结构设计论文范文
结构设计论文范文第1篇
基础工程设计是整个工程设计中的重要环节，我国地域辽阔，地质条件复杂，加之，近年来我国高层建筑迅速发展，基础工程设计显得尤其重要。但是，目前许多工程设计及工程方案阶段没有给予基础设计足够的重视，忽视了基础设计在工程设计中的介入时间性，造成了工程造价、工程周期等不必要的浪费。居住小区基础设计总体遵循原则为:保证工程质量安全、节省工程造价、控制工程周期以及方便施工。因此，在基础工程设计中，一般建议做到以下几点:①在基础设计选型中应根据结构状况、地质条件、施工条件等几个方面从技术上初步确定2个或以上比较合适的方案，并通过地质勘察资料，分析地质参数，研究工程地质特点和有利不利因素，对选定方案进行经济性和可行性比较，最终确定基础设计方案；②若多层住宅、高层住宅地基承载力足够，一般优先选用独立基础、平筏基础、梁筏基础等简单基础；③若需采用桩基础时，应进行桩型、桩径、桩长多方案比较，不同单体可选用不同桩型，当基础持力层土质较好时，应充分考虑桩土复合作用，同时在桩数较多且工期允许的情况下应先做静载荷试验，以便确定最终设计承载力，避免造成不必要的浪费。
2结构主体设计
住宅内梁布置设计一般应做到公共空间部分不露梁，结构梁不突出楼梯间，电梯厅内无梁；户内梁布置时，梁不穿越客餐一体厅、客厅、餐厅、房，以保证各功能空间完整及美观；梁不穿越厨、厕、阳台；户内梁不露出梁角线的优先顺序为客厅—餐厅—主卧室—次卧室—内走道—其它空间。当结构计算梁高与窗（门）顶距离≤200mm或无法做过梁时，结构梁直接做到窗（门）顶面；结构计算梁高与窗（门）顶距离＞200mm时，结构梁高按计算确定，中间距离用窗（门）过梁处理。框架梁纵筋配置时，尽量避免多排放置，一般最多不多于3排，以使纵筋配筋量控制在合理范围内。在结构设计中，如果梁柱节点配筋过密，势必会增加施工的难度及可操作性，进而影响混凝土的抗裂性能，因此在梁柱节点设计的时候，考虑将节点箍筋设计成钢筋笼，套入柱的纵向钢筋中，将二者绑扎或焊接牢固，最后放入梁的钢筋，达到提高该混凝土结构的抗裂性能的目的。住宅内剪力墙、柱设计一般应做到剪力墙、柱尽量不凸出填充墙的墙面，即尽量与填充墙厚保持一致。剪力墙、柱布置时，如靠近窗口位，且距离窗侧小于100mm时，剪力墙、柱端延至开窗侧端。转角凸窗窗端如必须布置剪力墙端柱或框架柱时，柱外边线必须对齐凸窗外边。过长的剪力墙应该开设洞口，过长的剪力墙在地震作用下容易产生和加大裂缝，墙体配筋容易拉断。规定长度大于8m的剪力墙应开设洞口，开设的洞口大小应该满足结构计算要求。
3住宅裂缝控制
住宅裂缝控制设计是居住设计重要内容，裂缝不仅影响建筑美观度、耐久性、防水性、抗渗性等建筑功能，同时也会引起一系列社会问题。有资料表明，有关裂缝的投诉占房屋工程质量投诉的30%以上。一般居住建筑楼板裂缝产生的原因很多，主要的原因还是由于设计、施工以及管控环节问题所致。针对结构设计上出现的裂缝问题要求控制楼板的裂缝应做到：①控制钢筋混凝土楼板的最小厚度，建筑物平面刚度突变处楼板及异形板可考虑适当加厚；②在房屋平面有较大凹凸处，两端阳角处，厨房、卫生间、阳台等楼板配置抗温度收缩钢筋（或者双层双向钢筋），同时在现浇板的板宽急剧变化或大开洞削弱处等易引起收缩应力集中处，控制钢筋间距，配置抗温度筋；③当住宅长度大于40m时，应在楼板中部设置后浇带，后浇带两边应设置加强钢筋，地下室设计按30m～40m间距设置后浇带，如不能设后浇带处可设加强带，现浇楼板混凝土强度等级不小于C25,且不宜大于C40。
4结语
结构设计论文范文第2篇
根据场地岩土工程勘察报告，本场地在5层地下室开挖后，基底已落在强风化层或中风化层，强风化层顶面标高为－21.88～－9.91m。因此本工程基础主要采用人工挖孔灌注桩，桩端以中风化花岗岩作为持力层，局部微风化层较浅处以微风化层为持力层，部分位置采用天然基础，仍以中风化花岗岩为持力层。副楼地下5层墙柱在大震下仍然有拉力，故在基础设计时，综合考虑抗浮，设置了抗拔桩及抗浮锚杆，锚杆嵌入中风化或微风化层。场地不存在液化土层，地下水对混凝土具有弱腐蚀性，对钢筋具腐蚀性。
2抗震性能目标及抗震构造加强措施
主楼超限内容［3］为:1)超过B级适用高度15%;2)2层局部挖空楼板，形成跃层柱。根据超限情况，确定主楼抗震性能目标为C级，多遇地震下满足第1水准，设防地震下满足第3水准，罕遇地震下满足第4水准，具体构件抗震性能目标如表2所示，并要求结构在罕遇地震作用下最大层间位移角不超过1/100。本工程2012年6月已通过广东省超限委员会的超限高层建筑专项审查。
