DreamBlooms/HansPub-15000-to-45000 huggingface dataset:
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user: 4. 分析和讨论 Al-Zn-Mg铝合金的强韧性和耐腐蚀性能主要由合金时效后晶内、晶界上析出相(主要为GP区、η’相、η相)的种类、数量、尺寸、体积分数及分布情况以及晶界无沉淀带特征情况所决定。一般情况下Al-Zn-Mg铝合金在时效时，其析出相顺序为，过饱和固溶体(sss)→溶质原子聚集区(GP区)→η’相(亚稳相)→η相(稳定相) [ 14 ] 。由此引起晶格畸变能降低，内部应力下降自由电子迁移变易，从而使得合金电导率上升。同时析出相能阻碍位错运动，其对为错的阻碍作用主要有切过机制和奥罗万机制两种 [ 15 ] ，在沉淀相析出早 图4. 不同时效制度下合金的极化曲线 图5. 不同时效处理后合金的TEM透射显微组织 Table 5 Corrosion parameters of the alloy after different aging treatment 编号 E/V I/ A ⋅ cm − 2 1# −0.517 1.479 × 10 − 5 2# −0.582 3# −0.548 4# −0.592 7.357 × 10 − 7 表5. 不同时效处理后合金的电化学参数 期，由于GP区和η’相尺寸较小，位错需要切过这些析出相才能移动，因此，合金得到强化；随着时效时间的延长，析出相粒子长大，位错切过这些粒子所需的力增大，使合金持续强化；但是在时效后期，亚稳相η’转化为粗大的η相，位错不能切过这些粗大相，转而直接绕过这些粗大相，由于，位错绕过粒子所需的临界力小于切过所需要的临界力，因此在时效强化后期，强化效果降低，材料强度下降。 在三级时效初期，两种时效温度均未能达到η的形成温度，合金内部主要为GP区和η’相析出为主，电导率得到提高，硬度上升。在第二级时效阶段，合金晶界主要以η相析出为主，合金晶内η’相向η相转变，少量η相直接由基体析出，部分GP区与η’相回溶于基体，补充基体溶质原子浓度，合金硬度小幅度下降，电导率快速上升。第二级时效主要通过提高温度使合金晶界析出相断续分布，提高合金耐腐蚀性能。 在第三级120℃时效阶段，由于温度较低，时效初期，合金内部会析出与基体完全共格的GP区，合金电导率小幅度下降，随时间延长，晶内开始析出与基体半共格η’相，合金电导率缓慢上升，由于GP区和η’相均属于Al-Zn-Mg合金的主要强化相，合金硬度持续提高。在150℃时效阶段，由于温度接近η相析出温度，合金内部主要为GP区与η’相开始向η相转变，同时部分η相直接由基体析出，合金电导率快速上升，硬度呈现先快速上升在下降的趋势。 同时，预时效温度会影响第三级时效达到峰值的时间和大小，“如图2”中2#试样，其预时效温度较低(90℃)，达到峰值硬度时间为35 h，硬度值为125.4 HV，图2中预时效温度较高(110℃)的4#试样，达到峰值硬度时间更快(29 h)，硬度值为127.9 HV。这说明在一定范围内，较高的预时效温度能够加速合金在第三级时效达到峰值的时间。 合金电化学腐蚀性能和材料的晶界析出相有着很重要的联系，而合金强度主要与合金晶内析出相相关。图5(A)所对应的1#试样晶界析出相细小且部分连续，使晶界优先成为阳极腐蚀通道，耐腐蚀性能降低，因此其自腐蚀电位最高(−0.517 V)，腐蚀电流密度最大( 1.479 × 10 − 5 A ⋅ cm − 2 )，说明其耐腐蚀性能最差，而其晶内析出相多而细小，分布较均匀，其强度较高，为389 MPa。图5(C)所对应的3#试样由于晶内析出相数量最多，分布最均匀，因此其强度最高，为408 MPa。如图5(D)所对应的4#试样晶界析出相较粗大(尺寸约为20~80 nm)，且不连续，阻碍了腐蚀电流沿晶界流动，从而减缓腐蚀速率，可以看出的极化曲线的自腐蚀电位最低(−0.592 V)，腐蚀电流密度最小( )，说明其耐腐蚀性能最好，但是由于晶内析出相数量相对较少且粗大，因而其强度最低，只有370 MPa。
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user: 5. 结论 1) 通过三级时效不同阶段的温度研究，预时效温度高会加快合金至强度峰值的时间。 2) 时效制度为110℃/24 h + 185℃/105 min + 120℃/24 h合金晶内析出相数量最多，分布最均匀，其硬度和拉伸强度最高，硬度为128.97 HV，拉伸强度为408 MPa。 3) 时效制度为110℃/24 h + 185℃/105 min + 150℃/24 h合金自腐蚀电位最低(−0.592 V)，腐蚀电流密度最小( 7.357 × 10 − 7 A/cm 2 )，耐腐蚀性能最好。
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user: 摘 要 本文以开式横流热源塔为研究对象，通过对热源塔国内外文献的研究，分析其结构，建立以空气为连续相，水滴粒子为离散相的三维模型，使用Fluent流体力学分析软件对塔内部的压力场、速度场和温度场进行分析，并改变塔的进风口速度来分析在不同工况下对热源塔运行性能的影响，为热源塔实际使用时的最佳工况和结构优化设计做参考。 关键词 :热源塔，开式结构，ICEM-CFD，Fluent 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 随着我国经济的高速发展和气候的不规律变化，南方夏热冬冷地区的供暖需求会逐渐增长起来，但是由于供暖方式不科学、设备能效低，能源没有合理的利用而遭到了极大的浪费。热源塔热泵技术应运而生 [ 1 ] 。 热源塔热泵技术作为一种新型的空调节能技术，与冷水机组夏季制冷、锅炉冬季供暖的方案相比较，其取消了锅炉等辅助热源，其设备利用率更高，初投资更小且无环境污染问题。冬季运行时，利用溶液与环境空气进行换热，从空气中吸取热量作为机组的低位热源，从而彻底避免了空气源热泵冬季制热运行时存在的室外换热器结霜问题。与地埋管地源热泵系统相比，热源塔热泵系统不受地质条件和环境的限制，也没有吸热量和放热量失衡的问题，适用范围较广泛。由于开式热源塔结构简单、造价低、换热效率高，目前在工程上的应用 [ 2 ] 相对较多；因此本文主要分析开式热源塔在夏热冬冷地区的供暖性能 [ 3 ] - [ 8 ] ，从而推动该技术在工程中的合理应用。
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user: 2. 研究对象 本课题选用厂家型号E-12S热源塔为研究对象，为了便捷计算，只研究开式横流热源塔的换热部分，对模型进行简化处理如图1所示。 图1. 热源塔模型
