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
（1）铰制器用铰直轮材料抗磨强度低，造成打捆线表面质量及直线度差，打捆线因回抽而无法完成打捆。
（2）四台线道小车通过中心板连接在一起，通过液压缸的带动来完成打捆线的穿线工作，由于长时间的运行，1#打捆机4#线道由于重力作用小车容易发生下沉变形，线道小车底部滑道与支撑辊之间脱离，支撑辊无法起到支撑作用，从而造成液压缸活塞杆在前移的过程中由直线运动变为抛物线运动，活塞杆前端下沉疲劳折断产生故障时间。并且由于线道小车下沉，造成打捆头与线道小车穿线困难，造成打捆机顶线或送线不到位。
（3）线道内打捆线的传送运行靠深沟球轴承支撑传动，因此线道内球轴承用量较多，每台线道小车用量约400盘，摩根打捆机所用轴承型号为6301，由于轴承直径小，承载能力差，并且由于打捆线在穿线过程中的冲击作用，轴承损坏频繁，并且由于数量多并且轴承在线道内部，当轴承损坏时很难进行更换，造成打捆线回抽，影响车间的生产。
（4）各线道处常开翻板导槽用橡胶弹簧使用寿命短，当弹簧失效或弹簧座开焊的时候造成翻板关闭不严，打捆线回抽，更换橡胶弹簧或弹簧支座需要拆卸导槽用时较多。
2解决方案的确定
摩根公司经过几年的研究并且结合用户在使用过程中提出的不足，对现在生产的打捆机进行了部分的改造，如升降台的升降采用了曲柄连杆结构，由液压缸来带动升降曲柄的运行从而带动升降台的运行；弧形导卫与双线导槽设计成一体结构，并且将扭簧采用圆柱螺旋压缩弹簧代替。但若对摩根公司早期线材打捆机进行升级改造，升级费用较高，仅单台升级备件费用就高达48万，并且即使升级改造后因新旧线道的兼容性差，使用故障率较高。这就需要有针对性的优化设计来消除设计缺陷形成的隐患，确保打捆机的稳定生产。经对打捆机的认真研究以及对打捆机各类故障的分析，形成了以下优化设计思路。
2.1升降台系统
（1）将法兰轴承座体材质由铸铁改为铸钢，增加座体的抗冲击性能。
（2）将底座球面轴承改为滑动轴承。
（3）在升降台升降液压缸的两侧增加支撑导向机构。
2.2线道系统
（1）更改铰直轮的材质及公差尺寸，延长铰直轮的使用寿命。
（2）更改线道小车支撑辊结构，增加受力面积，确保线道小车的稳定运行。
（3）将轴承6301进行优化改造加工成厚壁轴承，保持轴承外径尺寸不变，去除法兰缘衬套，将轴承内径尺寸做成与法兰缘衬套内径尺寸相同。
（4）更改橡胶弹簧橡胶材质，由普通橡胶改为进口硅胶，增加弹簧的弹性及使用寿命。将弹簧支座由焊接结构改为一体结构，采用线切割加工。
3具体实施措施
3.1升降台系统
（1）针对于升降台内臂、外臂连接法兰轴承经常受冲击损坏的问题，将法兰轴承座体的材质由铸铁改为铸钢，增加轴承座体的抗冲击性。
（2）针对于升降臂与底座连接的球面轴承经常损坏的现象，将球面轴承结构改为滑动轴承结构，滑动轴承材质选用铸铜、外形尺寸为准45×准57×49；轴承座根据滑动轴承的外形尺寸以及原球面轴承的安装尺寸重新设计。
（3）支撑导向机构。支撑导向机构结构图如图1所示。支撑轴通过M64螺纹与升降台拖枕连接在一起，支撑座与升降台底座通过螺栓把合，导向套对支撑轴起到支撑导向作用，通过支撑轴的支撑导向作用来减少升降台的晃动，保证车间的稳定运行。此结构对升降台稳定运行起到关键作用的是支撑导向套，此支撑导向套采用橡胶材质，导向套中间部位打斜口以便于安装。
3.2线道系统
