优化设计论文大全11篇

优化设计论文篇（1）

引言

《2009最新版防突细则》第四十九条中预抽石门揭煤钻孔的最小控制范围为两个必要条件，意思不够直接明确；钻场设计繁琐，且大部分钻场设计工作者未能把钻场设计与计算机紧密结合；钻场钻孔求值参数多，求值方法多，但却未选择最优求值参数，导致设计钻孔参数不够精确。笔者针对以上情况以预抽石门揭煤钻孔为例阐述了钻孔最小控制范围和最少最优求值参数，以便精确、方便、快捷的设计钻场钻孔。

1、钻孔最小控制范围解析

《2009最新版防突细则》第四十九条（四）：预抽石门揭煤钻孔的最小控制范围是：石门和立井、斜井揭煤处巷道轮廓线外12m（急倾斜煤层底部或下帮6m），同时还应保证控制范围的外边缘到巷道轮廓线的最小距离不小于5m。

据以上规定可知石门揭煤钻孔最小控制范围为两个充分必要条件，即：煤层倾角β＜45°时，最小控制范围需满足上、下帮巷道轮廓线外倾向12m和法向5m，左、右两帮法向5m；β≥45°时，最小控制范围需满足上帮巷道轮廓线外倾向12m和法向5m，下帮巷道轮廓线外倾向6m和法向5m，左右两帮法向5m。

根据煤层空间位置关系可知：sinβ=法向控制范围/倾向控制范围，煤层倾角β越小，法向5m所控制的倾向范围越大。经分析石门揭煤钻孔最小控制范围如图表1所示。（注：asin(5/12)=24.6°,asin(5/6)=56.4°）

表1石门揭煤钻孔最小控制范围

煤层倾角范围

上帮

轮廓线外

下帮

轮廓线外

左、右两帮

轮廓线外

β≤24.6°

法向5m

法向5m

法向5m

24.6°＜β≤56.4°

倾向12m

法向5m

法向5m

β＞56.4°

倾向12m

倾向6m

法向5m

2、钻场情况及钻场设计

煤层厚2m，倾角β=30°；石门揭煤巷道高3m，宽5m，方位α0=195°。据《2009最新版防突细则》及表1设计石门揭煤钻场如图1。（为视图清晰，抽采半径假定为5m）

图1预抽石门揭煤钻场设计图

3、最少求值参数

以28号钻孔为例，预抽钻孔立体及简化图如图2所示。线EC为28号钻孔线，面ABCD为水平投影面，线AC为钻孔水平投影线，面ADHE为钻孔铅垂剖面，线ED为钻孔铅垂剖面线；α偏28钻孔方位偏角，θ为钻孔倾角，H为穿煤孔深等钻孔参数。

图2预抽钻孔立体及简化图

由图1中钻场设计剖面图，直角三角形AED除直角外有5个参数（三角形的3角3边）均可用CAD量出；由图1中钻场设计平面图，直角三角形ADC除直角外有5个参数均可用CAD量出。直角三角形ADC与AED有一条公共边AD，所以两三角形一共有9个参数，且均可量出，但量取参数是繁琐的重复过程，为此需确定最少的参数并准确的求取所需的钻孔参数。

如图2中28号孔空间立体简化图，经分析：需求解α偏28、θ28和H28必须求解四面体ACDE，而把直角三角形AED和ADC解出，四面体ACDE即解出。直角三角形已知2个参数（除直角外）即可求解，求解两个直角三角形需4个参数，因为直角三角形AED与ADC有一条公共边，所以求解这两个直角三角形仅需3个参数，且直角三角形AED与ADC各需至少一个参数（公共边AD除外），即求解钻孔α偏28、θ和H参数仅需3个参数。

4、最少求值参数种类

经上分析：已知求解参数有9个，为计算钻孔参数方便快捷仅需3个求解参数即可，直角三角形AED与ADC各需至少一个参数（公共边AD除外），即一个三角形2个参数，另一个三角形1个参数（不包括公共边）。

无公共边最少求值参数种类：（C42-C22）×C41×C21

有公共边最少求值参数种类：C41×C41

最少求值参数种类：（C42-C22）×C41×C21+C41×C41=56(种)

5、最优求值参数

已知求解参数有9个：包括4个角度，5条边。

结合图1与图2分析：

1）、方位偏角α偏可直接量出但每个钻孔的偏角不一，且量取角度误差较大；

2）、每个钻孔的AC与DE不一，需一一量出；

3）、1、5……25号孔，2、6……26号孔，3、7……27号孔和4、8……28号孔的X(CD)各均相同；

4）、1-4号孔、5-8号孔、9-12号孔、13-16号孔、17-20号孔、21-24号孔和25-28号孔的Y（AD）和Z(AE)各均相同。

优化设计论文篇（2）

1引言

洁净室空调系统经典的方案是采用中央空调和三级过滤器集中送风，通过大型风道将已经处理的空气送至过滤器的接联管道，然后经高效空气过滤器（HEPAFilter）或者超高效空气过滤器（ULPAFilter）送到洁净室。而另一种方案是采用室内循环风就地冷却，利用干冷却盘管解决新风不能提供全部冷负荷的问题，同时利用风机过滤器单元来进行空气循环。每种方式各有一定的适用范围，风机过滤器单元（FFU）因其灵活性大,即可通过置换盲板来提高局部区域的洁净度、占用空间较少等优点得到越来越多的应用，尤其适合于旧厂房的改造及技术更新较快的工程。虽然FFU系统成本较高，而从综合投资角度，分析认为采用FFU方式在末端过滤器铺设率为25%－30%时较为有利【1】。

ISO5级（百级）洁净室属于洁净室用暖通空调系统耗能大户，通常采用吊顶满布高效过滤器的送风方式，运行能耗较大。有关洁净室运行费用的文献指出，在某些欧洲国家，能源消耗的费用已占洁净室运行、维护年度总费用的65%～75%【2】，其主要影响因素是洁净室的空气流量和采暖通风空调系统如何有效地向洁净室分布经过净化和温湿度调节的空气，所以在保证洁净污染控制的条件下，合理选择送风速度，布置末端过滤器、回风口、减少送风量以便节能是人们关注的焦点。

另外国外对一些ISO5级洁净室实测数据表明，大部分换气次数远低于建议的下限值【2】，而在设计中存在系统风量过大的倾向，这可能与对气流缺乏了解，担心系统运行可靠性的保守思想有关，说明提高节省能源的机会确实存在。随着计算流体动力学（CFD）技术自身的发展，已广泛应用于暖通空调和洁净室等工程领域，通过计算机求解流体所遵循的控制方程，可以获得流动区域的流速、温度、浓度等物理量的详细分布情况，是一种较好的优化设计工具。其优势在于利用CFD技术对设计方案进行模拟可以在施工前发现失误并及时更正，避免经济损失；可以迅速发现提高系统运行效率的可能性；另外，通过模拟可以得到一系列运行的备选方案，以便在寻找最经济方案时有所依据。

本文利用CFD软件，对拟采用FFU净化空调系统的某微电子洁净厂房的ISO5级洁净室进行计算机模拟，通过几个设计方案相比较，利用所得到的速度场，分析评价其性能，利用理论计算验证其平衡态的洁净度，并提出一些应用中的注意事项，为实际工程应用提供参考。

2数值模拟及分析

2.1数学模型

从流动的雷诺数Re来考虑，洁净室的气流均为紊流【3】，空气的流动满足连续性方程，动量方程和能量方程。对于工程问题，我们不需要关心紊流的精细结构及其瞬时变化，而只关心紊流随机变量的有关平均值，因此，本文采用数值计算三类方法中雷诺时均方程中的紊流粘性系数法，流动模型采用暖通空调广泛采用的标准k-ε二方程模型，k-ε模型通过求解紊流动能与紊流动能耗散率的输运方程得到紊流粘性系数。

控制方程的通用形式为【4】：

式中：ρ为空气密度(kg/m3)，V为气流速度矢量(m/s)，Γφ，eff为有效扩散系数(kg/ms)，Sφ是源项，Φ代表1，u,v,w,k,ε中的一项，u,v,w为三个方向的速度分量(m/s)，k为紊流动能(m2/s2)，ε为紊流动能耗散率(m2/s3)，Φ=1时通用方程变为连续性方程。

