自锁装置（通用7篇）
自锁装置 篇1
1 引言
目前国内大多数高层建筑并未设置避难层,逃生设备几乎为空白。美国911事件和上海商学院火灾事件等悲剧的发生,引发了研制安全有效的高层楼房逃生设备的热潮。基于自锁蜗杆与离心式摩擦制动的高楼逃生装置能够很好地弥补国内相关产品的不足,具有操作简单、无需用电、安全可靠的特点。本文主要介绍了此逃生装置的设计思想、原理结构以及性能分析。
2 设计思想
此装置设计思想中包含以下几个方面:
(1)纯机械结构设计
高层楼房的供电系统在灾害发生时极有可能崩溃。基于自锁蜗杆与离心式摩擦制动的高楼逃生装置是纯机械结构,无需用电,这也是此装置设计的基本思想。
(2)安全可靠
采用具有自锁性能的蜗轮蜗杆传动机构是主要下降机构。通过人员手摇手柄产生的力矩即可克服蜗轮蜗杆的摩擦力矩将人体安全下放。同时,针对在剧烈震动状况蜗轮蜗杆机构的自锁有可能失效的情况,该装置还具有离心式摩擦制动机构,最大程度保证人员的安全。
(3)操作及贮备方便
此装置下降过程可控,可在任意高度停留。这在一定程度上减小了受困人员下降过程中的恐惧心理。操纵箱体跟随人体一起下放,且贮存方便,可以作为高层建筑常备的逃生工具。
3 设计方案
3.1 装置的总体介绍
为了减少使用过程中与楼房外壁产生的碰撞和摩擦,在控制箱体与墙壁接触的一侧安装了两个滚轮。总体结构如图1所示。
1.控制箱体外壳2.离心式摩擦减速器3.蜗轮蜗杆减速机构4.滚轮5.摇臂6.端盖、轴承7.卷筒
卷筒7上用吊环螺钉固定涤纶防火安全绳,由箱体1上的出绳孔引出,并将钢丝绳的末端迂回,利用钳工手艺将钢丝绳扣紧,与扣钩相连。摇臂5与蜗杆轴过盈配合连接。
使用时,人体和控制箱体用安全带相连,将扣钩挂于暖气管道、下水道、楼梯栏杆、床腿等强度较高的物体上,受困人员带着控制箱体一起下放到楼房外面,降落中人体控制摇臂5即可平稳下降。
蜗轮蜗杆减速机构3具有自锁功能,蜗轮不能带动蜗杆转动,当人的手摇摇臂使蜗杆转动时,带动蜗轮转动,使蜗轮的同轴卷筒上的安全绳稳定下放,人体安全下降。
离心式摩擦制动器2作为安全装置,运动过程中一旦出现蜗轮蜗杆自锁失效的情况,此安全装置将会立即工作,使速度稳定在国家标准限定的最大下降速度1.5m/s以下,起到二次减速作用。每个摩擦制动块上安装了拉伸弹簧,从而保证了在低速的情况下不进行制动,在速度达到1.5m/s时处于最佳制动状态。
3.2 自锁式蜗轮蜗杆和离心式摩擦制动系统的设计
此高楼逃生装置的核心是图2所示的自锁式蜗轮蜗杆和离心式摩擦制动系统。
1.离心式摩擦制动器(外盘)2.蜗轮3.蜗杆
蜗轮蜗杆机构除了具有传动比大、结构紧凑等特点之外,还具有反向自锁性的特点。一般情况下,螺旋升角在5°以下时,具有自锁功能,即只能蜗杆主动,驱动蜗轮,反之则不能。一般蜗杆选用单头蜗杆。此结构中采用了动、静摩擦系数值相对较大的钢与铸铁的摩擦副,螺旋升角γ=3.22°。
在对自锁可靠性要求高的重要场合(如起重设备等),应加装制动装置。离心式摩擦制动器用于在蜗轮蜗杆自锁失效的情况下进行限速。此结构包括6个离心滑块(附有摩擦衬片)、制动盘外盘、制动盘内盘、平键、蜗杆轴、垫圈和挡圈等。其中,制动盘外盘与控制箱体内壁刚性连接,制动盘内盘与蜗杆轴通过两个普通平键连接。内盘结构如图3所示。6个离心滑块分别位于6个滑道内。离心滑块垂直于制动盘内盘半径方向的外侧表面采用粘接式连接了摩擦衬片,拉伸弹簧连接蜗杆轴和离心滑块的内侧表面,采用开槽圆柱头螺钉连接。
1.滑道2.键槽3.内孔
此结构利用蜗杆轴自身旋转产生的离心力,使摩擦块上的摩擦衬片与制动盘外盘的内表面产生摩擦,提供阻力矩,并能随蜗杆转速的改变而改变其阻滞力。此阻力阻碍了蜗杆轴的转速,最终使蜗轮转速下降,达到减速的目的。
当速度下降到1.5m/s以下时,制动器的限速作用逐渐减弱。拉伸弹簧的作用使制动器在人体下落速度小于1m/s时不产生任何制动效果,保证超速状态制动,低速状态正常下降。
为了便于零部件的采购和加工,摩擦衬片的材料选择厚度为3.2mm无石棉有机摩擦材料,离心滑块为外侧面微凸的六面体形状,材料为灰铸铁,密度为7.4×103kg/m3。
4 性能及应力分析
4.1 性能参数
表1列出了该装置的主要性能参数。
4.2 应力分析
对于产品的性能测试,利用Solid Works软件中的应力分析模块进行。通过对整套装置进行受力分析,主要对蜗轮蜗杆轮齿啮合处进行弯曲疲劳强度校核和安全绳缠绕处的卷筒进行许用弯曲应力校核。
蜗轮采用灰铸铁材料,蜗杆采用45钢材料。测试在逃生装置最大承重100kg的条件下进行。卷筒处轴的直径为50mm,蜗轮模数m=4mm,蜗轮直径d=72mm,蜗轮厚度b2=40mm。
图4为蜗轮轮齿弯曲疲劳强度校核。通过对上述模型进行进行蜗轮轮齿弯曲疲劳强度校核后,进而可得到轮齿的各个区域上的疲劳安全因子(FSF)。从图4中可以看出,蜗轮轮齿各区域以蓝色和浅蓝色为主,轮齿最大弯曲应力σF约为11MPa,FSF远小于1,轮齿不易达到疲劳状态。
