時間：2022-12-16 13:55:30
開篇：寫作不僅是一種記錄，更是一種創造，它讓我們能夠捕捉那些稍縱即逝的靈感，將它們永久地定格在紙上。下面是小編精心整理的12篇優化設計論文，希望這些內容能成為您創作過程中的良師益友，陪伴您不斷探索和進步。
1自由振動問題的求解
考慮四邊簡支方板的自由振動，外加載荷q為0，設復合材料層合板的長、高分別為a、h，邊界條件為:采用滿足(6)式邊界條件的Navier三角函數解分別來表示u0，v0，w0，φx，φy;分別代入所求得的控制方程中，可以得到:對應的{U}={Umn，Vmn，Wmn}T;而一階剪切變形理論和高階剪切變形理論得到5×5的剛度矩陣和質量矩陣，對應的{U}={Umn，Vmn，Wmn，Xmn，Ymn}T;{U}為x，y，z方向的位移向量。
2數值算例
以正交各向異性對稱鋪設的四邊簡支方板［0°/90°/90°/0°］為例，方板長度為a，厚度為h，且層合板的每一層都具有相同的材料參數和厚度。表1中文獻［9］是復合材料固有頻率的有限元解，文獻［10］是根據分層理論所求的解，都具有較高的精度。表1為JD、YJJQ和GJJQ同文獻［9］及文獻［10］的一階無量綱固有頻率結果對比。從表中數據可以看出，當跨厚比a/h=5時，JD的誤差很大，YJJQ也有較大誤差，而GJJQ相比于文獻有較好的結果;當a/h=10時，JD誤差減小，但仍有較大誤差。此時，YJJQ和GJJQ具有較好的精度;當a/h=100時，JD、YJJQ和GJJQ同文獻［9］及文獻［10］的解都較為接近。由表中數據可知，GJJQ精度高，可靠性好。通常，彈性模量比(E1/E2)、跨厚比(a/h)的改變對復合材料層合板固有頻率有影響。以數值分析中的方板為例，圖1～圖3分別是基于3種理論，層合板一階無量綱固有頻率與彈性模量比、跨厚比的關系。
3層合板固有頻率的優化設計
1)優化模型建立及設計變量。基于高階剪切變形原理，建立層合板固有頻率等效模型，再將層合板固有頻率等效為單層正交各向異性材料的材料屬性。復合材料層合板的減振降噪性能通常受其固有頻率影響，而有很多因素影響固有頻率，如鋪設角度、跨厚比、彈性模量比、濕熱等等。對其進行優化設計，能提高層合板的性能。以上例中的層合方板為例，基于高階剪切變形理論下，對層合板的固有頻率進行優化，選擇鋪設角度作為設計變量。2)目標函數及約束條件。本文以上例材料參數作為層合板的初始參數，以層合板固有頻率最大化作為優化目標，文中得到的(8)式則是固有頻率的目標函數。鋪設角取值范圍∈［0°90°］。3)優化設計方法。文中以改進的適應度函數［11］遺傳算法對目標函數進行優化。遺傳算法引導搜索的主要依據就是個體的適應度值。也就是說，遺傳算法依靠選擇操作來引導算法的搜索方向。選擇操作是以個體的適應度作為確定性指標，從當前群體中選擇適應度值高的個體進行交叉和變異，尋找最優解。如果適應度函數選擇不當，它直接影響到遺傳算法的收斂速度、穩定性及能否找到最優解。本文選擇種群規模(NIND)為20;遺傳代數(GEN)為40;交叉概率(px)為0．7;變異概率(pm)為0．01;代溝(GGAP)為0．95，采用進化代數固定的終止策略。從圖4看出，優化目標值隨著遺傳代數增加呈遞增趨勢，優化到第10代時找到全局最優解。優化結果為x=0．735，y=0．769，z=15．31;即θ1=44．5°，θ2=44．9°，為15．31。由表2可知，優化后的效果較明顯，ω～11從12．40提高到了15．31。
4結論
通過對復合材料層合板的動態非線性分析、求解固有頻率以及優化層合板固有頻率，得出以下結論:1)復合材料層合板的固有頻率隨著彈性模量比E1/E2、跨厚比a/h的增加而增大，當a/h足夠大時，固有頻率在增加的趨勢上變化很小。2)當跨厚比a/h＜20時，不適合用經典薄板理論;當跨厚比a/h＜10時，不適合用一階剪切變形理論。結果證明，高階剪切變形理論比經典薄板理論和一階剪切變形理論的精度及可靠性都更好。3)本研究用改進的適應度函數遺傳算法對層合板固有頻率優化效果明顯。
作者：楊加明 楊水清 雷園玲 單位：南昌航空大學
采用傳統的建筑幕墻設計，會造成大量的熱量散失，造成大量能源浪費。據統計表明，發達國家有超過50%的能源消耗來自于建筑消耗，窗戶的熱能耗散量是普通墻體的5倍，因此，建筑幕墻會造成大量的能源浪費。為了解決這種問題，就需要設計一種新型的建筑幕墻系統，使建筑在冬天可以大量的接受日照，獲取熱量，并且能夠保溫;夏天的時候可以保證空調的產生的熱量不散失，與此同時還能保證室內的正常通風，從而達到節能環保的作用。近年來人們還提出了建造光伏建筑幕墻的設想，即建筑幕墻的材料用光伏材料，應用幕墻將太陽能轉化為電能加以利用，達到節能環保的效果。設計和建造這類新型功能幕墻需要頂尖的技術和優秀的人才作為支持，中國在幕墻設計和制造方面缺乏自主創新能力，因此在這方面我國的技術還比較欠缺。
2優化建筑幕墻設計的幾點建議
由以上的敘述可知，我國的建筑幕墻產業在飛速發展的同時，也存在這一些不可避而不談的問題，這些問題直接阻礙了我國建筑幕墻產業的發展，下面將對上述一些幕墻設計存在的問題提出一些優化方法。
2．1開發和應用新的玻璃幕墻材料
傳統材料雖然便宜易得，但是存在很多弊端。這就要求設計者在設計的過程中更多的發現和使用新材料。比如在幕墻表面涂覆一層具有自清潔作用的涂層，比如說氧化鈦，在光照的作用下有自清潔的作用。還可以在幕墻表面鍍一層低輻射薄膜，這樣就可以使幕墻有很好的隔熱作用，起到保溫的作用，達到節能減排的效果。除了采用鍍層方式隔熱外，還可以使用低熱傳到系數的中空幕墻，目前有一種“懸張式多空腔節能玻璃”正式上市，不僅具有良好的隔熱效果，還具有隔聲、隔紫外線等性能，可以起到很好的節能環保作用。此外，出于安全性的考慮，要求幕墻具有一定的防震效果，在一定強度的地震中不會掉落，可以在玻璃幕墻上黏貼鈦合金薄膜，這樣就可以形成有一定強度和韌性的復合安全玻璃。建筑幕墻對材料有著特殊的要求，因此，在幕墻選材時應該材料本身的性能和外部具體條件的要求進行綜合考慮，量體裁衣，達到室外室內的安全、健康、舒適、和節能減排的要求。
2．2優化建筑幕墻的招標、設計、施工機制
首先，建筑單位在主體建筑施工之前就應該完成建筑幕墻的設計招標工作，這樣不僅可以保證預埋結構位置的準確性，而且在幕墻設計過程中不必追趕工程進度，為設計者提供了充分的時間給出好的幕墻設計方案。其次，應當采取設計和施工分開招標的方式，明確提出相關的幕墻設計收費標準，這樣有利于好的幕墻設計方案得到利用，有助于優秀作品的產生，有利于幕墻設計的創新和繁榮。最后，在幕墻設計的審核環節應當盡量由專業的幕墻設計者進行審核，而不是由非專業的土建設計師進行審核，這樣可以更好地保證幕墻設計的質量。
2．3加強新型多功能幕墻的設計
目前，我國的建筑幕墻普遍不具有節能環保的性能，極大的浪費了社會的資源，造成了環境的污染，不利于我國經濟的可持續發展。基于此，幕墻的設計者大膽的創新極為重要，只有用于創新才能設計出更加環保節能的幕墻。比如國外的設計師設計出了動態幕墻，這種新型的多功能幕墻由通風系統、空調系統、外部環境檢測系統、自動控制系統和建筑幕墻組成，這種幕墻可以通過各個系統的合作充分地利用太陽能、太陽光，并保證室內的舒適。在寒冷的冬季，幕墻可以充分利用太陽光的輻射，減少了取暖燃料的燃燒，起到節能減排的作用;在炎熱的夏季，可以利用幕墻的通風系統加大室內熱能的耗散，減少空調的使用，節約電能。同時擁有可以自動調節的百頁這樣的裝置，可以控制太陽的光線進入室內，調節室內的光線環境，使人們可以更舒適的工作。當然在設計者用于創新的同時，國家也應該采取相關措施，鼓勵設計創新，設立相關的獎勵制度。
3結語
設計方法
壓氣機過渡段主要由兩部分組成，端壁（輪轂、機匣）與支板，結構如圖1所示。其設計難點主要集中在如何通過改變流道端壁形狀來達到端壁附面層、支板翼型損失的最小化。衡量其性能的主要參數為總壓恢復系數（或總壓損失系數）。葉輪機械傳統的設計思路是由一些嚴重影響性能的一個或幾個參數出發，參考實驗或其他數據給出這些參數與設計要求的經驗關系，通過大量統計結果給出設計規律，然后再進行實驗或CFD驗算。而本文的設計思路則是借助優化算法與氣動評估方法的結合開展對參數化后的過渡段的設計優化工作。
