DreamBlooms/HansPub-15000-to-45000 huggingface dataset:
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user: 2. 自体血 自体血是指自身体内的血液，血液中包含多种细胞成分(如血小板)、血浆蛋白、无机盐、激素、酶、抗体、细胞代谢产物等。近年来，由于其含有多种成分，自体血及相关衍生物逐渐被用于临床疾病的治疗。在胸外科手术闭合过程中，使用自体血成分辅助伤口愈合，可以有助于减少感染发生率，如Trowbridge等人 [ 16 ] 将382名接受富血小板血浆的患者与948名非随机同期对照组患者和929名历史对照组患者进行了比较；这项分析表明，与同期和既往对照组相比，富血小板血浆组的胸部伤口浅层和深层感染率显著降低。该研究展现了自体血成分对于减少感染的重要性。自体血在应用于眼科手术也效果显著，明显缩短了患者住院时间，减轻了患者经济负担；一荟萃分析 [ 17 ] 通过评估自体结膜移植翼状胬肉手术中使用自体血液的有效性，进行了meta分析，结果显示：就手术时间而言，自体血优于缝合线，而在移植物牵引方面，自体血优于缝合线；在移植物移位和复发率方面没有发现差异，突显出自体血在翼状胬肉手术中是一种较好的植骨固定方法。此外，自体血相关衍生物也被广泛用于临床，为治疗疾病做出了重要贡献，而自体富血小板凝胶(APG)就是其中之一。APG取自患者自身外周静脉血，离心后，用钙离子和凝血酶活化，释放出各种有利于受损组织修复和再生的生长因子。近年来，APG被用于糖尿病溃疡深窦道创面的愈合。目前，我国糖尿病患病率已达11.6%，超过印度和美国，成为糖尿病患病率最高的国家 [ 18 ]；而糖尿病溃疡是糖尿病患者最常见的并发症之一，其中一些溃疡表现为更深的组织浸润，形成窦道伤口。Juan Xie等人 [ 19 ] 将48例糖尿病溃疡患者随机分为APG治疗组(25例)和常规创面敷料对照组(23例)；比较两组患者窦道闭合次数、溃疡愈合率、住院次数及住院费用；结果显示APG组创面愈合率为96%，对照组为87%；前4周，APG组窦道闭合率明显高于对照组。但在第8周末，两组间窦道愈合无显著差异。这一研究表明，与传统的创面敷料相比，APG能加速糖尿病溃疡深窦道创面的愈合。诸如上述研究显示：自体血及其相关衍生物在临床应用中愈发广泛，对于减少感染、促进伤口愈合等方面有着重要作用。随着自体血相关功效逐步被发现，越来越多临床及科研人员将目光注视到自体血上，而自体血的临床及科研应用也将愈发广泛，将为治疗临床疾病提供了新的途径。
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user: 3. 自体血与难治性气胸 3.1. 难治性气胸治疗方法 目前临床对于难治性气胸的治疗大体上可分为以下几种：外科开胸手术、球囊探查加支气管封堵、电视辅助胸腔镜手术及胸膜粘连术等。此外，胸腔引流系统联合体外吸引在临床疗效上被广泛认同并使用。近年来，随着新技术的出现，如Dig Vent，可以动态监测负压气体流量以及胸膜腔压力值的变化 [ 20 ]，明显减少了术后引流时间、住院时间和费用 [ 21 ]。使用滑石粉、抗生素或抗肿瘤药物的化学胸膜粘连术也已被报道并被接受为一种治疗选择 [ 22 ]；然而，化学胸膜固定术在肺未完全膨胀时是无效的。此外，根据国外文献报道，在严重肺气肿、气胸患者等治疗中应用支气管活瓣法封堵漏气的闭合方法 [ 23 ] [ 24 ]；但目前尚无文献报道支气管活瓣可以预防肺术后难治性气胸持续性漏气的发生，并且其适应症仍需进一步明确。手术治疗可分为电视辅助胸腔镜手术和传统开胸手术两种，现电视辅助胸腔镜手术是治疗难治性气胸最常见和首选的手术方法，但由于该技术需在全麻下进行，限制了其在心肺功能较差的患者中的应用；而传统开胸手术对患者创伤大，风险及费用较高，限制了该方法的应用。如上几类方法在治疗难治性气胸方面各有优缺点，而在这些方法发展、使用的同时，胸膜粘连术中的自体血封堵治疗难治性气胸的相关研究及临床应用也愈广泛，对其重视程度亦愈发加强。 3.2. 自体血治疗难治性气胸 自体血封堵治疗气胸已有多年历史，Robinson [ 25 ] 在1987年首次报道了“血液胸膜固定术”，他描述了在气胸漏气被密封后，将50毫升患者的自体血注入胸管治疗自发性气胸，防止气胸复发。Dumire等人 [ 26 ] 在1992年描述了该技术用于密封肺部漏气；自此，该技术被广泛应用于难治性气胸的治疗。此外，多项研究表明，自体血补片胸膜固定(autologous blood patch pleurodesis， ABPP)是一种简单、安全、有效的治疗方法，适用于成人和儿童因多种情况和外科手术引起的持续性漏气，如自发性气胸、肺叶切除术和肺切除术等 [ 27 ] [ 28 ]。严锡祥等人 [ 29 ] 将收治的46例难治性气胸患者，随机分为两组，入院后均予以胸腔闭式引流、吸氧等常规治疗，对照组持续予以吸氧、负压吸引等常规治疗，观察组在对照组基础上加用自体血联合血凝酶胸腔灌注治疗，结果显示观察组治疗成功率更高，差异有统计学意义。2006年Shackcloth等 [ 30 ] 对22例患者进行随机前瞻性研究，经胸腔引流管灌注自体血液120 ml，观察到24 h后58.6%患者漏气停止。但自体血具体使用剂量目前尚无定论。上述研究显示：自体血对于减轻气胸患者漏气情况有着显著效果。Andreetti等人在 [ 31 ] 研究中将患者随机分组，每次接受50毫升或100毫升血液，研究显示大剂量血液更有效。另外，Droghetti等人 [ 32 ] 使用100~150毫升的大剂量血液可以提前停止漏气。然而，lang-lazdunski等人 [ 33 ] 认为，更大的血容量可能导致更大的胸膜脓毒症风险，并建议使用最大50 ml。但是，这些建议并没有确凿的证据支持。此外，Droghetti等人 [ 32 ] 声称，如果第一剂血不能在48小时内停止漏气，那么需要进一步治疗。据推测，大量灌注血液的一个潜在后果是，它可能充当细菌繁殖的介质，从而增加感染 [ 27 ] 的风险；另一方面，由于一项研究报告使用50~60毫升血 [ 27 ] 的成功率很低，因此，注射少量血液的问题是，该过程将失去其有效性。故目前自体血治疗持续性气胸具体剂量尚未有统一标准。 综上所述，自体血在难治性气胸治疗上有着显著的疗效，更加安全、简单、有效，对于保守治疗失败且不适合手术治疗的患者，疗效显著。在应用自体血封堵技术的过程中，人们也发现了其许多不足之处，比如：不同血液剂量其疗效不尽相同、过量血液可能增加脓毒症风险、术后可能出现并发症(如张力性气胸和脓胸)等问题在一定程度上阻碍了自体血封堵技术的临床应用。
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user: 4. 未来临床应用及研究热点展望 目前使用自体血封堵技术治疗难治性气胸的研究越来越多，与此同时，将该技术应用于难治性气胸也逐渐成为热门研究方向。新技术的发展为解决难治性气胸持续性漏气的技术难题带来希望，比如：Dumire等人报道了 [ 26 ] 在肺切除术中的应用。此外，自体血封堵技术未来发展还需关注如下几个方面：进一步研究明确具体使用剂量、自体血使用时间及是否需要追加剂量和次数等。相信在不久之后由于相关技术的发展，随着自体血封堵技术不断应用于难治性气胸临床治疗中，在形成一系列规范操作流程和评判标准后，自体血封堵技术将会成为临床广泛普及的气胸治疗方法，帮助临床工作者治疗疾病及缓解患者多方面负担，帮助解决难治性气胸治疗领域的难题。
