工艺系数范文（精选7篇）
工艺系数 第1篇
制革加工过程中污染物的产污系数[1]是指在一定生产条件下,加工单位质量(吨)原料皮或单位面积成品革时,全工序所产生的某种污染物总量,依目前惯例,制革加工过程中污染物一般指进入废水中形成的悬浮性或溶解性物质,不包括皮屑、皮渣及边角废物。我国2007年对制革行业产生的CODCr、氨氮、废水量、石油类、总铬和危险废物等进行产污系数的核算,为第一次全国污染源普查提供了依据[2],但限于当时条件和历史背景,其产污系数并没有过多考虑清洁生产的差异性。近年来随着我国制革工业清洁生产和污染控制技术的不断进步,不同产品、不同工艺下制革污染物产污系数发生了很大变化。目前超载转鼓的使用、保毛脱毛工艺、无(少)铵脱灰软化工艺、高吸收铬鞣工艺、废水回用工艺等清洁制革技术,在许多规模企业已得到广泛实施[3,4]。但是对这些清洁工艺所对应的污染物的产污系数并没有明确的数据,即使有其污染物指标也不完整,进行水处理工程改造时也缺乏准确的依据。
本文在前期不同制革条件下CODCr和氨氮产污系数核算研究的基础上[5,6,7],以澳洲奶牛沙发蓝革加工为对象,针对目前行业中常见的不同制革工艺下各典型污染物的产污系数进行了对比研究,限于篇幅,本文给出了各工艺的TCODCr、DCODCr、TS(总固含量)、氨氮、TN(总氮含量)及工艺废水的产污量(其他污染物如S2-、Cl-、、TCr和TP(总铬和总磷)另文报道),以便更加系统地获得牛皮制革工艺的产污系数,以对第一次全国污染源普查所采纳的产污系数进行补充和完善,为制革行业的污染总量核算提供理论与技术依据。
1 材料和方法
1.1 试验材料
本试验所采用的化料均来自四川德赛尔化工实业有限公司,试验所用原料皮为澳洲奶花牛皮。试验中所涉及的清洁工艺所用化料及代码见表1,其他化料与一般工艺相同,在此不再赘述。
1.2 试验过程及主要工艺参数
本试验采用1 400mm×600mm转鼓,每次投皮量约为10kg,所用工艺组合如图1所示,预浸水和主浸水在4种工艺中是相同的,浸灰工艺1～4、脱灰工艺、浸酸工艺1和2、铬鞣工艺1和2的主要工艺参数和化料配方如表2所述。
1.3 测定项目和分析方法
对各工艺每个工序结束后取各工序出鼓废液均匀采样并及时测定,同时监测工艺排水总量,污染物测试指标包括TCODCr、DCODCr、TS、氨氮、TN等,采用公式(1)、(2)、(3)分别核算各个污染物在每个工序的产污系数及其在整个工艺中的总产污系数和贡献率,对各个工艺的产污量进行对比分析。
各工序水中不同污染物的产污系数Gij和所有工序水中污染物总产污系数Gi计算公式如下:
式中:
Cij—j工序水中污染物i的产污系数(kg/t原料皮);
ρij—j工序水中污染物i的浓度(mg/L);
Qj—加工1t原料皮在第j个工序产生的工序废水量(m3);
i—污染物种类,包括CODCr、氨氮和TN等;
j—加工工序,包括预浸水、主浸水、浸灰脱毛、脱灰软化、浸酸鞣制;
1 000—单位换算系数。
污染物总产污系数计算方法见公式(2)。
n—制革加工工序数量;
Gi—整个加工工序水中污染物i的产污系数(kg/t原料皮)。
工序污染物产污贡献率的计算方法见公式(3)。
rij—贡献率,即污染物i在j工序的产生量占污染物总产生量的比例(%)。
试验中TCODCr和DCODCr分别通过测定水样过滤前后的CODCr来获得,CODCr的测定采用快速消解分光光度法(HJ/T 399-2007)。TS采用重量法(GB 11901-89),氨氮采用蒸馏-中和滴定法(HJ 537-2009),TN采用碱性过硫酸钾消解紫外分光光度法(GB 11894-89)。
2 结果与讨论
2.1 不同工艺的TCODCr和DCODCr产污系数核算
图2和图3显示了4种工艺各工序废水中TCODCr和DCODCr的浓度变化。由图可知,牛沙发蓝革加工中预浸水和浸灰2个工序废水的TCODCr和DCODCr浓度是最高的,分别高达18536、24 947和15 093、19 129mg/L,其他几个工序基本相近,浓度范围为9 500～14 000mg/L和7 500～10 000mg/L。其次,比较2图可知:各工序废水中大约有20%的CODCr来源于悬浮物,而浸灰工序CODCr来源于悬浮物的比例则高达25%～30%。这一情况也可从制革废水处理物化段的TS去除率上得到印证。这里所需要说明的是,以上CODCr测定指标远高于一般制革综合废水中的CODCr浓度,其原因一方面是由于各工序水混合后可以均质化和互相反应削减一部分CODCr,另一方面,本次试验水样中并没有包括各工序的洗皮水。
图4和图5分别显示了各工艺不同工序TCODCr和DCODCr的产污系数,结果显示:浸水和浸灰这2个工序对CODCr的贡献值远大于其他工序,从表3中可以看出:预浸水CODCr贡献率达到30%～33%,浸灰达33%～41%,其次为主浸水CODCr贡献率为12%～15%,而脱灰、浸酸、鞣制工序的贡献率均低于10%(见表3)。由此可以发现,原料皮携带的污染物是废水中CODCr的重要来源,其次是浸灰液中的硫化物带来的,通过清洁原皮和降低灰碱用量,是削减CODCr产污量的最关键因素。
从清洁生产的角度来看,采用保毛脱毛(工艺1和3)能有效削减TCODCr和DCODCr,削减率分别为30%、15%,其产污系数比常规工艺分别降低TCODCr15kg/t皮,DCODCr10kg/t皮(工艺1和3的总产污贡献率略小于工艺2和4)。
2.2 不同工艺的氨氮和TN的产污系数核算
图6和图7分别显示了4种工艺各工序废水中氨氮和TN浓度变化情况。由图可知,4种工艺中浸灰工序废水中氨氮和TN浓度差异不大,这与前期研究数据[3]有一定矛盾。分析两者工艺可以看出,本文中所采用的常规脱毛工艺中灰碱用量本身较低,虽然毛不完整,但基本上都以TS的形式从水中分离出来。在此情况下,采用无铵脱灰工艺(工艺1和2)后废水中氨氮、TN浓度降低至10、700mg/L以下,而常规脱灰工艺(工艺3和4)产生氨氮浓度达2 000mg/L左右,削减氨氮和TN量分别达到99%和65%。本试验中浸酸鞣制工序氨氮和TN浓度较高,可能是本试验采用的鞣制工艺中加入了蛋白填料的原因。
中各工序氨氮和TN的产污系数差别还是由于脱灰软化工序工艺的差异,采用无氨脱灰剂比采用硫胺脱灰的氨氮和TN的产物系数均减少了2kg/t皮,来自此工序的氨氮可忽略不计,TN只有11%～13%左右,而常规铵盐脱灰(工艺3和4)的氨氮占到总产污量的60%以上,TN达到34%左右,说明无铵脱灰对制革工艺中的氮削减是极为重要的。从表4中还可以发现,虽然浸灰脱毛工序氨氮和TN浓度比其他工序低,但是该工序氨氮和TN的产污系数贡献却分别达到30%和35%以上,主要原因在于浸灰脱毛工序水量较大。上述情况说明,制革工艺中从清洁生产的角度控氮,必须从保毛脱毛、无铵脱灰2种方法协同进行,如果单纯地通过无铵脱灰降低氨氮,进行生化系统后废水中的TN也会转化为氨氮的。
2.3 不同工艺的TS产污系数核算
图10显示了4种工艺各工序废水中TS浓度变化情况。由图可知,4种工艺中TS浓度趋势与TCODCr变化趋势相关。采用保毛脱毛工艺(工艺1和3)产生的TS浓度为12 668mg/L,毁毛脱毛工艺(工艺2和4)产生的TS浓度为20 468mg/L,即采用保毛脱毛法可使TS降低40%。这一效果在后续脱灰软化工序,TS的产生量上也有体现。另外,试验发现不同的浸酸鞣制工序TSS也有一定的差异。
