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结构设计论文范文1
1．1支撑方式和支撑点选择
由于相机采用全反射光学系统，反射镜的背部不参与光束传输，因此，常采用刚度较高的背部支撑方式。
1．2柔性支撑结构设计
在主镜支撑结构上减弱了个别方向上的刚度，引入了一定的柔性，以此来抵消反射镜由于温度变化产生的热应力和微小变形。柔性铰链被广泛应用于支撑结构的柔性设计领域，其具有无机械摩擦、结构简单、释放自由度和灵敏度高等特点。柔性铰链通过在某一方向上切开一个柔性槽，以降低该方向上的刚度，体现其柔性，使其能够产生微小变形，释放热应力，只存在一个柔性槽的柔性铰链被称为单向柔性铰链，而在一般情况下，往往将多个柔性槽成组使用，即可实现在多方向上的柔性，达到释放多个自由度的目的，将其称之为多层柔性铰链。由于主镜采用背部3点支撑方式，在反射镜长度方向上对称分布支撑点位置，基于半运动学安装定位原理，每个柔性支撑结构需要约束两个方向的自由度，因此，采用3层组合式柔性铰链，释放4个方向的自由度，参考Bipod双脚架设计原理，设计柔性支撑结构，其分为两个部分，上部分与反射镜支撑孔粘接，下部分与支撑背板连接，上下两部分通过螺钉连接。3个柔性铰链对心安装，便可以恰好约束镜体6个方向的自由度，又不会因为过定位产生装配应力。支撑背板的作用是固定连接3个柔性支撑结构，将反射镜固定安装在框架指定位置，因此采用高强度的加强筋与薄壁组合的结构形式，组成多个结构封闭的四边形单元，以达到支撑背板高刚度的的要求。对比材料各项性能指标，综合考虑力学性能、热性能、对空间环境的适应性以及加工工艺性等因素，选用线胀系数经过特殊匹配的Invar作为反射镜柔性支撑结构的材料，采用比刚度高、导热性好、线胀系数低的高体份SiC/Al复合材料作为支撑背板的材料。
2镜体轻量化设计
在反射镜背部，布置一系列形状规则的三角形轻量化孔，具有轻量化率较高、刚度好、“网格效应”低、加工制造工艺成熟等优点。为确定主镜镜体最优的结构尺寸，在反射镜刚度最大和质量最小之间取得最佳平衡，需要对镜体进行优化设计。首先建立反射镜的有限元模型，分析其在1g重力作用下的变形，并提取镜面最大变形结果，生成优化过程中所需要的分析文件，然后，选择优化处理器，确定目标函数为反射镜质量最小，状态变量为1g重力作用下的镜面最大变形结果，设计变量为反射镜结构尺寸参量，选择背部3点支撑约束，指定优化方法及循环控制方式，便可以进行优化分析。但是，在主镜结构优化设计过程中，影响反射镜镜体质量和刚度的结构参量有很多，若都进行优化设计，会使设计变量增多，迭代次数增加，运算效率降低，甚至导致无法收敛。由于各结构尺寸的影响程度各不相同，可以首先分析各参量对镜体质量和1g重力条件下镜面最大变形量的影响。因此，在进行结构优化分析之前，先确定影响较小的结构尺寸参量，降低计算规模，再对影响较大的结构尺寸参量进行多变量优化。
3反射镜组件有限元分析
对经过分析和优化设计后的主镜组件进行有限元分析，在建立结构的有限元模型时，以六面体Hex6单元为主，以提高分析精度和效率。利用有限元分析软件，分析得到主镜组件在重力和温度影响下的变化结果，Fig.8Thefirst-orderfrequencyofprimarymirror由分析结果可以看出，主镜组件在重力和温度变化作用下，表征面形变化的PV值和均方根(rootmeansquare，RMS)值，以及表征位置变化的位移值和转角值均能满足设计要求，1阶频率为80．03Hz，满足卫星对载荷特征频率大于60Hz的要求，因此，主镜组件结构具有较好的力学适应性、温度适应性和动态刚度。
4力学振动试验
为了验证上述有限元分析结果的正确性，以及对实际加工装配后的主镜组件结构的稳定性有一个客观评价，对主镜进行了1g正弦扫频试验，测试结构的实Fig.9Vibrationtestofprimarymirror际模态，如图9所示。振动响应曲线如图10所示，纵坐标表示对测点加速度响应值Ma求以10为底的对数。从响应曲线可以看出，主镜组件的实际1阶频率为73．06Hz，动态刚度较高，且与有限元分析误差不到10%，说明了有限元分析结果精度较高。Fig.10Responsecurveof1gsinusoidalvibration
5结论
结构设计论文范文2
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3
