DreamBlooms/HansPub-15000-to-45000 huggingface dataset:
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user: 4. 结论 对于Al-Zn-Mg-xCu合金而言，温度从105℃提高至120℃时效温度过程中，时效硬化速率呈上升趋势，但峰值硬度呈现先增加后下降的趋势，并随Cu含量的升高，速率及硬化效应明显增强。通过结合Arrhenius经验方程可知，温度及Cu含量的增加提高了反应速率k，降低了时效过程反应激活能E a ，同时，增加晶内析出η′相的密度，抗拉强度在Cu含量大于0.5%时提升明显，却引起晶界中断口宏观韧窝密度降低，粗大第二相体积分数的增加和屈服强度的提升进一步弱化晶界扩展功，延伸率明显降低。
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user: 摘 要 本文介绍了锂离子电池硅碳负极材料的发展过程、研发现状和研发趋势。不同原料和不同方法复合的硅碳负极材料的电化学性能有较大差别，比容量从500 mAh/g左右到2000 mAh/g左右，循环40次后，容量保持率从47%到90%以上不等。提出了硅碳负极材料的研发趋势，研发过程中，应根据电池使用目标确定原材料和材料复合方法，另外应注意材料微观结构的均匀性和宏观结构的稳定性，以期解决硅材料的体积膨胀问题和导电性差问题。 关键词 :锂离子电池，硅碳负极，复合材料，高比容量 Copyright © 2020 by author(s) and Hans Publishers Inc. This work is licensed under the Creative Commons Attribution International License (CC BY 4.0). http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/
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user: 1. 锂离子电池硅碳负极材料 锂离子电池具有能量密度高、循环寿命长、环境污染小和无记忆效应等优点，已经广泛应用于3C电子产品、电动汽车、规模储能和航空航天等领域。近年来随着世界各国大力发展新能源汽车，锂离子电池技术面临前所未有的挑战，即提高电池能量密度和安全性能。随着国家新能源汽车领域的快速发展，为满足电动汽车长续航里程的需求，国家科技部要求2020年把锂离子动力电池单体比能量提高至300 Wh/kg [ 1 ]。因此，高能量密度和高安全性锂离子电池的开发成为未来的重要的发展方向。负极材料是锂离子电池的重要组成部分，占锂离子电池总成本的25%~28%，它直接影响着电池的能量密度、循环寿命和安全性能等关键指标。传统锂离子电池的石墨负极已经无法满足现有需求，高能量密度负极材料成为企业研发的新热点。 硅基材料由于具有丰富的储量和4200 mAh/g的理论比容量以及合适的电压平台，正逐渐成为电池企业和锂电材料企业改善负极性能的优先选择，是最具潜力替代石墨负极(理论比容量372 mAh/g)的下一代锂离子电池负极材料之一，具有广阔的市场前景。但是硅基材料也存在一些问题，例如在电池充放电过程中导致体积膨胀(膨胀至原体积的3倍)，导致电极结构受到破坏，影响电池循环性能。另外硅是半导体，导电性达不到电池材料的要求。这些特点使得硅作为负极材料在实际应用中困难重重。解决方案之一就是将硅与导电性较好并且孔隙率较高的碳材料进行复合，以期解决硅材料的缺点，显著提高电池的理论比容量和循环性能。
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user: 2. 锂离子电池硅碳负极材料研发现状 总体来说，硅碳负极的研发受到学术界和工业界的双重重视，已经取得了较好的效果。以下以硅碳负极材料的制备方法不同进行简述。 2.1. 球磨法 球磨法设备易得，使用方便。冯雪娇 [ 2 ] 通过球磨法制备了多孔硅/碳复合材料，经过CVD法进一步碳包覆后制的的多孔硅/碳复合材料经过200次循环后可逆容量为982 mAh/g，容量保持率为86%。采用喷雾干燥法和镁热还原法制备了多孔硅，通过CVD法在多孔硅表面包覆了一层厚度4 nm的碳层，在5 C倍率下循环，多孔硅/碳复合材料可逆容量保持在1100 mAh/g，0.5 C倍率下进行长期循环，100次循环后可逆容量仍有1780 mAh/g，容量保持率为90%。陈瑶 [ 3 ] 机械球磨法，选择硅铁合金和石墨为原料制备了具有核–壳结构的FeSi2/Si@C复合材料，可逆比容量达到1010 mAh/g，循环200圈后，容量保持率在93%以上，即使在1000 mA/g的电流密度下，复合材料仍具有700 mAh/g以上的比容量。孙威 [ 4 ] 采用等离子球磨法制备了两种具有石墨烯纳米片包覆Si特征结构的硅/石墨和硅/膨胀石墨复合负极材料。在0.2 A/g的电流密度下，可逆容量为942 mAh/g，100次循环后容量保持率为88%。彭果戈等 [ 5 ] 采用两步球磨、高温热解法，以硅、葡萄糖和石墨为原料制备了Si/C复合负极材料，放电电流密度为100 mA/g时，放电容量为943 mAh/g，循环40次后，比容量为671 mAh/g。 球磨法单独使用制备硅碳负极材料，容量保持率和可逆容量稍低。与其他方法联用后可有效提高材料的比容量、容量保持率和电池循环性能等。 2.2. 高温分解和镁热还原法 高温分解法是制备纳米颗粒的常用方法，一般得到颗粒的粒度分布较窄。镁热还原法一般在惰性气体保护下进行，对实验系统的密闭性有较高的要求。 杨万光 [ 6 ] 通过高温热解法，利用煤焦油沥青为前驱物制备了高容量硅碳复合材料，发现制备材料的首次比容量在700 mAh/g左右，首次充放电效率均大于80%。王东 [ 7 ] 采用高温裂解法制备了SiOC/膨胀石墨负极材料，首次放电比容量为1354 mA/g，循环60次后可逆容量仍大于300 mA/g。李群 [ 8 ] 采用镁热还原法，以硅气凝胶为硅源合成一种三维多孔硅/碳复合材料，充放电测试表明，在200 mA/g的高电流密度下，能够保持1552 mAh/g的可逆容量和接近100%的库伦效率。在2 A/g的电流密度下，硅/碳复合材料展现了1057 mAh/g的容量。钟海 [ 9 ] 采用镁热还原法制备了一系列硅负极材料，在0.1 A/g的电流密度下，放电容量可达2045 mAh/g，充电容量为1901 mAh/g。电流密度为8 A/g时，电极的放电容量为322 mAh/g，充电容量为326 mAh/g。王明珊 [ 10 ] 采用镁热还原法，以硅藻土为原料制备了多孔硅，以酚醛树脂为原料制备了多孔硅/碳复合材料，含硅量为67%的多孔硅/碳复合材料的首次可逆容量为1628 mAh/g，经过30次充放电循环后容量保持在759 mAh/g。 从数据来看，镁热还原法制备的硅碳负极材料性能要由于高温裂解法，放电容量可大于2000 mAh/g，且在大电流放电条件下具有较好的倍率性能。 2.3. 化学气相沉积法 化学气相沉积法常用来制备涂层或纳米材料。朱小奕 [ 11 ] 通过化学气相沉积法合成的硅碳纳米线结构可更好的缓解硅材料的体积效应。合成的硅/石墨复合材料电流密度为50 mA/g时，可逆容量为562 mAh/g。合成的硅/石墨烯复合材料首次可逆容量为518 mAh/g，库伦效率为70% (电流密度50 mA/g)。