由图1 1和表5可以看出:整个工艺中的TS主要来源于浸灰脱毛和预浸水2个工序,2工序TS的产污率占到整个工艺的76%～81%,预浸水工序TS占30%～45%。采用保毛脱毛(工艺1和3)能够使TS产污系数减少10kg/t皮。试验过程中发现鞣制段TS比浸酸时明显增加,这有可能是鞣制过程中产生的皮屑所致,也有可能是添加蛋白填料的原因。
2.4 不同工艺的主要污染物总产污系数
将上述对4种各污染物的总产污系数汇总于表6,并与全国第一次污染源普查中头层牛装潢革(生皮-蓝革工艺)产污系数数据对比(见表7)[1]。
从表6中可以看出:4种工艺中每一种工艺的TN产污系数减去相应的氨氮的产污系数,得出的结果均为4～5kg/t皮(这部分氮可能是有机氮),说明采用无铵脱灰技术只是减少了氨氮的产污量,从而引起TN产污量的减少,但是并没有减少这部分氮的产物系数。比较表6和表7可知道:2007年全国第一次污染源普查中头层牛装潢革(生皮-蓝革工艺)中,CODCr的产污系数与本次试验所核算的数据是一致的,但是2007年的数据范围明显偏大,本次试验确定出头层牛沙发革(生皮-蓝革工艺)CODCr的产污系数范围为100～150kg/t皮;另外,比较2个表中氨氮的产污系数,可以看出2007年氨氮的产污系数明显偏高,本次试验对2007年所得氨氮的产污系数得以修正,确定出头层牛沙发革(生皮-蓝革工艺)氨氮的产污系数为1～3kg/t皮;比较量表中废水量,可以看出近年来行业的发展对废水量[8]的控制有很大的改善。
3 结论
本试验通过对以上4种牛沙发蓝革工艺生产过程产生的TCODCr、DCODCr、TS、氨氮和TN的浓度、其在各工段的产污系数、各个污染物在整个工艺中的贡献率以及总产污系数的核算和分析发现:
(1)相比2007年全国第一次污染源普查的数据,本次试验更加全面地获得头层牛装潢革(生皮-蓝革工艺)的产污系数,进一步确定出原有产污系数的范围。
(2)从对各种污染物产污系数的核算情况来看,TCODCr、DCODCr和TS主要来源于浸水(预浸水+主浸水)和浸灰工序,氨氮和总氮主要来源于浸灰和脱灰软化工序。
(3)比较4种工艺的总产污系数可知,通过改进原料皮的保藏方法和以保毛脱毛及无铵脱灰技术为核心的清洁化生产技术,能够有效地减少各种污染物的产生,减少后续污水处理的负荷与成本,为企业创造更多的利润。
参考文献
[1]国家工业污染源调查办公室.全国工业污染源调查评价与研究[M].北京:中国环境科学出版社,1990
[2]第一次全国污染源普查资料编纂委员会.污染源普查产排污系数手册[M].北京:中国环境科学出版社,2011
[3]贾随堂,王军.清洁生产技术在制革工业生产中的应用[J].环境科学与技术,2001,6:45-48
[4]魏世林.国外制革厂清洁生产工艺和节水节能进展[J].中国皮革,2011,40(11):30-33
[5]马宏瑞,王颖勃,郗引引.清洁生产工艺实施与氮产污量核算[J].皮革科学与工程,2012,4(22):56-60
[6]魏俊飞,马宏瑞,郗引引.制革工段废水中COD_(C)r氨氮和总氮的分布于来源分析[J].中国皮革,2008,37(17):35-37
[7]马宏瑞,郗引引,魏俊飞.我国制革工业代表性企业废水治理现状分析[J].皮革与化工,2011,28(2):38-41
余期望系数与基尼系数比较研究 第2篇
一、研究方法
洛伦兹曲线法是借助图形直观地表示收入分配不平等程度、非量化的定性指标。图1中横坐标是人口累计比重, 纵坐标是收入累计比重, 根据洛伦兹曲线与绝对平均线的位置关系来判断收入分配的不平等程度。所以, 在应用时存在限制条件, 即当两洛伦兹曲线不相交时才可用于比较, 而相交时则不能进行收入分配的不平等性比较。洛伦兹曲线的位置越低, 收入分配的不平等性越严重。
洛伦兹曲线和绝对平均线 (对角线) 之间的月牙形面积S, 可以用来表示实际收入分配不平等性。这块月牙形面积越大, 洛伦兹曲线弯曲度越大, 说明收入差距越大, 贫富两极分化越严重。反之, 这块月牙形面积越小, 洛伦兹曲线越平缓, 说明社会收入分配差距越小, 贫富两极分化越不明显。根据月牙形面积S与绝对平均线右下方的三角形面积P, 可以计算基尼系数, 见式 (1) (几何法) 。
基尼系数G=S/P (1)
为计算方便, 基尼系数G的数值常按式 (2) (基尼平均差法) 计算:
式 (2) 中n是人口等分组的个数, yi是人口等分组收入的均值。
余期望系数是国内学者近些年来新提出的收入分配不平等性的测量方法, 其基本思想是从信息量角度出发而设计出来的指标。设p是事件B发生的概率P (B) =p。对于不容易发生的事件, 我们越要想全面了解, 需要的信息量也就越大, 因此对于事件B发生所需的信息量假定为p的减函数log (1/p) 。假如有n个事件, 发生的概率分别为p1、p2…pn。从概率论的期望公式出发, 期望信息量则可定义为:
单位:%
单位:%
概率p1, p2, …, pn的值越接近, 期望信息量E就越大。如果p1=p2=…=pn=1/n, 则E达到最大值logn。于是可定义余期望系数:
如果把pi视为第i个单位所占的收入份额, 即pi=Wi/ΣWi, (Wi为第i个单位的收入, i=1, 2, …, n) , 则余期望系数μ可以测度收入分配的差异性。该系数愈靠近0, 表明单位之间收入差异愈小;愈靠近1, 表明单位之间收入差异愈大。
与基尼系数相比, 由于余期望系数的数学含义及表达式简单明了, 不涉及不规则图形面积的计算, 因此其计算精度能得到保证, 根据余期望系数作出的分析判断具有较高的可信度。
二、研究资料与结果
本文选取中国统计年鉴中2005—2008年的全国城镇居民收入分组数据作基尼系数和余期望系数计算结果的比较。在计算国民收入分配不平等性时, 国际上常用收入5等份分组数据进行计算, 而中国统计年鉴给出的数据为7分组不等距分组数据, 因此先将数据转换为5等份分组数据, 见表1。根据上述5等份分组数据, 分别计算基尼系数 (几何法, 式 (1) ) 、基尼系数 (基尼平均差法, 式 (2) ) 和余期望系数 (式 (4) ) , 计算结果如表2所示。
由表2可知, 根据2005—2008年全国城镇居民收入分配数据, 由几何法计算的基尼系数比由基尼平均差法计算的基尼系数要略微大一些, 平均大5.6%。余期望系数的计算结果明显比由上述两种方法计算的基尼系数要小, 同一资料计算的余期望系数的数值约为基尼系数的1/3, 差别明显。
此外, 基尼系数的一个不足之处是缺乏可加性, 而余期望系数与之不同具有可加性, 下面以表3、表4资料为例说明其可加性。
表4中, μt为总余期望系数, μg为单位间余期望系数, μm为单位内余期望系数, μ1、μ2、μ3、μ4、μft、μsd、μtd为组内 (单位内) 亚单位的余期望系数, μ1、μ2、μ3、μ4为第三产业包含的4个亚单位 (4个层次) 的余期望系数, 4个层次分别包含不同的内容。μft、μsd、μtd分别为第一、第二、第三产业的余期望系数。余期望系数的可加性是指表3、表4的μt是μg和μm之和, 如表3中的1999年μg (2.374) +μm (3.292) =μt (5.666) 。μm为组内亚单位的余期望系数的加权和, 权数按亚单位人数比重计算。但是经过细致的研究发现, 根据表3、表4依据的江苏省统计年鉴的数据计算出的组内亚单位的余期望系数的加权和与表3、表4的μm值有差别, 以1999年的有关数据为例, 详细的比较数据, 见表5。