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user: 摘要 缩放模型是轴流透平研发与实验研究中的常用方法。由于缩放后相对表面粗糙度以及基于弦长的来流雷诺数存在差异，模型机实验数据不能完全还原原型机性能。本文基于E 3 第一级高压透平级，数值分析了相对表面粗糙度对两倍率缩尺模型流动性能的影响，基于雷诺数对流动影响的机制以及平板边界层理论，建立了透平级等熵效率关于Re和k s /C的性能换算方法。可依据某一相对表面粗糙度下模型机的实验数据，修正后得到任意相对表面粗糙度下原型机的性能，误差在5%以内。
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user: 1. 引言 在燃气轮机涡轮研发与性能实验中，相似模化是一个常用的方法。对于小尺寸叶片，在实验时需要将模型尺寸放大提高流动测量的空间分辨率，而对于大尺寸叶片，则会将其缩小以节约实验成本。缩放尺寸时可以严格保证叶片的宏观几何相似和马赫数相等，但忽略了相对表面粗糙度和雷诺数两个影响流动的重要因素，难以保证流动完全相似。因此，需研究缩放前后整级轴流透平内部流动及整体性能的差异，建立将实验模型机性能换算到实际原型机性能的换算方法。 邹正平 [ 1 ] 在研究雷诺数对涡轮叶栅流动影响时发现，在低雷诺数的情况下，吸力面边界层与端部二次流边界层之间的相互作用将增加，从而影响到端部吸力面边界层的发展。奚仲 [ 2 ] 等研究雷诺数对向心透平的影响，雷诺数对静压的影响主要在动叶，且集中在前缘和吸力面处，随雷诺数的减小总总效率降低。Boyle [ 3 ] 在表面粗糙的高压透平叶栅的研究中发现，雷诺数通过影响粗糙度诱导的转捩及湍流边界层的动量损失影响透平的气动性能，在高雷诺数下损失增加50%~60%。Matsuda [ 4 ] 等研究表面粗糙的透平静叶，增加相对叶片表面粗糙度后，端部二次流损失增大，且二次流损失高区向端壁移动，端壁表面的粗糙度则会抬升二次流损失高区位置。 Kacker和Okapuu [ 5 ] 以及Aungier [ 6 ] 为将Ainley在Re = 2 × 10 5 的条件下透平叶栅实验结果应用于其它工况，提出了不同的关于雷诺数对叶型损失影响的修正系数。Schlichting [ 7 ] 在零压力梯度流动边界层理论的研究中建立了量化粗糙度效应影响的方法，在对管内流和外掠平板的流动研究中，提出对于同一相对表面粗糙度存在雷诺数影响的分区，建立流动损失随相对表面粗糙度k s /C和Re的变化关系。Syverud [ 8 ] 以此为基础，建立了运行中k s /C相对设计状态发生改变时对压气机效率修正关系。Casey [ 9 ] 从基于耗散损失的多变效率表达式出发，对损失项进行分解，将压气机中与雷诺数相关的损失规律类比于平板流动损失规律，推导出当压气机相对表面粗糙度和雷诺数相对于参考条件发生变化时的多变效率。 为了解缩放模化过程中k s /C和Re与原型机难以保持一致时，对预测原型机性能的影响，本文以E 3 第一级高压透平级为原型机，将其放大两倍作为模型机进行数值计算，比较了雷诺数相同相对表面粗糙度不同时粗糙度的改变对内部流动的影响，并且对比研究相对表面粗糙度在雷诺数不同时对叶栅内部流动的影响。在此基础上，关注相对表面粗糙度和雷诺数对整级性能的影响规律；基于雷诺数对透平性能的影响机制及平板边界层理论，建立一套透平性能的换算方法，将实验测得的某一相对表面粗糙度下的模型机效率损失，通过换算得到任意相对表面粗糙度的原型机效率损失。
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user: 2. 缩尺模型与数值方法 2.1. 数值计算模型 本文以E 3 第一级高压透平为实验透平级 [ 10 ]，采用ANSYS TurboGrid的O4H拓扑结构网格。计算域入口沿静叶前缘向上游延伸一倍轴向弦长，出口沿动叶尾缘向下游延伸两倍轴向弦长，网格示意图如图1所示，壁面第一层网格高度为10 −3 mm，保证。采用ANSYS CFX求解器求解三维、定常RANS方程，湍流模型为耦合转捩模型的SST模型。边界条件依据实验给定进口总压344.74 kPa，进口总温709 K，出口给定平均静压，动静交界面在1/2动静叶交界处设置为级间交界面，转子域转速为8300r/min。经过网格无关性验证，如表1所示，当总网格数达到213.1万时满足网格无关性要求。并且分别将数值计算结果静叶效率沿展向分布以及叶根、叶顶处叶片表面等熵马赫数和实验值 [ 10 ] 做对比，如图2、图3所示，说明数值计算精度满足要求。 图1. 计算网格划分 Table 1 Mesh independence validatio 网格序号 网格数 喷嘴效率 静叶节点分布(i × j × k) 动叶节点分布(i × j × k) 总网格数(万) Mesh1 77 × 57 × 81 97 × 57 × 81 115.2 0.9676 Mesh2 97 × 65 × 97 121 × 65 × 97 213.1 0.9689 Mesh3 105 × 73 × 121 129 × 73 × 121 321.6 0.9692 表1. 网格无关性验证 图2. 静叶效率沿展向分布 图3. 静叶叶表等熵马赫数。(a) 叶根；(b) 叶顶 在缩放模化中，除了需要保证模型机与原型机几何相似，还需保证两透平级静叶出口马赫数M c1 和动叶的叶尖旋转马赫数M u1 相等 [ 11 ]。为研究缩放模化过程的影响，将原型机宏观几何尺寸放大两倍得到模型机，计算边界条件和对应的流动条件如表2所示，本文中分别以静叶前进口速度和动静叶弦长的均值作为雷诺数的特征速度和特征长度。 Table 2 Boundary conditions and flow condition 进口总温 进口总压 出口静压 转速 Re 原型机 709 K 344.74 kPa 101.32 kPa 8300 r/min 2.2 × 10 5 模型机 709 K 344.74 kPa 101.32 kPa 4150 r/min 4.4 × 10 5 表2. 边界条件及流动条件 2.2. 粗糙度模型 CFX软件对于粗糙表面通过在对数速度剖面中引入向下偏移量∆B，模拟表面粗糙度对其性能的影响差异。 u + = 1 / k ln y + + 5.2 − Δ B (1) Δ B = 1 / k ln ( 1 + 0.3 k + ) (2) 其中，无量纲粗糙度参数粗糙度雷诺数k + 可将粗糙度影响划分为水力光滑、过渡粗糙和完全粗糙三个区域，k + 定义为 [ 7 ]： k + = R e k s C c f 2 (3) c f = [ 2.87 + 1.58 lg C k s ] − 2.5 (4) 喷涂热障涂层后透平叶片表面粗糙度约为Ra = 4~7 μm，Koach和Smith [ 12 ] 提出轮廓算数平均偏差Ra和等效砂粒粗糙度k s 之间的转换关系k s ≈ 6.2 Ra，因此对于喷涂TBC涂层的透平表面k s = 25~44 μm [ 13 ]。本文中k s = 30 μm代表喷涂热障涂层后的叶片表面。考虑到实际运行中，表面会受到沉积、侵蚀、腐蚀等特性进一步恶化 [ 14 ] [ 15 ]，本文选择较大的表面粗糙度范围k s = 30~150 μm进行研究。另外，实际叶片表面粗糙度分布并不均匀，本文为简化研究，探求粗糙度效应的一般规律，认为表面粗糙度在动、静叶片上均匀分布且量级相同。 缩放模化过程中，只能满足部分主要相似参数相等，原型机与模型机在保证马赫数相同时，流动雷诺数不同。另外模型机上难以完全还原原型机的相对表面粗糙度，导致模型机与原型机的相对表面粗糙度和流动雷诺数均存在差异。因此，需分别讨论相对表面粗糙度和缩放过程中雷诺数改变时对内部流场的影响。
