设计风压

设计风压（共7篇）

设计风压 篇1

一、引言

近些年核能作为新能源的代表正在被广泛开发和利用, 我国核电站的数量也在逐年增多, 在大力发展核电过程中, 其安全性不容忽视, 保障核电站安全稳定运行是每个设计人员最重要的使命。影响核电站安全运行的因素较多, 地震、海啸、台风等都对核电站运行造成重大影响。由于我国核电站地处沿海较多, 每年台风对核电站管道的影响是不得不考虑的一个重要环节。本文通过研究风载荷对核电站管道应力产生的影响, 讨论风载荷对不同外径和壁厚管道产生的影响差异, 从而为进一步优化管道布置方案提供依据。

核电站某些管道处在室外环境中, 因此会受到风载荷的作用。当风以一定的速度向前运动遇到管道阻碍时, 将对管道产生压力。风压是在最大风速时, 物体垂直于风向的面上所承受的压力。如果气流原先的压力强度为wb, 在冲击物体瞬间中心速度逐渐消失等于零时, 产生的最大压力为wm, 那么最大风压的值w为净压力:

取流线中的一小段来研究风压与风速的关系, 作用于流线小段dl上的合力为:

该合力等于这段气体质量与顺流向的加速度a (x) 的乘积:

该公式为普遍应用的风压与风速基本公式, 式中r为空气容重r=ρg, γ/2g为风压系数。

各地风压系数随地理位置而不同, 我国东南沿海地区风压系数一般为1/1700, 风速如果按照百年一遇的大风64.9m/s来计算, 可以得到基本风压的值如下:

二、力学分析过程

(一) 问题描述。

如图1所示福清核电工程安全壳过滤排放系统室外接烟囱的一段管道, 在力学计算过程中除了考虑自重, 内压, 温度和地震工况外, 还需要考虑风载荷对该段管道的影响。风压对不同外径和壁厚管道的作用结果也不相同, 因此取设计条件相同情况下, 对该管道定义不同的外径和壁厚进行计算, 研究同一大小的风压作用在不同外径和壁厚管道上产生的影响有何不同。

力学计算设计条件:温度:40℃;地震:核辅助厂房22.7米反应谱;设计压力:1.0MPa;管道材质:不锈钢;介质:气体;许用应力:1.2Sh=129.6MPa (RCCM B级工况) ;管道尺寸:400×4、400×8、400×16、200×4、200×8、200×16、100×4、100×8、100×16。

(二) 计算结果。如表1所示。

(三) 影响分析。

根据以上应力计算结果可知 (表1) , 管道外径相同的情况下, 随着管道壁厚的增加, 风压引起的管道内部应力逐渐减小, 而且风压影响程度在逐渐降低, 例如400mm外径管道, 管道壁厚第一次增大一倍, 从4mm到8mm, 最大应力比从0.69变为0.26, 降低0.43, 而管道壁厚第二次增大一倍, 从8mm到16mm, 最大应力比从0.26变为0.11, 降低0.15, 由此可见风压影响程度随壁厚增加在逐渐减小。另外, 根据以上计算结果可知 (表1) , 管道壁厚相同的情况下, 随着管道外径的减小, 风压引起的管道内部应力逐渐增大, 而且风压影响程度在逐渐升高, 例如4mm厚度的管道, 管道外径第一次减小一倍, 从400mm降低到200mm, 最大应力比从0.69变为1.05, 增加0.36, 而管道外径第二次减小一倍, 从200mm降低到100mm, 最大应力比由1.05变为4.02, 增加2.97, 由此可见风压影响程度随外径减小在逐渐增大。此外, 对于相同管道外径不同壁厚的管道, 管道外径越大, 壁厚对于风压的影响作用越小, 例如外径为400mm的管道, 壁厚4mm与16mm之间风压引起的最大应力比之间差0.58, 而对于100mm的管道, 壁厚为4mm和16mm之间风压引起的最大应力比之间差2.7, 因此对于外径比较大的管道, 壁厚对于风压的影响作用较小, 而对于外径比较小的管道, 壁厚对于风压的影响作用较大。

三、结语

在布置核电站室外管道时应考虑风压作用, 管道外径和壁厚对于风压有比较大的影响, 对于不同外径和壁厚的管道, 需要根据实际情况作出合理的优化设计。如果管道外径比较大, 壁厚比较厚, 风压的影响也比较小, 因此在对管道进行布置的时候, 可以适当减少管道上横向约束支撑个数;相反如果管道外径比较小, 壁厚比较薄, 需要适当增加管道上横向约束支撑的个数, 用较多的支撑来抵抗风压的作用, 保证管道的安全性。

参考文献

[1]王致祥.管道应力分析与计算[M].北京:中国水利电力出版社, 1983

[2]张相庭.结构风压和风振计算[M].上海:同济大学出版社, 1985

全风压通风应用与研究 篇2

矿井中局部通风的方法按通风动力形式不同, 可分为局部通风机通风、矿井全风压通风和引射器通风。因局部通风机通风适应性强, 是矿井局部通风中普遍使用的方法。全风压通风是利用矿井主要通风机的风压, 借助导风设施把新鲜风流引入掘进工作面, 按其导风设施可分为风筒导风、平行巷道导风、钻孔导风、风墙导风等, 虽然全风压通风既安全又经济, 但不常见, 其主要原因为:一方面是因施工条件达不到要求而不能被采用;另一方面是在人们通常使用局部通风机的惯性思维下而被忽视。

