结构及主要参数

结构及主要参数（精选8篇）

结构及主要参数 第1篇

锤击式破碎机的破碎效果, 主要是由破碎粒度、破碎效率和能耗率3项指标进行评定。影响评定指标的因素有:破碎物料的物理性能、破碎机的结构、破碎室的形状、锤头的数量与厚度和线速度、筛孔的形状及其孔径和锤头与筛面的间隙等。

锤击破碎机不是靠回转部分的全部能量破碎物料的, 而是靠锤头的动能完成物料的破碎, 锤头的动能E为

E=Gu2/2 (1)

式中 G锤头的质量 (kg) ;

u锤头的圆周速度 (m/s) 。

由式 (1) 可知, 锤头的动能与锤头的质量及圆周速度有关。一般来说锤头愈重, 其转速愈高, 则破碎能力愈大。

破碎过程大致如下:物料进入破碎机中, 立即遇到高速回转的锤头的冲击而破碎。破碎的物料, 从锤头处获得动能, 以高速向机壳内壁衬板和篦条冲击而遭到第二次破碎。此后, 小于篦条缝隙的物料, 便从缝隙排除, 而粒度较大的物料, 弹回到衬板和篦条上, 还将受到锤头的继续冲击而破碎。在物料破碎过程中, 物料之间也会相互冲击, 沿着自然裂隙层理面和节理面等脆弱部分而破碎。

破碎过程可分4个阶段, 如表1所示。

2 锤击破碎机的组成及设计

破碎机主要由以下4部分组成:转子部分、传动部分、机壳箱体部分及篦条及冲击板部分。

2.1 转子部分结构设计

转子部分是锤击式破碎机的主要部件, 其结构如图1所示。转子轴、圆盘、锤头用锤头销轴分别悬挂在圆盘之间, 为防止圆盘和锤轴窜动, 用固定圆盘套筒固定。

1.圆盘 2.固定圆盘套筒 3.锤头 4.锤头销轴 5.转子轴

2.1.1 转子轴的设计与强度计算

转子轴是支承转子的主要零件, 承受很大的冲击力。因此, 要求转子轴的材质具有较高的强度和韧性, 通常转子轴为圆形。由于作用在转子轴上每个瞬间的载荷大小不等, 且持续时间短, 因此按一般方法计算转子轴的强度通常偏大。多年实践表明, 转子轴的强度校核可按下列方法计算。

1) 作用在转子轴上的相对弯矩为

${\rm M}{}_{\alpha }=\sqrt{{\rm M}{}_k^2+{\rm M}{}_n^2}(2)$

Mk=GR/8 (3)

Mn=9 550P/n (4)

式中 Mk作用在主轴上的弯矩;

GR转子总质量 (㎏) ;

Mn作用在主轴上的扭矩;

P电动机功率 (kW) ;

n电动机的转速 (r/min) 。

2) 由于转子轴常选用45钢, 调质处理, 则

$d\ge A\sqrt[3]{\frac{{\rm P}}{n}}(5)$

式中 d计算剖面处轴的直径 (mm) ;

P转子轴传送的功率 (kW) ;

n转子轴的转速 (r/min) 。

A与轴的材料及相应的许用扭剪应力有关;45号钢的[τ]=25～45MPa, 可取 A=105MPa。

2.1.2 轴承的选择

根据破碎机的工作特点, 转子轴上的轴承主要承受径向载荷, 同时承受少量双向轴向载荷, 不承受纯轴向载荷;且要求具有调心性能, 因此一般选用调心球轴承。此类轴承主要用于在负荷作用下弯曲变形较大的传动轴或支座孔不易保证同心的部件中, 其常用的规格型号为:轻型 (5) 系列:2218K型。

2.1.3 圆盘的设计

主要是圆盘销孔的中心设计与强度校核。圆盘材料为35调质处理HB170-210, 在圆盘上加工4个均匀分布ϕ60的孔, 圆盘厚度为20mm。其结构如图2所示。

2.2 传动部分的设计

通常采用V型带传动。通常根据计算功率Pca和小带轮的转速选择型号, 常用的型号为SPA。带轮多选腹板式, 其结构如图3所示。

2.3 机壳箱体部分的结构与设计

锤击破碎机机壳是用钢板焊成箱体结构。沿转子中心线分成上下两部分, 彼此用螺栓固定在一起。上机壳上有给料口, 进料口的尺寸280mm280mm。在机器的内壁装有耐磨钢衬板, 磨损后可以更换。为了便于维修和检查, 上机壳上设有检查门。

下机架由20mm厚的普通碳素结构钢板焊接而成。机架和转子轴之间设有轴封。锤架是用来悬挂锤头的, 破碎机在运转时, 锤架要与物料接触, 因此造成磨损。所以, 选择的材料要具有一定的耐磨性, 并具有较好的焊接性能, 局部出现磨损时, 可进行补焊;下机架也可采用铸铁或铸钢铸造。用钢板焊接与铸造比较, 具有质量小、坚固、制造容易等优点。

2.4 篦条和冲击板的设计

1) 篦条是仅次于锤头的易磨损件, 多为一组尺寸相等的钢条。安装时, 将钢条沿篦条架上的凹槽放入, 两篦条用垫片隔开, 不同厚度的垫片可以保证不同的间隙。篦条的作用是控制破碎物的粒度:当粗破碎脆性物料时, 篦条的缝隙应比产品最大粒度大1.5～2倍;当细破碎时, 则应比其大3～6倍。篦条缝隙应顺着物料运动方向, 即顺着锤头线速度方向, 缝隙应从篦条里面逐渐扩展, 以便使合格产品顺利排除而不受阻塞。

排列形式应与锤头的运动方向垂直, 与转子的回转方向有一定间隙的圆弧状, 大于缝隙的物料在篦条上返回再受锤头的冲击和研磨作用被破碎, 直至通过缝隙排出。篦条断面形状有三角形、矩形、梯形3种。篦条多是由锰钢铸成的, 也有锻造成的, 锻造可增加耐磨性和韧性;选用梯形的较多, 一般排除物料的粒度40, 所以两篦条间间隙常为60mm, 如图4所示。

2) 冲击板作用是承受被锤头击出的物料在其上破碎, 同时又将碰撞破碎后的物料重新弹回破碎板, 再次破碎。因此, 板的形状、结构, 对破碎率影响极大。为了获得好的破碎效果, 料与板表面应呈垂直碰撞。冲击板表面有折线形和渐开线形等:折线形结构简单, 但不能保证最有效冲击破碎;而渐开线形冲击板, 物料都以垂直方向进行冲击, 破碎效果最好。但是由于渐开线板制造困难, 现采用折线冲击板的居多。

3 参数设计与计算

3.1 转子直径D和粉碎室宽度B的确定

转子直径D和粉碎室宽度B是粉碎机的主要结构参数。转子直径与锤片末端线速度、转子转速有关。当线速度一定时, 直径与转速成反比例, D与B的比值一般为1.3～2.8, D取大值时, 转子转动惯量大, 对喂入不均匀适应性较强。在转子的圆周速度已知的情况下, 有

$v=\frac{n\text{π}D}{60}(6)$

锤击式破碎机转子的转速一般与所安装的电动机的额定转速相同。转速用锤头的圆周速度来控制, 锤头的圆周速度一般为35～75m/s, 要使产品粒度细小, 锤头的圆周速度应大些 (40～75m/s) , 锤头的数目应多些;要想得到中等粒度的产品, 锤头速度应低些, 一般为35～45m/s, 锤头的数目应少些。

3.2 锤击式破碎机的电动机功率计算

锤破碎机的功率消耗与很多因素有关, 但主要取决于物料的性质、转子的圆周速度、破碎比和生产率。目前, 锤击碎渣机的电动机的公率尚未有一个完整的理论公式, 可以按与破碎比和生产率有关的经验计算, 即

Nd= (0.1～0.15) iQ (7)

式中 i破碎比;

Q生产率 (t/h) 。

也可以按更为精确的式 (8) 来计算, 即

${\rm N}{}_d=\frac{mR{}^{2}n{}^{3}j{\rm K}{}_1}{108810{}^3\eta }(8)$

式中 m锤头质量 (kg) ;