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user: 3. 透平级性能分析 静叶损失、动叶损失以及余速损失是使得透平级性能下降的三个主要因素。总压损失系数是实验时便于测得的物理量，同样也可用作表征叶栅中的能量损失。下文中以总压损失系数作为衡量叶栅中能量损失的物理量，分别研究缩放模化过程中相对表面粗糙度与雷诺数的改变对动、静叶栅性能的具体影响。总压损失系数定义为： C p t = P t ， 0 − P t 0.5 ρ 1 v 1 2 (5) P t，0 为叶栅入口处总压，P t 为测量位置处总压，ρ 1 、v 1 分别取叶栅出口处的质量流量平均密度和速度。 3.1. 相对表面粗糙度的影响 本文中以动静叶弦长的平均值作为特征长度，原型机喷涂热障涂层后对应的相对表面粗糙度为k s /C = 6.06 × 10 −4 ，以该相对表面粗糙度为基准，和将相对表面粗糙度放大两倍后为例，探究相对表面粗糙度对流动的影响。 图4对比了静叶出口处总压损失系数沿径向分布，由此可看出，相对表面粗糙度的增大使得20%~70%叶高处的叶型损失有相同幅度的增加，这是由于相对表面粗糙度的增大使得边界层转捩位置提前，在湍流区内粗糙元对流体的扰动作用增强，边界层增厚动量损失增大。同时相对表面粗糙度的增加也会使得端壁处的二次流损失明显增大，对叶根的影响较之叶顶更为明显。对静叶出口的总压损失系数求质量流量平均值，当相对表面粗糙度增大一倍后相对总压损失系数增大21.8%。 图4. 静叶出口总压损失系数沿径向分布 图5为动叶出口相对总压损失系数沿径向分布，动叶中受二次流影响的区域相较于静叶有明显增大，向叶中方向延伸。整体而言相对表面粗糙度的增大使得各径向位置处总压损失系数都有所增大，但增长幅度有所差异。在40%~75%叶高不受二次流影响的区域，随半径增大叶型损失差异更为明显。此外，相对表面粗糙度的增加会增强端部低能流体区的扰动，最终使得出口处二次流强度增大，5%~15%叶高处的损失高区主要来自静叶内通道涡向下游的传递，25%~40%叶高处的损失高区为动叶内自身的二次流损失，相对表面粗糙度的增加对该区二次流的增强效果不明显。对动叶出口截面总压损失系数求质量流量平均，相对表面粗糙度增大一倍使得总压损失系数提高18.4%。 图5. 动叶出口相对总压损失系数沿径向分布 3.2. 缩放模化中雷诺数的影响 同样以喷涂热障涂层后(对应的相对表面粗糙度k s /C = 6.06 × 10 −4 )原型机性能为基准，保证模型机与原型机相对表面粗糙度相同，探究当表面粗糙时缩放模化前后雷诺数变化对流动性能的影响。 图6为原型机与模型机在相对表面粗糙度为k s /C = 6.06 × 10 −4 时总压损失系数沿径向分布，模型机雷诺数的提高使得20%~70%叶高处的叶型损失相较于原型机等幅增加，这是由于在同一相对表面粗糙度下，雷诺数的提高会使得边界层转捩提前，湍流区范围增大，动量损失增大。另外，模型机雷诺数的增大也使得叶根处的二次流损失增大，损失高区增加明显，相较而言叶顶处的二次流损失对雷诺数效应不敏感。对静叶出口总压损失系数求质量流量平均，在该相对表面粗糙度下，因缩放模化导致的雷诺数增大一倍会使得总压损失系数增大19.7%。 图6. 静叶出口总压损失系数沿径向分布 图7为动叶出口相对总压损失系数沿径向分布，雷诺数的增加对35%-50%叶高处的性能无影响，但会使得50%~75%处叶型损失明显增大。此外，模型机上流动雷诺数的增大通过增强端部二次流使得叶顶处流动恶化；对于叶根处，5%~15%叶高上由静叶出口向下游传递的二次流，虽在动叶内进一步耗散但高雷诺数下强度依然较大，而模型机雷诺数的提高却会使得动叶出口处通道涡强度略有减弱。对于动叶栅而言，雷诺数的增大使得出口处的总压损失系数质量流量平均值增大8.3%。 图7. 动叶出口相对总压损失系数沿径向分布 3.3. 缩尺对级内流动和效率损失的影响 图8中对比了在绝对表面粗糙度相同(k s = 60 μm)时原型机和模型机静、动叶内熵增沿轴向截面的发展。熵增定义如下： Δ s = c p ln ( T 02 T 01 ) − R ln ( p 02 p 01 ) (6) c p 是定容比热容，T 0 为总温，P 0 为总压，R表示气体常数，下标1、2分别代表沿流向的进口和出口。 图8. 沿流向熵增发展。(a) 静叶；(b) 动叶 图中ori表示原型机，scale表示模型机，模型机相较于原型机在静叶0.6 Cax位置后出现差异且沿流向有增大的趋势。在动叶内，0.2 Cax截面后原型机的熵增已明显大于模型机，沿流动方向差异均匀增大。相对表面粗糙度和雷诺数的提高均会使得沿轴向的熵增量增大，可说明缩放过程中相对表面粗糙度变化的影响大于雷诺数变化带来的影响。 为量化缩放过程带来的流动差异，需讨论透平整级的性能。级的等熵效率是衡量透平性能的重要指标，定义如式(7)所示： η s = 1 − T 2 / T 0 * 1 − ( P 2 / P 0 * ) ( k − 1 ) / k (7) 其中，T为静温，T * 为总温，P为静压，P * 为总压，下标0表示整级进口，2表示整级出口。γ表示绝热指数。 图9和图10中量化了50%叶高处的叶型损失Y p 和静叶叶根处的净二次流损失Y sec ，在同一表面粗糙度k s 下，Y p 和Y sec 受模化前后雷诺数和相对表面粗糙度变化的影响类似。图11为两者对整级效率损失的综合影响，当模化前后绝对表面粗糙度相同时相对表面粗糙度增大两倍带来的影响大于雷诺数增大两倍的影响，因此，原型机的损失随k s 变化曲线位于模化机的上方。 图9. Re和k s /C对叶型损失的综合影响 图10. Re和k s /C对净端部二次流损失的综合影响 图11 Re和k s /C对级效率损失的综合影响 综上，在模型机上展开实验研究时，恰好找到一个合适的实验条件，使得测得的透平级整体性能与原型机相同是难以实现的，需要建立一种关于等熵效率的预测方法，在模型机上测量得到某一相对表面粗糙度下透平级性能时，即可通过计算得到原型机上任意相对表面粗糙度下的性能。
