时间：2022-12-16 13:55:30
开篇：写作不仅是一种记录，更是一种创造，它让我们能够捕捉那些稍纵即逝的灵感，将它们永久地定格在纸上。下面是小编精心整理的12篇优化设计论文，希望这些内容能成为您创作过程中的良师益友，陪伴您不断探索和进步。
1自由振动问题的求解
考虑四边简支方板的自由振动，外加载荷q为0，设复合材料层合板的长、高分别为a、h，边界条件为:采用满足(6)式边界条件的Navier三角函数解分别来表示u0，v0，w0，φx，φy;分别代入所求得的控制方程中，可以得到:对应的{U}={Umn，Vmn，Wmn}T;而一阶剪切变形理论和高阶剪切变形理论得到5×5的刚度矩阵和质量矩阵，对应的{U}={Umn，Vmn，Wmn，Xmn，Ymn}T;{U}为x，y，z方向的位移向量。
2数值算例
以正交各向异性对称铺设的四边简支方板［0°/90°/90°/0°］为例，方板长度为a，厚度为h，且层合板的每一层都具有相同的材料参数和厚度。表1中文献［9］是复合材料固有频率的有限元解，文献［10］是根据分层理论所求的解，都具有较高的精度。表1为JD、YJJQ和GJJQ同文献［9］及文献［10］的一阶无量纲固有频率结果对比。从表中数据可以看出，当跨厚比a/h=5时，JD的误差很大，YJJQ也有较大误差，而GJJQ相比于文献有较好的结果;当a/h=10时，JD误差减小，但仍有较大误差。此时，YJJQ和GJJQ具有较好的精度;当a/h=100时，JD、YJJQ和GJJQ同文献［9］及文献［10］的解都较为接近。由表中数据可知，GJJQ精度高，可靠性好。通常，弹性模量比(E1/E2)、跨厚比(a/h)的改变对复合材料层合板固有频率有影响。以数值分析中的方板为例，图1～图3分别是基于3种理论，层合板一阶无量纲固有频率与弹性模量比、跨厚比的关系。
3层合板固有频率的优化设计
1)优化模型建立及设计变量。基于高阶剪切变形原理，建立层合板固有频率等效模型，再将层合板固有频率等效为单层正交各向异性材料的材料属性。复合材料层合板的减振降噪性能通常受其固有频率影响，而有很多因素影响固有频率，如铺设角度、跨厚比、弹性模量比、湿热等等。对其进行优化设计，能提高层合板的性能。以上例中的层合方板为例，基于高阶剪切变形理论下，对层合板的固有频率进行优化，选择铺设角度作为设计变量。2)目标函数及约束条件。本文以上例材料参数作为层合板的初始参数，以层合板固有频率最大化作为优化目标，文中得到的(8)式则是固有频率的目标函数。铺设角取值范围∈［0°90°］。3)优化设计方法。文中以改进的适应度函数［11］遗传算法对目标函数进行优化。遗传算法引导搜索的主要依据就是个体的适应度值。也就是说，遗传算法依靠选择操作来引导算法的搜索方向。选择操作是以个体的适应度作为确定性指标，从当前群体中选择适应度值高的个体进行交叉和变异，寻找最优解。如果适应度函数选择不当，它直接影响到遗传算法的收敛速度、稳定性及能否找到最优解。本文选择种群规模(NIND)为20;遗传代数(GEN)为40;交叉概率(px)为0．7;变异概率(pm)为0．01;代沟(GGAP)为0．95，采用进化代数固定的终止策略。从图4看出，优化目标值随着遗传代数增加呈递增趋势，优化到第10代时找到全局最优解。优化结果为x=0．735，y=0．769，z=15．31;即θ1=44．5°，θ2=44．9°，为15．31。由表2可知，优化后的效果较明显，ω～11从12．40提高到了15．31。
4结论
通过对复合材料层合板的动态非线性分析、求解固有频率以及优化层合板固有频率，得出以下结论:1)复合材料层合板的固有频率随着弹性模量比E1/E2、跨厚比a/h的增加而增大，当a/h足够大时，固有频率在增加的趋势上变化很小。2)当跨厚比a/h＜20时，不适合用经典薄板理论;当跨厚比a/h＜10时，不适合用一阶剪切变形理论。结果证明，高阶剪切变形理论比经典薄板理论和一阶剪切变形理论的精度及可靠性都更好。3)本研究用改进的适应度函数遗传算法对层合板固有频率优化效果明显。
作者：杨加明 杨水清 雷园玲 单位：南昌航空大学
采用传统的建筑幕墙设计，会造成大量的热量散失，造成大量能源浪费。据统计表明，发达国家有超过50%的能源消耗来自于建筑消耗，窗户的热能耗散量是普通墙体的5倍，因此，建筑幕墙会造成大量的能源浪费。为了解决这种问题，就需要设计一种新型的建筑幕墙系统，使建筑在冬天可以大量的接受日照，获取热量，并且能够保温;夏天的时候可以保证空调的产生的热量不散失，与此同时还能保证室内的正常通风，从而达到节能环保的作用。近年来人们还提出了建造光伏建筑幕墙的设想，即建筑幕墙的材料用光伏材料，应用幕墙将太阳能转化为电能加以利用，达到节能环保的效果。设计和建造这类新型功能幕墙需要顶尖的技术和优秀的人才作为支持，中国在幕墙设计和制造方面缺乏自主创新能力，因此在这方面我国的技术还比较欠缺。