R转子半径 (m) ;

j锤头总数;

η机械效率, η=0.7～0.85;

K1修正系数。

3.3 锤头的参数计算

锤子按其质量可分为重型、中型和轻型3种, 如图5所示。

重型锤头主要用在ϕ1 000mm800mm以上的锤式破碎机;中型锤头, 一般用在ϕ800mm600mm和ϕ600mm400mm锤式破碎机上;轻型锤头, 一般在小型破碎机上使用。

计算锤头质量的方法有两种:

1) 锤头运动所产生的动能等于破碎物料所需要的破碎功率来计算锤头的质量。该方法由于没有考虑锤头打击物料后的速度损失, 故计算锤头的质量往往偏小, 需要根据实际情况加以修正。

2) 利用动量相等的原理, 设计时需考虑到锤头打击物料后产生速度损失。如果速度损失过大, 会增加无用功的消耗和降低锤击破碎机的生产率。打击物料后的允许速度损失一般在40%～60%的范围内, 即

v2= (0.4～0.6) v1 (9)

式中 v2锤头打击物料后的线速度 (m/s) ;

v1锤头打击物料前的线速度 (m/s) 。

原则上转子直径越大, 允许的速度损失越大, 反之则偏小。若锤头与物料为非弹性碰撞, 设物料碰撞前的速度为零, 由此则根据动量定理, 可得下列方程式

mv1=mv2+Mv2 (10)

由式 (10) , 则得

$v{}_2=\frac{mv{}_1}{m+{\rm M}}(11)$

式中 m锤头折算到打击中心处质量 (kg) ;

M最大给入物块质量 (kg) 。

将式 (11) 代入式 (9) , 得

m= (0.7～1.5) M (12)

m只是锤头的打击质量, 锤头的实际质量mO应根据打击质量的转动惯量相等的条件下进行计算, 即

$m{}_{{\rm O}}=\frac{mr{}^2}{r{}_o^2}(13)$

式中 r锤头打击中心到悬挂点的距离 (m) ;

r0锤头质心到悬挂点的距离 (m) 。

锤头的质量、形状和材质对破碎机的生产能力有很大的影响。锤头动能的大小与锤头的质量成正比, 动能越大, 即锤头的质量愈大, 破碎效率也愈大, 但能量消耗也愈大。因此, 锤头实际质量Gp可由式 (14) 计算。采用图5 (b) 和 (c) 中所示的轻型锤头时, 其质量应为

G0=1.5G1 (14)

采用图5 (a) 中所示的重型锤头, 其质量应为

G0=2G1 (15)

式中 G0锤头质量 (kg) ;

G1 给入破碎机中最大物块质量 (kg) 。

目前, 有增大锤头质量的趋势, 这可以提高破碎效率。粉碎机转盘上的锤片数Z (取整数) 为

${\rm Z}=\frac{k{}_{1}B}{\partial }(16)$

式中 B粉碎室宽度;

∂锤子厚度, 根据粉碎饲料的种类选用:谷物用∂=2～4 mm;各种农作物秸秆用∂=5～6 mm;骨头、贝壳用∂=6～10 mm;

k1锤子配置密度系数, k1=0.28～0.42, 取小值时粉碎颗粒较粗, 反之较细。

锤头材料的选择上本着以耐磨抗冲击为主。锤头用高碳钢锻造或, 也可以用高锰钢铸造。为了提高耐磨性, 采用高锰低合金钢ZG30MnSiTi, 有的在锤头工作表面上涂焊一层硬质合金。近来有的用高铬铸铁锤头复合铸造, 即锤柄采用ZG45钢, 而锤头采用高铬铸铁, 而耐磨性比高锰钢锤头提高数倍。

4 结语

锤击式破碎机是一种应用广泛的设备, 设计时, 在保证安全、便于维护的基础之上, 力求用最低投入获得较高性能。因此, 在具体设计时, 要对其结构及主要参数进行优化设计, 才能充分发挥它的作用。

摘要：锤击式破碎机是一种粉碎设备, 适用于农作物的秸秆、根茎、饲料用的骨头、贝壳以及焦渣等硬度物料的破碎, 并可调节破碎粒度, 具有生产效率高、能耗小、使用安全、维修方便等优点, 在农业、畜牧业等行业应用广泛。为了使锤击式破碎机在标准化、通用化、系列化方面更趋完善, 对影响锤击式破碎机性能和加工质量等方面的因素进行了分析、研究和探讨, 使其不但在结构和功能上合理, 且有利于环境保护。

关键词：锤击式破碎机,结构,参数

参考文献

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结构及主要参数 第2篇

【摘 要】 本文通过剖析卷板机的工作机理，深入探讨该类机型结构主参数之间的关系，并建立起力学模型而为设计其系列产品提供理论依据，重新确定其结构主参数及其电机功率等；使其该类机型的结构主参数的设计及生产时更加趋于合理，从而获得较好的社会效益和良好的经济效益。

【关键词】力学分析及模型 结构主参数 结论

【中图分类号】 O3【文献标识码】 A【文章编号】1672-5158（2013）07-0025-02

目前，许多厂家为了更好地满足市场的需要，需对其产品进行结构调整。从而对大型卷板机进行技术升级换代，因此需重新确定其结构主参数及其电机功率等，使其的生产能力更加优化、合理，从而达到高效、安全，并获得一定的社会效益和良好的经济效益。

一、工作机理的力学分析及结构主参数分析

从结构特点上来看（如图一所示），大型卷板机主要由一个上辊（1）及两个下辊（2）呈宝塔形状组成，用该机加工（圆孤）形成工件时，是由上辊（1）垂直往下移动的同时进行转动，对工件（即钢板）产生向下的压力P；而P必须克服工件的屈服强度，使其产生弯曲变形，然后下面两个下辊（2）向同一方向进行转动，从而移动钢板而达到加工成一定曲率半径R的（圆孤）成形工件。因此，为了确定P，我们由图二知，可将被加工工件看作为一简支梁。从而有：

（1）上辊 （2）下辊 （3）D1——上辊直径

（4）D2——下辊直径 （5）H——上、下辊之间弯距

（6）R——零件曲率半径（7）L——中心距

P对钢板的最大弯矩为：

3. 从加工能力的大小来看，该类机型主参数完全取决于能加工工件的最大厚度及宽度；如超出了这个限度，就被视为超出了设计能力；

4. 工作经加工成型所得的屈度完全取决于上、下辊的相对位置；当钢板的材料及厚度一致时，上、下辊的相对位置愈近，则加工的屈度就愈大，反之则愈小；若上、下辊相对位置固定不变时，所加工的钢板愈厚或愈软，则加工得到的屈度也就愈大，反之则愈小，其屈率半径完全由加工工件屈率半径而定。

二、主参数的确定：

综上所述，大型卷板机主参数之间关系为（见图一）：

参考文献

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[2] 铁摩辛科 材料力学，1979年

结构及主要参数 第3篇

本文试图结合模拟计算的结果初步从理论上分析机械通风房间气流分岔的原因,并分析影响分岔的主要参数.为了叙述方便,文中有时用“通风”代替“机械通风”.

1 通风气流分岔机理分析

1.1 什么样的射流会出现分岔

房间内空气分布主要和送风形式有关,而通风工程中的射流送风多为非等温受限射流,常见的有由圆形、方形和矩形风口出流的集中射流,由扇形风口出流的扇形射流,以及由长宽比大于10的扁长风口,如条缝型风口出流的平面射流,其中扇形射流和集中射流规律大体相同.

从有关通风气流分岔的文献描述中可以看到,在用实验手段或三维数值模拟研究气流组织时,采用条缝型送风口双侧送风,会出现分岔现象.而如果单侧送风或双侧送风但采用长宽比较小的送风口,如矩形百叶风口时,则不会出现气流分岔的情况[3].这一点,在本文作者的工作中也被证实.有的文献采用二维数值模拟,发现单侧送风不会出现分岔,双侧送风会出现分岔现象[2],这种二维模型反映的风口模型应该是条缝型风口或在送风口高度上风口满布,否则不能简化成二维模型,而风口满布相当于是一个大的条缝型风口.这样,我们归纳一下就是单侧送风不会出现分岔,条缝型风口双侧送风时会出现分岔,一般的长宽比小的风口送风不产生分岔.我们知道,从条缝型风口出流的射流为平面流,而从其他圆形、矩形或扇形风口出流的射流为集中式射流.这就是说对机械通风的房间,当有平面射流相对射出时,经常会出现分岔的现象,而集中射流一般不出现分岔现象.