1 矿井通风及工作面概况

1.1 矿井概况

旗山煤矿位于江苏省徐州市东郊分别与韩桥矿、权台矿毗邻。旗山煤矿始建于1957年12月, 2003年核定生产能力为1.70 Mt/a, 是全国第一批现代化矿井。

1.2 矿井通风系统概况

矿井通风方式为混合式, 南、北主副井4个井筒进风, 中央风井、北部风井回风;矿井通风方法为抽出式通风, 由于旗山煤矿开采年限较长, 开采水平逐渐延深, 矿井通风系统较为复杂。

1.3 局部通风概况

掘进工作面的局部通风系统一般采用局部通风机通风, 实行采掘供电分开或采用装有选择性漏电保护装置的供电线路供电;所有掘进工作面均安装“风电闭锁”、“瓦斯电闭锁”和“双局部通风机、双电源、双风机自动切换”装置。局部通风机开停状态联入矿井安全监测监控系统实时监测。

1.4 掘进工作面概况

小湖系-700 m东翼运输下山、材料下山是小湖系-700 m东翼采区的两条主下山。小湖系-700 m东翼运输下山掘进净断面为10.28 m2, 最大供风距离为400 m, 其进风侧在强三胶带输送机道, 回风侧在中央风井东翼总回风道, 进、回风巷道间静压差为1 490 Pa;小湖系-700 m东翼材料下山掘进净断面为10.28 m2, 最大供风距离为310 m, 其进风侧在-700东翼轨道大巷 (矿井通风系统中的主要进风巷) , 回风侧在-700东翼回风大巷, 进、回风巷道间静压差为1 240 Pa。局部通风示意图如图1所示。两条下山进、回风之间风压差较大, 具备实施全风压通风的有利条件。

2 全风压通风的应用

2.1 全风压通风导风设施的选择

全风压通风导风设施有风筒导风、平行巷道导风、钻孔导风、风墙导风等4种。根据实际条件, 可选择风筒导风和风墙导风。风墙根据其构筑材料分为砖、石风墙, 木板风墙和帆布、塑料等柔性风障, 后2种设施漏风大, 只适用于短距离导风, 砖、石风墙漏风小, 导风距离可超过500 m, 但构筑工程量大, 费用较高, 施工进度较慢, 对生产影响较大。风筒导风易于施工, 导风距离长, 风筒还能重复利用, 经济简便, 对生产影响小。

根据风筒导风和风墙导风的优、缺点, 选择风筒导风。

2.2 掘进工作面需风量的计算[1]

2.2.1 掘进工作面需风量的计算方法

(1) 方法一:排除瓦斯所需风量

式中, Q掘1为排除瓦斯所需风量, m3/min;Kg为瓦斯涌出不均衡系数, 正常生产条件下, 连续观测5 d, 日最大瓦斯绝对涌出量与月平均日瓦斯绝对涌出量的比值;Qg为巷道平均绝对瓦斯涌出量, m3/min;Cp为最高允许瓦斯浓度, %;Ci为进风流中的瓦斯浓度, %。

(2) 方法二:排除炮烟所需风量

式中, Q掘2为排除炮烟所需风量, m3/min;t为通风时间, 一般取20~30 min;A为同时爆破炸药量, kg;b为每kg炸药产生的CO当量, 煤巷爆破取100 L/kg, 岩巷爆破取40 L/kg;S为巷道断面积, m2;L为巷道通风长度, m;P为供风井巷风筒漏风系数;Cp为最高允许瓦斯浓度, %。

对于柔性风筒, P按下式计算:

式中, n为风筒接头数;ηj为一个接头漏风率, 反压边连接时, ηj=0.002。

(3) 方法三:按照气候条件 (风速、温度) 计算掘进工作面需要风量

式中, Q掘3为根据风速、温度计算所需风量, m3/min;V为局部通风机供风井巷巷道最低允许风速, 全岩巷道V≥0.15 m/s;煤巷和半煤岩巷V≥0.25 m/s;Smax为局部通风机供风井巷的设计最大净断面积, m2;K温为局部通风机供风巷道空气温度调整系数。

(4) 方法四:按掘进工作面同时作业人数进行计算

式中, Q掘4为按同时作业人数计算所需风量, m3/min;N为掘进工作面同时作业最多人数, 人;4为每人每分钟的供风量, m3/min·人。

按照以上4种方法分别进行计算, 选取最大值作为掘进工作面需要风量进行风速验算[2]。

2.2.2 小湖系-700 m东翼运输下山、材料下山掘进工作面需要风量

因小湖系-700 m东翼运输下山、材料下山均为岩巷掘进工作面, 无瓦斯涌出, 固方法一不进行计算。根据表1参数值计算的结果如表2所示。

2.3 全风压通风需要风压的计算

2.3.1 风筒风阻的计算方法

风筒总风阻计算:

式中, RP为风筒总风阻, Pa;α为风筒摩擦阻力系数, N·s2/m4;L为风筒长度, m;d为风筒直径, m;ρ为空气密度, 取1.308 kg/m3;S为风筒断面积, m2;n为风筒的接头个数, 个;ζj0为风筒接头局部阻力系数;ζbei为风筒拐弯局部阻力系数;ζout为风筒出口局部阻力系数, 取1;

2.3.2 风筒入口进风量计算方法

风筒入口进风量计算:

式中, Q进为风筒入口进风需求量, m3/min;Q掘为掘进工作面的需要风量, m3/min;P为供风井巷风筒漏风系数。

根据上式及小湖系-700 m东翼运输下山、材料下山掘进工作面需要风量, 计算风筒入口进风量分别为133 m3/min, 132 m3/min。

2.3.3 全风压通风需要风压的计算方法

全风压通风需要风压计算:

式中, hft为全风压供风需要的风压, Pa;RP为压入式风筒的总风阻, N·s2/m8;