1、现行建筑结构抗震（理论）技术存在的错误：世界各国采用的抵抗地震破坏的建筑物体的基本类型，都是以吸收地震能量为主的插入式整体结构（对地球而言），即将建筑物的基础和上部结构设计为绝对不可分割的刚体插入地球，因而建筑物抵抗地震破坏力的受力分析和设计，就不得不从结构整体考虑建筑物的抗震性能，地震破坏力是通过土层和岩石冲击建筑物的基础并直接将冲击力传递给上部结构，上部结构的作用力（荷载）加上地震产生的内力又反作用于基础，因而建筑物基础的强度设计要求，应是地震力和上部结构反作用力的叠加。
地震破坏力是往覆水平剪切力，上部结构的反作用力是垂直于地面的。这样两个方向互相垂直，并处于运动冲击状态的作用力，在一个平面上会交了。地震破坏力以强大的往覆水平推动力，推动着（抓住）建筑物基础做水平往覆运动，因而很容易分析，在这两种力的会交面上，实质上形成了远大于地震破坏力的往覆剪切力。因此，建筑物的抗震能力在插入式整体结构中是很难达到实际抗震设计要求的，现在的建筑物一般都是偏于保守的理想设计和建造，因而投资也在大大增加，即便如此，在实际的地震灾害中，建筑物受破坏的程度依然是很严重的，进而也无法摆脱和减轻地震灾害，给人民的生命和财产造成的巨大损失。
历史的教训足已充分说明，插入式建筑结构体系受到了严峻的检验，即似地球为相当好的惯性参考系，又将建筑物体插入地球，形成不可分割的刚体。在过去的年代，建筑物还处于低层范围时，问题还不严重，而在现代化高层、重型建筑中，仍然是采用插入式刚箍捆住内力的结构，在实际的地震灾害中存在着严重的隐患。插入式整体建筑物结构体系在正常情况下，即非地震静止状态，是没有问题，而在地震灾害爆发时，插入式整体建筑物体系的结构受力传力路线明显发生混乱，建筑结构设计的极其重要的力学原则：
（1）、不论在任何情况下，结构的传力路线必须清楚。
（2）、以当地的最不利外界因素为设计依据，如很多地区必须考虑可能发生的最大地震破坏力。这就是说建筑物抵抗地震破坏的正确条件是：运动中建筑结构内力的传递必须正确、清楚。
插入式整体建筑结构在地震时，将地震破坏力直接传递给上部结构，使上部结构发生摇晃，由于上部结构是刚箍捆住内力的结构，因而在摇晃中产生的巨大能量没有释放点，而被迫返回基础，地震又很快的不断的冲击建筑物的基础，向上部结构输送地震能量。这样上部结构返回的作用力，同基础传来的地震内力发生冲撞，冲撞最厉害的集中点，就是能量集中释放的突破点，也是结构的破坏点，通常都在基础与上部结构的交面上，破坏的形式是剪切破坏，而整个建筑物不是倒塌就是倾斜。
目前，许多国家在高层建筑的抗震设计方案中，已经出现了新的结构，如：美国纽约的42层高层建筑物，建在于基础分离的98个橡胶弹簧上，日本的建在弧型钢条上防地震建筑物，前苏联的建在与基础分离的沙垫层上的建筑物，以及在中国已经获得了美国、中国和英国发明专利权的，刚柔性隔震、减震、消震建筑结构与抗震低层楼房加层结构，都十分成功的应用于工程实践中，都明显的在建筑结构体型上，改变了传统的插入式刚箍捆住内力（吸收地震能量）的结构体系。总之都在建筑设计的结构方面设法摆脱在地震灾害时，严重威胁着人们的生命安全的插入式刚箍捆住内力的结构体系。其实质都反映了对“似地球为相当好的惯性参考系”为指导理论，所制定的现行抗震硬抗、死抗地震打击设计规范的动摇，本质上也是改变了建筑结构受力体系，而不在似地球为绝对静止不动的惯性参考系了。
1、现行建筑结构抗震设计与地震场地效应的问题现行建筑结构的抗震设计，是根据结构力学和建筑结构设计的理论基础而来的。结构力学和结构抗震设计规范，将地震破坏力简化并规定为在建筑物上部结构中的水平运动力，对建筑物的水平作用力与反作用力的硬抗平衡，这一规定实质上存在着严重的问题和错误。
其一：地震爆发时，首先是大地在做往覆水平运动，由于建筑物基础插入大地，因而必然随大地的往覆水平运动而运动，建筑物上部结构也因此被迫运动，但是建筑物上部结构的运动形式不是水平运动（因而根本就没有受水平的作用），而是因基础在受地震水平力运动中，产生的运动力传递到上部结构，迫使上部结构沿地震受力方向，作反方向S形式倾斜摆动；
其二：地震爆发时的冲击波只有两个方向，而现在所有城市的建筑物的规划设计，是根据城市的道路按东西南北方向和建设的需要各自排列的。将建筑物上部结构视为受水平运动，也只能有30%的建筑物的结构抗震设计受力方向与地震冲击波受力方向相同，而70%的建筑物的抗震设计受力方向与实际地震冲击波的冲击方向，处于非常不利的位置，当地震爆发时，只有少数正好与地震冲击波方向协调一致的建筑物不一定破坏，而大多数与地震冲击波方向不一致的建筑物，自然就很难逃脱地震冲击破坏倒塌的后果。地震对建筑物的冲击破坏，主要是对建筑物基础产生的水平往覆冲击剪切力，从而使基础被冲击破坏失去稳定后，造成上部建筑物的破坏和倒塌，地震冲击波首先是破坏了基础，而不是破坏上部建筑结构，所谓万丈高楼从地（基）起，就是这个道理。基础都破坏了，上部建筑自然就保不住了；