（1）改变铰制器铰制轮的材质，由45#钢改为42Cr-Mo，并且对铰制轮表面采用高能离子注入技术进行表面硬化，提高铰制轮的综合力学性能及耐磨性，同时将铰制轮的外形尺寸由准（69.90～70）mm改为准（70～70.05）mm，通过偏心轴来调整铰制轮与打捆线的相对位置，提高打捆线的表面质量。
（2）1#、4#线道小车在重力的作用下容易发生变形，并且线道小车导向面磨损变形以后，小车支撑辊与小车导向面接触面积变小，支撑辊失去支撑作用造成定位锥头与打捆头定位不好，无法完成打捆线穿线动作。针对此情况对支撑辊进行优化设计，将辊面加长由原来的30mm增加到60mm，内部结构改为双滚针结构，增加了支撑辊的灵活性及抗载荷能力，支撑辊与小车接触良好。
（3）将线道用6301轴承进行优化改造加工成厚壁轴承，保持轴承外径尺寸不变，去除法兰缘衬套，将轴承内径尺寸做成与法兰缘衬套内径尺寸相同，提高轴承的抗冲击性。
（4）橡胶弹簧内部弹性元件材质由普通橡胶改为进口硅橡胶，弹性元件的弹性增加。橡胶弹簧支座由原来的焊接结构改为一体结构，并且使用线切割进行加工，避免了弹簧支座开焊现象的发生。
4结束语
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
某小型水电站工程位于阿坝州黑水县小黑水河下游，其作为小黑水河梯级开发工程的次一级水电站，整个小型水电站工程的开发模式以引水式水电站为主要形式，工程施工阶段需要依次完成首部枢纽、引水隧洞、调压井、压力管道、厂房以及升压站等构筑物的施工，所以该小型水电站工程在本质上属于典型的中水头径流引水式电站。该小型水电站在设计过程中的引水流量为16．90m3/s，其中首部底格栅栏坝的引水流量设计标准为2．11m3/s，将其与上游水电站尾水设计流量14．76m3/s，共同作为该小型水电站的设计引水流量，所以该小型水电站工程的装机容量为21MW，小型水电站每年需要运行近4745h，同时该小型水电站工程开发中不具备其他综合利用的要求。
2、对小型水电站引水系统进行优化设计的必要性
小型水电站工程在实际开发展具有良好的经济价值与应用前景，是水利水电工程领域中一种较为先进的流域开发方式，可以作为未来水利水电工程建设的成功案例进行参考。由于该小型水电站工程需要引用上级电站的发电尾水，上级发电站的发电尾水为14．76m3/s则基本可以达到其设计引用流量的87%左右，如果在该小型水电站设计阶段可以将这一部分尾水直接引入引水隧洞，由于这一部分尾水的清洁度较高则不需要设置底格栅栏坝引水廊道和沉砂池，这对降低该小型水电站首部的工程量与成本投入有着重要作用。
本文认为梯级水电站中上一级水电站与次一级水电站不仅存在电力联系，水力联系也是梯级水电站设计过程中不能忽略的一个主要因素，虽然电网负荷的平衡、机组躲避振动区、机组出力限制等方面会对其产生约束，同时也要满足防洪、灌溉、航运、生活及工业用水等多个社会方面的需求。因此，该小型水电站引水系统优化设计过程中，设计人员应充分考虑电离平衡、水量平衡、区间径流以及尾水衔接等多项问题，该梯级流域中上下2级水电站在设计中均设置了带有调压室的长隧洞，所以在引水系统优化设计中要充分考虑其缺少一个稳定的无压过渡段，再加上优化设计中由于要涉及到上下2级水电站不同的运行方式，所以要实现水力过渡这一过程是一个相对复杂的内容。
该小型水电站在运行过程中由于其引用流量的87%都是来自上级水电站，所以两所水电站的负荷变化容易对彼此之间产生影响，上级水电站在正常运行中如果突然丢弃全部负荷，则会导致该小型水电站在运行中的发电引用流量随之不断降低，这会导致该小型水电站需要通过立即关闭全部机组来避免其受到影响。如果导叶或调速系统在该种情况下发生故障，则要立即采取关系碟阀的措施来及时完成停机处理，才能避免该小型水电站的压力隧洞进水口不会因进气对系统产生影响，所以在充分考虑上下游两级水电站平顺连接和该小型水电站调节性能的要求，本文认为应该采用无压隧洞的优化设计方案来做为两级水电站的过渡段，避免该小型水电站在联合运行过程中因引水隧洞进气或水压过大而发生一些安全事故。