2.3.4 计算结果

计算结果如表3所示。

2.4 全风压通风方案的确定

计算结果表明, 选用φ600 mm胶质风筒时, 即可采用全风压通风的方法进行供风。

根据掘进工作面进回风侧的静压差及下式对掘进工作面内实际风量进行预测:

式中, Q实为掘进工作面实际风量, m3/min;h为进回侧的静压差, Pa;RP为压入式风筒的总风阻, N·s2/m8;P为供风井巷风筒漏风系数。

选用φ600 mm胶质风筒时, 小湖系-700 m东翼运输下山、材料下山掘进工作面内实际风量为154 m3/min, 161 m3/min;选用φ800 mm胶质风筒时, 小湖系-700 m东翼运输下山、材料下山掘进工作面内实际风量为328 m3/min, 346 m3/min。

为保证掘进期间的供风要求, 在掘进前期, 选用φ600 mm胶质风筒;掘进后期, 若因风筒阻力偏大等因素造成掘进工作面内风量的富余达不到要求时, 可把风筒更换为φ800 mm胶质风筒。掘进前期供风距离较短、掘进后期把风筒更换为φ800 mm胶质风筒时, 掘进工作面内风量富余太多, 故在风筒入口安装一调节窗对掘进工作面内的风量进行调整, 确保工作面内风量适宜。

3 结语

全风压通风是利用矿井主要通风机的风压来进行局部通风, 矿井的主要通风机相对于局部通风机安全性能高、运行平稳, 故全风压通风一般不会发生停电停风现象, 因而避免了因局部通风机停电停风造成的次生事故。全风压通风可以在风筒入口加装调节窗实现风量的调整, 既简便易行、又能保证风量的合理分配, 局部通风管理简单。

但全风压通风的应用尚存两方面的问题:一是全风压通风适应性差, 要有足够的全风压以克服导风设施的阻力, 否则不能采用;二是目前国内在全风压通风的技术研究、设计规范和管理标准均比较少, 全风压通风的合理运用还缺乏详尽的法规性依据。

摘要：旗山煤矿在山西组-700 m东翼运输下山、材料下山掘进期间, 利用局部通风系统处在总进风巷与总回风巷之间、风压差较大的有利条件, 成功运用全风压通风方法进行局部通风, 既保障了安全, 又节约了能源和人力, 取得了良好的效益。

关键词：局部通风系统,全风压通风,掘进

参考文献

[1]张国枢.通风安全学[M].徐州.中国矿业大学出版社, 2007年.

安装湍流板调节篦冷机风压 篇3

1 供风短路现象

供风短路时, 风室压力参数会较正常值下降1 200Pa左右, 在中控的篦床显示屏可明显看到左侧熟料颗粒被吹起很高, 像礼花一样飞舞, 而右侧的熟料则出现结壳现象, 颜色暗淡, 结壳周边略有吹动;在现场从篦冷机的观察口也可以清楚地看到与中控显示屏类似的场景, 有时可以看到结壳颜色暗淡的熟料, 运动到篦冷机后部时仍然胶结在一起, 出现断裂时可以看到断裂层内仍然是通红的, 熟料温度在200℃左右, 没有得到很好的冷却。供风短路与熟料结壳情况见图1。

以前每次停窑检修时都发现篦冷机两侧墙体损耗情况截然不同, 右侧墙体损耗较轻, 墙面相对平整;左侧损耗严重, 墙面坑坑斑斑, 显然是熟料颗粒飞溅时频繁的撞击与摩擦形成的痕迹, 墙面受高温烘烤有炸裂脱粒情况, 有的锚固件头部已经裸露出来, 每次损耗深度都在10~30mm不等。

2 原因分析

不合理的料层厚度或风室压力是造成篦冷机供风短路的主要原因。合理的料层厚度与风室压力下, 篦板上的熟料均匀地处于微微浮动状态, 料层过薄或风室压力过大时会出现吹穿现象, 即造成供风短路。

该篦冷机配置的冷却风机全部安装在右侧, 冷却风从右侧吹向左侧, 风室内的压力分布见图2。高压空气进入风室后, 由于空间突然变大, 体积会突然膨胀, 在射流边缘突然减压, 从射流变为湍流, 形成湍流低压区。而沿着射流方向, 虽然压力在逐渐降低, 但高压空气仍然保持相对高压向前推进, 所以, 在射流方向区域内仍然保持一定高压, 形成射流高压区。因为风室体积相对射流空气体积小得多, 所以, 风室内高压射流区域仍保持较大的范围, 以至于到左侧端部时压力强度仍然很大, 当受到左侧端部墙体的阻挡发生反射后, 在左侧端部形成湍流高压区, 并且区域范围较大。风室内部左侧是湍流高压区, 右侧是湍流低压区, 左侧压力高于右侧压力, 引起篦冷机供风短路, 导致上述现象发生。

3 采取的措施

为解决上述问题, 初步决定在风室内安装隔板以切断射流。选用10mm厚钢板, 根据风室进风口尺寸 (高1 200mm宽900mm) , 截取高1 400mm宽650mm的钢板两块, 为了保证钢板的刚度, 四边用角钢焊接加固。两块钢板移入风室后, 用螺栓将其连接成一块高1 400mm宽1 300mm的钢板, 安装在正对着进风口的风室中心。钢板上部倾斜于进风口, 与垂直方向成20°左右夹角。下边较风室下部抬高200mm, 通过角钢以及螺栓安装固定。上部通过角钢以及螺栓安装固定在篦冷机静态梁上。