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user: 4. 缩尺透平级性能的修正方法 4.1. 关于雷诺数的修正理论 Kacker & Okapu [ 5 ] 提出的总压损失系数模型中关于叶型损失的修正方法， Y ′ P = Y P × f ( R e ) (8) 其中 f ( R e ) 为叶型损失预测中关于雷诺数的修正系数。 因实验数据大多是在Re = 2 × 10 5 条件下得到的，因此若想得到其他不同雷诺数下的损失量需考虑对雷诺数的修正，Ainley & Mathieson建立了当雷诺数低于2 × 10 5 时的损失修正关系式 f ( R e ) = ( R e / 2 × 10 5 ) − 0.2 。 Kacker & Okapuu [ 5 ] 在此基础上进一步考虑低雷诺数和高雷诺数下流动的差异，将 f ( R e ) 写成分段函数的形式。在此将其总结为 f ( R e ) = ( R e / R e r e f ) − n 的形式，其中指数n因流动工况位于高、低雷诺数区域而异。 4.2. 关于相对表面粗糙度的修正理论的修正理论 表面粗糙的圆管管内流以及外略平板的流动，流动损失均可用表面摩擦因子表征 [ 7 ]。对于同一相对表面粗糙度，在不同的基于特征长度的来流雷诺数下流动损失存在差异，并且存在上、下两个临界雷诺数将流动分为三个区域，因此可认为粗糙度效应与雷诺数有关，即 λ k s / C = f ( k s / C ， R e ) 。 Syverud [ 8 ]、Casey [ 9 ] 等提出虽流体流过压气机的损失系数比零压力梯度流动大很多，但其中与雷诺数相关的损失可认为与零压力梯度流动中表面摩擦因子随雷诺数和粗糙度的变化类似。即： ζ k s / C ∝ λ k s / C (9) 4.3. 损失修正模型及验证 根据上述理论基础，本文拟将透平级等熵效率预测模型写为如下形式： 1 − η ′ s = ( 1 − η s ) s m o o t h × f ( R e ) × g ( k s / C ) (10) 其中f(Re)为关于雷诺数的修正系数，g(k s /C)为关于相对表面粗糙度的修正系数。而表面光滑的损失 ( 1 − η s ) s m o o t h 不可测量，因此需做进一步处理。 对于模型机关于相对表面粗糙度的修正关系式可以写为： ( 1 − η s ) R e 1 ， k s / C 1 = ( 1 − η s ) R e 1 ， s m o o t h × λ R e 1 ， k s / C 1 λ R e 1 ， s m o o t h (11) 对于原型机关于雷诺数和相对表面粗糙度的修正关系式可以写为： ( 1 − η s ) R e 2 ， k s / C 2 = ( 1 − η s ) R e 1 ， s m o o t h × ( R e 2 R e 1 ) − n × λ R e 2 ， k s / C 2 λ R e 2 ， s m o o t h (12) 假设本文中 ( 1 − η s ) R e 1 ， k s / C 1 为可测得的量，将以上两式做比值，即可得到已知模型机某一雷诺数和相对表面粗糙度下等熵效率，预测原型机任意相对表面粗糙度下等熵效率的关系式： ( 1 − η s ) R e 2 ， k s / C 2 = ( 1 − η s ) R e 1 ， k s / C 1 × ( R e 2 R e 1 ) − n × λ R e 2 ， k s / C 2 λ R e 1 ， k s / C 1 × λ R e 1 ， s m o o t h λ R e 2 ， s m o o t h (13) 式(14)中n取0.1，考虑到透平在设计点运行时，不会出现流道两侧附面层合并而充分发展的流动。因此式中用平板摩擦系数方程比管内充分发展湍流方程计算摩擦因子更为准确，摩擦因子 λ 计算方法如下 [ 16 ]： λ = 4 c f (14) 其中， c f = P c f ， l a m + ( 1 − P ) c f ， t u r b P = 1 1 + e − t t = 5 ( c f ， l a m c f ， t u r b ) c f ， l a m = 2.656 R e 0.5 c f ， t u r b = 0.136 { − log 10 ( 0.2 k s C + 12.5 R e ) } 2.15 (15) 以本文研究范围内的粗糙度中值为例，假定模型机k s /C = 9.15 × 10 −4 时的等熵效率为已知量，由式13求得模型机和原型机在任意相对表面粗糙度下模型机的效率，修正值与CFX计算结果对比如图12所 示，图中空心图标表示数值模拟计算结果 ( 1 − η s ) C F X ，实心图标表示由13式求得的预测值 ( 1 − η s ) C O R ，虚 线为±5%误差线，相对误差计算方法如式(16)所示。 δ = | ( 1 − η s ) C O R − ( 1 − η s ) C F X | ( 1 − η s ) C F X × 100% (16) 图12. 损失修正模型的验证。(a) 原型机；(b) 模型机
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user: 5. 结论 针对透平在缩放模化过程中流动不严格相似的问题，本文以E 3 第一级高压透平级为研究对象，通过数值模拟的方式对比了缩放前后相对表面粗糙度和雷诺数对透平内部流动的影响。并且，以雷诺数对透平性能影响机制及平板边界层理论为基础，建立了透平级效率的性能换算方法。主要结论如下： 1) 以表面喷涂热障涂层后的原型机为基准，相对表面粗糙度增大两倍和因缩尺模化导致的雷诺数增大两倍对动、静叶内部流动有相似的影响规律，但影响程度不同，相对表面粗糙度增大使得透平级性能恶化的程度大于雷诺数增大带来的影响。 2) 依据雷诺数对透平性能影响机制及平板边界层理论建立了关于等熵效率的预测模型。当某一相对表面粗糙度下模型机的等熵效率为已知量时，乘以关于雷诺数的修正因子和关于相对表面粗糙度的修正因子，可得到任意相对表面粗糙度下原型机的等熵效率。与数值模拟得到的结果对比，验证修正关系式的准确性，以该修正模型计算得到的等熵效率与CFX计算结果之间误差在5%以内。
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user: 摘要 利用CFX软件对叶型为NACA6508轴流风机进行三维粘性流场数值计算，针对在多种低流量工况条件下运行时的流动状态进行数值模拟，展示了不同流量下，风机在Blade-to-blade面上和子午面上的静压力场、速度矢量和流线的变化，以及回流区域从叶顶向叶根侧发展过程。之后增大叶中上的弦长，并使叶片前掠，改进后的叶片在风机低流量工况下对叶片前缘流动分离有抑制作用。
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user: 1. 引言 对于非设计工况运行下轴流风机内部三维粘性流场的数值模拟，国内外的学者也进行了一些试验和数值研究。刘刚 [ 1 ] 等通过分析不同外倾角小翼下的涡场变化，得到叶尖小翼结构可以有效抑制叶尖泄漏涡以及叶尖分离涡的发展。王思杰 [ 2 ] 等采用数值模拟的方法验证了等–变环量设计的前掠风机叶片相比于传统叶片有较好的性能和流动状态。范福伟 [ 3 ] 对不同弯掠角度的叶片进行数值模拟得到周向弯曲和弦向掠叶片对风机性能均有明显影响。李俊等 [ 4 ] 利用Fluent软件，对轴流式通风机的内部三维粘性流场进行了数值模拟研究，获得了设计工况和非设计工况下风机内回流区随流量降低时的发展过程；李阳等 [ 5 ] 利用雷诺平均N-S方程组以及S-A方程湍流模型对带有前后弯叶片的叶顶回流区域进行数值模拟，发现叶顶回流区域的发展以及不同叶片对回流区域发展的影响。 本文基于CFD软件，主要通过改变风机流量和转速，模拟多种工况下风机运行状态，得出风机的效率曲线。在Blade-to-blade面和子午面上展示非工况条件下，风机内部三维流动的变化。前人总结风机在小流量工况下，动叶内部的流线会向下凹，本文模拟风扇的低流量工况下的流动，并分析子午面和Blade-to-blade面上展示流动参数的变化原因，从数值模拟方面探讨轴流风机的流动特性。 之后增大叶中上的弦长，并使叶片前掠，利用CFD软件在Blade-to-blade面和子午面上展示改进后的叶片在风机低流量工况下对其前缘流动分离的影响。
