DreamBlooms/HansPub-15000-to-45000 huggingface dataset:
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user: 1. 引言 枣树(Zizyphus jujuba Mill)为鼠李科枣属植物。其分布范围广，适应性强，栽培管理容易，枣果营养丰富、食疗价值高、用途广泛，已成为我国都市农业发展观光果树采摘旅游的热点 [ 1 ] 。但是，枣普遍存在裂果现象，且比其他果实要严重，正常情况下裂果率30%以上，在成熟期经常遇到大雨天气，裂果更为严重，裂果率达95%以上，几乎绝收，严重影响其商品价值。影响枣裂果的因素很多，主要是不同的品种类型(内因)和自然条件等(外因)两种。目前，相关研究人员对枣果开裂进行了的多种试验，研究了影响枣果开裂的主要原因，同时摸索出许多防治枣果开裂的措施，并取得了一定的效果。
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user: 2. 枣果开裂的时期及裂痕的形态 枣果开裂属生理性病害，一般在白熟期至脆熟期间发生 [ 2 ] ，在果实半红至全红期间裂果率最高。在枣果接近成熟时，又遇上连阴雨，枣果就会大面积发生裂果，当红枣裂果后，外层保护膜受到破坏，大量的细菌侵入，导致裂口处果肉外露并腐烂变酸，严重的不堪食用。 鲜食枣和干食枣果裂痕形态包括纵裂、横裂、纵裂 + 横裂和不规则形裂四种类型 [ 3 ] 。一般纵裂较多，环形裂次之，横裂最少。枣果开裂形状与果实后期快速膨大生长有关，在果实的梗洼部、萼洼也有少量裂纹。鲜食枣品种的果开裂是从白熟期后期至枣果完熟期间发生，在白熟期以前及完熟期后几乎不裂果。这种现象与果皮和果肉细胞排列方式和结构、细胞大小、果肉细胞水势、果皮硬度和厚度以及果实内含物的成分和含量有关。
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user: 3. 影响枣果开裂的因素分析 3.1. 不同品种裂果率不同 品种不同，果实大小、果肉厚度、果皮硬度、强度和厚度、果肉细胞排列紧密度、果皮细胞分裂期长短等因素不同，裂果的方式和程度均不同。果实大、果肉厚、果皮细胞分裂期短、果皮薄、果肉结构疏松、细胞间隙大的品种易开裂，如“梨枣”、“骏枣”等果个大、果肉组织疏松的品种易裂果；“永和木枣”、“官滩枣”、“尖枣”、“洪赵脆枣”等内部组织结实、脂肪与粗纤维含量大的油性品种不易裂果。枣品种裂果分为极抗裂、抗裂、较抗裂、易裂和极易裂等5种类型 [ 4 ] 。王长柱 [ 5 ] 采用室内果实浸泡法，对部分主栽品种进行抗裂性鉴定，得出枣果开裂与品种有关。如“壶瓶枣”、“铃铃枣”等5个品种裂果率达90.16%~96.00%；榆次牙枣等5个品种裂果率为70.82%~84.59%；“官滩枣”、“襄汾木枣”等8个品种裂果率不到5.00%。 3.2. 果实中钙含量影响枣果开裂 钙是细胞壁的重要结构成分，与果胶质相结合形成钙盐，增加了原生质的弹性，减弱了质膜渗透性，增强了细胞的耐压力和延伸性，从而增强果皮抗裂能力。钾能维持细胞较高渗透压和膨压，为细胞分裂、细胞壁延伸及细胞扩张提供动力，促使细胞加速生长。抗裂性强的枣品种果皮和果肉中的钙含量显著高于抗裂性弱品种。杨双双等 [ 6 ] 用不同浓度CaCl 2 (0、2.5、25 g/L)分别浸泡“骏枣”、“哈密大枣”、“灰枣”、“金铃圆枣”等枣果，在无CaCl 2 水溶液中浸泡发现“金铃圆枣”果皮中钙含量是“骏枣”6.6倍，果肉细胞中钙含量是“骏枣”10倍；在其他不同浓度的CaCl 2 水溶液中浸泡达到饱和后，“金铃圆枣”果皮中钙含量是“骏枣”3倍，果肉中钙含量是“骏枣”7倍左右；４个品种的枣果皮和果肉中钙含量从高到低依次为而裂果率从高到低依次为“骏枣”、“灰枣”、“哈密大枣”、“金铃圆枣”，得出枣果皮和果肉中Ca含量与裂果率呈负相关关系。枣果经含CaCl 2 的溶液浸泡后能明显降低枣裂果率。 3.3. 果皮韧度与裂果 枣果皮的韧性明显低于苹果、梨、桃、樱桃等鲜食水果，通过调查，成熟的枣果的裂果率明显高于成熟的苹果、梨、桃和樱桃等水果。果皮的韧性从着色期开始降低，弹性减少，伸胀能力逐步减小，而此时果肉细胞还处于分裂旺盛时期，生长速度也处于高峰期，出现枣果在着色期果肉与果皮发育不同步，整个果处于膨大生长期，果肉生长快，且果实在成熟期果肉细胞膨大处于松脆阶段，而果皮较硬，细胞排列紧密，在成熟期弹性降低，由韧变脆，因此，造成果皮在果肉迅速生长期而胀裂，造成开裂。果实向阳面和果实初期着色部位均易发生裂果，这种现象与该部位的果皮提前成熟并逐步衰老而导致此部位果皮韧性低有关 [ 7 ] 。 3.4. 解剖结构 角质层厚度、外果皮厚度、外果皮细胞层数、果肉细胞大小、果肉细胞形状、果肉细胞间空隙大小和密度等解剖结构均与枣果开裂相关。外果皮厚，果肉细胞体积小、果肉细胞排列紧密、胞间空隙多，裂果率均低；外果皮薄、果肉结构疏松、细胞间隙大、胞间空隙大的品种易裂果。 高京草 [ 8 ] 对壶瓶枣、黑叶枣和婆枣的角质层进行研究，其厚度分别为6.81 μm、6.41 μm和4.81 μm，比郎枣角质层厚度8.28 μm小，其裂果率比郎枣高。与角质层的厚度呈负相关，角质层厚裂果率低，反之亦然。 周俊义 [ 9 ] 对“赞皇大枣”、“婆枣”、“金丝小枣”等8个干食枣果实显微结构研究发现，品种间果实角质层厚度在5.52~8.81 um之间，裂果率与角质层厚度相关性不大；外果皮细胞层数在5~8层之间，与裂果率相关但不显著；外果皮厚度在59 um~79 um之间，与裂果率呈显著负相关；果肉细胞大小与裂果率极显著正相关，相关系数为0.87；果肉细胞密度与裂果率显著负相关，相关系数−0.78；果肉细胞间空室密度与裂果负相关，相关系数0.5。 李彦玲等 [ 10 ] 对鲜食枣品种“京枣39”和“郎家园枣”进行解剖结构研究，得出未裂枣果表皮层厚度和角质层厚度均显著大于已裂果，同时显著大于“郎家园枣”正常果和裂果，正常果的表皮细胞和角质层细胞比裂果的排列紧密，正常果的表皮细胞和角质层细胞大多呈方形、长方形或长柱形，裂果的大多呈长圆形、椭圆形或卵圆形。 3.5. 降雨 枣果成熟期间长期遇雨易诱发裂果。进入成熟期后枣果处于迅速膨大期，但果皮已处于衰老期，生长速度慢、弹性降低，伸张空间有限，因此果皮和果肉生长不一致，果肉细胞在成熟期生长快，果皮细胞在成熟期生长慢，两者之间增长的平衡性被破坏，果皮承受不住果肉组织的膨压而导致裂果的产生。同时降雨大小、降雨时间及天气的阴晴时间密切相关，短时间大雨，雨后天晴果面很快干燥，裂果率低，长时间小雨或雨后遇阴湿天气，则裂果率高 [ 11 ] 。 3.6. 地下水位 在不影响根系正常发育的情况下，地下水位越高，枣果裂果率越低。河南省新郑市农科所1960年研究相同品种(灰枣)、相同土质(砂土)、相同树龄(60年)、天然降雨一致的两片枣园，由于地下水位的不同，其裂果差异较大。 同时果园土壤水分也是影响裂果的重要因素。在果实生长前期土壤过分干旱又不能及时浇水，进入转色期至成熟期如连续降水或遇暴雨，过量灌水，使土壤水分急剧增大，根系快速吸水，果皮膨压增加，导致裂果率增加。
