模型對(duì)比的案例
不同分析軟件復(fù)雜結(jié)構(gòu)模型對(duì)比驗(yàn)證
為保證結(jié)構(gòu)分析的有效性，常常需要通過(guò)兩個(gè)計(jì)算軟件的模型進(jìn)行互相校核?。計(jì)算結(jié)果指標(biāo)主要關(guān)注結(jié)構(gòu)的振動(dòng)特性和穩(wěn)定特征，即前3階的自振模態(tài)和屈曲模態(tài)形狀，以及自振周期和屈曲特征值?。由于常用的結(jié)構(gòu)分析軟件采用的本構(gòu)關(guān)系和桿件模型相同，因此在保證建模正確的前提下，不同軟件模型的計(jì)算結(jié)果基本吻合?。以下是做過(guò)的幾個(gè)復(fù)雜結(jié)構(gòu)分析的模型對(duì)比及驗(yàn)證?：
投稿參賽：基于三歲兒童腹部有限元模型的對(duì)比仿真研究
基于三歲兒童腹部有限元模型的對(duì)比仿真研究.pdf
本文所應(yīng)用的3歲兒童腹部有限元模型的制作與建模過(guò)程沒(méi)有詳細(xì)說(shuō)明，那篇文章發(fā)到了英文期刊上，還在審核中
samcef rotors的不同模型對(duì)比
內(nèi)容主要包括：
1.建模的不同級(jí)別
四種不同級(jí)別模型的比較： 2D傅里葉多諧波模型；3D模型；Cyclic symmetry modeling; 超單元模型；
2.模型介紹；
3.軸承建模；
4.模態(tài)分析；
四種模型的軸承模型及特征頻率對(duì)比
5.坎貝爾圖及臨界速度計(jì)算
Campbell圖及模態(tài)顯示
DEMO.pdf
爆炸成型彈丸的二維、三維模型建立及對(duì)比分析
爆炸成型彈丸的二維、三維模型建立及對(duì)比分析
1工程意義 眾所周知，成型裝藥爆炸作用分析對(duì)民用領(lǐng)域的爆破工程及爆破彈的研制開(kāi)發(fā)有著關(guān)鍵的指導(dǎo)作用。目前對(duì)于爆炸成型彈丸的仿真模擬主要有二維及三維兩個(gè)層面，兩者都能比較契合的模擬爆炸成型情況，但對(duì)于兩者的區(qū)別還鮮有學(xué)者研究，因此，本文首先建立了二維及三維的爆炸成型模型，運(yùn)用lsdyna進(jìn)行仿真模擬，并對(duì)兩者的區(qū)別進(jìn)行總結(jié)并做出分析。
2爆炸成型彈丸的二維模擬
2.1 二維計(jì)算模型
爆炸成型裝藥截面尺寸如圖1所示，金屬罩的外徑為12cm，內(nèi)徑為11.75cm，裝藥高度為10cm。爆炸的方式為頂部中心起爆，二維計(jì)算模型的示意及相關(guān)幾何尺寸如下。
圖1 二維計(jì)算模型
2.2模型分析
在仿真分析中對(duì)軸對(duì)稱問(wèn)題經(jīng)常可以進(jìn)行建模的簡(jiǎn)化，本文模型可以簡(jiǎn)化為二維軸對(duì)稱問(wèn)題。那么模型采用的實(shí)體單元就相應(yīng)選擇solid 162二維實(shí)體單元。那么炸藥和金屬罩兩種不同介質(zhì)之間的接觸就選擇二維面面接觸算法；另外根據(jù)本文模型的尺寸大小，選擇cm-g-us單位制建模，預(yù)估仿真時(shí)間大概設(shè)置為100微秒，每2個(gè)微秒輸出一個(gè)結(jié)果數(shù)據(jù)文件，具體時(shí)間可以根據(jù)仿真結(jié)果進(jìn)行再次設(shè)置。
2.3模型建立
