目的:1. 研究晶格常数、预应力和弹簧刚度对超结构梁带隙的影响,优化结构并形成伪禁带或低频且宽的禁带; 2. 通过实验验证伪禁带的存在性、排列对带隙的影响以及缺陷对带隙的影响等.
创新点:1. 通过预应力调节超结构梁的带隙特征,并可以形成伪禁带; 2. 通过排列不同弹簧振子构成宽频禁带和宽频伪禁带.
方法:1. 通过有限元软件模拟预应力、弹簧刚度和晶格常数等参数对该超结构梁带隙的影响情况; 2. 设计合适的参数并进行结构优化,使得该结构的带隙宽,频率低,且易于实验实现; 3. 在实验中通过替换弹簧、改变弹簧间距和施加轴向拉力分别研究弹簧刚度、晶格常数和预应力的影响,并通过移除部分弹簧和同时布置不同弹簧的方式研究缺陷和排列对带隙的影响.
结论:1. 该结构存在一条局域共振禁带和多条布拉格散射禁带;通过调节预应力、弹簧刚度和晶格常数等可以有效地控制带隙特征. 2. 在特定条件下可以形成宽频伪禁带;通过排列不同弹簧振子可以达到拓宽禁带、形成宽频伪禁带的效果. 3. 缺陷对布拉格散射禁带的影响较大,对局域共振禁带的影响较小.

关键词组：超结构梁;预拉伸;可调带隙;伪禁带;排列

目的:研究冲击荷载各参数对于液化天然气(LNG)储罐的动力响应结果,定义LNG储罐受到冲击荷载时的破坏模式,并分析不同破坏模式下的破坏机理,为工程防御冲击荷载提供有效的理论研究基础.
创新点:1. 建立精细化的LNG储罐有限元模型; 2. 定义LNG储罐在冲击荷载下的破坏模式并揭示其破坏机理; 3. 提出损伤因子D_f可区分三种冲击破坏模式.
方法:1. 通过有限元模拟,进行冲击荷载的参数分析,得到不同冲击荷载对于LNG储罐的动力响应(图6和7); 2. 根据数值模拟结果,定义LNG储罐受到冲击荷载时的破坏模式(图8),并分析其破坏机理(图10和11); 3. 通过经验公式验算LNG储罐抵御冲击荷载的可靠性.
结论:1. LNG储罐薄弱部位为外罐和环梁及底板的连接部位; 2. LNG储罐受到冲击荷载的破坏模式分为局部变形、混凝土剥落和穿透三种;本研究得到了各种破坏模式下的破坏机理,并定义了损伤因子D_f来区分三种破坏模式; 3. 通过经验公式验算,LNG储罐可以抵御英国规范建议的冲击荷载和法兰的冲击;DOE-standard公式计算结果最为保守.

关键词组：LNG储罐;冲击;动力响应;数值模拟;破坏机理

目的:研究边坡段基桩的水平承载特性,以期指导工程实践.
创新点:提出一种新的p-y曲线,以考虑边坡坡角和桩在边坡中位置的影响.
方法:1. 针对平地桩基和坡地桩基两种工况开展两组室内模型对比试验; 2. 采用ABAQUS建立数值模型,并研究桩径、桩长和土体的弹性模量对桩基水平受荷性能的影响; 3. 对室内模型试验结果和数值模拟结果进行对比分析,并得出坡地桩基的p-y曲线.
结论:1. 边坡中侧向受力桩的侧向挠度和弯矩沿桩长的分布与水平埋置桩的分布相似;然而,边坡倾角对单桩的侧向荷载特性有着重要的影响;在相同的荷载条件下,较高的倾斜角度会引起较大的桩身变形和弯矩. 2. 对于埋置长度不变的桩,桩的极限侧向承载力与坡趾距桩截面中心的距离近似呈双线性关系. 3. 对于埋置长度不同的桩,其极限承载力随坡脚至桩截面中心距离的增加呈线性增加.

