝固模拟过程, 可以精确地模拟凝固过程中的温度场变化, 如图8所示为不同时刻铸件的凝固温度场分布情况。图中给出了5.66s、15.33s、26.48s三个时刻的温度场分布, 由于采用了低压铸造底注充型的工艺, 因此在靠近浇口处的凝固速度较慢。
为了确定合理的铸造工艺, 需要研究铸造工艺参数对铸造结果的影响, 本文通过模拟试验分析了浇注温度、模具温度和充型速度对充型时间的影响, 如图9~11所示。
从上述模拟结果来看, 模具温度、浇注温度、充型速度对充型能力的影响因素逐步增大, 而且充型速度和浇注温度不是越大越好, 综合考虑后本文将充型速度为0.03m/s, 浇注温度为700℃, 模具温度为300℃的工艺参数定为最佳的工艺参数。
为了验证模拟结果的准确性, 用热电偶法对铸件凝固过程的温度场进行测试, 取离铸件中心不同距离的A、B点作为测温点, 并将实验温度场曲线与模拟温度场曲线对比, 得到如图12的曲线对比图。
从上述对比图中可以看出, 模拟结果实验测量结果基本一致, 铸件基本实现了顺序凝固, 验证了模拟结果的准确性。
如图13所示为采用上述工艺所得铸件的实物剖面图, 其内部表面光洁, 无夹砂、气孔和缩孔等缺陷, 完全能满足使用要求。
3结论
本文介绍了有限元软件ANSYS中的流场和温度场仿真模块Flotran CFD模块和Thermal模块的理论计算基础, 并运用软件的耦合仿真功能模拟了低压铸造盘体类零件的充型和凝固过程, 得到了充型过程的充型时间、流场分布和充型速度分布;凝固过程的凝固时间和温度场分布, 实现了对铸造过程的可视化模拟。从得到的仿真结果中可以分析, 充型和凝固过程中的结构缺陷和工艺缺陷, 为下一步的结构优化和工艺优化提高理论依据。因此, 本文中的数值模拟方法, 可以用来辅助铸件的结构优化和铸造过程的工艺优化, 提高铸件产品的质量和成品率, 缩短铸件的生产周期, 节约设计和制造成本。
摘要：在低压铸造成形过程中, 液态金属流体的充型和凝固是其中最核心和最重要的两步流程, 其工艺水平将决定铸件的成型质量和成品率, 而且铸造过程中所产生的各类铸造缺陷大都来自于这两个阶段。本文将对盘体类零件低压铸造的充型和凝固过程进行计算机数值模拟, 介绍其理论基础, 并将温度场数值模拟技术和流场数值模拟技术耦合仿真, 运用ANSYS有限元软件中的CFD流体仿真模块和Thermal模块, 对盘体类零件低压铸造充型和凝固过程中的流场和温度场变化进行研究。
关键词：数值模拟,低压铸造,ANSYS,充型过程,流场
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ANSYS数值模拟 篇4
一氧化氮(NO)是生物体内血管内皮衍生的舒张因子[1],因其具有选择性松弛血管内皮平滑肌等功能,在临床救治新生儿急性肺损伤和持续肺动脉高压和高原性肺水肿等相关疾病方面逐步得到广泛应用[2,3]。电弧放电是产生NO的一种新方法[4,5,6],因其能随时随地产生医疗救治所需要的NO,解决了化学方法产生的需要先贮存在高压钢瓶,使用时再将高浓度(一般为400～800ppm)的NO减压稀释到低浓度(NO:3～20ppm,且NO2/NO<5%)和价格昂贵[7]等问题而受到重视,但空气放电过程中总有少量的NO2有毒气体生成。因此,如果能在放电过程中,通过控制电弧放电等离子体的某些参数,抑制或减少生成NO2的等离子体化学反应途径,对于实现电弧放电合成医用可吸入性NO具有重要意义。研究放电等离子体参数的方法有包括光谱法、探针法、动态热偶法和微波、激光法等多种方法[8,9,10],这几种方法都是通过实验测量和分析,获得某个参数或几个参数量的大小,而不能够给出放电过程相关参数局部或整个的变化过程。事实上,数学物理解析方法不仅能够间接的获得放电过程中的某个参数或几个参数量的大小,而且还能够给出放电过程相关参数局部或整个变化过程,有利于揭示等离子体发生器内部物理化学过程[11,12]。为此,本文利用ANSYS软件,对不同电流和弧长的电弧等离子体温度分布进行模拟,希望从微观角度对电弧等离子体的温度分布和电流密度等参数进行理论分析,找出空气电弧放电NO2产生的原因,为抑制NO2的产生提供科学依据。
1 实验装置和实验方法
图1是脉冲电弧放电生成NO的实验装置简图,主要由洁净空气产生装置、脉冲电压发生装置、等离子体反应器、微粒滤膜和氮氧化物检测仪组成。针-板电极放在一个耐热、耐腐蚀的特氟龙材料制作的盒中。用Tektronix TDS754D(美国)示波器测量放电电压和电流波形;在放电达到稳态(5分钟)后,用Q-RAE PGM-2000复合式气体检测仪(美国RAE)测量放电处理后气体中的NO和NO2 气体的浓度。本次实验条件:针-板电极分别是不锈钢和钼材料制成,放电频率22Hz,电极间距1～7mm,气体流量3l/min,常温常压。
2 电弧等离子体模型