合成的硅/碳纳米管复合材料的首次可逆容量为823 mAh/g，库伦效率69.8% (电流密度50 mA/g)，循环50圈后，比容量为770 mA/g。Wang [ 12 ] 等采用化学气相沉积法制备了硅/碳纳米管复合材料。电化学性能测试表明，首次可逆容量可达2000 mAh/g，首次库伦效率80%，经过40次循环，材料容量基本未衰减。Magasinski [ 13 ] 利用化学气相沉积法嵌入型硅碳复合材料，该材料表现出优异的容量和倍率性能。首次放电容量约为2000 mAh/g，在1 C倍率下循环100次容量无明显衰减，8 C倍率下具有870 mAh/g的可逆容量。 化学气相沉积法制备的材料在一定程度上可抑制硅材料的体积效应，容量和倍率性能也较好。缺点是产能小，产量受限。 2.4. 喷雾干燥法 喷雾干燥是一种溶液干燥的常用方法，也可通过干燥方式制备微颗粒。于晓磊 [ 14 ] 采用纳米硅粉、氧化石墨烯和酚醛树脂为原料，采用喷雾干燥法制备了Si/GNS@C复合材料，二次颗粒粒径为1微米~10微米，电化学性能测试表明，在0.5 A/g的电流密度下，充放电循环200次后保持1024 mAh/g的循环容量，在8 A/g的电流密度下具有602 mAh/g的可逆容量。采用镁热还原法和CVD法制备的介孔硅/碳复合材料，在0.5 A/g的电流密度下循环70次后保持1633 mAh/g的可逆容量，在8 A/g (约15 C)下仍能达到580 mAh/g。高鹏飞 [ 15 ] 采用喷雾干燥法将二维石墨烯加工成具有三维结构的导电网络，将硅粉包裹在内部空腔中，得到一种“包裹型”硅碳复合材料。分析表明，该材料具有1525 mAh/g的比容量。 喷雾干燥法制备的硅碳负极材料具有较好的循环容量和大电流放电能力。 2.5. 其他方法 杨正东 [ 16 ] 以硅纳米颗粒SiNP、氧化石墨烯为原料，通过水热反应、冷冻干燥与热还原的方法，制备得到硅–石墨烯三维多孔复合材料Si-G，该材料的可逆比容量为1173 mAh/g，40次循环后容量保持率为98.7%，在1 A/g的电流密度下可逆容量为837 mAh/g。制备了三明治结构硅碳复合材料电极，包括表面保护炭层、中间活性物质层和底部缓冲层，在150 mA/g的电流密度下，可逆容量为1230 mAh/g，750 mA/g的电流密度下，可逆容量仍在800 mAh/g以上。 贾冬玲 [ 17 ] 采用生物仿生合成方法，以天然纤维素为结构模板或碳支架，制备了纳米纤维结构的二氧化硅/碳，电化学性能测试表明可逆比容量为400 mAh/g，将二氧化硅/碳复合材料中的二氧化硅还原成硅后得到硅/碳纳米复合材料，电化学性能得到进一步提高，可逆比容量为750 mAh/g。 Jun Wang等 [ 18 ] 采用磁控溅射法在铜基体上制备了具有周期结构的Si/C多层薄膜，Si (15 nm)/C (5 nm)薄膜作为负极上，首次放电容量为2640 mAh/g，首次充电容量为2560 mAh/g，首次充放电的库伦效率约97%。经过200次循环后，容量保持在2300 mAh/g，容量保持率约87%。 樊星 [ 19 ] 提出制备性能优良的硅碳复合负极材料，关于在于获得合理的材料结构，以保证在充放电过程中，电极材料的宏观结构的整体性和微观结构的稳定性。 综上所述，锂离子电池硅碳负极材料的制备方法较多，球磨法一般与其他方法联合使用。镁热还原、化学气相沉积、喷雾干燥和磁控溅射等方法制备的硅碳负极材料均具有较好的放电比容量和倍率性能。
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user: 3. 锂离子电池硅碳负极材料研发趋势 综合文献来看，制备硅碳负极复合材料的方法中，不同方法制备的材料的电化学性能差别较大，应根据电池性能目标选择合适的材料制备方法，并选择合适的原材料。从材料结构来看，微观结构的均匀性和稳定性应是电化学性能良好的保证。材料与电解液界面的匹配性是电池发挥良好性能的基础。应注意材料和电解液界面方面的科学研究。
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user: 4. 结论 本文简短地综述了锂离子电池硅碳负极材料的研发现状与发展趋势，重点对球磨法、高温裂解法、镁热还原法和气相沉积法等制备硅碳负极材料进行了介绍。从电化学性能数据来看，材料的放电比容量、库伦效率和循环性能差别较大，这与制备方法和原材料均相关。具有良好电化学性能的硅碳复合材料应具有均匀、稳定的微观结构，宏观结构一般呈分层或核壳状。电池电化学性能的发挥是综合过程，需要强化研究硅碳负极材料与电解液的匹配性。
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user: 摘 要 为了研究65Mn弹簧钢的焊接性能，采用焊接成分模拟、焊接过程模拟、焊接缺陷检测以及缺口敏感性等对65Mn弹簧钢焊接接头进行了研究。结果表明：65Mn弹簧钢焊接接头的主要相成分为马氏体/贝氏体复相组织；65Mn钢焊接每一焊道设置的焊后冷却时间为180 s；刀片3焊接接头的焊缝内缺陷分布较为集中；65Mn钢焊接焊缝区存在大量缺陷，缺陷主要有三类：呈圆形或椭圆形的白色斑点、宏观的夹渣等缺陷、线性分布的微观裂纹；65Mn钢和65Mn钢焊接接头的缺口敏感度均值大于1，均对缺口均不敏感。 关键词 :65Mn弹簧钢，焊接接头，数值模拟，缺口敏感性 Copyright © 2020 by author(s) and Hans Publishers Inc. This work is licensed under the Creative Commons Attribution International License (CC BY 4.0). http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/
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user: 1. 引言 65Mn钢的强度、硬度、弹性和淬透性均高于65号钢，具有过热敏感性和回火脆性倾向，水淬有形成裂纹倾向 [ 1 ]，其退火态可切削性尚可，但冷变形塑性低，焊接性差。65Mn钢主要应用于机械、交通等部门，常见的零部件有受中等载荷的板弹簧，直径达7~20 mm的螺旋弹簧及弹簧垫圈、弹簧环，磨床主轴、弹簧卡头、精密机床丝杆、切刀、螺旋辊子轴承上的套环、铁道钢轨等高耐磨性零件 [ 2 ]。 由于65Mn钢是高碳钢，含碳量高、强度高、耐磨性好，但是焊接性相对较差，焊接热影响区容易出现脆硬马氏体，在接头中容易出现热裂纹。当接头中含有较多的扩散氢，焊件刚度较大和焊条选用不当时，还容易产生冷裂纹，所以焊接弹簧钢的焊接在国内外都属于一个难题 [ 3 ]。 目前，65Mn弹簧钢的主要焊接方法有手工电弧焊、电渣焊、电阻焊、钨极氢弧焊、激光焊接等。65Mn弹簧钢的手工电弧焊通常采用J426、J427、A302、A307等焊条进行焊接，焊前局部预热300℃以上，预热区的宽度在焊缝两侧各50 mm以上。焊接后，对焊接接头进行350℃~400℃的回火处理，然后缓慢冷却，减少焊接应力和焊缝扩散氢含量，防止出现焊接裂纹 [ 4 ]。山东大学高伟 [ 5 ] 尝试采用钨极氢弧焊的方法对65Mn钢丝进行了焊接试验，研究表明当焊接电流为10 A时可得到外形完美的柱状焊接接头，但接头非常脆硬。采用加热温度，保温的后续热处理工艺可以适当地降低接头脆性及硬度。但由于钨电极载流能力的限制，所焊接的工件厚度有限，焊接速度和生产率都比较低。激光器发明后，激光焊接弹簧钢得以研究和应用，取得了一定的焊接效果，并应用于工业生产中 [ 6 ]。激光焊接技术为弹簧钢的焊接开创了一个新的局面。由激光束形成的焊缝质量高，且操作灵活，因而在工业中得到广泛应用。目前，已经把激光焊接技术广泛的用于汽车、飞机等弹簧钢部件的焊接中 [ 7 ]。 65Mn钢的含碳量过高、存在热影响区大、热脆性严重等问题，为了探寻解决农用璇耕机刀片(65Mn材质)失效后的焊接修复问题，本文对刀片状的65Mn钢焊接试样进行焊接，研究焊接接头的性能和特征，以便对65Mn钢的焊接进行工艺指导。
