DreamBlooms/HansPub-15000-to-45000 huggingface dataset:
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user: 摘 要 凝结水泵是电厂中的重要辅助设备，保证其正常出力，对机组的稳定运行十分重要。针对某电厂220MW机组凝结水泵在调试阶段几次启动时出力数据进行了讨论，确定1号机组凝结水泵出力不足，在所采集实时运行数据的基础上，结合原设计参数及现场情况，对该电厂凝结水泵出力不足问题进行了改造，消除了凝结水泵出力不足的设备缺陷，提高了凝结水泵运行的安全性和经济性。 关键词 :火电厂，凝结水泵，整套启动，出力，改造
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user: 1. 引言 凝结水泵是电厂凝结水系统中重要的设备，用于将凝汽器热井中的凝结水抽出，经凝结水泵增压后，依次经过轴封冷却器、各低压加热器，最后进入除氧器，再由给水泵输送到锅炉，过热产生蒸汽通过汽轮机做功后再回到凝汽器，完成一个热力循环 [ 1 ] 。本文针对越南某电厂1号机组凝结水泵在试运过程中出力不足问题进行了讨论，并提出了相应的解决方法。
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user: 2. 设备简介 越南某电厂2 × 220 MW机组为N230-16.7/538/538型亚临界、一次中间再热、单轴、三缸双排汽、凝汽式汽轮机。每台机组配备2台凝结水泵，凝结水泵一台运行，一台处于备用状态。凝结水泵基本参数见表1。
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user: 3. 凝结水泵出力不足的问题分析 3.1. 首次启动时凝结水泵存在的问题 1号机组首次带高负荷时，发现一台凝结水泵只能带200 MW负荷。带满负荷时，需要启动两台凝结水泵运行。根据收集的机组带200 MW负荷时一台凝结水泵运行时的数据和水泵厂提供的凝结水泵铭牌数据相比(见表2)，差距明显。 从上表看，凝结水压力远低于铭牌出力，而流量又远小于铭牌流量，电机电流也小于额定电流。说明泵的出力偏小很多，否则当扬程远小于铭牌扬程时，流量肯定要比铭牌流量大很多，电流也一定超出额定电流 [ 2 ] 。 3.2. 第二次机组启动时凝结水泵存在的问题 3.2.1. 第二次机组启动前的改善 针对第一次机组启动时凝结水水泵出力不足的问题，在第二次机组启动前进行了以下工作：1) 对凝结水流量表进行了重新效验 [ 3 ] ；2) 对3号低加疏水不畅进行了改造，改造后3号低加疏水不再排入凝汽器，全部回收到2号低加，减小了总的凝结水量，减轻了凝泵的负担；3) 专门做了凝结水杂用水流量及漏量试验。当低负荷时杂用水阀门全开，流量只18 t/h。全关时，漏量都很小。减温水及杂用水总门开关前后进行比较，漏量很少，大负荷时都可以不考虑；4) 在本次启动前，又做了凝结水泵只打再循环时的试验。凝结水压力、流量、凝泵电机电流的数据见表3。 3.2.2. 第二次次启动后凝结水系统的主要数据 第二次机组启动后，在200 MW负荷时观察一台水泵运行，机组从200 MW负荷再升负荷前又启动了另一台备用凝泵，二台凝泵并列运行，凝结水系统的主要数据见表4。 Table 1 The basic parameters of condensate pum 项目 参数 水泵型号 B550-8 型式 立式、多级筒体泵 流量/(t/h) 626 扬程(H 2 O)/m 295 轴功率/kW 554 关闭压头(H 2 O)/m 368 额定功率/kW 630 额定电流/A 65.9 额定电压/V 6000 转速/(r/min) 1480 表1. 凝结水泵基本参数 Table 2 200 MW load operation of the first set of a condensate pump outpu 负荷 (MW) 凝结水压力 (MPa) #1、2低加流量 (t/h) 冷渣器流量 (t/h) 总流量 (t/h) 凝水调门开度 (%) 电机电流 (A) 200 1.71 474 85 539 76 83%(旁调) 55.3 铭牌 2.6 626 65.9 表2. 机组首次带200 MW负荷运行时一台凝结水泵出力 Table 3 Parameters of condensate pump recirculatio 凝水再循环门开度 凝结水压力(MPa) 凝水流量(t/h) 电机电流(A) 70% 2.57 314 56.3 80% 2.45 346 56.7 90% 2.31 376 57.6 100% 2.22 392 57.6 表3. 凝结水泵再循环时参数 Table 4 Parameters of condensate water system at the time of the second loa 负荷 MW 凝水压力 Mpa 1、2#低加流量 t/h 冷渣器流量 t/h 总流量 t/h 凝水调门开度 % 电机电流 A 再循环开度 % 凝泵运行台数 200 1.93 417 87 536 81.8 55.1 0 1 220 2.94 650 (包括再循环流量) 118 590 73 50.6×2 50 2 表4. 机组第二次带负荷时凝结水系统参数 从表3可看出，当70%再循环开度时，凝结水压力最接近凝结水水泵铭牌扬程值，但凝结水流量仅为314 t/h，而且从电流和压力也可看出，凝结水泵出力偏小；从表4可以看出，220 MW和200 MW负荷比较，凝结水流量差54 t/h，凝结水泵的厂用电几乎多用了84%，损失较大 [ 4 ] 。从两次启动数据和试验分析，可以肯定凝结水泵出力小于铭牌出力，且小很多，估计要有20%以上(其中10%是应有的余量)。
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user: 4. 凝结水泵泵出力不足改造 [ 1 ] - [ 5 ] 针对1号机凝结水泵出力不足的问题，及现场的实际情况，在停机消缺期间对1号机组凝结水系统进行了以下的改造。 1) 为保证旁路调门全开时冷渣器的用水量，冷渣器进水接口改接到轴加前，改后等于增加轴加进出水门及轴加的阻力作为增大的压差。如图1，图2所示。 2) 以上系统改后：大负荷时可先把旁路调阀全开，以增大凝水流量。在冷渣器水量可以保证同时，还可以考虑开电动旁路门。 3) 原来每台冷渣器进水门设置两个，其后还有逆止门，为减小系统阻力取消了一个进水门和其后逆止门。 4) 大负荷运行时，可适当开启冷渣器进水调门旁路手动门。待每台冷渣器进水门改电动门后，更可常开旁路手动门(先开50%试试)。 5) 冷渣器出水温度跳闸保护原为95℃，改到100℃跳闸。对冷渣器冷却水的要求相应降低。凝结水流量因冷渣器降低要求而进一步减低系统阻力而增大。 6) 为了尽量减小凝水系统的泄漏将再循环的一道手动门改电动门，防止漏水。 7) 轴加进出水门取消，旁路门取消。改后减少了系统阻力，能增加凝泵流量。 8) #3、#4低加的小旁路改成大旁路形式，改后减少了凝水系统的阻力。可增加泵的流量，又不影响冷渣器的压差。因是国产阀门，二个阀门约有0.005 Mpa的阻力，大约又可增加凝泵10 t/h，凝水流量大也反可促使冷渣器压差打，有叠加好处(如图3，图4所示)。 9) 对凝泵进行增容。据厂家介绍，凝泵还可以增容50 t/h流量。(前面数据分析，电机有余量)，能增容50 t/h流量，已能勉强一台泵带上220 MW负荷(但没有余量可用)。
