旋风除尘器性能分析论文（甄选14篇）
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旋风除尘器性能分析论文（甄选14篇）
以下是小编收集整理的旋风除尘器性能分析论文，本文共14篇，欢迎阅读与借鉴。
篇1：旋风除尘器性能分析论文
一、旋风除尘器的表态除尘效率
旋风除尘器利用离心力和电场力的共同作用分离粒子。旋风除尘器内安装电晕极（称旋风除尘器）但不加电压的运行工况称为旋风除尘器的“静态”工况，此时的除尘效率称为旋风除尘器的静态除尘效率。为了研究安装电晕极对旋风除尘器除尘效率的影响，对常规旋风除尘器和旋风除尘器两种情况分别进行了各种入口风速下的除尘效率实验。常规旋风除尘器选用长筒体型，筒体直径为40mm、入口尺寸为270×110mm，排灰口直径为116mm。排气管直径为200mm，排气管插入深度460mm。在常规旋风除尘器内安装电晕极构成旋风除尘器，电晕极由15根直径4mm钢筋构成网状结构并固定在排气管上。实验粉尘为400h目滑石粉，发尘浓度控制在5g/m3左右。
常规旋风除尘器安装电晕极后除尘效率明显提高，除尘效率的变化规律与常规旋风除尘器除尘效率的变化规律相同，即先随着入口风速的增加而增加，至一最佳运行工况后，除尘效率又有所降低。常规旋风除尘器最佳运行工况在入口风速V=17m/s左右，此时，其总除尘效率达到了80%；而安装电晕极以后，旋风除尘器的静态最佳运行工况约在入口风速V=20m/s左右，静态总除尘效率达到约85%，增幅为6.3%左右。这说明仅仅安装电晕极而不加电压，就能使旋风除尘器的除尘效率明显提高电晕极。在旋风除尘器内具有提高效率的作用。
二、旋风除尘器的阻力
由上述可知，电晕极在旋风除尘器内具有提高效率的作用，通过实验发现，电晕极在旋风除尘器内也具有降低阻力的作用。
旋风除尘器阻力系数ξ2=4.81，常规旋风除尘器的阻力系数ξ1=9.21，即旋风除尘器的阻力系数比常规旋风除尘器的阻力系数降低了约47%。因此，靠电晕极的作用，较好的改善了旋风除尘器的阻力特性，与常规旋风除尘器相比，旋风除尘器是一种低阻力的粒子分离设备，这对于节能具有极为重要的实际意义。
综上所述，在常规旋风除尘器内安装电晕极，具有降低阻力和提高静态除尘效率（称为“降阻增效”）的作用，为什么电晕极会对旋风除尘器的阻力和效率有这么大的影响呢？下面将进行分析。
三、电晕极降阻增效的原因分析
切向速度的大小和径向速度分布直接影响颗粒分离的效率，同时轴向速度分离影响了粒子在旋风除尘器内有效分离区域的'停留时间，必然对颗粒的除尘效率产生较大的影响。
旋风除尘器流动阻力主要由三部分组成：即进口局部阻力、旋风筒内旋涡流场中的阻力、排气芯管内的流动阻力。
可见，旋风除尘器的阻力和除尘效率与其内部的流场分布密切相关，要分析电晕极降阻增效的原因，就需要知道旋风除尘器内的流场分布。
为了研究电晕极安装前后旋风除尘器内三维速度分布的变化规律，分别对旋风除尘器内不安装电晕极（称常规旋风除尘器）和旋风除尘器内安装电晕极（称旋风除尘器）两种情况在相同的入口流速下进行了流场测试，流场测试仪器为五孔探针，在除尘器锥体部分及其他一些位置，电晕极比较密集，有的地方五孔探针无法插入，测点适当减少。某些断面在半径的二分之一到三分之一处均无法读取数据（4、5孔的压力不能调到平衡），分析认为由于电晕极对于筒体内流场的扰动，这些位置气流较为紊乱，使4、5孔无法保持压力平衡。
1．切向速度的作用
安装电晕极后，切向速度的分布变得平缓、峰值降低。内涡旋不再是强制涡流动，文献也得出了类似的结论。另外，内外涡旋交界面半径明显外移，即内外涡旋交界面直径由常规旋风除尘器的0.5de外移为1.2de(de为排气管直径)。在筒体和锥体的上半部，下行流区的切向速度有所增大，上行流区的切向速度明显减小，在除尘器内的整个流动区域，平均切向速度明显降低。
2．轴向速度的作用
旋风除尘器上、下行流交界面内移，即上行流区变宽。在下行流区，轴向速度的绝对值减小，这说明粉尘粒子在旋风除尘器的有效分离区域内的停留时间增加，这对离心力分离粒子是有利的，能够提高除尘效率。另外，轴向速度梯度减小，内摩擦阻力降低，有利于旋风除尘器的减阻。
3．径向速度及压力分析的作用
径向速度分布比较紊乱，尤其在电晕极附近，径向速度分布与常规旋风除尘器相比有较大波动。径向速度方向基本都是向心的，其值的大小与常规旋风除尘器相比没有明显的规律，大多数稍微小于原旋风除尘器的相应值，由于切向速度和径向速度对粒子的分离起着相反的作用，前者产生离心力使粒子做向外筒壁的径向运动，后者则使粒子做向心的径向运动从而进入内漩涡。径向速度值的减小可提高除尘效率。
就静压而言，旋风除尘器下行流区的静压值比常规旋风除尘器略低（绝对值增大）；在排气管底部附近，上行流区静压值比常规旋风除尘器增加显著（绝对值减小），大大高于常规旋风除尘器，总的结果是径向上压力梯度减小。
安装电晕极后，径向静压梯度的减小，意味着液体无论是作旋转运动还是作轴向流动，各流层间来自外界的法向作用力减小，使得内摩擦阻力降低。这必然引起旋风除尘器的降低。
四、结论
在旋风除尘器内的特定位置上安装电晕极，在不加电压的“静态”条件下，能使旋风除尘器的除尘效率提高约6%。原因是：电晕极对旋风除尘器内的流场分布产生了较大影响，在下行流区切向速度较常规旋风除尘器流场的切向速度稍微增大，下行流区是旋风除尘器的主要有效分离区域，除尘效率的高低主要是由下行流区的切向速度的大小决定的。因此，电晕极对下行流区的切向速度产生的影响（下行流区的切向速度增大）有利于提高除尘效率。旋风除尘器上、下行流交界面内移，即下行流区变宽，在下行流区，轴向速度的绝对值减小，粉尘粒子在旋风除尘器的有效分离区域内的停留时间增加，这对离心力分离粒子是有利的，能够提高除尘效率。
旋风除尘器内的阻力大大降低，旋风除尘器的阻力系数（ξ2=4.81）比常规旋风除尘器的阻力（ξ1=9.21）降低了约47%。主要原因是：电晕极使旋风除尘器内整个区域的切向速度分布曲线比常规旋风除尘器内的切向速度分布曲线变得平缓，速度的最大值与平均值都有所降低，减少了旋转动能损失，切向速度梯度减小和径向静压梯度的减小，内摩擦阻力降低，引起旋风除尘器阻力的降低。
【摘要】本文根据旋风除尘器内三维速度分布的测试结果，分析了电晕极的安装对旋风除尘器除尘效率和阻力的影响。在特定的位置上安装电晕极能使旋风除尘器内的速度分布更有利于提高离心力的分离作用，通过测试可知，在安装电晕极但不加电压（称“静态”）的条件下，能使旋风除尘器的除尘效率提高约5%～6%，同时，由于安装了电晕极，改善了旋风分离内的速度分布，使旋风除尘器内的阻力大大降低，旋风除尘器的阻力系数（ξ1=4.81）比常规旋风除尘器的阻力系数（ξ2=9.21）降低了47%。
【关键词】旋风除尘器除尘效率阻力电晕极降阻增效原因
参考文献：
[1]张吉光，叶龙.计算粒子在旋风除尘器内平均停留时间的新方法.青岛建筑工程学院学报，1990，11（3）：22-27.
[2]张吉光，李华.旋风分离器流场的实验研究.流体机械，，（9）.
[3]亢燕铭，沈恒根.高效旋风器降阻条件下的流场特征.西安建筑科技大学学报，，29（1）：18-21
篇2：旋风除尘器论文
关于旋风除尘器论文
提要
通过实验测定了常规旋风除尘器内下降流量沿高度的分布，发现在排气芯管入口断面附近有约24%的短路流量。测定了安装不同类型减阻杆后的下降流量，发现非全长减阻杆下端固定时，有增加减阻杆上方断面下降流量的功效，这将延长含尘气流在除尘器内的停留时间，提高除尘效率。
关键词：
旋风除尘器、短路流路下降、流量减阻杆停留时间
Abstract
Presents the measured distrib utio nof flowrateat different height sina norma lcyclone with and without Repsd,finds that there existsa short circuit of about 24 percent of total flowrate in the space near the exit of the cyclone.Based on the fact that the short Repdscan in crease the flowrate indifferen the ightsof the cyclone,and reasons that this kindof Repds canin crease the separatione fficiencyofacy clone while reducing the pressure drop.
