加压设计

加压设计（精选十篇）

加压设计篇1

膜下滴灌技术以其节水、增产之优势已在中国干旱和半干旱地区得到大面积推广,甚至影响至中亚等国家。然而,与地面灌溉技术相比,滴灌是加压灌溉,工程建设成本高,适合于规模化应用,即一个首部加压泵站服务于较大的灌溉面积[1]。新疆的滴灌首部加压泵站大多服务67～200 hm2的灌溉面积,新疆生产建设兵团农六师共青团农场的节水灌溉示范区首部加压泵站控制灌溉面积都超过1 400 hm2,形成了管道化灌区。未来滴灌发展将必然使灌区建设成管道化灌区[2],那么建设大型的首部加压泵站是这一发展的关键措施。

滴灌区加压泵站的设计与地面灌溉的提水泵站设计有很多不同之处[3,4,5]。滴灌加压泵站上游是沉淀池,用于处理水中的泥沙,要求水流速度很小,而且水流尽量不扰动;泵站下游连接过滤设备以及管网,由于过滤设备的冲洗以及田间轮灌组位置变动,使得泵站工作压力不稳定,但是其压力变化又明显不同于城市管网的工作压力。滴灌区加压泵站设计中设计流量、设计扬程和进水池布置等问题是目前没有被很好解决的问题,本文分析大型滴灌系统的工作流量和压力的变化特点,提出其首部加压泵站设计中流量、扬程以及进水池等的设计要求,为此类工程设计提供参考。

1 滴灌区加压泵站布置形式

大型滴灌系统通常以河水滴灌,水中往往含有泥沙,而滴灌技术对水质要求较高,必须对含沙水进行处理才能进入滴灌毛管,如果完全依靠过滤设备进行水质处理,则过滤器冲洗频繁,无法保证灌溉正常进行。通常的措施是先将水源进行沉淀,达到一定水质标准后再对其加压,然后进行过滤,过滤后的水质应保证滴头不被堵塞。因此,泵站上游应布置沉淀池,而下游布置过滤设备(如图1所示)。

滴灌是加压灌溉,泵站中以离心泵为主,离心泵将水直接压入输配水管道。大型滴灌系统一般由三级或三级以上输水管道组成,即主干管、分干管和支管,其中,主干管用于将水源输送到各个农田首部,分干管用于将水源从农田首部输入到田间,支管将分干管输送来的水分配到各个滴灌小区,滴灌小区由许多滴灌毛管组成(如图2所示)。更大的滴灌系统可能由4级输水管道组成,但是单个加压泵站所服务的滴灌系统过大不仅不安全,而且也不经济[1]。

分干管之间可以是轮灌,也可以是续灌;同一农田中支管之间一般都是轮灌,如果支管上设置了辅管,则采用辅管轮灌而支管续灌。滴灌区首部加压泵站的设计流量和设计扬程就取决于轮灌组的大小和所处的位置。

2 泵站设计流量确定

目前,膜下滴灌技术已应用于多种作物,大型滴灌区内多种作物同时灌水,所需灌溉流量随时间变化,造成水泵站工况也随时变化。泵站设计流量是选泵的依据之一,为了使泵站在各个工况下都能高效运行,多台泵并联工作是首选方案,为此,设计泵站流量时应该分为:运行时间最长的流量——泵站设计流量[4]、最大运行流量和最小运行流量。当要求泵站输送最小流量时,可采用单泵工作或少数几台泵并联工作;当要求泵站输送最大流量时,可采用备用泵加上全部工作泵并联运行。泵站设计流量是工作泵选型的主要依据。在这种情况下,以设计保证率下典型年的灌溉用水过程线为基础,利用灌水率指标确定泵站流量较为合理[4,5],其对应的灌水率指标分别为:设计灌水率qs,最大灌水率qmax,最小灌水率qmin。

根据《微灌工程技术规范》规定[6],滴灌的灌溉水利用系数η不低于0.9。根据滴灌区灌溉面积A可计算出泵站设计流量Qs、最大流量Qmax和最小流量Qmin。

$Q_{s} = \frac{A q_{s}}{η} ； Q_{\max} = \frac{A q_{\max}}{η} ； Q_{\min} = \frac{A q_{\min}}{η} (1)$

为了满足滴灌区各种流量要求,加压泵站中的离心泵多采用变频调节,而调速泵的转速一般不小于其额定转速的50%左右[7]。另外,泵站中水泵并联流量的增加量ΔQ随水泵并联台数的增加而降低,所以泵站中不宜选配较多水泵。泵站运行最小流量时,可用工作泵变频调节来满足,因此,泵站最低流量Qmin应满足下式:

$Q_{s} ＞ Q_{\min} \geq \frac{1}{2} Q_{i} (2)$

式中:Qi为单泵流量。

一般情况下,灌水过程线中最大流量的运行时间不长,所以,泵站运行最大流量时可启用备用泵。备用泵按照泵站中最大一台工作泵选配,有时对泵站中数量较多的工作泵也按其型号选配备用泵。为了便于泵站管理,加压泵站一般都选同型号的泵并联工作,当泵站工况变化复杂时,采用不同型号的泵并联工作。泵站初步设计时可假设泵站流量等于各台泵流量之和,管网水力计算完成后再对所选水泵进行校核。

当采用同型号的离心泵并联工作时:

$n \cdot Q_{i} = Q_{\max} ； (n - k) Q_{i} = Q_{s} ； Q_{\max} - Q_{s} \geq \frac{1}{2} Q_{i} (3)$

当采用不同型号的离心泵并联工作时:

$\sum_{i = 1}^{n} Q_{i} = Q_{\max} ； \sum_{i = 1}^{n = k} Q_{i} = Q_{s} (4)$

式中:n为泵站中水泵台数;Qi为单泵额定流量;k为备用泵数量。

式(2)-(4)是选泵限制条件。当同型号水泵并联工作时,泵站最大流量与设计流量的差值若小于单泵流量的0.5倍,则备用泵数量可多于2台,而且应尽量选大流量泵,减少工作泵数量。

3 泵站设计扬程确定

3.1 影响加压泵站扬程计算的因素

与地面灌溉的提水泵站不同,滴灌区加压泵站的扬程与管网运行状态有关,除了考虑泵站静扬程以外,还要考虑输水管网中各级管道的水头损失、过滤设备水头损失和灌水小区工作压力。因为灌水小区是滴灌设计的最小设计单位,只有保证了灌水小区首部压力,才能保证灌水均匀度,所以加压泵站的扬程计算应为:

$Η = Η_{S Τ} + Η_{Ρ} + Δ h + h_{Ι} (5)$

式中:H为泵站扬程;HST为泵站静扬程,由泵站进水池水位高程与灌区地面控制点高程之差决定,泵站设计时取为定值;HP为输水管道水头损失;hI为灌水小区工作压力;Δh为过滤设备设计水头损失,根据相关规范或产品技术指标确定,当过滤设备在工作中产生的水头损失超过该值时,应对过滤设备进行冲洗。

不同作物的土壤设计湿润比不同,设计出的灌水小区面积也不同,则它们的灌水小区工作压力存在差异。轮灌组位置变化将导致输水管道工作长度发生变化,计算出的管道水头损失不一样。另外,灌溉输水流量不同,也引起管道水头损失变化。所以,具体计算泵站扬程时还应考虑综合灌水小区面积、轮灌组位置以及输水流量等因素。