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user: 3. 数值模拟方法及边界条件 3.1. 离散相(DPM)模型 离散相模型是两相流动的一种模拟方法，本课题的热源塔模型中，由于液滴的体积分数远小于10% [ 9 ] ，液滴在换热过程中满足均匀的球形，并且不会变形。因此，忽略两相之间的相互作用和液滴的相互碰撞，采用离散相模型对其内部热质交换过程进行数值模拟。在DPM模型中，将空气作为连续相，使用欧拉法来求解；而将水滴轨迹作为离散相，使用拉格朗日法来求解 [ 10 ] 。 3.2. 边界条件和参数设置 热源塔尺寸参数：冬季各项参数： 在空气传导方向热源塔宽度：7200 mm：大气压力：1.021 × 10 5 pa 垂直于纸面的该热源塔长度：5000 mm：空气进口温度：3℃ 填料高度：4800 mm：抗冻溶液密度：1.0 × 10 3 kg/m 3 填料宽度：1200 mm：抗冻溶液比热容：3.62 kJ/(kg.k) 风机直径：4600 mm：溶液进口温度；−3℃ 溶液进口流量：450 m 3 /h 3.3. 网格划分 本课题使用ICEM对热源塔模型网格划分，网格类型采用结构化六面体网格 [ 11 ] [ 12 ] [ 13 ] [ 14 ] [ 15 ] 。在划分网格时，假如网格数量太少，计算结果容易收敛，但是结果精确度较低，假如网格数量太大，计算结果精确度比较高，但是计算量过大，对计算机的要求也比较高。综上，热源塔结构图如图2，本次模拟网格如图3所示。 3.4. 模型的验证 利用Fluent软件对实际工况下的热源塔进行数值模拟，得出热源塔出塔模拟水温，将其与实际测试 图2. 热源塔外观图 所获得的出塔水温进行比较，结果如图4。 从图4可以看出，数值模拟结果与实验结果基本吻合，表明该模拟结果比较准确，模型可以进一步研究热源塔的性能。
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user: 4. 结果分析 当塔内其他参数不变时，随着热源塔进风口的进风速度的变化，塔内的速度场、压力场的分布及变化情况，并且分析各个流场之间的关系。 1) 风速为2 m/s的热源塔计算： 图3. 热源塔网格图 图4. 模拟与实验对比图 由图5看出，塔内压力以中心线为轴成对称分布。由于风机具有抽吸作用，塔中压力从塔底沿出风口逐渐减小，塔内压力值在塔的出口处出现最小值−20 Pa。同时由于塔是在进风口的两侧对称进入空气，因此在塔中心线靠近塔底部处出现了压力最高区域，达到最大压力2.09 Pa。 由图6看出，空气进入塔后速度方向从水平逐渐转变为竖直向上，并以均匀的流速流经填料层，最后从上方的空气出口离开热源塔。由于风机在顶端的抽吸作用，在塔内的中心区，气流的速度由下而上逐渐在增加，在与向下流动的水粒子接触时速度的增加开始减缓，最后在塔上部的出口处达到了最大速度5.98 m/s。而在塔底中间处出现了1.2 m/s最小的气流速度，这是由于塔的进风口左右相互对称，所以在热源塔进风口底出现了一个空气低速流区。 2) 风速为4 m/s的热源塔计算： 图7显示了开式横流热源塔塔压力分布，从图显示可以看出，热源塔的压力场的分布基本上是以塔的中心线为轴成对称分布。随着热源塔的进口风速增大，塔内压力由塔底到出口的数值也逐渐变大。同时，进口风速越大，塔内压力值变化的幅度越大。当进口风速为4 m/s时，在热源塔中心线的底部压力的 图5. v = 2 m/s热源塔压力图 图6. v = 2 m/s热源塔速度图 数值达到最大值8.47 Pa，从热源塔的底部到出风口的这段区间里，塔内压力沿着垂直中心线逐渐在降低，在塔出风口顶部到达最低值−79 Pa。 由于开式热源塔进风口结构采用的是对称进风口，因此得到的速度场分布基本上是对称的。在热源塔其他参数不变的情况下，进风口处风速逐渐增大，单位时间的通过的风量也增加，使得塔内的空气流动加快，速度也随之增加。当进口风速为4 m/s时，空气在出风口的速度达到了最大值11.9 m/s (图8)。 3) 风速为6 m/s的热源塔计算： 图9可以看出，随着热源塔的进口风速增大，塔内压力由塔底到出口的数值也逐渐变大。同时，进口风速越大，塔内压力值变化的幅度越大。当进口风速为6 m/s时，在热源塔中心线的底部压力的数值达到最大值19.1 Pa，从热源塔的底部到出风口，塔内压力沿着垂直中心线逐渐在降低，在塔出风口顶部到达最低值−177 Pa。 图10可以看出，在热源塔其他参数不变的情况下，随着进风口处风速逐渐增大，塔内流速也随之增大；当进口风速为6 m/s时，空气在出风口的速度达到了最大值17.9 m/s。 对比图6、图8、图10可以看出，随着热源塔进口风速的增加，热源塔内压力逐渐增大。由图6、图7、图10可以看出，在热源塔其他参数不变的情况下，随着进风口处风速逐渐增大，出风口风速最大 图7. v = 4 m/s热源塔压力图 图8. v = 4 m/s热源塔速度图 图9. v = 6 m/s热源塔压力图 图10. v = 6 m/s热源塔速度图 Table 1 Water temperature of heat source towe 出塔水温(K) 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 平均温度 v = 2 m/s 272.153 274.954 275.252 275.553 275.356 275.258 275.254 275.673 275.675 275.675 275.080 v = 4 m/s 271.213 273.158 274.754 274.954 275.254 275.454 275.405 275.547 275.598 275.428 274.677 v = 6 m/s 271.135 272.055 273.054 273.159 274.055 274.589 274.657 274.749 274.956 275.254 273.766 表1. 热源塔出塔水温 达到了17.9 m/s。 4) 出塔水温的计算 在热源塔内从顶端到出口端中也等间距取的十个节点，求得其出口水温，出口水温值见表1。 由表中数据可以看出，在同一进口风速下，出塔水温基本上是从塔顶向出口端方向的出塔水温在逐渐上升。当进口风速从2 m/s到6 m/s变化时，平均出塔水温逐渐降低。