一般來說，壓氣機部件設計大都采用三維優化，但三維優化需要給定優化參數的初值以及變化范圍，變化范圍太大會造成巨大的計算量，變化范圍太小又不足以保證覆蓋最佳方案。為了解決以上矛盾，本文將在過渡段初步設計的基礎上進行全三維優化設計，設計流程如圖2所示。
初步設計：通過求解二維子午平面上的速度梯度方程結合遺傳算法對流道幾何進行篩選，利用其計算快速的特點可以在參數化空間中進行大范圍的搜索，得到最佳初步結果。三維設計：利用三維粘性N-S方程與優化算法的結合對三維參數化模型進行設計，計算耗時較長，但精度較高，直接對需要優化的參數進行計算，并借助神經網絡與遺傳算法對結果進行優化。初步設計為三維設計提供優化參數初值，以初值為基準，給定優化參數變化范圍（比如正負20%），然后在此范圍內進行三維粘性優化，得到最優解。
1參數化方法
過渡段參數化即是由自由參數確定過渡段幾何形狀的過程。參數化的標準是用盡可能少的自由參數覆蓋盡可能大的樣本空間。圖3給出了本文的過渡段參數化方法。根據前人所取得的經驗，過渡段流道沿流動方向面積分布對于控制流動損失至關重要，所以本文流道參數化由流道中線+流通面積兩個要素來控制，流道中線由4點樣條曲線確定，它決定了氣流從低壓壓氣機到高壓壓氣機之間的流動方向變化，流通面積則通過流道沿流向的高度(如D1，D2)來控制，D1,D2在幾何上已經考慮了支板厚度對于流通面積的阻塞作用。支板部分采取兩截面構造支板，積疊線為直線，通過定位點、斜率控制位置。
過渡段造型的步驟為：首先由進口高度中點，出口高度中點，中線兩控制點總共4點，通過樣條曲線擬合為中線，并假設該中線即為流線，在兩控制點處根據給定的準正交流動方向面積（也可以根據需要增加面積控制截面）確定該處對應的流道寬度D1,D2。流道寬度確定以后就可以沿著與中線垂直方向得到輪轂、機匣的兩個位置，最后結合這兩個位置以及進出口幾何尺寸以樣條曲線擬合成輪轂機匣端壁，采用的樣條曲線為NURBS曲線，可方便地給定進出口幾何參數。
2二維、三維計算評估方法
二維評估方法使用流線曲率法求解子午平面上的速度梯度方程來獲得流場的初步參數。所求解的速度梯度方程如下：式中MV為子午分速度，l為準正交線長度，α為流線切線與軸向夾角，γ為準正交線與半徑方向夾角，mR為計算節點處的曲率半徑，r為節點半徑，ρ為密度，G為質量流量，m為流線長度，mM為子午馬赫數。為了考慮支板對于通道的阻塞作用，定義B為網格節點的阻塞系數，表達式為B=(2πr−支板數×節點處支板厚度)/2πr，κ為阻塞系數的影響因子，代表阻塞作用反映在子午平面上的強弱。
二維計算還需給定相應的損失模型，這里采用的是文獻中推導并經實驗驗證的切應力損失模型。計算中首先由給定的總壓損失初場求解速度梯度方程確定速度場，求出速度場后結合混合長度理論求出切應力τ，這里混合長度作為常數，然后由式(2)確定沿流線的總壓損失，損失松弛后進入下一次計算，如此迭代可求得收斂的速度場，最后按質量平均計算出口的總壓損失。
需要說明的是，以上方法只給出了端壁損失，并考慮了支板厚度對于端壁損失的影響，并沒有將支板損失部分考慮進去。二維評估方法中計算結果難以同三維計算結果精度相提并論，但是可以肯定的是二維方法可以明顯將局部曲率過大的流道篩除，可以快速得到流向扭曲均勻、面積無多峰值變化的相對好的初步設計結果。
三維計算使用商業軟件NUMECA/FINE模塊，計算定常流動下的帶支板過渡段總體性能，待優化的參數為總壓恢復系數。三維計算網格數、計算精度已經經過校驗，這里就不詳細列出。
3優化算法
初步設計采用的優化算法為單目標遺傳算法，采用整數編碼，包含有雜交、變異、反轉算子。精英沉降策略。采用動態生存壓力，算法初期給予較低的生存壓力，確保樣本多樣性與全域搜索能力，后期給予較高的生存壓力，可加快不良樣本的淘汰。如式(3)通過對樣本適應值進行變換，以達到加速進化的目的，其中生存壓力為t三維設計使用遺傳算法與神經網絡結合的優化策略，用DOE得到的樣本對神經網絡進行訓練，得到參數-性能的映射關系，然后運用遺傳算法從該映射關系中發掘新的優良樣本并對映射關系進行修正，如此迭代使最佳樣本性能逐步提高達到最優解，如圖4所示。
算例分析
為了檢驗上文所發展的設計方法，對一個算例進行了設計分析。給定的幾何參數為R1h=0.6m，R1m=0.657m，H=0.11m，L=0.5m，R2m=0.394m，進出口面積比Ainlet/Aoutlet=1.0。支板數8個，支板翼型采用NACA642-015A，支板弦長0.3m,支板傾角90度。參數具體含義見圖3。為了比較初步結果與三維結果的差別大小，在該算例中對三維優化參數賦予了較大的自由度，圖5給出了經過參數化后的流道型線的變化范圍。二維計算中流線設定為21條，計算站為11個，如圖6所示。三維計算中，計算網格節點數為64萬，如圖7所示。湍流模型為S-A模型，邊界條件為進口總壓321200pa,總溫400K，出口給定流量228Kg/s，近壁面Y+小于9，進出口延伸長度為通道高度的2.5倍。
優化的最終結果為：過渡段總壓恢復系數0.993，總壓損失系數0.04。優化之后的流道型線如圖8所示。圖8中還給出了二維優化的型線和不考慮支板的阻塞的等面積流道型線。可以看出，由于考慮了支板對流通面積的阻塞，二維、三維優化后的流道明顯外擴，屬于擴張-收縮型通道，并且初步設計結果同三維設計結果略有差異，說明初步設計的結果在一定程度上逼近了三維設計的結果，說明以后可以在三維優化中給予參數適度狹小的變化范圍，提高設計優化速度。
圖9中設計2為本算例三維優化結果的面積沿流向分布，如圖可見，面積變化呈現先增大后減小的趨勢，這與文獻中優化后的的面積分布規律一致。當然這一變化趨勢是在進出口面積相等的條件下得出的。一般認為，過渡段應該處于順壓梯度，這樣的設計損失最小，不過考慮到支板的損失與氣流速度有關，速度越高損失越大，所以過渡段前半段快速擴壓有助于減小支板區的總體流速，進而減小由于支板造成的損失，但是這一擴壓過程將造成端壁附面層的加厚，加重損失，所以存在最佳擴壓度使總體損失最小。
前半段的面積擴張也給后半段的面積收縮創造了可能。為了說明面積變化規律對于流動損失的影響，下面給出了本算例三維優化結果（采用擴張-收縮面積變化規律，如圖9中設計2）與采用收縮-擴張面積變化規律的設計方案（下文簡稱設計1，僅與設計2對比，非本文設計結果）的一些流場對比。
如圖10所示為設計1(design1)與設計2(design2)的出口熵分布比較，可以看出相比設計1，設計2的高損失區域明顯減小，附面層的熵最大值減小，支板造成的損失區域、損失大小都減小。圖11給出了支板近壁面極限流線，可以看出設計1支板尾部接近輪轂區域出現了較強的二次流動，而設計2沒有出現這種情況。
如前文提到的，在輪轂與支板后部交匯處存在著由于輪轂壁面凹曲率和支板翼型收縮造成的雙重擴壓作用，對于該處角區的低能氣流最容易發生分離，設計2之所以沒有出現分離，是因為流通面積的收縮抑制了這一雙重擴壓作用，如圖12所示為50%支板高度流面的靜壓力分布，設計1沿流動方向的壓力分布呈現高-低-高的變化，設計2則是低-高-低的變化，從支板中后部開始呈現順壓力梯度。這一變化可以明顯減小支板損失部分，而對附面層發展部分影響不大。綜上所述，沿流動方向擴張-收縮型通道在減小流動損失方面較為理想，在彌補了支板厚度帶來的面積阻塞之后仍然呈現擴張-收縮型，說明壓力沿流向低-高-低的變化方式才是最理想的。
結論
1)本文探討了壓氣機帶支板過渡段設計方法，并發展了相應的設計程序。針對一算例開展了設計工作。初步設計結果同三維結果之間略有差異，說明三維優化前的初步設計對提高優化速度是可行的，肯定了本文關于設計分兩步走的方案。
2)過渡段最優解面積分布規律呈現先增大后減小的趨勢，并存在最佳擴張度，可使損失最小。這個最佳擴張度應該是進出口面積比、支板翼型等因素共同影響的。
