等靜壓的案例
TA15軸承座熱等靜壓工藝成形技術研究
圖1 軸承座零件圖
軸承座熱等靜壓成形工藝
熱等靜壓工藝流程
軸承座熱等靜壓近凈成形工藝流程如圖2所示。
圖2 軸承座熱等靜壓近凈成形工藝流程圖
⑴模擬條件。基于有限元軟件，對軸承座在高溫下熱等靜壓過程的行為進行分析，充分了解合金粉末在熱等靜壓過程中的變形趨勢，為后續包套設計提供理論參考。芯模及包套的形狀如圖3所示。
圖3 熱等靜壓模具圖
包套與芯模之間的空隙部位填充鈦合金（TA15）粉末。該零件為軸對稱回轉體工件，因此，在有限元分析時，為減少計算工作量，提高計算效率，只對其中1/4進行計算分析。考慮到數值模型劃分網格的復雜性，有限元分析可利用平面網格周向擴展方法得到各工件的三維網格，所得五面體網格單元數少、精度高，該劃分方式在模擬過程中具有計算速度快、成形精確度高、易于計算等優勢，可對工件在熱等靜壓過程的變形行為進行直觀分析。基于軸承座包套、零件、芯模實際尺寸結構，建立二維網格模型，并通過擴展方式，建立起的三維五面體網格模型如圖4所示，單元格總數為77790個，其中包套單元格數10770個，零件單元格數19320個，內芯單元格數47700個，變形體之間的摩擦系數設為0.2；加載時間14400s，增量步長設為10s；總增量步數為1440步。收斂容差采用相對位移，設為0.1。
圖4 三維網格模型
⑵模擬結果分析。為了清晰直觀的查看TA15鈦合金熱等靜壓的成形過程，采用切片的方式對模擬結果進行分析；由于該零件為近似回轉體軸對稱結構，取其中一個切片的模擬過程進行分析。
1)相對密度變化情況。在熱等靜壓過程中，其不同時間段的相對密度變化情況如圖5所示。
展開 靜壓支承油膜理論簡述
流體靜壓技術是一項新技術，包括靜壓軸承、靜壓導軌和靜壓絲杠，稱為“三靜”技術，在機床上得到日益廣泛的應用。靜壓支承在結構上至少要有一個進口阻尼器和一個帶有油腔和密封帶的支承面組成。
壓力為P的油液，通過進口阻尼器產生壓降，在油腔內形成壓力Ps，在Ps的作用下，液流通過密封帶而產生泄漏流量，并在密封帶內形成呈一定變化規律的壓力場，這個壓力場和中心油腔內Ps的壓力場，共同產生了一個流體動反力，用以支承外負載力。靜壓 支承就其流體力學本質來講，并非指利用流體靜壓力來工作的支承，流動是始終存在的。之所以稱為靜壓支承，是為了與動壓支承相區別，動壓支承面間的壓力場是靠摩擦副的相對運動來形成的。
靜壓支承的關鍵問題在于，當外負載力發生變化時，如何保證支承面上的流體動反力（即承載能力）也隨之發生變化，使二力始終保持在允許的油膜厚度下相平衡，既不使支承面發生固體接觸，也不能讓支承面產生過大的間隙從而造成大量泄漏。
展開 FGH97 合金高壓渦輪盤熱等靜壓成形技術研究
熱等靜壓(HIP-Hot Isostatic Pressing)工藝是一種以氮氣、氬氣等惰性氣體為傳壓介質，一定的溫度和壓力共同作用于密閉容器中的制品，對制品進行壓制燒結處理的技術。HIP 成形技術，是在冷等靜壓和熱壓技術基礎上發展起來的綜合工藝，最早開始用于難成形材料的制坯和擴散連接。但隨著HIP 設備和計算機技術的發展，HIP 在近凈成形難加工材料復雜零件方面的技術優勢和經濟優勢逐漸顯現了出來，成為當今世界工業發達國家研究的熱點。熱等靜壓技術早期主要用于核燃料的制備。國內導彈研究院的海泓分析了鈦合金粉末冶金技術的優點，并采用鈦合金粉末冶金技術成形出性能優越的空對空導彈伺服機構殼體。