在完成上述計(jì)算之后，進(jìn)行二維爆炸的算例求解。幾何模型的建立在ANSYS/LSDYNA中使用APDL語(yǔ)言直接進(jìn)行編寫，在完成幾何模型的建立后定義材料模型，這里同樣使用替換法，即隨便賦予兩種材料，真實(shí)材料參數(shù)在LSPP中另外單獨(dú)設(shè)置，之后劃分網(wǎng)格，采取映射網(wǎng)格劃分方法，網(wǎng)格劃分完成后創(chuàng)建PART檢查網(wǎng)格數(shù)是否正確，再次進(jìn)行合理性調(diào)整，之后設(shè)置約束及仿真時(shí)長(zhǎng)控制等參數(shù)，將文件保存為1.k，保存的中間文件1.k導(dǎo)入到LSPP中再次進(jìn)行炸藥、狀態(tài)方程、起爆點(diǎn)等關(guān)鍵字的替換與編輯，之后存盤保存為1.k。
展開(kāi) 
近場(chǎng)動(dòng)力學(xué)（PD）態(tài)基模型零能模式抑制算法對(duì)比：Silling、Li Pan、Wan Ji 多方法復(fù)現(xiàn) ￥49
<p>本算例集基于 MATLAB 編寫，深度聚焦于近場(chǎng)動(dòng)力學(xué)對(duì)應(yīng)模型（Correspondence Model）中的核心痛點(diǎn)——零能模式（數(shù)值不穩(wěn)定性）的消除。代碼通過(guò)一個(gè)帶中心圓孔的三維/二維板拉伸試驗(yàn)，復(fù)現(xiàn)并對(duì)比了三種主流的穩(wěn)定化控制方案。核心研究?jī)?nèi)容常規(guī)態(tài)基近場(chǎng)動(dòng)力學(xué) (Ordinary State-based PD)：基礎(chǔ)模型實(shí)現(xiàn)，作為對(duì)比基準(zhǔn)。零能模式抑制算法對(duì)比：Silling 方案 (2017)：基于 Silling 教授提出的經(jīng)典控制力態(tài)方法。Li Pan 方案 (2018)：復(fù)現(xiàn) Li & Pan 論文中的穩(wěn)定化改進(jìn)算法。Wan Ji 方案 (2019)：基于 Wan 等人發(fā)表的 Improved method for zero-energy mode suppression 論文復(fù)現(xiàn)。數(shù)值對(duì)比驗(yàn)證：代碼包含與 FEM（有限元） 結(jié)果的對(duì)比腳本。支持位移場(chǎng)曲線對(duì)比以及能量演化（動(dòng)能、勢(shì)能、能量比）分析。技術(shù)賣點(diǎn)多方法集成：在一個(gè)框架下集成了當(dāng)前 PD 領(lǐng)域最前沿的幾種穩(wěn)定化算法，極大方便了科研人員做方案選型。動(dòng)態(tài)松弛法 (Dynamic Relaxation)：采用 Madenci 專著中的動(dòng)態(tài)松弛策略，確保靜力學(xué)問(wèn)題的準(zhǔn)靜態(tài)求解穩(wěn)定性。可視化后處理：內(nèi)置 3D 散點(diǎn)云圖顯示、實(shí)時(shí)能量曲線監(jiān)控（Energy Balance Check），數(shù)據(jù)可靠性高。結(jié)構(gòu)清晰：包含 CommonFiles 庫(kù)調(diào)用、形狀張量（Shape Tensor）計(jì)算、變形梯度（Deformation Gradient）提取等核心 PD 算子。</p>
展開(kāi) STAR-CCM+模型實(shí)例：模擬簡(jiǎn)單彎管流動(dòng) ----不同湍流模型的對(duì)比
不同湍流模型的影響和計(jì)算代價(jià)如下圖所示：
湍流模型總結(jié)
4. 后處理內(nèi)容
在該案例中，后處理內(nèi)容如下：
管道壓降
管道壓降的最后100迭代步平均值
速度矢量圖線積分卷積
湍流長(zhǎng)度尺度（turbulence lengthscale）和湍流粘度比（turbulence viscosity ratio）
RSM模型的雷諾應(yīng)力云圖
壁面y+云圖
