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结构优化半解析灵敏度及误差修正改进算法

本站小编 Free考研考试/2022-01-01

张力丹, 张盛, 陈飙松^*^,, 李云鹏
大连理工大学工业装备结构分析国家重点实验室, 大连 116024

MODIFIED SEMI-ANALYTICAL SENSITIVITY ANALYSIS AND ITS ERROR CORRECTION TECHNIQUES

ZhangLidan, ZhangSheng, ChenBiaosong^*^,, LiYunpeng
State Key Laboratory of Industrial Equipment , Dalian University of Technology , Dalian 116024, China
中图分类号:TB12
文献标识码:A

通讯作者:^*陈飚松, 教授, 主要从事结构优化研究. E-mail: chenbs@dlut.edu.cn^*陈飚松, 教授, 主要从事结构优化研究. E-mail: chenbs@dlut.edu.cn
版权声明:2018力学学报期刊社力学学报期刊社所有
基金资助:

国家重点研发计划(2016YFB0201602)和国家自然科学基金(11372064)资助项目.

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摘要
提出结构半解析灵敏度分析及其针对刚体位移的误差修正方法的改进算法, 构建灵敏度分析与误差修正项可分离形式. 该方法实现简便, 数值精度不受摄动步长与单元数目的影响. 首先从总体角度推得静力问题的误差修正半解析灵敏度分析方法, 提出了位移误差修正灵敏度列式, 并给出算法实施途径; 然后将此思路推广于自振频率、屈曲临界载荷问题, 提出了相应的计算步骤. 随后, 给出梁单元与壳单元误差修正项的具体推导方法, 并分别使用两种单元构建有限元模型进行算例测试. 结果表明, 该方法适用于多种分析类型, 数值精度不受单元数目与摄动步长的影响. 由于灵敏度分析与误差修正项可以分开计算, 该方法支持将误差修正项直接叠加于灵敏度求解结果进行误差修正, 使已有灵敏度分析程序得到充分利用. 尤其对于复杂工程结构的优化设计, 特别是形状优化设计以及尺寸、形状混合优化设计, 相比于原误差修正方法, 实现更为简便, 效率有所提升, 能为半解析灵敏度分析方法及其程序实现提供新的思路.

关键词：结构优化;半解析灵敏度分析法;误差修正;形状优化;改进算法
Abstract
Modified semi-analytical sensitivity analysis algorithm and its error correction term method are presented, where the sensitivity analysis terms and the error correction term can be separated. The method can facilitates program implementation and the accuracy of the method won’t be influenced by perturbation step length and number of elements. Firstly, a modified semi-analytical sensitivity analysis technique with its error correction term is presented for static displacement, which is based on global structure equations of the sensitivity analysis, and its program implementations are provided. Then, the modified method is implemented on other analysis tasks including natural frequency and linear buckling analysis. Consequently, the error correction terms of both beam elements and shell elements are derived. Then, the specific deducing process of error correction terms concerning beam and shell elements is described. Next, the modified method is verified by typical finite element models with beam and shell elements. The results highlight the applicability of the modified method to various analysis types mentioned above, and the accuracy is not influenced by the number of elements and perturbation step length. Since sensitivity analysis parts and error correction term can be computed respectively, the error correction term can becomputed independently and added directly to the results of sensitivity analysis, which can make full use of existing sensitivity analysis programming. This modified method can help complex engineering structural design. Especially, compared to the original semi-analytical sensitivity analysis and error correction methods, the computational efficiency of the modified method is enhanced with respect to shape optimization design variables or shape combined with size optimization, which can provide new ideas for sensitivity analysis and its program implementation.

Keywords：structural optimization;semi-analytical technique;error correction;shape optimization;modified method

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张力丹, 张盛, 陈飙松, 李云鹏. 结构优化半解析灵敏度及误差修正改进算法[J]. 力学学报, 2018, 50(4): 949-960 https://doi.org/10.6052/0459-1879-18-058
Zhang Lidan, Zhang Sheng, Chen Biaosong, Li Yunpeng. MODIFIED SEMI-ANALYTICAL SENSITIVITY ANALYSIS AND ITS ERROR CORRECTION TECHNIQUES[J]. Acta Mechanica Sinica, 2018, 50(4): 949-960 https://doi.org/10.6052/0459-1879-18-058
灵敏度分析方法是结构优化实现的基础, 采用简洁高效的灵敏度分析方法更是提高优化效率的关键^[1]. 已有的灵敏度求解方法包括: 全局差分法, 解析法与半解析法. 全局差分法^[2,3], 不牵涉设计的有限元模型和性能的计算方法和程序细节, 但每做一次敏度分析, 针对