3计算分析
3.1小震弹性反应谱分析小震弹性反应谱分析采用SATWE及MIDASBuilding软件。沿X，Y向输入地震波，安评谱计算的基底剪力大于规范谱的计算结果，故采用安评谱进行分析。考虑偶然偏心，采用刚性楼板假定，主楼周期折减系数为0.9，连梁刚度折减系数取0.7，嵌固端取地下室顶板，分析模型包含3层屋顶架构，共46层。主要分析结果见表3，从表3可以看出，两种软件计算结果比较吻合，各项指标均符合高规［4］和广东省高规［5］(层间位移角限值为1/565)的要求。SATWE软件计算的层间位移角曲线见图4，楼层抗剪承载力比值曲线见图5。
3.2小震弹性时程分析小震弹性时程分析仍采用SATWE软件，采用2条天然波(Oakwh波、Sanfern波)及1条安评波。分析结果见表4。由表4可知，X，Y向单条地震波计算所得基底剪力最小值占CQC法计算结果的百分比分别为84%，78%，X，Y向3条地震波计算所得基底剪力平均值占CQC法计算结果的百分比分别为85%，86%，符合高规［4］的相关规定。
3.3中震分析中震分析采用SATWE软件，连梁刚度折减系数仍取0.7，不考虑构件承载力抗震调整系数及与抗震等级相关的内力调整系数，材料强度中震弹性取设计值，中震不屈服取标准值，其余输入参数(考虑偶然偏心、周期折减系数、双向输入地震力)同小震分析。配筋较大的第10层墙、柱、梁的配筋见表5，其中各构件编号见图3(b)。由表5可知，墙柱配筋取小震分析结果即可满足中震分析要求，梁的配筋取小震和中震分析的较大值。首层典型剪力墙抗剪承载力见表6。由表6可知，剪力墙抗剪承载力有很大富余。由表5，6可知，各构件均符合抗震性能目标的要求。
3.4大震动力弹塑性时程分析
3.4.1基底剪力和层间位移角采用MIDASBuilding进行大震动力弹塑性时程分析，梁柱铰特性值均采用武田三折线模型(考虑刚度退化修正)，剪力墙采用纤维单元模拟，并采用施工图的实配钢筋。采用小震弹性时程分析的3条地震波，峰值加速度均为220cm/s2，持续时间均为30s，地震波的时间间距为0.02s。主要分析结果见表7，层间位移角响应见图6。由表7可知，大震动力弹塑性时程分析的基底剪力与小震弹性时程分析的基底剪力的比值的平均值为3.53(X向)、3.78(Y向)，满足高规［4］要求，同时也说明结构耗能良好。Sanfern波作用下结构响应最大，X，Y向的最大层间位移角分别为1/195，1/189，均小于高规［4］限值1/100的要求。由图6可知，X向层间位移角呈弯剪型，Y向层间位移角呈剪切型，主楼X向采用弱连梁连接的双筒，比Y向有较好的耗能机制和耗能次序。
3.4.2结构抗侧力体系损伤情况取结构响应最大的1条天然波(Sanfern波)X向地震作用下的结果进行分析。由图7，8可知，在罕遇地震作用下，塔楼结构主要抗侧力构件没有发生严重破坏，大部分连梁和框架梁屈服耗能，框架柱未屈服，底部加强区墙体少量进入抗弯屈服状态，墙体未出现剪切屈服，这说明结构是“梁铰破坏”机制。计算结果还表明，结构的耗能机制和耗能次序为:弱连梁耗能屈服→强连梁及框架梁耗能屈服→核心筒部分抗弯耗能屈服→框架柱部分开裂。这说明结构是通过弱连梁和框架梁的屈服作为第1道耗能防线，双核心筒作为第2道耗能防线，框架柱作为第3道耗能防线，实现了良好的耗能机制，有效保护了竖向构件，延缓了主体结构的损伤。由图9可知，弱连梁延性系数大部分在0.5～3.5之间，极少部分在3.5～5之间，弱连梁仍具有较大变形能力，可以承受竖向荷载作用，结构整体和各类构件还有较大的弹塑性变形能力储备。
3.5无梁楼盖的屈曲分析本工程设5层地下室，为满足在相同净空要求的前提下能有效减小建筑层高，同时也能够减少土方开挖量，地下3层～地下1层地下室楼盖采用无梁楼盖体系，板厚270mm，柱帽厚550mm。由于埋深较深，土的侧压力和水压力较大，故采用SAP2000软件(V15.2.1版)对地下3层无梁楼盖(图10)进行屈曲分析。取恒载G+活载L作为初始荷载，屈曲荷载工况为:(Kaγh1+γwh1)h。其中Ka为静止土压力系数;γ为土的浮容重;γw为水容重;h1为计算点深度;h为地下室层高。屈曲模态见图11。计算结果表明，第1阶屈曲模态特征值为54.1，第2阶屈曲模态特征值为62.5，第3阶屈曲模态特征值为72.3。由此可见屈曲模态特征值远大于10，无梁楼盖稳定性有足够的安全储备。