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user: 4. 预防枣果开裂措施 4.1. 品种改良 我国目前有700多个枣品种，其中有许多抗裂果病的枣品种，如“葫芦长红”、“河北龙须枣”、“茶壶枣”、“雪枣”、“串铃枣”、“成武冬枣”、“中阳团枣”、“棉絮枣”、“冷枣”、“晒枣”等。因此，对于新建园或旧园改造时，建议根据当地情况，选择引进新选育的抗病品种如相枣1号、曙光3号等。同时加强新品种选育工作，选择不裂果亲本，通过不同的亲本配备，进行杂交，培育品质优良，抗裂能力强的品种。 4.2. 喷施营养液及微量元素 从果实膨大期至成熟期(8月上旬末~9月初)在树冠外围喷施0.2%~0.3%硝酸钙或氯化钙水溶液和0.2%~0.3%的磷酸二氢钾溶液，或喷防裂王等，均能增加枣果肉和果皮中Ca和K的含量，提高果皮韧性，可有效降低裂果率，如晏传莲和王凌云 [ 2 ] 的试验证明，从7月下旬开始，每隔15~20天在枣树上喷１次3000 mg/L的氯化钙水溶液，直至采收，显著减少裂果率和减轻枣裂果程度。以婆枣为例，对照裂果率为26.5%，喷3000 mg/L氯化钙的裂果率为10.3%。 4.3. 推迟枣果成熟期 枣树发芽前通过重剪，促进萌发枣头，这样可以延缓老枝萌发枣吊，待枣头生长到5~9个二次枝时，剪去枣头嫩尖，促进二次枝加粗加长生长，当年生枣头上二次枝萌生的枣吊花期与老枝上萌发的枣吊花期要晚5天以上，自然推迟枣果成熟期3~5天以上，晚期成熟的枣果裂果率明显低于早期成熟的裂果率。 春季枣树萌芽前灌透水一次，由于春季水温低，灌水后，降低地温，可推迟3~5天枣树萌芽，达到枣果晚成熟的目的。 4.4. 加强枣园水土肥管理 建立灌溉和排水系统，保证在干旱季节有稳定的水源供应，在多雨季节及时排出多余的存水，既要达到树体水分充足，又满足土壤不干燥；在干旱地区可以通过在园内覆膜或地布，既可保水又可防草。好的生长环境可以延长果皮生长时间，降低裂果率。枣园施肥要注意平衡，增施有机肥，减少氮肥施用量，改良枣园土壤，在白熟着色期要进行树冠喷水或小水勤灌，施用磷钾肥。 建立枣果白熟期后的灾害性天气预警机制和抢收制度，对于即将成熟的枣果分期分批提前收获，最大限度降低灾害损失；进入白熟期后可在枣园架设避雨设备，对园内枣树架设钢架大棚，采用透光率高的无滴膜对枣树进行覆盖，达到将雨水导流到水沟排走，避免园区积水；同时能防止雨水、雾水淋果的目的，从而防止枣果开裂。
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user: 5. 结论 影响枣果开裂的因素很多，枣树研究和种植者，根据自身栽培的经验，采取多种措施进行预防，对降低裂果率均有一定效果，但某一个方法和措施均不能达到满意的效果，即使多种措施混和使用或轮换使用，均不能完全解决裂果的问题，在防治裂果问题，还有许多问题有待于研究和解决，从各种研究结果分析品种是裂果的主要内因，大于其他各种因素，特别比外界因素重要，因此应重视防治外界因素的同时，应加强品质改良和抗裂品种是育种工作。
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user: 摘 要 本研究以黄石市某发电厂周边15个表层土壤样品为研究对象，通过定量分析和数理统计的方法，分析了该区域表层土壤中重金属含量的空间分布特征，并利用单项污染指数方法对该区域土壤重金属污染现状进行评价。研究结果表明：1) 四种重金属元素中，Zn的含量最高，为2284.25 mg/kg；2) Cu和Zn的含量在研究区域内呈南低北高分布，Cd的含量在整体上有由陆地向沿江递减的趋势；3) 研究区域没有受到Ni的污染，而Zn、Cu、Cd三种重金属在研究区域内均属于重度污染，其中Cd的含量远远超过了国家标准。 关键词 :黄石，发电厂，重金属，污染 Copyright © 2018 by authors and Hans Publishers Inc. This work is licensed under the Creative Commons Attribution International License (CC BY). http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/
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user: 1. 引言 在土壤中，重金属一般不能溶解、不会随水蒸发而消失且不受微生物的分解影响，这些特征注定了重金属在土壤中存在具有长久性和危险性 [ 1 ] [ 2 ] [ 3 ] 。城市表土是城市环境的一个重要组成部分，在长期的生产生活中，人类活动、工业生产以及交通运输等对城市表土造成了巨大的影响，P.L. Friend [ 4 ] 、李小平 [ 5 ] 、郑睛之 [ 6 ] 等通过研究证实了城市的表层土壤受到了严重的重金属污染 [ 7 ] 。国内外关于土壤重金属的研究方面，更加侧重于农业用地土壤方面的研究，对与居民健康相关的城市表土重金属污染研究相对较少，且没有统一的标准 [ 8 ] 。目前发电厂污染被认为是环境中多种重金属污染的主要来源之一，已成为重金属污染研究的热点 [ 9 ] 。发电厂周边土壤重金属污染主要是来自发电需要的能源废弃物中的重金属颗粒，这些重金属颗粒在土壤里累积并对土壤环境安全造成威胁 [ 10 ] 。 目前黄石市的生态环境受到了来自自然和人为两个方面的压力，土壤的不合理利用方式，加剧了土壤重金属污染程度，并使污染范围扩大。本文通过对黄石市某发电厂周边地区的表土进行采样研究，以四种重金属元素Cu、Zn、Ni、Cd为研究对象，分析表土中重金属的含量和分布特征，以期了解黄石市某发电厂所排放的废弃物对周边地区生态环境造成的重金属污染情况，填补黄石市在发电厂重金属污染研究方面的空白，为发电厂及各重大污染源周边的土壤重金属污染治理提供一定的参考依据。
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user: 2. 研究区域概况与研究方法 2.1. 研究区域概况 黄石市(图1)位于湖北省东南部，与黄冈市、鄂州市、武汉市、咸宁市以及江西省的瑞昌市相邻，国土总面积为4583平方公里，地理位置为114˚31′E~115˚30′E，29˚30′N~30˚15′N。黄石是以矿冶发展起来的城市，这里以山地丘陵为主，总体上西南高东北低，河流众多，水系发达，长江穿过市镜，并且市区主要围绕磁湖建设，是生态宜居城市。发电厂(图2 H3)位于黄石市黄石港区王家里，创建于1945年，截止2003年12月底，总资产为11.16亿元，截止2005年，公司累计发电606.01亿千瓦时，为黄石市的经济发展作出了巨大贡献。 图1. 湖北省地图 图2. 采样点分布图 2.2. 研究方法 2.2.1. 样品采集 运用Google earth进行定位，在卫星图上定位到黄石市某发电厂，在此定一个取样点为H3取样点，采用规则网格采样法 [ 11 ] ，在发电厂东部、西部、南部，按每400 m的距离进行布点，这样在某发电厂周边大约布置十五个采样点(如图2)。分别给这十五个采样点编号为H1~H15。在实际采样过程中，通过GPS定位到预定采样点附近，利用梅花采样法采取1 kg表土。 2.2.2. 样品处理 将采回的样品在室内进行自然风干，风干后研磨过100目尼龙筛，再将初步处理过的样品放入烘箱中保存。根据《GB-HJ 491-2009》 [ 12 ] HNO 3 -HF-HClO 4 湿法消解体系消解，将0.5 g土壤样品倒入消解罐中，按照实验步骤加入HCl，将放有土壤样品的消解罐，放在电热板上低温加热，等待消解罐中物质约剩2~3 mL时，取下消解罐放置冷却，再依次加入HNO 3 、HF和HClO 4 ，将电热板调至150℃对样品加热，直至消解罐里面的物质蒸至黏稠状，取下消解罐冷却放置，再次加入3 mL的HCl溶液，将里面的物质用蒸馏水冲洗至预先处理干净并贴好标签的50 mL的比色管中，加蒸馏水定容至50 mL。将15个处理好的样品比色管放置沉淀。 用M系原子吸收光谱仪测定比色管中的样品，共测得四种重金属元素Cu、Zn、Ni、Cd的含量。 2.2.3. 数据处理 用Suefer 11.0对数据进行统计分析，主要进行重金属含量的区域空间分布分析。