Keywords：
cyclone，short circuit flowrate，downward flowrate，Repds，retentionperiod
1、引言
旋风除尘器内不同高度断面上的过流量，对上行流来讲为上升流量，对下行流来讲为下降注量，上升流量和下降流量的忽略漏风因素时应该是相等的。为简单起见，将断面上的过流量简称为下降流量。下降流量是旋风除尘器一个重要性能指标，研究旋风除尘器内沿高度下降流量的分布规律及如何增加断面上的下降流量，是很有实际意义的。
2、实验模型及上、下行流区过流量的平衡计算
实验模型为筒体直径D=340mm的Stairmand高效型旋风除尘器，实验中控制系统处理风量L=0.1237m3/s，测量断面的划分见图1以断面1例，由实验所得四方位轴向速度分布的测量计算结果拟合所得轴向速度表达式为vz=5.67108×107r6—3.04708×107r5+6.33889×106r4—609267r3+22966.6r2—28.6704r—1.91616
（1）式中vz为轴向速度，m/s；r为测量点距轴心的距离，m。
所绘曲线如图2中实线所示，图中散点为拟合前四方位轴向速度平均值。
图1实验模型的断面划分图2常规旋风除尘器断面1处轴向速度分布
因此，从图2可知上升流量Lu为：
（2）下降流量Ld为：
（3）将式（1）代入式（2）和式（3）得上、下行流区过流量分别为Lu=0.1821m3/s，Ld=0.1713m3/s
由此可见，由于实验过程中存在的误差以及公式拟合时的误差，积分所得的上、下行流区过流量并不相同，其判别的大小反映了整体误差的大小。此时、上、下行流区地流量的相对误差
由于该相对误差不大，下文将上、下行流区过流量的平均值L=0.1767m3/s作为该断而后下降流量。
3、断面1以上短路流量的验算
从上述上、下行流区过流量的计算已经知道，断面1处的下降流量为0.1767m3/s。因此时旋风除尘器的'处理流量为0.2317m3/s，所以，其差值0.055m3/s便是断面1以上从下行注区向心流入上行流区的空气流量。这部分流量占除尘器处理风量的23.7%。
在除尘器排气芯管入口断面0至断面1仅30mm的高度范围（占除尘器总高度1360mm的2.2%）内，就有占总处理风量23.7%的空气进入上行流而被排出除尘器，这说明在除尘器入口和排气芯管入口附近存在很大的短路流量（下文中将断面1以上部分进入上行流区的注量统称为短路流量）。尽管这部分含尘空气并不是像管流那样直接从除尘器入口流到排气芯管入口，要经过一定角度的旋转运行，但含尘空气在除尘器内这样短的停留时间，不可能给粉尘提供足够的分离能力。因此笔者认为，旋风除尘器入口附近很大的短路流量，将是提高旋风除尘器效率的一个方向。
旋风除尘器的短路流量理论上还可以通过径向速度对排气芯管入口断面0至断面1的芯管假想处长管壁面积的积分求得。为此，将每一断面处，排气芯管半径r=0.085m时的径向速度进行四个方位的平均，然后将径向速度对高度（这里以测量断面编号代替）的分布进行多项式拟合，其结果如图3所示。
由图3可知芯管入口断面0与断面1之间径向速度的轴向分布，为简便起见，短路流量按平均速度计算：
平均径向速度
流通面积S=2πrh=2π×0.085×0.03=0.01602m2
所以短路流量Ls=
图3常规旋风除尘器内径向速度的轴向分布
这里按径向速度计算所得的短路流量0.0521m3/s比前面按轴向速度计算所得的短路流量0.055m3/s小5.3%。原因是按径向速度计算短路流量时，没有考虑排气芯管与筒壁之间环形空间的二次流问题。从测量所得全流场轴向速度的分布可明显看出，排气芯管外壁附近向下的轴向速度增大，这部分流体沿芯管外壁向下注到芯管入口断面迅速短路排出除尘器。因此，实际情况是在芯管入口断面处有更大的径向速度。而上述计算中（图3）芯管入口断面0的径向速度是通过断面11至断面1的径向速度沿轴向的分布规律外延得到，其量值必然偏小，从而导致计算所得的短路流量偏小。
鉴于上述分析，并考虑到误差并不大的实际情况，笔者认为由轴向速度分布计算所得的短路流量和由径向速度分布计算所得的短路流量是吻合的。因此，无论是从流场测定结果与前人所得结果的对比，还是从上、下行流区过流量的平衡，或者从按不同途径计算所得的短路流量能够较好地吻合，都证明了本文实验方法的可靠、所得实验结果的准确。
4、安装减阻杆前后下降流量的比较
按照前面轴向速度对流通面积积分的方法，一并计算常规旋风除尘器安装了不同类型减阻杆[2]后下降流量的变化，并将各种情况下不同断面处下降流量占除尘器总处理流量的百分比绘入图4（为方便起见，以减阻杆型号代替安装减阻杆后除尘器的型号），为表明上、下行流区过流量的平均值即下降流量与实际上、下地流区过流量差别的大小，图4中同时描绘出了误差带。
图4减阻前后下降流量的比较
从图4可看出各模型的短路流量及下降流量沿除尘器高度的变化。与常规旋风除尘器相比，安装全长减阻杆1#和4#后使短路流量增加但安装非全长减阻杆H1和H2后使短路流量减少。安装1#和4#后下降流量沿流程的变化规律与常规旋风除尘器基本相同，呈线性分布，三条线近科平行下降。但安装H1和H2后，分布呈折线而不是直线，其拐点恰是减阻杆从下向上插入所伸到的断面位置。由此还可以看到，非全长减阻杆使得其伸至断面以上各断面的下降流量增加，下降流量比常规除尘器还大，但接触减阻杆后，下降流量减少很快，至锥体底部达到或低于常规除尘器的量值。
短路流量的减少可提高除尘效率，增大断面的下降流量，又能使含尘空气在除尘器内的停留时间增长，为粉尘创造了更多的分离机会。因此，非全长减阻杆虽然减阻效果不如全长减阻杆，但更有利于提高旋风除尘器的除尘效率。
5、结论
常规旋风除尘器排气芯管入口断面附近存在高达24%的短路流量，这将严重影响整体除尘效果。如何减少这部分短路流量，将是提高效率的一个研究方向。非全长减阻杆减阻效果虽然不如全长减阻杆好，但由于其减小了常规旋风除尘器的短路流量及使断面下降流量增加、使旋风除尘器的除尘效率提高，将更具实际意义。
6、参考文献
(1)CJStaimand.The design andper for man ceofcycloneseparator.Trans Instn Chem Engrs，1951,29:356—383.
(2)王连泽，彦启森，三维旋转流场特征与压力损失关系的研究，工程力学，，15（4）：43—49.
篇3：浅析静电旋风除尘器管理论文
浅析静电旋风除尘器管理论文
根据静电旋风除尘器内三维速度分布的测试结果，分析电晕极的安装对静电旋风除尘器除尘效率和阻力的影响。
1静电旋风除尘器的表态除尘效率
静电旋风除尘器利用离心力和电场力的共同作用分离粒子。旋风除尘器内安装电晕极（称静电旋风除尘器）但不加电压的运行工况称为静电旋风除尘器的“静态”工况，此时的除尘效率称为静电旋风除尘器的静态除尘效率。为了研究安装电晕极对静电旋风除尘器静电除尘效率的影响，对常规旋风除尘器和静电旋风除尘器两种情况分别进行了各种入口风速下的静电除尘效率实验。常规旋风除尘器选用长筒体型，筒体直径为40mm、入口尺寸为270×110mm，排灰口直径为116mm。排气管直径为200mm，排气管插入深度460mm。在常规旋风除尘器内安装电晕极构成静电旋风除尘器，电晕极由15根直径4mm钢筋构成网状结构并固定在排气管上。实验粉尘为400h目滑石粉，发尘浓度控制在5g/m3左右。
2静电旋风除尘器的阻力
计算可得静电旋风除尘器的阻力系数ξ2=4.81，常规旋风除尘器的阻力系数ξ1=9.21，则：。即静电旋风除尘器的阻力系数比常规旋风除尘器的阻力系数降低了约47%。因此，靠电晕极的作用，较好的改善了静电旋风除尘器的`阻力特性，这与文献[1]的结论是一致的。与常规旋风除尘器相比，静电旋风除尘器是一种低阻力的粒子分离设备，这对于节能具有极为重要的实际意义。
综上所述，在常规旋风除尘器内安装电晕极，具有降低阻力和提高静态除尘效率（称为“降阻增效”）的作用，为什么电晕极会对旋风除尘器的阻力和效率有这么大的影响呢？下面将进行分析。
3电晕极降阻增效的原因分析
切向速度的大小和径向速度分布直接影响颗粒分离的效率，同时轴向速度分影响了粒子在静电旋风除尘器内有效分离区域的停留时间[1]，必然对颗粒的除尘效率产生较大的影响。
旋风除尘器流动阻力主要由三部分组成：即进口局部阻力、旋风筒内旋涡流场中的阻力、排气芯管内的流动阻力。
可见，静电旋风除尘器的阻力和除尘效率与其内部的流场分布密切相关，要分析电晕极降阻增效的原因，就需要知道静电旋风除尘器内的流场分布。
为了研究电晕极安装前后旋风除尘器内三维速度分布的变化规律，分别对旋风除尘器内不安装电晕极（称常规旋风除尘器）和旋风除尘器内安装电晕极（称静电旋风除尘器）两种情况在相同的入口流速下进行了流场测试[2]，流场测试仪器为五孔探针，流场的部分测试结果见图3、图4。图中右侧的编号为测试断面编号，在除尘器锥体部分及其他一些位置，电晕极比较密集，有的地方五孔探针无法插入，测点适当减少。某些断面在半径的二分之一到三分之一处均无法读取数据（4、5孔的压力不能调到平衡），分析认为由于电晕极对于筒体内流场的扰动，这些位置气流较为紊乱，使4、5孔无法保持压力平衡。
4.结论