边界条件：墙体边界设为无滑移边界条件。送风边界条件，送风速度取过滤器面风速平均值，速度方向竖直向下。回风边界条件，回风口满足充分发展段紊流出口模型。由于室内热负荷较小，不考虑温度浮升效应对气流的影响。采用混合迎风差分格式对偏微分方程进行离散，基于有限容积法的SIMPLEST算法进行求解。

2.2物理模型及计算结果分析

方案一将风机过滤器单元（规格为1.2m×1.2m）成条型居中布置于天花板，满布比在25%，回风采用全地面均匀散布穿孔板作为回风口。物理模型平面图如图1。经模拟计算得到气流流场示于图3，由于送风口在Y方向呈对称布置，图中只给出一半流场。从图中可见，在送风口下方流线垂直向下，流线平行较好，而在送风口至墙体范围内有较大的涡流区，则主流区范围减少，不能使全室工作区达到较高级别。同时粒子也会被卷吸进入主流区，排除污染物的路径增长，增加污染的可能性。

图1FFU布置平面示意图（条型）图2FFU布置平面示意图（均匀）

图3FFU条型布置YZ截面流场图

图4FFU均匀布置YZ截面流场图

方案二将FFU（规格为1.2m×1.2m）散布于天花板，满布比仍为25%，过滤器面风速在0.45m/s，回风采用全地面均匀散布高架格栅地板作为回风口。物理模型平面示意图如图2，气流流场分布如图4。模拟计算显示，对于均匀布置FFU方案，工作区1.2m及0.8m高度断面平均风速分别为0.1545m/s、0.1516m/s，可见散布末端过滤器送风口可以减小速度的衰减。虽然在送风口之间上部存在反向气流，形成小的涡流区，但在工作区0.8m－1.2m范围内已形成竖直向下的流线，时均流线平行较好，由于此洁净室产热量较小，热气流对流线影响可忽略，不会产生逆向污染，因此上部的涡流不会对主流区产生影响。空气中的微粒在重力、惯性和扩散三种作用力下运动速度和位移是微小的，直径在1μm时，微粒跟随气流运动的速度和气流速度相差不会大于10－3【3】。此设计中新风处理机组设三级过滤器，FFU中过滤器为U15≥99.9995%＠MPPS，直径＞1μm的微粒可视为零，因此，工作区产生的微粒能完全跟随气流一起运动，直接排出洁净室。

当进一步减小满布比时模拟计算可知，除送风口正下方—定区域外，其余部分已根本不能保证气流接近垂直向下，过滤器之间存在一个从天花板到地面贯通的巨大涡流区，污染物极易被卷吸进入涡流区内而不易排出。

经过模拟计算及分析，我们认为在送风口满布比为25%，均匀分布FFU，采用全地面均匀散布穿孔板回风，过滤器面风速在0.45m/s，相应换气次数为147次/小时，由于FFU可达到较大的送风面风速，以及均匀散布穿孔地板回风口的均流作用，因为如果采用侧墙下侧回风，就会在洁净室中间下部区域形成较大的涡流三角区【5】，因此，洁净室内能够形成比较合理的气流流形，在主流区内能形成基本垂直向下的流线，但在靠近四周墙壁处，由于形成受限射流，出现涡旋，因此在布置设备时，应避免将设备靠墙壁布置，而应留有一定距离，这是洁净室施工完毕，开始投入使用时应加以注意的。另外，此设计中虽然不能形成如传统满布高效过滤器送风口而形成的全室平行气流，但美国标准IES－RP－CC012.1【6】中已认为ISO5级洁净室也可采用非单向流流型或混合流型。

3理论计算洁净度

洁净室的洁净度级别由通风系统和室内污染源所决定。可以通过数学公式对其进行计算。根据粒子平衡理论，进入洁净室的粒子有室外新风带入、循环空气带入及室内污染源。对于电子厂房室内污染源主要是工作人员的产尘，而设备产尘很小可忽略不计。从洁净室排出的粒子有回风带出及由于室内正压而渗出的粒子。可得如下方程【7】：

达到平衡状态时，浓度方程变为：

其中

以上式中：Q，送风量，m3/sq，渗出的空气量，m3/s；V，洁净室的容积，m3；x，循环风的比例，此处为1；c，洁净室的浓度，粒/m3；c0，洁净室的初始浓度，粒/m3；c∞，洁净室的平衡浓度，粒/m3；c1，渗出空气的浓度，粒/m3；cout，室外新风的浓度，粒/m3；t，时间；ηout，新风过滤器效率；ηrec，回风过滤器效率；S，室内污染源，粒/秒；ε,通风效率。

新风预过滤器为F5（η＝55%），中效过滤器为F9（η＝95%），高效过滤器为H12（η＝99.5%），FFU中过滤器为U15（η≥99.9995%＠MPPS）；新风含尘浓度天津地区取为3×107粒/m3(≥0.5μm)；身着洁净服的工作人员走动时的产尘量为1×104粒/秒·人(≥0.5μm)；设同时有3人在工作；通风效率取为90%；新风比为4.42%。计算得出此设计的洁净室稳定含尘浓度为2857粒/m3（即81粒/ft3），达到ISO5级100粒/ft3的设计要求。

4结论

通过本文的研究可得到如下结论：

1）针对电子厂房洁净室发尘量较低，室内人员较少，热负荷较小的情况，通过选择级别较高的过滤器，合理布置末端高效过滤器的位置，回风方式后，即使设计的室内换气次数、断面平均风速低于规范建议的下限值，仍可有效地滤除粒子，满足空气洁净度要求。

2）CFD是一种较好的优化设计工具，结合工程实际情况，借助模拟工具进行辅助设计是必然趋势。

参考文献

1.严德隆.全国室内空气净化工程与技术发展研讨会.2001:94～97

2.徐腾芳,杨耀祖.洁净与空调技术,2002(B12)：37～42

3.许钟麟.空气洁净技术原理.上海：同济大学出版社，1998

4.陶文铨.数值传热学（第二版）.西安:西安交通大学出版社,2001

优化设计论文篇（3）

当前我国的机械制造业和发达国家相比还存在较大差距，我国在内燃发动机的设计和制造方面与世界先进国家相比，落后了近二十年，燃油经济水平、平均能源利用率等各项标准也都落后于西方发达国家，这种情况在一定程度上对我国的低碳公路建设产生了负面影响，所以，在道路的施工过程中我们要加强高新技术施工设备的应用，同时，还要加强对其耗油量、燃料使用率等各项参数进行仔细评估，一旦发现有不符合标准的设备，一定要第一时间对其进行维修保养，如果依然满足不了运行需求，必须及时替换掉，积极使用高新技术环保的设备继续开展作业。

1.2施工过程中积极应用新型环保材料

随着人们环保意识的不断增强，公路建设领域也研发了很多低碳环保材料，其中温拌沥青混合料、沥青路面再生等新型材料表现最为明显。温拌沥青混合料是一种拌和温度介于热拌沥青和冷拌沥青之间，但是其性能却能够达到或接近热拌沥青混合料的环保型沥青混合料。温拌沥青混合料技术能够在很大程度上节约燃料油，减少有害气体地排放。

1.3制定科学合理的公路施工方案

在进行道路施工之前，设计规划人员要制定出科学合理的施工方案，为公路的低碳环保提供保障。具体可以从路基设计、坡度设计、防雨水冲刷设计等方面入手，此外，还要科学合理安排借土弃土的位置，合理地选择砂石料供应商，从而提高工作效率。

2加强公路运营管理过程中的低碳优化控制

2.1完善交通体系运行管理方案

前文提到交叉口的存在会在对车流量造成较大影响，所以对交叉口进行合理的信号配时设计是非常必要的，如果交叉口的间距比较短，就可以采取信号联动措施，保证交叉口具备良好的服务水平，减少交叉口对车辆正常行驶的影响，从而减少车辆的燃油消耗以及尾气排放；须对交通标志、道路标线等进行重新规划，必要的时候可以采用动态的信息展示板，这样驾驶员不仅能够获得更多的交通信息，选择最合适的行驶路线，减少了不必要地绕行，同时公路的服务水平也能够得以提升，最重要的是车辆可以保持匀速行驶，减少尾气排放，有利于实现低碳环保的目的。此外，交通运输管理部门也可以通过多种方式鼓励居民拼车出行，提高车辆的运载率，这样不仅能够缓解我国当前的交通压力，也能够减少二氧化碳地排放。