3、小型水电站引水系统的优化设计方案
3．1首部枢纽的优化设计
该小型水电站上级水电站尾水池后利用有压引水箱涵将尾水引入到左岸取水口处，引水箱涵在设计阶段以地下室暗涵的方式作为主要结构形式，其设计标准为长32m、宽7．1m、高3．4m的钢筋混凝土地下室暗涵，并通过分为2孔的方式进行布置，单孔的设计标准为宽2．3m、高2．4m。钢筋混凝土引水箱涵主要布置于沉沙池下游干砌石海漫段，在施工过程中要采用砂卵石对其进行分层碾压确保其密实度，底部需要通过合理设置盲沟排水来满足其运行要求，过水表层通过浇筑埋石混凝土来确保其整体性能可以满足运行要求。弼石沟来水需要经过沉沙池后才能进入到左岸取水口，这样便可以与上级水电站尾水会合后流入到该小型水电站的引水隧洞。
3．2 引水隧洞的优化设计
该小型水电站引水系统优化设计过程中需要对引水隧道的局部构造形式进行调整，将引水隧洞结构形式由原设计方案的马蹄形有压隧洞调整为城门洞形的无压隧洞，同时也要将城门洞形无压隧洞的设计标准调整为底宽3．1m、直墙高3．4m、最大净高4．41m，并且要将整个隧洞的进口底板高程控制在2292．8m，隧洞在施工过程中需要采用混凝土或钢筋混凝土衬砌，并要通过加固围岩来确保其整体稳定性，利用锚杆与固结灌浆来确保整个引水隧洞的结构强度可以满足运行要求。本文在优化设计中充分考虑到无压与有压隧洞之间连接的平顺，避免小型水电站运行中因上级水电站丢失负荷而出现无压隧洞封顶的事件，则要在有压隧洞与无压隧洞结合处通过设置侧堰溢流建筑物和溢洪道，并要通过将施工支洞改为泄洪洞来满足其整体运行要求。
3．3泄水隧洞的优化设计
为了满足该小型水电站运行需求则要将施工支洞改为泄水隧洞，泄洪隧洞在设计过程中要以垂直引水隧道方向进行布置，这样便可以溢流下泄的多余水量通过其排放到冲沟，然后汇入到主河中避免其对该小型水电站的整体运行状况产生影响。溢流侧堰与泄水隧洞在设计过程中要按照机组全甩负荷工况下的泄流量为标准，为了在设计过程中可以对洞室横向宽度进行适当的调整，进一步降低整个洞室在开挖施工中的施工难度，并要充分考虑侧堰只需要在小型水电站甩负荷时发挥泄流作用，所以在优化设计阶段采用薄壁堰作为主要的结构形式，将堰顶高程要控制在高出正常水位近0．1m左右，这样才能满足该小型水电站甩负荷时的整体运行要求。同时也要对与溢流堰后泄水陡槽相连接的泄水隧道形式进行优化设计，本文认为其可以采用城门洞形来满足整个系统运行要求，其设计标准为底宽1．7m、纵坡8．2%，这样便可以确保其泄流量达到16．88m3/s时泄洪隧洞的水深可以控制在1．174m左右，完全可以满足整个小型水电站引水系统的运行性能要求。
4、小型水电站引水系统优化设计结果分析
该小型水电站在优化设计中将有压隧洞前设置底坡为12．4%的无压过渡段，则可以作为上下两级水电站在运行过程中的无压引水与有压引水的连接过渡，其设计标准为长101.34m、底坡12．4%、前81．34m，其后20m部位则要作为一个平段，断面尺寸在设计过程中要与有压隧洞的断面尺寸保持高度一致。该小型水电站引水系统经过优化设计后，其底部栅栏坝的底宽优化为6．0m，沉沙池的净宽也优化为7．5m，其平均工作水深也优化为5m。进过对该小型水电站引水系统的整体优化设计，有效降低了施工单位在该小型水电站施工过程中的首部整体工程量，同时技术人员经过计算可以确定该小型水电站在采用无压隧洞后，上级水电站丢弃负荷后可以确保其有压隧洞在12min以内不会进入空气，这一段的时间完全可以做为该小型水电站在上级水电站故障后的应急事故处理时间，与原方案相比该优化后的方案设计不仅可以有效降低工程量，同时也对加强该小型水电站的管理与机组运行效率有着重要作用。