在旋风除尘器内的特定位置上安装电晕极，在不加电压的“静态”条件下，能使静电旋风除尘器的除尘效率提高约6%。原因是：电晕极对旋风除尘器内的流场分布产生了较大影响，在下行流区切向速度较常规旋风除尘器流场的切向速度稍微增大，下行流区是旋风除尘器的主要有效分离区域，除尘效率的高低主要是由下行流区的切向速度的大小决定的。因此，电晕极对下行流区的切向速度产生的影响（下行流区的切向速度增大）有利于提高除尘效率。静电旋风除尘器上、下行流交界面内移，即下行流区变宽，在下行流区，轴向速度的绝对值减小，粉尘粒子在静电旋风除尘器的有效分离区域内的停留时间增加，这对离心力分离粒子是有利的，能够提高除尘效率。
静电旋风除尘器内的阻力大大降低，静电旋风除尘器的阻力系数（ξ2=4.81）比常规旋风除尘器的阻力（ξ1=9.21）降低了约47%。主要原因是：电晕极使静电旋风除尘器内整个区域的切向速度分布曲线比常规旋风除尘器内的切向速度分布曲线变得平缓，速度的最大值与平均值都有所降低，减少了旋转动能损失，切向速度梯度减小和径向静压梯度的减小，内摩擦阻力降低，引起静电旋风除尘器阻力的降低。
参考文献
1张吉光，叶龙，计算粒子在旋风除尘器内平均停留时间的新方法，青岛建筑工程学院学报，1990，11（3）：22～27
2张吉光，李华等，静电旋风分离器流场的实验研究，流体机械，，（9）
3亢燕铭，沈恒根，高效旋风器降阻条件下的流场特征，西安建筑科技大学学报，，29（1）：18～21。
篇4：直筒式旋风脉冲静电除尘器性能研究
直筒式旋风脉冲静电除尘器性能研究
摘要：实验研究了电压、入口粉尘浓度和入口风速对直筒式旋风脉冲静电除尘器除尘效率的影响,测定了在不同入口风速下除尘器的`分级效率.结果表明,脉冲供电能显著提高除尘器的除尘效率和分级效率,在脉冲电压为80 kV、入口粉尘质量浓度为5.0 g/m3N、入口风速为7～10 m/s时,除尘效率在99%以上,并在实验的基础上分析了脉冲供电下除尘器的除尘机理.作 者：董冰岩 谢文涓 江小华 Dong Bingyan Xie Wenjuan Jiang Xiaohua 作者单位：董冰岩,江小华,Dong Bingyan,Jiang Xiaohua(江西理工大学环境与建筑工程学院,江西,赣州,341000)谢文涓,Xie Wenjuan(江西理工大学机电工程学院,江西,赣州,341000)
期 刊：环境污染与防治 ISTICPKU Journal：ENVIRONMENTAL POLLUTION AND CONTROL 年，卷(期)：, 29(2) 分类号：X7 关键词：旋风脉冲静电 除尘器 除尘效率 分级效率篇5：E-BF复合式除尘器的性能试验研究与分析
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电动阀门性能检测分析的论文
摘要：给出了基于485总线,由控制中心PC机和多个单片机控制系统组成的电动装置性能检测系统中的实时通信系统,重点介绍了利用VB实现PC机与多个单片机控制系统实时通讯程序设计方法,实现了PC机对多个远程单元的实时控制与管理。
关键词：VisualBasic串行通讯电动装置性能检测系统远程控制
1引言
在许多实时监测系统中,经常需要接收距离较远的测控点数据,如何快速可靠的实现数据的远程传输是这些监测系统必须解决的问题。在监测现场,为了降低系统的成本,往往采用单片机系统作为数据采集和记录单元。在中央控制中心,常常利用PC机来完成人机会话及与监测现场的通信。
本文介绍一套用于电动装置出厂性能检测系统的实用的主从式(Master/Slave)远程实时通讯系统。检测系统的下位机是以32位的ARM单片机(LPC2214)为CPU,两片CPLD(XC95108)扩展I/O口对外围器件如加载电机、卸载电机、光电编码器和AD转换器进行控制的单片机系统,并有键盘进行数据输入和液晶屏显示各功能接口,以及打印机打印测试合格产品的性能参数记录。上位机的管理平台则基于VisualBasic610。此系统通过对产品的性能参数进行检测,严格避免不合格产品出厂,提高产品质量,增强了产品的市场竞争力。
通讯系统以生产现场的双绞线为通讯媒介,上位机利用VB610的通讯控件MSComm实现了与下位机的远程实时通讯,下位机应用于生产车间现场,取得了满意效果。
2系统的结构组成及工作原理
2.1结构组成
网络系统由控制中心和多个远程单元RTU(RemoteTerminalUnite)组成(图1)。控制中心由上位机和RS232/485转换器组成,各远程单元是以ARM单片机为核心的电动装置性能检测系统(图2)。
2.2工作原理
控制中心作为系统的数据终端设备DTE(Da2taTerminalEquipment),负责实现对远程电动装置性能检测系统的检测数据进行判别、存储等。PC机通过485通讯电缆与远程电动装置性能检测系统相连,其传输速率为9600bps,端口数据传输速率可根据系统需要设为1200bps～19200bps〔1〕。
各远程电动装置性能检测系统通过光电编码器和AD转换器对现场设备的性能参数进行数据采集,采用MAX1480芯片与PC机进行数据传输,并通过2片CPLD实现数据输入和输出开关量,从而实现对现场设备的控制和参数测量。电动装置性能检测系统还有复位、故障报警及芯片正常工作检测等系统。
通讯系统以控制中心PC机和远程单片机控制系统通过485通讯电缆以同频异步半双工方式进行数据信息传输,PC机通过串口发送令牌到远程单元,远程单元收到自己的令牌后发送数据到PC机,PC机收到数据后回送正确信息。从而实现控制中心对远程设备的控制和数据采集。
3实时串行通讯程序设计
3.1通讯协议
(1)一桢数据由1位起始位,8位数据位、1位校验位、1位停止位共11位组成。
(2)波特率为9600bps。电动装置测试系统的单片机的串口选用UART0进行数据的发送和接收,为了得到准确的波特率,ARM单片机采用振荡频率为1110592MHz的晶振。PC机串口波特率通过VB通讯控件MSComm的Setting属性设置,为保证数据传输的准确性,两者的波特率必须一致。
(3)系统采用异步通讯方式,上位机通过令牌传递总线(token-passingbus)方式与远程单元进行通讯〔2〕。PC机发送的`信息为固定4个字节。第1个字节和第2个字节分别为起始标志符和远程单元的具体地址号,第3个字节表示发送的是令牌还是命令,第4个字节为结束标志符。
(4)远程单元接收到令牌后,对照令牌的地址号与本单元地址进行判断,得知令牌是本单元的,此时总线处于接收数据状态。此单元开始发送信息,发送的信息共158个字节。第1个字节和第2个字节分别表示起始标志符和命令符,第3个字节表示数据个数,第4个到第157个字节表示采集的测试数据,第158个字节表示结束标志符。如果地址不符,则将令牌转发到下一单元〔3〕。其通讯方式如图3所示。
3.2远程单片机控制系统的串行通讯程序设计
远程ARM单片机采用中断方式进行数据接收,基于软件ADS112编程与上位机进行通讯,上位机通讯子程序流程图以及下位机中断子程序流程图分别如图4和图5所示。
控制中心上位PC机始终在循环发送令牌,当远程单元接收到与本机地址相同的令牌时,置接受数据标志,接收到自己的令牌后,远程单元开始上传数据到上位PC机,与此同时PC机停止发送令牌并处于接收数据状态,等到接收数据完毕并检验数据合格后发送确认命令到此远程单元,如果没收到数据或数据不合格发送错误标志到此远程单元。如果收到的令牌与本机地址不同时,程序返回中断入口处,继续执行其它操作。这样可保证远程单元把数据准确地发送到上位机PC机。
3.3上位PC机串行通讯程序设计方法
上位机利用VB610进行编程,用VB610开发串行通讯程序普遍采用两种方法:一种是利用Windows的API函数;另一种是采用VB的通讯控件MSComm。利用API函数编写串行通讯程序较为复杂,需要调用许多繁琐的API函数,而VB610的MSComm通讯控件提供了标准的事件处理函数、事件和方法,用户不必了解通信过程中的底层操作和API函数〔4〕,从而比较容易、高效的实现了串口通信。
控件提供了两种功能完善的串口数据接收和发送功能:一种是查询法,通过Com2mEvent的值来轮询(polling)事件和通讯状态,可以使用定时器和DO.Loop程序来实现;另一种是事件驱动法(Event-driven),利用MSComm控件OnComm事件来捕获串口通讯错误或事件,并在OnComm事件中编写程序进行相应的处理〔5〕。本软件系统采用了定时器来发送令牌以及接收远程单片机的回执信息,使PC机作出更快的反应。
软件采用定时器Timer1控件来实现令牌的循环发送。其中设置定时器响应一次的时间为10ms(Timer11Internal=10)。
3.4下位机ARM2210系列单片机串行通讯程序设计方法
下位机利用软件ADS112进行编程,此软件是专为ARM单片机开发的一种软件,其语言类似于C语言,有很好的应用性。
4结语
该系统应用在对远程设备的在线监测,其通讯网络部分运行平稳,数据传输误码率低,传输速度符合要求,效率高,操作简单,组网方便,满足生产现场的数据检测和控制要求。该系统可广泛应用于高精度的工业测控和数据采集等领域中。
参考文献
（1）JanAxelson.串行端口大全〔M〕.北京:中国电力出版社,
（2）阳宪惠.现场总线技术及其应用〔M〕.北京:清华大学出版社,
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（4）项举伟等.利用WindowsAPI函数构造C6类实现串行通讯〔J〕.测试技术,2000
（5）范逸之.VisualBasic与RS232串行通讯控制〔M〕.北京:中国青年出版社,2000.
