设计及性能

设计及性能（精选12篇）

设计及性能 篇1

0 引言

ABS液压调节器 (hydraUlic control unit, HCU) 分为循环式HCU和可变容积式HCU[1]。循环式HCU压力调整频率高、精度较高、结构简单、体积小, 在传统车辆上得到广泛使用。循环式HCU的主要液压调节部件是常开与常闭高速电磁阀。调压过程中, 电磁阀控制频率约为10~100Hz[2]。阀的完全开闭会产生金属撞击噪声, 不断动作带来的压力波动给驾驶员制动带来不适[3,4]。而基于ABS的复合制动, 将增加ABS液压调节器的动作频率。

本田的ALB、文献[5]所述ABS系统, 以及DELPHI的ABS-VI是典型的可变容积式HCU。ALB的主要压力调节部件是液压泵、组合开关阀和调压缸。轮缸与主缸由调压缸隔离[6]。调压缸由主弹簧、缓冲弹簧、滑动活塞、控制活塞、开关阀组成, 内部结构复杂。文献[5]所述ABS系统, 通过控制电磁阀电流, 间接控制活塞腔的容积。ABS?VI的主要压力调节部件是直流调压电机、减速机构、球面螺杆和控制活塞[7,8]。与循环式HCU相比, ABS-VI的机械惯量造成响应相对较慢, 但调节压力时轮缸与主缸隔离, 仅轮缸内制动液参与压力调节, 可实现微量压力连续调节, 避免了高速电磁阀的频繁开关对制动感觉的影响[8]。

ALB主要的控制部件仍是高速电磁阀, 并且该系统对调压缸的技术要求高;文献[5]所述ABS系统对电磁阀和活塞的技术要求高。ABS-VI与以上两种可变容积式ABS系统相比, 结构简单, 压力调节部件技术要求较低, 成本低。

本文基于ABS-VI设计了可变容积式HCU, 在MATLAB/Simulink平台上建立了整车动力学模型, 在AMESim平台上建立了该液压调节器的物理模型, 在此基础上, 设计ABS逻辑门限值控制算法, 利用AMESim/Simulink联合仿真技术, 对可变容积式HCU性能进行了仿真, 并将其与循环式HCU进行了对比。此外, 探讨了调压电机电压门限值对ABS性能的影响。

1 可变容积式HCU的方案设计

可变容积式HCU的油路如图1所示, 该油路结构与循环式HCU相似。可变容积式HCU内部结构如图2所示, 进油口与主缸相连, 出油口与轮缸相连。高速开关阀与截止阀关闭时, 轮缸与主缸隔离。电机轴的圆周运动经过减速机构和球面螺杆, 转化为活塞的上下运动, 改变活塞腔的容积, 从而控制制动液进出轮缸, 改变轮缸压力。具体调压工作原理 (图3) 如下[8]:

1.高速开关阀2.进油口3.控制活塞4.球面螺杆5.减速机构6.电机7.出油口8.截止阀

(1) 常规制动。如图2所示, ABS制动功能开启前, 控制活塞处于最高位置, 截止阀被活塞顶开。常规制动状态下, 常开 (NO) 高速开关阀不通电 (处于开启状态) , 电机不转, 制动液从进油口进入分成两路, 分别经过高速开关阀和截止阀, 最终从出油口流出, 进入轮缸, 松开制动踏板后, 制动液原路返回主缸。

(2) 减压制动。如图3a所示, 当轮胎即将被抱死时, 进入减压阶段。常开 (NO) 高速开关阀关闭, 电机反转, 电机的圆周运动经减速机构和球面螺杆带动控制活塞向下运动。截止阀在弹簧回复力作用下关闭, 将制动主缸与轮缸之间的两条油路关闭。控制活塞向下运动, 活塞腔上部容积增大, 轮缸制动液被吸回活塞腔, HCU处于减压状态。

(3) 保压制动。如图3b所示, 当轮胎处于最佳滑移率时, 进入保压阶段, 电机断电停转, 控制活塞保持不动, ABS处于保压状态。

(4) 增压制动。如图3c所示, 轮胎滑移率偏小时, 进入增压制动阶段。高速开关阀仍处于关闭状态, 电机正转, 球面螺杆带动控制活塞上移, 活塞上部容积减小, 制动液被压入轮缸, ABS处于增压状态。

若通过活塞将调压腔中的制动液压入轮缸, 制动力仍然不足, 则控制活塞继续上升, 顶开截止阀时, 主缸与轮缸油路再次打开, 制动液经截止阀进入轮缸, 轮缸压力继续增加。若轮缸压力仍然不足, 则高速开关阀开启, 轮缸与主缸的另一条油路打开, 制动液大量进入轮缸, 制动压力继续增加。

由上述原理可知, 可变容积式HCU与循环式HCU液压调节器的工作原理完全不同。二者的本质区别在于:循环式HCU在调压过程中, 增压过程阶段内, 主缸制动液经过油路直接流入轮缸;减压过程阶段内, 轮缸制动液经过油路直接流回主缸, 即制动液在主缸与轮缸中循环流动。可变容积式HCU在制动过程中, 常规制动阶段内, 主缸制动液流入轮缸增压;减压阶段轮内, 缸制动液流回活塞腔, 但不流回主缸;增压阶段内, 活塞腔内的制动液被压回轮缸, 即调节制动压力时, 高速开关阀关闭将主缸屏蔽, 制动液在活塞腔与轮缸间循环流动。

与循环式HCU相比, 可变容积式HCU优点为: (1) 通过活塞的线性往复运动调节轮缸压力, 制动过程能实现对轮缸压力的平滑控制, 对液压管路产生的波动小; (2) 使用2个高速开关阀、4个常规截止阀, 成本比循环式HCU (使用8个高速开关阀) 低; (3) 各部件相互独立, 维修时替换性好, 维修成本低。

2 液压调节器及车辆模型

2.1 AMESim环境下的液压调节器模型

根据可变容式ABS液压调节器的结构及工作原理, 建立了图4所示的AMESim模型。图4中, 部件1与腔体2通过油路连接, 模拟该液压调节器的截止阀与活塞腔, 部件3模拟高速开关阀。部件4模拟球面螺杆, 将减速机构传递的电机圆周运动, 转化为活塞上下往复的线性运动。

1.截止阀2.活塞腔与活塞3.球面螺杆4.轮缸5.AMESim/Simulink联合仿真接口6.制动源7.高速开关阀

根据制动器的刚度与阻尼特性, 建立形如部件5的制动器模型。部件6为AMESim/Simulink的接口模块, pw为轮缸压力 (从AMESim的制动轮缸模型中通过压力传感器模块11获得) ;U1、U2分别为电机与高速电子阀的控制信号 (从Simulink中获得) 。对于U1, 数值0表示电机停转, 正值表示电机正转增压, 负值表示电机反转减压;对于U2, 数值0表示阀关闭, 数值1表示阀开启。部件7模拟制动踏板、真空助力器、制动主缸提供压力。

2.2 Simulink环境下的车辆动力学模型

2.2.1 车辆模型

忽略侧倾影响, 仅考虑纵向制动, 采用的半车模型[9]计算简单, 可反映制动工况对前后轮载荷变化的影响, 也便于研究前后轮制动力的分配。

图5中, v为车辆纵向速度, m为车身质量, ωf、ωr分别为前后轮的轮速, Fxf、Fxr分别为前后轮的纵向力, Fzf、Fzr分别为地面对前后轮产生的垂向力, Tbf、Tbr分别为前后轮制动器的制动力, a、b分别为车辆前后轴与车辆质心的水平距离, 前后轴距L=a+b。由车辆垂向和纵向受力平衡可得

其中, μf、μr为前后轮地面附着系数, 则前后轮地面制动力矩为

式中, r为车轮轮心与底边的距离。

分别对前后轮接地点取矩, 可得

2.2.2 Burckhardt轮胎模型

Burckhardt轮胎模型[10]是在大量的路面试验数据的基础上拟合的数学表达式, 可以较准确地描述轮胎与路面之间的非线性纵向附着特性。该轮胎模型的地面附着系数与滑移率的关系为

式中, μ为地面附着系数;S为滑移率;c1、c2、c3为不同路面下的经验参数。

不同典型路面条件下, c1、c2和c3的取值如表1所示。滑移率与路面附着系数的关系如图6所示。

2.2.3 制动器模型

制动器模型[11]描述了制动轮缸压力输入到制动器的制动力矩输出力学特性, 可用传递函数表示为

式中, Tb为制动器制动力矩;μb为制动盘的摩擦因数;ηb为效能因数;Rb为有效摩擦半径;Aw为活塞面积;Kp、Cp分别为制动器等效刚度与黏性阻尼;mp为轮缸上的等效运动质量。

3 可变容积式ABS性能与仿真

可变容式ABS的主要参数如表2所示, 调压电机的主要参数如表3所示。图7是表2中直流电机空载特性图, 约在0.1s达到额定转速13 500r/min。图8所示为“转矩-转速”特性, 转矩与转速呈线性关系。可变容积式HCU的主要调压部件为电机, 电机特性直接影响了调压特性。

3.1 调压能力

图9、图10所示分别为可变容积式HCU与循环式HCU (MK 20) 在不同主缸压力pm下的响应。图9a中, 前0.2s进行增压, 后0.2s进行减压。可变容积式HCU的调压电机电压设置为±12V (正值表示增压, 负值表示减压) 。图9b中, 令活塞初始位置位于最低位置0。可变容积式HCU增压时, 电磁阀开启并且电机电压12V正转。当达到主缸压力时, 电磁阀关闭, 电机继续正转增压。减压时, 电磁阀开启并且电机反转, 制动液流回主缸和活塞腔。

如图9a所示, 增压过程中, 轮缸压力超过了主缸压力。超过主缸压力后的增压速率较慢, 其原因是:达到主缸压力时, 电磁阀关闭, 电机继续正转, 活塞继续上升, 将活塞腔中的制动液压入轮缸, 由于机械惯性, 单独的电机增压速率较慢。

对比图9a、图10可知, 在相同主缸压力条件下, 可变容积式HCU的电磁阀和电机共同增压, 所以可变容积式HCU增压速率比循环式的快, 电机单独增压比电磁阀增压慢。但从图9a可知, 电机单独增压时, 轮缸压力虽然变化较慢, 但几乎呈线性关系, 压力波动小。可变容积式HCU与循环式HCU都经过约0.1s减压至0MPa, 但前者的电磁阀和电机共同减压, 且减压初始点比后者高, 故前者减压速率比后者高。

图11所示为可变容积式HCU的响应特性, 其中, 负值电压表示电机反转减压, 正值电压表示电机正转增压。活塞初始位置处于腔体中点, 主缸压力为12MPa的条件下, 电磁阀先开启0.5s, 建立主缸压力;此后, 电磁阀关闭, 电机设置-12V反转减压, 持续0.5s;最后电机设置+12V正转增压, 持续0.5s, 对可变容积式ABS的调压特性进行仿真。主缸压力不变, 改变电压U1, 观察不同电压对调压特性的影响。

对比不同电压下的压力变化曲线可知, 电压越大, 调压速率越快;电压U1为4V时, 电机峰值转矩无法克服制动液压力, 无法增压;电压U1>8V时, 轮缸制动压力可大于主缸制动压力, 且随着电压增大, 调压速率增大, 调压范围也增大。

由图12可知, U1设置为±12V额定电压情况下, 活塞经过0.1s, 降至活塞腔的最低点 (-15mm) , 轮缸制动压力降至最低值7.98MPa。活塞经过约0.5s, 升至活塞腔的最高点 (15mm) , 轮缸制动压力增至15.86MPa。由于活塞顶部的制动液压力方向向下, 所以电机反转时, 轮缸制动压力变化较快, 正转时则相反。由此可知, 可变容式HCU轮缸制动压力可超过主缸压力。

3.2 ABS功能

成熟的ABS普遍将加减速度双门限作为主要门限, 将滑移率作为辅助门限的逻辑门限值控制策略。这种方法的优势在于, 系统模型不需要精确, 并能有效实现非线性控制, 适合ABS的控制特性[12]。

图13为可变容积式HCU AMESim/Simulink联合仿真框图。设路面为湿沥青路面, 其最优滑移率Shig=0.13, 最大附着系数为0.8 (属于高附着系数路面) ;初始车速为30m/s。整车模型参数如表4所示。

图14为高附着系数路面下控制策略Stateflow流程图。图14中, aw为车轮加速度仿真值, S为车轮滑移率仿真值, -ahig1、-ahig2为两个车轮减速度逻辑门限值, +ahig、A为两个车轮加速度逻辑门限值, Shig为车轮滑移率逻辑门限值。特别指出, 高速开关阀仅在建立液压力的第一阶段处于开启状态, 其余阶段均关闭;通过电机正反转, 调节活塞上下往复运动, 从而控制轮缸压力。

图15所示为左前轮与左后轮高附着系数路面仿真结果。由图15a可知, 该路面制动时间约为4s, 平均减速度约为-7.5m/s2, 轮速波动较小, 总体制动效果较理想。图15b中, 滑移率在0.13附近波动, 轮胎未出现抱死。电机反转时, 活塞下移, 轮缸压力降低;电机正转时, 活塞上移, 轮缸压力增加。转速平缓时, 处在阶梯增压阶段, 轮缸压力变化也相对平缓。

图16为可变容积式HCU与循环式HCU的ABS功能的对比图, 总体制动效果二者相似。可变容积式HCU制动循环次数为17, 循环式HCU制动循环次数为21。造成制动循环次数少的原因是:可变容积式HCU的ABS功能由电机完成, 其调压速率比循环式HCU的调压速率低。

