压力型政府（通用4篇）
压力型政府 篇1
引言
飞机压力加油的基本需求是提供安全、快速的再次飞行准备时间。飞机压力加油需要考量的因素包括:快速的加油时间及精确加进所需的油量, 同时确定燃油在飞机上的位置, 保证符合飞机的重心限制, 并防止燃油从机上溢出机外。
某型飞机压力加油接头安装在顺航向右侧机翼前缘, 左右机翼四组油箱对称分布, 本文以压力加油系统作为研究对象, 结合管路流速限制, 对压力加油管路进行计算, 并用流量模数法验证计算结果的正确性。
燃油系统设计要求
系统模型
某型飞机全机共四组燃油箱, 对称分布在飞机机翼两侧, 油箱的载油情况为:左I组4750kg, 左II组5750kg, 右I组4750kg, 右II组5750kg, 油箱局部布置见图1所示。
设计要求
飞机压力加油系统的加油时间不超过20min, 加油管径保证加油系统导管内的燃油流速不大于9m/s, 进入油箱的燃油流速不大于3m/s。压力加油接头处的最大加油压力为0.35MPa。
压力加油算法
计算模型
某型飞机压力加油系统的布置以D点为对称点, 两边对称。节点定义、管段符号及参数图见图2所示。定义管路BD、DE和DJ管径为60mm, 管路EH、JK管径为d1, 管路JL、EG管径为d2。
其中:λ—流体沿程阻力系数
ζ—流体局部阻力系数
∑ζ—流体总阻力系数
K—流量模数
Q—压力加油流量
∆P—压力差
t—时间
W—加油总容积。
计算方法推导
压力加油系统管径计算的原则是:各油箱组同时到达满油状态, 各油箱组加油时间的预估值相同。
假设油箱的加满油的时间为t:
式中
加油总容积, m3;
Q——加油管中的加油流量, m3/s。
每个油箱的容积加油量与加油时间内供给油箱的燃油容积成比例, 即:
由于压力加油系统左右机翼完全对称, 节点D、J、K、L间管路参数符号见图2所示。在节点J上, 管路JK和管路JL成并联连接, 其压差为:
由于某型飞机通气系统采用开式通气, 压力加油时各油箱与大气相通, 可认为系统内保持着相同的压力, 由此有:
推导可得
压力加油管径计算
在压力加油过程中, 每个油箱的加油总容积为确定值, 为了使加油过程中油箱内的燃油流场稳定, 减少燃油雾化、起泡、沸腾和油面扰动, 限制油箱入口的燃油流速不大于3m/s。
由于加油总容积和管路直径及燃油流速满足下列关系:
由此可得:
当流速v越大, 管径d越小;流速v越小, 管径d越大, 为减小系统重量, 燃油流速应尽量取大, 本文取v=2.5-3m/s, 压力加油总容积为26.923 m3, 可求得d2=0.054m。
分析管段JL和JK, 假设JK长度为2m, 管段JL长度为6m, 管段DJ长度为5m管段BD长度为5m。
对燃油系统进行工程计算时, 管路上所有的沿程摩擦阻力系数和局部阻力系数简化为不随流量变化, 且管路中各管段和附件的内径都相同, 如果有管段和燃油附件具有不同的内径, 则需转换到计算用的定性直径。
计算可得。
流量模数法校验
阻力系数计算
基本加油量计算模态中, 加油系统复合直路共有两个并联节点E和J, 且都为分流状态, 都是垂直分流模式, 分流角。
旁路分流阻力系数为:
直路分流阻力系数为:
计算可得各段管路阻力系数见表1。
串联和并联流量模数
流量模数法计算流体阻力公式:
流量模数可以由下式表示:
式中:*l—换算总长度,
lζ—将局部阻力系数总和换算成当量长度;
l0—沿程长度, m;
d—管段定性管径, m;
代入可得各段管路的流量及流量模数见表2。
加油时间计算
各油箱中加满油所用的时间见表3所示。
结束语