篇7：建筑外窗降低建筑节能性能分析论文
建筑外窗降低建筑节能性能分析论文
关键词:建筑耗能;建筑外窗节能性能
建筑外窗是建筑围护结构的组成部分，同时也是外维护结构中保温性能最薄弱的环节，据有关资料显示，当前我国的社会总能耗中建筑能耗就占了三成，而在建筑能耗中，建筑外窗能耗又占了近一半。换句话说，建筑外窗能耗占了社会总能耗的近1/7，因而建筑外窗节能性能是被动房达到节能指标的关键。为此，河北省自5月1日起，省行政区域内申报施工图设计审查的新建（含改建、扩建）居住建筑均执行65%节能标准，5月1日执行75%节能标准。这标志着河北省节能减排工作又向前迈进了一大步。因此，建筑外窗的节能性能在工程应用中显得尤为重要。
一、建筑外窗热量损耗因素分析
众所周知，能量的消耗主要是通过介质的传递来实现，而建筑外窗属于其中的介质。节能建筑外窗的常见节能参数主要就是传热系数（K值）、窗墙比和气密性等。要想降低能耗，其实关键的就是改变节能参数。
二、降低建筑外窗热量损耗的途径
（一）降低建筑外窗的传热系数（K值）。从材料的热传导性能来说，金属材料比玻璃的导热系数高，塑料的、木材的导热系数又比玻璃底，常有的建筑外窗相关材料的导热系数见表1。影响建筑外窗传热系数的因素主要是材料的传热系数和玻璃的传热系数，因此要想降低建筑外窗的传热系数关键是要降低建筑外窗型材的传热系数和玻璃传热系数。1.型材的选用。目前市场上占据主导地位的建筑外窗主要是断桥铝合金建筑外窗和塑钢建筑外窗。断桥铝建筑外窗是在传统的铝合金建筑外窗和塑料建筑外窗的基础上利用结构原理制作出来的一种新型建筑外窗。（1）断桥铝复合材料制作的主要工艺是利用高隔热材料（尼龙隔热条，隔热性高于铝型材1250倍），将室内外两层铝合金既隔开又紧密地连接成一个整体，构成一种新的隔热型的铝型材。针对断桥铝合金窗型材，降低断桥铝合金窗型材的传热系数最有效的途径。首先是在满足型材强度规范的前提下加高隔热条的高度并降低热量传导，其次是在断桥内填充保温材料用来降低空气对流的影响。断桥铝合金型材的传热系数主要与隔热条间隙宽度大小有关，按照《建筑门窗玻璃幕墙热工计算规程》JGJ151-给出的隔热条宽度与断桥铝合金型材的传热系数的关系如图1所示。此外，“65系列”的断桥铝型材可实现建筑外窗的三道密封结构，合理分离水汽腔，有效实现气水等压平衡，大幅度增加建筑外窗的水密性和气密性。（2）塑钢型材针对于塑钢型材，主要就是增加塑钢型材的腔室以降低空气对流的影响进而达到降低型材传热系数的目的。塑钢型材保温性能见表2。（3）木型材或铝木复合型材与窗框厚度尺寸及木材湿度有关，按照《JGJ-T151-2008建筑门窗玻璃幕墙加工计算规程》中给出的木窗框与窗框的关系图如图2所示。2.玻璃的选用。（1）中空玻璃，中空玻璃是由两片或多片玻璃组成，玻璃间用内部灌有干燥剂的空心铝管隔离，同时将中空部分充入干燥空气或惰性气体，并用丁基胶、聚硫胶或结构胶进行密封处理，形成干燥空间的玻璃，其传热系数优于单层玻璃的传热系数。（2）低辐射镀膜玻璃，低辐射镀膜玻璃又称Low-E玻璃，该玻璃有较好对光学的控制性能，对波长以0.3～2.5mm的太阳光有良好的反射和吸收能力，能够明显减少太阳光的辐射能的传递，低辐射镀膜玻璃也可以做成中空玻璃，对节能有更好的效果。（3）真空玻璃，真空玻璃是将两块平板玻璃的四周密封，将其中间间隙抽成真空后密封排气孔，两片玻璃之间的间隙通常为0.1～0.2mm，真空玻璃的两片一般至少有一片是低辐射玻璃，这样将通过真空玻璃的传导、对流和辐射方式散失的热量降到最低。以上三种玻璃都具有很好的隔热保温性能，因此能有效地达到节能目的。3.窗型的设计。如建筑节能设计标准、被动房塑料窗的配置图3所示。就建筑外窗产品而言，节能建筑外窗的窗型主要是平开窗和固定窗两种，推拉窗因窗扇四周密封性能较差，不能很好地降低热传递，所以推拉窗不是真正意义上的节能建筑外窗，平开窗和固定窗四周均有很好的`密封，能有效地降低能量的消耗，因此平开窗和固定窗都属于节能建筑外窗的范围就节能效果而言，单从窗型上来说，固定窗的保温效果要优于平开窗，因为平开窗虽然开启部位密封效果很好，但毕竟是开启部位，主要是利用密封胶条实现封闭效果，但与固定窗还是存在一定的差距。因此，固定窗的密封效果优于平开窗，能量消耗也同样优于平开窗。所以，在窗型设计方面，在满足通风和消防规范的前提下，应尽量减少开启部位的设计，进而达到建筑外窗节能目标。4.建筑外窗的制作。在建筑外窗制作过程中，要严格控制建筑外窗制作工艺和质量要求，严格把控建筑外窗的加工精度，保证建筑外窗各部位的配合间隙，同时对密封胶条的选用也要严格控制，建议使用三元乙丙材质密封胶条，三元乙丙材质的密封胶条使用寿命长、生产能耗低、伸缩强度大、密封性能好，这也是建筑外窗节能的保证。重点推荐：90铝包木内开系列门窗，开启方式：固定/平开（对平开）/平开上悬（对平开上悬）/悬开（上悬、下悬）/推拉；玻璃配置：双层玻璃5+15A+5，三层玻璃5+9A+5+9A+5;5+12A+5+12A+5；密封配置：EPDM软硬共挤复合型胶条、斯劳格密封胶条；铝材配置：窗系列铝材壁厚≥1.4mm，门系列铝材壁厚≥2.0mm；纱窗配置（备选项）：一是外挂式纱窗，二是金刚网一体纱窗；产品性能：抗风压性能-8级，空气隔声性能-4级，保温性能-8级；特点：具有纯木窗特点，外观更加豪华大气，外铝颜色多样，可与建筑物融为一体，铝材耐腐性能优良，可延长产品寿命，市场认可度高，清洁方便，容易保养。图5图65.对外窗透明部分的基本性能要求玻璃的透明部分性能是较为复杂的，需同时满足如下要求：玻璃的传热系数应满足K≤0.8W/(m2K)；玻璃的太阳能总透射比G≥0.35；玻璃的选择性系数S，愈大愈好；并满足S=TL/g≥1.25的要求；其中TL是可见光透射比。
三、结语
在当下的建筑外窗市场下，各种各样的建筑外窗琳琅满目，为更好地更有效地达成节能减排、保护环境的目标，降低建筑耗能是关键，而大力发展节能建筑外窗就是最有效的途径。
参考文献：
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[2]张锐.《浅谈建筑门节能窗》.
[3]王戊已.《浅谈建筑节能门窗的设计与应用》.
[4]被动房之家.《如何选择被动房门窗》.
[5]中国玻璃网.《被动房对外门窗的七大要求》.
