有限元计算法

有限元计算法（精选十篇）

有限元计算法 篇1

关键词：有限元,二次样条有限元,桥梁挠度

桥梁挠度是桥梁安全性评价的一项重要指标, 随着近几年计算机的飞速发展, 计算桥梁挠度的方法也相应得到了快速发展, 出现了许多中计算方法, 而有限元计算桥梁挠度的方法具有、编程简单、速度快、精度高等特点, 越来越被工程界所采用。

1 有限元概述

有限元法是使类型广泛的工程问题获得近似解的一种有效的数值分析方法。

有限元法把结构分割成单元, 采用分段插值或分区插值。常用的分段多项式有Lagrange插值、Hermite插值和样条函数等形式。与其他多项式相比, 样条函数具有许多优点:待定系数少, 连续性强逼近精度高。

样条元是样条函数与有限元法相结合的产物。

2 有限元计算桥梁挠度

用有限单元法分析梁弯曲问题时, 通常采用2结点Hermite单元 (如图1所示) 。

单元内挠度函数w (ξ) 的插值表示如下:

其中:N为形函数;

将梁用上述单元离散, 并将上列挠度函数代入泛函∏p (w) 后从δ∏p=0, 可以得到有限元求解方程, 即:Ka=P式 (2)

上式中和分别表示对作用于单元内的横向集中载荷和弯矩求和, ξj和ξk分别是它们作用点的自然坐标。在计算式 (2) 式应将边界条件代入。

3 二次样有限元的刚度矩阵

假定桥梁变形在线性范围之内, 不考虑剪切变形的样条厚梁单元。如图2为一个二次样条梁单元。

那么单元节点位移向量含4个自由度, 即:δe=[v1, θ1, v 2, θ2]T

将单元等分成2个分段13和32。挠度v (x) 设为每个分段上的三次多项式。

其中:为任意常数。

式 (4) 共含6个待定系数, 可由挠度及其一阶在端点处边界条件以及在中间虚结点的连续条件确定, 可解得A0~A5的值, 因此v (x) 可用4个形函数表示:v (x) =φ1*v1+φ2*θ1+φ3*v2+φ4*θ2式 (5)

式 (5) 可以写成矩阵形式, 即:v=Nδe式 (6)

显然Kije=Kjie, 即Ke为对称矩阵。Ke的元素由单元的几何性质和材料常数完全确定。同理, 与传统有限元方法一样可以计算出相应的自由度值。

4 算例分析

为了比较两种方法在计算桥梁挠度中的精确性, 下面以跨度为L的简支梁, 跨中受集中力p作用, 梁的截面抗弯刚度为EI, 如图3所示, 来计算比较两种方法, 计算结果如表1所示。

从上面可以看出随着单元个数的增加, 二次样条有限元的计算精度逐渐增加, 而传统的有限元方法, 没有发生变化, 并且其计算值与解析解相对误差达到3%。

5 结语

以上内容简单介绍了这两种不同的方法, 从简支梁计算结果可看出, 二次样条有限元计算方法更接近于实际情况, 比传统的有限元计算方法更有效率, 计算精度更高, 值得更广泛的推广。

参考文献

[1]单辉祖.材料力学[M].北京:国防工业出版社, 1986.

[2]王勖成.有限单元法[M].北京:清华大学出版社, 2003.

[3]龙驭球, 包世华.结构力学[M].北京:高等教育出版社, 1994.

有限元法论文 篇2

专业：材料成型及控制工程

2012年5月2日

目录

引言

一、目的………………………………………………………1

二、软件应用介绍.................................................................1

三、实例内容………………………………………………………………………3

四、求解步骤………………………………………………………………………3

1.建立有限元模型………………………………………3 2.加载求解………………………………………………9

3、查看分析结果…………………………………………11

五、总结………………………………………………………………………………14 参考文献

1、前处理（1）建模

有限元分析的最终目的是还原一个实际工程系统的数学行为特征，即分析必须针对一个物理原型准确的数学模型，模型包括所有节点、单元、材料属性、实常数、边界条件以及其他用来表现这个物理系统的特征。Marc分析的前处理主要就是用来进行建模与网格划分，前处理包括单元类型实常数、材料、属性、建模和划分网格。(2)单元选择

有限元模型可分为2D和3D 两种,可以由点单元,线单元,面单元或实体单元组成,也可将不同类型的单元混合使用。单元库包括两种基本类型的面单元和体单元，即线性单元和二次单元。（3）网格划分

网格划分是其中一个重要的步骤，网格划分的好坏，直接影响到计算的精度和速度，网格划分方法主要有自由网格划分、映射网格划分和体扫掠网格划分三种。

2、加载求解

有限元模型建好后，就可以进入求解器进行加载求解。当施加载荷和边界条件的面、节点或单元比较多时，应该用实体选择命令把这些对象选出来，然后在其上施加载荷或边界条件，以保证所施加的载荷或边界条件的正确性。3.后处理

Marc的后处理过程即为采集求解器处理分析的结果，提取用户所

中。

启动Marc2010后，使用菜单中File> Current Directory将工作目录指向mark文件夹；使工作后的文件存储在这里。(2)构建模型：

网格构建： MAIN>MESH GENERATION>GRID>ElEMS /ADD> SUBDIVIDE（30 3 1）>EIEMENTS >END LIST 画线：RETURN>CURV/ADD 倒角：CURVS TYPE>FILLET>RETURN>CURVS/ADD（0.1）画圆：CURVS TYPE>CENTER POINT>RETURN>CURVS/ADD SWEEP>ALL>RENUMBER>ALL>SAVE完成建模。

(3)定义材料属性：

定义弹性模量和泊松比，操作如下： MAIN >MATERIAL PROPERTIES> MATERIAL

MODEL>RETURN>PLASTICITY>YIELDSTRESS>TABLE> TABLE>OK>OK>ELEMENT/ADD(选单元体)>END LIST YIELDSTRESS定义屈服应力：1(4)定义变形体：

进入CONTACT菜单，定义三个接触体如下： 接触体1：由所有单元组成的可变形体 接触体2：压具圆，加载，摩擦系数为0.1 接触体3：支撑模具，静止，摩擦系数为0.1

操作如下： MAIN>CONTACT>CONTACT BODIES>DEFORMABLE>FRICTION COEFFICCIENT>OKELEMENTS/ADD（选择单元体）

FRICTION COEFFICCIENT定义摩擦系数：0.1 定义可压具小圆：NEW>RIGID>FRICTION COEFFICIENT>OK>TABLES>NEW> INDEPENDENT VARIBLE>TYPE>TIME>ADD>FIT