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user: 2. 计算模型 本文根据通风机手册 [ 6 ]，采取孤立翼型法，选取NACA6508叶型、等环量设计的叶轮，设计参数如表1，设计出的轴流风机如图1所示。 Table 1 Main design parameters of impelle 设计要求 模型参数 设计全压 940 Pa 外径 850 mm 设计流量 6 Kg/s 内径 350 mm 转速 960 r/min 轴长 230 mm 翼型 NACA6508 叶片数 7 叶顶间隙 0.5 cm 表1. 叶轮的主要设计参数 图1. 风机和叶轮的结构简图
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user: 3. 计算方法 计算模型在风机进、出口添加流道延长段，向前延长2.7米，向后延长4.5米。采用六面体网格，叶轮部分为旋转域，在ANSYS Turbogrid进行网格划分，网格数为65万，最小网格尺寸为2 mm，叶轮前后接入流道为静止域，前流道为60.4万，最小网格尺寸为2 mm后流道网格数为101万，最小网格尺寸为2 mm。旋转域与静止域之间用Interface面连接，局部网格密度如图2。 图2. 叶片尾缘、前缘和叶顶间隙网格结构 CFX软件做数值模拟，流动介质为25℃不可压空气，参考压力为一个大气压，流动无换热。采用有限体积法离散模型，采用k-Epsilon湍流模型。进口边界给定总压，出口边界条件设置为流量。旋转域外壳壁面设置为反向旋转壁面，其他壁面条件设置为无滑移。进口条件为0 Pa，出口条件分别为6 kg/s、5.5 kg/s、5 kg/s、4.5 kg/s、4 kg/s。进、出口质量流量误差小于0.0001，全局残差小于0.001，认为达到收敛。
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user: 4. 结果及分析 分别对风机在870 r/min、940 r/min、1040 r/min转速下进行数值模拟，生成不同转速下的效率-流量曲线、全压–流量曲线、轴功率–流量曲线，如图3，从图中可以看出，940 r/min转速下设计流量(6 kg/s)附近对应的效率较好，对应的全压、轴功率变化较为平缓，风机设计合理 [ 7 ]。 4.1. Blade-to-blade面流动特征 为分析风机Blade-to-blad面流动特征，从叶根到叶顶方向选取叶高的20%、50%、90%三个圆柱截面，如图4。再选取子午面，从三维角度分析流动特性。 图3. 不同转速下风机性能曲线 图4. 20%、50%、90%叶高上截面示意图 图5给出940 r/min下6 kg/s流量到4 kg/s流量的90%叶高位置的速度矢量图和静压云图。由图可知，在设计工况下，气流平滑通过流道，气体贴着叶片表面流动，未发生分离。随流量降低，在叶片后缘处产生漩涡，随着流量的减小，漩涡从叶片尾缘向前缘逐步增大，相对速度矢量方向不再是叶片表面切线方向从入口进入流向出口，其相对速度沿着周向方向。从静压云图分析得，在风机设计工况运行时，低压区主要集中在叶片前段的吸力面，且静压区域呈现出圆弧形发散状向远离叶片的方向逐渐升高，随着流量的减小，低压区沿着叶片吸力面向后移动。 图5. 90%叶高位置的速度矢量图和静压云图 图6给出了6 kg/s、4 kg/s流量下50%和20%叶高的速度矢量图和静压云图，对比设计流量工况，在50%叶高处，4 kg/s流量工况下与设计流量下的流动状态没有太大差别。但从静压分布上得出，叶片吸力面的静压明显降低，在20%叶高处，4 kg/s流量工况其速度矢量分布与设计流量下区别不大，在叶片压力面静压明显升高。可见，4 kg/s流量工况时叶顶和叶根处的静压分布会受到较明显的影响。 图6. 6 kg/s、4 kg/s流量下50%和20%叶高的速度矢量图 4.2. 子午面内流特征 为给出风机子午面内流特征，图7分别给出6 kg/s、5.5 kg/s、5 kg/s、4 kg/s四个工况下的速度矢量图和相对速度云图，由图可知，风机在设计流量下工作时，其速度矢量从叶顶到叶根趋于平稳，未出现漩涡。由于气体受到叶顶泄露的影响，同时气流在轮毂处同固体壁面发生摩擦，产生边界层效应 [ 1 ]，叶片尾缘相对速度分布为叶顶和叶根处较小。当流量逐步减小时，叶顶的回流区域逐渐扩大，影响到叶片中部和根部的流动，速度矢量斜向下进入叶轮，再从尾缘处斜向上流出。随着流量进一步减小，叶顶前缘对流体的作用力加大，叶顶的回流区域进一步扩大。当流量降至5 kg/s时，叶片顶部的回流愈发明显，并且逐步从叶顶向叶根发展；速度矢量从倾斜更大。当流量降低到4 kg/s时，回流区域占据了叶片流道的三分之一，入口处产生了回流区域，速度矢量愈发向下凹。
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user: 5. 改进后叶片流动分析 变化后的几何模型 为了改善原风机叶片前缘的流动分离，增加原有叶片的中上部叶型的弦长，并使叶片前掠。变化后的风机模型如图8，图中同时给出了前掠角度在Z轴截面上的变化。 图7. 子午面上速度分布及流线图 图8. 风机模型和前掠角度在Z轴截面上的变化 图9给出了4 kg/s流量下20%、50%和90%叶高上Blade-to-blad面的速度矢量图和静压云图。 图9. 4 kg/s流量下改进后叶片20%、50%和90%叶高的速度矢量图 对比原风机模型，在90%叶高处、4 kg/s流量工况下，改进后的风机叶片实现了较好的流动分离抑制，在Blade-to-blad面上叶片的速度矢量图未出现流动分离特征。在20%叶高处、4 kg/s流量工况下，改进后的风机叶片速度矢量分布情况不如原风机模型叶片，在叶片压力面出现了流动分离。可见，4 kg/s流量工况时改进后的风机叶片在叶顶处对流动分离有抑制作用，但叶根处的流动不如原风机模型。 之后再对风机进行数值模拟，得到5 kg/s、4 kg/s两个小流量工况下的流线图和相对速度云图，由图10可知，选取风机旋转域作为观测对象，从风机子午面上得到，当增加叶中上的弦长和设置叶片前掠后，风机在小流量工况下的流动分离被抑制，流动状况得到改善。 图10. 5 kg/s下叶片子午截面速度分布及流线图，4 kg/s下叶片子午截面速度分布及流线图
