DreamBlooms/HansPub-15000-to-45000 huggingface dataset:
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user: 3. 波浪作用下海冰破坏过程 当波浪由远海开阔水域传播进入近岸大面积冰盖覆盖海域时，部分波浪会在交界位置发生反射，另外一部分波浪由冰盖下面继续传播进入有冰海域。波浪在冰盖底面传播改变了冰排的支撑条件，在波峰位置处海冰受到下部波浪支撑，而在波谷位置处海冰底部悬空，从而产生弯曲应力。由于波浪在冰盖下的传播是一个动态过程，进一步增大了冰排内的弯曲应力。该应力的极值由波浪条件和海冰条件共同控制，其中波浪条件包括波幅、波周期和波浪类型等，海冰条件包括冰厚、弹性模量和刚度等。对于波浪类型而言，非线性波(椭圆余弦波、斯托克斯波和孤立波等)一般具有更为陡峭的波峰和平坦的波谷，其波峰位置应力较为集中，与线性波相比会产生更大的弯曲应力。当冰排内弯曲应力极值超过海冰的抗弯强 图2. 冰边缘区波浪作用下海冰破坏情况 度时，海冰发生断裂。海冰的断裂长度与波长成正比，正如上一节所述，冰排在长波作用下断裂为尺寸较大冰块，而在短波作用下进一步发生破坏行为，断裂为尺寸更小的碎冰。相应地，冰排破坏过程、摩擦作用、碰撞过程、波浪散射等均会消耗波浪能，从而使在冰盖下传播的波浪不断衰减。其中，长波衰减速率远小于短波，短波进入边缘区后很快衰减消失，而长波可以持续传播至内陆区。 对于冰边缘区中包含的三个区域，边缘区内波浪中的短波成分促使冰排断裂为小尺寸碎冰。在过渡区中，短波迅速衰减，波浪中的长波波高相应的也逐渐衰减，从而减小了冰盖中的弯曲应力，使得冰块尺寸逐渐增大。而在内陆区中，波浪中的长波成分逐渐衰减至不足以促使冰排发生弯曲破坏，此时波浪不再是冰排破坏进程的控制因素。然而，长波在冰排内产生的弯曲应力仍会形成微裂纹，对冰盖造成一定损伤。另一方面，波浪在冰盖下传播过程中会对冰排循环加载—卸载，诱使冰盖出现疲劳损伤，甚至可能发生疲劳破坏。 人们从十九世纪末开始对波浪作用下海冰的破坏过程开展研究。近二十年随着全球气候变暖，冰边缘区范围扩大，动态性增强，促使人们更为关注这类海域海冰的形态特征。在对这一问题进行研究的过程中，主要采用的研究方法包括现场观测、模型试验和数值模拟等。 在各种研究方法中，现场观测可以获得第一手资料，现场观测数据直观、可靠，是其他研究方法开展的基础依据。现场观测同时具有一些不足之处，该研究方法成本高，观测条件具有随机性，不易由观测数据直接得出规律性的研究结果。因此，只有将现场观测数据与模型试验和数值模拟等研究方法结合起来，才能充分发挥这些数据的基础作用。Downer and Haskell (2001) [ 7 ] 在玫瑰海冰边缘区用GPS和加速度计测量了冰块的往复运动。Frankenstein et al. (2001) [ 8 ] 在巴伦支海进行现场测试，他们在冰块上布置仪器测量6个自由度运动，得到了该海域冰块的升沉数据。格陵兰岛东海岸Odden海域冰边缘区具有一般性，Wadhams et al. (2002) [ 9 ] 和de Carolis (2003) [ 10 ] 用合成孔径雷达观测了Odden海域的莲叶冰场情况。Prinsenberg and Peterson (2011) [ 11 ] 和Asplin et al. (2012) [ 12 ] 于2009年夏在波弗特海的冰边缘区测试并分析了长波通过多年生浮冰时造成的弯曲破坏，研究发现在冰边缘区的内陆区中冰盖也发生了断裂，这表明随气温升高破坏事件更加深入大面积冰盖。 与现场观测相比，模型试验研究方法成本低、试验条件可控，易得出规律性的研究成果。低温模型冰试验是目前冰力学领域最重要的研究方法之一，其研究结果可与现场观测数据进行对照，并为建立数学模型提供参照和依据。在1994年，Kanada et al. (1994) [ 13 ] 就开始使用不可断裂的塑料板开始海冰—波浪耦合问题的试验研究。Newyear and Martin (1997， 1999) [ 14 ] [ 15 ] 在华盛顿大学的小尺度冰池内开展了波浪在油脂状冰内传播的模型试验，他们通过调节试验温度在波浪水槽中制取了纯油脂状冰盖。Dai et al. (2004) [ 16 ] 在常温环境下用塑性板代替海冰，模拟了波浪作用下莲叶冰场的变化情况，特别是莲叶冰彼此重叠形成的平衡冰厚。王瑞学(2010) [ 3 ] 和Wang and Shen (2010) [ 4 ] 进行了波浪在油脂状冰—莲叶冰混合冰区传播的模型试验。目前，采用模型试验方法研究波浪作用下海冰破坏过程主要存在两个问题：  大部分模型试验中模型比尺较小，从而造成不同组次试验结果间差别很小，增大了试验结果误差；  已开展的物理模型试验工作较少，现场观测和模型试验数据缺乏完整性，从而造成波浪作用下海冰的断裂机理尚未完全揭示。 与现场观测和模型试验方法相比，数值模拟研究方法的成本最低，只需相应的计算机等设备即可完成，从而可以节省大量的资源。近些年计算机硬件、软件技术的飞速发展为数值模拟研究提供了有力支持，可以模拟更为复杂、精度更高的实际问题。相应的，数值模拟技术的不足是无法保证模拟结果与实际情况一致，必须经过现场观测或模型试验的验证，才能保证其模拟结果的有效性。尽管如此，采用数值模拟方法研究波浪作用下海冰的破坏过程以其低成本、高效率的优势在最近二十年中得到了迅速发展，研究人员对不同的海冰条件和波浪条件提出了很多数学模型。这些数学模型基于海冰尺寸可以分为以下几类：  大、中尺度海冰：将海冰视为连续介质，提出了薄弹性板模型、质量荷载模型和粘性模型等。其中，薄弹性板模型[ 17 ] 适于模拟大面积冰盖，将海冰视为薄弹性板，近岸完整冰盖和内陆区冰排可用该模型模拟。Carter et al. (1981) [ 18 ] 用薄弹性板模型模拟大面积海冰，通过线性波和能量方程得到了无限长海冰在波浪作用下发生断裂的表达式。Fox and Squire (1994) [ 19 ] 同样将冰盖视为薄弹性板，假定冰下水流为理想流体，研究了波浪斜向入射均匀冰盖的情况。Kanada et al. (1994) [ 13 ] 通过试验验证了薄弹性板模型模拟大面积冰盖的合理性。质量荷载模型[ 20 ] 将冰盖视为不连续的质量场，可以模拟重力波波长的变化。粘性模型[ 21 ] [ 22 ] 将水面上的浮冰视为粘性流，适于描述油脂状冰场，模拟结果与试验数据吻合很好。  小尺度海冰：将海冰视为离散介质，碎冰间碰撞、断裂、堆积等进程成为海冰形态变化的主要模式。在边缘区，冰排在波浪中短波成分的作用下断裂为尺寸很小的碎冰块，适于通过碰撞流变学方法研究。Meylan (2002) [ 23 ] 基于Metropolis-Hastings算法生成了随机分布的浮冰块。Feltham (2005) [ 24 ] 在用粒状流模拟冰边缘区时考虑了浮冰块的尺寸。 总的来说，目前对冰边缘区开展的现场观测和模型试验工作并不充分，该海域波浪作用下海冰的破坏机理尚未揭示，不足以支撑建立完善的数学模型。