1.2 房间气流分岔机理分析

既然平面射流会出现分岔,而集中射流不易出现,那是不是平面射流特有的不同于集中射流的某种性质引发了分岔?文献[6,7]中认为Coanda效应是引发突扩管道中液体流动分岔的原因.受该思路的启发,我们考察了在平面射流和集中射流中的Coanda效应,试图找到分岔的机理.

Coanda效应亦称附壁效应,是指流体离开原来运动方向,向附近固体壁面贴附的现象.在通风房间中,当出风口靠近顶棚时,气流将整个贴附于顶棚上,形成贴附射流,这就是Coanda效应.解释出现贴附射流的原因得从有限射流结构说起.有限空间的射流由于边壁限制了射流边界层的发展扩散,射流半径及流量增加到一定程度后逐渐减少,使其边界线呈橄榄型,并在橄榄型的边界外部与固体边壁间形成与射流方向相反的回流区.当风口安装在两壁面的中间,射流结构对称,射流主体呈橄榄体,而当风口离一侧壁面较近时,该侧会因为速度增加而静压减小,射流两侧便出现压差,使射流贴附在静压小的一侧,也就是距离近的壁面一侧.

通过大量的模拟实验我们发现Coanda效应在平面射流中的作用强于集中射流.假设一空调房间,长宽高为3.6m3m3.2m,在长度方向上单侧布置送风口,方案1布置一个3 600 mm60mm的条缝型送风口,方案2均匀布置两个300 mm120 mm的矩形送风口,这样方案1出射的射流为平面射流,方案2出射的射流为集中射流.两方案风量相等,送风温差为4.8℃.图1和图2给出了在出射角为30°时两方案的流场模拟图.从图中可以看出,集中射流这时已不存在贴附,而平面射流仍然存在较强的贴附.

模拟实验进一步表明,上述条件下的平面射流仅在出射角度为38°时不存在贴附,当出射角度小于等于37°时,射流向顶棚贴附;当出射角度大于等于39°时,射流向侧壁贴附.图3给出了45°出射时的流场图.而集中射流除了在小于5°时有明显贴附,其它角度出射均没有明显贴附,这就说明平面射流比集中射流更容易产生贴附.

然后我们在房间长度方向另一侧也设置相同的送风口,保持出风速度不变,发现条缝型送风模式在送风角度小于或等于38°时均出现分岔,而矩形风口送风模式不论什么角度出风都没有分岔现象.进一步观察相对射出的平面射流出现分岔的流场图,会发现两股射流都是贴附在壁面上,一个贴附在顶棚上,一个贴附在侧壁上,图4所示为以30°相对射出的射流流场图,流场不是想象中相互对称,而是严重偏向一侧.从图中可以看出右侧出风口出射的射流贴附顶棚向前运动,左侧出风口的射流贴附左壁向下运动,形成了一个逆时针旋转的大漩涡.

进一步的模拟试验会发现,流场偏向哪一侧是不确定的.

综上,我们可以这样解释气流分岔:当两股平面射流从房间两侧的风口相对射出时,如两股射流相遇,相互作用,因为平面射流有较强的贴附性,稍有扰动,在Coanda效应的作用下,其中一侧气流就会贴附到侧壁上,而另一侧气流将沿着顶棚继续贴附前进,然后形成一个大的漩涡,造成不对称的气流组织.

2 影响分岔的主要参数研究

2.1 影响参数确定

既然分岔的出现和贴附现象有密切关系,那么影响贴附的参数可能就是影响分岔的参数.根据射流理论,扁射流的贴附计算公式为[17]

根据上式和前面的分析,预计影响分岔的参数包括风口的宽度b0,出流速度u0,射流温度和房间温度的差值ΔT,风口中心距顶棚距离h0,气流出流方向与顶棚的夹角β.另外因为这种分岔是射流相对出射时的不稳定表现,所以可能还和风口之间的距离D有关.但具体这些参数对分岔的影响是怎样的.哪些参数是主要的影响因子.要弄清楚这些问题,需要进一步研究当各个参数变化时气流组织的分岔情况.下面我们利用正交试验理论和方差分析法[18],根据数值模拟得到的流场,分析上述6个参数在不同取值条件下气流出现分岔的情况,找出影响分岔的主要参数及其影响规律.

在进行模拟和分析之前,首先提出分岔强度Ibif的概念.我们知道,当气流不分岔时,两股气流的接触面与布置风口的两壁面距离相同,均等于D/2,当分岔出现时,接触面偏向一侧,其与一侧壁面的距离将大于D/2,与另一侧壁的距离将小于D/2.较大距离用dmax表示,定义

Ibif的取值范围为1～2.当Ibif=1时,表示没有分岔,Ibif=2表示出现最强的分岔.

2.2 正交试验和方差分析简介

正交试验法是从大量的试验点中挑选适量的具有代表性的点来安排试验并进行数据分析.利用它可以减少试验次数,如一个3因子3水平的试验(在试验中欲考察的参数称为因子,每个因子不同取值称为水平),如果进行全面试验需要进行27次试验,而用L9(3[3])正交表安排试验,则只需要9次试验.

方差分析是利用数理统计中假设检验的方法,构造一个服从F分布的统计量,记为F.当某一因子的F值大于一定显著性水平(一般取0.05或0.1)下的临界值时,便认为是显著性因子,F值越大,影响就越显著.方差分析方法的介绍将结合后面的具体分析来进行.

2.3 研究对象及模拟试验安排

拟要研究的物理模型为一个三维空调房间,长3.6m,高3.2m,宽度为D.在房间长度方向上双侧布置3 600mm长的条缝型送风口,房间初始温度为20°.b0,u0,ΔT,h0和β为变量,可在一定的取值范围内取不同的值,回风口设在房间下部两侧.

我们选取L25(5[6])正交表来安排上述6个参数,每个参数设置5个水平,即需要进行25次模拟试验.各参数的具体水平设置见表1,模拟结果见表2,方差分析结果见表3,简洁起见没有列出正交布置方案,可参见文献[18].

表3中下标i表示行,j表示列,所考察的每个因子对应于表的一列.mij表示第j列第1个水平所对应的数据之和,m2j表示第j列第2个水平所对应的数据之和,以此类推.Fj为一服从F分布的统计量,可由下式求得

式中fj表示自由度,fj=水平数-1,在本次试验中fj=4;Qj表示第j列上的离差平方和,Qj可由以下公式求得

式中,ni表示各水平重复试验次数,n表示总试验次数.

Qe表示各空白列的离差平方和之和,计算方法和Qj相同,认为是随机误差所产生的;fe表示空白列的自由度之和,当没有空白列时,可以用离差平方和最小的一列代替,此列因子不再进一步分析.在表3中,u0对应列的离差平方和最小,可以代替空白列,fe=4.

取显著性水平0.1,当Fj大于F检验临界值F0.1(fj,fe)=4.11时,第j列上的因子对指标影响显著,r表示显著性,标注“*”的列所对应的因子为显著因子.

2.4 结果分析

根据正交试验结果和方差分析结果,可以看出风口宽度b0和送风温差ΔT对分岔的影响显著.进一步分析表3中数据,可以发现b0和ΔT对应的各水平的分岔强度之和mij值随水平变化呈单调变化趋势,将mij除以5,可以得到在不同水平下的分岔强度.图5和图6分别给出了分岔强度随b0和ΔT的变化趋势.

从图5可以看出,b0越小,越容易出现分岔,而当宽度达到一定程度后,将不再会出现分岔.研究模型风口长度3.6m,当风口宽度达到0.5m时,长宽比小于10,就不再发生分岔.从图6可以看出送风温差△T越大,越容易出现分岔,而送风温差为1K和2K时,不发生分岔现象.