2优化建筑幕墙设计的几点建议
由以上的叙述可知，我国的建筑幕墙产业在飞速发展的同时，也存在这一些不可避而不谈的问题，这些问题直接阻碍了我国建筑幕墙产业的发展，下面将对上述一些幕墙设计存在的问题提出一些优化方法。
2．1开发和应用新的玻璃幕墙材料
传统材料虽然便宜易得，但是存在很多弊端。这就要求设计者在设计的过程中更多的发现和使用新材料。比如在幕墙表面涂覆一层具有自清洁作用的涂层，比如说氧化钛，在光照的作用下有自清洁的作用。还可以在幕墙表面镀一层低辐射薄膜，这样就可以使幕墙有很好的隔热作用，起到保温的作用，达到节能减排的效果。除了采用镀层方式隔热外，还可以使用低热传到系数的中空幕墙，目前有一种“悬张式多空腔节能玻璃”正式上市，不仅具有良好的隔热效果，还具有隔声、隔紫外线等性能，可以起到很好的节能环保作用。此外，出于安全性的考虑，要求幕墙具有一定的防震效果，在一定强度的地震中不会掉落，可以在玻璃幕墙上黏贴钛合金薄膜，这样就可以形成有一定强度和韧性的复合安全玻璃。建筑幕墙对材料有着特殊的要求，因此，在幕墙选材时应该材料本身的性能和外部具体条件的要求进行综合考虑，量体裁衣，达到室外室内的安全、健康、舒适、和节能减排的要求。
2．2优化建筑幕墙的招标、设计、施工机制
首先，建筑单位在主体建筑施工之前就应该完成建筑幕墙的设计招标工作，这样不仅可以保证预埋结构位置的准确性，而且在幕墙设计过程中不必追赶工程进度，为设计者提供了充分的时间给出好的幕墙设计方案。其次，应当采取设计和施工分开招标的方式，明确提出相关的幕墙设计收费标准，这样有利于好的幕墙设计方案得到利用，有助于优秀作品的产生，有利于幕墙设计的创新和繁荣。最后，在幕墙设计的审核环节应当尽量由专业的幕墙设计者进行审核，而不是由非专业的土建设计师进行审核，这样可以更好地保证幕墙设计的质量。
2．3加强新型多功能幕墙的设计
目前，我国的建筑幕墙普遍不具有节能环保的性能，极大的浪费了社会的资源，造成了环境的污染，不利于我国经济的可持续发展。基于此，幕墙的设计者大胆的创新极为重要，只有用于创新才能设计出更加环保节能的幕墙。比如国外的设计师设计出了动态幕墙，这种新型的多功能幕墙由通风系统、空调系统、外部环境检测系统、自动控制系统和建筑幕墙组成，这种幕墙可以通过各个系统的合作充分地利用太阳能、太阳光，并保证室内的舒适。在寒冷的冬季，幕墙可以充分利用太阳光的辐射，减少了取暖燃料的燃烧，起到节能减排的作用;在炎热的夏季，可以利用幕墙的通风系统加大室内热能的耗散，减少空调的使用，节约电能。同时拥有可以自动调节的百页这样的装置，可以控制太阳的光线进入室内，调节室内的光线环境，使人们可以更舒适的工作。当然在设计者用于创新的同时，国家也应该采取相关措施，鼓励设计创新，设立相关的奖励制度。
3结语
设计方法
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。
2)过渡段最优解面积分布规律呈现先增大后减小的趋势，并存在最佳扩张度，可使损失最小。这个最佳扩张度应该是进出口面积比、支板翼型等因素共同影响的。
(1)确定建筑的高宽比。在规范中房屋高宽比的规定虽然不是一个必须要满足的条件，但是它是一个对结构刚度、整体稳定，抗倾覆能力，承载能力和经济合理性的宏观控制指数。一般满足高宽比限制的结构有更好的抗侧刚度，是比较科学的结构方案。(2)结构设计。在结构设计时，要根据建筑的材料性能、建筑的功能、建筑的高度、抗震设防烈度、抗震设防类别来选择合适的结构体系。(3)要达到建筑造型和功能的要求。在布置水平构件和竖向构件时，要在满足建筑造型和功能的前提下进行选择，比如梁、柱子、板等，使其构成一个空间结构，从而抵抗水平力和竖向力。竖向力主要由竖向可变荷载和建筑物的自重构成，水平荷载主要由地震和风荷载构成。(4)在正常使用的过程中，高层建筑要具有良好的刚度，防止因为出现比较大的位移，导致结构的承载力和稳定性受到影响［1］。(5)对抵抗水平力的结构构件进行合理的布置。要使结构抗侧力的合力中心和水平合力作用点的投影尽可能接近，从而降低出现偏心的情况，避免产生影响建筑物的扭矩。(6)确定抗侧力构件的具置。质量中心要和刚度中心尽可能接近，减小建筑扭转效应。(7)建筑楼层的高度。通常情况下，建筑面积确定时，如果增加建筑楼层的高度会导致单位面积使用的材料数量增加。
2优化多层框架结构柱网的大小