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user: 3. 表土重金属含量特征 3.1. 各重金属含量现状 表1表明研究区域内表土重金属元素中Zn的含量最高，变异系数为0.701；Cd的含量最低，变异系数为0.277。根据数据分析得出，这四种重金属在本研究区域内的离散程度为Zn > Cu > Ni > Cd。 3.2. 各重金属的空间分布特征 利用Surfer 11.0软件对Cu、Zn、Ni、Cd这四种重金属元素进行小区域的空间分布分析，得出各元素的空间分布图，并探讨各这四种重金属元素在本区域的区域空间分布规律。 从图3可以看出，H8处Cu的含量最高，在346.9~420.7 mg/kg之间，其次H1样点Cu的含量范围在273.1~346.9 mg/kg，其余各采样点Cu的含量稍低，在区域范围内重金属Cu的含量分布呈现出西南部比东北部低的规律。 从图4可以看出，H11的Zn含量最高，范围为1843.5~2285.0 mg/kg，其次是H3处，Zn的含量范围为961.9~1402.7 mg/kg，在本研究区域范围内，重金属元素Zn的含量呈现出南部区域比北部区域低的分布规律。 从图5可以看出，H11、H13、H15三处Ni的含量比较高，大约在155~186 mg/kg范围内，H5、H7、H12、H14四个地方Ni的含量在123~155 mg/kg范围内，从图中也可以看出重金属Ni在本区域的分布差异不是很大。 从图6可以得出H7、H9、H12、H15处Cd的含量较高，在3.00~3.48 mg/kg范围内，采样点H1处和H2处重金属元素Cd的含量较低，根据图示，重金属元素Cd的含量在整体上有由陆地向沿江递减的趋势。 Table 1 Characteristics of heavy metals in the periphery of a power plant (mg/kg 重金属 Cu Zn Ni Cd MAX 420.66 2284.25 186.19 3.480 MIN 51.84 80.29 28.97 1.100 MEAN 143.64 541.12 116.58 2.532 CV 0.681 0.701 0.359 0.277 表1. 某发电厂周边各重金属含量特征(单位：mg/kg) 图3. Cu的空间分布图(mg/kg) 图4. Zn的空间分布图(mg/kg) 图5. Ni的空间分布图(mg/kg) 图6. Cd的空间分布图(mg/kg) 综上所述，Cu和Zn的含量在区域空间上大致是南部比北部低，这与黄石市西南高，东北低的地形特点相符合；Ni的含量在空间上的分异并不大，由此推断Ni元素是黄石市的本土性状，没有受外来因素的影响。
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user: 4. 表土重金属污染评价 本文以某发电厂周边作为研究区域，以15个土壤采样点中的重金属元素Zn、Cu、Ni、Cd 的含量作为评价本区土壤环境质量的研究对象，主要是采用了单项污染指数法对本区域的土壤重金属污染现状进一步了解，从而对本区域的土壤环境监测进行评价。此处选用中国土壤背景值作为评价标准，对比说明该区土壤重金属的环境状况。 单项污染指数法： P i = C i / S i (1) 式3-1中： P i ：土壤中污染物i的单项污染指数； C i ：土壤中污染物i的实测浓度(mg/kg)； S i ：为污染物i的评价标准或参考值(mg/kg)。 根据环发[ 2008 ] 39号，可将土壤污染程度划分为五级(见表2)。 根据表3所给出的中国土壤环境背景值以及公式1所给出的单项污染指数法公式得出表4，对15个采样点的四种重金属污染程度进行评价，得出：15处采样点中受到Cu重度污染的有7个点，受到中度污染的有7个点，受到轻度污染的有1个点，P(Cu) mean = 6.36 > Pi = 5为重度污染；受到Zn元素重度污染的有6处，中度污染的有4处，轻度污染的有4处，轻微污染的有1处，P(Zn) mean = 7.29 > Pi = 5为重度污染；在15处采样点中没有受到Ni元素的污染，P(Ni) mean = 0.51 < Pi = 1为无污染；15处采样点全部受到Cd元素的重度污染，(Cd) mean = 26.1 > Pi = 5为重度污染。综上可知，黄石市某发电厂周边的表层土壤受到了Zn、Cu、Cd这三种重金属的重度污染，而发电厂周边表层土壤没有受到重金属Ni的污染。 Table 2 Single factor evaluation of soil environmental quality assessment classification tabl 等级 单项污染数 P jp 值大小 污染评价 I P jp ≤ 1 无污染 II 1 < P jp ≤ 2 轻微污染 III 2 < P jp ≤ 3 轻度污染 IV 3 < P jp ≤ 5 中度污染 V P jp > 5 重度污染 表2. 单因子评价土壤环境质量评价分级表 Table 3 Background values of soil environment in China (mg/kg 重金属元素 中国土壤环境背景值 Zn 74.2 Cu 22.6 Cd 0.097 Ni 226.9 表3. 中国土壤环境背景值(mg/kg) Table 4 Evaluated results of soil heavy metal pollution in research are 污染程度 无污染 (P jp ≤ 1) 轻微污染 (1 < P jp ≤ 29) 轻度污染 （2 < P jp ≤ 3) 中度污染 (3 < P jp ≤ 5) 重度污染 (P jp > 5) Cu (样品数，百分比%) (0，0) (0，0) (1，6.667) （7，46.667) (7，46.667) Zn (样品数，百分比%) (0，0) (1，6.667) (4，26.667) （4，26.667) (6，40) Ni (样品数，百分比%) (15，100) (0，0) （0，0) (0，0) （0，0) Cd (样品数，百分比%) （0，0) (0，0) （0，0) (0，0) (15，100) 表4. 研究区土壤重金属污染评价结果
