DreamBlooms/HansPub-15000-to-45000 huggingface dataset:
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user: 1. 引言 煤自燃严重威胁着井下作业人员的生命安全，煤层燃烧状态的预测预报对井下作业人员的安全撤离和及时有效的防止火灾的发生与蔓延至关重要。选取能反应燃烧状态的指标气体对煤矿火灾对预测预报具有重大意义。众多学者通过各种煤样在氧化升温过程中产生的各种气体随温度的变化规律进行分析，多数煤种以CO、CO 2 、C 2 H 6 、C 2 H 4 、CH 4 等气体作为预测煤层自燃的预测辅助指标气体 [ 1 ] [ 2 ] [ 3 ] [ 4 ]。为了排除环境的影响，曹胜 [ 5 ]、翟小伟 [ 6 ]、杨朔 [ 7 ]、宁政权 [ 8 ] 等采用比值分析法，得出多数煤样可以利用CO/CO 2 、烷烯等体积分数的比值作为煤层自然的比值指标气体，可以很好的反应煤矿现场火灾的燃烧情况。指标气体过多也会影响预测的精准度和准确度，由此，王月红 [ 9 ] 等通过研究不同煤种生成的气体，通过各指标气体数据拟合和关联度分析，多数煤种可以以CO、C 2 H 6 等单一气体和C 2 H 6 /C 2 H 4 比值作为预测煤层自燃的指标气体。众多学者通过实验选取适用于多数煤种的煤层自燃预测预报的指标气体，然而却忽略了煤矿当中不止一种可燃物，并没有学者选取两种可燃物和混合物的角度来研究指标气体的变化，当煤层和巷道朽木混合时，各种指标气体的生成量可能会发生变化，引起预测的误差，为了更加准确的运用指标气体，就需要从混合物的角度来研究指标气体的变化趋势。本文另辟蹊径，以唐山矿7250巷道中含有大量坑木的煤层为研究对象，从坑木和煤混合物的角度，通过氧化升温实验，对混合物生成的气体体积分数随温度的变化规律进行探讨，通过比较分析，确立预测预报指标气体，为提高该煤矿的指标气体预测准确度提供了参考依据，为类似巷道的研究开辟了新的研究思路。
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user: 2. 程序升温氧化实验 本实验由自行研制加热炉和KSS-5690A气相色谱仪共同完成。加热炉部分主要是对煤自热的全过程进行检测模拟，对煤样进行加热升温和程序升温，并用球胆收集产生的气体，气相色谱仪对产生的气体组分进行分析检测。 使用碎煤机将唐山矿5煤层7250巷道坑木和煤分别破碎至60~80目。朽木80克为一组；将煤与坑木混合80 g为一组，共三组，比例分别为4:4、6:2和7:1。每一组实验都是当天制备样品，保持变量的一致性。将制备好的实验样品放入升温氧化炉内。30℃开始收集气体，在160℃之前每10℃收集一次，160℃之后每20℃收集一次，随着实验的进行也可再次调整为10℃收集一次气，320℃停止升温。收集的气体由气相色谱仪进行分析检测，最后导出实验数据，关闭仪器，结束实验。
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user: 3. 实验结果分析 通过程序升温过程中的气体变化及实验现象，将坑木升温过程分为三个阶段：无机物升温阶段、有机物升温反应阶段、燃烧阶段。分析坑木在整个反映阶段对不同比例混合物气体产生规律的影响分析，选取坑木混合物火灾预测指标气体。 3.1. 坑木氧化升温阶段的划分 由图1可见，当坑木升到150℃时开始有CO出现，由图2可知150℃之前氧气含量基本没有变化，则30℃~150℃之间为无机物升温阶段； 150℃进入有机物反应阶段，150℃~200℃之间CO生成量缓慢增加，有机物缓慢反应，200℃后CO产生量略有加快，220℃~290℃阶段CO生成量大量增加，有机物加速反应，随着有机物消耗量的增加，CO生成量呈先增加后减少的趋势，且在230℃左右CO生成量达到最大值，达到240℃附近进入燃烧阶段，则150℃~240℃为有机物反应阶段； 300℃以后CO消失，CO 2 含量与空气中含量基本保持一致，由图2可知，O 2 含量与空气含量保持一致，此时坑木全部燃尽，则240℃~300℃为燃烧阶段。 图1. 温度与尾气中CO、CO 2 关系 图2. 温度与尾气中O 2 关系 3.2. 坑木氧化升温气体体积分数变化规律分析 1) CH 4 、C 2 H 6 、C 2 H 4 体积分数变化分析 由图3可知，坑木在220℃检测到了CH 4 的存在，并且在240℃前存在上升趋势，应为温度升高，坑木中的有机物反应加快，随着有机物的消耗，240℃后甲烷含量开始减少并在300℃左右达到最低值0，由图4可知，C 2 H 6 、C 2 H 4 与CH 4 、变化趋势保持一致，且出现的温度点分别为222℃、230℃、220℃且在280℃范围内随温度升高呈上升趋势。 图3. 温度与尾气中CH 4 关系 图4. 温度与尾气中C 2 H 6 、C 2 H 4 关系 2) CO 2 /CO比值分析 CO 2 、CO均易受外界环境的影响。在同样情况下，采用二者的比值则消除了外界环境的影响，相比而言CO2、CO的变化趋势则显得更为符合实际，腐朽坑木CO 2 /CO比值如图5所示。图5表明，当该比值小于35时，表明此时温度在150℃以上，朽木开始进入有机物反应阶段；150℃以后，随着温度的升高，CO 2 /CO的比值呈现指数形式下降，随着氧气的降低，坑木发生氧化反应不充分，CO产生量快速增大，当温度达到230℃以后，CO 2 /CO的比值小于2。此时伴随着C 2 H 6 出现，230℃出现C 2 H 4 ，进入燃烧阶段比值稳定在1:1附近，直至300℃有机物消耗殆尽，比值降为0。 3.3. 混合物气体体积分数变化规律分析 1) CO、CO 2 、O 2 体积分数变化分析 煤与朽木7:1 (80 g)；如图6(a)所示。