3.6抗震构造加强措施根据主楼超限内容及计算分析的结果，采取如下的抗震构造加强措施:1)全楼抗震等级按一级采用，适当提高核心筒剪力墙分布筋的配筋率。2)对于连接双核心筒的弱连梁，其承载力为抗弯控制，抗剪承载力富余较大，同时配置加强箍筋及横向拉筋，提高该处连梁的变形能力。3)底部第2层由于建筑双层柱廊要求，结构楼板缩进，形成边框柱跨两层高。柱计算长度l为14m，l/b(b为柱宽)为8.5＞4，为中长柱，其稳定系数接近于1，具有很好的延性。为了提高1～2层结构的侧向刚度及水平承载力，采取了加大底部两层墙体厚度和加大边框柱截面的措施。4)工程无竖向不规则，无抗剪承载力突变，无楼层质量不均匀，除顶部局部平面不规则外无平面不规则;无扭转不规则，除个别楼层外，其余楼层的扭转位移比均在1.2以内;通过改变柱尺寸、剪力墙厚度、采用剪力墙开洞口等方式逐步缩短剪力墙长度，使结构刚度由下至上逐渐均匀减小，不出现刚度突变。5)工程双筒的连梁配筋取小震作用下两端刚接和两端铰接的较大值。
4结语
结构设计论文范文第3篇
1．1地基与基础根据甲方提供地质资料，本工程办公楼A座、B座、C座及通道1，2，3拟采用CFG桩复合地基，基础底标高为－12．10m;地基处理范围:CFG桩的平面布置均在各楼座及通道内;经地基处理后基底承载力特征值(fspk)应大于350kPa;而地下车库部分采用天然地基方案，基底持力层为③粉土层或③1层粉细砂。地基承载力特征值为fak=120kPa。经计算，CFG桩桩径取400，桩顶标高为－12．570m，有效桩长18m，桩端持力层为⑧层粉细砂层，桩端进入持力层深度不小于1．0m。单桩承载力特征值大于600kN，施工桩顶标高宜高出设计桩顶标高不少于0．5m。CFG桩混凝土强度等级为C20。基础设计时，经过反复核算，我们在办公楼A座、B座核心筒部分采用筏板基础，其余部分为十字交叉柱下条形基础。筏基部分的基底反力约245kPa，条基的基底反力约232kPa，两者反力基本接近。基底标高约为－12．10m，条基宽度为3．0m。办公楼C座也采用柱下条形基础，基础宽度为3．0m，基底标高同A，B座，局部达到－14．0m。同样基底反力为230kPa左右。通道1，2，3部分为筏板基础，此处由于上部钢结构跨度大，柱下荷载相对较大，采用筏基后，基底反力均达346kPa左右，满足设计要求。采用分层总和法沉降计算，办公楼A座、B座、C座条形基础及筏基的沉降量计算均小于50m。相邻柱沉降差异及沉降总量计算均满足设计要求。地下车库部分采用天然地基，基础宽度3．0m，基底标高为－11．800m。在所有条形基础与筏板之间及条形基础之间设置钢筋混凝土防水板，防水板厚350。设计时地下水位的浮力按5m的水位进行设计，其中防水板抗浮计算中已考虑枯水期的水位变幅1m。防水板经计算构造配筋已满足设计要求。
1．2上部结构设计1)结构分段。整个建筑我们采用上分而下不分的原则，在办公楼A座、B座、C座及通道1，2，3在±0．000地面以下连为一体，在±0．000地面以上各相邻单体之间设置防震缝，使得将整个看似复杂的连体高层建筑的计算将划分为在±0．000嵌固的6个独立的计算单元进行计算，避免了因楼座之间高位连接所形成的超限问题。我们对整个结构进行了包络设计，即采用整体多塔分析与各单体的独立计算。施工期间，在楼座与地下车库之间设置用于沉降的后浇带，沉降后浇带在结构主体完成后浇筑。C座因为长度119．6m，属于超长结构，我们在设计时考虑了一定的温度应力，在框架梁柱外侧及屋面板面均设置一定数量的温度筋，抵御温度应力，且C座办公楼在长度1/3位置设置用于温度后浇带，温度后浇带在地下室结构完成后60d浇筑。2)结构体系。本工程办公楼A座、B座及C座均采用钢筋混凝土框架—抗震墙的结构形式;通道1，2，3采用钢骨混凝土柱、钢骨混凝土剪力墙、钢梁的框架—抗震墙结构形式;其中西侧通道2、东侧通道3跨度为20．9m，北侧通道1为29．8m～37．3m。楼面、屋面采用钢梁+钢筋混凝土板的组合楼面体系。地下室采用钢筋混凝土框架的结构形式。3)建筑物抗震等级。上部:办公楼A，B，C座，抗震墙抗震等级为一级，框架等级为二级;通道1，2，3抗震墙抗震等级为一级，框架等级为二级(按钢结构考虑)。地下部分:办公楼A，B，C座及通道1，2，3地下一层抗震墙抗震等级为一级，框架等级为二级;地下2层(含夹层)抗震墙抗震等级为二级，框架等级为三级。地下车库抗震等级为三级。与主楼连接的相关范围内其抗震等级同主楼的相应部位的抗震等级。对于地库与主楼连接处的错层部位，我们采取了提高一级抗震等级的构造措施进行包络设计，满足了规范要求。