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user: 5. 改造后 机组消缺结束后再次启动，1台凝结水泵在升负荷的时调整冷渣器冷却水流量在130 t/h流量，锅炉冷渣器能满足运行要求，且回水温度正常 [ 6 ] 。因为机组在200 MW运行时副调全关，主调门已经开至80%，基本上没有调节余量。所以机组在200 MW负荷时调整凝结水运行方式，除氧器上水副调全开，主调投入自动调节水位，凝结水系统运行正常。机组继续升负荷至220 MW后稳定运行，满负荷时凝结水泵工作正常，具体数据见表5。 图1. 冷渣器进水接口改接前 图2. 冷渣器进水接口改接后 图3. #3、#4低加旁路改造前 图4. #3、#4低加旁路改造后 Table 5 Operation data of 1 sets of condensate pump with full load (220 MW 负荷 MW 凝水压力 Mpa 1、2#低加流量 t/h 冷渣器流量 t/h 总流量 t/h 凝水调门开度% (主/副) 电机电流 A 再循环开度 % 凝泵运行台数 220 1.79 358 167 564 49.6/100 54.3 0 1 表5. 机组1台凝结水泵带满负荷(220 MW)时运行数据
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user: 6. 结论 通过对凝结水泵出力不足现象的分析和对系统进行改造，1台凝泵带220 MW满负荷可行，避免了720 h运行期间启动2台凝结水泵、机组无备用泵组的情况发生，确保证了机组安全，稳定，经济运行[ 5 ] 。
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user: 摘 要 对木结构进行剩余寿命预测需要从材料层面考虑木材的腐朽、虫蛀、干缩裂缝和持续荷载对木材长期抗力的影响。木构件腐朽深度的增大和木材强度的降低是腐朽引起木材长期抗力降低的主要原因，构件中的虫洞数量和虫洞深度减小了构件的有效横截面积是虫蛀对木材长期抗力降低的主要影响。因此，本文从木材腐朽和虫蛀的角度，分析总结了木构件耐久性预测模型研究进展，包括地面木构件腐蚀随时间变化的模型，与土壤接触的地面木构件的腐朽模型，地下木桩的腐蚀模型和虫蛀的可靠度模型等。并在此基础上，指出腐朽机理的研究，考虑各种环境因素建立更加合理的腐朽规律和虫蛀规律是有待解决的关键问题。 关键词 :腐朽预测模型，虫蛀可靠度模型，木构件
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user: 1. 引言 木材是由纤维素、半纤维素和木质素等多种组分构成的复杂高分子聚合物，具有粘弹性和可回收性，而且，废弃建筑木材也不会对环境造成污染，因此在国外，如美国，澳大利亚、日本等都在进行大规模木结构的建设。但由于木材受外界环境影响较大，温湿度变化、木材腐朽、虫蛀、干缩裂缝和扣件腐蚀都会引起木构件长期强度的降低，从而造成木结构的抗风抗震承载力和耐久性的降低[ 1 ] 。例如：澳大利亚的很多住宅由于扣件腐蚀引起构件退化，致使很多木结构住宅在风荷载的作用下发生破坏；在1994年的美国Northridge地震和1995年神户大地震中多数木结构住宅倒塌破坏严重 [ 2 ] ，究其原因，主要就是由于木材腐朽和白蚁攻击引起的结构承载力降低所致。因此，国内外学者对木材的耐久性的进行了深入细致的研究。 木结构耐久性的研究主要集中在外界因素对木材承载力的影响和木构件防腐防蛀方法两个方面。而各种外界因素对木材长期承载力影响规律和预测模型构建，是评价木结构耐久性的基础，可为木结构的维护和修复提供依据，有效地预测木结构的承载性能变化，减少木结构事故的发生以及由此造成的生命财产的损失。因此，本文对木构件在长期使用条件下，构件腐朽和虫蛀随时间变化的规律进行了分析总结，并对考虑各种环境因素下的木材腐朽随时间变化的模型，包括地面木构件材料腐蚀随时间变化的模型，与土壤接触的地面木构件的腐朽模型，地下木桩的腐蚀模型，以及虫蛀随机模型等进行了分析综述。在此基础上，提出今后重点研究的方向，以期为国内木结构的现状评价和剩余寿命预测奠定基础。
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user: 2. 木构件的腐朽虫蛀预测模型的研究现状 影响木构件承载力的因素除了持续荷载(duration of load， DOL)效应 [ 3 ] 外，还有木材的腐朽、虫蛀、干缩裂缝和连接件的腐蚀等。澳大利亚以Robert H. Leicester为首的CSIRO研究机构从上世纪九十年代开始进行这方面的研究，他们分别对地下埋置的木材、地面上的木材、在海洋环境下的木材的随时间变化的腐朽规律 [ 4 ] - [ 6 ] 进行长期的系统的理论和试验研究，得到了木材腐朽规律；并对木材在白蚁攻击引起的木材虫洞的出现规律进行了调查和专家咨询统计 [ 4 ] - [ 8 ] ，得到虫蛀随时间变化的关系。这些研究成果对分析木材强度随时间降低的规律有非常重要的意义。综合各项研究成果，Robert H. Leicester等人编制了相应的木结构耐久性分析软件，考虑了澳大利亚各个地区的气候特点，如年平均降雨量、平均温度、大气压等 [ 6 ] 。部分研究成果已编入澳大利亚木结构耐久性设计规范中。最近，考虑木材种类、腐朽深度、虫洞的出现及周围环境的随机性，又提出的各类情况下木构件的随机设计过程 [ 8 ] [ 9 ] ，并将其应用到木构件设计的可靠度分析中。而在我国由于地域宽广，树种繁多，现代木结构才刚刚起步，尚未引起国内学者对木结构耐久性的重视，关于木材腐朽规律研究也才刚刚开始，中国林业科学研究院木材工业研究所的杨忠和江泽慧等人从2003年开始对木材的初期腐朽规律进行了研究，重点在于对初期腐朽对木材的危害及快速检测的研究 [ 10 ] [ 11 ] ，关于木材随时间的腐朽规律的研究未见报道。
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user: 3. 腐朽–时间模型 影响木结构耐久性的一个关键因素是木材的腐朽程度，因此，对木结构进行耐久性设计首先要有一个合理有效的耐久性预测模型。澳大利亚的Leicester R.H.等人 [ 5 ] [ 9 ] [ 12 ] - [ 14 ] 对澳大利亚的各个区域不同外界环境下的木构件进行了长期系统的地埋腐朽试验，得到了不同外部环境下的木构件的腐朽时变模型。 影响真菌对木材腐朽速度的因素有木材种类、含水量、温度、防腐处理和周围可获得氧气等。如果木材与土壤相接触，土壤中的水分将影响木材的含水量，同时还可能带入化学物质。对未做防腐处理的结构，长期外露的木构件会出现干缩裂缝，导致雨水和真菌孢细胞较容易地通过木材的坚硬保护层进入木材内部，加速木材的腐朽 [ 12 ] [ 13 ] 。因此，木材腐朽预测模型根据所处位置的不同应分别考虑地下木材(in-ground timber)、与土壤接触的外露木材(exposed timber in ground contact)、地面以上不与土壤接触的木材(above-ground， exposed timber)和防腐木材(protected timber) [ 14 ] 。