煤与朽木6:2 (80 g)，如图6(b)所示；煤与朽木4:4 (80 g)，如图6(c)所示； 图5. CO 2 /CO随温度变化曲线 图6. (a) 温度与尾气中CO、CO 2 关系(7:1)；(b) 温度与尾气中CO、CO 2 关系(6:2)；(c) 温度与尾气中CO、CO 2 关系(4:4) 图7. 温度与尾气中O 2 关系 由图6和图7可见，在坑木有机物升温阶段，混合物(4:4)在130℃左右时，CO气体开始出现，随着坑木含量的增加，对混合物中CO、CO 2 和O 2 的体积分数没有显著影响；在坑木有机物反应阶段，混合物(4:4)在180℃~240℃生成量增加，170℃混合物反应加快，并有湿空气出现，朽木反应生成物随着湿空气一起流出吸附了气体中的CO，因此在180℃未检测到CO，180℃~240℃混合中反应剧烈，有大量CO生成，此温度范围内CO生成量主要以朽木为主，240℃左右达到最大值。CO、CO 2 的体积分数呈现单调递增变化，O 2 消耗量单调增加，产生速率逐渐加快，此时仍然符合指标气体的选取原则；在燃烧阶段，混合物(4:4)在240℃~280℃时CO产生量急剧下降，240℃以后朽木中有机物逐渐消耗殆尽，并有大量烟雾生成，CO生成量逐渐降为0，在260℃~270℃，少量的CO生成量是由于煤氧符合反应生成的，大量的朽木反应物呈碳黑色，随着带有大量烟雾的湿空气流出，把空气中少量的CO气体吸附或反应掉，因此在260℃~270℃没有检测到CO气体，280℃后CO产生量大量急速增加，随着坑木含量的增加，CO 2 气体与其保持同步变化，CO、CO 2 产生量和O 2 的消耗量变化无规律，含量与有机物反应阶段有重复并且有0点出现。由以上分析可知CO、CO 2 和O 2 三种气体不适用于作为混合物的燃烧状态的预测指标气体。 2) CH 4 体积分数变化分析 由图8可见，煤与朽木4:4、6:2和7:1时，CH 4 出现的温度分别在200℃、180℃和140℃。随着坑 图8. 温度与尾气中CH 4 关系 木的含量增加，CH 4 出现的越来越晚。进入有机物反映阶段开始出现CH 4 出现，随着坑木含量的增加，气体体积分数趋于一条直线，不随着温度的增加而发生变化，不适用于作为混合物的燃烧状态的预测指标气体。 由图9(a)可见，进入坑木有机物反映阶段，分别在170℃、200℃时出现C 2 H 6 和C 2 H 4 气体，变化趋势趋于平缓；进入燃烧阶段，随着坑木含量的增加，气体体积分数呈现先减少后增加的趋势变化，280℃以后气体体积分数突然增大。由以上分析可知，在整个反应阶段变化趋势没有单调性规律，不适用于作为混合物的燃烧状态的预测指标气体。 图9. (a) 温度与尾气中C 2 H 6 、C 2 H 4 关系(7:1)；(b) 温度与尾气中C 2 H 6 、C 2 H 4 关系(6:2)；(c) 温度与尾气中C 2 H 6 、C 2 H 4 关系(4:4) 3.4. CO/CO 2 体积分数比值变化规律分析 由图10可见，当该比值小于30时，表明此时温度在110℃以上，混合物中朽木处于有机物升温阶段，CO产量由煤产生，随着温度的升高，CO 2 /CO的比值呈现指数形式下降；140℃时进入朽木有机物反应阶段，CO主要由朽木产生，，随着氧气的降低，坑木发生氧化反应不充分，CO产生量快速增大，当温度达到220℃以后，CO 2 /CO的比值小于1。进入燃烧阶段比值稳定在1:1附近。 图10. CO 2 /CO随温度变化曲线 随着坑木含量的增加，混合物的CO/CO 2 比值变化趋势呈现单调递减趋势变化，坑木的含量对比值的大小几乎没有影响，符合指标气体选取原则，适用于作为混合物的燃烧状态的预测指标气体。
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user: 4. 结论 1) 通过实验，朽木燃烧状态分为三个阶段：30℃~150℃，无机物升温阶段；150℃~240℃，有机物反应阶段；240℃~300℃，燃烧阶段。 2) 通过实验得出混合物中，CO、CO 2 、O 2 、C 2 H 6 、C 2 H 4 、CH 4 不适用于作为预测指标气体。可选取CO/CO 2 作为预测7250巷道的混合物燃烧状态的指标气体。
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user: 摘要 为研究石墨烯和二硫化钼复合材料的非线性光学特性，采用磁控溅射法，液相剥离法和真空抽滤法制备了Al 2 O 3 /MoS 2 /Graphene纳米复合薄膜样品，通过SEM和紫外可见分光光度计对材料的结构和形貌进行了表征。利用开孔Z扫描技术测试了不同条件下复合薄膜的非线性吸收特性，并分析了其非线性吸收机制。测试结果表明，在波长800 nm脉冲能量800 nJ的激光激发下和波长1030 nm脉冲能量800 nJ激光激发下，复合薄膜样品均表现为饱和吸收特性，且随着石墨烯和二硫化钼的复合，薄膜的非线性吸收效应明显增强，这说明了复合膜有着比单独石墨烯和二硫化钼薄膜更好的非线性响应。制备的Al 2 O 3 /MoS 2 /Graphene纳米复合薄膜样品，在超快光子学器件有良好的应用前景。