3.2 灌水小区首部工作压力确定

按照《微灌工程技术规范》[6]设计出各种作物灌水小区面积Ai及其首部工作压力hi。根据设计种植比例计算出灌水小区综合面积A。

$A = \sum_{i = 1}^{m} α_{i} A_{i} (6)$

式中:i为不同作物的设计种植比例;A为灌水小区综合面积;m为设计种植作物种类;Ai为某种作物灌水小区面积。

由于灌水小区首部工作压力与灌水小区面积不是线性关系,不能直接用设计种植比例加权平均方法来计算灌水小区首部综合工作压力,必须建立各作物的灌水小区面积与其首部工作压力的回归关系:

$h_{i} = f (A_{i}) (7)$

根据式(7)和灌水小区综合面积A计算出灌水小区首部综合工作压力hI。

3.3 输水管道水头损失

输水管道水头损失与轮灌组所在位置有关,而一个轮灌组由多个灌水小区组成。灌水小区首部流量与小区面积呈线性关系,可以根据设计种植比例计算出灌水小区首部综合流量q。

$q = \sum_{i = 1}^{m} α_{i} q_{i} (8)$

式中:qi为某种作物灌水小区首部流量;q为灌水小区首部综合流量;m为设计种植作物种类; I为设计作物种植比例。

根据泵站设计流量计算一个轮灌组中同时灌水的小区数L。

$L = \frac{Q_{s}}{q} (9)$

当轮灌组在灌区最远位置时(如图2所示),输水管道的工作水头损失最大,此时灌水小区首部距离上一级输水管最近的分水点之间的管段产生的水头损为:

$h_{1} = S_{1} q^{2} (10)$

式中:S1为灌水小区首部距上级输水管最近分水点之间管段的水头损失系数,与管段的管径、管长、糙率等有关;h1为灌水小区首部距上级输水管最近分水点之间管段的水头损失。

同理,从最下游分水点可逐级向上游分水点推算各输水管段的水头损失,每经过一个分水点,计算管段中就会增加一个灌水小区的流量。

$h_{s} = S_{2} (2 \times q)^{2} ； h_{3} = S_{3} (3 \times q)^{2} ； \dots ； h_{L} = S_{L} (L \times q)^{2} (11)$

得到轮灌组位置最远时输水管道水头损失:

$Η_{p} = q^{2} \sum_{i = 1}^{L} i^{2} S_{i} (12)$

可以看出,滴灌区管道水头损失随着管道级别按幂级数函数形式增长,由此也证明了滴灌区加压泵站的服务面积不能太大,否则,泵站运行成本增加很大。

灌水小区首部综合流量q和综合工作压力h是保证灌水均匀度的指标,与管网输送流量无关,所以,当泵站输送最大流量Qmax和最小流量Qmin时,滴灌系统中仅仅是轮灌组内的灌水小区数发生变化。根据式(9)计算出轮灌组内的灌水小区数分别为Lmax和Lmin;根据式(12)计算出相应的输水管道水头损失分别为Hp-max和Hp-min,得到相应的加压泵站扬程为:

$\begin{array}{l} Η_{\max} = Η_{S Τ} + Η_{Ρ - \max} + Δ h + h_{Ι} (13) \\ Η_{\min} = Η_{S Τ} + Η_{Ρ - \min} + Δ h + h_{Ι} (14) \end{array}$

式(5)和式(12)-(14)是水泵选型时扬程的限制条件。其中,确定水泵调速运行时应参考式(14)的限制;选择备用泵时应参考式(13)的限制。由于Δh在水泵运行时随时间变化,当过滤设备达到冲洗要求时Δh最大,冲洗后Δh最小,所以泵站扬程始终随时间变化,因此,选泵时应尽量选择高效段大的离心泵。

4 泵站沉淀池设计要求

滴灌技术对水质要求较高,灌溉系统首部都设置过滤设备,对于河水滴灌,系统首部还设置沉淀池(如图1所示)。根据相关文献[6,8,9,10]可知,比起用于城市水处理的平流式沉淀池的技术标准来说,用于滴灌的平流式沉淀池的技术标准较低。滴灌用平流式沉淀池的表面负荷率为0.2～2 mm/s,不能大于3 mm/s;水平流速为10～25 mm/s,因此沉淀池一般都宽而长。为了不扰动沉淀池底部泥沙,应使其底部流速很小,为此,应将泵站进水池与沉淀池隔开,进水池从顶部进水;而且为了防止沉淀池中水流产生漩涡,进水池进水方向应与沉淀池水平流速方向相同,所以进水池应采用正向进水方式,其设计要求可参考《泵站设计规范》[3]的相关规定。

5 结语

大型滴灌区的首部加压泵站设计特点与地面灌溉的提水泵站设计特点有很大不同,尤其是加压泵站扬程的设计十分复杂,它不仅受到过滤设备的工作影响,还受到轮灌过程的影响,而这两个因素都是动态的,目前在滴灌区加压泵站设计中还没有成熟的处理方法。另外,泵站进水池的设计受到沉淀池工作特点的制约,应以保证水质沉淀效果为前提。本文从滴灌工程设计原理和工作制度出发,分析得出加压泵站流量设计方法与提水泵站的流量设计方法基本类似,但是,加压泵站的扬程设计应考虑输水管道的水头损失和过滤设备的水头损失,而输水管道的水头损失随系统的管道级别呈幂级数函数增加。文中提出的泵站设计流量、扬程计算方法、进水池设计要求和选泵原则对大型滴灌区的首部加压泵站设计有参考作用。

参考文献

[1]李淑珍,李明思,徐燕.滴灌系统控制面积规模的探讨[J].中国农村水利水电,2009,(11):86-88.

[2]魏闯,李明思,雷成霞.新疆管道输水灌溉技术的应用条件及面对的问题[J].节水灌溉,2010,(5):71-74.

[3]GB/T 50265-97,泵站设计规范[S].

[4]丘传忻.泵站[M].北京:中国水利水电出版社,2004.

[5]刘竹溪,刘景植.水泵及水泵站[M].3版.北京:中国水利水电出版社,2006.

[6]SL 103-95,微灌工程技术规范[S].

[7]姜乃昌,许仕荣,张朝升,等.泵与泵站[M].5版.北京:中国建筑工业出版社,2007.

[8]顾烈烽.微灌工程设计图集[M].北京:中国水利水电出版社,2005.

[9]严以绥.膜下滴灌系统规划设计与应用[M].北京:中国农业出版社,2003.

二次加压给水泵房的优化设计论文篇2

参考文献：

[1]侯国云,张海红.浅析二次加压给水中容易遇到的问题[J].黑龙江科技信息,2010(07)

[2]小非.高层供水二次加压有“隐忧”[J].侨园,2013(11)

[3]韩锋,鞠啸.二次加压泵房噪声与振动治理[J].环境工程,2012(S1)

[4]侯国云,张海红.浅析二次加压给水中容易遇到的问题[J].黑龙江科技信息,2010(07)

[5]小非.高层供水二次加压有“隐忧”[J].侨园,2013(11)

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加压设计篇3

【关键词】高层建筑；加压送风；防烟楼梯；安装调试

引言

改革开放几十年来，我国的经济取得了非凡的发展成就。城市化给建筑行业提供了较大的发展契机，广大人民群众对建筑物内部的机械送风排烟问题更加重视，对于高层建筑排烟的标准制定也逐渐趋近于发达国家。加强对高层建筑机械加压送风系统设计的分析，有助于提高我国建筑行业防烟水平，使建筑物的安全系数更高，满足人们高层次的需求。通常高层民用建筑的防排烟设施主要包括防烟楼梯间及前室、封闭楼梯间、合用前室无窗或设有固定窗房间等部位设置的排烟设施。防排烟设施是在民居中必不可少的安全措施，目前在我国建筑行业排烟设施设计存在着以下几点问题，本文将逐一进行分析，并相应的提出解决办法。