图5为蜗轮轴上许用弯曲应力校核图。材料的σS为620MPa,卷筒轴区域颜色以蓝色和浅蓝色为主,最大弯曲应力σF约为182660Pa。相对于卷扬机等起重机械负载,人体负载较小,可以采取使用空心轴等方法来减轻重量和降低成本。
5 结语
目前对高层楼房逃生装置的研究和开发尚未成熟,推广及应用不甚广泛。基于自锁蜗杆与离心式摩擦制动的高楼逃生装置的研究具有广阔的应用前景。自锁蜗轮蜗杆和离心式摩擦制动器的配合使用是此装置的一大创新。该逃生装置具有成本低、安全可靠、使用方便、无需用电等特点,可作为高层建筑常备逃生装置,具有很高的实用价值。
摘要：高楼逃生装置利用蜗轮蜗杆机构的减速、自锁以及离心式摩擦制动器的限速原理使人员安全下落。利用AutoCAD软件进行工程图纸的绘制,采用SolidWorks软件绘制三维图和应力分析,针对蜗轮轴承受交变应力的情况进行了疲劳强度的计算、性能测试及优化。测试结果表明:采用该装置不仅能够保证人员迅速逃离灾害现场,而且是纯机械装置,操作方便,安全可靠。
关键词：高楼逃生,蜗杆自锁,离心式摩擦制动,纯机械
参考文献
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自锁型悬臂桩承载性能研究 篇2
悬臂桩主要靠嵌固段来承受桩后推力, 提高其承载力一般通过增加嵌固段长度、改变悬臂桩的受力结构形式及改善桩周土的强度等来实现。如李凯玲的锚索抗滑桩、肖世国的椅式抗滑桩、周翠英的门架式双排式抗滑桩、刘新荣与欧朋喜的h型抗滑桩[1,2,3]。这些不同类型的桩从不同受力角度阐述了相对于单桩的优点。
目前, 模型试验作为研究岩土体与抗滑桩相互作用的主要手段, 许多学者利用模型试验进行了一定的研究, 均取得了重要的研究成果。由于岩土体参数的不确定性, 试验条件的局限性以及其他因素, 使得许多试验虽然提供了一些有用的研究成果[4,5,6,7,8], 但没有很好地应用于现场工程。
本文利用砝码加载法对普通悬臂桩、自锁型悬臂桩的水平受荷模型进行逐级加载 (见图1) , 并最终使桩前土体发生失稳破坏。通过对试验过程中桩身的位移、应变及桩前土压力进行监测, 得到两类桩桩前土的破坏过程、桩的变形及应变, 以及桩前土压力的分布及变化规律, 比较两类桩的承载能力, 为抗滑桩的设计理论方法提供试验基础, 从而改善冲洪积层不易机械施工而采用人工挖孔桩的状况, 服务于工程实际。
1 自锁型悬臂桩水平承载力试验
1.1 试验准备
模型试验在3.0 m×0.62 m×0.7 m (长×宽×高) 的模型箱内进行, 模型由角钢和塑料板制作而成。用细砂∶粉石砂=3∶1搅拌均匀来模拟冲洪积层, 标重10 kg的砝码逐级加载, 通过滑轮由竖向力转变为水平力, 中间连接量力计可标定力的实际大小, 减小误差。
本次实验共埋设2根模型桩 (单桩、自锁型桩) , 桩体采用合金钢, 横截面尺寸为20 mm×80 mm, 桩长为1.2 m, 其中悬臂段0.6 m, 嵌固段0.6 m, 具体试验模型见图2, 图3。
1.2 测试设备
为了获得桩体与周围土体相互作用压力的变化和桩体内力的变化, 在模型桩桩前布设一定数量的土压力盒, 选用丹阳市龙宇土木工程仪器厂的电阻式微型土压力盒。桩后与土压力盒对应的位置布设应变片, 由江苏泰斯特电子设备制造有限公司的TST3830动静态应变测试分析系统采集数据, 桩顶和桩间利用便携式位移计收集数据。
1.3 试验方法
首先对已贴好应变片的模型桩进行三点弯曲试验, 通过应力—应变曲线及M=Wz×E×ε得到模型桩的弹性模量E=210 GPa。
试验采用砝码加载, 荷载为水平集中荷载。试验通过人工加载, 设计分为100 N, 200 N, 300 N, 400 N, 500 N, 600 N共6级荷载, 数据采集间隔为30 s, 在每级荷载维荷1 h后, 再施加下一级荷载。如果在加载过程中, 桩体被拔出或桩顶位移大于25 mm就认为发生破坏, 则停止加载, 试验结束。
2 试验结果分析
2.1 试验现象
从观察记录看, 当加载量为200 N时, 单桩桩身与桩后土体有明显的分离现象 (约2 mm) ;加载量为300 N时, 自锁桩才有此现象。
桩前土的开裂现象, 单桩桩前土的开裂裂缝在与桩边缘约成45°的扇形区域内, 自锁桩桩前土的开裂裂缝在与桩边缘约成75°的扇形区域内, 可见, 自锁桩能更多的调动桩前土来承受更大的水平荷载, 同等级的水平荷载自锁桩的桩前土开裂裂缝小于单桩的。
桩身变形情况, 同等级水平受荷时, 单桩自由段弯曲程度明显大于自锁桩。由桩顶位移和压脚处位移曲线可知, 加载量为600 N时, 单桩桩顶位移大于20 mm, 桩前土基本破坏, 并且随着加载级数的增加, 单桩位移的增速大于自锁桩。
2.2 试验结果分析
2.2.1 位移分析
试验中布设了4个位移计 (见图2, 图3) , 分别来监测桩顶的水平位移和自由段与嵌固段交界面处的位移。单桩和自锁桩的4个位移计随时间变化情况见图4, 图5。