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user: 5. 结论 本文使用Fluent流体分析软件对实际运行的开式横流热源塔内的传热和传质的过程进行了数值模拟，分析了热源塔进风口速度对塔内流体传热及传质的影响，得出以下结论： 1) 由于热源塔的进风口是对称的，因而塔内压力场、速度场的分布是基于塔的中心线为对称的图形。进口风速不仅影响着塔内空气的速度场和压力场分布，而且对塔的出塔水温也有一定的影响。 2) 热源塔进风口速度从2 m/s到6 m/s增加时，塔内空气的压力随着进口风速的增加而增大，压力值由△P = 2.09 Pa变化到△P = 19.1 Pa，其增长比3.05%；从热源塔的底部到出风口，塔内压力沿着垂直中心线逐渐在降低，在塔出风口顶部到达最低值−177 Pa。 3) 随着进口风速的增加，热源塔单位时间通过的风量也增加，使得塔内的空气流动加快，塔内空气流动速度也在增加，塔内的最小速度为1.2 m/s，而最大速度达到17.9 m/s。 4) 进口风速的增加使空气与水滴接触的时间变短，传热和传质减弱，导致热源塔出塔水温稍有降低趋势，热源塔换热性能降低。进风速度为2 m/s时，热源塔出水温度为275.08 K；改变进风速度为6 m/s，出塔水温变为273.766 K，下降比为0.477%。综上，当进风速度在2 m/s~4 m/s时，热源塔的出水水温较高，换热性能较好。
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user: 摘 要 以某机场机坪工程为基础，通过试验选定机场道面基层水泥稳定材料原材料，采用击实方法确定水泥稳定材料的最大干密度、最佳含水率。试验表明：4.5%的水泥剂量，实际施工配合比为水泥:大碎石:小碎石:石屑:水=108.0:544.3:762.0:870.8:120.6 = 1:5.0:7.1:8.1:1.1的水泥稳定材料经济合理的满足道面基层施工要求，并且探讨了施工中的配合比控制。 关键词 :机场道面，基层，水泥稳定材料，配合比设计 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 水泥稳定材料是以级配碎石作骨料，采用一定数量的胶凝材料和足够的灰浆体积填充骨料的空隙，按嵌挤原理摊铺压实，具有较高的强度，抗渗度和抗冻性。较其他路基材料，水泥稳定材料遇雨不泥泞，表面坚实，是高级路面的理想基层材料 [ 1 ] ，被广泛用于机场道面建设中。但实际施工中存在许多问题如裂缝、平整度差、摊铺过程中厚度变化大、表面松散等，因此经济合理的配合比设计尤为重要。本文结合某机场机坪工程道面水泥稳定材料基层配合比设计经验，对配合比设计过程中完成的试验项目予以探讨。最后简要阐述了水泥稳定材料在施工中配合比的控制，以供借鉴。
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user: 2. 试验 2.1. 原材料 水泥：上海建筑材料集团水泥有限公司P.S.A 32.5级水泥； 集料：芜湖县申海建材有限公司生产的集料，单级配16.0 mm~37.5 mm，4.75 mm~16.0 mm，0 mm~4.75 mm；混合级配0 mm~37.5 mm； 拌合水：饮用水。 2.2. 试验依据 2.2.1. 相关试验规程 《民用机场飞行区土(石)方与道面基础施工技术规范》MH5014-2002； 《公路工程集料试验规程》JTG E42-2005； 《水泥胶砂强度检验方法》(ISO)GB/T17671-1999； 《水泥标准稠度用水量、凝结时间、安定性检验方法》GB/T1346-2011； 《公路工程无机结合料稳定材料试验规程》JTG E51-2009； 2.2.2. 相关设计要求 7 d无侧限抗压强度 ≥ 3.0 MPa； 施工压实度 ≥ 98%。
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user: 3. 配合比设计过程 3.1. 原材料物理性能 本次使用的集料和P.S.A32.5级水泥试验结果见表1和表2，所检项目均符合设计要求。 3.2. 集料筛分试验 按照MH5014-2002《民用机场飞行区土(石)方与道面基础施工技术规范》中水泥稳定土颗粒组成范围(用于底基层)要求，得出集料的掺配比例为：(16.0~37.5) mm，掺量25%、(4.75~16.0) mm，掺量35%、(0~4.75) mm，掺量40%。具体掺配合成筛分结果见表3。 Table 1 Aggregate physical propertie 试验项目 试验值(%) 规范要求(%) 压碎值 20.6 ≤30 含泥量 4.52 ≤7 表1. 集料物理性能 Table 2 Cement physical propertie 试验项目 试验值 规范要求 细度(%)/ 1.4 ≤10.0 凝结时间(min) 初凝 231 ≥45 终凝 287 ≤600 安定性(沸煮法)/ 合格 合格 胶砂强度(3 d，MPa) 抗折 4.2 ≥2.5 抗压 16.9 ≥10.0 胶砂强度(28 d，MPa) 抗折 7.1 ≥5.5 抗压 39.7 ≥32.5 表2. 水泥物理性能 Table 3 Aggregate screening test result 筛孔 尺寸(mm) 集料规格(mm) 合成级配通过率(%) 规范规定级配通过率(%) 16.0~37.5 4.75~16.0 0~4.75 级配 中值 级配 上限 级配 下限 通过率(%) 37.5 100.0 100.0 100.0 100.0 100.0 100.0 100.0 31.5 100.0 100.0 100.0 100.0 95.0 100.0 90.0 19.0 8.0 92.7 100.0 73.4 78.5 90.0 67.0 9.5 0.4 59.6 100.0 63.1 56.5 68.0 45.0 4.75 0.4 2.2 94.4 42.2 39.5 50.0 29.0 2.36 0.3 0.9 65.2 29.6 28.0 38.0 18.0 0.6 0.3 0.5 29.3 17.8 15.0 22.0 8.0 0.075 0.2 0.2 2.2 5.6 3.5 7.0 0.0 表3. 集料筛分试验结果 3.3. 水泥稳定材料击实试验 基于得出的集料掺配比例，以及委托方提供的7 d无侧限抗压强度(≥3.0 MPa)要求，选择三个不同水泥剂量(4.0%、4.5%、5.0%)，依据JTG E51~2009《公路工程无机结合料稳定材料试验规程》中T0804-1994 (无机结合料稳定材料击实试验方法)进行水泥稳定材料的击实试验。确定各种水泥稳定材料的最佳含水量和最大干密度，试验结果见下表4。 3.4. 水泥稳定材料无侧限抗压强度试验 按照JTG E51-2009《公路工程无机结合料稳定材料试验规程》T0843-2009进行7 d无侧限抗压强度试件制作，试件在规定的温度、湿度下养护6 d，浸水24小时后按T0805-2009进行无侧限抗压强度试验，试验结果见表5。 3.5. 水泥稳定材料推荐配合比 根据以上试验结果确定水泥剂量:4.5% (P.S.A 32.5，上海建筑材料集团水泥有限公司、外掺)；集料掺配比例(质量比)：(16.0~31.5) mm：(4.75~16.0) mm：(0~4.75) mm = 25%：35%：40%，7 d无侧限抗压强度满足设计要求3.0 MPa，且符合公式R ≥ Rd/(1-ZaCv)要求，Za，取1.645。