3 结论

(1) Coanda效应或贴附现象是分岔出现的主要原因.

(2)由于平面射流的贴附能力比集中射流强,平面射流相对射出时经常会出现分岔,集中射流一般不出现分岔.

(3)风口宽度和送风温差是影响分岔的主要参数.风口越扁,越容易出现分岔;送风温差越大,越容易出现分岔.

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路面铣刨机洒水系统结构及匹配参数 第4篇

1. 洒水系统结构

路面铣刨机洒水系统主要由水箱、水过滤器、水泵、管路、喷水嘴及控制系统等组成。控制系统又分为电驱动洒水系统和液压驱动系统2种,其中液压驱动洒水系统主要由控制器、液压泵、电磁阀、截止阀、溢流阀及相关报警和保护装置等组成,如附图所示。现将洒水系统主要结构进行简要叙述。

(1)水泵

水泵采用电动机驱动时,由路面铣刨机发动机驱动的发电机提供电能;水泵采用液压马达驱动时,由路面铣刨机液压系统提供动力。水泵转动后通过截止阀、水过滤器从水箱中吸水,为洒水系统提供水源。

(2)喷水嘴

喷水嘴设置在铣刨室和输料装置的废料入口处,其数量及分布根据路面铣刨机的铣刨宽度和铣刨速度而定。喷水嘴通过管路、接头与水泵连通,喷水嘴喷水量应满足铣刨室降尘和铣刨刀头降温的需要。

(3)控制系统

驱动水泵的电动机或液压马达的转速,均可通过调节供电电流的大小进行控制。电动机转速通过调节供电电流大小来实现,液压马达转速通过调节电磁阀电流大小来实现。通过上述调节改变水泵转速,实现洒水量的调节。

截止阀

当水泵停止转动时,控制系统将截止阀关闭,防止水箱内的水在重力作用下从水泵、喷水嘴处自然流出。

溢流阀

路面铣刨机工作一定时间后,会发生喷水嘴堵塞情况,可造成洒水系统管路压力升高。为了防止水泵过载,管路中设置了溢流阀,当管路中的水压超过设定值时,水将通过溢流阀流回水箱。

报警和无水保护

洒水系统设置低水位报警和保护功能。在路面铣刨机铣刨施工中,若水箱内水位过低,电控系统通过低水位报警功能提醒操作手向路面铣刨机水箱加水。若水箱内的水被吸空时,洒水系统将自动断电,以防止水泵因空转而损坏。

2. 匹配参数

(1)匹配要点

不同型号的喷水嘴由于喷雾角度和喷洒距离有所不同,喷洒覆盖范围也不同。路面铣刨机洒水系统的喷水嘴以扇形喷雾喷洒,可用最小的水量捕捉到最多的灰尘,达到最佳的降尘效果。

喷水嘴的喷洒形式确定后,其数量和喷水量是降温、降尘的关键。喷水嘴的喷水量应使铣刨室内和输送装置入口达到足够的湿度,喷水嘴的数量主要由铣刨宽度和单个喷水嘴的覆盖范围来确定。

选择喷水嘴型号和数量后,应根据喷水嘴压力和流量选配水泵的扬程和流量,再根据水泵的扬程和流量选择水泵型号,最后进行匹配校验。

(2)匹配实例

下面以铣刨宽度为1.2m路面铣刨机为例,说明该路面铣刨机洒水系统如何进行匹配。

选择喷水嘴

根据市场调查,路面铣刨机洒水系统选择喷洒角度为120℃、喷洒距离为0.5m的喷水嘴最为适宜。该型路面铣刨机铣刨室宽度为1.2m,经计算铣刨室可布置10个喷水嘴,输送带布置4个喷水嘴,洒水系统共设置14个喷水嘴,这样可以满足路面铣刨机降温、降尘需要。

选择水泵

根据喷水嘴技术参数和数量,当水泵输出水压>0.1MPa时,该14个喷水嘴可实现雾状喷洒。经过试验测定,水泵的出水压力在0.5～1.0MPa时,喷洒的降尘效果较理想。

根据所选喷水嘴参数得知,在喷水嘴进口压力为0.5MPa时,每只喷水嘴输出水的流量为0.09m3/h。14个喷水嘴的水流量约为1.26m3/h,由此初步确定水泵的流量为1.3m3/h。考虑到管路和接头的压力损失,将水泵的供水压力确定为0.8MPa。

校验

为了使水泵的压力具有一定储备,进一步设定水泵的压力为1.0MPa。从该喷水嘴参数可知,在水压1.0MPa时,每只喷水嘴的流量为0.132 m3/h,此时水泵需要提供的流量应为1.85m3/h。为了使水泵流量具有一定储备,将水泵流量确定为2m3/h。根据路面铣刨机水箱容量,该喷洒系统可持续供水40min。

若铣刨深度较小,铣刨路面材质较软,可采用较小洒水量进行铣刨作业。此时可将喷水压力调定为0.1MPa,每个喷水嘴的流量为0.041m3/h,经计算可知,水泵需要提供的流量为0.574m3/h,水箱盛满水时可持续供水2h。

结构及主要参数 第5篇

掌握监护仪原理及常见故障维修维护对一个临床医学工程人员相当重要。多参数监护仪一般包括四个部分: (1) 信号采集部分。通过生物医学电极和传感器拾取人体生理参数信号, 并将光、压力等其它信号转化为电信号从而获得生理参数, 包括心电、心率、呼吸、体温、无创血压、有创血压、血氧饱和度、呼吸末二氧化碳等。 (2) 信号的模拟处理部分。通过模拟电路对采集的信号进行阻抗匹配、滤波、放大等处理, 同时减少噪声和干扰信号以提高信噪比。 (3) 信号数字处理部分。一般由A/D转换器、CPU、存储器等组成。 (4) 信号的显示、记录和报警部分。人机界面, 可以键盘输入, 设定被测生理参数的报警限值和具体要求, 病人的生理参数信息通过显示屏显示出来;所得数据可以按照需要进行存储, 一般显示器自带存储器。当被测参数超过设定的上下限范围时就通过声、光报警器发出报警, 可以提示医务人员及时进行抢救。

1 黑屏

1.1 故障普遍分析方法:

机器黑屏, 通过观察电源指示灯没否亮?风扇是否运转?可以分两个大方向检查。 (1) 电源指示灯不亮, 风扇也不运转。检查市电、电源线是否连接正常;保险丝是否烧断, 接着检查电源板是否出现短路, 进行排除后更换保险丝。 (2) 如果电源灯亮, 风扇正常运转。开机开机有“滴、滴、滴”的自检声或者接外界VGA显示器正常显示时, 按“START NIBP”是否能够正常测量无创血压, 不能测量, 打开机壳检查+12V电压是否正常, 从而判断是电源板故障还是模块问题 (包括转接板和按键板) ;可以测量血压时, 打开机壳检查显示屏的供电电压是否正常, 判断是显示屏自身故障还是电源板故障。

1.2 维修案例:

麻醉科一太空麻醉监护仪在使用中突然黑屏, 送修。接交流电源, 开机, 电源灯亮, 并且能听到开机自检声音、看到有指示灯。可以判断是显示屏或者给显示屏供电的电源板 (或接线) 故障。拆开机壳, 测量接线及接线柱正常, 卸下TFT显示屏的背光发光管, 在供电接线处单独接上12V电源, 发光正常, 说明光管无损坏。接着就测量TFT屏逆变电源板的输入端, 发现+12V和+5V均正常, 而发光管接线处无电压输出, 缩小范围判断, 故障在逆变电源板上, 观察电源板, 无明显元器件 (该电源板上的元件均为贴片式的) 烧坏现象, 维修有一定难度。接好电源及相关接线, 尝试用跟踪+12V电压的方法, 发现在一个标有N字的黄色贴片器件前端+12V正常 (如图1所示, 该保险丝介于两变压器之间) , 另外一个脚没有电源, 查证该元件便为保险丝, 测量已经烧断, 找到同类型保险丝焊接上去, 测试, TFT屏正常显示。故障排除。