5、结语
1.1研究对象
该零能耗太阳能住宅位于天津市天津大学26号教学楼旁，北纬39.1°，东经117.2°，海拔5m。运用Airpark2.1模拟软件模拟参赛建筑室内通风工况，作为建筑设计前期的室内风量预测，优化设计方案。首先建立住宅物理模型和数学模型，然后划分网格和求解。建筑布局：建筑风格以“徽派民居”为原型，空间布局吸取中国传统的“庭院”布局，既可作为整个空间布局的视觉中心，又可成为建筑空间的“环境调节区”，同时解决建筑的采光、通风问题。建筑空间布局围绕中庭南向依次布置餐厅、客厅、书房、卧室，在北向布置卫生间、厨房，成为“温度阻尼区”。住宅采用木结构体系，墙体采用欧松板和聚苯乙烯复合的SIP结构板。室内家用电器齐全，根据生活需求配置相应的工作任务来考核室内的物理环境控制情况，为住宅的平面图。
该零能耗住宅建筑面积为74m2。建筑北侧卫生间窗户为1.2m×0.35m，厨房窗户为1.35m×0.6m；建筑南侧书房的有效通风面积为0.8m×0.8m，餐厅窗户为1.4m×1.2m，所有侧窗距地板高度均为0.9m；在中庭上空安装了3扇1.4m×1m的天窗，天窗距室内地面高度为2.5m。住宅为3口之家使用，室内家电齐全：1台笔记本电脑、1台电视、烤箱、电磁炉、冰箱、5盏荧光灯等。数值模拟方法分别对人坐、站立、行走高度的风环境进行模拟，使室内空间具有良好的通风组织。根据零能耗太阳能住宅原型的自然通风特性和内部布局，进行大气边界条件的设置并建立室内不同工况的自然通风模型，再选用k-ε两方程湍流模型进行模拟求解。室外送风口送风风速为5.5m/s，送风温度为20℃，送风湿度为30%，相对湿度为40%。根据居住设计要求，室内四季恒温24℃±1℃，并且始终保持40%~55%的湿度，室内空气悬浮颗粒物、CO2浓度等均有严格的指标控制。本课题研究的是住宅室内自然通风，选择标准k-ε湍流模型。动量松弛因子和压力松弛因子取值分别为0.7和0.3。
1.2网格划分
网格的划分质量决定计算结果的精度和运算时间。网格单元最大X、Y、Z尺寸为该空间相应方向尺寸的1/25，Airpak2.1软件自动生成模型中各个区域的网格，调整网格的疏密和网格质量，网格数48175，检查最小网格单元容积，网格质量划分良好。根据运行求解，迭代次数适中，计算收敛良好。
1.3模拟方法模拟条件
送风风速为5.5m/s，室外空气温度为30℃，笔记本电脑开启，1人坐在电脑桌前，室内共3人活动。室内冰箱、电脑热源开启。室内风压、热压共同作用的自然通风常出现温度分层，模拟取X=4.8m、Y=2.5m、Z=2.8m处的测试断面，测点选取离地板高度H=0.8m、H=2m的位置，这些测点能较全面反映该住宅内的温度场和速度场分布情况。
2模拟结果分析
建筑室内送风口的形式、数量和位置、排（回）风口位置、送风参数（送风温度、送风口风速）、风口尺寸等均会影响气流流动模式，通过不同工况的模拟，预测流场来指导设计和探讨紊流模型的准确性。由于自然通风气流运动具有不可控制性，模拟计算均是在特定的通风模式下进行稳态模拟。比较建筑有无天窗对室内温度场和速度场的影响分布为了验证设计方案的合理性，运用Airpark2.1模拟软件对有无天窗2种工况的室内通风情况进行比较，以期将室内的平均温度控制在热舒适度范围内，