(注:计算数据来自江苏省统计年鉴。)
三、结论
虽然国民收入分配公平性研究是一个常见的重要课题, 但是现有的统计分析方法不同程度地存在着这样或那样的问题, 因此科技工作者不断提出一些新的分析方法。余期望系数是近些年来由我国科技工作者提出的新方法, 之后许多人开始采用余期望系数进行国民收入分配不平等性等分析。
工艺系数 第3篇
复蓄系数为蓄水工程设计中年供水里与兴利库容之比值, 水利工作者目前对雨水集蓄工程的复蓄系数 (或称复蓄次数) 研究颇多, 提出了诸多宝贵经验。笔者将复蓄系数的含义引入到调节水库中, 对我省不同流域水库的复蓄系数～库容系数关系进行研究, 发现两者存在乘幂函数关系, 并推算出不同库容系数的复蓄系数参考值。
1 复蓄系数与库容系数关系分析
1.1 流域划分
贵州省地处云贵高原向湘西丘陵、广西丘陵和四川盆地过渡的大斜坡上, 气候属亚热带季风气候, 降水充沛, 多年平均降水量达1 179 mm。我省河川来水由天然降水补给, 降水颇为丰富, 在地区间分布不平衡, 南多北少, 山区多河谷少。贵州省全省河流以中部苗岭为分水岭, 北属长江流域, 南属珠江流域。长江流域总面积11.57万km2, 珠江流域总面积6.04万km2。
1.2 应用资料
采用最新出版刊印的地形图量算流域参数及水位～面积、库容曲线。
根据各水库所在区域的站网布设状况, 结合流域的气象特性、产汇流特性、下垫面条件、面积差异等因素, 采用水文比拟法、降水径流频率相应法等方法作出长系列逐月逐旬径流成果。
对水库下游河道生态环境水量, 依据《水资源供需预测分析技术规范》 (SL429-2008) 和《建设项目水资源论证导则》 (SL/Z322-2005) , 经调查分析, 下游河道无重要水生生物及水生植物, 生态环境用水按多年平均水资源量的10%下放。
1.3 复蓄系数与库容系数关系分析
根据水量平衡原理进行径流调节计算, 依据上述应用资料逐时段进行水量平衡计算, 单时段水量平衡公式如下[1]:
式中:Vt、Vt-1为t时段末、初水库的蓄水量, 万m3;Q入, t为t时段内平均入库流量, m3/s;Q用, t为t时段总用水流量, m3/s;Q损, t为t时段水库损失流量, m3/s;Q弃, t为t时段无宜弃水流量, m3/s;Δt为计算时段长。
据上述基础资料调算出各水库在保证率P=95%的供水量、复蓄系数成果见表1[2]。
据我省长江、珠江流域各水库复蓄系数和库容系数成果, 采用Excel绘制两者关系曲线, 见图1, 不难发现两者呈幂指函数, 其相关系数为0.98, 相关性较优, 函数关系如下:
α=9.38β-0.50 (2)
1.4 不同库容系数的复蓄系数参考值
据上式推算出不同库容系数对应的复蓄系数参考值, 见表2。
1.5 成果的应用
研究复蓄系数与库容系数的意义在于以下两点, 其一, 在以需定供时, 已知各部门用水量, 可初估新建水库规模。如某工业园区年需水2 000万m3, 经研究新建一座水库为其供水, 当水源坝址确定后其来水量、水库库容相应确定, 拟定某正常蓄水位, 据复蓄系数关系与库容系数推算可供水量, 供水量满足需水要求时, 拟定的正常蓄水位即为水库规模。其二, 在区域 (行政区或流域) 水资源规划中, 可根据上述复蓄系数初步分析可供水量的合理性。
2 结 语
复蓄系数的因素较多, 有降水、产汇流、各部门用水过程等因素。相同调节性能时, 设计径流的年际、年内分配越均, 复蓄系数越大, 汛期用水量占比越大, 复蓄系数也越大。
受诸多因素之影响, 不同区域复蓄系数与库容系数不一致, 本文通过我省两流域不同调节性能水库的分析, 推算出两者的幂指函数关系, 并进而推出不同库容系数在95%供水的复蓄系数参考值, 可供以需定供时初步估算水库规模或水库规划设计过程中合理性分析参考使用。本文旨在抛砖引玉, 供水利水电工作者参考。
摘要：贵州省属典型的南方湿润地区, 分属长江流域和珠江流域。根据我省诸多水库的复蓄系数与库容系数的关系研究, 推导出不同库容系数对应的复蓄系数参考值, 在水利规划与设计中具有一定的参考价值。
关键词：水库,库容系数,复蓄系数,乘幂函数
参考文献
[1]梁忠民, 钟平安.水文水利计算[M].2版.北京:中国水利水电出版社, 2008.
工艺系数 第4篇
1蒸压加气混凝土的含水率
含水率有质量含水率和体积含水率之分, 现行国家标准《蒸压加气混凝土性能试验方法》 (GB/T11969—2008) 、《蒸压加气混凝土砌块》 (GB11968—2006) 和《蒸压加气混凝土板》 (GB25762—2008) , 无论是含水率的试验方法, 还是含水率的性能指标, 以及在生产、建筑应用过程中所说的含水率, 均指质量含水率而言。而行业标准《蒸压加气混凝土建筑应用技术规程》 (JGJ/T17—2008) , 规定的蒸压加气混凝土的导热系数指标, 是在体积含水率为3%条件下的导热系数指标。在JGJ/T17 条文说明中确认体积含水率3 %:为“正常含水率”不尽合理。为了便于问题的讨论, 现就质量含水率、体积含水率及两者之间的关系做一简要介绍。
1.1 质量含水率和体积含水率
质量含水率wm是指材料在含水状态下, 所含水的质量占材料绝干质量的百分率。由下式计算:
体积含水率wv所吸水的体积占材料自然状态体积的百分率。由下式计算:
式中mw——材料所含水的质量, g或kg;
m'w——材料含水时材料的质量, g或kg;
m——蒸压加气混凝土的绝干质量, g或kg;
Vw——材料所含水的体积, cm2或m2;
V0——材料在自然状态下的体积, cm2或m2;
ρw——水的密度, g/cm3或kg/m3。
1.2 质量含水率与体积含水率的关系
质量含水率与体积含水率的关系, 由式 (1) 除以式 (2) , 整理得:
水在常温常压下的密度ρw=1 000 kg/m3, 所以:
1.3 不同干密度的蒸压加气混凝土体积含水率为3%时的质量含水率
体积含水率为3%的, 干密度分别为300 kg/m3、400 kg/m3、500 kg/m3、600 kg/m3和700 kg/m3的蒸压加气混凝土的质量含水率, 可由式 (3) 计算求得, 见表1。
2 蒸压加气混凝土的导热系数及蓄热系数
导热系数和蓄热系数, 是蒸压加气混凝土制品用于围护结构时, 进行建筑节能设计计算的主要热工计算参数。
2.1 导热系数
某种材料的导热能力大小可用导热系数λ来表示。导热系数是指在稳定传热条件下, 1 m厚的材料, 两侧表面的温度差为1 ℃, 在单位时间内单位面积上传递的热量。单位用W/ (m·K) 。计算式如下:
由导热系数的定义可以看出, 某种材料的导热系数越小, 其保温隔热能力越好。蒸压加气混凝土则在导热系数方面呈现出比较突出的优势, 可以看作节能建筑理想的墙体材料。