故每立方米用量水泥稳定材料试验室配合比为水泥:大碎石:小碎石:石屑:水 = 98.0:544.3:762.0:870.8:120.6 = 1:5.6:7.8:8.9:1.2。根据 Table 4 Compaction test result of cement stabilized material with different cement conten 试验项目 水泥稳定材料 水泥掺量(%) 4.0 4.5 5.0 最大干密度ρd max (g/cm 3 ) 2.273 2.275 2.278 最佳含水量(%) 5.1 5.3 5.5 表4. 不同水泥掺量的水泥稳定材料击实试验结果 Table 5 Compaction test result of cement stabilized material with different cement conten 试验项目 水泥稳定材料 设计强度Rd (MPa) ≥3.0 水泥掺量(%) 4.0 4.5 5.0 95%保证系数(%) 1.645 最大干密度ρdmax (g/cm 3 ) 2.273 2.275 2.278 最佳含水量(%) 5.1 5.3 5.5 制件压实度(%) 98 试件抗压强度最大值(MPa) 3.1 3.5 3.7 试件抗压强度最小值(MPa) 2.7 3.1 3.4 抗压强度平均值R (MPa) 2.9 3.3 3.6 95%保证率的强度值(MPa) 2.7 3.1 3.4 标准差S (MPa) 0.14 0.14 0.11 变异系数Cv (%) 4.8 4.2 3.1 表5. 不同水泥掺量的水泥稳定材料击实试验结果 MH5014-2002第5.2.2条要求，工地实际采用的水泥剂量应比室内确定的剂量多0.5%，实际施工配合比为水泥：大碎石：小碎石：石屑：水 = 108.0:544.3:762.0:870.8:120.6 = 1:5.0:7.1:8.1:1.1。
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user: 4. 施工中配合比的控制 1) 严格控制集料级配。施工中因未筛分碎石级配的变化，可适当增加或者减少石屑比例，加以调整，使集料级配符合规范及施工要求。良好的级配有利于水泥稳定材料强度的发展，抗干缩、温缩及抗弯拉能力增强。控制细料含量可以显著减小因温度引起的收缩开裂。 2) 严格控制水泥剂量。工地实际采用的水泥剂量应比室内确定的剂量多0.5%。水泥剂量偏大虽然有利于水泥稳定材料的强度发展，但是增大了水泥稳定材料因干燥收缩和温度收缩引起的开裂风险，导致水泥稳定材料抗裂性能降低，不利于其耐久性和使用寿命的发展 [ 2 ] [ 3 ] [ 4 ] 。且从经济角度考虑，适当的水泥剂量完全能满足水泥稳定材料的强度要求。 3) 严格控制含水量。根据天气情况适当增加用水量，使水泥稳定材料在碾压时的含水量略大于最佳含水量，以利于水泥稳定材料压实，并且及时保湿养护可以避免或减小因水分蒸发引得干燥收缩，有利于水泥稳定材料的耐久性。
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user: 5. 结语 通过机场道面基层水泥稳定材料配合比设计过程及现场施工配合比控制问题的探讨，有利于工程检测人员对水泥稳定材料配合比设计过程的进一步深刻认识，并且科学、准确、高效把控现场质量检测。
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user: 摘 要 本文依托来宾至马山高速公路混凝土桥沥青铺装，对混凝土桥沥青铺装结构组合方案性能进行研究。论文采用室内小型加速加载试验，对沥青铺装结构的抗滑性能和抗车辙性能进行比较。试验时采用水浴循环系统模拟广西地区的高温湿热环境，对三种铺装结构组合型式进行加载，在加载过程中测量试件的车辙深度和摆值的变化情况，分析研究试验结构的抗滑性能及抗车辙性能随荷载作用次数增加与环境温度变化而变化的规律。试验结果表明，三种结构型式在抗车辙性能方面为等厚结构 > 倒装结构 > 正装结构；表面层的沥青混合料级配类型和最大公称粒径对铺装结构的抗滑性能有较大的影响。 关键词 :小型加速加载试验，桥面铺装，抗滑，车辙 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 桥面铺装结构在车辆荷载和环境因素的复合作用下，其温度变化情况、承受的行车荷载等较普通路面更为复杂。为减少桥面铺装结构在运营过程中出现的病害，提高桥面铺装的使用性能，本文提出的几种桥面铺装方案对原设计方案进行了结构组合的优化，并通过小型加速加载试验对各种方案的抗滑性能和抗车辙性能进行了试验验证，为优选性能较好的方案提供依据。
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user: 2. 加速加载试验设备MMLS3简介 MMLS3试验设备是有效的小型公路加速加载试验设备。相对于传统加速加载试验设备的高投入 [ 1 ] ，MMLS3设备的体积小、重量轻，移动方便，既可应用在室内的试验路或小型试件上，也可以在室外的路面上进行现场试验。 MMLS3测试路面的有效厚度为125 mm，能够模拟实际路面的湿度和温度环境。MMLS3的加载频率范围为0~7200次/h，轮载最大值为2.9 kN，作用在直径为300 mm的充气轮胎上，最大轮压值为850 kPa [ 2 ] [ 3 ] 。
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user: 3. 加速加载试验方案 为了能够模拟实际路面的行车作用，采用在加速加载仪器的试槽内放置成型的三层组合试件，试件尺寸为长宽高30 cm × 18 cm × 15 cm。试件下面层是5 cm厚的水泥混凝土板，用来模拟混凝土桥的桥面板，设计强度为C30，其上是两层沥青混凝土层。在不改变整体的设计厚度的情况下，对混凝土桥面铺装结构、沥青混合料进行调整，力求得出最符合要求的铺装结构。本文提出的铺装结构方案共有六种，具体如下表1所示。 3.1. 加速加载试验试件制备 完整的试验试件是三层的复合结构，最下层是5 cm厚的C30水泥混凝土板，原材料采用标号42.5 Table 1 Test pla 编号 结构组合型式 方案 a 正装结构 4 cmAC-13C + 6 cmAC-16C b 4 cmSMA-13 + 6 cmSMA-16 c 倒装结构 6 cmAC-16C + 4 cmAC-13C d 6 cmSMA-16 + 4 cmSMA-13 e 等厚结构 5 cmAC-13C + 5 cmAC-13C f 5 cmSMA-13 + 5 cmSMA-13 表1. 