2 显示屏闪动有条纹等

2.1 故障普遍分析方法:

(1) 外部干扰因素, 检查监护仪附近是否有辐射和射频较强的其他设备、供电电网的电磁干扰、电网的过欠压、瞬态突变、尖峰、接触不良等情况, 换个使用环境开机便可排除。 (2) 如果故障是偶尔出现, 可以用手拍外壳, 故障有改善或者恢复正常工作, 一般判断可能是机器的电源电路、显示屏驱动等部分的元器件性能不良、接触不好而虚焊, 或连线、多芯接插件有接触不良 (接线柱有虚焊或打火积炭现象) 的情况, 需要打开外壳检修。也可能由于机器使用时间过程, 元件的热稳定性变差, 可用加热法判断, 比如简单用电吹风对电源板, 驱动板进行局部加热, 故障出现的话, 可判断故障元件位置。

2.2 维修案例:

一次临床科室送修迈瑞PM9000多参数监护仪, 报修故障为显示屏显示不清偶有闪动。开机, 显示正常, 无闪动现象。用力拍打及晃动机器, 此时发觉显示屏图案出现很多条纹状的干扰, 并且有闪动。可能刚才临床科室送修过程中有摇动, 所以故障现象消失, 如果不认真检查, 这些隐形故障很难发现。根据以往经验, 判断应该是TFT屏的逆变电源板上有元件虚焊造成, 拆机, 卸下电源板, 检查各元件焊点, 发现一个贴片电容引脚处隐约虚焊裂痕, 补焊完后, 试机正常, 用力拍打和摇晃机器均无故障现象, 判定该故障由元件虚焊引起。

3 无创血压无法测量或测量不准

3.1 故障普遍分析方法:

一般引起这类故障的有 (1) 袖带、导气管以及各个接头处存在漏气。 (2) 没有正确选择病人模式, 比如使用成人袖带但是监护议病人类型设置为使用新生儿模式, 可能有此报警。 (3) 快、慢放气阀存在故障, 比如动作失灵、阀口有异物堵塞开关不严密。

3.2 维修案例:

临床报修, 他们的PM9000监护仪测量血压时, 充气成功, 但是袖带开始放气, 压力降到50mmHg左右, 监护仪提示“空气压力报错”报警, 无法测出血压。根据经验检查: (1) 判断血压袖带及泵管并没有漏气, 完好, 为了确保无误, 把袖带在其他同类型监护仪上使用正常, 排除该项。 (2) 因为一般使用振荡法进行血压测量, CPU给充气泵信号, 使袖带充气加压到高值, CPU便控制慢放阀开始放气, 通过传感器进行血压测量。如测量失败并提示“空气压力报错”, 一般是因为放气阀放气时间过长, 从而出错, 最终快放阀打开而无法测量。拆机, 检查充气放气管路, 均完好, 无泄露;检查电磁阀, 发现慢放阀口有很多灰尘杂质堵塞, 应该是长时间使用累积下来的, 清理灰尘杂质, 装好电磁阀, 重新开机测量血压, 工作正常, 故障排除。

4 ECG无法测量、无波形, 干扰过大等故障维修

4.1 故障普遍分析方法:

(1) ECG无法测量或者无波形, 一般是因为:①没有正确选择导联模式, 也就是说没有按要求五导模式或三导的接法。②心电极片贴放位置不正确。③心电极片质量有问题或者安放时间长而失效。④心电电缆线老化、插针断等;信号线接口坏造成接触不好, 或心电板、心电板主控板连接线、主控板故障, 拆机检修测试。 (2) 干扰大, 一般是因为, 监护仪使用环境有其他电磁场强或者产生射频的设备在使用, 或者没有接地, 也可能是导联线的屏蔽线损坏干扰。

4.2 维修案例:

科室的便携式监护仪, 在某一个特定的病床使用时干扰大, 波形杂波多, 在其他房间病床使用均不见异常。检查导联线均无损坏;针对因为只在特定的房间出现干扰, 可以猜测问题应该在使用环境上, 再者普通病房不存在电磁场强等干扰设备在使用, 所以检查房间里面的地线连接, 测量发觉该房间设备带上的插头根本没有安全接地, 改造重新连接好地线, 之后在该病房使用便携式监护仪时, 不再出现心电波形干扰、波形杂波等现象。

5 无法测量SPO2数值或者数值不正确、波形不稳

5.1 故障普遍分析方法:

(1) 如果血氧探头跟原来型号不一致, 不能正确测量。 (2) 如果有延长线, 是否延长线接口坏或者有短线现象。 (3) 探头坏。 (4) 血氧测量板坏。 (5) 测量环境问题:①测量时病人运动造成数值有误不稳甚至没数值。②在手臂测量血压的同侧测量血氧造成数值不正常。③测量血氧的指甲涂有指甲油等能够遮光的物质。④测量周围光线太强, 而且没用布等适当遮光造成波形不稳、数值不正确。

5.2维修案例:

送修探头, 指套不插手指的时候, 能够见到可见光, 一旦插进手指就见不到光, 从而测不到血氧值。鉴于是在测量时才出现的故障, 排除机器里电路板的问题, 而且换一个探头试机正常, 应该断定问题在血氧探头上, 用小刀剥开探头的软壳, 可以见到光敏二极管的一脚跟连接线虚接着, 所以才在使用中一旦套入手指就不能测量, 重新焊接, 并且包好探头软壳, 重试探头, 故障不再出现, 可以继续使用。

摘要：目的:为了更好的维护保养监护仪。方法:通过归类分析方法。结果:多方面了解故障的解决分析方法。结论:为日常维修保养工作提供方便。

关键词：监护仪,显示屏,血压,血氧,心电

参考文献

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[2]张文远等.医用多参数监护仪面板显示故障3例[J].医疗卫生装备, 2008 (12) :124

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[4]邓隶恺, 现代医学仪器设计原理[M].北京:科学出版社, 2004.

结构及主要参数 第6篇

1 材料与方法

1.1 试验材料

以重庆市渝东南农科院自育宽柄芥胞质雄性不育系“K46A、DJA、K6A”为母本, 优良自交系“K42、DJK、SGK、HK”为父本, 2014年6—10月夏繁, 采用NCⅡ不完全双列杂交法, 配制12个杂交组合 (表1) , 作为本试验的供试材料。

1.2 试验设计及田间考种

将上述获得的12个杂交组合F1代种子, 于2014年11月, 在重庆市渝东南农科院榨菜室试验地进行分区直播, 采用随机区组设计, 3次重复, 小区长3.35 m、宽2.00 m, 每小区种35株, 密度为52500株/hm2, 肥水管理同当地大面积相同;2015年3月, 每组合菜株达现蕾标准后及时收获。收获时, 各小区选取中间10株, 分别测定宽柄芥植株株高、开展度、最大叶长、最大叶宽、中肋长和中肋宽等10个农艺性状。

1.3 统计分析方法

所得数据采用Excel 2007和DPS 7.05分析软件, 按NCⅡ (不完全双列杂交) 设计的原理和方法, 进行杂交组合各主要性状配合力的方差分析, 亲本各性状的GCA和组合的SCA效应分析, 并估算群体的主要遗传参数。

2 结果与分析

2.1 经济性状的方差分析

从表2可以看出, 12个杂交组合的10个农艺性状, 组合间的差异达极显著水平, 说明参试组合间存在真实的遗传差异, 可作进一步的配合力分析。对P1组和P2组亲本的GCA方差及P1×P2的SCA方差进行F测验后表明, P1组亲本除单株鲜重达显著差异外, 其他性状均不显著;经济产量、单株鲜重、柄肋鲜重、最大叶长、中肋长、中肋宽、单株有效叶片数、株高和开展度的GCA在P2组亲本间的差异不显著;P1×P2特殊配合力 (SCA) 方差:除叶宽性状不显著外, 小区经济产量、单株鲜重、最大叶长、中肋长、中肋宽、单株有效叶片数、柄肋鲜重、株高、开展度的特殊配合力均达显著或极显著水平, 表明组合绝大多数性状受亲本间的相互作用, 以非加性基因效应起显著作用, 个别性状以加性基因效应起显著作用。