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user: 5. 结论 5.1. 结论 本文通过研究黄石市某发电厂周边15个表层土壤样品，测得了四种重金属Zn、Cu、Ni、Cd的含量，并分析了这四种重金属的含量特征，通过实证分析得出研究区域表土中Zn、Cu的含量最多，Cd的含量最少。通过空间分布分析，受黄石市西南高东北低的地形因素影响，Cu和Zn的含量在区域空间上大致是南部比北部低，而Cd的含量在整体上有由陆地向沿江递减的趋势；Ni的含量在空间上的分异并不大，由此推断Ni可能是黄石市的本土性状，没有受外来因素的影响。通过单项污染指数评价，并结合《中国土壤环境背景值》得出，研究区域内的表层土壤没有受到重金属Ni的污染，但受到了Zn、Cu、Cd这三种重金属的重度污染，其中Cd的含量远远超过了国家标准。本研究表明黄石市城区的重金属污染比较严重，这与郑国璋等学者所得出的冶金工业生产造成的重金属污染情况非常严峻的结论相一致 [ 13 ] 。各相关部门和企业应该采取有效措施来减少污染，对污染源加强监管，对于不可控制的污染也该进行有效的修复；对于个人而言，可以通过做力所能及的事来促建一个生态宜居城市。 5.2. 不足 本研究的实际采样点与理想采样点因为一些客观原因存在一定偏差，有些地方无法到达，就采集了附近地点的土壤。本次研究区域为城区，而城市中的土壤，大部分存在于马路边的绿化带或者居民小区内的花坛里面，在采集表层土壤样品的时候我们很难确定采集的是原始的土壤。在今后的学习研究中，我将努力提高自己的动手能力，在尽量克服客观因素的同时，减小因主观因素造成的误差。
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user: 摘 要 针对传统机械式永磁同步电机(PMSM)转子初始位置检测方法存在可靠性差、适用范围小的缺陷，对利用高频信号注入的转子位置检测方法进行了改进。该方法利用PMSM的凸极效应，将永磁同步电机注入高频信号，对三相电流进行滤波后用外差法提取转子位置信息，并设计观测器准确地估计出转子位置。在滤波环节，设计了一种基于比例谐振控制器的带通滤波器，简化了滤波器结构，易于数字实现。仿真实验结果表明，提出的方法可以准确检测PMSM转子位置，位置检测的平均误差在0.1˚以内。 关键词 :永磁同步电机，外差法，转子位置检测，带通滤波器 Copyright © 2018 by authors and Hans Publishers Inc. This work is licensed under the Creative Commons Attribution International License (CC BY). http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/
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user: 1. 引言 永磁同步电机(PMSM)因其具有高性能、工作密度高、控制特性优良和可靠性高等特点，在军事与民用领域都取得了广泛的应用。在其控制过程中，无论是直接转矩控制还是矢量控制，都对电机转子的初始位置确定有极高的要求。传统的永磁同步电机转子位置检测主要是通过机械式位置传感器来实现的，这些传感器包括测速发电机、旋转变压器或光电编码器等。但在高温、超时、高粉尘等环境工作时，它们的可靠性将大大降低 [ 1 ] [ 2 ] 。因此，使用无位置传感技术来进行转子位置的检测具有特殊的优势。文献 [ 3 ] 提出了一种检测基波反电动势，以此来获得转子位置信息的方法，但在电机低速或是零速时，电机的反电动势很小，不易被检测。文献 [ 4 ] [ 5 ] 提出基于高频电压检测的方法，但要求必须已知电机参数并且需要外加观测器，算法较为复杂，实际应用存在一定的困难。文献 [ 6 ] [ 7 ] [ 8 ] 提出了转子凸极跟踪的转子位置检测方法。该方法要求电机具有一定的凸极效应，且对电机参数变化不敏感，鲁棒性好。 针对以上研究所存在的问题，本文采用一种基于高频旋转电压信号注入的转子位置辨识方法。通过在永磁同步电机的定子端注入幅值很小的高频电压脉冲信号，使其在电机的定子绕组中产生与之对应的高频电流响应。对得到的高频电流响应进行相应的解调、滤波、正负相序分量分离和外差法处理之后，就可以得到永磁同步电机转子的初始位置信息 [ 9 ] [ 10 ] [ 11 ] 。实验结果表明，由于注入高频电压信号的频率高且幅值低。在检测的过程中，转子不会出现转动的现象，而且估计准确度高。从而为电机的平稳启动提供了基础。
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user: 2. 高频激励下三相永磁同步电机的数学模型 三相永磁同步电机作为一个强耦合、复杂的非线性系统，相关数学模型的建立对于其控制算法的设计具有十分重要的意义 [ 12 ] 。在同步旋转坐标系下建立三相PMSM在高频电压信号激励下的数学模型。 定子旋转坐标系下的电压方程为： u d = R i d + d d t ψ d − ω e ψ q u q = R i q + d d t ψ q + ω e ψ d (1) 定子的磁链方程为： { ψ d = L d i d + ψ f ψ q = L q i q (2) 将式(1)与(2)联立将电压方程改写为： { u d = R i d + L d d d t i d − ω e L q i q u q = R i q + L q d d t i q + ω e ( L d i d + ψ f ) (3) 将PMSM在同步旋转坐标系 q r   d r 下定子电压方程和磁链方程变换为静止坐标系 q s   d s 中，可得： [ u d s u q s ] = R [ i d s i q s ] + d d t [ ψ d s ψ q s ] (4) [ ψ d s ψ q s ] = [ L + Δ L cos 2 θ r Δ L sin 2 θ r Δ L sin 2 θ r L − Δ L cos 2 θ r ] [ i d s i q s ] + ψ f [ cos θ r sin θ r ] (5) 式中： L = ( L d + L q ) / 2 —平均电感； Δ L = ( L d − L q ) / 2 —半差电感。 它的值在内置式PMSM中较大，而在表贴式PMSM中接近于0。 定义两相静止坐标系 q s   d s 的电感 L d q s 为： L d q s = [ L + Δ L cos 2 θ r Δ L sin 2 θ r Δ L sin 2 θ r L − Δ L cos 2 θ r ] (6) 从式(6)中可以发现，该电感矩阵中含有PMSM转子位置 θ r 的信息。 由式(1)可知如果注入的旋转高频信号的频率相对于电机旋转的角频率足够大时，一般为0.5~2 kHz，即高频信号的频率远高于电机基波频率。这时可以将永磁同步电机当作是一个简单的RL负载，此时高频电压方程可简化为： { u d h s ≈ L d d i d h s d t u q h s ≈ L q d i q h s d t (7) 旋转坐标系中PMSM的电磁转矩与机械运动方程为： { T e = 2 3 n p ( ψ d i d − ψ q i q ) J p ω e n p = T e − T L − R Ω ω e n p (8) 由式(1)、(7)、(8)就能够建立高频信号激励下的永磁同步电机数学模型。