经验算, 燃油在BD段主管道中的燃油流速为8.96m/s, 小于9m/s, 油箱出口燃油流速分别为3.03m/s、2.8m/s, 最大值略大于3m/s, 加油时间为17.7min, 小于20 min, 从上述结果可知, 加油流量和燃油流动速度及加油时间均达到压力加油设计要求。
摘要：根据某型民用飞机燃油系统布局特点, 结合压力加油管路流速要求, 计算压力加油导管管径, 并采用流量模数法验证加油时间及管路流速, 证明压力加油导管管径计算值的合理性。
一型高温压力试验装置设计与研究 篇2
我公司承接设计一套新型高温压力试验装置, 其容器要求为工作压力7 MPa, 工作温度800℃, 容积1L, 工作介质为惰性气体, 设计压力10 MPa, 设计温度为820℃。根据《固定式压力容器监察规程》可知, 该设备属于I类压力容器, 该容器选材、设计、制造及使用均需按国家规定要求执行, 该项目存在如下几个难点和未知因素:1) 耐高温容器材料的选取;2) 试验容器壁厚设计及液压试验压力的确定;3) 温差应力大小及对设计结果的影响。
1 试验装置设计
1.1 设备组成
高温压力试验装置结构及组成如图1。它由左联接螺母、密封垫、筒体、耐火砖保温层、电加热元件、可拆保温层、右密封垫、右联接接头等组成。
设备左端为进气端 (接压力控制设备) , 右端为试验端, 密封采用透镜垫结构。
1.左联接螺母2.密封垫3.左右筒体4.耐火砖保温层5.电加热元件6.可拆保温层7.右密封垫8.试验联接接头
实际产品中, 筒体内径35 mm, 外径60 mm, 长度约500 mm, 其中筒体与电加热元件间距离约20 mm。
1.2 工作原理及设计思路
工作时, 先通过电加热元件将筒体及试验联接接头部位温度加热至指定温度, 然后通过压力控制器向筒内介质加压, 使得筒内介质与联接接头部位建立一个恒压的高温环境。
2 试验容器设计
本装置工作温度高达800℃, 筒体两端由耐火材料保温、支撑并防转。容器设计温度选定为820℃, 内径为35 mm, 且容积仅为1 L, 故采用锻焊结构来制造。
2.1 材料选择
本容器设计参数决定筒体只能选用锻件, 而按文献[1]中的表11可知, 800℃下仅S31008提供了许用应力值, 而该参数也无法满足本项目820℃设计温度要求。
因镍及镍基合金制压力容器比一般有色金属制压力容器具更高的使用温度, 故本容器按文献[5]进行材料选择。综合考虑后, 容器本体选用的材料为NW6625。利用插值法可知NW6625在820℃的许用应力[σ]′=25.4 MPa。
NW6625与S31008现型材料性参对见表1。
2.2 容器设计及校核
2.2.1 壁厚计算
依据文献[1], 内径Di=35 mm下筒体计算厚度为:
式中, φ为焊接接头系数, 按文献[5]中单面焊接100%无损检测取值为0.9。
按照常规设计思路可知, 筒体壁厚大于9.8 mm, 同时考虑腐蚀余量等情况即可。本方案考虑温差应力的影响, 初步选择壁厚为12.5 mm。
2.2.2 液压试验压力确定
按文献[1]的对内压容器液压试验压力计算公式可知, 该容器液压试验压力为90 MPa, 其计算方法如下:
式中:耐压试验压力系数1.25;Pc为设计压力 (或最大允许工作压力) , MPa;[σ]为试验温度下材料的屈服强度的下限值, MPa;[σ]t为设计温度下材料的屈服强度的下限值, MPa。
在高温设计工况下, 液压试验压力已接近超高压。实际设计中, 建议耐压试验压力系数按文献[4]选取, 将该值由1.25降至1.05。因NW6625在高温状况下塑韧性较常温状态有所增加, 故理论认为, 耐压试验压力系数降低对容器安全性无影响。