导热系数是材料的一种热工性质, 其大小受到自身的物质构造、孔隙率、表观密度、湿度、温度和气流方向等因素的影响。众所周知, 材料受潮后, 导热系数会增大, 这在多孔材料中, 如蒸压加气混凝土中最为明显。这是由于当材料中的孔隙有了水分之后, 则孔隙中蒸汽的扩散和水分子的热传导将起主要传热作用, 而水的导热系数为0.58 W/ (m·K) , 比静止空气在常温下的导热系数0.025 W/ (m·K) 大20多倍。如果孔隙中的水结成了冰, 则冰的导热系数为2.33 W/ (m·K) , 相当于水的4倍、空气的90多倍, 其结果使材料的导热系数更加增大。因此, 在应用保温隔热材料时, 一定要采取防水及潮措施, 以提高保温材料的保温隔热效果。
2.2 蓄热系数
在周期性热作用下, 物体表面温度升高或降低1℃时, 在24h内所贮存或释放的热量, 单位是W/ (m2·K) 。蓄热系数 (S) 由下式计算:
式中S——蓄热系数, W/ (m2·K) ;
T——热作用周期, 常以24h为一周期, 即T=24h;
C——比热容, k J/ (kg·K) ;
ρ0——体积密度, kg/m3。
蓄热系数 (S) 表征在不稳定传热条件下的材料层表面对谐波热作用敏感程度的一个热工特性指标。材料的蓄热系数越大, 表面波动温度越小, 反之亦然。热流波动时, 如间歇供热采暖, 随着锅炉房供热间歇与否, 室温也将发生波动, 必然也会所引围护墙体结构表面温度的波动, 对于蓄热系数 (S) 值大的材料, 可以减弱热流波动的影响, 蓄热系数 (S) 值小的材料则波动影响较大。工程实践中常见只考虑材料的导热系数 (λ) 小的优势而忽略了蓄热系数 (S) 也小的劣势, 造成房间忽冷忽热, 影响了居住的舒适度。
密度级别为B05 的蒸压加气混凝土的蓄热系数S24为2.33 W/ (m2·K) ~2.559 W/ (m2·K) 。此值比钢筋混凝土的蓄热系数S24=14.95 W/ (m2·K) 和红砖的蓄热系数S24=9.65 W/ (m2·K) 小得多, 因此蒸压加气混凝土制品在热流波动时表面温度波动较大, 设计时必须予以考虑。
3 蒸压加气混凝土干态导热系数取值
国家标准《蒸压加气混凝土砌块》 (GB11968—2006) 和《蒸压加气混凝土板》 (GB15762—2008) 均规定了不同干密度级别绝干状态即干态导热系数指标, 见表2。
表2 中规定的导热系数 (干态) 指标, 为不同干密度级别的蒸压加气混凝土导热系数 (干态) 限值, 即每一干密度级别的蒸压加气混凝土的导热系数 (干态) 平均值均不应超过表1规定的与其相对应的导热系数 (干态) 限值, 以控制每批制品的整体干态导热系数——导热能力水平。
导热系数 (干态) 限值, 是为了生产、设计、科研和建筑应用的方便, 以及合理的使用材料, 而人为按导热系数 (干态) 平均值的高低范围划分为若干个限值, 每一个导热系数 (干态) 限值, 可以包含若干个导热系数 (干态) 平均值, 以其相对应的若干个导热系数 (干态) 平均值范围内的最高导热系数 (干态) 平均值表示。如, 干体积密度为B05 级的蒸压加气混凝土, 由表1 可知, 其导热系数 (干态) 限值为0.14 W/ (m·K) , 则表明其最高导热系数 (干态) 平均值为0.14 W/ (m·K) , 且包含了若干个小于0.14 W/ (m·K) 的导热系数 (干态) 平均值。
导热系数 (干态) 限值, 亦是与其相对应的干密度级别的蒸压加气混凝土用于围护结构进行热工计算时, 唯一的干态导热系数计算值。如建筑节能设计, 考虑蒸压加气混凝土含水状态下的理论计算值, 就应在此基础上确定。
表2 将不同干密度级别的蒸压加气混凝土, 由小到大规定了0.10 W/ (m·K) 、0.12 W/ (m·K) 、0.14 W/ (m·K) 、0.16 W/ (m·K) 、0.18 W/ (m·K) 和0.20 W/ (m·K) 共6个导热系数 (干态) 限值。
对于产品而言, 导热系数 (干态) 限值是判定蒸压加气混凝土砌块和板是否合格的重要指标之一。如B05 级蒸压加气混凝土砌块, 除导热系数 (干态) 平均值外, 其他各项性能指标, 均符合GB11968 关于干密度级别为B05 级蒸压加气混凝土砌块的规定时, 那么, 若其导热系数 (干态) 平均值大于0.14 W/ (m·K) , 导热系数不合格, 则应判定其B05 级不合格, 即为不合格产品;当小于等于0.14 W/ (m·K) , 导热系数合格, 则应判定其B05级合格。
由于蒸压加气混凝土的导热系数 (干态) 值与干密度值呈直线变化关系。在同一干密度级别的蒸压加气混凝土中, 从小到大有若干个干密度值, 干密度值越小则导热系数越小。如以B04 级蒸压加气混凝土砌块为例, 其干体积密度范围为:325 kg/m3<ρ0d≤425 kg/m3, 当B04 级蒸压加气混凝土砌块的干体积密度略大于325 kg/m3, 其导热系数实测值, 可接近甚至小于0.10 W/ (m·K) , 然而在建筑节能设计和应用中, 进行热工计算时, B04 级蒸压加气混凝土砌块的导热系数 (干态) 计算值均应按标准规定的限值取值, 即应取λ=0.12 W/ (m·K) , 而不应采用导热系数 (干态) 实测值。这一取值原则, 与强度级别的取值原则一致, 例如B06级蒸压加气混凝土的强度级别为A5.0, 是以其所对应的抗压强度平均值范围中的最小值表示, 其所对应的抗压强度平均值范围为不小于5.0 MPa, 则B06级砌块用于围护结构时, 在进行砌体力学性能计算时其抗压强度计算值, 即使实测平均值达到7.3 MPa, 亦应取其所对应的抗压强度平均值范围中的最小值, 即5.0 MPa。如在“微信”“同济品质加气”栏目中介绍的《B04级产品应用于金隅技术中心研发大楼介绍》一文中, B04 级蒸压加气混凝土的导热系数值取为λ=0.09 W/ (m·K) , 显然是不合理的。
4 蒸压加气混凝土用于围护结构时导热系数和蓄热系数理论计算值
蒸压加气混凝土砌块出釜含水率较高, 可达35 %。《蒸压加气混凝土建筑应用技术规程》 (GB/T17—2008) 规定, 其上墙含水率宜小于30 %。据资料介绍, 在我国北方地区蒸压加气混凝土砌块墙体的平衡含水率约为4 %~6 %;在我国南方地区则约为8 %~10 %, 甚至更高。在采暖地区, 如北京、哈尔滨等地, 冬季由于湿迁移的作用, 在正常使用状态下质量含水率可达10 %~12 %。因此, 蒸压加气混凝土砌块是在含湿, 即含水状态下工作的, 如前所述, 水的导热系数是空气的20 多倍, 因此其保温隔热性能将大打折扣。为确保建筑节能设计的实际效果, 国家现行有关标准, 给出了蒸压加气混凝土在一定含水率条件下的湿态导热系数和蓄热系数值, 用于建筑节能热工计算的理论计算值。
4.1 导热系数与含水率的关系
蒸压加气混凝土的导热系数与质量含水率一般呈正比关系, 可用下式表示:
式中λ0w——不同Wm时的导热系数, W/ (m·K) ;
λ0d——干态时的导热系数, W/ (m·K) ;
δw——质量含水率增加1%时, 导热系数的增值;
wm——质量含水率, %。
蒸压加气混凝土的导热系数因含水率增加的增值, 可按下列经验公式求出:
式中 ρ0d——干密度, kg/m3。
由式 (6) 和式 (7) 计算确定的, 不同密度级别的蒸压加气混凝土, 在不同质量含水率wm条件下的导热系数见表3。