CONTACT>CONTACT>CONTACT BODIES>ID CONTACT>FLIP CURVES（选择线）>END LIST

(5)：定义边界条件: 首先定义3个关键点，选作约束节点，结构件在长度方向上属于对称结构件，可以通过施加对称边界条件取其一半结构进行分析，即约束二分之一界面处节点沿长度方向上的位移与模具运动方向的位移等于零。

定义约束点操作如下：

MAIN操作如下:BOUNDARY CONDITION>STRUCTURAL>FIXED

CONTROL>STICK-SLIP INITIAL CONTROL>CONTACT TABLE>CTABLE 1>OK>OK>ANALYSIS>LARGE STAIN>OK JOB RESULTS>EQU-VON MISES STRIN>OK>ANASYS DIMENSONS/3D-2D>OK>CHECK >RUN>SUBMIT

3、后处理

ADD CURVES>ADD CURVE>选择ARC LENGTH和Y轴目标>FIT

SHOW PATH PLOT>SHOW MODEL>RETURN>REWIND HISTORY PLOT>SET LOCATIONS（选择追踪节点）>END LIST

ALL INCS>ADD CURVES>ALL LOCATIONS（选择目标）>FIT

SHOW HISTORY>SHOW MODEl>UTILS>SNAPSHOT（选择选择模式）

强冲击问题的物质点有限元法 篇3

关键词：强冲击载荷 物质点法 有限元法 耦合 自适应转化 钢筋混凝土

Finite Element Material Point Method for Intensive Impact Loading

Zhang Xiong Lian Yanping Liu Yan

（Tsinghua University）

Abstract：Materials and structures show strong nonlinearities under intensive impact loading， which pose great challenges on numerical analysis. It is not an easy task for mesh-based methods such as finite element method （FEM） to solve such problems effectively. The material point method （MPM） has both the advantages of Lagrangian method and Eulerian method. No mesh distortion exists， and history variables and the material interface can be easily traced in MPM. So MPM is very appropriate for intensive impact problems. But the accuracy and the efficiency of MPM for small deformation problems are lower than those of explicit FEM. The characteristic lengths of different components in the reinforced concrete （RC） problems are very different， which also poses challenges on MPM. The combined finite element material point method， which is proposed by the research group， is introduced in this report. MPM theory is briefly investigated， and the similarity between MPM and FEM is the foundation of the combination methods. The coupled finite element material point method （CFEMP）， the adaptive finite element material point method （AFEMP）， and the hybrid finite element material point method （HFEMP） are introduced sequentially. The basic ideas and the theories of the above methods are elaborated， and numerical examples of intensive impact problems such as perforation are given. The results show advantages in accuracy and efficiency over standard MPM. CFEMP employs FEM for small deformation objects and MPM for large deformation objects. Different discretization regions are coupled through contact algorithms. The coupling process is explained in detail. AFEMP employs FEM for the whole domain initially and automatically converts the elements before distortion or failure to material points. The conversion algorithm is introduced thoroughly， and interactions and contacts between different discretization regions are stated as well. HFEMP focuses on RC problems. The bar elements are used for the reinforcement and the material points are used for the concrete. The interaction between different discretization and the deformation consistency are realized through the background mesh. The above methods have both the advantages of FEM and MPM and overcome their shortcomings， so they are more effective in simulating intensive impact problems. A unified framework of FEM and MPM is established. The above methods are significant to design and analysis of practical problems.

Key Words：Intensive impact loading； Material point method； Finite element method； Coupling； Adaptive conversion； Reinforced concrete

基于有限元法的路基沉降计算分析 篇4

1 有限元分析模型

1.1 屈服准则参数选取

Mohr-Coulomb准则是表征岩土剪切破坏的主要定律。事实上, 如果将岩土体视为理想塑性材料, 也可以把Mohr-Coulomb破坏准则视为屈服准则。Mohr-Coulomb准则以剪应力作为判断标准, 但是该剪应力并非最大剪应力, 而是相应于土体破坏时所达到的剪应力极限值, 其基本的物理意义是:当剪切面上的剪应力与正应力之比达到最小可剪切面上作用应力的倾斜角的最大值时, 材料发生屈服与破坏。Mohr-Coulomb准则的最大优点是既能反映岩土类材料的抗压强度, 又简单实用, 其材料参数C, ϕ易于通过试验进行测定, 但Mohr-Coulomb准则不能反映材料中主应力对屈服和破坏的影响。此外, 单纯的静水压力可以引起岩土屈服, 屈服曲面无棱角, 不便于塑性应变增量的计算。于是Drucker和Prager于20世纪50年代提出了考虑静水压力影响的广义Miss屈服与破坏准则 (简称D—P屈服与破坏准则) 。D—P准则的屈服函数为:

$F\{{\rm I}{}_1,\sqrt{J{}_2}\}=\sqrt{J{}_2}-\alpha {\rm I}{}_1-{\rm K}=0$ (1)

其中, α, K均为D—P准则材料常数;I1为球张量, ${\rm I}{}_1=\frac{\sigma {}_1+\sigma {}_2+\sigma {}_3}{3}$;J2为偏张量, $J{}_2=\frac{1}{6}[(\sigma {}_1-\sigma {}_2){}^2+(\sigma {}_1-\sigma {}_3){}^2+(\sigma {}_2-\sigma {}_3){}^2]$。

式 (1) 表明D—P准则反映了I1和J2对屈服或破坏的影响。在主应力空间, D—P准则的屈服曲面为一个以λ线为轴的圆锥面;在σ2=0的平面上D—P准则的屈服曲线为一个圆心在σ1=σ3轴上但偏离了原点的椭圆, 在$\sqrt{J{}_2}-{\rm I}{}_1$平面为两条与I1轴对称的斜线 (如图1所示) 。

按照平面应变条件下的应力和塑性变形条件, Drucker和Prager导出了α和K与Mohr-Coulomb准则材料常数C, ϕ之间的关系为:

$\alpha =\frac{\sin \text{ϕ}}{\sqrt{3}\sqrt{3+\sin {}^2\text{ϕ}}}$ (2)

${\rm K}=\frac{\sqrt{3}C\text{c}\text{o}\text{s}\text{ϕ}}{\sqrt{3}\sin {}^2\text{ϕ}}$ (3)