2.2 亲本性状一般配合力 (GCA) 相对效应分析

配合力是指一个纯育亲本在一系列杂交组合中的平均产量或其他性状表现, 其主要决定于基因的加性效应, 是可以遗传的部分, 其值的大小和正负表示各性状加性基因遗传作用的大小和方向[3]。表3结果表明, 一般配合力效应在同一亲本各性状间及同一性状不同亲本间均存在明显的差异, 表明不同亲本在不同性状上, 其加性效应大小是不同的。在本试验条件下, 宽柄芥杂交亲本的10个主要农艺性状一般配合力具有正向和负向2类效应值, 说明一般配合力在这些性状上发挥着各自不同的作用。其中, 在单株鲜重性状上:K42、DJK、SGK、HK、K46A和DJA的GCA为正效应, 说明它们的后代单株经济产量高;在最大叶柄肋鲜重性状上:K42、DJK、SGK、HK、K46A和DJA的GCA为正效应, 说明它们的后代柄肋宽大肥厚, 所配组合具较强的柄肋优势, 是理想的宽柄芥杂交种, 应用前景好;在单株有效叶片数性状上:SGK、K46A和DJA的GCA均为正效, 说明它们的后代有效叶片数会增加, 经济产量高;在株高性状上:K42、K46A和DJA的GCA效应值为正效应, 说明它们的后代株型直立、紧凑;在开展度性状上:DJK、SGK、HK、K6A的GCA为负效应, 说明它们的后代株幅不大, 紧凑, 是可利用的杂交亲本;从小区经济产量来看:K42、DJK、SGK、K46A和DJA的GCA为正效应, 说明它们的后代具有一定的增产潜力等。由此表明, 不同的宽柄芥父母本杂交, 其后代在各性状的遗传表现存在较大差异。

2.3 各组合特殊配合力相对效应分析

特殊配合力的效应主要受基因非加性效应遗传影响, 是反映杂交组合非加性效应大小的一个度量值[4]。12个宽柄芥杂交组合F1代特殊配合力相对效应值估算结果见表4。从表4可以看出, 同一组合不同性状间的特殊配合力效应差异显著。例如:组合K46A×DJK在经济产量、单株鲜重、最大叶长、最大叶宽、中肋长、柄肋鲜重、有效叶片数、株高及开展度的SCA效应值分别为11.38, 7.96, 12.23, 8.36, 15.63, 27.41, 0.41, 14.78, 10.78, 且均为正向效应值;其中, 最大叶柄肋鲜重的SCA效应值最高 (27.41) , 最大叶长、中肋长、株高、开展度、经济产量、单株鲜重及最大叶宽的SCA效应值较高, 有效叶片数的SCA效应值最低 (0.41) 。同样, 同一亲本所配组合间的特殊配合力效应也有差异, 以DJA所配组合DJA×HK为例, 经济产量、单株鲜重、最大叶长、最大叶宽、中肋长、中肋宽、柄肋鲜重、有效叶片数、株高及开展度的SCA效应值分别为13.61, 17.61, 2.55, 8.15, 5.52, 26.99, 38.71, 6.18, -5.44, 1.43;其中, 以最大叶宽的SCA效应值最大 (26.99) , 株高的SCA效应值最小 (-5.44) 。而以DJA所配组合DJA×SGK相对性状效应值分别为5.29, 4.80, 4.00, -2.55, 8.29, -1.85, 5.89, -3.69, 3.35, 3.14。这些同一性状在不同组合间的差异表明亲本基因互作的多样性。

2.4 亲本性状间配合力方差及遗传参数估算

为了进一步分析本试验中宽柄芥亲本及其互作对杂交后代性状的影响, 根据随机模型估算了各性状的一般配合力和特殊配合力基因型方差在总方差中的比重 (表5) 。从表5可以看出, 经济产量、单株鲜重、最大叶宽度、中肋长度、中肋宽度、柄肋鲜重、株高这8个性状的Vs>Vg, 说明这些性状主要受亲本间的互作效应, 即受非加性基因效应作用较大;而最大叶长度、有效叶片数、开展度这3个性状的Vg>Vs, 说明最大叶长度、有效叶片数及开展度受亲本一般配合力作用较大, 主要受加性效应控制, 是可稳定遗传的部分, 育种者可根据育种目标有针对性地选择。同时, 表5还表明:父母本一般配合力基因型方差的作用因性状的不同而异。父本在柄肋鲜重、株高、开展度3个性状的基因型方差对一般配合力基因型方差贡献大;而母本在这些性状贡献率小于父本, 在进行杂交育种时, 这3个性状应多考虑父本。同时从特殊配合力所占的比重来看, 单株鲜重、单株有效叶片数、株高性状主要受亲本间互作效应影响。进一步分析表明, 要选育强优势的宽柄芥杂交组合, 应选择一般配力高和特殊配合力也较高的亲本。

遗传力反映的是亲代的性状遗传给子代的能力, 分为广义遗传力和狭义遗传力。广义遗传力 (h B2) 是基因型方差占表现型方差的百分率, 大体反映了遗传变异和环境变异的作用;狭义遗传力 (h N2) 是度量加性遗传效应。本试验遗传力的估算结果见表6。从表6可以看出, 10个主要农艺性状的广义遗传力大于狭义遗传力, 说明这些性状受非加性效应即遗传环境影响较大, 由不育系和父本系直接遗传给杂种的能力较弱, 10个性状广义遗传力从大到小排列为柄肋鲜重 (99.31) >中肋宽度 (92.76) >最大叶长度 (91.88) >中肋长度 (87.21) >开展度 (86.53) >株高 (85.78) >经济产量 (83.65) >最大叶宽度 (67.22) >单株鲜重 (66.11) >有效叶片数 (55.22) 。同时在进行不育系和父本系选育过程中, 可根据性状遗传力大小确定不同性状世代的选择, 从各性状群体遗传参数分析来看, 柄肋鲜重、最大叶宽度及最大叶长度广义遗传力大于90%, 最大叶长度狭义遗传力大于50%, 说明对这4个性状可以进行早代选择;对中肋长度、开展度、株高、经济产量、最大叶宽度及单株鲜重可以进行中代选择;对单株鲜重有效叶片数可进行晚代选择。

3 结论与讨论

3.1 宽柄芥杂交组合主要农艺性状的遗传特点

从本试验研究结果看, 宽柄芥12个杂交组合10个农艺性状组合间的差异达极显著差异, 说明参试组合间存在真实的遗传差异。P1组亲本除单株鲜重达显著水平外, 其他性状均不显著;P2组亲本除最大叶叶宽外的9个性状的GCA间差异不显著。组合P1×P2的特殊配合力 (SCA) 方差除叶宽性状不显著外, 小区经济产量、单株鲜重、最大叶长、中肋长、中肋宽、单株有效叶片数、柄肋鲜重、株高、开展度的特殊配合力均达显著或极显著水平, 说明在这些性状的遗传中, 主要受非加性效应的影响, 但不同性状间GCA和SCA的作用大小不同。

3.2 一般配合力和特殊配合力分析

关于作物特殊配合力的高低与亲本一般配合力的大小是否相关, 前人已作过报道[5], 结论暂不确定。本研究表明:一般配合力和特殊配合力之间没有明显的对应关系, 一般配合力效应高的亲本所配杂交组合在相对性状上并不对应。表明亲本GCA效应高的性状, 其组合SCA效应不一定高[6]。例如不育系K46A各农艺性状的GCA除中肋宽性状 (-2.82) 外均为呈正向效应值, 一般配合力高, 由它所配的组合K46A×HK除开展度性状 (0.33) 外各性状间的GCA均呈负向效应值, 特殊配合力低;组合K46A×DJK除最大叶宽呈负向效应值外, 其他9个性状均呈正向效应值, 组合“K46A×SGK”“K46A×K42”有的性状呈正向效应值, 有的性状呈负向效应值。从12个组合10个农艺性状的特殊配合力效应值可以看出, 同一亲本所配组合以及同一组合不同性状间的特殊配合力差异显著, 表明基因互作的多样性受基因加性效应和非加性效应共同影响。而在中肋宽度、柄肋鲜重、单株鲜重、产量等性状方面, 特殊配合力占有比重高, 说明非加性基因起主导作用。由此看来, 在杂交后代的筛选过程中, 选择双亲或双亲之一具有较高GCA的组配较为重要[7], 同时不能忽视GCA较弱的双亲组合, 由于性状分布、基因互作方式, 也有可能选到较优组合[8]。