耐压试验压力系数取值为1.05, 计算出液压试验压力约为76 MPa。
2.2.3 液压试验压力验证
由于本方案中液压试验压力远大于设计压力, 为安全起见, 按文献[2]对其容器厚度进行校核。即假定试验容器为设计压力90 MPa, 工作温度为常温的压力容器, 校核其壁厚最小值为:
可知, 该设备按分析设计方法计算最小壁厚为11.4 mm, 小于本方案所选壁厚12.5 mm, 故壁厚选择合格。
3 加热及保温方案设计
3.1 保温材料选择
本方案按照文献[3]进行设计, 选取保温材料为耐火砖, 保温层厚度约为100 mm。
耐火砖耐火度可以到1 690℃, 使用温度最高1 350℃, 而一般石棉类保温材料最高安全工作温度约为500℃, 故在本方案中与筒体接触部位保温材料选用耐火砖, 确保保温层不会失效。
耐火砖耐800℃高温的同时, 还具体一定的强度 (详见表2) 。性能较好的耐火砖强度与水泥强度接近, 可通过合理的结构设计, 限制容器的轴向移动和转动, 而一般的保温石棉则不具备该功能。
3.2 保温方案设计
为确保容器本体内介质温度和试验接头部分温度为800℃, 本方案中采取了电加热元件两段布置, 中间间距约50 mm。同时设了3个温度测点, 分别对应筒体加热元件段, 筒体非加热元件段和试验接头内壁。
通过上述布置, 可验证该容器在800℃高温状态下的热量分布情况, 为后期温差应力等方面研究打下良好基础。
4 实际测试
4.1 压力测试
装置建成后, 进行了水压试验, 试验压力76 MPa, 保压时间30 min, 试验结果满足设计要求。
压力试验的成功验证了文献[1]对内压容器液压试验公式同样适用于高温容器, 但实际设计中应注意其它设计方法进行验证。
4.2 温度测试
装置耐压试验成功后, 进行了整体设备高温压力测试, 其测试结果详见表3。
测试结果表明:1) 容器在高温情况下, 加热元件包容段与非包容段存在较大温度梯度。在800℃工作温度附近, 远离加热元件25 mm, 即使保温时间足够长, 该处温度并不能稳定至800℃附近, 且已下降至630℃, 与期望值存在较大的差距。2) 要想精确控制筒体温度稳定至800℃, 不能依靠热辐射与保温层配合的方式。只有通过加热元件包容的方式来实现。3) 当液压试验压力过高时, 可以参考超高压容器试验压力系数进行计算, 避免了材料的浪费, 容器安全性也可得到保证。
5 结论
该装置的成功研制, 并得出如下结论:1) 镍基合金NW6625可应用至820℃设计工况, 耐压、密封性能稳定;2) 常规设计方法确定高温容器壁厚, 辅以分析设计等方法进行验证, 并参照超高压容器耐压试验安全系数, 液压试验安全;3) 镍基合金NW6625在加热元件包容与非包容段温度差较大, 需考虑温差应力及尺寸伸缩的影响。
摘要：在一型镍基合金高温压力试验装置的设计过程中, 在常规设计的同时以分析设计公式对常规设计结论进行了验证, 解决了高温压力容器液压试验过高引发的疑问, 后续产品实验验证了设计结果正确。该容器的成功研制, 为同类压力容器的设计与研制提供了良好的理论基础和详实的参考数据。
关键词：镍基合金,高温,压力试验,分析设计
参考文献
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[4]中国国家标准化管理委员会.TSG R0002-2005超高压容器安全技术监察规程[S].北京:中国标准出版社, 2006.
