DreamBlooms/HansPub-15000-to-45000 huggingface dataset:
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user: 2. 铁皮石斛生物学特征及其药用价值 2.1. 铁皮石斛生物学特征 铁皮石斛的茎丛生，圆柱形，直立，绿色或铁灰色，有明显的节和纵槽纹，基部稍窄；高几厘米至几十厘米不等，多节，节间略膨大，节部稍缢缩，黑褐色并具明显光泽。叶少数，互生于茎上部，无柄，叶片长圆状披针型；叶鞘膜质，紧抱节间，灰白色；叶面与叶鞘均具淡紫色斑点。总状花序生于具叶或无叶茎的上部节上，花2~5朵，淡黄绿色或淡黄色。果实为蒴果，长卵状，蒴果种棱为3棱，色暗绿至青绿色，布有棕褐色斑点；种子小而多，种皮是一层透明的薄壁细胞，有加厚的环纹，种皮含大量空气；种内胚发育不全或不成熟，无胚乳。根附生于岩石上，为无分枝的气生根，扁圆，白色，绿色或灰白色、灰袍色，粗1 mm左右，长度与株高一般 [ 4 ] [ 5 ] [ 6 ] 。 铁皮石斛多生长于海拔900~1500 m之间、年平均气温12~18℃、相对湿度60%~75%、透光度60%左右、生长季节温度20~28℃、冬季气温9~12℃、无霜多雾、年降雨量500~1000 mm的常绿阔叶林中。铁皮石斛自然结实率很低 [ 7 ] ，何平荣等 [ 5 ] 认为平均自然结实率为0.31%，其中以开花当天萼片还没有完全展开时的人工授粉结实率最高。铁皮石斛以异花授粉为主，其自花授粉成功率极低、仅30%左右，而异花授粉成功率达100% [ 7 ] 。铁皮石斛野生种子的成活率很低。 铁皮石斛的假鳞茎基部具分孽能力，自然条件下分孽很慢，一般1年只分孽1茎，每年分孽茎生长量也增加，因此一般可以根据茎数和茎的高矮判断其株丛“年龄” [ 5 ] 。一年生新茎下萌生须根，春季和夏季是生长高峰，秋季进入休眠状态时叶不脱落，属于常绿生活型；二年生茎主要是积累营养和孕花，一般不再生长，第2个生长季节结束后，茎上的叶逐渐脱落；三年生茎开花结果，开花茎落叶后则不再萌生新叶，呈赤裸状；四年生茎丧失分孽能力；五年生和六年生的茎相继枯萎死亡 [ 5 ] 。何平荣等 [ 5 ] 根据铁皮石斛的花芽发育状况、花蕾发育阶段和花被片开展程度，将其单花花期划分为5个阶段，即萌芽期、现蕾期、初花期、盛花期和枯萎期；在湖南省新宁县崀山国家地质公园，每年5月中旬铁皮石斛萌发少数单花小花苞、多数仍是花序包，6月上旬花苞开始绽放，自6月中旬初为盛花期。6月底花量大幅减少，7月初花期结束。金银兵 [ 7 ] 认为，铁皮石斛在6月初至7月上旬都有植株开花，但其开花期主要集中在6月下旬，从花芽萌发至开花所需要的时间为35 d左右。 2.2. 铁皮石斛药用价值 石斛，味甘，微寒。传统中医认为，甘味入脾，能滋补强壮。补肝悦脾，能提高机体免疫力，增强体质 [ 8 ] 。清代黄宫绣《本草求真》记载石斛：“入脾肾，甘淡微苦、咸平，故能入脾，除虚热”；清代汪昂《本草备要》：“甘淡入脾，而除虚热”；《神农本草经》、《本草纲目》等都记载石斛有“补五脏虚劳京羸弱”之功效 [ 9 ] 。现代药理学研究表明，铁皮石斛对非特异性及特异性免疫均有增强作用。铁皮石斛与其原球茎均能升高环磷酰胺所致免疫低下小鼠外周血白细胞数，增强巨噬细胞吞噬功能，促进淋巴细胞转化，提高机体非特异性免疫和细胞免疫功能 [ 10 ] 。“益胃”是铁皮石斛的一个主要功效。早在《神农本草经》就有“久服厚肠胃”的记载。《名医别录》、《本草衍义》、《本草纲目》、《本草再新》等中医药古籍也有“平胃气”，“治胃中虚热”等类似记载，称谓“肠胃药”。以铁皮石斛为主要原料制成的铁皮枫斗晶能明显促进大鼠胃液分泌，增加胃酸与胃蛋白酶排出量，并能增强小鼠小肠推进，软化大便 [ 11 ] 。临床观察显示，铁皮枫斗颗粒和胶囊能有效改善慢性萎缩性胃炎气阴两虚证 [ 12 ] 。铁皮石斛具有明显的滋阴功效，其对应的药理作用系统而又广泛，除上述药理作用外，另外，铁皮石斛以及铁皮枫斗颗粒在预防辐射性损伤方面 [ 13 ] [ 14 ] 及止咳化痰 [ 15 ] 等方面显示出良好作用。
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user: 3. 药用植物多倍体育种的诱导方法 多倍体是植物最重要的进化方式之一 [ 16 ] ，形成途径主要有自然发生和人工诱导。人工诱导是通过各种手段使植物细胞染色加倍。而自然发生，则需要一些特殊条件的刺激(如雷电、温度巨变、辐射等)，需要经历漫长的选择和适应，且选择群体较小，选出的数量也极为有限。通过自然发生产生多倍体植物的发生频率极低，通过人工诱导提高了多倍体的发生频率，更加方便的获得更多及倍性更高的植物体，使植物育种研究拥有了更加广阔的前景。 人工诱导多倍体植物的方法主要有物理方法诱导、化学方法诱导和生物学方法诱导。 3.1. 物理方法诱导 温度激变、机械创伤、电离辐射、离心力、热冲击以及射线处理等物理因素都可诱导产生多倍体。利用此方法诱导出多倍体植物的都有相关报道，中粒咖啡(Coffea canephora)花粉母细胞减数分裂时用骤变低温处理，获得大量二倍体花粉粒 [ 17 ] ；经射线照射杜仲(Eucommia ulmoides)种子、珍珠粟(Pennisetum glaucum)、水稻(Oryza latifolia)均有多倍体产生 [ 18 ] [ 19 ] 。但物理方法诱导由于诱导效率低，嵌合率高，且不稳定，因而在实际操作中未能普及。 3.2. 化学方法诱导 化学方法诱导是人工多倍体诱导最常采用的诱导方式。化学方法诱导是采用化学药剂进行多倍体诱导的，常用的化学诱变剂有秋水仙素、富民隆、生物碱、除草剂等。利用化学药剂对植物的种子、幼苗、愈伤进行处理，均可获得多倍体植物。其主要作用机理是抑制细胞分裂时纺锤体的形成，使复制后的染色体不能拉向两极，细胞不能继续分裂形成两个子细胞，从而导致染色体加倍形成多倍体细胞，进而发育成多倍体植株 [ 20 ] 。利用化学方法诱导，成功获得了园艺植物如香蕉(Musa nana) [ 21 ] 、西瓜(Citrullus lanatus) [ 22 ] 、白菜(Brassica chinensis var. oleifera) [ 23 ] 、甜瓜(Cucumis melo) [ 24 ] 等的多倍体植株。 采用化学药剂诱导多倍体时，一般有浸泡法和混培法。前者是把所要诱导的植物材料浸泡在一定浓度的化学药剂中进行处理，处理时间一般较短；后者是在培养基中加入无菌的一定浓度的化学药剂，把所要诱导的植物材料接入培养基中，宜进行长时间的处理。根据植物材料的不同，诱导方法的效果也不尽相同。另外，还要配合适当的处理时间和浓度，保证使植物材料的诱变效果达到最好。不同植物材料，相同材料的不同部位对药剂的敏感程度有较大差异。根据目前报道，植物材料不同、处理部位不同，则有不同的处理组合，并没有形成统一的标准。 3.3. 生物学方法诱导 生物学方法诱导植物多倍体常用的方法有：体细胞杂交法、花粉粒检出法、摘心、嫁接法、切伤、胚乳培养法。运用生物学方法诱导产生出多倍体植株，在农业生产上已有成功报道。