使用field function自定義運(yùn)動(dòng)粘度（kinematic viscosity）、積分長(zhǎng)度尺度（Integral Length Scale）、泰勒微尺度（Taylor Microscale）、Kolmogorov 微尺度（Kolmogorov scales）：
相應(yīng)的渦長(zhǎng)度尺度如下圖所示：
5. 計(jì)算過(guò)程
兩方程模型計(jì)算600迭代步，并取最后100迭代步的管道壓降平均。
RSM模型基于realizable k-ε收斂的結(jié)果再計(jì)算600迭代步。
Realizable k-epsilon模型的收斂性如下圖所示：
EB RSM模型的收斂性如下圖所示：
6. 結(jié)果分析
下面從幾個(gè)方面來(lái)對(duì)比分析不同湍流模型的結(jié)果。
（1） 湍流模型對(duì)流態(tài)的影響
? 相比于RSM模型，Realizable k-ε模型模擬的分離位置靠后。
展開(kāi) 使用LES模型和RANS模型對(duì)噴霧進(jìn)行模擬對(duì)比
圖3 使用RANS湍流模型1.4ms時(shí)刻的噴霧形態(tài)
圖4 使用大渦（LES）模擬湍流模型1.4ms時(shí)刻的噴霧形態(tài)
從圖3、圖4可以看出RNG k-? 模型、大渦模擬兩種湍流模型在1.4ms時(shí)刻的噴霧形態(tài)有一定差異，使用大渦模擬模型時(shí)油滴分布會(huì)更散。
圖5、圖6、圖7分別為RNG k-? 模型、大渦模擬兩種湍流模型的SMD變化曲線、液相貫穿距變化曲線、蒸發(fā)相貫穿距變化曲線的對(duì)比圖。
圖5 SMD變化曲線的對(duì)比
圖6 液相貫穿距變化曲線的對(duì)比
圖7 蒸發(fā)相貫穿距變化曲線的對(duì)比
從圖5、圖6和圖7的參數(shù)對(duì)比來(lái)看，使用大渦模擬模型時(shí)能得到比使用雷諾平均模型更小的索特平均直徑，更小的液相貫穿距和蒸發(fā)相貫穿距。
展開(kāi) ANSYS與FLUENT瞬態(tài)散熱模型對(duì)比
最近在做熱分析時(shí)，得到這樣一個(gè)ansys的算例——帶空金屬板冷卻的瞬態(tài)熱分析，使用fluent軟件進(jìn)行了仿真，與ansys的結(jié)果做以對(duì)比。
問(wèn)題描述如下：一長(zhǎng)方形金屬板，板得長(zhǎng)度為15cm，板得中央是一個(gè)半徑為1cm的圓孔。板得初始溫度為500℃，將其突然放置于溫度為20℃，表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)為100W/(㎡*℃)的流體介質(zhì)中，試計(jì)算：
1）第1s及第50s這兩個(gè)時(shí)刻金屬板內(nèi)的溫度分布；
2）金屬板上4個(gè)頂點(diǎn)在前50s內(nèi)的溫度變化（本文只取左上角點(diǎn)A，如圖1所示）。
該金屬板得基本材料性質(zhì)如下：
密度為5000kg/m3，比熱容為200J/(kg*℃)，導(dǎo)熱系數(shù)為5W/(m*℃)。
圖1
對(duì)于這個(gè)問(wèn)題，模型比較簡(jiǎn)單，本文對(duì)其操作步驟不再詳述，重點(diǎn)在對(duì)比ansysy和fluent的仿真結(jié)果上。
圖2
圖3
從上圖中可以看出，Ansys的分析結(jié)果：1s時(shí)，A點(diǎn)的最大溫度為499.999℃，最小溫度為464.98℃；50s時(shí)，最大溫度為437.713℃，最小溫度為270.812℃。Fluent仿真結(jié)果：1s時(shí)，A點(diǎn)的最大溫度為499.99℃，最小溫度為465.37℃；50s時(shí)，最大溫度為437.4℃，最小溫度為275.72℃。從上面的兩組數(shù)據(jù)可以看出，兩種軟件的結(jié)果是吻合的，相差在1%左右。