n

个设计变量要做

n + 1

次完整结构分析, 效率很低. 对于解析法^[4,5], 虽效率较高, 但推导过程较为繁琐, 尤其对于形状优化问题, 形状设计变量与有限元单元列式关系不仅复杂而且依赖于单元类型, 推导和编程均不具有通用性^[6]. 为此, 程耿东等^[7]提出了半解析灵敏度分析方法, 为将有限元和结构优化高效结合起来提供了途径. 该方法将现有的有限元程序视为“黑箱”, 具有较强通用性, 求解多个设计变量的敏度只需一次完整有限元分析,具有较高的效率, 因此广泛地应用于结构优化问题中^[8,9,10]. 但在传统半解析敏度分析的程序实现过程中, 通常从单元级别公式考虑, 需读入摄动前后两组单元刚度阵、质量阵、应力刚度阵等, 影响灵敏度求解总效率.
半解析方法求解灵敏度, 使用差分近似替代刚度阵等对于设计变量求导, 虽简便计算, 但应用于某些结构的形状优化时有误差产生^[11,12]. Barthelemy等^[13]发现, 使用半解析方法求解形状设计变量灵敏度时,误差随单元数目增加以平方形式增长. Pauli等^[14]对长度为设计变量的悬臂梁算例进行研究, 证明了此种模型的误差与梁长及单元划分数目有关. 其后, 程耿东等^[15]对梁单元, 长度为优化设计变量, 使用半解析法计算灵敏度的误差进行推导分析, 并提出采用中心差分可以提高精度. 随后Barthelemy 等^[16]的研究表明, 对于形状设计变量, 不仅梁单元, 其他单元建模的类梁结构使用半解析法进行灵敏度求解都会产生误差. 1993年程耿东等^[17]找到了误差产生的真正原因: 有限单元的刚体转动, 并给出相应误差判据. 在此之后, 刚体位移误差消除工作逐步开展. 目前最常用的方法有两种, 一种为RSA方法(refined semi-analytical technique)^[18,19], 致力于将位移分解为纯变形位移与刚体位移, 从提高导数的精度入手精化半解析灵敏度值. 另一种为ESA方法(exact semi-analytical technique)^[2,20-22], 形式较为简单, 只在差分的刚度阵处加一修正项, 便可消除刚体位移误差的影响. 但在其修正项的构造过程中, 包含多个矩阵生成与运算, 修正项形式亦为矩阵, 尤其对于非结构化网格建模的复杂结构, 因每个单元的误差修正项均不相同, 矩阵形式修正项的多次构造使效率受到一定的影响. 此外, 无论是已有的RSA或ESA方法, 均在单元级别进行修正, 需要修改灵敏度分析代码内部结构, 不便于与已有的灵敏度分析代码进行结合. 另外, 半解析灵敏度分析只针对形状设计变量, 且单元具有较大刚体转动位移时出现误差. 大多数情况, 如尺寸设计变量, 无需修正. 因此, 对于同时具有形状设计变量与尺寸设计变量的混合优化问题, 需要两组灵敏度分析代码分别针对两种设计变量进行求解, 使得实现过程较为复杂.
本文在已有的研究工作基础上考虑以下改进(基于直接法^[23,24,25]灵敏度分析列式进行讨论, 该思想亦可应用于伴随方法^{[26,27,28,29]}): (1)从总体角度入手考虑半解析灵敏度分析公式, 公式摄动前部分对于静力分析即为外载荷, 自振与屈曲稳定性分析即为特征值, 避免初始刚度阵等矩阵的提取. (2)针对ESA 方法进行探究, 将修正项形式进行转化, 对于静力问题转化为一简单向量, 对于特征值问题转化为常数, 使得修正项求解过程无需矩阵的生成与操作. 构造可分离形式修正项, 在总体级别消除误差并能直接附加于灵敏度结果之后, 无需改变原灵敏度分析程序内部结构, 使已有程序充分利用. (3)针对梁与壳两类单元进行详细的刚体位移推导, 并说明其误差修正项构造方式. (4)现有的工作多基于静力问题, 本文以梁单元与壳单元为例, 进行静力、自振以及屈曲稳定性的灵敏度分析算例测试.

1 传统灵敏度分析与刚体位移误差消除方法

1.1 传统灵敏度分析方法

传统半解析灵敏度分析方法从单元入手将载荷、刚度矩阵等对设计变量的导数表示为差分近似. 静力问题位移灵敏度分析基本方程

\frac{? u}{? d} = K^{- 1} Q = K^{- 1} (\frac{? F}{? d} - \frac{? K}{? d} u)

其中, u为结构整体位移向量, d为设计变量, F为施加在结构上的外载荷, K为结构总体刚度阵, Q为拟载荷向量. 对于载荷与设计变量无关的情况静力问题半解析方法的拟载荷公式表达如下, 其中

K_{e}

为单元刚度矩阵,

u_{e}

为单元位移向量.

Q = - \sum_{e} ? \frac{K_{e} (d + Δ d) - K_{e} (d)}{Δ d} u_{e}

对于静力问题, 传统方法的程序实现需要提取摄动前后两组单元刚度矩阵. 再者对于自振、屈曲特征值问题, 还需提取摄动前后的两组质量阵或应力刚度阵, 较低的单元刚度读入读出效率将使灵敏度总体计算效率下降.

1.2 传统ESA误差消除方法

程耿东等^[16]研究表明, 半解析灵敏度分析方法应用于某些结构的形状优化问题会出现较大误差, 其原因为
$\begin{align*}&\textbf{{K}}\textbf{{Φ}}_r=0\tag*{(4)}\\&\dfrac{\partial\textbf{{K}}}{\partial d}\textbf{{Φ}}_r=-\textbf{{K}}\dfrac{\partial\textbf{{Φ}}_r}{\partial d}\tag*{(5)}\\
&F_{rr}=\textbf{{Φ}}_r^{\rm T}\textbf{{Q}}_r=-\textbf{{Φ}}_r^{\rm T}\dfrac{\partial\textbf{{K}}}{\partial d}\textbf{{Φ}}_r=\textbf{{Φ}}_r^{\rm T}\textbf{{K}}\dfrac{\partial\textbf{{Φ}}_r}{\partial d}=0\tag*{(6)}\end{align*}$

F_{rr}

无论对于形状设计变量还是尺寸设计变量均为零, 而将

\frac{? K}{? d}

表达为差分近似时, 不满足式(5), 则对于形状设计变量

F_{rr} \neq 0

, 从而产生误差. 即误差产生原因为有限单元的刚体转动. 因此, 可在刚度阵差分处加入一修正项, 消除刚体转动位移的影响, 文献^[2]中所阐述的ESA基于单元级别进行误差修正, 其形式如下
$\begin{equation*}\textbf{{Φ}}_r^{k\rm T}\left\lgroup\dfrac{\Delta\textbf{{K}}_e}{\Delta d}+\textbf{{E}}_e\right\rgroup\textbf{{Φ}}_r^l=0~~~(i,j,k,l\in\{1,2,\dots,n_r\})\tag*{(7)}\end{equation*}$
误差修正项