关键词组：桩基;边坡;模型试验;有限元;水平荷载;p-y曲线

目的:核主泵轴向力过大容易造成水润滑轴承磨损,因此在保证扬程和效率性能的同时需要降低核主泵轴向力.本文旨在建立目标性能与叶轮几何形状的函数关系,探究基于伴随求解的扭曲叶轮的变形方案,在保证扬程不变的条件下同步优化叶轮的轴向力和效率,并找到影响该综合性能的叶轮关键区域.
创新点:1. 提出一种同步改进多个目标性能的叶轮形状优化方法; 2. 将伴随求解和径向基函数网格变形相结合以实现核主泵叶轮三维曲面优化.
方法:1. 通过理论分析,建立基于径向基函数网格变形的伴随优化方法,并在开源平台编写迭代程序; 2. 通过公式推导,构建扬程、效率和轴向力对应的目标函数(公式(19)~(21)),并运用正交实验确定各个目标函数的参数因子; 3. 通过迭代计算,在保证扬程不变的条件下实现轴向力和效率的同步优化,确定影响该综合性能的关键区域(图8),并获得叶轮的改进设计方案; 4. 通过流场分析,对比改进前后流场内部的压力和流速分布情况(图9和10),并验证改进方案的可行性和有效性.
结论:1. 与传统的随机算法相比,该优化方法直接沿梯度方向进行迭代优化,可以避免使用大量样本数据来寻找优化路径; 2. 该优化方法将伴随求解和径向基函数网格变形相结合,实现了流场计算和结构变形的自动化,可以保证流场网格光滑高效地更迭; 3. 叶轮靠近出口边的下半部分是同步优化核主泵轴向力和效率的关键区域.

关键词组：核主泵;伴随方法;径向基函数;轴向力;形状优化

目的:为了提高机械密封的摩擦学特性和密封性能,建立三维热弹性流体动力润滑理论模型来研究三角形织构对机械密封性能的影响,并针对航空轴向柱塞泵机械密封的实际工况,对织构的形状、排布和深度进行优化.
创新点:1. 建立机械密封热弹性流体动力润滑模型,揭示三角形织构在混合和全膜润滑条件下的减磨减漏机理. 2. 以低摩擦和低泄露为目标,采用数值模拟和实验方法,优化三角形织构的形状和排布方式.
方法:1. 通过理论推导,建立机械密封热弹性流体动力润滑模型,并与热流体动力润滑模型和流体动力润滑模型进行对比,发现热弹性流体动力模型更符合实际情况(图6~10); 2. 通过数值模拟,优化三角形织构的形状、排布以及深度(图14~22). 3. 通过实验研究,测得织构端面温度,验证热弹流理论模型的正确性(图25).
结论:1. 由于机械密封的热力变形,密封端面形成收敛性间隙,因此更有利于减少泄漏; 2. 与同向排布相比,相向排布的三角形织构能产生更强的流体 动压效应,且内外径织构数目越多、数目差距越小时,动压效应越强; 3. 直角三角形织构的动压效应强于等边三角形织构,并且在一定工况下能产生足够的液膜承载力使密封端面开启.

关键词组：热弹性流体;机械密封;表面织构;三角形微孔;航空柱塞泵

目的:碳捕集能耗较高的技术瓶颈,亟待热力学理论在交叉研究中解决.热力学理论工具在碳捕集技术能耗水平评估方面的准确性、有效性和局限性都尚未明确,且碳捕集能耗研究的共性规律仍未被把握.本文对现有能耗分析模型进行对比以揭示碳捕集技术能耗的实质,并提出普适性和针对性恰当的能耗分析模型,以明确碳捕集能耗水平的"天花板".
创新点:1. 提出热力学碳泵模型,分析碳捕集技术理想能耗; 2. 对比不同碳捕集能耗分析模型,通过案例分析说明其不同特点和理想化程度的差异.
方法:1. 通过概念比拟,类比热泵概念,提出热力学碳泵概念,并阐述碳捕集过程是通过热或功驱动的二氧化碳从低浓度向高浓度逆向富集的非自发过程(图2和3),实现碳捕集技术实质的理想化概括; 2. 通过热力学理论推导,获得基于热力学碳泵模型的碳捕集最小理想能耗(公式(13)); 3. 通过案例分析,论证热力学碳泵模型相对混合气体分离模型和碳泵模型的理想化程度是否更高(图9),以及其中碳源、汇的无限质容假设是否更接近理想状态.
结论:1. 通过碳泵模型可以得到碳捕集技术的理想能耗,并且碳泵模型相对混合气体分离模型在使用时更便捷. 2. 热力学碳泵模型相对碳泵模型的理想化程度更高;因为忽略碳源、汇由传质引起的不可逆性,热力学碳泵模型计算所得最小理想能耗比碳泵模型计算所得理想能耗更小. 3. 通过热力学碳泵模型分析直接空气碳捕集技术表明,其最小理想能耗是相同反应条件下烟气处理技术的4.916倍.

关键词组：碳捕集;能耗;理论模型;热力学碳泵