1自然排烟设施存在的问题

自然排烟本应是一种操作性最强，简单实惠的排烟方式。然而现实总是与理想的状态有些许不同，一些工程在设计本身或者在施工过程中为了节省原材料或者缩短工时，没有按照工程规范来进行施工，其结果往往导致本该是自然排烟的设施无法正常起到相应的作用。一般来说导致自然排烟设施无法正常投入使用的原因有以下几点：

第一在对自然排烟窗的位置设计上存在着不合理的地方。从物理角度来分析，要想达到最好的排烟效果，自然排烟窗不能设置在墙的下部而应该安装于墙的上部分位置。当前，有绝大部分的自然排烟窗设置在距离吊顶和天花板距离远的墙体下部，这样的设计不利于最大程度上发挥自然排烟的作用。如若安置在墙体上部分，其效果将大大增强。

第二是自然排烟窗面积不合乎规范。我国对于高层民用住宅的自然排烟部位和开窗面积大小有着明确的规定。然而在设施时，设计人员没有从规范标准出发，认真计算出所需的开窗面积。往往会按照惯性思维模式或者把开窗的面积变成一个定值，造成在一些高层建筑工程中自然排烟达不到效果，形同虚设，其根源就在于排烟窗的面积不符合国家的明文规定。

第三是自然排烟窗的结构形式设计缺乏科学性。在一些工程中，把排烟窗设置成了无法正常打开的固定窗户，有的是直接为了省事把窗户的上部分当成固定窗，可开启的排烟窗安排在固定窗的下边。种种的这些设计都是不合理的，严重干扰到排烟窗发挥它的功能。

第四是安装高度较高的排烟窗设计的开关操作不方便。从明文规定中我们可以看到排烟窗需要有灵活的开关装置，在高层建筑中，排烟窗的位置设置居高时，没有考虑到配备相应的开启操作装置，在意外火灾情况发生时难以起到其该有的作用。

2 防烟楼梯间及前室的机械防烟

在《高规》中对于机械防烟有以下几点规定，第一在运用自然排烟的楼梯间，配备的无法做到自然排烟的前室需要设置出独立的机械加压送风的防烟设施。第二，带裙房的高层建筑防烟楼梯间及其前室、消防电梯间前室或合用前室，当裙房以上部分利用可开启外窗进行自然排烟，裙房部分不具备排烟条件时，其前室或合用前室应设置局部正压送风系统，正压值应符合条例规定。第三，除去计算最不利环路管道压头的损失之外，机械加压送风会有余压，余压值也是有规定的。防烟楼梯间的余压是40Pa到50Pa，前室、消防电梯问前室和合用前室的余压是为30Pa”。

在用机械加压送风系统设计中会有以下的情况发生，防烟楼梯间自带天然的排烟条件，这种情况当楼梯间的窗户面积大于两平方米就可以实现，然而防烟楼梯间前室却不具备纯天然去排烟的功能，依据《高规》中的条款规定，该防烟楼梯间可以直接运用自然风来排烟，不用单独设置正压送风系统，然而在这个楼梯间的前室需要设置正压送风系统，该户型每层楼梯间的前室都需要设置一个常闭型多页送风口。当地的消防中心控制该送风口的开启和关闭。在遇到高层建筑物发生意外的火灾之时，消防中心快速开启失火层的前室送风口以及相邻楼层的前室送风装置，防烟楼梯间的自然排烟可以采用人工或者自动开启，两种都是符合逻辑的。

3机械加压送风防烟部位的确定

目前国内国外防烟排烟技术的进展情况，根据高规的具体要求，对与防烟部位的确定有以下几个注意事项。

3.1防烟楼梯间及其前室

在一些不具备自然排烟的楼梯间和前室应该可以只对防烟楼梯间配备机械加压送风排烟系统，加强楼道的送风，这样在压强大的情况下，空气可以从门缝中流入前室，空气压力增加之后便可以实现防烟的目的。

前室配置的有自然排烟窗，而防烟楼梯间不能达到自然排烟的情况时，通常以前的传统做法是在楼梯间不设置防烟措施。这种行为是用不得的。原因有以下两个，第一自然排烟受到室外风速风向的强烈影响，在火灾发生时，排烟窗处于逆风的方向，烟气无法瞬间被清除。第二，当着火层在大楼的热压中和面以下时，在前室的烟气会在楼道内的热压差作用下进到楼梯间。

3.2楼梯间的前室

当楼梯间有开启方便的自然排烟装置，同时前室没有靠着外墙，只需在前室进行送风装置。当消防电梯前室不具备自然排烟条件时，也需要同样配备该装置。

3.3送风口的设置与选型

防烟楼梯间的加压送风口应在每隔两层设置一个，前室的风口每层都需要配备。风口的类型应是敞开的百叶形或者自垂百叶形。敞开的百叶风口需要开启电动阀门，这项是必须要格外注意的，不能有所差池，风口截面积需要根据楼梯间送风量的平均数值来计算。对于送风量计算影响因素较多，惯例是按照流速法和压差法来计算。

3.4风道的风速

送风口的风速应该小于7m/s。金属风道的风速要低于20 m/s。混凝土风道的表白光滑，风速要小于15 m/s。同时需要注意的是，机械加压送风系统管道不需要设置防火阀，因为装置本身就已经达到了规定的安全系数。

4 系统安装调试

机械加压送风机有两种可以选择，分别是中低压离心风机和轴流风机，受到风量分配多少，供电大小和污染程度等多个因素综合考虑。机械加压送风机应采用耐火极限不低于两个半小时的隔墙和一个半小时的楼板，把风机与其他零件分开来，同时在隔壁的门要采用最高级的防火门，以免在火灾发生时影响到排烟装置的正常运行。

机械加压送风系统安装的关键在于加压送风口的安装位置及可靠性，直接影响加压送风效果。发生火灾，人们自上而下疏散时，身体会向前下方弯曲，自加压送風口的空气应该自下方喷出，有利于人身安全。因此，加压送风口应安装在楼梯间或电梯前室墙的下方。机械加压送风口操作机构为电动操作机构，依靠电动机或电磁阀带动机械机构动作而打开送风口，机械机构应可靠灵敏。在安装前，应对加压送风口进行不少于5次的动作模拟试验，每次动作都正常时为合格，才可以用于安装使用。

5 结语

火灾无情，防火装置必须做到位。这样才能让人们住的安心，舒心，放心。在高层建筑中，机械加压送风系统的设计为人们的安全居住提供了重要保证，必须要端正对该系统设计的态度，以严苛的精神来设计施工，确保送风机装置位置的正确性，按照高规中的规定来实施。保护人民和国家的利益，做到有效的防火减灾功能。

参考文献：

[1]《高层民用建筑设计防火规范》（GB 50045-95）（2005年版）

[2]《建筑设计防火规范》（GB 50016-2006）

[3]陆耀庆.实用供热空调设计手册（第二版），中国建筑工业出版社，2008年

[4]肖昀.前室机械防烟系统设计探讨.住宅科技，2007（8）

碎煤加压气化工艺的设计优化篇4

1 鲁奇炉碎煤加压气化技术的特点

鲁奇炉的工艺是上世纪30年代出现的, 在三类气化工艺在中, 出现最早、性能最稳定、技术也相对成熟。目前我国有二十多家大型企业在使用鲁奇气化工艺, 从使用的经验来看, 不难发现这种技术对原料和工艺的苛求程度很高。比如说原煤必须是5-50 (直径) 毫米的块煤, 热稳定性必须很强, 灰熔点低。

鲁奇炉作为一种典型的煤气发生炉, 也是煤气化的主要装置, 在作业过程中, 必须先对所消耗的煤炭资源进行鉴定。鲁奇碎煤加压气化技术在褐煤、不粘接性或若粘接性煤中可以发挥作用, 同时要求原煤具有较高的热量稳定性、化学性和灰熔点性 (高) , 有时候需要提高原煤的机械强度, 主要用于城市居民煤气和燃料气体。