其三：城市中建筑物的类型是多种多样的，主要反映在超高层、高层、多层和轻重型建筑之分，而这些不同类型的建筑，又以基础深度的差别体现在地震冲击波的大小上，基础越深、越大，受地震冲击波的冲击自然很大，在加上城市地下建筑设施不少（如：地下建筑、地铁、地下大型管道等），都是构成城市地震场地效应发生互相变化的种种直接因素。现行抗震设计中，都没有考虑地下建筑设施的自身抗震，以及对地面建筑物基础和地基的地震场地效应所产生的严重问题。
2、现行建筑结构抗震桩基设计与地震场地效应的严重问题现行抗震设计中的桩基础的设计有两种类型，一种是端承桩类型，另一种是摩擦桩类型。端承桩是将深层的地基反作用力通过桩传递给地面，构成对上部建筑物作用力（压力）的平衡。摩擦桩是通过桩基础与一定深度的地基土层十分紧密的挤压结合中产生足够的反作用力，通过桩传递到地面，构成对上部建筑物的作用力（压力）的平衡。这里必须指出的是，这两种类型的桩基础在对上部建筑物的作用力（压力）构成平衡的充分条件是：静力荷载，即在没有外力的作用下成立的。
在端承桩中，端桩是反作用力的顶点，桩身是传递反作用力的通道，桩身四周的土层是给桩身起到了极其重要的稳定作用，由此，可以定义：桩端的承载力，桩身的强度是和桩身四周的土层构成了端桩基础的整体，缺一不可。
在摩擦桩中，桩身的强度与桩身四周土层紧密挤压所产生的反作用力，构成了摩擦桩基础的整体，也是缺一不可的。这两种类型的桩基础在地震爆发时，强大的地震水平往覆冲击波，完全改变了上述状态，使端承桩在地震冲击波中，使端承桩的承载力发生水平往覆运动，不但失去对桩身的稳定，反而对桩身构成了往覆水平冲击，其结果：端承桩不是破坏，就是下沉失稳。随着端承桩的破坏和失稳，建筑物上部结构自然也就处于破坏倒塌的危险境地，而摩擦桩的危险就来的更快了，地震冲击波迫使摩擦桩桩身必须与四周土层与桩基松开，失去摩擦桩身必须与四周土层紧密挤压的必要条件，并且土层对桩身构成水平冲击力，随着摩擦桩中四周土层与桩身摩擦力的解除和改变，桩不是破坏就是失稳，其上部建筑物随之处于时刻会破坏和倒塌的危险之中。
3、现行予应力建筑结构在地震中的严重问题所谓予应力建筑结构，是人为的在建筑结构的主要承力构件中，对主要承力构件中混凝土施加予应力，一般是通过对结构中承力构件的钢筋进行张拉，利用钢筋的回弹力挤压混凝土来实现的。根据对承力构件中钢筋的张拉，与混凝土的先后关系，又可分为先张法和后张法两大类。
从建筑结构中的予应力构件，到予应力结构的发展，已经有较长的时间了，在建筑结构中应用予应力构件和发展予应力结构的优势，在很多城市的建设中，得到了较广泛的应用。在城市建设和发展中，推广和应用予应力构件和予应力结构，的确能起到一定的积极作用。但是，有一个十分重要的结构动力学问题需要特别注重，所谓建筑结构动力学方面的问题，也就是地震爆发时，地震冲击波迫使建筑结构产生振动的动态反应，地震冲击波冲击建筑结构，使其产生的内力在结构中传递，而予应力构件和予应力结构的力学模型是：1）予应力张拉两端的固端成支座，是不允许有任何改变的；2）予应力构件或予应力结构在使用过程中，其构件和结构是不允许发生水平推动，振动弯曲和上下振动的。也就是说，予应力构件和予应力结构，只有在没有任何外力的情况下，才能达到予应力构件和予应力结构设计的使用要求。因此可以定义：予应力构件和予应力结构的安全使用条件，是不能承受任何外力（尤其是地震冲击力）的静力使用状态。
地震冲击波在建筑结构中，将无情的迫使建筑结构中的所有梁、柱、板、墙体等受力构件发生变形，即地震冲击力能完全改变予应力构件和予应力结构的两端边界条件，使其构件和结构中的予应力偿失。任何在使用中的予应力构件和予应力结构，当予应力衰退和偿失后，其构件和结构必然破坏。因此，在地震设防城市的建设中，是不能使用予应力构件和予应力结构的。但是，现在许多城市的建设中都使用了予应力结构，这是十分危险的。因此，应尽快在地震爆发之前，采取补救措施，否则，后果一定是十分严重的。
综上所述，现行世界各国所实行的建筑结构体系，是与地震冲击波相对抗、硬抗（死抗）的捆住地震内力的结构体系。从结构动态平衡的根本原理来分析，这种与地震力相对抗的结构体系的静态平衡在地震中完全破坏了。也就是说，现行的建筑结构体系，只能满足静态（无地震冲击波）状况下的作用力与反作用力的平衡。当地震爆发时，建筑结构内力的静态平衡被破坏了。这就是现行建筑结构体系抵抗不了地震冲击破坏的根本原因所在。现行建筑结构的抗震设计，只是加大了建筑结构的刚变，使其增加了对地震冲击力的对抗力（死抗力），没有从结构动态平衡的基础上去寻求，建筑结构与地震冲击波的动态平衡，建立一个与地震内力相适应（不是相违背）的“释放地震内力的建筑结构动态平衡体系”。