研究表明：只有当木材中存在自由水时真菌才会成活，即含水量接近或超过木纤维饱和点时，木材才会被真菌攻击。因此，不论哪种情况，在地域条件、木材种类确定的前提下，确定木材腐朽预测模型的关键问题是对木构件温度的历史预测和获得含水量随时间变化的规律。 3.1. 地下木材(In-Ground Timber)的腐朽预测模型 该模型适用于在结构中埋入地下的木桩的腐朽预测。它是建立在澳大利亚不同气候条件下的木试件的长期地埋试验数据的基础上，根据这些数据，Leicester R.H.等人 [ 9 ] 将澳大利亚的树种分为四个地下退化等级，并且对这些数据进行标准化，得到木材腐朽率的理想量化模型，如图1所示。 由图1可以看出，该模型为线性变化模型，t lag 为木材从埋入地下到开始腐朽的时间，斜率r为木材腐朽率。虽然该模型是针对澳大利亚的地域和气候条件提出的，但是综合了澳大利亚各种地理环境后得到的理想模型，适合各类外界条件，关键要确定适合国内木材的相应的t lag ，和腐朽率r即可。 3.2. 与土壤接触的外露木材的腐朽预测模型(Exposed Timber in Ground Contact) 这类模型适合在木结构中部分埋入地下的木桩或电线杆的腐朽预测。对这类模型必须考虑土壤和木材间水的移动、土壤性质和气候等。Leicester R.H.等 [ 4 ] [ 5 ] 曾在澳大利亚的近15个地区对50 × 50 × 500 mm 图1. 地下木材的腐朽深度–时间模型 [ 9 ] 的木方进行了的现场土埋耐腐试验。最初的目的是为了对木材进行耐久性分级，但该数据按腐朽深度整理分析后分别得到了未做防腐处理和CCA防腐处理的木方的腐朽深度与引起构件破坏的时间之间的关系，如图2、图3所示。由图3可以看出，CCA防腐剂的残留量对木构件使用期的耐腐性有很大影响，残留量越大，防腐效果越好。虽然这组曲线具有较强的地域局限性，但发展规律应适合任意地区，具体参数的标定需由具体试验得到。即便如此，对预测模型的标准化也非常有意义。 3.3. 地面以上不与土壤接触的木材(Above-Ground， Exposed Timber) 这种情况适合对木结构中的木梁、木楼板和不与土壤接触的木柱(如有柱础的木柱)的腐朽程度进行预测。要获得这种情况的量化模型，考虑的主要因素是湿度和时间的关系(time-of-wetness)，它可以通过统计年雨水量、风向、风速和雨滴的终速等得到；另外木构件外表面的处理对减小表面湿度吸附的影响也很大，由于气候的影响使木材出现的干缩裂缝也会使有效截面减小，加速真菌入侵。根据这一思路，澳大利亚已经获得一些有助于建立量化模型的研究成果；而我国则在对一些古旧木材的测量加固中获得一些数据，提出了一个初步古旧变质层厚度的计算公式。 3.3.1. 澳大利亚的预测模型 Leicester R.H.等人 [ 6 ] 采用了大量统计数据形成关于澳大利亚境内的所有地区的腐朽灾害地图索引，在进行木结构的耐久性设计研究中，通过查找对应地区的地图索引值，再考虑其他各种因素影响后进行修正。修正系数包括自然耐久性参数、木材参数、安装影响参数、防腐处理参数和干缩率影响参数等。这种方法仍然没有使模型量化，不能满足对木结构的剩余寿命预测的量化模型的要求。 建立量化腐朽模型的主要困难在于没有足够的地面伤木材腐朽试验数据进行模拟和验证，无法获得地面上木材的腐朽随时间变化的规律。文献 [ 5 ] 给出了1972年在墨尔本测得的两条暴露在外的墙表面和有悬挑遮盖的墙表面的时间－湿度曲线，这条曲线表明一栋房屋的不同部位含水量也不同，这就使地面上木材的腐朽规律更加复杂。如果在进行耐久性分析时，只考虑平均含水量较大，湿度变化较剧烈的结构部位对结构的影响，这一问题将得到简化。在对这些关键部位进行分析时，若假定在一般的外界环境下木材的湿度变化曲线形式具有相同的趋势，那么，通过气象部门统计数据即可得到该地区的平均湿度和湿度变化规律，在已知木构件初始含水量的前提下，根据毛细管流的Brook-Corey模型 [ 5 ] ，推导木构件的含水量随时间变化的曲线，当木材的含水量达到纤维饱和点时，真菌腐蚀开始，从而进一步推导木材腐朽随时间变化的规律。 虽然到目前位置，由于受试验数据的限制，还没有得到确定的腐朽率，但至少已经知道，腐朽率r可以表示为关于温湿度和树种的某种函数形式： (2) 图2. 未经防腐处理的地面接触木材的腐朽深度–时间模型 [ 5 ] 图3. 地下CCA防腐木材的平均腐朽深度–时间模型 [ 5 ] (retention表示CCA防腐剂残余量) 式中，A为与采用树种相关的常数，可以通过现场试验数据标定得到， 表示温度和含水量超过标准值为28%的纤维饱和点的时间的函数，还需要进一步研究得到。 3.3.2. 国内古旧木材腐朽变质厚度模型 国内根据对古建筑木结构维修加固时的一些数据进行整理，给出了古旧木材的腐朽变质厚度的初估公式 [ 15 ] ： (3) 式中： 为古旧木材实际的变质层厚度，可现场多点抽样实测，统计标定。 为古旧木材的历史年代数， 为预期木材今后的继续使用年代数， 为估计达到预期年代的变质层厚度， 为考虑变质层厚度发展速度的指数参数，随年代而变化。根据少量的资料初步取：当 该模型没有较强的理论依据，但已经反应出腐朽深度与时间的关系，且在 时与澳大利亚提出的地埋木材的腐朽模型不谋而合，因此在有实测数据支撑的前提下，可以用来模拟地面上木构件腐朽规律。 3.4. 防腐木材的腐朽模型 如果在建造木结构房屋时对构件都进行了防腐处理，那么木构件的含水量的变化规律与以上各类情况不同，需专门对此类模型进行研究。由图3可以看出，CCA防腐剂的使用大大改变了木材腐朽速率；而且，防腐剂用来越大，腐朽速率越低。由图3可以推测，当防腐剂用量在一定范围时，腐朽深度与时间是双线性关系，当超过某一值时，这种关系将被打破。因此对防腐木材的腐朽预测模型不能简单套用以上的结论，需针对不同防腐剂种类、不同用量、不同树种和位置做系统研究。
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user: 4. 虫蛀随机模型 4.1. 虫洞与时间的关系 为了得到房屋的虫蛀规律，Leicester R.H.等人 [ 4 ] [ 5 ] 还对澳大利亚的木房屋进行了大量的统计分析，得到木结构内虫洞与时间的关系、虫洞深度随时间变化的关系，如图4、图5所示。同时还提出了白蚁攻击房屋的随机模型。 4.2. 白蚁攻击房屋的随机模型 白蚁攻击房屋的随机模型包含了图6所示的一系列事件 [ 7 ] 。这些事件包括在距离房屋50 m处白蚁建巢所用的时间t 1 、由巢移动到建筑物的时间t 2 ，突破防蚁屏障的时间t 3 ，在建筑中移动和使构件破坏的时间t 4 。 因此，可以认为虫蛀引起木构件破坏的时间模型可以表述为： (4) 其中，t i 为时间随机变量，主要是根据以往的害虫控制器的调查记录和进行专家问卷统计得到的 [ 16 ] [ 17 ] 。 在对大量统计数据分析的基础上，Leicester R.H.等人提出了房屋被虫蛀的时间的概率密度函数： (5) 式(5)中，a、b为分别参数，t为自房屋建成到被白蚁攻击的时间。由上述调查的数据分析得到，式中b = 0.0002，a为随机变量t的期望值，如图7所示。并由此得到了房屋被白蚁攻击的时间均值和方差。