考虑到断流后势必造成左、右两侧风量不均匀, 因此, 在隔板上开几处孔洞让部分射流空气通过。开孔面积占钢板面积一半左右, 每块钢板自上而下, 均匀排布4个宽440mm高250mm的长方形孔洞, 长方形四角做圆角整形。这样一来, 打乱了原来高压射流的路线, 使风室射流区域减少, 湍流区域增加, 高压区域减压, 低压区域增压, 最终实现了左侧压力与右侧压力均衡的目的。由于安装隔板后风室内以湍流为主导形态, 我们把该隔板称为湍流板。湍流板安装后风室压力分布见图3。

4 效果

隧道式灭菌烘箱的风压平衡 篇4

隧道式灭菌烘箱是制药行业中注射剂联动线生产上的主要设备, 它主要用于对西林瓶、安瓿等玻璃容器进行干燥灭菌。目前, 国内外药厂使用的隧道式灭菌烘箱多为热风循环型隧道式灭菌烘箱。

热风循环型隧道式灭菌烘箱分为3段:预热段、加热段、冷却段。玻璃容器从洗瓶间进入预热段, 经预热风进行预热以防止骤然升温出现爆瓶;然后进入加热段, 经高温热风加热至300℃左右, 并保持不低于5 min的时间已达到去热原的效果, 使内毒素下降至少3个对数单位;随后进入冷却段, 经冷却风冷却至室温左右;最后进入灌装间。要确保隧道式灭菌烘箱的灭菌去热原效果就必须确保烘箱内的各段风压平衡。

因此, 实现烘箱风压平衡是热风循环型隧道式灭菌烘箱的设计关键, 也一直是各生产厂家研究的热点。

2 风压平衡设计

不同的烘箱生产厂家设计的烘箱各有不同, 但是隧道式烘箱的风压平衡设计一般有以下2种设计方案:

2.1 预热段风压<加热段风压>冷却段风压

该设计方案是一种中间高两头低的形式, 最初由Bosch、B+S等公司提倡使用, 现在已成为国内众多烘箱生产厂家仿制的主要形式。在该设计中加热段的气流是向两边吹的:向预热段吹, 能够提供部分预热风用以对玻璃容器进行预热;向冷却段吹, 会降低冷却段的有效长度。一般加热段的风压在15 Pa左右, 预热段和冷却段风压在12 Pa左右。这种设计能够确保加热段的有效长度。

国内一些厂家在该设计中实现风压平衡的方式如图1所示。从图1可以看出, P0为洗瓶间空气压力, P1为洗瓶间与预热段压力差, P2为预热段与加热段压力差, P3为加热段与冷却段压力差, P4为灌装间与洗瓶间压力差, P5为灌装间空气压力, K1为预热段风机, K2、K3为加热段风机, K4、K5、K6为冷却段风机, K7、K8为冷却段循环风机, A1~A6为检测过滤器压差表, M1为预热段排风机, M2为加热段补新风机, M3为冷却段排风机, M4为排湿风机。

其风压平衡的工作原理如下:

当灌装间压力出现异常波动压力增大时, P4值增大, 控制风机M2转速增加, 使加热段压力加大:

(1) 预热段压力增大 (P2值增大) , M1增速增加排风使P1保持正常数值。

(2) 冷却段压力增大 (P3值增大) , M3增速增加排风使P3保持正常数值。

当灌装间压力出现异常波动压力减小时, P4值减小, 控制风机M2转速减小, 使加热段压力减小:

(1) 预热段压力减小 (P2值减小) , M1减速减小排风使P1保持正常数值。

(2) 冷却段压力减小 (P3值减小) , M3减速减小排风使P3保持正常数值。

国外一些厂家在该设计中实现风压平衡的方式如图2所示。

这是国外一家公司生产的烘箱实现风压平衡的方式。由于压力梯度, 加热段热风通过两端闸门向预热段和冷却段吹入少量热风。预热段与冷却段被设计成联通器的形式。其主要特点:取消了排湿风机, 只在预热段上部安置排风机用以调节风压平衡, 由于联通器的设计所以冷却段没有排风平衡风机。

其控制原理为:通过压差变送器将各段压力与设定压力比较, 经PLC处理后通过调节加热段补新风机与预热段排风机的变频器, 以实现调节风机转速, 从而调节风量, 最终维持各段风压平衡。

2.2 冷却段风压>加热段风压>预热段风压

这种递减的风压设计只有少数国外烘箱生产厂家在使用。在该设计中, 递减的风压会导致冷却段部分气流进入加热段, 从而减少了加热段的有效长度。所以, 需要设计更长的加热段, 这样势必会增加单位造价。然而该设计的突出特点在于, 可以直接利用冷却段补新风, 从而取消以往的加热段补新风机。

在这种设计方案中, 很容易通过控制冷却段的排风量, 即由变频电机控制直排来保障整个隧道式烘箱的风压平衡。当灌装间相对于冷却段的风压较大时, 通过变频电机减少直排;当灌装间相对于冷却段的风压较小时, 通过变频电机加大直排。这样能够在灌装间风压变化时, 减少对隧道式烘箱内风压平衡的影响。魏国琴等人利用在冷却段下部设置带变频器的排风风机的方法, 排出的风直接通往室外, 通过变频调节风机的转速来增加和减少排风量, 从而使隧道式烘箱各部分的风压达到平衡。

国外Romaco公司所生产烘箱的递减风压示意图如图3所示。

由图3可知, 该烘箱为冷却段风压>加热段风压>预热段风压。加热段有相对独立的热风循环, 预热段与冷却段通过网带下方空间连接, 通过安装在不同部位的压差变送器, 将压差信号传送到PLC, 经分析处理后, 继而调节各风机的转速来维持该递减风压梯度, 从而确保烘箱的灭菌去热原。