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user: 4. 波浪作用下海冰破坏的影响因素 海冰在波浪中长波成分和短波成分的作用下发生破坏是冰边缘区海冰形态的主要成因。海冰的断裂长度是探究波浪作用下冰排破坏机理的重要参数，断裂长度同样也是冰排破坏过程中最直观的参数之一。 Williams et al. (2013) [ 25 ] 认为表面波是冰边缘区海冰破坏的主要原因，破坏过程由海冰条件和波浪条件共同控制，表面波在冰盖下可以传播很远距离并持续发挥破坏冰排的作用。对于不同尺寸海冰其断裂进程是不同的。对无限或半无限长冰排来说，波周期、冰厚、冰排弹性模量是海冰断裂的控制因素，冰排发生破坏时的临界波高随波周期增大和弹性模量减小而增大，这种破坏模式适于近岸大面积冰盖和内陆区冰排。对有限长冰排来说，冰排长度和波长的比值是海冰断裂的控制因素，当这一比值超过临界值时冰排会发生破坏，这种破坏模式适于边缘区和过渡区的碎冰块以及尺寸较小的浮冰。李春花(2000) [ 17 ] 通过模型试验得到当冰排长度与波长之比L i /L≤1时，冰排内最大弯曲应力出现在中点附近；冰排长度与波长之比L i /L以及冰厚与冰排长度之比h i /L i 是冰排断裂过程的控制参数，L i /L越大，h i /L i 越小，冰排发生破坏时的临界波高就越小。在其试验中还发现当冰排长度较小时波浪容易越过冰排，出现“越浪”现象，此时冰排不易破坏。王永学等(2000) [ 26 ] 用可断裂材料模拟海冰进行波浪作用下冰排断裂试验，由试验结果发现冰排在波浪作用下易发生破坏，且破坏过程是突然出现的，之前没有明显预兆，冰排断裂过程始于裂纹出现，随后迅速沿横向扩展直至彻底断裂。当冰排长度较大时(数倍于波长)，冰排会在波浪作用下发生多次断裂，各次断裂长度均为波长或半波长。冰排发生破坏时的临界波高随冰排长度减小而增大。Francois et al. (2009) [ 27 ] 基于有限元法求解冰盖在波浪作用下断裂的二维模型，由计算结果得出冰排内最大弯曲应力发生在水面斜度变化最大的位置[ 28 ] [ 29 ] 。在Francois et al. (2009)的研究中同样发现当波幅较大、波长较短时波浪更易淹没冰排，此时冰排内的最大弯曲应力有所下降。综合各计算结果可以得出冰盖内最大弯曲应力随波幅和波长变化的函数(如图3)，短波易诱使冰排内弯曲应力达到临界值，进而发生破坏，长波在冰排内产生的弯曲应力较小，只有当波幅达到1 m以上时冰排才会发生破坏。总体来说，已开展的模型试验工作考虑了波浪条件变化对冰排破坏进程的影响，但未顾及冰厚条件变化对该过程的影响，需要开展更多的研究工作充分揭示波浪作用下冰排的断裂机理。 Yuen and Lasca (1989) [ 30 ] 通过现场观测对船舶航行兴波作用下冰排的破坏情况进行了研究，通过现 图3. 不同波幅和波长下冰排内最大弯曲应力[ 27 ] 场观测数据发现冰排破坏主要是由垂向变形引起的，冰排的垂向变形受波周期影响，随波周期的增大而减小，并且弯曲应力的最大值一般出现在距冰缘半波长处。Beltaos (2004) [ 28 ] 采用数值模拟方法研究了有限范围波浪作用下有限长度冰排的破坏情况，结果显示弯曲应力最大值发生于波面曲率最大位置，从而在冰排内产生横向裂纹，横向裂纹的出现位置随波长变化，但总是出现在距冰缘100倍冰厚范围内。其他学者也对波浪作用下冰排内横向裂纹的生成机理进行了研究并得到相近结论[ 29 ] [ 31 ] 。Xia and Shen (1999， 2002) [ 29 ] [ 31 ] 研究了非线性波对冰排的破坏作用，发现与线性波相比椭圆余弦波更易引起冰排破坏，这表明非线性波波峰位置更为“陡峭”，易在冰排内产生更大的弯曲应力。 由上述研究成果可知，波浪是冰边缘区海冰破坏过程的控制因素，冰排断裂长度是由海冰参数和波浪参数共同控制的，其中波长对冰排断裂长度影响很大。尽管很多学者和研究人员对这一问题进行了大量研究工作，仍有一些影响波浪作用下冰排破坏进程的关键性因素尚未揭示，海冰条件和波浪条件对冰排发生破坏时临界波高的控制规律有待研究。同时，针对这一问题开展的基础性测试工作还较少，数学模型的建立基础尚不完善。这些问题就需要进一步开展大量的基础性测试工作来逐一解决。
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user: 5. 结语 在渤海海域冰边缘区中，冰排在波浪作用下产生弯曲应力，进而发生弯曲破坏。冰排在波浪作用下的破坏过程是冰边缘区海冰形态的主要成因，欲准确预测冰边缘区内的海冰环境条件就需要掌握冰排在波浪作用下的断裂机理，从而更准确的计算海洋工程结构物上受到的冰载荷以及冰激振动情况。本文对国内外渤海海冰在波浪作用下断裂特性的研究情况进行了综述，按照研究方法的不同，分别讨论了现场测试、模型试验和数值模拟工作的研究进展和存在的问题。 目前，对于冰排破坏过程的研究仍处于探索阶段，海冰条件和波浪条件对冰排断裂进程的控制规律仍不明确。同时，已有的研究成果大多是由各数学模型通过数值模拟得到的，缺少基础性测试工作的数据支撑。现场测试和模型试验工作远落后于数值模拟的研究进展，在今后该领域的研究中，需要开展大量的基础性测试工作，验证已有的数学模型，从而完全揭示冰排在波浪作用下的破坏机理。
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user: 摘 要 随全球气候变暖，渤海海域冰边缘区占比不断升高，冰边缘区复杂的动力学条件使得渤海海域导管架平台的冰激疲劳问题引起人们更多关注。本文使用ANSYS有限元软件对渤海某海域一导管架平台进行了冰激疲劳分析。文中首先根据该海域冬季冰情条件，设置了合理的冰激疲劳分析工况。由概化冰力函数确定了各分析工况下的动冰力时程，进而对导管架平台进行了全时域瞬态动力分析。根据S-N曲线法分析了导管架平台各主桩腿上管节点的疲劳寿命，均满足结构抗疲劳性能要求。文中冰激疲劳分析方法是解决渤海海域海洋工程结构冰激疲劳问题的有效方法，对海洋工程结构设计和评估具有重要意义。 关键词 :冰边缘区，冰激疲劳，导管架平台，瞬态动力分析
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user: 1. 引言 随着世界化石能源危机加剧，陆地油气资源开采已趋于饱和，海洋油气资源开发已成为世界各国能源领域的发展重心。我国渤海海域大陆架面积广阔，水深较浅，风浪条件较为温和，现已进入油气开发的成熟期，大量海洋工程结构物建立于此。其中，导管架平台安全性高、经济性好、技术成熟，是渤海海域油气开发的主要结构型式。 另一方面，我国渤海海域的环境条件也具有一定的特殊性。我国渤海地理位置偏北，冬季易受西伯利亚南下冷空气影响，每年都会有不同程度的结冰现象，成为北半球结冰海域的南边界。同时，随着全球气候变暖，渤海海域冰边缘区范围扩大，渤海中热力学条件和动力学条件更为复杂。在有冰海域中，冰载荷往往远大于波浪、海流和风等其他环境载荷，成为决定结构安全性能的控制载荷。 随冰边缘区范围扩大，作用于渤海海域导管架平台上的冰力极值有所减小。然而随着海洋动力学条件更为复杂，导管架平台在海冰作用下的疲劳问题日益显著[ 1 ] [ 2 ] 。本文即对渤海某海域一导管架平台的冰激疲劳寿命进行数值模拟分析，检验疲劳寿命是否满足结构设计要求。本文所采用的全时域数值分析方法可以作为渤海有冰海域海洋工程结构疲劳分析的有效方法，从而对渤海海域海洋平台的设计和评估具有重要的意义。
