风道改造（共7篇）
风道改造 篇1
1 概述
神华河北国华定洲发电有限责任公司 (以下称定电公司) 二期工程2×660MW超临界燃煤机组于2009年投入商业运营。制粉系统采用中速磨煤机冷一次风机正压直吹式制粉系统, 每台炉由6台HP1003Dyn型磨煤机, 6台EG2490型给煤机, 2台9-26NO16D-2型密封风机和相应的附属部件组成。其作用主要是为锅炉磨制生产输送合格的煤粉, 燃烧设计煤种, 5台磨煤机可满足锅炉MCR工况运行的要求, 其中1台备用;燃烧校核煤种, 6台磨煤机全部投运可满足锅炉MCR工况运行的要求。制粉系统管路主要由磨煤机送粉管道, 冷、热一次风管道和相应的调节挡板, 隔绝门和附属设备组成, 主要是用于磨煤机输送一次风和煤粉的作用。3、4号机组锅炉热一次风道均采用非金属补偿器, 目前在装数量 (见表1) 。
制粉系统磨煤机入口热一次风道由于直管段距离仅为5250mm, 一期磨煤机入口热一次风道直管段为12100mm, 为了保证风道补偿量原始设计采用的非金属补偿器, 在机组运行期间磨煤机入口热风隔绝门前非金属补偿器热态下变形严重横向位移长期处于极限状态 (见图1) , 风道末端磨煤机入口热风隔绝门前非金属补偿器热态下最大横向位移△Y达到50mm, 偿量标准为△X=30mm, △Y=50mm, 长时间运行极易发生非金属补偿器运行中破裂, 且无法进行隔离, 严重影响到机组的安全运行, 因此解决热一次风道非金属补偿器变形问题势在必行。
2 原因分析
补偿器习惯上也叫伸缩节, 或膨胀节, 是利用其弹性元件的有效伸缩变形来吸收管线、烟风道或容器由热胀冷缩等原因而产生的尺寸变化的一种补偿装置, 可对轴向, 横向, 和角向位移的吸收。非金属补偿器 (图2) 主要由非金属材料、法兰及保温隔热材料组成。主要材料为氟橡胶涂层玻璃布、聚四氟乙烯压膜玻璃布、三元乙丙胶涂层玻璃布、丁睛橡胶涂层玻璃布、聚四氟乙烯薄膜单层复合材料、陶瓷纤维防火布、硅酸铝棉、不锈钢丝纤维布、玻璃纤维布等。其使用寿命取决于使用的介质及工况条件, 当其使用温度和压力升高, 寿命会相应缩短, 当介质具有腐蚀性时也会对其使用寿命产生影响。有关织物补偿器的漏风试验表明, 同一试件的泄漏与试验介质的压强变化趋势基本一致, 即压强越大, 试件的渗漏越严重。补偿器的承压特性也会随着补偿器表面涂层的逐渐老化而降低。磨煤机入口一次风道软连接处风压约8kPa, 风温近300℃, 属于织物补偿器工作恶劣环境, 由于管系热膨胀导致其吸收轴向和径向的位移增大, 长期处于极限状态极易造成失效。
3 解决方案
结合定电公司3、4号机组热一次风道布置现状及非金属补偿器运行情况, 委托河北电力勘测设计研究院对定电二期工程3、4号机组热一次至磨煤机风道非金属补偿器改金属补偿器设计校核确认并出具设计文件 (F00602E5S-J0503-01~07) , 对涉及变动的钢梁委托上海锅炉厂对变动钢梁的规格及对原构件受力进行的校核计算并出具确认函。利用3号机组检修机会对3号炉热一次风道非金属补偿器进行换型更换为性能良好的金属补偿器, 同时对相应的支架、钢梁进行变动, 以确保运行期间补偿器无泄露, 系统长期稳定运行。
3.1 质量目标
(1) 补偿器的设计、制造、试验和检验必须符合GB/T12777-1999《金属波纹管膨胀节通用技术条件》的规定标准要求进行。补偿器与烟风道的连接方式采用内插焊, 连接烟道插入至补偿器框架内口20mm并与之焊接。框架内径比连接风道外径大4~6mm。矩形波纹管角部结构为圆角形。
(2) 金属补偿器设计疲劳寿命≥1000次循环, 且设计疲劳寿命安全为10年。
(3) 补偿器其他各部位焊缝表面, 无裂纹、气孔、弧坑、夹渣和焊接飞溅物。
(4) 热一次风道非金属补偿器换型, 同时对相应的支架、钢梁进行变动, 以确保运行期间能够满足系统补偿量, 保证补偿器无泄露, 系统长期稳定运行。
金属补偿器结构如图3 (轴向补偿时) 及图4 (横向补偿量大时) 。
3.2 方案实施