D—P屈服准则属于能量屈服与破坏准则, 考虑了材料中主应力对屈服与破坏的影响。在ANSYS有限元分析软件中, Drucker-Prager材料的材料常数包括粘聚力C、内摩擦角ϕ和膨胀角ϕf, 膨胀角ϕf用来控制体积膨胀的大小。当ϕf=0时, 材料不膨胀;当ϕf=ϕ时, 材料则发生严重膨胀。

在有限元计算中, 采用关联还是非关联法则, 取决于膨胀角ϕf。当ϕf=ϕ时, 为关联流动法则;当ϕf=0时, 为非关联流动法则。总体来说, 采用非关联流动法则所得破坏荷载比同一类型材料而采用关联流动法则所得破坏荷载小。本文计算路基沉降变形中采用关联流动法则, 即ϕf=ϕ, 并使用Solid45单元来对土体进行模拟。

1.2 基本假定

1) 假定路基填土荷载是一次填筑而成的, 不考虑地基土应力只计算地基在路基荷载作用下发生的最终沉降变形;2) 计算前提是地基土充分固结, 不计地基土自重, 只分析路基自重作用下, 路基、地基沉降变形规律;3) 计算前提是路基填土压实度满足设计施工规范要求, 地基为均质地基, 对地基土部分采用变形模量作为刚度指标;4) 假设路基与地基之间完全连续接触;5) 忽略汽车荷载作用。

1.3 实体模型及网格划分

计算分析过程中, 路基断面尺寸为:路基顶宽26 m, 路基边坡坡度为1∶1.5, 填高分别从1 m～20 m, 土基厚度为40 m, 土基的宽度为路基底部宽度的4倍, 路纵向计算长度为40 m。单元网格划分采用人工网格划分, 为了提高计算的精度及减少计算时间开销, 对模型的不同部位采用了不同的尺寸控制, 路基及其对应区域为分析的关键处, 网格划分得较密, 路顶面及路基底为52等分, 横向等分数为路基高度的两倍;路线纵向对沉降的影响较小, 故网格划分得较粗, 为5等分;底面的边界约束采用固定约束, 侧面采用水平约束。荷载为因路基自重引起的惯性荷载。

2 计算实例

考虑到路基填料主要是粗粒料, 本文选用砂岩混合填料和粉质黏土作为分析实例。填料的有限元分析参数取值见表1。

利用ANSYS有限元软件对上述两种填料路基不同高度的沉降变形进行分析计算, 并分别取两种填料在路基高度为6 m时的不同地基模量下进行沉降计算。图2, 图3反映了变形及反力的分布情况, 表2是两种填料在不同高度下的沉降计算值, 表3为当填高都是6 m时, 两种填料对不同的地基模量产生的沉降计算值。

结果分析:1) 随着路基高度增大, 沉降变形量增大, 而且增长的速度越来越快。2) 地基模量对路基沉降的影响十分明显, 地基模量越小, 沉降越大。而当地基模量达到60 MPa以后, 地基对于路基的沉降影响越来越小, 这说明在道路施工中对地基的处理十分重要, 特别对于大填方的路基, 在施工阶段必须严格控制地基压实标准。3) 比较两种填料路基, 相同高度的砂岩路基的竖向变形均比粉质黏土的竖向变形小, 因此, 如果能选择合适的施工工艺和质量控制标准, 粗粒料将是一种良好的填筑路基材料。

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3 结语

通过以上分析计算可知, 利用ANSYS有限元分析软件可以计算路基沉降变形, 分析结果基本上与路基的沉降变形规律相吻合。但用ANSYS软件分析路基填料变形时, 所能使用的土体本构模型只有Drucker-Prager准则, 不能考虑固结对沉降变形的影响, 即难以反映出沉降与时间的关系, 计算结果只能粗略地认为是路基的最终沉降量。此外, 流动准则的选取、单元网格划分尺寸大小的确定等因素对计算结果精度均有一定的影响。

摘要：针对公路路基变形问题, 通过有限元理论对路基沉降进行三维建模分析, 利用有限元分析软件ANSYS对不同路基高度的沉降及6 m填高不同地基模量下的沉降进行计算和分析, 从而得出路基沉降关于高度及地基模量的规律。

关键词：有限元,D—P模型,沉降,变形,地基模量

参考文献

[1]吴钰.不同方法估算路基最终沉降量的分析研究[J].水利水电科技进展, 1998 (4) :17-21.

[2]陈洪凯.高等土力学[M].北京:中国科学文化出版社, 2002.

[3]张鲁渝, 郑颖人.有限元强度折减系数法计算土坡稳定安全系数的精度计算[J].水利学报, 2003 (1) :21-27.

有限元计算法 篇5

基于均匀设计法的有限元网格划分与精度提高

本文首次运用均匀设计法的理论到有限网格划分与精度提高领城,借助MATLAB程序计算,可以得出网格划分的关键点.运用二次开发的理念,在有限元网格划分时进行二次优化.具体思路是在求解同一个工程问题时,分别用均匀设计的方法计算得出结果(应力最优点),再与有限元方法计算得出结果(应力梯度)比较,应力变化图如果吻合,可以在有限元划分网格时使用MATLAB优化的关键点来加密网格.因为结果相等说明均匀设计得到的优化点等价于变化梯度大的点,加密梯度变化大的.点当然精度更高.后面的计算结果证明均匀设计法相对自适应同格剐分时的优越性,为全部单元都加密时带来结果失真的问题提供了一种有效的解决方法.

作 者：庞毅 张旭明 张慧 PANG Yi ZHANG Xuming ZHANG Hui 作者单位：河海大学工程力学系,南京,210098刊 名：世界科技研究与发展 ISTIC英文刊名：WORLD SCI-TECH R & D年，卷(期)：31(2)分类号：O39关键词：有限单元法 均匀设计法 自适应有限元 划分网格 结构优化

有限元计算法 篇6

关键词 蛛网结构 有限元 ABAQUS仿真

中图分类号：TG95 文献标识码：A

1 概述

世界上生存着许多种类的蜘蛛，而其中的大部分种类都会通过结网来进行捕食。相关研究论文指出，蛛丝本身的性质及蛛网的结构使得整张网经久耐用，蛛丝比头发丝还细，但强度却超过同等粗细的钢铁，它的特性早就引起科研人员的关注。与蛛丝这种特性相结合的是其常见的蛛网结构，即由一个中心伸出的若干放射状丝线和围绕这个中心的螺旋状丝线构成的网状结构，保证了蛛网经久耐用。有研究显示，在均匀受力的情况下，整张蛛网能抵抗飓风强度的气流。那么我们自然会对这种结构好奇，我们自然会提出疑问：究竟蜘蛛网织成怎样的结构才是最合适的？