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user: 4. 多倍体鉴定方法的研究 植物组织经过多倍化诱导处理后，其中染色体成功加倍进而发育为多倍体植株，未能成功加倍或加倍后产生回复突变等，则呈现二倍体或嵌合体。因此，在诱导多倍体过程中，及时准确的鉴定出多倍植株就显得尤为重要。运用合适的方法鉴定不仅可以缩短培养周期，还提高多倍体育种的工作效率。多倍体植株由于染色体加倍，其外部形态特征和内部特征都发生了明显的变化。根据这些变化就可区别二倍体与多倍体。目前常用的多倍体鉴定方法有以下三种。 4.1. 形态学鉴定 染色体数量的变化往往导致植物的外部形态发生很大的变化。多倍体植物由于染色体加倍，其外部形态表现与二倍体相比有明显的差别，主要表现为器官的“巨大性”，抗逆性和产量，有效成分的增加。王俐等用秋水仙素处理库拉索芦荟(Aloe barbadensis)得到的多倍体，叶片变厚，叶色变深，叶片变大 [ 25 ] ；陈发棣等诱导的菊花(Dendranthema nankingense)四倍体与二倍体相比，主茎增粗，叶片加厚、加宽 [ 26 ] ；郑思乡等诱导出的四倍体三色堇(Viola tricolor)叶色浓绿、叶片肥厚、花大、花瓣厚、香味浓、气孔和花粉粒巨大 [ 27 ] 。 多倍体植株最本质的特征就是染色体数目加倍。因此，采用染色体制片法观察染色体是最直接，也最准确的鉴定方法之一 [ 28 ] [ 29 ] 。彭静等用根尖染色体制片法，成功鉴定出四倍体贡蕉 [ 30 ] ；Nair等结合根尖染色体制片法和气孔密度鉴定很好的坚定了辣椒(Capsicum annuum)再生植株的倍性 [ 31 ] 。发展至今，染色体制片技术已相当成熟，该方法已被广泛采用。尽管染色体记数法检测倍性很准确，但很费时。在进行染色体制片观察时，即使茎尖或根尖的染色体已经加倍，仍不能排除获得的植株是嵌合体的可能性，还需要与其它鉴定方法结合使用。 4.2. 流式细胞仪鉴定 流式细胞仪是集电子技术、计算机技术、激光技术、流体理论于一体的倍性分析仪器，可迅速测定细胞核内DNA含量和细胞核大小，是大范围实验中鉴定植株倍性的快速有效的方法 [ 32 ] 。同时细胞核内DNA的含量不受外部因素，如光密度、植物组织水含量等的影响。流式细胞仪的工作原理是用染色剂对细胞进行染色后测定样品荧光密度，荧光密度与DNA含量成正比，因此，DNA含量柱形图可以直接反映出不同倍性水平的细胞数。流式细胞仪的出现，为植物染色体倍性方面的研究提供了一条便捷的途径，鉴定快速方便，且准确性较高 [ 33 ] 。但是，设备昂贵，要求维护人员具有较高的专业水平。 4.3. 细胞学鉴定 多倍体植株与二倍体相比，气孔变大，花粉粒萌发孔沟数目增多，花粉粒大小不整齐，败育花粉粒较多，小孢母细胞增大，小孢母细胞在减数分裂中有异常行为，梢端组织发生层细胞及核较大。因此，可根据气孔大小、叶绿体数目及花粉粒大小、形状等特征来鉴定植株倍性，但是容易受到环境等因素的影响，并不十分准确。
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user: 5. 展望 铁皮石斛作为一种传统的名贵中草药，价格昂贵，保健功效显著，逐渐受到人们的喜爱，市场需求量日益增加。多倍体植物普遍具产量高，品质好，有效成分含量高，抗逆性强等特点。因此，培育多倍体铁皮石斛有望得到产量高、抗逆性强、有效成分含量高的优质铁皮石斛资源，这不仅具有较高的经济价值和广阔的市场前景，还有可能对铁皮石斛产业的发展产生重大影响。
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user: 摘 要 滚轧游隙是自润滑关节轴承调节无载启动力矩的一种工艺手段。在建立滚轧中被轧轴承的摩擦力矩关于滚轧力的双线性模型的基础上，提出了通过连续检测滚轧加载过程或卸载过程中被测轴承的摩擦力矩和相应的滚轧力，进行无载启动力矩的在线检测的方法。本文提出的方法有助于提高自润滑关节轴承滚轧游隙的精度。 关键词 :自润滑关节轴承，无载启动力矩，在线检测 Copyright © 2018 by author and Hans Publishers Inc. This work is licensed under the Creative Commons Attribution International License (CC BY). http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/
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user: 1. 引言 自润滑关节轴承是一种球面滑动轴承，由一个外球面内圈和一个内球面上粘贴了自润滑织物衬垫的外圈构成。自润滑关节轴承的无载启动力矩是指轴承不受载荷时，轴承内外圈从静止状态到开始相对转动的瞬间所需要克服的摩擦阻力矩。它综合反映了轴承内外圈球面的贴合度、预紧状况以及自润滑衬垫的摩擦性能等，是自润滑关节轴承的一项重要的技术参数。近几年来，尽管国内外关于自润滑关节轴承启动力矩的检测标准还比较粗放 [ 1 ] ，随着对自润滑关节轴承研究的不断深入，无载启动力矩的检测技术逐步完善 [ 2 ] [ 3 ] [ 4 ] 。 滚轧是目前整体外圈式自润滑关节轴承调节游隙的一种有效工艺，也是调节无载启动力矩的主要手段。在传统的滚游隙工艺中，滚轧力、滚轧次数、滚轧速度等工艺参数的设置主要依赖于操作人员的经验。由于整体外圈式轴承在挤压成形后内外圈的预紧量大小不一，所以这种滚游隙工艺无法保证产品无载启动力矩的批产一致性和均匀性。滚游隙过程实际上是轴承无载启动力矩由大到小的调节过程，无载启动力矩的大小反映了滚轧游隙的进度。本文作者研发了通过在线检测的被轧轴承的摩擦阻力矩来反馈控制滚轧过程的工艺技术 [ 5 ] ，产品无载启动力矩的批产一致性虽然有了显著的提高，但由于无载启动力矩在线检测困难，尚不能完全达到要求。本文研究在滚轧工艺中自润滑关节轴承无载启动力矩的在线测试方法。
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user: 2. 自润滑关节轴承游隙调节工序中的无载阻力矩在线检测原理 图1所示的是一种三辊式滚轧自润滑关节轴承游隙工艺。在一定的滚轧力作用下，三根轧辊从外辗压轴承外圈，松弛被轧轴承。在线检测轴承的阻力矩，就是被测轴承在这种特殊的安装状态下，检测轴承内外圈之间的阻力矩。图2是轴承阻力矩的一种测量方案。在此方案中，轧辊起到夹持外圈并驱动外圈相对内圈旋转的作用，轴承内圈通过一台扭矩传感器和机架固定。注意到，轧辊的夹持力改变了被轧轴承的“无载”状态，使启动力矩变大。显然，夹持力越小，对启动力矩的影响越小，夹持被轧轴承的能力也越小，越容易出现打滑现象。在保持轧辊和轴承外圈作纯滚动的前提下，如何清除夹持的影响是在线检测无载启动力矩的关键。 图1. 三辊式滚轧自润滑关节轴承游隙工艺 图2. 轴承阻力矩的测量方案 2.1. 三辊夹持下的阻力矩模型 形成自润滑关节轴承的无载启动力矩的部分原因是轴承内外圈配合具有一定的过盈量。假设：1) 内外圈为刚体，衬垫为线性弹性体；2) 无载时，内外圈之间的衬垫压缩量(即过盈量)在圆周方向均匀分布；3) 轴承摩擦副间的摩擦力满足库仑定律。当轴承受径向载荷作用，产生的径向轴承位移小于过盈量时，外圈、衬垫及内圈在整个圆周内仍保持过盈状态；当径向轴承位移大于过盈量时，内外圈局部出现间隙。理论分析表明 [ 6 ] ，在内外圈始终保持过盈配合状态的条件下，径向载荷对轴承的启动力矩无影响。当轴承出现局部间隙后，启动力矩随着径向载荷的增加而线性增加。 在三辊夹持下的轴承承受三个方向的径向力，产生阻力矩的机理和单个径向力的作用类似。