2结构分析及结果
1)本工程设计计算所采用的计算程序。采用《多层及高层建筑结构空间有限元分析与设计软件—SATWE》(2012年6月)进行结构整体分析。2)主要计算结构如下。办公楼A，B座计算结果见表1，表2。
3设计总结
结构设计论文范文第4篇
网络化信息系统要素全、规模大且结构复杂，同时技术体制不断发展，面临着网络攻防对抗威胁，由此对网络化信息系统试验平台结构提出了新的挑战。网络化信息系统试验平台具有以下功能特征：1）可扩展性：试验平台的硬件能力和试验资源类型可根据试验需求扩展；2）可配置性：试验平台提供的试验资源具有可编程能力，允许用户根据试验任务配置系统架构、应用和协议等试验环境特征；3）安全隔离性：用户的不同试验之间互不影响，且具有威胁性（如蠕虫和病毒等）的试验不会对试验平台硬件基础设施造成不可恢复的破坏；4）可重组性：试验资源通过虚拟化技术逻辑分片后，可根据不同试验任务要求实现资源封装、调度和聚合，在试验完成后可实现对试验资源的释放、净化和回收；5）快速响应性：能够利用试验资源快速构建目标系统和试验环境，实现试验过程自动化，以提高试验效率。上述功能特征中，可扩展性强调试验平台的开放性和兼容性；可配置性和可重组性强调能针对不同试验任务按需生成目标系统的能力；安全隔离性为确保试验平台基础设施（基础网络、计算设备和存储设备等）安全而提出要求；快速响应性从试验组织效率角度提出要求。本文基于虚拟化思想，提出了一种面向网络化信息系统的虚拟化试验平台结构，通过试验虚拟化服务层实现了对复制目标系统的仿真、实物和虚拟化资源（虚拟服务器和虚拟操作系统等基于计算机虚拟化技术形成的试验资源）的统一组织、调度和管理，满足多样化试验任务需求。该结构具有隔离试验平台基础设施和试验目标系统的特点，支持具有破坏性的对抗试验以及网络化信息系统能力评估。
2虚拟化试验平台
2．1分层结构模型根据以上网络化信息系统试验平台设计原则，在参考虚拟化环境基础架构上，提出了如图1所示的试验平台分层结构模型，图中LVS为真实／虚拟／仿真。试验平台分层结构分为试验基础设施层、试验虚拟化服务层和面向任务的试验环境层3部分。面向任务的试验环境层是用户试验的抽象模型，通过一组规范化的语义抽象描述了试验对象的本质属性和生命周期；试验虚拟化服务层是试验服务的提供者，对仿真、实物和虚拟化3种形态的试验资源进行调度、部署和优化分配，通过将试验对象本质特征映射到分配的试验资源上复制目标系统，同时实现对试验的隔离、控制和数据采集等功能；试验基础设施层是试验服务的承载者，屏蔽了底层试验资源的异构性，为试验虚拟化服务层提供抽象的资源池和统一的试验资源访问接口。虚拟化试验平台由试验基础设施、试验虚拟化服务、面向任务的试验环境和试验标准与模型组成，其功能组成如图2所示。试验基础设施主要由试验资源池、试验运行网络和试验管理与控制网络等组成。其中，试验运行网络实现对异构试验资源的网络化组织。试验管理与控制网络连接各试验管理系统，如试验设计、试验驱动和试验评估等系统。前后2个网络之间通过防火墙等安防设备隔离，以确保试验安全。试验虚拟化服务主要由试验任务管理、试验资源管理和试验资源部署等服务组成。整个试验虚拟化服务层是实现第1章试验平台功能特征的核心，可进行试验运行与试验基础设施分离，使得底层试验基础设施层的扩展、故障和运行过程对面向任务的试验环境层完全透明。试验用户仅需将试验任务需求给试验虚拟化服务层，即可开展网络化信息系统能力评估试验。面向任务的试验环境主要完成试验任务的规划和描述，并向试验虚拟化服务提出试验任务请求。另外，试验标准与模型是实现虚拟化试验平台统一的基础，所有试验的设计、组织和管理等均需遵照试验标准和模型实施。试验平台3层结构组成间相互配合完成试验任务，虚拟化试验平台活动视图如图3所示。试验平台试验过程如下：1）试验组织方首先提取试验对象的本质特征，并按照试验标准形成目标系统和试验运行的配置文件。本质特征指试验对象在试验过程中表现出最为重要的组成、结构、功能和行为及其属性。2）面向任务的试验环境根据试验对象的本质特征信息，向试验虚拟化服务发出目标系统复制和试验环境构建请求。目标系统复制和试验环境构建由试验虚拟化服务组织完成。试验虚拟化服务在接收请求后，从试验资源池中分配可用的仿真、实物和虚拟化资源，并完成异构试验资源的属性配置和集成部署，形成满足试验任务要求的目标系统和试验环境。3）完成目标系统部署后，由面向任务的试验环境加载试验激励信息驱动整个目标系统运行，试验基础设施承载试验运行。4）试验虚拟化服务在试验过程中对试验运行数据和事件等进行记录，准备试验评估数据。5）试验结束后，由试验虚拟化服务对试验资源进行净化和回收。