按照3、4号机组热一次至磨煤机风道非金属补偿器改金属补偿器改造图纸及上海锅炉厂对增加钢梁的规格及对原构件受力进行的校核计算确认函实施。零件与新增补偿器连接处, 零件按改造后布置图, 按图示尺寸现场制作, 编号17a、17b、18a、29a支架在原来的支架上改动调整, 同时增加编号25、26、27、28支架, 以满足风道管系热轴向、径向位移需要。
金属补偿器更换方案 (见表3、表4) :
4 改造效果
定电公司通过机组检修对3号机组热一次风道非金属补偿器换型改造, 用性能良好的金属补偿器替代原非金属补偿器, 同时对相应的支架、钢梁进行变动调整, 机组运行期间效果明显, 消除了补偿器热态变形问题。
此次热一次风道非金属补偿器换型改造费用严格控制在预算费用之内。
5 结语
通过热一次风道非金属补偿器换型改造, 对相应的支架、钢梁进行变动调整, 消除了补偿器热态变形问题, 提高设备安全运行可靠性, 延长补偿器的使用寿命, 为机组长周期稳定运行奠定了坚实的基础, 是同类型设备改造的成功实践。
摘要：神华河北国华定洲发电有限责任公司国产660MW超临界燃煤机组热一次风道原始安装的非金属补偿运行过程中变形严重横向位移长期处于极限状态, 极易发生非金属补偿器运行中破裂, 无法进行隔离, 严重影响到机组的安全运行。通过对非金属补偿换型改造消除补偿器变形问题, 提高设备安全运行可靠性, 延长补偿器使用寿命, 是同类型设备改造的成功实践。
关键词：热一次风,补偿器,变形,换型
参考文献
[1]耿万民等.补偿器的设计与应用.广州南方金属软管有限公司, 2010
[2]贾绍广等.锅炉热一次风道非金属补偿器改造安装图.河北省电力勘测设计研究院, 2010.
风道改造 篇2
关键词：热一次风,补偿器,变形,换型
1 概述
神华河北国华定洲发电有限责任公司 (以下称定电公司) 二期工程2×660MW超临界燃煤机组于2009年投入商业运营。制粉系统采用中速磨煤机冷一次风机正压直吹式制粉系统, 每台炉由6台HP1003Dyn型磨煤机, 6台EG2490型给煤机, 2台9-26NO16D-2型密封风机和相应的附属部件组成。其作用主要是为锅炉磨制生产输送合格的煤粉, 燃烧设计煤种, 5台磨煤机可满足锅炉MCR工况运行的要求, 其中1台备用;燃烧校核煤种, 6台磨煤机全部投运可满足锅炉MCR工况运行的要求。制粉系统管路主要由磨煤机送粉管道, 冷、热一次风管道和相应的调节挡板, 隔绝门和附属设备组成, 主要是用于磨煤机输送一次风和煤粉的作用。3、4号机组锅炉热一次风道均采用非金属补偿器, 目前在装数量: (见表1)
制粉系统磨煤机入口热一次风道由于直管段距离仅为5250mm, 一期磨煤机入口热一次风道直管段为12100mm, 为了保证风道补偿量原始设计采用的非金属补偿器, 在机组运行期间磨煤机入口热风隔绝门前非金属补偿器热态下变形严重横向位移长期处于极限状态 (见图1) , 风道末端磨煤机入口热风隔绝门前非金属补偿器热态下最大横向位移△Y达到50mm, 偿量标准为△X=30mm, △Y=50mm, 长时间运行极易发生非金属补偿器运行中破裂, 且无法进行隔离, 严重影响到机组的安全运行, 因此解决热一次风道非金属补偿器变形问题势在必行。
2 原因分析
补偿器习惯上也叫伸缩节, 或膨胀节, 是利用其弹性元件的有效伸缩变形来吸收管线、烟风道或容器由热胀冷缩等原因而产生的尺寸变化的一种补偿装置, 可对轴向, 横向, 和角向位移的吸收。非金属补偿器 (图2) 主要由非金属材料、法兰及保温隔热材料组成。主要材料为氟橡胶涂层玻璃布、聚四氟乙烯压膜玻璃布、三元乙丙胶涂层玻璃布、丁睛橡胶涂层玻璃布、聚四氟乙烯薄膜单层复合材料、陶瓷纤维防火布、硅酸铝棉、不锈钢丝纤维布、玻璃纤维布等。其使用寿命取决于使用的介质及工况条件, 当其使用温度和压力升高, 寿命会相应缩短, 当介质具有腐蚀性时也会对其使用寿命产生影响。有关织物补偿器的漏风试验表明, 同一试件的泄漏与试验介质的压强变化趋势基本一致, 即压强越大, 试件的渗漏越严重。补偿器的承压特性也会随着补偿器表面涂层的逐渐老化而降低。磨煤机入口一次风道软连接处风压约8k Pa, 风温近300℃, 属于织物补偿器工作恶劣环境, 由于管系热膨胀导致其吸收轴向和径向的位移增大, 长期处于极限状态极易造成失效。