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user: 1. 引言 最近几年，二维层状材料由于其独特的光学和电学性质而被研究者们广泛的研究，石墨烯在2004年的时候通过机械剥离的方法而被获得，其作为二维层状材料的鼻祖，在室温下载流子迁移率约为1.5 × 10 4 cm 2 /V·s，此外，石墨烯在宽波段展示出非常优越的光吸收系数且吸收系数约为7 × 10 5 cm −1 [ 1 ] - [ 6 ]。但是石墨烯的零带隙限制了其在光学开关器件中的应用。而另外的二维材料是二维层状硫化物。并且由于其在可见光区域的出色能带结构而引起了研究者们的极大兴趣。二硫化钼是其中之一，块状材料的MoS 2 的间接带隙为~1.29 eV，但是随着MoS 2 由体材料变为单层时其带隙也由直接带隙转变为间接带隙，带隙宽度也增大到~1.9 eV [ 7 ] - [ 12 ]。并且MoS 2 从多层变薄到少层的时候并不会有层间扰动，进而导致出现了在块状材料MoS 2 中不能观察到的特征吸收峰以及光致发光的大幅改善。Wang等人在2013年的时候通过液相剥离法和真空抽滤法制备了MoS 2 纳米片，并且通过飞秒z扫描技术证实了该纳米片具有饱和吸收特性 [ 13 ]。Tao等人在2014年研究了MoS 2 在PMMA基体中的光限幅特性 [ 14 ]。Zhang等人在2015年研究了MoS 2 从可见光到近红外光的可饱和吸收性能 [ 15 ]。 在这项工作中，我们通过真空抽滤法和液相剥离法制备了Graphene/MoS 2 纳米复合薄膜，并将其转移到由磁控溅射法所制备的Al 2 O 3 薄膜上，并用线性吸收光谱，SEM对其形貌和光学性质进行表征，此外，我们显示了不同的Al 2 O 3 /MoS 2 /Graphene纳米复合薄膜与Al 2 O 3 /MoS 2 纳米复合薄膜和Al 2 O 3 /Graphene纳米复合薄膜相比在800 nm和1030 nm处均表现出显著的饱和吸收性质，这种增强可以归因于石墨烯与MoS 2 之间的电子转移。
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user: 2. 样品的制备及表征 2.1. 样品的制备 利用液相剥离法和真空抽滤法制备出石墨烯纳米薄膜，二硫化钼纳米薄膜和Graphene/MoS 2 纳米复合薄膜，并用磁控溅射法制备出Al 2 O 3 薄膜上，图1为复合薄膜的结构示意图。 图1. 复合薄膜样品结构图，其中图(a)，(b)和(c)分别为Al 2 O 3 /Graphene薄膜，Al 2 O 3 /MoS 2 薄膜和Al 2 O 3 /MoS 2 /Graphene薄膜 首先用磁控溅射法制备Al 2 O 3 薄膜，分别用无水乙醇和去离子水依次对石英玻璃衬底进行超声清洗20 min，待衬底室温自然风干后，使用JDZ045CB01型磁控溅射与电阻炉联合系统，在衬底上制备了Al 2 O 3 薄膜，溅射过程中的工作气体为高纯氩气(纯度99.999%)，所用方式为射频磁控溅射，溅射所选用的靶材为Al 2 O 3 陶瓷靶(直径60 mm，纯度99.99%)，溅射腔内的真空度为6.9 × 10 4 Pa。在溅射过程中，工作压强、射频溅射功率和温度分别达到3.0 Pa、50 W和50℃。气体流速为40。随后，利用然后利用液相剥离法(LPE)制备石墨烯和少层的二硫化钼薄膜，具体过程为先将称量出的石墨粉末和二硫化钼粉末分散于N-甲基吡咯烷酮(NMP)溶液中，浓度均为0.5 mg/ml，石墨烯/二硫化钼以1:1的重量比同样分散在NMP溶液中，接着用细胞粉碎仪高功率超声处理3~5个小时，然后将分散液静置沉降24小时，随后采用离心机以3000转/分离心30分钟，最后收集离心管中三分之一的上清液，作为真空抽滤的实验样品。随后将所获得的上清液进行真空抽滤处理，将所获得的上清液稀释过后真空抽滤沉积在孔径为200 nm的膜上，最后将所获得的薄膜覆盖在通过磁控溅射法制备的Al 2 O 3 薄膜上，来形成Al 2 O 3 /Graphene纳米复合薄膜，Al 2 O 3 /MoS 2 纳米复合薄膜和Al 2 O 3 /MoS 2 /Graphene纳米复合薄膜。其中Al 2 O 3 薄膜的作用是让薄膜能够更好的依附在衬底上。 2.2. 样品的表征 如图2所示，图2(a)、图2(b)、图2(c)分别代表石墨烯纳米薄膜，二硫化钼纳米薄膜和MoS 2 /Graphene纳米复合薄膜的SEM图像，可见通过液相剥离，成功的制备出来石墨烯和少层的二硫化钼，图2(c)可以 图2. 溅射功率为(a) 石墨烯薄膜(b) 二硫化钼薄膜和(c) MoS 2 /Graphene薄膜SEM图像 见到二硫化钼纳米片覆盖在石墨烯纳米片上证实了石墨烯和二硫化钼制备的成功。图3为石墨烯/二硫化钼纳米复合薄膜的EDS能谱图，图中各元素为制备复合薄膜所用到元素，可见制备的复合薄膜样品含有Mo，C，S，O和Al元素，这样再度证明了复合膜制备的成功。 图3. 石墨烯/二硫化钼薄膜的EDS能谱 随后通过用线性吸收光谱对纳米复合薄膜得性质进行了分析，线性吸收光谱如图4所示。 图4. 三种薄膜的吸收光谱，其中黑线，红线和蓝线分别为石墨烯纳米薄膜，二硫化钼纳米薄膜和MoS 2 /Graphene纳米复合薄膜 通过线性吸收光谱可以看到石墨烯纳米薄膜并没有明显得吸收峰，而二硫化钼有两个峰，这是由于其在布里渊k点有两个激子跃迁导致得。而MoS 2 /Graphene纳米复合薄膜可以看到是高于石墨烯纳米薄膜和二硫化钼纳米薄膜得，并且有两个明显的吸收峰，这证明复合膜被成功制备且其线性吸收是优越于石墨烯纳米薄膜和二硫化钼纳米薄膜得。