3.3 调压电机电压门限值

由3.1节可知, 由于电机电压对可变容积式HCU的响应特性有影响, 所以除了加减速度门限值和滑移率门限值外, 电机电压也是门限值之一。电压偏小或偏大将出现以下情况:

(1) 减压阶段的电压偏小会导致减压速度慢, 车轮抱死, 如图17所示。

(2) 增压阶段的电压偏小, 导致电机的输出力矩较小, 从而导致增压缓慢, 制动循环次数较少, 如图18所示。

(3) 减压阶段的电压偏大时的仿真结果如图19所示。电压偏大时的车速变化曲线在电压适中时的上方, 即车速变化较慢, 原因是:电压偏大导致轮缸压力大幅减小, 超过加速度门限值, 偏离最优滑移率。

(4) 增压阶段的电压偏大。由图11可知, 虽然电压增大能提高增压速率, 但易导致轮缸压力增大过多, 大幅超过减速度门限值, 从而导致轮速波动大, 甚至出现抱死现象, 如图20所示。

4 结论

(1) 可变容积式HCU的调压电机单独调压时, 电机、减速机构和活塞的机械惯性导致其增/减压的响应比循环式HCU慢, 但能实现线性压力变化。

(2) 当轮缸压力等于主缸压力时, 令电磁阀关闭, 切断主缸与轮缸的通路, 调压电机继续正转, 将活塞腔中的制动液压入轮缸, 轮缸压力可大于主缸压力, 而循环式HCU不能。

(3) 调压电机是可变容积式HCU的主要调压部件, 所以电机电压对调压特性有直接影响。12MPa主缸压力条件下, 调压电机的电压大于8V时, 液压调节器的最大制动压力可大于主缸压力, 并且调压速率和调压范围随着电压的增大而增大;12V时, 轮缸压力调节范围是7.98~15.86MPa。

(4) 电机电压的大小对调压特性有影响, 所以电压也是逻辑门限值之一。减压电压偏小或增压电压偏大将导致车轮抱死;减压电压偏大, 造成轮速波动偏大;增压电压偏小, 导致增压速率偏慢, 制动循环次数小。

(5) 可变容积式HCU和逻辑门限值控制策略能有效对轮缸制动压力进行调整, 实现ABS的防抱死控制功能。与循环式HCU相比, ABS循环次数较多, 但由于ABS功能开启时, 高速开关阀关闭, 将轮缸与主缸相互隔绝, 由调压电机调节活塞往复运动, 实现ABS调压, 避免了高速开关阀频繁开闭造成了制动感不适的问题。

参考文献

[1]赵治国.车辆动力学及其非线性控制理论技术的研究[D].西安:西北工业大学, 2002.

[2]肖建国.汽车ABS高速电磁阀的动态特性研究[D].重庆:重庆大学, 2011.

[3]Liu Q, Bo H, Qin B.Design and Analysis of Direct Action Solenoid Valve Based on Computational Intelligence[J].Nuclear Engineering and Design, 2010, 240 (10) :2890-2896.

[4]王伟玮, 宋健, 李亮, 等.高速开关阀在高频PWM控制下的比例功能[J].清华大学学报:自然科学版, 2011, 51 (5) :715-719.Wang Weiwei, Song Jian, Li Liang, et al.High Speed On-off Solenoid Valve with Proportional Control Based on High Frequency PWM Control[J].Journal of Tsinghua University (Science and Technology) , 2011, 51 (5) :715-719.

[5]袁冬梅, 郑天才.一种摩托车用可变容积式ABS系统电磁阀:中国, CN201415671Y[P].2010-03-03.

[6]柯愈治, 谢怀暄, 王千雄.汽车防抱制动系统结构原理与检修[M].北京:人民交通出版社, 1998.

[7]李修曾.汽车防抱制动系统的发展现状及趋势[J].世界汽车, 1996 (3) :15-20.Li Xiuceng.Antilock Braking System Development Status and Trends[J].World Auto, 1996 (3) :15-20.

[8]包海涛.可变容积式ABS执行机构液压控制系统的分析研究[J].北京汽车, 2007 (4) :9-11.Bao Haitao.Analysis of Variable Volume Hydraulic Control System Actuators[J].Beijing Automotive Engineering, 2007 (4) :9-11.

[9]赵治国, 王艺帆.轮缸压力可测改进型ABS自寻优控制仿真[J].电机与控制学报, 2013, 17 (10) :101-108.Zhao Zhiguo, Wang Yifan.Wheel Cylinder Pressure Measurable Modified Self-optimizing Control Simulation for ABS[J].Electric Machines and Control, 2013, 17 (10) :101-108.

[10]张向文, 王飞跃, 高彦臣.轮胎稳态模型的分析综述[J].汽车技术, 2012 (6) :1-7.Zhang Xiangwen, Wang Feiyue, Gao Yanchen.Analysis of the Tire Steady-State Models[J].Automobile Technology, 2012 (6) :1-7.

[11]彭玉钢.混合动力轿车再生制动与ABS液压制动协调控制[D].上海:同济大学, 2012.

[12]郑太雄, 马付雷.基于逻辑门限值的汽车ABS控制策略[J].交通运输工程学报, 2010, 10 (2) :69-74.Zheng Taixiong, Ma Fulei.Automotive ABS Control Strategy Based on Logic Threshold[J].Journal of Traffic and Transportation Engineering, 2010, 10 (2) :69-74.

设计及性能 篇2

除雾性能可用除雾效率来表示。除雾效率指除雾器在单位时间内捕集到的液滴质量与进入除雾器液滴质量的比值。除雾效率是考核除雾器性能的关键指标。影响除雾效率的因素很多，主要包括：烟气流速、通过除雾器断面气流分布的均匀性、叶片结构、叶片之间的距离及除雾器布置形式等。

对于脱硫工程，目前用于衡量除雾性能的参数主要是除雾后烟气中的雾滴含量。一般要求，通过除雾器后雾滴含量一个冲洗周期内的平均值小于75mg/Nm3。该处的雾滴是指雾滴粒径大于15μm的雾滴，烟气为标准干烟气。其取样距离为离除雾器距离1-2m的范围内。目前国内尚无脱硫系统除雾器性能测试标准,连州电厂根据AE公司提供的资料采用以下方法: I在除雾器出口烟道上用烟气采样仪采集烟气,记录采样时间,同步测量烟气流速、标准干烟气量、烟温、烟气含湿量、烟气含氧量等。

II在除雾器出口,用带加热采样管和尘分离器的标准除尘设备对气体进行等速采样。采样体积为5m3,采样后用超纯水对采样管和采样设备进行反复冲洗,洗液倒入250ml容量瓶中定容。混匀后用EDTA法测定Mg2 含量。

III用稀释的高氯酸和超纯水对采样后的微纤维过滤器进行反复冲洗,洗液用慢速厚型定性层析滤纸过滤到250ml容量瓶中,定容。混匀后用EDTA法测定Mg2 含量。另取1个新的微纤维过滤器作空白样。

IV用烟尘采样仪测定吸收塔进口烟尘浓度,然后计算除雾器出口液滴质量浓度。(2)压力降

压力降指烟气通过除雾器通道时所产生的压力损失，系统压力降越大，能耗就越高。除雾系统压降的大小主要与烟气流速、叶片结构、叶片间距及烟气带水负荷等因素有关。当除雾器叶片上结垢严重时系统压力降会明显提高，所以通过监测压力降的变化有助把握系统的状行状态，及时发现问题，并进行处理。

湿法脱硫系统除雾器的压力降一般要求小于200Pa。2除雾器的特性参数

(1)除雾器临界分离粒径dcr 波形板除雾器利用液滴的惯性力进行分离，在一定的气流流速下，粒径大的液滴惯性力大，易于分离，当液滴粒径小到一定程度时，除雾器对液滴失去了分离能力。除雾器临界分离粒径是指除雾器在一定气流流速下能被完全分离的最小液滴粒径。除雾器临界分离粒径越小，表示除雾器除雾能力越强。

应用于世法脱硫系统屋脊式除雾器，其除雾器临界分离粒径在20-30μm。(2)除雾器临界烟气流速 在一定烟速范围内，除雾器对液滴分离能力随烟气流速增大而提高，但当烟气流速超过一定流速后除雾能力下降，这一临界烟气流速称为除雾器临界烟气流速。临界点的出现，是由于产生了雾沫的二次夹带所致，即分离下来的雾沫，再次被气流带走，其原因大致是：①撞在叶片上的液滴由于自身动量过大而破裂、飞溅；②气流冲刷叶片表面上的液膜，将其卷起、带走。因此，为达到一定的除雾效果，必须控制流速在一合适范围：最高速度不能超过临界气速；最低速度要确保能达到所要求的最低除雾效率。3除雾器的主要设计参数(1)烟气流速

通过除雾器断面的烟气流速过高或过低都不利于除雾器的正常运行，烟气流速过高易造成烟气二次带水，从而降低除雾效率，同时流速高系统阻力大，能耗高。通过除雾器断面的流速过低，不利于气液分离，同样不利于提高除雾效率。此外设计的流速低，吸收塔断面尺寸就会加大，投资也随之增加。设计烟气流速应接近于临界流速。根据不同除雾器叶片结构及布置形式，设计流速一般选定在3.5～5.5m/s之间。(2)除雾器叶片间距

叶片间距的大小，对除雾器除雾效率有很大影响。随着叶片间距的增大除雾效率降低。板间距离的增大，使得颗粒在通道中的流通面积变大，同时气流的速度方向变化趋于平缓，而使得颗粒对气流的跟随性更好，易于随着气流流出叶片通道而不被捕集，因此除雾效率降低。除雾器叶片间距的选取对保证除雾效率，维持除雾系统稳定运行至关重要。叶片间距大，除雾效率低，烟气带水严重，易造成风机故障，导致整个系统非正常停运。叶片间距选取过小，除加大能耗外，冲洗的效果也有所下降，叶片上易结垢、堵塞，最终也会造成系统停运。叶片间距根据系统烟气特征(流速、SO2含量、带水负荷、粉尘浓度等)、吸收剂利用率、叶片结构等综合因素进行选取。叶片间距一般设计在20~95mm。目前脱硫系统中最常用的除雾器叶片间距大多在30~50mm。(3)除雾器的级数

级数的增加，除雾效率增大，而压力损失也随之增大。除雾器的设计要以提高除雾效率和降低阻力损失为宗旨。因此，单纯地追求除雾效率而增加级数，却忽视了气流阻力损失的增加，其结果将使能量的损耗显著增加。现在的WFGD系统采用两级除雾系统。(4)除雾器冲洗水压

除雾器水压一般根据冲洗喷嘴的特征及喷嘴与除雾器之间的距离等因素确定(喷嘴与除雾器之间距离一般≤lm)，冲洗水压低时，冲洗效果差。冲洗水压过高则易增加烟气带水，同时降低叶片使用寿命。一般情况下，第二级除雾器之间，每级除雾器正面(正对气流方向)与背面的冲洗压力都不相同，第1级除雾器的冲洗水压高于第2级除雾器，除雾器正面的水压应控制在2.5×l05Pa以内，除雾器背面的冲洗水压应>1.0×105Pa，具体的数值需根据工程的实际情况确定。(5)除雾器冲洗水量

选择除雾器冲水量除了需满足除雾器自身的要求外，还需考虑系统水平衡的要求，有些条件下需采用大水量短时间冲洗，有时则采用小水量长时间冲洗，具体冲水量需由工况条件确定，一般情况下除雾器断面上瞬时冲洗耗水量约为1~4m3/h。(6)冲洗覆盖率

冲洗覆盖率是指冲洗水对除雾器断面的覆盖程度。

式中：—冲洗覆盖率，； n—为喷嘴数量，个；

h—为冲洗喷嘴距除雾器表面的垂直距离，m； a—为喷射扩散角

A—为除雾器有效通流面积，m2；

根据不同工况条件，冲洗覆盖率一般可以选在100％~300％之间。(7)除雾器冲洗周期

设计及性能 篇3

摘要:本文就公共娱乐场所室内装修，用火用电管理，消防设施的完善、管理和维护等方面制定措施以提高公共娱乐场所火灾的先期控制能力进行了探讨，并浅析了性能化设计在解决公共娱乐场所防火问题中的应用，以达到提高公共娱乐场所消防安全水平，减少火灾事故对人民生命和社会财产造成的影响。

关键词：公共娱乐场所 火灾的先期控制 性能化防火设计

0 引言

随着我国城市现代化进程的不断提高和国民经济中各个产业的全面发展，特别是第三产业的蓬勃兴起，表明国人在公共文化娱乐方面的支出、需求不断提高。在这种经济和需求作用的刺激下，公共娱乐场所层出不穷，但是其消防安全问题也日显突出：洛阳东都商厦火灾，死亡309人；乌鲁木齐德惠国际广场火灾，火灾经济损失至少5亿元人民币；深圳舞王俱乐部火灾，死亡43人等一幕幕触目惊心的场景，表明公共娱乐场所存在的消防安全问题不容忽视。因此，结合公共娱乐场所的特点，研究切实可行的防火对策，最大限度的避免火灾事故的发生，是摆在当前的迫切问题。

1 公共娱乐场所火灾的先期控制

火灾的先期控制是指在火灾发生前运用科学的方法预测、分析火灾发生的关键因素、发展途径和危害程度，进而制定有针对性的防范措施，实现遏制火灾发生的安全目标。

1.1 严格控制、监督室内装修的设计和施工

1.1.1 公共娱乐场所装修材料的选择应遵循以下原则：建筑内部装修设计应妥善处理好装修效果和使用安全之间的矛盾，在满足规范对选材要求的基础上，在考虑美观装饰的前提下，积极采用不燃性材料和难燃性材料，做到安全适用，技术先进，经济合理。倡导公共娱乐场所的装修大量采用无烟、不燃性的新型装修装饰材料。