2.1 电弧等离子体基本模型
空气电弧放电产生少量NO2的原因可能涉及到局域热平衡等离子体温度分布不均和热平衡等离子体中存在着非热平衡等离子体现象[13]。为此,本论文将从局域热平衡等离子体温度分布方面,探寻电弧放电中产生NO2浓度高低问题。并对电弧等离子体数值模型作了如下基本假设:
1) 假定电弧是处于局部热动态平衡(LTE)的;
2) 电弧是稳定、连续和对称的,流动处于层流状态;
3) 电弧是光学薄的,即辐射的重新吸收和总的辐射损失相比可以忽略不计,流动处于层流状态;
4) 由于粘性效应导致的热损失忽略不计。
据此设u=u(r,z)和v=v(r,z)分别表示弧柱z和r方向的流体速度分量,那么在柱坐标下(r,χ,θ)建立的电弧数值守恒方程(包括质量守恒方程、动量方程、能量方程和电流连续方程)分别为[14]:
质量守恒方程:
动量方程径向表达式:
动量方程轴向表达式:
能量方程为
电流连续方程:
欧姆定律:
安培环流定律:
其中:ρ是密度;u、v分别表示轴向和径向的速度分量;μ是粘度;cp是比热,k是导热系数,P是压力;T是温度。σ为电导率,Ф为电势、μ0=4π×10-7为真空磁导率。
2.2 计算区域和边界条件
电弧数值计算模型如图2所示,图中AFB区域代表阴极区,BCDEF区域代表阳极区,电弧参量(温度、电弧压力等)的计算区域是BCDEF。采用变步长映射方法划分六面体型网格,因在电弧中心区域存在较大的温度变化,为得到较精确的数值解,该区采用较大的网格密度。
电流边界条件:在电极断面处,由于电极材料导电性的各向同性,且附近的电弧温度较低,其电导率远远低于电极的电导率,可以认为电流在此处是沿Z方向分布的,则由下式给定电流边界条件:
式中:I是电流,R1是电极半径
温度边界条件:取电极壁面和阴极面温度为5000K,对称面为绝热边界;其他面的温度为1000K。
3 模拟计算结果与分析
3.1 不同电流条件下等离子体温度场分布
电极间距为3.5mm(或弧长取3.5mm),电流分别取1200A、1000A和700A时,ANSYS模拟的电弧放电等离子体温度场分布如图3～7所示。
从图3～5可知,电流为1200A、1000A和700A三种电流条件下,电弧温度场分布特征相似,最大温度都在弧柱中心靠近电极的位置,温度随着离轴向距离的增加而降低,随着电流的增加温度也随之增加,即温度与电流成正比,而且随电流的增加,阳极附近的温度增加。三种电流对应的电弧最高温度分别为30015K、23011K和17008K。同时,模拟结果也显示,随着电流的增加电流密度增大,最大电流密度在电极附近。对应的电流密度最大值分别为1.41×107A/m2、1.17×107A/m2和8.22×106A/m2。
从图5的电弧温度分布可知,当电流=1200A时,电弧温度分布范围为1394～30015K,按照文献[15],洁净的N2和O2合成NO的热力学平衡中,当温度约在1700～3800K范围内,将产生NO2,当温度在2000K左右时NO2产生量最大。因此,电流=1200A时的电弧放电过程中必然会有NO2生成。同理,电流为1000A和700A时的电弧放电过程中也有NO2的生成。因此,要想抑制放电过程中NO2的生成,可以通过提高电弧放电电流的方法,使弧柱边界的最低温度控制在某个适当的数值。
3.2 不同弧长条件下的等离子体温度场分布
图6～8为电流=1000A,弧长分别取1mm、3.5mm和7mm,其它条件不变时,ANSYS模拟的电弧等离子体温度场分布。
从图6～8可知,弧长越长,弧柱最高温度越高。当弧长从1mm增加到7mm时,电弧的最高温度由13014K增加到23011K和32003K。而且随着弧长的增加,电弧温度场分布的差异逐渐明显,同时弧柱边界温度越来越高,这有利于抑制NO2的生成。模拟结果显示,阳极电流密度随着弧长的增加而增加,阴极电流密度随弧长的增大而略有减少。对应的电流密度最大值分别为9.95×106A/m2、1.17×107A/m2和2.54×107A/m2。
4 结束语
电弧放电的ANSYS数值模拟显示,在一定的实验条件下,当电流增大时,阳极附近温度增大,阳极电流密度增大;当弧长增加时,阳极附近温度增大,阳极表面电流密度增大,阴极电流密度略变小。脉冲电弧放电形成的局域热平衡等离子体温度分布存在差异,这种差异是导致空气电弧放电产生NO2气体的原因之一。可以通过提高放电电流的方法,控制等离子体化学反应所需要适当温度,达到抑制放电过程中NO2的产生。
ANSYS数值模拟 篇5
1 计算温度场的数理模型
1.1 基本假设
对梁桥温度场做出如下假定:
(1) 沿桥轴线方向温度分布均匀;
(2) 假定混凝土是匀质、各向同性的;
(3) 混凝土的导热系数各向均相等。
1.2 热传导的基本方程
考虑随位置、时间变化的结构中某一点的温度式, 如下所示:
从式 (1) 可知, 某一点的温度不但和坐标x、y、z有关, 而且与时间t有关。对于各向为均质、同性的弹性体, 根据Fourier[3]热传导理论, 可求得下列三维不稳定导热偏微分方程 (当处于无内热源时) :
式中:λ—混凝土的导热系数, 单位W/ (m·K) ;
ρ—混凝土的密度, 单位kg/m3;
c—混凝土的比热容, 单位J/ (kg·K) ;
q—单位体积放出的热量, 单位W/m3。
1.3 初始条件
初始条件是结构的初始温度。为了使模拟结果更加准确, 采用下述方法确定温度场初始条件:
(1) 取某时刻为初始温度加载时刻, 给结构横截面施加均匀温度T00;
(2) 以30 min (半小时) 为时间步长, 施加温度边界荷载至第一天结束, 获得初始温度场T01;
(3) 重复施加第一天的温度边界荷载结果, 并循环加载计算, 直至本次计算结果T0i-1和上一次计算结果T0i的差值小于限值;
(4) 将计算结果T0i作为初始温度, 再求解。
1.4 边界条件
准确合理地模拟结构复杂的热交换边界, 是用有限元方法求得温度场的关键。热传导方程的边界条件是在外界环境发生变化时, 混凝土结构边界上的热传导状态。一般可以分为三类:任意时刻的温度分布;任意时刻边界的热流密度;任意时刻的边界的对流换热条件。在结构表面的同一位置上, 既有热流密度的第二类边界条件, 也有热对流的第三类边界条件。在ANSYS分析软件中, 一般的单元只能按照最后施加的荷载进行计算, 因而并不能简单地叠加处理所述边界条件, 而需合理简便地将此复杂边界转化为同一类型边界。凯尔别克[4]首次提出了辐射气温的概念, 利用稳态波动状态的热平衡 (流向表面的热流密度等于流离表面的热流密度) 将所有边界条件转化为第三类边界条件。根据这个解释, 可以把所有辐射影响因素都转化成辐射气温, 这样辐射热流密度条件就可以统统转化为对流换热条件。
2 ANSYS模拟过程
2.1 前处理阶段
利用ANSYS有限元软件构建箱梁二维模型。本文研究对象为增设隔热混凝土铺装层的混凝土主梁。主梁采用单箱单室箱梁结构形式。主梁混凝土强度为C50, 隔热混凝土强度为C40;隔热混凝土铺装层厚度为20cm。模型划分网格如图1。主梁混凝土和铺装层隔热混凝土均采用PLANE55平面四边形单元, 它具有两个方向的热传导能力。对材料的特性进行定义, 选定热物性参数。该分析所用的参数有热导率、比热容、密度等。主梁用混凝土密度为2500, 比热容为920J/ (kg·K) , 热传导系数为1.5W (m·K) ;隔热混凝土铺装层密度为1900, 比热容为900J/ (kg·K) , 热传导系数为0.5W (m·K) 。
2.2 加载求解
按前述设定的主梁温度场的初始条件和边界条件, 施加温度荷载。取凌晨1∶00作为起始时间, 先给定初始均匀温度, 采用IC命令来设置初始温度。选定分析类型为Transient, 即瞬态分析类型。打开时间积分效应, 利用APDL命令循环施加温度边界, 进行各个时间点的瞬态分析。
2.3 后处理阶段
本文选用ANSYS通用后处理器POST1观察整个模型在某一时刻的模拟结果, 可以显示主梁传热过程中的等温线和温度云图。
3 模拟结果分析
3.1 温度场模拟结果分析
为有效说明箱梁截面的温度场分布情况, 本节汇总了箱梁模型中的代表性节点温度随时间的变化关系。图2给出了各关键点的位置和编号。图3是普通混凝土铺装和隔热混凝土铺装不同时刻温度场模拟结果。从图3中可以看出, 在一天中的不同时刻里, 混凝土主梁内部温度不断地发生变化, 且在主梁竖向高度上呈现出温度的不均匀性, 即明显存在温度梯度。这是因为, 一方面是由于混凝土材料不均匀、导热滞后, 另一面说明外界环境的变化很大程度上影响着混凝土主梁内部温度场的分布。从图3中可以看出, 当t=9∶00时, 主梁内部温度场较为均匀。当t=12∶00时, 太阳照射强度增大, 环境温度升高, 此时混凝土表面在太阳辐射和空气对流换热共同作用下升温并向下传递, 由于混凝土导热滞后, 在竖向产生一个温度差。当t=15∶00时, 太阳辐射效应最强, 混凝土顶板内外侧温差达30℃。当t=18∶00时, 主梁内部仍存在不均匀的温度场, 温度场不均匀程度降低, 温度场开始趋于均匀状态。对比两种铺装温度场结果可以看出:在太阳照射和环境温度作用下, 增设隔热混凝土铺装层的主梁顶板竖向温度传递较小。这是由于隔热混凝土层导热系数小, 温度在层内变化较为剧烈, 传递到主梁顶板的温度较低, 这就直接降低了日照作用不利的温度效应, 进而使得箱梁内部的温度场较为均匀。
图4给出了不同铺装层箱梁顶板一天内的温度变化过程。从 (a) 可以看出, 隔热铺装层顶板内外侧最高温度均低于普通铺装层顶板内外侧最高温度。隔热层顶板从外至内温度波动范围较小, 温度差不到3℃的变幅;普通铺装层顶板从外至内温度波动范围较大, 温度差达到6℃的变幅。从 (b) 可以看出, 隔热铺装层内温度变化较为剧烈, 最高温差达到27℃, 传递到顶板外侧温度最高37℃;而普通铺装层内外侧温差仅有14℃, 传递到顶板外侧温度最高为43℃。由此可以看出, 隔热铺装层可以显著降低顶板竖向不利温度梯度效应。