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user: 3. 复合薄膜的非线性光学特性 3.1. 测试方法-开孔 Z扫描技术 利用Z扫描技术(Z-scanning technology)对样品的非线性光学性质进行了测试表征，实验装置原理如图5所示。当脉冲激光入射到分束器(BS)上后会分成两束，其中一束被探测器D1接收，用来作为参比光检测激光光束自身的抖动强度。另一束会被透镜(Lens)聚焦照射到复合薄膜样品上，通过探测器D2来检测样品的透射光强度。测试过程中激光传播方向为Z轴，样品会在透镜焦点处向前和向后移动，该方法称为Z扫描技术。利用该系统可得到D2/D1的值会与样品的位置变化呈函数关系，即样品的开孔Z扫描曲线，反映了样品的非线性吸收特性。对测试获得的数据进一步拟合处理，可以计算出材料的非线性吸收系数。 图5. Z-scan测试实验装置示意图 3.2. 复合薄膜的非线性吸收特性 利用上述Z扫描技术，采用可调控的Nd:YAG激光器作为光源，测量脉冲为190 fs，重复频率为137 Hz，激光的束腰半径为33 μm，激光波长达到800 nm，激光能量达到800 nJ，测试了复合薄膜样品的三阶非线性光学性质，并得到复合薄膜开孔Z扫描曲线如图6所示。 图6. (a) 激光波长为800 nm，脉冲能量为800 nJ情况下三种薄膜的开孔z扫描曲线；(b) 激光波长为1030 nm，脉冲能量为800 nJ情况下三种薄膜的开孔z扫描曲线 图6为三种复合膜在不同波段下的开孔z扫描测试，其中曲线为拟合曲线，石墨烯纳米薄膜，二硫化钼纳米薄膜和Graphene/MoS 2 纳米复合薄膜分别用黑色，红色和蓝色的线表示。通过图6(a)我们可以看到三种材质的薄膜均呈现出饱和吸收(SA)的性质，Graphene/MoS 2 纳米复合薄膜的开孔z扫描拟合曲线是高于石墨烯纳米薄膜和二硫化钼纳米薄膜的，这证明了石墨烯和二硫化钼的复合增强了纳米薄膜的非线性效应。为了证实这一观点，我们对纳米复合薄膜的数据进行了计算来获得三种不同材质的薄膜的非线性吸收系数，所获得的非线性吸收系数依次为−1.788 × 10 −9 m/W，−2.713 × 10 −9 m/W和−3.477 × 10 −9 m/W。通过数据可以看到Graphene/MoS 2 纳米复合薄膜的非线性吸收系数是增强的。随后将纳米薄膜进行了1030 nm，800 nj的开孔z扫描数据，如图6(b)所示。所获得的开孔z扫描拟合曲线展示出三种纳米薄膜均呈现出饱和吸收的特性且Graphene/MoS 2 纳米复合薄膜的开孔z扫描拟合曲线是高于石墨烯纳米薄膜和二硫化钼纳米薄膜的，证实了复合膜的饱和吸收增强，我们随后也对复合膜的数据进行计算来获得其非线性吸收系数，在800 nm，1030 nJ情况下所获得的石墨烯纳米薄膜，二硫化钼纳米薄膜和Graphene/MoS 2 纳米复合薄膜的非线性吸收系数依次为−9.530 × 10 −10 m/W，−1.789 × 10 −9 m/W和−2.553 × 10 −9 m/W。这一结果佐证了纳米复合薄膜的非线性吸收增强这一结论。所计算的数据见表1。 Table 1 Nonlinear absorption coefficients of nanocomposite thin film sample 测试条件 样品名称 T% β (m/W) 800 nm，800 nJ Graphene薄膜 51 −1.788 × 10 −9 MoS 2 薄膜 36 −2.713 × 10 −9 Graphene/MoS 2 薄膜 27 −3.477 × 10 −9 1030 nm，800 nJ Graphene薄膜 63 −9.530 × 10 −10 MoS 2 薄膜 42 −1.789 × 10 −9 Graphene/MoS 2 薄膜 29 −2.553 × 10 −9 表1. 纳米复合薄膜样品的非线性吸收系数 纳米复合薄膜的非线性吸收现象可以归结为能带与能带之间的电子转移，其原理如图7所示。激光照射纳米复合薄膜样品时，会使石墨烯和硫化钼与激光相互作用，促使处在两者各自价带(VB)顶部的电子吸收激光光子能量向导带(CB)底部跃迁，并且两者间均可从各自的导带底部弛豫到价带的顶部。随着入射光增强，两者间价带上的电子减少，带间电子跃迁速度会比带间弛豫速度快，同时空穴填满了价带， 图7. 样品能级系统示意图 此时基态吸收大于激发态吸收，产生饱和吸收(SA)行为。并且我们可以通过对纳米复合薄膜的线性吸收光谱来获得薄膜的光带隙为1.83 eV，而800 nm处光子能量为1.55 eV，电子需要吸收两个光子的能量从价带跃迁到导带，这说明复合膜是一个双光子吸收的机制。同理，在1030 nm处的光子能量为1.20 eV，电子仍旧需要吸收两个光子的能量从价带跃迁到导带，这也说明是一个双光子吸收的机制。另一方面，石墨烯和二硫化钼两者之间存在着电子转移，具体的过程就是电子从石墨烯的价带转移到二硫化钼的价带上，电子从二硫化钼的导带转移到石墨烯的导带上，这会为两者各自的电子跃迁过程提供更多的电子，至此，基态吸收大于激发态吸收，导致Graphene/MoS 2 纳米复合薄膜与单独的石墨烯和二硫化钼膜相比有着更强的饱和吸收现象。进而增强了复合膜的非线性吸收特性。
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user: 4. 结论 研究了石墨烯纳米薄膜，二硫化钼纳米薄膜和Graphene/MoS 2 纳米复合薄膜的非线性吸收特性，在波长800 nm脉冲能量800 nJ的激光激发和波长1030 nm脉冲能量800 nJ的情况下所有纳米复合薄膜均表现为饱和吸收行为，且与单独的石墨烯纳米薄膜和二硫化钼纳米薄膜相比，Graphene/MoS 2 纳米复合薄膜具有更强的非线性吸收特性。分析结果表明，激光照射会导致产生饱和吸收的原因是在激光的作用下，石墨烯和二硫化钼均可吸收光子能量来进行跃迁和弛豫，且基态吸收大于激发态吸收，因此产生了饱和吸收现象，而Graphene/MoS 2 纳米复合薄膜具有更强的非线性吸收特性的原因是石墨烯和二硫化钼两者间可以进行电子转移，来向彼此提供更多的电子，进一步的增强了基态吸收，因此增强了Graphene/MoS 2 纳米复合薄膜的非线性吸收效应。