从表3中可见, 质量含水率每增加6 %, 导热系数增加0.04 W/ (m·K) ~0.05 W/ (m·K) 。
而在《新型建筑材料施工手册》中, 给出了蒸压加气混凝土三种密度级别在不同含水率时的热物理计算参数, 见表4。由表可见质量含水率每增加6 %, 导热系数增加0.04 W/ (m·K) ~0.05 W/ (m·K) 。
此外, 甘肃建材科研设计研究院, 所进行的蒸压加气混凝土导热系数与含水率的关系试验研究亦表明, 含水率每增加6 %, 导热系数增加0.04~0.06。
上述经验公式的计算、资料介绍和试验研究表明, 无论蒸压加气混凝土的干密度为多少, 当其质量含水率增加某一定值, 则其导热系数增加值极为接近, 如含水率每增加6% , 导热系数增加0.04 W/ (m·K) ~0.05 W/ (m·K) 或0.04 W/ (m·K) ~0.06 W/ (m·K) 。
4.2 国家有关标准的规定
4.2.1 原行业标准《蒸压加气混凝土建筑应用技术规程》 (JGJ17—84) 的规定
JGJ17—84 表5.1.3 中, 规定的导热系数和蓄热系数理论计算值见表5。
JGJ17—84参考资料给出的热物理参数见表6。
由表6 可以看出, 质量含水率每增加6%, 导热系数增加0.04 W/ (m·K) ~0.05 W/ (m·K) 。
4.2.2 《民用建筑热工设计规范》 (GB50176—93) 的规定
GB50176—93 考虑了围护结构在正确设计和正常使用条件下, 材料中的正常含水率和材料的不均匀性和密度波动等的影响, 给出的B05 级和B07 级蒸压加气混凝土含湿状态下的导热系数见表7。
表7 中的导热系数与表5 质量含水率为6%的导热系数完全一致, 因此, 可以认为表7是在质量含水率为6 %的条件下的导热系数值。
不难看出, 原行业标准JGJ17—84 和现行国家标准GB50176 的规定, 与前述试验研究的结论基本吻合。
4.2.3 《蒸压加气混凝土建筑应用技术规程》 (JGJ/T17—2008) 规定的导热系数理论计算值及存在的问题
4.2.3.1 JGJ/T17—2008规定的导热系数理论计算值
JGJ/T17—2008 在总则中明确规定:“蒸压加气混凝土制品质量应符合现行国家标准《蒸压加气混凝土砌块》 (GB11968) 、《蒸压加气混凝土板》 (GB15762) 及有关标准的规定。”则表明JGJ/T17—2008 要求, 各干密度级别的蒸压加气混凝土制品绝干状态导热系数应符合表2 的规定, 其处于含湿状态的导热系数理论计算值, 应在表2所规定的干态导热系数基础上确定。
为此, JGJ/T17—2008 考虑到蒸压加气混凝土墙体, 在正常使用过程中, 墙体始终处于含水状态, 而规定了体积含水率为3 %的导热系数和蓄热系数理论计算值, 见下表8。
4.2.3.2 存在的问题
为便于问题的说明, 现将蒸压加气混凝土干态导热系数、导热系数理论计算值以及与体积含水率3 %相对应的质量含水率列于表9。
从表、表可见, 体积含水率为时, 、、B05、B06和B07级蒸压加气混凝土的质量含水率分别为10%、7.5%、6%、5%和4.75%, 导热系数增加值分别为0.01%、0.01%、0.02%、0.03%和0.04 W/ (m·K) 。
4.2.3.2.1蒸压加气混凝土的平衡含水率
如前所述, 蒸压加气混凝土的导热系数与材料的含水率有关, 含水率越高, 导热系数越大;同时空气相对湿度的变化也会引起制品含水率的波动, 随着相对湿度的提高而提高。蒸压加气混凝土的平衡含水 (湿) 率与空气相对湿度的关系如图1所示。
通常认为, 在南方由于相对湿度较高, 蒸压加气混凝土的平衡含水率, 以质量含水率表征约为8 %~10 %, 在北方地区则约为4 %~6 %。蒸压加气混凝土用作单一材料墙体或保温层时的正常含水率, 应相当于该材料在当地自然风干状态下的平衡含水率, 在非采暖地区, 则应以此来确定蒸压加气混凝土的湿态导热系数。而在采暖地区在正常使用状态下, 由于湿迁移作用的影响, 而具有较高的含水率, 可达12 %。
而在JGJ/T17—2008 中, 给出的是体积含水率为3%的蒸压加气混凝土湿态导热系数, 即导热系数理论计算值 (见表8) 。在JGJ/T17条文说明“6.1.2”节中, 明确指出:导热系数计算值受到“体积含水率3 %的正常含水率”的影响。这里的“正常含水率”应是在说, 体积含水率3 %是墙体在正常使用条件下的气干状态含水率, 也就是说“体积含水率3 %”, 是蒸压加气混凝土的平衡含水率。
由表9 可知, 当以质量含水率表征蒸压加气混凝土的平衡含水率时, 随着其干密度的增加, 平衡含水率 (质量) 下降, 则由质量含水率表征的不同干密度等级:B03、B04、B05、B06 和B07 的平衡含水率 (质量) , 分别为10 %、7.5 %、6 %、5 %和4.3 %。因此, 按表4.2-5 可得出的结论是:蒸压加气混凝土以质量含水率表征的平衡含水率, 与其干密度有关, 随着干密度的增加而降低, 而与空气相对湿度无关。显然与图1 所显示的平衡含水率 (质量) 随相对湿度提高而提高的关系相悖, 因此是不合理的。
4.2.3.2.2 蒸压加气混凝土的导热系数与含水率
从表7可知, 当干密度不同的蒸压加气混凝土, 具有相同的体积含水率, 如3 %, 即含有相同质量 (30 kg) 的水时, 干密度越低的蒸压加气混凝土的导热系数所受不良影响越小, 如干密度为300 kg/m3的湿态导热系数增加值仅为0.01 W/ (m·K) ;而干密度越高影响越大, 如干密度为700 kg/m3的湿态导热系数增加值为0.04 W/ (m·K) 。不难看出, 干密度为700 kg/m3和干密度为300 kg/m3的蒸压加气混凝土, 在含有相同质量 (30 kg) 的水的条件下, 前者的导热系数增加值竟然达到后者的4倍, 是不合理的。
如将3 %体积含水率折算为质量含水率, 由表9可知, 干密度为300 kg/m3的蒸压加气混凝土, 质量含水率为10 %, 湿态导热系数增加值为0.01 W/ (m·K) ;干密度为700 kg/m3的质量含水率为4.3 %, 不足干密度为300 kg/m3的1/2, 然而导热系数增加值竟达0.04 W/ (m·K) , 为前者的4 倍。明显与大量的试验研究, 包括前述试验研究结论:“无论蒸压加气混凝土的干密度为多少, 当其质量含水率增加某一定值, 则其导热系数增加值极为接近。”相悖。
因此, JGJ/T17—2008 规定的体积含水率3 %, 以及在体积含水率3 %的条件下规定的导热系数理论计算值不尽合理。
4.3 小结
目前, 工程应用中基本采用JGJ/T17—2008 表6.1.2 规定的体积含水率为3 %的, 含湿状态制品的导热系设计计算值数进行墙体热工计算, 由于其所规定的湿态导热系数值, 除B07级蒸压加气混凝土的导热系数值外, 显著低于其所具有的含水率应达到的导热系数值, 也有的仅凭企业提供的导热系数检测报告进行墙体热工计算, 如前面所提到的B04级砌块的干态导热系数取λ=0.09 W/ (m·K) , 忽略了墙内含水及质量波动对热工性能的影响, 使得计算结果偏离工程实际, 影响了结果的准确性, 使得墙体将达不到预期的节能设计效果。因此, 正确确定和选取蒸压加气混凝土材料导热系数和蓄热系数的计算值十分重要。