设被轧轴承的无载启动力矩为T s0 ，外圈夹持力为F fix ，在线测量时被轧轴承的阻力矩可以简化为以下的双线性模型： T s = { T s0 + α ( F fix − F fix0 ) F fix ≥ F fix0 T s0 F fix < F fix0 (1) 其中 α 为夹持力影响系数，和被测轴承结构及轧辊有关；F fix0 为使被轧轴承出现出现间隙的最小滚轧力，和被测轴承的结构和过盈量有关。 注意到，扭矩传感器测得的扭矩不一定就是被测轴承的阻力矩。当外圈和轧辊打滑时，反映的是外圈和轧辊的摩擦力矩。设轧辊和轴承外圈之间的摩擦系数为 μ f ，被测轴承外圈半径为R，外圈不打滑的条件 T s < ρ F f (2) 其中 ρ = μ f R 称为轴承外圈和轧辊的摩擦半径。这个摩擦半径可以在滚轧初期(被轧轴承的启动力矩较大时)或滚轧力较小时测的。 2.2. 三辊夹持下无载启动力矩的检测 被轧轴承阻力矩的检测可安排在一次滚轧开始前的加载过程或滚轧结束后的卸载过程中进行。在这过程中，连续检测的阻力矩和相应的滚轧力，得到一组原始数据对(T si ，F fixi ) ( i = 1 ， 2 ， ⋯ ， N )。根据这些原始数据对，通过以下两个步骤的数据分析评估无滚轧力下的启动力矩，即无载启动力矩。 1) 轴承外圈和轧辊的摩擦半径的评估 根据式(2)，轴承外圈和轧辊的摩擦半径即为在打滑条件下的阻力矩和夹紧力之比，可按以下数据处理方法提取： a) 根据轧辊和轴承外圈材料，初定轴承外圈摩擦半径 ρ = ρ ( 0 ) ，从原始数据中选取满足 T s j F fix j > ρ ( 0 ) 的K对数据对(T sj ，F fixj ) ( j = 1 ， 2 ， ⋯ ， K )。 b) 计算阻力矩和夹紧力之比的均值和均方差 ρ ( 1 ) = 1 K ∑ j = 1 K T s j F fix j (3) σ ( 1 ) = 1 K ∑ j = 1 K ( T s j F fix j − ρ ( 1 ) ) 2 (4) c) 若误差 σ ( 1 ) 超过允差，剔除其中的超差的数据对，转(b)；否则，得到轴承外圈摩擦半径 ρ = ρ ( 1 ) 。 2) 无载启动力矩的评估 从原始数据中选取满足 T s j F fix j < ρ 的M对数据(T sj ，F fixj ) ( j = 1 ， 2 ， ⋯ ， M )，按式(1)进行两直线段的折线拟合，求得无载启动力矩。 关于多直线段的线性拟合，文献 [ 7 ] 等给出了各种通用算法。但是，鉴于本问题的特殊性，可以采用如下更为简便的算法。 a) 按F fix 降序排列数据对(T sj ，F fixj ) ( j = 1 ， 2 ， ⋯ ， M )。 b) 取 1 < p < M ，对(T si ，F fixi ) ( i = 1 ， 2 ， ⋯ ， p )利用最小二乘法拟合成直线 T s i = α F fix i + β ； c) 将(T si ，F fixi ) ( i = p + 1 ， 2 ， ⋯ ， M )拟合成水平线，即 T s0 = 1 M − p ∑ i = p + 1 M T s i (5) d) 取双线段拟合误差 E = ∑ i = 1 p ( T s i − α F fix i − β ) 2 + ∑ i = p + 1 M ( T s i − T s0 ) 2 (6) 搜索p，使E最小。
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user: 3. 试验分析和讨论 取一批已知启动力矩值的自润滑关节轴承成品为试验轴承，在2T滚轧机上进行模拟滚游隙过程中的无载启动力矩在线检测试验。试验轴承的型号为GE15，试验前在计量室用专用的关节轴承无载启动力矩仪检测启动力矩。在线检测选择在滚轧卸载过程中进行，将夹持力从500 N开始以20 N/s的速率递减至0 N，连续同步记录卸载过程的夹持力和阻力矩数据。将这些数据按本文给出的方法处理成无载启动力矩，结果如表1所示。 图3是3#试件(无载启动力矩为0.110~0.121 Nm)在线检测时的夹持力-时间、阻力矩-时间曲线，相应的阻力矩-夹持力曲线如图4所示。从图4中可以看出，阻力矩-夹持力曲线基本呈现三段直线的形态：夹持力大于100 N的阶段为一段直线；夹持力在70 N附近，曲线逐渐转平，阻力矩接近无载力矩；小于50 N时，阻力矩值快速直线下降，此时轴承外圈与轧辊开始打滑，根据阻力矩和夹持力曲线斜率，可以求得外圈的摩擦半径约为0.039 m。对夹持力大于50 N的曲线部分进行双直线，得到双直线方程为： T s = { 0.1481 + 0.0004286 ( F fix − 82.2 ) F fix ≥ 82.2 0.1481 F fix < 82.2 由此可得，轴承的无载启动力矩为 T s 0 = 0.1481   N ⋅ m ，略高于离线测得的无载力矩值。 图3. 滚轧卸载过程中夹持力和阻力矩曲线分别关于时间的曲线 Table 1 The off-line and on-line measured result comparison of starting torque for GE1 序号 1 2 3 4 5 6 7 8 离线测量值(Nm) 上限 0.049 0.090 0.110 0.155 0.232 0.321 0.505 0.516 下限 0.073 0.111 0.121 0.167 0.244 0.335 0.519 0.531 在线测量值(Nm) 0.123 0.131 0.148 0.189 0.278 0.363 0.595 0.578 偏差(%) +101.6 +30.3 +28.1 +17.4 +15.8 +10.7 +16.2 +10.4 表1. GE15启动力矩离线和在线测量结果比较 图4. 阻力矩关于夹持力的曲线 无载启动力矩的在线检测精度主要受限于被测轴承的夹持方式和滚轧机滚轧力的测量精度。由于滚轧力(夹持力)的存在，无法在滚轧过程中直接检测到被轧轴承的无载启动力矩，而只能通过类似于外插法的方法进行估算，所以产生较大的误差纯属正常。从表1可以看出，1) 除了启动力矩极小的轴承外，在线检测的相对误差为10%~30%，基本可以满足滚游隙的控制要求。2) 检测误差一般随启动力矩的减小而增大。相对于滚游隙所需的滚轧力，检测用的夹持力要小的多。夹持力越小，其控制和测量误差越大，这是造成上述现象的主要原因。3) 在线检测结果一般大于离线检测结果。这是由于在实际检测中得不到足够长的双线性模型中的水平线。提高轧辊和外圈的摩擦系数，有助于降低轧辊和轴承外圈不打滑的最小夹持力，扩大阻力矩的检测范围，可以提高无载力矩的检测精度。
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user: 4. 结论 利用自润滑关节轴承滚轧游隙过程中的加载或卸载过程，通过连续检测被轧轴承的阻力矩和滚轧力，可以间接检测被轧轴承的无载启动力矩。在线检测到的无载启动力矩反映了滚轧游隙过程中轴承间隙的调节程度，有助于精密控制轴承游隙的滚轧工艺。