本文研究的高壓渦輪盤是Ⅰ類轉動件(圖1)，材料為FGH97 合金，單級結構，高壓渦輪盤圓周上有90 個樅樹型榫槽，用于裝配高壓渦輪工作葉片，并通過鎖板固定，榫槽底部加工φ6.7mm 的斜孔，用于給高壓渦輪工作葉片提供冷氣。本文旨在采用熱等靜壓工藝，成形出尺寸和表面質量滿足加工要求、組織性能滿足盤件技術要求的粉末制件，實現FGH97合金盤件的研制。
圖1 高壓渦輪盤零件圖
高壓渦輪盤熱等靜壓成形工藝
高壓渦輪盤主要制備工藝流程為：真空感應冶煉母合金棒料→等離子旋轉電極法(PREP)制備粉末→粉末處理→粉末裝套→熱等靜壓成形(HIP)→機加工(去包套皮)→熱處理(固溶+時效)→理化檢驗(切除試樣環)。
FGH97 合金熔煉
FGH97 合金棒料熔煉在VIDP400 型真空感應熔煉爐(德國ALD 公司)中完成。VIDP400 熔煉爐裝爐量為(2450±50)kg/爐，澆注過程采用2 次擋渣，1 次過濾的方式，澆注的合金棒料具有純凈度高、氣體含量低等優點。
展開 217 基于matlab的孔入式靜壓軸承程序 ￥15.9
基于matlab的孔入式靜壓軸承程序，進油孔數為4個，采用有限差分計算軸承油膜厚度及油膜壓力。程序已調通，可直接運行。
基于CFD 的新能源汽車冷卻風扇氣動性能仿真分析
試驗過程中將冷卻風扇安裝在小型風洞出口處，風洞內在距離冷卻風扇入口某一位置處，限定不同靜壓值，輸入13 V電壓，冷卻風扇旋轉，進而得到不同靜壓條件下冷卻風扇的風量轉速、電流、軸功率和效率.為與實驗結果相對比，文中入口邊界條件為質量流量入口，出口邊界條件為壓力出口，相對大氣壓力的靜壓為0，風扇表面、輪轂表面、護風罩表面為壁面邊界條件.
3 計算結果及分析
3.1 網格無關性驗證
計算區域的網格數量對數值求解的數值精度與模擬結果影響很大，數值求解時一般在關鍵流動區域進行網格細化，在對流動影響不大的區域適當調整網格大小，采用合理的網格參數控制策略既能提高計算精度又能節約時間成本.文中計算模型在扇葉周圍劃分邊界層網格，在旋轉區域、進出入口區域過度區均采用poly多面體網格.
文中選取相同流量1.279 6m3/s條件下進行網格無關性分析，表1為選取的5種不同網格數量條件進行計算，得到冷卻風扇的靜壓值與試驗結果進行對比.從表1中可以看出網格數量達到160萬左右，風扇靜壓幾乎沒有變化，并與試驗結果很接近，最大誤差為0.5%左右.為保證計算資源和計算時間的限制，后續分析也在此數量網格條件下進行計算.
表1 網格無關性驗證
3.2 計算結果驗證
圖2為試驗結果與數值計算結果的靜壓與冷卻風扇流量的關系對比，圖3為試驗結果與數值計算結果的靜壓與靜壓效率的關系對比，可以發現仿真結果與試驗測試結果趨勢大體相同，靜壓試驗值和仿真結果最大誤差為3.66%，最小誤差為0.03%，靜壓效率最大誤差為2.1%，最小誤差為0，說明文中采用的網格精度與計算模型可以較精確的仿真冷卻風扇的流動狀態，可以為后面研究冷卻風扇的氣動性能研究提供理論支持.