总之，几百年来，人类所推行的静态（加大刚度）的建筑结构体系，违背了地球地震的客观规律。因此，给人类自己造成了巨大的灾难。人类为了在地球上更好的生存和发展下去，就得从根本上解决适应地球地震客观规律的建筑结构体系。因此，一种与地震力相适应的“释放地震内力的建筑结构动态平衡体系”的动态平衡的力学理论的建立，并制定新的建筑结构释放地震冲击波的设计标准（在也不是对抗的标准），将是人类发展的方向和目标。
二、释放地震内力的建筑结构体系1、释放地震内力建筑结构体系的理论基础我们从现代地球物理学家关于地球板快运动理论的力学分析中，以及对地震客观规律的不断揭示，更进一步对地球的认识，有了新的力学见解，我们认为地球是一个在运动中自身求得内力平衡的结构体系，它有两个阶段的运动规律：
（1）、地球内力的平衡阶段：地球结构体，在自转和围绕太阳周转运动的过程中，所产生的内力，在平衡阶段，地表运动处于内力平衡，地球运动处于静止状态，此阶段可似地球为惯性参考系阶段。
（2）、地球结构体系处于内力平衡阶段后，其内力仍然在不断的增加，而地球结构体不能承受日益增大的内力，而在运动中，通过地球板快的运动，地震和火山等形式释放出来，以求得新的内力平衡，这个阶段是地表的活跃阶段。其不断增加的内力将在地球内力集中点释放出来，此阶段可似为非惯性参考阶段。地球内力平衡过程中的这两个阶段，在地球内部不断循环下去，形成了地球生态平衡的必然规律。
人类是在地球生态的环境中生存的，因此，人类必须遵循地球生态环境中的各种自然规律去发展。从人们开始认识到对过去认识的不足，即理论上的不足和错误，又不断的在生活实践中，提高了对地球生态环境的认识，进而不断的揭示自然规律，掌握和运用规律为现代人类和将来造福。应该明确的指出，人类对地球认识的提高和深化，其指导人类如何适应地球生态的科学理论，也就随之进入了更高的阶段。
2、释放地震内力建筑结构体系新技术的应用：已经获得中国、美国和英国发明专利权的新技术“建筑物抗震减震装置”、“建筑物消震装置”和“高层建筑隔震消能装置”完全改变了传统的插入式刚箍捆住地震内力的建筑结构体系，将建筑物整体有机的隔离成两个受力体系，这样地震破坏力的传递媒介改变了，由直接传递转化为间接传递。不言而喻，“建筑物抗震减震装置”将大大减少地震对上部结构的冲击，反之，上部结构对基础的作用力也大大减小。
新技术的设计依据是以柔克刚的动态平衡原理，该技术的主要特点是：能十分有效的大大减弱地震灾害对建筑物的打击破坏。目前，发展中国家和发达国家的科学家们在研究抵抗地震灾害方面，都从过去只是单纯考虑建筑结构加大刚度的硬抗（死抗）方式，而向建筑结构隔震减震的方面发展了。原因十分清楚，过去几百年来建筑物硬抗地震灾害方法的不断失败，告诉和启发人们要寻求一种适应地震客观规律的抗震方式。用一句通俗的话来讲，以柔克刚，才能达到建筑物在地震冲击中的动态平衡，而不被破坏，反之，以硬抗来对抗地震的打击，即以刚克刚设计的建筑物是根本抵抗不了地震的打击的。因为人们设计建筑物的刚度，不可能达到（保证）比地震破坏力还要大得多的程度。否则现代的专家们去研究建筑物的消震、隔震与减震，不就失去意义了吗？
结构设计论文范文4
海沽道规划为城市主干路，规划道路红线宽50m。本次工程范围为外环南路～东文南路，总长度约10．3km。沿线需跨越现状河道4处，新建4座桥梁跨越，分别为外环河中桥、洪泥河中桥、幸福河中桥、卫津河中桥。由于规划地铁1号线线位与海沽道主线重合，受地铁盾构影响的有洪泥河中桥、幸福河中桥、卫津河中桥3座桥梁。因此桥梁下部结构设计中应充分考虑与轨道交通1号线之间的相对关系，满足地铁盾构施工过程中要求的最小安全距离；同时对桥梁桩基采取有效的防护措施，在施工过程中进行必要的施工监测，以保障本工程的安全实施和使用。本文以洪泥河中桥为例，介绍海沽道工程受地铁盾构影响下桥梁下部结构设计及防护措施。
2水文地质情况
洪泥河全长25．8km，设计流量50m3／s，为区管二级河道，六级航道，性质为排水，规划上河口宽度为50m、下河口宽度为25m。现状洪泥河上河口宽度为45m、下河口宽度为25m、两侧放坡各10m；堤岸为土质边坡，边坡系数为1∶2．5。河底高程为－2．7m，堤顶标高为3．2～3．6m，洪泥河常水位为1．4m，洪水位为2．5m。根据区域地质资料和勘察，本工程所在场地为第四系全新统（Q4）海相、陆相及海陆交互沉积地层。从上而下地层呈层状分布，按成因分为8层，按力学性质可进一步分成15个亚层。该区域主要由杂填土、素填土、粘土、淤泥质土、粉质粘土、粉土组成，各层土水平方向上总体分布稳定，从上而下土质渐好。本工程特殊性岩土主要为人工填土及淤泥质土，填土土质松散，淤泥质土土质软对桥梁桩基施工有一定影响。