压力型政府 篇3
碳纤维增强塑料筋(CFRP筋)锚杆具有耐腐蚀性强、抗拉强度高、锚固反应快、密度小、弹性模量小、热膨胀系数与混凝土和水泥砂浆相似等优点,为锚固技术在土木工程中的应用开辟了更为广阔的前景[3,4,5,6]。
1 压力型CFRP筋锚杆的工作原理
1.1 压力型CFRP筋锚杆的构造
压力型锚杆的杆体采用全长自由的无粘结筋,通过锚杆底端与杆体可靠连接的承载体,使拉力直接由无粘结锚筋传至底端承载体,再通过承载体对锚固体施加压应力转化为注浆体与周围岩土体的剪切抗力,以此提供锚杆所需承载力。压力型CFRP筋锚杆主要有内锚头、拉杆、外锚头三部分构成,本文内锚头和外锚头均采用粘结式传力锚具,内锚头端部连接承载体,承载体为厚度30 mm的钢板,CFRP筋作为杆体,外锚头有台座、锚板和锚具组成,构造见图1。与拉力型CFRP筋锚杆相比:1)注浆体受压会对钻孔壁产生一定的径向力,从而提高粘结强度;2)由于杆长全长自由,在相同荷载锁定下,压力型锚杆的损失比拉力型锚杆小很多;3)无需设锚固段自由段,可全长注浆,施工方便;4)剪应力分布较拉力型锚杆均匀,且相同荷载下剪切应变小。
1.2 纤维塑料筋粘结型锚具
纤维增强塑料是典型的各向异性材料,其横向与纵向强度比仅为1:20左右,因此难以采用传统夹片式锚具,开发锚固处的纤维塑料筋均匀受力是锚具设计的关键。日本、北美、西欧等发达国家纤维材料的研究与应用起步比较早,对纤维增强塑料筋张拉锚固体系的研究开发已取得了一定成果,目前国内外开发的锚具主要有夹片型、灌浆型和压铸管三种类型,应用最广的是灌浆型锚具。本文在借鉴国外研究成果的基础上,为了得到比较好的粘结效果,自行设计一种灌胶式螺丝端杆锚具,示意图如图2,套筒内界面锥度为2°;为防止锚具端部出现剪力集中,设计有5 cm直筒段;锚具底部装有锚塞,锚塞中心留有出气孔,通过其旋转可以加压使胶体与筋材粘结密实;套筒外表面设有螺丝并装有螺母,便于施加预应力。
1-锚具;2-锚板;3-台座;4-锚固介质;5-承载板;6-内锚头;7-PV套管;8-止浆板;9-CFRP筋
1-粘结剂;2-锚塞;3-锚筒;4-螺母;5-CFRP筋;6-止浆环
1.3 压力型CFRP筋锚杆的锚固机理及粘结强度分析
压力型锚杆的内锚和外锚是锚杆与岩土体重要的连接构件,极大地决定着锚固承载力的大小,本文研发的锚杆承载力主要有以下几部分组成:1)锚具的粘结效率;2)筋材的抗拉强度;3)灌注锚固体的抗压强度;4)围岩与锚固体的粘结强度;5)承载板的抗压强度。其中,对于压力型CFRP筋锚杆来说,锚具与筋材的粘结效率至关重要。
CFRP筋在锚筒内的粘结应力沿锚固段的分布并不是均匀的,当锚固段很短时,可以忽略渐进性粘脱的影响,除去人为的作用,锚具的粘结效果即筋材的界面粘结强度主要与粘结介质的种类、粘结长度、筋表面形状及粘结层的厚度有关。假定粘结强度呈均匀分布,已知筋材的极限荷载fptk,碳纤维塑料筋的直径da,粘结长度la,可求其界面粘结强度тu为
为了减少界面粘结强度的影响因素,тu通常采用拉拔试验获得。
对灌浆锚固体与围岩锚固长度的计算,依据国内外实践基础上的研究成果,同样假定粘结强度均匀分布,已知锚杆的极限抗拔力Tu,灌注锚固体的直径d,锚固长度lu,可求灌注锚固体与围岩的粘结强度тul:
在假设粘结强度均匀分布的基础上тu1可以通过现场试验获得,并可与现有国内规范[9]对照。
本文重点讨论的是锚具的粘结效率,即通过拉拔试验对筋材在锚具内粘结强度的试验研究。
2 试验设计
压力型碳纤维塑料筋锚杆的粘结试验参照《预应力筋用锚具技术规程》(JCJ 85—2002)设计,本文不考虑锚筋自由端的滑移,拉拔试件见图3。试件制作主要工序如下:
1-锚塞;2-螺母;3-锚筒;4-CFRP筋