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user: 摘 要 某球铰轴承在进行摆动磨损性能试验过程中发生周期性异响及内圈绕导筒螺旋转动的异常现象。为分析原因，本文采用刚体运动学的分析方法，分别从摆动磨损试验机的多种接触副、试验轴承内圈与导筒的装配间隙、轴承内外圈同轴度三方面对该型轴承的摆动磨损过程进行仿真分析。分析结果表明：球铰试验机自身多种复杂的接触副会引起试验轴承内圈的周向运动；试验轴承内圈与导筒存在装配间隙时，内圈与导筒发生周期性碰撞，从而产生异响，且随着装配间隙的增大，碰撞越明显；轴承内外圈同轴度不良时，轴承内圈会发生周向摆动。 关键词 :球铰轴承异响，异常运动，刚体运动学，运动仿真，液压缸位移曲线 Copyright © 2018 by author and Hans Publishers Inc. This work is licensed under the Creative Commons Attribution International License (CC BY). http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/
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user: 1. 引言 自动倾斜器球铰自润滑关节轴承(以下简称“球铰轴承”)是由铝合金内圈、外圈和自润滑衬垫组成，工作中可实现轴向往复运动及外圈的摆动运动 [ 1 ] 。球铰轴承是系统的关键部件，其运动稳定性及寿命直接影响系统的安全可靠性，因此需要对该轴承开展模拟工况的性能试验 [ 2 ] [ 3 ] ，并对试验过程中出现的异常现象进行分析。 球铰轴承摆动磨损试验是为模拟球铰轴承在实际使用工况的载荷与运动状态，通过试验预估轴承的使用寿命。试验机主要由用于承载径向载荷的轴销(1)、三个可单独控制的液压缸(2、4、5)、导筒(3)、自润滑关节轴承(6、7)、三爪摆动盘(8)等组成，球铰轴承摆动磨损试验机系统如图1所示。 图1. 球铰轴承摆动磨损试验机系统 球铰轴承摆动磨损试验的运动形式为外圈绕单轴摆动与内圈沿导筒直线往复的复合运动 [ 4 ] 。通过控制1#液压缸(2)的伸缩量实现球铰轴承沿导筒(3)的直线往复运动，通过控制2#液压缸(4)及3#液压缸(5)的伸缩量实现轴承外圈绕单轴的摆动，载荷形式及运动形式如图2所示。在球铰轴承的摆动磨损试验过程中内圈及导筒间出现与外圈摆动同步的倾覆晃动与异响，以及内圈周向摆动的现象。 从理论分析的角度，球铰轴承在试验过程中出现周向摆动及周期性异响的原因可能为：1) 试验设备运行过程中的不稳定性造成轴承内圈的异常运动；2) 轴承内圈与导筒装配间隙过大，导致在运动过程中两者发生碰撞，产生周期性异响；3) 轴承内外圈同轴度不良，造成试验过程中，轴承内外圈接触副在径向的对称位置受到不平衡的摩擦力矩，产生一定值的扭矩，从而引起轴承内圈的周向摆动。 刚体运动学是研究物体在空间位置随时间变化的几何性质的科学，在运动学中从几何的角度研究物体的运动规律，只考虑物体的运动特性，如速度、加速度、转动惯量，忽略物体的质量，不考虑运动过程中物体的应力、应变等力学特征 [ 5 ] [ 6 ] [ 7 ] [ 8 ] 。本文主要是针对球铰轴承的异常运动进行分析，因此在分析过程中采用刚体运动仿真的方法，将试验机各部件及轴承等效为刚性体，对以上三种猜想的原因进行验证。
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user: 2. 基于理想模型的运动仿真 当前球铰轴承摆动磨损试验的运动形式为外圈绕单轴摆动与内圈沿导筒直线往复的复合运动。在轴销(1)位置处施加径向载荷F = 15 KN，通过控制三缸的伸缩量实现轴承外圈绕单轴的摆动和轴承内圈沿导筒的直线往复运动，摆动角度α = 12˚，f1 = 0.5 HZ，滑移距离S = 320 mm，f2 = 0.25 HZ。 2.1. 仿真分析前处理 “理想模型”即：只考虑试验轴承及三爪摆动盘，忽略6个杆端轴承，忽略液压缸，用三个坐标相同的点代替液压缸铰接位置，并通过连接命令将三个铰接点与三爪摆动盘进行一体化处理，忽略试验轴承内圈与导筒的装配间隙及轴承内外圈的同轴度。对模型进行理想化处理的主要目的是忽略除试验轴承以外的所有影响因素，以得到试验轴承在理想状态下的运动形式、液压缸的位移曲线，简化之后的理想模型如图3所示。 图2. 球铰轴承载荷形式及运动形式 图3. 球铰试验机理想模型 在刚体运动学中，不需要对几何模型进行网格划分、边界条件设定等操作，只需对接触副进行合理设置，在接触副设置过程中需建立与全局坐标系相关联的局部坐标系，但提取的计算结果均以绝对坐标系为参考系，本分析算例中接触副如表1所示，运动载荷如表2所示。 摆动磨损试验设备中，设定轴承处于水平初始状态时液压缸的长度均为1500 mm。由几何模型中提取初始水平状态三个铰接点P11 (0，325，0)，P22 (−281.46，−162.5，0)，P33 (281.46，−162.5，0)的坐标可知，三支液压缸的上顶点坐标分别为P111 (0，325，1500)，P222 (−281.46，−162.5，1500)，P333 (281.46，−162.5，1500)。运动之初，轴承球心位置为坐标原点(0，0，0)，运动过程中，所有点的坐标均为全局坐标，轴向为Z向。 运动方程要考虑运动的加减速度，因此不能用匀速运动方程，而应该用正弦曲线方程，根据球铰试验机的运动规律，可推导轴承内圈直线往复及三爪摆动盘摆动角度的曲线方程如下所示。 轴承内圈直线运动曲线方程： (1) 三爪摆动盘摆动曲线方程： (2) 2.2. 液压缸位移曲线计算 从运动仿真结果中提取与铰接点P11相对应的内圈P1点(处于摆动轴Y上、内圈球面上的点)坐标变化曲线如图4(a)~(c)所示。 如图4(a)和图4(b)所示，由于P1点处于摆动轴Y上，因此其Y坐标无变化；在绕Y轴摆动的过程中，P1点在X轴的坐标变化趋势为正弦曲线，但坐标变化非常小，因此可忽略不计。由于分析计算中将整个内圈等效为一个刚体，因此P1点的运动规律即代表整个内圈的运动规律。分析结果表明，从刚体运动学的角度分析，理想状态下，在三爪摆动盘绕Y轴摆动的运动过程中，内圈存在周向摆动的趋势，但是摆动幅值非常小，因此可以认为内圈在周向没有摆动运动，内圈的整体运动等效为沿轴向−160 mm~160 mm的直线往复运动，如图4(c)所示。 图4. 内圈P1点坐标曲线 Table 1 The contact of the swashplate testing machin 接触副 接触关系(相对于全局坐标系) 1 导筒 Body-Ground: Fixed 2 内圈与导筒 Body-Body: Translational (DZ) 3 内圈与外圈 Body-Body: General (RX， RY) 4 三爪摆动盘与外圈 Body-Body: Fixed 5 铰接点与三爪摆动盘 From new part 表1. 球铰试验机接触副 Table 2 The motion loa 运动形式 行程 频率HZ 计算时间 1 内圈直线往复 S = 320 mm f 1 = 0.25 16 s = 4T 2 外圈绕Y轴摆动 α = 12˚ f 2 = 0.5 16 s = 8T 表2. 运动载荷 此外，从仿真结果中提取三液压缸铰接点坐标值(即P11、P22、P33)，可得到在不考虑各铰接位置的扭动、摆动等理想条件下液压缸的单个周期(4S)内的位移曲线，如图5所示。 由位移曲线可知，1#液压缸的位移为幅值为160 mm的正弦曲线；2#及3#液压缸的位移曲线是分别在1#液压缸位移基础上进行倾角摆动叠加的正弦曲线。