1.1.2 规范装修设计单位和装修公司的资格认证，对不懂防火技术和工程技术力量薄弱的设计单位和公司应给予取缔或降级处理，以保证设计和施工市场的正常秩序。

1.2 严格控制用火用电

1.2.1 严禁在公共娱乐场所营业时进行设备检修、电气焊、油漆粉刷等施工、维修作业，电气线路的敷设，电器、空调设备的安装，必须严格执行有关施工安装规程，采取必要的防火、隔热措施。

1.2.2 电气设备必须由具有电工资格的人员负责安装和检查维修，用电量不得超过额定负荷，不得擅自拉接临时线路，吊顶内电气线路应穿管保护，远离可燃物。

1.2.3 公共娱乐场所在营业时间和营业结束后，应指定专人进行用火用电安全检查。

1.2.4 演出、放映场所的观众厅内严禁吸烟和明火照明。

1.3 消防设施的完善、管理和维护

1.3.1 消防监督机构应认真履行职责，严格执行现行法律规范对新建、改建、扩建或变更场所的公共娱乐场所建筑工程及其二次装修工程的消防要求，对公共娱乐场所防火分隔、消防设施的配备、安全出口数目、疏散宽度和距离等进行细致全面的审核，确保公共娱乐场所在开业前消防安全设施安装到位，并能正常运转。

1.3.2 提高消防产品售后服务水平，强化建筑消防设施维护保养资质管理，实行市场准入制度，确保建筑消防设施在技术上能发挥最佳性能。

1.3.3 制定保障建筑消防设施正常运转的法规体系，使建筑的产权单位、物业管理单位、消防中介服务组织和消防部门都能有法可依，保障建筑消防设施正常运转。

2 大型公共娱乐场所应用性能化防火设计的初步探讨

随着近年来大型公共娱乐场所的不断增加及功能越来越复杂，按照原有的处方式防火规范进行防火设计，其科学性、合理性和经济性均面临新的挑战。因此有必要探讨更加合理可靠的性能化防火设计方法在大型公共娱乐场所防火设计中的应用。

2.1 性能化防火设计及其特点

2.1.1 性能化防火设计 性能化防火设计是建立在消防安全工程学基础上的一种新的建筑防火设计方法，它运用消防安全工程学的原理与方法，根据建筑物的结构、使用性质和内部可燃物分布等整体方面的具体情况，对建筑的火灾危害性和风险性进行定量的预测和评估，从而得出最优化的防火设计方案，为建筑物提供最合理的防火保护。

2.1.2 性能化防火设计的特点：①基于目标的设计。传统防火设计只是按照规范条文的要求按部就班地进行设计；而在性能化设计中则要求达到一定的安全水平或目标，设计过程中自由选择达到防火安全目标的各种防火措施并有机地结合起来，构成建筑物的总体防火设计方案。②综合的设计。性能化设计综合考虑各个防火子系统在整个设计方案中的作用。综合设计包含两方面的含义：首先，要了解各个子系统的性能，再针对可能发生的火灾特性，具体实现各子系统的性能；其次，设计过程中不只考虑建筑物的设计，而是同时考虑在施工阶段应体现设计中所要求的性能。③合理的设计。性能化设计并是在保证建筑物需要满足的防火安全水平的前提下，更加合理地配置各个防火子系统。

2.2 性能化防火设计在解决大型公共娱乐场所防火设计问题中的应用性能化防火设计应用于大型公共娱乐场所防火设计中，用于解决人员安全疏散、中庭排烟、防火分区超面积等问题，比原有规范设计具有优越性，分析如下：

2.2.1 人员安全疏散问题 大型公共娱乐场所发生火灾时，影响人员疏散的因素除了出口个数、疏散宽度和疏散距离外，还应该包括建筑物内的烟气温度、毒性、热辐射和结构的损伤与破坏等各种因素。

2.2.2 中庭排烟问题 关于公共娱乐场所室内中庭排烟量的计算，我国《高层民用建筑设计防火规范》8.4.2.3条规定：中庭体积小于17000m3时，其排烟量按其体积的6次/h换气计算；中庭体积大于17000m3时，其排烟量按其体积的4次/h换气计算；但最小排烟量不应小于102000m3/h。显然，上述规定具有局限性，体现在：①没有考虑火灾荷载的大小；②火灾发生位置不同，排烟量的设计也应该有所不同；③防排烟系统采用不同火灾报警联动控制方式，效果也会有很大的差别。与之相比，性能化设计主要是实现以下目标：①为人员疏散提供一个相对安全的区域，保证在疏散过程中不会受到火灾产生烟气的伤害；②为消防救援提供一个救援和展开灭火战斗的安全通道和区域，免受火灾的影响；③及时排除火灾中产生的大量热量，减少对建筑结构的损伤。

2.3 性能化防火设计在公共娱乐场所中应用前景 性能化防火设计是建立在更加理性条件上的一种以消防安全工程学为基础的设计方法。若想在公共娱乐场所的防火设计中运用这种新方法，就要结合公共娱乐场所的特点，应用科学的方法对此类场所的火灾危险和导致的后果进行定性、定量的预测与评估，为其提供更加合理的防火设计方案和防火保护。要实现公共娱乐场所性能化防火设计，今后应加强以下几方面工作的研究：

2.3.1 建立公共娱乐场所的火灾荷载数据库。火灾荷载数据的确定对防火系统的性能化设计具有至关重要的影响。

2.3.2 公共娱乐场所火灾发展模式及预期损害度的分析评估。包括采用科学可靠的方法定量、定性分析评估防火设计的安全和建立科学系统的火灾发生及损失的概率统计方法。

2.3.3 运用计算预测与电脑模拟结合对安全疏散和烟气控制系统进行模拟。公共娱乐场所防火设计的重要目的之一在于确保人的生命安全，通过上述方式确保防火设计的可靠性。

设计及性能 篇4

目前全国在建的地铁隧道大部分都采用盾构法施工。在地铁盾构隧道施工中,管片作为结构衬砌主体,对整个地铁隧道的质量和使用寿命起着关键作用[1]。地铁盾构混凝土预制管片一般使用C50高强度混凝土,管片在钢模里预制,其混凝土拌合物性质及养护制度为:混凝土拌合物坍落度控制在(40±20)mm范围内,浇捣结束后进行静置、蒸汽养护,混凝土强度达到20MPa之后从模具中吊出,放置在车间降温4h后吊入水池浸泡养护7d,再淋水养护14d,然后进入存放区保湿[2,3]。

高性能地铁混凝土管片要求混凝土拌合物具有施工(或成型)需要的和易性、满足硬化后的强度等级指标,同时具有优良的耐久性和经济性[4]。目前地铁盾构混凝土预制管片在生产过程直接控制的指标是混凝土拌合物和易性(即坍落度)和抗压强度,其耐久性和经济性还没有控制指标,本文通过优化混凝土配合比来提高地铁盾构混凝土预制管片的耐久性和经济性。提出了高性能地铁盾构混凝土预制管片配合比的设计原则(或方法),并结合郑州某管片厂的原材料性质和配合比进行分析。

1 原材料和试验方法

1.1 原材料

(1)粗骨料:5～25mm的石灰石连续骨料,表观密度2760kg/m3,松散堆积密度1550kg/m3,含泥量0.5%。

(2)细骨料:河砂,颗粒级配在Ⅱ级级配区,细度模数2.6,属中砂,表观密度2640kg/m3,含泥量1.5%。

(3)水泥:P·O 42.5级,密度为3.1g/cm3。

(4)粉煤灰:Ⅱ级灰,表观密度为2.3g/m3。

(5)矿渣粉:S95级,表观密度为2.8g/m3。

(6)外加剂:聚羧酸型高效减水剂,水剂,固含量20%,建议掺量为1.0%～1.5%。

1.2 试验方法

(1)粗骨料性能测试按GB/T 14685—2011《建设用卵石、碎石》进行。

(2)细骨料性能测试按GB/T 14686—2011《建设用砂》进行。

(3)胶凝材料的密度测试按GB/T 208—94《水泥密度测定方法》进行。

(4)混凝土拌合物和硬化混凝土力学性能的测试按GB/T 50080—2002《普通混凝土拌合物性能试验方法标准》、GB/T 50081—2002《普通混凝土力学性能试验方法标准》进行。

2 高性能地铁混凝土管片配合比设计原则及计算步骤

2.1 配合比设计原则

目前,地铁管片表面龟裂是最常见的质量问题,给制品耐久性带来隐患,合理的混凝土配合比和水泥用量是解决这一问题的有效途径[5]。大量研究表明,粗细骨料堆积越密实(即空隙率越低),胶凝材料浆体用量越小,混凝土体积越稳定。由于地铁管片生产是振动成型,当混凝土中胶凝材料浆体较少时,管片表层浆体厚度减薄,会减少干缩裂缝。所以,高性能地铁混凝土管片配合比设计原则是根据混凝土原材料性质及和易性指标要求,首先确定粗细骨料的最大体积用量;然后根据绝对体积法,确定胶凝材料浆体体积,并根据胶凝材料中水泥和掺合料的比例及强度等级要求的水胶比,计算各胶凝材料用量和用水量;最后,通过试验确定外加剂用量。

2.2 配合比计算步骤

(1)粗骨料用量的确定。首先假定1m3混凝土中粗骨料堆积体积的数量,然后根据粗骨料的松散堆积密度和表观密度计算出1m3混凝土中粗骨料的密实体积和用量。

(2)细骨料用量的确定。计算出1m3混凝土中剩余的砂浆体积,先假定细骨料在砂浆中的体积含量,再根据细骨料的表观密度可以算出细骨料的用量。

(3)胶凝材料浆体用量(VP)的确定。胶凝材料浆体用量等于1m3减去粗、细骨料实体积,由于水泥水化后产物总体积略小于水泥水化前反应物总体积,所以增加的空气体积可忽略(对于引气型减水剂,空气体积按引气量计)。

(4)计算胶凝材料浆体中各组分用量。设1份胶凝材料中掺入粉煤灰量为F份,表观密度为γf,掺磨细矿渣粉粉量为S份,表观密度为γS,水胶比W B,水泥用量为C份,表观密度为γC,水为W份,f+S+C=1,则1份胶凝材料的体积为:

则每1L浆体中胶凝材料用量K(kg/L)为:

1m3混凝土中胶凝材料总量(kg):B=VP×K

水泥(kg)=B×C

粉煤灰(kg)=B×F

磨细矿渣粉(kg)=B×S

水=B×(W/B)

(5)外加剂用量。根据试验确定。

3 高性能地铁混凝土管片配合比设计中相关参数的试验确定

3.1 高性能地铁混凝土管片配合比设计中粗骨料堆积体积的试验确定

高性能地铁混凝土管片的强度等级为C50,混凝土拌合物的坍落度为(40±20)mm,混凝土配合比按本文提出的方法计算。

先假定细骨料占砂浆体积43%;胶凝材料由70%水泥、20%粉煤灰和10%矿渣粉组成;根据JGJ55—2011《普通混凝土配合比设计规程》,C50混凝土的水胶比为0.32～0.34,取水胶比0.32。采用固定变量法研究,1m3混凝土中粗骨料堆积体积与混凝土拌合物的坍落度的关系见表1(试验确定:外加剂掺量为胶凝材料用量的1.25%)。

为更直观表达,特绘出1m3混凝土中粗骨料堆积体积和混凝土拌合物的坍落度曲线图,见图1。

从图1的试验结果可看出:当混凝土配合比中其它参数不变时,混凝土拌合物的坍落度随粗骨料的堆积体积增大而急剧下降;当细骨料占砂浆体积43%,1m3混凝土中粗骨料的堆积体积为0.81m3时,混凝土拌合物坍落度在(40±20)mm范围内,满足设计目标值。

3.2 高性能地铁混凝土管片配合比设计中细骨料密实体积的试验确定

从理论上分析:1m3混凝土中其它配合比参数固定时,细骨料用量的增加,混凝土拌合物坍落度会下降。根据图1中试验结果,取1m3混凝土中粗骨料堆积体积为0.80m3时,混凝土拌合物坍落度(90mm)大于目标设计值(40±20)mm,所以通过增加细骨料的用量降低混凝土拌合物坍落度;粗骨料堆积体积小于0.80m3时,也可以增加细骨料达到目标设计值,但考虑混凝土体积稳定性,总骨料用量和其中粗骨料用量应尽可能多。采用固定变量法研究,取1m3混凝土中粗骨料堆积体积为0.80m3时,1m3混凝土中细骨料占砂浆体积的百分数与混凝土拌合物的坍落度的关系见表2(试验确定:外加剂掺量为胶凝材料用量的1.25%)。

为更直观表达,特绘出1m3混凝土中细骨料占砂浆体积的百分数与混凝土拌合物的坍落度曲线图,见图2。

从图2可以看出:当混凝土配合比中其它参数不变时,混凝土拌合物坍落度随细骨料占砂浆体积百分数的增加积聚下降;细骨料占砂浆体积百分数为47%时,混凝土拌合物坍落度满足设计目标值。