3.3 各农艺性状间遗传参数分析

本研究表明:宽柄芥各农艺性状的广义遗传力大于狭义遗传力, 说明这些性状非加基因影响占主导作用, 受环境影响大。从狭义遗传力来看, 单株鲜重、中肋宽度、有效叶片数这3个性状狭义遗传力较低, 其所对的一般配合力基因型方差也较低, 这与黄凤林等[9]对稻米品质遗传分析的研究结果一致, 说明这3个性状由特殊配合力决定, 主要受环境影响。

3.4 亲本组合评价

通过对亲本各性状一般配合力 (GCA) 相对效应及贡献率的分析, 宽柄芥父本系K42、DJK、SGK、HK在经济产量、柄肋鲜重、单株鲜重、最大叶宽等性状呈正向效应且贡献值高, 占有较高的配合力。不育系K46A、DJA在单株鲜重、经济产量、柄肋鲜重、单株有效叶片数呈正向效应占有较大比例, 说明用这样的不育系与父本系杂交, 具有更大的遗传优势。从本研究结果看, “K6A×K42”“DJA×HK”“K46A×SGK”组合的经济产量高, 具有很强的杂种优势和增产潜力, 在实际生产中应加强利用。

摘要：选用3个自育宽柄芥不育系和4个父本系 (自交系) , 采用NCⅡ (不完全双列杂交) 设计的原理和方法, 分析了宽柄芥杂交亲本及组合主要农艺性状的一般配合力、特殊配合力及遗传参数。结果表明:F1代柄肋鲜重、开展度、单株鲜重、产量、株高的特殊配合力高于一般配合力, 说明大多数农艺性状受非加性效应影响;各农艺性状广义遗传力大于狭义遗传力, 表明这些性状主要由非加性基因控制, 受环境影响大;不育系K46A和DJA除个别性状外10个性状GCA均呈正向效应, 是有利用价值的亲本。不育系K6A及父本系K42、DJK、SGK、HK部分性状的GCA呈正向效应, 部分呈负向效应, 可根据育种目标有针对性地选用;“K6A×K42”“DJA×HK”“K46A×SGK”组合具有很强的杂种优势和增产潜力, 在实际生产中应加强利用。

关键词：宽柄芥,不育系,父本系,农艺性状,配合力,遗传参数

参考文献

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[8]吕德彬.杂交小麦主要性状杂种优势和配合力的研究[J].河南农业大学学报, 1982 (2) :77-101.

结构及主要参数 第7篇

酒钢 (集团) 天工矿业投资有限公司酒泉市肃州州夹山子白云岩矿位于甘肃省金塔县15km, 隶属酒泉市肃州区管辖。矿山所在位置为中低山区与隔壁构成较平坦地貌, 海拔在1200~1600m, 比高一般在2m左右, 沟谷较开阔。白云岩矿生产的白云岩一部分用作炼铁、炼钢溶剂, 起中和酸性炉渣作用, 提高炉渣碱度, 减轻对炉衬的侵蚀作用, 有助于脱硫。另一部用作提取金属镁及镁化物。

矿体出露地表以上, 矿体覆盖层较薄 (1m以内) , 质地松散, 由碎石与黄色砂石土组成, 矿体底板围岩为石英岩和凝灰岩层组成, 地表层矿层均较破碎, 沿矿体倾向由地表向下, 矿体矿层变得稳定, 矿石为浅灰色或者白色厚层块状白云岩。矿石的普士坚固性系数为f=8~10

2 爆破参数的确定及装药结构

(1) 底盘最小抵抗线。

式中:d钻孔直径 (cm) ;

Δ装药密度 (g/m L) ;

τ-深孔装药系数;

L孔深。

根据爆区台阶高度, 钻孔直径和岩石性质, 爆破参数为:

H=15m;孔径d=10cm;单耗q取0.3kg/m3;装药密度Δ=0.75g/m L;

孔深装药系数τ取0.8;超深h=10d=1m;

孔深L=H+h=16m;炮孔直径ф=100mm;

m-钻孔邻近密集系数, 其值通常>1.0, 取1.2,

则:计算得W1=3.7m

(2) 孔距。a=m W1

W1为底盘最小抵抗线;

则a=m W1=1.23.7=4.4m

(3) 排距。b=asin60°=0.866a

式中b-排距;a-孔距。

则b=asin60°=4.40.866=3.8m

(4) 填塞长度。L2=0.8W1=0.83.7=2.93m

(5) 装药长度。L4=L-L2=16m-3m=13m

(6) 台阶上眉线至前排孔口距离。B=W1-Hctg80°。

式中:B台阶上眉线至前排孔口的距离;

W1最小抵抗线;

H台阶高度;

则B=3.7-150.176=1.1m

(7) 炮孔总数。本次爆破布置范围面积约45m18.5m

则炮孔总数N= (45.0m18.5m) ÷ (4.4m3.8m) =50孔

(8) 单孔装药量。第一排孔:Q=qa W1H;

式中:Q单孔装药量;

q单位炸药消耗量 (kg/m3) ;

其余符号同前。

则Q1=0.34.43.715=73.26kg

每米炮孔装药量73.26÷13=5.63kg/m

(9) 装药密度。Δ=5630g÷ (5023.141) =0.72g/m L

(10) 其他排孔。Q2=Kqab H

式中K前面各排孔的岩石阻力作用的增加系数, 一般取1.1~1.2;本工程取1.1。

装药量:82.8÷13=6.4kg/m

二次破碎药量:Q3=125005%0.15=94kg (经验公式)

最大一段装药量Q=82.810=828kg

总装药量Q=82.8104=4138.6kg

炸药单耗q=4138.612500=0.3310kg

爆破参数见图1, 装药结构及堵塞见图2。

3 钻孔及布孔

待爆区已形成完整的台阶, 工作面较宽, 爆破环境较好。钻孔前稍加清除岩基表面的覆盖层, 平整岩基表面以利于钻孔机定位及防止钻孔时堵塞炮孔, 提高成孔率。根据现有的设备, 拟采用覬90mm两台三脚汽油潜孔机打孔, 从台阶最前一排孔开始, 逐步往后推进。布孔方式为梅花形垂直孔见图3所示。

4 起爆网路及起爆方式

每个炮孔用双枚非电ms雷管, 准80mm乳化炸药装药, 孔内延时。用电雷管联网组成并串联电路, 接起爆器起爆。

式中:Δt微差间隔时间, ms;

w1台阶底盘抵抗线, m;

Kp岩石裂隙系数。对于裂隙少的岩石, Kp=0.5;

f岩石坚固性系数;

选用25ms微差。

5 安全评估

5.1 地震波安全距离

式中V质点振动速度 (cm/s) ;

Q延发爆破时为最大一段装药量 (kg) ;

R从测点到爆破中心的距离 (m) ;

m装药量指数, 国内多采用1/3;

K与爆破场地条件有关系数;a与地质条件有关系数。 (K, a值可以通过小型爆破试验来确定, 也可以参照类似条件下的实测数据来选取) 。

本次爆破参照实验数据, 取k=200, a=1.5

计算得V=200 (828/3) /3001.5=276cm/s。

5.2 冲击波安全距离

式中:RK空气冲击波对掩体人员的最小安全距离, m;

Q一次爆破的炸药量 (延期起爆时按最大一段药量计) , kg;

5.3 个别飞石距离

式中:RF飞石的飞散距离, m;

d深孔直径, cm。

根据《爆破安全规程》的要求, 沿下坡爆破时, 下坡方向的安全距离应增大50%, 则RF=240m。

上述计算结果表明, 地震波、冲击波及个别飞石对300m以外的人员、房屋不构成危险影响。炮响15min后工作人员才进入爆破区, 因为露天爆破有害气体散去较快, 不构成对工作人员危害, 本次爆破是安全可靠的。