2 问题的分析

通过查阅资料和分析现实生活中蜘蛛网的形状和结构，结合结构力学的相关知识，蜘蛛要达到捕食目的，并保持网的完整性，不被破坏，蜘蛛网的结构和飞虫撞击的角度起到一定的作用，由于飞虫撞击的角度随机性较大，又因为我们在此时对各种网进行比较，得出何种蜘蛛网最为合适，所以在此飞虫的撞击角度不予考虑。

我们认为昆虫和蛛网的关系，在无自然因素影响下是可以模糊化模型为密度稀疏的弹性膜面与在其上施加适当压力。如前假设，蜘蛛网是对称结构，因为这样的平面结构在受到力的作用时会比不对称的稳定。在进行仿真时，我们考虑到了蜘蛛的吐丝量也是关系蛛网结构稳定的一个因素，所以，我们设定模型的面积一定。

接着，我们根据所查资料和相关数学知识，确定了候选仿真模型：三角形蜘蛛网、正多边形蜘蛛网（以正六边形为例）、螺线型蜘蛛网。对这些结构进行分析，观察其对冲击载荷的承载能力，并与其他结构进行比较，得出最合适的蜘蛛网结构。

3 模型的建立

3.1 方法选取

3.1.1 有限单元法

有限单元法，是一种有效解决数学问题的解题方法。其基础是变分原理和加权余量法，其基本求解思想是把计算域划分为有限个互不重叠的单元，在每个单元内，选择一些合适的结点作为求解函数的插值点，将微分方程中的变量改写成由各变量或其导数的结点值与所选用的插值函数组成的线性表达式，借助于变分原理或加权余量法，将微分方程离散求解。采用不同的权函数和插值函数形式，便构成不同的有限元方法。

在有限元方法中，把计算域离散剖分为有限个互不重叠且相互连接的单元，在每个单元内选择基函数，用单元基函数的线形组合来逼近单元中的真解，整个计算域上总体的基函数可以看为由每个单元基函数组成的，则整个计算域内的解可以看作是由所有单元上的近似解构成。在河道数值模拟中，常见的有限元计算方法是由变分法和加权余量法发展而来的里兹法和伽辽金法、最小二乘法等。

有限元插值函数分为两大类，一类只要求插值多项式本身在插值点取已知值，称为拉格朗日（Lagrange）多项式插值；另一种不仅要求插值多项式本身，还要求它的导数值在插值点取已知值，称为哈密特（Hermite）多項式插值。单元坐标有笛卡尔直角坐标系和无因次自然坐标，有对称和不对称等。常采用的无因次坐标是一种局部坐标系，它的定义取决于单元的几何形状，一维看作长度比，二维看作面积比，三维看作体积比。在二维有限元中，三角形单元应用的最早，近来四边形等参元的应用也越来越广。对于二维三角形和四边形电源单元，常采用的插值函数为有Lagrange插值直角坐标系中的线性插值函数及二阶或更高阶插值函数、面积坐标系中的线性插值函数、二阶或更高阶插值函数等。

3.1.2 有限单元法求解流程

有限元运用在实际问题求解过程中，主要有七个主要步骤，分别是：①对结构进行离散；②形成单元的刚度矩阵和等效结点载荷列阵；③集成结构的刚度矩阵和等效结点载荷列阵；④引入强制边界条件；⑤求解有限元求解方程，得到结点位移；⑥计算单元应变和应力；⑦进行必要的后处理。

4 问题的求解

4.1 蜘蛛网模型

我们认为昆虫和蛛网的关系，在无自然因素影响下是可以模糊化模型为密度稀疏的弹性膜面与在其上施加适当压力。如前假设，蜘蛛网是对称结构，所以，我们这里并没有整网分析，而是取其同一方位的三分之一网进行了受力仿真。

我们使用ABAQUS软件平台，建立了如下三种蛛网模型并进行了求解：三角形蜘蛛网、正多边形蜘蛛网（以正六边形为例）、螺线型蜘蛛网。

4.2 计算结果

4.2.1三角形蜘蛛网模型

综合数据可知，三角形模型的蛛网边沿固定点的值为101.674、84.9822、0.25、0.30、可见其受力是很均衡的，内部的大压力没有迫使外部牵拉结构的带来负担，但其位移的不沿轴向分布却说明了其结构的不合理性。

4.2.2正多边形蜘蛛网（以六边形为例）

综上所述，我们可以发现边沿其固定点的应力值为：264.082、244.286、8.8847、6.5214可见其受力是很均衡的，内部的大压力没有迫使外部牵拉结构的带来负担，而且其位移的基本是沿轴向分布的，说明其结构是很合理的。

4.2.3螺线型蜘蛛网模型

综上所述，我们可以发现边沿其固定点的应力值为：208.399、138.94、15.9089、20.6322可见其受力是很均衡的，内部的大压力没有迫使外部牵拉结构的带来负担，但从其位移图中我们可以发现沿轴向分布的位移是有偏移轴向的趋势的，而且有的已经明显的错位，所以，螺线型的模型应该是介于三角形模型与正多边型模型之间的一类模型。

4.3 结果分析（表1）

正多边形下的蜘蛛网，对外界压力的抵消即沿轴向的位移最小，外压消弱能力最强，结构最稳定。

5 模型的优缺点分析

5.1 模型的优点分析

（1）有限单元法的基础理论比较成熟，已经成为当今成效最为显著的数值分析方法。（2）有限单元法适用性强，试用于任何支撑条件和载荷的模型。（3）本文建立的蛛网模型合理，计算精确度较高。（4）模型采用了数值计算与软件相结合的方法，使问题的解决更加严密。（5）基于膜与压力的力学控制方程适用范围较广。（6）离散的控制方程形式规范，便于编制通用的计算机程序。（7）模型建立和求解符合实际，为一些仿生学建筑提供了理论依据。

5.2 模型的缺点分析

（1）由于时间的原因不能对模型进行更深一步的计算。（2）模型计算过程中存在一些误差，改进相对困难。

参考文献

[1] 刘少杰.客机水面迫降时的姿态.内蒙古：数学建模挑战赛，2011.

[2] 槽德欣.计算方法.中国矿业大学出版社，2004.

[3] 张兴永.数学建模精彩集训材料.中国矿业大学出版社，2008.