(1)確定建筑的高寬比。在規范中房屋高寬比的規定雖然不是一個必須要滿足的條件，但是它是一個對結構剛度、整體穩定，抗傾覆能力，承載能力和經濟合理性的宏觀控制指數。一般滿足高寬比限制的結構有更好的抗側剛度，是比較科學的結構方案。(2)結構設計。在結構設計時，要根據建筑的材料性能、建筑的功能、建筑的高度、抗震設防烈度、抗震設防類別來選擇合適的結構體系。(3)要達到建筑造型和功能的要求。在布置水平構件和豎向構件時，要在滿足建筑造型和功能的前提下進行選擇，比如梁、柱子、板等，使其構成一個空間結構，從而抵抗水平力和豎向力。豎向力主要由豎向可變荷載和建筑物的自重構成，水平荷載主要由地震和風荷載構成。(4)在正常使用的過程中，高層建筑要具有良好的剛度，防止因為出現比較大的位移，導致結構的承載力和穩定性受到影響［1］。(5)對抵抗水平力的結構構件進行合理的布置。要使結構抗側力的合力中心和水平合力作用點的投影盡可能接近，從而降低出現偏心的情況，避免產生影響建筑物的扭矩。(6)確定抗側力構件的具置。質量中心要和剛度中心盡可能接近，減小建筑扭轉效應。(7)建筑樓層的高度。通常情況下，建筑面積確定時，如果增加建筑樓層的高度會導致單位面積使用的材料數量增加。
2優化多層框架結構柱網的大小
在建筑工程中，框架結構柱網的布局會直接影響工程的造價，當柱距比較小的時候，力的傳遞路線比較短，樓蓋結構使用的材料也相對較少，但是使用的柱構件材料會增加，和基礎費用相比，當柱網比較大的時候，會增加梁的高度，提高配筋率，導致造價升高，所以，柱網尺寸的合理性不僅對結構的受力有比較大的影響，而且還會節省材料的使用量［2］。
2．1結構布置的方案
根據建筑場地以及使用功能的具體情況，分別布置三種結構方案進行建模計算對比。
2．2對比方案
本工程使用PKPM－SATWE軟件對方案進行計算，前三個陣型的振動周期，X、Y方向的扭轉系數和平動系數如表1所示。從表中可知，方案二的扭轉周期出現在第二陣型，說明該方案的結構沿兩個主軸方向的側向剛度相差比較大，且扭轉周期比已超過0.9，屬于特別不規則結構，在地震作用下建筑的扭轉效應較大，可能引起不良后果，故結構方案不考慮方案二。在方案一和方案三中，由于方案三的柱距較小，方案三的梁、柱截面積是最小的，方案一的梁、柱截面積次之。經過對模型進行配筋計算，方案一由于Y向的框架梁的跨度適中，并向外挑出，受力比較合理，配筋的計算也會降低很多，而方案三由于柱網很密，計算得到的梁配筋結果都比較小。兩個方案的層間位移計算數據均滿足規范要求，方案三在位移比控制方面更具優勢，說明其在地震作用下的扭轉效應更小。在材料用量方面，方案一使用梁向外進行懸挑的方法可以使內跨梁的受力比較合理，材料的使用量比較經濟。而方案三和方案一相比，雖然框架柱的柱網比較密，框架柱數量相對較多，但由于框架柱截面以及配筋均比較小，故方案三梁工程的經濟指標總體上要小于方案一。例如在本工程中，方案一鋼筋含量約為34kg/m2，方案三含量約為33kg/m2，，市場鋼筋時價約為4000元，每立方米砼時價約為350元，則方案三梁柱的綜合造價比方案一可節省約22100元，經濟性較好。在降低結構柱網大小不會對建筑功能造成影響的基礎上，使用方案三時，需要對基礎造價因素進行考慮，例如當基礎的結構形式為天然地基基礎時，兩種方案的工程量大致是一樣的。當以樁基礎為基礎形式時，工程量和樁的類型有比較大的聯系，如果使用承載力比較小的樁型，在布樁數量方面的差距是不明顯的。如果使用單樁承載力比較大的大直徑樁型，布樁時考慮單柱單樁，由于柱子的數量增加，樁的數量也會有所增加。所以在設計時，要根據具體的基礎工程量和樓蓋工程量的和來進行柱網尺寸的選擇。
3平面規則對建筑結構造成的影響
建筑結構的平面規則性是影響建筑抗震效果的一個重要指標，規則的平面結構的地震反應要遠低于不規則平面結構，地震災害也會比較輕。結構計算可以將地震影響下結構的受力情況反映出來，使設計人員可以更好的根據地震反應情況對結構進行控制，設計出具有良好抗震效果的結構。通常情況下，越是簡單的平面形狀，單位造價相對來說就比較低。比如圓形結構，不僅受力相對復雜，而且建筑施工比較復雜，施工過程中需要花費比矩形建筑更高的費用。通常情況下，在建筑施工中，矩形和正方形會更加有利于居家布置和施工，此外還可以有效的降低工程的施工造價，在長方形住宅中，以長寬比為1∶2的住宅為最佳［3］。而且由于工程平面規則，可以充分利用抗側力構件進行水平力的傳送，結構的剛度可以達到設計的要求，具有良好的經濟性和安全性。
4結語
1.1對地下排水工程的重視欠缺,設計缺乏宏觀整體規劃
長期以來城市建設注重地面工程而忽視了地下排水工程的系統設計與規劃。在城市規劃初期應將市政排水系統設計作為一個獨立的系統去規劃與設計,并配備足夠的資源才能保證在特殊情況下城市的應急排水能夠高效和有序的進行。而目前諸多城市的做法往往只是在道路系統設計中考慮地下排水和地表排水,且片區的排水設計無相關性,當放到城市一個整體中時,排水缺陷問題就會暴露。
1.2行業相關標準不健全
目前,城市道路排水系統上下游管道直徑參數取值不當,在城市化進程加快的今天,如今的城市排水能效受到諸多因素的影響,有氣候的因素,有經濟發展不平衡因素和道路工程自身因素等,如今的市政排水設計標準沒有能夠適應現在的城市路面系統,排水管網直徑參數或大或小,排水專用管道與市政其他管道的管線讓線沖突與高程出現誤差,造成排水性能的降低都是規范要具體規定和嚴格實施的具體內容。
1.3排水設計無分層設計,混合排流現象造成排水負擔
城市排水來源有天然雨水和城市生活污水,而目前城市排水系統一般都是污水與雨水混合排水,這會給排水管道造成過重的排水負擔。在發生特大降水時,這種負擔將會轉變為排水壓力,使得降水無法排離城市路面,造成道路大面積或者片區大面積積水,行車在比較低的地段時候由于積水較厚將會淹沒行車和行人,同樣的現象在北京洪災中出現過。
1.4排水系統設計思維固化,排水渠道單一
城市排水思路固化的表現是將積水排到地面下或者排出去,而如果能合理循環利用降水可以緩解城市排水管網的排水壓力,并且給需要水的地方供水,不需要水的地方排水,這就是雨水排水循環系統的工作原理。目前排水循環系統不僅體現在城市排水設計中,也存在于市政建筑排水設計中,如現在建筑中水回用技術將生活污水和自然用水循環,一方面可以節約用水,一方面可以緩解市政排水負擔。
1.5排水應急措施不當,信息預測不準確
現在是互聯網時代,對一些市政應急措施的預測應及時、有效、快捷、方便。如在一些降水多發城市和社區應分區進行降水的實現預測,在城市建設和規劃初期就可以確定該片區的排水能力和應采取的排水措施,這將得益于如今高速發展的互聯網技術和計算機技術,從目前情況來看,由于多數城市對市政排水系統設計的不夠重視,很難在計算機技術和信息技術方面采取有效的控制和預測方案,在排水管網的設計與規劃、運行、調度、后期維護管理環節存在諸多弊端。
2世界著名城市排水系統優化設計案例
日本是臺風多發國家,東京地下排水系統設計就是為了避免城市遭受臺風和雨水的寢室而設計和修建的。東京地下排水系統92年開工,06年竣工,歷時14年工程堪稱世界最先進的地下排水系統。其排水標準5～10年一遇,地下開挖一系列的混凝土立坑,極大提高了雨水的蓄存能力,東京地下排水系統的河道深度高達60m。東京設有降雨信息系統,通過對雨水的數據的收集與統計,合理進行排水調度。古羅馬下水道建設2500年至今仍在使用,渠道系統巖石砌筑,將暴雨造成的河流從羅馬城排除,渠道系統最大達3×4m的截面尺寸,從古羅馬城廣場直通臺伯河。巴黎的下水道設置了地面上的標路牌,因此可以看出巴黎對地下排水工程的重視程度。巴黎降水頻繁,但據報道并沒有出現城市因降水而導致的交通堵塞和積水現象。巴黎下水道處于地面以下50m,水道縱橫交織,總廠2347km,規模遠超巴黎地鐵,因此足以可見排水的速度與能效。
3市政排水系統優化設計對策
3.1平面管網優化設計
已定平面管徑與埋深的確定優化方法分為直接與間接優化。直接優化是指對各種參數的調節與對比來求得最優化的解決方案。間接優化是指建立數學模型,選擇最優化的管徑與埋深組合方案。如常用的遺傳算法、線性與非線性規劃法、動態規劃法。管線的優化設計要遵循滿足排水功能和效能的前提下,使排水的工程量小。管線的布置和管網優化設計的重要部分。布線原則如下。(1)排水的干管和支管盡量直線型布局不要有彎曲現象。(2)布線利用地形與地勢的因素,結合污水廠的設置和重力系統將污水排出。(3)合理的管線埋深(4)管線的長度最優化與挖方的最優化可采用動態優化的方法進行最優方案的選擇。例如排水線的引入。(5)管線平面布置方案也可以采取不同管段坡度、管道長度、挖方量三種權重計算,最后根據平面布置方案選擇合理的管徑和埋深,造價成本的控制也是此過程中需要注意的。