E_{e}

由一组系数与有限单元的刚体转动位移向量组成, 其表达形式采用爱因斯坦求和约定
$\begin{equation*}\textbf{{E}}_e=a_{ij}\textbf{{Φ}}_r^i\textbf{{Φ}}_r^{j\rm T}\tag*{(8)}\end{equation*}$
对于经过正交单位化处理得到的刚体位移来说, 其系数

a_{ij}

的表示形式为
$\begin{equation*}a_{ij}=-\textbf{{Φ}}_r^i\dfrac{\Delta\textbf{{K}}_e}{\Delta d}\textbf{{Φ}}_r^j\tag*{(9)}\end{equation*}$
式中$\textbf{\textit{Φ}}_r^j~{\rm (}j=1,2,\dots, n_r{\rm )}$
为单元的刚体转动位移向量(已经过正交单位化处理),

n_{r}

为刚体转动位移的个数. 为求解修正项, 首先计算出

n_{r}^{2}

个系数

a_{ij}

, 再由刚体转动位移向量相乘获得

n_{r}^{2}

个矩阵, 其后将矩阵与系数相乘并作和累加, 得到矩阵形式的修正项. 在计算过程中, 有多次的矩阵生成及矩阵运算, 这对于每个单元修正项均不相同的非结构化网格建模的复杂结构来说, 计算效率受到一定的影响. 另外, 该形式的修正项的实现, 需要改变原有灵敏度分析程序内部结构, 不能充分利用已有的灵敏度分析代码得到.

2 改进半解析灵敏度分析方法

2.1 改进半解析敏度分析方法公式推导

对于带有修正项的半解析敏度分析方法, 考虑将基于单元的公式转换到结构层次, 将矩阵形式表达的修正项转换为向量或数值形式. 首先对于静力问题, 从单元角度考虑的带有矩阵修正项的基本公式为

Q = - \sum_{e} ? (\frac{Δ K_{e}}{Δ d} + E_{e}) u_{e}

其中

E_{e}

为单元修正项, 其表达形式同式(8), 将单元位移

u_{e}

乘入括号中, 并将每一项累加于总体. 考虑摄动前的刚度阵与位移乘积累加于总体即为外载荷

F

得到

Q = - \frac{\sum_{e} ? K_{e} (d + Δ d) u_{e} - F}{Δ d} + e

对于静力问题其误差修正项表达形式为

由式(11), 对于公式中摄动前部分, 无须计算初始刚度阵与位移的乘积, 直接提取施加在结构上的外荷载

F

. 对于修正项, 根据式(12), 其计算流程如下: (1)计算系数

a_{ij}

, 理论上初始刚度阵与转动刚体位移乘积为零, 实践证明, 当单元的刚体转动给半解析法带来较大误差时, 即使存在一定的计算误差, 刚体转动位移与初始刚度阵的乘积也远小于其与摄动后刚度矩阵的乘积, 因此计算系数时, 只需摄动后刚度阵, 这使该方法完全避免初始结构矩阵的提取. (2)计算系数