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user: 6. 结论 1) 当流量逐步减小时，先在叶顶尾缘处出现分离，之后分离区域扩大，发展成影响整个流道的回流区域。 2) 从子午面上看，叶片尾缘相对速度分布为叶顶和叶根处较小，50%叶高处较大。当流量逐步减小时，低速区域先受到影响，在叶顶处出现回流；在叶根处，压力面静压升高明显，流速减小，叶根尾缘后低速区域扩大。 3) 随着流量的降低，子午面上流线变化出不同状态，当流量逐步减小时，流动开始倾斜，在叶片尾缘先呈现出斜向下流动，且叶片顶部尾缘部分的低速区域逐渐扩大，流量进一步减小时，入口处流线斜向下流动，进入叶轮后斜向上流出。随着流量进一步减小，叶顶尾缘的低速区域进一步扩大。当流量降低到4 kg/s时，回流区域占据了叶片流道的三分之一，出口处的低流速区域增大，速度矢量倾斜角度较大。 4) 为了改善叶顶流动分离，增大叶中上的弦长，并使叶片前掠，改进后的叶片在风机低流量工况下对流动分离有抑制作用。从风机子午面上来看，增加的弦长对叶片前缘流动的影响加大，抑制了流道内的流动分离。4 kg/s流量工况时改进后的风机叶片在叶顶处对流动分离有抑制作用，但叶根处的流动不如原风机模型。
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user: 摘要 本文研究了生物质电厂飞灰对不同离子的吸附能力，并对Cd离子吸附动力学进行分析。结果表明：飞灰对As (III)、As (V)、Cr三种离子基本没有吸附能力；对Cd离子的吸附能力很强，随着Cd浓度由0.1 ppm升高到20 ppm，飞灰对Cd离子的脱除能力显著降低。当温度由15℃升高到35℃时，飞灰对Cd的脱除能力增大，然而当浓度超过10 ppm时，升高温度对提高飞灰脱除能力的影响有限。飞灰除镉吸附动力学过程与伪二级动力学速率方程拟合度更高，R 2 超过0.997。由颗粒内扩散模型分析可知，飞灰除镉的反应前期主要受粒子内扩散控制，而吸附的中后期主要受粒子内扩散和膜扩散共同控制。
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user: 1. 前言 镉(Cd)是一种有毒重金属，可以通过土壤运输到植物，最终会通过食物链富集于人体，因其具有很强的致癌性、致畸性和生物积累性等特点，从而对人类健康构成重大风险 [ 1 ]，必须除去。目前，除镉的主要方法包括物理处理、化学处理和生物修复技术等方法，其中吸附法具有高效、低成本等优点，是一种潜在的环境友好型Cd处理方法，受到广泛关注 [ 2 ]。 生物质是一种应用与发展潜力巨大的可再生能源，受到各国的高度重视。直燃发电是生物质的重要利用方式之一 [ 3 ]，飞灰是生物质发电过程主要的副产物 [ 4 ]，它是生物质在燃烧过程中经过复杂的反应后留下的微小颗粒，不仅容易影响电厂设备的安全高效运行，还会对环境造成污染 [ 5 ]。随着生物质发电技术的广泛应用，飞灰的排放量逐渐增加，因此，亟需开发飞灰的清洁高效处置与利用方法。生物质电厂飞灰具有颗粒小、孔道多、质轻疏松、比表面积大等特点，对重金属具有良好的吸附脱除效果 [ 6 ]，在环境治理方面潜力巨大。为了更好地研究飞灰的吸附性能，本文探讨了飞灰对不同重金属的吸附能力，在此基础上着重研究了对Cd的吸附能力，为Cd的高效脱除与飞灰的高值化利用提供理论依据。
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user: 2. 材料与方法 2.1. 实验材料 本研究所用飞灰来自国能通辽生物发电有限公司，与我们前期的研究一样，其化学成分见表1 [ 7 ]。 2.2. 飞灰对不同离子的吸附能力研究 参照文献 [ 7 ]，取多份飞灰每份1.00 g分别置于60 mL塑料圆瓶中，然后通过移液管分别移取50 mL不同初始浓度的As (III)、As (V)、Cr、Cd溶液，分别在不同的温度下(15℃、25℃、35℃)振荡24 h。然后分别移取10 mL溶液过一次性滤膜，保存样品进行测试，并计算吸附量。每组实验重复三次取平均值。 q = C 0 − C C 0 (1) 其中q表示单位质量吸附剂的吸附量，μg/g；C 0 表示吸附前离子浓度，ppm；C表示吸附后离子浓度，ppm。 Table 1 Chemical components of fly as 元素 含量 元素 含量 灰分 888.46 ± 19.21 S 15.13 ± 0.21 挥发分 39.33 ± 1.05 P 10.09 ± 0.15 固定炭 82.37 ± 4.76 Fe 16.11 ± 0.44 Si 292.04 ± 7.77 Na 5. 32 ± 0.23 Ca 19.37 ± 1.23 F 3.22 ± 0.18 Cl 53.47 ± 2.03 Ti 2.68 ± 0.17 K 49.45 ± 2.65 Cr 0.0534 ± 0.0036 Al 42.52 ± 1.41 Cd 0.0111 ± 0.0001 Mg 5.92 ± 0.19 Pb 0.0087 ± 0.0002 表1. 飞灰化学成分(mg/g，干燥基) 2.3. 飞灰对Cd的吸附动力学研究 1) 不同温度下飞灰对Cd的吸附能力 参照文献 [ 7 ]，取多份飞灰每份1.00 g分别置于60 mL塑料圆瓶中，移液管移取浓度为20 ppm的Cd溶液50 mL，分别保持恒温(15℃、25℃、35℃)振荡0 min、15 min、30 min、45 min、1 h、1.5 h、2 h、2.5 h、3 h、4 h、5 h、6 h、7 h、9 h、11 h、13 h、15 h、18 h、21 h、24 h后取出，移取10 mL溶液过一次性滤膜，保存样品进行测试。实验重复三次。 2) 准一和伪二级吸附动力学模型 参照文献 [ 7 ]，在使用准一级反应动力学模型进行分析的同时，利用伪二级反应动力学模型对数据进行拟合，并根据相关系数等比较两种模型的优劣 [ 8 ]。 log ( q e − q t ) = log q e − k 1 2.303 t (2) t q t = t q e + 1 k 2 * q e 2 (3) 其中q e 表示平衡时单位质量吸附剂吸附Cd的量，μg/g；q t 表示t时刻单位质量吸附剂吸附Cd的量，μg/g；K 1 和K 2 分别表示准一级和伪二级吸附速率常数，min −1 。 3) 颗粒内扩散模型(Weber-Morris) 为进一步掌握飞灰除镉的反应速率控制过程，通过粒子内扩散模型(Weber-Morris)分析反应平衡前的飞灰除镉吸附动力学 [ 8 ]。 q t = K w t 0.5 + b (4) 其中q e 表示吸附平衡时单位质量吸附剂吸附Cd的量，μg/g；K w 为内扩散系数；b为常数，μg/g。
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user: 4. 结论 生物质电厂飞灰对As (III)、As (V)、Cr离子基本没有吸附能力；对Cd离子的吸附能力很强，但是随着浓度的升高，飞灰对Cd离子的脱除能力显著降低。升高温度能够增大飞灰对Cd的脱除能力，然而当浓度较高时，升高温度对提高飞灰脱除能力的影响有限。由动力学分析可知，飞灰除镉吸附动力学过程与伪二级动力学速率方程拟合度更高；飞灰除镉的反应前期主要受粒子内扩散控制，而吸附的中后期主要受粒子内扩散和膜扩散共同控制。