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user: 4. 仿真建模与结果分析 根据图6所示的旋转高频电压信号注入的三相永磁同步电机初始位置检测的原理图，结合图5所示的电机用对应产生的电流响应的系统框图，利用MATLAB/Simulink搭建系统仿真模型，如图7所示。在仿真过程中，为了便于检测永磁永同步电机不同初始位置情况下的检测参数，仿真实验采用MATLAB/Simulink中自带三相PMSM仿真模块，电机具体的设置参数如表1所示。 图6. 转子位置检测的原理图 图7. 旋转高频电压信号注入的三相PMSM初始位置检测仿真 Table 1 Simulation PMSM parameter tabl 参数名称 参数符号 参数值 额定功率 P n 35 W 额定频率 f n 50 Hz 额定转速 N r 3000 r/min 直轴电感 L d 5.2 mH 交轴电感 L q 17.4 mH 定子电阻 R s 1 Ω 极对数 n p 4 转动惯量 J 0.008 kg ⋅ m 2 转子磁链 ψ f 0.646 Wb 表1. 仿真用永磁同步电机参数表 仿真实验的条件设置为：逆变器直流测电压 U d c = 311   V ，SVPWM的开关频率设置为5 kHz。并选择高频电压的幅值 V i n = 5   V ，频率 f h = 400   Hz ，带通滤波器采用基于比例谐振控制器设计，谐振频率为400 Hz。 设置永磁同步电机初始角度为30˚，运行仿真，结果如图8所示。由图可知在仿真运行时间0.6秒后，估计结果逐渐趋于稳定。 分析检测时产生的误差，可得估计误差如图9所示。由图可知系统稳定后最大估计误差在0.04˚以内。后对不同初始角度进行多次估计验证，其估计误差被控制在0.1˚以内。完全满足设计要求。 进行永磁同步电机转子初始位置的检测，其目的在于预知其初始位置，为其后续的矢量控制或直接转矩控制提供信息，避免转子反转或启动失败。所以转子的位置不能在检测的过程中发生明显的偏移。图10显示了在转子位置检测的过程中，永磁同步电机转子实际位置变化的情况，由图可知，转子位置在检测过程中发生极小角度的偏转。从图9可以看出转子位置的估计误差不是稳定在一个固定的值，在检测过程中稍有波动，误差值始终保持在0.04˚以内。由于位置估计误差的波动，相应的图10中转子的位置偏移量也出现波动，但转子位置的正偏移保持在0.04˚以内，可以近似认为转子在这此过程中未发生明显转动，满足设计要求。 图8. PMSM初始位置为30˚时仿真结果 图9. PMSM初始角为30˚时的位置误差 图10. 检测过程中PMSM转子位置的偏移情况
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user: 5. 结论 本文介绍了一种基于高频旋转电压信号注入法的永磁同步电机转子启动前初始位置检测方法，克服了传统检测方法对电机参数有要求或者要求额外增加外设硬件的缺陷。提出了基于比例谐振控制器的带通滤波器设计方法，简化了系统结构，易于系统的数字化实现。仿真实验结果表明，在保证转子不发生明显转动的前提下，该方法实现了对永磁同步电机转子位置的检测，检测的最大误差被控制在0.1˚以内。满足永磁同步电机启动前对初始位置信息准确性的要求。
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user: 摘 要 为减小车用气门室罩盖振动噪音，本文通过联合声学波动方程、振动力学、有限元法，建立了罩盖振动噪音的声–固耦合有限元本构模型，用此模型进行了15组参数化对比实验，研究了罩盖的厚度、弹性模量、密度等参数变化对噪音的影响，发现：在本研究参数范围内，罩盖的噪音介于55~120 dB之间，其中3阶噪音最大；噪音具有厚度、模量、密度效应，即增加厚度、弹性模量可有效降低各阶噪音，而密度反之，且三种效应均具有初期较强但后期逐步弱化的总体趋势；厚度1.5~2.5 mm、模量5000~9000 MPa、密度1.0~2.5 × 10 −9 t/mm 3 区间能以较高效率将噪音降至80 dB以下，是此罩盖较为理想的噪音优化参数区间。 关键词 :罩盖，噪音，声–固耦合，参数化，对比实验，优化 Copyright © 2018 by authors and Hans Publishers Inc. This work is licensed under the Creative Commons Attribution International License (CC BY). http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/
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user: 1. 引言 车内噪音不仅会降低车上人员的乘坐舒适感，也会造成司机疲劳，从而影响行车安全。为提高舒适度、消除驾驶安全隐患，要求车辆在确保使用性能的基础上，还应尽量降低噪音，这已成为设计人员的一项重要任务 [ 1 ] [ 2 ] [ 3 ] 。 发动机噪音是车辆噪音的重要来源，而发动机噪音主要由引擎盖的振动产生，引擎盖中的气门室罩盖又因面积相对较大、厚度相对较薄，成为造成引擎盖振动噪音的关键因素 [ 4 ] 。因此，对气门室罩盖进行噪音控制与优化是设计流程中的重要一环 [ 5 ] [ 6 ] 。在车辆振动与噪音分析方面，有限元、边界元、DBN、神经网络等方法已成为车辆振动与噪音分析的有效途径 [ 7 ] [ 8 ] [ 9 ] [ 10 ] 。 本研究以声–固耦合有限元法对正处研发阶段的某车用气门室罩盖的振动噪音进行参数化研究，明确了罩盖的厚度、弹性模量及密度变化对其振动噪音的影响规律，研究结论可为后续此罩盖及同类结构件的低噪音优化设计提供一定的理论和方法借鉴。
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user: 2. 声–固耦合有限元法 气门室罩盖的振动会产生噪音，而噪音的传播也会反馈于罩盖的振动，即罩盖的振动、噪音的传播存在交互影响，因此为建立可靠的罩盖振动理论模型，需综合考虑两者的耦合效应，可用声学有限元理论加以实现 [ 11 ] [ 12 ] 。声学有限元法指联合声学波动方程和振动力学以建立所分析问题的控制方程，并用工程有限元法求解该控制方程，以获得待求变量的数值解。这种耦合了声学波动方程与振动力学的控制方程就是所求问题的声–固耦合物理模型，其构建方法如下： 可将罩盖内的空气视为理想流体，且传播的是小振幅声波，其波动方程为 [ 13 ] [ 14 ] ： c 2 ∇ 2 p = ∂ 2 p ∂ 2 t (1) 式中：c为流体中的声速；p为瞬时声压； 为拉普拉斯算子。 再以有限元理论将上述空气域的流体方程离散，并将其与罩盖振动的有限元方程联立，可藉此建立罩盖的声–固耦合有限元本构模型 [ 15 ] ： [ M z O M o M k ] [ U ¨ P ¨ ] + [ C z O O C k ] [ U ˙ P ˙ ] + [ K z K o O K k ] [ U P ] = [ F z F k ] (2) 式中： M z 、 C z 、 K z 及 M k 、 C k 、 K k 分别为罩盖与空气的质量、阻尼和刚度矩阵； M o 、 K o 为声–固耦合质量及刚度矩阵； O 为同阶零矩阵； U 、 P 为罩盖的位移和声压向量， U ¨ 、 P ¨ 与 U ˙ 、 P ˙ 为其二阶、一阶导数； F z 、 F k 为罩盖与空气的外部载荷向量。