3 风压平衡

3.1 外界对风压平衡的影响

由于隧道式烘箱的一头在洗瓶间另一头在灌装间, 所以洗瓶间与灌装间的风压对隧道式烘箱的风压平衡都有影响。这2个房间的开门会引起房间内风压的变化, 必然导致隧道式烘箱风压平衡产生波动。

当洗瓶间的门打开时, 会引起洗瓶间的风压减小, 隧道式烘箱内的风压相对增加, 导致加热段更多的气流通过预热段泄入洗瓶间, 多米诺骨牌效应造成冷却段的气流窜入加热段。相对加热段的热负荷就会降低, 严重时会影响隧道式烘箱的FH值, 从而影响灭菌效果。

当灌装间的门打开时, 会引起灌装间的风压减小, 隧道式烘箱内的风压相对增加, 导致加热段更多的气流进入冷却段, 使得瓶子的冷却效果不好。同样, 多米诺骨牌效应造成本来应该去预热段的湿空气流倒回进加热段, 这些湿气流不能够有效地排出, 消耗了加热段大量的热能, 必然导致隧道式烘箱FH值的降低, 进而造成生产不合格。

洗瓶间和灌装间的风压如果增大, 也将出现上面的类似情况。一般灌装间对隧道式烘箱冷却段的风压控制在1 Pa左右就可以了。

依据标准风压公式:

式中P———风压 (k N/m2) ;

v———风速 (m/s) 。

由于1 Pa=1 N/m2, 所以上式就能够转换成为:

当灌装间相对于隧道式烘箱冷却段的风压为1 Pa时, 灌装间进入隧道式烘箱气流的风速为:

可以得到v=1.26 m/s。

由此可见, 灌装间相对于隧道式烘箱冷却段的风压为1 Pa时, 灌装间进入隧道式烘箱的风速已经达到1.26 m/s。这个风速比A级区域层流的还要高, 是A级层流推荐风速的2倍多。

在实际操作中, 要尽量避免人员进出洗瓶间和灌装间, 最大限度地维持隧道式烘箱的风压平衡, 从而保证灭菌去热原的效果。为此, 可以在洗瓶间和灌装间设置缓冲门, 以降低风压波动, 从而尽量维持生产过程中的风压平衡。

3.2 洗瓶机出口瓶子的带水量

洗瓶机出口瓶子中的含水量会影响瓶子进入隧道式烘箱后的升温速率。1 g分子水在标准状态下的体积为22.4 L, 如果加热到300℃左右还会大一些。为保持灭菌去热原效果, 含水量的增加或减少会导致排湿风机的排湿风量改变, 从而影响风压平衡。很多因素都可影响出口瓶子的含水量, 如洗瓶水的温度、洗瓶机最后的吹气压力等。因此, 要合理选择洗瓶机以组成合适的联动线。

4 结语

虽然风压平衡设计有不同的方式, 但是调节风压方式的路径如图4所示。

然而, 保持隧道式烘箱的风压平衡不仅需调节风机的变频器, 还需调节风门的平衡块, 控制好在预热段与加热段之间、加热段与冷却段之间和隧道式烘箱与灌装间交界处的闸门。这个闸门在运行不同规格的管制瓶时需要进行调整, 但在同一规格的瓶子运行时不需要进行调整。开启的高度一般保持在运行时瓶口端与闸门下沿5~10 mm, 这个高度需要通过验证来确认。

总而言之, 风压平衡是烘箱实现灭菌去热原的保证, 是隧道式灭菌烘箱的设计关键, 在很大程度上决定了隧道式烘箱设计的成败。

目前, 国内众多厂家所生产的热风循环型隧道式灭菌烘箱, 与过去相比在技术水平上有了很大的提高, 但在机械加工精度、监控水平、设计研发等方面与世界知名厂家相比尚存差距。我国大多数热风循环型隧道式灭菌烘箱, 风压平衡的实际调控大多仍依赖操作人员按照工艺参数进行人工控制, 不利于生产管理。因此, 必须加强对国外设备的引进、吸收和开发, 研制出符合我国国情, 有利于提高我国热风循环型隧道式灭菌烘箱的风压控制技术水平, 性能比较先进的设备, 实现按工艺要求对风压进行精确监控, 并及时反馈, 从而进一步提高产品质量。

摘要：介绍了热风循环型隧道式灭菌烘箱的不同风压平衡设计及其相关的风压平衡控制原理, 并分析了影响风压平衡的相关因素, 旨在为国内烘箱生产厂家研发创新提供新思路以及为药厂选择合理设备提供依据。

关键词：隧道式灭菌烘箱,风压平衡,排风量

参考文献

[1]国家食品药品监督管理局药品认证管理中心.药品GMP指南·无菌药品[M].中国医药科技出版社, 2010

[2]万明伟.层流热风灭菌隧道式烘箱的设计与研究[D].陕西科技大学, 2012

[3]魏国琴, 黄宝钧, 吴炳恒, 等.热风循环隧道灭菌烘箱风压平衡装置[J].医药工程设计, 2008 (4)

[4]孟超.风压平衡对隧道式烘箱性能的影响[J].机电信息, 2010 (20)

[5]田耀华.抗生素瓶非最终灭菌小容量注射剂设备的创新发展[J].机电信息, 2009 (2)

玻璃幕墙抗风压性能分析 篇5

1玻璃幕墙概述

建筑幕墙是建筑物的外围护结构, 通常是由面板 ( 玻璃、铝板、石材等) 和后面的支撑结构体系组成的、可相对主体有一定位移能力、不分担主体结构所受作用的建筑外围护墙或装饰性结构。是现代大型和高层建筑常用的带有装饰效果的轻质墙体。幕墙按面板材料分: 玻璃幕墙, 石材幕墙, 人造板材幕墙, 组合面板幕墙。其中玻璃幕墙又分为框支撑、点支撑、隐框、全玻玻璃幕墙等形式。