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user: 3. 基于完整模型的运动仿真 3.1. 仿真分析前处理 “完整模型”即：综合考虑试验过程中三个液压缸及六个杆端轴承对试验轴承运动形式的影响，充分考虑轴承内圈与导筒的装配间隙，充分考虑轴承内外圈的同轴度，按照试验设备的实际情况设置各个接触副。将伸缩量曲线作为完整模型的运动输入条件，进行运动仿真。完整模型及接触副设置如图6、表3所示。 模型输入条件为1#、2#液压缸的伸缩量曲线或伸缩曲线方程，计算时间为16 s，1#液压缸缆绳的径向拉力F = 15 KN。以轴承内圈P1点的运动形式为分析对象，以判断以上诸因素对试验轴承运动形式的影响。 3.2. 接触副对轴承运动的影响 将由理想模型得到的液压缸伸缩曲线或伸缩曲线方程作为完整模型的输入数据，综合考虑各个运动副对试验轴承的影响，进行理想模型进行运动仿真，得到P1点运动曲线如图7(a)和图7(b)所示。 由以上分析结果可知，在充分考虑各接触副的计算模型中，轴承内圈上P1点在沿轴向(Z轴)做−160 mm~160 mm的直线往复运动的同时，在X轴有−1 mm~1 mm的运动范围，即轴承内圈绕Z轴存在周向摆动现象。因此，在不考虑轴承同轴度及内圈与导筒装配间隙的情况下，球铰试验设备自身的运动形式就会对试验轴承的运动形式产生影响，因此在试验过程中轴承内圈存在沿导筒螺旋上下的现象。 3.3. 内圈与导筒装配间隙对轴承运动的影响 除了试验设备的多种复杂接触副以外，轴承内圈与导筒的装配间隙也是影响试验轴承运动的因素之一。在充分考虑接触副的完整模型中，设置内圈与导筒的装配间隙为0.3 mm，1.0 mm，以分析内圈与导筒的装配间隙对内圈运动的影响。 除了对完整模型增加装配间隙外，需要放开轴承内圈绕X轴旋转的自由度，其余设置同上。轴承内圈运动轨迹如图8所示。 由分析结果可知，当内圈与导筒出现装配间隙时，轴承内圈在沿轴向(Z轴)做−160 mm~160 mm的直线往复运动的同时，内圈随着三爪摆动盘的周期性摆动，与导筒发生周期性碰撞，且碰撞周期与摆动周期一致，结合试验轴承的直线往复运动，轴承内圈与导筒碰撞位置发出周期性异响，且随着装配间隙的增大，周期性碰撞越明显，异响越明显。 图5. 液压缸位移曲线 图6. 球铰试验机完整模型 图7. 内圈P1点坐标曲线 Table 3 The contact of the swashplate testing machin 接触副 接触关系(相对于全局坐标系) 1 导筒 Body-Ground: Fixed 2 内圈与导筒 Body-Body: General (DZ， RZ/RX) 3 内圈与外圈 Body-Body: General (RX， RY) 4 三爪摆动盘与外圈 Body-Body: Fixed 5 轴销与三爪摆动盘 Body-Body: Fixed 6 杆端内圈与轴销 Body-Body: Fixed 7 杆端内圈与外圈 Body-Body: General (RX， RY， RZ) 8 外圈与杆端体 Body-Body: Fixed 9 杆端体与液压缸 Body-Body: Fixed 10 液压缸上下端 Body-Body: Translational (DZ) 表3. 球铰试验机接触副 3.4. 内圈与外圈同轴度对轴承运动的影响 能够引起试验轴承异常运动的因素，除了上述两种以外，还有轴承内外圈的同轴度。轴承外圈在径向载荷作用下，会引起外圈衬垫出现局部不均匀磨损，进而引起轴承内外圈的同轴度不良现象。现对轴承内外圈同轴度这一因素进行分析，以判断同轴度对轴承摆动磨损运动的影响。轴承内外圈同轴度不良时的示意图如图9所示。 计算模型中，接触设置如表3所示，计算结果如图10(a)和图10(b)所示。 图8. 轴承内圈运动轨迹 图9. 轴承内外圈同轴度 图10. 轴承内圈P1点坐标曲线 由以上分析结果可见，当轴承内外圈存在同轴度不良的情况时，轴承内圈运动规律同接触副对轴承运动造成的影响，轴承内圈在沿轴向直线往复运动的同时有小幅度的周向摆动−0.8 mm~0.8 mm，只是存在幅值上的差异。
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user: 4. 结论 本文对球铰轴承在摆动磨损试验机上的复合运动进行了运动仿真，通过运动仿真对可能造成球铰轴承产生异响及异常运动的原因进行了分析验证，并得到以下几个结论： 1) 在不考虑轴承同轴度及内圈与导筒装配间隙的情况下，球铰试验设备多种复杂接触副的运动形式就会对试验轴承的运动形式产生影响，在试验过程中试验轴承内圈存在周向摆动的现象，与物理试验过程中轴承内圈沿导筒螺旋上下运动的现象相吻合； 2) 在同时考虑摆动磨损试验设备的接触副及轴承内圈与导筒的装配间隙时，轴承内圈在沿导筒做直线往复运动的同时，会随着三爪摆动盘的周期性摆动，与导筒发生周期性碰撞，且碰撞周期与摆动周期一致，结合试验轴承的直线往复运动，轴承内圈与导筒碰撞位置发出周期性异响，仿真分析结果与物理试验现象一致； 3) 在同时考虑摆动磨损试验设备的接触副及试验轴承同轴度时，轴承内圈运动规律同接触副对轴承运动造成的影响，轴承内圈在沿轴向直线往复运动的同时有小幅度的周向摆动，只是存在幅值上的差异。 综上所述，球铰轴承摆动磨损试验设备、轴承与导筒装配间隙及轴承内外圈同轴度不良是引起球铰轴承在摆动磨损试验过程中出现异响及内圈螺旋运动的现象的主要原因。
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user: 摘 要 为了满足气体快卸连接器在高低温特殊环境下的特殊要求，本文设计了一种采用非金属双道密封结构的插拔式气体快卸流体连接器。采用有限元方法分析了密封处的接触状态，接触面和接触应力的分布情况，并开展了密封检漏试验。结果表明，该插拔式气体快卸流体连接器密封性能良好，满足设计要求。 关键词 :气体快卸流体连接器，密封 Copyright © 2018 by authors and Hans Publishers Inc. This work is licensed under the Creative Commons Attribution International License (CC BY). http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/
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user: 1. 引言 快卸连接器通过连接其阴极和阳极实现气路的连通和断开，具有连接、拆卸快捷等优点，广泛应用于航天航空、石油化工等工业领域。快卸连接器的设计往往在特定的使用条件下进行，然而其适应具有局限性。在管路系统的连接中多采用O型橡胶密封或X型橡胶密封，这些连接器在低温使用环境中存在抵抗低温能力不足的问题 [ 1 ] [ 2 ] [ 3 ] 。对于快卸式插拔连接器，在电气连接领域有广泛的应用和研究 [ 4 ] [ 5 ] 。 针对现有气体快卸连接器在抗低温性能不足的问题，本文结合快卸插拔连接器技术现状设计了一种气体快卸连接器，并应用ANSYS对其接触密封性进行数值计算，验证了设计的合理性和可靠性。