有限元法的混凝土水坝应力计算 篇7

一、模型概况

以绵阳市某水电站为计算实例, 通过现场的水头、年平均流量等自然参数的调研以及装机容量、机组额定功率等电站设计参数搜集, 对大坝模型的部分参数进行了设计, 相应数据, 如表1所示。

二、混凝土水坝有限元分析

对该混凝土水坝进行数值计算的操作步骤为:一是以表1所示的基本参数为基准, 设计水坝的相关参数 (如高程、拱冠厚度等) ;二是在三维建模软件中, 构建坝体的三维实体模型;三是划分网格和设置初始条件, 分析其应力特性。

(一) 三维实体模型的建立。按照当地的水文条件参数, 拟定坝体的形状和尺寸。在三维建模软件中, 建立了混凝土水坝的三维实体模型。采用非结构化网格划分计算区域, 整个模型共有网格数量354, 833个, 如图1所示。

(二) 离散方程的确定。有限元法的本质, 是利用离散方程对模型的网格进行迭代计算, 继而取得近似解的过程。由此可见, 其离散方程与仿真对象的匹配程度, 直接决定数值计算结果的精度高低。鉴于本文是针对坝体地震状态的特点, 拟采用目前该领域应用最为广泛的Newmark时域积分法, 其表达式为:

由于坝体在受载过程中, 存在流固耦合的影响, 故计算中引入质量矩阵的耦合方程, 其基本表达式为:

式中, {δ}为位移矩阵;[K]为工程强度矩阵;[MP]为质量附加矩阵。

(三) 计算结果分析。确定离散方程后, 设置仿真的材料等前置条件, 然后加载静应力和动应力, 计算出的地震模型时域曲线, 如图2所示。

由图2可知, 地震从1.3s左右开始加速, 程度逐渐加剧, 最大幅值约为4.2m/s。约至16s的时候, 表现出衰退趋势, 至21s时, 加速度基本停止。对坝体加载横向、纵向以及竖向的载荷, 取最危险时段 (t=3.5s) 为计算对象。计算结果, 如图3~图5所示。

由图3~图4所示, 坝体在地震的作用下, 由于其材料的塑形作用, 会发生一定的变形。然而, 即使是地震处于最剧烈的状态时, 工程的整体位移量 (无论横向位移还是纵向位移) 均不大, 且位移变化方向的分布规律基本均匀。由图5所示, 在该时刻下, 水坝的整体应力平均值较高, 尤其在越靠近地基处, 受变形量增大的影响, 应力集中情况更加明显。但是仅从数值上的变化规律来看, 应力的分布还基本上呈现均匀的状态 (即从高处向低处逐渐均匀增大) , 且应力集中的区域并不大。在实际工程中, 由于坝体材料的塑性度较高, 能够有效平衡载荷。因此, 该坝体的设计安全性较高, 满足要求。

三、结语

本文基于某水坝的设计, 构建了大坝的三维实体模型。采用非结构化网格划分整个计算区域, 选择了引入附加矩阵的耦合仿真作为计算依据, 并对模型进行了时域特性的有限元计算机仿真, 得到了最危险时段的位移和应力分布情况, 从计算结果来看, 即使在最危险的时刻, 水坝的动力特性依然满足要求, 由此, 验证了设计参数的合理性, 为后续大坝的施工奠定了坚实的理论基础。

摘要：为保证水坝的强度性能满足要求, 能够安全地投入使用, 本文提出了有限元法的应力计算思路。以一个混凝土水坝为案例, 建立了坝体的三维实体模型, 在设置地震条件的影响下, 计算出了其应力和位移的变化规律。计算结果显示, 该坝体的结构具有良好的强度性能, 即安全系数较高, 为后续水坝的施工提供了理论依据。

关键词：水坝,有限元,强度性能

参考文献

[1]宫瑞磊, 燕飞等.基于时域有限元法的电缆局部放电分析[J].绝缘材料, 2005, 3:41~43

[2]王慧, 李晓克等.基于Newmark积分法的预应力混凝土倒虹吸动力响应研究[J].混凝土, 2011, 10:37~48

有限元计算法 篇8

随着我国运输业的发展, 半挂车箱车的需求日益旺盛, 成为今后运输业主要的发展趋势, 为保证它的强度和刚度, 于其结构复杂、受载形式多样, 利用常规的理论解法已经无法对其求出精确解, 以前凭经验设计的车箱, 要么强度不足、寿命短, 要么很笨重, 耗材增加, 因此需要按照有限元法对车箱进行精准计算。有限元法是一种数值计算近似方法, 它以位移法为基础, 将对象离散化, 计算出各个单元的应力和位移。本文利用大型有限元软件MSC.Patran和MSC.Nastran对运输乳胶基质车箱刚度和强度进行了分析, 为设计提供指导和理论依据。

1 车箱有限元模型的建立

1.1 车箱的几何模型

乳胶基质车箱示意图如图1所示, 其中标出了主要部件的位置, 乳胶基质车箱的尺寸:长度5200 mm, 上部端板宽度2400 mm, 底部宽度850 mm, 高度为2300 mm。所有板材和角材由3~10 mm不同厚度钢板组成, 根据情况, 增加很多型材进行加强, 形状有U形和V形等。整体箱体采用焊接结构, 所有焊缝均为满焊, 焊角高度均为3 mm。乳胶基质车箱用来装乳胶基质, 其密度为1.32 g/cm3, 满载时为25t。中间隔板将车箱内部均匀分成4等份, 每个区间的装载重量被均分, 正常运输情况下每个区间装载量为3.75t, 其中车箱自重4.8t。

1.2 罐体的材料

整个箱体的材料为0Cr18Ni9系列不锈钢, 相当于美国的304不锈钢, 该型号的钢具有非常好的耐腐蚀性、耐热性, 具有良好的焊接性能, 因此能够在箱体运输领域得到大量的应用。其中材料的抗拉强度不小于515 MPa, 屈服强度不小于205 MPa。

1.3 箱体有限元模型的建立

建模时研究的是整体应力分布状况, 忽略某些局部结构上不对整体结构产生强度影响的结构件, 由于结构连接采用的是焊接结构, 在建模时不考虑焊缝对结构强度的影响, 将焊缝位置看做一个连续体, 在对结果分析时给予考虑。

对于乳胶基质车箱所有的钢板都用Quad4单元, 部分位置考虑建模的需要, 采用Tri3单元, 所有的角材采用Bar2单元。整个模型共有35 192个单元, 32 649个节点, 详见图2。