试验方案 的水泥、河沙、5~10 mm的碎石，按设计好的配合比搅拌好后用30 cm × 30 cm × 5 cm的标准车辙板试模成型并养生一个月，待其强度形成后，每个试件对其表面按照不同的防水粘结层设计进行处理。本文设计的水泥板界面处理有三种方案：原状、刻横槽和拉毛。 试验所用SBS改性沥青采用深圳市中海海盛供应的加德士SBS(I-D)改性沥青，目标配合比设计采用的粗集料为9.5~16 mm、4.75~9.5 mm辉绿岩碎石，产地为大化岩滩石场，AC-16C和SMA-16的16~19的粗集料为16~26.5 mm的石灰岩，细集料为0~4.75 mm的石灰岩，产地为K273 + 050独女山石场。填料为石灰岩矿粉。 对水泥板界面进行处理后在其上再依次加试模，用车辙成型机成型沥青层。在试件成型中要注意两层的沥青混合料碾压方向要一致，以尽可能的符合实际施工中的情况。在复合车辙板成型完成后，沿着碾压方向用切割机将其切割成30 cm × 18 cm × 15 cm大小，以备加速加载试验使用。 对成型的沥青混合料进行浸水马歇尔试验、冻融劈裂试验和车辙试验验证其路用性能，具体的试验结果如下表2所示。 经过试验证明，以上的沥青混合料级配的性能试验数据均满足《公路沥青路面设计规范》(JTGD50-2006)要求，可以用于后续的加速加载试验中。 3.2. 试验条件 考虑到广西地区降雨量大，全年平均相对湿度在75%~79%之间，因此对于抗滑性能有较高的要求 [ 37 ] 的特点，本次试验在试槽中加满水，对试件进行水浴，水浴时用温度枪测试控制试件表面的温度分别为25℃、35℃、45℃和55℃。前面三级温度分别加载六万次，然后在55℃则一直加载到60万次，在加载过程中测量试件的车辙深度和摆值的变化情况。 3.3. 试验数据测量 3.3.1. 抗滑性能数据测量 本文采用摆式摩擦仪测定其摆值来评价抗滑性能，摆值测量频率为每1万次测量一次。测量时，每次测五个值，最大值和最小值之差不超过3 BPN，最后取其算术平均值，所有的摆值均按式2.1换算为标准温度20℃的摆值BPN 20 。 BPN 20 = BPN t + ΔBPN (2.1) BPN 20 —标准温度20℃时对应的摆值 BPN t —路面温度t时测得的摆值 ΔBPN—温度修正值。 Table 2 Road performance test result 级配 冻融循环劈裂强度(MPa) 冻融劈裂抗拉 强度比(%) 稳定度 (kN) 浸水48 h稳定度(kN) 残留稳定度(%) 动稳定度 (次/mm) AC-13C 0.98 0.96 13.5 12.91 0.96 6857 AC-16C 0.93 0.94 14.15 13.59 0.96 6635 SMA-13 0.89 0.92 12.75 12.43 0.97 8264 SMA-16 0.96 0.94 12.89 12.74 0.99 7414 表2. 路用性能试验结果 3.3.2. 车辙深度及断面形态数据测量 针对室内小型试件进行加速加载的特点，下文所指的车辙深度路面下陷部分深度，即绝对车辙深度。本次试验的车辙深度测量使用的工具是设备配套的横杆和游标卡尺，分别对加载前的车辙断面(初始断面)以及不同加载阶段完成后的车辙断面高程进行测量，将各个加载阶段后的车辙断面高程数据减去初始断面高程数据，即可监测车辙断面深度随加载过程的变化情况。
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user: 5. 结论 在抗滑性能方面，各种面层的摆值随着加载次数的增加其整体衰减规律相似，但是级配类型和最大公称粒径对摆值的初始值、趋于稳定的稳定值及在加载过程中的衰减幅度都有较大的影响。 在抗车辙性能方面，沥青铺装结构的组合型式对车辙深度的发展有较大的影响，本文提出的三种结构类型中，抗车辙性能为等厚结构 > 倒装结构 > 正装结构。 对各结构在各温度时的车辙增长率分析发现，在45℃和55℃时车辙增长速度明显高于25℃和35℃，说明在35℃和45℃之间沥青铺装层结构整体的抗车辙能力有一个突变的过程。 分析不同级配下面层的车辙贡献率发现SMA的下面层车辙贡献率要小于AC，说明当下面层的沥青混合料的动稳定度更高，高温性能更好时，可以降低下面层的车辙贡献率。
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user: 摘 要 本研究采用等离子体聚合技术在316L SS表面沉积聚烯丙胺薄膜，在碱性条件下进一步固定单宁酸(TA)，为表面提供大量活性位点，进而通过迈克加成席夫碱反应共价接枝比伐卢定(BVLD)和硒代胱胺(SeCA)，构建促内皮、抗凝和抗增生的多功能仿生涂层。采用活化部分凝血活酶时间(APTT)评价其抗凝性能，并进行细胞增殖实验(CCK-8)评价涂层对内皮细胞和平滑肌细胞的影响。结果显示，构建的仿生涂层在促进内皮细胞生长的同时显著抑制了平滑肌的生长，此外，与未接枝BVLD的对照涂层相比，该仿生涂层还显著延长了凝血时间。 关键词 :单宁酸，一氧化氮，比伐卢定，等离子体聚合技术 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 临床血管支架的植入常常伴随着内皮细胞的损伤，从而导致植入部位急性凝血以及平滑肌细胞表型的失调。BVLD是一种特异性可逆的凝血酶抑制剂 [ 1 ] 。其可与凝血酶结合而使其失活，从而实现抗凝血的功能。然而，只抑制凝血酶的活性并不能取得良好的抗凝血效果，因此本研究还采用NO抑制血小板的粘附、激活来与BVLD协同地发挥作用。NO作为内皮细胞的生物活性分子，不仅能通过CGMP信号通路抑制血小板的粘附和激活，而且能够抑制平滑肌的粘附和增殖 [ 2 ] [ 3 ] [ 4 ]；此外，NO还具有免疫响应、抗癌和抗菌的作用 [ 5 ] [ 6 ] [ 7 ] 。由于人体内的内源性RSNO水平恒定，在涂层表面引入的催化剂可以持续稳定的产生NO [ 8 ] 。本研究中选取SeCA作为NO的催化剂。由于PPAam表面的-NH 2 量有限，所以通过在PPAam表面接枝TA来提供大量的活性位点，从而固定大量的BVLD和SeCA，构建PPAam@TA@BVLD + SeCA涂层。