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user: 2. 气体快卸连接器设计 本文根据产品开发实际需要，设计了如图1所示的气体快卸连接器，该连接器主要由阀芯和组件II组成。阀芯和组件II的连接依靠手动插拔力，通过设置在组件II里凹槽内一排钢球，将组件II推向阀芯，使组件II中的钢球落入到阀芯环槽中，快卸连接器连接到位时，组件II中的波纹管组件处于压缩状态，单手操作推力最大值不超过80 N。组件II与阀芯分离时，拉开滑套，使它克服弹簧力后移，弹簧处于压缩状态。滑套后移让出钢球脱离阀芯环槽的空间，钢球在环槽斜面的作用下弹出，组件II中钢球顶压在滑套上，使组件II与阀芯相互脱开。
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user: 3. 基于ANSYS的快卸连接器密封性能分析 3.1. 计算模型和网格划分 快卸连接器密封性能分析主要针对密封部位展开。忽略壳体，同时将波纹管简化，重点考虑密封垫 图1. 气体快卸连接器连接状态剖视图 与阀芯的接触。根据连接器的实际接触条件，建立相应的接触对。第一道密封面处，以阀芯为目标单元，以密封垫为接触单元建立一对接触单元，其接触类型为粗糙接触。再以密封垫为目标单元，密封垫安装块为接触单元，建立第二道密封的接触单元，其接触类型为摩擦接触。 选用四面体网格单元 [ 6 ] 建立数值计算模型。在接触对网格的处理上，采用接触网格方法生成接触面网格，以保证接触面的匹配合理，网格尺度定为0.1 mm。调整网格相关度等相关参数控制网格数量，经过网格无关性验证，最终选择的计算网格数为666，294，节点数为944，859。计算网格如图2、图3所示。边界条件为：将波纹管的弹簧力等效施加在密封垫安装块端面，其值为75.2 N (理论计算值)；管道内压为0.1 MPa；阀芯端面固定支撑。 图2. 密封计算简化模型网格 图3. 密封接触面网格局部 3.2. 计算结果及分析 阀芯唇边圆弧面与密封垫平面接触为线接触，在波纹管弹力的作用下，将密封垫与阀体圆弧形唇边压紧，产生一定的接触过盈量，实现密封。为评估快卸连接器接触面的密封状态，图4给出了密封部位I的接触状态。由图4可见，在波纹管轴向弹性力的作用下，密封垫被压紧、接触、渗透。接触状态分布均匀、呈对称形式。密封垫与阀体唇边接触状态为粘着，表明其接触密封良好。从接触中心沿接触面到两侧存在三种接触状态，依次为滑动接触区、近距离区和间隙区。滑动接触区为紧密接触区，两接触面相互渗透。由此说明，波纹管75.2 N的设计弹性力可将两接触面压紧，使接触区域起密封作用。 图5给出了接触对的Von-Mises等效应力分布情况，其中图5(a)为密封垫接触面上应力分布，图5(b)密封垫接触面上应力数值分布。图5(c)为阀体接触面应力分布。Von-Mises等效应力用来衡量波纹管弹力以及快卸连接器内静压力在密封接触处的接触应力分布。由图可见，接触区域最大的压应力位于接触密封处，密封垫、阀体接触面各自应力分布均匀。密封垫的最大应力值在材料的许允范围内，满足设计要求。从应力分布来看，正常连接下，波纹管提供的轴向力可使得阀体和密封垫接触面产生足够大的应力以维持接触面间的微量渗透，从而达到接触密封作用。
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user: 4. 密封试验验证 用氦质谱正压检漏方法对本文所述气体快卸连接器进行氦质谱检漏。按容积积累法要求 [ 7 ] ，首先将气体快卸连接器置于积累容器中，将积累容器封闭，给气体快卸连接器充0.1 MPa氦气，积累10 min后，用吸枪通过容器的检漏孔进行检测。图6所示为容积积累法工作示意图。 表1所示为试验所用仪器和设备。经国家低温容器质量监督检查中心检测，该气体快卸连接器在连接时充氦气压力0.1 MPa下的漏率为4.5 × 10 − 7 Pa∙m 3 /s，满足漏率 ≤ 1 × 10 −6 Pa∙m 3 /s技术指标要求。
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user: 5. 结论 本文设计了一种插拔式气体快卸连接器，并对其进行了密封性能的数值仿真计算和试验验证。结果 图4. 接触对接触状态 图5. 接触面应力分布 图6. 标准试验系统结果曲线 Table 1 Instruments and equipment for testin 序号 仪器或设备名称 型号 测量范围 编号 有效期 1 氦质谱检漏仪 HLT260 1 × 10 − 1 ~5 × 10 − 13 Pa∙m 3 /s 4011016265 由校准漏孔在线比对 2 正压漏孔 CL-004 1.61 × 10 − 7 Pa∙m 3 /s BG447706-T 经过校验 3 压力表 2.5级 0~2.5 MPa 20100825-03 经过校验 4 检测系统情况 / 有效最小可检漏率： 7 × 10 −9 Pa∙m 3 /s / / 表1. 试验所用仪器和设备 表明，该气体快卸连接器密封性能良好，各项技术指标满足设计要求，并成功应用于型号产品中。
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user: 摘 要 对2011~2016年间贵金属期货价格对数收益率时间序列数据，总结了基本统计特征，建立了ARMA-GARCH模型和EGARCH模型并进行了风险值分析。在此基础上，建议了一种具有更多获利机会的初选贵金属期货品种池的策略。 关键词 :贵金属，期货，GARCH模型，风险值 Copyright © 2018 by authors and Hans Publishers Inc. This work is licensed under the Creative Commons Attribution International License (CC BY). http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/
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user: 1. 引言 在期货市场，贵金属具有保值、增值、抵抗通胀的金融功效。近年来随着我国贵金属市场交易规模逐年扩大，对贵金属期货价格的运行特征进行比较系统的研究日益受到金融业界的重视。从技术层面上看，由于受到我国期货市场观测数据量的限制，试图利用诸如Copula等常规统计方法研究80多个期货价格精确的联合概率分布函数及其相应的投资组合问题其难度是相当大的。另一方面，任何金融投资机构由于受到有限资金量等客观因素的限制，不可能在同一时间对所有的期货产品进行投资。投资机构更倾向于选出若干个风险较小且有更多获利机会的期货产品进行投资。 关于贵金属相关的期货产品，国内较少能够找到以其相关的时间序列分析研究。基于此，本文总结了我国贵金属期货价格对数收益率序列(lrt)的基本统计特征，建立了相应的ARMA-GARCH模型、EGARCH模型并进行了风险值计算。基于这些统计指标，建议了一种如何从市场上交易的贵金属期货产品中优选出最有可能盈利且风险较小的期货产品池的策略。这一预选出的期货产品池由于其投资品种数目少，有利于今后的期货交易投资组合策略的研究。