目前幕墙用玻璃主要是中空玻璃和夹层玻璃。玻璃中加入6 - 12mm的铝槽隔层的中控玻璃具有良好的隔热、隔音、保温功能。夹层玻璃是将聚乙烯缩丁醛 ( PVB) 胶片夹在两层玻璃板之间组成的复合玻璃。玻璃采用钢化和半钢化、退火热处理、夹丝、镀膜处理提高其强度和安全性能。

2玻璃幕墙抗风压性能要求

玻璃幕墙工程的设计、制作、安装施工、工程验收、以及保养、维修应严格按照《玻璃幕墙工程技术规范》JGJ102 - 2003执行。玻璃幕墙的质量必须满足规范中的三性 ( 抗风压、水密性、气密性) 要求, 其中抗风压性能是建筑幕墙质量和设计中尤为重要和需要特别注意的地方, 这往往在幕墙的质量和安全性方面起着决定性的作用。幕墙结构中抗风压的性能设计和检测中往往都是以其挠度值的大小进行检测与设计考量。通过对幕墙工程技术规范及其他相关规范的规定和研究, 幕墙抗风压应该满足如下性能: ( 1) 幕墙试件的抗风压性能, 检测变形不超过允许值且不发生结构损坏的最大压力差值。幕墙的抗风压性能的风荷载标准值Wk确定应符合GB 50009的规定。 ( 2) 幕墙试件的主要构件在风荷载标准值最大作用在最大允许相对面法线挠度f0应符合GB / T1527 - 2007附录A ( 资料性附录) 的规定。 ( 3 ) 对于特殊体型、高度超过200m、环境特殊的抗风压性能应符合设计要求, 风荷载应进行风洞试验确定。 ( 4) 抗风压性能分级指标应符合本标准5. 1. 1. 1的规定。

幕墙设计中风荷载大都是在假设风压符合高斯分布基础上进行极值估计的。对于高层建筑幕墙和特殊体型、环境情况下, 产生的气体分离、涡流脱落及再附使、风向、气压、温度和其他建筑风扰动等使风压出现明显的非高斯特性, 为此需要系统研究其表面风压特性, 采用合理的极值估计方法, 并辅以相应的风洞试验。在台风情况下, 受大风、温度、 暴雨的冲击和大气压的多重作用下, 玻璃幕墙往往发生整体和局部变形和整体振动的协同作用, 使得幕墙玻璃的实际应变和应力分布情况与模型试验和风洞试验的情况大不相同; 有必要根据现场实际实测研究, 获取台风的登陆过程中幕墙玻璃表面的风压情况及其他协同作用下的应力与应力变化, 从而据此分析幕墙的抗风压性能, 由此采取相应的措施, 提出设计和使用、防范方面的措施及对策。模拟软件的开发、 检测设备的更新、数据资料积累就显得尤为重要。

玻璃面板的设计以及检测等相关标准一般认为挠度与风载荷的关系大体符合一次线性变量函数, 并采用折减系数进行修正。根据GB / T15227 - 2007玻璃幕墙检测方法规范, 通过相关实验研究我们也可以发现玻璃肋平面内和玻璃面板的挠度与压力差接近线性关系; 结构胶在玻璃肋与玻璃面板之间的荷载传递线性作用。玻璃面板的挠度变形一般远远小于其玻璃面板的厚度, 所以玻璃面板的挠度计算一般都采用薄板的小挠度理论计算, 规范中一般采用一个折减系数进行修正。 但是对于大风格玻璃面板的设计采用折减系数取值的方法与实际存在一定的偏差, 对于大分格的玻璃面板根据有关研究应对其在风荷载标准值下的挠度实测值和安全性能是否满足检测标准的要求来判断。

幕墙结构在台风作用下, 玻璃常发生破坏和脱落, 造成经济损失和人员伤害。玻璃幕墙的可靠度研究主要是针对静力可靠度的研究, 而对于动力可靠度的研究相对滞后, 随着相关线性有限元分析软件如ANSYS等的应用, 对于动力可靠度的研究进行得越来越深入, 取得不少有益的研究成果。另外对于特殊体型、高度超过200m、环境特殊采用常规方法难于确定风荷载的应进行相应的风洞试验, 必要时候在满足工程类比条件下, 进行现场实测和软件模拟。

另外现在玻璃幕墙设计软件和分析软件越来越多, 软件的优劣差异比较大, 另外设计人员的经验和水平差异, 需要在设计和规范中寻找确切的验证和检验方法。对于点支撑式玻璃的点抓支撑点往往是应力集中的地方。对其抗风压的性能要研究应做好应力集中分析和软件模拟与检测验证工作。

作为玻璃幕墙用的玻璃的质量对于玻璃幕墙的质量尤其是抗风压性能具有较大影响。其质量问题主要表现在钢化强度不够, 碎片颗粒较大, 弓形、波形超标, 钢化玻璃自爆、钢化玻璃风斑严重等。镀膜玻璃存在针孔、脱膜、斑点、斑纹、色差等外观不合标准。膜层的耐磨、耐酸、 耐碱性能不合格, 膜层不牢固。夹胶玻璃边部脱胶、气泡、胶片变黄, 两片玻璃吻合性不好, 有叠差, 夹胶玻璃的耐热性、耐辐照、耐湿性试验不合格等。玻璃质量存在的瑕疵往往是玻璃受到风压作用下的损坏和质量隐患点, 为此应相应开展这方面的研究和试验, 必要时开发出适应特殊情况下的玻璃类型产品。