我国幅员辽阔, 各个地区的空气相对湿度大小程度不一, 因此, 蒸压加气混凝土制品墙体的平衡含水率有所不同, 特别冬季采暖地区在正常使用状态下, 由于湿迁移作用的影响, 而具有较高的含水率。因此, 进行建筑节能设计均采用JGJ/T17—2008 表6.1.2规定的体积含水率为3 %的固定的导热系数值, 显然是不合理的, 其结果势必使外墙墙体的导热系数实测值与设计值产生较大差异, 将影响建筑节能设计的实际效果, 达不到节能设计标准的要求。
由于到目前为止, 尚未见到有关干密度不同的蒸压加气混凝土, 具有相同的体积含水率 (如3 %) , 即每立方米均含有相同质量的水 (如30 kg) 时, 干密度越小其导热能力所受不良影响越小, 如干密度为300 kg/m3的蒸压加气混凝土, 每立方米含有30kg水, 其湿态导热与干态相比, 仅增加0.01 W/ (m·K) ;反之其导热能力所受不良影响越大, 如干密度为700 kg/m3的蒸压加气混凝土, 其湿态导热系数与干态相比, 增加0.04 W/ (m·K) , 达到300 kg/m3的4 倍;以及蒸压加气混凝土, 以质量含水率表征的平衡含水率与其干密度有关, 干密度越小其平衡含水率 (质量) 越大, 反之越小的试验研究的报道, 仅在JGJ/T17——2008中见到。
因此, 笔者依据《民用建筑热工设计规范》 (GB50176) 的规定和相关研究成果, 以及参考有关资料提供的数据, 给出了蒸压加气混凝土不同含水率条件下的导热系数及蓄热系数 (见表10) 。表中B05级和B07级的导热系数在质量含水率为6 %的条件下与GB50176的规定一致。在进行蒸压加气混凝土墙体建筑节能设计热工计算时, 蒸压加气混凝土的在不同质量含水率的条件下, 导热系数和蓄热系数的理论计算值宜按表10 取值, 更合乎墙体实际情况, 计算的结果也才能真实可信。
5 蒸压加气混凝土用于围护结构时导热系数和蓄热系数的设计计算值
5.1 影响蒸压加气混凝土热工性能的因素
蒸压加气混凝土砌块的热工性能, 不仅与蒸压加气混凝土的干体积密度及其含水率有关, 还与墙体砌筑砂浆的灰缝厚度、体积密度及潮湿状况有关。因此, 在进行蒸压加气混凝土砌块墙体热工计算时, 其导热系数和蓄热系数设计值应分别按下列两式进行修正:
式中λc——导热系数设计计算值, W/ (m·K) ;
c——蓄热系数设计计算值, () ;
——导热系数理论计算值, () ;
S——蓄热系数理论计算值, W/ (m2·K) ;
a——灰缝、潮湿影响 (修正) 系数。
5.1.1 灰缝对蒸压加气混凝土热工性能的影响
5.1.1.1 灰缝厚度对蒸压加气混凝土导热系数和蓄热系数的影响
蒸压加气混凝土砌块墙体, 灰缝厚度一般为15mm, 按蒸压加气混凝土砌块长、宽 (高) 尺寸为600mm×300 mm计算, 单位面积墙面中灰缝的面积约占7 %, 如采用水泥专用砂浆, 由于其导热系数约为蒸压加气混凝土的6 倍多 (按干密度为B05 的蒸压加气混凝土计算) , 形成贯通的“热桥”, 故对蒸压加气混凝土的热工性能的负面影响较大。表11 是当采用水泥砂浆, 灰缝砌筑厚度对蒸压加气混凝土的导热系数和蓄热系数的影响系数。
由表11 可以看出, 灰缝厚度越小, 其对蒸压加气混凝土导热系数和蓄热系数的影响越小。当灰缝厚度为不大于15 mm时, 其对导热系数和蓄热系数的影响 (修正) 系数a为1.257。灰缝厚度为5 mm时, 其对导热系数和蓄热系数的影响 (修正) 系数a只有1.056。当灰缝厚度为3 mm时对导热系数和蓄热系数影响 (修正) 系数a接近于1, 此时进行热工计算时基本上可以不考虑灰缝的影响, 灰缝影响 (修正) 系数取a=1.0。
需注意, 减小砌筑灰缝的厚度, 虽然会提高墙体的热工性能, 但减小灰缝厚度的前提必须保证减少砌块外形尺寸的误差, 否则不可实施。
5.1.1.2 砂浆密度对蒸压加气混凝土导热系数和蓄热系数的影响
如采用密度较低、保温性能好, 即导热系数和蓄热系数低的砂浆, 则负面影响较小。表12是不同干体积密度砂浆灰缝对蒸压加气混凝土导热系数和蓄热系数的影响。
由表12 可以看出, 砂浆密度越低, 导热系数和蓄热系数越低, 灰缝影响系数越小。在保证砂浆必需的物理力学性能的前提下, 砂浆密度越低越有利于墙体保温性能的提高。
因此, 当灰缝厚度控制在≤3 mm或灰缝厚度虽然大于3 mm, 但不大于10 mm, 且砂浆导热系数不大于0.18 W/ (m·K) 时, 灰缝的影响系数可取为a=1.00。
值得指出的是, 当砌筑灰缝采用了具有保温性能 (导热系数与所选用的蒸压加气混凝土砌块相近时) 的砌筑砂浆砌筑时, 尽管灰缝依然为15 mm时, 灰缝可不做修正a=1.00。
《民用建筑热工设计规范》GB50176和《蒸压加气混凝土应用技术规程》 (JGJ17—93) 都采取了对导热系数进行修正的做法来减小灰缝的影响, 灰缝影响系数为1.25。当灰缝≤3 mm时, 灰缝影响系数为1.0, 若采用薄灰缝, 要给出放置灰缝拉结筋的做法, 砌块要留有纵槽以便放置横向拉接钢筋。
应当讲当前蒸压加气混凝土的机械装备、生产与管理水平已具备生产尺寸精度高的砌块, 可实现砌筑灰缝≤3 mm以满足灰缝影响系数为1.0的要求。国家标准《建筑抗震设计规范》GB50011—2010 规定:填充墙应沿框架柱全高每隔500 mm~600 mm设2Ф6 拉筋, 拉筋伸入墙内的长度, 6、7 度时宜沿墙全长贯通, 8、9度时应全长贯通。因此, 国家标准《砌体结构设计规范》标准GB50003—2011已将配筋砌体作为墙体抗震构造措施加以规定, 中国工程协会标准《蒸压加气混凝土砌块砌体结构技术规范》CECS289:2011 也规定:抗震设防区纵墙及承重横墙应采用水平配筋砌体, 其钢筋配筋率应符合下列规定:
a.设防烈度为7度时, 配筋率不应小于0.05%;
设防烈度为度时, 配筋率不应小于。
这就意味, 蒸压加气混凝土砌块不论作为承重墙体还是用作框架填充墙, 灰缝内配置钢筋是应用的必须, 而此时的钢筋直径大多为6 mm左右, 若承重砌体还需配置钢筋网片, 两道钢筋焊成的高度将达12 mm, 这样一来, 薄灰缝的设想岂不落空。因此呼吁行业主管机构尽早与砌体结构专门机构协商, 共同研究、解决薄灰缝砌体在我国应用的种种难题。
5.1.2 含水率对蒸压加气混凝土导热系数和蓄热系数的影响
如前所述, 蒸压加气混凝土的含水率越大, 导热系数越大, 二者一般呈正比关系。铺设在密闭屋面内的蒸压加气混凝土, 由于干燥缓慢, 水分难以去除, 使含水率增加, 从而使导热系数和蓄热系数增加, 因此, GB50176—93, 明确规定当蒸压加气混凝土铺设在密闭的屋面内, 潮湿影响 (修正) 系数为a=1.5。
5.2 蒸压加气混凝土的导热系数和蓄热系数设计计算值取值
对蒸压加气混凝土围护结构材料热工性能有主要影响的计算参数——导热系数和蓄热系数计算值, 应根据蒸压加气混凝土制品生产和应用中有代表性的密度等级、使用情况、有无灰缝影响及是否受潮等加以确定。因此, 参考JGJ/T17—2008关于导热系数计算值的规定, 并根据表10的理论计算值, 将设计计算值列于表13。在进行建筑节能设计时, 宜采用表13给出的计算值, 以使计算结果具有可比性和一定程度的准确性, 并更接近实际应用效果。