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user: 摘要 针对塔河油田深侧钻井在完井期间，因井眼轨迹不平滑，狗腿度大，所用聚磺混油钻井液无法满足支撑管柱顺利下入的技术难题。基于回收高密度油基钻井液、新配制低密度油基钻井液性能评价以及井眼容积考虑，优化、配制出了的油基钻井液现场性能监测表明高速搅拌后破乳电压值可达500~700 V之间，塑性粘度21~24 mPa×s，动切力6~8 Pa，表明现场油基钻井液具有良好的乳化稳定性和流变性。应用油基钻井液后，确保了支撑管柱顺利下到预定井深，支撑管柱下放摩阻最高仅为6 t，上提最大摩阻10 t，体现了油基钻井液良好的润滑性及井眼稳定性。
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user: 1. 引言 完井是钻井工作最后一个重要环节，又是采油工程的开端，与以后采油、注水及整个油气田的开发紧密相连。而油井完井质量的好坏直接影响到油井的生产能力和经济寿命，甚至关系到整个油田能否得到合理的开发。完井液是新井从钻开产层到正式投产前，由于作业需要而使用的任何接触产层的液体。完井液按其组成可分为水基完井液、油基完井液、气基完井液。为降低完井液对储层的伤害，通过采用无固相完井液，可分为无机盐类无固相和有机盐类无固相钻井液两大类，无机盐主要有NaCl、CaCl 2 、KCl、NaBr、BaBr 2 等，有机盐主要为甲酸盐，如：NaCOOH、KCOOH、CsCOOH等。对于井眼不稳定、摩阻高的高难度井则采用油基完井液。
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user: 2. 深测钻井概况 A井是部署在阿克库勒凸起西南部的一口开发侧钻井，在原三开f177.8 mm套管上进行二次开窗侧钻，侧钻点井深6487.0 m，钻头尺寸为f149.2 mm，目的层位为奥陶系一间房组。该井钻至井深7100.0 m后接单根困难，上提下放摩阻高达40~50 t；钻进至井深7330.0 m后接单根上提下放摩阻高达50~58 t，钻至井深7552.0 m完钻。所用钻井液体系为聚磺混油钻井液体系，完钻时钻井液性能：密度1.20 g/cm³；粘度51 s；塑性粘度21 mPa×s；动切力7 Pa；静切力3/8 Pa；中压滤失量4.2 mL；泥饼0.5 mm；高温高压滤失量11.4 mL/130℃；pH10；含砂0.1%；固相含量8%；坂含35 kg/m³；含油量8%；CL − 21，800 mg/L；Ca 2+ 380 mg/L。 测井作业前进行了两趟通井作业，进入裸眼段后摩阻随井深增加而不断增加，采用f149.2 mm牙轮钻头通井时，起钻最大摩阻高达70 t，下钻摩阻最大高达50 t。测井仪器下测至井深6564.0 m时仪器信号中断，检查发现四臂井径仪器线路故障导致仪器信号中断，分析认为6512.16~6570.06 m井段狗腿度高达16.49˚/30m~29.21˚/30m，井段允许的刚性长度远小于仪器串长度，仪器的蹩扭导致内部线路或电路板变形出现短路，同时致使连接扣变形。下支撑管柱前采用31/2模拟管柱进行通井，井段6487.0~7092.0 m下放最大摩阻32 t，上提最大摩阻54 t，通井至井深7214.0 m，下放最大摩阻40 t，上提最大38 t。组下裸眼支撑管柱(带封隔器)至裸眼井深6605.0 m时遇阻2 t，下放管柱加压0~40 t内活动6次无效，被迫起出支撑管柱。 鉴于本井实钻及后期通井摩阻情况，为有效降低后续支撑管柱下入摩阻以及保证裸眼段内桑塔木地层和恰尔巴克地层的井眼稳定性，选用具有强的防塌护壁能力、强的抑制性、优良的流变性和稳定性、良好的润滑性能、较好的储层保护能力的具有低粘高切流变特征的油基钻井液进行完井作业 [ 1 ] - [ 9 ]。
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user: 3. 油基钻井液性能优化 3.1. 拟用回收油基钻井液性能评价 为降低成本，重复利用已回收的油基钻井液，A井拟重复利用泥浆站储存的90 m 3 回收油基钻井液。室内对其流变性及乳化稳定性进行了测定，结果如表1所示。 Table 1 Performance of recovered oil-based drilling flui 实验条件 r/g×cm −3 PV/mPa×s YP/Pa f6/f3 YP/PV /(Pa/mPa×s) G 10s /G 10min /(Pa/Pa) ES/V 备注 热滚前 1.85 68 16 10/9 0.24 7.0/9.5 195 热滚后 1.85 55 11 7/6 0.20 5.5/8.0 176 底部粘稠 表1. 回收油基钻井液性能 注：热滚条件130℃、16 h；在60℃下测试钻井液流变性能。 由表1可知，密度1.85g/cm 3 的油基钻井液经130℃高温热滚16h后，老化罐底部粘稠，表明该油基钻井液悬浮稳定性较差，老化前后的破乳电压值均低于油基钻井液通常要求的400V，且塑性粘度偏高；另外该回收油基钻井液的固相含量高达38%，含油32%，含水30%，油水比接近1:1。综合数据表明回收油基钻井液的存在粘切高、固相含量高、含水量高、破乳电压低、悬浮稳定性差等问题，需提高油基钻井液的破乳电压，改善其乳化稳定性，并调整其油水比、改善流变性，确保具有良好的悬浮稳定性。 3.2. 回收油基钻井液性能优化 根据A井井眼容积及地面循环需求，需配制280 m 3 密度为1.20 g/cm 3 的油基钻井液，基于新配制油基钻井液密度为0.95 g/cm 3 ，则需新配制200 m 3 油基钻井液，并混入80 m 3 密度为1.85 g/cm 3 的回收油基钻井液，剩余10 m 3 密度为1.85 g/cm 3 的回收油基钻井液作为替浆时隔离液使用。 鉴于回收油基钻井液粘切高、破乳电压值低、水相含量高，选用具有多个亲油亲水基团的聚合物类乳化剂，使乳化剂分子能紧密地排列在乳化液滴上，牢固地吸附微小水珠，获得更大的界面强度，增强油基钻井液的乳化稳定性 [ 10 ] [ 11 ]。