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user: 5. 关键问题 根据对木材腐朽机理和在不同环境下的腐朽规律以及虫蛀规律的研究现状的分析可知，在我国未来需要解决的关键问题是： 1) 在国内对各个区域的主要木材进行腐朽规律的研究。虽然我国树种繁多，很难得到可以反映各个区域各个树种的统一的腐朽规律，但可以像澳大利亚一样分为几个主要区域对几种常见的在建筑结构中应用较多的木材的腐朽规律进行研究； 2) 木材腐朽影响构件的承载力的主要原因是引起了木构件横截面的有效面积、弹性模量和强度的减小，因此木材的腐朽规律主要放在木材腐朽深度随时间变化的规律上；在统计获得某区域的温湿度变化规律后，关键应分析温湿变化对木材腐朽规律的影响，并得到量化的腐朽深度–时间模型；由于腐朽深度受诸多因素影响，本身具有随机性，可以用随机理论来综合考虑得到腐朽深度的变化规律； 图4. 虫洞深度与引起房屋破坏的时间关系 [ 4 ] 图5. 房龄对虫蛀房屋比例的影响 [ 5 ] 图6. 白蚁攻击木结构的时间历程 [ 7 ] 图7. 房屋被白蚁攻击的概率密度函数：(a) a为正数；(b) a为负数 [ 7 ] 3) 虫蛀影响构件的承载力的主要原因是引起了木构件横截面的有效面积的减小，研究重点应放在虫洞数量和深度对构件承载力的影响上，但目前关于虫洞数量和深度随时间变化的规律还不明确，虽然澳大利亚已建立了白蚁攻击房屋的时间的概率密度函数，但各个阶段的时间变异系数太大，明显地影响了木结构的剩余寿命预测的准确度，而且无法据此建立虫蛀与木结构长期承载力之间的关系，因此，建立标准化的虫洞对构件有效面积损伤的规律是非常重要的。
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user: 摘 要 于2010年春季(5月)在长江口及邻近海域进行砂壳纤毛虫丰度和生物量的调查。砂壳纤毛虫的丰度范围为0~1362 ind/L，平均丰度为226 ± 243 ind/L；砂壳纤毛虫的生物量范围为0.00~5.97 μg C/L，平均生物量为0.54 ± 0.86 μg C/L。表、中和底层砂壳纤毛虫丰度和生物量的高值区一般分布在长江口外海域的中部；砂壳纤毛虫丰度和生物量均在表层达到最高值，随水深增加明显降低。共鉴定出砂壳纤毛虫9属22种，其中拟铃虫属(Tintinnopsis)种类最多。主要优势种为百乐拟铃虫(Tintinnopsis beroidea)、黏粘筒壳虫(Tintinnidium mucicola)和白领细壳虫(Stenosemella nivalis)。砂壳纤毛虫群落Shannon指数的平均值为1.05 ± 0.59，Pielou指数的平均值为0.66 ± 0.33。砂壳纤毛虫群落水体Shannon指数和Pielou指数的高值区主要分布在长江口外海域。 关键词 :砂壳纤毛虫，丰度，生物量，群落特征，长江口
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user: 1. 引言 砂壳纤毛虫是一类微小(10~200 μm)、具壳的单细胞原生动物，隶属于纤毛门(Ciliophora)，旋毛纲(Spirotrichea)，砂壳目(Tintinnida) [ 1 ] ；根据壳上有无外来颗粒，砂壳纤毛虫分为黏着壳和透明壳两大类[ 2 ] 。作为海洋微型浮游动物的重要组成部分，砂壳纤毛虫主要摄食pico-(0.2~2 μm)和nano-级(2~20 μm)浮游生物，同时被meso-级(200 μm~2 mm)浮游动物和鱼类幼体等所摄食，将微食物网和经典食物链有效地链接起来[ 3 ] [ 4 ] ，在海洋浮游生态系统中发挥重要的媒介作用。 长江口是我国最大的河口，长江巨大的径流及泥沙输入对长江口及邻近海域的水文条件、营养盐及浮游植物的分布产生巨大的影响[ 5 ] -[ 7 ] 。Chiang等[ 8 ] 和Yu等[ 9 ] 发现纤毛虫的分布与长江径流有重要的关系。本文报道2010年春季长江口及邻近海域砂壳纤毛虫丰度和生物量的分布特点及群落特征，为该海区浮游生态系统的研究提供背景数据。
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user: 2. 材料与方法 于2010年春季(5月7日~5月19日)在长江口及邻近海域进行浮游纤毛虫的调查，在受长江径流影响的海域及其邻近海域设置8个断面(Da、Db、Dc、Ra、Rb、Za、Zb及Zc)共36个站位(图1)，水深范围为12~70 m。在各站位分表层、中层和底层采水，每层取1 L水样装入塑料样品瓶内，用Lugol’s液固定，终浓度1%。 样品分析按照Utermöhl的方法[ 10 ] 进行，自然沉淀至少48 h，用虹吸管将水样上层清液小心吸出，剩余约150 mL，于阴凉处保存。取16 mL放于沉降杯内，在Olympus IX71倒置显微镜下100倍或400倍镜检。测量砂壳纤毛虫肉体的体长、体宽，按最接近的几何形状(如柱体、球体和锥体)计算体积。生物量由体积乘转换系数 (0.19 pgC/µm 3 ) [ 11 ] 得来。根据文献[ 12 ] -[ 15 ] 鉴定种类。 图1. 调查站位图，等值线为水深(m) 根据徐兆礼和陈亚瞿 [ 16 ] 的公式计算优势度(Y)，公式如下： ， 式中，n i 为第i种的个体数；N为总个体数；f i 为第i种在各个站位出现的频率。 砂壳纤毛虫群落的多样性采用Shannon指数( ) [ 17 ] ，均匀度采用Pielou指数(J) [ 18 ] ，其公式分别如下： ， ， 式中，S为物种种类数；P i 为第i种的个体数与总个体数的比值。
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user: 3. 结果 3.1. 丰度和生物量 砂壳纤毛虫的丰度范围为0~1362 ind/L，最大值出现在Db-7站的表层，平均丰度为226 ± 243 ind/L；砂壳纤毛虫的生物量范围为0.00~5.97 μg C/L，最大值出现在Db-7站的表层，平均生物量为0.54 ± 0.86 μg C/L。 3.1.1. 表层 表层砂壳纤毛虫主要分布在调查海域的北部，其丰度的高值区主要分布在长江口外Db断面的中部(Db-7站)及杭州湾外Ra断面的近岸海区(Ra-14站) (图2)。Db-7站百乐拟铃虫(Tintinnopsis beroidea)和钟状网纹虫(Favella campanula)丰度较高，分别为643和444 ind/L，其丰度之和占该站砂壳纤毛虫总丰度的80%；Ra-14站百乐拟铃虫和根状拟铃虫(Tintinnopsis radix)丰度较高，分别为616和332 ind/L，其丰度之和占该站砂壳纤毛虫总丰度的83%。 表层砂壳纤毛虫生物量高值区的分布与丰度类似，主要分布在Db-7站和Ra-14站(图2)。Db-7站钟状网纹虫(Favella campanula)和根状拟铃虫生物量较高，分别为3.66和1.27 μg C/L，其生物量之和占该站砂壳纤毛虫总生物量的83%；Ra-14站根状拟铃虫和百乐拟铃虫生物量较高，分别为1.97和0.78 μg C/L，其生物量之和占该站砂壳纤毛虫总生物量的72%。 3.1.2. 中层 中层砂壳纤毛虫主要分布在调查海域的北部，其丰度的高值区主要分布在长江口外Db、Dc断面的中部(Db-7站和Dc-10站) (图3)。