2 运输过程中考虑的各种工况及载荷的施加方法

2.1 运输过程中的各种工况

根据文献[2]、[3], 计算过程中需考虑如下几种工况:1) 正常匀速行驶。只考虑乳胶基质的重量和箱体结构的重量。2) 紧急刹车情况。取制动加速度a=5.0 m/s2, 载荷除乳胶基质加上箱体自重外, 还有惯性力的作用。3) 转弯情况。取离心加速度a=1.15 m/s2, 载荷除乳胶基质加上箱体自重外, 还有惯性力的作用。4) 加速启动。考虑启动加速度速度a=5.0 m/s2, 载荷除乳胶基质加上箱体自重外, 还有惯性力的作用, 这种情况与紧急刹车相似, 不过一个对前端板受力严重, 另一个对后端板受力严重。5) 爬坡。路面纵坡坡度取i=28%, 同时取启动加速度a=1 m/s2。6) 路面不平。即某个后轮碰上障碍物被抬高到一定高度时, 资料上该高度取0.2 m。当后轮被抬高0.2 m后, 将会对乳胶基质车箱的前端板和抬高另一侧的侧板产生影响。

假设整个侧板都受到后轮抬高0.2 m的影响, 且后轮位置为箱体的最顶端 (比实际情况要严重些) , 则侧板受到额外的均布压力 (已知箱体的宽度为2.3 m) 。这些工况主要考虑箱体满载情况下结构不发生屈曲。根据标准[1], 设计时, 箱体在运输工况所承受的静态力按下列原则确定:1) 纵向。最大充装质量乘以两倍的重力加速度。2) 横向。最大充装质量乘以重力加速度。3) 垂直向上。最大充装质量乘以重力加速度。4) 垂直向下。最大充装质量 (包括重力作用的总负载) 乘以2倍的重力加速度。

根据以上原则, 在以上4种工况下, 对该箱体满载25t进行强度校核, 保证承受上述载荷情况下箱体不能发生破坏。

2.2 约束在有限元中约束的实现

在乳胶基质车箱底部约束Y向平动自由度 (根据车箱在模型中的坐标情况) , 在长杆连接位置约束Z向和Y向共两个方向的平动自由度, 在角片连接位置, 约束X、Y、Z 3个方向的平动自由度。

2.3 乳胶基质载荷的施加

考虑到的装载液体流动特性, 在载荷施加时, 利用MSC.Patran中场的方法进行加载, 即

其中, h是变量, 随着深度的增加, 其值也越大。

钢板结构箱体载荷的施加:由于计算中遇到各个方向的加速度情况, 因此用惯性载荷的加载方式, 即无论哪个方向有过载, 与某个方向的加速度相乘即可。

有过载情况:则考虑对乳胶基质车箱内乳胶基质某个面有均布的过载, 载荷及作用在箱体某个面上。

3 有限元计算结果

计算结果中, 包括最大变形云图, 乳胶基质车箱板结构的最大Von Mises (米赛斯) 应力, 型材的最大组合应力和最小组合应力。

其中米塞斯应力是一种等效应力, 用应力等值线来表示模型内部的应力分布情况, 它可以清晰描述出一种结果在整个模型中的变化, 从而快速地确定模型中的最危险区域。

结构中的型材受到弯曲和拉压组合状态, 则最大组合应力是弯曲应力和拉伸应力的组合, 该数值为正值, 最小组合应力是弯曲应力和压缩应力的组合, 该数值为负值, 篇幅有限, 本文给出加速前进下的钢板的米塞斯应力和加强型材的最大组合应力, 见图3。正常运输情况下的计算结果汇总见表1。

MPa

图4给出加速2g启动过程中箱体钢板的米塞斯应力及型材的最大组合应力云图。表2汇总了4种按标准设计情况下的钢板和型材的计算应力汇总。

4 结果分析与结论

从表2的6种载荷工况来看, 爬坡是最为严重的工况, 其中在后端板最大Von Mises应力为126 MPa, 已知304 S S钢材的屈服强度不小于205 MPa, 小于材料的屈服强度, 考虑焊接, 根据焊接减缩系数, 需要对焊接进行局部无损检测, 减缩系数准=80%[4]。则材料的屈服强度将变为205×0.8=164 MPa, 最大应力126 MPa<164 MPa, 满足使用要求。

型材的最大组合应力为164 MPa, 同样小于材料的屈服强度, 最大组合和最小组合应力不出现在焊接位置, 因此不用乘以相应减缩系数。

MPa

对于箱体强度校核时按照相应的国标进行强度校核, 这几种工况涵盖了所有运输工况中遇到的最严重工况, 且比实际要严重得多, 同时, 该箱考虑满载时的强度, 因此, 计算中采用的载荷和过载系数都是相对保守的, 从计算结果来看, 最大应力是349 MPa, 小于材料的破坏强度515 MPa, 结构不会发生破裂。纵向和横向载荷情况下局部两个钢板焊接位置的米塞斯应力超过屈曲强度, 但考虑该位置是应力集中位置, 能够通过周围的结构把应力扩散出去, 因此不影响其屈曲强度。

利用有限元对箱体的计算结果表明, 运输乳胶基质的箱体满足设计要求。

摘要：利用有限元分析技术, 用有限元MSC系列软件对乳胶基质运输箱体结构强度进行了分析计算, 根据分析计算结果, 对局部结构进行了优化和重新设计。

关键词：乳胶基质,载荷,有限元

参考文献

[1]全国锅炉压力容器标准化技术委员会.道路运输液体危险货物罐式车辆第1部分:金属常压罐体技术要求:GB 18564.1-2006[S].北京:中国标准出版社, 2006.

[2]孙伟, 陈队志.基于有限元法的半挂液罐车性能分析[J].科技信息 (学术版) , 2008 (9) :438-440.

[3]姜玲莲.全铝合金半挂油罐车罐体及其车架的有限元分析[D].广州:广东工业大学, 2011.