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user: 2. 冰激疲劳分析工况 为考虑海冰作用下结构的疲劳寿命，就需要掌握平台所处海域各种海冰参数的概率分布情况。决定海冰对结构作用效果的冰参数主要包括冰厚、冰速和冰向。根据我国对渤海海域进行的一系列冰情和冰参数调查资料，可建立冰厚和冰速的概率分布函数如下： 冰厚概率分布函数： (1) 冰速概率分布函数： (2) 本文分析的导管架平台所处海域每年冰期为32天，100年遇最大冰厚为47.5 cm，海冰最大漂移速度为130 cm/s。这里冰厚以5 cm步长递增，冰速以20 cm/s步长递增，通过概率分布函数得到各冰厚、冰速范围的出现概率。海冰的漂移方向受到海流和风的共同作用，结合该导管架平台所处海域的主流向和主风向，确定海冰的主要漂移方向为SW和NE。其中，SW方向上的概率分布为55%，NE方向上的概率分布为45%。综合上述条件，可得各冰厚范围、冰速范围和冰向的联合概率分布如表1和表2所示。 在设置冰激疲劳分析工况时考虑海冰参数应与其概率分布相对应，因此在计算工况中将冰速分为20、40、60、80、100、130 cm/s共6种情况，分别代表相应冰速范围的出现概率；将冰厚分为5、10、15、20、25、30、35、48 cm共8种情况，分别代表相应冰速区间的出现概率；将冰向分为SW和NE两种情况。这些冰条件涵盖了导管架平台所处海域可能出现的冰情特征，组合三种海冰参数共形成98种计算工况。按照三种海冰参数对这些计算工况进行区分和命名，命名示例： 130-48-SW ① ② ③ 其中①表示冰速(cm/s)，②表示冰厚(cm)，③表示冰向。由包含冰厚、冰速和冰向的概率分布情况就可以 Table 1 Joint probability distribution of ice thickness and ice velocity in SW ice directio 冰厚(cm) 冰速(cm/s) 0~20 20~40 40~60 60~80 80~100 100~130 0~5 4.14571 5.38145 2.94124 0.87134 0.27799 0.02292 5~10 6.19395 8.04022 4.39440 1.30183 0.41534 0.03425 10~15 2.23283 2.89838 1.58412 0.46929 0.14972 0.01235 15~20 0.71101 0.92294 0.50443 0.14944 0.04768 0.00393 20~25 0.24010 0.31167 0.17034 0.05046 0.01610 0.00133 25~30 0.08778 0.11395 0.06228 0.01845 0.00589 0.00049 30~35 0.03459 0.04490 0.02454 0.00727 0.00232 0.00019 35~40 0.01449 0.01881 0.01028 0.00305 0.00097 0.00008 40~48 0.01272 0.01651 0.00902 0.00267 0.00085 0.00007 表1. SW冰向的冰厚、冰速联合概率分布 Table 2 Joint probability distribution of ice thickness and ice velocity in NE ice directio 冰厚(cm) 冰速(cm/s) 0~20 20~40 40~60 60~80 80~100 100~130 0~5 5.06697 6.57732 3.59485 1.06497 0.33977 0.02802 5~10 7.57038 9.82694 5.37093 1.59113 0.50764 0.04186 10~15 2.72901 3.54247 1.93614 0.57358 0.18300 0.01509 15~20 0.86901 1.12804 0.61653 0.18265 0.05827 0.00480 20~25 0.29346 0.38093 0.20820 0.06168 0.01968 0.00162 25~30 0.10729 0.13927 0.07612 0.02255 0.00719 0.00059 30~35 0.04228 0.05488 0.03000 0.00889 0.00284 0.00023 35~40 0.01771 0.02299 0.01257 0.00372 0.00119 0.00010 40~48 0.01554 0.02017 0.01103 0.00327 0.00104 0.00009 表2. NE冰向的冰厚、冰速联合概率分布 形成冰激疲劳分析工况，对这些工况在时域内进行冰激疲劳分析。
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user: 3. 导管架平台动冰力时程 本文分析的导管架平台在水线面附近桩腿上安装了抗冰锥体，抗冰锥体可以引导冰排在结构前由发生挤压破坏变为弯曲破坏，海冰的抗弯强度一般情况下远小于抗压强度，从而减小作用于结构上的静冰力极值 [ 3 ] 。另一方面，抗冰锥体改变了结构冰激振动的控制机理，将由海冰与直立桩相互作用进程控制的振动模式，转变为由弯曲破坏冰力控制的强迫振动 [ 4 ] 。为有效反映海冰载荷的非线性特征，使用概化冰力函数描述各冰激疲劳分析工况下的动冰力时程(如图1)。概化冰力函数如下式所示 [ 5 ] ： 概化冰力函数： (3) 式中，F 1 为第一次断裂冰力峰值；t 1 为第一次断裂冰力加载时间；t 2 为第一次断裂冰力卸载时间；F 2 为第二次断裂冰力峰值；t 3 为第二次断裂冰力加载时间；t 4 为第二次断裂冰力卸载时间；T为二次断裂进程总周期；F 3 为第一次断裂冰力卸载后的残余冰力。 根据图1，可以从以下几个方面对冰力的作用特征进行描述： 1) 冰力作用周期 由于二次断裂事件是发生在初次断裂的楔形梁上，所以T由冰排的初次断裂长度l和冰速V控制： (4) 由图1可以看出，两次断裂进程的总周期T又包含四个分量，即两次冰力加载进程用时t 1 和t 3 ，以 图1. 大倾角锥体概化冰力函数示意图 及两次冰力卸载进程用时t 2 和t 4 。