Db-7站百乐拟铃虫和钟状网纹虫丰度较高，分别为456和277 ind/L，其丰度之和占该站砂壳纤毛虫总丰度的79%；Dc-10站黏粘筒壳虫(Tintinnidium mucicola)丰度最高(464 ind/L)，其丰度占该站砂壳纤毛虫总丰度的74%。 中层砂壳纤毛虫生物量的高值区主要分布在长江口外Db断面的中部(Db-7站) (图3)。Db-7站钟状网纹虫和根状拟铃虫生物量较高，分别为2.28和1.06 μg C/L，其生物量之和占该站砂壳纤毛虫总生物量的85%。 3.1.3. 底层 底层砂壳纤毛虫丰度的高值区主要分布在长江口外Dc断面的中部(Dc-11站)、杭州湾外Rb断面(Rb-21 图2. 表层砂壳纤毛虫丰度(ind/L)和生物量(μg C/L)的水平分布 图3. 中层砂壳纤毛虫丰度(ind/L)和生物量(μg C/L)的水平分布 站)及浙江沿岸Zc断面的近岸海区(Zc-35站) (图4)。Dc-11站百乐拟铃虫丰度最高(292 ind/L)，其丰度占该站砂壳纤毛虫总丰度的62%；Rb-21站黏粘筒壳虫丰度最高(291 ind/L)，其丰度占该站砂壳纤毛虫总丰度的70%；Zc-35站百乐拟铃虫和白领细壳虫(Stenosemella nivalis)丰度较高，分别为281和116 ind/L，其丰度之和占该站砂壳纤毛虫总丰度的96%。 底层砂壳纤毛虫生物量的高值区主要分布在长江口外Dc断面的中部(Dc-10站) (图4)。Dc-10站根状拟铃虫和纤弱拟铃虫(Tintinnopsis gracilis)生物量较高，分别为0.59和0.46 μg C/L，其生物量之和占该站砂壳纤毛虫总生物量的76%。 3.2. 垂直分布 砂壳纤毛虫丰度和生物量均在表层达到最高值，随水深增加明显降低。表、中和底层砂壳纤毛虫的平均丰度分别为266 ± 329，237 ± 207和169 ± 139 ind/L；表、中和底层砂壳纤毛虫的平均生物量分别为0.74 ± 1.22，0.56 ± 0.71和0.30 ± 0.33 μg C/L。 3.3. 种类组成 共鉴定出砂壳纤毛虫9属22种(表1)，其中拟铃虫属 (Tintinnopsis)种类最多，为11种。黏着壳类砂壳纤毛虫共16种，透明壳类砂壳纤毛虫共6种。 主要优势种为百乐拟铃虫、黏粘筒壳虫和白领细壳虫，其优势度分别为0.26、0.03和0.03。百乐拟铃虫分布广泛，出现的频率为97.1% (图5)，最大丰度为643 ind/L出现在Db-7站表层；白领细壳虫分布没有明显的规律，出现的频率为61.8% (图5)，最大丰度为334 ind/L，出现在Rb-26站中层；黏粘筒壳虫主要分布在近岸，出现的频率为55.9% (图5)，最大丰度为464 ind/L，出现在Dc-10站中层。 3.4. 群落特征 砂壳纤毛虫群落Shannon指数的平均值为1.05 ± 0.59，最大值为2.16，出现在Dc-10站；Pielou指数的平均值为0.66 ± 0.33，最大值为1.00，出现在Da-1、Db-6、Dc-12及Za-29、Zb-32站。 砂壳纤毛虫群落水体Shannon指数的高值区主要出现在长江口外海域，且基本呈现由近岸向远岸降低的趋势(图6)；水体Pielou指数与Shannon指数的水平分布模式大体类似，另外，在调查海域的南部远 图4. 底层砂壳纤毛虫丰度(ind/L)和生物量(μg C/L)的水平分布 Table 1 List of tintinnid specie 学名 中文名 学名 中文名 Codonellopsis morchella 酒瓶类铃虫 T. karajacensis 卡拉直克拟铃虫 Eutintinnus apertus 开孔真铃虫 T. major 大型拟铃虫 Favella brevis 短网纹虫 T. minima 最小拟铃虫 F. campanula 钟状网纹虫 T. orientalis 东方拟铃虫 Leprotintinnus simplex 简单薄铃虫 T. parva 微细拟铃虫 Metacylis sp. 类杯虫 T. radix 根状拟铃虫 Stenosemella nivalis 白领细壳虫 T. tubulosoides 筒状拟铃虫 S. pacifica 太平洋领细壳虫 T. urnula 盾形拟铃虫 Tintinnopsis beroidea 百乐拟铃虫 Tintinnidium mucicola 黏粘筒壳虫 T. elongata 长形拟铃虫 Undella hemispherica 半球波膜虫 T. gracilis 纤弱拟铃虫 U. ostenfeldi 奥氏波膜虫 表1. 砂壳纤毛虫种类名录 图5. 百乐拟铃虫、黏粘筒壳虫和白领细壳虫水体丰度(ind/L)的水平分布 图6. 砂壳纤毛虫群落水体Shannon指数和Pielou指数的水平分布 岸海区也有一个Pielou指数的高值区(图6)。
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user: 4. 讨论 4.1. 砂壳纤毛虫种类 本研究共鉴定出砂壳纤毛虫22种，与其它近岸海区同季节相比，种类较多。如莱州湾[ 19 ] 、桑沟湾[ 20 ] 和胶州湾[ 21 ] ，鉴定出砂壳纤毛虫的种类分别为5、5及13种。 根据Dolan等[ 22 ] 的研究，砂壳纤毛虫各属可分为广布型(Cosmopolitan)、近岸浅海型(Neritic)、暖水型(Warm water)、北半球型(Boreal)和南半球型(Austral)5种类型。本研究的9属砂壳纤毛虫中，有2属为广布型(类铃虫属Codonellopsis和真铃虫属Eutintinnus)，6属为近岸浅水型(网纹虫属Favella、薄铃虫属Leprotintinnus、类杯虫属Metacylis、细壳虫属Stenosemella、拟铃虫属Tintinnopsis和筒壳虫属Tintinnidium)，1属为暖水型(波膜虫属Undella)。波膜虫属在东海只在8月出现，丰度较低[ 23 ] 。Li等[ 23 ] 发现的其他暖水型种类在本海区没有发现，说明本海区的砂壳纤毛虫群落受外海影响较小，是典型的近岸群落。 4.2. 水平分布 由于本研究中砂壳纤毛虫群落是典型的近岸群落，其水平分布受河口复杂的混合过程影响较大，表现出明显的斑块分布。由于本研究缺乏温度盐度等资料，所以只能做非常初步的推测。 各层砂壳纤毛虫丰度和生物量一般在长江口外海域较高，这与其它河口区的分布模式类似。在Damariscotta River河口[ 24 ] 和Rhone River河口[ 25 ] ，砂壳纤毛虫丰度在河口附近较高。这可能与饵料的可利用性有关。长江淡水输入带来大量的营养盐，刺激浮游植物大量生长 [ 6 ] [ 7 ] ，从而为砂壳纤毛虫提供丰富的饵料。 本研究中砂壳纤毛虫丰度和生物量一般出现在长江口外海域的中部，并不在近岸和更远。砂壳纤毛虫在近岸丰度低可能因为这个区域盐度太低，不适合砂壳纤毛虫生长。另外，长江径流携带大量的泥沙入海，造成长江入海口处悬浮泥沙浓度较高[ 26 ] ，而河口处较高的浊度可能阻碍砂壳纤毛虫的入侵，高浓度的颗粒物可能影响砂壳纤毛虫的滤食行为[ 27 ] ，从而造成河口处砂壳纤毛虫丰度和生物量较低。在离长江口更远的地方，水体混合减弱，开始层化，而层化水体不利于砂壳纤毛虫生长[ 9 ] 。