3结语
(1)通过简化室内自然通风模型
应用Airpak2.1软件对零能耗太阳能住宅原型室内气流组织进行数值模拟研究，速度矢量图、PMV云图可以有效预测室内的风环境，通过对建筑有无天窗、窗户开启方式和位置进行设计，从而优化室内气流组织，提高人体热舒适性。
(2)自然通风物理模型的模拟结果
关键词：三维建模；车床刀架转盘；机械加工；设计；优化
随着我国科学技术的不断进步，我国在机械制造行业所取得的成就也越来越多，车床刀架转盘作为普通的车床刀架的核心零件，它具有造价成本高以及图纸设计构成的体系非常复杂，而且对于这种零件的加工精度非常高，需要的工序也很多等特点。加工车床刀架转盘的设备主要是车床，但是使用的大多数还是传统的二维纸质工艺，在生产的加工阶段，操作的工需反复的查阅相关的资料以及车床刀架转盘的图纸，而且对于车床刀架转盘的操作熟练的人员也非常的少，因此做好对加工转盘的工序进行优化设计的工作就很有必要，从而提高企业的经济效益。
1对于车床刀架转盘零件进行三维建模
对于车床刀架转盘的三维立体建模是通过度对各种方法的结合，制作出不同类型的三维物体形状以及真实环境的过程。对于三维数字化工艺的设计是通过以车床刀架转盘的模型为载体，在进行综合的考虑制造资源以及对产品的制造工艺流程的基础上进行定义，用来控制以及实现可视化表达零件的整个制造过程的数字化模型，从车床刀架转盘的特征角度看，所有的产品零件都可以看成是通过一系列的简单特征所以组成。对车床刀架转盘零件的三维建模的过程中，也就是对很多特征进行叠加，或者是相交和切割的过程，三维工艺的建模过程就是对加工特征以及特征之间的关系进行组织的控制过程。通过对车床刀架转盘零件的图纸进行分析，运用相关的转盘三维模型进行具体的绘制工作。通过打开三维模型的软件，新建对话框进入车床刀架转盘建模环境，再插入车床刀架转盘的图纸，进入草图的环境进行相关的绘制工作，在进行回转命令，进行对回转特征的创建工作，再进行相似的方法绘制其他的零件草图，然后进行零件相关的拉伸特征的设置，除了这些之外还要注意对车床刀架转盘零件的细节特征创建。
2对于车床刀架转盘的机械加工工艺规程的设计
2.1对车床刀架转盘加工的要求进行分析
对车床刀架转盘的零件图进行详细的分析，对相关的零件的尺寸精度以及位置精度的要求进行充分的了解，比如零件的表面粗糙度和燕尾导轨面以及对称度等，相关的精度要求非常高，对相关的零件部位的精度要求分析可以看出导轨面是转盘零件最为关键的加工表面。
2.2对车床刀架转盘的零件图的检查
车床刀架转盘的零件图包括主视图和俯视图以及侧视图，通过采用局部剖视或者半剖视的方法，可以对转盘零件结构表达的更加清晰以及对转盘零件的布局更加的合理，注意对转盘的有关尺寸进行标注，注意对相关的形状精度以及位置精度进行详细的标注，而且要保证标注的统一性以及完整性，确保转盘零件符合国家的相关标准规定，通过对转盘零件的各项技术要求的可行性进行确定，保证了转盘零件设计的合理性，从而为转盘零件的组织生产以及机械加工工艺技术做好充分的准备工作。
2.3对转盘零件生产类型的分析
根据相关的公式以及企业的生产条件进行确定车床刀架转盘的年生产量，结合车床刀架转盘质量的分析，以及对加工工作各种零件的生产类型的数量和工艺的特征进行考虑，从而可以确定出车床刀架转盘的生产类型为中批生产。
2.4确定转盘零件机械加工的工艺流程