鲁奇炉随借加压气化技术中, 生产的煤气包含焦油和碳氢化合物的成分很低, 只有1%, 而甲烷的含量在40%左右, 焦油分离和酚质污水处理起来比较复杂, 因此很容易出现设备故障。

2 鲁奇炉碎煤加压气化技术的优化

2.1 煤锁和灰锁的优化

煤锁是确保煤仓内部间歇的容器, 也是汽化炉上重要的零部件之一, 一旦发生损坏, 在维修过程中要消耗掉大量的人力物力;煤锁的位置比较特殊, 质量过大, 采用起重机的方式吊起维修, 不仅费时费力, 还很容易造成设备损毁和人员伤害事物。对煤锁检修的优化, 可以从设备两侧支耳处加上千斤顶, 利用支撑梁体的滑道, 千斤顶的作用下煤锁就会升起, 从滑道上将其移动出来, 就可以进行检修作业。

煤锁的下阀门轴也是容易损坏的部位, 下阀轴的转都皱设计是为了同步实现开关功能, 由于煤锁下阀门传动轴的磨损, 导致轴承、垫环等方位日渐脱落, 这一装置设计优化在传动轴的外端固定起来, 方便长距离的调整。

2.2 点火方式的优化

碎煤加压气化技术, 是在一个高温和高压同时存在的环境下发生的化学和物理反映, 原煤中的碳元素、氧元素以及水蒸气之间发生反映, 形成煤气的过程。

结合煤炭的燃烧过程, 其实就是煤炭中的碳元素和氧气的作用, 燃烧是副作用;煤炭中含有丰富的氢化物和脂肪结构, 当压力和温度达到一定程度时, 氧化自动发生, 同时释放出热量, 这就是点火过程;气化炉内的原煤燃烧就只能用这种方式, 是气化的关键步骤, 而传统的点火方式是通过空气点火, 一般需要几十个小时时间, 同时要消耗掉大量的引火物质, 造成资源浪费、时间浪费。

优化点火方式, 可以从一下几个方面入手。

第一, 在点火之前加入一定粒度的块煤, 然后像气化炉中输送中压的蒸汽, 在蒸汽的作用下, 煤层会快速进行氧化反映, 这算是一个预热, 在预热过程结束之后, 点火能够更加的顺利。

第二, 利用氧气点火。首先想气炉内输送蒸汽的同时输入氧气, 氧气的浓度根据实际需求计算, 一般达到最佳燃烧值即可。

2.3 驱动结构优化

每一个鲁奇炉在投产之前都会进行必要的技术改造, 在生产过程中也会根据企业的需求, 进行临时改进。从驱动方式来说, 碎煤加压气化技术中旋转炉畀和汽化炉之间不断地摩擦, 增加了轴承的运行阻力, 很显然同归改变就能够实现减少阻力的产生。

因此, 驱动结构的优化, 是根据现场情况来实现同等劳动率的有效性需求, 例如, 在鲁奇炉进行排灰过程中, 关闭会所上阀门, 要反复点动上阀门, 等候阀门关闭之后再次运行, 在行业被叫做压灰;汽化炉高负荷运转的时间太长, 炉箅就会由于过度磨损而停止转动, 鲁奇炉内部的气体分布不均匀, 转化煤气无法顺利产生, 存在的安全很大;高温高压的炉体就会演变成一个巨大的炸弹。在进行优化设计时候, 可以从灰锁和汽化炉相连接的部位, 以技改的方法添加一个灰锁头。当发生上述问题时, 把灰锁头打开, 不用移动灰锁, 可以节省大量的人力物力。

3 结语

我国目前是世界上最大的煤气化规模国家, 根据现在的发展状况去判断, 随着天然气行业的发展和日渐需求, 基于鲁奇炉的碎煤加压气化技术会不断更新发展。

除了以上介绍的三种优化措施之外, 还有针对生产产能的优化、操作控制方法的优化以及外置气泡的优化。可优化的项目越多, 就说明碎煤加压气化工艺的潜力越大, 还需要进一步的发展;积极研究这一工艺具有良好的市场前景。

参考文献

[1]孟祥清, 刘永健.碎煤加压气化工艺的设计优化[J].化工进展, 2013, S1:95-99.

[2]韩玉峰, 冯华, 马剑飞.碎煤加压气化和水煤浆气化工艺组合在煤制天然气项目中的应用[J].天然气化工 (C1化学与化工) , 2014, 04:35-37.

[3]孙波涛, 蔺肖肖, 田广霁.型煤在碎煤加压气化工艺中的可行性论证[J].化工进展, 2012, S1:250-253.

[4]杨葆华.碎煤加压气化煤化工污水处理工艺设计探讨[J].工程建设与设计, 2015, 02:84-87+90.

电子银行自我加压篇5

电子银行自我加压，全力冲刺

为超额完成全年电子银行客户拓展目标、电子银行收入目标，实现在系统和同业的争先进位，确保2011年圆满收官，电子银行条线自我加压，将个人网上银行、手机银行、个人手机短信客户新增目标分别上调2.5万户、3.7万户和3万户，增幅分别达到41%、103%和38%。同时，将企业高级版网上银行和企业短信客户新增指标分别上调1040户和600户，增幅分别达到226%和120%。电子银行业务收入指标上调170万元，增幅达到15%。

自进入八月份以来，积极组织百日会战活动，坚持每周通报，月度总结，下网点培训督导，组织企业E商贸通产品推介会、组织重点行处负责人到献县支行取经学习、组织全行网点主任到燕郊支行观摩学习。深入基层，反复调研，总结归纳全行电子银行业务一行一策，指导全行电子银行工作。截至10月23日，我行当年新增手机银行7.5万户，已完成全年冲刺指标。个人网上银行客户、个人手机短信客户新增8.24万户和9.82万户，全年冲刺指标完成率达到95%和90%。进入10月份以来，各项电子银行指标更是实现飞跃发展，个人客户新增各项指标均实现当月系统内网均新增第一名、企业客户新增各项指标均实现当月系统内网均新增第二名。

别再给春晚加压了篇6

回首春晚，近些年的报道早已成为一种既定模式，先是猜测谁将主导班底，再渲染谁进谁出，继而又无端揣测谁和谁的往日恩怨，等到节目终于有了雏形，谁赌气谁闹别扭了，又变成主打新闻，而除夕过去，指责和挑剔则肯定充斥着网络页面，非把导演和演员说个灰头土脸才肯罢休。

春晚持续了这么多年，的确不容易，而春晚压力越来越大，也成了挡都挡不住的趋势。为了将春晚办得尽量适合大多数观众的口味，好像什么招数都已使过，还开门办春晚，邀请影视导演出场，而海内外能上场的演员也都一一来过，节目编创、制作更是绞尽脑汁，但是依然少不了种种抱怨。可见，春晚要达到人人心目中的那种满意度，或许压根儿就不可能。

演员在春晚露不露脸，既是演员的压力，也成了春晚的压力。名演员上与不上，多年来已经被误导为其往年成败、来年荣辱的评定，结果，他们自己为此而心事重重，舆论也就此而多方猜测、妄下结论，春晚主办者更是里外不讨好，左右为难。那些还没有成名的演员，无不以为上了春晚就能瞬间走红，所以，个个削尖脑袋往里钻，种种传闻也使春晚“内幕”多多。事实上，如今的春晚所处的时代早已不是上个世纪80年代，一夜爆红已成历史。