2.2完善公路的基础设施

交通运输管理部门要积极引进先进的服务系统，提高车辆通行效率，规避不必要的拥堵。当前，在交通领域内最受欢迎、应用范围最广泛的就是ETC系统，该系统是当前世界上最为先进的收费系统，车辆在通过收费站时不需要停车，而是通过车载设备实现对车辆信息地识别、付款等功能，该系统非常适用于高速公路，通过该系统能够使车辆通行速度得到巨大提升，减少拥堵，降低温室气体地排放。

优化设计论文篇（4）

二、提高计算机网络可靠性优化设计方法

在计算机网络可靠性优化设计分为容错性设计，与多层次体系结构设计。计算机网络容错性的设计一般是以双网络中心为并行主干，多个计算机网络连接至网络中心，采用多数据连接，可以确保任意一个数据链路的故障不会影响到局部网络的用户正常使用，计算机网络多层次体系结构设计，是一个模块化设计，网络的容量可以随着网络节点而不断的增加和扩大，因此，一个优秀的计算机网络，不仅要有先进的网络设备，更要有先进的网络体系结构和层次结构，但是由于多层次网络设计结构有很大的容量，排出和查找故障特别困难，所以在多层次网络设计过程中我们进行扩展名运行，从计算机网络局部到整体，硬件到软件的开发都可以达到安全性和可靠性双重标准[2]。计算机网络的可靠性指在系统的规定的时间和范围内完成制定功能的概率和能力，计算机网络可靠性优化设计时网络系统安全最基本的要求之一，网络安全性的不可靠，会导致计算机重要文件的流失，对个人和企业以及国家造成不可估量的损失。目前国内外相关工作设计人员将计算机网络的可靠性的测度分为四大类：计算机网络的连通性、生存性、抗破坏性、软、硬不见在多模式下共同工作性能的有效性。在设计计算机网络可靠性的时候要遵循相应的准则，在设计实施的过程中，更要不断地总结经验，在建设计算机网络的过程中尽最大能力让设计更加条理化、系统化、和科学化，从而加强计算机网络的使用率，提升其安全性和可靠性。对于计算机网络而言，管理者要对其进行例行检查维护，否则网络中的线路十分容易终端，设备也很容易发生故障，导致网络系统的瘫痪，早成重大经济损失。尽可能使用一些适度的超前的技术以及设备等，促进网络的发展，这样设计出来的计算机网络才能更好的适应现代化科学技术的发展，延长设备的使用期限，从而能够最大程度的满足业务发展的需求。

三、计算机网络设备对网络可靠性的影响

随着我国计算机网络可靠性优化设计的不断发展，为了更好的将计算机网络可靠性普及到各个领域，使其发挥更好、更大的作用、具有较高的现实意义。当今社会经济的快速发展，科学技术的不断进步，促使计算机网络技术的不断提高，在计算机应用领域占有越来越重要的地位。计算机网络精力半个多世纪的发展，已经逐渐形成了比较完整、健全的运行体系，然而其的可靠性一直是计算机网络使用者最为担心的问题，网络的安全可靠性是网络能否健康使用的标准，因此建立一套具有可靠性的计算机网络是非常关键的，在建立的过程中，应该不断引进新技术和新产品，作为建设基础，建立最先进的网络技术和充足的计算机网络可靠性应用软件。

优化设计论文篇（5）

压气机过渡段主要由两部分组成，端壁（轮毂、机匣）与支板，结构如图1所示。其设计难点主要集中在如何通过改变流道端壁形状来达到端壁附面层、支板翼型损失的最小化。衡量其性能的主要参数为总压恢复系数（或总压损失系数）。叶轮机械传统的设计思路是由一些严重影响性能的一个或几个参数出发，参考实验或其他数据给出这些参数与设计要求的经验关系，通过大量统计结果给出设计规律，然后再进行实验或CFD验算。而本文的设计思路则是借助优化算法与气动评估方法的结合开展对参数化后的过渡段的设计优化工作。

一般来说，压气机部件设计大都采用三维优化，但三维优化需要给定优化参数的初值以及变化范围，变化范围太大会造成巨大的计算量，变化范围太小又不足以保证覆盖最佳方案。为了解决以上矛盾，本文将在过渡段初步设计的基础上进行全三维优化设计，设计流程如图2所示。

初步设计：通过求解二维子午平面上的速度梯度方程结合遗传算法对流道几何进行筛选，利用其计算快速的特点可以在参数化空间中进行大范围的搜索，得到最佳初步结果。三维设计：利用三维粘性N-S方程与优化算法的结合对三维参数化模型进行设计，计算耗时较长，但精度较高，直接对需要优化的参数进行计算，并借助神经网络与遗传算法对结果进行优化。初步设计为三维设计提供优化参数初值，以初值为基准，给定优化参数变化范围（比如正负20%），然后在此范围内进行三维粘性优化，得到最优解。

1参数化方法

过渡段参数化即是由自由参数确定过渡段几何形状的过程。参数化的标准是用尽可能少的自由参数覆盖尽可能大的样本空间。图3给出了本文的过渡段参数化方法。根据前人所取得的经验，过渡段流道沿流动方向面积分布对于控制流动损失至关重要，所以本文流道参数化由流道中线+流通面积两个要素来控制，流道中线由4点样条曲线确定，它决定了气流从低压压气机到高压压气机之间的流动方向变化，流通面积则通过流道沿流向的高度(如D1，D2)来控制，D1,D2在几何上已经考虑了支板厚度对于流通面积的阻塞作用。支板部分采取两截面构造支板，积叠线为直线，通过定位点、斜率控制位置。

过渡段造型的步骤为：首先由进口高度中点，出口高度中点，中线两控制点总共4点，通过样条曲线拟合为中线，并假设该中线即为流线，在两控制点处根据给定的准正交流动方向面积（也可以根据需要增加面积控制截面）确定该处对应的流道宽度D1,D2。流道宽度确定以后就可以沿着与中线垂直方向得到轮毂、机匣的两个位置，最后结合这两个位置以及进出口几何尺寸以样条曲线拟合成轮毂机匣端壁，采用的样条曲线为NURBS曲线，可方便地给定进出口几何参数。

2二维、三维计算评估方法

二维评估方法使用流线曲率法求解子午平面上的速度梯度方程来获得流场的初步参数。所求解的速度梯度方程如下：式中MV为子午分速度，l为准正交线长度，α为流线切线与轴向夹角，γ为准正交线与半径方向夹角，mR为计算节点处的曲率半径，r为节点半径，ρ为密度，G为质量流量，m为流线长度，mM为子午马赫数。为了考虑支板对于通道的阻塞作用，定义B为网格节点的阻塞系数，表达式为B=(2πr−支板数×节点处支板厚度)/2πr，κ为阻塞系数的影响因子，代表阻塞作用反映在子午平面上的强弱。

二维计算还需给定相应的损失模型，这里采用的是文献中推导并经实验验证的切应力损失模型。计算中首先由给定的总压损失初场求解速度梯度方程确定速度场，求出速度场后结合混合长度理论求出切应力τ，这里混合长度作为常数，然后由式(2)确定沿流线的总压损失，损失松弛后进入下一次计算，如此迭代可求得收敛的速度场，最后按质量平均计算出口的总压损失。

需要说明的是，以上方法只给出了端壁损失，并考虑了支板厚度对于端壁损失的影响，并没有将支板损失部分考虑进去。二维评估方法中计算结果难以同三维计算结果精度相提并论，但是可以肯定的是二维方法可以明显将局部曲率过大的流道筛除，可以快速得到流向扭曲均匀、面积无多峰值变化的相对好的初步设计结果。

三维计算使用商业软件NUMECA/FINE模块，计算定常流动下的带支板过渡段总体性能，待优化的参数为总压恢复系数。三维计算网格数、计算精度已经经过校验，这里就不详细列出。