这几个参量之间的比例关系反映了冰力随时间的变化趋势，即t 1 /t 2 、t 3 /t 4 和T 1 /T 2 ，其中，T 1 = t 1 + t 2 ，为第一次冰力加载—卸载过程所需时间；T 2 = t 3 + t 4 ，为第二次冰力加载–卸载过程所需时间。 2) 二次断裂冰力作用水平 二次断裂冰力作用水平决定了冰力中高频成分能量的大小，所以对该参量的准确把握是构建冰力函数的关键因素之一。对二次断裂冰力作用水平r可作如下定义： (5) 3) 残余冰力水平 残余冰力水平可定义为第一次断裂冰力卸载后的残余冰力F 3 与第一次断裂冰力峰值的F 1 比值，即F 3 /F 1 。 3.1. 冰力周期 尽管冰排初次断裂长度l与冰厚的比值处于一个固定的范围之内，即4.7~9.3，但该值随冰速的变化呈现出一种规律性的浮动： (6) 其中，t为冰厚，V为冰速，g为重力加速度。 冰力作用总周期T即可根据上述断裂长度的变化规律得到其相应的规律，其他周期参数的取值为： (7) 3.2. 二次断裂冰力作用水平 二次断裂冰力作用水平r同样随冰速的变化呈现规律性的改变： (8) 3.3. 残余冰力水平 残余冰力水平F 3 /F 1 随冰速的变化规律可归纳为： (9) 3.4. 一次断裂冰力作用水平 第一次断裂冰力峰值F 1 的确定可依照API RP 2N-1995规范[ 6 ] 中推荐的塑性极限法进行计算。塑性极限法是Ralston基于冰的塑性极限分析提出的计算模型。Ralston模型假设外力的作用速率与系统总能量的耗散率相等，推导出水平方向冰力(公式10)和垂向冰力(公式11)： (10) (11) 其中，σ f 是冰排的抗弯强度，ρ w 是水的密度，t是完整冰排厚度，t R 是断裂后沿锥面上爬碎冰层的厚度，D是锥形结构水线面处直径，D T 是锥形结构顶部直径，g是重力加速度，A 1 、A 2 、A 3 、A 4 、B 1 、B 2 是系数。水平方向冰力(公式10)是由能量平衡推导得出，垂向冰力(公式11)是由锥形结构上的静力平衡推导得出的。公式10右边前两项表示冰排发生弯曲破坏时产生的水平方向的冰力，第三项表示冰排对锥面的摩擦力。公式11右边第一项表示冰排发生弯曲破坏时产生的垂向冰力，第二项表示锥面上冰排的重力。 公式中的系数A 1 、A 2 是K的函数，其中K的表达式为(公式12)： (12) 于是得到系数A 1 、A 2 的表达式(公式13，14)： (13) (14) 其中，p是方程15的数值解，公式15的表达式为： (15)
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user: 4. 导管架平台有限元模型 本文使用ANSYS有限元软件建立导管架平台的结构模型(如图2)。结构模型的Z向零点位于海图零点高程处，X、Y方向上零点位置在主桩腿之间的中心位置处。平台导管架结构在X方向上长45 m，Y方向上长40 m，工作平面高7 m，水深23.9 m。上部模块共6层甲板，甲板在X方向上长55 m，Y方向上长56 m，上层甲板高程为34.3 m。平台结构的阻尼比为5%，设计寿命为25年。 在平台下部导管架结构中，有限元模型使用pipe 59和pipe 16单元分别模拟了导管架部分的主要构件。模型忽略了附属构件的结构型式，将其质量施加在导管架结构相应位置处。平台上部模块的结构型式在数学模型中完整模拟，包括甲板、梁格、立柱和撑杆等。其中，甲板采用shell 63单元模拟，梁格和 图2. 结构模型图 立柱等结构使用beam 188单元表示。模型忽略了甲板上各种设备的结构型式，考虑将其质量附加在对应位置。桩基础的约束形式是在各桩泥面位置施加一刚度矩阵，刚度矩阵是通过现场土壤的P-Y、T-Z和Q-Z三条特性曲线经计算得到的。
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user: 5. 模态分析 在对导管架模型进行全时域冰激疲劳分析之前，首先对结构进行模态分析，准确获取结构的动力特性。通过计算得到平台前3阶自振频率如表3所示，前3阶振型如图3~图5。
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user: 6. 冰激疲劳分析 在数值模拟中将各冰激疲劳分析工况下的动冰力时程施加在导管架平台水线面位置，对结构进行全时域动力分析。在计算中采用瞬态动力分析求解方法，是为了尽可能模拟实际作用过程中的非线性因素，保证计算方法的非线性。在计算中，为避免瞬态效应对分析结果的影响，需保证足够长的计算时间，本文中设置计算时间大于20倍冰力作用周期。同时，为保证分析结果精度，计算时间步长需设置足够小，本文中设置为冰力作用周期和结构1阶自振周期中较小者的1/20。 6.1. 应力集中系数(SCF) 管节点是海洋工程结构物最易发生疲劳破坏的位置，造成这一现象的原因正是管节点位置有着很高的局部应力集中效应。应力集中系数(SCF)反映了这一应力集中效应，即管节点处实际应力与名义应力的差异。应力集中系数的取值与管节点类型、管节点处各构件尺寸和位置、以及管节点受力情况等因素有 Table 3 The first three orders natural vibration frequencies of the jacket platform mode 阶数 频率(Hz) 1 0.346 2 0.379 3 0.470 表3. 导管架平台模型前3阶自振频率 图3. 导管架平台1阶振型 图4. 导管架平台2阶振型 图5. 导管架平台3阶振型 关。主桩腿上的管节点是导管架结构中的主要管节点，这些位置应力集中效应更为显著，需要重点分析这些主要管节点的疲劳寿命。 为区分导管架主桩腿上各管节点并表达其位置信息，将各管节点按照以下规则命名： A1-EL+5000 ① ② 其中①代表导管架桩腿编号，②代表管节点所在高程。 6.2. 热点应力范围 平台结构各主要管节点的名义应力范围可由ANSYS软件的时域分析结果中读取。由于在瞬态动力分析中已包含了动力放大效应的影响，所以只需将名义应力范围与应力集中系数相乘即可得到热点应力范围△σ hot 。 (16) 6.3. 应力循环次数 使用雨流计数法统计样本应力时程曲线中的应力循环次数。将样本的应力循环次数除以样本加载时间得到应力循环频率f n 。结合导管架平台所处海域每年的冰情特征，可以得到年应力循环总次数n y 。 (17) 其中，86400是一天内秒数，32是平台所处海域年平均冰期天数。将年应力循环总次数乘以该冰激疲劳工况的出现概率，可以得到该工况下的应力循环次数。 6.4. S-N曲线的选取 将各冰激疲劳分析工况下各管节点的热点应力范围和年循环次数代入S-N曲线中，即可求得该管节点的年疲劳损伤。在冰激疲劳分析中选用API RP 2A-WSD(2007)规范[ 7 ] 推荐的管节点S-N曲线。管节点基础设计S-N曲线可以写成下式形式： (18) 其中，N为在应力范围S下预计发生破坏时的应力循环次数，k 1 为一常数，m为S-N曲线的反斜率。 规范根据不同管节点类型推荐了两种S-N曲线，即WJ曲线和CJ曲线。其中，WJ曲线适用于焊接管节点，而CJ曲线主要用于浇铸类型的管节点。