表13所列的4种密度等级 (B04、B05、B06、B07) , 2种构造 (单一结构和复合结构) , 3种状况 (单一结构中, 质量含水率分别为6 %、12 %和18 %的含水率和灰缝影响;复合结构中, 铺设在密闭屋面内受潮湿和灰缝的影响) , 具有代表性。对于空气相对湿度不同的地区蒸压加气混凝土的平衡含水率或冬季采暖地区因湿迁移达到的含水率指标, 与表中不符时可采用插值法求取。按本表设计计数值采用, 基本上能反映实际情况。
6结语
国家标准GB11968 和GB15762, 所规定的蒸压加气混凝土干态导热系数限值, 是蒸压加气混凝土用于围护结构时, 进行建筑节能设计热工计算时的基础参数——各密度级别的蒸压加气混凝土唯一的干态导热系数计算值。
导热系数和蓄热系数理论计算值, 是蒸压加气混凝土围护结构, 在正常使用条件, 蒸压加气混凝土的湿态导热系数和蓄热系数。湿态导热系数与含水率成正比, 含水率每增加6 %, 各干密度级别的蒸压加气混凝土的导热系数的理论计算值在其干态导热系数限值的基础上增加0.04 W/ (m·K) ~0.05 W/ (m·K) 。各密度级别的蒸压加气混凝土的导热系数理论计算值, 应根据其正常使用条件下的含水率, 宜按表5-3采用。
导热系数和蓄热系数设计计算值, 是蒸压加气混凝土围护结构, 由于灰缝或铺设在密闭的屋面内因水分干燥缓慢受潮等地影响后导热系数和蓄热系数的当量值。国家标准GB50176 和行业标准JGJ/T17 规定:当蒸压加气混凝土砌块之间, 采用水泥砂浆、灰缝厚度不大于15 mm时, 灰缝影响系数a=1.25, 导热系数和蓄热系数设计计算值取理论计算值的1.25倍;采用薄灰缝, 粘结砂浆厚度≤3 mm, 或者采用导热系数≤0.18 W/ (m·K) 的保温砂浆且灰缝厚度大于3 mm但不大于10 mm时, 灰缝影响系数a=1.0, 导热系数和蓄热系数设计计算值取理论计算值。当蒸压加气混凝土制品铺设在密闭的屋面内, 受潮影响系数a=1.5, 则导热系数和蓄热系数设计计算值取理论计算值的1.5倍。
蒸压加气混凝土砌块用于围护结构, 进行建筑节能热工计算时, 其导热系数计算值宜采用表13给出的数值。
摘要：介绍了蒸压加气混凝土的导热系数和蓄热系数、干态导热系数、导热系数和蓄热系数理论计算值和设计计算值的目的意义, 并就蒸压加气混凝土用作围护结构时, 为确保建筑节能设计准确, 且符合工程应用实际, 如何正确选取导热系数和蓄热系数应如何取值, 进行了讨论。
关键词：导热系数,蓄热系数,理论计算值,设计计算值,取值
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能源消费弹性系数 第5篇
能源消费弹性系数是反映能源消费增长速度与国民经济增长速度之间比例关系的指标, 通常用2者年平均增长率间的比值表示。
能源消费弹性系数=能源消费量年平均增长速度/国民经济年平均增长速度。
式中的分子项为能源总消费量的增长率, 但一般只计算商品能源消费量的增长率。分母项为国民经济发展增长率。在西方国家, 一般用国民生产总值来表示, 苏联与东欧国家用国民经济总产值来表示。在中国, 过去一直以工农业总产值来表示国民经济的发展。计算与分析能源消费弹性系数的目的, 主要为了研究国民经济发展与能源消费间的关系, 预测今后能源消费与国民经济的增长速度。能源消费弹性系数的发展变化与国民经济结构、技术装备、生产工艺、能源利用效率、管理水平乃至人民生活等因素密切相关。当国民经济中耗能高的部门 (如重工业) 比重大, 科学技术水平还很低的情况下, 能源消费增长速度总是比国民生产总值的增长速度快, 即能源消费弹性系数>1。
国外基尼系数 第6篇
一、OECD公布的成员国基尼系数
根据OECD公布的数据, 2011年, 其34个成员国平均基尼系数为0.314。其中, 年龄在18~65岁之间人群的收入基尼系数为0.311, 而年龄在65岁以上退休人群的收入基尼系数为0.299。基尼系数最低、收入差距最小的国家是:斯洛文尼亚、丹麦、挪威、捷克、斯洛伐克, 基尼系数最高、收入差距最大的国家是:智利、墨西哥、土耳其、美国、以色列。在34个成员国中, 有15个国家基尼系数在0.3以下, 有16个国家在0.3~0.4之间, 只有3个国家在0.4以上。按税前和转移支付前收入计算的基尼系数平均为0.457, 比税后基尼系数高0.143。其中, 年龄在18~65岁之间人群收入的基尼系数为0.411, 比税后高0.1;而年龄在65岁以上退休人群收入的基尼系数为0.711, 比税后高0.412。数据分析表明, 在OECD国家, 税后的收入差距要明显小于税前的收入差距, 税收和转移支付的调节对于缩小退休年龄段人群之间的收入差距起到十分关键的作用。
资料来源:OECD统计数据库。
近30年来, 多数OECD国家基尼系数随着收入的增加, 呈小幅上升趋势。美国从20世纪80年代中期的0.337提高到2005—2010年的0.378, 英国从0.286提高到0.345, 日本从0.304提高到0.329。期间只有法国、比利时、希腊、匈牙利、以色列、土耳其等少数国家基尼系数略有下降。
二、欧盟统计局公布的成员国基尼系数
欧盟统计局公布的数据显示, 2011年, 欧盟27国基尼系数为0.307, 欧元区15国为0.308。基尼系数最低、收入差距最小的国家有:挪威、冰岛、斯洛伐克、瑞典、捷克, 基尼系数最高、收入差距最大的国家有:土耳其、保加利亚、葡萄牙、西班牙、希腊。所有国家基尼系数均在0.4以下, 有17个国家不到0.3。
近10多年来, 欧盟多数国家基尼系数呈上升趋势。欧元区平均基尼系数从2000年的0.29上升到2011年的0.308, 英国从0.32升到0.33, 德国从0.25升到0.29, 法国从0.28升到0.308, 意大利从0.29升到0.319。
资料来源:欧盟统计局数据库。
三、美国、英国、日本政府公布的官方基尼系数
美国普查局每年都发表《美国收入、贫困和医保范围》专题研究报告, 目前已公布了1967年到2011年基于居民货币收入测算的基尼系数和基于等值调整收入测算的基尼系数。两者不同之处在于, 后者对收入按每个家庭成员数进行等值调整。数据显示, 基于货币收入测算的基尼系数从2000年的0.462提高到2011年的0.477;基于等值调整收入测算的基尼系数从0.442上升到0.463。调整后的基尼系数要低于调整前的基尼系数。近10年来, 美国居民收入差距呈扩大趋势。
英国工作和养老金部在发表的《在平均收入以下家庭情况2012》专题研究报告中公布, 英国基尼系数2000年为0.35, 2011年为0.34, 各年份变动不大, 居民收入分配关系比较稳定。
日本国家统计局公布了1979年至2004年基于年收入和基于生活支出的基尼系数以及按地区的数据。基于年收入的基尼系数从1979年的0.271提高到2004年的0.308;基于生活支出的基尼系数从0.151提高到0.163。数据分析表明, 尽管基尼系数有所上升, 但数值很低, 表明收入差距总体较小, 居民生活消费水平比较均衡。按不同年龄组分析, 基尼系数随着年龄的增加而增加, 59岁及以下人群的收入基尼系数为0.3以下, 而60岁到69岁、70岁以上人群的收入基尼系数分别为0.336和0.343, 要高于全国平均值。这表明老年人之间的收入分配差距要大于中、青年之间的收入分配差距。