2．2技术实现方法虚拟化试验平台核心是如何实现各种试验资源的虚拟化生成、调度、分配和管理，功能实现主要涉及以下3个方面：1）试验目标系统的基础试验资源生成；2）虚拟化试验平台的安全隔离；3）对仿真、实物和虚拟化3种不同类型资源统一部署和集成。由于网络化信息系统组成要素多样，不同类型系统组成的特征差异较大。故针对不同类型资源本文采用了不同的基础试验资源构建方法，如表1所示。表1中，基于软路由的路由器仿真方法主要是在操作系统容器中（如Linux容器）部署Qugga和Dummynet［6］等网络设备和链路仿真系统，实现大规模的通信网络路由器资源仿真。基于平台虚拟化的硬件环境构建方法主要采用商用的VMwareESX和开源项目OpenVZ等实现计算硬件的虚拟化复制。本文基础试验资源构建方法均采用现有技术实现，不再赘述。虚拟化试验平台应确保生成目标试验环境和试验基础设施的安全隔离，是虚拟化试验平台重要特征。虚拟化试验平台安全隔离需在试验基础设施、试验虚拟化服务和试验数据3方面同时实现，其原理如图4所示，具体如下：1）试验基础设施安全：在威胁性试验过程中，来自目标系统的恶意代码等可能渗透、驻留或攻击试验基础设施。因此，面向任务的试验环境和试验基础设施之间需部署防火墙等隔离设备，对非法访问以及非授权用户等进行隔离。每次试验后，还需对试验资源进行释放、净化、回收和整理，以免影响下一次试验安全。2）试验虚拟化服务安全：用户在虚拟化试验平台上试验时，可能因误操作或非法访问等造成试验基础设施或服务损坏。因此，需在试验运行网络上部署入侵检测设备，监控来自试验虚拟化服务的非法访问。同时通过防火墙、密钥和证书认证等方式，控制用户对试验虚拟化服务的访问，以确保用户严格按照试验方案组织试验。3）试验数据安全：当用户直接从面向任务的试验环境中采集数据时，恶意代码和攻击行为会乘机渗透到试验虚拟化服务和试验基础设施。针对该问题，本文提出了基于的数据采集方式。实现虚拟化试验平台还应将仿真、实物和虚拟化3种形态试验资源进行统一分配、调度、部署和集成。本文提出了基于端口映射和路由重定向的异构试验资源管理方法，试验资源虚拟化管理模型如图5所示，具体如下：1）对于虚拟化和实物资源的统一管理，可采用端口映射方法实现。通过将虚拟计算节点资源的网络接口设置为混杂模式，并将虚拟计算节点资源的所有对外数据交互映射到物理网络接口实现。2）对于仿真和实物资源的统一管理，可采用路由重定向方式实现。通过修改仿真运行结果和数据流输出路径，用户可透明地将仿真数据导入实物资源对外接口，从而实现仿真资源和实物资源的互操作；反之亦可。3）对于仿真和虚拟化资源，由于这2种资源均依托计算硬件设备实现，资源间可直接交互。
3试验分析
根据以上网络化信息系统虚拟化试验平台结构设计，本文基于10台（IBMM3系列服务器）和1套高性能网络，构建了试验平台原型系统。依托试验平台原型系统，完成具有218个节点规模的网络化信息系统（含传感器、通信网络、计算设备、情报处理和作战指挥系统等节点）复制，实现了对虚拟化试验平台的可配置性、安全隔离性、可重组性和快速响应性等特征的验证。虚拟化试验平台典型试验情况如图6所示。由图6（a）可见，虚拟化试验平台提供了可视化的目标系统配置功能，实现了面向任务的目标系统配置。图6（b）给出了试验过程中内存资源变化。试验开始前（黑色虚线左侧），上一次试验所占用的内存资源回收至资源池中；试验开始时，资源重新分配和部署，资源曲线显示内存占用状态，试验进行时达到最大值；试验结束后，内存资源再次释放和回收，表明本文提出的试验平台结构具有对试验资源重组能力。以上218个节点规模的目标系统复制花费时间如表2所示。可见，试验花费总时间小于30min，具有较高的试验快速响应性。另外，利用网络侦察、扫描和渗透等工具测试了构建的虚拟化试验平台安全性，验证了该平台能够应对主要的2～4层（链路层、传输层和网络层）网络威胁，确保了试验安全性。由于试验虚拟化服务层的隔离性，两者不能直接互相访问，故扫描和监听中均未出现任何试验基础设施层信息。
4结束语
结构设计论文范文第5篇