篇8：高度超限高层建筑抗震性能化设计分析论文
高度超限高层建筑抗震性能化设计分析论文
1、工程概况
金融城起步区A007-1地块项目A塔楼位于广州市金融城的A007地块，是金融城起步区A007-1地块项目中集商业、办公于一体的超高层塔楼。A塔楼包括四层地下室，地上40层，总结构高度172m。本工程地下负四层、负三层及负二层主要为停车及设备用房，负一层及地上4层裙房为商业用房；A塔楼36层塔楼中，除16层、24层及34层为避难层外，其余均为办公用房。
本工程抗震设防烈度为Ⅶ度，基本地震加速度为0.10g，设计地震分组为第一组，场地类别为Ⅱ类。由于A塔楼负一层至四层为人流密集的大型的商业建筑，抗震设防类别确定为重点设防类（乙类），抗震措施提高一度按Ⅷ度考虑；其余均为标准设防类（丙类）。本工程塔楼结构高度为172m，采用钢筋混凝土框架—核心筒结构体系，周边框架柱8层以下采用型钢混凝土柱，核心筒为钢筋混凝土剪力墙。
2、结构体系与结构布置
2.1、结构体系
通过前期对结构方案的合理性及经济性的比选，本工程B级高度的A塔楼确定采用钢筋混凝土框架—核心筒结构体系。A塔楼高宽比约为4.61，核心筒由楼梯间、电梯筒以及设备服务用房构成，与外框架共同为超高层塔楼提供了良好的抗侧力刚度。
核心筒高宽比约为13.23，大于高规建议的高宽比12，并且在25层以上取消A-2轴（Y向）的一片主要受力剪力墙，造成Y向的整体稳定性和侧向刚度较弱。为提高Y向整体稳定性和侧向刚度，剪力墙厚度取为800~500mm。
由于首层大堂建筑的要求，形成10m通高无侧向约束的外框框架柱，考虑到下部楼层框架柱的`截面控制要求并提高框架柱的延性，框架柱8层以下采用钢骨混凝土柱，含钢率约为5%；其中9层和10层为过渡层，含钢率约为2.5%。
2.2、楼盖体系
根据结构体系特点、使用要求和施工条件，本工程均采用现浇钢筋混凝土楼盖体系。
地下室底板采用平板结构，板厚700mm；负三层及负二层采用无梁楼盖，板厚300mm，其中人防区域板厚350mm；负一层及以上楼层采用梁板结构，负一层板厚180mm，首层板厚150mm，地上部分板厚为100、120mm等。剪力墙核心筒由楼梯间、电梯筒以及设备服务用房等构成，开洞较多，为加强筒体剪力墙的共同协调受力，板厚为150mm。
2.3、计算嵌固端的确定
本工程首层楼板存在大开洞的情况，设计时考虑以地下室负一层楼板做为嵌固端，此楼层采用现浇梁板楼盖结构，楼板厚为180mm，采用双层双向配筋，且每层每个方向的配筋率大于0.25%；同时在不考虑地下室侧约束的情况下由计算得地下二层与地下一层侧向刚度比大于2，故本工程嵌固部位确定为地下室负一层。
3、荷载与地震作用
3.1、楼面荷载
本项目各区域的楼面荷载（附加恒载与活荷载）按规范与实际做法而取值。
3.2、风荷载及地震作用
根据广东省标准的要求，结构承载力计算时按广州市重现期为50年的基本风压0.55kN/m2（A塔楼是对风荷载比较敏感的高层建筑，承载力设计时按基本风压0.50kN/m2的1.1倍考虑）考虑，结构位移验算时按重现期为50年的基本风压0.50kN/m2考虑，建筑物地面粗糙度类别为B类。风荷载的取值是基于广东省建筑科学研究院提供的《广州国际金融城A007-1地块项目风致结构响应分析报告》（5月13日）以及荷载规范。
地震作用计算以国标GB50011-为标准，并参考场地地震安全性评估报告及第一次地质详勘报告的结果，小震计算取规范与安评报告的包络值，中震与大震计算按规范的参数。
4、结构超限判别及抗震性能目标
本工程塔楼采用钢筋混凝土框架-核心筒结构体系，按照《高层建筑混凝土结构技术规程》（GDDBJ15-92-）的规定，框架－核心筒结构7度（0.1g）高层建筑的A级和B级适用的最大适用高度分别为130m、180m，本工程塔楼高172m，超过规范A级高度的33%，但未超过B级高度。
本工程结构类型符合现行规范的适用范围，仅存在扭转不规则、楼板不连续等1.5项不规则类别，本工程属B级高度的超限高层建筑。针对结构高度及不规则情况，设计采用结构抗震性能设计方法进行分析和论证。设计根据结构可能出现的薄弱部位及需要加强的关键部位。
5、结构计算与分析
5.1、小震及风荷载作用分析
本工程多遇地震作用分析采用了振型分解反应谱法和弹性时程分析法，使用软件为SATWE与GSSAP。
本工程为B级高度高层结构，抗震设防烈度为Ⅶ度，根据《高层建筑混凝土结构技术规程》第4.3.4条第2、3款和第5.1.13条的规定，需进行弹性时程分析法进行多遇地震下的补充计算。
采用SATWE进行弹性动力时程分析，输入地震波为两组实际地震记录（SATWE软件选波），并再由《广州国际金融城A007-1地块项目工程场地地震安全性评价报告》提供的地震波中选取一条场地合成人工波USER2（tt63%-2）输入SATWE进行弹性动力时程分析。进行弹性动力分析时按Ⅶ度地震2类土，50年时限内超越概率为63.2%（小震），阻尼比为0.05考虑。
5.2、中震作用分析
对设防烈度地震（中震）作用下，除普通楼板、次梁以外所有结构构件的承载力，根据其抗震性能目标要求，按最不利荷载组合进行验算，分别进行了中震弹性和中震不屈服的受力分析。计算中震作用时，水平最大地震影响系数αmax按规范取值为0.23，阻尼比为0.05。
采用中震弹性方法和中震不屈服方法对结构分别进行计算，并将计算得到的内力对各关键构件进行了详细的构件验算。结果显示：关键部位剪力墙核心筒墙体、跨层柱满足抗弯不屈服、抗剪弹性的要求，悬臂梁满足弹性要求；框架柱满足抗弯、抗剪不屈服；框架梁满足抗弯、抗剪不屈服，Y向外框圈梁局部出现抗弯屈服；部分内外筒Y向连系框架梁出现抗弯屈服，部分楼层的连梁出来超筋的情况，但其均满足抗剪截面验算的要求。整体属轻度损坏。
5.3、罕遇地震下的弹塑性时程分析
本工程的罕遇地震作用下的弹塑性时程分析采用了PER－FORM-3D以及通用有限元程序SATWE进行对比分析验证。根据规范的要求，分析中使用不少于7组地震波输入，其中要有五组真实地震记录和两组人工地震记录。七组地震波均按照三向输入。其加速度最大值按照1（水平1）：0.85（水平2）：0.65（竖向）的比例调整。在复杂弹塑性计算开始之前，将大震弹性反应谱和大震弹性时程分析基底反力进行了比较，以确保地震波的选取正确。
本工程采用弹塑性时程分析技术方法进行验算，底部加强区核心筒（负1~4层）存在1%的墙钢筋进入屈服，处于直接居住极限状态以下，部分剪力墙出现出现轻微到中度损伤，满足最小截面验算要求；非底部加强区核心筒墙体混凝土轻微至轻度损伤，钢筋未出现塑性应变，满足最小截面验算要求；跨层柱、悬臂梁满足不屈服；2层和顶层部分框架柱出现屈服，满足最小抗剪截面验算；个别位置外框梁屈服；大部分连梁和普通框架梁出现塑性，小部分连梁和普通框架梁出现抗弯损坏，但其均满足抗剪截面验算的要求。整体结构属轻度损坏，满足罕遇地震作用下抗震性能目标。
6、结论
（1）本工程塔楼结构高度172.8m，存在扭转不规则、楼板不连续等多项不规则，结构设计通过概念设计、方案优选、详细的分析及合理的设计构造，采用的局部楼层框架柱为钢骨混凝土柱的钢筋混凝土框架-核心筒结构体系，满足设定的性能目标要求，结构方案经济合理，抗震性能良好。
（2）本工程A塔楼在25层以上取消A-2轴（Y向）的一片主要受力剪力墙，造成Y向的整体稳定性和侧向刚度较弱。在罕遇地震作用下收进楼层以上的剪力墙出现轻度损伤，应增大此处的剪力墙钢筋，提高剪力墙的延性，增强Y向整体稳定性和侧向刚度。
篇9：高导热石墨膜的合成及其性能分析论文
高导热石墨膜的合成及其性能分析论文
1引言
高定向石墨膜具有优良的导电、导热性能，是现代科技发展不可缺少的理想材料，特别是在微电子封装和集成领域的热管理场合具有非常广阔的应用前景。
早在20世纪60年代，科学家采用高温热解沉积技术制备了高定向热解石墨，但由于该材料需要在高温（3 400~3 600℃）和高压（10MPa）下完成，生产周期长、成本高，因而应用受到一定限制[1].随后科学家们发现聚酰亚胺（PI）薄膜在炭化过程中不熔化、保持原膜形态，且经过高温（2 800~3 200℃）石墨化处理后，能获得接近于单晶石墨结构的高定向石墨薄膜[2].日本科学家对PI膜的原料组成、结构、性质和高温热处理工艺进行了广泛研究[3-5],还将PI膜进行剪裁叠层、加压热处理制成块体石墨材料[6],以扩大其应用领域。
国内科研工作者[7-9]对PI膜的结构和性能也作了相关研究。从热解石墨膜物理性能[8,10]来看，石墨膜面向热导率受热处理温度和膜厚度的影响较大，其内在原因有待探究。此外，PI高分子薄膜在高温热处理过程中的微观结构演变及其形成石墨取向结构的难易程度以及原膜厚度的影响等有待进一步研究，而且早期国内外同行对PI石墨膜导热性能的实测研究报道并不多见，多数利用其电阻率进行计算[8].本文鉴于此目的作了相关研究工作，以期加速这类高导热石墨膜作为高性能散热/导热材料在热管理领域广泛应用。
2实验
将杜邦公司生产的双向拉伸PI膜样品切割成10cm×10cm的正方形样品，用石墨片分隔放入高温炉中并施加一定的压力，在高纯氮气气氛中从室温以一定的升温速度加热到预定的温度，保温一段时间后冷却即得产品。
采用TESCAN VEGA3型扫描电子显微镜观察不同温度热处理PI膜的微观形貌和结构。采用Phil-ips X' PERT MPD PRO型转靶X射线衍射仪对不同PI膜进行物相分析，并根据Scherrer公式计算PI膜的平均微晶尺寸（Lc）。采用JY HR800型激光拉曼光谱仪分析不同温度热处理PI膜的结构。以四探针法利用BS 407型精密毫/微欧姆表测量不同PI膜的室温面向电阻率。采用LFA 447Nanoflash TM激光热导仪测量PI石墨膜的室温面向热扩散系数，并计算其热导率。
3结果与讨论
3.1 PI膜的光学结构