3地铁与海沽道线位相对位置关系及安全要求
3．1位置关系
海沽道道路红线宽50m，线位与洪泥河河道斜交，角度为17°。1号线地铁线位分为左右双线，在洪泥河处线位间距为14．8m，每条线位地铁盾构区间宽为6．2m，地铁盾构区间净距为8．6m，地铁盾构顶埋深标高为－9～－15m之间。洪泥河中桥处地铁与海沽道平面位置关系详见图1。
3．2地铁盾构安全距离要求
地铁1号线盾构隧道与跨河桥梁桩基相距较近，二者之间安全间距要求以及附近土层是否需要加固与施工工序有很大关系。为了尽量减小本工程拟建桥梁与地铁1号线之间的相互影响确保工程实施的可行性，经与地铁1号线设计单位多次沟通，由地铁1号线设计单位对地铁盾构施工与桥梁桩基施工之间的安全距离提出具体要求。
（1）桩基先于盾构隧道施工（方案Ⅰ）：①在此工况下，桥梁桩基础外边缘距离盾构结构外边缘的距离不得小于1．5m，隧道穿越时，周边土体不需要加固；但桩基设计应考虑桩侧摩阻局部损失。②为了保证桥梁桩基达到其设计强度，桥梁承台及桩基施工完成至盾构侧穿桩基的时间间隔应至少保证1个月。
（2）盾构隧道先于桩基施工（方案Ⅱ）。当盾构区间先行推进，桩基后施工，此种工况对区间隧道影响较大，桥梁桩基外边缘至盾构结构外边缘的最小距离不得小于4m，且周边土体需要加固。方案Ⅰ对本工程桩基影响最小；方案Ⅱ对本工程桩基影响非常大，由于安全距离要求大，周边土体需要加固，直接导致桥梁工程桩基不能实施。由于地铁规划1号线线位与海沽道线位已定，不能调整。最终经各方面沟通协调确定桥梁工程按先于地铁盾构施工进行设计和施工，即满足方案Ⅰ中的要求即可。
4桥梁下部结构设计
4．1桥梁下部结构设计方案的确定
洪泥河中桥桥梁中心桩号为K2＋946．274，位于直线上，斜交角度为17°，采用分离式双幅桥，左幅桥宽为25．5m，右幅桥宽为23．5m，跨径为3×25m，梁高1．40m，结构形式采用预应力混凝土简支变连续小箱梁结构。桥梁下部结构的设计为了尽量减少对河道的影响，减少阻水效果，通常采用排架墩。由于地铁盾构的影响，与桩位有冲突，此桥不能采用排架墩，需特殊设计。经设计计算，采用较大跨径盖梁，盖梁下设双柱墩，墩底设承台及桩基，桩基之间预留地铁盾构空间，可以确保与地铁盾构之间安全距离大于1．5m的要求，以此保证后期地铁施工的安全性。地铁盾构间距内桩基1．5m，地铁盾构外侧桩基1．2m，立柱采用1．8m的圆柱墩，以减少河流阻力。由于桥位与河道斜交角度较大为17°，立柱间距较大为19．425m／cos17°＝20．313m，导致盖梁截面较大，盖梁梁高2．5m，顺桥向宽度为2．0m，普通的钢筋混凝土结构已经不能满足计算要求，需要采用预应力混凝土结构进行设计。
4．2桥梁下部结构设计的特殊性及处理方法
由于地铁盾构的影响，通过下部结构特殊设计，可满足桩基边缘距盾构边缘距离大于1．5m安全距离的要求；但地铁盾构施工过程中对周围土体产生扰动，引起土体水平位移和竖向位移以及桩基受力及变形发生变化，仍有可能对桥梁桩基造成影响，因此设计及施工中采取以下措施：
（1）设计中不考虑盾构施工影响区域内土的桩侧正摩阻力，对桩长进行加长设计。
（2）设计中在位于地铁上下行之间的桥梁桩基盾构施工影响区域以上采用钢护筒进行防护，该钢护筒不拔出，作为永久性结构使用。
（3）根据地质报告本场地埋深约10．00m以上主要为欠固结软土，软土在自重及其它外荷载作用下将产生固结沉降，对桩侧产生负摩阻力。设计中在验算桩基承载力时，要充分考虑桩侧负摩阻力的影响。
（4）场地分布人工填土及淤泥质软土，填土土质松散，淤泥质土土质软，钻孔灌注桩桩身穿越填土及淤泥质软土时，须注意孔壁坍塌及缩颈现象，可采取埋设护筒、合理调配泥浆比重等措施。
（5）钻孔灌注桩桩身穿越厚层粉土、粉砂时，因钻进速度慢，钻孔施工时间长，易产生塌孔、桩身夹泥等不良现象，施工时应采取调节泥浆比重、成孔后加强清孔等措施防止塌孔、桩身夹泥等不良现象发生，确保成桩质量。
（6）在施工过程中，尚应进行必要的施工监测。检查施工引起的地表沉降是否超过允许范围，决定是否需要采取保护措施，并为确定经济、合理的保护措施提供依据，对桥梁的沉降及倾斜变形应进行相应的实时的监测。一旦发现实测位移超过警戒值应立即对桩周土体进行注浆加固。
（7）盾构施工至少应在桩基施工完成一个月后进行，桩基施工结束后，应对桩身完整性进行检测，在盾构顶进结束后，应重新对地铁上下行之间的桩基完整性进行检测，在检测结果满足规范要求后，方可施工承台。