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user: 2. 实验 2.1. 实验材料 实验材料为65Mn弹簧钢，化学成分如表1所示。焊接材料选用J707焊条，化学成分如表2所示。 Table 1 Chemical composition of 65Mn spring stee 元素 C Si Mn S P Cr Ni Cu 含量wt.% 0.62~0.70 0.17~0.37 0.90~1.20 ≤0.035 ≤0.035 ≤0.25 ≤0.30 ≤0.25 表1. 65Mn弹簧钢化学成份 Table 2 Composition of J707 welding Materia 元素 C Si Mn S P Mo 含量wt.% 0.12 0.50 1.7 0.015 0.010 0.40 表2. J707焊接材料成分 2.2. 实验方法 (1) 焊接试验 焊接试验用钢焊接接头采用对接形式，坡口为双边V型，如图1所示。采用手工钨极氩弧焊焊接打底焊接，然后采用手工电弧焊及多道焊接技术填充和盖面，每焊道的宽度 ≤ 4倍所用焊条直径，厚度 ≤ 所用焊条直径。共焊接三组平行试样，进行相关检测。 图1. 焊接坡口 (2) 焊接成分及焊接数值模拟 采用Thermo-Calc软件系统对65Mn弹簧钢焊接熔覆金属的相组成以及高温相组成随时间的变化进行了模拟计算；采用ANSYS软件对65Mn弹簧钢焊接温度场和焊接温度热循环过程进行了数值模拟。 (3) 焊接缺陷检测 对65Mn弹簧钢焊接接头焊缝进行了相控阵超声检验，相控阵超声波检测仪使用奥林巴斯MX2，探头使用5L128-0.8 × 12-SD11，以扇形扫查显示缺陷分布状态。 (4) 缺口敏感性 材料的缺口敏感性通常用缺口敏感度NSR (notch sensitivity ratio)来表征，NSR = Rbn/Rn，其中Rbn、Rn分别为带缺口试样和无缺口等截面光滑试样的抗拉强度，分别从65Mn弹簧钢焊接接头母材和焊缝无缺陷区域取样。
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user: 3. 实验结果与分析 3.1. 焊接成分模拟 Thermo-Calc软件系统是目前被广泛应用的大型商业化计算热力学软件，它包括了欧洲共同体热化学科学组(SGTE)共同研制的物质和溶液数据库、热力学计算系统和热力学评估系统，强大的计算功能以及准确的热力学信息来源使其成为钢铁材料研发的有效工具 [ 8 ]。本研究采用该软件对65Mn弹簧钢焊接材料(化学成分见表1)的高温相组成进行了模拟计算，结果显示高温相的主要成分为马氏体/贝氏体复相组织。 3.2. 数值模拟 利用ANSYS软件计算之后，通过ANSYS软件的后处理功能就可以得到所需要的结果。 (1) 焊接温度场分布云图 图2为第一焊道在焊接第10、29和180 s时的温度场分布云图，可以看出，施加热源后，热源所在处温度迅速升高，温度场开始形成，在t = 29 s时准稳态温度场基本形成，不再发生变化，等温线形状表现为以焊接方向为对称轴的椭圆形，焊接热源前方等温线密集，温度梯度大；焊接热源后方等温线稀疏，温度梯度较小。 图2. 焊接过程中第一焊道在10 s、29 s、180 s的温度场分布云图 图3为最后一焊道在焊接第20、33和180 s时的温度场分布云图，可以看出，与第一道焊道的温度场分布云图类似，在施加热源后的第33 s (即t = 33 s)热源所在处准稳态温度场形成。由于焊接速度较快，焊道较窄，管道壁较厚，所以温度场分布云图中热源区域相对较小。 图3. 焊接过程中最后一焊道在10 s、33 s、180 s的温度场分布云图 由于65Mn钢焊接的最佳层间温度在150℃~250℃之间，所以在进行下一道焊接时，上一焊道起焊位置的温度应在150℃~250℃之间，故为每一焊道设置的焊后冷却时间为180 s。 (2) 焊接温度热循环曲线 图4给出了模拟的熔合区第9379号节点的焊接温度热循环曲线(L2)与用红外线热成像仪实际测得的焊接温度热循环曲线(L1)的高温部分，总体来看，两条曲线吻合较好，说明本课题所建模型是准确的，焊接温度场的模拟结果是可靠性。 图4. 模拟与实测的熔合区焊接温度热循环曲线 3.3. 焊接接头缺陷检测及分析 采用相控阵超声的方法对焊接接头进行了宏观缺陷检测，并应用金相分析的方法对缺陷的显微形貌及特征进行观察分析。 (1) 相控阵超声检测结果 对三种刀片的焊接接头取样焊缝进行了相控阵超声检验，探头使用5L128-0.8 × 12-SD11探头，取样焊缝内部存在多处点状缺陷(见图5~7)，其中刀片3的焊接接头的焊缝内缺陷分布较为集中。选取三处较为典型的缺陷进行具体描述，见表3。 图5. 刀片1焊接接头焊缝相控阵检测结果 图6. 刀片2焊接接头焊缝相控阵检测结果 图7. 刀片3焊接接头焊缝相控阵检测结果 Table 3 Analysis of partial defect size in phased array inspectio 编号 焊缝深度 水平位置 周向宽度 深度宽度 水平宽度 刀片1 28 mm 焊缝中心 6mm 3 mm 1 mm 刀片2 18 mm 焊缝中心 5 mm 3 mm 1 mm 刀片3 22 mm 焊缝中心 4 mm 2 mm 1 mm 表3. 相控阵检验部分缺陷尺寸分析 (2) 缺陷的显微形貌及特征分析 通过相控阵超声对焊缝进行检验，发现焊缝区存在大量缺陷。图8显示出了光学显微镜下焊缝区缺陷的典型形貌。可以看出，缺陷从形态上看，主要有三类：一种为呈圆形或椭圆形的白色斑点(见图8(a))，斑点密度大约为35个/mm 2 ，一些斑点内有发丝状裂纹存在(见图8(b))，裂纹在斑点内部呈放射状分布，这种缺陷的数量较多；一种为宏观的夹渣等缺陷(图8(c))；一种在光学显微镜下显示为线性分布的微观裂纹(图8(d))，数量较少。 图8. 光学显微镜下焊缝区缺陷的形貌 综上，通过对试验所用65Mn钢焊接接头进行了超声探伤，结果发现焊接接头中存在大量的缺陷，且缺陷主要集中于焊缝中心区域。通过显微镜对缺陷进行观察分析，结果表明缺陷主要有两类：一类是冷裂纹，一类是夹渣。 冷裂纹具有延迟特征，主要形成因素是氢含量高，所以也称为氢致裂纹，裂纹尺寸多在10~20 μm之间，发现的最大裂纹长度为260 μm。通过分析，认为这些裂纹主要是冷裂纹。冷裂纹的形成，除了氢含量高以外，还与材料本身的淬硬倾向、结构拘束应力有关。65Mn钢本身淬硬倾向大，易产生冷裂纹。另外，在我国范围内，65Mn钢为弹性钢，设计厚度比较厚，增加了焊接过程中产生的焊接残余应力，拘束应力增加。