在建筑工程中，框架结构柱网的布局会直接影响工程的造价，当柱距比较小的时候，力的传递路线比较短，楼盖结构使用的材料也相对较少，但是使用的柱构件材料会增加，和基础费用相比，当柱网比较大的时候，会增加梁的高度，提高配筋率，导致造价升高，所以，柱网尺寸的合理性不仅对结构的受力有比较大的影响，而且还会节省材料的使用量［2］。
2．1结构布置的方案
根据建筑场地以及使用功能的具体情况，分别布置三种结构方案进行建模计算对比。
2．2对比方案
本工程使用PKPM－SATWE软件对方案进行计算，前三个阵型的振动周期，X、Y方向的扭转系数和平动系数如表1所示。从表中可知，方案二的扭转周期出现在第二阵型，说明该方案的结构沿两个主轴方向的侧向刚度相差比较大，且扭转周期比已超过0.9，属于特别不规则结构，在地震作用下建筑的扭转效应较大，可能引起不良后果，故结构方案不考虑方案二。在方案一和方案三中，由于方案三的柱距较小，方案三的梁、柱截面积是最小的，方案一的梁、柱截面积次之。经过对模型进行配筋计算，方案一由于Y向的框架梁的跨度适中，并向外挑出，受力比较合理，配筋的计算也会降低很多，而方案三由于柱网很密，计算得到的梁配筋结果都比较小。两个方案的层间位移计算数据均满足规范要求，方案三在位移比控制方面更具优势，说明其在地震作用下的扭转效应更小。在材料用量方面，方案一使用梁向外进行悬挑的方法可以使内跨梁的受力比较合理，材料的使用量比较经济。而方案三和方案一相比，虽然框架柱的柱网比较密，框架柱数量相对较多，但由于框架柱截面以及配筋均比较小，故方案三梁工程的经济指标总体上要小于方案一。例如在本工程中，方案一钢筋含量约为34kg/m2，方案三含量约为33kg/m2，，市场钢筋时价约为4000元，每立方米砼时价约为350元，则方案三梁柱的综合造价比方案一可节省约22100元，经济性较好。在降低结构柱网大小不会对建筑功能造成影响的基础上，使用方案三时，需要对基础造价因素进行考虑，例如当基础的结构形式为天然地基基础时，两种方案的工程量大致是一样的。当以桩基础为基础形式时，工程量和桩的类型有比较大的联系，如果使用承载力比较小的桩型，在布桩数量方面的差距是不明显的。如果使用单桩承载力比较大的大直径桩型，布桩时考虑单柱单桩，由于柱子的数量增加，桩的数量也会有所增加。所以在设计时，要根据具体的基础工程量和楼盖工程量的和来进行柱网尺寸的选择。
3平面规则对建筑结构造成的影响
建筑结构的平面规则性是影响建筑抗震效果的一个重要指标，规则的平面结构的地震反应要远低于不规则平面结构，地震灾害也会比较轻。结构计算可以将地震影响下结构的受力情况反映出来，使设计人员可以更好的根据地震反应情况对结构进行控制，设计出具有良好抗震效果的结构。通常情况下，越是简单的平面形状，单位造价相对来说就比较低。比如圆形结构，不仅受力相对复杂，而且建筑施工比较复杂，施工过程中需要花费比矩形建筑更高的费用。通常情况下，在建筑施工中，矩形和正方形会更加有利于居家布置和施工，此外还可以有效的降低工程的施工造价，在长方形住宅中，以长宽比为1∶2的住宅为最佳［3］。而且由于工程平面规则，可以充分利用抗侧力构件进行水平力的传送，结构的刚度可以达到设计的要求，具有良好的经济性和安全性。
4结语
1.1对地下排水工程的重视欠缺,设计缺乏宏观整体规划
长期以来城市建设注重地面工程而忽视了地下排水工程的系统设计与规划。在城市规划初期应将市政排水系统设计作为一个独立的系统去规划与设计,并配备足够的资源才能保证在特殊情况下城市的应急排水能够高效和有序的进行。而目前诸多城市的做法往往只是在道路系统设计中考虑地下排水和地表排水,且片区的排水设计无相关性,当放到城市一个整体中时,排水缺陷问题就会暴露。
1.2行业相关标准不健全
目前,城市道路排水系统上下游管道直径参数取值不当,在城市化进程加快的今天,如今的城市排水能效受到诸多因素的影响,有气候的因素,有经济发展不平衡因素和道路工程自身因素等,如今的市政排水设计标准没有能够适应现在的城市路面系统,排水管网直径参数或大或小,排水专用管道与市政其他管道的管线让线冲突与高程出现误差,造成排水性能的降低都是规范要具体规定和严格实施的具体内容。
1.3排水设计无分层设计,混合排流现象造成排水负担
城市排水来源有天然雨水和城市生活污水,而目前城市排水系统一般都是污水与雨水混合排水,这会给排水管道造成过重的排水负担。在发生特大降水时,这种负担将会转变为排水压力,使得降水无法排离城市路面,造成道路大面积或者片区大面积积水,行车在比较低的地段时候由于积水较厚将会淹没行车和行人,同样的现象在北京洪灾中出现过。
1.4排水系统设计思维固化,排水渠道单一
城市排水思路固化的表现是将积水排到地面下或者排出去,而如果能合理循环利用降水可以缓解城市排水管网的排水压力,并且给需要水的地方供水,不需要水的地方排水,这就是雨水排水循环系统的工作原理。目前排水循环系统不仅体现在城市排水设计中,也存在于市政建筑排水设计中,如现在建筑中水回用技术将生活污水和自然用水循环,一方面可以节约用水,一方面可以缓解市政排水负担。