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user: 摘要 锅炉效率在蒸汽动力系统运行过程中存在波动，为保证系统的高效安全运行，本文研究锅炉效率不确定情况下的蒸汽动力系统鲁棒优化问题。本研究基于一种数据驱动的自适应鲁棒优化方法，利用工业已有数据样本，通过鲁棒核密度估计构建锅炉效率不确定集合，降低了鲁棒优化问题的保守性，再结合混合整数线性规划(MILP)模型，建立自适应鲁棒混合整数线性规划模型。优化模型以蒸汽动力系统的总运行成本最小为目标函数，决策变量包括描述蒸汽轮机选型的整数变量和表征系统蒸汽分布情况的连续变量。应用实例表明，与确定性方法相比，鲁棒优化得到的最优操作策略，鲁棒优化在理想效率下总成本增加约24.00%，在低效率下总成本降低约12.17%，对于系统的鲁棒性上提高了15.14%，鲁棒生产超高压蒸汽，可以随需求转换为其他等级蒸汽，系统工作状态受到外界因素影响小，在锅炉效率存在波动的情况下，结果更加具有经济性。
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user: 1. 引言 蒸汽动力系统作为供能系统，是工业生产中重要系统之一 [ 1 ] [ 2 ]，当人们想要最大化或最小化某一特定目标时，就不可避免要分析整体系统和优化问题。蒸汽动力系统在实现能源转换的工程中会造成大量的环境污染和能源消耗，整个转换过程中设备有锅炉、换热网络、汽轮机等。蒸汽动力系统中存在许多不确定因素，例如伴随燃料价格、电价、生产量、季节变化等原因，导致产品设备的选型和各个专业器械的配置变化；制定的生产计划和外在条件的变化，导致整个系统的生产变化。不确定因素影响着蒸汽动力系统的优化，直接使用确定条件进行优化，受不确定因素影响可能使整个优化方案不是实际最优解。把不确定因素考虑到优化模型中，可以增加系统柔性，更能稳定的降低系统经济成本，提高系统的综合性能。 Papalexandri [ 3 ] 将汽轮机效率作为不确定因素，通过不同周期设备转换所产生费用对总运行费用的影响，建立了多周期运行成本的优化模型。Aguilar等 [ 4 ] 将汽电需求作为确定性周期因素，燃料和电力价格作为不确定因素，建立蒸汽动力系统优化模型。张冰剑等 [ 5 ] 建立了以设备出现故障所导致的维护时间为不确定因素建立了多目标优化模型。罗向龙等 [ 6 ] 将运行过程以8个小时为一个固定周期，对蒸汽动力系统进行多周期优化分析。此后罗向龙等将蒸汽动力系统的不稳定因素，汽电需求的改变引入模型，整个系统的运行过程被分成等间隔的多周期过程。李晖等 [ 7 ] 将汽电需求转变为周期性确定变化，使用多周期进行描述，对不同的波动影响因素采用不同的权重来描述在多周期过程中的影响信息。池晓等 [ 8 ] 用蒸汽需求量作为不确定因素，在蒸汽需求量的概率范围内离散化转换为确定性的多周期优化过程。Ran等 [ 9 ] 把约束描述的不确定因素进行简化，建立了针对蒸汽动力系统的鲁棒优化模型，并且通过实例证明有效性和鲁棒性。Rami等 [ 10 ] 对一种带有蒸汽轮机的电力系统负载频率控制器进行优化，建立复杂的多项式约束来达到系统要求，并且尽可能精确描述系统的运行模式，通过鲁棒优化模型的实例证明，在系统稳定的前提下，系统响应时间得到了优化。彭春华等 [ 11 ] 针对光伏电站系统的经济性和可靠性建立优化模型，使用盒式不确定集合对于光伏生产进行估计，并在鲁棒优化模型中加入不确定预算，来调节盒式不确定集合对于不确定因素估计太保守的问题。Zhao等 [ 12 ] 研究使用数据驱动自适应鲁棒优化方法，把蒸汽动力系统中汽轮机效率不确定性作为不确定参数，通过历史数据推倒汽轮机模型，使用鲁棒核密度估计构造不确定集合，通过仿射决策原则，将多级优化模型转化为鲁棒优化模型，把模型应用到某乙烯装置的蒸汽系统，证明模型的适用性。Akbari等 [ 13 ] 提出了一种新的鲁棒输出反馈控制器来调节非线性锅炉–汽轮机系统的输出功率。在实际数据的基础上，围绕实际工作点对系统进行线性化处理，确定了不确定项的实际取值范围。Shen等 [ 14 ] 将汽轮机进气的焓和出气的焓考虑为不确定参数，把确定性优化模型转化为混合整数非线性规划问题，根据机理和历史数据建立模型，在确定性模型中代入不确定集合，建立一种数据驱动的鲁棒优化模型。Paepe等 [ 15 ] 对微型燃气轮机的设计进行鲁棒设计，用鲁棒优化描述运行参数和设计参数的不确定性，优化了微型燃气轮机转速和电效率。 上述文献主要针对汽电需求的变化转为周期性确定变化和汽轮机效率不确定因素对于蒸汽动力系统的影响，在一定程度上是一种改进。但在蒸汽动力系统中锅炉效率不确定性变化实时存在，影响着蒸汽动力系统生产的稳定性和安全性，不过因锅炉效率不确定范围在1以内，相对于其他不确定因素数值偏小，不能转化为多周期性问题，需要结合鲁棒优化进行优化设计。 锅炉效率主要因素如图1所示，包括烟气容积及排烟温度，可燃气体不完全燃烧引起的热损失，飞灰、炉渣和灰渣的含碳量，锅炉外表面积大小、炉墙结构、保温性能、环境温度和锅炉额定蒸发量，炉渣、粉煤灰沉降灰分含量和灰分温度。锅炉效率受多种因素共同影响，难以使用确定方程准确计算，所以采用不确定集合来描述锅炉效率才能更贴近实际。 图1. 锅炉不确定性因素 因此本文通过对蒸汽动力系统的不确定性因素进行分析，以锅炉效率为不确定性因素，利用系统运行产生的历史数据，采用鲁棒核密度估计方法，得到不确定集合，基于混合整数线性规划(MILP)方法，建立以系统经济指标为目标函数的自适应鲁棒优化混合整数线性规划模型。
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user: 3. 案例分析及讨论 以乙烯装置的蒸汽系统为例进行了研究，在满足系统的蒸汽需求和机械能需求的前提下，使系统的年操作费用最小，同时保证在面对不确定因素时系统的可靠性。蒸汽系统为乙烯装置提供SS，HS，MS，LS，SC五个等级的蒸汽，用于驱动压缩机或泵，总共具有14个机械能需求。 各蒸汽等级参数见表1，满足14个轴功需求，各轴功需求见表2、表3，实际工业乙烯装置中蒸汽系统的设备配置和网络结构如图3所示。 由于该蒸汽动力系统采用直接驱动式蒸汽轮机网络，系统中所有的机械能需求都直接由蒸汽轮机驱动，在优化过程中，预设汽轮机的轴功率是固定的。然而，锅炉效率由于设备效率的波动性和不确定性，会带来供应量的变化和成本变化。 从多组历史数据中得到锅炉的不确定参数，选取Hampel损失函数作为鲁棒损失函数，并采用鲁棒核密度估计的方法来构建不确定集合，设置置信水平和构建分位数函数，参考工业优化的常规预设值，把参数 α 设为0.05，预算参数 μ 设为0.8，平滑参数 σ 设为0.1， ψ 取3.2 [ 18 ]。通过把目标函数中的不确定性转移到约束条件的方法，将最大最小化的双层优化问题转化为单层优化问题，最后通过线性对偶理论将目标函数中的最大化问题转换为对偶形式，替换相应约束条件，求得原模型的鲁棒对等式，采用GAMS平台，CPLEX方法编程求解，完成原模型的鲁棒优化。 Table 1 Steam parameters of each grad 蒸汽等级 压力范围(MP) 温度范围(℃) 焓值范围(kj/kg) SS [10.80， 11.50] [480， 515] [3312， 3396] HS [3.75， 4.08] [365， 405] [3136， 3225] MS [1.40， 1.75] [266， 311] [2965， 3056] LS [0.32， 0.40] [144， 149] [2746， 2751] SC [−0.09， −0.04] [34， 86] [2321， 2424] 表1. 