图1为杜邦50μm厚度PI原料膜及其加压炭化和石墨化膜的光学照片。从图1（a）-（c）可以明显看出，PI原料膜为金黄色的均匀透明薄膜，在适当的压力作用下，经过1 000℃炭化处理后的PI炭膜发生明显收缩，其平面方向的收缩率约为15%×15%,薄膜的颜色由透明的黄色变为亮晶晶的黑色，且质地变脆。经过3 000℃石墨化后的PI石墨膜平面方向的尺寸变化不大，但薄膜的颜色由黑色变为深灰色，质地变软，具有一定的柔韧性，可以弯曲一定角度（>90°）。
该PI膜经不同温度炭化和石墨化处理后在平面方向逐渐收缩，在厚度方向也明显减小，如图1所示。
1 000℃炭 化样品在厚度方向的收 缩 率 不 大，约 为12%;石 墨 化 样 品 在 厚 度 方 向 的 收 缩 程 度 较 大，3 000℃样品的收缩率高达50%.这是因为在更高温度下，PI炭膜平面芳香族环尺寸变大，分子互相扩散，逐渐形成三维有序石墨结构（其层间距不断减小）的结果。
3.2 PI膜的微观结构
图2为50μm厚PI膜不同温度热处理样品的截面SEM照片。从图2可以看出，PI膜经1 000℃炭化处理后表面光洁平整，厚度较为均匀，薄膜内部以无定型炭结构为主；经过2 000 ℃石墨化处理后，在PI膜截面可以观察到局部区域有取向的乱层结构；当温度达到2 400℃时，在PI膜截面呈现较为均匀的具有定向性的 层 状 结 构，且 随 着 石 墨 化 温 度 进 一 步 升 高（3 000℃），层状结构越平整有序，类石墨晶体结构较为完整，如图2（d）右上角放大照片所示。
图3为不同厚度PI膜3 000 ℃石墨化后的截面SEM照片。从图3可以出，PI膜的厚度对其形成类石墨晶体结构的难易程度有显着影响，25μm厚度PI膜以无定形炭结构为主，表皮层形成了较低结晶度的类石墨层状结构，这可能与原膜太薄，双向拉伸力度不够即预取向程度低有关；50μm厚度PI膜完全形成了较高结晶度的类石墨层状结构，层片的择优取向程度较高；75μm厚度PI膜约有1/2形成了较高结晶度的类石墨层状结构，但另1/2仍以低结晶度的无定形结构为主；100μm厚度PI膜主要以低结晶度的无定形结构为主，而且截面上出现了小孔洞，这可能与其高温石墨化过程中非碳元素的脱除有关。这说明PI原膜的厚度对其石墨化难易程度的影响很大，选择适当厚度的PI膜进行石墨化处理才能得到较高导热性能的石墨膜。
3.3 PI膜的晶体结构
图4为不同温度热处理PI膜样品的XRD谱图，由XRD谱图计算得出的微观晶体参数如表1所列。
从图4可看出，PI原料膜的特征峰出现在2θ002=14.71°，为聚合物层片分子的横向排列，有一定程度的取向，2θ002=20.58°处出现的衍射峰显示PI膜具有一定程度的无定形结构[11].随着热处理温度的提高，PI膜（002）晶面衍射峰的强度不断增强，2θ002角在炭化阶段（如1 000 ℃）向低角度方向飘移，在石墨化阶段（2 000~3 000℃）向高角度方向飘移。
从表1可以看出，PI原料膜的碳的（002）晶面衍射峰出现在2θ002=25.94°，具有一定的分子定向度。
经过1 000℃炭化后，炭膜的（002）晶面衍射峰出现左移现象（2θ002=24.37°），峰形为馒头峰，且峰强很弱，这可能是由于炭化过程中非碳元素的脱除及所带走部分碳原子所造成材料内部规整程度变差的结果。但是随着石墨化温度的提高，石墨膜d002不断减小，其微晶堆积高度Lc和石墨化度则不断增大。经3 000 ℃石墨化处理后，石墨膜的（002）晶面衍射峰出现在2θ002=26.56°，接近理 论 单 晶 石 墨 的 衍 射 角 峰 位 （2θ002=26.58°），其层间距（0.336nm）也接近理论单晶石墨（0.3354nm），且衍射峰非常尖锐，具有较高的石墨化程度（93%）。这一现象表明，PI膜在热处理过程中其内部结构会发生变化：从高分子定向膜到无定型炭，再到局部有序的乱层结构，最后到高度有序石墨结构，其转变的规律大致如图5高分子PI膜在热处理过程中的结构演变模型所示。
通过以上对PI膜不同温度热处理样品微观结构的变化规律的阐述及参考文献[12]对PI从原膜到石墨材料横截面的织态结构的变化的研究，将样品在热处理过程中微观结构的转化过程分为4个阶段：第1阶段（HTT<1 000 ℃）；第2阶段（HTT=1 000~2 000℃）；第3阶段（HTT=2 000~2 400℃）和第4阶段（HTT=2 400~3 000 ℃），每个阶段PI膜截面厚度和微观结构的变化如图5所示，整个过程反映出随着热处理温度的升高，样品内部结构由杂乱无序的无定形结构逐渐向晶态的石墨结构转变。在制备高定向石墨膜的过程中，由于原料PI薄膜含有氧、氮、氢等杂原子，薄膜的炭化过程是这些杂原子脱离，扩大构成芳香族分子的共轭体系进行高密度化的过程。即随着热处理温度的升高，大量的小分子如CO、CO2、N2逸出，样品含碳量迅速增加，最终剩下以六角网层面为主的碳骨架，在XRD谱图上表现为（002）晶面衍射峰的锐化及层间距的缩小。在2 000~2 400℃时，PI膜完全排除碳以外的元素，微晶明显生长发育，积层构造较发达，炭体向类石墨晶体方向发展。经3 000 ℃石墨化处理的PI膜三维积层结构更发达、完善，择优取向程度和石墨化度大大提高，类石墨晶体进一步向理想石墨单晶无限趋近。但是PI膜的厚度对其微观结构的影响较大，薄膜厚度越大，其难石墨化程度越大，如图3所示。从表1也可以发现100μm厚膜的微晶堆积高度和石墨化度明显减小，这可能与PI厚膜内杂原子的脱除速率和分子排列积层的难易程度等有关。根据文献[3]提出的获取石墨薄膜的'条件可知原料膜的材质和工艺（均匀双向拉伸）是制备高导热膜的关键，而且从膜的厚度考虑，膜的厚度影响取向度，膜越薄，取向度越高；膜越厚，取向度越低，且非碳元素逸出的速率、阻力和对分子取向结构的影响越大。
图6为不同温度炭化和石墨化处理PI膜的Ra-man光谱。从图6可以看出，1 000 ℃炭化PI膜的D峰和G峰为2个馒头形宽峰（原膜没有衍射峰），随热处理温度的提高，PI膜的D峰和G峰的对称性变好，峰形由宽变窄，D峰的强度逐渐减弱，而G线逐渐增强，两峰的强度之比逐渐减小，尤其是2 400℃以上高温石墨化样品的D峰完全消失，这表明所制备PI膜的石墨化度很高，其石墨层片三维堆积结构有序程度高，晶体结构完整，自身缺陷或无定形碳含量非常少，而且石墨晶体尺寸较大[13].这与XRD谱图中（002）晶面衍射峰的强度变化及其晶粒尺寸计算值的变化趋势是一致的。另外也说明PI膜在热处理过程中发生的结构演变模型和规律是合理的。
3.4 PI膜的导电、导热性能图7为杜邦50μm厚度PI膜经不同温度热处理样品的室温面向电阻率。
从图7可以看出，随着热处理温度的升高，PI膜的面向电阻率明显降低，表明其导电性随温度升高迅速增强。
PI原料膜为高分子绝缘材料，其常温体积电阻率（1016Ω·cm）可视为无穷大。
1 000 ℃炭化处理后其电阻率降低了18个数量级，约为54.6μΩ·m,因为此时PI膜已经发生结构变化，大部分杂原子被排除，碳含量显着提高，膜内部和表面芳香族大分子的共轭体系增多，即形成了局域的类六角碳层结构，其导电性得到提高；2 000 ℃石墨化样品的电阻率进一步降低，约为5.5μΩ·m;2 800℃石墨化后其电阻率进一步降低至0.82μΩ·m,但下降幅度不是很大，这可能与PI膜导电通路在2 000℃左右已经形成、进一步高温石墨化只是对其结构进行修饰或改善（即晶体的完善和取向）而已。
3 000 ℃石墨化PI膜的面向电阻率为0.48μΩ·m,与 理 论 石 墨 单 晶 的 面 内 电 阻 率（0.4μΩ·m）[14]非常接近。随着热处理温度的升高，PI膜的石墨化程度不断提高，其内部择优取向的石墨层片结构（图2）有利于电子的传输。因此PI膜的电阻率会随着热处理温度的提高呈现下降的趋势。
采用四探针法测得经2 800 ℃以上石墨化PI膜的室温面内电阻率低于0.82μΩ·m,用相关经验公式（中间相沥青基炭纤维导电导热关联公式λ=440 000/（100σ+258）-295[15]计 算 知 其 面 向 热 导 率 高 达970W/（m·K）以上。这一优良的传导性能归因于此类材料所具有的高度有序三维石墨结构。采用激光热导仪测量3 000℃石墨膜的室温面向热扩散系数约为700mm2/s,其相应热导率约为994 W/（m·K）（体积密度约为2.0g/cm3），而采用经验公式计算的热导率高达1 143W/（m·K）。造成这种实际测试值与理论估算值之间差异的原因，可能是所得PI石墨膜样品尺寸较中间相沥青基炭纤维（Φ约为10μm）大，内部缺陷相对较多，没有高取向中间相沥青基炭纤维晶体排列规整有序。一般而言，炭材料电阻率对晶体的缺陷不太敏感，只要石墨化到一定程度，电阻率就可以降到很低，但是热导率对石墨晶体结构（缺陷多少、取向程度、完整性等）很敏感。
4结论
以50μm厚度杜邦PI膜为原料，通过加压1 000℃炭化、3 000℃石墨化处理制备了高取向石墨膜，其石墨晶体层片间距为0.337nm,层片堆积高度达65.94nm,石墨化度达到93%.
3 000℃石墨膜具有高的面向传导性能，其室温面向电阻率仅为0.48μΩ·m,实测面向热导率达到了994W/（m·K），可用作高性能薄膜导热/散热材料。随着热处理温度的提高，PI膜微晶由无定型炭逐渐向有序类石墨结构转变，其结晶度和层片取向程度提高，石墨晶体逐渐完善，这一转变过程为调控PI膜的微观结构和最终热电性能提供了一定参考。
PI膜厚度越大，其类石墨晶体生长发育越困难，层片择优取向程度越低，结晶度和石墨化度越低。
参考文献：
[1]Inagaki M.New carbons control of structure and func-tions[M].Japan:Aichi Institute of Technology Depart-ment of Applied Chemistry,.36.