根据桩顶及压脚处的位移曲线可知, 在试验前期加载量为0 N~300 N时, 桩顶位移变化较小, 最大位移约8 mm;而在试验后期, 加载量为400 N~600 N时, 位移的变化量增加较大, 平均增加量为2 mm, 且单桩位移增速大于自锁桩。
压脚处位移变化速率和增速都小于桩顶位移, 且单桩位移明显小于自锁桩位移, 可见, 自锁桩有更好的水平承载力。
2.2.2 土压力分析
试验中, 对土压力盒测得的频率值, 换算得到土压力值, 图6, 图7分别为单桩、自锁桩桩前土压力变化曲线。
由图6, 图7可知, 两类桩都有如下规律:桩的1/3, 1/2嵌固段处土压力较大, 是承受水平荷载的主要位置, 且1/2嵌固段处土压力总体大于1/3嵌固段处;嵌固段底端基本不受力;桩身各部分承受土体压力的都随着加载量的增加而增加。
不同之处在于同级数的荷载下自锁桩的承受力均大于单桩相同部位, 且随着加载量的增加, 自锁桩的受力中心相对于单桩有较大上移, 更集中于1/3嵌固段处。
所以, 提高桩身嵌固段1/3处~1/2处的刚度和强度很有必要;自锁桩的承载性能明显优于单桩;由于自锁桩的受力中心上移, 可以考虑缩短自锁桩的嵌固段长度, 从而不仅可以节省材料, 还可以达到理想的工程使用性能。
2.2.3 桩身应变分析
在试验过程中, 对采集到的桩后背上布设的应变片的应变值进行转换, 得到应变测试曲线见图8, 图9。
在加载过程中, 单桩的最大微应变为820, 而自锁桩的最大微应变为550, 且同等级荷载下自锁桩桩身应变均大于单桩。
在各级荷载变化处, 单桩的应变曲线斜率大于自锁桩, 这就说明单桩会随着加载量的增加, 其抵抗桩前土压力的韧性不如自锁桩好, 在工程实践中可能发生桩的突然破坏。
两种桩的桩身应变曲线变化也刚好吻合于桩前土压力曲线变化, 可以更好的佐证自锁桩水平承载性能优于单桩。
3 破坏模式分析
在桩前土的表面用筛子撒上一层极薄的石膏粉, 便于观察桩前土的破坏形式以及裂缝开展情况, 如图10, 图11所示。
单桩桩前土表面破坏时先由较多裂隙产生, 随着加载量的增加, 裂隙发育, 最后表现出许多小裂隙伴随着几条较大的裂缝;最边缘的裂缝与桩的边缘约成45°夹角。
而自锁桩由于压脚的存在, 开始时并没有太多小裂隙, 随着加载量的增加, 在压脚的前边缘和后边缘各有1条明显的裂缝与桩边缘约成75°夹角, 且自锁桩的裂缝延伸长度稍大于单桩, 桩后土与桩身之间的分离距离刚好吻合于位移计测到的数据。可见, 自锁桩承受水平荷载时其能调动更大范围的桩前土共同参与受力, 因此自锁桩较单桩的水平承载性能有明显优势。
4 结语
1) 由单桩、自锁桩的应变曲线和桩前土压力曲线可知:悬臂桩的水平承载受力主要部位集中在1/3嵌固段处。
2) 自锁桩在承受水平荷载时, 相比于单桩能更多的调动桩前土来参与共同作用, 承受更大的水平荷载。
3) 自锁桩桩身受力中心随着荷载的增加会发生上移, 嵌固段末端基本不参与受力, 可以截去, 进而节省施工材料。
4) 从桩身变形、桩前土压力分布、压脚处位移和桩顶位移三个方面综合分析得到:冲洪积层中的自锁桩水平承载性能优于单独悬臂桩。
参考文献
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取心筒自锁式岩心爪受力分析 篇3
1 自锁式岩心爪受到干扰力是不被岩心和缩径套挤出的条件
当自锁式岩心爪受到缩径套的横向干扰力N1时, 因缩径套带有锥度, 有将岩心爪挤出的倾向, 要想使自锁式岩心爪割心时抓住岩心, 首先必须保证此时不被缩径套与岩心挤出。
岩心爪在这种状态下, 除了受缩径套的正压力N1外, 还受到岩心的反作用力N2, 以及沿岩心爪内外两表面上摩擦力F2、F1。由于岩心爪相对缩径套、岩心有向上运动趋势, 摩擦力的方向则必然向下。当岩心爪处于被挤出的临界状态时, 岩心爪所受到的各力达到了平衡。
2 岩心爪自锁的条件
自锁式岩心爪割断岩心的必要条件是岩心爪能够自锁。岩心爪此时同样受到四个压力的作用, 即缩径套、岩心、对它的正压力N1、N2, 摩擦力F1、F2。由于岩心爪对缩径套有向后运动趋势, 因而受到缩径套向前的摩擦力;岩心爪对岩心有向前运动趋势, 因而受到岩心爪向后的摩擦力。
岩心爪要自锁, 即割心时岩心爪能靠摩擦力卡住岩心, 而它不被缩径套提起, 要使岩心爪自锁, 必须一是减少岩心爪内、外两表面母线之间的夹角Q, 二是增大岩心与岩心爪之间接触的摩擦系数f2, 三是减少岩心爪与缩径套之间的接触摩擦系数f1, 这就说明:只要岩心爪能自锁住岩心, 则岩心也一定不会被缩径套与岩心挤出。
3 拔断岩心条件
自锁式岩心爪割心方式是上提钻具拔断岩心, 则必须使岩心爪对岩心的拉力大于岩心的抗拉强度。此时岩心爪仍受四个力作用, 即缩径套对岩心爪的正压力N1及摩擦力F1, 岩心对岩心爪的反作用力N及摩擦力F2。拔断岩心时F2应等于岩心的抗拉强度。处于岩心的临界状态时, 四力达到了平衡, 即:F2=N1SinQ+F1CosQ, F2=σ·A式中σ—岩心的抗拉强度, 岩心柱的横截面积。