1.5排水应急措施不当,信息预测不准确
现在是互联网时代,对一些市政应急措施的预测应及时、有效、快捷、方便。如在一些降水多发城市和社区应分区进行降水的实现预测,在城市建设和规划初期就可以确定该片区的排水能力和应采取的排水措施,这将得益于如今高速发展的互联网技术和计算机技术,从目前情况来看,由于多数城市对市政排水系统设计的不够重视,很难在计算机技术和信息技术方面采取有效的控制和预测方案,在排水管网的设计与规划、运行、调度、后期维护管理环节存在诸多弊端。
2世界著名城市排水系统优化设计案例
日本是台风多发国家,东京地下排水系统设计就是为了避免城市遭受台风和雨水的寝室而设计和修建的。东京地下排水系统92年开工,06年竣工,历时14年工程堪称世界最先进的地下排水系统。其排水标准5～10年一遇,地下开挖一系列的混凝土立坑,极大提高了雨水的蓄存能力,东京地下排水系统的河道深度高达60m。东京设有降雨信息系统,通过对雨水的数据的收集与统计,合理进行排水调度。古罗马下水道建设2500年至今仍在使用,渠道系统岩石砌筑,将暴雨造成的河流从罗马城排除,渠道系统最大达3×4m的截面尺寸,从古罗马城广场直通台伯河。巴黎的下水道设置了地面上的标路牌,因此可以看出巴黎对地下排水工程的重视程度。巴黎降水频繁,但据报道并没有出现城市因降水而导致的交通堵塞和积水现象。巴黎下水道处于地面以下50m,水道纵横交织,总厂2347km,规模远超巴黎地铁,因此足以可见排水的速度与能效。
3市政排水系统优化设计对策
3.1平面管网优化设计
已定平面管径与埋深的确定优化方法分为直接与间接优化。直接优化是指对各种参数的调节与对比来求得最优化的解决方案。间接优化是指建立数学模型,选择最优化的管径与埋深组合方案。如常用的遗传算法、线性与非线性规划法、动态规划法。管线的优化设计要遵循满足排水功能和效能的前提下,使排水的工程量小。管线的布置和管网优化设计的重要部分。布线原则如下。(1)排水的干管和支管尽量直线型布局不要有弯曲现象。(2)布线利用地形与地势的因素,结合污水厂的设置和重力系统将污水排出。(3)合理的管线埋深(4)管线的长度最优化与挖方的最优化可采用动态优化的方法进行最优方案的选择。例如排水线的引入。(5)管线平面布置方案也可以采取不同管段坡度、管道长度、挖方量三种权重计算,最后根据平面布置方案选择合理的管径和埋深,造价成本的控制也是此过程中需要注意的。
3.2管道设计的优化
排水管道的设计可以采用德国对青岛地下排水管道的造型,蛋形型管材截面形似鸭蛋,设计上宽下窄,排水管道顺畅,污水无法积存与管内,管道的上部分是水泥,下半部分是水泥上贴了层瓷瓦,可以起到防腐蚀的效果。排水管道设置反水阀,被水冲刷了的赃物只能进入水斗,而不会进入排水管道,不会造成管道堵塞,赃物也便于清理,反水阀同时也可以避免管道臭气散发到空气中。
3.3排水系统设计与计算机信息系统的结合
在市政排水设计中,为了发挥排水的效能,应结合计算机信息技术来改善排水的各个环节。如设置降雨信息系统,收集城市雨水和降雨频次数据,以便于各片区排水调度。利用信息系统的预测与统计的结果,在一些容易发生积水和浸水的路面和片区设置雨水调整池。
3.4城市排水与市政基础建设
提高行业标准以便于采取比较恰当的事前和事中处理。在城市市政建设中,地下工程的排水可以设置雨水蓄存措施,如在地下开挖混凝土立坑,同时在下水道内设置高马力水泵,提高疏通地下水的能力。城市路面工程的铺装设计中,采用透水性能强的路面铺装层,可以加强雨水的地下渗透能力,分担排水管道的排水压力,减少地表径流,还可以大大补充表层地下水资源。排水基础设计应考虑修建地下暗渠和地上明渠。并定期和不定期对城市大小河道进行梳理和整治。
3.5排水系统的后期修养与维护
法国巴黎下水道设计中,排水道两旁设置宽约1m的供检修人员通行的便道。维修人员可以定期对下水道的排水泵房、排水管道和其他排水设施的修理和围护,保证排水工作能顺利进行。对市政排水系统的维护人员应该进行定期和不定期的技术培训,使他们能够及时掌握世界排水优秀工程中的新经验、新做法、新的维护手段。这对保证城市道路和地下排水工程的顺畅进行提供了更好的保障。
4结语
外点法求解约束优化问题：对于不等式约束：gu（X）≤0，u=1，2，…，m。
（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。
4结论
根据500GJC-32.3×3型离心式长轴泵的运行要求，确定泵的主要参数，基于传统离心泵水力设计方法，初步确定叶轮几何参数.