1) CFRP筋表面通过细砂纸轻微研磨处理,并通过工业真空吸尘器除去灰尘或松动的微粒,基材必须清洁、无油,并保持干燥。
2)用丙酮清洗锚筒内部的油污,以增强接触面与CFRP筋的粘结力。
3)真空灌浆。首先在锚筒一端采用真空机抽取孔道中的空气,然后用压浆泵以0.7 MPa左右的正压力把粘结剂压入孔道内,以提高孔道灌浆的饱满度,减少气泡的影响。
4)在灌浆完成15 min左右,缓慢拧紧锚塞,对其施加压力,增强粘结效果,由于内外压差的原因,部分CFRP筋向外滑落,锚固长度以实际锚固长度为准。
试验采用Φ7光圆CFRP筋,极限抗拉强度为1 900 MPa,弹性模量为150 GPa;在文献[10]的研究基础上,选取与纤维塑料筋粘结效果比较好的两组粘结介质,一是掺杂聚丙烯纤维、减水剂,膨胀剂的R42.5号水泥浆,另一种为自行开发的以环氧树脂为底料,按一定比例掺合复合固化剂、填料(主要为石英砂)的环氧砂浆。拉拔明细表如表1。
由万能试验机加载,加载速度每分钟100 MPa,直至加载完全破坏,主要量测荷载有拉力荷载P和受荷端的滑移量S。
3 试验结果与分析
3.1 拔出试件的荷载-滑移曲线
由于在灌注锚固时锚筒内残有少许空洞,荷载-滑移曲线偶尔出现起伏,在计算真实滑移时要剔除试验操作中由于万能试验加载机夹具对试件施力产生的变形影响,当粘结介质为水泥浆时,试件均是拔出破坏;当为环氧砂浆时,三组由于锚具端口剪力突变出现剪切破坏,两组出现拉断破坏,五组均来粘结较长的试件。在拔出破坏试件出现峰值后,抗拔力开始不同程度出现波浪式衰减,下图抗拔荷载均只考虑荷载施加到峰值,滑移考虑整个过程。
Φ7光圆CFRP筋在不同锚固长度、不同粘结介质中的荷载-滑移曲线(即p-S曲线)实测值如图4、图5。
3.2 拉拔结果分析
拉拔试验所测得光圆CFRP筋在以上粘接环境下的平均截面粘结强度见表2。通过试验数据比对分析,结果如下:
1)拉断破坏的加载曲线可以认定为有三段组成,第一段为初滑移阶段,此阶段主要为粘结剂与筋材部分表面化学胶结受力,然后是弹性滑移阶段,锚固部分基本完好,整体受力,剪力比较均匀;第三阶段为塑性滑移阶段,随着荷载进一步增加,筋材截面出现变化,受弱面处开始出现颈缩,达到一定程度后伴随一声崩裂的声音,抗拔力急剧下降,试件出现拉断破坏。此时滑移量为3 mm左右,滑移量的大小与极限荷载有关,荷载越大,滑移量越大。
2)在同种粘结介质下,锚固较长的试件峰值高,同时破坏时的滑移量也比较大;在同等荷载下,锚固长的试件滑移量相对偏少。
3)对光圆CFRP筋来说,水泥浆的粘结效果比较差,在同种情况下,环氧砂浆的最大抗拔峰值达到72.9 kN,接近水泥浆抗拔荷载的2倍左右。
4)环氧砂浆的粘结效果参照预应力筋-锚具的锚固效率公式:
式中Fapu为拉拔试验中实测极限拉力;Fpm为CFRP筋的实际平均极限拉应力,本试验取出厂数据;ηp为效率系数,取值为1。取锚固长度为40d环氧砂浆的平均极限拉力1 819 MPa,筋材破坏荷载为1 900 MPa,经计算平均实测极限拉力满足锚具锚固效率等于或大于0.95的要求。
5)界面活性处理后的CFRP筋,上升段增长相对缓和,下降段持续受荷能力强,破坏滑移量大,但小于同种粘结介质下的抗拔峰值。峰值越低,持续加载能力越强,说明由于活性处理后的持力段分布越均匀,渐进性粘脱比较明显。
4 结语
选择与纤维塑料筋粘结效果比较好的两组环境介质,比较详细地研究了光圆CFRP筋在灌胶式螺丝端杆锚具的锚固效果,主要结论如下:
1)论证了自行配置的环氧砂浆与光圆CFRP筋良好的粘结效果,在锚固长度为280 mm时,Φ7光圆CFRP筋最大拉拔荷载为72.9 kN,界面粘结强度为11.7 MPa,试件平均粘结强度为11.36 MPa,在带肋CFRP筋生产不成熟的情况下,满足工程的基本使用要求。