说白了，春晚无非就是一顿大众文化的年夜饭，迎新、乐呵、热热闹闹，营造一种荧屏气氛，让海内外观众高高兴兴、团团圆圆过大年，才是其本意，没有必要将上不上春晚、春晚演了什么，视为人生大事，也无需将春晚与文化兴衰进退联系得那么紧密。

现在春晚的诸多压力，仔细想想，并不在导演、演出、节目的水准和效果上，有的压力是舆论的误导形成的，有的压力是一年一年累积而成的，有的压力原本不应该成为压力。所以，对待羊年的春晚，观众、媒体、演员是不是可以都来减减压，起码不要再加压了。

首先是社会舆论对春晚过高要求应当减压，演出前，大家可以支招;演出时，大家可以点评;演出后，大家可以议论可以评选，但没必要激愤，无须苛责，因为这只是一次年夜饭而已。其次是名演员心理上需要减压，别拿上不上春晚当做人生大事，其他舞台照样风光无限，而媒体也无需对他们上与不上做无端推测和暗示式引导，更不必将这些内容当做炒作春晚的主料。对导演和策划者而言，满足所有观众恐怕只是个遥远的理想，乐水乐山，让观众各有所爱，恐怕才是最现实的目标。当然，有一种压力始终不能减，这就是高度的敬业，用适合大众、适合除夕之夜的最佳方式點亮荧屏，为亿万观众提供一顿观赏性、艺术性兼备的文化年夜饭。

锁扣加压肋骨接骨板的设计与应用篇7

1 研究目的

由于多根、多处肋骨骨折造成胸廓塌陷 (连枷胸) , 导致纵隔摆动, 影响呼吸、循环, 远期造成胸廓畸形影响呼吸功能和美观, 所以手术内固定已成为趋势。内固定术优点: (1) 纠正反常呼吸, 改善呼吸功能; (2) 防止骨折断端再损伤肺及肋间动脉造成血气胸; (3) 有效缓解疼痛, 可早期下床活动, 有助于咳嗽排痰, 并减少肺部感染及肺不张并发症发生, 方便护理, 缩短病程。但目前肋骨内固定还缺少一种应用安全, 固定可靠, 安装及拆除简单、快捷的内固定装置。为此, 我们研制一种锁扣加压肋骨接骨板, 以克服其他内固定装置的不足。

2 材料与方法

2.1 材料

采用与人体组织相容性好的医用镍钛合金。

2.2 制作方法

利用医用镍钛合金制成弧形钢板、U型锁扣、加压螺栓。钢板背面有凹点起到镙钉与钢板之间的固定防止滑动, 钢板内面有突出的卡点, 增强与骨膜的接触和摩擦力, 防止钢板在骨膜上滑动。U型锁扣内面末端有一小突出卡点, 卡住肋骨内皮质, 防止滑动;外端有镙孔使镙栓拧入起到加压作用。钢板弯度可塑形, 钢板长短和锁扣、镙栓有各种大小不同的规格选用。锁扣加压肋骨接骨板的结构图, 见图1。

2.3 使用方法

手术时, 先显露骨折端, 不剥离骨膜, 给予复位。根据肋骨大小弧度选择合适的钢板、锁扣, 在骨折两端上缘分别切开锁扣宽度的骨膜, 用特制的骨膜剥离器小心剥离肋骨内面的骨胸膜, 根据骨折程度选择不同长度钢板和锁扣数目。单纯骨折一般为4个锁扣, 植入锁扣后再插入钢板, 调整位置合适后旋紧螺栓进行加压使钢板与肋骨紧密结合。手术操作非常简单, 取内固定时, 退出螺栓就能很方便地取出钢板及锁扣。

3 讨论

行肋骨内固定术已成为趋势[4,5]。内固定手术避免了咳嗽、体位改变导致的肋骨断端移位而产生的疼痛和因移位而造成新的损伤, 使术后胸痛亦明显缓解, 并能消除软组织、肋间神经由骨折断端卡压而引起的顽固性胸痛。

肋骨内固定术的适应证:多根多处肋骨骨折或多根肋骨骨折且断端移位明显者;胸廓塌陷、胸壁浮动, 存在反常呼吸者;肋骨骨折后顽固性胸痛;合并胸腔探查、行附加肋骨内固定术;胸壁开放需行胸壁重建者。

目前, 手术内固定的方法很多, 如不锈钢丝环扎术, 克氏针骨髓内内固定术, 肋骨钢板内固定术, 可吸收肋骨髓内钉内固定、镍肽记忆合金环抱器等。各种方法在实践中均有固定的可靠性、有效性、可操作性, 但术后并发症发生率和取出的安全性等方面存在不同程度的优缺点[7]。

本文锁扣加压肋骨接骨板的研制, 正是基于上述的不足设计而成。在使用中具有以下优势: (1) 操作简单, 容易掌握, 固定牢靠有效; (2) 不剥离骨膜、不损伤胸膜、不进胸腔, 损伤小, 保证良好的血运使骨折尽早愈合; (3) 拆除简单, 因为不进胸膜腔, 可在局麻下取出; (4) 固定材料不进入肋骨内, 不会造成骨髓腔感染, 使手术更为安全; (5) 腔壁较为光滑平整, 可减少胸腔渗液及胸膜粘连。

摘要：目的探讨锁扣加压肋骨接骨板的设计与研究。方法采用医用镍钛合金制成弧形钢板、U型锁扣及加压螺栓, 组合成锁扣加压肋骨接骨板。结果应用安全, 固定可靠, 安装及拆除简单、快速。结论该设计克服了其他内固定的不足, 为肋骨骨折复位内固定提供了一种新方法, 值得临床推广。

关键词：肋骨接骨板,锁扣加压,环抱器,镍钛合金,肋骨骨折

参考文献

[1]Sharma OP, Oswanski NF, Jolly S, etal.Perils of rib fractures[J].Am Surg, 2008, 74 (4) :310-314

[2]Helzel I, Long W, Fitzpatrick D, et al.Evaluation of intramedullary rib spints for less-invasiive stdbilzation of rib fractures[J].Injury, 2009, 40 (10) :1104-1110.

[3]杨勇, 礼文, 王军, 等.记忆合金环抱器治疗多发肋骨骨折的临床观察[J].中华急诊医学杂志, 2010, 19 (9) :966-967.

[4]孙学才, 赵伟伟, 郭志伟.记忆合金肋骨环抱式接骨器治疗肋骨骨折24例[J].中国心胸血管外科临床杂志, 2010, 17 (2) :174.

[5]何东权, 张绍义, 马兵, 等.改良肋骨内固定手术治疗前支肋骨骨折[J].中国心胸血管外科临床杂志, 2012, 19 (2) :101-102.

[6]高陈恺, 徐志飞, 秦雄, 等.生物可降解肋骨骨折内固定材料-蚕丝纤维增强纯聚已内酯的体内降解实验研究[J].创伤外科杂志, 2009, 11 (6) :541-543.