3优化算法

初步设计采用的优化算法为单目标遗传算法，采用整数编码，包含有杂交、变异、反转算子。精英沉降策略。采用动态生存压力，算法初期给予较低的生存压力，确保样本多样性与全域搜索能力，后期给予较高的生存压力，可加快不良样本的淘汰。如式(3)通过对样本适应值进行变换，以达到加速进化的目的，其中生存压力为t三维设计使用遗传算法与神经网络结合的优化策略，用DOE得到的样本对神经网络进行训练，得到参数-性能的映射关系，然后运用遗传算法从该映射关系中发掘新的优良样本并对映射关系进行修正，如此迭代使最佳样本性能逐步提高达到最优解，如图4所示。

算例分析

为了检验上文所发展的设计方法，对一个算例进行了设计分析。给定的几何参数为R1h=0.6m，R1m=0.657m，H=0.11m，L=0.5m，R2m=0.394m，进出口面积比Ainlet/Aoutlet=1.0。支板数8个，支板翼型采用NACA642-015A，支板弦长0.3m,支板倾角90度。参数具体含义见图3。为了比较初步结果与三维结果的差别大小，在该算例中对三维优化参数赋予了较大的自由度，图5给出了经过参数化后的流道型线的变化范围。二维计算中流线设定为21条，计算站为11个，如图6所示。三维计算中，计算网格节点数为64万，如图7所示。湍流模型为S-A模型，边界条件为进口总压321200pa,总温400K，出口给定流量228Kg/s，近壁面Y+小于9，进出口延伸长度为通道高度的2.5倍。

优化的最终结果为：过渡段总压恢复系数0.993，总压损失系数0.04。优化之后的流道型线如图8所示。图8中还给出了二维优化的型线和不考虑支板的阻塞的等面积流道型线。可以看出，由于考虑了支板对流通面积的阻塞，二维、三维优化后的流道明显外扩，属于扩张-收缩型通道，并且初步设计结果同三维设计结果略有差异，说明初步设计的结果在一定程度上逼近了三维设计的结果，说明以后可以在三维优化中给予参数适度狭小的变化范围，提高设计优化速度。

图9中设计2为本算例三维优化结果的面积沿流向分布，如图可见，面积变化呈现先增大后减小的趋势，这与文献中优化后的的面积分布规律一致。当然这一变化趋势是在进出口面积相等的条件下得出的。一般认为，过渡段应该处于顺压梯度，这样的设计损失最小，不过考虑到支板的损失与气流速度有关，速度越高损失越大，所以过渡段前半段快速扩压有助于减小支板区的总体流速，进而减小由于支板造成的损失，但是这一扩压过程将造成端壁附面层的加厚，加重损失，所以存在最佳扩压度使总体损失最小。

前半段的面积扩张也给后半段的面积收缩创造了可能。为了说明面积变化规律对于流动损失的影响，下面给出了本算例三维优化结果（采用扩张-收缩面积变化规律，如图9中设计2）与采用收缩-扩张面积变化规律的设计方案（下文简称设计1，仅与设计2对比，非本文设计结果）的一些流场对比。

如图10所示为设计1(design1)与设计2(design2)的出口熵分布比较，可以看出相比设计1，设计2的高损失区域明显减小，附面层的熵最大值减小，支板造成的损失区域、损失大小都减小。图11给出了支板近壁面极限流线，可以看出设计1支板尾部接近轮毂区域出现了较强的二次流动，而设计2没有出现这种情况。

如前文提到的，在轮毂与支板后部交汇处存在着由于轮毂壁面凹曲率和支板翼型收缩造成的双重扩压作用，对于该处角区的低能气流最容易发生分离，设计2之所以没有出现分离，是因为流通面积的收缩抑制了这一双重扩压作用，如图12所示为50%支板高度流面的静压力分布，设计1沿流动方向的压力分布呈现高-低-高的变化，设计2则是低-高-低的变化，从支板中后部开始呈现顺压力梯度。这一变化可以明显减小支板损失部分，而对附面层发展部分影响不大。综上所述，沿流动方向扩张-收缩型通道在减小流动损失方面较为理想，在弥补了支板厚度带来的面积阻塞之后仍然呈现扩张-收缩型，说明压力沿流向低-高-低的变化方式才是最理想的。

结论

1)本文探讨了压气机带支板过渡段设计方法，并发展了相应的设计程序。针对一算例开展了设计工作。初步设计结果同三维结果之间略有差异，说明三维优化前的初步设计对提高优化速度是可行的，肯定了本文关于设计分两步走的方案。

优化设计论文篇（6）

2正交试验与数值计算

2.1试验因素及方案的确定

根据相关参考文献和研究经验[7-13]，选取叶轮参数中对离心式长轴泵的效率和扬程影响较大的因素作为优化对象，分别是：叶轮进口直径Dj、叶片数Z、叶片包角Φ、叶片出口安放角β2、叶片出口宽度b2、叶轮出口平均直径D2以及叶轮出口倾斜角γ。每个因素选择3个水平，选用L18（37）正交表进行优化设计。

2.2数值计算

基于设计参数，运用Pro/E软件对离心式长轴泵进行三维建模.

2.2.1计算域及网格运用ICEM软件对模型各部分水体进行非结构化网格划分，并进行网格无关性分析[14-16]，当叶轮网格数达到110万、导叶网格数达到140万以后，计算得到的泵效率相差小于0.12%，扬程变化不超过0.1%，故模型共需约900万个网格单元可满足计算要求，为减小计算量，正交计算针对单级全流场进行数值计算。

2.2.2计算方法及边界条件运用ANSYSCFX软件进行模拟，采用标准k-ε湍流模型，SIMPLEC算法。边界条件为：总压进口和质量流出口，壁面设置为无滑移边界条件，壁面粗糙度设置为12.5μm，计算精度为10-4。

2.3正交试验模拟结果及分析

2.3.1试验方案通过CFD数值模拟，得到18组正交试验的模拟结果。在设计流量点Qn=1958m3/h，各试验方案离心式长轴泵的扬程和效率计算。

2.3.2极差分析为了评价各因素不同水平对离心式长轴泵性能的影响，引入平均值，计算出各因素不同水平时模拟结果的平均值，以此来评价某一因素各水平的好坏；运用极差法分析各因素对离心式长轴泵性能影响的主次顺序，极差越大，表明该因素随水平的变化扬程和效率变化越大，为主要因素，即可得到最优方案。对离心式长轴泵设计时应该尽可能的提高其效率，同时也要满足设计扬程，当扬程低于工作所需扬程时离心式长轴泵不能满足运行要求；当扬程过高效率不变时，会增加轴功率，即增大配套电机功率和成本。因此各因素各水平是否合适的判断标准是：对于效率以额定点效率最高为最佳，对于扬程以额定点的扬程等于或略大于设计扬程为最佳。结合最终确定较优组合。A、B、C3个因素对效率和扬程的影响一致，其较优水平为A3B3C2。对于D因素（叶轮中间流线出口安放角β2），当β2为25°时，泵效率最高，也满足设计扬程，故取此值，即取D2。对于E因素（叶片出口宽度b2），当b2为75mm时，泵效率最高，也满足设计扬程，故取此值，即取E3。对于F因素（叶轮出口平均直径D2），当D2为545mm时，泵效率最高，但扬程小于设计扬程，当D2为550mm时，效率与最高效率相差仅为0.109，同时满足设计扬程，故取此值，即取F2。对于G因素（叶片出口倾斜角γ），当γ为25°时，泵效率最高，也满足设计扬程，故取此值，即取G2。综上所述，最终的较优组合是：A3B3C2D2E3F2G2，即Dj取345mm，Z取6个，Φ取105°，β2取25°,b2取75mm，D2取550mm，γ取25°。