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。
2）综合考虑各参数对离心式长轴泵性能的影响，选取重要因素，基于不等扬程设计理论，采用控制变量法对叶轮进行多方案优化设计，并对各方案进行了数值模拟，对比模拟结果发现，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，离心式长轴泵水力性能较优。
一、做好建筑建筑给水排水设计的相关建议
1做好工程的整合
在建筑给水排水设计中，首先一定要做好相应的工程整合，针对建李晓琳江西五方建筑设计有限公司江西赣州341000筑的特点，做好给水系统以及排水系统的设计，要能够在符合相应的规范的前提下，适当的减少管道的数量。另外也要做好对建筑结构、暖通系统以及电气系统等方面的整合，以此来提升相应建筑的美观性。所以相关的设计者必须要具备一个专业的素质，能够针对建筑物的特点，对整体系统的设计方案进行整合，要能够适当降低成本。在进行整合的过程中，其中最为重要的思想就是要坚持服务为主，能够保证设计的舒适性以及合理性，并且要能够保证系统之间的沟通能力，相互改造，从而来提升设计效果。这样能够保证建筑的结构形象美观，并且能够为人们提供一个舒适的整合设计。
2增强设计的可靠性
对于建筑设计来说，可靠性属于一个十分重要的评价指标，因此，在进行建筑给水排水设计时，一定要做好对建筑给水排水的可靠性评价。目前来看，可靠性评价存在一些问题，必须要对其进行改正，其中主要的改正方法有两方面：首先是要能够做好管道材料的选择以及构建的选择，那么将会执行相应的规范以及标准，相关的设计人员一定要针对建筑物的特点，来设计一些比较合适的选材方案，避免仅仅是重视成本的降低，而选择一些比较劣质的材料。其次，是在给水排水设计结构设计中，一定要重视可靠性问题的重要，要避免在设计中出现缺陷，一定要充分考虑到其中所存在的一些安全隐患以及故障，针对这些问题来设置一些解决的对策，从而来提升建筑给水排水设计的可靠性。最后，在进行设计时，一定要引入一些先进的技术以及新型材料，要能够结合实际情况做好创新，打破传统的设计思维，同时也要保证施工的效果，在进行施工前，一定要对施工场地进行全面的勘察，若是发现其中存在问题，那么要及时的更改设计方案，从而来保证给水排水设计的稳定性。
3正确敷设设计管道方案
在给水排水设计中，其中最为重要的一项内容便是做好管道布置的敷设方案，尤其是在相应的厨房以及卫生间，一定做好相关的管道敷设设计，设计的原则一定要遵循国家相关规定的标准。举个例子，对于一些排水管道设计的标准来说，在卫生间中其中一些卫生器具的设计必须要合理科学，尤其是关于排水管道的连接问题，我国相关文件中规定，普通民用建筑的排水立管要大于2.4L/s，卫生器具的排水量设计一般为1.78-3L/s。但是目前来看，一些规范其中规定还是不够明确，这样导致了一些排水管道的连接布置缺乏合理性。根据实际情况来看，在卫生间中的给水排水管道敷设要能够与实际使用效果相互结合，要能够在保证满足用户要求的基础上，提升敷设的合理性科学性，并且要能够防止出现一些溢水以及反味的现象。要想保证给水排水管道设计的合理性，那么相关的设计人员一定要能够充分的针对建筑物的特点进行考虑，从而来结合实际的情况进行合理科学的敷设。
二、结语
在建筑给水排水的设计中，一定要做好设计方案的合理性，要能够在保证设计合理美观的情况下，保证人们居住的舒适性，因此相关的设计人员一定要做好给水排水设计的工程整合，能够做好室内各个功能之间的整合，保证协调性，并且要提升设计的可靠性。另外，也要保证管道敷设的合理性，从而来提升给水排水管道设计的质量。
作者：李晓琳 单位：江西五方建筑设计有限公司
在进行建筑剪力墙机构结构设计时，要充分考虑到设计是否符合规范要求，是否满足实际运行的情况，在进行计算以后，把一些没有必要的多余量删除，计算一定要精准，多余量只能说明计算仍然缺少控制能力，在确保计算准确的情况下，有些甚至不需要看计算书或是建筑方案，这样就可以省去一些不必要的步骤，比如说剪力墙的结构刚度不能够过大，应该是以规定要求的楼层最小剪力系数为目标，这样可以使计算结果接近规范限值。在布置剪力墙的时候，我们应该将它布置成双向的，而不仅仅是单向设置，以此来形成空间的结构；尤其是对于那些抗震设计的剪力墙结构，更应该避免仅单向布置剪力墙。而将剪力墙布置成双向结构来形成的空间结构，我们可以利用这个优点来做些其他的设计，而且剪力墙自身对负重的能力较高，我们可以减少对材料的投资，并且减少材料本身对自然环境的污染。我们不仅达到了对剪力墙的优化设计目的，还减少了环境的污染，这样就符合我们原本意愿。我们这样还可以对规范的要求更加理解，做到灵活使用，让我们的设计更加完美。
2、剪力墙结构的优化设计
2.1对于剪力墙结构的设计，其应沿着主轴方向双向或多向布置。不同方向的剪力墙宜联结在一起，应尽量拉通、对直成为工形、T形、L型等有翼缘的墙，形成一定空间结构。抗震设计时，为了使其具有有较好的空间性能，不能单向设置剪力墙。应使两个受力方向的抗侧刚度相近，剪力墙墙肢截面宜简单、规则。为了能充分利用剪力墙结构的能力，在设计时必须减轻墙体结构的自量、加大空间面积、提高剪力墙的承载力和抗侧刚度等。除此之外，剪力墙的布置不能太密，使结构具有适宜的侧向刚度。若侧向刚度过大，不仅加大自重，还会使地震力增大。
2.2剪力墙墙段设计要求是墙体规则、竖向刚度均匀，门窗孔洞整齐，要有明确的剪力墙肢和连梁，它们之间的应力应该分布均匀，要符合目前常用的计算简图，避免一些刚度差异过大引起的问题。
