基于ANSYS的車載移動(dòng)變電站預(yù)制艙抗機(jī)械沖擊仿真研究

引言

車載移動(dòng)變電站整體結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)緊湊(圖1),機(jī)動(dòng)性強(qiáng),短時(shí)間內(nèi)即可投入運(yùn)行[1]。為減少因運(yùn)輸過程中機(jī)械沖擊造成的電氣設(shè)備損壞,同時(shí)減少運(yùn)輸時(shí)劇烈震動(dòng)對(duì)設(shè)備的影響,故要求預(yù)制艙具有足夠的機(jī)械強(qiáng)度,能夠承受運(yùn)輸過程中因道路顛簸、車輛緊急剎車等引起的機(jī)械沖擊作用。本文基于CAE仿真技術(shù),在完成預(yù)制艙結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的同時(shí)對(duì)其進(jìn)行力學(xué)仿真分析,驗(yàn)證其結(jié)構(gòu)的可靠性,實(shí)現(xiàn)降低設(shè)計(jì)成本、縮短設(shè)計(jì)周期和提高系統(tǒng)可靠性的目的。

預(yù)制艙底架與承重梁主要使用熱軋型材,材質(zhì)為o235,材料主要力學(xué)參數(shù)如表1所示。

1預(yù)制艙有限元建模

在確保計(jì)算準(zhǔn)確的前提下,為縮短計(jì)算耗時(shí),提高仿真分析效率,在預(yù)制艙有限元建模中對(duì)其幾何模型進(jìn)行相應(yīng)的簡(jiǎn)化,進(jìn)而采用較少的單元或較簡(jiǎn)單的單元形式完成有限元模型的建立。

本文參考了較多成功實(shí)例,對(duì)預(yù)制艙模型進(jìn)行了如下簡(jiǎn)化:

(1)底板框架及側(cè)板梁采用梁?jiǎn)卧M,截面尺寸通過定義梁截面參數(shù)實(shí)現(xiàn):

(2)側(cè)面及頂面面板質(zhì)量較輕,分析模型中不予考慮:

(3)底面底板采用殼單元模擬,底板厚度通過定義殼截面厚度參數(shù)實(shí)現(xiàn):

(4)各柜體和其他部件簡(jiǎn)化為其質(zhì)心處質(zhì)量點(diǎn),賦予各質(zhì)量點(diǎn)對(duì)應(yīng)柜體或部件的質(zhì)量參數(shù):

(5)約束部位為底面四角落及外側(cè)縱梁中間部位。

本文研究的預(yù)制艙主要結(jié)構(gòu)形式如下:底架采用工字鋼焊接而成,立面上的承重梁為方鋼,底板為2.5mm厚度熱軋鋼板。確保計(jì)算準(zhǔn)確的前提下,為縮短計(jì)算耗時(shí),提高仿真分析效率,建模時(shí)將骨架型材全部用BEAM188單元模擬,型材根據(jù)設(shè)計(jì)時(shí)選用的型號(hào)設(shè)置截面section:底板采用sHELL181單元模擬,通過截面section設(shè)置其厚度:預(yù)制艙內(nèi)部設(shè)備采用MAss21單元模擬,并通過實(shí)常數(shù)賦值質(zhì)量與轉(zhuǎn)動(dòng)慣量等參數(shù)。通過APDL參數(shù)化設(shè)計(jì)語(yǔ)言建立的預(yù)制艙幾何模型如圖2所示。

1預(yù)制艙約束及沖擊載荷施加

預(yù)制艙約束及沖擊載荷通過以下方式進(jìn)行施加:

(1)預(yù)制艙內(nèi)設(shè)備質(zhì)點(diǎn)MAss21單元通過剛性梁與底板相應(yīng)區(qū)域節(jié)點(diǎn)進(jìn)行連接。

(2)預(yù)制艙通過4個(gè)角點(diǎn)處的集裝箱鎖與半掛車進(jìn)行固定,故有限元模型中約束方式為固定預(yù)制艙模型4個(gè)角點(diǎn)處的節(jié)點(diǎn)。

(3)沖擊加速度通過每個(gè)方向單獨(dú)施加加速度載荷的方式實(shí)現(xiàn)。

最終建立的預(yù)制艙仿真模型如圖3所示。

3預(yù)制艙沖擊載荷仿真分析

本文根據(jù)《電力設(shè)施抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB50260一1996)并考慮一定安全系數(shù),在水平前后、水平左右方向施加3g加速度,在垂直上下方向施加2g加速度。

在ANsYs中分別對(duì)預(yù)制艙3個(gè)方向的沖擊載荷情況進(jìn)行仿真分析,得到預(yù)制艙在各條件下的應(yīng)力分布云圖和變形量分布云圖。