图5给出了箱梁底板的温度日变化过程。两种不同铺装层底板变化趋势相同。总体变化趋势与顶板相同。除底板外侧, 其余各处温度均存在着滞后现象。底板的日最高温度较顶板略小, 这是由于水面的反射作用小于太阳的直接辐射, 这再次说明太阳辐射是影响箱梁温度场的主要因素。同样, 箱梁底板从外至内, 温度波动范围逐渐减小。由此可见, 隔热铺装层对于降低箱梁底板温度梯度效应有显著影响。
图6给出了东、西侧腹板温度日变化过程, 总体呈正弦变化规律。从图6 (a) 可以看出, 从6∶00开始, 东侧腹板温度开始迅速上升, 约11∶00时, 温度达到最高值。此后, 由于东侧腹板脱离日照区域, 故温度开始下降。西侧腹板温度的日变化过程如图6 (b) 所示, 总体趋势与大气温度相同, 呈正弦规律变化。外表面最高温度滞后于气温, 升温过程较长, 约12∶00时, 升温速度加快, 这是因为西侧腹板开始进入日照范围。并且西侧腹板的最高气温要高于东侧腹板。从图6可以看出, 两种不同铺装层同侧腹板沿板厚方向温度变化相同, 这是由于两种铺装层的腹板受到相同的太阳辐射和大气对流换热, 即热边界条件相同。与此同时, 所选取关键点位于腹板沿高度方向的中点位置, 距离铺装层较远, 受到顶板竖向温度梯度效应影响小。
3.2 沿高度方向的温度场分析
由图4、图5可知:约15∶00时, 顶板的内外表面、底板的内外表面的正温差均到最大;约5∶00时, 负温差均达到最大值。因此分别给出正温差和负温差的温度分布情况。为了给实际设计提供参考, 将计算结果与现行公路规范[6]的温差分布做了对比。
(1) 正温差
图7 (a) 给出了不同铺装层主梁沿高度方向的正温差曲线, 并与公路桥规中的温差曲线做了对比。由图可知:隔热铺装层顶面最大正温差为23℃, 传递到顶板最大正温差为2℃;普通铺装层顶面最大正温差为17℃, 传递到顶板最大正温差为6℃。可以看出:相比普通铺装层而言, 温度在隔热层内变化较为剧烈, 传递到顶板温度减少许多, 阻止温度向下传递效果较明显, 因此可以有效降低竖向不利的温度梯度效应。对比规范可以看出:对于铺装层顶面区域, 两种铺装层计算结果均小于公路规范值;对于靠近顶板区域, 隔热铺装层顶板计算结果小于公路规范值, 普通铺装层顶板计算结果大于公路规范值。对公路规范而言, 其温差分布深度要小许多, 仅达到40 cm;同时, 规范规定温度梯度模式更接近于带隔热层的主梁温度梯度模式, 而有差别于普通铺装层主梁温度梯度模式。如果按照国内现行规范设计, 则低估了温度作用, 是偏不安全的。
(2) 负温差
图7 (b) 给出了不同铺装层主梁沿高度方向上的负温差曲线。由图可知:顶板最大负温差为10.2℃, 出现在隔热层近顶板区域;底板最大负温差为9.8℃, 出现在隔热层近底板区域。
4结论
(1) 利用通用有限元分析软件ANSYS对增设隔热混凝土铺装层的混凝土主梁温度场分布进行数值模拟。结果表明:隔热混凝土铺装层可显著减少混凝土主梁同桥面铺装间的热量传递, 降低主梁结构不利的温度梯度荷载。
(2) 绘制铺设不同铺装层的主梁沿高度方向的温差曲线, 并与公路桥规做对比。对比规范可以看出:与实际模拟结果相比, 公路规范温差分布深度要小许多;同时, 规范规定温度梯度模式更接近于带隔热层的主梁温度梯度模式, 而有差别于普通铺装层主梁温度梯度模式。如果按照国内现行规范设计, 则低估了温度作用, 是偏不安全的。
摘要：为了准确掌握增设隔热混凝土铺装层的混凝土梁桥温度场的分布规律, 为温度应力计算提供理论依据, 从传热学、太阳物理学基本原理出发, 分析并确定混凝土主梁温度场求解的初始条件和边界条件, 以ANSYS有限元分析软件为工具, 建立了包括隔热混凝土铺装层和混凝土主梁的ANSYS模型。通过对主梁的温度场分布进行数值模拟, 得到了增设隔热混凝土铺装层的混凝土主梁温度随时间变化的规律。结果表明:隔热混凝土铺装层可显著减少梁桥主梁结构同桥面铺装间的热量传递, 降低主梁结构不利的温度梯度荷载。
关键词：隔热混凝土铺装层,混凝土主梁,温度场,ANSYS,温度梯度
参考文献
[1]蒋凯.混凝土桥面铺装隔温体系及其温度场研究[D].南京:东南大学, 2011.
[2]ANSYS5.7 Documentation.ANSYS Inc.Canonsburg[M].PA, USA, 2001.
[3]杨世铭, 陶文铨.传热学[M].3版.北京:高等教育出版社, 1998.
[4]凯尔别克, 刘兴法.太阳辐射对桥梁结构的影响[M].北京:中国铁道出版社, 1981.
[5]王勖成.有限单元法[M].北京:清华大学出版社, 2005.