1.1滑槽的设计有以下三种方案方案一：在图1（a）中小球与轨道理想为两点接触，其受力情况为垂直于两斜坡面指向球心，因为碰撞后小球的速度方向不是理想的切线方向，若与理想的切线方向有角度的偏移，可能会发生干涉。方案二：图1（b）中小球与轨道为理想的单点接触，其受力情况垂直于底面向上，小球在运动的过程中与轨道始终保持单点接触，实现理想的纯滚动，这对于减少能量损失有帮助。图1（c）中小球与轨道的接触理想为单点接触，其摩擦力比图1（a）和图1（b）小一点，但是轨道截面形状的参数不易求解，加工实施困难。因此综合以上三种的方案的比较分析，方案二更有利于加工和减少能量的损失，从而滑槽选择方案二更适宜。
1.2球与滚道之间的摩擦力分析球与滚道之间的摩擦可分为滑动摩擦和滚动摩擦，滑动摩擦因数一般较大，摩擦的能量损失也较大，球在轨道上滑动的整个过程中产生的损失也最大，而整个过程中滚动摩擦力只是把平动动能转化为转动动能，因为转动动能在碰撞过程中大部分损失，所以为了减小碰撞的整个运动过程中能量的损失，必须尽可能地减小平动动能转化为转动能，较好的方法就是通过增加轨道和滚球的刚度，从而减小滚动摩擦因数μ以及正压力f。由f=μmgcosθ可知，滚槽的水平倾角θ越大，正压力越小。因此，θ越大，小球与滑槽之间的摩擦力越小。
1.3轨道基本轨迹的确定综上，对于该单摆球滚道“永动器”的轨道路径设计为圆弧-直线的组合式轨道，如图3（b）所示选用直线形轨迹，由于希望保持对心碰撞，轨迹底部加工出一段小水平直线，且该段直线的粗糙度较大，便于在小球碰撞摆锤时，小球将转动能转化为较大的摩擦力作用在摆锤上。考虑到命题要求以及工程上的因素，我们选用的轨道为圆弧-直线式组合轨道，其示意图如图4所示。
2摆系统设计
2.1摆锤与滚球的选取摆锤到达最低点与位于轨道上的小球发生正碰，由动量守恒定律，因此，当摆锤以速度v1的速度正碰静止的小球时，理想状态下，摆锤和小球可达到速度交换，从而实现永动碰撞的效果。由此类推，小球的质量是摆锤的3倍时，依然可以实现速度交换，理论上，两种方案都能实现速度交换，从而实现不断碰撞，但由于碰撞能量损失和小球在轨道上滚动时的摩擦，因此摆锤和小球的速度不断地交换下去实际上是不可能的。当选用方案二时，通过碰撞的速度交换规律得知，摆锤与滚球在实际中更容易在碰撞后一起摆动。为了尽可能地实现摆锤与小球多次碰撞，应选用方案一，即小球的质量与摆锤的质量相等。其摆锤和小球的参数为：小球直径为20mm，摆锤直径为20mm，二者都为实心钢球。
2.2摆锤与摆杆的连接命题要求摆杆直径为5mm的实心刚性杆件，由于摆杆自身的重量从而影响摆锤与滚球发生质心碰撞，因此为尽可能减小这种影响，摆杆的材料采用铝合金。摆锤的直径为20mm，考虑到摆球为刚性实心小球，其强度较大，不易攻螺纹孔，因此采用激光打通孔，在摆杆端部打一个M2.5的螺纹孔，通过紧固螺纹件将摆锤和摆杆相连。其三维设计图如图5所示。
3螺杆轴的强度校核
根据圆轴在扭转和弯曲组合变形下的强度条件。
4总体设计与调试
对于该装置，我们已经讨论得出其各个方面的大致情况，下面进行结构尺寸设计与调试。我们在调试中发现两个小球的碰撞过程分离开的时间极短，经过少量的几次碰撞后两个小球就会在一起摆动，这对于运动时间的延长极为不利，现进行如下分析：1）运动的小球在轨道上的速度衰减量极大，且最后近似于单摆的简谐运动，在空气阻力的影响下，经过若干次的振动后近似趋于静止。2）调试阶段我们选取了杆套与滑动摩擦的部分进行分析，观察发现其影响不大。且分析发现滑动转轴的精度如果设计不够好，会极大地损耗能量。3）摆锤与摆球的质量影响也比较大，且在运动的过程中我们发现，当大球碰撞小球时其运动过程较小球碰撞大球更易粘在一起运动。4）小球在轨道上下滚速度太快，致使摆锤与小球在第一次碰撞后运动过程无规律性，且最终的结果不太理想，这与周期有关。5）摆锤与小球碰撞点影响极大，因此在设计过程中需要能够满足支架和杆套可以进行一定的微调。单摆-球滚道“永动器”总体设计的示意图如图6所示。
5轨道工艺分析
为了防止轨道过于笨重，以及便于加工，轨道材料选用铝合金相对比较适宜。滑槽为矩形槽，其加工有两种方案［5］：方案一：用四轴联动的数控机床铣。方案二：将轨道分成两部分进行加工，即直接平面数控铣中间的滑槽面，另一边的挡板再用螺栓固定。但是方案一加工难度大，成本高，且滑槽面的精度不够高，而方案二采用普通的数控铣机床就可以加工，因此，从工程管理上考虑优先采用方案二加工。
6结语
结构设计论文范文第6篇
1.1优点：（1）该结构由于设置有带孔的扩散管以及防冲板，因此可有效降低油品进入罐内的速度，从而避免引起静电；（2）该结构由于内伸至罐中心，因此油品可视为从储罐中心漫流至储罐四周，流动较为平稳，不会对浮盘等部件产生冲击和旋转作用；