整理可得:N1=σ·A/ (SinQ+CosQ)
因N1是缩径套对岩心爪的正压力, 根据牛顿力学第三定律可知, 岩心爪对缩径套正压力的大小也等于N1, 以此可作为设计缩径套壁厚的依据。
4 岩心爪松开其卡住的岩心的条件
为了能使岩心爪松开岩心, 必须使顶开岩心爪的力N大于岩心爪与缩径套之间的摩擦力, 即:N>N1f1CosQ。
式中N—顶松岩心爪所需的力
N1—拔断岩心时缩径套对岩心爪的正压力
f1——缩径套与岩心爪接触面的摩擦系数。
整理得N>[f1/ (tgQ+f1) ]σ·A
可知, 岩心强度越大, 顶松岩心时所需用的力也越大, 即不易顶开;岩心爪与缩径套之间的摩擦系数越大, 越不易顶松岩心爪;岩心爪的锥度越小, 越不易顶松岩心爪。
5 起钻过程中岩心爪不松开岩心的条件
在起钻过程中, 岩心要随着钻具一起移动, 钻具的运动不是匀速的, 因而就存在惯性力。根据动量定理可知:F= (Δυ/△t) m式中:m—岩心质量, Δυ—岩心的速度变化量;Δυ—岩心速度变化Δt所需的时间, F—岩心受到的惯性力。
要使岩心爪在起钻过程中不松开卡住的岩心, 则须使它受到的惯性力小于缩径套与岩心爪之间的摩擦力, 根据两式得:Δυ/△t*m<[f1/ (tgQ+f1) ]σ·A
起钻时, 如果岩心的惯性力而造成岩心挝松开卡住的岩心, 就有可能使进入内筒的岩心掉出内筒, 这就降低了岩心收获率。为避免岩心爪松开岩心, 从 (17) 式中可以看出, 首先应该增加缩径套与岩心爪之间的摩擦系数, 以增加摩擦力;其次应减小起钻过程中岩心柱的惯性力, 即应减小岩心的速度变化量Δυ, 同时应增加速度变化所需要的时间Δt。在实际操作中, 为减小岩心惯性力, 取心起钻时应轻提、轻放钻具, 随着钻具质量的减小, 操作时对岩心的影响变大
结论
岩心爪与缩径套接触面的摩擦系数大小, 岩心爪与岩心接触面的摩擦系数大小, 以及岩心爪内、外两个表面母线之间夹角的大小, 是取心工具的自锁式岩心爪获取岩心、保护岩心的关键因素。增大岩心爪与岩心之间的摩擦系数, 有利于岩心爪自锁并拔断岩心, 有利于起钻时保护好岩心, 也有利于防止岩心从内筒中掉出来。应把岩心爪与缩径套之间的摩擦系数控制在一个合理的范围内, 该摩擦系数增大有利于岩心爪不被缩径套和岩心挤出, 同时也有利于起钻说防止岩心落井;但该摩擦系数不利于岩心爪自锁卡住岩心, 从而无法保证拔断岩心。岩心爪内、外两表面的母线之间的夹角—自锁式岩心爪锥角的大小应适当, 锥角小有利于岩心爪卡住岩心, 也可防止起钻时掉岩心;锥角小却不利于接单根时顶松岩心爪。在拔断岩心时, 锥角小会增大岩心爪对缩径套的正压力, 同时增大了岩心爪对岩心的正压力。这样一是不利于缩径套的安全, 二是不利于保护岩心。
摘要：本文对石油钻井取心工具的核心部件—自锁式岩心爪进行了各种工况下的受力分析, 并说明了分析结果在实践中的意义。
一种螺旋自锁紧液压缸 篇4
1 目前常见的机械锁紧方式
目前液压缸的机械锁紧方式有多种, 常用的有套筒式、钢球摩擦式、滚子摩擦式、刹片式、内胀式以及一些端位锁紧液压缸;下面将对其中的两种液压缸进行介绍。
2.1 内胀式锁紧液压缸
内胀式锁紧液压缸见图1, 活塞3和缸体2之间因过盈配合产生巨大的锁紧力锁紧活塞, 在锁紧状态下, 活塞杆能承受较大的轴向负载, 且不发生位移, 当解锁高压油从解锁油口a经导管内孔c, d, b, 最终到达活塞与缸体之间, 使缸体2向外径向膨胀, 此时活塞3和缸体2之间由过盈配合变为间隙配合, 实现解锁。解锁状态下, 动作油孔1可通往液压油, 当高压油腔卸荷后, 活塞重新被缸体内壁卡紧, 实现锁紧[5,6]。
1—油孔;2—缸体;3—活塞;4—油孔
这种液压缸可以实现活塞杆的锁定, 结构简单, 但是制造要求较高, 同时轴向锁紧力有限, 实用于较小轴向锁紧力及安装空间较小的场合。
2.2 刹片式锁紧液压缸
刹片式锁紧液压缸的锁紧装置如第90页图2所示。在液压缸的端盖上有缸制动刹片2, 它在碟形弹簧1的作用下被压在活塞杆3上, 依靠摩擦力抵消活塞的轴向负载, 从而使活塞杆锁紧在任意位置, 解锁时, 压力油液进入A腔, 在液压力的作用下碟形弹簧被压缩, 并带动制动刹片松开活塞杆, 这时活塞杆即可自由移动, 当高压油液卸去后, 又自动锁紧活塞杆[7]。
1—碟形弹簧;2—制动刹片;3—活塞杆;4—油孔
这种锁紧液压缸结构也较简单, 但锁紧时制动块必须与活塞杆抱紧, 可能使活塞杆表面受损, 从而影响其伸缩运动。
2螺旋自锁紧液压缸结构及工作原理