ANSYS数值模拟 篇6
四川农田具有西南丘陵地区典型的地块小、坡度大等特点,导致农业机械化程度相对较低,一部分农业生产活动只能靠人力和畜力来完成,生产效率低,因此,适宜四川使用的是微小型农机具。本文研究基于采用微型耕作机结构的多功能耕作起垄机,由汽油发动机作动力,经离合器、变速箱、两级圆锥齿轮减速,带动主轴旋转,在主轴上安装旋耕刀,在机座后部安装起垄器和开沟器,实现旋耕、开沟、起垄等功能,可实现一机多用,且具有结构简单、部件紧凑和能耗较小的特点。
本文运用Creo Parametric 2.0对多功能耕作起垄机旋耕刀具进行有限元建模,并通过ANSYS/LS-DYNA对旋耕刀具切削土壤进行显示动力学分析,探讨了旋耕起垄复合刀具的切削过程,分析了旋耕刀具的力学特性及切削土壤时功耗的大小,旨在揭示旋耕刀具切削土壤的工作机理,为多功能起垄机的动力选型和结构参数的优化设计提供科学依据。
1 有限元建模
1.1 刀具的实体建模
旋耕刀具是起垄机的关键部件,根据实际的工况要求,设计采用起垄送土圆盘曲面刀,同时在圆盘曲面刀之间增加旋耕碎土刀,圆盘曲面刀刀盘与旋耕刀搭配组装,按螺旋排列,选取螺旋角为10°。多功能耕作起垄机工作时,刀具一方面绕刀轴旋转,另一方面随着多功能耕作起垄机前进,因此,刀具的绝对运动是刀具绕刀轴的旋转运动和多功能耕作起垄机前进运动的合成,其运动轨迹是摆线。以刀轴旋转中心为原点建立坐标系,x轴正向和多功能耕作起垄机前进方向一致,y轴正向垂直向下。设多功能耕作起垄机前进速度为Vm,刀轴旋转角速度为ω,开始时刀片端点位于前方水平位置与x轴正向重合,则刀具端点运动方程为:
上式中:
将上式对时间求导数,可求得刀片端点在x轴和y轴方向的分速度:
刀片端点绝对速度的大小为:
旋耕刀具由刀具叶片和实心圆柱轴组成,而刀具叶片为空间复杂的三维实体,在ANSYS中直接建模难度较大,因此,采用在Creo Parametric中建立实体旋耕叶片和实心轴,再利用装配的方法建立螺旋旋耕刀具的三维实体模型(图1)。工作状态下,动力传输给实心圆柱轴,使其带动旋耕叶片做旋转和直线运动,切削土壤。
1.2 刀具的有限元模型
通过ANSYS与Creo Parametric的无缝连接,将三维实体模型导入ANSYS软件。将旋耕刀具的单元定义为LS-DYNA Explicit单元中的SHELL163,为了减小沙漏能,采用全积分的壳单元算法。考虑到应力、应变数据的采集,材料采用线性各向同性,定义材料的弹性模量为2.1×1011Pa,密度为7.8×103kg/m3,泊松比为0.3,利用扫掠的方式来进行网格划分。
1.3 土壤的有限元模型
根据螺旋刀具对土壤的切削方式,建立的土壤模型为0.4 m×0.3 m×0.3 m的矩形体,在ANSYS前处理器中,定义土壤单元为LS-DYNA Explicit单元中的SOLID164,为减小沙漏能,采用全积分算法,利用扫掠的方式来划分网格。
1.4 刀具切削土壤的简化和假设
由于切削过程的复杂性,伴随着应力、应变的急剧变化,包括弹、塑性和断裂的变形,因此,为准确反映切削的过程,假设如下。
1)旋耕叶片和实心圆柱轴简化为一个整体,且二者均为各向同性的线性弹性材料;
2)如果让旋耕叶片同时做水平和旋转运动,则旋耕起垄叶片将做复杂的三维运动。在有限元中,如果想在弹性体上同时加载两种运动,是比较困难的,因此,本文将模型简化为螺旋刀具做旋转运动和土壤做水平运动;
3)考虑切削过程中,距离切削面较远的土壤不受到任何扰动;
4)根据土壤材料模型发展的现状和计算机运算的水平,在数值模拟中,只考虑对土壤切削的过程,不考虑开沟时土壤的升运过程。
1.5 施加边界条件和载荷
利用LS-DYNA对模型进行仿真分析。在仿真分析中,旋耕刀具做旋转运动,土壤向旋耕叶片做直线运动,两者接触后,旋耕叶片不断的铣削土壤。本文主要研究在一定的工况下,旋耕刀体对土壤的切削过程及完成一个切削量的作业时间,整个切削模型最大的功耗以及旋耕叶片应力等的变化,为旋耕刀具的运动参数及结构参数的优化打下基础。在切削过程中,添加边界条件为旋耕起垄刀具添加x、y、z向的约束以及约束绕x、y轴的旋转,添加绕z轴旋转的动力载荷,旋转速度为3 600 r/min;土壤添加x、z方向的位移约束,并且以0.18 m/s的初速度匀速位移。本文主要进行了螺旋刀具对土壤切削破坏过程的分析,因此将刀具定义为接触Part,土壤定义为目标Part。添加刀具与土壤之间的面面侵蚀接触,此接触能够保证土壤表面单元在切削失效的情况下程序自动定义新的接触面。
2 求解与分析
设置求解时间为0.2 s,在ANSYS前处理器输出模型关键字文件,修改和添加材料、载荷等参数后,如土壤材料模型和载荷等信息,将关键字文件递交LS-DYNA程序求解,最后通过后处理程序LS-PREPOST打开结果文件,进行数据分析。
2.1 切削过程分析