1.2缺点及存在的问题：（1）该结构由于内伸较长，一直内伸至罐中心，对1万方以上的储罐，油进出管均达到10m以上，储罐水压试验完成后，若发生地基沉降，油进出管随之发生弯曲，极易对罐壁焊接处产生非常大的拉力，使罐壁与油进出管焊接部位产生很大应力；（2）此外由于罐底均有一定的坡度，当油进出管中心高度较低时，极易使油进出管的防冲板或扩散管与罐底碰撞；
2新结构的设计方案
基于以上两种油进出管结构存在的问题，在综合考虑储罐的地基沉降、油品流动速度和流动状态等因素的基础上提出新型油进出管结构型式，具体结构如图3所示。该种结构分为两段，第一段管径与进口相等；第二段为扩散部分，设置带小孔的扩散管和防冲挡板；两段之间不采用焊接方式连接，仅需两段的中心线对齐即可，这样油品在通过第一段，可顺利流至第二段，通过扩散管和防冲板的作用降低流速。同时油进出管内伸为0.4D（D为储罐内径），且不应大于10m。该结构的优点：
2.1设置有扩散管和防冲挡板，可以有效降低油品的流速，避免产生静电；
2.2第一段与第二段不进行焊接，当发生地基沉降时，不会对罐壁产生拉力，避免油进出管与罐壁焊接部位产生过大的应力；
2.3油进出管内伸为0.4D，可使出口尽量靠近罐中心，不使罐内介质产生旋转运动；
2.4同时，油进出管内伸不超过10m，当扩散管直径较大时，可有效避免油进出管与罐底发生碰撞。
3结语
3.1油进出管设计应考虑地基沉降作用，避免地基沉降使油进出管对罐壁产生过大拉力；
3.2油进出管设计应考虑油品出口流速过大引起的摩擦静电；
3.3油进出管设计应使罐内油品流动平稳，避免形成油品旋转运动；
3.4油进出管设计应避免扩散管或防冲板与罐底的碰撞；
结构设计论文范文第7篇
本文设计的垃圾清扫车结构及组成如图2所示。部分技术参数如下：1）盘刷电动机，48V，额定功率110W，转速60r/min；2）滚刷电动机，48V，额定功率40W，转速30r/min；3）鼓风机，48V，额定功率30W，风速0.92m3/min，风压为150Pa，回转式风机；4）工作速度Vmax=5km/h；5）清洁宽度（主刷+边刷）为1569mm。清扫装置是由盘刷和滚刷两部分组合，盘刷的底圆直径约为713mm，盘刷组合的最大宽度约为1569mm，大于车体的最大宽度，便于清扫台阶角落处的清扫盲区。
滚刷的刷辊直径为70mm，苗高70mm，最大外圆直径为210mm。在清扫时，使用者将手控杆向下按到指定位置并扣住，在连杆机构的作用下，使盘刷向前倾斜约15°，与地面接触的刷毛长度约45mm；滚刷向下移动约40mm的距离，与地面形成宽度约为30mm的接触面积。而在不清扫时可将手控杆抬起到原来位置并扣住，此时盘刷与滚刷都处于悬空状态，减少非工作状态下垃圾车与地面的摩擦力，增加垃圾车运动的灵活性。运动装置由2个大轮和1个万向轮组成，这3个轮子同时承担整个车体的重量，由于万向轮的灵活性，适合清扫较为不平的路面。
防扬尘装置是由喷水装置和空气净化装置组成。喷水装置由水箱、水泵、水管、喷头组成，水泵将水箱中的水抽出并在喷头处喷出，由于喷头的孔较小，所以形成雾化环境，喷头安装位置在滚刷的上方，由于雾化作用，粉尘被吸附到小水珠的表面，防止扬尘。空气净化装置由过滤器、鼓风机和管道组成，位于车体的前方，由于鼓风机的吸力，车体内部的空气经过过滤器被排到外部，形成车体内部与外部的空气循环与净化的过程（见图3，图中箭头表示空气循环方向）。
垃圾收集装置的是可抽拉式垃圾仓，在垃圾仓底部有一定数量的小孔，方便垃圾中的泔水流出，在垃圾仓的前部有1块固定的倾斜板，用于引导垃圾向垃圾仓的深处移动，避免垃圾堆积在垃圾仓的前部，垃圾仓底部有4个滑轮，便于操作人员将垃圾仓抽出进行倾倒垃圾。
2结语
结构设计论文范文第8篇
1.1载体设计
1.1.1载体材料目前催化器使用的载体有陶瓷载体和金属载体。要求三元催化器载体具有高的几何表面积、强度和氧化阻抗等，低的热容量、压力降和热膨胀系数，以及有效的废气热转换，且易于涂覆。图1示出陶瓷载体和金属载体的起燃温度比较图。从图1可以看出，陶瓷载体具有较好的起燃特性，排放控制效果也较好[2]。
1.1.2载体结构陶瓷载体采用高目数及薄壁结构能取得较好的净化效果。图2示出载体有效催化面积与目数的关系。载体目数增加对发动机的输出功率有一些影响，设计目标是尽量减少其对功率的影响，并达到排放要求。通过理论分析和试验研究，选用600cpsi/4mil结构，能够达到理想的效果。