展開 167基于matlab的根據《液體動靜壓軸承》編寫的有回油槽徑向靜壓軸承的程序 ￥35.9
基于matlab的根據《液體動靜壓軸承》編寫的有回油槽徑向靜壓軸承的程序，可顯示承載能力、壓強、剛度及溫升等圖譜.程序已調通，可直接運行。
十大結構陶瓷成型工藝最全總結
熱等靜壓技術是一種致密化鑄造的生產過程，從金屬粉末的固結(如金屬注射成型、工具鋼、高速鋼)，到陶瓷的壓實環節，再到增材制造(3D打印技術)等更多的應用領域，都可以見到熱等靜壓技術的身影。
目前，約50%的熱等靜壓單元用于鑄件的固結和熱處理。典型的合金包括Ti-6Al-4V、TiAl、鋁、不銹鋼、鎳超級合金、貴金屬(如金、鉑)，以及重金屬和耐火材料(如鉬、鎢)。由于航空航天和汽車領域近年來對陶瓷增材制造的興趣逐步增加，未來熱等靜壓將可能快速拓展更多的應用范圍。
首先，熱等靜壓部件需要在升高的壓力或真空中進行加熱，同時提前引入氣體，使其膨脹并有效建立熱等靜壓爐中的壓力氣氛，而這個啟動程序要視材料成分和熱等靜壓循環而定。
使用純氬氣在熱等靜壓中施加的壓力一般在100-200MPa之間。然而有時其它氣體如氮氣和氦氣也會用到，而氫氣和二氧化碳這類氣體則很少使用。有時候也會用到不同氣體的組合。無論是較低還是較高的壓力均可用于一些特殊的領域，最終由應用領域來確定哪些氣體該用于哪些目的。因氦氣、氬氣、氮氣相對昂貴，而氫氣在錯誤濃度下又易爆，所以使用時需特別注意。
熱等靜壓技術的主要優點有：增加制品密度，改善制品機械性能，提高生產效率，降低了廢品率和損耗。
展開 【見多識廣】陶瓷材料的十大成型工藝，一起來看看啊！
熱等靜壓技術介紹
熱等靜壓技術出現于上世紀50年代初，從那時起，許多應用領域都十分看好這項技術。熱等靜壓技術是一種致密化鑄造的生產過程，從金屬粉末的固結(如金屬注射成型、工具鋼、高速鋼)，到陶瓷的壓實環節，再到增材制造(3D打印技術)等更多的應用領域，都可以見到熱等靜壓技術的身影。
目前，約50%的熱等靜壓單元用于鑄件的固結和熱處理。典型的合金包括Ti-6Al-4V、TiAl、鋁、不銹鋼、鎳超級合金、貴金屬(如金、鉑)，以及重金屬和耐火材料(如鉬、鎢)。由于航空航天和汽車領域近年來對陶瓷增材制造的興趣逐步增加，未來熱等靜壓將可能快速拓展更多的應用范圍。
首先，熱等靜壓部件需要在升高的壓力或真空中進行加熱，同時提前引入氣體，使其膨脹并有效建立熱等靜壓爐中的壓力氣氛，而這個啟動程序要視材料成分和熱等靜壓循環而定。
使用純氬氣在熱等靜壓中施加的壓力一般在100-200MPa之間。然而有時其它氣體如氮氣和氦氣也會用到，而氫氣和二氧化碳這類氣體則很少使用。有時候也會用到不同氣體的組合。無論是較低還是較高的壓力均可用于一些特殊的領域，最終由應用領域來確定哪些氣體該用于哪些目的。因氦氣、氬氣、氮氣相對昂貴，而氫氣在錯誤濃度下又易爆，所以使用時需特別注意。
熱等靜壓技術的主要優點有：增加制品密度，改善制品機械性能，提高生產效率，降低了廢品率和損耗。
展開 基于CFD的離心通風機結構優化方法與試驗對比
收斂條件通過觀察殘差曲線與監視進口及測試平面的靜壓變化以及進出口邊界的流量誤差來確定。首先，設置速度誤差和k、ε等參量的計算誤差都小于10-3；當計算收斂時，觀察進口及測試平面的靜壓變化，如果靜壓變化仍很大，設置速度誤差和k、ε等參量的計算誤差都小于10-4繼續進行計算，直到靜壓變化趨于平穩且進出口邊界的流量誤差小于10-5時，認定為計算收斂。
1.3 計算結果及分析