3 解决方案
结合定电公司3、4号机组热一次风道布置现状及非金属补偿器运行情况, 委托河北电力勘测设计研究院对定电二期工程3、4号机组热一次至磨煤机风道非金属补偿器改金属补偿器设计校核确认并出具设计文件 (F00602E5S-J0503-01～07) , 对涉及变动的钢梁委托上海锅炉厂对变动钢梁的规格及对原构件受力进行的校核计算并出具确认函。利用3号机组检修机会对3号炉热一次风道非金属补偿器进行换型更换为性能良好的金属补偿器, 同时对相应的支架、钢梁进行变动, 以确保运行期间补偿器无泄露, 系统长期稳定运行。
金属补偿器结构如图3 (轴向补偿时) 及图4 (横向补偿量大时) 。
3.1质量目标
(1) 补偿器的设计、制造、试验和检验必须符合GB/T12777-1999《金属波纹管膨胀节通用技术条件》的规定标准要求进行。补偿器与烟风道的连接方式采用内插焊, 连接烟道插入至补偿器框架内口20mm并与之焊接。
(2) 金属补偿器设计疲劳寿命≥1000次循环, 且设计疲劳寿命安全为10年。
(3) 补偿器其他各部位焊缝表面, 无裂纹、气孔、弧坑、夹渣和焊接飞溅物。
(4) 热一次风道非金属补偿器换型, 同时对相应的支架、钢梁进行变动, 以确保运行期间能够满足系统补偿量, 保证补偿器无泄露, 系统长期稳定运行。
3.2方案实施
按照3、4号机组热一次至磨煤机风道非金属补偿器改金属补偿器改造图纸及上海锅炉厂对增加钢梁的规格及对原构件受力进行的校核计算确认函实施。零件与新增补偿器连接处, 零件按改造后布置图, 按图示尺寸现场制作, 编号17a、17b、18a、29a支架在原来的支架上改动调整, 同时增加编号25、26、27、28支架, 以满足风道管系热轴向、径向位移需要。
金属补偿器更换方案 (见表3、表4) 。
4 改造效果
定电公司通过机组检修对3号机组热一次风道非金属补偿器换型改造, 用性能良好的金属补偿器替代原非金属补偿器, 同时对相应的支架、钢梁进行变动调整, 机组运行期间效果明显, 消除了补偿器热态变形问题。
费用分析:
1台机组热一次风道非金属补偿器改造实际发生费用明细: (单位:万元)
此次热一次风道非金属补偿器换型改造费用严格控制在预算费用之内。
5 结语
通过热一次风道非金属补偿器换型改造, 对相应的支架、钢梁进行变动调整, 消除了补偿器热态变形问题, 提高设备安全运行可靠性, 延长补偿器的使用寿命, 为机组长周期稳定运行奠定了坚实的基础, 同类型设备改造的成功实践。
参考文献
[1]耿万民等.补偿器的设计与应用.广州南方金属软管有限公司, 2010
创新风道散热更强 篇3
华硕电脑是全球领先的3C解决方案提供商, 致力于为个人和企业用户提供最具创新价值的产品及应用方案, 其机箱产品一直秉承了“工艺美学绿色环保”的产品理念, 旗下所有产品均严格遵循了38度机箱的品质, 而TA891在散热设计上更是进行了系统的优化处理。
从机箱前面板我们可以看出, TA891没有采用机箱产品常见的六边形散热孔设计, 而是在机箱面板上开辟了两个凹进去的竖型进风口, 内隐藏2个80mm的风扇位。这样的设计可以更加强劲的将冷空气吸入机箱内部。两个进风口在金属银质感边框的衬托下使机箱整体更加增添了时尚的气息, 更加凸显了该款产品俊朗的风格。
要想把冷空气源源不断、强有力的吸进机箱内容, 光有前置散热设计是远远不够的, 一定要在机箱内部形成良好的散热风道, 形成内部空气流通顺畅的环境才能让机箱整体发挥出强劲的散热效能。TA891正是基于这样的设计理念, 后置风扇孔支持2*80mm系统风扇、标配1个80mm风扇, 能够很好的将机箱内部热空气吹出去, 与前面板上的进风口和2*80mm风扇位形成前吸后吹的散热方式。同时为了增强C P U、显卡等元件的散热, TA891还在机箱侧板上设计了侧面CPU散热孔、VGA散热区域, 外加内部CPU空气导管, 能够将冷空气直接送到这些元件附件。