2.3如果剪力墙较长，应先将其平均分成多个墙体，开挖孔洞，各剪力墙之间的连接部分采用弱连梁连接的方法。但值得注意的是，在进行抗震设计时，应尽量避免开挖孔洞，并且在两个孔洞之间形成墙体肢截面高度与厚度比小于四的小墙肢。当墙厚大于小墙肢截面的四分之一时，需按框架柱设计要求对箍筋进行全高加密。
2.4当剪力墙结构平面内的刚度和承重力较大，而平面外刚度和承载力相对较小。为了保证剪力墙平面外的稳定性，就应控制剪力墙平面外的弯矩。
2.5剪力墙的设置能够影响到结构的抗侧刚度的大小，为避免刚度发生改变，应自下而上连续布置。但是值得注意的是，若剪力墙沿高度不连续，会对导致剪力墙结构的刚度沿高度而发生突然变化。
3、剪力墙结构优化设计措施
3.1注重转换层结构设计
新时期高层建筑越来越多，使用功能也是逐渐的多样化，对于一些多功能的高层建筑来说，上下两部分的使用功能是不一样，因此就要考虑到转换层的结构设计，在设计的时候，要充分的考虑到大空间的剪力墙转换难度大，调整上下之间的刚度使之达到相互接近值，由于转换层本身的刚度和质量不应该大，可以通过在水平力的作用下，精确的分析转换层位移角是否均匀，通过仔细的分析可能存在的问题，研究具体结构的内分配问题，才能保证转换层结构设计的完整性。
3.2优化连梁设计
对于连梁非抗震及抗震设计，高跨比大于和小于2.5这两种情况，规范在截面受剪承载力以及配筋这两个方面都有明确的要求。塑性调幅可以采取以下两种方法：①将连梁的刚度在内力计算之前进行折减。②将连梁的弯矩与剪力的组合值在内力计算之后再乘上一个折减系数。不管是采用哪种方法，应该确保经过调整后连梁的弯矩、剪力设计值不得小于使用阶段实际值，也不得低于设防烈度低一度的地震组合所得的弯矩设计值。防止在正常使用状况下或者较小地震作用下产生裂缝，影响结构安全。另外，还必须要重视连梁的铰接处理。
3.3底部加强部位的设计优化
一般在进行高层剪力墙结构设计时，最底部分的高度可以获取嵌固部位以上，墙肢总高度的十分之一和底部两层的较大值；底部带转换层的高层建筑结构，其剪力墙底部加强部位的高度可取框支层加上框支层以上二层的高度及落地抗震墙肢总高度的十分之一二者的较大值。当将地下室顶板视作嵌固部位，在地震作用下的屈服部位将发生在地上楼层，同时将影响到地下一层，此时地下一层的抗震等级不能降低，加强部位的范围应向下延伸到地下一层，并应按规范要求在地下一层设置约束边缘构件。
4、结束语
研究的高刚度卧式空气静压主轴由双向止推轴承和径向轴承组成，下面分别建立止推轴承和径向轴承的椭圆型偏微分方程形式。以MATLAB软件中的PDE工具箱为求解器，编制程序进行迭代求解空气静压主轴的承载力、刚度和流量等静特性。
2空气静压主轴的仿真优化设计
空气静压主轴的性能受到结构尺寸、供气压力、气膜间隙、节流孔孔径和数目等诸多参数的影响。在仿真计算中对部分影响主轴性能的参数做正交实验，选择最优化的空气静压主轴结构参数。在径向轴承中，径向节流器的长度、节流孔孔径及分布、气膜间隙等影响最大，在恒定气膜间隙和供气压力的情况下，分析以上参数之间的相互影响;而止推轴承中气膜间隙和节流孔孔径以及分布等影响较大。采用基于MATLAB软件PDE工具箱自主研发的程序进行数值仿真分析，并根据其他主轴的实验结果修正了仿真分析程序。为了确定空气静压主轴的结构参数，仿真采用了正交实验的理论方法，空气静压主轴的转子直径为100mm，为了提高径向的承载和刚度，径向节流器相对立式主轴较长，因此设计时径向节流器为2段，每段长度分别采用80、100和120mm3种形式，每段节流方式为双排小孔(每排12个)节流;止推轴承有效承载面外径为226mm，内径为106mm，节流方式为双排(每排12个)小孔节流;供气压力ps=0.5MPa(绝对压力);间隙为目前国内外气浮主轴普遍采用的单边10μm。在优化设计中，上述提到的参数对轴承性能(刚度、载荷)的影响是单调的，在更大程度上受到加工能力和结构尺寸的限制。空气静压主轴的优化设计主要是确定轴承的气膜间隙和节流小孔直径的最优匹配关系，优化设计的目标是根据使用情况实现刚度或承载最大。根据以上方案数值仿真的结果，得到优化的空气静压主轴的关键参数。其中，对于径向轴承，气浮间隙为10μm，供气压力为0.5MPa，长度为100mm，节流小孔直径为0.1mm，节流孔距端面距离为节流器总长度的1/4时，得到最大径向刚度171N/μm，两段为342N/μm。对于止推轴承，单边气膜间隙为10μm，节流小孔直径为0.1mm，得到最大轴向刚度723N/μm。采用以上优化后的结构参数，可以达到该套空气静压主轴的最优性能。
3实验测试
3.1实验装置
实验采用的空气静压主轴采用双向止推轴承和径向轴承的T型结构，止推轴承和径向轴承独立供气。主轴的转子与止推板组成转子组件，径向节流器与下止推节流器的垂直度误差均要求小于1μm。止推间隙由垫环与止推板的厚度差来保证，径向间隙由径向节流器与转子的直径差来保证。止推和径向的气膜间隙一般控制在10～15μm之间，具体参数由实际使用情况和仿真分析结果确定。空气静压主轴的精度一般受到驱动电机的影响，要实现其超高回转精度，驱动是非常关键的一个环节。实验采用的空气静压主轴采用分体式力矩电机，力矩电机的转子采用直联的方式与空气静压主轴的转子连成一体。采用这种连接方式，省去普通联轴器传动环节，因此简化了传动路径，提高了主轴的回转精度。该结构还配备了旋转变压器和高精度圆光栅来提供位置反馈信号，为实现C轴功能，还配备了旋转变压器。
3.2实验结果
采用上述方案对卧式空气静压主轴的轴向和径向刚度进行测试，在供气表压为0.5MPa时，测得轴向刚度为785N/μm，径向刚度为313N/μm。实验结果与仿真结果比较，轴向刚度的误差为7.9%;径向刚度的误差为9.3%，证明了优化设计方案的可行性。
4结论