利用上述計算模型，模擬設計工況（即流量Qv=1000m3/h的工況點），經過5000次迭代，計算基本收斂。計算得到的進出口靜壓差為5094.61Pa，通過風機性能試驗裝置測得的靜壓值為5021Pa。從上面數據看出，模擬數據與試驗數據基本吻合，誤差保持在3%以內，且風機靜壓值較設計值（設計靜壓psF=4500Pa）明顯偏高。
圖3表示了風機葉輪中截面的靜壓風布，從圖中看出，風機靠近蝸殼出口處的葉輪通道與其余部分的靜壓分布有稍微不同。圖4 表示了風機葉輪中截面上的速度分布，從圖中看出，靠近蝸殼出口處的葉輪通道內的速度分布與其他部分的葉輪通道內速度分布明顯不同，氣體在蝸殼內的速度分布除了在靠近出口處明顯不均外，其余部分差別不是很大。圖5可看出渦流存在的位置及大小，并能確定內部流動的不均勻位置。風機的內部渦流主要集中在葉片之間、風機進口以及出口蝸舌處，蝸舌結構型式以及蝸舌與葉輪間距的大小均會影響內部渦流的形成。圖6可看出噪聲的產生區域和強度分布。
從上述圖中看出，改進前在風機進口處，氣流進入葉輪區域明顯不是很均勻，氣流存在一定的分離現象，出現渦區，能量損失很大。氣流在葉片進出口、長短葉片之間以及蝸舌處流道內存在一定的喘動，這些都是導致風機模型噪聲較高的原因。
展開 基于CFD來演示皮托管的測試效果
滯壓本身并不能測量流體速度，但是伯努利定律指出：
滯壓 = 靜壓 + 動壓
可改寫為：
解出速度為：
需要注意的是，此等式僅適用于不可壓縮流體；本等式中：
V為流體速度；
Pt為滯壓；
Ps為靜壓；
ρ為流體密度。
上式中壓力改變量P2– P1或▲P 可由壓力計讀數▲h得出：
本等式中：
ρ為壓力計中為流體密度
▲h為壓力計讀數
動壓是滯壓和靜壓之差。靜壓通常由機身側面的靜壓孔測得。動壓通過在一密閉容器中的膜片測得：若膜片一側的空氣壓強與靜壓相同，另一側與總壓相同，則膜片的偏轉程度與動壓成正比。測得動壓后便可測量飛行器表速。該膜片通常位于空速計中。空速計通過一些機械將壓力表示為空速表讀數。
靜壓孔和皮托管還可組合為皮托靜壓管。此裝置在原有皮托管外另套有一管。外管于大氣相不直接處于氣流中并被用來測量靜壓。
文章來源：CFD在水處理領域的應用
展開 液體靜壓導軌雙向流固耦合-關于時間步長的疑問
我最近在做液體靜壓導軌的雙向流固耦合分析，主要分析油膜壓力導致的止推板變形。
雙向迭代時發現，時間步長設置為0.05s時可以順利完成迭代，而時間步長設置為0.01s、0.001s、0.0001s等迭代均報錯。
一般選擇較小的時間步長有利于雙向耦合的收斂。但是這里較小的時間步長反而出錯!？實在令人費解~
所建立的模型如下圖所示，模型中的流體域為油膜，固體域為工作臺止推板。在工作狀態下，油膜的壓力作用于工作臺止推板上，將導致止推板的變形。
工作臺下浮板簡化為126mmx340mmx44mm的平板。
油膜流場主要由三部分組成：油膜、油腔、節流孔；油膜大小為126mmx340mm，厚度為0.025mm；H形油腔高度為2mm；中心節流孔高度1mm，直徑0.5mm。油膜的具體尺寸如下圖所示。
為了研究工作臺止推板在油膜力的作用下產生的變形，本人基于ansys workbench進行了單向流固耦合分析。采用gambit對油膜進行網格劃分，fluent對油膜流場進行求解，具體設置如下：
Viscous——Laminar
流體材料：Density:822(Kg/m3)；Viscosity: 0.00575(Kg/m-s)。
邊界條件：如下圖所示，pressure inlet：0.5MPa，pressure outlet：0MPa。
Solution methods：SIMPLE 默認設置
仿真得到的壓力分布如下圖所示
將流場壓力導入到結構上如下圖所示
結構件約束為固定約束，約束如下圖中所示的側面