综合图1和图2的试验结果:当1m3混凝土中粗骨料的堆积体积为0.81m3,细骨料占砂浆体积百分数为43%;或者,1m3混凝土中粗骨料的堆积体积为0.80m3,细骨料占砂浆体积百分数为47%时,混凝土拌合物坍落度均满足设计目标值。但是,根据骨料的致密堆积理论,粗骨料用量达最大值(起骨架作用),在本文试验条件下,1m3混凝土中粗骨料的堆积体积为0.80m3,细骨料占砂浆体积百分数47%为骨料的最致密堆积。

4 高性能地铁混凝土管片配合比计算及结果分析

本文使用的原材料为郑州某地铁混凝土管片生产中所使用的原材料。根据本文提出的配合比设计方法及粗细骨料用量的最佳取值,其配合比计算如下:

(1)目标设计值:强度等级C50,坍落度(40±20)mm。

(2)1m3混凝土中粗骨料用量:取粗骨料堆积体积0.80m3,粗骨料质量mg=0.80m3×1550kg/m3=1240kg,粗骨料的实体积Vg=1240kg/2760(kg/m3)=0.449m3。

(3)1m3混凝土中细骨料用量:取细骨料占砂浆体积百分数为47%,细骨料质量ms=(1-0.449)×47%×2640=684kg,细骨料实体积Vs=(1-0.449)×47%=0.259m3。

(4)胶凝材料浆体体积:

(5)C50混凝土水胶比:胶凝材料由70%水泥、20%粉煤灰和10%矿渣粉组成;根据JGJ 55—2011《普通混凝土配合比设计规程》,配制强度fcu=50+1.645×6=59.9MPa;配制强度与水胶比的关系fcu=0.53fb(B/W-0.2),fb=(0.8～0.85)×1×1.16×42.5=(39.4～41.9)MPa

计算得:W/B=0.32～0.34,取W/B=0.32。

(6)胶凝材料浆体密度:

b=1/(0.7/3.1+0.2/2.3+0.1/2.8+0.32)=1.495(kg/L)=1495kg/m3。

(7)1m3混凝土中胶凝材料用量及用水量:

胶凝材料用量B=Vp×b=0.292×1495=437kg;

水泥C=437×70%=306kg;

粉煤灰F=437×20%=87kg;

矿渣粉S=437×10%=44kg;

水W=W/B×B=0.32×437=140kg。

(8)1m3混凝土中外加剂用量J:

J=B×1.25%=437×1.25%=5.46kg(试验确定)。

根据上述配合比,经试配,混凝土拌合物的表观密度实测值与计算值之差的绝对值与计算值之比小于2%;混凝土养护条件为标准条件。混凝土管片配合比及各项性能见表3和表4。

注:N1是按本文提出的方法设计的配合比;N2是郑州某厂地铁管片的混凝土配合比。

从表3和表4的试验结果可以看出:配合比N1比配合比N2中水泥用量要少,所以前者早期抗压强度(3d)比后者略低,但7d以后抗压强度基本接近,28d均满足C50的配制强度要求;通过调节减水剂用量,两组配合比的坍落度均满足要求;配合比N1的28d抗折强度、劈裂抗拉强度和弹性模量均明显高于配合比N2,这可能是两者的浆体体积的差异引起的。

根据大量的研究结果表明:混凝土中浆体体积减少,特别是水泥用量减少,混凝土水化热将降低,由温度应力引起的变形将减少;浆体体积减少,干湿变形将减少。所以,混凝土配合比N1的耐久性将优于配合比N2,并前者性价比高于后者。

用本文的配合比N1在工厂进行了试生产(与配合比N1的成型及养护方法完全相同),经过几个月的观察,制品表面很少出现龟裂裂纹,按配合比N2生产的管片经常出现表面龟裂的缺陷。所以,调整混凝土配合比是解决地铁混凝土管片表面龟裂裂纹的有效途径。

5 结论

(1)高性能地铁混凝土管片配合比设计原则是根据混凝土原材料性质及和易性指标要求,首先确定粗细骨料的最大体积用量;然后根据绝对体积法,确定胶凝材料浆体体积并计算各组成用量;外加剂用量通过试验确定。

(2)在本文试验条件下,1m3混凝土中粗骨料的堆积体积为0.80m3,细骨料占砂浆体积百分数为47%,为骨料的最致密堆积。

(3)与具有相同原材料工厂生产的地铁管片混凝土相比,本文提出的地铁管片混凝土具有浆体体积用量更小,28d抗折强度、劈裂抗拉强度和弹性模量更高(即抗裂性好)、耐久性更好、性价比更高等性能。

参考文献

[1]蔡亚宁.盾构管片的高性能混凝士研究[J].建筑技术,2004(1):32-34.

[2]扬雄利.地铁混凝土管片养护制度的研究[J].铁道建筑,2008(3):38-39.

[3]秦汉礼.盾构隧道钢筋混凝土管片制作技术[J].混凝土,2006,26(增刊):28-31.

[4]吴中伟,廉慧珍.高性能混凝土[M].北京:中国铁道出版社,1999.

设计及性能 篇5

1、离合器总泵的用途和功能

离合器总泵是将离合器踏板力转换成液压输出到离合器分泵，离合器分泵将液压转换成推力，推动离合器分离轴承从而使离合器实现分离。驾驶员踩下离合器踏板时，推杆推动总泵活塞使离合器总泵输出制动液，制动液通过油管进入分泵，由于离合器总、分泵系统是一个密封的型腔，随着总泵容积的压缩，总泵输出制动液给分泵，迫使分泵活塞推杆推动分离叉，将分离轴承推向前或直接推动分离轴承向前，与此同时随着驾驶员继续加力到踏板，离合器膜片弹簧传递到分泵上的负载力也增加，离合器总泵工作腔的液压也随之上升，最终使离合器分离；当驾驶员松开离合器踏板时，液压解除，分离轴承在离合器膜片弹簧力作用下逐渐退回原位，离合器又处在接合状态。由离合器踏板、离合器总泵，储存制动液的油壶、连接总泵分泵的油管、离合器分泵、离合器等组成的离合系统结构见下图 1。

图 12、离合器总泵的工作原理

离合器总泵是一个单腔的柱塞泵，结构上也有高压腔（工作腔）和常压腔（通油杯），主要由活塞、推杆、缸体、主皮碗和副皮碗等配件组成。驾驶员的踏板力经过推杆做用在活塞上，活塞向前运动，制动液从出油孔排出，通过油管连接供给离合器分泵，离合器分泵是一个密闭腔，随着总泵输出排量的增加以及离合器膜片弹簧的反力从而产生液压。离合器总泵一个工作循环包括活塞的前进和后退两个动作，活塞前进过程关闭补偿孔后开始产生液压，活塞后退过程中输入力撤掉，液压回零。同时随着活塞返回时高压腔容积变化形成负压，利用大气压原理，制动液从油壶补到高压腔。活塞完全回位后，通往分泵管路中的制动液陆续返回，此时补油通道也完全打开，把多余的制动液返回到油杯。到此制动液充满整个高压腔，为下一个工作循环做好了准备。

图 2

离合器总泵和分泵的活塞截面积不同，结构上离合器总泵的活塞直径比离合器分泵的活塞直径小，利用制动液做为介质，实现输出力的放大功能，同时输出行程变小。

3、塑料离合器总泵的特点

塑料离合器总泵由于工程塑料及其注塑等工艺的应用，首先大大降低了离合器总泵的重量，这一点符合汽车轻量化的发展理念。汽车轻量化是发展方向，塑料应用是实现汽车轻量化的重要途径之一。每辆汽车塑料的用量是衡量汽车生产技术水平的标志之一。其次，塑料件采购注塑工艺生产，生产效率高。第三，减少了配件，降低了成本。第四，使用寿命长。塑料结构的离合器总泵可以更方便的实验固定皮圈式结构设计，皮圈内圈与活塞表面滑动密封，皮圈润滑条件好，不容易磨损，产品使用寿命更长。

4、性能参数及系统结构设计

4.1、最高工作压力

塑料离合器总泵的应用之所以越来越广泛，最主要的原因就是离合器总泵的最高工作压力较低，通常不大于2.8MPa。

4.2、补油通道的设计

之所以称为泵，首要任务是完成整个系统制动液的供给，同时又能补充制动液的损失。补油的原理如图 3，活塞的运动使工作腔的容积变化，在主皮碗的帮助下产生负压，同时主皮碗的外侧唇口又设计了均布的导油槽，外侧的的唇口在-10～30Kpa 反向吸力作用下变形，打开补油通道。

图 3

当活塞完全回位后，回油通道打开，多余的制动液返回到油壶。活塞前进，直到关闭回油通道的这段行程叫空行程。通常设计为 1.5±0.5mm。

4.3、主皮圈和副皮圈的设计

由于要实现补油的功能，所以主皮圈除了需要设计足够的过盈量外还需要兼顾反向补油压力，以利于实现补充制动液工作腔。主皮圈内圈的单侧过盈量 0.6mm，或者根据皮圈结构兼顾平滑性推荐 0.25～7mm 的参考范围。内圈大孔与活塞杆的单侧间隙为 1mm。主皮圈外圈的端径与缸体安装孔的直径一致或单侧小 0.15mm，外圈单侧过盈量 0.5mm。主皮圈与活塞的配合如图 3.4。

图 4

完美的副皮圈特性与主皮圈不同，要求能保持住 200KPa的反向压力，以保证在真空加注制动液的过程能顺便完成，同时能防止工作过程中空气的进入而导致的渗油。外圈的端径同安装孔尺寸一致，或单侧比孔大 0.2Max，内圈的底孔直径比活塞杆大 1mm（可以根据借用件的大孔尺寸设计外圈端径处的过盈量），内圈与活塞的单侧过盈量 0.5～0.7mm，外圈的单侧过盈量 0.5～0.7mm。设计时根据缸孔与活塞的配合间隙，皮圈结构等调整。副皮圈与活塞的配合如图 4。最终满足了以上条件，还要校核皮圈内唇口与活塞接触点到皮圈沟槽底部的悬臂尺寸，些尺寸对皮圈抵抗反向压力力的能力影响较大。主皮圈和副皮圈内主皮圈内唇口与活塞的接触面宽度 0.8～1.5mm 比较理想。主要为了保证活塞运动平滑性和皮圈耐磨性。

4.4、超声波焊接机的选用和焊线的设计

塑料离合器总泵通常采用超声波焊接结构，工作时焊接面承受 2KN 的力，同时要保证焊接面不漏油。焊接机可以选用 3.2KW 20KHz，行程 150mm 以上就能满足常规产品的生产需要。实际应用中剪切面宽度为 0.6mm，深度为 1.5mm，拉力测试可以达到 4KN 以上。理想的焊线设计如图 5。

图 55、塑料离合器总泵的性能要求和检测

5.1、常温低压状态密封性实验

试验装置如图 6，总泵加制动液，排尽空气，推动活塞在液压腔建立 0.8MPa±0.2MPa 液压，推杆 5 锁死，保持 30S±5S，读取压表 1 的液压值。液压降不超过 0.07MPa。

图 6

5.2、常温高压状态密封性实验

试验装置如图 5.2.1，总泵加制动液，排尽空气，推动活塞在液压腔建立 7MPa±0.3MPa 液压，推杆 5 锁死，保持 30S±5S，读取压表 1 的液压值。液压降不超过 0.3MPa。

5.3、工作耐久性

1）工作耐久性试验包括常温耐久性试验、高温耐久性试验和低温耐久性试验。试验依次按常温—高温—低温顺序循环。试验共 3 个循环。

2）调整测试装置，满足活塞动作程行程大于总泵行程的80%，工作腔内建立起 2.8MPa±0.3MPa 液压。保压时间不少于 0.60S。

3）试验其它要求及条件见下表。

表 1 工作耐久性实验要求和条件

参考文献

基于性能的抗震设计 篇6

关键词：抗震结构设计基于性能的抗震设计

0 引言

汶川地震、玉树地震和芦县地震使人们再次看到抗震结构设计的重要性，如何提高抗震性能又保证经济效益，是我们面临的一大问题。随着经济水平的提高，我国的超限高层建筑工程越来越多。这些工程在房屋高度、规则性等方面都不同水平地超过现行标准规范的适用范围，如何进行抗震设计缺少明确具体的目标、依据和手段，按照《全国超限高层建筑工程抗震设防审查专家委员会抗震设防专项审查办法》和《超限高层建筑工程抗震设防专项审查技术要点》等的要求，需要根据具体工程实际的情况，进行分析、研究，必要时还要进行试验，从而确定采取比标准规范更加有效的抗震措施，设计者的论证还需要超限额审查，以期保证结构的抗震安全性能，这就提出了基于性能的抗震设计。

1 传统的抗震设计方法局限性

按我国抗震规范进行抗震设计的建筑，其抗震设防目标是：当遭受低于本地区抗震设防烈度的多遇地震影响时，一般不受损坏或不需要修理可继续使用，当遭受相当于本地区抗震设防烈度的地震影响时，可能损坏，经一般修理或不需修理仍可继续使用，当遭受高于本地区抗震设防烈度预估的罕遇地震影响时，不致倒塌或发生危及生命的严重破坏，即“小震小坏，中震可修，大震不倒”的多级设计思想，但其实质是以保证人的生命安全为原则的一级设计理论。其设计方法采用：小震不坏采用结构线弹性验算；中震可修及大震不倒采用加强结构构造措施及薄弱层弹塑性验算。这样设计的建筑物可以避免主体结构倒塌而保证人的生命，但地震所造成的正常使用功能的丧失和巨大的社会经济损失，很可能会大大超出社会和业主可接受的程度。纵观现行抗震理论和设计方法中存在的问题，可总结如下：①对损失的控制不力，对业主的要求难以满足；②结构性能概念不明确，设计透明度小；③结构性能标准缺乏灵活性；④结构性能目标实现过程的误区。