3不等扬程优化

3.1不等扬程理论方法

基于正交试验结果，综合考虑各因素对扬程和效率影响的主次顺序，采用控制变量法，选择对泵性能有较大影响的参数进一步优化。忽略叶片数的影响，选择6叶片数，运用不等扬程设计理论对叶片出口安放角β2进一步优化设计，使该型离心式长轴泵能够在多个工况下安全高效地运行。基本思路：传统水力设计方法假设叶轮中每条流线没有差异，叶轮中各流线的滑移系数μ相同，实际叶轮中每条流线存在差异，各流线的滑移系数μ不相同，各流线有限叶片理论扬程Ht不相同。然而在叶轮水力设计时，只有当各流线有限叶片理论扬程Ht相等时，所产生的水力损失最小。根据上述理论，基于无限叶片理论扬程Ht∞不等，通过修改叶轮几何参数，以调整滑移系数，使叶轮有限叶片理论扬程Ht相等。基本方法：将离心泵叶轮分为3条流线来设计，假设叶片出口处的无穷叶片数理论扬程Ht∞呈直线形分布，结合产品实际运行工况，要求离心式长轴泵能够在额定工况和偏大流量工况长期高效稳定运行。考虑到大流量时，前盖板做功能力弱于后盖板做功能力。

3.2数值计算及结果分析

对不同情况进行数值计算：随着λ的增加，各流量点下泵的扬程均有所增加，但增加趋势不同。当λ一定时，随着流量的减小，扬程变化率减小。当Q≥0.9Qn时，各流量下扬程变化率ΔH/H随着λ的增加先减小后增加，在λ=1.15时，扬程变化率最小；当Q＜0.9Qn时，随着流量的减小，不同λ下的扬程变化率趋于一致，其变化曲线近似一条水平线。这主要是由于选取较大的λ，增大了β2b，在β2a不变的情况下，增加了β2m，使得扬程增加；而在大流量时，后盖板做功能力强于前盖板，增大λ，即增大了后盖板的做功能力，从而使得扬程有以上变化规律。基于不等扬程方法优化设计的叶轮，在各个工况下其效率均高于常规方法所设计的叶轮，在大流量时尤为明显。采用常规方法设计的叶轮最高效率出现在1.1Qn，随着λ的增加，高效点向大流量偏移，当λ≥1.15时，高效点偏移至1.2Qn。当Q＜0.9Qn时，不同λ下，各流量工况的效率基本相同；当Q≥0.9Qn时，随着λ的增加，各流量工况的效率均有所变化但变化趋势不同，当λ＜1.15，随着λ的增加，各流量工况的效率增加，增加趋势逐渐减小；当λ=1.15，各流量工况效率达到最高，但在1.4Qn时，其效率出现陡降趋势；当λ＞1.15，随着λ的增加，各流量工况的效率开始下降，且流量越大效率下降较快，高效区逐渐变窄，这主要是由于选取过大的λ，虽增加了叶轮后盖板的工作能力，但是过大的增加了β2b，在叶轮出口出现紊流，同时过大的增加了β2，使得叶轮出口绝对速度v2增加，v2增加，动扬程增大，液体在叶轮和导叶中的水力损失增加，从而使得效率下降。基于不等扬程设计的叶轮，其轴功率均高于常规方法设计的叶轮，且随着λ的增加，轴功率逐渐增加。当λ≤1.1时，在Q＜1.4Qn范围内（该泵的运行范围为（0.8～1.4）Qn），轴功率曲线均出现最大值，有无过载特性；当λ＞1.1时,轴功率曲线随着λ的增加出现陡增趋势，且随着流量的增加这种陡增趋势越明显，在大流量下容易出现过载现象。综上可知：基于不等扬程理论优化设计的叶轮具有较好的水力性能，选择适当后盖板扬程系数λ，可使叶轮水力性能趋于最佳。对于该型离心式长轴泵叶轮当λ取1.1时，水力性能较优。

4优化方案的流场分析及试验验证

根据优化参数建立叶轮，以及相关过流部件的三维模型。对离心式长轴泵在（0.5～1.4）Qn工况下进行三级全流场数值模拟。作为性能预测的基础，取0.8Qn、1.0Qn、1.2Qn3个工况进行分析，为最优方案的不同工况下叶轮流道内速度矢量分布，为不同工况下离心式长轴泵中间截面静压分布。可以看出：液体从叶轮获得能量后进入导叶，经过导叶的导流扩压作用，其压力进一步增加，同时进入下一级叶轮。3个不同流量工况下液体压力从叶轮进口到出口逐渐升高，整个流道内未出现局部高压区域；液体在叶轮流道内流速及流线分布均匀，均未出现漩涡，偏小流量时叶轮出口流速分布不均匀，靠近叶片压力面以及吸力面流速高，随着流量增大这种不均匀性逐渐消失，有利于泵在大流量高效运行。通过试验数据可知，优化后500GJC-32.3×3型离心式长轴泵在Q=2089.88m3/h时，最高效率η=83.22%，H=93.23m，且当Q=1968.25m3/h时，η=82.57%，H=97.78m，因此，该泵可在丰水期和枯水期高效运行。同时其大流量时具有无过载特性，当Q=2248.07m3/h时，轴功率最大P=642.09kW，η=82.76%，H=86.81m，在满足生产需求的条件下，综合考虑安全与成本投入，可将配套电机功率降低至670kW，从而降低了一次投入。由上可知，该泵满足设计要求。

5结论

为使离心式长轴泵能够在不同工况下高效运行，该文以500GJC-32.3×3型离心式长轴泵为例，对其进行了优化，得到以下结论。

1）根据传统方法估算离心式长轴泵叶轮参数，通过正交试验方法对叶轮参数进行初步了优化，并对正交试验结果进行极差分析，得到了各参数对离心式长轴泵扬程和效率影响的主次顺序。

优化设计论文篇（7）

2空间句法理论在高速铁路客运站内部空间组织研究中的适用性

高速铁路客运站的内部空间巨大，功能多样，人流混杂，设计者在处理这类大型交通建筑时，通常只能依靠前人的成功案例和自身的实践经验，遵循规范进行设计，由于在人流组织和空间组构的合理性方面缺乏足够的经验，势必会造成一些误差。将空间句法理论应用于高速铁路客运站内部空间组织的分析时，从五个形态变量中提炼出集成度和智能值这两个主要指标，用以量化评价空间的可达性和可理解性：集成度越大，说明各空间的紧密程度越高，空间布局越紧凑，使用者来往其中就越方便；智能值越高，说明空间易于被认知和理解，使用者在空间系统中就不易迷失方向。空间句法的分析方法，通过对空间的可达性和可理解性的量化解析，加之其自身具有的实证性与预测性，应用于已建成的高速铁路客运站中，可以总结经验指导此后类似的设计；应用于方案分析阶段，可以帮助认知空间组织的合理性，预测方案的实际效应，避免客运站建成后无法弥补的设计偏差。

3基于空间句法理论的高速铁路客运站内空间组织分析方法

本文运用空间句法的分析方法对高速铁路客运站内部空间旅客流线进行分析，由于空间句法只适用于分析同一平面上的连续空间，因此只对建筑主体的站房部分进行分析。具体分析过程如下：（1）将各层平面图简化，留下墙体与空间的图底关系；（2）由于分析的对象是客运站内部空间的流线，故运用轴线分割法将各层平面进行空间尺度划分；（3）结合GIS软件计算出各轴线的连接值和集成度，再运用SPSS统计软件得到空间系统的Rn-Cn关联图（集成度integrationvalue和连接值connectivityvalue的关联图）及智能值；（4）根据上述结果，重点对进、出站旅客流线，以及进站厅、出站厅、候车厅和售票处等主要功能空间的集成度和智能值等进行分析，最后归纳出高速铁路客运站优化后的空间组织模式。

4实例分析——以广州南站为例

广州南站为华南地区的高速铁路综合客运站，包含有地铁、公交车、私家车、出租车以及城际巴士等多种交通转换方式的到达站点，城市人口规模大，日均旅客流量达到74000人次，空间的立体式布局亦具有全国站性客运中心的代表性，故本文以广州南站为例，通过空间句法的方法对其空间组织进行分析。