设计思路：运营管理由人、流程和产品实现管理，通过系统的运作得到有效的评价。借鉴先进的运营管理模式。地产企业自身的情况进行运营管理体系的思路设计，设计方面主要由以下四点构成：战略管理、战略管理体系、流程管理体系及绩效评价体系。这四点体现的就是从哪管、管什么、如何管和效果如何。
二、地产运营管理体系优化的战略设计
运营管理体系构建可以为企业提供战略的组织保障，所以，进行运营管理体系优化的战略设计一定要明确。对企业优热和劣势进行系统的分析，确定企业战略目标。企业外部威胁：企业外部环境受到政策、经济和社会等多方面因素影响和威胁。政治上，房地产企业受到国家土地管理越来越严格的影响，导致土地成本不断升高，地房开发资金不断增加；经济上，受到银行贷款政策日益严格，甚至可能改变政策的影响，使地产开发融资十分困难，造成资金的紧张，竞争激烈；在社会上，消费者的消费日趋理性化，要求企业专业性要不断提高。企业外部机会：外部有威胁就有机会。在政治上，由于国家或地方政府都有一定的税收减免政策，对房地产行业可以起到一定的支持；在经济上，城市圈的建设为地产行业带来发展机遇，而且居民收入不断增长，也影响了地产行业发展。内部劣势：地产行业内部也要进行优劣势的分析。劣势为，地产行业众多，如果地产开发企业的知名度不够，品牌不强是很难获得竞争的机会；如果地产企业规模不大，也很难获得土地资源的开发权，企业的发展就受到很大的约束；地产企业如果规模不大，管理上就会不科学，尤其是中层管理人员水平受到一定的限制；如果地产企业的资金和实力不够强，很难实现融资。内部优势：地产企业即便有一些劣势，还有很多优势存在。地产企业如果是本土企业就会了解本地文化与消费习惯，可以了解消费者的实际需求，开发出真正适合本地区消费者需求的产品；地产企业如果规模小，就可以进行灵活的组织，可以通过不断的创新，使企业获得更大的发展空间。
三、地产运营管理体系优化体系的组织设计
地产企业的运营管理要实现战略目标，就要具备相应组织体系的保障，而地产企业现行组织架构基本上是可以满足工程项目开发的实际需求的，不过，要将组织架构进一步优化，更利于地产企业的发展需要。在组织静态结构上看，各部门的职责都定位在利于公司的发展和要求上，而静态的结构优化是对某些缺失职能的优化，例如：成本的管理和定位、策划等方面职能。在组织动态结构上看，地产企业的组织体系责权并不清晰，使各部门的动态职责和各方面的配合、接口都不清晰，这种责任不明确和组织效率低的行为都会影响地产企业的正常发展。对组织动态结构的优化是建立起清晰权、责的组织体系，使各部门间更好的实现沟通和协调，使领导可以更好的以事务性管理来解决问题。
四、地产运营管理体系优化体系的业务流程设计
地产企业业务流程中还存在很多问题，最主要的问题是未按照系统方法实现流程的规划，而业务流程可以分级和分类，通过规划管理明确流程的管控体系，使地产企业的工作效率低下，十分繁琐和复杂。地产企业结合自身组织的结构，以价值链完成业务流程的分级分类，然后进行规划，建立起业务流程体系。以价值链的理论，地产企业的价值链以基本活动与辅助活动组成的。基本活动从开发的顺序可以分成：环境调研、土地资源的开发、工程项目定位、营销策划及工程管理等方面内容。
五、地产运营管理体系优化体系的绩效评价设计
地产企业的绩效评价系统是以主要构成要素来展开的，而绩效评价系统有评价主体、客体、目标、指标、标准、方法及报告等内容组成。通过对地产行业及施工企业经营的特点进行综合的分析发现，结合了地产企业战略和组织架构、运营体系后，可以总结出影响地产行业绩效的重要因素，借鉴了平衡积分卡，可以优化地产企业运营绩效评价的指标体系。
六、结束语
关键词：框撑－核心筒结构超限高层受力性能刚度
1工程概况[1]
本工程位于重庆市渝中区的中心地带，建筑面积约100000m2，由7层裙楼及56层塔楼组成，裙房平面尺寸为81m×54m，塔楼平面尺寸为34m×34m（外包尺寸为37.6m×37.6m），将地下二层按规范要求的嵌固构造处理，使其作为上部的嵌固端，嵌固以下埋深11.9m，以上229.3m（结构计算高度）。建筑总高度为241.2m（未包括出屋面的电梯，观景厅及水箱间的高度），核心筒平面尺寸14.6m×14.6m。该结构平面布置规则、对称，竖向抗侧力构件上下连续贯通、无刚度突变（见图1、2）。
该项目地下部分及塔楼筏板基础建成后停工至今已达三年之久，被市列为“四久工程”。
2结构优化
2004年7月业主委托我院对该项目进行方案优化设计，要求方案满足建筑扩大空间、结构安全、经济合理并符合超限高层建筑抗震规范要求。对原设计单位所作的结构设计方案，我院提出以下优化意见。
①减少框架柱数量，增大建筑空间
为满足建筑大空间的功能要求，将原设计方案中每边八根柱减少到每边五根柱，底层柱截面由原设计的1500mm×1500mm、1400mm×1500mm增大为1800mm×1800mm、1700mm×1700mm，上部各层柱分段减小，以满足轴压比的要求。优化后可以增加建筑使用面积约750m2，并节约混凝土用量约2700m3。为了弥补结构抗侧刚度的不足，在塔楼四角区设置“L”型桁架（见图3），构成框架桁架结构，内部布置剪力墙核心筒，形成框撑－核心筒体系。并且在建筑上将四周的支撑暴露，造型美观，具有独特的标志性风格。
图1结构平面示意图图2建筑轴侧图
②减小核心筒内墙墙体厚度
经过计算分析，芯筒内的内墙对抗侧刚度贡献较小，主要承受的竖向荷载是墙体本身的重量，因此可以将内墙厚度适当减薄。原设计方案芯筒内墙厚度为800、400、350、250mm，优化设计后改为400、250、200mm。同时将原设计中芯筒外墙厚度也减少100mm，由此可以节约混凝土用量约4500m3，增加建筑使用面积约1250m2。