为克服上述不足, 笔者提出了一种新型的锁紧方式。如图3所示, 工作时, 液压油从油口4进入活塞20下侧, 推动活塞杆1伸出, 活塞杆1的外圆上加工有外花键, 内孔上加工有内螺纹, 与前缸盖21上的内花键配合, 从而实现导向, 限制活塞杆1的回转运动。由于螺杆19螺纹升角很小, 因此, 螺杆19必须同步回转, 活塞杆1才能顺利伸出, 即液压油从进油口10进入液压马达11, 从回油口12回到油箱, 液压马达11通过联轴器13驱动螺杆19做回转运动。当活塞杆运动到预定位置时, 油口4停止供油, 同时, 液压马达11停止转动, 然后, 楔块液压缸6开始工作, 液压油从进油口8进入楔块液压缸6的无杆腔, 回油口9回油, 推动楔块液压缸活塞7, 从而推动楔块15, 楔块15上侧的斜面迫使压块5沿轴向向上移动 (楔紧后, 楔块自锁) , 从而压紧内摩擦片18和外摩擦片17 (内、外摩擦片有多组) , 内、外摩擦片与轴的装配关系见图4;由于内摩擦片18的内孔上加工出内花键, 并与螺杆19的外花键配合, 外摩擦片17的外圆上有外花键, 并与制动缸体16上的内花键配合, 因此, 当内摩擦片18和外摩擦片17被轴向压紧时, 便可传动扭矩, 由于制动缸体16不可转动, 所以外摩擦片17不能转动, 又因为内摩擦片18与外摩擦片17被压紧, 所以内摩擦片18不能转动, 从而实现对螺杆19的制动, 螺杆19的轴向定位由第二隔板14和液压马达11共同实现。
活塞杆1退回时, 需先解锁。解锁时, 回油口9进油, 进油口8回油, 楔块液压缸活塞7带动楔块15, 使楔块15退出, 内摩擦片18与外摩擦片17脱开, 制动解除。然后, 液压油从油口4回油箱, 同时液压马达11反向旋转, 即回油口12进油, 进油口10回油, 液压马达11通过联轴器13驱动螺杆19反向旋转, 从而活塞杆1便可顺利收回。
1—活塞杆;2—缸体;3—第一隔板;4—油口;5—压块;6—楔块液压缸;7—楔块液压缸活塞;8—进油口;9—回油口;10—进油口;11—液压马达;12—回油口;13—联轴器;14—第二隔板;15—楔块;16—制动缸体;17—外摩擦片;18—内摩擦片;19—螺杆;20—活塞;21—前缸盖
3—第一隔板;5—压块;17—外摩擦片;18—内摩擦片;19—螺杆
3 结论
螺旋自锁紧液压缸在结构上与传统的液压缸有着较大的区别, 将活塞杆设计成空心结构, 在内表面上加工内螺纹, 使内螺纹与螺杆配合, 当活塞杆伸出时, 螺杆做同步回转运动, 活塞杆运动到预定位置后, 停止供油, 同时螺杆停止转动, 由于螺杆的升角小于自锁角, 此时, 活塞杆便被轴向定位, 从而实现活塞杆在任意位置可靠定位;这种锁紧方式可以提供较大的锁紧力, 与传统的通过抱紧活塞杆以达到锁紧的液压缸相比, 此液压缸对活塞杆及液压缸缸体无损伤, 成本较低。
参考文献
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自锁式工具化脚手架应用研究 篇5
研究一种安全可靠、装拆快速、节约材料、施工成本低、施工现场文明、整洁, 能够适应大型建筑体系的脚手架体系。
1 该自锁式工具化脚手架的特点
1.1 安全稳定、结构牢固
自锁式工具化脚手架体系采用框架式结构设计, 具有足够的力学强度、刚度和稳定性, 真正实现竖向立杆的中心传力, 改变了传统脚手架在使用中由于设计、生产、安装等原因出现的偏心结构, 立杆与水平杆固定结点采用插楔式结构, 安装精度高, 同时该固定方式具有自锁功能, 防止由于特殊原因造成的固定结点脱落现象。其立杆与水平杆结点抗下滑能力是普通扣件式脚手架的3倍, 工作安全可靠。
1.2 操作简单、提高功效
安装拆卸时, 工人仅仅需要一把锤子就可以完成装拆过程, 固定结点安全可靠、简单快捷, 操作方式、方法容易掌握, 实现了施工现场的省时、省工, 既降低了施工人员的劳动强度, 同时节省了操作时间, 较普通扣件式脚手架提高3倍。
1.3 规格统一, 降低配件用量
插楔式结构可完全替代传统支撑系统, 杆件规格统一, 能够满足施工中的各种技术要求, 降低配件丢失、损耗, 便于现场管理。
1.4 成本低、节约资金
以单位平米造价计算, 较普通扣件式脚手架可以节约25%左右的成本。
2 适用范围
该脚手架体系适用于各种不同工程结构中的不同模板类型, 如木模、钢模、散支散拆、定型模板等均可使用。高层、超高层建筑应用效果尤为突出。
3 该体系产品组成
自锁式工具化脚手架体系由可调底座、立杆、水平杆、可调支撑等组成。
3.1 可调底座
作用于立杆底部, 当施工地面不平或基础较软时, 防止立杆下沉并将上部荷载分散传递至地面 (如图1) 。
3.2 立杆
采用Q235钢管作为主体结构, 焊接固定座及套管, 固定座采用500mm模数依据立杆高度, 设定固定座间的距离 (如图2) 。
3.3 水平杆
采用Q235钢管做为主体结构, 钢管两端采用满焊方式焊接连接件, 与立杆固定座配合固定 (如图3) 。
3.4 可调支撑
可调顶杆由螺杆、固定套管、调节螺母等组成 (根据具体施工需要, 螺杆上可能需加装多个固定套管及调节螺母) 。
非早拆形式下, 该结构顶部采用固定套管与螺杆焊接, 通过水平杆保证立杆顶部相互连接, 控制顶端自由度, 避免由于顶端自由度过大带来的安全隐患。
早拆结构采用顶端安装上端板, 其他结构与非早拆形式一致 (如图4) 。
4 安装及拆卸说明
4.1 安装