如果焊后回火不够充分，将导致焊缝残余应力过大，提高了产生焊接冷裂纹的倾向，如果回火过程过于充分，导致焊缝组织的马氏体相位消失，晶粒长大，则会导致焊接接头的高温性能显著下降，蠕变裂纹扩展速率将大大提高。这就要求对焊接的预热温度、焊接参数以及焊后的回火温度和时间进行严格控制，确保焊缝的综合性能良好。冷裂纹区域的颜色明显有别于无缺陷区域，呈圆形或椭圆形的白色斑点，且氢含量明显高于缺陷少的区域。 夹渣缺陷的形态既有长宽比接近1:1的圆形夹渣，也有近似于裂纹形态的夹渣缺陷，缺陷中含有较多的Si、Ca、Ti等焊接熔渣成分。夹渣缺陷从解剖尺寸约在0.1~1.5 mm之间，由于通过解剖方法测量缺陷尺寸时，往往是对缺陷的某一截面尺寸进行测量，难以获得缺陷的最大尺寸，所以实际缺陷尺寸往往大于测量值。 3.4. 65Mn钢及其焊接接头缺口敏感性的对比研究 材料的缺口敏感性通常用缺口敏感度NSR (notch sensitivity ratio)来表征，定义NSR = Rbn/Rn，其中Rbn、Rn分别为带缺口试样和无缺口等截面光滑试样的抗拉强度。当NSR的值在1附近或比1大时，表示材料对缺口不敏感，因为带缺口试样的抗拉强度大于或约等于光滑试样的抗拉强度；当NSR的值明显小于1时，表示材料对缺口敏感，因为带缺口试样的抗拉强度显著小于光滑试样的抗拉强度，且NSR值越小表示对缺口越敏感。表4给出了65Mn钢和65Mn钢焊接接头缺口敏感性试验结果，可以看出65Mn钢和65Mn钢焊接接头的NSR值大于1，说明它们对缺口均不敏感。 Table 4 Notch sensitivity of 65Mn stee 试样类型 缺口敏感度NSR 平均值 65Mn钢试样 1.37、1.36、1.38 1.37 65Mn钢焊接接头试样 1.34、1.35、1.35 1.35 表4. 65Mn钢的缺口敏感性
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user: 4. 结论 (1) 对焊接成分进行了数值模拟，确定了合金焊接的主要相成分为为马氏体/贝氏体复相组织。 (2) 通过数值模拟，确定了65Mn钢焊接下一道焊接时，上一焊道起焊位置的温度应在150℃~250℃之间，每一焊道设置的焊后冷却时间为180 s。同时从焊接模拟曲线可以看出，焊接温度场的模拟结果具有可靠性。 (3) 对三种刀片的焊接接头取样焊缝进行了相控阵超声检验，刀片3的焊接接头的焊缝内缺陷分布较为集中。 (4) 65Mn钢焊接焊缝区存在大量缺陷，缺陷主要有三类：呈圆形或椭圆形的白色斑点、宏观的夹渣等缺陷、线性分布的微观裂纹。 (5) 65Mn钢和65Mn钢焊接接头的NSR值大于1，均对缺口均不敏感。
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user: 摘 要 本文合成了光和空气稳定的三种银吡唑基甲基吡啶配合物，它含有高金属含量和最少的辅助有机配体。在结构和光谱上对其进行表征，热重分析(TGA)表明，本发明配合物的热解性质显著提高，并且可以通过改变配体结构来调节分解温度。该配合物的配体结构是为特定的添加剂应用量身定制的。热重之后剩余材料的X射线衍射证实了金属银单质的存在，可以作为自修复的高温润滑油添加剂使用，增强润滑油的高温摩擦学性能。 关键词 :银配合物，ORTEP图，热重分析，高温润滑油添加剂 Copyright © 2020 by author(s) and Hans Publishers Inc. This work is licensed under the Creative Commons Attribution International License (CC BY 4.0). http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/
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user: 1. 引言 作为一种良好的导电金属，银(Ag)复合材料已在许多领域得到了广泛使用。银络合物作为摩擦学应用的添加剂已引起广泛关注，因为有机配体稳定了银的高氧化态，从而促进了较低的分解温度。Guo等人 [ 1 ] 采用PLD技术制备了不同银含量的VN/Ag复合薄膜，研究了其在900℃高温下的微观结构、力学和摩擦学性能，结果表明，VN/Ag复合薄膜在宽温度范围内具有优异的润滑性能。Corrêa等人 [ 2 ] 研究了纳米银微粒在三种离子液体中的直接制备方法，该方法可制备均匀分散的纳米银微粒。Desanker等人 [ 3 ] 以油溶性三聚银吡唑配合物为润滑添加剂，研究了其在基础油PAO4中的高温摩擦学性能，试验结果表明，银配合物通过热重分解在摩擦副表面沉积金属银，从而降低了摩擦磨损。Hu等人 [ 4 ] [ 5 ] 研究了银前驱体型配合物作为添加剂在军用级润滑油中的摩擦学性能，结果表明，高温下银前驱体型配合物都表现出了更为优越的润滑性能，且最佳添加量为2%。Chung等人 [ 6 ] 合成了新型油溶性有机银分子，探讨了其在非极性基油中的性能，结果表明，其在非极性基础油中有很好的溶解性，并在高负载下表现出优异的减摩抗磨性能。Mccain等人 [ 7 ] 合成了系列膦基硼酸银前驱体型配合物，运用AACVD法在玻璃以及钢表面生成银薄膜，并分析了银薄膜的摩擦学性能。 有机配体的功能是将金属银传递和释放到固定温度节点。金属银纳米颗粒较难合成，且需要稳定的悬浮液或表面活性剂以避免纳米颗粒聚集，而AgNO 3 在440℃时分解，该温度远高于机油的典型工作温度。考虑到银有机配合物易于合成，环境稳定性和相对较低的分解温度，本研究选择了银有机配合物代替纯银金属纳米颗粒或无机银盐作为添加剂。前驱体，是获得目标产物前的一种存在形式，大多是以有机–无机配合物或混合物固体 [ 8 ] [ 9 ] 存在，也有部分是以溶胶形式 [ 10 ] [ 11 ] [ 12 ] 存在。这些银有机复合添加剂的预期用途是用于在极高温度下运行的重型车辆或机械中，可能会遇到液体润滑剂不足的情况，此时使用固体润滑剂补充基础油将有助于提高润滑性能。 在本文中，合成了一系列三种银配合物，对三种银配合物分别进行了热重分析(TGA)，并对银络合物的分解产物进行了X射线衍射分析。三种银吡唑甲基吡啶配合物属于同一簇化合物但具有不同的配体，可通过改变配体结构来调节分解温度，该配体结构是为特定的添加剂应用量身定制的。
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user: 3. 银配合物的表征 首先，对制备得到的灰黑色产物进行了XRD定性分析，定性分析的目的是判定物质中的物相组成成分。图14~16分别是所得配合物1~3的XRD图。从图中可看出，3个银吡唑甲基吡啶配合物样品的衍射峰的位置及强度均与标准的粉末衍射卡片中的数据相一致，表明制备所得的三个产物纯度都是较高的。 图14. 配合物1 XRD图谱分析 图15. 配合物2 XRD图谱分析 图16. 配合物3 XRD图谱分析 通过扫描电子显微镜(SEM)对制备的三种银配合物表面形貌及尺寸进行了进一步表征。图17~19分别是配合物1~3的SEM图。从图17可以看出，配合物1为直径2 µm左右，长度在10 µm~40 µm之间的圆柱体。由图18可分析出，配合物2为直径1 µm左右的球体。由图19可得，配合物3为直径10 µm左右的球体结构。 图17. 配合物1的SEM图 图18. 配合物2的SEM图 图19. 配合物3的SEM图