3.2管道設計的優化
排水管道的設計可以采用德國對青島地下排水管道的造型,蛋形型管材截面形似鴨蛋,設計上寬下窄,排水管道順暢,污水無法積存與管內,管道的上部分是水泥,下半部分是水泥上貼了層瓷瓦,可以起到防腐蝕的效果。排水管道設置反水閥,被水沖刷了的贓物只能進入水斗,而不會進入排水管道,不會造成管道堵塞,贓物也便于清理,反水閥同時也可以避免管道臭氣散發到空氣中。
3.3排水系統設計與計算機信息系統的結合
在市政排水設計中,為了發揮排水的效能,應結合計算機信息技術來改善排水的各個環節。如設置降雨信息系統,收集城市雨水和降雨頻次數據,以便于各片區排水調度。利用信息系統的預測與統計的結果,在一些容易發生積水和浸水的路面和片區設置雨水調整池。
3.4城市排水與市政基礎建設
提高行業標準以便于采取比較恰當的事前和事中處理。在城市市政建設中,地下工程的排水可以設置雨水蓄存措施,如在地下開挖混凝土立坑,同時在下水道內設置高馬力水泵,提高疏通地下水的能力。城市路面工程的鋪裝設計中,采用透水性能強的路面鋪裝層,可以加強雨水的地下滲透能力,分擔排水管道的排水壓力,減少地表徑流,還可以大大補充表層地下水資源。排水基礎設計應考慮修建地下暗渠和地上明渠。并定期和不定期對城市大小河道進行梳理和整治。
3.5排水系統的后期修養與維護
法國巴黎下水道設計中,排水道兩旁設置寬約1m的供檢修人員通行的便道。維修人員可以定期對下水道的排水泵房、排水管道和其他排水設施的修理和圍護,保證排水工作能順利進行。對市政排水系統的維護人員應該進行定期和不定期的技術培訓,使他們能夠及時掌握世界排水優秀工程中的新經驗、新做法、新的維護手段。這對保證城市道路和地下排水工程的順暢進行提供了更好的保障。
4結語
外點法求解約束優化問題：對于不等式約束：gu（X）≤0，u=1，2，…，m。
（1）取復合函數（懲罰項）為G［gu（X）］=mu=1Σ｛max［gu（X），0］｝2。
（2）其中，max［gu（X），0］表示將約束函數gu（X）的值和零比較，取其中較大的一個。對于等式約束hv（X）=0，v=1，2，…，p。
（3）取復合函數（懲罰項）為H［hv（X）］=pv=1Σ［hv（X）］2。
（4）對于一般的約束優化問題，外點罰函數的形式為：準（X，rk）=（fX）+rkmu=1Σ｛max［gu（X），0］｝2+rkpv=1Σ［hv（X）］2。
（5）式中，rk為懲罰因子，rk>0。懲罰項與懲罰函數隨懲罰因子的變化而變化，當懲罰因子按一個遞增的正數序列0<r0<r1<…<rk<rk+1<…變化時，依次求解各個rk所對應的懲罰函數的極小化函數，得到的極小點序列X（0），X（1），…，X（k），X（k+1），…將逐步逼近于約束函數的最優解，而且一般情況下該極小序列是由可行域外向可行域邊界逼近。綜上所述，外點法是通過對非可行點上的函數值加以懲罰，促使迭代點向可行域和最優點逼近的算法。因此初始點可以是可行域的內點，也可以是可行域的外點，這種方法既可以處理不等式的約束，又可以處理等式的約束，可見外點法是一種適應性較好的懲罰函數法。外點法的計算步驟：1）給定初始點X（0）、收斂精度ε、初始罰因子r0和懲罰因子遞增系數c，置k=0；2）構造懲罰函數準（X，rk）=f（X）+rkmu=1Σ｛max［gu（X），0］｝2+rkpv=1Σ［hv（X）］2；3）求解無約束優化問題min準（X，rk），得X*，令X（k+1）=X*；4）收斂判斷。若滿足條件X（k+1）-X（k）≤ε，
（6）和（fX（k+1））-（fX）（k）（fX（k））≤ε。
（7）則令X*=X（k+1），（fX*）=（fX（k+1）），結束計算；否則，令rk+1=crk，k=k+1，轉至步驟2）繼續迭代。
2建立箱型主梁的優化數學模型
2.1確定設計變量及目標函數
由于門式起重機箱型主梁主要承受主梁和提升小車的結構自重以及吊重荷載，因此門式起重機箱型主梁的計算簡圖所示，其中提升小車和吊重荷載為集中載荷P1=120000N，主梁自重為均布載荷P2=125N/m，以小車位主梁跨中時為優化分析工況，此時主梁為最大撓度工況。箱型主梁材料為Q235B，密度為7.8×103kg/m3。主要結構參數有：主梁跨度L，梁高H，梁寬B，腹板厚度d1和翼緣板厚度d2。其中跨度L是給定參數1050cm，其余都是可改變的。取設計變量為梁高x1，梁寬x2，腹板厚度x3和翼緣板厚度x4。寫成向量形式：X=［x1，x2，x3，x4］T=［H，B，d1，d2］T。（8）門式起重機主梁的自重是起重機設計的一個重要指標，本文取起重機箱型主梁重量最輕為優化目標。由于梁的跨度L為已知，所以可用梁的截面面積來作為目標函數。同時，又因為梁的高度和寬度尺寸遠大于板的厚度尺寸，故截面面積之半可近似為f（X）=x1x3＋x2x4。（9）這就是本優化設計的目標函數。
2.2確定目標函數的約束條件
1）強度條件。由計算簡圖可知該梁承受雙向彎曲，故強度條件的表達式為：g1（X）=σ-［σ］≤0。（10）式中，σ為圖1所示載荷作用下箱型主梁跨中翼緣板的計算應力，［σ］為許用應力140MPa。代入設計變量和載荷即可得到強度約束條件：g1（X）=3L4P1+7.8×10-5（x1x3+x2x4）L3x1x2x4+x21x3+P23x1x2x3+x22x4≤≤-140≤0。（11）其中長度單位為mm，力的單位為N（以下同）。
2）剛度條件。剛度約束條件（梁跨中撓度限制）：主梁產g2（X）=k3x21x2x4+x31x3-［f］≤0。（12）其中，k=P1L3/1.68×106，［f］=L700（允許撓度）代入式（12）可得：g2（X）=P1L3（3x21x2x4+x31x3）×1.68×106-L700≤0。（13）
3）翼緣板局部穩定性條件。翼緣板寬度和厚度的比值約束翼緣板承受壓應力。保證箱型翼緣板局部穩定性而不需要加筋的條件為：g3（X）=x2/x4-60≤0。（14）
4）腹板局部穩定性條件。主梁腹板高度和厚度比值的約束由參考文獻［11］知，腹板會在兩種情況下失去穩定：一是在剪應力作用下失穩；二是在壓應力作用下失穩。為了防止后一種情況產生，常在腹板區設置縱向加強筋板。但是加筋過多不僅會增加制造成本，而且焊縫過多會引起較大的應力集中，故在設計時只考慮在腹板上加1條縱筋。腹板加1條縱筋的條件是g4（X）=x1/x3-160≤0。（15）
5）幾何約束條件。考慮到便于焊接加工，板厚不得小于5mm，于是得到幾何約束條件：g5（X）=0.5-x3≤0；（16）g6（X）=0.5-x4≤0。（17）利用外點罰函數法，可將該約束優化問題轉化為如下無約束優化問題：求X=［x1，x2，x3，x4］T，使min準（X，rk）=x1x3+x2x4+rk6i=1Σ［max（gi（X），0］2。（18）初始化參數為X=［760，310，5，8］，隨著r的遞增，逐次對準（X，rk）求極小，上述無約束優化問題的最優解X*k收斂于原問題的最優解X*。
3基于MATLAB編程求解最優解
1）MATLAB編程。對于上述非線性無約束優化問題，可以采用MATLAB優化工具箱中的fminsearch函數計算。其格式如下：x=fminsearch(fun,x0,options);[x,fval,exitflag,output]=fminsearch(fun,x0,options);式中：fun為目標函數；x0為初始點；fval為返回函數在最優解點的函數值；exitflag為迭代終止標志；options為設置優化項目參數。
2）優化結果。對程序運行結果所得參數進行圓整，得到表1門式起重機箱型主梁優化結果比較。
4結論
根據500GJC-32.3×3型離心式長軸泵的運行要求，確定泵的主要參數，基于傳統離心泵水力設計方法，初步確定葉輪幾何參數.