对于这两种不同类型的管节点，S-N曲线表达式中的各参数取值不同，取值结果列于表4。 结合本文分析的导管架平台结构型式，应选用WJ曲线进行疲劳分析。WJ曲线形式如图6所示。 Table 4 Parameter values of S-N curve in basic desig 曲线 log 10 (k 1 ) S(ksi) log 10 (k 1 ) S(MPa) m 焊接管节点(WJ) 9.95 12.48 3N < 10 7 11.92 16.13 5N > 10 7 浇铸管节点(CJ) 11.80 15.17 4N < 10 7 13.00 17.21 5N > 10 7 表4. 基础设计S-N曲线参数取值 图6. 管节点S-N曲线 Table 5 Fatigue lives of tubular joints in jacket leg 管节点 累积疲劳损伤 疲劳寿命(年) A1-EL+5000 1.33E−03 750.07 A1-EL−11500 9.09E−04 1099.66 A1-EL−23900 1.37E−04 7280.48 A2-EL+5000 1.43E−03 697.49 A2-EL−11500 8.01E−03 124.86 A2-EL−23900 1.78E−04 5604.06 A3-EL+5000 7.57E−04 1320.77 A3-EL−11500 1.56E−03 642.03 A3-EL−23900 3.01E−04 3326.49 A4-EL+5000 7.74E−04 1291.49 A4-EL−11500 2.03E−03 491.54 A4-EL−23900 2.47E−04 4054.85 B1-EL+5000 1.89E−03 530.34 B1-EL−11500 1.58E−03 634.13 B1-EL−23900 1.94E−04 5156.81 B2-EL+5000 2.07E−03 482.47 B2-EL−11500 1.40E−02 71.38 B2-EL−23900 2.89E−04 3465.31 B3-EL+5000 6.94E−04 1441.77 B3-EL−11500 1.69E−03 590.97 B3-EL−23900 2.66E−04 3757.03 B4-EL+5000 7.13E−04 1403.06 B4-EL−11500 2.26E−03 443.24 B4-EL−23900 2.22E−04 4503.06 表5. 导管架主桩腿各管节点疲劳寿命 6.5. 疲劳寿命 本文分析的导管架平台有8个桩腿，每个桩腿上有3个管节点，共计24个主要管节点。将各工况下每个管节点上的疲劳损伤分别线性叠加就得到各管节点的累积疲劳损伤，进而可以确定疲劳寿命(见表5)。 由表可见，各管节点的最小疲劳寿命为71.38年，出现在管节点B2-EL-11500处。导管架平台主桩腿上各管节点的疲劳寿命均远大于平台设计寿命25年。导管架平台结构可以承受所在海域周期冰力作用下的疲劳损伤，满足平台设计寿命要求。
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user: 7. 结语 本文对渤海某海域一导管架平台进行了冰激疲劳分析。在数值模拟过程中，建立了精细的导管架平台结构模型；根据现场冰情条件划分了合理的冰激疲劳分析工况，并依据概化冰力函数确定了动冰力时程；将海冰载荷施加在结构模型上进行全时域瞬态动力分析；从而准确模拟了导管架平台冰激振动的响应特征。依据规范中推荐的S-N曲线法，分析了导管架平台主桩腿上各管节点的累积疲劳损伤，进而得到各管节点的疲劳寿命。经分析，结构各管节点的疲劳寿命均大于设计寿命，该导管架平台满足抗疲劳性能要求。 本文工作是对渤海有冰海域导管架平台冰激疲劳分析方法的有益探讨。该时域分析方法可以作为冰区海洋工程结构冰激疲劳设计和校核的有效方法，对渤海海域海洋平台的设计和评估具有重要意义。
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user: 摘 要 针对遵义电网水库调度的现状分析，提出建设遵义电网水调信息管理系统，以解决遵义电网水调面临的关水库调度的问题；进而采用分层架构、复合链路构建、图元化设计等技术，构建了基于C/S和B/S混合模式的水调信息管理系统，实现了信息采集、数据处理、信息展示、预报调度和Web发布等功能，提升了遵义电网水电调度的管理水平。 关键词 :水调信息管理系统，分层构架，复合链路，图元化
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user: 1. 引言 遵义位于贵州省的北部，其水能资源丰富，可开发利用的水能资源有600多万千瓦，目前开发了乌江渡、构皮滩、石垭子、杨家园等多个水电站，其中属于遵义供电公司调度的水电站有18座，大都属于小水电站，其总装机超过50万千瓦。当遵义调度部门没有水库调度相关的自动化系统，现仅采用人工电话报送等方式对小水电信息进行采集，通过手动方式进行水务相关的计算、统计等工作，该调度模式仍属于较为原始的调度，存在实时性较差、效率低下、共享困难等问题。 随着业务应用的不断深化和信息技术的飞速发展，原有的水库调度模式已不能适应遵义电网水库调度的基本要求，更无法实现水电站群的联合优化调度，当前迫切需要一个能够自动进行水库调度的信息管理系统，替代现有的人工工作模式，以更好的满足水调业务的要求。而水调信息管理系统是充分利用现有计算机、通信、数据存取和水文等技术，自动采集水库调度所需的信息，并及时将信息进行加工处理，为防洪、发电等应用提供决策支持的自动化系统。 因此，本文依据遵义水调业务的实际应用，结合电力调度的安全防护要求，构建了基于C/S和B/S混合模式的遵义电网水调信息管理系统，已解决遵义供电公司在水库调度方面面临的问题。
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user: 2. 系统总体架构 系统采用多阶层模式的软件系统及面向服务的SOA集成方式，将系统分为人机界面层、应用服务层和数据访问层三层体系结构，人机界面层制定统一的图形、报表应用标准，实现不同类图形应用的一体化规范设计，各类图形对象可通过统一的描述规范实现存储、展示与编辑；应用服务层需提供各类业务逻辑的服务器端服务接口支持，能够实现远程对象调用与管理、消息的注册、监听与管理；数据访问层主要负责水调数据模型的统一标准的制定与数据信息维护；系统结构如图1所示。