加压设计篇8

在化学机械抛光(chemical mechanical polishing,CMP)过程中,压力的精确控制技术是许多抛光机生产厂家追求的重要目标之一。随着晶圆直径的增大,区域压力技术也逐渐得到了应用[1,2,3,4,5]。随着目前多层金属互连结构的发展,以及low-k材料的使用,在抛光过程中,低下压力控制技术已经成为抛光机设计中必须面临的关键技术之一。

国外CMP设备厂家采用的加压系统多种多样,如:荏原制造、IPEC的气筒式加压系统,Proshi的气压平衡式加压系统,三菱Material的气动漂浮式加压系统,Applied Material 的伸缩管式加压系统等[6]。气筒式及伸缩管式加压方式受到抛光头部件重量的限制,其压力一般只能在10kPa以上的区域内进行调节[7],某些加压装置经改进后,其最低下压力由原来的20kPa调整到了7kPa[8]。气压平衡式及气动漂浮式加压系统目前采用高精度的复杂气路控制系统,能够实现0.7～27kPa范围内的压力调节[9],这两种压力调节方式的调整精度主要由调压阀的压力调节精度决定。目前精度较高的比例伺服调压阀的压力调节精度为1kPa,只能达到其最大加压范围的1/27。另外,气路中的各种气阀都有一定的开启压力,在压力调节过程中,夹持器上所能施加的工作压力将大于等于最大开启压力,压力值很难真正地从零开始调节,并且采用这种压力调节方式,控制系统非常复杂,给控制增加了难度。

在化学机械抛光过程中,保持环最初起着防止晶圆滑出夹持器的作用,后来慢慢地被用于改善晶圆边缘的“过抛”现象。文献[10,11,12]均针对晶圆表面下压力分布情况进行了分析,从其研究结果可以看出:保持环上的压力调节对晶圆边缘的“过抛”现象具有很大的改善作用。传统保持环上的压力差通过调节保持环与晶圆表面的高度差来实现。这种保持环的加压方式柔性较差,当保持环磨损时,高度差就将发生改变,必须经常更换保持环。针对这一情况,对保持环进行单独的压力调节是目前常用的一种方式。

本文提出一种弹性组合元件加压技术,该技术通过调节加压元件的变形量来实现压力调节。当压力单元处于非工作状态时,弹性组合元件及抛光头等部件处于平衡状态;当压力单元处于工作状态时,通过控制加压元件的变形量来实现从零压开始的高精度、低/高压力下的大范围压力调整。这一加压技术适用于单一区域加压,如化学机械抛光中大尺寸晶圆的保持环或较小尺寸晶圆的夹持器等的低下压力调节。

1 加压元件设计条件

加压元件中的弹性元件可以采用拉伸弹簧与压缩弹簧的组合,如图1所示。加压元件设计应满足的条件为:①加压元件在未接触抛光垫表面时,加压元件的初始变形力与抛光头部件重力平衡;②弹性元件工作稳定;③加压元件特性曲线稳定性好,即加压元件在工作状态下的刚度变化量小。

(a)非工作状态下加压元件受力图(b)不计入摩擦力影响的工作状态下加压元件受力图 (c)计入摩擦力影响的工作状态下加压元件受力图

设:拉簧、压簧的刚度系数分别为k1、k2,自由高度分别为L1、L2,抛光头的质量为m,在初始状态下,拉簧、压簧长度分别为l1、l2。当抛光头部件未接触抛光垫表面时,受力如图1a所示,对抛光头列出力的平衡方程如下:

mg+F2=F1

即

mg+k2(L2-l2)=k1(l1-L1) (1)

式中,F1、F2分别为初始状态下拉簧和压簧的弹性力。

抛光头接触抛光垫表面后,弹簧处于工作状态,设某一加压位置两弹簧共同变形量为Δx,此时组合弹性元件分别由初始长度变为l′1、l′2。抛光头所受的支反力为N,工件面积为A。若不计摩擦力,抛光头受力如图1b所示, 由力的平衡条件可得

mg+F′2=F′1+N

即

mg+k2(L2-l2-Δx)=k1(l1-L1+Δx)+N (2)

式中,F′1、F′2分别为工作状态下两弹簧的弹性力。

将式(1)代入式(2)得

N=-(k1+k2)Δx (3)

设压簧在最小工作载荷下的变形量为l2min,在最大工作载荷下的变形量为l2max;拉簧的最大拉伸变形量为l1max。拉簧和压簧在工作载荷下稳定工作的条件为

$\begin{array}{l} l_{2 \min} \leq l_{2} \leq l_{2 \max} \\ x + \frac{F_{o}}{k_{1}} \leq l_{1} \leq l_{1 \max} \end{array}} (4)$

式中,Fo为拉簧的初拉力;x为处于最大工作压力下两弹簧的共同变形量。

抛光头上所受的最大支反力可表示为

Nmax=-(k1+k2)x (5)

加压元件在满足结构尺寸要求的同时,必须满足式(1)、式(4)、式(5)的条件。

2 加压元件精度分析

由牛顿第三定律可知:加压元件对抛光头施加的下压力FN与抛光盘对抛光头的支反力N为作用力与反作用力,它们大小相等,方向相反,由式(3)得

FN=(k1+k2)Δx (6)

由式(6)可以看出:FN与弹性组合元件的变形量呈线性关系,当弹性元件刚度系数确定后,FN的最小可控下压力与组合弹簧的最小变形量成正比。式(6)表明:可以通过调整加压元件的变形量达到调整下压力的目的。

在弹簧变形过程中,弹簧中径将发生微小变化,导致弹簧总刚度k1+k2有较小的变动量;另外,在加压元件结构设计中,经常需要采用导引套、键等部件,这些部件将产生一定的静摩擦,从而在加压过程中产生相应的压力误差。

2.1 弹簧中径变化对加压的影响

对于两端固定的弹簧装置,设有效圈数为n,中径为D的弹簧变形前的单圈高度为t,x1为加压元件最大工作载荷下单圈变形量, x2为加压元件的初始单圈变形量,对于簧丝直径为d的圆柱弹簧有:t=0.78D,x1=0.8t,x2=0.2t[13]。则当弹簧受力从最大工作载荷变化到最小工作载荷时,弹簧中径变化量ΔD可表示为

$Δ D = 0.05 \frac{x_{1}^{2} - x_{2}^{2}}{D^{2}} D = 0.03 \frac{t^{2}}{D} (7)$

弹簧刚度k可表示为

$k = \frac{G d^{4}}{8 D^{3} n} (8)$

式中,G为剪切模量。

由式(8)得

$\frac{Δ k}{k} = \frac{G d^{4}}{8 n} \frac{(D + Δ D)^{3} - D^{3}}{D^{3} (D + Δ D)^{3}} \frac{8 D^{3} n}{G d^{4}}$

即

$\frac{Δ k}{k} = \frac{(D + Δ D)^{3} - D^{3}}{(D + Δ D)^{3}} (9)$

由于ΔD<<D,则有

$\frac{Δ k}{k} = 3 \frac{Δ D}{D} (10)$

将式(7)代入式(10)得

$\frac{Δ k}{k} = 0.09 \frac{t^{2}}{D^{2}} = 0.09 \times 0.78^{2} = 0.05 (11)$

如式(11)所示,在加压元件的整个加压范围内,弹簧刚度变化值仅为弹簧总刚度值的5%。这符合加压元件特性曲线稳定的条件。另外,在加压过程中通过传感器测量下压力进行压力的闭环反馈控制,可以补偿由于弹簧刚度变化对下压力调节所造成的影响。

2.2 静摩擦力对加压精度的影响

当抛光头未接触抛光垫时,加压元件处于非工作状态。此时,在垂直于导引套轴线平面内的任意方向上都没有正压力,因此不产生摩擦力。当抛光头接触抛光垫后,加压元件处于工作状态,由于此时抛光头与抛光盘间存在相对运动,在抛光头的水平接触面内产生摩擦力f′。该摩擦力的作用面垂直于加压元件及导引套轴线,因此这一摩擦力对加压元件来说就是其正压力。正压力的存在引起导引部件轴向静摩擦力F的产生。计入导引部件静摩擦时,抛光头的受力情况如图1c所示,其力平衡方程如下:

mg+F′2±F=F′1+N

即

mg+k2(L2-l2-Δx)±F=k1(l1-L1+Δx)+N (12)

将式(1)代入式(12)得

N=-(k1+k2)Δx±F (13)

静摩擦力

F≤|f′μ1| (14)

f′=Nμ2 (15)