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user: 2. 材料与方法 2.1. 实验试剂 烯丙胺、比伐卢定(BVLD)、单宁酸(TA)、N-二羟乙基甘氨酸(Bicine)缓冲液、磷酸盐(PBS)缓冲液、NaOH溶液、罗丹明染色试剂、活化部分凝血活酶时间(APTT)购自Sigma公司、CCK-8试剂购自同仁化学研究所。 2.2. 各类涂层的制备 采用实验室自制脉冲射频可调制波等离子体聚合系统在316L SS样品表面沉积等离子体聚烯丙胺薄膜(PPAam)。采用−250 V的直流偏压源，氩气(Ar)做保护气体。将沉积PPAam的样品浸没在TA溶液(0.2 mg/mL， pH = 9)中室温下反应12小时后，清洗、干燥获得PPAam@TA样品。将制备的PPAam@TA样品浸没在BVLD溶液(0.2 mg/mL， pH = 9)中常温下反应12 h，清洗、干燥获得PPAam@TA@BVLD样品。而将制备的PPAam@TA浸没在SeCA溶液(0.2 mg/mL， pH = 9)中常温下反应12 h，清洗干燥后获得PPAam@TA@SeCA样品。将制备的PPAam@TA样品浸没在BVLD溶液中常温下反应40min，清洗后加入SeCA溶液，室温下反应8 h，清洗、干燥获得PPAam@TA@BVLD + SeCA多功能分子涂层。 制备各涂层的工艺如图1所示，通过QCM技术精确调控BVLD和SeCA的接枝量为1:1，通过对比PPAam@TA@BVLD + SeCA、PPAam@TA@SeCA和PPAam@TA@BVLD涂层的材料学结果，验证PPAam@TA@BVLD + SeCA涂层是否以1:1的比例接枝，并对比PPAam@TA@BVLD + SeCA、PPAam@TA@SeCA和PPAam@TA@BVLD涂层的生物学结果，评价PPAam@TA@BVLD + SeCA涂层中BVLD和TA是否协同地发挥了作用。 2.3. 材料学表征 2.3.1. QCM实时动态检测活性分子接枝量 将PPAam@TA涂层改性的石英晶片安装到QCM-D流动腔内，通入PBS缓冲液，待基线跑平20 min后通入0.2 mg/mL BVLD溶液，接枝量达到饱和后通入PBS缓冲液进行清洗。SeCA的接枝定量，以及BVLD + SeCA的双分子的接枝定量方法相同。 2.3.2. 其它材料学评价 采用傅立叶变换红外光谱法(FTIR， NICOLET 5700)检测上述各涂层表面的红外吸收峰。检测模式为漫反射，测量范围设定为4000~500 cm −1 。X射线光电子谱(XPS， XSAM800)对上述各涂层表面成分进行检测，分析各个涂层中C、O、N、Se的原子含量百分比。 2.4. NO催化速率检测 采用NO测定仪(Sievers NOA 280i)进行NO催化速率的测定。向反应槽中加入5 mL的PBS溶液(含0.5 µmol/ml的EDTA、30 µmol/mL的GSH和SNAP)，待基线跑平后，将PPAam@TA@SeCA、PPAam@TA@BVLD + SeCA不锈钢片插入反应槽中，待曲线不再有明显变化终止实验，记录NO催化释放速率。 2.5. 生物学评价 2.5.1. APTT 将0.2 mL APTT溶液滴加到样品表面，使其完全覆盖或者浸没，37℃孵化半小时，吸出样品上的APTT 图1. PPAam、PPAam@TA、PPAam@TA@BVLD、PPAam@TA@SeCA、PPAam@TA@BVLD + SeCA涂层制备的示意图 试剂，加入0.2 mL待测的血浆，观测凝血现象，当出现白色絮状物时记录其凝血时间。取0.2 mL待测血浆加入0.2 mL的APTT试剂作为空白对照。 2.5.2. 人脐静脉内皮细胞(HUVECs)及人脐静脉平滑肌细胞(HUVSMCs)增殖 样品表面分别接种密度为2 × 10 4 cells/cm 2 的HUVECs和HUASMCs；分别培养1天和3天后吸出培养基，PBS清洗两次后加入350 µL含有10% CCK-8试剂的完全培养基(无酚红)，37℃、5% CO 2 条件下孵育3小时。孵育结束后，每孔吸取200 µL反应液到96孔板，置于酶标仪(µQuant)中检测溶液在450 nm处的吸光度值(n = 4)。
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user: 4. 结论 通过等离子体聚合技术在基材表面打底，进一步接枝TA，为表面提供大量活性位点，再通过迈克加成席夫碱反应实现比伐卢定和硒代胱胺的共固定。红外光谱(FT-IR)和X射线光电子能谱(XPS)的结果表明了涂层的成功制备。通过耗散型石英晶体微天平(QCM-D)确定了比伐卢定和硒代胱胺的接枝量，且通过NO动态实时催化速率检测，测得涂层的NO催化释放速率。活化部分凝血活酶时间(APTT)实验结果 图8. HUASMCs在316L SS、PPAam、PPAam@TA、PPAam@TA@SeCA、PPAam@TA@BVLD和PPAam@TA@BVLD+SeCA表面的粘附与增殖。(a) 免疫荧光图片，(b) CCK-8检测结果 显示，接枝了BVLD的涂层明显地延长了凝血时间。内皮细胞和平滑肌细胞增殖的结果显示，构建的仿生涂层在促进内皮细胞生长的同时显著抑制了平滑肌细胞的生长。
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user: 摘 要 轴流风扇是窗式空调室外部分的主要通风散热元件，其通风量会直接影响窗式空调能否正常工作，而噪声会影响人正常的休息和工作。设计高性能低噪声的轴流风扇成为提高窗式空调市场竞争力的关键问题。本文设计了一种叶片尾缘局部凹陷的轴流风扇。使用流体力学软件Fluent中的大涡模拟(LES)和FW-H方程对优化前后的轴流风扇的气动噪声进行数值模拟，并对两者的气动噪声特性进行实验研究。研究结果表明：轴流风扇的声压级在不同方向并不相同，呈不规则曲线分布，其中正对出风口方向的声压级最大。气动噪声主要沿轴流风机旋转轴线方向传播。叶片尾缘局部凹陷设计可以降低轴流风扇的气动噪声，在出口旋转轴线方向距离轴流风扇1 m处可以降低3~5 dB(A)。 关键词 :轴流风扇，气动噪声，CFD，试验研究 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 轴流风机因其风量大被广泛地应用于空调等需要散热的电器中。随着生活水平的提高，人们对空调的噪声提出了更高的要求。国内外很多学者对空调噪声做了大量的研究。窗式空调的制冷系统都集中在同一个机箱中，所以噪声比较大。噪声会影响人们休息，降低工作效率，损伤听觉功能，甚至影响人体的健康 [ 1 ]。因此，研究窗式空调的噪声十分有必要。窗式空调的噪声主要源于轴流风扇的气动噪声 [ 2 ]。气动噪声是气体运动所激发的噪声，它主要由旋转噪声和涡流噪声组成 [ 3 ]。旋转噪声与叶片的旋转频率相关，主要由叶片周期性打击周围气体，导致周围气体压力脉动而形成的噪声，又叫离散噪声。离散噪声的频谱具有明显的峰值；涡流噪声受叶片上的脉动压力影响，无明显主频，涡流噪声的频谱比较均匀，无明显峰值。主要是由于气体流经叶片时，产生紊流附面层、漩涡及漩涡分裂脱体，进而导致叶片上压力脉动而产生的，又叫宽频噪声 [ 4 ]。 I. J. Sharland [ 5 ] 研究表明宽频噪声主要是由尾缘处涡脱落而作用于叶片的升力脉动所引起的。孙扬智等 [ 6 ] 利用Lighthill声类比理论、FW-H声波波动方程和Fluent对轴流风机叶片引起的气动噪声的噪声特性进行数值模拟。