此外TA891还通过Ro HS认证, 材质采用0.6mm优质镀锌钢板, 材质更绿色;根据机箱辐射分布情况设计EMI弹点, 让机箱具有良好的闭合性, 有效防止电磁辐射外泻。侧板采用了具有专利手拧螺丝的“免螺丝工具拆卸”设计。大量的卡、扣设计让繁琐的安装变得轻而易举, 同时优异的机械设计更是带来了稳定的安全装卸。另外, 各种预留的接口、导轨让你D I Y时方便之极。而且各个细节部分全部采用了卷边不伤手设计, 特别适合经常需要装拆配件的DIY们使用。
客车风道和行李架设计 篇4
1行李架的类型及结构
1.1风道和行李架的类型及结构
目前使用的行李架有整体式和分体式两种。整体式即空调冷气风道和内行李架设计成一体件,不可拆分(图1),多用于中高端客运和旅游车;分体式行李架;风道可单独使用,行李架作为选装(图2),此款行李架经济适用,作为经济性客车的发展局势。
1.2风道和行李架的材料
行李架基材主要有镀锌钢板,PU发泡;镀锌板采用t1.0mm辊压成型覆皮革,工艺简单,成本低,但是重量重,不适合现代轻量化的局势;PU发泡采用PU料+玻纤+PVC皮革,发泡模压成型,密度一般为0.5Kg/m3,发泡厚度7mm,质感好,重量轻,同款行李架,重量只有镀锌板的60%,但是价格比镀锌板高10%左右,PU发泡成为主流材料。我司的XMQ6901AY定义为中高端中巴车,采用整体式结构,材料选择为PU发泡。
1.3风道和行李架安装及强度要求
1.3.1风道和行李架的安装。
风道作为冷气的输送通道,必须称为封闭的管道,它是由顶盖骨架内侧和内行李架共同组成的;如图3所示,依托顶盖骨架内侧,由ABS(t1.0)+PE棉形成风道的一边,安装时靠顶骨架成型;安装位置应与中顶板搭接或者对接,侧围处应于L型角铁对接,保证风道的气密性,用铆钉固定;风道另一侧采用外吊架的行李架,固定点1,2均M6的自攻螺钉,间隔200mm;安装方便;
1.3.2风道及行李架的强度
行李架与车顶的连接,都是用吊架连接的。所以,吊架的强度就非常重要,强度要考虑行李的载荷,车辆的运动惯性特点等。现在中巴车比较成熟的外吊杆是尼龙PPA6注塑。只要设计合理,既能保证强度,也具有一定的美观性。
GB 7258-2012《机动车运行安全技术条件》中要求,行李架承载能力应大于等于40Kg/m2;静态承载重量为120kg/m时要求每米形变≤8mm;行李架的强度须满足如下要求:风道取80*8*5mm样件进行试验,拉伸断裂强度纵向≥12.0Mpa,横向≥8.0Mpa,弯曲强度≥12.0Mpa,常温冲击性能(无缺口)≥1 0kJ/m2。
2风道和行李架的设计要求
行李架类型及结构选择以后,就要展开对行李架的设计。
2.1行李架高度空间尺寸要求
行李架安装后在车内的高度尺寸,必须满足GB13094-2007《客车结构安全要求》条款4.6.8.4中规定的座椅上方的自由空间;每个座位均有一个垂直净间,它是从未压陷座垫的最高点所处平面向上不小于900mm,以及从就座乘客搁脚的地板处向上不小于1350mm(见图4);对于轮罩处和后排座椅处,可减少为1250mm;以实际设计的XMQ6901AY为例,该条款在设计中的应用见图5。
2.2风道和行李架外形尺寸要求
GB/T 13053-2008《客车车内尺寸》要求,行李架内宽W≥300mm,行李架入口高H≥200mm;行李架倾角α≥5°;XMQ6901AY车型,各尺寸见图5。
2.3风道的送风截面积设计要求
空调送风道的外形设计应结合车型的造型设计进行,按需要设计成不同的截面,管道内壁应尽可能做得光滑,以减少气流阻力。空调送风道采用低速送风,风速不宜过高,一般采用5 m/s～8 m/s。截面积按空调专业室编制的设计规范XMQB 002《客车空调送风风道设计规范》,查取相应的数值,见表1;XMQ6901 AY为中置空调,送风量为4800 m3/h,每侧风道截面积为437～656 cm2,实际测量风道面积为618 cm2,满足要求;根据设计经验,风道内可放置一个200*200mm的矩形,即可满足要求,如图5所示。