同时为提高油基钻井液封堵性能，新配油基钻井液所用配方为：90份0#柴油 + 10份氯化钙盐水 + 4.0%主乳化剂 + 2.0%辅乳化剂 + 2.0%有机土 + 3.0%油基降滤失剂 + 2.0%氧化钙 + 0.2%流型调节剂 + 2.0%刚性封堵剂 + 2.0%弹性封堵剂，新配制的油基钻井液及其与回收油基钻井液按2.5:1混合后配制油基钻井液的性能如表2所示。 由表2可知，新配制的低密度油基钻井液具有良好的流变性和乳化稳定性，并且将新配制的低密度油基钻井液与回收油基钻井液按2.5:1的比例混合后，无论高温老化前后，其流变性和乳化稳定性均显著改善和提高。室内测定混合后密度为1.20 g/cm³；的油基钻井液的固相含量数据表明，其固相含量为14%，油相含量为70%，水相含量为16%，油水比为81:29。 Table 2 Performance of newly prepared low-density oil-based drilling fluid and recovered oil-based drilling flui 配方 实验条件 r/g×cm −3 PV/mPa×s YP/Pa f6/f3 YP/PV /(Pa/mPa×s) G 10s /G 10min /(Pa/Pa) ES/V 新配制油 基钻井液 热滚前 0.96 14 6.5 6/4 0.46 4.0/7.0 719 热滚后 0.96 13 5 5/3 0.38 3.0/6.5 676 新配浆与回收浆按2.5:1混合 热滚前 1.20 25 8 8/7 0.32 5.0/8.0 589 热滚后 1.20 23 7 6/5 0.30 4.5/7.0 565 表2. 新配低密度油基钻井液与回收油基钻井液混合后性能 注：热滚条件130℃、16 h；在60℃下测试钻井液流变性能。 由表2可知，新配制的低密度油基钻井液具有良好的流变性和乳化稳定性，并且将新配制的低密度油基钻井液与回收油基钻井液按2.5:1的比例混合后，无论高温老化前后，其流变性和乳化稳定性均显著改善和提高。室内测定混合后密度为1.20 g/cm³；的油基钻井液的固相含量数据表明，其固相含量为14%，油相含量为70%，水相含量为16%，油水比为81:29。
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user: 4. 现场油基钻井液配制及性能监测 4.1. 低密度油基钻井液配制 基于室内回收油基钻井液评价及优化实验，结合现场实际循环罐情况，现场新配制了3批次低密度油基钻井液。油基钻井液配制时，为实现油水两相在较低黏度下充分乳化，先在柴油中加入主乳化剂、辅乳化剂，然后加入氯化钙盐水，最后加入有机土、氧化钙、油基降滤失剂、封堵剂等。剪切速率越高越有利于油基钻井液的配制，故现场用砂泵充分剪切。将现场配制的油基钻井液在搅拌速度12，000转每分钟下搅拌20分钟后，加热测流变性及破乳电压值，结果如表3所示。 Table 3 Performance of a newly prepared low-density oil-based drilling fluid in Well 批次 r/g×cm −3 PV/mPa×s YP/Pa f6/f3 YP/PV /(Pa/mPa×s) G 10s /G 10min /(Pa/Pa) ES/V 1 0.96 16 5.5 5/3 0.34 3.0/6.0 688 2 0.96 17 6 6/4 0.35 3.5/6.5 645 3 0.97 19 7.5 8/6 0.39 5.0/7.0 597 表3. A井现场新配制低密度油基钻井液性能 注：在60℃下测试钻井液流变性能。 由表3可知，现场配制的低密度钻井液经高速搅拌后均具有良好的流变性和乳化稳定性，第3批次新配制低密度油基钻井液粘切偏高的原因为配制时受罐面条件限制，将剩余CaCl 2 溶液全部混入，导致其水相含量偏高。 4.2. 油基钻井液配制 现场将新配制的低密度油基钻井液与回收油基钻井液按2.5:1的比例混合，配制的油基钻井液性能如表4所示。 由表4可知，现场配制的油基钻井液密度为1.20~1.21 g/cm 3 ，塑性粘度为25~28 mPa×s，动切力为7.7~8.5 Pa，破乳电压值为538~629 V，具有良好的流变性能和乳化稳定性。 Table 4 Performance of oil-based drilling fluid prepared on site in Well 批次 r/g×cm −3 PV/mPa×s YP/Pa f6/f3 YP/PV /(Pa/mPa×s) G 10s /G 10min /(Pa/Pa) ES/V 1 1.20 24 6.5 7/5 0.27 5/7.5 629 2 1.20 23 7 6/4 0.30 4.5/7.0 581 3 1.21 26 8 8/6 0.31 6.0/8.5 538 表4. A井现场配制油基钻井液性能 注：在60℃下测试钻井液流变性能。 4.3. 替浆后油基钻井液性能监测 A井采用10 m 3 回收的高密度油基钻井液作为隔离液，顺利完成油基钻井液替浆作业后，油基钻井液循环期间对其性能进行了监测，结果如表5所示。 Table 5 Performance of oil-based drilling fluid in Well 编号 r/g×cm −3 PV/mPa×s YP/Pa f6/f3 YP/PV /(Pa/mPa×s) G 10s /G 10min /(Pa/Pa) ES/V 1 1.20 50 21 6 0.29 6/4 4.5/6.5 2 1.20 50 22 7 0.32 5/4 4.0/6.5 3 1.19 52 24 8 0.33 7/5 5.5/7.5 表5. A井现场油基钻井液性能 注：在60℃下测试钻井液流变性能。 由表5可知，循环期间油基钻井液密度、粘度平稳，高速搅拌后破乳电压值可达500~700 V之间，加热50℃后，塑性粘度21~24 mPa×s，动切力6~8 Pa，表明现场油基钻井液具有良好的乳化稳定性和流变性。