圖4
從上圖中可以看出，ANSYS和FLUENT的結(jié)果趨勢(shì)完全吻合，最大相差4%。
針對(duì)兩款軟件對(duì)此問(wèn)題的求解的結(jié)果的差別，或許是求解方式上的差別，ansys是基于有限元的求解方法，fluent是基于有限體積的求解方法。
展開(kāi) 同一模型的瞬態(tài)穩(wěn)態(tài)對(duì)比分析（fluent）
00 模型
水流速度40m/s，平板底部固定。
01 穩(wěn)態(tài)分析
02 瞬態(tài)分析
03 結(jié)果對(duì)比
穩(wěn)態(tài)分析：
瞬態(tài)分析：
穩(wěn)態(tài)分析和瞬態(tài)分析，結(jié)果基本一致。
虎鉗模型Solidworks simulation與Abaqus計(jì)算結(jié)果對(duì)比
比較了一下如下的虎鉗模型，Solidworks simulation和Abaqus模型采用：
1.相同的材料參數(shù)，210Gpa,0.28泊松比
2.相同的載荷，Solidworks simulation在面上施加225N力，Abaqus轉(zhuǎn)換成對(duì)應(yīng)壓力施加
3.相同的邊界約束
4.相同的接觸設(shè)置，無(wú)摩擦，Solidworks simulation采用無(wú)穿透全局接觸（其實(shí)也是通用接觸），Abaqus采用通用接觸（general contact）
5.相近的網(wǎng)格，Solidworks simulation使用高品質(zhì)二階四面體網(wǎng)格，Abaqus使用C3D10M單元
比較他們的應(yīng)力和位移情況：
展開(kāi) 模型分享006——塑性/脆性切削仿真對(duì)比 ￥29.9
刀具模型
如圖1所示為使用ABAQUS仿真軟件建立的工件和刀具的二維幾何模型，刀具前角為15°后角為5°，刀尖圓弧半徑為0.01毫米，工件長(zhǎng)0.6毫米，高0.12毫米，其中切屑層厚度為0.04毫米。
圖1 幾何模型
材料本構(gòu)方程（材料屬性）
建立鑄鐵的本構(gòu)方程，對(duì)工件材料的基本性能進(jìn)行描述，模擬切削加工中發(fā)生的蹦碎情況，并且需要準(zhǔn)確的反映出切削中受到的應(yīng)變情況。切削時(shí)工件的蹦碎會(huì)消耗大量的能量，在ABAQUS軟件中通過(guò)Cracking Brittle對(duì)工件材料中脆性屬性進(jìn)行定義，并設(shè)置切屑的分離形式為線彈性脆性斷裂。在損傷出現(xiàn)之前應(yīng)力和應(yīng)變之間遵循胡克定律，當(dāng)基體所受應(yīng)力超過(guò)抗拉極限時(shí)，工件基體將發(fā)生脆性失效而生成裂紋并最終擴(kuò)展成碎屑，仿真中基于最大正應(yīng)力準(zhǔn)則對(duì)工件的斷裂進(jìn)行判斷。
分析
初始切削狀態(tài)
如圖2所示為切削加工的應(yīng)變初始狀態(tài)，圖（a）為塑性切削，此時(shí)工件材料受到刀具的碰撞和擠壓作用，刀具和工件表面完全接觸，在經(jīng)過(guò)彈性變形后刀具從側(cè)面壓入到工件內(nèi)部，并且在刀尖接觸位置形成了應(yīng)變集中點(diǎn)，應(yīng)變以碰撞點(diǎn)為中心向工件內(nèi)部呈扇形擴(kuò)張，在此位置將最開(kāi)始出現(xiàn)塑性成型，工件內(nèi)部未形成明顯的裂紋和剪切。圖（b）為蹦碎切削，此時(shí)工件材料在刀具的碰撞下，幾乎沒(méi)有發(fā)生過(guò)塑性變形，并且刀具和工件之間在碰撞發(fā)生的瞬間，兩者之間并不會(huì)完全接觸，而是在接觸位置形成了撞擊蹦碎，蹦碎的工件形成了加工的空洞和裂紋，裂紋擴(kuò)展主要分為兩個(gè)方向，分別為傾斜向下的主裂紋和沿工件表面的次裂紋，相比于塑性切削，蹦碎切削時(shí)應(yīng)變主要是沿裂紋擴(kuò)展方向均勻分布，并不會(huì)形成應(yīng)變集中位置。