另外玻璃幕墙结构中结构胶的粘结和耐老化性能对玻璃幕墙的质量影响也应该引起重视, 其质量对于玻璃幕墙的抗风压性能也起到一定的影响。

3玻璃幕墙质量控制

设计、材料选择、加工制作、安装、检测、维护都对玻璃质量产生影响。玻璃质量的控制应该采用系统化工程化的管理理念, 全过程一体化管理。其中幕墙的设计单位应有相应的资质, 并与制作图设计单位协同完成。对于设计单位的经验、业绩、人员的技术水平、设施配备作为重点考察方面。对于需要进行风洞实验确定风荷载的玻璃幕墙, 应与具有风洞试验的机构合理确定风洞试验参数, 以便更确切地符合现场实际情况。玻璃幕墙所用骨架材料、玻璃、结构胶、密封材料、紧固件和其他配件必须符合设计要求, 具有相应的质量合格手续, 严格执行三检制度。玻璃幕墙的加工制作必须满足幕墙制作图的设计要求。幕墙的质量很大程度取决于现场的安装质量, 首先要求安装施工队伍具有相应的资质, 同时要求加强现场的质量管理与监督。工程验收严格按照规范进行, 特别是进行抗风压、气密性、水密性的三性验收。

4结束语

玻璃幕墙作为一种广泛使用的建筑外围护结构, 其设计、制作、施工的质量对其安全性极为重要, 其中对于其抗风压性能尤为重要, 只要我们从其理论研究、设计分析、检测方法、设备、手段上不断探索, 玻璃幕墙的发展才能具有不懈的生命力。

参考文献

[1]《建筑玻璃应用技术规程》JGJ113-2003.

[2]《玻璃幕墙工程技术规范》JGJ102-2003.

[3]张士翔, 李炯, 何瑄, 赖燕德.风荷载作用下中空玻璃面法线挠度变化规律浅析.建筑科学, 2014 (03) .

[4]《建筑幕墙气密、水密抗风压性能检测方法》GB/T15227-2007.

[5]吴伟志.玻璃幕墙施工质量控制探讨[J].门窗, 2008 (02) .

全风压通风在掘进工作面的运用 篇6

《煤矿安全规程》第127条规定:掘进巷道必须采用矿井全风压通风或局部通风机通风。目前掘进工作面大部分为局扇供风, 风量稳定可靠, 风压充足, 加上双风机双电源保障, 局扇供风无疑是大部分煤矿掘进时的首选方法。但有时由于井下条件的特殊性, 采用局扇不能满足工作面作业需要, 这时采用全风压供风就显示其优越性。山西阳城阳泰集团竹林山煤业有限公司 (以下简称竹林山公司) 成功在井下1305掘进工作面运用实施全风压通风。

1 矿井及工作面概况

矿井采用中央分列式通风, 主扇型号FBCDZ No.26, 工作方法为抽出式, 矿井总进风6 265 m3/min, 总回风6 551 m3/min, 通风阻力3 500 Pa, 进回风井标高基本持平, 1 a中受自然风压影响较小, 最大通风流程3 800 m。矿井绝对瓦斯涌出量42.8 m3/min, 相对瓦斯涌出量31.9 m3/t, 属于高瓦斯矿井。

竹林山煤业公司1305掘进工作面沿3号煤层底板掘进, 位于井下1300采区西侧, 工作面形成通风系统需掘进长度约200 m, 工作面瓦斯涌出量为1.4 m3/min, 涌出不均衡系数为1.4, 掘进采用掘进机割煤, 巷道宽4.2 m, 高2.8 m, 采用锚网支护。根据掘进工作面风量计算方法, 计算在形成通风系统前工作面需风量为3.27 m3/s, 计划采用2×15 k W对旋风机通过直径800 mm风筒向工作面供风。

局扇通风示意图如图1所示。

2 掘进工作面通风方法的改变

1305工作面开始掘进时使用局扇供风, 当工作面推进过采区回风巷后, 在进回风联络巷内搭建两道风门继续前掘, 此时出现一个重要问题:两风门间的风筒在风门开关时因受进回风间的压差影响使风筒变形, 经常出现风筒接头断开现象, 导致工作面迎头风量不稳定。工作面要继续推进, 必须改变通风方法, 保证工作面在形成独立通风系统前风量稳定。

3 全风压通风各项数据选取和计算

经过技术人员井下实际测定该工作面相关通风参数, 最后决定撤掉局扇用风筒直接导风将新鲜风送至工作面迎头, 如图2所示。具体实施步骤如下。

3.1 测定风筒进、出风口间的压力和阻力

现场用JFY-1型通风参数仪测定采区进风巷和采区回风巷两点的绝对压力, 测点1为98 460 Pa, 测点2为97 020 Pa, 从而得该掘进工作面刚开工时进、回风侧相对压力为1 440 Pa。随着工作面的持续推进, 风筒进、出风口压力将受巷道阻力影响, 从实际经验和理论计算可知基本为5~6 Pa, 根据风压平衡定律则从风筒进风口到风筒出风口的相对压力为1 435 Pa。

根据空气在井巷中流动时的阻力与沿程空气能量变化的关系, 用风压平衡定律和阻力定律计算, 因风筒进风口与风筒出风口面积相等, 空气密度相近, 所以压差计测值即为该段巷道的通风阻力, 也就是说风筒进风口和出风口间的通风阻力是1 435 Pa。

