離心機轉鼓的強度計算

離心機轉鼓的強度計算

0離心轉鼓設計的研究離心分離是離心分離的關鍵部件之一。一方面,轉鼓的結構對離心機的用途、操作、生產(chǎn)能力和功率等均有決定性作用;另一方面,轉鼓自身高速旋轉(其工作轉速通常在每分鐘幾百轉至每分鐘幾萬轉之間),同時受到離心力的作用,該離心力是由轉鼓筒體自身質量、轉鼓內(nèi)的篩網(wǎng)質量以及物料質量因高速旋轉所產(chǎn)生的。在離心力作用下轉鼓筒體內(nèi)會產(chǎn)生很大的工作應力。一旦發(fā)生強度破壞必將產(chǎn)生極大的危害,尤其是有時由于應力過高發(fā)生“崩裂”,常會引起嚴重人身傷害事故。因此,對離心機轉鼓設計的研究具有十分重要的意義。但因轉鼓結構較為復雜,用現(xiàn)行的強度設計計算方法,對轉鼓各部位的應力往往得不到正確的估價,從而影響了離心機轉鼓使用的安全性。為此,以SS800型三足式離心機轉鼓設計為研究對象,使用與Solidedge軟件集成的VisualNastran有限元分析軟件,對轉鼓設計進行了分析研究,找出了既方便快捷,又較為實用的轉鼓設計方法,對離心機轉鼓的設計有一定的指導性。1鼓勵效應的有限分析如圖1所示是根據(jù)現(xiàn)行的轉鼓設計計算方法,設計的SS800型三足式離心機的轉鼓結構圖。1.1轉鼓筒體載荷在對轉鼓進行有限元應力分析時,為簡化建模和受力分析,將開孔轉鼓簡化為一個無孔的整體轉鼓進行考慮。轉鼓的結構尺寸和受力均相對于轉鼓轉軸對稱,其受力如圖2所示。在轉鼓筒體的內(nèi)側,作用有均勻分布的載荷p,其載荷的來源包括由轉鼓自身質量引起的離心壓力p1,由篩網(wǎng)質量引起的離心壓力p2和由物料質量引起的離心壓力p3。在與物料接觸的擋液板、轉鼓底上作用有按拋物線分布的由物料質量的離心力引起的壓力q。在轉鼓底軸孔與主軸配合處,按配合均勻并有微量過盈考慮,配合表面作用有均布載荷p0。1.2彈性模量的計算根據(jù)轉鼓的結構參數(shù)、工作參數(shù)和材料性質,其原始數(shù)據(jù)確定如下p=p1+p2+p3=1.891MPaq=16.638(r2-0.0784)MPa(280≤r≤400)p0=0.001MPa彈性模量:E=2.1×105MPa泊松比:μ=0.29材料密度:ρ0=7.85g/cm31.3有限元分析驗證根據(jù)轉鼓的結構尺寸,用Solidedge建立三維CAD模型,并用VisualNastran4D2002有限元分析軟件進行了應力分析。其網(wǎng)格劃分和應力分布如圖3(原圖為彩色顯示)所示。1.4用有限元分析的應力值修正由上述分析知,最大應力出現(xiàn)在轉鼓筒體與擋液板的聯(lián)接處,其應力值為297MPa。轉鼓筒體部分的應力值為108～162MPa?？紤]開孔對轉鼓強度的削弱,用開孔修正系數(shù)ζ=1.25對有限元分析的應力值進行修正。其最大應力修正值為371MPa,轉鼓筒體部分的應力修正值為135～202MPa。而用邊緣效應區(qū)應力計算公式計算的轉鼓筒體與擋液板的聯(lián)接處的應力為487～502MPa,用現(xiàn)行轉鼓強度計算方法計算的轉鼓筒體應力為151MPa。比較用有限元分析所得應力值和用公式計算所得的應力值可以得出如下結論:(1)對轉鼓筒體部分,用有限元分析所得的應力值和用公式計算所得的應力值是比較吻合的。(2)對邊緣效應區(qū),用有限元分析所得應力值要比用公式計算所得的應力值小,甚至小得很多。這說明用邊緣效應區(qū)公式計算所得的應力值的近似性較大。(3)局部地方的應力值是不能滿足設計要求的(設計要求的許用應力:對薄膜區(qū)為[σ]φH=171×0.95=162MPa,對邊緣效應區(qū)為[σ]MφH=208×0.95=197MPa),尤其是在轉鼓筒體與擋液板的聯(lián)接處,應力值達到了最大值371MPa。對此必須采取措施,否則會給使用帶來安全隱患。2修改和優(yōu)化鼓結構2.1局部加強的結果分析由上述分析知,局部地方的應力值是不能滿足設計要求的,主要表現(xiàn)在轉鼓筒體與擋液板的聯(lián)接處及其影響到的區(qū)域。其原因有2個方面:一是在轉鼓筒體與擋液板的聯(lián)接處因過渡突然,應力集中現(xiàn)象嚴重;二是在轉鼓筒體與擋液板的聯(lián)接處結構剛度較差,受力變形較大,從而產(chǎn)生了較大的應力值。針對這種情況,對轉鼓筒體與擋液板的聯(lián)接處,以提高結構剛度,減小受力變形,從而降低應力的方法為出發(fā)點,用增加材料的方法對原轉鼓結構進行了局部加強,如圖4所示。