取两根立杆, 确定立杆的套管在下 (或安装可调底座) , 确认水平杆的开口方向 (大口向下) , 将两端分别放入两根立杆的同一水平面的固定座上, 并用锤子固定, 取第3根立杆, 依照上述步骤进行安装, 在完成一个单元 (相连四根立杆) 及相对应的水平杆安装后, 就可依靠该单元根据实际施工情况向四周进行扩展安装、支设。
该体系脚手架最大设计步距1500mm, 立杆固定座间最小间距500mm, 可依据实际工程应用情况进行调节, 在3个固定座间距下必须安装水平杆。立杆间距超过1000mm时, 立杆顶端严禁使用水平杆作为支撑主梁。
4.1.1 无梁结构布局 (如图5、图6)
4.1.2 有梁结构布局 (如图7、图8)
4.1.3 混合结构布局 (如图9、图10)
4.2 拆除
自锁装置 篇6
关键词：自锁托槽,矫治疗效,系统评价
自锁托槽因其临床操作方便快捷, 椅旁工作时间短[1,2], 患者疼痛感轻[3,4], 口腔卫生状况维护更佳[5,6]等特点, 越来越受到正畸医师的青睐。有学者研究认为, 自锁托槽的摩擦力较传统托槽低[7], 能够缩短矫治疗程[8,9]。但该领域的研究仍然较少, 其疗效对比尚无定论。为进一步客观评价自锁托槽在治疗各类错畸形时, 是否可产生比传统托槽更优的治疗效果, 本研究采用Cochrane系统评价的方法, 对现有比较自锁托槽与传统托槽矫治疗效的研究进行全面评价和汇总分析, 以期对自锁托槽的矫治效果作出客观评价, 为口腔正畸临床实践提供依据。
1 资料与方法
1.1 纳入排除标准
1.1.1 研究类型 自锁托槽对比传统托槽矫治错畸形的随机对照试验, 无论是多中心或单中心研究。排除失访率大于20%的随机对照试验。
1.1.2 研究对象 临床诊断为错畸形, 年龄在10 岁以上, 男女不限。排除唇腭裂及其它颅面畸形合并的错畸形、使用其它矫治装置及因托槽粘接失败造成疗程疗效存在差异的患者。
1.1.3 干预措施 试验组使用自锁托槽矫治装置;对照组使用传统托槽。
1.1.4 测量指标 排齐牙列时间;尖牙间距变化, 前磨牙间距变化, 磨牙间距变化;切牙唇倾度变化 (下切牙唇倾度、上切牙- NA角及上切牙- SN角变化) 。
1.2 文献检索
计算机检索PubMed (1966～2009.12) , Embase (1974～2009.12) , Cochrane Library (2009 年第4 期) , CBM (1978～2009.12) , CNKI (1994～2009.12) , VIP (1989～2009.12) 等数据库。主要检索词包括Orthodontic Brackets, self ligation, self ligat*;托槽, 托架, 自锁等。采用自由词与主题词结合的方式检索, 并对已纳入研究的参考文献进行手工检索。
1.3 文献筛选与资料提取
2 名评价员独立浏览所获研究的题目、摘要或全文, 确定是否符合纳入标准, 并对纳入研究进行资料提取, 如遇分歧通过讨论解决。资料提取的内容包括:研究方法、干预和对照措施的种类、基线对比信息、结果测量指标等。
1.4 质量评价
根据Cochrane系统评价手册[10]对纳入研究的质量进行评价, 包括:① 是否为随机对照试验;② 分配隐蔽是否充分;③ 是否对试验对象、医务人员、结果测量者实施盲法;④ 是否存在不完整资料的偏倚;⑤ 是否存在选择性报道偏倚;⑥ 是否存在其它偏倚。采用“是”、“否”、“不清楚”3 种评价结果对上述内容进行评价。
1.5 统计学分析
采用Rev Man 5软件对资料进行统计学分析。因本研究中所有结果测量指标均为计量资料, 故采用均数差 (MD) , 并以95%可信区间 (95%CI) 表达。依据拔牙与非拔牙对资料进行亚组分析, 亚组内各研究间的异质性采用卡方检验。如果各研究间不存在异质性时 (P>0.10, I2<50%) , 采用固定效应模型分析;若存在异质性 (P<0.10, I2>50%) , 采用随机效应模型分析。对不能采用Meta合并分析的研究指标, 则进行描述性分析。
2 结 果
2.1 文献检索结果
初检文献194 篇。浏览文献题目和摘要排除重复发表、非随机对照试验178 篇, 通过阅读摘要或全文, 确定是否符合纳入标准, 最后纳入4 篇随机对照试验[11,12,13,14];其余11 篇研究测量指标与本系统评价不一致, 1 篇失访率>20%[15], 予以剔除 (图 1) 。
2.2 纳入研究的特征及质量评估
纳入研究的特征 (表 1) 。Scott[11]及Fleming[13]描述了具体随机分配方法及隐蔽分组; Scott [11]对盲法做了描述;研究对象的依从性均好, 对失访退出原因均做了说明 (表 2) 。
2.3 结果分析
2.3.1 排齐牙列时间 共纳入2 个研究[11,12], 均测算了使用自锁托槽和传统托槽的矫治时间, 亚组分析结果提示拔牙组[11]自锁托槽与传统托槽差异无统计学意义[MD=10.00, 95%CI (-27.67, 47.67) , P=0.60];非拔牙组[12]自锁托槽与传统托槽差异有统计学意义[MD=-23.48, 95%CI (-44.74, -2.22) , P=0.03] (图 2) 。