由式(14)、式(15)得

F≤|f′μ1|=|μ1μ2N|

即

|F/N|≤μ1μ2 (16)

式中, μ1为导引部件间的静摩擦因数; μ2为抛光过程中晶圆与抛光垫之间的摩擦因数。

当拉簧、压簧处于某一工作状态时,其刚度系数k1、k2与共同变形量Δx均为定值,则在该位置时抛光盘下压力的变动量为±F。由式(16)可以看出,其相对误差值小于2μ1μ2。由于导引机构可以采用滚动摩擦传动方式, 故μ1值可以达到10-3数量级。在实际的化学机械抛光过程中,晶圆与抛光垫的摩擦因数小于1,因此加压单元实际可以达到的相对精度误差为10-3数量级。

2.3 进给精度对加压精度的影响(控制精度)

设f为主轴的最小进给量,当不计弹簧中径变化时,由式(6)可以得出主轴的最小可控压力调节量为

ΔFN=(k1+k2)f (17)

由式(17)可以看出,主轴的最小压力调节量与抛光头主轴进给量成正比。只要进给量足够小就可以保证压力调节精度高。式(5)给出满足最大设计压力时,加压元件总变形量与最大压力的关系式,设FNmax为加压装置最大加压值。结合式(5)、式(6)、式(17)得出加压单元的相对控制精度:

$\frac{Δ F_{Ν}}{F_{Ν \max}} = \frac{f}{x} (18)$

目前机床的进给系统一般采用伺服电机+滚珠丝杠的进给模式。滚珠丝杠传动系统为点接触滚动运动,在工作过程中摩擦阻力小、灵敏度高、启动时无颤动、低速时无爬行现象,可精密地控制微量进给。滚珠丝杠传动系统在运动过程中温升较小,并可通过预紧消除轴向间隙和对丝杠进行预拉伸以补偿热伸长,因此可以获得较高的定位精度和重复定位精度。伺服电机编码器分辨率高,譬如,当伺服电机编码器分辨率为每转2500个脉冲、丝杠导程为10mm时,f值为0.004mm。若设计加压元件最大共同变形量x为10mm,则压力相对控制精度可以达到0.004。在实际应用中,伺服电机编码器的分辨率可以根据设计精度的需要采用更高值,因此弹性组合元件的可控最小下压力可以达到很高的精度。采用这种机械式压力调节方式可以实现相对控制精度在10-3数量级以上。

3 实验验证

加压装置的导引元件采用滚珠花键,它既可以保证变形过程中的轴向移动量,又可以实现抛光主轴上的转矩传递。拉伸弹簧与压缩弹簧由厂家定做,拉簧端部结构与可调刚度拉簧端部结构类似。拉簧、压簧及花键轴等部件组合连接为一个整体。整个装置高135mm,设计总刚度k=27N/mm,实测刚度为26.3N/mm,最大施加压力为150N。该加压装置需要安装在抛光主轴主动旋转的抛光机上。根据目前的实验条件,无法进行相关实验,因此只能在具有较高的进给精度的磨床上进行模拟实验验证。

实验条件:数显测力仪DS-671,检定分度值为0.05N,最大量程为150N;MM7132A型号磨床,机床最小进给量为0.002mm;0～1mm量程千分表(用于小变形量测量);0～10mm量程百分表(用于大变形量测量)。

实验装置及其示意图见图2,将测力仪置于磨床工作平台上调平,加压装置的上法兰安装在支架(自行设计)上,支架与磨床主轴箱固定。将表座吸附在支架上,调整千分表(百分表),使其与加压装置下法兰接触。为了使测力仪在正常测量范围内稳定工作,在其上预先放置1N的重物,并重置测力仪零点。启动磨床,手动调整磨床主轴进给量,使加压装置与测力仪接触,测力仪与千分表(百分表)均有示数。使用磨床的点动进给,同时记录千分表(百分表)与测力仪的示数。每组数据分别进行三次实验,取平均值。千分表(百分表)的示值为加压装置变形量,测力仪示值为加压装置的压力,测量结果如图3～图5所示。

(a)实验装置原理示意图 (b)实验装置图

4 结论

(1)由于弹簧元件的工作载荷与变形量具有较好的线性关系,弹性组合加压元件的变形量与压力值之间也存在较好的线性关系。通过调节加压元件的变形量可以实现精确的压力调节,而且压力调节方式简单。

(2)采用弹性元件加压模式可以实现在极低下压力条件下的稳定加压,其最低下压力可以从零开始,并能在一个很大的范围内进行高精度压力调节。

(3)弹性组合加压元件的加压控制精度主要受进给精度及导引部件的摩擦力影响,合理控制进给精度及加压过程的摩擦因数就可以得到很好的加压精度。弹簧中径变化引起的刚度变化值很小。实验结果与加压精度的理论分析结果比较接近说明了这种加压装置的有效性。

(4)弹性组合加压元件结构简单、控制方便,不仅可以应用于化学机械抛光设备的压力调节,也可以应用于其他需要加压的场合。

加压设计篇9

1 RTU远程终端单元

RTU远程终端单元机箱分布在市区各新建加压站内, 为壁挂式, 箱体内具有220V交流电, 信号输入输出接线端子, 设置交流进线空气开关, 配备ups和220V交流电插座 (检修时方便使用) , 它主要由机箱、GPRS模块、电源、天线、PLC的CPU及各种I/O模板等几部分组成。RTU远程终端单元主要完成对加压站控制现场的实时数据采集, 包括8个模拟量、1个累计量和4个开关量。

RTU与现场设备的开关量、模拟量信号相连, 无需监控中心控制, 可自行进行进行数据采集、处理、存储并通过GPRS网络向水务主控中心传送数据, 具有实时时钟功能 (可通过监控中心设定校准) , 采集到的数据, 能在RTU端存储一天的历史数据。程序、参数、历史数据具有掉电保护功能;当系统上电复位, 或系统运行、通信发生异常死机复位 (看门狗复位) 时, 系统根据复位类型不同进行复位处理, 保证系统正常工作。

2 GPRS通讯模块 (DTU)

GPRS通讯模块 (DTU) 是用来实现加压站现场数据与水务主控中心之间的无线数据通信功能, 由于加压站系统控制的分散性和特殊性, 要实现对现场的实时监控, 数据通信的可靠性是至关重要的。GPRS是目前解决移动通信信息服务的一种较完美的业务, 它是以数据流量计费、覆盖范围广泛、数据传输速度更快更可靠。与有线网络相比, GPRS网络具有租用费用低、移动办公, 不受地域制约等优点。水务公司采用北京宏电H7000 GPRS系列无线数据通信系统, 以中国移动的GSM/GPRS网络为通信平台, 采用GPRS承载方式。该终端为用户提供高速、永远在线、透明数据传输的虚拟专用数据通信网络, 可以在此基础上做任何数据传输业务, 而且按数据流量计算运行费用, 运行成本低 (我水务公司与当地移动公司签订每月5元包30M流量, 经过测试流量完全满足日常数据传送) , 无须对传输平台维护。该通信终端嵌入了TCP/IP协议, 与RTU接口采用RS-232C标准接口, 与RTU的通信协议采用AT指令, 不但可以很方便地在GPRS和GSM信道上进行转换, 而且测试简单方便, 性能稳定, 利于维护。为每个新建加压站GPRS模块申请一张移动SIM数据卡, 每台GPRS模块绑定公司固定IP (即有一主一备两个IP地址) , 平时RTU端的GPRS模块只与调度中心主GPRS模块 (主IP地址) 联系, 当主IP地址联系不上时, RTU端的GPRS模块能自动与备用IP地址联系。