圖4所示為預(yù)制艙在各方向沖擊載荷下的應(yīng)力分布云圖。

圖5所示為預(yù)制艙在各方向沖擊載荷下的變形量分布云圖。

從圖4和圖5可得:

(1)水平前后向沖擊載荷下預(yù)制艙最大變形量為4.5mm,位于底板和箱體頂部側(cè)梁兩部位:最大應(yīng)力值為138MPa,位于底部框架梁與梁的接合部位,遠(yuǎn)低于材料0235屈服極限235MPa,其他部位應(yīng)力水平較低,且無(wú)應(yīng)力集中現(xiàn)象。

(2)水平左右向沖擊載荷下預(yù)制艙最大變形量為14.5mm,位于預(yù)制艙頂部縱梁中間部位:最大應(yīng)力值為114MPa,位于底部框架與側(cè)面梁接合部位,遠(yuǎn)低于材料0235屈服極限235MPa,其他部位應(yīng)力水平較低,且無(wú)應(yīng)力集中現(xiàn)象。

(3)垂直上下向沖擊載荷下預(yù)制艙最大變形量為0.6mm,位于底板中間部位:最大應(yīng)力值為15.4MPa,位于底部框架梁與梁的接合部位,遠(yuǎn)低于材料0235屈服極限235MPa,其他部位應(yīng)力水平較低,且無(wú)應(yīng)力集中現(xiàn)象。

通過仿真可知,3個(gè)方向沖擊載荷條件下,預(yù)制艙最大應(yīng)力部位出現(xiàn)在預(yù)制艙底部框架梁與梁接合部位,主要是由于底部框架上安裝開關(guān)柜等設(shè)備,設(shè)備在沖擊加速度作用下將力傳遞到底部框架上,但是最大應(yīng)力值均低于預(yù)制艙材料屈服極限,不會(huì)出現(xiàn)永久塑性變形:最大位移出現(xiàn)在底部面板和頂部縱梁中間等部位,主要是由于這些部位局部剛度相比較其他部位低同時(shí)支撐跨度較大引起,但是滿足通用結(jié)構(gòu)件變形不大于整體長(zhǎng)度1/100的要求。

4運(yùn)輸過程驗(yàn)證

2018年10月,該移動(dòng)變電站由武漢運(yùn)往山西,在預(yù)制艙底板上安裝一套沖撞記錄儀。運(yùn)輸過程經(jīng)過一段未鋪砌土路,車輛顛簸較嚴(yán)重,圖6為運(yùn)輸過程中沖撞記錄儀記錄的數(shù)據(jù)中比較有代表性的兩個(gè)時(shí)刻點(diǎn)。

綜合其中數(shù)據(jù)得到水平前后方向最大沖擊加速度為2.8g,水平左右方向最大為1.4g,垂直上下方向最大為1.3g。

運(yùn)輸?shù)酵哆\(yùn)現(xiàn)場(chǎng)后,預(yù)制艙未出現(xiàn)變形、斷裂等現(xiàn)象,同時(shí)經(jīng)過相關(guān)投運(yùn)前試驗(yàn)檢驗(yàn),艙內(nèi)設(shè)備未出現(xiàn)故障。通過以上實(shí)際運(yùn)輸過程中測(cè)試的沖擊加速度和仿真計(jì)算的加速度進(jìn)行比較,驗(yàn)證了預(yù)制艙結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)滿足車載運(yùn)輸條件下抗沖擊過載要求。

5結(jié)論

本文運(yùn)用有限元仿真技術(shù),通過ANsYs軟件建立了車載移動(dòng)變電站預(yù)制艙有限元仿真模型,并對(duì)其進(jìn)行了沖擊載荷下的動(dòng)力學(xué)分析,得到主要結(jié)論如下：

（1）通過以上分析,可以得到預(yù)制艙結(jié)構(gòu)滿足移動(dòng)變電站運(yùn)輸過程中沖擊過載條件下抗沖擊載荷要求。

（2）通過實(shí)際運(yùn)輸過程中在預(yù)制艙底板上安裝沖撞記錄儀,記錄運(yùn)輸過程中的沖擊加速度載荷。在未鋪砌土路的惡劣路況下實(shí)際沖擊加速度與仿真設(shè)計(jì)值較接近,運(yùn)輸完成后預(yù)制艙未出現(xiàn)變形、斷裂等現(xiàn)象,驗(yàn)證了仿真計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性,同時(shí)進(jìn)一步證明預(yù)制艙結(jié)構(gòu)滿足移動(dòng)變電站運(yùn)輸過程中沖擊過載條件下抗沖擊載荷要求。

（3）該仿真分析方法為車載移動(dòng)變電站設(shè)計(jì)提供了有力的支撐,可以運(yùn)用到主變壓器、HG1s組合開關(guān)以及開關(guān)柜等電力設(shè)備上,驗(yàn)證設(shè)備運(yùn)輸過程中抗沖擊載荷性能。