各等级蒸汽参数 Table 2 Mechanical energy demand 1~ 需求编号 1 2 3 4 5 6 7 轴功需求KW 23，338.3 24，400.7 14，327.2 15，319.2 670 950 1100 表2. 机械能需求1~7 Table 3 Mechanical energy demand 8~1 需求编号 8 9 10 11 12 13 14 轴功需求KW 1600 370 376 620 61 2040 1033 表3. 机械能需求8~14 确定性优化后具体蒸汽动力系统结构流程图见图3。 图3. 确定性优化后的系统结构图 鲁棒优化后具体蒸汽动力系统结构流程图见图4。 图4. 鲁棒优化后的系统结构图 确定性优化和鲁棒优化后的蒸汽动力系统结构图如图3、图4表示。优化前和鲁棒优化后的设备各等级蒸汽流入、流出情况由表4、表5列出。−1表示设备在该等级处于流出状态，0表示设备在该等级处于无流通状态，为1表示设备在该等级处于流入状态。鲁棒优化在运行结构上主要减少使用SS等级做功的凝汽式汽轮机3个，增加抽气背压式汽轮机1个，在系统主要利用SS和HS两个蒸汽等级的蒸汽做功的前提下，对于各个蒸汽等级的热量的利用更加充分，并且经过系统做功后主要产物为LS， SC两个蒸汽等级的蒸汽，增加了能源利用的效率，减少热量，动能的浪费。优化前的系统的管网情况如表4所示，确定性优化和鲁棒优化与优化前相比，都增加了SS等级做功的汽轮机，对高等级的蒸汽利用更充分，从而达到优化效果。 Table 4 The pipe network situation of the system before optimizatio 机械能需求 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 SS −1 −1 −1 −1 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 HS 1 1 1 1 −1 −1 −1 0 0 0 −1 0 0 0 MS 0 0 0 1 1 0 0 −1 −1 0 1 −1 0 −1 LS 0 0 0 0 0 1 0 0 1 −1 0 1 −1 1 SC 1 1 1 0 0 0 1 1 0 1 0 0 1 0 表4. 优化前的系统的管网情况 确定性优化理想效率系统蒸汽产量、确定性优化低效率系统蒸汽产量和鲁棒优化系统蒸汽产量如表5、表6和表7所示，外购蒸汽量如图5所示，相比于鲁棒优化，确定性优化在存在LS等级的30 t/h外购蒸汽，自身的SS等级蒸汽的生产量偏低，减少单位燃料下热量更高，价格更贵的燃气锅炉产量，从理论上提高了经济效益，在经济最大化的情况下满足了蒸汽需求，但在实际生产操作中，可能受锅炉效率和最大产汽量影响存在生产缺口。 Table 5 Deterministic optimization of ideal efficiency system steam productio 各蒸汽等级 SS HS MS LS 燃气锅炉产汽量(t/h) 133.204 0 0 0 燃煤锅炉产汽量(t/h) 145.476 0 0 0 各等级外购蒸汽量(t/h) 30.000 30.000 30.000 30.000 各等级外送蒸汽量(t/h) 0 0 0 0 表5. 确定性优化理想效率系统蒸汽产量 Table 6 Deterministic optimization of steam production in low-efficiency system 各蒸汽等级 SS HS MS LS 燃气锅炉产汽量(t/h) 164.211 0 0 0 燃煤锅炉产汽量(t/h) 113.148 0 0 0 各等级外购蒸汽量(t/h) 30.000 30.000 30.000 30.000 各等级外送蒸汽量(t/h) 0 0 0 0 表6. 确定性优化低效率系统蒸汽产量 Table 7 Robust optimization system steam productio 各蒸汽等级 SS HS MS LS 燃气锅炉产汽量(t/h) 161.840 0 0 0 燃煤锅炉产汽量(t/h) 129.312 0 0 0 各等级外购蒸汽量(t/h) 30.000 30.000 30.000 0 各等级外送蒸汽量(t/h) 0 0 0 0 表7. 鲁棒优化系统蒸汽产量 图5. 不同优化条件下的锅炉产汽量优化结果 图5表示不同优化条件下的锅炉产汽量优化结果，鲁棒优化后的系统，相较与确定性优化，增加超高压蒸汽生产量约12.5 t/h，减少外购LS等级蒸汽30 t/h，两者的差别在于对高压以上的蒸汽估计用量。在实际的工业生产中，主要依靠的还是高温高压的蒸汽来满足生产所需轴功和系统外需求，对于低温低压的蒸汽在应用、运输上都比较少，鲁棒优化模型的优化结果更符合实际应用情况。 两种优化方法在不同效率下的结果如图6所示，鲁棒优化方法在理想效率下总成本增加约24.00%，在低效率下总成本降低约12.17%，在锅炉效率存在变化情况下，减小了最差结果与最优结果的波动范围，在供应量上满足可能存在的最差情况，系统在鲁棒性上提高了15.14%，使系统的经济性得到提高。 图6. 两种优化在理想效率和低效率情况下的运行成本变化
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user: 4. 结论 本文通过采用数据驱动的鲁棒优化算法进行蒸汽动力系统的经济目标优化。从某化工厂得到锅炉装置效率的历史数据，然后采用鲁棒核密度估计的方法建立不确定集合，通过鲁棒对等原理对经济目标函数进行处理，建立对应的鲁棒优化模型。结果表明，鲁棒优化在理想效率下总成本增加约24.00%，在低效率下总成本降低约12.17%，鲁棒优化成本是在锅炉效率波动范围下的最优成本，所以比理想效率下的确定性优化要高出一部分，但对于系统的鲁棒性上提高了15.14%，所得的优化方案在锅炉效率全范围更优。从结果上看，考虑锅炉效率的变化，对运行成本的影响在20%左右，是运行成本中不可忽略的不确定因素，是系统成本优化的重要组成部分。鲁棒优化方法在生产上满足系统自身要求，生产较多SS等级蒸汽，可以随时通过降温降压器满足系统需求，受到外界因素影响小，并且直接考虑到锅炉效率的波动情况，所优化结果在锅炉效率波动的范围内更具有经济性。
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user: 摘要 海洋覆盖了地球表面70%以上的区域，与陆地相比，呈现出许多不同的特定恶劣环境条件。具体而言，海洋包含温度，静水压力和盐度水平范围广等的特征。响应海洋环境，海洋微生物如真菌逐渐进化出许多特殊的适应机制，包括产生特定的次生代谢产物作为生物分子。海洋生态系统中存在的巨大生物多样性为寻找具有众多有价值生物活动的新化合物提供了有希望的资源。因此，对海洋真菌尤其是曲霉属中次生代谢产物的探索研究为先导药物的开发提供了重要的资源。本文对近年来从海洋来源曲霉属真菌中获得的天然产物以结构的不同进行了列举，并指出了其生物活性，暗示着曲霉属真菌在海洋微生物高效活性乃至药用价值的天然产物的挖掘工作中值得重视。