通过对转盘零件的零件图进行分析可以得出，转盘长度以及宽度等的设计标准，还有转盘高度的设计标准以及燕尾面的粗基准，对各端面根据相关的基准进行加工，再采用一面两孔的定位方式进行加工其他的表面，从而确定出车床刀架转盘的机械加工工艺的设计流程。
2.5确定相关的设计设备
通过对车床刀架转盘的机械加工工艺的方案以及各种方面加工的方法进行分析，结合对车床刀架转盘的最大轮廓尺寸和加工精度的考虑，进行对加工机床的选择，以及对各种刀具和量具以及夹具的选择。
2.6制定零件机械加工工艺的规程
通过对上文的论述结果的分析，进行车床刀架转盘的机械加工工艺各项要求的制定，制定的车床刀架转盘零件的机械加工工艺的规程是企业组织车床刀架转盘进行生产工作的标准，是整个车床刀架转盘机械加工工艺规程优化设计工作的重要环节之一。
3结束语
车床刀架转盘的三维工艺项目能够大大降低企业的成本，从而增加企业的经济效益。企业的精益化生产才符合现阶段时代的发展，才能够紧紧跟随智能化制造的步伐。在对车床刀架转盘的机械加工工艺规程的优化设计过程中，要做好对于零件的分析以及研究工作，通过对车床刀架转盘零件的机械加工工艺进行优化设计，制定好相关的零件机械加工工艺规程，才能缩短零件的生产周期，从而降低制造的成本以及提高了零件的精密度，对提高企业的劳动生产率以及降低劳动的强度都有着重要的作用。
作者:张克盛 单位:甘肃畜牧工程职业技术学院
参考文献：
1.1坝体布置
大坝为碾压混凝土重力坝，坝轴线成直线布置，坝轴线方位角为NE53°，坝顶长113.83m。右岸非溢流坝段由桩号坝0+000.00m～坝0+055.10m，左岸非溢流坝段由桩号坝0+063.10m～坝0+113.83m，两岸非溢流坝段坝顶总长105.83m，坝顶宽7.0m，坝顶高程1747.10m。非溢流坝段上游面铅直，下游坝坡m=0.7，起坡点高程1737.10m。坝体中部桩号坝0+055.10m～0+063.10m为溢流坝段，采用开敞式溢流表孔，堰顶高程1744.00m，溢流堰面按WES型剖面设计，下游面采用台阶式及底流联合消能，台阶高1.0m，宽0.7m，下游护坦长6m，护坦高程1711.76m。放空底孔与取水口采用上下重叠式布置，位于右坝段0+052.60m桩号处，冲沙底孔进口高程1712.30m，喇叭型进口，设置2.0m×2.0m(宽×高)事故检修闸门孔及相应的启闭设备;取水口进口高程1716.40m，进口为喇叭型，并设置固定式拦污栅，其后为1.5m×1.5m(宽×高)事故检修闸门孔及相应的启闭设备，取水口后接压力管道，管道中心高程为1716.65m，直径为0.5m，管道外用C20钢筋混凝土包裹。
1.2坝体结构
1.2.1坝顶结构坝顶高程1747.10m，顶宽7.0m，左右岸非溢流坝段分别长50.73、55.10m，上下游侧均设栏杆，溢流坝段设交通桥，右岸坝顶与顺龙公路连接。
1.2.2坝体材料工程区出露地层为峨眉山玄武岩，无可选料场，所选料场距坝址区约10km，由于运距远、人工费高、施工进度慢，故放弃了浆砌石筑坝方案。经对C15常态混凝土和C15碾压混凝土进行比较，前者施工机械较少，后者具有工艺简单、上坝强度高、工期短、适应性强等优点，大坝填筑总量30408m3。经综合比较，优选投资较低的C15碾压混凝土方案。