在旋耕刀具对土壤的切削过程中,刀具叶片的外缘先接触土壤,土壤受到刀具叶片的挤压和剪切作用而发生破坏和变形。随着旋耕刀具的旋转以及土壤的不断进给,土壤被破坏的面积以及进给方向的深度逐渐增大,被破坏土壤的边界线形状和旋耕刀具的叶片外端形状相似,从而实现了螺旋叶片对土壤的连续切削。
2.2 能耗分析
在切削过程中,总的能耗包括维持旋耕刀具叶片的旋转和土壤模型的直线位移所需的动能以及两者相互作用的内能,其中,动能基本保持不变,而总的切削能耗随着内能的不断增加而增大,总能耗随时间变化而变化的曲线见图2。
由图2可知,在切削过程的初始阶段,总切削能耗的变化是最强烈的,但是随着切削过程的进行,总切削能耗的变化逐渐趋于平缓,出现这种情况的主要原因是土壤颗粒被外力破坏后土壤内聚力减小,而旋耕起垄刀具的叶片还未接触到新的土壤层,总切削能耗的变化放缓。将总的切削能耗对时间求导,得到切削功率,如图3所示。土壤单元失效后,旋耕刀具未能接触到新的土壤单元,会出现切削功率的波动。由图3可得,最大的切削功率约为6 k W,与实际的额定功率基本相符。
3 讨论
本文利用ANSYS建立旋耕刀具和土壤的有限元模型,运用ANSYS/LS-DYNA显式动力分析程序对旋耕起垄复合刀具切削土壤过程进行了求解计算。
计算结果表明,将所构建的旋耕起垄复合刀具切削土壤的有限元模型应用于多功能起垄机与土壤之间相互作用研究是可行的。基于ANSYS/LS-DYNA构建的旋耕起垄复合刀具切削土壤的三维动力学仿真,能有效地揭示螺旋刀具切削土壤的工作过程;证明了多功能耕作起垄机工作时,土壤切削和轴向提升、抛撒的状况,与实际工作情况吻合。对开沟、起垄过程中切削能耗的分析计算得出了最大的切削功率为6 k W,该有限元模型可用于估算切削功耗值,从而用于指导多功能耕作起垄机的动力选型。
ANSYS数值模拟 篇7
1 基本理论
“穹顶结构之父”——德国工程师施威德勒在薄壳穹顶的基础上提出一种构造形式,即把穹顶壳面划分为径向的肋和纬向的水平环线,且在每个梯形网格内再用斜杆分成两个或四个三角形,使内力分布变得更加均匀,结构自重大大减小,跨度也大大增加,这就是空间网壳结构。按照层数可以划分为单层网壳和双层网壳。网壳结构的特点有:计算原理成熟,计算方法简便;结构的轻型化特征使得网壳结构可以跨越更大的空间;网壳结构的制作具有标准化、规格化;网壳结构具有优美的建筑造型。
正是由于网壳结构的上述优点,使得网壳结构在工程中的运用越来越广。刚开始,网壳多为半球形,后来的构造形式越来越丰富。现在大致可以分为:肋环型和施威德勒球面网壳、联方型球面网壳、凯威特型球面网壳、短程线性网壳、二向格子型球面网壳、三向格子型球面网壳、柱面网壳和双曲抛物面型网壳等。
2 计算方法[1]
网壳的计算方法大致分为基于连续化拟壳理论的拟壳法和基于杆系有限元分析理论的离散结构法。拟壳法的基本假设是用等效的均质连续体来代替由杆件组成的实际结构体系。该方法可以近似地计算出杆件的内力、节点的位移和结构的稳定性,适合于中小跨度的网壳计算。杆系结构有限元法可以精确地计算出网壳结构的内力和挠度。通过编制计算机程序可以绘制弯矩、剪力和变形图,甚至进行自动设计、选出杆件截面和节点规格。
早期通过线性方法来估算网壳结构的稳定临界力,计算结果与结构的实际受力情况差别较大。对于正高斯曲率的单层球面网壳,结构刚度随着载荷的增加而减小,具有很高的几何非线性。线性分析方法无法描述结构的荷载—位移全过程工作性能,更加无法描述结构屈曲后性能,而网壳结构的稳定承载能力正是由其屈曲后性能所决定的。
随着计算机的发展,非线性有限元分析方法逐渐成为网壳结构稳定性分析的主要工具。首先,屈曲前的结构非线性有限元分析一般采用牛顿载荷增量法,该方法通过线性逼近和反复迭代使计算收敛于平衡路径,但由于临界点附近结构刚度矩阵接近奇异,迭代不易收敛,因此无法描绘屈曲后的荷载—位移曲线。其次,屈曲后的载荷反应分析利用了Batoz等提出的用位移增量来控制载荷步长的方法,即位移增量法。此方法能顺利地通过极值点,但计算中控制位移必须一直增加,一旦出现减小,则迭代不收敛。对于网壳这样复杂的结构,要选择好结构的控制位移比较困难,所以此方法有一定的局限性。另外Wempner等提出的弧长法是将荷载与未知位移同时作为变量,引入一个包括载荷系数的约束方程,用曲线的弧长来控制载荷的步长。这种方法对于处理屈曲后的载荷反应分析比较有效。
3 数值分析
3.1 数值分析基本理论
屈曲分析是一种用于确定结构开始变得不稳定时的临界荷载和屈曲模态形状的技术。ANSYS的屈曲分析有两种:特征值屈曲分析和非线性屈曲分析[2]。
目前,对于极值点失稳型的结构,非线性稳定分析技术可以基本解决。通常可以使用由Crisfields提出的柱面弧长法对结构的载荷—位移曲线进行全过程跟踪。ANSYS程序可以实现此功能。但对于分支点失稳型的结构,必须在基本平衡径上找到分支点,实现由不稳定的基本平衡路径到稳定的平衡路径的转换。由于ANSYS无法判断结构的分支点及分支平衡径的转换,只能继续跟踪已不平衡的基本平衡路径,得到一个极值点临界荷载。