2 基于性能的抗震设计PBSD（Perform Based Seismic Design）

2.1 概念。近年来，地震工程学者从不同的角度致力于抗震设计原理与方法的完善，其中最引人注目的进展是以结构性能评价为基础的抗震设计理论（Performance2based Seismic Design Theory）和基于结构性能的地震工程学（Performance2based Seismic Engineering）

美国ASCE-41 SEI对PBSD 的定义，在分析和设计中采用弹性静力和弹塑时程分析，基于不同设防水准地震作用，达到不同的性能目标。来实现一系列的性能水准，不同的结构形式采用不同的性能水准，建议采用建筑物层间变形来定义结构和非结构构件的性能，而且ASCE-41SEI适合于设计方法从线性静力延伸到弹塑性时程分析与多级性能水准结构的分析，可以利用随机地震动概念提出了许多种性能目标。

美国ATC-40对PBSD的定义为“基于性能的抗震设计是指结构的设计准则由一系列可以实现的结构性能目标来表示，主要针对钢筋混凝土结构并且建议采用基于能力谱的设计原理”。显然，ATC-40建议使用能力谱方法对钢筋混凝土结构进行抗震设计。

基于性能的抗震设计使抗震设计从宏观定性的目标向具体量化的多重目标过渡，是建筑结构抗震设计的一个新的重要发展，业主设计者可选择所需的性能目标，提出满足性能要求的方案论证（结构体系、详细分析、必要的试验、抗震措施）来通过专门评估。

2.2 性能目标。建筑物抗震设计的性能目标指某一设定地震地面运动（如在给定年限内超越概率63%、10%和2%—3%的小震、中震和大震）下建筑的预期性能水准。根据图1及图2，可把结构的性能水平分为以下四个阶段：

接近倒塌（Collapse Prevention,简称CP）

生命安全（Life Safety,简称LS）

基本运行（Immediate Occupancy,简称IO）

充分运行阶段（Operational,简称OP）

■

■

2.3 分析方法。①大震静力弹塑性，又称Push-over方法，在水平位移控制下推覆结构，按一定荷载分布形式施加水平荷载，施加竖向荷载后作为初始状态，建立弹塑性模型，从而得到薄弱层和能力需求曲线交点（能力点）。②中震弹性，采用弹性分析程序对结构进行设计，通过设定内力调整参数及组合系数。③小震弹性。0.90.750.60.

450.30.150。④大震动力弹塑性，建立弹塑性模型，进行时程分析后可得结构的内力及变形响应。在施加竖向荷载后作为初始状态，对结构施加地震波，基于性能的设计方法的关键在于结构弹塑性分析方法，而基于纤维模型的弹塑性时程分析方法是目前最可靠且效率高的方法之一，但塑性动力时程分析计算结果受到地震波以及构件恢复力和屈服模型的影响大，且计算分析工作繁琐，只是能准确而完整地得出结构在罕遇地震下的反应全过程，要尽量使构件恢复力模型符合构件的实际特性，在设计重要高层建筑结构采用该法时，注意好各方面问题。

在这里还要提一下时程分析法中选取地震波的问题：时程曲线从地方地震设计部门提供的人工模拟曲线及实际记录时程曲线中挑选。这些时程曲线分析后得到的小震下（63%超越概率）的基底剪力与规范振型反应谱产生的小震下的基底剪力作了比较，发现满足规JGJ3-2002 Section 3.3.5的要求，即单个时程分析计算基底剪力结果应大于反应谱法结果的65%，时程分析的基底剪力结果的平均值应大于反应普法结果的85%。

■

3 结语

3.1 基于性能的抗震设计是国际上一种发展趋势，超限高层结构设计采用基于性能的抗震设计理念和方法是可行的，有利于技术进步和创新。基于性能的抗震设计理论可完善简化的规范设计、为规范设计的不同性能水准提供一个有效的选择、改进已有建筑的评估和翻新、改进和完善区域损失估算、提高历史地震斟察的适用性、提高地震工程研究的效率等。

3.2 要不断总结震害经验，针对新结构、新技术进行试验和理论研究，对计算方法要不断改进完善。

参考文献：

[1]夏支贤，马健，申俊昕，张焱，翟红丽.云南龙江特大桥保山岸锚碇应力分析[J].价值工程，2013(08).

[2]翟红丽，王进，王承格.高地震区高速公路无伸缩缝半整体式桥梁的抗震研究[J].价值工程，2013(08).

[3]黄春霞.多层砌体房屋震害及抗震措施[J].价值工程，2011(03)

[4]欧阳平.浅析住宅建筑的抗震施工技术及应用[J].价值工程，2012(32).

[5]欧阳平.现代建筑玻璃幕墙概述[J].番禺职业技术学院学报，2006(02).

[6]陈洁.简述桥梁结构抗震设计与设防措施[J].价值工程，2013(10).

作者简介：

闫怀青（1963-），男，山东人，现任广空珠海办事处主任，学士学位，研究方向为生态军营建设、工程设计等。

石灰窑结构及性能的优化设计措施 篇7

关键词：石灰窑,环形套筒窑,结构性能,优化设计,重点技术运用

1 引言

钢铁、电石、造纸、建筑材料等行业均属于石灰消耗极大的工业领域。近几年来, 这些行业正以极快的速度发展, 每年的产量基本以超过百分之二十的速度不断增长, 但其原材料石灰的产量却没有得到有效的增长, 所以, 石灰的供应变得越来越紧张。另外, 传统的石灰窑生产效率低下、能耗多、机械化程度较低、欠缺自动化水平或直接无自动化、对环境污染严重。为了加快改变这种现状, 引进现代化新技术石灰窑将是我国石灰工业高速发展的必然途径。所谓现代新技术石灰窑是指在生产过程中具备环保、节能、机械化程度高、自动化水平应用广的现代化石灰生产窑。这类石灰窑生产出的石灰, 不仅生产成本相对较低, 而且质量好, 可明显提高公司生产效益及社会效益。

2 环形套筒石灰窑简介及工程概况

套筒窑又称贝肯巴赫环形通道窑, 是由德国贝肯巴赫炉窑公司在1960年发明的。该窑型主要用于生产化工、钢铁等活性石灰, 其具备精巧的结构及优良的技术操作性。截至目前, 全世界大约有600多座大小不同、形状各异的套筒竖窑。而我国目前已有的该类套筒窑依据公称日产量可分为600t, 500t, 300t及150t等几种规模类型, 每种类型的窑在实际生产时可根据要求在60%~110%内进行适当调整, 这种套筒窑生产出的石灰活性度可达到360~420 ml (4N-HL-10min) , 剩余CO2的百分比≤1.5, 原料粒度的范围在30~80mm之间。该工程为内蒙亿利能源股份有限公司32×104t/a电石项目配套的石灰窑工程, 采用2×520t/d的套筒窑煅烧技术生产高活性石灰。工程建成后, 工艺、装备和能耗技术水平将属国内领先地位。工程投入生产后, 可实现“三废”排放达到国家规定标准, 并使社会效益、经济效益及环境效益得到有效统一。

3 石灰窑主体结构及其煅烧工作原理

3.1 主体构成

环形套筒式石灰窑主要是由窑体、上料系统、燃烧换热系统、出灰系统、风机系统组成。

3.1.1 窑体

套筒窑主要由窑体、上料装置、出料装置、燃烧室、换热器、喷射器以及风机系统等构成。

窑体由内、外筒组成。外筒由普通钢板围成并衬以耐火材料。内筒分上、下两个独立部分, 上部为上内筒, 下部为下内筒。上、下内筒由双层结构形成圆柱形钢板箱, 钢板箱内通入冷空气, 对内筒进行连续冷却防止其高温变形, 被预热的空气作为燃烧室的一次空气, 箱体外侧砌有耐火砖。内筒与外筒同心布置, 形成一个环形空间, 石灰石就在该环形区域内煅烧。

3.1.2 上料系统

套筒窑的上料系统主要是由称量料斗、闸门、提升机、密封闸板、旋转式布料机及料位检测系统构成。

3.1.3 燃烧换热系统

此部分为套筒窑的核心系统, 它包括两层燃烧室以及换热器组成: (1) 燃料是由烧嘴向燃烧室喷射进行燃烧的, 燃烧室一般在窑体中间, 并且分成上、下两层, 上、下层间交错, 而同层之间则均匀分布; (2) 燃烧室和内筒相连部位应该由耐火砖砌筑形成拱桥并连接, 燃烧过程中出现的烟气通过拱桥下的通道进入料层; (3) 换热器是将窑顶废气引出窑外后与驱动风进行热交换, 将驱动风加热到420℃, 同时将废气降到380℃左右换热设备, 降低热耗; (4) 石灰石在预热、煅烧并且冷却之后置入冷却带底部, 然后由抽屉式出料机运载至窑体下部的灰仓, 最后由仓下振动式给料机运出, 整个过程完全由机械化实现。

3.1.4 套筒窑喷射及风机系统

该系统主要是由喷射器、排烟机、助燃风机以及冷却风机构成:排烟风机的主要作用是抽出窑体内的废气, 使得窑体内部保持为负压状态;助燃风机向喷射器提供空气, 使得窑体内部空气可进入循环状态;冷却风机主要为窑体内套筒的冷却提供冷却风。

3.2 煅烧原理

石灰石在套筒窑内进行煅烧过程中具备一个明显的特点, 即先经过逆流煅烧, 再经过并流煅烧的同步实施过程, 如图1所示。

1) 套筒石灰窑外壳表面平均分布的两层燃烧室, 将整个窑体分为一个并流操作煅烧带和两个逆流操作的煅烧带。其中上部燃烧室内为不充分燃烧, 对助燃空气的补充是不足的, 仅为50%上下, 在废气引风机的帮助下, 这些不完全燃烧的废气进入料层上部与来自窑体下部的过剩空气汇合, 使得没有完全燃烧的成分完全燃烧。

2) 从上燃烧室至上内套筒下平面的区域为上部煅烧带, 该区域内物料流动的方向与气流方向正好相反, 此煅烧叫做逆流煅烧。在逆流煅烧初期, 进入窑体的石灰石刚开始分解, 因此对热量的需求极大, 通常不会出现过热现象。

3) 在窑体上部煅烧带内经过完全燃烧之后的烟气上行到达窑顶, 在窑顶通过调节阀进行调节又重新分为两部分, 烟气中的70%通过环形预热带对分解后的石灰石进行预热, 与此同时, 温度也会下降到180℃左右, 另外的30%烟气通过上部内套筒注入空气换热器, 温度相应的降低至380℃左右。

4) 窑体上、下燃烧室间的部位为中部煅烧带, 中部煅烧带也是逆流煅烧, 其下部燃烧室内为完全燃烧, 下部燃烧室通过燃烧出现的高温烟气, 其气体温度超过1 300℃, 这些烟气分为两段, 其中一段经由中部、上部煅烧带通过窑顶负压作用往上运行, 对石灰石进行中部逆流煅烧, 另一段气流在喷射器的作用下一直向下, 最后形成并流煅烧带。

5) 废气总管道的废气由主引风机抽出, 经过除尘器除尘之后排入大气中。

6) 在套筒窑中循环的气体首先通过下内筒底部入口到达下内筒的顶部, 然后通过喷射器的作用到达下燃烧室料层, 最后汇入下内筒入口, 依此往复, 最终完成石灰石的煅烧。

3.3 套筒窑生产重点体系

3.3.1 原料筛分与输运体系

如图2所示, 首先通过铲车将原料石灰石放入地下受料坑, 通过受料坑下的振动, 给料机将原料卸到原料上料皮带上 (处理能力大于200t/h) , 上料皮带将原料送到筛分楼后通过高效振动筛 (处理能力大于200t/h) 将原料进行筛分 (筛下物储存在废料仓内定期由汽车运走) , 筛上物送至窑前料仓顶转运平皮带机卸入1#、2#窑前料仓。在筛分楼设脉冲袋式除尘器, 以保持环境清洁。

2个窑前料仓分别与2台套筒窑相对应布置, 每个料仓的容量600t, 料仓底部装有棒条阀, 阀下接振动给料溜槽, 溜槽通向石灰窑的称量斗。

在本系统内设置若干台除尘器, 除尘器负责石灰石卸料站、库地下受料仓卸料点、振动筛接出料点、固定卸料器卸料点、窑前仓卸料点等所有扬尘处的吸尘。

3.3.2 石灰出窑体系

石灰出窑体系包含窑下料仓、闸门、出料机、运输皮带等, 经过套筒窑煅烧成功后的石灰先储存在窑下料仓, 在窑下料仓内设定两个料位计, 并设有高低位, 在其底部装上闸门并连锁料位计。这样当窑下料仓内的石灰达到一定的高度时, 下部闸门就会自动打开, 通过振动出料机的作用, 石灰经由传输皮带被送出窑外, 最终被运输到中转仓。

4 设计改进及创新措施

4.1 对空气与废气的系统实施改进

与原有的空气管路相比, 现有的空气管路被分成一次风系统与二次风系统, 其中一次风系统中每座窑安装有两台冷却鼓风机, 一台使用, 一台备用。风机采用离心鼓风机, 其总管管径采用DN600mm;而二次风系统中每座窑安装两台罗茨风机, 管径采用DN500mm, 二次风经过换热器预热至350~450℃之后注入下燃烧室内的喷射器。另外每座窑均安装一台废气引风机来排除窑内废气, 使得窑内呈现负压, 废气通过废气处理系统之后通过烟囱排放。