得到的結構件變形如下圖所示
可以看到結構件最大變形達0.008mm，而油膜厚度為0.025mm，結構件的變形將顯著影響油膜的壓力分布，因此需進一步進行雙向流固耦合分析。
展開 
[問題討論]Fluent邊界條件中的各種壓強（Pressure)解釋
靜壓、動壓和總壓的概念
靜壓（static pressure）就是真實壓力與操作壓力的差值。靜壓是一種以操作壓力為參考值的相對壓力。在Fluent中靜壓的英文名稱為static pressure，在CFX中，pressure就是指的靜壓。
動壓（dynamic pressure）是與速度有關的，其概念源于伯努利方程。其值為密度與速度平方的乘積的一半(0.5ρv2)。因此很容易得知：在不可壓流動中，速度越大的位置，則動壓越大。
總壓（total pressure）是靜壓與動壓的和。
Total Pressure（總壓）=Static Pressure（靜壓）+Dynamic Pressure（動壓）
在Fluent中，靜壓和表壓相同，只是表述方式不同。
5. 設定操作壓力時需要注意的事項如下：
1). 對于不可壓縮理想氣體的流動，操作壓力的設定直接影響流體密度的計算，因為對于理想氣體而言，流動的密度由理想氣體方程獲得，理想氣體方程中的壓力為操作壓力。
2). 對于低馬赫數的可壓縮流動而言，相比絕對靜壓，總壓降是很小的，因此其計算精度很容易受到數值截斷誤差的影響。需要采取措施來避免此誤差的形成，ANSYS FLUENT通過采用表壓（由絕對壓力減去操作壓力）的形式來避免截斷誤差的形成，操作壓力一般等于流場中的平均總壓。
3). 對于高馬赫數可壓縮流動的求解而言，因為此時的壓力比低馬赫可壓縮流動的大得多，所以求解過程中的截斷誤差的影響不大，可以不設定表壓。由于ANSYS FLUENT中所有需輸入的壓力都為表壓，因此此時可以將操作壓力設定為0（這樣可以最小化由于壓力脈動而引起的誤差），使表壓與絕對壓力相等。
4). 如果密度設定為常數或者其值由通過溫度變化的函數獲得，操作壓力并沒有在計算密度的過程中被使用。
5).
展開 FLUENT中的壓力關系（1）：流量入口
FLUENT中存在很多種壓力，包括參考壓力pref，絕對壓力Pabs，相對壓力Prel ，表壓pgauge，總壓 ptotal，動壓pdynamic ，靜壓 pstatic，大氣壓patm 等。這里以一個實例來說明這些壓力關系。
圖 1幾何模型
這些壓力之間的關系：
1、計算條件
計算模型為旋轉軸對稱模型，半徑100mm。
圖 2計算網格
計算用網格如圖2所示。流體密度1000kg/m3，粘度0.001Pa.s， 雷諾數2e5，選擇Realizable k-epsilon模型，增強壁面函數模型。
圖 3求解方法
求解方程使用Coupled，其他方程使用二階格式以提高精度。設置殘差標準1e-6。
2、結果分析
計算條件：入口采用速度入口，速度1m/s，出口使用outflow ，參考壓力設置為101325。
靜壓分布與速度分布云圖分布如圖4、圖5所示。動壓分布如圖6所示。
從上述三幅圖可以看出一下關系：（1）速度分布趨勢與動壓分布趨勢保持一致，即速度大的區域，動壓也較大（2）靜壓分布于速度分布呈相反趨勢，即靜壓大的區域速度較小。
圖 4靜壓分布
圖 5 速度分布
圖 6 動壓分布
圖 7絕對壓力
圖7為絕對壓力分布，其分布趨勢與圖4所示的靜壓分布趨勢完全一致，所不同的只是物理量大小，它們的值相差101325，即所設置的參考壓力。下面以axis邊界上物理量進行研究。
圖 8 axis邊界壓力關系曲線
圖8為axis邊界上靜壓、動壓及總壓關系，很明顯的可以看出，總壓=靜壓+動壓。