③其他
在满足结构安全的情况下，将原设计方案中窗群梁由500mm×1500mm优化为500mm×700mm，塔楼井字梁由250mm×450mm优化为200mm×400mm。
3结构整体分析
3.1设计基本参数
①设计基准期50年，使用年限100年，安全等级为一级，地基设计等级为甲级。
②本工程抗震设防烈度为6度，地震分组为第一组，设计基本地震加速度为0.05g，建筑抗震设防类别为两类。由于本工程特别重要，现将建筑设防类别提高为乙类。由于本工程建筑场地为I类场地，仍按本地区抗震设防烈度的要求采取抗震构造措施。该工程为B级高度建筑，其结构抗震等级剪力墙和框架柱均为二级。
③场地的特征周期，水平地震影响系数最大值，放大系数。
④基本风压为0.45kN/m2，基本风压增大系数取1.2，即按0.54kN/m2取用。地面粗糙为C类，风压体形系数、风压高度变化系数及风振系数均按《建筑结构荷载规范》GB50009-2001的规定采用，楼面活荷载标准值按荷载规范取值。
3.2主要结构构件截面
表1核心筒剪力墙尺寸
楼层
心筒外墙厚
心筒内墙厚
-2F～4F
800
400/250/200
5F～21F
700
400/250/200
22F～32F
600
350/250/200
33F～40F
500
350/250/200
41F～53F
400
300/200
53F以上
400
300/200
表2框架柱截面尺寸
楼层
角柱
中柱
框架主梁
-2F～4F
1800×1800
1700×1700
500×700
5F～22F
1800×1800
1700×1600
500×700
23F～31F
1700×1700
1700×1400
500×700
32F～39F
1600×1600
1700×1200
500×700
40F～52F
1400×1400
1700×1000
500×700
52F以上
1200×1200
1700×800
500×700
表3混凝土强度等级
楼层
核心筒墙
框架柱
梁、板
-2F～24F
C60
C60
C30
25F～33F
C50
C50
C30
34F～42F
C40
C40
C30
42F以上
C30
C30
C30
3.3计算模型与程序
根据本工程结果的特殊性，结构整体分析采用SATWE和TAT两种软件分析计算。为了优化结构设计，并充分利用已经施工完成的基础，根据专家组的建议，分别对六柱方案、五柱方案和四柱方案三种框撑－核心筒体系进行计算分析。综合分析以上三种方案，专家组一致推荐第二方案，即五柱方案。
3.4主要计算结果
①五柱方案
表4～表6为SATWE和TAT主要计算结果的对比分析。应说明的是，采用SATWE程序计算，可将楼板按弹性楼板考虑，消除了复杂结构体系按刚性楼板假定计算带来的误差。
(a)平面图(b)立面图
图3五柱方案
表4模态分析计算结果
分析软件
SATWE
TAT
备注
结构总质量（t）
147815.625
146626.9
第1周期（s）
5.6758
5.8466
第2周期（s）
5.5607
5.7573
第3周期（s）
2.3090
2.5085
<0.8T1
第4周期（s）
1.4015
1.4830
第5周期（s）
1.3840
1.4739
第6周期（s）
0.8100
0.8773
第7周期（s）
0.6542
0.6842
第8周期（s）
0.6194
0.6466
第9周期（s）
0.4535
0.4717
注：表中只列出了前9个周期。
表5抗风计算结果
分析软件
SATWE
TAT
备注
x向最大层间位移
1/1163
1/1033
满足规范要求
y向最大层间位移
1/1127
1/1012
满足规范要求
x向顶点位移
163.25
181.97
满足规范要求
y向顶点位移
170.03
185.73
满足规范要求
x向总剪力（kN）
12813.6
12999.04
y向总剪力
12796.3
12982.13
x向总倾覆力矩（kN·m）
1860922
1896806.4
y向总倾覆力矩（kN·m）
1860582
1896478.6
表6抗震计算结果
分析软件
SATWE
TAT
备注
x向最大层间位移
1/1836
1/1969
满足规范要求
y向最大层间位移
1/1804
1/1968
满足规范要求
x向顶点位移
102.01
90.62
满足规范要求
y向顶点位移
105.01
91.26
满足规范要求
x向总剪力（kN）
8410.2
11730.15
y向总剪力
8491.4
11730.15
x向总倾覆力矩（kN·m）
1124786
1565804.38
y向总倾覆力矩（kN·m）
1112582
1536540.25
考虑第I振型，并忽略阻尼的有利影响，计算出结构顶点顺风和横风最大加速度：，，均满足高规规定的小于0.15m/s2的要求。
②六柱方案
最大轴压比0.66
结构顶层最大加速度：，。
内筒尺寸不变，外框架柱底层面积率为原设计方案（“筒中筒”方案）的71.4％。
(a)平面图(b)立面图
图4六柱方案
③四柱方案
(a)平面图(b)立面图
图5四柱方案
最大轴压比0.69
结构顶层最大加速度：，
内筒尺寸不变，外框架柱底层面积率为原设计方案（“筒中筒”方案）的76.0％，需设置三个加强层。
④计算结果对比分析
表7计算结果对比分析表
T
Δ/h
备注
筒中筒体系
6.2951
1/817
0.75
原设计方案
框撑－核心筒结构体系
六柱方案
5.4618
1/1433
0.66
0.05890
四柱方案
5.7756
1/1237
0.69
0.13840
有加强层
五柱方案
5.6758
1/1127