4.2 燃气通道改进措施

(1) 电石炉尾气经过加压注入已安装好的煤气总管, 通过各支管进入燃烧室烧嘴, 此时窑前的煤气压力一般在15~17k Pa。 (2) 煤气管道上部均加装有电动密封式蝶阀、快切阀、电动盲板阀, 这些阀门的作用是对煤气进行有效调节及在突发情况下的紧急切断。 (3) 在煤气管道加装有氮气扫吹及放散装置, 这些装置的作用是对煤气进行置换排空。 (4) 在每座窑各管道上均安装流量计, 以调整进入燃烧室的煤气量, 以保证煅烧的顺利进行。 (5) 在窑前电石炉尾气管道上安装流量调节阀及热值分析仪, 这两个装置可按照电石尾气的温度变化以及石灰产量需要自动进行用量的调控。

4.3 窑底出灰机构的改进

4.3.1 窑底出灰机构改进前

在原有设计的普通石灰窑的系统中, 没有较为精确的定位装置, 同时没有足够力量的支撑装置, 并将出灰板设置为单层结构, 所以在石灰窑的安装完成之后, 就会使得石灰窑的出灰螺锥和传动系统中齿轮在中心位置的不同方向上不断的发生变化。在这种变化的不断影响下, 物料在不同的方向上要不断地产生各种推力, 使得出灰螺锥及其传动会对大小齿轮产生较为重大的影响, 从而造成大小齿轮不断地磨损, 且磨损量很大, 必须时常更换齿轮, 这样大大地影响了石灰窑工作的持续性。

4.3.2 窑底出灰机构改进后

通过改进之后现有套筒窑的出灰机构改为抽屉式出灰机, 烧成的石灰经底部吸入的空气冷却后, 由抽屉式出灰机直接卸入窑下部灰仓, 灰仓内石灰经仓下的振动给料机排出。520t/d套筒窑共有6个出灰推杆, 其位置与下燃烧室一一对应。出灰机由液压驱动 (窑下设有液压站) 。

通过改进之后采取抽屉出灰机构, 不但解决了出灰机构故障率高的难题, 而且出灰更加准确同步, 同时窑内出灰机构没有运动部件, 这不但降低了劳动难度和强度也解决了因为出灰机构故障影响作业率的问题。

5 现有工艺特点及存在的问题

5.1 工艺特点

在工艺流程方面:该套筒石灰窑的煅烧工艺具有独特的特点: (1) 在生产过程中将逆流煅烧和并流煅烧进行有机的结合, 能够使成品保持优良的使用性能; (2) 在工艺设计过程中将燃烧室分为两层12个燃烧室, 并使其在窑体周围呈现圆周型排列, 能够保证产生的烟气均匀的在料层断面上分布; (3) 在助燃过程中使用内筒进行助燃, 在换热器的帮助下将剩余的烟气进行回收, 能够在一定程度上降低能耗; (4) 在整个工艺流程的进行过程中用负压进行操作, 对于窑内的状况能够进行有效的调节, 能够显著的减轻窑体中密封件的负荷, 并使工作环境得到有效的改善, 使安全操作更加容易; (5) 其所用的原料和燃料有较高适应性和较广的选择面; (6) 自动化、规范化和标准化程度较高, 使得在操作过程中简单可行。

5.2 存在的问题

在套筒窑石灰窑的实际工作过程中, 还有以下难点问题有待于进一步的攻克: (1) 在燃烧室的工作过程中, 其火焰温度较高, 使得拱桥部分容易出现坍塌, 对窑体的寿命产生了一定的影响; (2) 在工作过程中换热器很容易出现结垢堵塞问题, 使得出现难以清理的工作; (3) 窑顶的烟气在工作过程中会出现温度偏高的情况, 使得窑顶设施的维护成为一个难点。

6 结语

套筒式石灰窑在世界石灰生产领域具备领先地位, 它具有其他的很多窑型难以比拟的优点, 即在完成其生产工艺之后, 它的石灰石的气孔率较高 (占到整个体积的50%) 、具有较大的表面积 (1.5~2m2/kg) 、同时其活性度较高 (活性度为360~420ml) 并且生产的石灰石含有较少的硫。在现阶段, 随着社会的不断发展, 套筒石灰窑设计制造的单位逐渐增多, 同时其制造成本也逐渐趋于合理化, 并且在科学技术的不断支持下套筒窑各类生产中的问题得到进一步的解决, 将会使得套筒石灰窑受到越来越多优质活性石灰企业的青睐。

参考文献

[1]初建民, 高士林.冶金石灰生产技术手册[K].北京:冶金工业出版社, 2009.

[2]武中华, 赵长安, 谷志刚.西门子PLC在环形套筒石灰窑控制系统中的应用[J].科技信息, 2010 (14) :342.

[3]王华强.石灰窑生产过程控制系统[J].合肥工业大学学报 (自然科学版) , 2006, 29 (2) :230-233.

[4]郑宁, 肖师荣.石灰窑计算机控制系统[J].福州大学学报 (自然科学版) , 2002, 30 (3) :327-330.

设计及性能 篇8

本项目地块位于广州市天河区, 本次设计地上34层、地下三层, 建筑首层层高为5.5m、二层层高为6m, 三层以上为3m, 地面以上总建筑高度107.500m。

根据标准层为住宅, 首层部分为商铺的特点, 采用部分框支剪力墙结构体系, 部分剪力墙在三层楼面转换为框支柱, 其余大部分剪力墙为落地剪力墙。

2 超限的类型和程度

本工程属于B级高度的超高层建筑。体型不规则项目为: (1) 扭转不规则 (2) 凹凸不规则 (3) 楼板不连续 (4) 竖向构件间断。

3 针对超限情况进行的分析验算和采取的加强措施

3.1 分别采用SATWE和ETABS两个不同力学模型。

3.2 选取《地震安全性评价报告》所提供的1组场地人工地震波和2组实际地震记录波对结构作小震作用下的弹性时程分析。

3.3 进行中震弹性、中震不屈服验算。

3.4 适量加强落地剪力墙和框支框架的配筋。

3.5 验算薄弱楼板在罕遇地震下的极限抗剪承载力, 以控制其不发生剪切破坏。

3.6 采用PKPM对结构进行罕遇地震下的Pushover分析, 对薄弱部位制定相应的加强措施。

4 抗震超限设计参数及抗震性能目标 (见表1)

5 结构分析和结果说明

5.1 小震及风作用下的弹性分析

5.1.1 基本假定及主要参数取值

a.考虑平扭耦联计算结构的扭转效应, 控制振型数使振型参与质量不小于总质量的90%。

b.采用刚性楼板假定计算层间位移、层侧向刚度比和位移比;采用弹性膜模型进行楼板应力计算。

c.考虑偶然偏心;周期折减系数取0.90;中梁刚度增大系数取2.0, 连梁刚度折减系数0.6。

5.1.2 静力计算主要结果汇总 (见表2)

5.2 小震弹性动力时程分析的结果

各条地震波动力时程分析所得的指标与CQC法的曲线比较详见图1、图2。

5.3 中震弹性及中震不屈服的验算

中震不屈服验算结果表明, 除标准层部分连梁出现屈服, 其它梁均不出现屈服。故本工程能达到中震重要构件基本处于弹性, 除部分连梁外, 大部分抗震构件不屈服的抗震性能目标。

5.4 罕遇地震作用下静力弹塑性 (Pushover) 分析及结构抗震性能评价。

本工程采用PKPM的Pushover进行推覆分析。计算结果表明, 结构弹塑性层间位移角满足规范要求, 能力谱曲线平滑, 没有突变, 能满足“不倒塌, 重要构件不发生严重损坏”的抗震性能目标。

6 楼板应力分析

有限元分析程序Etabs分析结果表明:在常遇地震作用下, 转换层板厚150, 配Φ10@150双层板筋即能满足极限抗剪承载力要求。标准层楼板板厚150, 配Φ10@200双层板筋即能满足极限抗剪承载力要求。

7 结论

分析结果表明:在多遇地震作用下本工程结构的第一扭转与平动周期比、侧向刚度、竖向规则性、扭转位移比等指标均符合现行规范的相关要求;中震作用下能满足“重要构件不屈服, 所有构件先行不发生剪切破坏”的抗震性能目标;罕遇地震作用下能满足不倒塌, 重要构件不发生严重损坏的设防要求, 因此可以期望本工程的结构体系在遭遇地震作用时, 能达到“小震不坏、中震可修、大震不倒”的抗震设防目标, 同时亦能最大限度地满足建筑功能的要求。

参考文献

[1]高层建筑混凝土结构技术规程 (JGJ3-2002) [M].北京:中国建筑工业出版社, 2002.

[2]建筑抗震设计规范 (GB50011-2001) [M].北京:中国建筑工业出版社, 2001.

[3]混凝土结构设计规范 (GB50010-2002) [M].北京:中国建筑工业出版社, 2002.

[4]广东省实施《高层建筑混凝土结构技术规程》 (JGJ3-2002) 补充规定[M].北京:中国建筑工业出版社, 2005.

设计及性能 篇9

随着数据设备种类增加,精度提高,数据传输容量随之急剧增加,高速数据传输就是把各种数据组合成大容量数据组进行传输。

在数据发送端需要对数据进行帧格式化处理,在数据接收端利用帧同步捕获技术恢复原始数据。由于数据速率远高于芯片处理能力,为了保证同步时间,必须采用并行处理。对数据传输中的帧结构进行了分析,论述了帧同步关键技术,针对高速数据传输的特点,给出了基于FPGA实现的快速帧同步设计方法,并对性能进行了分析和测试。

1 帧结构分析

数据传输的速率为300 Mbps,帧结构采用CCSDS建议,帧长为1 024,其中帧定位码为4字节长1ACFFC1D,1 020字节为RS(255,239)编码交织后的传输数据,d为信息字节,c为校验字节,由于交织深度为4,每帧传输4组,共4×255字节,帧结构图如图1所示。

帧结构为集中连续插入帧同步码组,设备完成4组RS编码后,每一组交替输出1字节,实现交织深度为4的交织。然后在每帧的开头加入特殊码组1ACFFC1D作为帧头定位码,定位码长32 bit,在设备接收端通过该特殊码组建立同步,确定RS码的译码分组,并最终完成译码恢复数据。

由于交织深度是4,所以采用4个RS编码块同时并行处理,原始数据分为4组,每组为239字节,分别进行RS(255,239)编码,编码完成后,每组数据前239字节为原始信息数据,后16字节为RS校验字节,输出数据流顺序为第1组的第1字节然后跟着第2组第1字,输出完后面几组的第1字节,再输出从第1组开始的第2字节,直至完成第4组第256字节的数据。

由于帧头为4字节,每组完成编码后的字节为255字节,4组共1 020字节,因此帧长为1 024字节。在帧同步码确定、帧长确定的情况下,帧同步的性能有:帧同步时间、假同步概率、同步保持时间。在接收端为了保证同步性能,需要对同步进行设计。在此主要讨论高速帧同步的实现及性能分析。

2 关键技术

在设备接收端为了正确恢复数据,必须保持帧同步,帧同步指把接收端的帧状态调整到与发送端帧状态具有正确的关系,并保持这种正确关系的过程。

设计的关键技术有搜索电路设计、校核电路设计和同步保持设计,其状态图如图2所示。

2.1 搜索态

设备在失步期间,采用预置启动搜捕,接收设备时序发生器被置在搜索态,接收码流逐比特进入同步检测电路,一旦其中的32位信码与规定的同步字1ACFFC1D相同,就立即输出控制信号,启动状态机进入校核态。经过一个检验周期的时间,如果未检测到正确的同步码,则重复上述过程。

2.2 校核态

为了防止信号中出现虚假同步,找到第1组同步码后跳过1帧长度必须再次确认帧同步码。若连续经过M帧同步码确认均同步正确,则系统立即转入同步状态;否则存在假同步;返回搜索态。由首次搜索到帧同步码到进入同步态的M帧时间叫后方保护时间。

2.3 同步态

帧同步处于同步状态时,若连续N帧帧同步码正确则仍保持在同步状态。考虑到接收数据流的帧同步码可能受外界干扰而存在误码,在同步状态中只有连续N帧丢失同步码,才进入失步状态, 并返回搜索态。其中N帧的时间叫前方保护时间。由于有前方保护时间,在接收过程中虽然出现了某一帧同步码字有误码,但系统并不会立即进入失步状态。由此可减少因误码而进入失步状态的可能性。

以上论述了帧同步的关键技术,但当数据速率高达300 Mps时,码流逐比特的速率远远高于比较累加器的速率,而且芯片也无法承受300 Mbps的连续处理,因此必须采用并行处理,降低芯片的运行速度。

3 高速帧同步设计

为了实现高速数据的同步搜索,有2种方法可采用:① 采用足够深的缓存,延时处理,依靠缓存的时间来实现判断。但这种方式处理起来比较耗资源,同时固定时延较长;② 介绍一种在FPGA中采用实时并行同步比较的方法,在FPGA硬件资源开销中只增加2*(N-1)*Dl个FPGA的基本单元(CLB), N为并行路数,Dl为帧码长度。

同步相关检测判决器[3]并行路数可根据速率设置,以并行路数4为例,串行数据流同时进入4个移位判决电路,每路相差一个时钟节拍,每隔4个节拍进行一次相关判决,一旦4路中有一路产生检测峰,表明已搜索到一个同步帧头,可启动进入帧同步的校核状态。这样判决速率为数据速率的四分之一,如速率更高,可增加并行路数,这样只需要增加并行判决电路即可完成。并行同步搜索实现框图如图3所示。