资料来源:各国官方统计网站。
四、世界银行公布的发展中国家基尼系数
世界银行在世界发展指标数据库中公布了发展中国家基尼系数。自2005年以来, 基尼系数较低、收入差距较小的国家有:斯洛伐克、白俄罗斯、乌克兰、哈萨克斯坦、塞尔维亚等中、东欧国家, 这些国家基尼系数不到0.3;基尼系数较高、收入差距较大的国家有:南非、巴西、哥伦比亚、智利、洪都拉斯等非洲和拉美国家, 这些国家基尼系数在0.5以上。在5个金砖国家中, 2009—2011年, 南非基尼系数最高, 为0.631;巴西次之, 为0.547;中国、俄罗斯分别为0.425和0.401;印度最低, 在0.4以下。
在发展中国家, 各国基尼系数变动趋势十分迥异, 有升有降, 主要取决于各国经济发展水平、社会福利制度和收入分配政策。通常, 中等收入国家的基尼系数要高于低收入国家, 收入分配关系的调整相对要滞后于经济的快速增长。由于税收体制、社会福利保障体系较为薄弱, 发展中国家基尼系数总体上要高于发达国家。
资料来源:世界银行数据库。
五、金砖国家官方基尼系数
在5个金砖国家中, 中国、巴西、俄罗斯、南非4个国家有官方公布的基尼数据, 只有印度没有公布官方数据。2009年, 南非基尼系数最高, 为0.64;巴西次之, 为0.509;中国、俄罗斯分别为0.49和0.422。根据国际组织的数据, 印度基尼系数应该最低, 在0.4以下。亚行在2012年亚洲发展报告中公布, 印度基尼系数在20世纪90年代平均为0.325, 在2005—2011年平均为0.37。4个金砖国家官方公布的基尼系数与世界银行公布的数据略有差异, 但是各国之间相对位次相同。
资料来源:金砖国家联合手册2012。
六、主要发展中国家城乡基尼系数
城乡经济社会发展不平衡是一些发展中大国居民收入分配不平等的主要原因之一。联合国区域组织公布的数据显示, 农村基尼系数要低于城市。2006年巴西农村基尼系数为0.54, 比城市低0.05;2000年印度农村基尼系数为0.26, 比城市低0.08。这一方面反映了农村居民收入普遍较低, 与城市居民收入有较大差距;另一方面说明, 尽管城市居民收入相对较高, 但相互间的收入差距要比农村地区大。
资料来源:世界银行数据库, 联合国拉丁美洲和加勒比经济委员会, 联合国亚洲及太平洋经济社会委员会。
综上所述, 有关国际组织以及美国、英国、日本、各金砖国家统计部门十分重视基尼系数的测算和研究, 一些发达国家不仅定期测算和公布总的基尼系数, 而且还公布不同人群、不同地区、不同口径细分类的数据。如有按年龄组、按税前税后收入、按收入和支出不同口径、按人均收入和户均收入、按地区等不同类别的基尼系数, 从不同角度、不同方面全方位反映居民收入分配状况, 监测收入差距变动趋势和原因, 评估收入分配政策对收入差距的调节作用。由于测算基尼系数所需的住户调查资料详简程度、统计口径以及选择的时期等方面存在差别, 国际组织公布的数据和本国官方数据有所不同。在进行国际比较分析时, 应注意统计口径的可比性。通常, 基于消费支出口径测算的基尼系数要小于基于收入口径测算的基尼系数。
参考文献
[1]OECD.收入分配:不平等.http://stats.oecd.org.
[2]欧盟.等值可支配收入的基尼系数.http://epp.eurostat.ec.europa.eu.
[3]世界银行.世界发展报告数据库.http://www.worldbank.org/.
[4]美国普查局.美国收入、贫困和医疗保障范围.2011.
[5]英国工作和养老金部.英国在平均收入以下家庭情况.2012.
[6]日本, 收入和支出差距.http://www.stat.go.jp/english/data.
振型参与质量系数详解 第7篇
振型的有效质量:这个概念只对于串连刚片系模型有效 (即基于刚性楼板假定的, 不适用于一般结构。) 。某一振型的某一方向的有效质量为各个质点质量与该质点在该一振型中相应方向对应坐标乘积之和的平方 ( (∑mx) 2) 。一个振型有三个方向的有效质量, 而且所有振型平动方向的有效质量之和等于各个质点的的质量之和, 转动方向的有效质量之和等于各个质点的转动惯量之和。
有效质量系数:如果计算时只取了几个振型, 那么这几个振型的有效质量之和与总质量之比即为有效质量系数。这个概念是由WIL-SON E.L.教授提出的, 用于判断参与振型数足够与否, 并将其用于ETABS程序。
振型参与质量:某一振型的主质量 (或者说该模态质量) 乘以该振型的振型参与系数的平方, 即为该振型的振型参与质量。
振型参与质量系数:由于有效质量系数只实用于刚性楼板假设, 现在不少结构因其复杂性需要考虑楼板的弹性变形, 因此需要一种更为一般的方法, 不但能够适用于刚性楼板, 也应该能够适用于弹性楼板。出于这个目的, 我们从结构变形能的角度对此问题进行了研究, 提出了一个通用方法来计算各地震方向的有效质量系数即振型参与质量系数, 规范即是通过控制有效质量振型参与质量系数的大小来决定所取的振型数是否足够。 (见高规 (5.1.13) 、抗规 (5.2.2) 条文说明) 。这个概念不仅对糖葫芦串模型有效。一个结构所有振型的振型参与质量之和等于各个质点的质量之和。如果计算时只取了几个振型, 那么这几个振型的振型参与质量之和与总质量之比即为振型参与质量系数。
由此可见, 有效质量系数与振型参与质量系数概念不同, 但都可以用来确定振型叠加法所需的振型数。
我们注意到:ETABS6.1中, 只有有效质量系数 (effective mass ratio) 的概念, 而到了ETABS7.0以后, 则出现了振型质量参与系数 (modal participating mass ratio) , 可见, 振型参与质量系数是有效质量系数的进一步发展, 有效质量系数只适用于串连刚片系模型, 分别有x方向、y方向、rz方向的有效质量系数。振型参与质量系数则分别有x、y、z、rx、ry、rz六个方向的振型参与质量系数。
摘要：现行抗震规范和高规都有这个系数, 并牵涉到其他几个概念, 与大家分享有关振型的几个概念
关键词：振型参与系数,振型的有效质量,有效质量系数,振型参与质量,振型参与质量系数
注释
11这里的“质量”的概念不同于通常意义上的质量。离散结构的振型总数是有限的, 振型总个数等于独立质量的总个数。可以通过判断结构的独立质量数来了解结构的固有振型总数。具体地说:每块刚性楼板有三个独立质量Mx, My, Jz;每个弹性节点有两个独立质量mx, my;根据这两条, 可以算出结构的独立质量总数, 也就知道了结构的固有振型总数。
22若记结构固有振型总数是NM, 那么参与振型数最多只能选NM个, 选参与振型数大于NM是错误的, 因为结构没那么多。
33参与振型数与有效质量系数的关系:3.1参与振型数越多, 有效质量系数越大;3.2参与振型数=0时, 有效质量系数=0;3.3参与振型数=NM时, 有效质量系数=1.0。