有限元计算法 篇9

钢塔架的静力计算分为桁架法和钢架法两类, 其中桁架法又分为平面桁架法和空间桁架法两大类。平面桁架法把塔架分解为几个平面桁架, 塔架荷载亦分解成作用在这些平面桁架上的分力, 然后分别求出平面桁架各杆件的内力, 再把这些内力组合起来, 就得到塔架各杆件的内力。对于塔柱为折线形的, 或者属于超静定体系的塔架, 由于这一方法没有考虑各杆件之间的变形协调关系和塔柱坡度变化的影响, 所以计算误差比较大。

空间桁架法考虑了塔架各杆件的变形协调关系以及力学平衡条件, 所以适用于任何类型的塔架, 精确度也比较高。属于这一类的计算方法很多, 所依据的基本假定有多有少, 因而其精确度有所不同, 大致可分为三种类型:整体空间桁架法、分层空间桁架法、简化空间桁架法。

本文通过对比分层空间桁架法和midas有限元程序计算结果, 了解两种计算方法的误差, 为以后的设计提供很好的指导经验。

1 分层空间桁架法的基本假定和特点

1) 假定所有节点为理想的铰节点。2) 假定刚性交叉斜杆, 在受拉、受压的情况下均符合胡克定律。3) 假定在侧向荷载、扭转荷载及重力荷载的作用下塔架的变形符合平截面假定, 且平截面亦保持原来的几何形状。4) 假定横杆为刚性不可变形。

这一类计算方法的特点是把塔架看成是一根直立的悬臂梁, 假设在外力作用下, 塔架的横截面不发生几何变形, 且仍保持平面。这些假设等于把塔架各层杆件间的变形协调关系忽略掉了, 这就带来了一定的误差, 但却使得有可能把塔架的每一层独立地按超静定体系来求解, 因而大大的减少了联立方程式的数目, 并且可以把各杆件的内力以公式来表达。计算塔架时只需把每层的弯矩、剪力、扭矩、轴向力等代入这些公式, 就可以直接求出这一层所有塔柱和斜杆的内力, 而横杆和横隔的内力则按照节点平衡求得。

2 工程概况

本工程为100 m高微波塔, 结构形式为正四边形, 钢管角钢混合结构, 铁塔属于工作塔, 有2层平台, 全塔在主横位置均设置横隔, 横隔截面有3种形式 (见图1) , 建设场地位于内蒙, 设计风压为0.5 k N/m2, 地面粗糙类别为B类。这个铁塔由下至上分为24个质点。

3 对比方式

用midas gen有限元程序建模, 建模过程中考虑到塔架结构特别是高大的钢电视塔, 其塔柱截面和刚度比腹杆要大得多, 而且是连续的, 因此将塔柱连接设为刚接, 腹杆之间的连接为铰接。保证荷载和铁塔其他参数都一样的情况下, 对比两种方法的计算结果, 分析相关数据。

4 荷载计算

通过核算和实际工程经验, 风荷载在对角线方向为高耸结构的主要控制荷载之一, 本次计算只考虑风荷载。按照GY 5001—2004钢塔桅结构设计规范计算, 考虑前三阶振型, 自振周期为T1=1.015 s, T2=0.337 2 s, T3=0.165 8 s。风荷载通过节点加载的方式详见图2。

5 计算结果

由分层空间桁架法和midas有限元程序计算的结果 (见图3~图6) , 可见在计算塔架底部反力时, 两种方法计算的结果比较相近, 尤其是塔脚轴向力误差不超过5%, 由于基本假定的不同, 剪力误差较大, 但应在20%以内。

塔架位移是铁塔设计的重要指标之一, 尤其是对于广播电视塔和通信类铁塔顶部位移影响天线信号的传输, 从计算结果上来看 (见图6) , 两种计算方法计算结果误差在10%, 顶部位移在3%以内, 这种误差可以接受。

由于实际工程中不能满足分层空间桁架法的基本假定, 所以两种方法计算塔架内力的结果误差很大, 本例中铁塔外轮廓由下至上呈凹线性变化, 下部跟开和塔架变坡角度较大, 对比内力计算的结果可以看出, 两种计算方法的误差和铁塔外形有关。具体情况:塔柱部分的内力, 无论拉力和压力midas计算的结果均高于分层空间桁架法, 误差在20%以内。

斜杆部分的内力, midas计算的结果明显小于分层空间桁架法, 并且通过图5可以看出铁塔截面越大, 塔架变坡角度越大, 两种方法计算的误差就越大, 产生这种情况的主要原因是:分层空间桁架法假定每层计算平面为刚性平面, 能够很好的传递转动使得斜杆产生变形从而产生内力, 但实际情况与假定差距很大, 铁塔截面越大这种情况就越明显。

6 结语

1) 分层空间桁架法计算塔架底部荷载和顶部位移时, 计算结果误差较小, 另外这种计算方法简单快捷, 可在初步设计和基础设计时采用。

2) 分层空间桁架法在计算塔架内力时与有限元程序计算结果误差较大, 尤其是对于变截面类型的铁塔, 建议采用两种方法互核, 保证设计安全性和经济性。

摘要：介绍了钢塔架的静力计算方法, 指出空间桁架法适用于任何类型的塔架, 计算精确度较高, 通过对比分层空间桁架法和midas有限元程序计算结果, 了解两种计算方法的误差, 为以后的设计提供很好的指导经验。

关键词：分层空间桁架法,塔架结构,有限元程序

参考文献

[1]GY#space2;#5001—2004, 钢塔桅结构设计规范[S].

有限元计算法 篇10

当ATSE触头接触区域通过电流时, 由于动、静触头的实际接触面积很小, 电流线会在接触区域附近产生收缩, 使动、静触头间通过的电流反向, 磁场强度方向相同且大小相互累加, 动、静触头在该磁场的作用下产生相互推斥作用的磁场力, 即HOLM力[1]。动、静触头间通过额定电流时产生的电动斥力较小, 触头不会被斥开, 但现行ATSE国家标准GB /T 14048. 11-2008 中要求抗短时耐受冲击电流的能力为额定电流的20 倍, 若触头压力和接触面积设计不合理, 当进行短时耐受冲击电流实验时, 电流线密度和空间磁场强度会在触头接触区域迅速增加, 此时感应出的电动斥力比较大, 有可能使闭合的触头系统斥开, 导致燃弧并烧毁触头的严重后果, 因此准确地计算出触头电动斥力对ATSE电器的安全性和稳定性有非常重要的意义。

1 接触系统结构分析

本文分析的ATSE触头系统额定电流为630A, 短时耐受冲击电流Icw值取20k A, 由4 个触头组并联, 分配到每个触头的电流值为5k A。因为每一个触头所受的压力相等, 所以为了节省计算资源, 只取一个触头进行结构分析, 简化后的触头结构模型如图1 所示, 定位杆与动触头导电杆前后两处通过轴槽连接, 动触头导电杆可以在定位杆的槽内滑动, 它们之间通过压缩弹簧连接, ATSE通过传动机构带动定位杆压迫弹簧将动触头导电杆和动触头压在静触头和本体导电杆上, 因此触头压力大小由定位杆和动触头导电杆之间的压缩弹簧决定。