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user: 摘 要 本文以某一工程振动实测为背景，研究了大型中央空调系统引发的振动对建筑振动的影响，在进行振动现场实测及对实测信号时、频域和振动加速度级进行分析的基础上，采用有限元模型对不同结果减振方案对应的振动工况进行了数值模拟，提出了优化的结构减振方案，分析结果表明，框架柱截面尺寸和楼板厚度对振动水平的影响较大，建议顶层楼盖楼板厚度增为200 mm，此时的楼板振动响应水平减小至73.2 dB，满足现行规范要求。 关键词 :空调外机，楼盖振动实测，结构减振分析
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user: 1. 前言 空调外机的正常运行所引发的振动是人们日常生活中不可避免的问题，其在给人们营造舒适工作生活环境的同时，也给人们带来振动及噪声污染的困扰 [ 1 ] - [ 3 ] 。长期的振动会对建筑结构造成累积破坏，使结构产生裂缝等损伤，影响结构的正常使用，尤其是在激励振动频率与结构的自振频率相近时会产生共振现象，从而加大结构的振动水平，影响室内的正常生产、生活，严重时甚至会影响建筑结构的安全性 [ 4 ] 。系统认识该类设备振动对建筑结构的影响，基于合理的评价方法对振动进行评价 [ 5 ] - [ 8 ] ，并采取合理的措施消除振动影响是解决这一问题的关键所在。本文以某一工程振动实测为背景，研究了空调外机引发的振动对建筑结构楼盖的影响及结构加固减振的优化方案。首先，介绍了振动实测背景与测试方案，对实测的振动数据进行了振动加速度级分析；其次，采用MSC系列通用有限元软件建立了相应的数值模型，进行了不同振动工况的数值模拟，并与实测所得到的数据进行对比 [ 9 ] ；最后，综合实测与数值分析的结果，提出了优化的结构加固减振技术方案 [ 9 ] - [ 12 ] 。
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user: 2. 振动实测 2.1. 工程背景 本次测试是基于评估空调外机引发楼盖的振动是否对人们的工作生活环境造成影响而进行的，采用振动测试仪器对紧邻空调外机的楼盖进行振动现场测试。振动测试场地为一多层框架结构的顶层楼盖，中央空调外机组置于屋面板。 2.2. 振动测试方案 测试布点位于空调外机正下方楼盖区域，测试共分为2个工况，工况1测点布置于顶层楼盖楼板正中、次梁跨中、柱脚、1.5 m高度处柱侧面等结构部位；工况2测点位于屋面板空调外机区域，各工况测点说明见表1，测点布置图如图1，图2为现场实测情况。 本次测试采用的是IOtech 640e动态信号分析仪，与该动态信号分析仪对应使用的为朗斯LC0115内置IC压电加速度计，灵敏度为5000 mV/g，量程是1 g，频率范围是0.1~1500 Hz。本次振动测试采样频率取512 sps，采样持时为1200 s。 Table 1 Measuring schedul 测点号 测点位置说明 工况一 1#、3#、8# 顶层楼盖1.5 m高度处柱侧面 2#、5# 顶层楼盖次梁跨中 4#、6# 顶层楼盖楼板正中 7# 顶层楼盖柱脚处 工况二 9# 屋面板楼板正中 10# 屋面板空调外机隔震橡胶支座处 表1. 各工况测点说明 图1. (a) 工况1顶层楼盖测试布点图；(b) 工况2屋面板空调外机测试布点图 图2. 测试现场情况 2.3. 实测数据分析 2.3.1. 信号时、频域特征分析 为得到结构的自振频率，通过计算实测到的脉动情况下结构的振动响应，得到了脉动下结构自振响应及其傅里叶谱图如图3。 图3. 典型结构脉动响应样本(7#测点) 从图2脉动情况下结构的振动响应傅里叶谱图我们可以看到，楼盖板的竖向振动的自振频率成分主要集中在19 Hz左右，而梁连带板的竖向振动频率在8 Hz左右。 基于工况一和工况二实测数据整理并统计，得到空调外机工作状态下各工况实测样本共60条，分别从振动加速度级和频域方面对所截取的样本信号进行特征分析。限于篇幅，本文仅给出了4#的典型振动信号样本加速度时程及其傅里叶谱图，见图4，其余测点的样本与此类似。 从图4加速度时程图可以看出空调外机引发的振动总体比较平稳。比较其余测点数据可见，振动响应的大小方面，顶层楼盖测点如梁跨中、板跨中与柱侧面的振动响应水平基本一致，有效值在4 gal (1 gal = 1 cm/s 2 )左右，而柱脚的振动响应则比较小，有效值在1 gal左右；屋面板板中央的振动响应明显则大于顶层楼盖的振动响应，有效值在6 gal左右，说明振动沿着柱与墙传播的过程中存在衰减。频域方面，从傅里叶谱图中可以看出，空调外机引起的振动响应其频率在板跨中与梁跨中主要为19 Hz，而在柱与柱脚处其频率主要为4 Hz左右，但是19 Hz频率成分依然存在，说明结构的主要响应频率在19 Hz左右为其共振区域。 2.3.2. 振动加速度级分析 本文参照建筑室内振动规范 [ 8 ] ，采用1 s时间计权的方式，利用1/3倍频程分析方法计算振动加速度级，计算公式如下： (1) 式中： 为振动加速度级，单位dB； 为基准加速度值， 取10 −6 m/s 2 ； 为样本振动信号加速度有效值，单位m/s 2 。 采用上述公式计算得到各实测样本信号的振动加速度级统计结果(均为计权振动加速度级)详见表2。 从不同测点的振动加速度级统计来看，空调外机处于工作状态的情况下，顶层楼盖的振动加速度级水平已经超出国家规范 [ 8 ] 要求，梁跨中的最大振动加速度级达到77.8 dB，板中央测点的振动加速度级达到了76.6 dB，而柱脚及柱上测点的振动加速度级则处于标准以下，低于70.0 dB。见图5。楼板板中央和梁跨中的振动加速度级普遍高出国家振动规范标准 [ 8 ] (75 dB) 2 dB~3 dB左右，需要采取措施以减小振动造成的影响。 图4. 空调外机致结构强迫振动典型样本：4#测点 图5. 规范振级曲线与实测振级散点图 Table 2 The statistic VAL results (units: dB 测点号 振级 工况一 1# 71.0 2# 77.8 3# 71.8 4# 75.8 5# 74.8 6# 76.6 7# 63.9 8# 68.2 工况二 9# 76.6 10# 79.3 表2. 各工况测点振动加速度级统计(单位：dB)