游斌，吴克启等 [ 7 ] 采用数值模拟对空调用轴流风机叶片尾缘出口加锯齿和不加锯齿的内流特性进行研究，并对两者的风量噪音特性进行试验研究。发现轴流风机尾缘进行锯齿化处理能减弱叶片下游的尾迹，在一定程度上能够降低噪音。钱红玉，金英子等 [ 8 ] 设计了一种从叶根到叶顶由密到疏分布的尾缘齿形化小型轴流风扇，通过数值计算对其进行流场和气动声学分析，发现：尾缘齿形化后对小型轴流风扇出口区的噪声降低很多。陈坤，刘庆萍等 [ 9 ] 利用雕鸮羽毛的消音机理以条纹结构和锯齿形态的方式应用于轴流风机叶片，设计了耦合仿生轴流风机。通过试验发现耦合仿生轴流风机具有较低的气动噪声值。宫武旗等 [ 10 ] 设计了两组不同形状和大小的锯齿形叶片尾缘，试验研究了锯齿形尾缘对风机气动噪声的影响规律，发现锯齿尾缘有明显降噪效果，正弦形锯齿比正三角形更好。对于窗式空调中使用的带打水圈的轴流风扇的气动声学性能研究却很少，本文在已有研究的基础上，设计了一种新型轴流风扇，使用Fluent软件中大涡模拟(LES)、Lighthill声类比法和声波波动方程对窗式空调室外轴流风扇的气动噪声进行数值模拟，然后通过实验对其气动噪声进行验证。
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user: 2. 轴流风机模型及网格划分 本文轴流风机的模型如图1所示。其中图1(a)为窗式空调室外部分的简化模型，未考虑轴流风扇上游的压缩机和进口格栅，下游的冷凝器，但考虑电机和支架的影响。图1(b)为原轴流风扇，图1(c)为优化后的轴流风扇。原轴流风扇叶片外径为300 mm，轮毂比为0.2，叶轮高度为77 mm，叶片数为4。围绕风扇叶片顶部的外周面并与每个风扇叶片顶部相连的部分为打水圈，沿打水圈内侧面均匀的分布着4个凸块。打水圈一方面可以增加风扇的刚性，另一方面，风扇旋转时，带动打水圈和凸块同时旋转，并将空调机箱底盘的冷却水打到冷凝器上起到降低温度的作用。新设计的轴流风扇叶片外径为300 mm，轮毂比为0.2，叶轮高度为77 mm，叶片数为4，在叶片尾缘50%~90%叶高位置处设计圆弧凹陷，最大凹陷深度为20 mm，并且在叶片尾缘靠近叶根和叶顶处添加圆角。 由于原轴流风扇的气动噪声较大，锯齿形态可以增强黏性耗散效应，即气体与锯齿相互作用，由于摩擦力的作用使气体的部分机械能转化为热能。降低湍流强度和脉动压力，最终降低轴流风机的噪声。一方面，有齿叶片可以减少附面层面积，从而减小脉动力和尾涡。另一方面，锯齿起到了涡流发生器的作用，将强集中涡分割离散成若干小涡，从而降低了边界层湍流强度，改善了边界层的湍流状况 [ 9 ]。如果从叶根到叶顶设计多个凹陷，虽然能够降低噪声，但是在后期轴流风扇的生产加工阶段，会给模具的设计加工带来很多困难，因此这种方案不可取。最后选择在叶片尾缘设计一个局部凹陷。 轴流风机的计算域模型如图2所示。为了尽可能的接近空调器室外机流道的实际工况，使流动充分 图1. 轴流风机计算模型 图2. 轴流风机的计算域 发展，更好地模拟实际的流动情况，建模时按照气动性能试验台尺寸将进出口进行延长；出口向外延长1 m，对应约3倍的叶轮直径。入口向外延长0.48 m，对应约1.5倍的叶轮直径。 由于轴流风机系统的复杂性，将整个计算域模型分为4部分：进口段、出口段、旋转域和静止域。对每个子域分别划分网格，相邻区域共用一个面。进口段和出口段划分结构化六面体网格。旋转域和静止域划分非结构化四面体网格。其中叶轮旋转区域划分较多网格。网格模型如图3所示，其中图3(a)为整机网格模型，图3(b)为旋转域网格。 为了为流场模拟确定合适的网格数量，进行了网格无关性研究。图4为计算模型在定常计算时转速为1000 r/min时不同网格数量随出口流率的变化情况，当网格数量大于2853644时，空调出口流量误差 图3. 网格模型 图4. 网格无关性验证 在2%以内，此时可以认为出口流量与网格数量无关。
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user: 3. 数值计算方法 首先进行稳态数值模拟，采用三维雷诺平均守恒Navier-Stokes方程和standard k-ε两方程湍流模型，壁面附近采用标准壁面函数。计算方法应用SEGREATED隐式方法，湍流动能、湍流耗散项、动量方程都采用二阶迎风格式离散；压力一速度藕合采用SIMPLE算法。叶轮旋转区域采用MRF参考坐标系。壁面采用无滑移边界条件。进出口均选用压力边界条件。当计算残差的各个量均小于10 −4 且出口流量稳定时，认为计算收敛。 非稳态计算采用滑移网格技术。将稳态计算的结果作为非稳态计算的初始流场。选用LES模型，压力--速度耦合采用PISO算法。压力采用PRTSO!离散格式。运用FW-H声波波动方程预测轴流风机远场噪声。时间步长设置为10 −4 s，在每个时间步长内，当残差值小于10 −4 可认为该时间步长内的迭代收敛。同时监测叶轮的力矩系数，当叶轮力矩系数稳定后，选取相应的声源数据进行积分，通过傅里叶变换(FFT)得到噪声频谱，分析声压级。
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user: 4. 计算结果分析 通过对原轴流风扇和新轴流风扇进行稳态数值模拟，得到两轴流风扇的转速流量曲线，如图5所示。由图5可以看出轴流风扇的流量随着转速的增大而增大，并且基本呈线性变化。在相同转速下，新轴流风扇的流量比原轴流风扇的流量小3%左右，因此可以认为新设计的轴流风扇的流量与原轴流风扇相比基本无变化。 图6为原轴流风扇和新轴流风扇的涡量图。从图中可以看出涡量主要分布在叶顶和叶片尾缘区域。尾缘设计局部凹陷之后，凹陷附近的涡量减弱。这是因为凹陷设计使压力面的气流部分提前流向吸力面，使压力升高所产生的附面层分离局限在凹陷区域，从整体减弱了附面层分离区，从而减弱尾迹。 图5. 叶轮转速流量曲线 以轴流风扇的表面为声源面，沿轴流风扇旋转轴线方向距离出口1 m处设置声压监测点，对两轴流风扇的噪声进行数值模拟。图7是两轴流风扇在该点处的转速—噪声曲线。从图7可以看出，两轴流风扇的噪声—转速曲线变化趋势相同，均随着转速的增大，声压级逐渐增大。在相同的转速下，优化后的轴流风扇的声压级都比原轴流风扇的声压级低。 图8是轴流风扇转速为1000 r/min的工况下数值模拟得到的噪声频谱特性曲线。从图8可以看出，新轴流风扇的噪声要比原轴流风扇的低。在低频处(基频)两轴流风扇的噪声均比较高，两轴流风扇的噪声都具有宽频噪声的特性。 图6. 涡量图新风机(左)、原风机(右) 图7. 叶轮噪声–转速曲线 图8. 两轴流风扇噪声频谱