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user: 2. 贵金属合约数据的基本统计特征 本文考察2011.1~2016.12期间的贵金属产品，由于期货合约交易时间普遍较短，不具有充分的日交易数据进行时间序列分析，故在此选择交易日期数超过200天的期货品种(即针对每年年底交割的期货合约)，总计83个合约，对每个期货合约的对数收益率序列进行诸如平均值、中位数、偏度值、峰度值、Jarque-Bera正态性检验以及自相关性等统计指标的数据分析。 图1将每个产品的对数收益率按照其偏度值(skewness)和峰度值(kurtosis)作图，x轴代表偏度值，y轴代表峰度值(即是否尖峰，备注：此处的峰值是指超额峰值，即超过正态分布峰值的值——峰值减去3)。可以明显观察到，所有的贵金属期货产品的峰度值均为正值。通过聚类分析，数据散点图被一个明显的双翼型曲线分成三个部分，铷、钌等贵金属处于双翼型上边的中央部分，偏度值集中在(−0.25， 0)，峰度值在(1， 3)之间。图中双翼型曲线的左翼区域集中了2011~2014年的品种，包括锌、银、金、线材等，右翼区域集中包括锌、银、铜等品种，大多属于2015~2016年间的合约。 从图1可以看到2015~2016年的品种的偏度大多为正值，2011~2014年的品种的偏度大多为负值，这一结果可能与市场行情相关。2015~2016年商品市场偏牛市行情，故偏度大多为正值；2011~2014年商品市场偏熊市行情，故偏度大多为负值。而位于双翼型上边的铷、钌等期货品种在2015年前后的偏度特征与市场的牛熊并无明显的关联。 目前市场上较受欢迎的投资原则是在风险程度较小的水平上获得更高的收益率。在牛市中，可以考虑图1中右翼区域低峰度右偏的期货品种做多。偏度右偏代表预期有更多可能获得一个较高的平均收益水平，低峰度代表波动率位于一个较大的范围内，对于偏重于实施低买高卖差价交易的投资机构，相对容易获取更高的价差操作收益。同理，熊市中可以考虑图1中左翼区域低峰度左偏的期货品种做空。
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user: 3. ARMA-GARCH建模 3.1. 示例分析 限于篇幅，本文从83个期货合约中选取沪锌1612 (zn1612)和沪铝1401 (al1401)这两个有代表性的期货品种的建模结果进行详述。本文所采用的建模方法可以参考文献 [ 1 ] 和 [ 2 ] ，相应的Eviews操作可以参考文献 [ 3 ] 。 3.1.1. 沪锌1612 (zn1612) 由对数收益率的直方图和经验分布曲线图(图2)可得对数收益率整体分布与正态分布有明显差距，且有十分显著的尖峰效应，主要集中在(−0.02， 0.02)区域中；从图3的Q-Q图中可以得到同样的结果。进一步进行Box-Ljung检验，p值为0.0007341，可知对数收益率有明显的自相关性。 由图4的ACF图可得滞后水平为3、15、20的自相关度在5%水平下显著，故进行ARMA模型拟合和ARCH检验。再对通过ARMA模型剩下的残差进行是否具有GARCH效应的检验并对其建立GARCH模型，数据的一部分自相关性由GARCH模型反应，故ARMA模型的拟合结果出现降阶情况。ARMA模型对应的估计值方差为0.000207，对数似然函数值为653.5，AIC值为−1299，AICc值为−1298.83，BIC值为−1285.23。 图1. 偏度值和峰度值 最后拟合了均值为0.002269384的ARMA (1，1) + GARCH (1，1)模型，t时刻对数收益率r t 所拟合的方程为 图2. 对数收益率的直方图和经验分布曲线图 图3. Q-Q图 3.1.2. 沪铝1401 (Al1401) 与沪锌1612的分析过程相同，图5为沪铝1401对数收益率的直方图和经验分布曲线图，图6为Q-Q图，图7为ACF图。最后拟合了平均值为−0.0005671886的ARMA (0，1) + GARCH (0，1)模型，其相应的方程为， 图4. ACF图 图5. 对数收益率的直方图和经验分布曲线图 图6. Q-Q图 图7. ACF图 其中ARMA模型中对应的估计值方差为0.00002138，对数似然函数值为903.33，AIC值为−1800.66，AICc值为−1800.55，BIC值为−1790.37。 3.2. 结果分析 同3.1中两个示例，其他81个合约结果的建模结果与其相似。总体来说，所有的样本都呈现了明显的尖峰性，平均数均在0附近，基本可以视为0，且具有明显的自相关性，可以通过ARMA模型来拟合，其残差有较为明显的ARCH效应，可进行GARCH建模。
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user: 4. EGARCH模型 金融产品波动率对正的资产收益率和负的资产收益率的反应具有非对称效应，限于篇幅，本文依据文献 [ 2 ] 的方法并仅以沪锌1612和沪铝1401为例考察它们的EGARCH建模结果。 4.1. 沪锌1612 对沪锌1612所建的EGARCH模型为 C(3) = −0.102460在5%水平下显著，该股票杠杆效应不明显。当a t − 1 < 0时，它给条件方差的对数带来的冲击大小为0.138832倍；当a t −1 > 0时，它给条件方差的对数带来的冲击大小为−0.066088倍。图8左子图所示的信息冲击曲线可直观看出沪锌1612对利空和利多消息的反应不对称，利空消息产生的波动稍大于利多消息，但都很微弱。 4.2. 沪铝1401 对沪铝1401所建立的EGARCH模型为 C(3) = 0.219863在5%水平下显著，该股票杠杆效应不明显。当a t −1 < 0时，它给条件方差的对数带来的冲击大小为0.011924倍；当a t −1 > 0时，它给条件方差的对数带来的冲击大小为0.204672倍。如图8右子图所示的信息冲击曲线可直观看出沪铝1401对利空和利多消息的反应不对称，利多消息产生的波动稍大于利空消息，但都很微弱。 4.3. 结论 同上述两个示例，其他81个合约结果的建模结果与其相似。总体来说，所有的样本对正的资产收益率和负的资产收益率有非对称效应，且波动都很微弱。
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user: 5. 风险值(VAR) 根据文献 [ 1 ] ，5%风险值的计算公式为 ，其中K表示资金数量，U 0.05 表示 图8. 信息冲击曲线图 图9. Q-Q图 图10. Box图 基于本文所建ARMA-GARCH模型进行模拟所获得的下5%分位数，Sd表示样本方差。以单一期货品种沪锌1612为例，预估一年的交易天数为220，该品种的对数收益率并非正态分布，故由模拟出的Q-Q图9可得最左侧5%的分位数的模拟均值为1.75σ，样本方差为0.000207。投资者持有一百万元该期货的1年期合约的5%VAR为373，452元。 对83个期货产品按照图1的偏度—峰度图左中右三部分分类，分别做Box图10，可以看出图1中右翼期货品种(偏度值为正)的VaR分布较其他两类更为集中，且VaR的中位数低于其他两类。故图1中牛市右翼区域的期货品种风险值比熊市左翼区域品种的风险值普遍偏低，机翼上部区域期货品种的风险值中位数高于左右机翼两个部分。这从一个侧面支持了从图1机翼型右边区域选择做多期货池及左边区域选择做空期货池的观点。
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user: 6. 结论 本文从数据的基本统计特征、ARMA-GARCH模型、EGARCH模型、风险值四个部分对贵金属相关的期货品种在2011~2016年间的对数收益率进行了分析，建议了一种在牛市和熊市选取以贵金属为标的的期货品种池的策略，以供业界参考。