3.2 确定送风距离和全风压供风量

送风距离必须保证掘进工作面形成独立通风系统, 根据工作面规划和井下实测, 送风距离不得小于200 m。

现以200 m为标准计算全风压供风量。

(1) 计算供风200 m时设计风筒风阻R。

式中, α为风筒的摩擦阻力系数, 根据风筒直径800 mm, 选α=0.002 45, N·s2/m8;L为风筒长度, 选200, m;U为风筒周长, 计算得2.512, m;S为风筒断面, 计算得0.502 4, m2;n为风筒接头数, 计数得19;ΔRj为每个接头风阻, 根据风筒直径800 mm, 选ΔRj=2.45, N·s2/m8;ζb为弯头局部阻力系数, 2个90°弯, 选ζb=1.25;ρ为空气密度, 选1.2, kg/m3;R0为其他局部风阻, 包括风筒的扩大、缩小、分岔、汇合等, 本例无。

经计算得风筒长度200 m时风阻值为62.199 4 kg/m7。

(2) 对于工作面通风系统, 其遵守阻力定律。

阻力定律:

式中, R为该工作面设计风筒风阻值, 取62.199 4 kg/m7;h为闭合回路中的阻力值, 为1435Pa;Q为该工作面设计风量值, m3/s。

根据以上数据计算全风压供风量为4.80 m3/s, 大于采用局部通风机供风3.27 m3/s, 可采用全风压供风的方法。

4 实际通风情况

一次风压优化运行的节能效果分析 篇7

内蒙古岱海发电有限责任公司二期工程#3、#4机组为2×600MW亚临界控制循环汽包炉, 燃烧系统为正压直吹式制粉系统四角切圆布置。各配有上海鼓风机厂有限公司生产的两台100%容量PAF19-14-2型动叶可调轴流式一次风机, 6台北京电力设备总厂生产的型号为ZGM123G的中速磨煤机。

原有控制逻辑中一次风压由一次风机动叶进行调整, 根据锅炉主控指令经函数计算而来, 一次风压相对较高, 磨煤机热风跳门开度较小 (40%-60%) , 节流损失较大。

通过修改一次风压控制逻辑, 降低现有一次风压母管设定值, 增大磨煤机热风门开度, 减少节流损失进行着手进行分析, 有一定节能潜力可以挖掘。

2 改造方案

2.1 修改一次风压控制逻辑

修改一次风压控制逻辑, 由锅炉主控改为跟踪运行磨煤机最大煤量, 如图1所示。

2.2 降低一次风压, 增加磨煤机热风门开度

针对磨煤机热风门的节流损失, 做了在不同负荷下降低一次风母管风压使磨煤机热风调节门尽可能全开试验, 以期得到不同煤量下对应一次风压最优化定值, 如表1所示。

经过以上试验, 确定了一次风压与煤量的对应关系即为:当给煤量为20 (t/h) 时, 一次风母管压力为5.9 (KPa) ;当给煤量为40 (t/h) 时, 一次风母管压力为7.0 (KPa) ;当给煤量为50 (t/h) 时, 一次风母管压力为7.6 (KPa) ;当给煤量为60 (t/h) 时, 一次风母管压力为8.0 (KPa) ;当给煤量为70 (t/h) 时, 一次风母管压力为9.0 (KPa) ;当给煤量为80 (t/h) 时, 一次风母管压力为9.9 (KPa) 。可见, 既降低了一次风压, 又增加了磨煤机热风门开度, 减少了节流损失, 同时能保证了干燥与输送煤粉的功能。

3 一次风机逻辑优化后经济性分析

通过以上典型工况下磨煤机热风门全开试验, 可以分析得知同等负荷下, 一次风机在磨煤机热风门全开前后, 电流下降值5-10A, 而一次风机电机功率因数为0.916, 所以两台一次风机每小时节约电量约为

按照机组负荷率75%计算, 每天可以降低厂用电率为

自2014.03.01开始试行一次风机降压运行以来, 磨煤机运行时热风调门开度多数维持在70%以上, 节流损失明显降低, 从每天的机组生产指标日报上可以看出, 一次风机电耗从之前的0.39-0.40降至0.37-0.38, 节能经济效益显著。

4 一次风机逻辑优化后安全性分析

控制逻辑优化后, 虽然节能效果显著, 但因一次风机调节响应速率变快, 可能会带来两台一次风机调节不同步、电流出现偏差现象, 严重时可能会引发一次风机喘振等问题。

(1) 一次风机降压运行后, 磨煤机热风调门接近全开, 基本失去调节能力, 要求运行人员加强对磨煤机运行状态的监视, 发现堵煤迹象及时作出调整。 (2) 一次风机降压运行后, 一次风机风压下降, 运行工况点下移, 有利于风机的正常以及事故工况下的安全运行。 (3) 一次风机降压运行后, 一次风速降低, 对于炉膛内尤其是燃烧器喷口的结焦状况可能加剧, 须加强监视。

5 结束语

针对600MW机组原有一次风压运行逻辑下存在磨煤机冷、热风门动作互相干扰严重、磨煤机运行工况不稳定、电耗不可控等问题, 修改了一次风压控制逻辑, 由锅炉主控改为跟踪运行磨煤机最大煤量, 降低了一次风压, 增加了磨煤机热风门开度。对比分析了机组一次风压控制逻辑修改前、后各参数的变化情况, 在同等燃煤量下, 减小了一次风机出力, 降低了磨煤机热风挡板的节流损失, 达到了降低厂用电、节约能源的目的。一次风机控制逻辑优化后, 机组节能效果明显, 但运行中仍需注意一次风机的电流偏差、制粉系统堵煤等问题, 以进一步提高机组的安全性与经济性。

参考文献