2正交試驗與數值計算
2.1試驗因素及方案的確定
根據相關參考文獻和研究經驗[7-13]，選取葉輪參數中對離心式長軸泵的效率和揚程影響較大的因素作為優化對象，分別是：葉輪進口直徑Dj、葉片數Z、葉片包角Φ、葉片出口安放角β2、葉片出口寬度b2、葉輪出口平均直徑D2以及葉輪出口傾斜角γ。每個因素選擇3個水平，選用L18（37）正交表進行優化設計。
2.2數值計算
基于設計參數，運用Pro/E軟件對離心式長軸泵進行三維建模.
2.2.1計算域及網格運用ICEM軟件對模型各部分水體進行非結構化網格劃分，并進行網格無關性分析[14-16]，當葉輪網格數達到110萬、導葉網格數達到140萬以后，計算得到的泵效率相差小于0.12%，揚程變化不超過0.1%，故模型共需約900萬個網格單元可滿足計算要求，為減小計算量，正交計算針對單級全流場進行數值計算。
2.2.2計算方法及邊界條件運用ANSYSCFX軟件進行模擬，采用標準k-ε湍流模型，SIMPLEC算法。邊界條件為：總壓進口和質量流出口，壁面設置為無滑移邊界條件，壁面粗糙度設置為12.5μm，計算精度為10-4。
2.3正交試驗模擬結果及分析
2.3.1試驗方案通過CFD數值模擬，得到18組正交試驗的模擬結果。在設計流量點Qn=1958m3/h，各試驗方案離心式長軸泵的揚程和效率計算。
2.3.2極差分析為了評價各因素不同水平對離心式長軸泵性能的影響，引入平均值，計算出各因素不同水平時模擬結果的平均值，以此來評價某一因素各水平的好壞；運用極差法分析各因素對離心式長軸泵性能影響的主次順序，極差越大，表明該因素隨水平的變化揚程和效率變化越大，為主要因素，即可得到最優方案。對離心式長軸泵設計時應該盡可能的提高其效率，同時也要滿足設計揚程，當揚程低于工作所需揚程時離心式長軸泵不能滿足運行要求；當揚程過高效率不變時，會增加軸功率，即增大配套電機功率和成本。因此各因素各水平是否合適的判斷標準是：對于效率以額定點效率最高為最佳，對于揚程以額定點的揚程等于或略大于設計揚程為最佳。結合最終確定較優組合。A、B、C3個因素對效率和揚程的影響一致，其較優水平為A3B3C2。對于D因素（葉輪中間流線出口安放角β2），當β2為25°時，泵效率最高，也滿足設計揚程，故取此值，即取D2。對于E因素（葉片出口寬度b2），當b2為75mm時，泵效率最高，也滿足設計揚程，故取此值，即取E3。對于F因素（葉輪出口平均直徑D2），當D2為545mm時，泵效率最高，但揚程小于設計揚程，當D2為550mm時，效率與最高效率相差僅為0.109，同時滿足設計揚程，故取此值，即取F2。對于G因素（葉片出口傾斜角γ），當γ為25°時，泵效率最高，也滿足設計揚程，故取此值，即取G2。綜上所述，最終的較優組合是：A3B3C2D2E3F2G2，即Dj取345mm，Z取6個，Φ取105°，β2取25°,b2取75mm，D2取550mm，γ取25°。
3不等揚程優化
3.1不等揚程理論方法
基于正交試驗結果，綜合考慮各因素對揚程和效率影響的主次順序，采用控制變量法，選擇對泵性能有較大影響的參數進一步優化。忽略葉片數的影響，選擇6葉片數，運用不等揚程設計理論對葉片出口安放角β2進一步優化設計，使該型離心式長軸泵能夠在多個工況下安全高效地運行。基本思路：傳統水力設計方法假設葉輪中每條流線沒有差異，葉輪中各流線的滑移系數μ相同，實際葉輪中每條流線存在差異，各流線的滑移系數μ不相同，各流線有限葉片理論揚程Ht不相同。然而在葉輪水力設計時，只有當各流線有限葉片理論揚程Ht相等時，所產生的水力損失最小。根據上述理論，基于無限葉片理論揚程Ht∞不等，通過修改葉輪幾何參數，以調整滑移系數，使葉輪有限葉片理論揚程Ht相等。基本方法：將離心泵葉輪分為3條流線來設計，假設葉片出口處的無窮葉片數理論揚程Ht∞呈直線形分布，結合產品實際運行工況，要求離心式長軸泵能夠在額定工況和偏大流量工況長期高效穩定運行。考慮到大流量時，前蓋板做功能力弱于后蓋板做功能力。
3.2數值計算及結果分析
對不同情況進行數值計算：隨著λ的增加，各流量點下泵的揚程均有所增加，但增加趨勢不同。當λ一定時，隨著流量的減小，揚程變化率減小。當Q≥0.9Qn時，各流量下揚程變化率ΔH/H隨著λ的增加先減小后增加，在λ=1.15時，揚程變化率最小；當Q＜0.9Qn時，隨著流量的減小，不同λ下的揚程變化率趨于一致，其變化曲線近似一條水平線。這主要是由于選取較大的λ，增大了β2b，在β2a不變的情況下，增加了β2m，使得揚程增加；而在大流量時，后蓋板做功能力強于前蓋板，增大λ，即增大了后蓋板的做功能力，從而使得揚程有以上變化規律。基于不等揚程方法優化設計的葉輪，在各個工況下其效率均高于常規方法所設計的葉輪，在大流量時尤為明顯。采用常規方法設計的葉輪最高效率出現在1.1Qn，隨著λ的增加，高效點向大流量偏移，當λ≥1.15時，高效點偏移至1.2Qn。當Q＜0.9Qn時，不同λ下，各流量工況的效率基本相同；當Q≥0.9Qn時，隨著λ的增加，各流量工況的效率均有所變化但變化趨勢不同，當λ＜1.15，隨著λ的增加，各流量工況的效率增加，增加趨勢逐漸減小；當λ=1.15，各流量工況效率達到最高，但在1.4Qn時，其效率出現陡降趨勢；當λ＞1.15，隨著λ的增加，各流量工況的效率開始下降，且流量越大效率下降較快，高效區逐漸變窄，這主要是由于選取過大的λ，雖增加了葉輪后蓋板的工作能力，但是過大的增加了β2b，在葉輪出口出現紊流，同時過大的增加了β2，使得葉輪出口絕對速度v2增加，v2增加，動揚程增大，液體在葉輪和導葉中的水力損失增加，從而使得效率下降。基于不等揚程設計的葉輪，其軸功率均高于常規方法設計的葉輪，且隨著λ的增加，軸功率逐漸增加。當λ≤1.1時，在Q＜1.4Qn范圍內（該泵的運行范圍為（0.8～1.4）Qn），軸功率曲線均出現最大值，有無過載特性；當λ＞1.1時,軸功率曲線隨著λ的增加出現陡增趨勢，且隨著流量的增加這種陡增趨勢越明顯，在大流量下容易出現過載現象。綜上可知：基于不等揚程理論優化設計的葉輪具有較好的水力性能，選擇適當后蓋板揚程系數λ，可使葉輪水力性能趨于最佳。對于該型離心式長軸泵葉輪當λ取1.1時，水力性能較優。
4優化方案的流場分析及試驗驗證
根據優化參數建立葉輪，以及相關過流部件的三維模型。對離心式長軸泵在（0.5～1.4）Qn工況下進行三級全流場數值模擬。作為性能預測的基礎，取0.8Qn、1.0Qn、1.2Qn3個工況進行分析，為最優方案的不同工況下葉輪流道內速度矢量分布，為不同工況下離心式長軸泵中間截面靜壓分布。可以看出：液體從葉輪獲得能量后進入導葉，經過導葉的導流擴壓作用，其壓力進一步增加，同時進入下一級葉輪。3個不同流量工況下液體壓力從葉輪進口到出口逐漸升高，整個流道內未出現局部高壓區域；液體在葉輪流道內流速及流線分布均勻，均未出現漩渦，偏小流量時葉輪出口流速分布不均勻，靠近葉片壓力面以及吸力面流速高，隨著流量增大這種不均勻性逐漸消失，有利于泵在大流量高效運行。通過試驗數據可知，優化后500GJC-32.3×3型離心式長軸泵在Q=2089.88m3/h時，最高效率η=83.22%，H=93.23m，且當Q=1968.25m3/h時，η=82.57%，H=97.78m，因此，該泵可在豐水期和枯水期高效運行。同時其大流量時具有無過載特性，當Q=2248.07m3/h時，軸功率最大P=642.09kW，η=82.76%，H=86.81m，在滿足生產需求的條件下，綜合考慮安全與成本投入，可將配套電機功率降低至670kW，從而降低了一次投入。由上可知，該泵滿足設計要求。