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user: 摘 要 依据朗肯循环工作原理，利用Visual C++高级语言开发出可视化的工业汽轮机热力计算软件，适用于以凝汽式或背压式工业汽轮机为拖动设备的水泵、风机、压缩机等场所，提高了设计计算效率和准确度。 关键词 :工业汽轮机，热力计算，水和水蒸气性质，软件开发 Copyright © 2018 by authors and Hans Publishers Inc. This work is licensed under the Creative Commons Attribution International License (CC BY). http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/
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user: 1. 引言 工业汽轮机是一种以蒸汽为工质，并将蒸汽的热能转换为机械功的旋转机械，是指除中心电站用汽轮机和船舶用汽轮机以外的，主要用于工业生产中作为工厂自备电站或区域发电站用以及驱动用的变转速汽轮机 [ 1 ] 。按热力过程可分为背压式、凝汽式、抽汽凝汽式和抽汽背压式。 工业汽轮机热力计算主要包括求解蒸汽流量、耗汽率及进、排汽相关附属参数。目前，工业汽轮机热力计算方法主要有两种，一种通过人工手算或Excel表格进行半自动化计算的程序 [ 2 ] ，手算工作量繁琐，容易混淆，Excel表格计算需要人工干预，后期修改略显困难；另一种采用C、Basic、Fortran等过程语言编写的程序，该方法可实现自动计算，工作效率较前一种计算方法已有较大提高，但仍存在通用性差、开发技术缺乏先进性、用户界面不友好等问题。本文依据朗肯循环工作原理，利用Visual C++高级语言开发出通用性强、可视化程度高、易操作的计算软件，以提高设计计算的效率和准确度。
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user: 2. 热力计算原理及方法 2.1. 热力计算原理 朗肯循环是指以水蒸气为工质的一种理想循环过程 [ 3 ] ，主要包括等熵压缩、等压加热、等熵膨胀、以及一个等压冷凝过程，用于蒸汽动力装置循环。图1是朗肯循环示意图，由给水泵、锅炉、汽轮机和冷凝器四个主要装置组成。水在水泵中被压缩升压，然后进入锅炉被加热汽化，直至成为过热蒸汽后进入汽轮机膨胀作功，作功后的低压蒸汽进入冷凝器被冷却凝结成水，再次回到给水泵中，完成一个循环，见图1。 工业生产中电站风机、压缩机、集中供热系统热网泵所用凝汽式、背压式工业汽轮机，正是基于朗肯循环工作原理，以蒸汽为工质，以冲击方式由喷嘴高速喷射叶片带动汽轮机转子高速旋转，并将蒸汽的热能转换为机械能，通过联轴器驱动风机、热网泵转动，其排汽可用于其他热力系统的加热热源，以实现热、功联产的目的。 2.2. 热力计算方法 工业汽轮机热力计算的目的在于在给定进汽压力 p 1 、进气温度 t 1 、排汽压力 p 2 、汽轮机效率 η T 和汽轮机轴功率 P s 条件下，能够快速准确地计算出蒸汽耗量G和实际耗汽率d。 对于理想循环，高温高压蒸汽在汽轮机内绝热膨胀作功，对应过程1~2，则每千克蒸汽在在汽轮机内可逆绝热膨胀作出的技术功为 w t = Δ h 0 = h 1 − h 2 (1) 式中， w t ——理想循环汽轮机作出的技术功，kj/kg； Δ h 0 ——理想循环比焓降，kj/kg； h 1 ——进汽比焓，kj/kg； h 2 ——理想循环排汽比焓，kj/kg。 对于实际循环，考虑摩阻损耗等因素，蒸汽动力装置中的全部过程都是不可逆的，尤其是蒸汽经过汽轮机的绝热膨胀与理想可逆过程的差别较为显著。图2为蒸汽在汽轮机内实际作功过程的h-s图。 图中，1~2为理想工况下的可逆绝热膨胀过程，1~2act为考虑汽轮机中不可逆损失的实际膨胀作功过程，则蒸汽经过汽轮机时实际所作的技术功为 w t ， a c t = Δ h a c t = h 1 − h 2 a c t (2) 式中， w t ， a c t ——实际工况下汽轮机作出的技术功，kj/kg； Δ h 0 ， a c t ——实际工况下比焓降，kj/kg； h 1 ——进汽比焓，kj/kg； ——实际工况下排汽比焓，kj/kg。 汽轮机内蒸汽实际作功 w t ， a c t 与理论功 w t 的比值叫做汽轮机的相对内效率，简称汽轮机效率，其大小由生产厂家据大量试验结果提供，以 表示，即 η T = w t ， a c t w t = h 1 − h 2 a c t h 1 − h 2 (3) 若再考虑工业汽轮机与其被驱动设备之间轴承等处的机械损失，则工业汽轮机输出的有效功率，即轴功率为 图1. 朗肯循环示意图 图2. 汽轮机中的不可逆过程 P s = η m η T P 0 = 1 3.6 η m η T G ( h 1 − h 2 ) (4) 式中， P s ——工业汽轮机实际输出的轴功率，kW； P 0 = G ( h 1 − h 2 ) ——工业汽轮机理想输出功率，kW；G——蒸汽耗量，t/h； η m ——机械效率；3.6——单位换算系数。 由式(4)得到工业汽轮机蒸汽耗量 (5) 根据耗汽率d的定义，即装置每输出单位功量所消耗的蒸汽量，则工业汽轮机实际耗汽率为 d = 3.6 G P s (6) 式中，d——工业汽轮机实际耗汽率，kg/(kW∙h)。 2.3. 进排汽相关参数的求解 实际工程计算过程中，除工业汽轮机蒸汽耗量、实际耗汽率外，往往需要同时计算诸如进排汽比焓、进排汽密度、进排汽饱和温度等参数，以便于工程后续相关设计计算。 本文藉助国际通用的IAPWS-IF1997工业公式 [ 4 ] 求解各状态点相关参数值，并可根据该点压力、温度、比焓、比熵大小自动判定所属区域 [ 5 ] 。水和水蒸气热力学性质的新工业标准“IAPWS-IF1997工业公式”，包括了计算水和水蒸气热力学性质的所有方程，共分为五个区，见图3。该公式是水和水蒸气性质国际协会(IAPWS)于1997年在德国Erlange召开的年会上确认的国际标准，IF97公式计算精度高，计算范围涵盖广，成为了水和水蒸气热力性质计算分析的重要理论依据。
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user: 3. 软件开发 由于Visual C++则具有良好的图形和用户交互式界面，且同时具有强大的科学计算功能，因此本软件的计算部分和软件界面全部通过Visual C++来实现 [ 6 ] [ 7 ] ，编制出可在Windows操作平台上稳定运行的工业汽轮机热力计算软件。 图3. 区域和IAPWS-IF97方程 图4. 工业汽轮机热力计算软件主界面 MFC类库是微软基础类库，是VC++程序设计的核心，在MFC中，对话框的功能被封装在了CDialog类中，本文利用AppWizard来创建基于对话框的工业汽轮机热力计算软件应用程序。首先创建对话框类，其次为对话框类加入与控件相对应的成员变量，为对话框进行初始化，最后增加对控件通知消息的的处理。程序变量参数与对话框控件之间的数据交换和验证通过DoDataExchange()函数实现，如下： 基于对话框的可视化工业汽轮机热力计算软件主界面见图4。