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user: 3. 建模与实验 3.1. 有限元建模 由于气门室罩盖的噪音是影响乘坐舒适度的重要因素，因此噪音控制已成为气门室罩盖设计的关键考量因素，本文以某车用气门室罩盖的噪音控制为研究对象，使用ABAQUS有限元软件对其振动噪音进行建模分析，有限元网格模型如图1所示，包括垫片与罩盖两部分，上方深色网格部分为垫片、下方浅色部分为罩盖，在罩盖的外表面附加一层声学无限单元以表示用于声音传播的空气介质。 将罩盖、垫片及空气的弹性模量、密度、体模量、厚度等参数赋予对应的单元层以表达方程(2)所描述的声–固耦合有限元本构模型。本研究暂不考虑罩盖振动与螺栓等连接件的交互，故在垫片与罩盖之间、垫片底面分别施加绑定和固定约束以模拟相应连接，并对罩盖与表示空气的无限单元之间加以绑定，以完成模型边界条件的设置。再以一组振动位移载荷作为外部激励信号加载于垫片以激发罩盖振动。 3.2. 实验方案 为研究罩盖的厚度、弹性模量、密度变化对振动的具体影响，以该车用气门室罩盖目前暂定的设计参数为依据，共设计了15组基于罩盖厚度、弹性模量、密度有序变化的对比实验，如表1所示。 图1. 气门室罩盖的有限元网格模型 Table 1 Experiment parameters of researc 厚度实验组 模量实验组 密度实验组 序号 1 2 3 4 5 1 2 3 4 5 1 2 3 4 5 t z /mm 0.5 1.5 2.5 3.5 4.5 2.5 2.5 2.5 2.5 2.5 2.5 2.5 2.5 2.5 2.5 E z × 10 3 /MPa 9 9 9 9 9 1 5 9 13 17 9 9 9 9 9 ρ z × 10 −9 /t/mm 3 2.5 2.5 2.5 2.5 2.5 2.5 2.5 2.5 2.5 2.5 1.0 2.5 4.0 5.5 7.0 表1. 研究所用实验参数 表中t z 、E z 、ρ z 为罩盖的厚度、弹性模量、密度。为便于后续优化设计时合理选材，弹性模量、密度大致涵盖了常用的工程塑料、金属及复合材料。所有参照实验中，空气和垫片的参数不变，即空气密度和体模量为1.2 × 10 −12 t/mm 3 、0.139 MPa，垫片密度、弹性模量为2 × 10 −9 t/mm 3 、7000 MPa。厚度、模量和密度实验组中的1~5分别用于研究罩盖的厚度、弹性模量、密度变化对其振动噪音的影响。
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user: 4. 结果与分析 声压级反映了物体某处声压的实测值与人耳实际可听阈内最小声压参照值的对比状况，其值越高，声音越响，对人体影响就越显著，可用该物理量表征噪音强弱。因此本研究计算了上述各组实验中罩盖的前5阶振动噪音，分析了罩盖声压最强处的各阶声压级，即各阶声压级峰值。 图2、图3的数据对应于厚度实验组中实验1~5。图2中， L i 为罩盖的前5阶噪音声压级峰值，i为模态的阶，取1至5。图中，该组实验中声压级峰值在55~90 dB区间，且1.5~2.5 mm厚度区间各阶峰值开始逐步降至80 dB以下；相同厚度下， L 3 > L 2 > L 4 > L 1 > L 5 ，即前5阶振动噪音中，罩盖的3阶声压级峰值最大，2、4、1阶次之，5阶最小；同阶时，声压级峰值随罩盖增厚逐渐下降，即罩盖增厚有助于减小各阶声压级峰值，且随着增厚，2、3阶的声压级峰值之差呈逐步扩大态势，1、4、5阶与之类似；即厚度增加不仅可减小各阶声压级峰值，还可使原本峰值接近的各阶声压级之差逐步拉大，如2、3阶，可视其为厚度效应。 图3中，第2至第5组厚度的 ξ i 定义为 | L i j − L i j − 1 | / L i j − 1 × 100 % ， L i j 为第j组厚度时第i阶声压级峰值，j取2至5，可见该量表示相邻两组增厚时i阶声压级峰值的相对衰减率，反映了厚度增加对声压级峰值 图2. 不同厚度下的各阶噪音声压级峰值 图3. 不同厚度下的各阶厚度效应因子 减小的效率，可将其命名为厚度效应因子，由于首组厚度为初始厚度，不存在相对增厚，可令其 ξ i 为0。图中，随着罩盖从0.5增至1.5 mm，各阶 ξ i 均随之增大且在1.5 mm处达极值，超过1.5 mm后各阶 ξ i 均随之逐渐下降，这种先增后减的总体趋势说明各阶声压级峰值的厚度效应整体规律一致，即都同步随厚度增加先逐步强化至最强、而后渐趋衰退，且厚度效应的这种初期相对占优的规律在此组厚度实验中的首组0.5~1.5 mm增厚区间得到实际体现，故各级声压级峰值的厚度效应均在此处具有极值，但由于厚度效应表征相邻两组增厚时声压级峰值的相对衰减率，其变化规律还与厚度实验组的总体取值范围和各分组增值区间存在一定关联，两者的变动可能会引发厚度效应极值位置的迁移，但先增后减的总体规律仍将维持一致。 图2和图3显示：同阶时，声压级峰值、厚度效应的强化效率在不同增厚区间关系为 L i 1 − L i 3 > L i 3 − L i 5 、 ξ i 3 − ξ i 1 > 0 > ξ i 5 − ξ i 3 ，即罩盖由第1组增厚至第3组与第3组增厚至第5组相比，虽两者总体都增厚2 mm，但前者的声压级峰值、厚度效应的变动幅度更显著，即厚度效应初期较明显、后期会逐步弱化，且在1.5~2.5 mm区间不仅具有相对较高的厚度效应，还能使各阶峰值逐步开始降至80 dB以下。 图4和图5的数据对应于模量实验组中的实验1~5。图4中，该组实验中声压级峰值在60~120 dB区间，且在5000~9000 MPa模量区间各阶峰值逐渐开始降至80 dB以下；相同弹性模量下的各阶声压级峰值分布规律与图2相似，即3阶最大，其余次之；同阶时，各阶声压级峰值均随罩盖弹性模量E提高而减小，并在E增至17，000 MPa后，2、3阶声压级峰值衰减至趋同，1、4、5阶与之类似；即提高E不仅能减小罩盖的声压级峰值，也能使原本峰值之差较大的各声压级逐步接近，可称其为模量效应。 图4. 不同模量下的各阶噪音声压级峰值 图5. 不同模量下的各阶模量效应因子，图(a)中λ显示区间为0%~30%；图(b)中λ显示区间为0%~5% 图5中 λ i 为模量效应因子，定义与 ξ i 类似。图5(a)显示各阶 λ i 随E在1000~9000 MPa区间依次增加且在5000~9000 MPa子区间增速最快，表明此区间模量效应得以不断强化且前述子区间效应最显著，在9000~17，000 MPa区间分别减小，此区间模量效应的强化效率不断衰减，且在接近17，000 MPa后强化效率逐步趋同。因此，模量效应具有与厚度效应类似的先增后减总体趋势，而此趋势以9000 MPa为界呈近似对称分布，其近似性主要体现在9000 MPa两侧虽看似对称，但由图5(b)可见在0%~5%区间9000 MPa两侧的各阶λ其实并非完全镜像对等，因此这种对称实际具有一定的近似性，而λ的极值位置对应于9000 MPa，则与本模量实验组的总体取值范围和各分组增值区间具有一定关联，两者的变动可能会引发模量效应极值位置的迁移，但其先强后弱的总体规律仍将保持不变。 图4、图5显示：同阶时，声压级峰值、模量效应的强化效率在不同模量区间关系为 L i 1 − L i 3 > L i 3 − L i 5 、 λ i 3 − λ i 1 > 0 > λ i 5 − λ i 3 ，即罩盖的模量由第1组增至第3组与由第3组增至第5组相比，虽两者模量总体都增加8000 MPa，但前者的声压级峰值、厚度效应的变动幅度更大，同样表明模量效应初期强于后期，且在5000~9000 MPa区间不仅具有较高的模量效应，还能使各阶峰值逐步开始降至80 dB以下。 