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user: 3. 系统功能 根据遵义电网地调业务要求，系统设计了数据库管理、数据采集、数据处理、数据通信、水务计算、系统报警、人机界面、高级应用和Web发布九大子系统： (1) 数据库子系统：由实时库和历史库组成，存储了系统配置、静态资料、实时数据、历史数据、高级应用成果、动态库、图形画面文件等信息，系统采用商用oracle数据库管理软件进行管理维护。 (2) 数据采集子系统：实现对水情信息、机组信息、闸门信息、电能量信息等水调所需的信息的采集功能，并具备最大值、最小值、连续性和变幅等数据的合理性校验证特性，对不合理数据进行标识记录。 图1. 系统结构图 (3) 数据处理子系统：按照水调业务要求，对采集到的实时数据进行在线计算和时段数据的整编，由实时数据处理和时段数据处理组成；实时数据处理主要是根据曲线进行水位流量差值计算或水位合成计算；时段数据处理对采集到的实时数据进行小时、日、旬、月和年数据的整编。 (4) 数据通信子系统：采用DL476-92在水调中的应用协议，实现了与上级调度部门间的信息共享。 (5) 水务计算子系统：由流程定义模块、在线运行模块和算法库三部分组成，主要是以水量平衡为基础，定时自动进行入库流量、出库流量、发电流量和泄洪流量等水库水务运行信息的计算。 (6) 系统报警子系统：由报警服务端和报警客户端组成，以屏幕、语音或手机短信等方式将数值越限、缺数、设备故障、网络通断和进程状态进行报警，是水调系统稳定运行的辅助支撑。 (7) 人机界面：采用了可组态的图形、报表设计，是集系统监视、图形、报表、数据查询、高级应用于一体的综合信息窗口，为调度人员进行水库调度管理提供了交互操作的界面。 (8) 高级应用：包括洪水预报、发电计划和节能考核模块，依托于水调基础平台，提供了来水预测、发电计划编制、水库运行考核等功能，为领导和专家作出科学的决策和合理调度提供决策支持。 (9) Web发布：以浏览器方式实现系统查询平台内容，并可兼容平台中的所有图形、报表及其他大部分信息查询和电站静态资料、文件、规程查询画面[ 1 ] 。
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user: 4. 系统关键技术 (1) 数据服务中间件 数据服务中间件为各种应用提供数据访问接口服务，该技术在确保数据库系统安全下，屏蔽了数据库的复杂性，优化数据存取，提高数据库访问效率，使得前端软件只需要考虑应用本身，为实现多种复杂应用提供了良好的基础，具有良好的开放性和扩展性好，数据服务结构如图2所示。 (2) 复合通信链路构建 复合通信链路的构建是小水电调度信息复合采集方法的基础，是充分利用已有的电力调度数据网、专用线路和公用通信网络资源，通过专用的安全防护设备，构建的多种信道的复合通信链路，特别是针对偏远地区的小水电站的信息采集，主要是依托于覆盖面广的GPRS、CDMA无线公共网络资源，通过 无线安全隔离与加密装置，有效解决有线通到在某些偏远地区无法部署通道的问题，复合通信链路构建图，如图3所示。 (3) 功能图元化设计 基于水调系统的功能的复杂性和高级应用的广泛性，系统采用模块化的设计思想，将常用模块图元化，根据实际需要，将相应图元控件进行配置和整合，搭建成满足应用要求的水调自动化系统，该技术具有扩展性好、易于搭建和便于维护等优点，图元化设计示例如图4所示。
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user: 5. 应用实例 遵义电网水调信息管理系统以软件分层、图元化设计思想和复合通信链路构建为基础，采用数据服务中间件图元化等相关技术，设计了数据库管理、数据采集、数据处理、数据通信、水务计算、系统报警、人机界面、高级应用和Web发布软件功能，构建了基于C/S模式和B/S混合模式的水电信息管理系 图2. 数据服务中间件 图3. 复合通信链路 图4. 图元化设计图 图5. C/S模式水调信息管理系统 图6. B/S模式水调信息管理系统 统，实现了石垭子、牛都电站、沙阡和杨家园等18个水电站信息采集与处理、图形报表的展示、数据查询和洪水预报及发电调度等业务应用，解决了遵义水调所面临的实时性差、效率低下等自动化程度不高和水电站群联合优化调度的问题，极大的提升了遵义电网水库调度的管理水平和调度人员的业务综合能力，为领导和专家进行科学决策提供了科学依据，构建的C/S模式和B/S模式水调信息管理系统分别如图5、图6所示。
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user: 摘 要 本文针对安徽某生活垃圾焚烧发电厂，模拟烟塔合一和烟囱排放两种不同排烟方式对大气环境的影响并进行比较，结果表明烟塔方案较烟囱方案的小时浓度、日均浓度较高，但年均浓度明显较低。同时，通过环境风洞实验确定了采用烟塔合一排烟方式时的环境防护距离，未超过“环发[ 2008 ]82号”要求“新改扩建项目环境防护距离不得小于300 m”，不会因采取烟塔合一方案而增加额外的拆迁需求。研究结果对生活垃圾焚烧发电厂排烟方式的优化选择具有一定参考价值。 关键词 :生活垃圾焚烧，烟塔合一，烟囱排放，大气环境防护距离
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user: 1. 引言 焚烧处理方式具有减容效果好、占地少、处理效率高、利于资源化等优点，是实现垃圾减量化、无害化和资源化的有效手段之一，是未来生活垃圾处理的发展方向[ 1 ] 。人口密度越大的地区，垃圾填埋的占比越低，垃圾焚烧的占比越高[ 2 ] 。然而，受到合理的垃圾收运半径等因素限制，生活垃圾焚烧发电厂厂址选择的自由度较小，采用烟塔合一技术更有利于集约利用土地、避免净空高度限制、降低工程景观敏感度等。 烟塔合一技术在我国燃煤电厂已有多个成功运行案例，但截至目前尚无已投运的垃圾焚烧发电厂采用该技术，仅中国电力投资集团公司中电国际有限公司的贵州花溪垃圾焚烧发电项目、贵州仁怀垃圾焚烧发电项目尚在施工建设中。 本文针对安徽某生活垃圾焚烧发电厂，分别模拟烟塔合一和烟囱排放两种不同排烟方式对大气环境的影响并进行比较，同时通过环境风洞实验确定采用烟塔合一排烟方式时所需的环境防护距离。研究结果对生活垃圾焚烧发电厂排烟方式的优化选择具有一定参考价值。
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user: 2. 案例工程概况 某生活垃圾焚烧发电厂位于安徽省中部、长江东岸，厂址距长江岸线直线距离约2.5 km，总用地面积约8 hm 2 。工程日处理生活垃圾2400 t，分两期建设，其中一期工程日处理量1200 t，采用2条600 t/d机械炉排炉，配套2 × 12 MW汽轮发电机，年发电量1.6 × 10 8 kWh。该工程采用“非选择性催化还原法脱氮 + 半干法脱酸 + 干法脱酸 + 活性炭喷射 + 袋式除尘器”的烟气处理工艺，焚烧烟气中各污染物排放浓度可达到《生活垃圾焚烧污染控制标准》(GB18485-2014)。其一期工程两条焚烧线在冷却塔内排烟筒出口排放的烟气总量为22.2 × 10 4 Nm 3 /h，烟气中主要污染物排放速率如表1所示。