3风道出风口的布置
风道出风口分为常开出风口和可调出风口;
3.1常开出风口的布置
3.1.1空调送风道在回风口前后小于200mm范围禁止设置常开出风口,防止冷风吹向回风口,发生“短路”。
3.1.2设置空调送风道出风口时,严禁常开出风口冷风直接吹向人的后颈。
3.1.3在侧窗玻璃处设置有常开送风口时,其常开出风口的截面面积占常开送风口总截面面积的60%,且与玻璃平行,不允许吹向侧窗玻璃。
3.2可调出风口的布置
风道上的可调出风口应沿车厢纵向按乘员数量设置冷风出口,其中心位置应在人脸的前侧方180 mm～250 mm,如图6所示。每排座椅上方布置一个可调出风口。
4总结
现代化和高档化必定是客车车内设计水平现代化的一个标志,但是风道和行李架的功能化,人性化、适宜性、实用性仍然是设计人员当前基本的设计思想和设计理念。
摘要：介绍客车风道和行李架的类型,材质和结构,并对行李架设计原则,设计要点进行说明。
关键词：长途客车行李架类型,材质和结构设计原则
参考文献
[1]客车车身设计/刘开春编著——北京:机械工业出版社,2012.10.
[2]GB 13094-2007《客车结构安全要求》.
[3]XMQB 002(客车空调送风风道设计规范》.
[4]GB 7258-2012《机动车运行安全技术条件》.
长沙1号线风道送风均匀性研究 篇5
合理的风道内气流组织可以有效改善客室内的温度场、速度场及舒适性。送风风道的出风均匀性直接决定了车内气流组织的优劣, 因此有必要对风道内部结构进行优化实现均匀送风。
长沙1号线地铁采用下送下回式空调机组并配合采用B型车风道送风。为优化送风均匀性, 通过CFD计算及试验相结合的方式对风道内部结构进行了优化。与原B型车风道相比, 解决了空调机组回风口周边无送风的问题, 同时降低了整车噪声。
2 初始方案及物理模型
长沙1号线送风风道示意图如图1所示。空调所送气流经风道入风口进入两侧风道空间, 并经风道通过底部孔板送入车厢。初始方案模型见图2。
由于风道宽度方向对称性, 理想状况下两侧气流流动情况完全相同, 因此仿真建模时选取宽度方向一半风道作为研究对象。
本项目研究风道总送风量为4 000 m3/h, 其中主风道区域的送风量为3 300 m3/h, 司机室风量700 m3/h。
与原B型车相比, 本项目风道在入风口的两侧取消静压箱孔板并在距入风口一定距离处开面积较大的回流孔。通过在回流孔处设置导流板以解决入风口两侧的送风问题。
由于送风风道静压腔底部送风孔板沿风道长度方向贯通, 为较全面地掌握和评价出风均匀程度, 以0.5 m长度计为一个计算区域。
根据送风风道结构特点, 采用结构和非结构两种类型单元生成网格, 且风口网格局部加密, 以提高计算精度。对送风风道初步结构进行网格划分, 风口网格尺寸为:入风口10 mm×10 mm, 出风口15 mm×15 mm, 整体网格尺寸最大为20 mm。整体网格及各方向截面网格生成情况如图3。
3 边界条件设置及仿真计算
送风风道模型均采用以下计算边界条件及其计算方法:
1) 以风道顶部气流入口为计算入口边界, 设为压力入口, 设置压力入口的原因为, 实际情况中入风口速度不可能为完全均匀送风, 采用速度入口 (即完全均匀送风) 与实际情况不符合, 而采用压力入口则更与实际情况更相符。根据空调机组总风量确定进风口表压力, FLUENT参数设置面板中的入口参数计算方法如下:
水力直径: (m)
其中:S为湿截面面积, C为湿周周长。
2) 以风道底部送风口为计算出口边界, 设为压力出口, 大小为0 Pa, 外界压强为标准大气压, 风道末端处的两个出风孔压力根据司机室风量大小通过不断尝试确定, 最终达到司机室仿真风量与设计风量偏差在±1%以内。湍流强度根据经验选取为5%。