本文结构模型由creo 3. 0 软件所建, 将模型导入ANSYSWORKBENCH软件的Static Structural ( 静态结构) 模块中进行分析, 为方便计算, 分别将动触头与动触头导电杆、静触头与静触头导电杆合并, 给所有部件赋予Copper Alloy ( 铜合金) 材料属性, 将动触头与静触头、动触头导电杆与本体导电杆的接触方式定义为Rough ( 粗糙) , 即只允许分离, 不允许滑动和渗透, 在定位杆和动触头导电杆之间建立Spring ( 弹簧) 连接方式, 弹簧参数Longitudinal Stiffness ( 刚度系数) 设置为14N / mm, Preload ( 预载荷) 设置为Free Length ( 自有长度) 10. 5mm, 将本体导电杆、定位杆、静触头设定为Fixed Support ( 固定支撑约束) , 默认方式自由划分好网格即可, 求解结果设置为动触头的Force Reaction ( 反作用力) , 运行求解得到垂直触头向上的力即为触头压力 ( 50N) 。

2 接触系统电磁分析

2. 1 构建仿真模型

HOLM力只在动、静触头接触的过程中存在, 触头实际接触表面凸凹不平, 接触斑点形状各异且无规则离散分布。实际上, 动静触头导电斑点的形状在每次接触时都可能不同, 因此只能将导电斑点假设为理想体来估算HOLM力, 所以在建模计算时不必过于关注导电斑点的形状。本文按照触头接触导电斑点的形状为长方体来计算HOLM力, 假设各只有一个导电斑点存在于动、静触头的接触表面内, 即动、静触头的所有导电斑点都分别集中在其中心位置处, 从而形成一个较大的长方体导电桥模型。

当按照圆柱形导电斑点计算HOLM力时, 圆柱形导体的截面半径b用式 ( 1) [2]计算。

式中, P为动、静触头间的接触压力, N; H为触头材料的硬度, 取105HB; ξ 为接触系数, 取0. 5。

将结构分析中计算求得的压力50N代入式 ( 1) 中求出接触半径b为0. 550 7mm, 再根据面积相等原理 πb2= WL ( W、L分别为长方体导电桥截面的宽和长, 本文L即为动触头的宽6mm) , 可求得W≈0. 16mm。本文经过多次仿真实验发现, 当长方体的宽W和长L不变时, 其高度h为0. 1 ~0. 2mm, 对计算结果的影响很小。因此, 在本次仿真分析中, 静触头导电长方体导电桥高度h取0. 1mm, 由于动触头接触面为弧形面, 所以其导电桥为近似长方体, 高度取0. 1 ~ 0. 15mm, 动、静触头导电桥接触面之间留0. 05mm的间隙以避免仿真计算时相互干涉。由于HOLM力主要因动、静触头接触区域电流收缩而产生, 而本文分析的动、静触头导电杆设计在触头接触区域中心两侧, 所以导电杆的洛伦兹力可忽略, 只创建动、静触头接触模型即可, 用creo 3. 0 软件创建后的触头接触模型如图2 所示。

2. 2 接触系统电磁场分析

将上节所建模型导入ANSYSWORKBENCH软件的Maxwell 3D Design模块中, 首先对接触系统进行电流传导分析, 求解类型选择为Electricstatic ( 静态电场) , 所有部件赋予Copper ( 铜) 材料属性, 分别在动、静触头长方体导电桥电流流向的垂直方向创建横截面, 分别在各个横截面上施加方向相同、大小为5 000A的电流, 采用默认网格划分, 分析结果设置为Total Current Density ( 总电流密度) , 求解后所得电流密度矢量分布如图3 所示, 由图3 可以看出触头接触区域有强烈的电流线收缩。

其次, 对接触系统进行电磁力仿真计算[3], 求解类型选择为Magnetostatic ( 静态磁场) , 分别选中各个动触头, 然后执行Maxwell 3D—Parameters—Assign—Force, Force的类型选择为Lorentz ( 洛伦兹力) , 就可以设置好要分析的动触头电磁力, 然后运行求解, 求解完成后, 执行Maxwell3D—Results—Solution data—Force, 就可以查看计算结果Z向的电磁力, 即为HOLM力, 动触头1 ~4 的电磁力分别为5. 41N、4. 72N、3. 79N、5. 31N。

2. 3 仿真结果与公式法计算结果的比较

根据2. 1 节计算的接触点半径b = 0. 550 7mm, 又已知触头可视接触面积W × L = 6 × 12 = 72mm2, 根据面积相等换算成可视接触半径B = 4. 8mm, 真空磁导率 μ0= 4π × 10-7, 短时耐受电流I =5 000A, HOLM力计算公式见式 ( 2 ) , 可解得Fd=5.4N。

将此计算结果与2. 2 节中有限元分析软件计算的电磁力进行比较, 可见两种方法计算结果十分接近, 都远小于触头接触压力50N, 证明接触系统设计达到现行ATSE国家标准GB /T14048. 11-2008中要求的抗短时耐受冲击电流的能力, 也证明了有限元仿真计算方法的准确性, 而且有限元仿真计算可以轻易实现对多级并联触头的各个不同位置的触头电磁力进行分析, 考虑了触头所在不同位置处的磁场不同对各级触头电磁力的影响, 所以仿真分析对ATSE接触系统的设计和优化具有很强的指导意义。

3 结束语

本文利用ANSYSWORKBENCH软件作为有限元仿真工具, 对ATSE接触系统进行了结构分析和电磁场分析, 并将仿真分析结果与传统的公式法计算结果进行了比较, 两种计算结果十分接近, 证明有限元仿真法计算接触系统HOLM力的准确性, 从而为ATSE接触系统的设计和优化提供了基础。

摘要：在ATSE短时耐受冲击电流试验中, 动、静触头是否因电动力的作用而斥开是考核ATSE安全性和稳定性的一个重要标准, 因此通过有限元仿真方法准确计算出ATSE触头间电动斥力是研究的主要目的。首先通过ANSYSWORKBENCH软件进行结构分析, 计算出触头之间的接触压力和接触半径, 然后建立触头电接触有限元仿真模型, 进而用ANSYSWORKBENCH软件进行电流场和电磁场分析, 计算出接触系统的电流密度分布和电动斥力。结果表明有限元仿真结果与公式法计算结果十分接近, 从而证明了有限元仿真方法在计算ATSE触头间电动斥力方面的准确性。

关键词：ATSE,电动力,有限元分析,接触系统

参考文献

[1]黄蔚偈, 兰太寿, 刘向军.基于ANSYS有限元法的接触系统电动力分析[J].电气开关.2013年, 2013, 51 (4) :18-24.

[2]姚翠平.小型断路器触头动态仿真及分析[D].天津:河北工业大学, 2012.