[2]Burger A,Fitzer E,Heym M,et al.Polyimides as pre-cursors for artificial carbon[J].Carbon,1975,13（3）：149-157.
[3]Hishiyama Y,Yoshida A,Kaburagi Y.Graphite filmsprepared from carbonized polyimide films[J].Carbon,1992,30（3）：333-337.
篇10：浅谈动车组动车转向架的关键部件性能分析论文
1 . 1 动车组的转向架部件发展分析
20世纪50年代中期,我国针对火车的转向架开始进行设计。其主要型号设计到了101、102以及103型等。其大部分构架速度设计为1 00KM/H。其主要运用于21型火车客车中。但是,由于当时的技术条件落后,转向架也呈现出了结构复杂、运行能力较差和笨重的缺点。2 0 世纪50年代末期,四方厂设计出了120KM/H速度的202型号转向架。这种转向架区别于之前的结构,采取铸钢H型的构架设计。这种转向架同时也采用了闸瓦制动、两系螺旋弹簧悬挂、二系油压减震器以导柱式轴箱定位装置等。随着我国高速列车理念的提出以及多次的火车提速,一大批高速客车转向架应运而生。我国引入了动车组技术,开发除了C RH系列的动车组的非动力转向架和动力转向架等。其中,CRH1A动车组采取了真空期弹簧转向架, 悬挂采用的是单组钢簧加单侧拉板定位,基础自动采用了直通式电空自动。最为重要的是,CRH1型的中央悬挂采用了橡胶堆和空气弹簧。随着时代的发展,CRH1、CRH2、CRH3等动车组的转向部架愈发先进, 为我国动车组的技术发展奠定了坚实的基础。
篇11：浅谈动车组动车转向架的关键部件性能分析论文
同样,CRH2动车组的高速转向架亦是四方股份公司进行研发和生产的。总的来说,CRH2的高速转向架运用的是无摇枕式的转向架,呈现出H型的构架。其中,二系采取了现阶段最具高度自动调节装置的空气弹簧悬挂系统。而且, C RH 2的转向架部件中横梁承担了辅助风缸。究其本质而言,CHR2动车组的转向架部件传递纵向力主要由单拉杆式中央牵引装置辅助, 其运用的抗蛇行减震器不仅可以满足高速稳定性, 亦能满足其曲线通过性能。
另一方面,CRH2一系采取的是转臂式定位,双圈钢圆簧是轴箱弹簧采用的。而车轮采用的是小轮径,规格为8 60mm,内孔设置为6 0mm,其对于簧下重量的减少具有重要作用。而就CRH2型转向架的设计来说,全部车轮都有相应的制动轮盘, 拖车转向架车轴上方还设置了专门的制动轴盘。就基础制动装置而言, 其采用的是特殊液压油缸卡钳式盘制动,且体积较小。相较之其他车系而言,CRH2型转向架还设置了专门的踏面清扫装置, 以确保能够将粘踏面上异物清除和运行噪声改善。
2 动车组转向架结构疲劳性能分析
2.1 ASME 标准
A SME标准指的是《网络不敏感的结构应力法及主S-N曲线法》,由于这种方法主要采用网络的结构应力计算方法以及其S -N曲线模型,故而能够比较准确地计算出空间任意走向的焊缝的疲劳寿命。从焊缝的应力来看,可以将其分解成两个部分,一是由焊接工艺过程造成的非线性自平衡应力,这种应力与外力没有关系;二是由外力引起且同外力平衡的.应力, 也就是结构应力。
关于对疲劳寿命的计算, 则需要用到断裂力学的理论进行。由于焊接结构的疲劳裂纹是客观存在的, 而从力学的观点来看, 其裂纹的扩展过程仅仅是一个纯力学的行为,故而,可以运用断裂力学理论进行焊接结构疲劳寿命的求解。
2.2 JIS 标准
J IS标准是日本标准协会颁布的有关车辆转向架焊接构架设计的准则。这种准则建立在名义应力的基础上, 由于其主要针对焊接构架, 故而只提供了两种母材的性能措施。此外,这种准则明确了重要焊接接头的疲劳强度极限, 并对辅助焊接接头给出了分级的S -N曲线用于其有限寿命的设计。
J IS标准是一个基于大量疲劳试验数据而得到的专用的抗疲劳设计标准。虽然这种标准只涉及了两种材料的焊接结构, 但该标准中的抗疲劳设计原则具有普遍性,能够清楚地看出,在焊缝被打磨以后,其疲劳寿命将得到显著提高。
2 . 3 二者分析比较
就ASME标准来看,其揭示了焊缝的焊根以及焊址上的应力集中, 并据此来定义抗疲劳能力,进而给出对所有焊缝的焊根、焊址全都成立的广义数学公式, 因此其计算结果具有唯一性。
J I S标准当前被广泛应用于疲劳估标中, 虽然其在预测焊缝的疲劳寿命中得到了普遍的认可, 但是这个的标准选取的是靠近焊缝某一位置的名义应力来评估疲劳使用寿命。而这就造成J I S标准存在一定的局限性。
3 动车组的构架疲劳荷载解析
动车组疲劳强度试验的载荷与静强度载荷是一致的, 且载荷信号通常考虑的是模拟运行于S弯道上向前、向后的加减速过程。
通常来说, 载荷序列是以块谱的形式表现出来的,而其他诸如均值、幅值以及相位转换与平常相同。在幅值前的符号- 、±表示的是π 或1 8 0°的相位转换,其中每一个块谱的载荷循环数以及振动时间也都定义了每一个块谱的长度。
假如作动器在所有的载荷循环中都未起到作用, 那么其振动的时间就是由每个块谱的载荷循环给出的。故而当振动从第一个幅值位置开始时, 其信号中的载荷循环应当从此通道的基级, 并在这个位置进行施加循环数。
4 结语
该文就动车组转向架的构架作为研究对象, 在深刻阐述动车组转向架性能和研发历史的基础上, 论述了动车组的转向架疲劳性能等。同时也提出了一些可供参考的疲劳强度和性能分析方法。随着时代的发展和铁路提速, 只有确保了动车组转向架关键部件性能得到优化和提升才能为动车组的安稳运行保驾护航。
篇12：建筑外墙外保温材料的燃烧安全性能分析及建议论文
高层建筑节能的要求使外墙外保温材料的使用越来越广泛，但由于此类材料在堆放量、自身可燃性及施工管理等方面的疏忽，近年来已引发了多起火灾事故，如上海市静安区住宅公寓外保温材料着火而引发立体建筑燃烧、北京央视新址附属文化中心工地由于燃放烟花引燃外墙外保温材料；沈阳皇朝万鑫大厦由于烟花引燃 11 层外阳台的塑料草坪，导致引燃铝塑板结合处可燃胶条、泡沫棒、挤塑板等[1],给人民财产和生命安全带来了一定程度的损失和影响，为此加强对建筑外墙外保温材料的防火措施非常必要。
本文通过对国内外建筑外墙外保温防火技术法规和标准的调研，对目前广泛使用的外墙外保温材料燃烧性能进行分析，结合在火的作用下材料燃烧蔓延、扩散风险发生的可能性及危害进行了研究，并对提升建筑外保温工程的燃烧安全性能提出了建议。
1 国外建筑外墙外保温防火技术法规和标准。
1.1 欧盟。
欧盟对于建筑外墙保温采用技术标准（ETA）的监管手段， 年颁布了技术批准导则（ETAG004）《薄抹灰建筑外墙保温系统》， 年进行了修订。该导则在防火方面的规定主要有 2 条：
（1）保温材料的燃烧性能按（EN 13501-1:）《建筑制品和构件的火灾分级第一部分： 用对火反应试验数据的分级》进行测试分级。
（2）欧盟对外墙保温外部火焰传播的火灾检测还没有统一的标准，此检测应根据各成员国相关要求进行。
1.2 英国。
英国涉及建筑外墙保温防火要求的技术法规是《建筑法规》[2].该法规规定外墙不能提供火焰传播的途径，针对学校、住宅、商业建筑等，考虑建筑物高度和间距等影响因素，对 18 m 以上的建筑物的外部火焰传播做出了明确规定，主要内容包括材料燃烧性能、防火隔断等，且外墙外保温材料燃烧性能不得低于 A2 级。
2002 年，英国颁布了（BS 8414）《外维护结构系统的防火性能：建筑外墙用非承重外围护结构系统的.试验方法》。它规定了砖墙、框架外墙保温的外部火焰传播火灾检测方法，通过大尺寸构件的窗口火测试方法来判定火焰传播性能。
1.3 美国。
美国在材料构件防火性能等方面的标准主要有（ASTM E119）《建筑构件及材料的防火性能标准测试方法》，基本与 ISO 国际标准、欧盟等国际标准相同。（ASTM E84）《建筑材料表面燃烧特性标准测试方法》是有关建筑材料表面燃烧的隧道测试方法。UL、FM 2 个保险商实验室都有涉及外墙外保温火灾检测、屋面有机保温材料防火的相关标准。
（NFPA 259）《建筑材料潜热标准测试方法》、（NFPA285）《对于含有可燃成分的外部非承重墙组件火焰传播特性的评价标准测试方法》均涉及了建材和构件的防火测试。（UL 1040）《保温墙体结构防火测试》、（FM 4880）《1 级防火保温墙、屋顶天花板、内部抹面材料或涂料、外墙系统认证标准》是大尺寸构件火灾检测方法标准，研究火焰的传播特性，类似于（BS 8414）《外维护结构系统的防火性能：建筑外墙用非承重外围护结构系统的试验方法》，其方法是用多层阴角的构件来模拟保温覆面时的火灾情形。