3) 送风风道末端 (出风口) 孔板孔径很小, 直接对其建模会导致网格数量巨大, 进而造成计算周期延长、迭代不易收敛等问题, 可将孔板作多孔阶跃边界条件简化处理。
本项目采用SIMPLEC算法, 求解压力与速度耦合方程。经计算各出风口风量偏差如表1所示。
通过分析表1中数据可知, 明显在出风口1以及风口e2风量偏差较大, 这些风口主要处于风道的送风口处或者风道末端。因此, 下一步的优化计划就是将出风口1以及出风口e2处的偏差量减少。风道内部及出风口处的气流速度场如图4所示。
4 试验验证及优化
根据初始方案计算结果, 通过在风道中添加阻力孔板的方式调节送风均匀性, 经多次调整后最终物理模型如图5所示。
同样采用SIMPLEC算法, 求解压力与速度耦合方程。经计算, 各出风口风量偏差如表2所示。
由表2可以得出, 仿真结果与实验结果偏差较小, 除了e1出风口, 其余都在在20%以内, 说明仿真结构能很好的与实验结果相匹配。
同时通过设置回流孔, 有效解决了入风口两侧的送风盲区问题。由于取消入风口两侧的静压箱孔, 风道下方的噪声也有所下降, 通过试验测试, 送风道下方的噪声较以往项目降低了2 d BA。
摘要：长沙1号线空调系统采用新型B型车风道送风, 风道前段采用回流结构调节送风均匀性, 其他区域采用在动压腔内添加孔板的方式调节均匀性。通过仿真及试验两种方式对送风均匀性进行了验证。
关键词：长沙1号线,风道,均匀性,仿真
参考文献
[1]龙静.地铁车辆空调系统送风风道分析[J].电力机车与城轨车辆.2004, 27 (4) :40-42.
[2]孙一坚.工业通风[M].北京:中国建筑工业出版社, 2010.
浅谈煤矿风井风道安全问题 篇6
1工程概况
某煤矿风井风道及安全出口于1998年10月开工建设, 1999年5月竣工。其设计结构为素混凝土箱型结构, 混凝土强度等级为C20, 风道拱部壁厚为250 mm, 风道断面尺寸如图1所示, 净断面面积为2.8 m2。在风道施工过程中, 采用煤矸石进行地基和基础回填。
2事故经过及处理
(1) 事故发生经过。
自2010年以来, 多次发现该风道出现不同程度的裂缝和漏风现象, 其后由施工单位编制处理方案进行处理, 拟在旧风道上加覆新风道, 新建风道平面布置如图2所示。
新建风道壁距旧风道壁1 m, 新建风道壁厚为250 mm, 内配置双向HRB335级带肋Ø12 mm钢筋, 钢筋间距150 mm。新建风道顶板采用梁板式, 顶板底距旧风道拱顶0.5 m, 新风道①—④轴线顶板内配置3道横梁, 顶板厚150 mm, 梁两端在新建风道壁内设置暗柱。顶板内配置双向HPB235级光圆Ø10 mm钢筋, 钢筋间距150 mm。在旧风道壁两侧基槽开挖之后, 新建风道钢筋混凝土基础施工过程中, 由于混凝土在浇筑振捣时对旧风硐壁产生压力和扰动, 加之旧风道内部的负压力作用, 原有裂缝宽度突然增大, 形成了约2.5 m长、0.5 m高的洞口, 影响了安全生产。
(2) 事故处理。
旧风道的裂缝扩大严重影响了井下通风系统的正常运行, 危及该矿北翼的安全生产。事后有关单位迅速制订了临时抢救措施, 在旧风道外围加钢板维护, 暂时恢复井下正常通风。在新风道的施工过程中, 为防止顶模支撑系统直接作用在钢板维护结构上, 在新建风道壁内侧基础上打入预埋螺栓, 用Ø108 mm的钢管作为支撑骨架立柱, 间距1 m。水平支撑采用槽型钢焊接而成的口字形骨架, 水平支撑之间用钢管焊接, 间距1 m, 支撑系统如图3所示。经周密部署、合理组织, 最终成功完成了新风道的施工。
3控制风道质量的建议
上述案例教训深刻, 如若应对不当会对整个矿井的安全生产造成威胁, 经过事故分析和对多个风井风道的充分调研论证, 认为影响风道质量的因素主要有设计、施工和日常维护3个方面。
(1) 设计。