c_{j}

, 位移

u_{e}

乘入修正项, 其与式(8)中刚体位移的转置

怺

相乘得到常数

c_{j}

. (3)计算系数

β_{i}

. (4)得到修正项单元上的

u_{e}

. 由于修正项形式为向量, 因此, 可方便累加于总体得到

e

, 基于此种方法, 可直接将修正向量叠加于灵敏度计算结果. 这使得已有半解析灵敏度分析代码或已获得的半解析灵敏度分析结果直接得到利用而无需进行代码内部流程修改. 此外, 修正项的计算过程无需多次的矩阵生成与矩阵运算, 在一定程度上提高了效率.
下面讨论非重特征值问题, 从自振与屈曲两种分析类型进行公式推导. 对于自振分析, 从单元角度考虑的带有矩阵修正项的非重特征值灵敏度基本公式为
$\begin{equation*}
\dfrac{\partial\lambda}{\partial d}=\sum_e\textbf{{φ}}_e^{\rm T}
\left\lgroup\dfrac{\Delta\textbf{{K}}_e}{\Delta d}+\textbf{{E}}_e\right\rgroup\textbf{{φ}}_e-\lambda\sum_e\textbf{{φ}}_e^{\rm T}\left\lgroup\dfrac{\Delta\textbf{{M}}_e}{\Delta d}\right\rgroup\textbf{{φ}}_e\tag*{(13)}\end{equation*}$
将自振分析特征向量$\textbf{\textit{φ}}_e$乘入括号后, 每项分别累加于总体得
$\begin{align*}&\dfrac{\partial\lambda}{\partial d}=\dfrac{\eta{\rm '}-\eta}{\Delta d}-\lambda\dfrac{\xi{\rm '}-\xi}{\Delta d}+\sum_e\textbf{{φ}}_e^{\rm T}\textbf{{E}}_e\textbf{{φ}}_e\tag*{(14)}\\&\dfrac{\partial\lambda}{\partial d}=\dfrac{\eta{\rm '}-\eta}{\Delta d}-\lambda\dfrac{\xi{\rm '}-\xi}{\Delta d}+\sum_{e=1}^Na_{ij}\textbf{{φ}}_e^{\rm T}\textbf{{Φ}}_r^i\textbf{{Φ}}_r^{j\rm T}\textbf{{φ}}_e\tag*{(15)}\end{align*}$
其中
$\begin{equation*}\eta'=\sum_e\textbf{{φ}}_e^{\rm T}\textbf{{K}}_e(d+\Delta d)\textbf{{φ}}_e,\eta=\sum_e\textbf{{φ}}_e^{\rm T}\textbf{{K}}_e(d)\textbf{{φ}}_e\tag*{(16)}\end{equation*}$
$\begin{equation*}\xi'=\sum_e\textbf{{φ}}_e^{\rm T}\textbf{{M}}_e(d+\Delta d)\textbf{{φ}}_e,\xi=\sum_e\textbf{{φ}}_e^{\rm T}\textbf{{M}}_e(d)\textbf{{φ}}_e\tag*{(17)}\end{equation*}$
由自振分析的特性^[30]
$\begin{equation*}\sum_e\textbf{{φ}}_e^{\rm T}\textbf{{K}}_e(d)\textbf{{φ}}_e=\lambda\tag*{(18)}\end{equation*}$
$\begin{equation*}\lambda\sum_e\textbf{{φ}}_e^{\rm T}\textbf{{M}}_e(d)\textbf{{φ}}_e=\lambda\tag*{(19)}\end{equation*}$
则有
$\begin{equation*}\begin{split}\dfrac{\partial\lambda}{\partial d}=&\left[\sum_e\textbf{{φ}}_e^{\rm T}\textbf{{K}}_e(d+\Delta d)\textbf{{φ}}_e-\lambda\sum_e\textbf{{φ}}_e^{rm T}\textbf{{M}}_e(d+\Delta d)\textbf{{φ}}_e\right]\bigg/\\&\Delta d+e\end{split}\tag*{(20)}\end{equation*}$
对于屈曲非重特征值灵敏度问题^[31], 从单元角度考虑的带有矩阵修正项的特征值灵敏度公式为
$\begin{equation*}\dfrac{\partial\lambda}{\partial d}=\sum_e\textbf{{φ}}_e^{\rm T}\left\lgroup\dfrac{\Delta\textbf{{K}}_{Ee}}{\Delta d}+E\right\rgroup\textbf{{φ}}_e+\lambda\sum_e\textbf{{φ}}_e^{\rm T}\left\lgroup\dfrac{\Delta\textbf{{K}}_{\sigma e}}{\Delta d}\right\rgroup\textbf{{φ}}_e\tag*{(21)}\end{equation*}$
同理可得屈曲问题改进方法列式
$\begin{equation*}\begin{split}\dfrac{\partial\lambda}{\partial d}=&\left[\sum_e\textbf{\textit{φ}}_e^{\rm T}\textbf{\textit{K}}_{Ee}(d+\Delta d)\textbf{\textit{φ}}_e+\lambda\sum_e\textbf{\textit{φ}}_e^{\rm T}\textbf{\textit{K}}_{\sigma e}(d+\Delta d)\textbf{\textit{φ}}_e\right]\bigg/\\&\Delta d+e\end{split}\tag*{(22)}\end{equation*}$
特征值问题中, 误差修正项表达形式为
$\begin{equation*}\left.\begin{split}e&=\sum_e\mu_e=\sum_{e=1}^Na_{ij}\textbf{{φ}}_e^{\rm T}\textbf{{Φ}}_r^i\textbf{{Φ}}_r^{j\rm T}\textbf{{φ}}_e\\\mu_e&=a_{ij}c^ic^j\\c^i&=\textbf{{φ}}_e^{\rm T}\textbf{{Φ}}_r^i\quad \quad(i,j=1,2,\dots n_r)\end{split}\right\}\tag*{(23)}\end{equation*}$
由式(20)和式(22), 对于式中摄动前的部分, 直接提取屈曲/自振分析特征向量所对应的特征值, 无须初始刚度阵、质量阵、几何刚度阵的提取. 对于修正项, 根据式(23)其计算流程如下: (1)计算系数

a_{ij}

; (2)计算系数

c^{i}

, 将位移特征向量乘入后与其原公式(8)中刚体位移的转置相乘得到常数

c^{i}

, 其个数为

n_{r}

; (3) 计算单元上的修正项

μ_{e}

, 由于其形式为常数, 可以很方便地累加到总体. 修正项求解过程无需多次的矩阵生成与运算, 在一定程度上提高了效率. 修正项为常数, 可直接叠加于灵敏度计算结果.当有限单元存在较大刚体转动, 且针对形状设计变量时, 计算修正项并直接添加于灵敏度分析结果. 对于其他情况, 如尺寸设计变量, 可以直接省略公式中修正项的计算而无需更改灵敏度分析代码内部结构.

2.2 单元刚体位移推导

误差修正项的构造基于单元刚体位移向量, 本文针对梁与壳两种单元, 探讨其刚体位移推导方法.
2.2.1梁单元刚体位移推导
两节点欧拉伯努力空间梁单元如图1所示, 每一节点包含6个自由度. 其单元位移可表示为

\begin{array}{l} u_{e} & = {[u_{e}^{1} u_{e}^{2}]}^{T} \\ u_{e}^{i} & = {[u_{i} v_{i} w_{i} θ_{1 i} θ_{2 i} θ_{3 i}]}^{T} ? (i = 1,2) \end{array}\}

式中,

u_{e}^{i}

表示第

i

节点的位移向量,

u_{i}

v_{i}

w_{i}

表示第

i

节点沿

e_{1}

e_{2}

e_{3}

的平移自由度,

θ_{pi} (p = 1,2, 3)

表示第

i

节点绕

e_{p}

轴的转动自由度. 对于空间梁单元其刚体位移包括3个刚体平动位移与3个刚体转动位移. 刚体平动位移是容易获得的, 当某节点在某一方向产生单位平移时, 不影响该点的转动自由度, 如式(25)所示

\begin{array}{l} {\overset{?}{Φ}}_{t}^{1} & = {[100000100000]}^{T} \\ {\overset{?}{Φ}}_{t}^{2} & = {[010000010000]}^{T} \\ {\overset{?}{Φ}}_{t}^{3} & = {[001000001000]}^{T} \end{array}\}

式中,

{\overset{?}{Φ}}_{t}^{1}, {\overset{?}{Φ}}_{t}^{2}, {\overset{?}{Φ}}_{t}^{3}

分别表示单元沿

e_{1}

e_{2}

e_{3}

的刚体平移位移.