4.1广州南站空间组织现状分析由于本文篇幅有限，本文只选择高架层作为案例进行分析。以空间轴线为基本要素，遵循空间句法理论用最少且最长的轴线覆盖整个空间系统，并且穿越每个凸状空间的原则，将广州南站的高架层平面分别进行空间分割，高架层平面分割为75条轴线。通过平面轴线分割图的图面分析，结合GIS软件计算出各轴线的连接值和集成度，得到高架层平面的空间轴线特征值。将数据导入SPSS统计软件，得出空间系统的Rn-Cn关联图（集成度integrationvalue和连接值connectivityvalue的关联图）及智能值。可以发现：高架层的智能值只有0.330，由于安检口将候车厅和东西出入口完全分隔开，导致进入高架层的人流被阻隔，影响了本层空间整体的智能值。但是候车厅内部开敞的大空间中，各轴线连接值与集成度的正比关系较强，即连接值大的空间集成度也大，因此候车厅内的连接性较好。

4.2广州南站空间组织优化设计与验证根据上述分析，对广州南站的高架层进行优化调整，为了加强入口空间和候车厅之间的联系，将安检口的数量增加，并与候车厅的主要通道对应设置，减少由入口区到安检口的空间转折，有效提高了入口区域的集成度，优化后，东入口的主要轴线由边缘单元变为中间单元，并使整层空间的集成度和智能值都得到了提高。优化设计后空间轴线的平均连接值由3.41上升为3.48，平均集成度由1.64上升为2.08，平均智能值由0.33上升为0.362，这说明各方面的指标都有了显著地提升，优化设计取得了良好的效果。

优化设计论文篇（8）

2实验

采用Crossright公司设计的APSYS对InGaAs红外探测器进行模拟计算。APSYS是一款2D/3D有限元分析软件，它包括了许多物理模型，例如热载流子输运、异质结模型、热分析等，拥有强大的模拟功能。这里我们基于漂移-扩散模型，通过求解自洽解泊松方程、电流连续性方程来得到较为精确的模拟曲线［7-9］，对器件进行优化及设计。首先在APSYS中建立器件结构模型，调用物理模型(泊松方程、电流连续性方程、光子波动方程、光子速率方程、光子增益方程等)，参考软件数据库设置详细的控制条件(各层载流子迁移率、载流子寿命、电压、复合速率等)，编辑输出命令集合(暗电流、光电流、光谱响应度等)，得到暗电流和光谱响应度的模拟结果。然后，通过调整盖层(P、N1、N2)厚度和载流子浓度等来使暗电流和光谱响应度的综合指标达到最佳。

3结果与讨论

3．1模拟结果与实验结果的对比

为了验证APSYS模拟PIN型延伸波长In-GaAs近红外探测器的可靠性，我们对InP盖层和InAs0．6P0．4盖层的InGaAs探测器进行了模拟，并与实验结果进行了对比。两种探测器衬底均为InP，掺杂浓度为2E18;缓冲层分别为100nm和80nm的In0．82Ga0．18As，掺杂浓度为2E18;吸收层分别为2．9μm和3．1μm的In0．82Ga0．18As，本征载流子浓度为3E16;盖层为0．9μmInAs0．6P0．4和3．1μmInP，掺杂浓度为2E18［10-12］。图1为模拟计算和实验测得的器件相对光谱响应度的对比，从图中可以看出二者较为接近。实验测得的相对光谱响应度略小于模拟计算出的值，这是因为模拟计算是在理想条件下进行的，而实验制作的器件要受到实际工艺技术水平的制约。另外，实验测得的相对光谱响应度在1．38μm和1．9μm处出现了波动，这主要是由于红外辐射中的一部分被空气中的CO2和H2O吸收所致。图2为模拟计算和实验测得器件暗电流的对比，由图可知二者极为接近。同样，实验暗电流略大于模拟计算所得暗电流，这是由实际工艺条件造成的。综合上面的比较，我们可以得出结论，用APSYS对PIN延伸波长探测器进行模拟计算是精确、可靠的。

3．2新型复合盖层InGaAs红外探测器优化设计

在验证模型之后，我们优化设计了一种新的结构:复合型盖层延伸波长InGaAs探测器。即盖层中采用PNN结构，以期提高器件性能。使用InGaAs盖层不仅容易生长而且可以减少与吸收层之间的晶格失配，减少位错，降低暗电流;而采用InAsP、InAlAs作为盖层，则会使In0．82-Ga0．18As材料的表面钝化，从而降低表面复合率。为了提高器件的量子效率，减少晶格失配带来的位错，我们用Vegard定律计算得到与In0．82Ga0．18As晶格匹配的两种盖层应为In0．82Al0．18As/InAs0．6P0．4。另外，本征的In0．82Ga0．18As吸收层相对于重掺杂的盖层和N型缓冲层与衬底来说是高阻层，可以有效抑制载流子热扩散电流，从而降低器件的暗电流，提高器件的灵敏度。根据Piotrowski［13］提出的理论模型，吸收层的厚度在2～3μm时，探测器的探测率［14］最大。因此，综合探测器的探测率和量子效率等各方面的因素，我们优化设计In0．82-Ga0．18As本征吸收层的厚度为2．5μm，这样可以在保证响应速度的同时尽可能提高量子效率。综上所述，计算中采用的模拟参数为:衬底为1μm的N型InP材料，载流子浓度为2E18;缓冲层为1μm的N型InxAl1－xAs(x=0．52～0．82)渐变组分缓冲层，载流子浓度为2E18;吸收层为2．5μm的Ⅰ型In0．82Ga0．18As材料，载流子浓度为3E16;在盖层的PNN结构中，P层为In0．82Al0．18As，N型分别为InAs0．6P0．4和In0．82Ga0．18As。PNN盖层各层厚度模拟计算数值如表1所示。在确定最佳厚度后，我们进一步调整载流子浓度取值范围，载流子浓度从1E16到2E18，每隔1E16(1E17、1E18)取一个值。通过比较暗电流和相对光谱响应度，我们得出优化后的器件结构如图3所示。图4所示为PNN复合盖层InGaAs探测器在最佳载流子浓度下的相对光谱响应度曲线。在外加反向偏压为0～0．1V时，优化后的器件暗电流密度为10－5数量级，比常规的(10－4)小一个数量级。图5为优化后器件的相对光谱响应度曲线，由图可知它的长波截止波长为2．6μm，短波截止波长约为0．9μm。相对光谱响应度的峰值出现在2．0μm处，比常规的PIN型InGaAs红外探测器峰值小10%，对器件性能影响不大。综上所述，图3所示的器件结构大大提高了InGaAs红外探测器的性能。

3．3暗电流机制的分析

为了探究暗电流机制，我们模拟计算了优化后的InGaAs探测器在不同工作温度下的暗电流。图6为暗电流随1000/T的变化关系。我们知道，产生-复合电流、扩散电流、界面复合电流和隧穿电流［15］为InGaAs红外探测器暗电流的4种机制。扩散电流［16］主要为耗尽层边缘的热激发产生的少数载流子从P区、N区向耗尽层扩散形成的电流;产生-复合电流［17］主要为热激发产生的载流子在电场的作用下由势垒区向势垒两边漂移而形成的电流;界面复合电流主要为由于材料体系的失配位错而产生的界面电流;隧穿电流主要为隧道效应而产生的电流，按照载流子穿越禁带方式的不同，分为带间隧穿电流和缺陷隧穿电流［18］。扩散电流和产生-复合电流都与1000/T成线性关系。所以在温度大于300K(图中Ⅰ区)时，暗电流主要为扩散电流和产生-复合电流;在250～300K区间(图中Ⅱ区)，接近线性变化，但斜率小于Ⅰ区，此时暗电流主要为带间隧穿电流;当温度低于250K(图中Ⅲ区)时，曲线几乎不变，此时暗电流主要为缺陷隧穿电流。