由于风道的扰动及相关影响, 为了增强风道的耐久性, 延长其使用寿命, 根据以往工程经验, 其地基处理应采取3∶7灰土换填, 并分层夯实, 换填土压实系数应达到有关规定[1]。风道主体结构形式应为钢筋混凝土结构, 同时要注意壁厚和钢筋保护层厚度的控制, 禁止使用素混凝土结构。当采用素混凝土结构时, 由于没有配筋, 故对地基不均匀沉降的抵抗力会大大减弱。若风道受到的拉应力一旦达到混凝土的抗拉强度, 其外壁很快因开裂而产生脆性断裂破坏, 且无明显预兆。另外风道内部为负压 (风流的绝对压力小于井外的绝对压力) , 产生裂缝后会出现漏风, 且不断通过裂缝进行回风, 导致裂缝的进一步加大, 情况严重时会影响整个风道的稳定, 对矿井安全生产造成威胁。
目前井筒的施工方法大多采用冻结法施工, 井筒解冻后会造成一定的地基不均匀沉降, 因此还要优化井筒与风道连接处的设计, 避免由于地基不均匀沉降造成风道开裂, 以致形成不规则裂缝。
另外, 风道周围应做硬化处理, 如设置散水保护, 防止积水侵蚀影响风道基础稳定性。在雨水长期浸泡下会造成风道地基与基础不均匀沉降, 从而使风道外壁产生裂纹等现象。
(2) 施工。
现场查看发现, 目前大部分矿井风道地基与基础采用煤矸石进行回填, 矸石经风化作用后形成碎渣石, 密实度降低, 造成一定的不均匀沉降, 不利于风道的安全稳定。煤矸石作为地基材料, 其压缩变形量、抗剪强度指标均优于普通黏土, 但空隙率、内聚力却差于普通黏土。并且当降雨积水后, 煤矸石中丰富发育的泥岩遇水膨胀软化, 产生塑性变形和流变, 降低了矸石强度和黏结力, 并且回填矸石存在一定空隙, 经过风化作用后, 煤矸石颗粒会充填空隙, 其密实性也会变差, 从而降低地基承载力[2]。当矸石地基残余强度低于构筑物施加应力时, 即产生基地沉降、失稳乃至破坏。因此, 应尽量避免采用煤矸石进行地基基础回填。
若确实需要使用煤矸石进行地基基础回填时, 应掌握煤矸石的回填工艺。矸石宜选用含硫量小、不自燃、风化程度小的矸石;矸石的含水率一般宜控制在7%～9%;矸石块度粒径一般为20～100 mm;矸石填筑前, 基底范围内不得有杂草、树根、腐殖土;摊铺分层厚度以350 mm为宜, 振动压实遍数不应少于6次, 采用分层振动压实法。碾压机械宜选用不小于16 t振动压路机, 碾压时应以边缘向中间或中间向两侧循序行驶, 前后2次需套压1/3。回填后的煤矸石地基要保证其密实度大、压缩性小、透水性差[3,4]。
另外, 要注意建筑物四周排水措施, 如施工条件允许, 可提前砌筑排水沟, 以引排施工用水及雨水。
(3) 日常维护。
风道周围不准乱堆放建筑垃圾和废弃物, 雨季期间疏通风井区域地面排水沟, 并做到及时清理上部掩土, 避免风道受压。由于风道漏风部位负压的存在, 周围回填土或矸石会被持续吸附, 周围回填物不断被剥落, 严重的还能形成空洞等, 从而影响人身安全或者发生工程事故。因此, 要加强对风道的工程质量观测。若出现异常情况要及时上报, 对已出现较严重裂缝和漏风部位要委托专业设计单位提出处理方案, 组织审查, 选择具备资质的施工队伍进行修补, 以免发生更大的危险事故。
另外, 水源井位置不应离井筒及风道太近, 且水源井深度不宜过小。水源井经过长期抽水, 也可能造成其周围地质土不均匀下沉。
如该矿西风井场内一水源井距离井筒及风道约有30 m, 风道安全出口内已出现局部裂缝, 经过沉降观测发现, 水源井的抽水量与井筒和风道的沉降成正比, 在3个月时间内沉降近50 mm。为避免后期沉降过大, 改在300 m以外较远距离处新打一口水源井作为日常使用。
4结语
综上分析, 煤矿风井风道的安全与其设计、施工及日常维护是密不可分的, 只有设计主体结构安全可靠, 施工过程工序严格, 并在日常加强观测和维护, 才能保证风道的安全, 为矿井的安全生产提供保障。
参考文献
[1]《建筑施工手册 (第四版) 》编写组.建筑施工手册 (第四版) [M].北京:中国建筑工业出版社, 2003.
[2]黄方意, 徐江.煤矸石风化试验研究及风化对煤矸石地基的影响[J].四川建筑, 2004, 24 (1) :61-62.
[3]唐志新, 黄乐亭, 滕永海.煤矸石作为建筑地基的特性分析及实践[J].矿山测量, 2006 (4) :76-77.