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user: 4. 银吡唑甲基吡啶配合物的热重分析 使用耐驰公司生产的型号为TA的热重分析仪对合成物1~3进行热重量分析，评估他们热分解的性能和效率。大气压下，从30℃以5℃/min的速率升温至500℃，保护性气体为50 ml/min的氮气。 图20. 配合物1~3的TGA热重分析图 结果如图20所示，配合物1在239℃出现第一次失重。配合物2在110℃~150℃出现第一次分解，重量损失为5.97%，在230℃~250℃出现第二次分解，重量损失为6.18%，与纯银的质量百分比25.2%相吻合。配合物3在210℃~248℃的单一步骤中热解，产生黑灰色物质，伴随的重量损失为32%，这与纯银的重量百分比28.7%相吻合，另外的3.3%应是断裂的配合基质量。配合物3与配合物1、2相比，在较低温度下的失重增加，从分子结构来看，配位的NO− 3阴离子提供了中性的分子组装，而弱相互作用的BF− 4阴离子则形成了具有更强离子性质的配合物。此外，NO− 3是一种更强的氧化剂，可以帮助配体分解。
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user: 5. 结果与讨论 对热重之后的残余物质进行XRD分析，结果证实了金属银的存在。如图21所示，热重剩余材料的XRD分析与纯银XRD对比，可证实银配合物确实可分解出银单质。银是一种化学性质比较稳定，导电导热性能良好的贵金属，其质软、延展性好，是传统的固体润滑材料之一。银颗粒在摩擦过程中会形成金属银边界润滑膜，阻止金属摩擦副之间的直接接触，在摩擦过程中对磨损表面进行原位修复，并提供较小的剪切力，从而具备优异的润滑性能。且银微粒会沉积在摩擦表面形成一层物理吸附膜并在表面出现损伤时及时填补，样品油的抗磨减摩性能得到提高。而对于球形的微纳米颗粒，在接触表面之间可以起到类似“微轴承”的作用，将部分滑动摩擦变为滚动摩擦，从而降低摩擦系数。 图21. 银吡唑甲基吡啶配合物分解产物的X射线衍射图
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user: 6. 结论 本文合成了三种带有吡唑基甲基吡啶配体以及BF− 4 (配合物1和2)和NO− 3 (配合物3)抗衡阴离子的银配合物，并对其进行了表征，观察了其微观结构和尺寸大小。结果表明，配合物1是直径2 µm左右的圆柱形结构，配合物2和配合物3均为球形结构，直径分别为配合物1 µm和10 µm。本文中的三种银配合物，属于同一簇配合物，其具有化学成分相同，而热分解阈值不同的特点，因此，利用组份配比此系列银配合物所形成的润滑油添加剂，将可能实现润滑材料定温定量的分解，达到可控后备润滑的效果。热重分析结果表明，配合物1适用于250℃左右的高温环境，配合物2适用于120℃左右高温环境，配合物3适用于210℃左右较高温环境。最后，通过配合物热分解产物的X射线分析，证实了热分解产生了微米尺度金属银，可作为高温润滑油添加剂使用，增强油润滑系统的高温摩擦学性能，构建润滑颗粒自释放的后备润滑系统。
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user: 摘 要 通过试验不同的焊接热输入和焊道温度对Q550钢接头力学性能的影响，对不同热输入下焊接接头进行了拉伸和硬度试验，并对其显微组织进行分析。结果表明，随着焊接热输入增加，焊缝中板条马氏体组织增加，粒状贝氏体下降，焊接接头性能变差。当焊接热输入为14.9 kJ/cm、焊道温度为100℃时，综合力学性能最佳。 关键词 :热输入，焊接工艺，力学性能，显微组织 Copyright © 2020 by author(s) and Hans Publishers Inc. This work is licensed under the Creative Commons Attribution International License (CC BY 4.0). http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/
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user: 1. 引言 Q550低合金高强度结构钢是常用的支撑结构件材料 [ 1 ]。焊接中热影响区中金属的金相组织、化学成分、力学性能易发生变化。焊接后易产生冷裂纹和硬化组织。因此，低合金高强度钢的焊接必须结合母材的成分和力学性能、焊接前的准备和焊接材料的选择、焊接工艺控制、焊后热处理等方面需要控制 [ 2 ]。本论文采用多层单道焊，采用不同的焊接热输入 [ 3 ]，对金相组织及力学性能的研究，并根据实验结果选用合理工艺参数。
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user: 2. 试验材料及性能 试验用钢板微观组织见图1，试件尺寸为230 × 150 × 16 mm，钢板化学成分及力学性能见表1和表2。 Table 1 Main chemical composition of Q550 (GB16270-2009 元素 C Si Mn P S Mo Cu 含量(%) ≤0.20 ≤0.80 ≤1.70 ≤0.025 ≤0.015 ≤0.70 ≤0.50 表1. Q550的主要化学成分(GB16270-2009) Table 2 Mechanical properties of Q550 (GB16270-2009 材料 屈服强度(σ s )/MPa 抗拉强度(R m )/MPa 延伸率 冲击功/J (−20℃) Q550 ≥550 640~820 A ≥ 16% AKv ≥ 47J 表2. Q550的力学性能(GB16270-2009) 图1. Q550母材微观组织
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user: 3. 试验方法 焊接试样开V型坡口，角度为30˚ ± 2˚，见图2。选用CHW-60C气保焊焊丝，气体选用80%Ar + 20%CO 2 。焊接过程中采用多层单道焊，本次焊接不采用预热。焊接后经研磨、抛光后，采用4%的硝酸酒精溶液腐蚀，然后在LeicaDM2500莱卡光学显微镜下观察样品组织；采用HV-1000型显微硬度计进行硬度检测，WAW-1000D微机控制电液伺服万能试验机测定拉伸强度。 图2. 坡口示意图