优化设计论文篇（9）

（1）取复合函数（惩罚项）为G［gu（X）］=mu=1Σ｛max［gu（X），0］｝2。

（2）其中，max［gu（X），0］表示将约束函数gu（X）的值和零比较，取其中较大的一个。对于等式约束hv（X）=0，v=1，2，…，p。

（3）取复合函数（惩罚项）为H［hv（X）］=pv=1Σ［hv（X）］2。

（4）对于一般的约束优化问题，外点罚函数的形式为：准（X，rk）=（fX）+rkmu=1Σ｛max［gu（X），0］｝2+rkpv=1Σ［hv（X）］2。

（5）式中，rk为惩罚因子，rk>0。惩罚项与惩罚函数随惩罚因子的变化而变化，当惩罚因子按一个递增的正数序列0<r0<r1<…<rk<rk+1<…变化时，依次求解各个rk所对应的惩罚函数的极小化函数，得到的极小点序列X（0），X（1），…，X（k），X（k+1），…将逐步逼近于约束函数的最优解，而且一般情况下该极小序列是由可行域外向可行域边界逼近。综上所述，外点法是通过对非可行点上的函数值加以惩罚，促使迭代点向可行域和最优点逼近的算法。因此初始点可以是可行域的内点，也可以是可行域的外点，这种方法既可以处理不等式的约束，又可以处理等式的约束，可见外点法是一种适应性较好的惩罚函数法。外点法的计算步骤：1）给定初始点X（0）、收敛精度ε、初始罚因子r0和惩罚因子递增系数c，置k=0；2）构造惩罚函数准（X，rk）=f（X）+rkmu=1Σ｛max［gu（X），0］｝2+rkpv=1Σ［hv（X）］2；3）求解无约束优化问题min准（X，rk），得X*，令X（k+1）=X*；4）收敛判断。若满足条件X（k+1）-X（k）≤ε，

（6）和（fX（k+1））-（fX）（k）（fX（k））≤ε。

（7）则令X*=X（k+1），（fX*）=（fX（k+1）），结束计算；否则，令rk+1=crk，k=k+1，转至步骤2）继续迭代。

2建立箱型主梁的优化数学模型

2.1确定设计变量及目标函数

由于门式起重机箱型主梁主要承受主梁和提升小车的结构自重以及吊重荷载，因此门式起重机箱型主梁的计算简图所示，其中提升小车和吊重荷载为集中载荷P1=120000N，主梁自重为均布载荷P2=125N/m，以小车位主梁跨中时为优化分析工况，此时主梁为最大挠度工况。箱型主梁材料为Q235B，密度为7.8×103kg/m3。主要结构参数有：主梁跨度L，梁高H，梁宽B，腹板厚度d1和翼缘板厚度d2。其中跨度L是给定参数1050cm，其余都是可改变的。取设计变量为梁高x1，梁宽x2，腹板厚度x3和翼缘板厚度x4。写成向量形式：X=［x1，x2，x3，x4］T=［H，B，d1，d2］T。（8）门式起重机主梁的自重是起重机设计的一个重要指标，本文取起重机箱型主梁重量最轻为优化目标。由于梁的跨度L为已知，所以可用梁的截面面积来作为目标函数。同时，又因为梁的高度和宽度尺寸远大于板的厚度尺寸，故截面面积之半可近似为f（X）=x1x3＋x2x4。（9）这就是本优化设计的目标函数。

2.2确定目标函数的约束条件

1）强度条件。由计算简图可知该梁承受双向弯曲，故强度条件的表达式为：g1（X）=σ-［σ］≤0。（10）式中，σ为图1所示载荷作用下箱型主梁跨中翼缘板的计算应力，［σ］为许用应力140MPa。代入设计变量和载荷即可得到强度约束条件：g1（X）=3L4P1+7.8×10-5（x1x3+x2x4）L3x1x2x4+x21x3+P23x1x2x3+x22x4≤≤-140≤0。（11）其中长度单位为mm，力的单位为N（以下同）。

2）刚度条件。刚度约束条件（梁跨中挠度限制）：主梁产g2（X）=k3x21x2x4+x31x3-［f］≤0。（12）其中，k=P1L3/1.68×106，［f］=L700（允许挠度）代入式（12）可得：g2（X）=P1L3（3x21x2x4+x31x3）×1.68×106-L700≤0。（13）

3）翼缘板局部稳定性条件。翼缘板宽度和厚度的比值约束翼缘板承受压应力。保证箱型翼缘板局部稳定性而不需要加筋的条件为：g3（X）=x2/x4-60≤0。（14）

4）腹板局部稳定性条件。主梁腹板高度和厚度比值的约束由参考文献［11］知，腹板会在两种情况下失去稳定：一是在剪应力作用下失稳；二是在压应力作用下失稳。为了防止后一种情况产生，常在腹板区设置纵向加强筋板。但是加筋过多不仅会增加制造成本，而且焊缝过多会引起较大的应力集中，故在设计时只考虑在腹板上加1条纵筋。腹板加1条纵筋的条件是g4（X）=x1/x3-160≤0。（15）

5）几何约束条件。考虑到便于焊接加工，板厚不得小于5mm，于是得到几何约束条件：g5（X）=0.5-x3≤0；（16）g6（X）=0.5-x4≤0。（17）利用外点罚函数法，可将该约束优化问题转化为如下无约束优化问题：求X=［x1，x2，x3，x4］T，使min准（X，rk）=x1x3+x2x4+rk6i=1Σ［max（gi（X），0］2。（18）初始化参数为X=［760，310，5，8］，随着r的递增，逐次对准（X，rk）求极小，上述无约束优化问题的最优解X*k收敛于原问题的最优解X*。

3基于MATLAB编程求解最优解

1）MATLAB编程。对于上述非线性无约束优化问题，可以采用MATLAB优化工具箱中的fminsearch函数计算。其格式如下：x=fminsearch(fun,x0,options);[x,fval,exitflag,output]=fminsearch(fun,x0,options);式中：fun为目标函数；x0为初始点；fval为返回函数在最优解点的函数值；exitflag为迭代终止标志；options为设置优化项目参数。

2）优化结果。对程序运行结果所得参数进行圆整，得到表1门式起重机箱型主梁优化结果比较。

优化设计论文篇（10）

1工程概况

该滑坡位于一大型古滑坡群，滑坡体沿线路宽约300m，南北长约400m。该段线路原设计为缓和曲线，总体走向为SW60。，路基从滑坡的中前部以路堑形式通过，其路基中心最大挖方深度大于10m。在边坡的开挖过程中，先是滑坡体西部局部坍塌变形，经2005年4月29日大雨，在滑坡体左侧距线路中心线130m处的二级平台以下，发生地面开裂，裂缝宽40CITI，在K28+120～K28+250段原卸载平台上出现了多条垂直线路的纵向裂缝，线路施工被迫停工。经过8月份的雨季后，滑坡移迅速加大，原裂缝进一步加深、加宽，最宽处达45m左右，深达8m，滑坡体整体下滑。中前部K28+222~K28+258段左右坍塌变形严重，挤压变形厉害，浅层滑坡剪出口局部已经形成，滑动擦痕明显。

2工程地质特征

该滑坡的后缘陡峭，滑坡中间部位有一级滑坡阶地和基岩姥坎，可分为前、后两级滑坡体。从滑坡侧界和滑坡前缘地形地貌等特征综合确定主滑动方向为NW26。左右。滑坡区影响线路里程为K28+018~K28+300段，滑坡体纵向长度约350m，平行路线最大宽度达282m。

根据滑坡勘察资料分析，该古滑坡分为浅层、中层、深层(潜在滑坡)三层滑动。通过野外调查和地质钻探查明，滑体物质主要为滑坡堆积层(块碎石土、角砾和粘土)，滑体前部物质比较杂乱，块碎石、孤石含量较高，块石直径多为1m～3m。滑体中、后部块碎石、角砾含量较低，块石直径多为20cm-30cm，粘土含量增多，滑床主要由微风化凝灰质粉砂岩构成。该滑坡浅、中层滑带主要依附于粘土层与表层块碎石层接触带形成，粘土层中不同深度处有滑动擦痕及光滑镜面存在，均为滑坡曾发生过滑动的佐证。