从图中可见,只有延时器及N位移位器电路工作于输入的高速时钟,由于FPGA触发器翻转速率极快,可适应较高频率,这部分通过局部布局布线实现高速工作,其他电路均可工作在比较低的速率,速率根据并行路数而定,低钟可利用FPGA内部时钟除法电路实现,降速工作使FPGA的工作稳定性得到提高。

4 性能分析与测试

考核同步性能的主要指标有,平均同步捕获时间,假同步概率,同步保持时间。

平均同步捕获时间与帧长、数据速率、校核次数有关。在帧长L=1 024 byte,数据速率v=300 Mbps, 帧长时TL=L/v=27.3 μs,校验次数α=3次时,根据平均确认同步时间公式Tw=(α-1/2)T[2]L(忽略虚漏概率),计算得平均同步时间为68.2 μs。

除此之外,在有噪声信道上传输数据时,为了避免假同步 ,采用帧同步校验的方法,即连续在帧同步码位上核实,校验次数与出现假帧同步的概率为:

$p{}^{\alpha }=\left(\frac{1}{2{}^r}\right){}^{\alpha }$。

式中, pα为校核次数α为时假帧定位概率;α为校核次数;r为帧同步字的长度。可见,采用帧同步校核比加长帧定位更有效[2]。

帧同步电路的平均同步时间也是重要的指标,在有噪声信道传输数据时,如果不采取保护,帧定位码一旦有误就立即失步,失步概率为pl≈r×pe,它与帧频fL相乘就是每秒中平均发生失步的次数,乘积的倒数也就是2次失步之间的平均时间间隔:

Tf=TL/(rpe)。

若保护帧数为β,平均失步间隔为[2]:

Tf=TL/(rpe)β。

同步字长r=32,帧长时TL=27.3 μs(帧长/传输速率),Pe=10-3,不采取保护,Tf=853 μs,采取保护取β=6,Tf≈8.06小时,若Pe=10-6,不采取保护时,Tf=853 ms,采取保护β=3,Tf≈634年,所以在实际系统中采取帧保护,即使信号误码率较大时也能使设备有较长的同步保持时间。

在实际系统中,对同步时间及同步持续时间进行了测试,采用在发送帧中插入帧记数值,发送端开始发送时把帧记数值置为0,接收端同步建立后记录数据,从接收到的第一帧数据的记数字节读取记数值,同步时间Tw=Nc×Lf×8/v,(帧长时TL=Lf×8/v),Tw为同步时间,Nc同步建立后接收到第一帧数据的帧记数值,Lf为帧长,帧长以字节为单位,每字节8 bit,v为数据速率。在Pe=10-3时,测得记数值分别为2,3,2,2,2,3,2,2,4,2,平均同步时间=((2+3+2+2+2+2+3+2+2+4+2)/10)*TL=70.99 μs,测试是在有噪信道下测试,由于存在虚警概率,测得的数据与根据公式[2] 忽略虚漏警计算得到数据相比,同步时间稍长。

在信号Pe=10-6时用误码仪测试同步保持时间,最长连续测试时间为96 h,均未出现失步。测试数据与分析计算数据相近。因此采用并行同步处理,帧同步信能不恶化。

5 结束语

在FPGA上采用并行处理的代价是资源的增加,因此在高速帧同步电路设计中采用局部并行处理,在增加资源和降低速率之间取得均衡,这样,可降低高速电路时序调整的难度,提高芯片工作稳定性,有利于FPGA综合实现。以上所用帧同步电路已应用于某项目中。

参考文献

[1]苏鹏冲,李维忠.高级在轨系统(AOS)帧同步信号发送器的设计与实现[J].福建电脑,2006(4):171-172.

[2]孙玉.数字复接技术[M].北京:人民邮电出版社,1983.

S4开发及性能调优设计思想 篇10

S4[1]是支持无限实时流的开发应用系统, 2010年发起于yahoo, 2011年正式成为apache孵化器项目。S4的目的就是简化开发并行处理系统所固有的复杂性, 倡导模块化和热插拔性, 使应用动态和更方便的装载到处理流中。现在最新版本是0.6。弹性的系统设计可以应用不同数据场景中, 也可以作为batch系统的增强实现。

1 S4的开发

由于s4是基于纯java实现个人gradlew[2]工程构建, 按照各子项目划分成不同功能模块, 大大简化了系统的应用整合能力和接口开放灵活性。掌握开发S4模块功能和开发设计流程, 便于对应用系统对需求的掌控和数据调优都会起到事半功倍的作用。2.1相关开发源码项目及功能

S4的源码包包含有多个子项目和Twitter应用实例, 其工程构建具有从底层, 工具到应用的清晰层次, 基于S4开发应用架构, 必须掌握以下相关源码工程和实例, 才能从设计到性能有准确的把握。

s4-benchmarks:用于测试部署服务器及节点的性能, 以便评估自定义项目的performance。

s4-core:核心子工程项目, 用于在eclipse中调试和启动应用程序用。

s4-tools:用于构建application项目, 并build到eclipse项目中。

test-apps:学习编写PE输入输出流很好的范例, 结合walkthrough学习其应用设计。

1.2 开发流程设计

开发流程设计图, 如图1所示, 图中主要描述在开发流程中必须的步骤。整个开发流程基于S4的Gradlew工程开发, 建议用Eclipse做为加速开发, 调试以及模拟运行的有力工具。

流程简述如下:

(1) 创建模板应用 (App) 。利用S4自带s4-tool工程构建模板应用, 帮助建立应用的最简运行包。

(2) 裁剪/添加jar。S4自带模板项目会带来多余的jar文件或者你需要添加自定义jar包, 则需要修改应用 (App) 的build.gradle文件进行重编译, 例如设计单独的适配器 (Adapter) 工程。

(3) Build Eclipse项目。利用gradlew命令将自定义应用及S4主要工程项目导出到Eclipse中, 如果自定义第三方包, 在需要重新修改模板应用直到加载完成。

(4) 引入S4源码。S4源码工程主要为Core, Base, Comm子项目的引入, 便于调试节点或适配器 (Adapter) 工程内部机制, 以上所有工程都需进行E-clipse工程构建。

(5) S4 core工程引入应用 (App) 。将应用作为s4-core子项目的类路径便于开发调试。

(6) 启动Node/Adapter。利用s4-core工程可以启动应用节点 (Node) , 多节点和多适配器留均可以在控制台参数里设置与调试。

(7) 修改App代码。在应用中直接修改逻辑, 然后执行6操作, 直到打包成s4r部署文件, 最后调试后将s4r文件部署到相应的分布式系统中即可。

2 S4的性能影响因素

S4性能等级分类, 如图2所示:

由于系统中对于s4或其自身的架构特点对应用的各种影响。我将s4性能[3]影响分为四个等级:

(1) 系统级。

在多个应用系统中, 系统配置文件 (default.s4.comm.properties) 起到了全局作用, 即改变任意属性参数会影响每个应用的性能, 在发送端并发数和工作队列可略作调整, 提高系统级的整体提升。

由于s4采用kyro进行高速序列化, 其缓冲池 (buffer) 也可按服务器配置性能进行设置修改。

(2) 工程级。

S4的模板 (template) 工程缺省将适配器 (Adapter) 和应用 (App) 应用捆绑在一起, 虽然失去了一定的适配的灵活性, 但对于单个输入流在性能上要优于独立适配器工程发布

(3) 代码级。

由于PE Key决定了PE的instances的个数, 决定了PE的序列化操作次数, 所以这里key并不代表唯一, 可以表示为某一类的key。

PE的序列化和反序列化中可以适当增加并行处理机制, 以提高逻辑操作能力。

对于适配器 (Adapter) 发送端, 最好以缺省s4Event类作为发送对象, 扩展Event对象会大大增加序列化操作时间。

利用s4注入机制, 灵活调整应用节点或发送端工作线程数, 找到最优平衡数字。

(4) 工具级。

利用Metrics Library, 可将应用层工作状态直接输出到csv Report中分析例如每秒种处理Event个数, 也可以自定义Gauge输出某PE工作时间, 但注意输出的频度也会造成性能改变。

同时我们可以利用s4 benchmark项目来测试运行在工作环境下机器的吞吐量, 改变相应的节点数和修改发送Event最大速率, 将会评估到数据流的最大变化。

3 结束语

总之, s4的调优工作涉及到各个环节的方方面面, 例如网络负载和机器配置, 针对自己系统中的特点需要制定有效的设计计划, 才能抓住问题的关键, 找到性能提升适合的办法, 更好的实施于离线 (Batch) 系统中或者新的实时专用系统。

摘要：文章对于实时流数据分析框架S4在开发和性能调优提出了新的设计思想, 以便更适合在各种应用中进行整合和高效实现的探讨。

关键词：Apache S4,实时流框架,性能调优,开发设计

参考文献

[1]Apache S4.The Apache Software Foundation[EB/OL].http://incubator.apache.org/s4/.

[2]LeoNeumeyer.Standford Infolab[EB/OL].http://www.slideshare.net/leoneu/20111104-s4-overview.

某SUV动力学性能设计 篇11

【摘要】本文介绍了某SUV动力学开发流程，并用理论计算的方法将悬架K&C参数对整车不足转向度的影响定量化；采用Adams软件对某SUV进行操纵稳定性仿真分析，并与试验结果进行对比，验证模型的准确性，为后续车型悬架正向设计提供思路和方法。

【关键词】悬架；K&C；不足转向度；Adams/car

1、引言

某SUV车型进行新一代开发设计，需将整车姿态加高，经初步分析，整车侧倾度增大，不足转向度减少，严重影响整车操纵稳定性，需将后悬架扭转梁结构进行全新设计。悬架K&C特性是影响整车操纵稳定性的主要因素，本文通过优化悬架K&C特性，达到满足整车操纵稳定性的设计要求。

2、开发流程

2.1开发流程总体介绍。动力学开发流程为根据整车操纵稳定性客观评价和主观评价，先确定整车级性能目标，再根据整车级性能目标分解出悬架系统和转向系统的性能目标，最后确定零部件性能目标。

2.2整车级设计目标。上一代车型整车操纵稳定性客观评价和主观评价表现较好，且市场表现得到了顾客的认可，所以确定新一代车型整车级设计目标与上一代车型基本一致。如表1：

表1 整车设计参数

整车设计目标主要参数

项目上一代车型新一代车型

偏频后悬架：1.4Hz

后悬架：1.4Hz前悬架：1.2Hz

前悬架：1.2Hz

车身侧倾度5°/g<4.8°/g

不足转向度（0.2g）2°/g>1.9°/g

中性转向点侧向加速度9.8m/s?9.8m/s?

建立上一代车型的仿真分析模型，仿真得出的整车性能参数、K&C特性参数与实车客观测试值基本一致，从而验证了模型的准确性，因此在该模型基础上进行新一代车型的设计。

2.3系统设计目标。2.3.1偏频和车身侧倾度设计。由于新一代车型整车重量增大，根据公式（1）、（2）重新匹配整车偏频和侧倾度。此类车型前悬架偏频一般为1.2Hz左右，后悬架为前悬架的1.2倍左右；前后侧倾角刚度比一般为1.4-2.6；侧倾度一般小于5°/g。在调整前后侧倾角刚度比时，同时考虑不足转向度应具有一定的线性区，可通过不同的前后侧倾角刚度匹配进行优化设计。

（1）

（2）

式中，n为偏频；φ为侧倾度；Cs为悬架刚度；ms簧载质量；hs为质心到侧倾轴线的距离；Cφ?为前悬架侧倾角刚度；Cφr为后悬架侧倾角刚度。经分析扭转梁截面形状，开口方向和开口大小对后悬架侧倾中心高度、侧倾角刚度影响较大。圆形截面比三角形截面侧倾中心高、侧倾角刚度大、侧倾不足转向大。开口越小，侧倾中心越大，侧倾角刚度越大，侧倾转向越大。开口方向朝下，侧倾中心最高、侧倾角刚度最大、侧倾转向最大。综合以上分析采用圆形截面、开口向下，开口角度为130度的扭转梁，可满足整车侧倾度4.8°/g的要求。

2.3.2估算不足转向度。新一代车型轮心坐标不变，车身加高，纵臂与车身安装硬点到轮心硬点的距离增大，导致后悬架出现趋于减少不足转向梯度的特性，需重新设计扭转梁安装硬点，根据空间布置情况，该硬点只能向下移动10mm，并优化纵臂轴套布置角度，减少侧向力转向引起的过多转向。对更改后的后扭转梁进行K&C分析，分析结果见表2：

表2悬架的K&C参数

参数前悬架后悬架

前轮后轮

侧倾转向系数 （deg/deg）0.0110.0205

侧倾外倾系数 （deg/deg）-0.71680.469

侧向力转向系数（deg/KN）0.0294-0.00423

侧向力外倾系数（deg/KN）0.10993-0.13395

回正力矩转向系数（deg/100N.m）0.40192-0.062126

回正力矩外倾系数（deg/100N.m）0.0263630.0042492

根据以下公式，对不足转向度的影响进行分解。不足转向度的计算见表3

式中，Ktires为轮胎对于不足转向梯度的影响；Krc为侧倾外倾对不足转向梯度的影响；Krs为侧倾转向对于不足转向梯度的影响；Kls为侧向力转向对于不足转向梯度的影响；Klc为侧向力外倾对于不足转向的影响；Kats为回正力矩转向对不足转向梯度的影响；Katc为回正力矩外倾对不足转向梯度的影响；W?为前轴静态载荷；Wr为后轴静态载荷；Cα?为两个前轮胎侧偏刚度；Cαr为两个后轮胎侧偏刚度；为前悬架的外倾梯度；为后悬架的外倾梯度；为侧倾梯度；Cγ?为前轮胎外倾刚度；Cγr为后轮胎外倾刚度；ε?为前悬架侧倾转向系数；εr为后悬架侧倾转向系数；A?为前悬架侧向力转向系数；Ar为后悬架侧向力转向系数；C?为前悬架侧向力外倾系数；Cr为后悬架侧向力外倾系数；M?为前悬架回正力矩转向系数；Mr为后悬架回正力矩转向系数；P为轮胎拖距；Cm?为前悬架回正力矩外倾系数；Cmr为后悬架回正力矩外倾系数。