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user: 4. 焊接工艺性研究 4.1. 焊接热输入对接头力学性能影响 根据各试样的焊接电流、焊接电压根据公式E = UI/V计算出的焊接热输入见表3。 Table 3 Welding process test parameter 焊接参数 电流I(A) 电压U(V) 速度v(mm/s) 焊道温度(℃) 热输入E(kJ/cm) 试样1 220 27.1 4.0 100 14.9 试样2 260 31 4.0 120 20.2 试样3 300 33 4.0 150 24.8 表3. 焊接工艺试验参数 4.2. 试验结果及分析 4.2.1. 焊缝区微观组织分析 图3. 不同热输入条件下的焊缝区 当热输入适中(14.9 kJ/cm)时，见图3(a)，焊缝中组织比较均匀，主要有板条马氏体、贝氏体，此时焊缝综合力学性能最优。随着热输入、焊接层数的增加，下一道焊缝的温度高于前一道焊缝，相当于对前一道焊缝做了热处理，起到细化焊缝组织晶粒作用，从而有效防止了焊缝中的微观裂纹生成和扩展。但当热输入过大时，见图3(b)、图3(c)，焊缝中晶粒变得很粗大，塑韧性急剧下降，综合力学性能变差。所以，热输入适中时，焊缝综合力学性能最为优异，当随着热输入不断增加，焊缝的硬度可能会有一点增加，但塑韧性急剧变差。 4.2.2. 拉伸分析 本次Q550试样拉伸后试样见图4。从左到右依次为试样1、2、3。 图4. 拉伸后试样 Table 4 Tensile data of Q550 welded join 试样标号 抗拉强度R m /MPa L(mm) Δ L (mm) 延伸率A/% 1 660 55 9 16.4 2 585 55 6 11 3 535 55 3 5.5 表4. Q550焊接接头拉伸数据 延伸率与端面收缩率是衡量材料塑性变形能力的重要标准，各试样拉伸数据见表4，通过对比可以发现试样1的性能较为良好，其抗拉强度达到660 Mpa，延伸率为16.4%，为所有试样中的焊接接头综合性能最佳。且如图4所示，拉伸后的试样端口缺陷不明显，实验中的拉断过程也较为缓和。 试样2和试样3的性能略差，见图4，断口附近有明显的缩颈现象，断面没有光泽并且呈暗灰色，在断口中央有少量的纤维区，但是断口面十分不平整，在拉伸断裂处出现了分层、内裂而且还发现了少量的气孔，断口出现的内裂很有可能是金属内部夹渣造成的，由于夹渣和气孔的存在使得该处成为钢板的薄弱地带，当试样承受较大载荷时应力会在这个地方集中叠加，成为裂纹的起源向周围扩散，最后导致了冲击试样断裂 [ 4 ]。虽然这两组试样性能没有第一组优秀，但是也基本满足实验标准要求。除去人为影响因素后，综合三组实验数据可以得出以下结论：在不预热的情况下对Q550钢板进行焊接，焊接时必须保证在一定的焊接热输入范围之内，才能够得到较好的焊接接头性能。
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user: 5. 结论 采用了不同的焊接热输入对Q550低合金高强度钢钢板进行焊接对接试验，对金相显微组织和显微硬度进行对比分析。完成焊接试验后，通过拉伸强度、金相组织的分析，得出以下结论： 1) 通过不同的焊接热输入的试验，确定出Q550D钢合理的焊接工艺参数范围。当焊接热输入为14.9 kJ/cm，道间温度为100℃，焊接接头拉伸强度达到了660 Mpa时性能最好。 2) 焊接试验的焊缝组织中主要有板条马氏体、贝氏体，此时的焊缝综合力学性能优秀，但随着热输入的增加，焊缝中的晶粒变粗，塑韧性急剧下降综合力学性能变差。所以，热输入适中时，焊缝综合力学性能最优，随着热输入不断增加，焊缝的硬度可能会有一点增加，但塑韧性急剧变差。
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user: 摘 要 目的：探讨麻醉前预保温对TURP老年患者围术期低体温的防治效果。方法：选择2018年5月~2019年8月期间在北仑区人民医院行TURP手术的老年患者90例，随机分为三组(n = 30)，即麻醉前预保温组(PW组)、麻醉后保温组(CW组)和对照组(CO组)。麻醉前预保温组于麻醉前20分钟采用主动充气加温系统进行预保温；麻醉后保温组于麻醉诱导后给予主动充气加温系统保温；对照组仅采取常规保温措施。分别观察三组患者的围术期核心体温变化、低体温发生率、以及术后复苏时间等指标。结果：三组患者的年龄、基础体温、BMI、手术时间、术中灌洗液容量等数据比较，均未见统计学差异(P > 0.05)。但术中体温、围术期低体温发生率及术后复苏时间的组间比较存在明显差异(P < 0.05)。与对照组相比，PW组的术中体温明显升高(P = 0.014)，围术期低体温率明显降低(P = 0.011)，术后复苏时间明显缩短(P = 0.040)。但CW组与对照组比较未见统计学差异(P > 0.05)。结论：对于短小的老年患者TURP手术，麻醉前预保温可明显减少术中低体温的发生，并缩短术后复苏时间。 关键词 :TURP，老年，麻醉前预保温，围术期低体温 Copyright © 2020 by author(s) and Hans Publishers Inc. This work is licensed under the Creative Commons Attribution International License (CC BY 4.0). http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/
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user: 1. 引言 经尿道前列腺电切术(TURP， Transurethral Resection of the Prostate)是临床上治疗前列腺增生症的经典微创手术方式，其手术患者大都为老年男性，多伴有机体代谢和功能衰退，热储能力低下，体温调节易受干扰。加之TURP术中常需要灌注大量常温电切冲洗液体，因而容易引发围术期低体温，文献报道TURP手术患者的低体温发生率可高达60%~80% [ 1 ] [ 2 ]。大量的临床观察显示，单纯采用常规的被动保暖措施，并不能有效防止TURP术中核心体温的下降，仍有近50%的手术患者可出现围术期低体温并发症 [ 3 ] [ 4 ]。近来有研究表明，麻醉后机体温度的再分布也是导致围术期低体温的重要原因，而麻醉前预保温则是较有针对性的防治措施之一，但目前临床上对其保温时长及有效性尚存在不少分歧 [ 5 ] [ 6 ]。为此，我们采用主动充气加温系统并进行麻醉前预保温干预，以观察其对老年TURP手术患者围术期低体温的防治效果，为进一步优化围术期的临床护理提供科学依据。
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user: 2. 资料与方法 2.1. 研究对象 选择2018年5月~2019年8月期间在北仑区人民医院泌尿外科行TURP手术的老年患者90例。入选标准：① 年龄65~85岁；② 体重50~75 kg；③ 术前体温均在正常范围(核心体温为36℃~37.5℃)，无与体温变化有关的疾病；④ 自愿参与本次研究，并与之签署知情同意书；⑤ 前列腺Ⅱ~Ⅲ度增生，麻醉方法采用全身麻醉；⑥ 术中灌洗液量在10，000到25，000 ml之间；⑦ 手术时长在45~120分钟之间；⑧ 患者无肿瘤、心脏病、高血压、糖尿病、实质脏器、精神障碍等疾病。入选患者均签署知情同意书，并获我院伦理委员会批准同意。排除标准：① 非自愿参加者；② 术前体温异常(体温 ≥ 37.5℃或 ≤ 36.0℃)；③ 未采用气管插管全身麻醉者。本项研究获得医院伦理委员会批准同意，批准号：2019科审第(11)号。 2.2. 研究分组 按随机数字表法分为三组，即麻醉前预保温组(PW)、麻醉后保温组(CW)和对照组(CO)，每组30例。对照组采用常规的被动保温护理，包括术前健康指导和个体化心理辅导，减轻术前心理应激，降低患者对冷刺激的敏感性，提高患者围术期的配合能力；进出手术室途中给予足够的包裹、减少热量流失；术中覆盖棉被和手术单，避免肢体暴露；术中所输液体及冲洗液均预存放在恒温(36℃~38℃)箱中，避免冷液体的寒冷刺激。