2.3.2 尖牙间距变化 纳入的3 个研究[11,12,13]均比较了使用自锁托槽与传统托槽的尖牙间距的变化。采用亚组分析后显示拔牙组[11]自锁托槽与传统托槽差异无统计学意义[MD=0.11, 95%CI (-1.06, 1.28) , P=0.85];非拔牙组[12,13]无统计学异质性 (P=0.78, I2=0%) , 其自锁托槽与传统托槽差异无统计学意义[MD=0.40, 95%CI (-0.21, 1.02) , P=0.20];采用固定效应模型进行Meta合并分析后显示自锁托槽与传统托槽的差异无统计学意义[MD=0.34, 95%CI (-0.21, 0.88) , P=0.22] (图 3) 。
2.3.3 前磨牙间距变化 1 个研究[13]比较了自锁托槽与传统托槽矫治后前磨牙间距变化, 采用固定效应模型分析显示2 组矫治器间第一前磨牙间距变化差异无统计学意义[MD=0.73, 95%CI (-0.20, 1.66) , P=0.12];第二前磨牙间距变化亦无明显差异[MD=0.29, 95%CI (-0.74, 1.32) , P=0.58]。
2.3.4 磨牙间距变化 纳入的3 个研究[11,12,13]分别测定了使用自锁托槽与传统托槽后磨牙间距的变化, 采用固定效应模型进行亚组分析后显示拔牙组[11]自锁托槽与传统托槽差异无统计学意义[MD=0.72, 95%CI (-0.42, 1.86) , P=0.22];非拔牙组[12,13]无统计学异质性 (P=0.40, I2=0%) , 其自锁托槽与传统托槽差异有统计学意义[MD=-1.08, 95%CI (-1.77, -0.38) , P=0.003] (图 4) 。
2.3.5 下切牙唇倾度变化 纳入的3个研究[11,12,13]均测量了使用自锁托槽与传统托槽矫治后下切牙唇倾度的变化, 亚组分析结果提示拔牙组[11]自锁托槽与传统托槽差异无统计学意义[MD=-0.61, 95%CI (-2.58, 1.36) , P=0.54];非拔牙组[12,13]无统计学异质性 (P=0.66, I2=0%) , 其自锁托槽与传统托槽差异无统计学意义[MD=0.25, 95%CI (-1.47, 1.98) , P=0.77];采用固定效应模型合并分析后表明自锁托槽与传统托槽的差异无统计学意义[MD=-0.12, 95%CI (-1.42, 1.18) , P=0.86] (图 5) 。
2.3.6 上切牙- NA角变化 1 个研究[14]测算了使用自锁托槽与传统托槽矫治后上切牙- NA角变化, 结果2 种矫治器间无明显差异 (P>0.05) 。
2.3.7 上切牙- SN角变化 1 个研究[14]测算了使用自锁托槽与传统托槽矫治后上切牙- SN角变化, 结果提示2 组矫治器间无明显差异 (P>0.05) 。
3 讨 论
本系统评价共纳入4 个研究, 共284 例。由于拔牙与非拔牙矫治对矫治疗效影响较大, 本系统评价将纳入研究分为拔牙与非拔牙进行亚组分析。
3.1 自锁托槽对矫治时间的影响
Scott[11], Pandis[12], Fleming[13]的研究中均比较了使用自锁托槽和传统托槽排齐牙列的时间, 结果表明, 拔牙矫治病例2 种矫治器无明显区别;而非拔牙矫治病例自锁托槽可以缩短矫治疗程。因非拔牙组中Fleming[13]的研究无法获得矫治时间的标准差, 故未合并分析, 但其研究结果表明, 托槽类型对矫治时间几乎不产生影响。因此, 尚不能认为自锁托槽矫治错畸形的时间较传统托槽有所减少。
托槽与弓丝间的摩擦力是影响正畸矫治疗效的重要因素。叶亮等认为, 摩擦力的降低可以影响矫治疗效[16];Ehsani通过研究表明, 使用细圆丝时自锁托槽比传统托槽具有更低的摩擦力, 但不能肯定使用粗方丝弓时自锁托槽的摩擦力更低[7]。Eberting[8]与Harradine[9]研究发现, 与传统托槽相比, 自锁托槽可以使矫治疗程缩短4～6 月, 复诊次数减少4～7 次。但由于这两个研究属于回顾性研究, 有很多非可控因素会对试验结果产生一定影响, 存在一定偏倚, 故其研究结果的可靠性尚待评价。
3.2 自锁托槽对牙弓宽度及切牙唇倾度的影响
本系统评价还分别比较了使用自锁托槽与传统托槽矫治后尖牙间距、前磨牙间距、磨牙间距及切牙唇倾度的变化, 研究结果表明, 不论拔牙或非拔牙矫治, 自锁托槽对比传统托槽在尖牙、前磨牙间距改变及下切牙唇倾度改变方面并无明显差异;Pandis[14]以上切牙- NA角及上切牙- SN角的变化为指标比较了上切牙唇倾度变化, 因无法获知其标准差计算方法未行Rev Man分析, 但其研究结果认为在上切牙唇倾度变化方面, 自锁托槽与传统托槽等效。而对于非拔牙矫治方案, 自锁托槽可以更有效的扩大磨牙间距。这与Miles的研究结果部分一致, Miles通过研究自锁托槽的矫治时间、扩大牙弓等指标, 提示目前尚未有足够证据表明在矫治错畸形的以上疗效方面自锁托槽优于传统托槽[17]。