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user: 3. 结构减振分析 鉴于空调设备的减振处理无法进一步实施(空调外机基座已采用橡胶垫减振处理)，故本文从建筑结构减振措施等方面入手，对结构减振方案进行分析。 3.1. 数值模型分析 本文采用Patran有限元软件建立简化数值模型，用于模拟现场工况(模型构件的结构信息依照原设计取用)。模型为二层钢筋混凝土框架结构，底层柱脚为刚性约束。模型层高为4.85 m，梁和柱均为一维欧拉梁单元，柱截面尺寸为900 × 850 mm，主梁截面为350 × 600 mm，次梁截面为250 × 500 mm；楼板为壳单元，板厚为120 mm；模型中梁柱单元最大尺寸为0.5 m，楼板壳单元最大尺寸为0.5 × 0.5 m，模型总自由度数为65，380，结构阻尼比为0.05。有限元模型及19 Hz频率振动模态如图6。 基于2.3.1节脉动测试数据分析所得到的结论，本文采用主频为19 Hz的简谐波激励作为模型的输入激励以模拟空调外机的振动，以点荷载的形式施加于图1(a)中空调外机位置，共12个加载点以模拟空调外机的数量。 3.2. 减振方案探讨 为探讨减小空调运行引发振动对结构影响的措施，在前述实测和数值模拟的基础上，本文提出在5个方面进行结构减振设计，分别包括改变楼盖、二层楼盖楼板厚度，改变二层柱截面尺寸，减少同时运行的外机数量等几方面，具体方案详见表3。典型的数值模拟响应时程曲线见图7。考虑到减振方案分析是减振后与原结构振动响应水平对比的相对值，因此，本节计算过程中荷载幅值均取为1.0。 选取与实测相对应的典型测点如柱上侧面、板中央、梁跨中，柱脚等测点作为目标测点，提取振动响应加速度时程，统计加速度有效值如表4和表5 (限于篇幅问题，本文只给出减振方案一、二、三和四时4#和8#测点的振动响应结果，其余测点类同)，振动响应随板厚的变化曲线如图8，振动响应随柱截面尺寸的变化曲线如图9。 对于方案一和方案二，二层楼盖振动响应有效值随楼(层)盖厚度增加的变化曲线见图8所示，可见，当屋盖厚度增大时，二层楼盖振动水平呈现出减小–反弹–减小的变化趋势，而二层楼盖厚度变化时，该层楼盖的响应基本为单调减小，当屋盖和二层楼盖厚度交叉变化是时，二层楼盖的响应基本也呈现出单调减小的变化趋势。对于方案四改变柱截面尺寸时，二层楼盖的响应基本也呈现出单调减小的变化趋势，如图9所示。对于方案五减少屋盖加载点数时，二层楼盖的响应基本未出现变化。 图6. 整体模型及二层楼盖竖向振动模态(19 Hz) 图7. 典型的振动响应时程(二层楼盖板跨中) 图8. 顶层楼盖楼板中央测点振动响应随板厚变化曲线如图 图9. 顶层楼盖楼板中央测点振动响应随板柱截面尺寸变化曲线如图 Table 3 Vibration reduction schem 方案 说明 一 屋面板厚度从120 mm加厚到240 mm，每次计算增厚10%，其他模型参数不变 二 计算层楼盖楼板厚度从120 mm加厚到240 mm，每次计算增厚10%，其他模型参数不变 三 屋面板厚度130 mm，计算层楼盖楼板厚度从120 mm加厚到240 mm，每次计算增厚10%，其他模型参数不变 四 框架柱截面尺寸从850 × 900 mm增粗到1000 × 1400 mm，每次截面边长增加10%，其他模型参数不变 五 屋面板加载点减半以模拟空调不同的工作状态，即减为6个荷载加载点，其他模型参数不变 表3. 减振方案 Table 4 The RMS of the board (unit: ×10 e−5 g 楼板厚度/mm 方案一 方案二 方案三 120 5.0 5.0 5.0 132 2.0 3.5 2.5 145 1.4 1.7 1.4 156 1.0 1.7 1.3 168 0.75 1.3 1.2 180 1.1 0.73 0.63 192 1.8 0.7 0.5 204 1.65 0.7 0.4 216 1.1 0.7 0.4 228 1.2 0.7 0.4 240 1.5 0.7 0.4 表4. 板中央测点4#有效值统计(单位：×10 e −5 g) Table 5 The RMS of the column (unit: ×10 e−5 g 柱截面尺寸/mm × mm 方案四 800 × 900 5.0 900 × 1000 2.5 1000 × 1100 1.6 1100 × 1200 1.5 1200 × 1300 1.3 1300 × 1400 0.83 表5. 柱测点(8#)有效值统计(单位：×10 e −5 g) Table 6 The VAL of measuring sites (units: dB 测点号 振级 工况一 1# 60.1 2# 68.6 3# 59.3 4# 73.2 5# 68.7 6# 68.5 7# 71.1 8# 55.1 表6. 各测点振动加速度级统计(单位：dB) 3.3. 优选减振方案 上述减振方案分析结果表明，采用不同的结构处理方法均可以达到同一减振效果，但综合考虑既有结构处理的施工条件等因素，本文建议采用方案一为较优的实际方案(二层楼盖还未正式使用易于施工，而屋盖施工存在空调设备、防水保温层等问题，柱施工则会影响到下层结构等)。进一步分析，本文拟定对二层楼盖的厚度加大至200 mm为最优方案，此时顶层楼盖的振动响应显著减小，振动加速度级从加固减振前的77.8 dB降低到加固后的73.2 dB，在国家振动标准规定值 [ 8 ] (75 dB)以下。具体各结构部位的振动加速度级统计分析结果见表6。
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user: 4. 结论 1) 实测表明空调外机运行引起楼盖振动的共振频率在19 Hz左右，其振动加速度级水平最大值为77.8 dB，超出国家振动标准 [ 8 ] (75 dB) 2~3 dB左右。 2) 本文提出五种减振方案，通过数值分析可见，楼(层)盖板振动响应的大小与楼板厚度、框架柱截面尺寸、空调外机开机数量等影响因素有关，其中空调外机开机数量对振动水平的影响比较小，而框架柱截面尺寸和楼板厚度对振动水平的影响比较大。 3) 综合考虑数值模型的计算分析结果和现场结构施工难易程度，建议顶层楼盖楼板厚度增为200 mm，此时的楼板振动响应水平显著减小到73.2 dB，在国家振动标准规定值 [ 8 ] (75 dB)以下，说明该减振加固措施可行有效。
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user: 摘 要 选用TA18钛合金和TA2纯钛为试验材料，在箱式电阻炉中进行热氧化处理，研究合金元素对钛材热氧化的影响。利用扫描电镜(SEM)观察热氧化后表面氧化层形貌，XRD衍射仪对表面氧化层进行相组成分析，采用静态增重法研究TA18钛合金和TA2纯钛在不同温度下的热氧化动力学。结果表明，热氧化后，TA18钛合金和TA2纯钛试样表面都形成了氧化层，但TA18抗热氧化性优于TA2。TA18钛合金表面形成的氧化膜由金红石型TiO 2 和少量Al 2 O 3 构成。而TA2纯钛热氧化后表面形成的氧化膜全部为金红石型TiO 2 。在相同的热氧化温度和时间下，TA18钛合金的热氧化增重比TA2慢，说明合金元素有利于提高钛材的抗热氧化性。 关键词 :TA18钛合金，TA2纯钛，热氧化，XRD
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user: 1. 引言 钛及钛合金由于其高的比强度、极好的耐腐蚀性能和良好的生物相容性广泛地应用于航空航天、航海、生物医疗以及其他领域[ 1 ] -[ 3 ] 。但较差的耐磨制约了钛及钛合金在很多地方的应用，改善钛及钛合金耐磨性的主要方法为：表面碳化、氮化、热氧化等[ 4 ] -[ 6 ] 。 热氧化法(Thermal Oxidation)是在大气环境中，将钛及钛合金放在电阻炉中，在一定温度、保温一段时间，使其表面形成一层致密的氧化膜，从而改善钛及钛合金表面性能的热处理方法。热氧化通过在钛材表面形成钛的氧化物来提高钛表面性能，该方法绿色环保、操作简单，且显著提高其耐磨性，国内外已有很多相关研究[ 6 ] -[ 9 ] 。 本文选用TA18钛合金和TA2纯钛为材料，在箱式电阻炉中进行热氧化处理。对比研究TA18钛合金和TA2纯钛热氧化，探讨合金元素对热氧化特性的影响。