图6、图7的数据对应于密度实验组中的实验1~5。图6中，该组实验中声压级峰值在60~85 dB区间，且在1.0~2.5 × 10 − 9 t/mm 3 区间各阶峰值全部低于80 dB；各阶声压级峰值均随罩盖密度ρ增加而近乎以线性方式递增，说明增大密度会提高罩盖的声压级峰值，可令其为密度效应。 图6. 不同密度下的各阶噪音声压级峰值 图7. 不同密度下的各阶密度效应因子 图7中 γ i 为密度效应因子，定义与 ξ i 相似。图7中，在1.0~2.5 × 10 − 9 t/mm 3 密度区间， γ i 值上升，表明在此区间密度效应不断强化；超过2.5 × 10 − 9 t/mm 3 ， γ i 逐步下降，说明在此区间密度效应逐步衰减。 图6、图7显示：同阶时，声压级峰值、模量效应的强化效率在不同密度区间关系为 L i 1 − L i 3 > L i 3 − L i 5 、 γ i 3 − γ i 1 > 0 > γ i 5 − γ i 3 ，即罩盖的密度由第1组增至第3组与由第3组增至第5组相比，虽两者密度总体都增加3.0 × 10 − 9 t/mm 3 ，但前者的声压级峰值、密度效应的变动幅度更大，同样表明密度效应初期强于后期，且在1.0~2.5 × 10 − 9 t/mm 3 区间不仅具有较高的密度效应，还能使各阶峰值维持在80 dB以下。
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user: 5. 结论 本文用声–固耦合有限元法研究了车用气门室罩盖前5阶声压级峰值和罩盖厚度、弹性模量、密度变化对各阶声压级峰值的具体影响，结论如下： 1) 本研究参数范围内，罩盖的噪音介于55~120 dB区间，其中3阶噪音最大。 2) 增加厚度、弹性模量均可有效减小噪音，而密度反之，即噪音具有厚度、模量、密度效应，且三种效应均具有初期较强但后期逐步弱化的总体趋势。 3) 可通过增厚或选用高模量、低密度材料对此罩盖进行低噪音优化设计，在本研究的参数范围内，厚度1.5~2.5 mm、模量5000~9000 MPa、密度1.0~2.5 × 10 − 9 t/mm 3 的范围能以较高效率将噪音降至80 dB以下，是此罩盖较为理想的噪音优化参数区间。
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user: 摘 要 本文研究了水中矩形悬臂梁的自由弯曲振动固有频率，设计了水中的悬臂梁试验模型，得到了不同试验情况下矩形悬臂梁入水固有频率的试验结果，采用ANSYS有限元软件对该试验模型进行了模态分析，将试验结果和ANSYS计算结果进行了比较分析，数值计算结果与试验值总体吻合良好，结果表明一阶固有频率随悬臂梁入水深度的增加而降低。 关键词 :水中矩形悬臂梁，湿频率，试验值，数值解 Copyright © 2018 by authors and Hans Publishers Inc. This work is licensed under the Creative Commons Attribution International License (CC BY). http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/
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user: 1. 引言 悬臂梁是工程中常见的一类工程结构，由于工程的实际需要，许多悬臂梁都是放置在水中，例如水中承台桩、桥梁的桥墩等，这些结构物在地震、风荷载以及波浪等动力荷载作用下会发生振动，计算悬臂梁的振动频率时，水与结构的相互作用是一个不能忽视的因素，如何分析水中悬臂梁的振动频率是一个值得研究的问题。关于流体与结构的相互作用问题，Westergaard [ 1 ] 首次研究了刚性水坝上的动水压力问题，将水坝视为刚性悬臂梁；对于工程中常见的浸入水中的弹性圆形柱体结构，当需要考虑结构变形的影响时，需要从结构动力学与流体动力学的基本方程出发对流体–结构系统进行耦联振动分析，Lian与Chopra [ 2 ] 分析了水中悬臂圆柱在地震激励下的动力响应；从工程结构设计考虑，只需考虑水体对结构的动力影响即可，因而在结构与流体的相互作用分析中 [ 3 ] [ 4 ] [ 5 ] ，通常可将流体对结构的动力影响归结为附加在结构上的质量，这个质量称之为“附连水质量”；徐忠汉 [ 6 ] 采用附连水质量方法得到了水中悬臂梁的自振频率的简便计算公式；当柱体部分浸入水中时，张邵文与倪汉根 [ 7 ] 研究了水中悬臂结构振动与水动力特性，给出了附连水的质量分布；王和慧等 [ 8 ] 采用附连水质量方法研究了水中圆锥形柱腿的湿模态特性；以上的研究均是针对圆柱形悬臂梁。周叮 [ 9 ] 研究了弹性悬臂梁两侧受液深不等无限水域作用时的横向自由振动问题，其弹性悬臂梁相当于无限长的坝体。对于水中孤立的矩形悬臂梁，由于解析方法难以获得其频率的精确解析解，主要的困难来自于矩形周边液体的流场(速度势)计算，水中矩形悬臂梁的研究相对较少，另外现有研究多关注于理论求解方法，试验研究相对较少。本文采用试验法与数值法研究水中矩形悬臂梁的一阶自由弯曲振动固有频率，可供实际工程参考。
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user: 2. 实验装置 本试验的主要目的是研究部分入水矩形悬臂梁的自由弯曲振动频率，考虑试验梁截面尺寸的不同和梁入水深度的变化，以及水槽大小尺寸的改变对悬臂梁固有频率的影响。本试验悬臂梁示意图如图1所示，梁长度为H，入水深度为h，悬臂梁横截面为矩形(具体参数见表1)，悬臂梁模型置于开口水槽中，悬臂梁下端固定于刚性底座上，以模拟悬臂梁固端支撑条件，通过改变水深，模拟部分入水悬臂梁的自由弯曲振动。 本试验中，在悬臂梁上端固定白色小贴片，用于反射位移传感器发射的激光，位移测量采用HL-G112-S-J型号的激光位移传感器(测量范围：120 mm ± 60 mm，分辨率为：8 μm，试验采样频率1024 Hz)，试验时人工拨动梁片，使之产生自由振动，测量白色小贴片中点处的位移信号，然后通过数据采集仪(型号INV306N-5260)以及传感器配套软件Dasp V10对光信号测量数据进行采样记录和频谱分析，得到悬臂梁在不同试验情况下的时程曲线和一阶频率。 图1. 水中悬臂梁示意图及试验装置：(a) 悬臂梁示意图；(b) 试验测量装置图 Table 1 The parameter table for rectangular cross section bea 试验梁编号 材料 长度(mm) 截面尺寸(mm × mm) XBL1 304不锈钢 180 0.8 × 37 XBL2 304不锈钢 180 0.8 × 10 表1. 矩形截面试验梁参数表