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图1梁单元.对于刚体转动位移, 考虑$\textbf{\textit{KΦ}}_r=0$, 刚体位移为刚度矩阵的0特征值所对应的特征向量, 因此可通过解析求解单元刚度阵的0特征向量来获得单元刚体转动位移, 其求解结果如式(26), 结果表明, 梁单元的刚体转动位移只与单元长度有关
-->Fig. 1Beam element model
-->

\begin{array}{l} {\overset{?}{Φ}}_{r}^{1} & = {[000100000100]}^{T} \\ {\overset{?}{Φ}}_{r}^{2} & = {[00 l 010000010]}^{T} \\ {\overset{?}{Φ}}_{r}^{3} & = {[0 - l 0001000001]}^{T} \end{array}\}

{\overset{?}{Φ}}_{r}^{1}, {\overset{?}{Φ}}_{r}^{2}, {\overset{?}{Φ}}_{r}^{3}

分别表示单元绕

e_{1}

e_{2}

e_{3}

的刚体转动位移. 为进行修正项的系数计算, 需对刚体位移进行单位正交化处理, 其中3个平移刚体位移已正交无需处理如式(27)
$\begin{equation*}\textbf{{Φ}}^{n\text{＊}}=\bar{{\varPhi}}_t^n~~~~(n=1,2,3)\tag*{(27)}\end{equation*}$
对于刚体转动位移, 采用施密特正交化进行处理
$\begin{equation*}\begin{split}\textbf{{Φ}}^{n\text{＊}}=&\bar{{\varPhi}}_r^{n-3}-a_1\textbf{{Φ}}^{1\text{＊}}-a_2\textbf{{Φ}}^{2\text{＊}}-\cdots-a_{n-1}\textbf{{Φ}}^{n-1\text{＊}}\\&(n=4,5,6)\end{split}\tag*{(28)}\end{equation*}$
其中
$\begin{equation*}a_k=\dfrac{\left\langle\bar{{\varPhi}}_r^{n-3},\textbf{{Φ}}^k\ast\right\rangle}{\left\langle\textbf{{Φ}}^k\ast,\textbf{{Φ}}^k\ast\right\rangle}~~~~(k=1,2,\dots,n-1)\tag*{(29)}\end{equation*}$
由于梁的刚体位移形式简单, 只与梁长有关, 因此很方便地得到正交化后的刚体转动位移, 表达如下
$\begin{equation*}\left.\begin{split}\textbf{{Φ}}^{4\text{＊}}&=\left[0~~~0~~~0~~~1~~~0~~~0~~~0~~~0~~~0~~~1~~~0~~~0\right]^{\rm T}\\\textbf{{Φ}}^{5\text{＊}}&=\left[0~~~0~~\dfrac{l}{2}~~0~~~1~~~0~~~0~-\dfrac{l}{2}~0~~~0~~1~~~0\right]^{\rm T}\\\textbf{{Φ}}^{6\text{＊}}&=\left[0~-\dfrac{l}{2}~~0~~0~~0~~~1~~~0~~\dfrac{l}{2}~~0~~~0~~~0~~~1\right]^{\rm T}\end{split}\right\}\tag*{(30)}\end{equation*}$
再将

怺

进行单位化, 得到正交单位向量

怺

, 代入误差修正公式即可得到空间梁单元误差修正项.
2.2.2壳单元刚体位移推导
四节点考虑面内转角的克西霍夫壳单元如图2所示, 每一节点包含6个自由度, 其单元位移可以表示为

\begin{array}{l} u_{e} = & {[u_{e}^{1} u_{e}^{2} u_{e}^{3} u_{e}^{4}]}^{T} \\ u_{e}^{i} = & {[u_{i} v_{i} w_{i} θ_{1 i} θ_{2 i} θ_{3 i}]}^{T} \\ (i = 1,2, 3,4) \end{array}\}

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图 2壳单元.对于空间壳单元其刚体平动位移是容易获得的, 如式(32)和式(33).
-->Fig. 2Shell element model
-->

{\overset{?}{Φ}}_{t}^{p} = {[{\overset{?}{Φ}}_{t 1}^{p} {\overset{?}{Φ}}_{t 2}^{p} {\overset{?}{Φ}}_{t 3}^{p} {\overset{?}{Φ}}_{t 4}^{p}]}^{T} (p = 1,2, 3)

其中

\begin{array}{l} {\overset{?}{Φ}}_{ti}^{1} & = {[100000]}^{T} \\ {\overset{?}{Φ}}_{ti}^{2} & = {[010000]}^{T} \\ {\overset{?}{Φ}}_{ti}^{3} & = {[001000]}^{T} (i = 1,2, 3,4) \end{array}\}

其刚体转动位移可通过运动学方法获得. 设单元某个节点的坐标向量为

x_{i}^{T} = [x_{i}, y_{i}, z_{i}] (i = 1,2, 3,4)

, 将其与对应基向量

e_{p} (p = 1,2, 3)

做叉积

e_{p} \times x_{i}

, 即可得到单元该节点绕

p

轴转动单位角度时的平动自由度向量

[u_{i} v_{i} w_{i}]