5盾构施工注意事项
（1）合理安排盾构推进顺序。盾构施工至少应在桩基施工完成一个月后进行，先掘进左线，后掘进右线，为了减少对土的扰动，左右线盾构始发时间间隔为一个月。
（2）桥区段穿越前做好准备工作。在盾构到达桥区段30m界限前，检查刀具磨损量，有磨损立即更换滚刀；确保管片防水和拼装质量；选用质量优良的盾尾油脂。
（3）合理安排施工工序，安排专人负责掘进出土与管片拼装等主要工序，尽量缩短测量、管片、渣土车等待时间，提高运输效率，维持作业面连续施工，加快管片拼装作业，减少对周边土体的影响。
（4）控制施工进度，严格控制盾构纠偏量，稳步前进。增加刀盘转速，降低盾构推进速度，控制油缸推进力，减小盾构推进过程中对周边土体的剪切挤压作用，及时有效的纠正推进偏差。
（5）同步注浆。严格控制同步注浆量和浆液质量，通过同步注浆及时填充建筑空隙，减少施工过程中的土体变形，同步注浆量增加到建筑空隙的200％～250％左右。
（6）二次注浆。为减少同步注浆液早期强度低、隧道受侧向分力影响大、效果不佳等问题，在管片出盾尾5环后，需要进行二次注浆。浆液为瞬凝性好、具有较高的早期强度的双液浆。注浆量根据变形监测情况确定。
（7）根据施工进程和监测结果，及时调整同步注浆和二次注浆的配合比。
6结束语
结构设计论文范文5
GB/T1447的Ⅱ型试样，在测试σT1、σT2时，试样宽度为25mm，对0°纤维、0°纤维占多的复合材料或碳纤维等高性能纤维复合材料，破坏载荷较大，经常导致加强片脱落致使无法继续加载，增加测试的难度。GB/T3354、ISO527-5和ASTMD3039，试样宽度为15mm，对于一些织物增强复合材料，由于织物的尺寸效应对测试结果有较大影响。上述各试验方法均使用端部加强片，加强片的目的是试图以最小的应力集中将来自夹头的载荷分布到试样上。然而设计不当的加强片界面将使破坏发生在邻近加强片的部位，导致非常低的测试强度值。胶接加强片的胶粘剂对结果的影响远大于加强片的角度。成功的设计是采用足够韧性的胶粘剂而不是加强片的角度［4］。GB/T1458和ASTMD2290无法测得泊松比和σT2，得到的σT1值离散较大。综上，对0°纤维、0°纤维占多的复合材料或碳纤维等高性能纤维复合材料，建议按GB/T3354、ISO527-5和ASTMD3039试验，对性能较低或一些织物增强复合材料，建议采GB/T1447的Ⅱ型试样，按GB/T1447试验。
2剪切
GB/T3355、ISO14129和ASTMD3518均利用±45°层合板拉伸试验，得到复合材料面内剪切响应，该试验方法具有测试试样简单、不需要夹具以及采用引伸计进行应变测试的特点。并已证明和其他剪切试验方法的模量测试具有良好的一致性。尽管很多人认为试样的应力状态可能不“纯”，但它的响应确实模拟了结构层合板中的实际应力状态和铺层相互的作用，对于设计者来说是比较实用的［4］。GB/T3355、ISO14129和ASTMD3518仅适用±45°均衡对称铺层的层合板试样。在整个工作段存在面内正应力分量，且在自由边界处存在着复杂的应力场，因此所计算的破坏剪应力值并不是材料的剪切强度值。特别是在大变形时，随着应变的增加导致纤维方位逐渐变化，逐渐偏离纤维方位假设。ISO14129和ASTMD3518都规定在5%剪应变时终止试验，以5%剪应变时的剪应力作为极限剪切强度，GB/T3355-2005对此没有规定，在新修订的GB/T3355中已作了相应的修改。ASTMD5379和我国标准《聚合物基复合材料剪切性能V型缺口梁试验方法》(报批稿)，有一比较突出的优点，不仅可测得G12、τ12，通过改变试样的方向，还可测得G21、G13、G23、G31和G32。从图2试样的剪力图和弯矩图可以看出，试样工作区处于恒剪力而弯矩为零的区域，V型缺口影响沿加载方向的剪应变，使剪应力分布更加均匀。剪力分布的均匀度为材料正交各向异性的函数，在［0/90］ns类型层合板上已经获得最佳的所有面内剪切结果［4］。然而试样工作段处于恒剪力而弯矩为零仅是理想状态，实际情况是夹具对试样施加的是分布载荷，它会对剪应变的分布和正应力分量产生影响，该影响对［90］n、含±45°铺层试样特别不利［4］。加载过程中可能发生试样的扭转，扭转影响强度，特别是模量的试验结果。GB/T28889、ASTMD7078与ASTMD5379有很多相似之处。GB/T28889、ASTMD7078大大改善了ASTMD5379对［90］n、含±45°铺层试样特别不利的状况。加载过程中的扭转，特别是试样两边螺栓的扭力不一致时，对试验结果有较大影响。