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user: 5. 油基钻井液施工效果 油基钻井液循环结束后，进行了短起下作业，期间加强了对摩阻数据监测，起钻期间摩阻数据如图1所示，下钻期间摩阻数据如图2所示。 图1. A井起钻水基与油基摩阻对比 图2. A井下钻水基与油基摩阻对比 可见替换油基钻井液后上提摩阻为2~12 t，下放摩阻为3~12 t，而替换油基钻井液前，井内为聚磺混油钻井液时，起钻摩阻最高达32 t，下钻摩阻最高达24 t，表明采用油基钻井液后摩阻显著降低。 A井组下支撑管柱所用钻具组合：120.65 mm PDC (0.23 m) + 变扣(1.01 m) + 滚珠扶正器(0.4 m) + 变扣(1.82 m) + 31/2″打孔油管(7根 * 65.05 m) + 31/2″油管(66根 * 659.19 m) + 变扣(1.57 m) + 油钻变扣(0.42 m) + 88.9 mm钻杆3根 * 28.63 m (S135) + 88.9 mm短钻杆1根(1.1 m) + 88.9 mm钻杆(S135) * 147根 * 1422.79 m + 88.9 mm钻杆(G105) * 174根 * 1675.82 m + 311 * DS550变扣(0.75 m) + 127 mm钻杆 * 218根 * 2088.08 m + DS501 * 520 (0.92 m) + 139.7 mm钻杆 * 91根 * 876.05 m + 521 * DS550 (0.92 m) + 139.7 mm非标钻杆 * 36根 * 348.24 m，支撑管柱顺利下至预定井深7170.0 m，下管柱期间摩阻数据如图3所示。可见，随着井深的增加下放摩阻略有增加，下放摩阻最高仅为6 t，上提最大摩阻10 t，而前期采用混油水基钻井液时，下至井深6605.0 m后，下压高达40 t无效，被迫起出支撑管柱。 图3. A井下支撑管柱摩阻曲线
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user: 6. 结论 1) A井采用聚磺混油钻井液钻井、中完期间摩阻大，主要原因为井眼轨迹不平滑，狗腿度大，局部地方井径大，钻井液性能不能满足施工需求。 2) 在合理利用回收油基钻井液的基础，优化、配制出了具有良好乳化稳定性、流变性的油基钻井液采用油基钻井液完井后，能够显著降低摩阻，确保了完井支撑管柱顺利下到预定井深。 3) 建议在油基钻井液替换、回收、运输、储存等环节，做好防护措施，尽力避免或降低对油基钻井液性能的影响。
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user: 摘要 曲面细分作为生成平滑表面的重要手段，已广泛应用于计算机图形学。在实体建模中，多边形网格虽然可以表示物体形状，但在实际采样中由于采样的不均匀性或物体的遮挡等导致获得的初始网格不够光滑，难以表达曲面的真实形状，而曲面细分可以有效解决网格光滑问题。近年来，有些逼近型细分算法，在经典算法的基础上通过改变细分规则，实现了某些效果或者控制了网格的数量，但是其应用的广泛性和普适性较低。本文选取了经典的逼近型Catmull-Clark细分法、Doo-Sabin细分法、Loop细分法和 3 细分法进行了对比实验，并阐述了各细分算法的适用范围。此外，基于贪婪算法对采集到的真实数据进行重建，得到初始三角网格；然后，根据细分算法特点，采用Loop细分对初始三角网格进行细分，最后得到光顺的细分曲面。
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user: 1. 引言 细分曲面以一个给定的相对粗糙的初始多边形网格作为输入数据，根据相应的细分规则，通过迭代细化过程，生成顶点稠密的控制网格，同时细分表面也变得更加平滑。由于其理想的属性，例如多分辨率，局部可控性，仿射不变性和全局连续性等，使得细分曲面已广泛应用于许多领域 [ 1 ]，例如计算机图形，计算机动画和曲面模型构建等。 迄今为止，已经提出了许多不同的方法，根据细分曲面与控制网格的关系，可以将细分方法分为两类，即逼近型细分和插值型细分。经典的插值型细分是在每次细分操作后始终在精炼网格中包含旧顶点，其中最经典的是Butterfly细分算法 [ 2 ] 及其改进算法 [ 3 ] 都属于此类，该方法生成的极限曲面将包含所有原始顶点。文献 [ 4 ] 提出了一种基于局部细化操作的四边形网格统一插值细分算法。文献 [ 5 ] 提出了一种混合非均匀递归细分方案，以支持等几何分析，并提高了收敛速度。典型的逼近型细分算法有Catmull-Clark细分 [ 6 ]、Doo-Sabin细分 [ 7 ]，Loop细分 [ 8 ] 以及 3 细分 [ 9 ]。其中Loop细分和 3 细分是较为常见的三角形网格细分，而Catmull-Clark、Doo-Sabin细分则是常见的四边形网格细分。在此基础上，一些学者对逼近型曲面细分方法进行了进一步的研究。文献 [ 10 ] 通过修改细分规则，拓展了Doo-Sabin细分，使其适用于具有尖锐特征的曲面。文献 [ 11 ] 通过专用内核替换，优化了算法的性能。文献 [ 12 ] 通过改变细分准则来提高算法的效率。文献 [ 13 ] 通过插值曲面法向量来提高曲面的光顺性。 虽然改进的逼近型细分算法众多，但经典细分方法因其几何规则、拓扑规则以及理论相对简单且容易控制，所以得到了广泛的应用。因此，本文重点介绍了四种逼近细分算法，通过实际应用，对其细分效果进行了分析讨论。