, 明显地, 转轴对应的转动自由度值为1, 其余转动自由度对应值为0. 其中基向量表达形式如式(34)

e_{1} = {[100]}^{T}, e_{2} = {[010]}^{T}, e_{3} = {[001]}^{T}

四节点壳单元刚体转动位移的表示形式为

\begin{array}{l} {\overset{?}{Φ}}_{r}^{p} = & [{\overset{?}{Φ}}_{r 1}^{p} {\overset{?}{Φ}}_{r 2}^{p} {\overset{?}{Φ}}_{r 3}^{p} {\overset{?}{Φ}}_{r 4}^{p}] \\ {\overset{?}{Φ}}_{r}^{p} = & {[e_{p} \times x_{1} r_{p} e_{p} \times x_{2} r_{p} e_{p} \times x_{3} r_{p} e_{p} \times x_{4} r_{p}]}^{T} \\ (p = 1,2, 3) \end{array}\}

其中

\begin{array}{l} {\overset{?}{Φ}}_{ri}^{1} = & [e_{1} \times x_{i} ? r_{1}] = {[0 - z_{i} y_{i} ? 100]}^{T} \\ {\overset{?}{Φ}}_{ri}^{2} = & [e_{2} \times x_{i} ? r_{2}] = {[- z_{i} 0 - x_{i} ? 010]}^{T} \\ {\overset{?}{Φ}}_{ri}^{3} = & [e_{3} \times x_{i} ? r_{3}] = {[- y_{i} x_{i} 0 ? 001]}^{T} \\ (i = 1,2, 3,4) \end{array}\}

{\overset{?}{Φ}}_{ri}^{P}

表示单元第

i

节点沿

p

轴的平动刚体位移,

{\overset{?}{Φ}}_{ri}^{P}

表示单元第

i

节点绕

p

轴的转动刚体位移. 可见壳单元转动刚体位移, 只与其节点坐标有关. 得到刚体位移

{\overset{?}{Φ}}_{t}^{1}, {\overset{?}{Φ}}_{t}^{2}, {\overset{?}{Φ}}_{t}^{3}; {\overset{?}{Φ}}_{r}^{1}, {\overset{?}{Φ}}_{r}^{2}, {\overset{?}{Φ}}_{r}^{3}

后由式(27)

~

式(29)得到正交化的刚体位移向量,

怺

. 将

怺

进行单位化, 即可构造误差修正项. 此外, 对于三角形壳体单元, 实体单元, 在明确其自由度组成的前提下, 均可采用此种基于运动学的刚体位移推导方法得到由节点坐标表示的刚体位移.

3 算例测试

3.1 测试算例1

3.1.1测试模型
如图3所示悬臂梁,

l = 40

mm,

a = 1

mm,

b = 2

mm, 弹性模量

E = 2 \times 1 0^{5} N / m m^{2}

, 泊松比为0.3, 密度为

7.8 \times 1 0^{- 9} t / m m^{3}

. 下文分别采用梁单元与壳单元模拟该悬臂结构. 将该悬臂结构长度

l

视为设计变量, 分别进行测试1: 灵敏度值随摄动步长变化与测试2: 划分单元数目变化的算例测试.

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图 3悬臂梁模型.
-->Fig. 3Cantilever beam model
-->

欧拉空间梁单元建模, 如图4. 测试1: 划分单元数为40个. 测试2: 划分单元数为20到100个. 静力分析时, 力方向如图, 大小为1 N. 屈曲分析时, 在梁末端施加

F_{x} = - 3

.
柯西霍夫四边形空间壳单元建模, 如图5. 测试1: 沿梁高方向划分单元份数为2. 沿梁长方向划分单元份数为20. 测试2: 沿梁高方向单元份数为2不变, 沿梁长方向单元份数由10到100发生变化. 静力分析时, 力方向如图, 大小为1 N. 屈曲分析时, 在末端3个节点均施加

F_{x} = - 1

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图 4梁单元构造有限元模型
-->Fig. 4Cantilever beam modeled by beam elements
-->

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图5壳单元构造有限元模型.
-->Fig. 5Cantilever beam modeled by shell elements
-->

3.1.2测试结果
测试针对静力分析位移灵敏度、自振、屈曲稳定性分析特征值灵敏度, 其中: GFD为全局差分法, SA 为无误差修正的半解析方法, ESA为带有经典误差修正项的半解析方法, MESA为带有改进误差修正项的改进半解析方法.
由于ESA与MESA方法经算例测试, 其数值、走势近乎重合, 因此ESA方法未列于图中. 设灵敏度精确值为

Δ F_{0}

, 定义SA方法与MESA方法的相对灵敏度为

Δ F_{S cal}^{S A} = \frac{Δ F^{S A}}{Δ F_{0}}, Δ F_{S cal}^{M ESA} = \frac{Δ F^{M ESA}}{Δ F_{0}}, Δ F_{S cal}^{G FD} = \frac{Δ F^{G FD}}{Δ F_{0}}

取

z

方向静力位移灵敏度(

Δ F_{0} = - 1.20 \times 1 0^{- 2}

), 自振基频灵敏度(

Δ F_{0} = - 1.03 \times 1 0^{6}

), 屈曲一阶特征值灵敏度(

Δ F_{0} = - 8.60 \times 1 0^{- 4}

). 图6

~

图8 为相对灵敏度随摄动步长的变化规律, 其中

δ = - l g (\frac{Δ L}{L})

梁单元结果如图6(a)

~

图8(a), 用

Δ F_{s cal}^{b}

表示. 壳单元结果如图6(b)

~

图8(b), 用

Δ F_{s cal}^{s}

表示.