5結論
為使離心式長軸泵能夠在不同工況下高效運行，該文以500GJC-32.3×3型離心式長軸泵為例，對其進行了優化，得到以下結論。
1）根據傳統方法估算離心式長軸泵葉輪參數，通過正交試驗方法對葉輪參數進行初步了優化，并對正交試驗結果進行極差分析，得到了各參數對離心式長軸泵揚程和效率影響的主次順序。
2）綜合考慮各參數對離心式長軸泵性能的影響，選取重要因素，基于不等揚程設計理論，采用控制變量法對葉輪進行多方案優化設計，并對各方案進行了數值模擬，對比模擬結果發現，基于不等揚程理論優化設計的葉輪具有較好的水力性能，選擇適當后蓋板揚程系數λ，可使葉輪水力性能趨于最佳。對于該型離心式長軸泵葉輪當λ取1.1時，離心式長軸泵水力性能較優。
一、做好建筑建筑給水排水設計的相關建議
1做好工程的整合
在建筑給水排水設計中，首先一定要做好相應的工程整合，針對建李曉琳江西五方建筑設計有限公司江西贛州341000筑的特點，做好給水系統以及排水系統的設計，要能夠在符合相應的規范的前提下，適當的減少管道的數量。另外也要做好對建筑結構、暖通系統以及電氣系統等方面的整合，以此來提升相應建筑的美觀性。所以相關的設計者必須要具備一個專業的素質，能夠針對建筑物的特點，對整體系統的設計方案進行整合，要能夠適當降低成本。在進行整合的過程中，其中最為重要的思想就是要堅持服務為主，能夠保證設計的舒適性以及合理性，并且要能夠保證系統之間的溝通能力，相互改造，從而來提升設計效果。這樣能夠保證建筑的結構形象美觀，并且能夠為人們提供一個舒適的整合設計。
2增強設計的可靠性
對于建筑設計來說，可靠性屬于一個十分重要的評價指標，因此，在進行建筑給水排水設計時，一定要做好對建筑給水排水的可靠性評價。目前來看，可靠性評價存在一些問題，必須要對其進行改正，其中主要的改正方法有兩方面：首先是要能夠做好管道材料的選擇以及構建的選擇，那么將會執行相應的規范以及標準，相關的設計人員一定要針對建筑物的特點，來設計一些比較合適的選材方案，避免僅僅是重視成本的降低，而選擇一些比較劣質的材料。其次，是在給水排水設計結構設計中，一定要重視可靠性問題的重要，要避免在設計中出現缺陷，一定要充分考慮到其中所存在的一些安全隱患以及故障，針對這些問題來設置一些解決的對策，從而來提升建筑給水排水設計的可靠性。最后，在進行設計時，一定要引入一些先進的技術以及新型材料，要能夠結合實際情況做好創新，打破傳統的設計思維，同時也要保證施工的效果，在進行施工前，一定要對施工場地進行全面的勘察，若是發現其中存在問題，那么要及時的更改設計方案，從而來保證給水排水設計的穩定性。
3正確敷設設計管道方案
在給水排水設計中，其中最為重要的一項內容便是做好管道布置的敷設方案，尤其是在相應的廚房以及衛生間，一定做好相關的管道敷設設計，設計的原則一定要遵循國家相關規定的標準。舉個例子，對于一些排水管道設計的標準來說，在衛生間中其中一些衛生器具的設計必須要合理科學，尤其是關于排水管道的連接問題，我國相關文件中規定，普通民用建筑的排水立管要大于2.4L/s，衛生器具的排水量設計一般為1.78-3L/s。但是目前來看，一些規范其中規定還是不夠明確，這樣導致了一些排水管道的連接布置缺乏合理性。根據實際情況來看，在衛生間中的給水排水管道敷設要能夠與實際使用效果相互結合，要能夠在保證滿足用戶要求的基礎上，提升敷設的合理性科學性，并且要能夠防止出現一些溢水以及反味的現象。要想保證給水排水管道設計的合理性，那么相關的設計人員一定要能夠充分的針對建筑物的特點進行考慮，從而來結合實際的情況進行合理科學的敷設。
二、結語
在建筑給水排水的設計中，一定要做好設計方案的合理性，要能夠在保證設計合理美觀的情況下，保證人們居住的舒適性，因此相關的設計人員一定要做好給水排水設計的工程整合，能夠做好室內各個功能之間的整合，保證協調性，并且要提升設計的可靠性。另外，也要保證管道敷設的合理性，從而來提升給水排水管道設計的質量。
作者：李曉琳 單位：江西五方建筑設計有限公司
在進行建筑剪力墻機構結構設計時，要充分考慮到設計是否符合規范要求，是否滿足實際運行的情況，在進行計算以后，把一些沒有必要的多余量刪除，計算一定要精準，多余量只能說明計算仍然缺少控制能力，在確保計算準確的情況下，有些甚至不需要看計算書或是建筑方案，這樣就可以省去一些不必要的步驟，比如說剪力墻的結構剛度不能夠過大，應該是以規定要求的樓層最小剪力系數為目標，這樣可以使計算結果接近規范限值。在布置剪力墻的時候，我們應該將它布置成雙向的，而不僅僅是單向設置，以此來形成空間的結構；尤其是對于那些抗震設計的剪力墻結構，更應該避免僅單向布置剪力墻。而將剪力墻布置成雙向結構來形成的空間結構，我們可以利用這個優點來做些其他的設計，而且剪力墻自身對負重的能力較高，我們可以減少對材料的投資，并且減少材料本身對自然環境的污染。我們不僅達到了對剪力墻的優化設計目的，還減少了環境的污染，這樣就符合我們原本意愿。我們這樣還可以對規范的要求更加理解，做到靈活使用，讓我們的設計更加完美。
2、剪力墻結構的優化設計
2.1對于剪力墻結構的設計，其應沿著主軸方向雙向或多向布置。不同方向的剪力墻宜聯結在一起，應盡量拉通、對直成為工形、T形、L型等有翼緣的墻，形成一定空間結構。抗震設計時，為了使其具有有較好的空間性能，不能單向設置剪力墻。應使兩個受力方向的抗側剛度相近，剪力墻墻肢截面宜簡單、規則。為了能充分利用剪力墻結構的能力，在設計時必須減輕墻體結構的自量、加大空間面積、提高剪力墻的承載力和抗側剛度等。除此之外，剪力墻的布置不能太密，使結構具有適宜的側向剛度。若側向剛度過大，不僅加大自重，還會使地震力增大。
2.2剪力墻墻段設計要求是墻體規則、豎向剛度均勻，門窗孔洞整齊，要有明確的剪力墻肢和連梁，它們之間的應力應該分布均勻，要符合目前常用的計算簡圖，避免一些剛度差異過大引起的問題。
2.3如果剪力墻較長，應先將其平均分成多個墻體，開挖孔洞，各剪力墻之間的連接部分采用弱連梁連接的方法。但值得注意的是，在進行抗震設計時，應盡量避免開挖孔洞，并且在兩個孔洞之間形成墻體肢截面高度與厚度比小于四的小墻肢。當墻厚大于小墻肢截面的四分之一時，需按框架柱設計要求對箍筋進行全高加密。
2.4當剪力墻結構平面內的剛度和承重力較大，而平面外剛度和承載力相對較小。為了保證剪力墻平面外的穩定性，就應控制剪力墻平面外的彎矩。
2.5剪力墻的設置能夠影響到結構的抗側剛度的大小，為避免剛度發生改變，應自下而上連續布置。但是值得注意的是，若剪力墻沿高度不連續，會對導致剪力墻結構的剛度沿高度而發生突然變化。
3、剪力墻結構優化設計措施
3.1注重轉換層結構設計
新時期高層建筑越來越多，使用功能也是逐漸的多樣化，對于一些多功能的高層建筑來說，上下兩部分的使用功能是不一樣，因此就要考慮到轉換層的結構設計，在設計的時候，要充分的考慮到大空間的剪力墻轉換難度大，調整上下之間的剛度使之達到相互接近值，由于轉換層本身的剛度和質量不應該大，可以通過在水平力的作用下，精確的分析轉換層位移角是否均勻，通過仔細的分析可能存在的問題，研究具體結構的內分配問題，才能保證轉換層結構設計的完整性。
3.2優化連梁設計