1.1.3载体封装设计方案的选择主要从发动机舱空间大小、底盘空间布置、排放要求及成本控制进行考虑。在载体的选择上应尽量考虑采用圆形的载体，因为其气流分布的均匀性、催化剂的利用率、背压及封装工艺性都是最好的，但有时由于空间位置的关系还必须采用椭圆形或者跑道形载体。现有的载体封装方式分为蚌壳式、压入式和捆绑式，如图3所示。不同封装方式的底座平均压力也不相同，如图4所示。因增压器存在，催化器布置较为困难，催化器的布置较靠后，同时受空间限制，前级载体较小，前级背压可能会较高，很多情况下前级采用金属载体。金属载体背压与热容小，无需封装，可以直接焊端锥，相同催化器空间可获得更大的载体体积。
1.2贵金属涂层和涂覆工艺
1.2.1贵金属涂层贵金属的配比和用量对排放有较大影响。一般贵金属量越大，排放效果越好。手动及自动挡的载体涂层配比，如表1所示。
1.2.2涂覆工艺除了基本的设计外，还需借助隔离涂层技术，控制涂层成分的布置，保持催化器活性和耐久性。对于贵金属，特别是Rh，要避免因与氧化物（氧化铈）发生有害反应而生成低性能合金（如Pd-Rh），从而避免固态失活物（如铝酸盐）的形成，改善碱土的促进作用。采用特别的隔离涂层工艺，不仅使原子级的催化剂工程技术得以实现，使贵金属以原子态散布在特殊基层金属氧化物载体上，而且对贵金属功能有特别促进作用，可避免形成低性能合金，避免贵金属与基层金属氧化物生成化合物[4]。
2催化器模态分析
对该机型催化器前级进行模态振动分析。图5示出本机型催化器前级各危险点分布，表2示出前级中各危险点的分析数值。根据催化器前级在发动机上的实际安装状态，对其安装点进行约束及载荷加载，其约束位置，如图5中红圈部分所示。确定催化器约束点后对催化器进行模态分析，主要为了保证计算后的催化器模态高于发动机基础模态（大约在240Hz），避免与发动机产生共振而造成催化器损坏。同时为了观察前级催化器壳体在工作中的变化，一般对前6阶模态进行计算，如图6所示，用于壳体设计的参考。经过分析，在工作状态下其频率在2600Hz以上，主要表现为空腔部分的径向呼吸模态。
3排气系统CFD分析
3.1物理边界的确定图7示出催化器原始三维几何模型。通过抽取流体外壳及拉伸进出口边界，确定其物理边界。
3.2CFD物理模型及网格划分图8示出对排气系统建立的物理模型。各部件的内部结构完全按照实际结构进行构建，外部结构在不影响计算结果的情况下进行了适当简化。采用切割体网格对排气系统进行网格划分，主要由六面体网格构成，在保证计算精度的同时节约计算时间。
3.3初始参数及条件计算工况：排气管的流量为0.13kg/s，排气入口温度1173K（900℃）。
3.4边界条件设置1）入口边界：温度为1173K，将入口气流设定为均匀分布且沿入口轴线方向流动，介质为空气（因无确定的尾气物性数据，用空气近似代替），气体流量为估算值0.13kg/s；2）出口边界：经过前期的模拟试算表明，在较低压力状况下，出口压力的设置对排气系统的压力损失没有影响，对流出出口区域采用压力边界的形式，压力设置为500Pa；3）多孔介质：尾气在催化剂载体内是沿其孔道径向流动，因此，催化剂载体按各向异性多孔介质处理，即流体流经载体时只有沿轴向的速度和压力损失。表3示出排气系统背压计算结果。由表3可以看出，连接管段压力损失约占一半，对背压的贡献最大，是需要改进的主要地方。图9示出排气系统背压分布图，如图9红框所示，这部分弯管是管段压力损失的主要来源，也是优化的主要目标区域。图10示出排气系统背压局部图。图10中红框部分为压力损失较大的区域：前级催化器收缩端接口部分。
3.5流动不均匀性指数气流在载体截面上的流动均匀性影响到气体在催化剂载体中的停留时间，对催化剂的催化效率有很大影响。同时，流动均匀能有效减少压力损失。图11示出载体端面气流分布图。在这里，用催化剂载体截面上流体速度不均匀度指数D来评价在催化器截面上流动的均匀程度。D越小，表示流动越均匀，D越大，流动分布越不均匀。取催化剂载体入口端1cm处计算，得出：前后级催化载体不均匀指数分别为：0.252，0.431。
3.6优化方案结合优化工作，进行综合改进，改变进口段实现平滑过渡，增加管径，将后端催化器扩张管和收缩管改为锥形，如图12所示。
3.7改进结果图13示出催化器优化后排气背压分布图，其计算结果，如表4所示。经计算，改进后排气背压降低28.9-22.9=6kPa，前后级载体流动不均匀性指数分别为：0.385，0.266。可以看出，改进后前载体内流动不均匀性略有升高，后载体不均匀性下降。图14示出优化后载体端面气流分布图。从图14可以看出，通过优化，载体端面流场分布明显改善。
4结论