PW组在对照组的常规被动保温护理基础上，于麻醉前20分钟即开始给予充气加温系统(Warmair-135医用气毯式调温系统，美国CSZ公司产品)进行保温(37℃)干预，直至术后复苏结束为止；而CW组则于麻醉诱导气管插管完成后才开始给予充气加温系统的保温干预。 2.3. 手术及麻醉方法 患者均采用经尿道前列腺电切术(TURP)治疗，使用日本Olympus公司的双极等离子体连续灌洗前列腺电切镜。切除方法均采用经典的Silber法，即从12点开始，切除前列腺肌纤维组织，显露环形纤维。麻醉方式选择气管插管全身麻醉，麻醉诱导用药：咪达唑仑2 mg、舒芬太尼15 µg、丙泊酚60 mg、顺式阿曲库铵15 mg静注。麻醉维持：丙泊酚25 mg/h、瑞芬太尼0.8 mg/h微泵注入，顺式阿曲库铵按需追加，吸入氧浓度50%。 2.4. 观察指标 对患者的年龄、体重、手术时间、手术灌洗液量、患者输液量、术后复苏时间(术后复苏室滞留时间)进行数据记录。采用红外线耳温枪式测温仪器，记录术前体温(送手术室前)、术中体温(麻醉诱导后45分钟)、术后体温(术毕入PACU后30分钟)、围术期低体温发生率(<36℃)等数据。手术结束后患者即送麻醉恢复室(PACU)进行复苏，统一采用Steward苏醒评分标准对三组手术患者手术后的苏醒情况进行评价，评分在4分以上方能离开恢复室 [ 7 ]。 2.5. 统计学处理 用Excel电子表格建立数据库，应用SPSS17.0软件进行统计学分析。计数资料以百分率表示，采用c 2 检验；计量资料以均数±标准差( x ¯ ± s )表示，采用方差分析进行检验，两组间均数比较应用最小显著差(Least Significant Difference， LSD)-t检验，P < 0.05表示差异具有统计学意义。
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user: 3. 结果 3.1. 基础资料比较 三组的一般资料比较，患者年龄、BMI、手术时间、术中灌洗液量等数据(表1所示)，组间比较均未见统计学差异(p > 0.05)。 Table 1 Comparison of basic data among three groups (n = 30) x ¯ ± 分组 平均年龄(岁) BMI值 平均手术时长(分钟) 术中灌洗液量(ml) CO组 73.17 ± 6.37 22.13 ± 4.12 62.23 ± 14.94 14183.33 ± 3364.32 PW组 71.13 ± 5.45 22.30 ± 4.15 60.57 ± 11.07 14566.67 ± 3334.08 CW组 71.57 ± 5.04 21.83 ± 3.97 61.70 ± 13.45 13183.33 ± 2461.72 F值 1.078 0.101 0.124 1.611 P 0.345 0.904 0.884 0.206 表1. 三组患者的基础资料比较(n = 30) 3.2. 围术期体温及复苏时间比较 三组的术前和术后体温比较无明显差异(P > 0.05)，但术中体温、围术期低体温发生率及复苏时间的组间比较均存在明显差异(P < 0.05)。与对照组相比，PW组的术中体温明显升高(P = 0.014)，围术期低体温率明显降低(P = 0.014)，复苏时间明显缩短(P = 0.040)。但CW组的术中体温、围术期低体温发生率及复苏时间与对照组比较均未见明显差异(P > 0.05)。如表2所示。 Table 2 Comparison of body temperature monitored at various periods among three groups (n = 30 术前体温(℃) 术中体温(℃) 术后体温(℃) 围术期低体温发生率 复苏时间(min) CO组 36.60 ± 0.22 36.02 ± 0.42 36.03 ± 0.47 43.33%(13/30) 56.07 ± 23.14 PW组 36.63 ± 0.21 36.22 ± 0.20 a 36.13 ± 0.20 13.3%(4/30) b 44.70 ± 11.28 c CW组 36.61 ± 0.20 36.08 ± 0.24 36.11 ± 0.19 36.67%(11/30) 49.87 ± 14.40 F(或c2)值 0.161 3.305 0.803 6.947 3.349 P 0.851 0.041 0.451 0.031 0.040 表2. 三组患者的各时段体温监测结果比较(n = 30) 与对照(CO)组比较，a：P = 0.014；b：P = 0.011；c：P = 0.040。
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user: 4. 讨论 4.1. TURP患者围术期低体温的原因及危害 一般来说，微创的TURP手术，手术时间并不长，围术期的躯体暴露范围也不大，但围术期低体温的发生率却很高。本研究的常规保温组在整个围术期均采取了良好的被动保温措施，但低体温的发生率仍高达43.33%。由于接受TURP手术的基本都是老年患者，如此高的围术期低体温发生率，其潜在危害性自然是不容忽视。研究显示，即便是轻度的围术期低体温也可明显增加心脑血管疾病的发生率，增加手术风险性(如出血或渗血增加)，导致术后抗感染的能力下降(肺部感染增加、伤口愈合时间延长)，药物代谢速度降低致苏醒延迟或躁动等诸多不良后果 [ 8 ] [ 9 ]。而有效防止围术期低体温的发生，也成了改善老年TURP手术患者预后的主要护理目标之一。 传统的观点认为，术中大量常温冲洗液灌注的致冷稀释作用是TURP手术患者围术期低体温发生的最主要原因 [ 10 ]。而术前针对性地将静脉输注和冲洗灌流液体进行恒温预处理，应该说是防治TURP围术期低体温的根本性措施，并可有效避免常温液体的致冷稀释作用和体温的下降。本研究对照组在采用常规被动保温护理基础上，将术中所输液体及灌洗液均进行了预保温处理(提前放置在36℃~38℃恒温箱中)，但结果显示围术期低体温的发生率仍然高达43.33%。由此看来，老年TURP手术患者围术期低体温的发生原因比较复杂，确实还有其他的重要影响因素。而近来的研究显示，全麻导致的体温调节中枢抑制和外周血管扩张、以及机体热量由核心向外周的再分布，是导致围术期低体温发生的主要原因 [ 5 ] [ 11 ]。全身麻醉后第1小时，核心体温可以降低1.0℃~1.5℃，其中约81%是由于机体温度的再分布所致。而在随后的2 h体温降低过程中，再分布因素约占43%。麻醉后温度再分布的程度主要取决于外周组织的温度，很少受到环境温度、皮肤保温和手术切口暴露等的影响 [ 6 ] [ 12 ]。本研究结果也证实，对照组在麻醉诱导后45分钟，TURP老年患者的核心体温即出现明显的下降，而采用常规的被动保温护理干预措施，也并不能防治核心体温的下降。由此可见，在老年患者TURP手术过程中，全麻导致的机体温度再分布同样是其围术期低体温发生的主要原因之一，并且也是手术室护理的关键环节。 4.2. TURP老年患者围术期低体温的防治 已有的一些研究表明，麻醉前预保温是防治术中再分布性低体温的有效方法。Wong等对103例全身麻醉下行腹部手术患者进行的随机对照临床研究证实，术前2小时即开始预保温的患者，其全身麻醉后2 h内体温要明显高于单纯术中保温组 [ 13 ]。