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图 6静力位移相对灵敏度随摄动步长变化.
-->Fig. 6Relationship between scaled sensitivity of displacement and perturbation step length in static analysis
-->

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图 7自振一阶特征值相对灵敏度随摄动步长变化.
-->Fig. 7Relationship between scaled sensitivity of 1 $s t$ eigenvalue and perturbation step length in natural frequency analysis
-->

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图 8屈曲一阶特征值相对灵敏度随摄动步长变化.
-->Fig. 8Relationship between scaled sensitivity of 1 $s t$ eigenvalue and perturbation step length in buckling analysis
-->

SA方法, 在摄动步长较大时存在较大误差, 其符号有时也与稳定值相反, 随步长减小趋于稳定, 而GFD 与之相反, 在大步长时, 较为稳定, 小步长时存在较大误差, 对于MESA, 其在步长较大与较小时都能得到较好的结果.
对于静力位移与自振特征值灵敏度, 3种方法稳定值均能重合. 而对屈曲问题, SA方法, 对于梁单元模型, 稳定值在

δ = 4

时达到, 但与精确值不重合. 对于壳单元模型, 其稳定值也在

δ = 4

达到, 此时与精确值重合, 可见对于壳单元的形状优化使用半解析方法产生的误差较梁单元小. 经误差修正后, MESA法, 对于梁及壳单元, 数值稳定范围均为2到5, 且与精确值重合.
综上所述, 相对灵敏度随摄动步长变化, 用壳单元建模模拟梁结构产生的误差小于梁单元. 另外同SA 与GFD方法相比MESA方法可以得到较好结果, 有效的延长了半解析方法摄动步长的可用范围, 在一定程度上提高了其计算精度, 尤其对屈曲问题的改善较大.
图9~图11为相对灵敏度随单元数目的变化规律, 取

δ = 5

. 梁单元结果绘于图9(a)

~

图11(a). 壳单元结果绘于图9(b)

~

图11(b).

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图 9静力位移相对灵敏度随单元数变化.
-->Fig. 9Relationship between scaled sensitivity of displacement and element number in static analysis
-->

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图 10自振特征值相对灵敏度随单元数变化.
-->Fig. 10Relationship between scaled sensitivity of 1 $s t$ eigenvalue and element number in natural frequency analysis
-->

显示原图|下载原图ZIP|生成PPT
图 11屈曲特征值相对灵敏度随单元数变化.
-->Fig. 11Relationship between scaled sensitivity of 1 $s t$ eigenvalue and element number in buckling analysis
-->

SA方法, 在单元数目较少时, 求得的灵敏度值可以保持在误差较小的范围内, 随单元个数增多, 逐渐偏离稳定值. 当SA方法引入误差修正, 即可消除单元数目对精确度造成的影响, 有时, 其结果好于全局差分法.
对于静力位移灵敏度, SA方法见图9中, 当梁单元个数大于20, 壳单元个数大于40时, 其值较为明显地偏离稳定值, 且随单元数目增加, 误差不断增大. 对于自振特征值灵敏度, SA方法见图10中, 当梁单元个数大于40, 壳单元个数大于80时, 其值较为明显地偏离稳定值, 可见在静力与自振分析中, 随单元数不断增大壳单元半解析方法误差增加较梁单元缓慢. 而对于GFD与MESA方法无论在自振还是静力分析中, 走势重合, 都表现出较好的数值稳定性. 对于屈曲问题, 由图 11无论梁单元还是壳单元, SA方法误差增加较为迅速, 整体来看, 未出现稳定段. 对于GFD方法在单元数大于160时, 也失去数值稳定性. 而MESA较好地保持了算法精度. 综上所述, 相对灵敏度随单元数目变化, 壳单元误差增加较梁单元缓慢. 与SA和GFD方法相比, MESA方法可以得到较好的结果, 尤其在屈曲稳定性问题上得到了较大的改善.

3.2 测试算例2

为测试GFD, SA, MESA算法在更大规模问题中的应用, 构建图12所示800 mm

\times

200 mm

\times

1 mm悬臂板模型以便划分更多单元(1万到8万个单元). 静力分析: 自由端一点施加方向如图, 大小为1 N 的集中力, 屈曲分析: 自由端左右两点施加

F_{x} = - 0.01 N

. 以板长为设计变量, 分别计算施加载荷点

z

方向静力位移灵敏度(

Δ F_{0} = - 0.333

), 自振一阶特征值灵敏度(

Δ F_{0} = - 0.190

)以及屈曲一阶特征值灵敏度(

Δ F_{0} = - 1.65

). 由图13可见, 对于静力位移与自振特征值问题, SA方法在单元数为

1 0^{3}

时已不能得到精确值. 而单元数目较少时仍可得到精确灵敏度值的GFD 方法, 在单元数目大于1万时, 也偏离灵敏度精确值. 对MESA, 仍可保持精度至6 万单元. 对于屈曲问题, 单元数为

1 0^{3}

时, GFD与SA方法大幅度偏离精确解, 而MESA 方法针对划分单元数为4万的模型仍然可以保持其解的稳定性. 可以看出MESA在较大规模问题中仍可较为准确的计算灵敏度.