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user: 4. 环境防护距离的确定 由于大风时在冷却塔下风向可能会产生下洗现象，从而导致局部地面高浓度等不利影响，采用烟塔合一技术电厂项目设置环境防护距离是必要的[ 6 ] 。但在实际应用中发现德国烟塔合一模式的计算结果存在不稳定性，防护距离可依据冷却塔空腔区尺寸进行设置[ 6 ] 。 4.1. 空腔区范围测定 本研究采用环境风洞物理模拟实验测定案例工程主导风向时冷却塔下风向空腔区尺寸。实验在国电环境保护研究院环境风洞实验室的双实验段环境风洞第一试验段进行，该实验段宽3.5 m，高2.2 m，长20 m，风速调整范围0.1 m/s~6.4 m/s。实验现场照片如图1所示。 工程所在地历年全年风玫瑰图如图2所示，主导风向为E风向，实验坐标系中X轴正方指向下风向、Z轴垂直向上、Y轴垂直于风向。 冷却塔纵向迎风，测得地面空腔区的X轴正向长度183 m、Y轴最大宽度80 m，如图3所示。其中，X轴正向约102 m位于工程厂界内，厂界外长度约81 m，Y轴范围全部位于厂界内。空腔区的水平尺寸通常与塔高呈约两倍关系[ 4 ] ，本次实验结果符合该一般性规律。 图1. 案例工程环境风洞物理模拟实验现场 图2. 案例工程所在地全年风玫瑰图 图3. E风向空腔区范围 4.2. 环境防护距离 案例工程采用烟塔合一方案时，环境防护距离需综合考虑产业政策要求、空腔区尺寸、大气环境防护距离、卫生防护距离等因素，如表5所示，需设置环境防护距离为厂区围墙外300 m。 Table 5 Atmospheric environmental protection zone of the case project using NDCT with flue gas injectio 要求 计算方法 计算结果 环境防护距离 冷却塔空腔区 环境风洞物理模拟实验 地面空腔区长度最大值约183 m，其中81 m在厂界外 厂区围墙外300 m 《环境影响评价技术导则大气环境》(HJ2.2-2008) 大气环境防护距离 环保部环境工程评估中心环境质量模拟重点实验室的大气环境防护距离标准计算程序 0 m 卫生防护距离 《制定地方大气污染物排放标准的技术方法》(GB/T3840-1991) 垃圾库房外100 m、渗滤液处理站外100 m、飞灰固化车间外100 m 《关于进一步加强生物质发电项目环境影响评价管理工作的通知》 (环发[ 2008 ]82号) 新改扩建项目环境防护距离不得小于300 m 厂区围墙外300 m 表5. 案例工程采用烟塔合一方案的环境防护距离设置
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user: 5. 结论 1) 本研究采用德国VDI3945模式和AERMOD模式分别计算了烟塔方案和烟囱方案造成的污染物落地浓度。通过计算结果比较，相对于烟囱方案，采用烟塔合一方案时，评价区域各污染物的小时浓度最大值、日均浓度最大值均较高，但年均浓度最大值明显较低。随着烟囱设计高度增加，烟塔方案在年均浓度上的优势减弱。 2) 从大气环境影响角度考虑，不可一概而论烟塔方案与烟囱方案的优劣，需结合具体工程设计参数、环境、气象等条件进行比选。尤其是垃圾焚烧烟气成分较复杂，在短时不利气象条件或事故工况下，烟塔方案的小时浓度和日均浓度高于烟囱方案，环境风险相对较大。 3) 目前烟塔合一大气环境影响预测采用德国模式，但由于模式本身的局限，宜结合环境风洞物理模拟实验的空腔区尺寸综合确定合理的环境防护距离。按我国目前典型的生活垃圾焚烧发电机组所需冷却塔规模考虑，空腔区尺寸一般不会超过“环发[ 2008 ]82号”要求的“新改扩建项目环境防护距离不得小于300 m”，不会因采取烟塔合一方案而增加额外的拆迁需求。
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user: 摘 要 文章系统分析了河南某2 × 660 MW燃煤机组的废水种类、废水产生量和各系统耗水情况，介绍了实现全厂废水零排放所采取的系统方案和关键技术，重点是以旁流石灰处理工艺为主体的循环冷却排水回收系统和脱硫废水“预处理 + 正渗透 + 蒸发结晶”处理系统。该方案同时实现了废水零排放和污泥、结晶盐的资源化利用，对燃煤电厂废水零排放方案设计具有一定的参考价值。 关键词 :废水零排放，旁流石灰处理，正渗透，蒸发结晶
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user: 1. 引言 燃煤电厂是水资源消耗和废水排放大户。随着日趋增大的水资源和水环境容量压力，以及越来越严格的环保要求，实现水资源优化利用和减少废水排放量，对水环境保护和发电企业自身可持续发展都具有重要意义。 根据美国电力研究中心(EPRI)对于废水“零排放”的定义：电厂不向地面水域排放任何形式的水(排出或渗出)，所有离开电厂的水都是以湿气的形式或是固化在灰及渣中。这意味着，真正的废水零排放应做到将所有需要排放的液体以水蒸汽或固体的形式进行排放，而没有任何液体形式的排放。国内很多电厂做过许多相关研究和尝试，但实际上仅仅实现部分废水的减排，或仅仅实现了部分种类废水处理后的回用，而其他废水如循环冷却系统排水、脱硫废水、非经常性废水等处理后则直接排放或部分用于干灰加湿，没有真正实现废水零排放 [ 1 ] 。同时，目前电厂灰渣大多数立足于综合利用，需要调湿的灰渣量较少甚至没有，造成脱硫废水回用于灰渣调湿的可靠性较差。 河南某2 × 660 MW燃煤供热机组工程的水资源论证和环境影响评价批复均要求，工程应实现废水零排放，不设置入河排污口。本文通过分析该工程的水源、废水种类和水量、各系统耗水情况等，介绍了实现全厂废水零排放所采取的系统方案和关键技术，重点是循环冷却排水旁流石灰处理系统和脱硫废水“预处理 + 正渗透 + 蒸发结晶”处理系统。研究结果对采取循环冷却方式和石灰石–石膏湿法脱硫技术的燃煤电厂废水零排放方案设计具有一定的参考价值。
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user: 2. 项目水源、废水种类和废水量 河南某电厂设计建设2台660 MW超超临界燃煤机组，采用石灰石–石膏湿法脱硫系统、SCR脱硝系统、电袋复合除尘和湿式电除尘器，以及干除灰、干排渣系统等。该工程以城市污水处理厂中水为生产水源，主要水质指标见表1所示，满足《城市污水再生利用工业用水水质》(GB/T 19923-2005)相关控制指标。 该工程设有二次循环冷却系统，废水包括经常性废水和非经常性废水两大类。其中，经常性废水包括净水站废水、循环冷却排水、锅炉补给水处理系统浓水、脱硫废水、含油废水、含煤废水、生活污水；非经常性废水包括机组酸洗废水、空预器冲洗废水等，具体如表2所示。 Table 1 Water quality of the recycled municipal wastewate 指标名称 pH 氨氮 总硬度 总碱度 铁 氯离子 总磷 悬浮物 溶解性总固体 COD Cr BOD 5 二氧化硅 指标值(mg/L) 7.42 0.421 320 232 0.12 140 0.07 6 814 15.6 <2 23.9 控制值(mg/L) 6.5~8.5 10 450 350 0.3 250 1 / 1000 60 10 50 表1. 中水水源的水质分析 Table 2 Overview on wastewater emissio 废水类型 排放方式 排放量(m 3 /h) 经常性废水 循环冷却排水 连续 733(399) * 补充水石灰处理系统废水 连续 19(10) 旁流石灰处理系统废水 连续 3(3) 锅炉补给水处理系统废水 连续 53(43) 锅炉浓水 连续 4(4) 湿式电除尘器排水 连续 20(20) 脱硫废水 连续 20(20) 含油废水 连续 3(3) 含煤废水 连续 15(15) 生活污水 连续 3(3) 非经常性废水 机组酸洗废水 非连续，约5~10年一次 2000/次 空预器冲洗废水 非连续，约6个月一次 2500/次 表2. 废水产生情况 * 括号外数据为夏季非采暖期水量，括号内数据为冬季采暖期水量。
