热声复合环境下薄壁锥壳结构响应计算与疲劳寿命预估

目的研究热声复合环境下薄壁锥壳结构的动力学响应与疲劳寿命。方法采用耦合的有限元/边界元法,完成不同热声载荷下的振动应力计算。基于改进的雨流计数法,对不同热声载荷下危险点位置及典型位置的疲劳寿命进行预估。结果屈曲前随温度的增加,薄壁锥壳结构的基频降低,屈曲后在一定温度范围内时,基频增加。薄壁锥壳结构的应力集中主要出现在孔边位置,基频在热声激励响应中起主导作用。低阶固有频率处存在较大峰值,高阶频带范围内的峰值较小,模态密度较高。结论在800～1000℃的温度载荷与强声载荷下,薄壁锥壳结构的疲劳寿命只能维持几个小时,所以在抗声疲劳结构设计中要考虑响应谱的频率结构,及注重结构孔边位置的结构设计。     

好氧颗粒污泥沉降选择实验研究与定量描述

以序批式反应器培养的成熟好氧颗粒污泥为对象,研究沉淀高度对颗粒数、比重、污泥浓度、粒径分布及选择系数的影响.结果表明,随着沉淀高度的增加,污泥浓度在沉淀时间为30 s时由0.24 mg.L-1明显增加至6.07 mg.L-1,平均粒径从450μm增加到550μm,颗粒圆形度增加12.67%,而复杂度减小13.47%,说明粒径较大、形状较规则的颗粒沉降较快,从而更易在沉降选择过程中得以保留.根据选择压原理,结合颗粒污泥沉降实验结果引入选择系数.实验和计算结果显示,在任意沉淀高度,选择系数随粒径和密度的增大而增加.随着沉淀高度的增加,直径>600～800μm的颗粒选择系数增加,小颗粒趋势与之相反,说明增大排水比有利于大颗粒保留而絮体被筛选出反应器,而低的排水比会使污泥颗粒化过程放缓.该研究结果可望对加速污泥颗粒化过程和提高其稳定性提供科学的理论依据和指导.     

影响亚硝化过程和硝化过程因素的动力学模型分析

用数学模型模拟了1L初始氨氮浓度60 mg·L-1且无其它氮源的污水完全混合批式硝化过程,并分别计算了溶解氧、温度、微生物群落对硝化过程的影响.模拟结果表明,DO浓度降低时各物质转化速度也降低,DO=0.5 mg·L-1和氨氧化细菌占优势时NO2--N的转化率可高于50%,因而低浓度溶解氧有利于NO2--N积累;不同温度的氨氧化细菌和亚硝酸氧化细菌代谢速度不同,温度升高对氨氧化细菌的促进作用更大,亚硝酸盐氮浓度最大值随温度升高而增大,温度高于30℃有利于NO2--N的积累;此外硝化动力学方程对底物最大比氧化速率的灵敏度要高于亲和常数的灵敏度,但二者均低于微生物构成对模拟结果的影响,溶解氧和温度对硝化过程的影响也均不如微生物构成显著,因此要确保亚硝化过程的实现,必须保持系统中氨氧化细菌占优势.     

太湖上空大气气溶胶光学厚度及其特征分析

基于高精度的太阳光度计(CE-318)得到太湖上空气溶胶长期观测数据,获得了太湖上空从2005年9月～2010年10月的气溶胶光学厚度(AOT)以及相应的ngstrm参数α.5 a的观测资料表明,太湖上空AOT的高值区出现在夏季的6～7月,低值区出现在秋冬季节的10月～次年1月;α的低值区和高值区分别出现在春季的3～4月和秋季的9～11月,AOT及对应的α的变化主要与该地区的天气形势有关.从频率分布来看,AOT(500 nm)只有一个峰值,最高频率值为0.4～0.6,约占总样本的26%,年均值为0.80.按照平均AOT(500 nm)计算,气溶胶造成的太阳直射辐射的透过率衰减至少为50%,致使太湖地区的大气较为混浊,形成严重的雾霾天气;ngstrm波长指数α有2个峰值,最高频率区间为1.1～1.3和1.3～1.5,分别占总样本的30%,年平均值为1.17.结果还表明AOT(500 nm)和α的日均值变化范围均较大,表明太湖上空有不同类型的气溶胶粒子共存;当α增大时,AOT(500 nm)的均值呈递减趋势.总体结果分析表明,太湖上空的AOT值随时间变化较大,属于城市-工业型气溶胶类型.     

旋转直线切向流聚丙烯管式膜器环隙切剖面流场测试

实验研究了旋转直线切向流管式膜器环隙切剖面的流场特征.通过建立膜滤实验装置系统,首次采用PIV激光粒子成像测速系统定量实测了旋转直线切向流管式膜器在不同工况,即不同流体压力、不同入口流量或不同人口切向流速等操作参数下环隙切剖面的流线图和涡量图,并在环隙切剖面内测出了流体切向速度和轴向速度及其分布规律:①在非涡区域,无论操作参数如何变化,在横坐标相同时,靠近旋转切向流人口方向的速度比远离人口方向的速度要大;涡内区域流体的速度一般小于涡外部的流体速度;涡心处速度最低,而且切向速度一般为0;涡心附近的切向速度小     

关于弹性地基上圆环形薄板振动问题的解答

对弹性地基上圆环形薄板的振动问题进行了分析和求解,给出了计算固有频率的计算公式和必要的数据,所考虑的边界条件是内外周边固支和内外周边简支两种情况,外径与内径的比值是2.5,3.0,3.5,4.0,4.5,5.0六种情况.     