展開(kāi) 
Abaqus轉(zhuǎn)動(dòng)模型設(shè)置角速度的四種方式對(duì)比分析
Abaqus轉(zhuǎn)動(dòng)模型設(shè)置角速度的四種方式對(duì)比分析
abaqus固結(jié)沉降解析解及數(shù)值解對(duì)比（劍橋模型的使用） ￥15
可以采用擴(kuò)展的劍橋模型來(lái)假設(shè)黏土是彈塑性的。 粘土層分為六個(gè)相等的子層。 表4.6給出了每個(gè)黏土子層的劍橋模型參數(shù)。 該表還給出了每個(gè)子層的原位應(yīng)力和預(yù)固結(jié)應(yīng)力。 計(jì)算合并結(jié)算使用有限元合并程序在加載的帶材區(qū)域相對(duì)于時(shí)間的中心位置。
SOLUTION（文件名：Chapter4 Example8.cae）：如您所知，參數(shù)κ定義了劍橋模型中土壤的彈性行為，并且通過(guò)方程式κ= Cs / 2.3與膨脹指數(shù)相關(guān)。 參數(shù)λ通過(guò)λ= Cc / 2.3與壓縮指數(shù)相關(guān)。 強(qiáng)度參數(shù)M與土壤的內(nèi)摩擦角φ相關(guān)，如下所示：
在可能的情況下，尋求數(shù)值解決方案之前，最好通過(guò)分析方法解決問(wèn)題。 如表4.6所示，六個(gè)粘土子層被過(guò)度固結(jié)。 我們可以使用（4.11）或（4.12）計(jì)算每個(gè)子層的最終合并沉降。 （4.11）或（4.12）的選擇取決于第4.3節(jié)中討論的每個(gè)子層中的應(yīng)力條件。 粘土子層的初始條件完全由其原位垂直有效應(yīng)力σ0和其原位空隙率e0定義。 所有粘土子層的壓縮指數(shù)Cc等于2.3λ= 0.27，溶脹指數(shù)Cs等于2.3κ= 0.023。 使用電子表格進(jìn)行結(jié)算計(jì)算。 表4.7總結(jié)了電子表格的計(jì)算結(jié)果，最終固結(jié)沉降計(jì)算為91毫米。
在劍橋模型中，屈服面尺寸由參數(shù)p =（σ1 +2σ3）/ 3完整描述。屈服面的演變?nèi)Q于體積塑性應(yīng)變?chǔ)舙vol，它是p的函數(shù)。可以從e-logσv線輕松推導(dǎo)出εpvol和p之間的關(guān)系。固結(jié)曲線（e-logσv線）完全由其斜率Cc（=2.3λ）和初始條件σ0和e0定義。注意，λ，σ0和e0是此處使用的有限元程序中所需的輸入?yún)?shù)的一部分。同樣，預(yù)固結(jié)壓力σc是必需的
參數(shù)（表4.6）。此參數(shù)指定劍橋模型的初始屈服面的大小。如圖所示建立了二維平面應(yīng)變有限元網(wǎng)格
如圖4.28所示。粘土層分為六個(gè)子層。
展開(kāi) 熱仿真-實(shí)測(cè)結(jié)果下對(duì)比集總參數(shù)法與雙熱阻模型 ￥1.9
目前開(kāi)展的建模方式中，大多采用“集總參數(shù)法”對(duì)元器件進(jìn)行簡(jiǎn)化建模，該方法簡(jiǎn)單快速；另一種方式是建立器件的雙熱阻模型，但需要準(zhǔn)確獲知器件的熱阻值，那兩種方法對(duì)于板級(jí)仿真準(zhǔn)確性如何呢？
基于此，本案例對(duì)比分析了集總參數(shù)法與雙熱阻模型的仿真應(yīng)用，并開(kāi)展了溫度實(shí)測(cè)，討論了不同建模方法與實(shí)測(cè)值的符合性。