3.1.1 特征值屈曲分析
特征值屈曲分析的特点是计算速度快,在进行非线性屈曲分析之前可以利用其先了解屈曲形状,预测屈曲载荷的上限。
ANSYS线性屈曲分析特征值公式为:
([K]+λ[S]{ψ})=0。
其中,[K]为刚度矩阵;[S]为应力刚度矩阵;{ψ}为位移特征矢量;λ为特征值。特征值表示给定荷载的比例因子,如果给定载荷是单位载荷,则特征值表示屈曲荷载。特征值矢量是屈曲形状。一般只对第一个特征值和特征矢量感兴趣。需要注意的是:1)在特征值屈曲分析中,所有非线性的性质都将被忽略。2)只需施加一个单位荷载,乘以由屈曲分析得到的特征值,即可得到屈曲荷载。3)ANSYS允许的最大特征值是1 000 000。
3.1.2 非线性屈曲分析
非线性屈曲分析最为重要的是用一个好的载荷增量使载荷达到预期的临界屈曲载荷,打开自动时间步长能有助于控制载荷的增量,此时程序自动寻找屈曲载荷。特征屈曲载荷是预期的屈曲载荷上限,可以作为非线性屈曲分析的给定载荷,在渐进加载达到此载荷前,非线性求解应该是发散的;特征矢量屈曲形状可以作为施加初始缺陷和扰动荷载的数据。采用弧长法进行计算,一般施加比预期的屈曲载荷(如特征屈曲载荷)高出10%～20%的给定荷载。一般采取两个荷载步:第一步打开自动步长,使用一般的非线性屈曲过程,直到接近临界载荷;第二步使用弧长法使分析通过临界载荷。一般不指定TIME值。使用较低的平衡迭代数(10～15)。有些弧长法需要施加初始几何缺陷。
需要注意的是:如果结构上的荷载完全在平面内,将不会产生导致屈曲所必须的面外变形。在大变形分析中,力和位移将保持其初始方向,表面载荷将随结构几何形状的变化而变化。在实际工程设计中,应将一个稳态分析进行到结构的临界载荷点,以计算出结构产生非线性屈曲的安全系数。对于大多数实体单元不必使用应力刚化功能。
3.2 模型的计算与分析
某单层网壳屋顶结构,其俯视平面形状为圆形,底平面的直径为48 m,矢高为4.8 m。材料为钢管,弹性模量E=2.1e11,v=0.3,剪切模量G=8e10。截面几何:空心钢管,杆内径Ri=0.09 m,外径R0=0.092 5 m。根据结构受力性能,运用Beam188单元来模拟钢管,需要注意的是此单元必须给定节点方向。
第一步:进入ANSYS前处理器,按照给定的条件建模,最后的模型及约束如图1所示。
对除了约束以外的节点施加单位载荷,进行特征值屈曲分析,模态提取数设为3,模态扩展数也设为3,实施求解。得到3阶屈曲荷载如表1所示。
由于前面施加的载荷为单位载荷,所以取第一阶模态的比例因子作为模型的屈曲临界载荷,即60 901。可以得到各阶的屈曲模态,如图2～图4所示。
第二步:进行非线性屈曲模态分析。
在ANSYS中选择大变形分析选项,对壳顶145号节点施加一个力,产生初始扰动以后便可以进行弧长法计算。选择Active arc-length method项,设定子步数Number of substeps为10,进行非线性求解。
根据模型,选择网壳中具有代表性的节点:145号,133号,109号节点为分析对象。进行非线性屈曲结果后处理。分别定义145号,133号,109号节点Z向位移为变量,将时间变量乘以屈曲载荷60 901后保存,并分别将3个节点位移变量乘以-1后保存,然后再利用结果输出命令输出数据结果。利用Origin数据处理绘图软件处理导出的数据。选取前50个数据,得到3个节点位移—荷载曲线,如图5所示。由位移—荷载曲线图可以看出,极限载荷为93 637.8 N,3个节点对应的最大位移分别为:0.189 625 m,0.326 645 m,0.416 716 m,此时结构发生屈曲。
4 结语
1)稳定性问题已经成为网壳结构分析计算的重要部分。随着跨度越来越大,网壳的变形也越来越大。因此,对网壳结构的非线性大变形计算显得十分重要。
2)网壳屈曲计算分析中,特征值屈曲和非线性屈曲即弧长法相结合是解决非线性屈曲问题的有效方法,可以通过此法跟踪结构屈曲全过程,并得到屈曲荷载。
3)在用数值模拟分析过程中由于数值的不稳定,可能会出现不收敛的情况,可以通过细化模型的方法来修正。
4)在大变形分析中,力(或位移)将保持其初始方向,但表面荷载将“跟随”结构改变形状,因此,需要确认所施加的荷载类型是正确的。
5)运用弧长法计算可以得到一个精确的屈曲荷载,但需要不断修正弧长半径,以人工干预程序来执行一系列重求解。
参考文献
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[2]王呼佳,陈洪军.ANSYS工程分析进阶实例[M].北京:中国水利水电出版社,2006.