4 结 论
自锁装置 篇7
1 临床资料
1.1 一般资料
本组38例, 男性26例, 女性12例;年龄20~68岁, 平均40岁。新鲜骨折32例, 陈旧性骨折及骨不连6例。骨折部位均位于鹰嘴窝上6 cm, 肱骨外科颈以下5 cm。按AO分型, A型20例, B型15例, C型3例。所有病例采用开放复位, 陈旧性骨折及骨不连者加植骨。
1.2 手术方法
入院后暂予石膏或夹板固定, 健侧肢体摄片测量肱骨中下1/3髓腔直径以及肱骨大结节至鹰嘴窝上方1 cm的距离, 以便选择髓内钉的直径和长度。新鲜骨折手术时间为伤后4~7 d, 内固定物均为逆行旋入式自锁钉, 直径6.5~7.0 mm, 长度22~28 cm。采用臂丛神经阻滞麻醉, 斜卧位或侧卧位。先行桡神经探查切口, 分离并保护桡神经, 再于肘后鹰嘴尖处向近端延伸作一纵行切口, 长约5 cm, 纵形分开肱三头肌, 暴露出鹰嘴窝上方区域, 在鹰嘴窝上方1 cm正中先用直径4.5 mm的钻头开口, 再用直径7~8 mm的钻头扩孔。扩孔后入口呈椭圆形, 并与髓腔轴向一致, 然后依次由小到大用髓腔挫扩髓至比选用自锁钉大1 mm即可。随后旋入主钉至钉尾平齐骨面, 最后打入锁钉, 一般放于前外侧。置钉后注意检查尾端, 不可影响肘关节屈伸运动。
1.3 术后处理
术后一般不需外固定, 个别患者例外。在颈腕吊带保护下, 2周后行肩肘关节功能锻炼, 加强肌肉舒缩活动, 限制旋转活动1个月, 2个月内患肢避免持重, 定期复查及摄片, 了解骨痂生长情况。
2 结果
本组38例中35例得到随访, 随访时间3~36个月, 平均18个月。所有病例伤口Ⅰ/甲愈合, 骨折无延迟愈合或不愈合 (见图1~2) 。骨折均为二期愈合, 骨痂生长良好, 平均愈合时间12周。7例于术后10~20个月取除内固定后肩肘关节功能良好。术中1例并发进针点处骨折为裂纹骨折, 术后加用石膏固定4周, 现患者骨性愈合;另有1例术后出现桡神经麻痹, 为肱骨AO分型C型骨折, 3个月后感觉运动完全恢复正常, 考虑为复位时牵拉所致。
3 讨论
3.1 肱骨干骨折治疗现状
大多数学者认为非手术方法治疗肱骨干骨折可达到满意效果, 包括夹板、悬垂石膏、支架及牵引等, 但也有报道采用非手术方法治疗不愈合率为6%~39%, 其原因可能是对骨折分离、旋转移位控制不佳[1], 手术适应证有逐渐扩大的趋势[2]。手术治疗包括钢板螺钉、髓内钉和外固定支架。钢板螺钉由于创伤大、暴露范围广、骨折端血供破坏严重、偏心固定, 易造成骨折延迟愈合甚至不愈合, 同时也增加了感染及桡神经损伤的可能。有报道钢板固定引起绕神经损伤的发生率为3%~29%[3], 故采用钢板固定要慎重。外固定支架对于那些软组织损伤严重, 广泛骨缺损或广泛粉碎性骨折的患者有其独特的优势, 但也存在固定不确定、针道感染、皮肤刺激、过量X线照射、固定架体积大、患者感觉不便等问题。
3.2 逆行自锁髓内钉的优点
当前国内外髓内钉治疗长管状骨骨折已成优势发展[4]。我们选用逆行旋入式自锁髓内钉治疗肱骨干骨折, 采用内外侧联合切口, 能确实有效地保护桡神经, 也能在医疗纠纷中更好地保护术者自己。其有手术简单安全、创伤小、骨折对位及对线良好、中心固定、骨膜剥离小、骨折愈合好、内固定取除时可避免桡神经再次创伤、适应证广泛、并发症少、能早期进行关节功能锻炼等优点。另外, 它还具有独特优势:a) 进钉方式为旋入式, 阻力小, 无震动, 易对位, 进退钉速度容易掌握;b) 交锁方式利用针尖端分叉侧刃和尾端增宽翼刃共同嵌入两端骨质, 实现髓内双向自锁, 避免横向交锁带来的一系列并发症, 如瞄准点不准、横向交锁失败、血管神经和肌腱损伤等;c) 固定方式为主钉2~4组螺纹和锁针侧刃以有限接触的形式增大髓内固定径线, 有效控制断端摆动, 有利于骨痂成长, 符合BO理论和生物学固定要求;d) 旋转进钉和双向自锁使手术操作更为简便快捷, 无需瞄准装置和C型臂X线机;e) 逆行避免了肩袖损伤及肩峰下撞击。骨折过于靠近近端或远端者不宜采用本固定手术;f) 取钉时只需暴露出钉尾, 先用拔除器将针拔出, 再旋转退出即可。本组病例均无取出困难。
3.3 手术注意事项
a) 进针点一般在鹰嘴窝上方正中1cm, 不要过高。开口扩孔时助手一定要尽量维持患者屈肘不小于90°, 以保证钻头与骨髓腔轴向一致, 这一点至关重要, 否则极易造成旋入主钉困难和入针点周围骨折。b) 旋转入钉时不可强行用力, 如感觉过紧可退出换用较细主钉或进一步扩髓, 否则极易造成进针点周围骨折。c) 钉尾尽量平齐骨面, 以防止对肱三头肌的摩擦, 或造成肱三头肌迟发性断裂, 影响肘关节功能。
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