美国纽约州的《建筑指令》（《BUILDING CODEOF NEW YORK》）[3]中明确规定，可燃的外墙保温和隔声材料与外侧覆面材料（含密封材料）火焰传播比率不超过 25、烟传播比率不超过 50.燃烧时分解物毒性不能强于在同等条件下纸和木材燃烧时产生的分解物。建筑外墙外保温材料在火灾过程中会出现大面积的火焰传播，从而导致火灾范围的扩大，同时释放出大量的热，对周边物体产生热辐射作用。
EPS、XPS 等有机产品燃烧还会产生大量燃烧滴落物，直接引燃其他可燃物体，使得火灾程度加剧。在燃烧过程中伴随产生的大量有毒有害气体，也给逃生和救援带来极大困难。因此建筑外保温材料在有燃烧源产生时最需防范的是火焰传播、蔓延产生的不可控建筑立体迅速的燃烧。从国外标准和技术法规的制定中除了对涉及外墙外保温的建筑大尺寸构件进行火灾检测和火焰传播特性检测、英国和欧盟标准对材料的燃烧等级有所规定外，对产烟量和滴落物也均有限定。随着中国经济的崛起，城市建筑高度和密度已位于世界前列，做好对建筑外墙外保温的燃烧风险防范工作迫在眉睫。
2 我国建筑外墙外保温材料行业现状和防火技术要求。
2.1 建筑外墙外保温材料行业现状。
建筑外墙外保温材料种类繁多，有机类保温材料：模塑板、挤塑板、酚醛和聚氨酯等；无机类保温材料：岩棉、玻璃棉、泡沫玻璃、发泡水泥板等。各种材料的理化特性、保温性能、施工性能、燃烧性能、生产能耗和生产成本等各有千秋。随着我国住宅建设节能工作的不断深入以及节能标准的不断提高，也开发了许多新型的节能材料，并在住宅建筑中大力推广使用。其中应用于外墙外保温的改性聚异氰脲酸脂、改性聚苯板等也有一定的使用。
经过一段时间的有机外墙外保温材料“休克”使用期后，新版国家标准（GB 50016-）《建筑设计防火规范》已批准发布，并已于 年 5 月 1 日起实施。其中“6.7 建筑保温和外墙装饰”首次对不同类型、不同高度建筑外墙外保温材料的燃烧性能提出了明确、严格的要求。随着新标准的实施要求，EPS 板、XPS 板等只有达到 B1、B2级才可在外墙外保温工程中应用，由此，对材性的应用及质量控制尤为重要。
2.2 建筑外墙外保温材料防火技术要求我国建筑材料燃烧性能分级标准为国家标准（GB 8624）《建筑材料及其制品燃烧性能分级》。它采用了（EN 13501-1）《建筑制品和构件的火灾分级 第一部分：用对火反应试验数据的分级》，包括了产烟特性、滴落物附加分级方法以及材料产烟毒性，并在此基础上增加了特殊用途材料的分级方法，其测试方法和材料燃烧性能要求见表 1.
国家标准（GB 8624）《建筑材料及其制品燃烧性能分级》作为燃烧性能分级标准在很多的相关产品标准中得到引用，但由于外墙外保温材料发展迅猛，大家对材料的物理和节能特性的关注更多，对燃烧性能的等级也较为重视，对国家标准中的燃烧性能附加分级和产品特性的结合却缺乏深入研究，导致目前所有引用的产品标准中燃烧性能均没有考虑产烟特性和滴落限定，以致在工程应用验收时也忽略了这些附加分级的技术要求。
篇13：建筑外墙外保温材料的燃烧安全性能分析及建议论文
3.1 EPS 聚苯板。
EPS 聚苯板由可发性聚乙烯珠粒经加热预发泡后在模具中加热成型，制成具有闭孔结构的聚苯乙烯泡沫塑料板材。它既可制成不同密度、不同形状的泡沫制品，又可加工出各种不同厚度的泡沫板材。产品因其价格较廉、施工方便而应用广泛。
选择 2 批次 EPS 聚苯板为热塑性材料，在不太高的温度下燃烧，就会发生收缩、融化和滴落；在较高温度下会发生快速滴落。 SBI 中单体燃烧试验点火器火焰温度为 30 kW,仅模拟墙角垃圾桶燃烧的火焰大小，试验过程中前 600 s 聚苯板的滴落物未超出燃烧器范围，说明前 600 s 无燃烧滴落物 /颗粒，但当 SBI 单体燃烧试验点火器火焰温度达900 kW 时，燃烧滴落物范围增大，快速燃烧并引燃旁边的刨花（见图 1）。
SBI 单体燃烧试验仅以试验前 600 s 滴落物是否燃烧作为判定，但当试验进行到 600 s 后，由于温度升高等原因，滴落物发生了二次燃烧（见图 2）。
从图 2 可以看出，第一个峰值出现是聚苯板燃烧过程的热释放情况，第二个峰值出现是垂直样品受火区域已经完全滴落情况，正是由于滴落物燃烧引起了放热加剧。
从试验现象可以得出：EPS 聚苯板这类热塑性材料，遇火融化收缩、滴落流淌，非常容易被引燃发生二次燃烧，且二次燃烧火焰持续时间长，燃烧流淌物容易引燃附近可燃、易燃物品，易增大火灾的蔓延性和引燃范围。
3.2 XPS 挤塑板。
XPS 挤塑板是以聚苯乙烯树脂为原料加上其他的原辅料和聚合物，通过加热混合并同时注入催化剂，挤塑压成型而制造成的硬质泡沫塑料板。常用于建筑物屋面、钢结构屋面和建筑物墙体保温层。
XPS 挤塑板与 EPS 聚苯板相似，在燃烧情况下也会产生滴落物，发生二次燃烧。图 3 为 B2 级 XPS挤塑板滴落物无需加大火焰，在远离燃烧器的位置自发剧烈燃烧。试验结束后关闭燃烧器，滴落物仍持续燃烧直至燃烧殆尽。
从试验现象可见，XPS 挤塑板这类热塑性材料，遇火也会融化收缩、滴落流淌，非常容易被引燃发生二次燃烧，且二次燃烧的火焰持续时间长，燃烧流淌物容易引燃附近可燃、易燃物品，增大火灾的蔓延性和引燃范围，具有潜在风险。
3.3 建筑外墙外保温材料燃烧安全性能分析。
通过上述试验分析比较可以看出：
（1）在外墙外保温材料中，EPS 聚苯板和 XPS挤塑板这类热塑性材料，遇火融化收缩、滴落流淌，非常容易被引燃发生二次燃烧；二次燃烧的火焰持续时间长，燃烧流淌物容易引燃附近可燃、易燃物品，增大火灾的蔓延性和引燃范围。
（2）火灾事故的发生与火源、易燃物和蔓延性相关，当材料遇火源燃烧，若为易燃材料时燃烧迅速，但也只是自身的燃烧；当材料燃烧后容易引燃其他材料或物体，迅速造成蔓延和扩散的情况，则将造成大范围火灾，后果严重。EPS、XPS 材料燃烧后的滴落物二次燃烧易使火灾事故范围扩大、滴落物聚集、燃烧持续时间更长、破坏性更大。特别是室外火灾中，着火点燃烧向上传播，燃烧滴落物引起下部空间燃烧，致使火灾范围双向扩大，与工程现场的其他可燃物一起燃烧，继而形成建筑的立体燃烧，损失更大。
篇14：建筑外墙外保温材料的燃烧安全性能分析及建议论文
（1）“11.15”静安住宅楼火灾后，相关文件规定：
对建筑外墙外保温一律使用燃烧性能 A 级材料，但A 级外墙外保温材料中生产过程自身高能耗、污染环境、资源紧张等问题也困扰着整个行业。随着（GB 50016-2014）《建筑设计防火规范》标准的实施，经过一段时间的有机外保温材料“休克”使用期后，达到燃烧性能 B1和 B2级的有机外保温材料均将允许在工程中使用，但要防止“一管就死，一放就乱”的状况。应对涉及有燃烧滴落物的产品标准或技术修订规范，建议完善对燃烧性能附加滴落分级的要求。
（2）掌握建筑材料的燃烧性能固然重要，但更重要的是如何防止火焰在建筑物内外、建筑物之间快速蔓延，因此对建筑外墙防范火焰传播的技术要求须及时补充完善。现在国家行业标准（GB/T29416-2012）《建筑外墙外保温系统防火试验方法》通过窗口火试验对外保温系统构件的火焰蔓延进行评价，虽对构件防火性能的评价起到了作用，但该试验规模较大，试验周期较长，反映的是整体保温构件的防火性能，对材料的火焰蔓延性能评价较为缺乏。我国应适时引入（ASTM E84）《建筑材料表面燃烧的隧道测试方法》，进行外墙外保温材料的抗火焰蔓延性试验。该方法有别于测试一些抗火焰蔓延性能差的、有燃烧滴落物的外墙外保温材料，能体现材料的改进和性能。
（3）由于 EPS 板生产后有可燃气体的释放周期，在生产企业和工程的堆放场地等集中堆放时，其火灾风险也很高。因此建议：
① 在建筑外保温工程中慎用遇火熔融滴落物燃烧现象严重的 EPS 聚苯板、XPS 挤塑板产品。
② 在生产、运输、存储、使用 EPS 聚苯板和XPS 挤塑板等有机外保温材料的过程中，注意必要的保护和区域的分隔，尽量远离火源，减少火灾发生的风险。
（4）生产企业应积极开展材料的改性探索研究，降低外墙外保温材料烟气毒性和燃烧滴落物的危害。（图表略）
参考文献：
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[3] Building Code of the City of New York. Plus Reference Stan-dards and Selected Rules and Regulations of the Departmentof Buildings[S].