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user: 5. 实验研究 本实验在大连理工大学船舶制造国家工程研究中心声学实验室中进行。该实验室为半消声室，本底噪声为16 dB(A)。试验中轴流风扇转速使用速为SW6234C光电式非接触手持转速仪进行测量，测量精度为±0.05%。噪声测量采用B & K3560D型PULSE多分析仪系统按照GB/T7725-2004《房间空气调节器》进行。噪声测试数据采集系统硬件部分包括：美国PCB公司生产的130E20型声压传感器和426D01型声压传感器前置放大器、丹麦B & K公司生产的型号为PULSE3560D的声音振动分析仪、DELL笔记本；软件使用PULSE LabShop噪声分析模块。采用1/3倍频程进行声压频谱测量，然后转化为A声压级。风机叶轮实物图如图9所示。 沿轴流风扇旋转轴线方向距离风扇出口1 m处安装声压传感器，测量轴流风扇在不同转速下的A声压级。如图10所示。图11为两叶轮的噪声特性曲线，从图11可以看出随着叶轮转速的增大，轴流风扇的总A声压级也相应的增大。在相同的转速下，新风扇的噪声比原风扇的噪声要低3~5 dB(A)。 以轴流风机旋转轴与出风口的交点为圆心，以1 m为半径，在风机的附视垂直截面内，逆时针方向旋转，每间隔15˚取一点，在半圆周内设置均匀分布的13个声接收点，来预估它们的声压级。俯视截面的具体测点分布如图12所示。 各个测量点声压级的大小如图13所示。在同一转速下，轴流风扇的声压级在不同的方向上差异较大，声压指向性图呈一条不规则的曲线；90˚~180˚方向上的声压级比0˚~90˚方向上的声压级略大。其中90˚方向上的声压 图9. 风机叶轮 图10. 轴流风扇噪声测试 图11. 叶轮噪声特性曲线 图12. 测点位置分布图 图13. 声压级分布 级最大，0˚和180˚方向上的声压级最小，说明轴流风扇的气动噪声主要沿轴线方向传播，传向侧面的噪声最小。 图14为试验测量的两种轴流风扇的噪声频谱特性曲线，由图14可以看出，尾缘凹陷设计的轴流风扇和原轴流风扇的噪声频谱特性曲线变化规律相似。在低频段，两风扇均出现了明显的峰值，说明在低频段旋转噪声占主要成分；在高频段，噪声呈现出宽频噪声的特点。尾缘凹陷设计对旋转噪声的影响较小，对宽频噪声的影响较大。由图6可知尾缘凹陷设计使尾缘处的涡量减小，减少了附面层分离区，从 图14. 轴流风扇噪声频谱特性曲线 而减弱了尾迹，而宽频噪声就是由附面层分离引起的，所以尾缘凹陷设计可以减小宽频噪声。从整体上来说，尾缘凹陷设计的轴流风扇的噪声比原轴流风扇的噪声要低。尾缘凹陷之后，轴流风扇的尾缘有效面积增大，减弱了气流与叶片相互作用的强度。
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user: 6. 结论 本文对原轴流风扇和尾缘局部凹陷的轴流风扇的气动噪声进行了数值模拟，然后对其气动噪声进行了实验研究。得出如下结论： 1) 轴流风机的气动噪声具有指向性规律。沿旋转轴线下游的噪声要比其他方向的噪声大。气动噪声主要沿旋转轴线方向传播。 2) 尾缘凹陷对旋转噪声影响不明显，主要影响宽频噪声。尾缘凹陷设计可降低轴流风扇的气动噪声，和原轴流风扇相比，出口区的气动噪声降低3~5 dB(A)。 3) 在不同的转速下，气动噪声的模拟结果和实验结果虽然有误差，但是噪声的变化趋势相同。说明Fluent可以预测轴流风扇的气动噪声。
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user: 摘 要 跟驰模型的标定是为了更好地重现真实驾驶情况从而增强交通安全和分析如停-走间断流等复杂的交通流情况。然而，跟驰模型的标定并不是一件容易的事。这是因为某些参数是不能从交通流数据中直接观测得到。此外，传统的确定性标定方法会导致大量局部最优值的出现。在此基础上，本文提出了基于交叉熵算法的跟驰模型标定的框架，基于蒙地卡罗与重要样本策略逐步逼近参数的最优概率密度函数。实例分别采用合成数据与实测数据标定智能驾驶模型，验证了交叉熵算法搜索全局最优值的能力，并体现了交叉熵算法适用于实测交通流数据标定的潜能。 关键词 :跟驰模型，标定，交叉熵算法，全局最优值 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 在进行交通规划和交通决策投入使用之前，精确地重现特定交通场景上的交通行为将会为交通工作者提供极大的帮助。因此，交通微观模型，特别是跟驰模型，在模拟复杂的交通场景，例如交通事故现场、交通信号灯控制等方面得到了广泛的应用 [ 1 ] [ 2 ]。然而，不同交通场景上的交通行为存在着极大的差异，并且，即使在同一交通场景中，早上与晚上的交通行为也截然不同。因此，能极大地提高跟驰模型重现特定交通场景上交通行为描述能力的参数标定是必不可少的。然而，交通仿真模型的描述能力越强，表征的交通状态越多，模型内部结构越复杂，所需标定的参数也越多，参数标定过程也越困难。首先是交通仿真模型的绝大部分参数是不能够从交通数据中直接观测得到，比如微观跟驰模型中的驾驶员反应时间、期望速度、期望间距等；其次，不同类型的道路传感器的检测原理与结构互不相同，导致检测的交通数据往往存在不同程度的误检甚至漏检的情况；最后，通过最小化模型输出与观测数据之间的差异构建的模型标定优化问题，往往存在着大量的局部最优解 [ 3 ] [ 4 ] [ 5 ]。上述情况都在不同程度上加剧交通模型标定的难度，导致模型描述性能得不到充分的体现。 交通模型的参数标定通常是求解最小化模型输出值与观测数据值之间差异的模型参数最优值的过程。然而由于模型的复杂结构与参数之间的关联作用，导致了传统求解算法如梯度下降法等不再适用。因此，越来越多的交通模型采用随机搜索算法进行参数的标定。该类算法的主要思想是把参数可行域划分为多个子集，按照一定的原理将参数逐步迭代至全局最优值附近。随机搜索法包括模拟退火算法、多启发式算法、遗传算法等 [ 3 ] [ 4 ] ，均在交通模型标定应用中获得准确的参数最优值。值得注意的是，Ciuffo和Punzo采用“No Free Lunch”理论去评估以上各类算法在微观交通模型的标定中的性能 [ 4 ]。经过多次实验，他们发现，影响算法在标定方面的性能有多个因素，其中包括要标定的参数类型、选用给的适合度指标、交通流数据的质量等。此外，分析表明，在Ciuffo和Punzo的实例中，遗传算法表现出最为优异的性能。然而，遗传算法的计算集约以及无法证明收敛性的诟病限制了它的使用，并且遗传算法的收敛方向随机且不稳定，常常需要大量的迭代次数满足弱收敛条件 [ 6 ]。 近期研究表明，交叉熵算法作为一种新兴的算法，不仅可以求得组合优化问题的全局最优值，并且计算效率极高，算法收敛性可证 [ 7 ] [ 8 ] [ 9 ]。为此，本文提出基于交叉熵算法的跟驰模型参数的标定框架，利用合成数据标定验证交叉熵算法的全局搜索能力，采用NGSIM的路径数据标定体现交叉熵算法的普遍适用性，为交通模型标定提供可行高效的新颖解决框架。