2)经过与试验数据的对比,分析了拉断破坏光圆CFRP筋荷载-滑移曲线的变化趋势,分为初滑移、弹性滑移、塑性滑移三部分。
3)试验证明,采用CFRP筋表面活性处理对增强粘结效果并不理想,说明该方法对改变筋材活性以增加粘结效果的研究还有待进一步探索。
4)通过试验论证了本文自行研发的灌胶式螺丝端杆锚具与光圆CFRP筋组装件的锚固性能,满足锚具效率达到或者超过0.95的规定,为多丝光圆CFRP筋的工程应用提供了参考。
参考文献
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防水型压力蒸汽灭菌指示卡的研制 篇4
关键词：压力蒸汽灭菌,灭菌指示卡,防水型保护膜
0前言
压力蒸汽灭菌法是目前国内外医疗卫生机构和药械生产企业普遍使用的灭菌方法之一。压力蒸汽灭菌法具有灭菌能力强、周期短、成本低、操作简单、使用安全、无污染等特点, 是热力学灭菌中应用最广泛、最有效的方法之一[1,2]。
压力蒸汽灭菌指示卡是检测压力蒸汽灭菌效果的常规指示卡。在同一高压蒸汽灭菌器内, 在相同的压力、温度和时间等条件下, 由于包装方法和内容物不同, 常出现压力蒸汽灭菌指示卡变色不均匀或浅于标准色的现象, 从而影响对灭菌效果的评判[3]。原因主要是:蒸汽灭菌过程中产生的冷凝水常以水滴的形式聚集在金属或玻璃器械表面, 进而浸湿灭菌指示卡变色剂, 导致灭菌指示卡变色不均匀或者浅于标准色[4]。
目前国内生产的压力蒸汽灭菌指示卡不具有防水功能。美国一家公司将固体化学物封装在金属压片内, 温度上升时, 固体化学物融化后的液体沿纸芯通道印染, 起到防水目的, 但该方法存在制作工艺复杂、成本较高等缺点[5]。
我们研制了一种透明防水保护膜并将其涂覆在普通灭菌指示卡变色剂的表面, 形成防水型压力蒸汽灭菌指示卡, 具有防水功能且可以正常变色, 已申请专利 (2013105255375) 。
1 防水型灭菌指示卡的研制
1.1 透明防水保护膜化学成分
(1) 热塑性丙烯酸树脂, 选用型号为美国罗门哈斯B66标准型树脂。分子式为 (C3H4O2) n, 具有受热软化, 冷却即凝固且不溶于水的特点。在本研究中也可用性能相近的BM66-D树脂替代。
(2) 二甲苯, 有机溶剂, 用于溶解热塑性丙烯酸树脂B66。在本研究中也可用其他苯类、酯类或酮类的单一或混合有机溶剂替代。
(3) 环已酮, 作用是延长涂膜干燥时间。根据季节温度不同, 可适当调整其比例。
(4) 醋酸丁酯, 作用是加速涂膜干燥时间。根据季节温度不同, 可适当调整其比例。
(5) 气相白炭黑 (气相二氧化硅) , 主要作为流变控制剂使用, 具有增稠、防沉淀等作用。气相白炭黑能使涂层均匀, 防止树脂沉降分层, 提高涂层与基材之间的结合强度以及涂层的硬度、透明度和抗老化性。也可使薄膜易于张开, 不会粘结。实践中也可用溶剂型高分子分散剂HX-4800和溶剂型聚酰胺蜡类流变助剂HX-8900等助剂替代[6,7]。
上述物品的化学属性, 见表1。
1.2 透明防水保护膜配方比例
B66热塑性丙烯酸树脂10%~40%, 二甲苯40%~60%, 环已酮5%~20%, 醋酸丁酯5%~20%, 气相白炭黑1%~10%。
1.3 防水型灭菌指示卡制作技术
(1) 配制溶剂:按上述比例将二甲苯、环已酮、醋酸丁酯混合, 搅拌均匀。
(2) 按比例将B66热塑性丙烯酸树脂加入所配制的溶剂中, 搅拌至全部热塑性丙烯酸树脂结晶颗粒溶解后, 在高速搅拌下再加入气相白炭黑至分解均匀。B66丙烯酸树脂全部溶解后, 呈均匀透明的胶状液体。
(3) 将以上配制好的透明防水保护膜溶液, 丝网印刷在普通压力蒸汽灭菌指示卡变色剂表面。涂膜要薄, 否则会影响蒸汽穿透时间, 导致变色达不到终点。可以通过调整灭菌指示卡变色剂着色反应物配方比例, 调节变色反应时间。