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user: 4. 结束语 1) 废水零排放是火电行业可持续发展的必经之路，对于采取二次循环冷却方式和石灰石–石膏湿法脱硫技术的燃煤电厂而言，实现全厂废水零排放的关键和难点在于提高循环冷却系统的浓缩倍率、减少循环冷却排水量，以及末端脱硫废水的综合利用。 2) 增设旁流石灰处理设备对循环冷却排水进行处理，出水中的一部分可回用于循环冷却系统，有利于提高浓缩倍率和减少循环水新鲜补水量，一部分可作为锅炉补给水水源，同时将处理废水用于脱硫工艺用水，一水多用、循环利用，是实现循环冷却排水全面综合利用的有效途径。 3) 脱硫废水经常规工艺预处理后，进入正渗透系统进一步浓缩，大大降低了进入蒸发结晶器的水量，有效降低了蒸发结晶器的设备投入及运行成本；再经蒸发结晶工艺处理，结晶盐品质明显提高，相对于常规处理产出的结晶盐需作为危险废物专门处置而言，既实现了脱硫废水的真正零排放，又节约了危废处理成本并实现了工业盐销售收益。 4) 脱硫工艺用水作为厂内用水品质要求较低的环节，是废水回用的最大受水点，接受的回用水源种类多、水质差异大。因此，实际运行中应加强全厂水务管理，尤其是各废水排放点、水处理系统与脱硫工艺部门的协调运行，以保证各路回用水源都能按照设计要求在脱硫系统中得到重复使用，这是零排放设计方案能够真正落实的重要保障。
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user: 摘 要 牛角瓜是具有经济效益、社会效益和生态效益等多重价值的直立灌木，不仅是一种生态环保的新型纤维材料，也为我国石油能源安全和战略性资源储备安全提供支持，但国内现有研究基本集中在植物科学实验。基于此背景，运用AHP-SWOT方法对元江县牛角瓜项目开发效益进行分析，通过项目优势、项目劣势、项目机会和项目威胁各组下的11个指标权重比较，得到牛角瓜项目机会因素影响程度最高，发展定位为增长型战略，并针对结果提出提高开发效益的相关建议。 关键词 :牛角瓜项目，开发效益，影响因素，AHP-SWOT法
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user: 1. 引言 牛角瓜为萝摩科、牛角瓜属，多年生的常绿直立灌木，适合在干旱，半干旱和盐碱等恶劣的环境下生存。牛角瓜人工林具有生长迅速、耐贫瘠、抗旱和固土功能强等特点，可以栽植于立地较差的荒山荒坡，因此种植不仅可以改善环境，而且不占用农地；牛角瓜产生的纤维已经成为了一种新型的纤维原料，可作为纺织面料，也可作为纤维复合重要材料，是一种生态环保的新型纤维材料，还具有较高的能源价值和医疗价值。然而对牛角瓜国内现有研究多为科学实验，社科性经济研究基本处于空白。本文试图以国家公益性科研项目“干热河谷牛角瓜人工林定向培育关键技术研究”项目为研究基础，通过AHP-SWOT方法对元江县牛角瓜项目开发效益做出评估，并在评估基础上对该项目发展提出可行建议。
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user: 2. 方法介绍 层次分析法是根据因素间的相互关联影响以及隶属关系把因素按不同层次聚集组合，形成一个多层次的分析结构模型的方法，相对于最高层(总目标)的项目重要性权值来确定问题因素的重要性排序。 SWOT方法是S: Strength (优势)，W: Weakness (劣势)，O: Opportunity (机会)和T: Threat (威胁)的缩写，通过具体情景分析，将与研究项目密切相关的各种主要的内部优势，劣势和外部机会，威胁分别识别和评估，依据矩阵形态进行科学排列组合，然后运用系统分析的研究方法将各种主要因素相互匹配进行分析，最后提出相应对策的方法[ 1 ] 。 结合使用AHP和SWOT两种方法，能够更客观反映项目开发情况和影响效益因素。通过AHP方法计算出SWOT要素的优先权数，避免定性分析主观性较强的缺点，从而提高SWOT方法研究项目影响效益因素的可信度和精确度。 2.1. 主要研究领域 AHP-SWOT方法应用研究领域较为广阔，在产业发展、城市建设、资源运用与环境保护、区域发展规划等领域均有涉及研究和探讨，相对成熟，主要集中在以下方面：1) 研究影响产业或行业发展的因素及系统构建。玉米提(2008)通过对11位的专家的深度访谈，建立影响维药产业发展的原因体系，综合分析维药发展过程中重要影响因素，通过权重分析得出伪维药是影响药业发展的关键因素，政府扶持是有利机遇，为产业发展提供指导性建议[ 2 ] ；2) 研究某地区产业或具体企业发展策略和未来方案优选问题。李娅等(2014)站在云南省林业产业发展的宏观角度，以战略选择作为目标层，提出发展云南省林业经济产业应选择SO战略，要充分利用当地的气候、资源和区位优势，积极抓住国家政策和现有桥头堡发展机遇[ 3 ] ；3) 研究某区域或城市发展现状、定位和发展能力。王加学(2013)对新疆林果产品加工转化发展现状进行研究，并对发展能力进行评估，相比林果基地建设、科技支撑能力建设，市场开拓能力和加工转化能力略显薄弱[ 4 ] 。 2.2. AHP-SWOT方法的步骤 1) 进行SWOT分析。运用SWOT方法识别出影响研究对象的内部和外部环境的相关因素，见图1。 2) 在优势组、劣势组、机遇组和威胁组的内部，对具体要素进行两两比较，建立成对比较矩阵，运用特征值方法对这些要素的优先权数进行计算。 3) 一致性检验。在分析比较中，比较判断的不一致性难以避免，因此要对每个成对比较矩阵计算最大特征值及其相应的特征向量，利用一致性指标CI、随机一致性指标RI和一致性比率CR做一致性检验。若通过检验，归一化后的特征向量即为所需的优先权重。 4) 在各组内部进行层次总排序后，抽取出每组中拥有最高优先权重的要素来代表其所在组，然后对这四个要素的优先程度进行比较和计算，并进行一致性检验[ 5 ] 。 5) 根据计算结果，得出研究对象在SWOT中的位置，进而发现研究对象存在的优势和发展问题，针对具体问题提出解决的有关建议。