表3 悬架的不足转向度

项目前悬架后悬架

轮胎1.64-1.25

侧倾外倾-0.01 0.03

侧倾转向0.05 0.09

侧向力外倾0.02 -0.01

侧向力转向0.24 -0.03

回正力矩外倾00

回正力矩转向0.83 -0.10

综合不足转向梯度2.77 -1.26

经计算新一代车型的不足转向梯度为1.51°/g，小于整车目标值。因后悬架已没有更改的空间，需优化前悬架K&C特性，以便满足整车不足转向度。通过分析将前悬架转向横拉杆与转向节连接点的Z向上移10mm，增大悬架的侧倾转向系数，可满足整车不足转向度 >1.9°/g的要求。優化后结果见表4，不足转向度的计算见表5。

表4 优化后悬架的K&C参数

参数前悬架后悬架

前轮后轮

侧倾转向系数 （deg/deg）0.10920.0205

侧倾外倾系数 （deg/deg）-0.70850.469

侧向力转向系数（deg/KN）0.0235-0.00423

侧向力外倾系数（deg/KN）0.10993-0.13395

回正力矩转向系数（deg/100N.m）0.39505-0.062126

回正力矩外倾系数（deg/100N.m）0.0257270.0042492

表5 优化后悬架的不足转向度

项目前悬架后悬架

轮胎1.64-1.25

侧倾外倾-0.01 0.03

侧倾转向0.55 0.09

侧向力外倾0.02 -0.01

侧向力转向0.2-0.03

回正力矩外倾00

回正力矩转向0.81-0.10

综合不足转向梯度3.21-1.26

通过估算不足转向度，可明确悬架K&C优化方向。估算后可知道侧倾转向、侧向力转向和回正力矩转向要大于侧倾外倾、侧向力外倾和回正力矩外倾对不足转向度的影响。这是因为车轮外倾角产生的侧向力要远小于侧偏角产生的侧偏力，对于子午线轮胎，大约10-15度的外倾角产生的侧向力相当于1度的侧偏角所产生的侧向力。在进行轮胎性能试验时，转向角可看做为侧偏角，且侧偏刚度要大于外倾刚度。

2.3.3仿真计算。搭建整车仿真分析模型，摆臂、副车架和后扭转梁采用柔性化处理，轮胎采用PAC2002模型，经分析整车侧倾度和不足转向度满足设计要求。经验证，建立模型时部分零部件的柔性化处理，可增大操纵稳定性的试验相关性。整车仿真模型见图1。

2.3零部件设计目标。根据以上分析结果，需结构变更的零部件为前转向节和后扭转梁。进行载荷分解，采用惯性释放的方法仿真分析转向节和扭转梁满足零部件的强度要求。转向节和扭转梁进行模态分析满足设计要求。扭转梁的分析结果见图2、图3。

3、验证

经台架试验和整车试验验证，悬架K&C特性、操纵稳定性满足整车动力学性能要求，零部件强度、模态满足设定的目标要求。

4、结论

K&C参数的设定是影响整车操纵稳定性的主要影响因素，应根据整车级性能目标，通过计算分解到系统级K&C目标，达到设计和优化整车性能的目的。

参考文献

[1]（美）Thomas D.Gillespie著 赵六奇 金达锋译.车辆动力学基础[M].北京：清华大学出版社，2006.12.

[2]刘惟信.汽车设计[M].北京：清华大学出版社，2001.7.

[3]王霄锋.汽车底盘设计[M].北京：清华大学出版社，2010.4.

设计及性能 篇12

1 消防设计问题及对策

(1)存在的主要消防问题。剧场观众厅内均有部分人员先疏散至前厅、再经由前厅疏散至安全出口,其中杂技剧场首层前厅建筑面积过大,由首层观众厅内最远点疏散至室外安全区域的距离约为57m,超出GB 5004595(2005年)《高层民用建筑设计防火规范》第6.1.7条的规定:高层建筑内的观众厅、展览厅、多功能厅、餐厅、 营业厅和阅览室等,其室内任何一点至最近的疏散出口的直线距离,不宜超过30m。

(2)性能化设计目标。性能化设计及分析将针对以上问题进行,要达到以下目标:一是保障人员安全,在发生设定火灾时应确保所有人员能安全疏散。应当根据烟气的流动特点和人员的行为特点选用合适的火灾探测报警系统和疏散诱导系统,保证所有人员能在有效安全时间内撤离起火建筑。二是保护财产安全,防止火灾蔓延, 降低火灾的直接和间接损失。

(3)采取的消防措施。针对杂技剧场首层前厅区域因建筑面积过大及由此带来的疏散距离过长等问题,采用将首层前厅区域作为“亚安全区”的设计方案,使得前厅区域本身火灾风险很低,同时也不易受到其他区域火灾的影响,成为一个相对安全的区域,即“亚安全区”。杂技剧场内观众厅部分通过前厅疏散的人员是否能在危险来临之前安全疏散,是要论证的内容,为体现全面性和科学性,选择整个建筑安全疏散作为研究对象。

2 火灾规模及人员安全判定

2.1 火灾规模

自动喷淋系统对控制火灾规模十分有效。因此,对于设有喷淋系统场所的空间,当火灾发展到一定规模以后水喷淋启动,此时火灾达到最大热释放速率。获得最大热释放速率理想的做法是通过实验模拟确定,在一般的工程计算中,可采用参考数据,该项目最大热释放量一般采用1.5~2.5 MW,对于舞台、中庭等危险性大的场所采用8 MW。

2.2 火灾危险判定标准

该项目烟气控制系统的性能化设计目标是保证烟气危险来临时间大于人员疏散时间,参考《建设工程性能化消防设计与评估导则》,设定安全判据为:

(1)危险高度以下空间内能见度不低于10m;

(2)危险高度以下空间内烟气温度不超过50 ℃,危险高度以上空间烟气温度不大于120 ℃;

(3)危险高度 以下空间 内的CO体积分数 不超过0.05%。

2.3 人员疏散安全判定方法

人员疏散安全评估的具体判定准则是如果人员疏散时,人员疏散时间(RSET)小于危险来临时间(ASET), 则人员疏散是安全的,疏散设计合理;反之则不安全,需要修改设计。

人员疏散时间(RSET)由疏散开始时间(tstart)和疏散行动时间(taction)两部分组成,具体见图2所示。疏散开始时间(tstart)即从起火到开始疏散的时间。疏散开始时间 (tstart)可分为探测报警时间(talarm)和人员反应时间(tresp)。 该剧场内设有完善的火灾探测报警和监控系统,火灾探测和发现时间比较短,探测报警时间talarm取值为60s;剧场内的人员处于 清醒状态,建筑内部 空间开敞,视野开阔,且疏散标志清楚,人员反应时间tresp设为120s比较合理的。疏散行动时间taction可由人员疏散模拟软件Pathfinder模拟计算获得。

3 火灾场景设计及烟气运动模拟

3.1 火灾场景设计

根据最不利原则选择火灾风险大的场景作为设定火灾场景,分析发生火灾时空间内烟气蔓延、能见度、温度及CO体积分数等情况,检验在所有消防系统正常工作的情况下,能否保障区域内人员疏散安全。

3.2 烟气运动模拟

结合本项目消防设计难点及历年来剧场火灾的统计数据,共设置18个火灾场景,其中5个火灾场景位于综合剧场,6个火灾场景位于地方戏剧场,7个火灾场景位于杂技剧场,采用FDS模拟建筑内不同区域发生火灾对整个建筑的影响。以火灾危险性大的杂技剧场舞台中央升降台(火灾场景14)为例,火灾发生在杂技剧场舞台中央升降台区域,可燃物为舞台内的幕布、装饰等,起火原因为电器过负荷。该场所设置了自动喷水灭火系统、机械排烟系统。参照《建筑防排烟技术规程》中关于设有喷淋公共场所火灾规模为2.5 MW,无喷淋公共场所火灾规模为8.0MW的规定,考虑该场景危险性比较大,雨淋灭火系统喷头设置位置比较高,最大热释放速率设定为8.0 MW,火灾增长类型为快速t2型,α取0.046 89kW/ s2,设计火灾以快速火方式增长到8.0 MW之后维持该热释放速率稳定燃烧。

根据模拟结果,图3为烟气分布情况。从图3可以清晰地看出烟气层在建筑内的分布情况。火灾发生后烟气由于浮力作用上升,上升至舞台区域顶板后向四周扩散,部分烟气被舞台区域机械排烟系统排出,部分烟气在舞台井内积蓄。600s时,舞台井内烟气浓度逐渐增加, 烟气层高度逐渐降低,并通过失效的防火幕处向观众厅蔓延,1 800s时,场景内烟气层高度约为10m。通过对模拟结果中危险 高度处收 集的各监 测参数数 据分析可 知,1 800s内整个区域内能见度、温度及CO体积分数均未达到危险判据值,因此判断该场景的烟气危险来临时间为1 800s。对比人员疏散时间可知,该场景满足人员安全疏散要求,具有较大安全余量。同理其他火灾场景经论证均满足疏散要求。

4 疏散模拟与分析

采用Pathfinder 2011模拟计算在火灾发生的情况下建筑中人员疏散。Pathfinder是由美国Thunderhead Engineering公司开发的一款人员疏散模拟软件。

4.1 疏散场景设计

结合设置的18个火灾场景,对整体疏散模型进行模拟,根据封堵出口的情况共设计了7个疏散场景,如表1所示。

4.2 疏散方案

以杂技剧场为例,疏散难点集中于观众厅以及前厅各层人员。观众厅发生火灾时,低层池座人员可直接进入前厅通向室外,高层池座、包厢人员 部分首先 进入前厅,再由疏散楼梯直接疏散至室外,如图4所示。当人员集中于观众厅,前厅发生火灾时(火灾概率比较少),由于观众厅仅部分人员需在首层经过前厅疏散至室外,其余各层均有直接通向楼梯间的通道,前厅中的烟气不会对观众厅的人员造 成影响。当人员部 分分布于 前厅各层 时,可由工作人员引导,通过疏散楼梯或二层主入口处疏散,减小对观众厅中人员疏散的影响。同时根据“亚安全区”设计,前厅发生火灾时,烟气控制系统能够有效控制烟气沉降,减缓危险来临时间。据此,前厅及观众厅的人员均能够安全疏散。

4.3 人员疏散模拟结果

进行整体人员疏散模拟,研究人员安全疏散过程并计算得到各疏散场景各楼层人员疏散行动时间taction,结合疏散开始时间(tstart)可计算出RSET值。以Pathfinder模拟得到疏散场景S5为例,发生火灾时,地上建筑人员就近通过疏散楼梯向地面疏散,通过疏散楼梯到达一层室外。根据模拟结果,一层舞台疏散时间为37s,观众厅疏散时间为288s,整体疏散完成时间为311s;二层整层疏散时间为71s;三层整层疏散时间为57s;四层马道疏散完成时间为31s,整层疏散完成时间为71s;五层马道疏散完成时间为91s,整层疏散完成时间为91s;22m标高马道疏散时间为74s;26m标高马道疏散时间为55s; 30m标高马道疏散时间为37s;33m标高马道疏散时间为20s。其他疏散场景经计算论证也满足规范要求。

5 结 论

通过对火灾场景的模拟,在现有防火分区、安全疏散情况下,采用将前厅区域作为“亚安全区”的设计理念以及对烟气实施有效的控制,人员疏散时间(RSET)小于危险来临时间(ASET),整个设计方案是可行的。为保证前厅区域“亚安全区”成立,应采取的主要消防措施如下:

(1)严格控制前厅区域内的火灾荷载,前厅只能作为临时休息厅和公共走道使用,在前厅内除少量的休息座椅外,不应集中摆放移动火灾荷载;

(2)控制前厅区域周边休息区、服务间的火灾烟气不进入“亚安全区”;即使前厅区域的休息区、服务间内发生失效火灾,烟气溢出进入前厅区域,也能被排烟系统迅速排出,不会对前厅人员造成危害;

(3)前厅应设置自动灭火系统,大空间应采用多于两种火灾探测器相结合的组合式火灾探测器,并采用完备的电气火灾监控系统;

(4)前厅的顶棚、墙面、地面、隔断装修材料燃烧性能应为A级,装饰织物和其他装饰材料的燃烧性能宜采用A级材料,仅当A级材料难以满足其使用要求时可采用等级不低于B1级阻燃材料;

(5)为降低其他空间发生火灾对前厅的威胁,在其他功能房间及观众厅与前厅之间应采用防火墙、甲级防火门进行防火分隔。

摘要：针对某大型剧场首层前厅建筑面积过大而导致首层观众厅部分人员疏散距离过大的问题,采用性能化防火设计的理念,结合建筑特点,设定火灾场景,从性能化设计的角度分析火灾特性,对人员疏散情况进行模拟,定量计算人员疏散时间,通过定量和定性的软件分析,判断该剧场是否安全。通过实例分析得出大型剧场性能化设计中人员疏散时间的计算方法,不仅使其建筑安全性得到改善,对其他功能的建筑体人员疏散计算也有一定指导意义。