(4) 在丝网印刷过程中, 透明防水保护膜溶液会挥发变稠, 所以要注意观察溶液的黏度和流动性。若溶液流动性过小, 则印刷过程中会表现为转移不流畅、不均匀, 可在溶液中适当提高环已酮的比例;若溶液流动性过大, 会导致涂层太薄或75℃烘干后涂层不干, 则应适当增加醋酸丁酯的比例。
2 防水型灭菌指示卡防水效果实验
2.1 材料
(1) 日本Hirayama HVE-50型高压蒸汽灭菌器。
(2) 普通压力蒸汽灭菌指示卡 (不具有防水功能) 。
(3) 变色剂表面涂有透明防水保护膜的压力蒸汽灭菌指示卡 (下文简称“防水灭菌指示卡”) 。
(4) 不锈钢托盘。
(5) 纱布块 (10 cm×10 cm×8层) 。
2.2 方法
2.2.1 实验方法
本实验分为纱布块组和金属器械组两组。纱布块组包内为纱布块, 将普通灭菌指示卡和防水灭菌指示卡分别放在每个包内纱布块的中间位置。金属器械组包内为不锈钢托盘, 将普通灭菌指示卡和防水灭菌指示卡分别放在每个包内与不锈钢托盘直接接触, 注意要将灭菌指示卡的变色剂面与不锈钢托盘充分贴合[8]。
将每组的实验包放在同一个高压蒸汽灭菌器内, 灭菌温度为132℃, 灭菌时间为3 min。蒸汽灭菌指示卡上的变色剂由灭菌前浅黄色变为灭菌后均匀黑色为变色合格, 变色浅于标准色或变色不均匀为变色不合格[9]。分别记录纱布块组和金属器械组合格和不合格的样本数。
2.2.2 统计学方法
采用SPSS 15.0统计学软件进行统计学分析。组间的差异比较采用χ2检验, P<0.05为差异有统计学意义。
2.3 结果与分析
(1) 纱布块组中普通灭菌指示卡总样本数为40例, 其中变色合格37例, 变色不合格3例;防水灭菌指示卡总样本数为40例, 其中变色合格39例, 变色不合格1例。χ2=0.263, P=0.608>0.05, 差异无显著性意义。两种灭菌指示卡用于纱布块组变色效果统计表, 见表2。
在纱布块组中, 蒸汽灭菌过程中产生的冷凝水, 能够较好地被纱布块吸收, 不会浸湿灭菌指示卡变色剂, 因此不会影响到灭菌指示卡的正常变色[10,11,12]。
(2) 金属器械组中普通灭菌指示卡总样本数为40例, 其中变色合格30例, 变色不合格10例;防水灭菌指示卡总样本数为40例, 其中变色合格39例, 变色不合格1例。χ2=8.538, P=0.003<0.05, 差异有显著性意义。两种灭菌指示卡用于金属器械组变色效果统计表, 见表3。
在金属器械组中, 蒸汽灭菌过程中产生的冷凝水, 常以水滴的形式聚集在金属或玻璃器械表面, 进而浸湿灭菌指示卡变色剂, 导致灭菌指示卡变色不均匀或者浅于标准色[10,11,12]。而对于防水灭菌指示卡, 透明防水保护膜有效隔离了冷凝水, 因此冷凝水不会浸湿灭菌指示卡变色剂, 从而确保了灭菌指示卡的正常变色。
2.4 结论
防水灭菌指示卡能够较好地隔离冷凝水与灭菌指示卡变色剂的接触, 能够较好地防水且可以正常变色。
3 小结
此项研制技术适用于121℃和132℃压力蒸汽灭菌指示卡。该技术成本较低、工艺简单、适合规模化生产, 且性能稳定可靠。经反复试验和实际应用, 该防水型灭菌指示卡能正常变色且能有效克服指示卡变色不均匀或浅于标准色的缺陷。同时, 由于透明防水保护膜有效隔离了灭菌指示卡变色剂与空气的接触, 所以也能起到延长灭菌指示卡保质期的作用。
随着国家医疗卫生事业的发展, 压力蒸汽灭菌指示卡的需求量也将逐步上升。此类防水型灭菌指示卡能够降低医疗成本, 将具有广阔的应用前景和一定的社会价值。
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