试样缺口处的宽度达31mm，对某些层合板，难以加载至破坏的现象时有发生。ISO15310要求有特殊的试验夹具，加载点定位困难，不适合于获取剪切强度数据。ASTMD4255要求有特殊的试验夹具，结果易受试样加工缺陷影响，所得的数据离散较大。ASTMD5448的试样为纤维缠绕圆管，试样制备的费用高，端部夹持处存在应力集中，容易造成在夹持区内破坏。GB/T1450.1、JC/T773和ISO14130仅能测得层间剪切强度，不能测得剪切响应。GB/T1450.1试样型式存在应力集中，所得的数据离散较大。综上，测G12、τ12时，建议按GB/T3355、ISO14129、ASTMD3518和ASTMD5379试验，并在5%剪应变时终止试验;测［0］ns、［0/90］ns层合板的剪切参数时，按ASTMD5379试验;测［90］ns、含±45°铺层或织物增强层合板剪切参数时，按GB/T28889、ASTMD7078试验。
3压缩
除试样加工影响外，受试样几何尺寸、对中和夹具的影响，采用不同的方法，所测得的压缩强度是不同的。其中夹具设计和加工精度尤为重要，夹具的过度约束可能遏制某些实际的破坏模式，导致测试值偏高;但如没有合适的约束，会发生试样端部开花、屈曲等破坏，导致测试值偏低。所有标准仅给出夹具的型式，没有规定夹具的材质、尺寸、加工精度等细节，因此使用者需根据经验、摸索等设计加工合适的夹具。GB/T3856、GB/T5258、ISO14126和ASTMD3410圆锥形剪切加载夹具存在试样安装和应变测量难度较大的问题。GB/T3856没有规定在测试过程中判别试样是否弯曲或屈曲，且试样宽度仅为6mm，对一些材料存在尺寸效应，影响测试结果。GB/T5258和ISO14126给出了端部加载夹具，该夹具仅适用低性能的材料，如短纤维复合材料、连续纤维复合材料较弱的方向。GB/T3856和GB/T5258没有规定模量的取值范围，期望修订时增加。GB/T5258和ISO14126的联合加载以及ASTMD6641的联合加载，试验方法依赖于试样与夹具间的高摩擦系数。GB/T1448要求试样厚度为4mm以上，更适合面外压缩性能测试。综上，测定面内压缩强度σc1和σc2时，建议采用剪切加载方式，按GB/T5258、ISO14126和ASTMD3410进行试验;测定面外压缩强度σc3时，按GB/T1448进行试验。
4层间拉伸
复合材料层间拉伸的国外标准并不多，较为成熟的标准方法有ASTMD7291。我国尚没有制订测定层间拉伸模量E3的标准，GB/T4944仅能测定层间拉伸强度，不能测定E3。因此，期望制定测定E3的国家标准，或在修订GB/T4944时增加测定E3。
5结论和建议
结构设计论文范文6
【关键词】建筑信息模型技术；地下输电工程；结构设计；应用
近年来，建筑信息模型技术发展迅速，并且在工程设计方面得到了广泛的应用，取得了很好的效果，特别是在建筑工程领域，其应用已经非常普遍，显著提高了工程设计的质量和效率，而且有效的解决了各种设计问题，对降低工程成本，提高工程质量具有重要做作用。但是对于结构较为复杂，单体数量较多的工程项目来说，如：地下输电工程，建筑信息模型技术的应用还不是很成熟，应用的范围和实际效果还不是很明显，主要是因为工程复杂，工程规模大，建筑信息模型技术的数据信息很可能出现错误，不好掌控，再加上建模时间长等问题突出。因此，在地下输电工程这样复杂的工程设计上应用建筑信息模型技术，还需要根据实际情况，不断探索，采取有效的策略，提高建筑信息模型技术应用的水平，优化地下输电工程的结构，提高工程的质量。
1建筑信息模型技术简述
建筑信息模型技术，也就是BIM技术，是以三维数字技术为基础，集成了建筑工程项目各种相关信息的工程数据模型，实际上就是用三维数字对工程项目实体、设计和性能的一种表达[1]。通过建立系统完整的信息模型，把项目工程的生命周期内，每个阶段的各项数据、信息、资料进行连接，从而完整的来表述工程项目。并且该模型会随着项目进展不断的深化和改进，有利于工程项目项目设计设计的更加合理、科学，有利于提高解决实际问题的效率，从而更好地保证工程项目的质量。建筑信息模型技术，与传统的技术相比较，具有一定的优势和特点，如：信息完备性、信息关联性、信息一致性、可视化、协调性、模拟性、优化性等，这也是建筑信息模型技术广泛被应用的重要原因。
2地下输电工程结构设计的缺陷和不足分析