對于連梁非抗震及抗震設計，高跨比大于和小于2.5這兩種情況，規范在截面受剪承載力以及配筋這兩個方面都有明確的要求。塑性調幅可以采取以下兩種方法：①將連梁的剛度在內力計算之前進行折減。②將連梁的彎矩與剪力的組合值在內力計算之后再乘上一個折減系數。不管是采用哪種方法，應該確保經過調整后連梁的彎矩、剪力設計值不得小于使用階段實際值，也不得低于設防烈度低一度的地震組合所得的彎矩設計值。防止在正常使用狀況下或者較小地震作用下產生裂縫，影響結構安全。另外，還必須要重視連梁的鉸接處理。
3.3底部加強部位的設計優化
一般在進行高層剪力墻結構設計時，最底部分的高度可以獲取嵌固部位以上，墻肢總高度的十分之一和底部兩層的較大值；底部帶轉換層的高層建筑結構，其剪力墻底部加強部位的高度可取框支層加上框支層以上二層的高度及落地抗震墻肢總高度的十分之一二者的較大值。當將地下室頂板視作嵌固部位，在地震作用下的屈服部位將發生在地上樓層，同時將影響到地下一層，此時地下一層的抗震等級不能降低，加強部位的范圍應向下延伸到地下一層，并應按規范要求在地下一層設置約束邊緣構件。
4、結束語
研究的高剛度臥式空氣靜壓主軸由雙向止推軸承和徑向軸承組成，下面分別建立止推軸承和徑向軸承的橢圓型偏微分方程形式。以MATLAB軟件中的PDE工具箱為求解器，編制程序進行迭代求解空氣靜壓主軸的承載力、剛度和流量等靜特性。
2空氣靜壓主軸的仿真優化設計
空氣靜壓主軸的性能受到結構尺寸、供氣壓力、氣膜間隙、節流孔孔徑和數目等諸多參數的影響。在仿真計算中對部分影響主軸性能的參數做正交實驗，選擇最優化的空氣靜壓主軸結構參數。在徑向軸承中，徑向節流器的長度、節流孔孔徑及分布、氣膜間隙等影響最大，在恒定氣膜間隙和供氣壓力的情況下，分析以上參數之間的相互影響;而止推軸承中氣膜間隙和節流孔孔徑以及分布等影響較大。采用基于MATLAB軟件PDE工具箱自主研發的程序進行數值仿真分析，并根據其他主軸的實驗結果修正了仿真分析程序。為了確定空氣靜壓主軸的結構參數，仿真采用了正交實驗的理論方法，空氣靜壓主軸的轉子直徑為100mm，為了提高徑向的承載和剛度，徑向節流器相對立式主軸較長，因此設計時徑向節流器為2段，每段長度分別采用80、100和120mm3種形式，每段節流方式為雙排小孔(每排12個)節流;止推軸承有效承載面外徑為226mm，內徑為106mm，節流方式為雙排(每排12個)小孔節流;供氣壓力ps=0.5MPa(絕對壓力);間隙為目前國內外氣浮主軸普遍采用的單邊10μm。在優化設計中，上述提到的參數對軸承性能(剛度、載荷)的影響是單調的，在更大程度上受到加工能力和結構尺寸的限制。空氣靜壓主軸的優化設計主要是確定軸承的氣膜間隙和節流小孔直徑的最優匹配關系，優化設計的目標是根據使用情況實現剛度或承載最大。根據以上方案數值仿真的結果，得到優化的空氣靜壓主軸的關鍵參數。其中，對于徑向軸承，氣浮間隙為10μm，供氣壓力為0.5MPa，長度為100mm，節流小孔直徑為0.1mm，節流孔距端面距離為節流器總長度的1/4時，得到最大徑向剛度171N/μm，兩段為342N/μm。對于止推軸承，單邊氣膜間隙為10μm，節流小孔直徑為0.1mm，得到最大軸向剛度723N/μm。采用以上優化后的結構參數，可以達到該套空氣靜壓主軸的最優性能。
3實驗測試
3.1實驗裝置
實驗采用的空氣靜壓主軸采用雙向止推軸承和徑向軸承的T型結構，止推軸承和徑向軸承獨立供氣。主軸的轉子與止推板組成轉子組件，徑向節流器與下止推節流器的垂直度誤差均要求小于1μm。止推間隙由墊環與止推板的厚度差來保證，徑向間隙由徑向節流器與轉子的直徑差來保證。止推和徑向的氣膜間隙一般控制在10～15μm之間，具體參數由實際使用情況和仿真分析結果確定。空氣靜壓主軸的精度一般受到驅動電機的影響，要實現其超高回轉精度，驅動是非常關鍵的一個環節。實驗采用的空氣靜壓主軸采用分體式力矩電機，力矩電機的轉子采用直聯的方式與空氣靜壓主軸的轉子連成一體。采用這種連接方式，省去普通聯軸器傳動環節，因此簡化了傳動路徑，提高了主軸的回轉精度。該結構還配備了旋轉變壓器和高精度圓光柵來提供位置反饋信號，為實現C軸功能，還配備了旋轉變壓器。
3.2實驗結果
采用上述方案對臥式空氣靜壓主軸的軸向和徑向剛度進行測試，在供氣表壓為0.5MPa時，測得軸向剛度為785N/μm，徑向剛度為313N/μm。實驗結果與仿真結果比較，軸向剛度的誤差為7.9%;徑向剛度的誤差為9.3%，證明了優化設計方案的可行性。
4結論
設計思路：運營管理由人、流程和產品實現管理，通過系統的運作得到有效的評價。借鑒先進的運營管理模式。地產企業自身的情況進行運營管理體系的思路設計，設計方面主要由以下四點構成：戰略管理、戰略管理體系、流程管理體系及績效評價體系。這四點體現的就是從哪管、管什么、如何管和效果如何。
二、地產運營管理體系優化的戰略設計
運營管理體系構建可以為企業提供戰略的組織保障，所以，進行運營管理體系優化的戰略設計一定要明確。對企業優熱和劣勢進行系統的分析，確定企業戰略目標。企業外部威脅：企業外部環境受到政策、經濟和社會等多方面因素影響和威脅。政治上，房地產企業受到國家土地管理越來越嚴格的影響，導致土地成本不斷升高，地房開發資金不斷增加；經濟上，受到銀行貸款政策日益嚴格，甚至可能改變政策的影響，使地產開發融資十分困難，造成資金的緊張，競爭激烈；在社會上，消費者的消費日趨理性化，要求企業專業性要不斷提高。企業外部機會：外部有威脅就有機會。在政治上，由于國家或地方政府都有一定的稅收減免政策，對房地產行業可以起到一定的支持；在經濟上，城市圈的建設為地產行業帶來發展機遇，而且居民收入不斷增長，也影響了地產行業發展。內部劣勢：地產行業內部也要進行優劣勢的分析。劣勢為，地產行業眾多，如果地產開發企業的知名度不夠，品牌不強是很難獲得競爭的機會；如果地產企業規模不大，也很難獲得土地資源的開發權，企業的發展就受到很大的約束；地產企業如果規模不大，管理上就會不科學，尤其是中層管理人員水平受到一定的限制；如果地產企業的資金和實力不夠強，很難實現融資。內部優勢：地產企業即便有一些劣勢，還有很多優勢存在。地產企業如果是本土企業就會了解本地文化與消費習慣，可以了解消費者的實際需求，開發出真正適合本地區消費者需求的產品；地產企業如果規模小，就可以進行靈活的組織，可以通過不斷的創新，使企業獲得更大的發展空間。
三、地產運營管理體系優化體系的組織設計
地產企業的運營管理要實現戰略目標，就要具備相應組織體系的保障，而地產企業現行組織架構基本上是可以滿足工程項目開發的實際需求的，不過，要將組織架構進一步優化，更利于地產企業的發展需要。在組織靜態結構上看，各部門的職責都定位在利于公司的發展和要求上，而靜態的結構優化是對某些缺失職能的優化，例如：成本的管理和定位、策劃等方面職能。在組織動態結構上看，地產企業的組織體系責權并不清晰，使各部門的動態職責和各方面的配合、接口都不清晰，這種責任不明確和組織效率低的行為都會影響地產企業的正常發展。對組織動態結構的優化是建立起清晰權、責的組織體系，使各部門間更好的實現溝通和協調，使領導可以更好的以事務性管理來解決問題。
四、地產運營管理體系優化體系的業務流程設計