ANSYS数值模拟 篇8
在浇筑大体积混凝土工程时, 由于体积厚大, 混凝土导热系数较低, 水泥水化过程中释放的热量来不及释放, 将导致混凝土内外产生较大温差, 进而出现温度应力; 温度应力过大时将会导致温度裂缝的出现, 对结构产生不利的影响; 为了解决大体积混凝土浇筑时的温度裂缝控制问题, 跳仓法浇筑综合技术应运而生; 跳仓法利用“抗放兼施、先放后抗、以抗为主”的原理, 把大体积混凝土预先分成若干块, 然后隔块进行施工, 其模式和跳棋一样, 隔一段浇一段, 该施工方式可以解决大体积混凝土的温度裂缝控制问题; 本文以某大体积混凝土基础板为例, 通过大型有限元软件ANSYS建立有限元模型进行数值分析, 数值仿真了大体积混凝土跳仓法的施工过程, 为指导跳仓法施工提供数值依据, 同时为今后类似工程的数值仿真计算提供借鉴方法。
1 工程背景
某地基尺寸为120 m × 60 m × 10 m, 现需在其上浇筑一大体积混凝土基础底板, 其尺寸为60 m × 30 m × 1 m, 混凝土标号为C30, 水泥用普通硅酸盐水泥, 采用跳仓法进行施工, 要求在浇筑时, 基础底板不出现裂缝。相关材料参数取值如下: 混凝土密度ρ = 2 500 kg / m3; 地基密度 ρ = 2 600 kg/m3; 比热c = 0. 92; 导热系数9. 7 × 10- 3k J / ( m·h·℃ ) ; 对流系数0. 05 k J / ( m2·h·℃ ) ;大气温度为20 ℃ ; 浇筑温度为20 ℃ ; 混凝土的弹性模量E =30 GPa; 热膨胀系数为 α = 1 × 10- 5; 泊松比v = 0. 2。
2 ANSYS数值模拟混凝土浇筑过程
采用大型通用有限元软件ANSYS对混凝土浇筑过程进行数值模拟; 大体积混凝土在浇筑时, 需要综合考虑温度场和温度应力问题, 也就是说整个浇筑过程包含热学和固体力学问题, 涉及到多个场的耦合问题; 利用ANSYS的多场耦合分析能力, 可以顺利地模拟混凝土的浇筑情况; 首先选择热单元, 建立整个物理模型, 输入材料的热参数, 进行混凝土浇筑时的温度场分析, 可以获得浇筑后的节点温度; 然后把热单元转化成结构单元, 将各节点温度作为体荷载施加在模型中进行结构分析, 分析后可以获得混凝土浇筑后各节点的温度应力。
3 模拟单元
跳仓法施工的数值模拟需要进行热分析和结构分析, 进行热分析时, 模拟单元可以采用Solid70 单元, 该单元具有8 个节点, 每个节点包含一个温度自由度; 进行结构分析时, 模拟单元可以采用Solid185 单元, 该单元同样具有8 个节点, 每个节点包含3 个自由度, 具有膨胀、塑性、大变形和大应变等功能。
4 跳仓法的数值仿真过程
借助于ANSYS软件中的单元生死功能, 可以模拟跳仓法中分块混凝土的施工顺序, 首先整体建模, 对于不需要浇筑的混凝土, 先将其“杀死”, 等到需要浇筑时, 再将其“激活”; 对于本工程, 厚度方向不分层浇筑, 分块宽度取15 m, 将基础板分成8 块浇筑, 如图1 所示, 先浇筑 (1) , (2) , (3) , (4) , 再浇筑 (5) , (6) , (7) , (8) , 模型以及网格划分如图2 所示。
首先进行热分析, 设置求解选项, 给地基施加初始温度和边界条件, 即地基的四个侧面和底面绝热, 然后给与空气接触的地基上层表面施加对流条件, 施加后的对流条件如图3, 图4 所示:给基础板单元施加初始温度, 即浇筑时的温度, 先使它的所有单元死亡, 施加初始温度T = 20 ℃ ; 然后激活第一次浇筑的4 块单元, 并对其施加对流条件; 设置求解选项, 进行求解, 并保存结果;提取第一次浇筑后的计算结果, 如图5, 图6 所示。
图5 中计算结果表明, 第一次浇筑后, 温度场分布较均匀; 第一次浇筑完毕后, 然后激活需第二次浇筑的单元, 对所有的基础板施加对流条件, 进行温度场的求解, 计算结果如图7, 图8 所示。
热分析完毕, 接下来进行结构分析, 首先将热单元转化为结构单元, 对模型施加边界条件, 即对地基的4 个侧面和底面施加全约束; 为了模拟基础板浇筑, 先杀死所有的浇筑单元, 然后激活第一次浇筑的单元, 考虑自重, 读入热分析结果, 将它作为体荷载进行求解; 求解完毕后保存结果, 接着激活第二次浇筑的单元, 再次进行求解, 保存结果; 提取模型的温度应力, 结果见图9, 图10。
图10 中计算结果表明, 第二次混凝土浇筑完毕后, 基础底板的最大温度应力为0. 67 MPa, 小于混凝土的早期抗拉强度, 不会出现温度裂缝, 满足施工的要求。
5 结语
跳仓法施工已经在大体积混凝土浇筑工程中得到了广泛应用, 本文通过ANSYS软件数值模拟了跳仓法的施工过程, 利用ANSYS的耦合分析能力把热分析和结构分析耦合在一起模拟了真实的浇筑情况; 数值模拟的计算结果表明, 采用跳仓法施工可以大大降低大体积混凝土浇筑后的温度应力, 从而减少甚至避免温度裂缝的出现; 为了保证数值模拟的结果更能贴近工程实际, 考虑到材料参数的选取会严重影响数值计算结果, 建议在试验条件许可的前提下, 热分析时所有材料参数的选择均应通过现场试验实测获得。
摘要：通过ANSYS软件, 数值模拟了跳仓法的整个施工过程, 并利用ANSYS的耦合分析能力, 把热分析和结构分析耦合在一起, 模拟了某基础板的浇筑过程, 数值模拟计算结果表明, 采用跳仓法施工可以大大降低大体积混凝土浇筑时的温度应力。
关键词：大体积混凝土,耦合分析,温度应力,跳仓法
参考文献
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