3滑坡形成的原因及机理分析

根据滑坡工程勘察资料和现场调查情况分析，该滑坡发生的主要原因有以下几点：

1)K28+018K28+300段线路以路堑形式从滑坡的前缘部位通过，最大挖方深度大于10m，在古滑坡体的前缘部位形成了危险临空面，并揭露了老滑坡的滑动面，直接在边坡上暴露形成新的剪出口，导致老滑坡的复活；2)滑坡区后缘弧型延展的基岩陡壁和滑坡体构成庞大的汇水区域，地表水沿裂缝和基岩裂隙下渗至粘土层滑动带，大大降低了滑坡体的抗剪能力；3)古滑坡体物质杂乱，物质结构松散、空隙较大，同时由于取土破坏了地表结恂，急剧降落的暴雨容易下渗，坡体内的水不能及时排除，导致滑带土处于完全饱水状态，抗剪强度骤然降低。各种因素综合作用导致了在老滑坡复活的同时，形成了更深层的滑动面。

4稳定性计算

4、1滑动面C，值的确定(见表1)

4．2滑坡推力计算

滑坡推力按GB50021—2001岩土工程勘察规范4．2．6-1传递系数法进行计算，计算结果见表2。

滑坡体后部取在安全系数K=1．15时计算的滑坡推力F=1245kN／m为设计推力，桩前抗力取313kN／m；前部滑体取在安全系数K=1．25时计算的滑坡推力F：1271kN／m为设计推力，桩前抗力取369kN／m，以此组数据进行滑坡的治理工程设计。

4．3滑坡体稳定性计算

由计算结果可知，该滑坡体后部的稳定性系数在目前状态下K=1．05；前部滑体在工程状态下(K：0．92，1．02，1．04)，滑体处于极限平衡状态。该部滑体的前部滑体、后部滑体无论在自然状态下还是工程状态下都不满足《公路路基设计规范》对高速公路的滑坡稳定系数K的取值范围为1．20～1．30的要求，必须进行治理。

5治理设计过程和方案优化

5．1滑坡治理设计过程

该滑坡曾在2004年12月进行了勘察，并根据勘察结果完成了施工图设计。经过2005年8月的强降雨后，滑坡体开始发生明显位移，坡体、坡面破坏严重，尤其是滑坡体在K28+120-K28十250段原卸载平台上出现了多条垂直线路的纵向裂缝，坡面沉降量多达8m。原先的施工图设计(仅做抗滑桩和坡面截水沟)已不能满足现在滑坡治理的要求，有必要对此滑坡重新进行分析评价和优化设计。

治理工程第二次施工图设计于2005年11月底完成，当设计人员现场确认时，发现雨后的滑坡体西部又出现新的滑塌体，且在滑塌体下部有大量的地下水渗出。经现场重新勘察确定，由于粘土层的隔水作用，该滑坡的浅层滑体完全处于饱水状态，从而增大了下滑力。根据这一新的发现设计人员立刻对原来的设计进行了修改，在挖方边坡上设置仰斜排水孔，并在坡体上增加了两条用以排除地下水的渗水盲沟，使设计更加完善。

5．2滑坡治理方案比选

综合分析滑坡工程地质条件及工程现状，提出以下两个治理工程方案：

方案一：在保持原设计线路的线型、路基高程的前提下，采取上、下两级支挡，中间进行刷方减载的方案，进行滑坡治理。具体方案是：1)在滑坡中后部离滑塌区边界外布置一排普通钢筋混凝土抗滑桩，即上排抗滑桩；2)滑体的中下部位布置一排抗滑桩，即下排抗滑桩；3)截、排地表水、地下水。

方案二：调整原设计线路，将原设计路基高程提高3m，以减少滑坡前缘的挖方量，增加阻滑段，提高滑坡体的稳定性。由于滑坡体易滑动，且滑动面位于路基高程以下，路基提高3m，还需对滑坡进行治理。拟采用的治理方案是：1)在滑坡中后部离滑塌区边界外布置一排普通钢筋混凝土抗滑桩，即上排抗滑桩；2)滑体的中下部位布置一排抗滑桩，即下排抗滑桩；3)对滑动坡体进行坡面整修；4)截、排地表水、地下水。

综合分析各治理方案及工程现状，经比较，推荐方案一为滑坡治理工程设计方案。

6坡体变形监测结果

优化设计论文篇（11）

2电场传感器标定装置结构参数的优化设计分析

基于有限元的相关理论，首先对标定装置的机械结构建立模型。黄色部分为标定装置，蓝色部分为电场传感器。然后，对几何模型进行单元剖分、加载，可求解出标定装置两极板间的电场分布情况。根据求得的电场分布情况，可进行标定装置结构参数的设计。在计算求解过程中，改变加载在两极板间的电压，使两极板间形成的电场强度的理论值始终为20kV/m。被标定的场磨式电场传感器外壳直径8cm，感应片直径6cm，传感器外壳与标定装置的下极板接触。

2.1标定装置极板间距和极板直径对电场的影响研究

在标定装置的设计上，受限于被检电场传感器的尺寸，以及要考虑标定装置的便携性，把标定装置的极板直径L固定为16cm。在L固定的条件下，分析两极板间距H对极板间电场强度的影响，并以此确定极板间距H。依照图2所建立的模型，取H值分别为1cm,2cm,3cm,4cm和5cm,，。横坐标是电场传感器感应片距离标定装置中心的横向距离，单位为m；纵坐标是感应片某一位置处的电场强度，单位是V/m。同时，在感应片的敏感范围（x<0.03m）内，电场强度并非恒定值，而是随着与标定装置中心距离的增加发生了畸变。图6为极板间电场强度实际值的畸变情况。理想情况下，在感应片的敏感范围内，电场强度应保持不变，但由于标定装置中极板边缘效应的存在，使得感应片敏感区域内的电场不是一个恒定值，距离电场传感器的外壳越近，畸变程度越大。定义在感应片敏感范围（x<0.03m）内各个位置处电场强度的平均值与理论值之比为电场强度的畸变率，并用该值来衡量电场强度的变化程度。畸变率越小，说明所产生的电场越接近均匀分布。综上，在极板直径固定为16cm时，极板间距为5cm时，电场强度的实际值与理论值最为接近，且在电场传感器感应片感应区域内电场的畸变最小。同时，在保证H/L小于0.5的条件下，极板直径L对实际电场的影响非常小。

2.2传感器外壳与标定装置的相对位置研究

当标定装置与被检电场传感器配合不好时，容易使被检电场传感器相对于标定装置发生倾斜。模型中，极板直径为16cm，极板间距为1cm，倾斜角度为1.5°。标定装置的倾斜，会对被检电场传感器感应片上方的电场分布造成较大影响。图9是基于图8的倾斜模型计算得到的感应片上方的电场强度的横向分布。由于相对倾斜后，模型不再对称，因此分析了整个感应片上方（-3cm~3cm）的电场强度的横向分布，并将结果与没有相对倾斜时的感应片上方电场分布作了比较。被检电场传感器与标定装置在相对倾斜角为1.5°时的电场的畸变情况，比没有相对倾斜时严重。有相对倾斜时，感应片上方电场分布更加不均匀，因而被检电场传感器与标定装置间的相对倾斜会对标定结果产生较大影响。在标定装置设计中，应使标定装置与被检电场传感器的外壳的直径尽可能接近（极限情况是外径与孔径的差值为零），以使得两者紧密结触，从而保证被检电场传感器与标定装置之间不会发生相对倾斜。

3便携式标定装置的优化设计和实验结果分析

当输出为-3kV至+3KV的可调直流电源加在两极板上时，两极板间的电场强度理论值的范围为-60kV/m~+60kV/m。使用在标准标定装置中标定好的电场传感器测量本文工作中所设计的便携式标定装置中的实际电场。实测电场强度与所加电源电压之间有良好的线性关系，同时，实测电场小于理论电场，两者的比值约为0.92，这与给出的仿真结果吻合。在野外的实际标定过程中，保持被检电场传感器与标定装置的位置不变，使得电场强度理论值与实际值的比值保持不变，在此基础上，可以通过加在两极板间的电压计算出电场强度的理论值，计算出电场强度的实际值。然后，通过电场强度实际值与被检电场传感器输出值两者间的关系，计算出被检电场传感器的灵敏度，实现对被检电场传感器的标定。经过较长时间的现场使用，所研发的便携式标定装置能够方便、快捷地对场磨式电场传感器进行校准。目前，该校准装置已经应用于中国电力科学研究院特高压直流实验基地高压直流输电线路地面合成电场测量系统中，并已取得了良好的效果。