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user: 2. 实验材料与方法 实验材料为TA18钛合金和TA2纯钛棒材，TA18 名义化学成分(重量百分比)为Ti-3Al-2.5V，也称半TC4钛合金。TA2化学成分(重量百分比)为：Fe ≤ 0.30，C ≤ 0.10，N ≤ 0.05，H ≤ 0.01，O ≤ 0.25，Ti余量。 采用真空自耗电弧炉(VAR)熔炼、锻造获得直径为90 mm的TA18钛合金和TA2纯钛棒材，经线切割成规格为10 mm × 10 mm × 5 mm的小块。首先用150目和400目的Al 2 O 3 砂纸及1~5#的SiC砂纸打磨、再用Cr 2 O 3 抛光后用蒸馏水和无水乙醇超声波清洗，吹干，待用。 采用日产JSM-6360LA型扫描电镜(SEM)分析热氧化后氧化层表面形貌，采用日本理学D/max-2500衍射仪(XRD)对表面渗层进行相组成分析，使用Cu-Kα射线辐射(0.154 nm)，扫描速度0.2˚/min，步宽0.02˚，2θ范围为20˚~90˚。 采用静态增重法研究TA18钛合金和TA2纯钛在不同温度下的热氧化动力学。氧化初期，每隔0.5 h称重一次，以后逐渐增加，后期每隔2 h称重一次，总氧化时间为16 h。所用称重电子天平为FA2004N型，测量精度为0.1 mg。 样品原始重量记为W o ，将试样分别置于箱式电阻炉中依次进行600℃、700℃和850℃的热氧化，每隔半小时取出空冷，称量，重量记为W t ，如此反复，根据式(1)计算试样热氧化导致的单位面积增重，并作出TA18钛合金和TA2纯钛在不同温度下的氧化动力学曲线。 (1) 式中W o 为原始重量，W t 为热氧化t时间后样品的重量，单位是g，S为样品表面积。v为热氧化t时间后样品单位面积增重，单位为g/m 2 。
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user: 3. 结果与讨论 3.1. 表面氧化层形貌观察 图1为TA18钛合金和TA2纯钛试样经700℃热氧化210 min后的表面氧化层形貌。可以看出，热氧化后，TA18钛合金和TA2纯钛试样表面都形成了氧化层，且相同热氧化温度和时间条件下，TA18钛合金比TA2纯钛表面形成的氧化物颗粒尺寸细小些，氧化程度轻些，即TA18抗热氧化性优于TA2。 3.2. XRD物相分析 图2为TA18钛合金和TA2纯钛试样经700℃热氧化210 min后的XRD衍射谱。可以看出，热氧化后，TA18钛合金表面形成的氧化膜以金红石型TiO 2 为主，并有少量Al 2 O 3 。而TA2纯钛热氧化后表面形成的氧化膜全部为金红石型TiO 2 。 3.3. 热氧化动力学分析 图3为TA18钛合金和TA2纯钛在600℃、700℃和850℃的热氧化动力学曲线。可以看出，TA18钛合金和TA2纯钛氧化程度都随热氧化温度升高而加剧，其中600℃和700℃时氧化增速缓慢，氧化增重与氧化时间呈抛物线规律，850℃出现快速氧化，氧化增重与氧化时间呈直线规律。同时，任一相同热氧化温度下，TA18钛合金的氧化速度比TA2纯钛平缓，增重比TA2慢。氧化温度为600℃时，随着热氧化时间的增长，TA18钛合金氧化增重十分缓慢；而TA2纯钛样品则在刚开始氧化210 min内增重较快，随后增重较慢。 氧化速率由氧和金属的扩散控制，根据抛物线规律，可表示为： (2) 式中 为单位面积氧化增重，mg 2 ·cm −4 ； 为抛物线速率常数，mg 2 ·cm − 4 ·h − 1 ； 为氧化时间，h。 从图3获得单位面积氧化增重平方 与氧化时间的关系，经拟合得出TA18钛合金和TA2纯钛在600℃和700℃温度下氧化的抛物线速率常数分别为： TA2纯钛的抛物线速率常数分别为： 图1. 试样经700℃热氧化210 min后表面形貌(SEM)：(a) TA18；(b) TA2 图2. 试样经700℃热氧化210 min热氧化后XRD衍射谱 图3. TA18和TA2在不同温度下的氧化动力学曲线 可见，随着氧化温度的增加抛物线速率常数随之也增加。且600℃和700℃时TA18的抛物线速率常数都比TA2小。 3.4. 分析与讨论 如上所述，TA18钛合金热氧化抛物线速率常数比TA2小，原因是TA18钛合金和TA2纯钛在热氧化温度为600℃和700℃时，在样品表面形成的氧化膜阻止了氧的进一步渗入。特别是在700℃热氧化时，TA18钛合金的氧化层由TiO 2 和其外表的一薄层Al 2 O 3 所组成。在热氧化初期，TA18钛合金表面形成TiO 2 薄膜，造成氧化膜与基体界面处贫钛，同时该处的铝浓度相对提高，从而促进内层铝向外扩散，在氧化膜的外表面形成一薄层氧化铝，它具有阻挡氧化物内层渗透的作用，从而减少合金的氧化速度。因此，TA18钛合金的热氧化动力曲线比TA2纯钛的平缓，增重比TA2慢。 TA18钛合金和TA2纯钛样品在850℃增重的氧化动力曲线几乎呈直线规律，这是因为随着热氧化时间的延长，热氧化温度在800℃以上时氧化膜分解，导致此时氧化物膜对基体没有保护作用。随氧化的进行，样品表面氧化皮不断形成和脱落，在脱落之后又被再氧化，再脱落，随着热氧化时间的延长不断循环。
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user: 4. 结论 1) 热氧化后，TA18钛合金和TA2纯钛试样表面都形成了氧化层，但TA18抗热氧化性优于TA2。 2) 热氧化后，TA18钛合金表面形成的氧化膜以金红石型TiO 2 为主，并有少量Al 2 O 3 。而TA2纯钛热氧化后表面形成的氧化膜全部为金红石型TiO 2 。 3) TA18钛合金和TA2纯钛样品在850℃增重的曲线呈直线规律；当氧化温度为600℃和700℃时，两者氧化动力学曲线是遵循抛物线规律； 4) 在相同的热氧化温度和时间下，TA18钛合金的热氧化动力学曲线比TA2纯钛的平缓，增重比TA2慢；TA18的抛物线速率常数比TA2小。
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user: 摘 要 创办旅游学术期刊，是宣传贵州、提高贵州知名度的重要途径，是建立贵州旅游业对内、对外交流与发展的崭新窗口。本文在分析创办贵州旅游学术期刊意义的基础上，提出了办好贵州旅游学术期刊的途径，以期能为贵州旅游学术期刊编辑工作以及相关学者提供有益的借鉴。 关键词 :创办，旅游学术期刊，思考
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user: 1. 引言 进入新世纪以来我国旅游业发展迅猛，其在国民经济中的作用越来越重要。贵州作为我国西部旅游资源极其丰富的地区，近年来旅游业发展加速，特别是国务院《关于进一步促进贵州经济社会又好又快发展的若干意见》(国发[ 2012 ] 2号文件)把建设文化旅游发展创新区作为贵州发展的战略定位之一，这一定位体现了贵州旅游业发展的巨大潜力和比较优势，极大地拓展了贵州旅游业发展空间与前景，对于贵州由旅游大省向旅游强省迈进，促进旅游业跨越发展具有革命性的意义。如何实现贵州旅游业跨越发展，笔者认为，创办旅游学术期刊，是宣传贵州、提高贵州知名度的重要途径，是建立贵州旅游业对内、对外交流与发展的崭新窗口。正是基于这样的考量，笔者就创办贵州旅游学术期刊提出了一些建议，以期能为贵州旅游学术期刊编辑工作以及相关学者提供有益的借鉴。