在以往的地下输电工程结构设计中，主要采用传统的设计方法，存在着一定的缺陷和不足[2]。地下输电工程一般处于地下，工程项目的规模和空间跨度都很大，输电系统中各个组成部分较为复杂，如，工作井的数量较大，地质环境差异大，排管的布置也具有一定的差异性，荷载也会随时发生变化等。应用传统设计方式，主要是先对地下输电工程系统的具体功能进行分析，然后对地下输电工程结构的外形和尺寸进行设计，再以设计图纸为依据，利用结构设计软件，进行建模计算，最后对施工图纸进行设计。由于地下输电工程处于发展之中，这种传统的设计方式已经不能很不好的满足工程发展的实际需要，在结构设计中也出现了一定的问题。（1）地下输电工程中，工作井数量相对较多，而且每个工作井的实际功能和具体的边界条件具有很大的差异性，在工作井的外形和具体尺寸设计上，就需要区别对待，分别设计，绘制的图纸数量加大，设计工作量也很大，在对结构进行计算时，需要利用相关软件建立多个模型，这样，建模和绘图的所占用的时间非常多，工作效率非常低。（2）修改工作量大，较为困难。在地下输电工程结构设计中，如果相关某个数据发生变化，需要改动，那么模型计算和绘图工作就要重新进行，工作量非常大，修改不方便。（3）设计管理困难，计算结果缺乏准确性。由于地下输电工程结构设计图纸和模型较多，而且具有一定的相似性，很容易发生数据混淆的情况，导致计算结果的准确性降低。
3建筑信息模型技术在地下输电工程结构设计中的应用分析
3.1Revit与建筑信息模型技术结合建立参数化的工作井模型
在地下输电工程结构设计中，应用Revit系列软件，利用建筑信息模型技术建立起具有一定参数信息的工作井模型。成为一个系统的信息数据库[3]。并且根据工程结构设的具体情况，根据工作井的具体涉及要求，进行修改，从而完成工作井模型设计。首先，工作井的设计内容主要是外形尺寸，每个工作井的区别都集中在接口的大小和位置上，除了长宽高等结合数据上的不同以外，还有一些其他方面的差异性，如：防水等级等，都是应用建筑信息模型技术需要的具体参数，通过修改几何参数建立工作井的模型，再与非几何参数结合，建立一个统一的数据库。其次，要在Revit中建立建筑信息模型族库，要应用结构选项卡下的构件，能够掌握结构分析时的数据信息，结合实际需要，合理选择具体的构件后，再把相应的材料、尺寸等具体的参数输入到构件属性的面板中，再把这些参数通过接口传输到Robot中。然后合理放置构件，根据具体的要求生成参数驱动模型。对于工作井来说，主要的构件就是梁板等，要在墙上开洞口，把排管连接好，选定合适的构件，对工作井的模型族库进行准确组装，然后在把所有类型的信息添加进去，生成工作井模型库。
3.2把输电工程结构模型正确导入
Robot在工作井的建筑信息模型建立完成后，要进行检查确认无误后，应用相关接口，把模型的数据信息导入到Robot中，涉及到的主要信息参数有：计算后的结构材料，尺寸信息，荷载等。导入完成后，要在Robot中对模型进行及时更新。对于工作井的建筑信息模型中的各个信息，要保证Robot软件能够完全识别[4]。如果在检查中，发现模型有不合适的地方或者不够合理，要进行及时修改，在发送到Revit中，还要及时查看发送报告，确认信息数据在传输过程中没有发生错误。
3.3对输电工程设计结构进行准确计算
在应用建筑信息模型技术对输电工程结构进行设计时，需要对设计的结构进行计算，结果准确与否，直接关系着设计的质量[5]。Robot就是用来计算的软件，主要是采用有限元算法，对模型的进行动态分析，弹塑性分析等，最后得出计算结果，并且应用表格等把结果的数据输送出去。在实际计算中，只需把Revit中已经设置好的信息全部导入到Robot中，就可以直接对结构进行计算，无需模型修改等，计算效率非常高，而且结果准确。Robot在计算结构时，会提供多种形式的网格控制方法，不仅能够计算出内力，还能够针对不同的设计范围和具体的参数进行结构的计算，如：混凝土结构的配筋等，都可以准确进行计算。在地下输电工程结构设计中，主要是根据模型的实际情况，合理选择网格尺寸和控制方法，结合所有的参数信息进行结构的计算，保证计算结果科学准确，从而提高地下输电工程结构设计的规范性和准确性，有力的保证了工程的质量。
4结论
综上所述，在地下输电工程结构设计中，应用建筑信息模型技术，是输电工程发展的必然趋势，也是科学技术进步的具体表现。通过采用合理的应用方法，打破传统设计的弊端，减少了工作量，提高了设计的效率和质量，地下输电工程的发展具有重要意义。
作者:胡能萍 汪欣 单位:江西省电力设计院
参考文献
[1]陈明，史健勇.建筑信息模型技术在地下输电工程结构设计中的应用[J].工业建筑，2016，12：196~200.
[2]牟茗.四维建筑信息模型技术研究[D].北京林业大学，2013.
[3]孔庆节.建筑信息模型技术在建筑工程项目管理中的应用[J].中华建设，2014，05：96~97.