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user: 3. 试验结果 3.1. 频率测量 本试验共对2组悬臂梁(XBL)进行试验研究，为减小试验的偶然误差，对每组XBL均进行5次试验，分别选取试验梁自由振动衰减过程中一段时程曲线进行数据分析得到对应试验梁的自振频率。图2为梁的振动响应测量曲线，对其进行FFT傅里叶分析，得到其一阶自振频率。 3.2. 水体区域尺寸的改变对试验结果的影响 由于实际水体区域无穷大，理论分析时通常也将水体的区域视为无穷大，而试验难以将水体区域设计成无穷大，所以本节将讨论通过改变水箱大小来验证改变水体尺寸对悬臂梁自振频率的影响。试验选用长宽高为30 cm × 30 cm × 35 cm (小水箱，见图3)和60 cm × 60 cm × 35 cm (大水箱，见图4)的长方体开口水箱，改变箱内水深，得到在不同水深情况下悬臂梁XBL1和XBL2的自振频率，比较每根试验梁在小水箱和大水箱中的自振频率随水深的变化结果。 图2. 悬臂梁位移时程曲线及FFT频谱图：(a) 位移时程曲线；(b) FFT结果图 图3. 小水箱试验实物图 图4. 大水箱试验实物图 将二个水箱内测量的结果显示于图5和图6，由图5和图6可知，悬臂梁弯曲振动的第一阶固有频率随水深的增加而逐渐减小，水箱水平尺寸的改变对试验梁频率变化的影响微小，有限的水箱区域对梁振动的影响主要来自于水波振动的影响，水箱大小的不同，水箱边壁产生的回波反作用于悬臂梁的影响也不同。在本试验中，水箱尺寸的改变对试验总体的影响可忽略不计，因此可以认为小水箱与无限水域近似相同，在ANSYS模拟时可只采用小水箱来进行计算，结果对比时可以只对比小水箱情况下悬臂梁的自振频率变化。
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user: 4. ANSYS数值结果与试验结果对比 采用ANSYS程序(R14.0)求解本问题，流体单元选用fluid 80，该单元采用可压缩的水体单元，由于假定水体为不可压缩的流体，可将水体压缩模量尽可能取大一些，这里取水体压缩模量取为2.069 × 10 12 N/m 2 ，采用solid 45单元来模拟悬臂梁。将水体与结构交接面上的位移耦合在一起，这一交接边界处理有一定近似性，根据已有的大量计算结果分析，这样处理的计算结果可满足计算精度要求。水体四周外围面采用法向位移约束，水体自由表面设为主自由度，梁节点设为主自由度。悬臂梁与液体的耦合系统ANSYS有限元模型见图7，悬臂梁的一阶振型可见图8。 图5. XBL1自振频率对比图 图6. XBL2自振频率对比图 图7. 悬臂梁与流体有限元模型 图8. 悬臂梁第一阶振型 将有限元计算频率与实际实测频率列于表2及图9、图10，由表2以及图9和图10可以看出，悬臂梁弯曲振动的第一阶固有频率随着水深的增加而逐渐减小，试验结果与ANSYS模拟结果总体上吻合良好，当水深较浅时，附连水的效应很小，这时相当于无水的情形，此时试验结果与ANSYS模拟结果非常一致；但当水深较深时，两者误差略有增大，分析其原因为：1) 水体有限元模型的边界条件具有近似性；2) 试验的实际条件与计算模型有一定的差异。 图9. XBL1实测频率与ANSYS模拟频率对比图 图10. XBL2实测频率与ANSYS模拟频率对比图 Table 2 The measured frequencies and ANSYS calculated frequencies of XBL1 and XBL 水深(cm) XBL1 XBL2 实测频率(Hz) 有限元频率(Hz) 实测频率(Hz) 有限元频率(Hz) 0 14.085 14.057 13.289 13.279 2 14.081 14.056 13.263 13.242 4 14.069 14.050 13.218 13.215 6 13.903 13.631 13.151 13.299 8 13.388 12.933 12.907 12.839 10 12.270 11.645 12.605 12.100 12 10.725 10.342 11.756 11.154 14 8.774 9.441 10.677 10.679 16 7.430 8.179 9.290 10.189 表2. XBL1， XBL2实测频率与ANSYS模拟频率对比表
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user: 5. 结论 本文采用试验法与数值法研究了一阶水中矩形悬臂梁的自由弯曲振动固有频率，试验与ANSYS模拟结果都表明，采用有限的水体区域可以很好地模拟无限水域对悬臂梁的振动影响，随着水深的增加，悬臂梁弯曲振动的第一阶固有频率逐渐减小，试验结果与ANSYS模拟结果总体上吻合良好，当水深较深时，两者误差略有增大，采用有限元方法(ANSYS程序)能很好模拟入水矩形悬臂梁的自由弯曲振动，其结果可供工程设计参考使用。
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user: 摘 要 为探究草鱼、赤眼鳟及其杂交F 1 在应对嗜水气单胞菌、草鱼出血病病毒(GCRV)的抗性差异，本实验以五月龄鱼为研究对象，采用腹腔注射和高渗浸泡两种方法人工感染以上细菌和病毒，连续7 d观察并记录实验鱼的症状和死亡情况。结果表明：四个群体中，杂交F 1 对嗜水气单胞菌和GCRV具有较强的抗性。 关键词 :草鱼，赤眼鳟，杂交F 1 ，嗜水气单胞菌，草鱼出血病病毒 Copyright © 2018 by authors and Hans Publishers Inc. This work is licensed under the Creative Commons Attribution International License (CC BY). http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/
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user: 1. 引言 草鱼(Ctenopharyngodon idella)属于鲤形目(Cypriniformes)、鲤科(Cyprinidae)、雅罗鱼亚科(Leuciscinae)、草鱼属(Ctenopharyngodon)，是我国养殖密度最大的淡水养殖品种 [ 1 ] ，2017年产量高达589.88万吨 [ 2 ] 。如今，草鱼种质资源衰退严重，疾病频发，其中草鱼出血病严重地制约着我国水产养殖业的发展，目前尚没有特别有效的方法针对该疾病 [ 3 ] 。 赤眼鳟(Squaliobarbus curriculus)属于鲤形目(Cypriniformes)、鲤科(Cyprinidae)、雅罗鱼亚科(Leuciscinae)、赤眼鳟属(Spualiobarbus)。赤眼鳟不仅形态上与草鱼相似，研究还表明赤眼鳟对GCRV具有较强的抗性 [ 4 ] [ 5 ] [ 6 ] [ 7 ] ，是草鱼理想的杂交对象。 随着我国草鱼养殖规模的不断扩大，草鱼出血病给我国草鱼养殖业带来的经济损失也在不断加剧 [ 8 ] ，提高草鱼的抗病能力迫在眉睫。通过杂交的方式提高鱼类的抗性是鱼类品种改良的有效方式 [ 9 ] [ 10 ] 。 本实验以团队前期获得的普通草鱼(♀) × 赤眼鳟(♂) (正交F 1 )和赤眼鳟(♀) × 草鱼(♂) (反交F 1 )以及草鱼、赤眼鳟为材料，通过比较四种实验对象对细菌和病毒的抗性差异，以期为草鱼抗病新品种的选育、鱼病防治以及提高草鱼养殖生产效益等方面提供科学依据。