汽车空调风道及出风口结构研究 篇7
传统风道设计一般采用模仿的方式,用国外车辆拆解的配件进行逆向工程,这种方式的最大问题是,对于风道内的结构和内部空气流动的情况一无所知,如果需要调整,没有可靠的理论依据。需要对调整后的成品进行重新试验寻找数据,这种方法不仅周期长,而且无法进行技术积累,每次重新设计都相对独立。
1 计算流体力学CFD设计
流体力学的发展和我国初期的空调风道设计一样,都是通过实验方式积累数据,来弥补理论流体力学的计算结果不实用的问题。
汽车空调风道的设计,一般涉及低速无粘流动的计算思路。由于不涉及超声流动,迭代解法、和交替方向隐式法、有限基本解法都可采用。其中,有限基本解法是解位势流动的一种数值方法。航空工业中曾广泛采用。
2 GB11555-1994涉及的风道要求设计
根据我国标准GB11555-1994风道及空气过滤器设计时应考虑包括逆向设计、风道布置、加工成型方式、三维建模、改动和二维设计图等程序。风道设计时应充分认识送风管道阻力及车内气流对组织对噪音、空调除雾、空调除霜的重要影响,风道设计关乎车内气流分配。其中,明确涉及了如下要求:
首先,风道应避免急转弯,如需分流,在分流处应加设导流板和分流板,必要的时候还应该有挡风板。其次,风管两端需严格密封,风管的固定要牢靠,并在外部设有足够的隔热防护措施,牢固包扎。最后,风管表面应有防止漏水或过热的隔降措施。
另外,在有条件的请款下,材料成型前应有CAE流体仿真。
3 除霜风口与除霜喷口的设计
中央除霜风道与除霜喷口的走向和风量应合理,且风道内壁需光滑,最小截面宽度也需符合要求,在风道符合要求的前提下,风口的设计需满足:中央风口宽度达到一定要求,出风散射面积在离出风口20厘米时达到覆盖80%的挡风玻璃宽度,且风力流动不能产生大面积涡流干扰,保持风力。两侧出风口的设计需考虑角度问题,其主要情况即容易产生干扰涡流,导致挡风玻璃表面的气流强度受到干扰。
4 较好的出风口设计案例
如图所示,是一个现在应用比较成熟的前挡风玻璃出风口设计。从图中可以看到,A、B、C三个区域是根据车型的配置和空调的配置进行的调整。其优点是可以根据车型配置调整出风口的大小,如低配车型即图示车型,可以把C区域打开,A、B区域关闭,这样在空调系统风力有限的情况下保证出风口的流速达到要求,能把挡风玻璃的大部分区域加热,且玻璃表面空气流速也能控制在某个值以上。
在中高配车型上,由于配备了较大功率的风扇,噪音控制也能符合要求,故采用较大的出风口设计,即把B区域打开,能照顾到更大的玻璃表面积,但低配车型如果采用这种方式,会由于出风口太大导致流速降低,不能有效地形成高速气流达到除霜除雾的效果。
A区域作为预留区域,可以看到,厂商在设计时虽然这样设计外观,但并未对其进行可拆处理,故考虑一般作为美观用途。豪华车的出风口设计也会采用这样的全覆盖形式,这需要极其严格的噪音控制,以及气流到达出风口前都需保持足够的流速。
5 总结
汽车空调虽然和性能、外观等相比显得较为无足轻重,但它的设计和制造水平体现出一个车系的品牌价值和层次,因此我国汽车厂商在解决了过去从无到有的问题后,这两年逐步开始注重品牌的建设和内涵建设,诸如汽车空调、噪音控制、音响设备、多媒体配置等方面有了不小的进步,这种进步不仅体现在外观的豪华程度,更体现在风道设计这样的细节上,我们还需进一步正视差距,进行努力。
参考文献
[1]王武超,赵竞全.冷凝器动态性能仿真研究[J].工程热物理学报,2005(04).
[2]祁照岗,陈江平.CFDAnalysisof Flow Characteristics of Corrugated Louvered Finsat Low Reynolds[J].Journal of ShanghaiJiaotong University.2005(01).
[3]祁照岗,陈江平,胡伟.汽车空调风道系统CFD研究与优化[J].汽车工程,2005(01).
[4]王永,杨晨,何祖威.基于ACTIVEX的模块化汽车空调系统通用分析软件的开发[J].制冷与空调,2003(04).
[5]蒋祖华,王屹,陈江平.汽车空调用变排量压缩机动态特性仿真[J].流体机械,2003(05).