按局部加強后的尺寸,對原轉鼓的三維實體模型進行修改后,重新進行有限元應力分析,其網(wǎng)格劃分和應力分布如圖5(原圖為彩色顯示)所示。分析結果表明,最大應力主要出現(xiàn)在沒有加強箍的轉鼓筒體處,其應力值為115MPa?？紤]開孔對轉鼓強度的削弱,用開孔修正系數(shù)ζ=1.25修正后的應力值為:115×1.25=143.75MPa,小于設計要求的許用應力,滿足了設計的要求。同樣,對用有限元分析所得的應力值和用公式計算所得的應力值進行分析比較后,可以得出如下結論:(1)經(jīng)過局部加強后,由于增強了邊緣效應區(qū)的結構剛度,減小了邊緣效應區(qū)的受力變形,從而降低了邊緣效應區(qū)的應力。但局部加強僅對局部區(qū)域影響較大,對轉鼓筒體部分的宏觀影響不大。因為,用有限元分析所得的轉鼓筒體部分的應力修正值(112～143MPa)和用公式計算所得的應力值(151MPa)還是比較接近的。(2)經(jīng)局部加強后,對邊緣效應區(qū)(轉鼓筒體和轉鼓底的連接處),用有限元分析所得應力值仍然是比較大的,這與理論分析的結果(轉鼓筒體和轉鼓底的連接處過渡突然,應力集中現(xiàn)象相當嚴重)是一致的。2.2局部優(yōu)化后的應力分析由前面分析知,在轉鼓筒體與擋液板的聯(lián)接處及其影響到的區(qū)域出現(xiàn)應力過大的原因之一,是因為在轉鼓筒體與擋液板的聯(lián)接處過渡突然,導致應力集中現(xiàn)象十分嚴重。若將轉鼓筒體與擋液板的聯(lián)接處進行結構優(yōu)化,即將尖角突然過渡改為圓角逐漸過渡,從而減小應力集中,同樣可達到減小應力的目的。由圖1可以看出,轉鼓筒體與擋液板的聯(lián)接方式采用的是搭接焊接。在轉鼓筒體與擋液板的聯(lián)接處近乎于尖角過渡,故應力集中嚴重?，F(xiàn)將擋液板的折彎處的過渡圓角加大到r=10mm,將尖角過渡改為圓角逐漸過渡,同時將轉鼓筒體與擋液板的聯(lián)接方式改為對接焊接,如圖6所示。這樣既可減小應力集中,又能節(jié)省一部分材料。按圖6所示的尺寸對轉鼓結構進行局部優(yōu)化后,對原轉鼓的三維實體模型進行修改后,重新進行有限元應力分析,其網(wǎng)格劃分和應力分布如圖7(原圖為彩色顯示)所示。分析結果表明:最大應力值為111MPa?？紤]開孔對轉鼓強度的削弱,用開孔修正系數(shù)ζ=1.25修正后的應力值為:111×1.25=138MPa,小于設計要求的許用應力,同樣也滿足了設計的要求。再對用有限元分析所得的應力值和用公式計算所得的應力值進行分析比較后,也可以得出如下結論:(1)經(jīng)過局部優(yōu)化后,使邊緣效應區(qū)的應力大大減小了。但對轉鼓筒體部分的影響并不大。因為,用有限元分析所得的轉鼓筒體部分的應力修正值(108～138MPa)和用公式計算所得的應力值(151MPa)還是比較接近的。這也進一步說明了轉鼓筒體部分設計公式的計算結果是比較精確的。(2)經(jīng)局部優(yōu)化后,對邊緣效應區(qū)(轉鼓筒體和擋液板的連接處),用有限元分析所得應力值仍然是比較大的,這與理論分析的結果(轉鼓筒體和擋液板的連接處過渡突然,應力集中現(xiàn)象相當嚴重)是一致的。3有限元分析技術在轉鼓設計中的應用通過對轉鼓設計進行的分析研究,可得出如下結論:(1)工程實際中,對離心機轉鼓設計計算時,僅對薄膜區(qū)進行強度計算是不夠的,對于邊緣效應區(qū)的強度核算也是非常必要的,因為邊緣效應區(qū)的應力有時會遠遠超過許用應力。按現(xiàn)行的轉鼓設計計算方法設計出的轉鼓,從宏觀上看,往往偏于保守(如轉鼓底),相關尺寸有較大富裕,使得轉鼓質量無謂地增加,既增加了轉鼓運行的能耗也造成了材料的浪費,存在著不經(jīng)濟性;從微觀上看,局部地方(如邊緣效應區(qū))的應力值,往往得不到正確估價,而直接影響到轉鼓運行的安全性。(2)對于邊緣效應區(qū),在進行應力計算時采用經(jīng)過結構簡化所推導出的公式計算出的數(shù)值不僅近似性較大,而且計算出的數(shù)值也明顯偏大,其實用性和可信度較差。而采用有限元分析技術能較好地計算出邊緣效應區(qū)的應力,且計算數(shù)值也較為接近實際,工程實際中應該很好地去實施。(3)采用局部加強和局部優(yōu)化的方法,對減小局部區(qū)域的應力值的效果是非常明顯的,是解決危險區(qū)域強度不足的較好方法。(4)先用現(xiàn)行的轉鼓設計計算方法進行轉鼓結構的初步設計,再用有限元技術對轉鼓進行應力分析,并對局部尺