地產企業業務流程中還存在很多問題，最主要的問題是未按照系統方法實現流程的規劃，而業務流程可以分級和分類，通過規劃管理明確流程的管控體系，使地產企業的工作效率低下，十分繁瑣和復雜。地產企業結合自身組織的結構，以價值鏈完成業務流程的分級分類，然后進行規劃，建立起業務流程體系。以價值鏈的理論，地產企業的價值鏈以基本活動與輔助活動組成的。基本活動從開發的順序可以分成：環境調研、土地資源的開發、工程項目定位、營銷策劃及工程管理等方面內容。
五、地產運營管理體系優化體系的績效評價設計
地產企業的績效評價系統是以主要構成要素來展開的，而績效評價系統有評價主體、客體、目標、指標、標準、方法及報告等內容組成。通過對地產行業及施工企業經營的特點進行綜合的分析發現，結合了地產企業戰略和組織架構、運營體系后，可以總結出影響地產行業績效的重要因素，借鑒了平衡積分卡，可以優化地產企業運營績效評價的指標體系。
六、結束語
關鍵詞：框撐－核心筒結構超限高層受力性能剛度
1工程概況[1]
本工程位于重慶市渝中區的中心地帶，建筑面積約100000m2，由7層裙樓及56層塔樓組成，裙房平面尺寸為81m×54m，塔樓平面尺寸為34m×34m（外包尺寸為37.6m×37.6m），將地下二層按規范要求的嵌固構造處理，使其作為上部的嵌固端，嵌固以下埋深11.9m，以上229.3m（結構計算高度）。建筑總高度為241.2m（未包括出屋面的電梯，觀景廳及水箱間的高度），核心筒平面尺寸14.6m×14.6m。該結構平面布置規則、對稱，豎向抗側力構件上下連續貫通、無剛度突變（見圖1、2）。
該項目地下部分及塔樓筏板基礎建成后停工至今已達三年之久，被市列為“四久工程”。
2結構優化
2004年7月業主委托我院對該項目進行方案優化設計，要求方案滿足建筑擴大空間、結構安全、經濟合理并符合超限高層建筑抗震規范要求。對原設計單位所作的結構設計方案，我院提出以下優化意見。
①減少框架柱數量，增大建筑空間
為滿足建筑大空間的功能要求，將原設計方案中每邊八根柱減少到每邊五根柱，底層柱截面由原設計的1500mm×1500mm、1400mm×1500mm增大為1800mm×1800mm、1700mm×1700mm，上部各層柱分段減小，以滿足軸壓比的要求。優化后可以增加建筑使用面積約750m2，并節約混凝土用量約2700m3。為了彌補結構抗側剛度的不足，在塔樓四角區設置“L”型桁架（見圖3），構成框架桁架結構，內部布置剪力墻核心筒，形成框撐－核心筒體系。并且在建筑上將四周的支撐暴露，造型美觀，具有獨特的標志性風格。
圖1結構平面示意圖圖2建筑軸側圖
②減小核心筒內墻墻體厚度
經過計算分析，芯筒內的內墻對抗側剛度貢獻較小，主要承受的豎向荷載是墻體本身的重量，因此可以將內墻厚度適當減薄。原設計方案芯筒內墻厚度為800、400、350、250mm，優化設計后改為400、250、200mm。同時將原設計中芯筒外墻厚度也減少100mm，由此可以節約混凝土用量約4500m3，增加建筑使用面積約1250m2。
③其他
在滿足結構安全的情況下，將原設計方案中窗群梁由500mm×1500mm優化為500mm×700mm，塔樓井字梁由250mm×450mm優化為200mm×400mm。
3結構整體分析
3.1設計基本參數
①設計基準期50年，使用年限100年，安全等級為一級，地基設計等級為甲級。
②本工程抗震設防烈度為6度，地震分組為第一組，設計基本地震加速度為0.05g，建筑抗震設防類別為兩類。由于本工程特別重要，現將建筑設防類別提高為乙類。由于本工程建筑場地為I類場地，仍按本地區抗震設防烈度的要求采取抗震構造措施。該工程為B級高度建筑，其結構抗震等級剪力墻和框架柱均為二級。
③場地的特征周期，水平地震影響系數最大值，放大系數。
④基本風壓為0.45kN/m2，基本風壓增大系數取1.2，即按0.54kN/m2取用。地面粗糙為C類，風壓體形系數、風壓高度變化系數及風振系數均按《建筑結構荷載規范》GB50009-2001的規定采用，樓面活荷載標準值按荷載規范取值。
3.2主要結構構件截面
表1核心筒剪力墻尺寸
樓層
心筒外墻厚
心筒內墻厚
-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
樓層
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混凝土強度等級
樓層
核心筒墻
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計算模型與程序
根據本工程結果的特殊性，結構整體分析采用SATWE和TAT兩種軟件分析計算。為了優化結構設計，并充分利用已經施工完成的基礎，根據專家組的建議，分別對六柱方案、五柱方案和四柱方案三種框撐－核心筒體系進行計算分析。綜合分析以上三種方案，專家組一致推薦第二方案，即五柱方案。
3.4主要計算結果
①五柱方案
表4～表6為SATWE和TAT主要計算結果的對比分析。應說明的是，采用SATWE程序計算，可將樓板按彈性樓板考慮，消除了復雜結構體系按剛性樓板假定計算帶來的誤差。
(a)平面圖(b)立面圖
圖3五柱方案
表4模態分析計算結果
分析軟件
SATWE
TAT
備注
結構總質量（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個周期。
表5抗風計算結果
分析軟件
SATWE
TAT
備注
x向最大層間位移
1/1163
1/1033
滿足規范要求
y向最大層間位移
1/1127
1/1012
滿足規范要求
x向頂點位移
163.25
181.97
滿足規范要求
y向頂點位移
170.03
185.73
滿足規范要求
x向總剪力（kN）
12813.6
12999.04
y向總剪力
12796.3
12982.13
x向總傾覆力矩（kN·m）
1860922
1896806.4
y向總傾覆力矩（kN·m）
1860582
1896478.6
表6抗震計算結果
分析軟件
SATWE
TAT
備注
x向最大層間位移
1/1836
1/1969
滿足規范要求
y向最大層間位移
1/1804
1/1968
滿足規范要求
x向頂點位移
102.01
90.62
滿足規范要求
y向頂點位移
105.01
91.26
滿足規范要求
x向總剪力（kN）
8410.2
11730.15
y向總剪力
8491.4
11730.15
x向總傾覆力矩（kN·m）
1124786
1565804.38
y向總傾覆力矩（kN·m）
1112582
1536540.25
考慮第I振型，并忽略阻尼的有利影響，計算出結構頂點順風和橫風最大加速度：，，均滿足高規規定的小于0.15m/s2的要求。
②六柱方案
最大軸壓比0.66
結構頂層最大加速度：，。
內筒尺寸不變，外框架柱底層面積率為原設計方案（“筒中筒”方案）的71.4％。
(a)平面圖(b)立面圖
圖4六柱方案
③四柱方案
(a)平面圖(b)立面圖
圖5四柱方案
最大軸壓比0.69
結構頂層最大加速度：，
內筒尺寸不變，外框架柱底層面積率為原設計方案（“筒中筒”方案）的76.0％，需設置三個加強層。
④計算結果對比分析
表7計算結果對比分析表
T
Δ/h
備注
筒中筒體系
6.2951
1/817
0.75
原設計方案
框撐－核心筒結構體系
六柱方案
5.4618
1/1433
0.66
0.05890
四柱方案
5.7756
1/1237
0.69
0.13840
有加強層
五柱方案
5.6758
1/1127