2、芯片散熱相關(guān)理論簡(jiǎn)介
2.1 芯片的散熱方式
一般而言封裝芯片的散熱方式也包含了上述三種熱傳遞形式，即熱傳導(dǎo)、熱對(duì)流和熱輻射三種方式。元器件主要散熱形式和具體的熱設(shè)計(jì)措施有關(guān)，不存在通用的規(guī)律。如下圖所示，為典型封裝芯片的傳熱路徑。
圖1.典型器件散熱形式
2.2 熱阻理論及元器件建模方法
1、集總參數(shù)法
集總參數(shù)法：即設(shè)置物體內(nèi)部單一導(dǎo)熱率、認(rèn)為物體溫度均勻一致的近似分析方法。該方法簡(jiǎn)單、易操作、所需信息少；該方法適用于一般元件，例如電阻、電感等，而對(duì)于器件由于封裝內(nèi)部結(jié)構(gòu)、材料不同，導(dǎo)致封裝不同方向?qū)崧蕰?huì)有較大差異，采用集總參數(shù)法建模，則仿真誤差可能相對(duì)較大，后續(xù)會(huì)做具體對(duì)比分析。
圖2.集總參數(shù)法
2、 雙熱阻模型
對(duì)于典型芯片封裝而言，主要的封裝熱阻包括 Die 結(jié)到環(huán)境（Junction-to-Ambient）的熱阻 Rja，結(jié)到殼（Junction-to-Case）的熱阻 Rjc和結(jié)到板（Junction-to-Board）的熱阻 Rjb。
展開(kāi) 激光焊模擬-熱源模型+附：ABAQUS與MSC.Marc焊接模擬的簡(jiǎn)要對(duì)比
Marc從2016版開(kāi)始，添加了柱狀熱源，將其與高斯面熱源復(fù)合，可作為激光焊的熱源模型。但是該熱源的熱流密度在厚度方向上是均勻的（沒(méi)有衰減），這與實(shí)際情況不符。常用的高斯面熱源與高斯旋轉(zhuǎn)體熱源復(fù)合而成的激光焊熱源模型，仍然需要子程序開(kāi)發(fā)。</li><li>ABAQUS：同樣作為大型通用有限元軟件，與Marc同出一家，用戶眾多。在激光焊接模擬，甚至普通的焊接模擬方面，都需要子程序二次開(kāi)發(fā)來(lái)實(shí)現(xiàn)。6.14版本時(shí)代，abaqus推出過(guò)一款插件AWI，功能還算不錯(cuò)，但無(wú)奈ABAQUS求解器不支持逐漸激活，導(dǎo)致每焊接一步，就要建立1個(gè)（或2~3個(gè)）step，對(duì)于焊縫較多的仿真，很不方便；另外，該插件不支持選擇熱源模型，只能將焊縫單元設(shè)置為某一溫度（比如熔點(diǎn)）。從2016版開(kāi)始，ABAQUS求解器支持了逐漸激活（EPA，ELELMENT PROGRESSIVE ACTIVATION），以實(shí)現(xiàn)經(jīng)典應(yīng)用場(chǎng)景：焊接與3D打印；但熱源模型和逐漸激活全都需要子程序開(kāi)發(fā)，本人對(duì)新版本探索了一段時(shí)間，仍然覺(jué)得非常懵逼。好消息是，通過(guò)與Simulia的工程師交流，得知ABAQUS會(huì)推出相應(yīng)的焊接插件（需額外license），可實(shí)現(xiàn)熱源模型和逐漸激活的鼠標(biāo)操作，另外支持free surface convection（FFS）和free surface radiation（RFS）。總的來(lái)說(shuō)，ABAQUS的焊接模擬有點(diǎn)麻煩，但是這些麻煩不會(huì)讓我們放棄ABAQUS，希望達(dá)索公司能夠顧及相關(guān)應(yīng)用場(chǎng)景。如果精力充足，本人可能開(kāi)發(fā)專用的焊接插件，實(shí)現(xiàn)常用焊接模擬的前處理，敬請(qǐng)期待！
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