3 数据中心的组态实现

水务公司主控室现运行一套组态软件, 现场采集的数据经GPRS传送到公司主控室数据中心, 采集数据为泵站设备的电流、频率、压力、流量、液位、机组开停机等状况, 组态软件能够提供良好的人机对话界面, 方便的从下位采集终端获得每个控制点的状态信息及数据, 利用美观实用的动态模拟画面模拟整个生产过程。

其特点:

1) 提供工艺过程参数检测流程图, 模拟量显示图, 实时趋势图等动态画面, 显示各主要设备运行时间参数和控制回路参数设置画面;

2) 以直观界面表达实时供水状态, 显示经济负荷、欠负荷、超负荷管段, 水厂水流方向、分界线及供水低压区、高压区、合格水压区, 进行运行分析管理;

3) 根据实时数据、公司的调度原则及已建立的管模, 进行快速实时平差计算, 自动给出各种条件下的优化经济调度方案, 显示其效果;

4) 采用多变量管网水质模型技术, 结合现场采集的实时数据进行效验, 可逐步实现管网水质精确分析;

5) 可在出现管段爆漏时, 根据爆漏位置迅速查出图纸位置、自动绘出要关阀门栓点图并打印出清单同时打印停水用户名单;

6) 系统具有自动保存数据和与其它应用程序交换数据的功能, 更能贴近用户提出的扩展要求;

7) 系统具备历史查询功能, 可以查询历史报警、历史报表数据、历史故障记录等。

4 结论

综合上述分析, 城市供水调度监控系统的RTU远程终端与水务主控中心之间的数据传送, 完全能够满足供水调度及有关部门的分析和决策时使用。

参考文献

[1]许卫, 邵红.远程遥测单元 (RTU) 在大运河水情监测系统中的应用.长江科学院院报, 2002.

[2]深圳市宏电开发有限公司RTU+GPRS应用于供水SCADA系统.

[3]深圳市宏电开发有限公司H7710DTU安装和使用指南.

加压设计篇10

1. 排烟系统的了解

首先我们要明确自然情况下排烟所需要的条件：首先是，需要排烟的空间可以开启外窗，但是外窗的面积不能小于该空间所占面积的2%;如果是长度不超过60厘米的内部走道，那么该走道内所开启的外窗面积应该大于走道面积的2%;中庭的净空高度如果在12米以内，那么该中庭开启的天窗或者高侧窗的面积应该大于该中庭面积的5%;最后就是排烟窗的开设位置应该位于上方，并且需要设置好随时开启的装置。

由于自然排烟的排烟能力很有限，致使在不具备自然排烟条件的高层建筑内，设置加压送风防烟系统是唯一的选择，该系统的安装在使用时对消防电梯井、楼梯间及其前室加压送风之间形成一个压力差，从而阻止因为火灾产生的浓烟入侵这些空间。实际就是火灾产生时，由消防中心联动将火灾产生层与上下层相邻楼层防烟送风装置开启，同时将其它未受灾层的防烟送风口关闭，然后使用风机通过竖井混凝土通道作为灾层与上下相邻楼层的机械加压送风。由于该放烟系统拥有简单、可靠的安全性能等，近年来广泛被国内、外高层建筑所采用。

2. 加压送风口的设定

通过目前市场长期运用的经验下总结得知，在设计机械加压送风系统时需要确定以下条件：加压送风的风量;加压风机的风压;消防中心与加压送风系统之间的联动控制以及加压送风道断面尺寸和其送风口断面尺寸。

加压送风防烟系统需要满足的设计要点有:楼梯间和合用前室应分别独立设置加压送风系统：为满足防烟效果，设计时计算确定的加压送风量不应小于《高层民用建筑设计防火规范》所规定的数值。每层都需要设立一个前室常闭式加压送风口。当火灾发生时，烟感器一旦探测到火灾发生，就会立即将讯号传输至消防控制中心，控制中心会启动加风机同时发出启动火灾层上、下邻楼层前室的送风口，对前室进行加压送风。

为了有效地提高防烟的效果，在设计时要提高楼梯间加压送风的压力，而且过道和室内空间的压力不能超过前室压力，需达到《高层民用建筑设计防火规范》的要求，即“前室、合用前室、消防电梯前室，封闭避难层(间)压力为25Pa”、“防烟楼梯间压力为500Pa”、“楼梯间宜隔2～3层设一个加压送风口，前室的加压送风口应每层设一个”。所以在实际安装使用的过程中会有如下情况：首先是常开百叶风口一般均用于楼梯间的加压送风口;其次是前室(合用前室)的加压送风口一般采用常闭式(带电接点)和常开百叶风口。

常开百叶风口的特点是消防管理方便、系统简单、可靠性高，投资成本低。开启门数的增加基于保证最小正压度所需的风量而增加，实际情况中开启门数与设计是否一致直接关系到着火层前室的送风量，但常闭式风口则优化了这样的缺陷。消防控制室接收到火灾发生的指令后只开启着火层及其相邻层前室的送风口，这些层的送风量基本不受其它楼层前室开门与否的影响，更有利于这些楼层的防烟效果。

但是，如果在送风前楼梯间、前室的防火门处于关闭状态，一旦送风则室内的压力会骤然升高，走廊至前室门的开启将受到直接影响，因此在每层前室都需要装配泄压阀。如果加压送风口采用常开百叶风口，就需要在加压风机的压出管口加设止回装置。

对于超高层建筑来说，可采用楼井竖向分区，并在两区的送风之间利用避难层隔断设密闭门，以此来降低热压对加压送风防烟系统的影响。

3. 加压送风量的设定

《高层民用建筑设计防火规范》中指明“高层建筑防烟楼梯间及其前室，合用前室和消防电梯间前室的机械加压送风量应由计算确定，或按表8.3.2-1至表8.3.2～8.3.4的规定确定，当计算值和本表不一致时，应按两者中较大值确定”。

注：表中1～4风量按2.0m×1.6m双扇门的开启来定，当采用单扇门时，表中风量乘0.75，当有两个或两个以上出入口进，表中风量乘1.5～1.75。如果建筑物层高超过32层时，加压送风系统就需要分段设置。

加压送风量要根据计算来设定，并非建筑物的层数符合表中的要求，便可直接按照表中加压送风量的数值。

对防烟楼梯间及其前室，消防电梯间前室和合用前室的加压送风量的计算方法不下20种，由于送风量计算受压力影响而复杂多变，即使同一条件的工程，由于计算公式选取不同以及计算公式设置的条件的差异都会导致其结果的不同。但为了防烟楼梯间及其前室在发生火灾时不受到浓烟的侵害，防烟楼梯间及其前室的所有门都处于关闭状态时，所送的风量应使得其保证一定的正压值，从而阻止浓烟通过门缝渗入。

据以上分析各种类型的计算公式均以保持加压部位需要的正压值及开启着火层疏散通道门时保持门洞处的风速这两个条件为基本理论依据，对此主要使用压差法和流速法：

(1)压差法：L=0.827A△Pl/n×1.25, m3/s

式中：A——漏风面积总和，m 2:

ΔP——两侧压差，Pa:

n——缝隙系数。

此方法中正压值需要确定，楼梯间P=50Pa，前室P=25Pa以及有效漏风面积的确定。

(2)流速法：L=f·v·n, m3/s

式中：v——门洞断面风速，m/s:

f——门洞面积，m2:

n——同时开启门的数量。

阻止烟气通过正在开启的疏散门进入疏散通道的必要风速是门洞断面风速，所以此方法中采用0.7m/s～1.0m/s的风速。

除考虑加压送风量的计算中以上因素外，还应考虑热压作用对加压送风量的影响。另外，北方地区室外温度降低时加压风量就需要增加，而且建筑楼层越高，增加的幅度越大。