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图 12悬壁板有限元模型.
-->Fig. 12Cantilever plane modeled by shell elements
-->

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图 13悬臂板模型相对灵敏度测试结果.
-->Fig. 13Scaled sensitivity results of cantilever plane
-->

3.3 效率测试

形状优化中, 常使用非结构化网格建模, 结构上各单元形状均不同, 即需求解所有单元的误差修正项. 因此, 为更符合实际需求, 便于控制单元划分数目, 继续采用图12模型, 假定所有单元误差修正项均不相同. 为使无关时间项的影响降到最低, 省略3种方法共同需要计算部分的时间记录. 对于静力问题

T_{G FD}

为总刚组装时间,

T_{E SA}

T_{M ESA}

为拟载荷求解时间. 此处半解析回代求解时间视为与全局差分第2次有限元分析线性方程组求解时间等价. 值得说明的是, 如在半解析回代求解中使用已分解好的总体刚度阵, 其效率将进一步提升. 对于特征值问题

T_{G FD}

包括组装总刚度、质量矩阵及特征值求解时间,

T_{E SA}

T_{M ESA}

包括式(13), 式(20)的求解时间. 定义

Δ T_{E SA} = | T_{E SA} - T_{G FD} |, Δ T_{M ESA} = | T_{M ESA} - T_{G FD} |

. 表1为静力分析位移灵敏度的效率测试结果, 当单元数为1万时, 3种方法所消耗的时间近乎相同. 随单元数不断增大,

Δ T_{E SA}

呈现先增大后减小趋势, 且在一个较小的范围变化. 表明求解拟载荷时间可以趋近限元分析中组装总体刚度阵时间, 即求解误差修正项耗费了一些时间成本. 对于MESA, 由于采用了基于向量运算的误差修正项, 使其在一定程度上维持了半解析方法在效率上的优势. 表2为自振分析特征值灵敏度的效率测试结果, 在单元数较少时, ESA与MESA方法都显示出了效率上的优势, 随单元数目增加优势越发明显. 因对于自振分析, 需要迭代求解过程, 而半解析方法无相关过程, 这使得使用半解析方法在计算效率上有更大的优势. MESA 的误差修正项构造无需矩阵生成, 基于常数累加, 因此效率高于传统ESA方法更具优势.
Table 1
表1
表1静力位移灵敏度计算效率测试结果
Table 1Results of static displacement sensitivity computation efficiency

$T_{G FD} / s$	$T_{E SA} / s$	$T_{M ESA} / s$	$Δ T_{E SA} / s$	$Δ T_{M ESA} / s$
4.6	4.5	3.6	0.1	1.0
10.1	9.3	8.2	0.8	1.9
16.4	13.6	11.2	2.8	5.2
22.0	19.5	16.1	2.5	5.9
26.3	24.6	19.5	1.7	6.8
32.6	31.1	24.7	1.5	7.9

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Table 2
表2
表2自振特征值灵敏度计算效率测试结果
Table 2Results of natural frequency eigenvalue sensitivity computation efficiency

$T_{G FD}$ /	$T_{E SA}$ /	$T_{M ESA}$ /	$Δ T_{E SA}$ /	$Δ T_{M ESA}$ /
10 $s$	10 $s$	$10 s$	$10 s$	$10 s$
3.7	0.6	0.4	3.1	3.3
8.8	1.2	0.7	7.6	8.1
26.5	1.7	0.9	24.8	25.6
98.9	2.2	1.3	96.7	97.6
249.7	2.7	1.7	247.0	248.0
379.8	3.5	2.2	376.3	377.6

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4 结论

(1)对于灵敏度分析部分, 改进方法区别于传统方法需提取摄动前后两组刚度矩阵, 几何刚度矩阵等, 只需提取摄动后结构的一组有限元矩阵. 节省了矩阵提取时间.
(2)对于误差修正部分, 将矩阵形式的误差修正项进行转化. 静力分析问题转化为向量累加, 特征值问题转化为数值累加. 通过程序实践表明, 改进方法在效率上较原方法有一定的提高.
(3)构造灵敏度分析与误差修正可分离等式, 可直接修正灵敏度分析结果, 使得已有灵敏度分析程序可以充分利用. 该方法对于多种设计变量具有通用性, 例如适用于在同一优化过程中既具有形状变量又具有尺寸变量的问题, 在形状变量时直接在灵敏度结果处进行修正, 在尺寸变量时, 不调用修正项计算. 无需针对两种设计变量分别编写两组灵敏度实现程序.
(4)以欧拉梁单元与克西霍夫壳单元建立悬臂梁模型, 将半解析灵敏度分析误差消除方法在静力、自振、屈曲稳定性多种分析类型上的适用性进行验证. 结果表明, 半解析方法使用梁单元建模误差开展程度大于壳单元. 误差消修正方法不仅适用于静力问题, 在特征值问题敏度分析上也达到了较好的效果, 其中对于屈曲特征值灵敏度的精度改善较大.
致谢
在此特别感谢程耿东院士对本文工作的指导与帮助.
The authors have declared that no competing interests exist.

参考文献原文顺序
文献年度倒序
文中引用次数倒序
被引期刊影响因子

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结构优化半解析灵敏度及误差修正改进算法

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MODIFIED SEMI-ANALYTICAL SENSITIVITY ANALYSIS AND ITS ERROR CORRECTION TECHNIQUES

1 传统灵敏度分析与刚体位移误差消除方法

1.1 传统灵敏度分析方法

1.2 传统ESA误差消除方法

2 改进半解析灵敏度分析方法

2.1 改进半解析敏度分析方法公式推导

2.2 单元刚体位移推导

3 算例测试

3.1 测试算例1

3.2 测试算例2

3.3 效率测试

4 结论

参考文献原文顺序
文献年度倒序
文中引用次数倒序
被引期刊影响因子

相关话题/计算 设计 结构 测试 优化

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MODIFIED SEMI-ANALYTICAL SENSITIVITY ANALYSIS AND ITS ERROR CORRECTION TECHNIQUES

1 传统灵敏度分析与刚体位移误差消除方法

1.1 传统灵敏度分析方法

1.2 传统ESA误差消除方法

2 改进半解析灵敏度分析方法

2.1 改进半解析敏度分析方法公式推导

2.2 单元刚体位移推导

3 算例测试

3.1 测试算例1

3.2 测试算例2

3.3 效率测试

4 结论

参考文献文献选项 原文顺序 文献年度倒序 文中引用次数倒序 被引期刊影响因子

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