预保温一般是指在麻醉诱导前对机体外周组织或者皮肤表面进行加温，通过增加外周组织热量、扩张外周血管，降低核心与外周的温度梯度，减弱麻醉诱导后的血管扩张，从而有效改善麻醉导致的分布性低体温。进一步的临床观察显示，预保温时间起码要30 min以上才可能使增加的外周热量达到抵消麻醉诱导后第1小时再分布损失热量的效果。因此，不少研究建议预保温的合适时间为30~60 min、甚至更长(2小时) [ 6 ] [ 14 ]。但Andrzejowski等给予全麻下脊柱手术患者行预保温处理，发现术前加温与单纯术中保温的常规措施相比，其对维持围术期正常体温没有任何好处 [ 15 ]。因此，目前对于麻醉前预保温的有效性尚存在分歧，同时预保温时间过长(30 min~2 h)也必然会增加医疗工作负担、降低手术室的运转效率，明显不切合临床的实践应用。而将麻醉前预保温时间控制在20分钟以内，则比较符合当前的临床工作实际。本研究在老年TURP手术患者麻醉诱导前20分钟使用主动加温系统，确实取得了比较好的体温保护效果，术中体温较对照组明显升高，复苏时间明显缩短，围术期的低体温发生率从43.33%大幅降至13.3%。这可能与TURP属短小手术、麻醉及术中其他因素的体温影响时间短，老年患者体温调节能力差、麻醉前预保温采用的主动加温系统其外周升温和血管扩张效果较好等因素有关。相比较而言，麻醉诱导后即刻给予主动充气式加温系统，其作用却极其有限，围术期的低体温发生率只是从对照组的43.33%下降到CW组的36.67%，这与既往报道的术中主动保温并不能抵消麻醉诱导后的体温再分布相吻合。 4.3. TURP老年患者围术期体温的监护 鉴于TURP老年患者易发生围术期低体温，因而对其的体温监测应贯穿整个围术期，且重点要关注麻醉实施后的核心体温变化。除了常规做好包括提前将静脉输入和灌洗液体进行恒温处理等被动保温措施外，建议使用主动加温系统并给予麻醉前预保温处理。主动充气式加温系统是目前围术期普遍采用的保温措施，研究表明，即使患者只有不到50%体表面积被充气加温的毯子覆盖，也比被动隔离(棉被、棉毯)方式更能有效维持正常的核心体温和预防围术期低体温，并能加速低体温患者复温 [ 3 ] [ 6 ]。麻醉前预保温不仅有助于维持患者体温正常，还有助于提高老年患者的热舒适度、缓解手术前焦虑状态，预保温导致的血管扩张有助于外周静脉导管的置放。 因此，对于TURP这类短小的老年患者手术，麻醉前给予20分钟的主动加温预处理，可取得比较理想的体温保护效果，其操作简便，成本较低，值得在临床上推广应用。
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user: 摘 要 随着课程改革的不断深入，单元整体教学在高中英语教学中发挥了越来越显著的作用。单元整体教学要求教师要深入研究学情和教材；深刻理解单元主题，制定得当的单元教学目标；整合教学资料，完善教学内容；设计精准的教学评价。 关键词 :单元整体教学，核心素养，英语教学 Copyright © 2020 by author(s) and Hans Publishers Inc. This work is licensed under the Creative Commons Attribution International License (CC BY 4.0). http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/
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user: 1. 前言 《课程标准》在教学建议中指出，“单元是承载主题意义的基本单位，单元教学目标是总体目标的有机组成部分” [ 1 ]。因此，在高中英语教学中，教师们应该关注主题意义，制订基于核心素养的单元整体教学目标，设计有关联的教学活动，使学生获取、阐释、批判主题语篇意义，表达观点，提升学生的语言能力、思维品质和学习能力。 单元整体教学是以单元主题为线索，以主题贯穿每个单元各个课型及其他相关活动，不断加深学生对各课型内容的理解与记忆，在此基础上全面发展学生的听、说、读、写能力，尤其是运用能力的一种教学模式 [ 2 ]。基于单元整体的教学设计要求教师必须深度研究教材，提取单元教学目标；深入分析学情；整合教学资料，完善教学内容；设计精准的教学评价。 笔者尝试以外研社高中英语Book 2 Unit 4“Stage and Screen”为例，进行单元整体设计。外研社新教材的编写特点是每个单元以话题为主线，各板块的内容围绕话题展开。因此在进行教学设计时，要进行教学目标的整体设计，不能孤立地展开教学；然后要合理地选择各课时的教学内容并制定分课时教学目标，使得每节单课时的教学不仅目标明确，内容详实，而且也能够为单元目标的达成而服务；最后，一定要设计精准的可持续的教学评价。这样的教学设计突出教学的整体性，从课程、学段、单元等不同层面整体统筹，思考并设计每一节课的教学，使每一节课的教学基于学生的实际学情，基于核心素养要求，并使得一单元内不同课时间建立起整体、有序的、内在教学关联。
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user: 2. 深入理解单元主题 本单元的主题语境是“人与社会”，涉及的主题语境内容是舞台与荧屏上的艺术形式。本单元通过对比中外具有代表性的舞台艺术——京剧与话剧，介绍不同种类的舞台表演形式和电视节目，探讨文学作品改编成电影多不如意这一文化现象，呈现了丰富多样的文娱表演活动如：各种各样的电视节目和音乐节等。通过本单元的学习，学生了解中外文化的差异与融合，体会文化的多样性。
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user: 3. 准确分析学情 高中段的学生更加有自信；学生在语言知识方面有一定的基础；学习能力有了较大提高，能够更加广泛高效的获取信息。通过高中阶段的学习，学生们逐步了解了教材的结构体系，以及高中阶段的英语学习总体目标，开始有意识的锻炼思维品质和文化意识。 本单元的主题是学生们所熟悉的，学生们在初中阶段学习过和本单元相关的主题，例如《爱丽丝梦游仙境》的故事、《汤姆索亚历险记》的书评以及很多关于中国传统文化，如：京剧等，本单元是主题的复现和提升。此外因为学生对舞台荧屏类的文娱活动非常感兴趣，他们有自己的独特看法，他们也可以提供更多的补充资料。
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user: 4. 制定适切的单元教学目标 本单元的话题是“stage and screen”，根据课程标准和对教材、学情的分析，我们将单元目标设定为：理解更多的舞台艺术形式并能就此形成自己的观点，进行交流。结合高中英语学科核心素养，将本单元目标细化为以下四个方面： 1) 语言能力目标 能够理解与文娱活动有关的内容，听懂并谈论与此有关的话题，并能够使用新学语言谈论自己喜欢的文娱节目；能够恰当地使用现在分词作状语这一语法进行日常表达；能够写简单的影评。 2) 文化意识目标 能够了解中外文化的差异与融合，体会文化的魅力和多样性，同时增强文化自信。 3) 思维品质目标 能够理解中外文化的异同，尤其是舞台艺术，批判性地看待文娱活动形式，辩证地对待并学会论说一个文娱现象，创造性地表达自己的看法，初步具备用英语进行独立思考的能力。 4) 学习能力目标 能够多方式、多渠道获取英语学习资源；能够运用得当的策略与方法，监测、评价、反思和调整自己的学习内容和进程。