柱壳液力成形弹性稳定性分析

利用非线性弹性稳定性理论 ,分析研究了壳体液力成形工艺中的开口圆柱壳弹性稳定性问题。计算结果表明不仅非线性弹性临界载荷远低于线性弹性临界载荷 ,而且更重要的是内压很大程度上有助于提高柱壳轴向弹性临界屈曲载荷 ,这样为内高压成形工艺提供了弹性失稳理论依据     

高超声速导弹随机振动响应分析

目的 研究某高超声速导弹飞行过程中的振动状态,获得导弹在给定压力载荷下的振动响应特性。方法结合有限元分析、随机振动理论,利用三维软件构建导弹有限元模型,并在Ansys Workbench平台对其进行模态分析及谐响应分析。基于模态分析结果,对导弹进行随机振动响应试验,探究导弹在频域及力学上的振动响应特征。结果 计算得出导弹前六阶固有频率和振型,获得导弹上一检测点在给定振动激励载荷下的加速度响应曲线,并得到导弹整体结构的应力分布云图。结论 导弹模型强度符合要求,导弹在振动激励载荷下的加速度响应峰值均出现在380～400Hz,应力极值出现在导弹尾部区域,在此区域内,导弹更易产生结构性损伤。在飞行器地面环境模拟试验中,应着重考虑此频域及位置的振动条件。     

车用柴油机湿式气缸套振动特性分析

目的通过对柴油机湿式气缸套振动特性的计算分析,研究气缸套失效的主要原因,以提高柴油机结构的可靠性。方法基于16V280ZJ型柴油机气缸套的结构参数,采用有限元法建立气缸套有限元分析模型,对其进行模态分析,包括自由模态以及约束模态,分析气缸套的固有振动特性。然后基于16V280ZJ型柴油机的性能参数,计算气体力与惯性力,从而计算得到气缸套承受的交变侧压力。通过时-频转化将交变侧压力谱转化为频域谱,以分析气缸套承受的激励特性。结果气缸套的模态振型主要为径向弯曲振动,说明径向刚度小于轴向刚度。气缸套承受的交变侧压力的频率低于气缸套的固有频率。结论柴油机湿式气缸套受活塞侧向激振力不会发生共振,缸套的径向刚度较小,导致激振力传递给冷却水后缸套会发生穴蚀。     

环境中对流,扩散问题的控制容积离散方法及应用

本文用控制容积离散化方法模拟计算环境中充体的运动和污染物迁移扩散过程。该方法通用性强、可适用于一维、二维甚至三维对流、扩散问题的模拟计算，另一方面能真实反映水体的运动规律，因而可确保的合理性和稳定性，本文所建立的方法具有较高的精度和很好的稳定性。     

板壳结构在声振联合试验下的振动响应耦合分析

目的 研究具有工程实践意义的板壳组合结构在声振联合作用下的响应预测方法。方法 在噪声试验、振动试验和声振联合试验响应曲线的基础上,分析板壳组合结构在噪声和振动同时激励下的响应耦合规律,并根据噪声试验和振动试验的响应极值包络法,来预测在声振联合试验作用下板壳结构的响应分布。结果 声振联合试验响应曲线近似于噪声试验和振动试验的最大值包络线,噪声的面激励和随机振动的基础激励在不同的频率范围内对结构响应起着主要影响。试验件的噪声试验和振动试验响应曲线在给定的频率点出现相交,小于交越频率的声振联合试验响应与振动试验高度吻合,高于交越频率的响应则以噪声试验为主。结论 在工程实际中,可以直接利用振动试验和噪声试验的响应数据对声振联合试验的响应进行预测。由于交越频率难以事先获得,因此响应叠加法在实践中更易于实现。     

某异型结构振动夹具的设计及试验验证

目的完成某异型飞行器的振动夹具设计。方法对初步设计的夹具进行有限元模态仿真计算、传递均匀性仿真计算,结合仿真计算结果,有针对性地对夹具进行设计改进。经仿真计算,设计改进后夹具满足设计固有频率及均匀性要求。结果夹具固有频率的试验结果与仿真计算误差约为7%,均匀性也较吻合。结论验证了仿真计算结果的正确性、设计的合理性,该异型飞行器振动试验进一步验证了该夹具传递特性也较好。     

基于有限元分析的橡胶减振器优化设计

目的加快橡胶减振器的设计过程。方法分析橡胶材料及Mooney-Rivllin橡胶本构模型特点,介绍橡胶减振器应用特点及隔振设计的相关理论,采用Mooney-Rivllin模型模拟橡胶材料的力学特性,通过引进有限元优化技术,在设计初期保证减振器的刚度特性。结果在某设备减振设计中,采用单轴拉压曲线获取了橡胶材料的Mooney-Rivllin模型参数,以减振器的部分结构尺寸为设计参数,减振器的三向刚度为设计目标,获取了三轴向频率近似相等的隔振系统(轴向频率40 Hz、径向频率40.9 Hz)。通过试验测试,减振系统频率与试验值差别较小,其中轴向差别为2%,径向差别为1%。结论通过引进有限元优化技术,采用合理的橡胶本构模型,可以满足工程精度要求,加速了橡胶减振器的设计过程。     

捷联惯导减振系统的耦合振动研究

目的研究耦合振动对捷联减振系统的影响。方法建立惯导减振系统动力学模型,并在有限元分析软件中对系统进行模态分析,然后通过扫频试验对比有无偏心情况下的响应。结果安装中心与弹性中心的不重合是导致线振动和角振动耦合的原因。结论对工程中减振器的安装提出了3个方面的要求,尽量保证弹性主轴与惯性主轴重合,避免偏心;增大安装半径,提高角振动与线振动频率比值;增加轴套等定位设备,增加寿命和精度。