新建一個變量PressureSum，其表達式為Dynamic Pressure+Pressure，觀察其與totoalPressure的區別。
展開 STAR-CCM+在風扇仿真中PQ與MRF域方法對比
將該風扇在單體風洞中進行測試，獲取風扇單體流量和靜壓數據，并在整車仿真中對比風扇周圍流線。結果表明：風扇單體仿真與試驗對比，PQ比MRF 域方法結果更接近試驗值；在整車60kph 工況仿真中，PQ 方法流體通過風扇后呈水平流動。
1 概述
目前，在風扇仿真中多使用MRF 域方法，由于扇葉模型的復雜性及網格處理精度問題，某些工況仿真準確性降低；PQ 方法簡化了風扇模型，通過模擬壓升來代替扇葉作用，減少由于扇葉精度低對仿真結果的影響。本文將風扇PQ 與MRF 域仿真結果和單體試驗對比，研究兩種方法的仿真精度，為整車開發初期機艙熱管理CFD 分析提供更準確的計算模型。
2 模型建立與數值計算
2.1 幾何模型
散熱器風扇由扇葉、框架、電機等組成，該風扇直徑為440mm，7 扇葉，導入STAR-CCM+中進行處理，分別建立風扇單體風洞模型和整車模型。
2.2 仿真方法
2.2.1 PQ 方法
通過在STAR-CCM+中建立Fan-interface 面，零厚度且可為通過此面流體提供壓升的模型，此面保留風扇中心電機部分，如圖1，之后在其屬性設置中賦入風扇單體性能試驗測得的風扇PQ曲線。
2.2.2 MRF 域方法
MRF 域通過穩態方法進行風扇模擬，該方法需要扇葉詳細的CAD 數據，需將旋轉區域單獨分割，與其他區域進行interface 連接，其網格并非真實運動，通過旋轉坐標系體現風扇旋轉區域的效果，把動量源加載到葉片轉動所掃過區域的網格。
3 風扇單體試驗及仿真對比
在風洞試驗臺上進行單體試驗，使用“定靜壓”的方式測量風量，設定靜壓值，PID 儀表讀取當前靜壓，調節輔助風機風量，使當前靜壓值達到設定值，靜壓穩定后，計算出測試風機的風量。
展開 基于CFD的油冷器壓降仿真及試驗驗證
抽取流體的區域如圖4所示，進出口延長至覆蓋試驗對應的靜壓測點位置，保證計算模型的靜壓探測面和試驗時的靜壓試驗位置一致。翅片區域使用各向異性正交多孔介質模型進行簡化。進口設為流量入口，出口設為靜壓為0的壓力出口。
1.3.3多孔介質模型
將翅片區域單獨取出進行多孔介質慣性和粘性阻力系數的計算，得到的阻力/長度-速度擬合線公式為
長度方向：
寬度方向：
式中，v為速度，m/s；L為壓降方向的長度，m；a和c分別為長度和寬度方向的慣性阻力系數，kg/m4；b和d分別為長度和寬度方向的粘性阻力系數，kg·m-3/s。
1.3.4網格及無關性分析
采用多面體加附面層網格的生成方法，網格的總單元數為6833648個，如圖5所示。多孔介質區域的物面部分不需要生成邊界層網格。這是因為計算多孔介質的慣性和粘性系數時，已經考慮了上下壁面阻力的影響。因此，在求解時只需要在壁面加“滑移”邊界條件，無需考慮邊界層，能夠大大減少總網格數量，提高計算效率。
通過對網格質量的檢查可以看出，網格質量較好，大部分網格單元的網格質量>0.5，所有網格單元的偏斜角<85°，且所有網格單元的體積變化>0.01。
對整體網格加密，并對邊界層網格高度方向加密，得到加密后的網格總單元數為11016311個。不同網格、相同流量工況下，計算得到的靜壓壓降對比如表4所示。在總網格數增加了61.2%的情況下，壓降變化在±1%之內，因此，為了模擬壓降基準網格已經足夠精細。
1.3.5計算設置
水路的流體介質為50%乙二醇與50%水的混合物。在流場模擬的時候采用等溫假設，即流體的屬性保持不變。
展開 