6 经济效果分析

白云岩矿工程采用露天台阶深孔爆破设计, 施工设备简单, 只要一般小型普通柴油潜孔机或汽油潜孔机打孔即可以满足施工要求, 无需大功率电源, 大大节省了工程成本费用。该工程爆破工期2d, 第1天施工准备, 钻孔50只;第2天装药、检查、爆破。爆破石方12500m3, 整个工程造价约10万元, 与其他施工方法相比, 节约了直接成本, 缩短了施工工期, 获得了较好的经济效益。

7 结束语

(1) 露天台阶深孔爆破技术质量可以通过优化设计、规范施工得以控制, 在安全、技术、经济上是切实可行的。

(2) 露天台阶深孔爆破技术应用前景广阔, 它可以简化施工, 节省投资, 缩短工期, 有效地控制爆破产生的地震效应, 减少对周边环境的影响, 提高社会效益。

(3) 本白云岩矿工程露天台阶深孔爆破技术的实践, 为今后进行陡坡开挖施工方案爆破参数选择、装药结构的布设及技术措施的编制等提供可以借鉴的经验。

摘要：白云岩露天台阶深孔爆破技术质量通过优化设计、规范施工得以控制, 在安全、技术、经济上是切实可行的。露天台阶深孔爆破技术应用前景广阔, 它可以简化施工, 节省投资, 缩短工期, 有效地控制爆破产生的地震效应, 减少对周边环境的影响, 提高社会效益。

关键词：爆破参数,地震波,冲击波,飞石距离

参考文献

[1]任丽萍.一类反应扩散系统的定性分析[J].中国传媒大学学报 (自然科学版) , 2006 (04) .

[2]辛奎东, 黄国荣.一类 (p, q) -laplacian椭圆方程组解的存在性[J].纯粹数学与应用教学, 2011 (04) .

结构及主要参数 第8篇

一、参数设计

(一) 生育参数

生育参数共包括三个方面:生育率、出生婴儿的性别比和存活率, 为描述方便, 分别简记为fx, t、δs和Ro, t。根据第五次人口普查资料显示, 衢州市2000年出生婴儿中男性占52%, 女性占48%, 由于出生婴儿性别比较为稳定, 假设未来衢州市出生婴儿性别比在该水平上保持不变。衢州市2000年出生婴儿死亡率为10.87‰, 在此基础上, 设定2000-2009年婴儿存活率为0.98913, 2010-2019年为0.99174, 之后每隔十年降低0.0004。按现行生育政策并考虑未来允许父母单方为独生子女生育二胎或者放开生育政策的可能, 设定低、中、高水平的总和生育率 (见表1) 。

基于衢州市2000年岁妇女生育率fx, 2000及总和生育率TFR2000, 在表1设定的总和生育率下, 利用李永胜《人口统计学》中目标总和生育率下估计年龄别生育率的公式, 估计未来育龄妇女生育率, 计算公式为:

其中x表示育龄妇女年龄, x=1 5, 16, , 49, t=2010, 2020, , 2040。分析衢州市历次人口普查资料中年龄别生育率变动规律, 对2020年及之后2034岁年龄别生育率分布作合理调整。

(二) 死亡参数

分析衢州市死亡率水平, 采用两种方法设计死亡参数:根据历次人口普查资料死亡率变化规律, 建立死亡率减速函数, 以2000年分年龄死亡率为基础估算2010年死亡率;参考联合国平均预期寿命增长模型, 构建衢州市人口平均预期寿命增长模型, 根据生命表理论预测2020年、2030年和2040年人口完全生命表 (简称生命表) , 估算人口存活率。

根据衢州市第五次人口普查资料及2005年1%人口抽样调查资料的分年龄、分性别死亡率mx, s, 2000、mx, s, 2005 (表示年龄, x=0, 1, , 90+, 90+表示90岁及以上年龄组;s=m、f, m为男性, f为女性, 下文相同) , 建立2010年分年龄、分性别的死亡率减速函数gx, s, 2010, 估算2010年分年龄、分性别死亡率

衢州市2000年男女平均预期寿命分别为71.94岁和76.46岁, 到2010年分别增加为74.29岁和79.61岁, 分别平均增加0.235岁和0.315岁。联合国人口部门综合世界平均预期寿命发展规律, 提出平均预期寿命发展模型 (简称联合国模型) , 将年龄分段设定平均预期寿命逐年增加数。参照联合国模型并考虑衢州市实情, 得到未来衢州市分性别的平均预期寿命逐年增加数 (见表2) 。

二、人口预测

若用伐尔死亡概率法编制生命表, 表中元素存在一个规律, 即若假设

其中, 1x, s, t、1x, s, t1、1x, s, t2、分别为t年、t1年和t2年生命表中x岁男女尚存人数,

分别表示t年、t1年和t2年男女平均预期寿命, 且

利用冈佩茨死亡定律对2000年死亡率及式 (4) 计算出的死亡率进行修正, 采用伐尔死亡概率法编制2000年、2010年分性别的生命表, 且编表所得平均预期寿命与官方公布数据相对误差小于0.05%。根据表2推算t年分性别平均预期寿命

, 令t1=2000、t2=2010, 利用式5估算t年x岁分性别的尚存人数1x, s, t (x=0, 1, , 90+, t=2020, 2030, 2040) , 根据t年尚存人数1x, s, t编制t年 (t=2020, 2030, 2040) 分性别生命表, 并用冈佩茨死亡定律修正生命表。

基于t年生命表估算t+i年岁人平均活到x+1岁的存活率R

当x=89, 90时, 结合2000年死亡率数据, 对88岁的存活率R88, s, t+i适当调整作为89岁和9 0+年龄组的存活率Rx, s, t+i (x=89, 90+) 。

以2000人口为基数, 逐年推算分年龄、分性别人数Px, s, t, 计算公式为

其中, δs为出生婴儿性别比重, δm=0.52, δf=0.48, Bt为t年出生人数, 计算公式为:

利用式 (1) (8) , 在设定的低、中、高生育方案下, 预测分年龄、分性别人数, 综合后可以得到衢州市20012050年每年人口年龄结构。

三、预测结果分析

根据预测结果, 得出以下结论:

1.预测期内, 总人口与老年人口均呈先增后减的趋势, 两者到达峰值时间不同。在低、中、高预测方案下, 总人口分别在2014年、2015年和2015年达到峰值207.78万、208.07万和208.40万, 老年人口则均在2039年达到55.80万的峰值。随着生育水平的提高, 总人口数量增加, 且到达峰值的时间也推迟, 由于预测期内出生人口不影响老年人口, 老年人口数和到达锋值的时间与生育水平无关。

2.老龄化系数与总抚养比于同一时间达到峰值。在三种预测方案下, 老龄化系数分别于2041年达到30.43%、29.84%和29.29%的峰值, 同年总抚养比也分别达到71.95%、72.99%和74.11%的峰值。随着生育水平提高, 总人口基数增大, 老龄化系数有所降低, 但总抚养比有所上升。

3.目前, 衢州市劳动人口占总人口比重已达到峰值。在低、中总和生育率方案下, 劳动人口比重分别于2011年和2010年达到76.01%和76.03%的峰值, 未来30年劳动人口数绝对量下降, 老年人口数绝对量上升, 导致劳动人口相对量快速下降。

摘要：文章运用变参数年龄移算法, 根据浙江省衢州市实际情况设计随时间变动的生育和死亡参数, 基于第五次人口普查资料中分年龄、分性别的人口数据, 结合年龄移算法和生命表理论, 推算衢州市2001—2050年分年龄、分性别人口数。预测结果显示, 在低、中、高生育水平预测方案下, 未来30年, 衢州市人口抚养负担呈上升趋势, 2041年总抚养比达到峰值, 峰值均在70%以上, 即四个劳动人口需抚养3个左右的非劳动人口。

关键词：变参数年龄移算法,生命表,人口年龄结构

参考文献