1.2.3坝基处理设计建基面的选择及坝基开挖要求:根据工程地质条件和大坝高度，大坝建基面置于弱风化中上部。对坝基存在的地质缺陷，如破碎带、夹泥裂隙等采用深挖回填混凝土的措施处理。固结灌浆:大坝基础开挖至弱风化基岩中上部，为了提高基础的整体性，减少基础变位、降低沿基础的渗漏，拟对大坝基础存在地质缺陷的地方进行固结灌浆处理;同时为加强帷幕灌浆的效果，在帷幕灌浆孔上下游范围内增设3排固结灌浆。固结灌浆孔距拟定为3m，梅花型布置。固结灌浆压力根据灌浆试验确定。初步拟定固结灌浆深入基础5m，总进尺725m。坝基防渗帷幕:最大设计坝高41.10m，根据《混凝土重力坝设计规范》(SL319－2005)中的规定，结合工程地质条件，防渗下限深入岩体透水率不大于5Lu以下10m;两岸防渗自建基面进入山体36.7m作为防渗端点，底界伸入地下水位5～10.0m。防渗实施方案:推荐在坝顶实施帷幕灌浆，坝段帷幕线长111.0m，总进尺1724m，有效进尺878m。推荐投资较省的露天灌浆方式对大坝两岸进行防渗，两岸帷幕灌总进尺1267m，有效进尺769m。帷幕线全长约207m，防渗帷幕总进尺2991m，有效进尺1647m，帷幕灌浆布置为单排孔，孔距3.0m。
2大坝应力分析
2.1坝顶高程确定
大坝上游未设防浪墙，按《混凝土重力坝设计规范》(SL319－2005)，坝顶高程等于水库静水位加相应的坝顶超高，按“正常蓄水位+正常运用情况”和“校核洪水位+非常运用情况”两种情况进行计算。大坝超高及坝顶高程成。坝顶高程的控制情况为校核洪水位情况，最终选定的坝顶高程为1747.10m。
2.2大坝稳定及应力分析
2.2.1荷载组合抗滑稳定和应力计算的荷载组合分基本组合和特殊组合两种，3种荷载组合如下:基本组合1:自重+正常蓄水位及相应下游水位+扬压力+泥沙压力+浪压力;基本组合2:自重+设计洪水位及相应下游水位+扬压力+泥沙压力+浪压力+动水压力;特殊组合1:自重+校核洪水位及相应下游水位+扬压力+泥沙压力+浪压力+动水压力。
2.2.2计算参数坝体高度41.10m，建基面高程1706.00m，混凝土容重24kN/m3，泥沙浮容重824kN/m3，混凝土与基岩抗剪摩擦系数0.5，混凝土与基岩抗剪断摩擦系数0.9，抗剪断凝聚力418.77kN，坝基排水折减系数0.5。坝基排水幕到上游面距离3.0m，地震系数0.05，上游地震动水压力折减角90°，下游地震动水压力折减角90°。
2.2.3计算结果分析坝体抗滑稳定按抗剪断强度公式计算。
2.3坝体应力计算
坝体应力计算采用材料力学法计算，根据《混凝土重力坝设计规范》(SL319－2005)的规定，在各种荷载组合下，坝基面垂直正应力小于混凝土容许压应力和地基的容许承载力;坝基面最小垂直正应力为压应力，坝体最大主应力应小于混凝土容许压应力。坝体坝基应力计算成果。，C15混凝土的极限强度为13.3MPa，混凝土抗压安全系数，基本组合为4.0，特殊组合为3.5，则混凝土容许压应力基本组合为3.33MPa，特殊组合为3.8MPa;地基容许承载力2.0～2.5MPa。由表3计算成果可知应力计算成果和地基承载力满足规范要求。
3结语
1)根据坝址地形地质条件，在对坝型及浆砌石筑坝、C15常态混凝土、C15碾压混凝土3种筑坝材料进行综合比较分析后，推荐采用建坝成库条件好、工程量省、距受水区距离近的C15碾压混凝土重力坝最优供水方案。
2)坝身采用C15三级配碾压混凝土，迎水面采用C20二级配变态混凝土(厚0.5m)和C20二级配碾压混凝土防渗，抗渗标号W6。大坝基础设置1.0m厚的C15混凝土垫层。
3)根据建基面实际情况，采取局部深挖回填混凝土、固结灌浆、坝基防渗帷幕等措施，对坝基、两岸坝肩、坝体等进行处理，确保碾压混凝土重力坝具有较高安全可靠性和节能经济性。
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