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user: 2. 细分算法原理 2.1. Catmull-Clark细分 Catmull-Clark细分作为双三次B样条的扩展，是一种四边形网格的近似细分，通过将每个面分为四个子面来生成新的控制网格，其由新面点、新边点和新顶点构成。采用Catmull-Clark细分算法得到的曲面在规则点处具有 c 2 ，在不规则点处 c 1 连续。 2.1.1. 几何规则 设每个面细分所产生的新面点为F-点，每个边生成的新边点为E-点，每个点生成的新顶点为V-点，则Catmull-Clark曲面细分的几何规则如下： 1) F-点：设四边形网格的4个原顶点为 v 1 、 v 2 、 v 3 、 v 4 如图1(a)所示，则每个面上控制点的几何平均即为F-点，可表示为： v F = 1 4 ( v 1 + v 2 + v 3 + v 4 ) (1) 2) E-点：设2个网格公共边的顶点为 v 0 、 v 1 ，其他顶点为 v 2 、 v 3 、 v 4 、 v 5 如图1(b)所示，则公共边上的两个点和两个面控制点的几何平均即为新边点E-点，可表示为： v E = 3 8 ( v 0 + v 1 ) + 1 16 ( v 2 + v 3 + v 4 + v 5 ) (2) 边界情况：对于边界边如图1(d)所示，设原顶点为 v 0 、 v 1 ，则 v E = 1 2 ( v 0 + v 1 ) (3) 图1. Catmull-Clark曲面细分几何规则 3) V-点：设图1(c)中网格原顶点为 v 1 ， v 2 ， v 3 ， ⋯ ， v 2 i ± 1 ( i = 0 ， 1 ， 2 ， ⋯ ， n ) ，则新顶点V-点可表示为： v V = α n + β n n ∑ i = 0 2 n − 1 v 2 i + γ n n ∑ i = 0 2 n − 1 v 2 i + 1 (4) 式中： v 2 i 为与原控制点共边的相邻顶点， v 2 i + 1 是同一四边形的对角点。系数 β n = 3 2 n ， γ n = 1 4 n ， α n = 1 − β n − γ n 。 边界情况：v是边界点，与其相邻的两个边界点为 v 0 、 v 1 如图1(e)所示，则新边界点为： v V = 1 8 ( v 0 + v 1 ) + 3 4 v (5) 2.1.2. 拓扑规则 Catmull-Clark细分的拓扑规则如图2所示。其中图2(a)为原始网格，按照曲面细分几何规则生成新面点F-点、新边点E-点和新顶点V-点，依次将每个面的F-点连接到该面中每条边的E-点，然后将新顶点V-点连接相邻的E-点，由此生成一个新的加密网格如图2(b)所示，至此完成一次细分。循环上述计算，形成不断细分的网格。 图2. Catmull-Clark细分拓扑结构 2.2. Doo-Sabin细分 1) 几何规则：对于初始控制网格 M k ，其中任意一个多边形 P k 的顶点 V i k ( 0 ≤ i ≤ n ) ，细分后对应的多边形为 P k + 1 ，每个顶点 V i k + 1 ： V i k + 1 = ∑ j = 1 n ω i j V j k ( j = 0 ， ⋯ ， n ) (6) 其中 ω i j = { 1 4 n ( n + 5 ) ，       i = j 1 4 n ( 3 + 2 c o d ( 2 π ( i − j ) / n ) ) ，     i ≠ i     ( i = 1 ， 2 ， ⋯ ， n − 1 ) (7) 2) 拓扑规则 A：对初始控制网格 M k 的每个顶点 V i k 采用上式(6)生成新的顶点 V i k + 1 ； B：依次连接控制网格 M k 的每个面中的所有新生成的顶点 V i k + 1 得到F-面； C：依次连接控制网格 M k 的每个边两边面所对应的新顶点 V i k + 1 得到E-面； D：依次连接控制网格 M k 的每个点新生成点的顶点 V i k + 1 得到V-面。 Doo-Sabin细分拓扑结构如图3 [ 14 ] 所示。 图3. Doo-Sabin细分拓扑结构 2.3. Loop细分 2.3.1. 几何规则 设每条边上插入的新顶点为E-点，由原顶点生成顶点为V-点，则： 1) V-点：对于内部顶点v，与其相邻的顶点为 v 0 ， v 1 ， ⋯ ， v n − 1 ，则V-点由原顶点和其邻域内的顶点加权求和，可表示为： v v = ( 1 − n β ) v 0 + β ∑ i = 1 n v i (8) 其中，系数 β 由如下公式定义： β = { 3 16 ，     k = 3 ; β = 1 n [ 5 8 − ( 3 8 + 1 4 cos 2 π n ) 2 ] ( n > 3 ) ，     k > 3. (9) 2) E-点：对于内部边，设2个三角形的公共边所对应的顶点为 v 0 、 v 1 ，其他顶点为 v 2 、 v 3 ，则E-点为： v E = 3 8 ( v 0 + v 1 ) + 1 8 ( v 2 + v 3 ) (10) 边界E-点和边界V-点同Catmull-Clark细分。 Loop曲面细分几何规则如图4 [ 15 ] 所示。 图4. Loop曲面细分几何规则 2.3.2. 拓扑规则 按照上述细分的几何规则，将每次细分后得到新顶点和新边点连接，生成新的拓扑结构和控制网格，拓扑规则如图5所示： 图5. Loop细分拓扑结构 2.4. 3 细分 以上介绍的三种细分方法，每细分一次后的面片数是上一次的4倍，而 3 细分是细分后的面片数是原来的3倍的细分，该细分方法增长速度较小，其几何规则和拓扑规则如下： 2.4.1. 几何规则 (1) F-点：设原面片3顶点为 v 1 ， v 2 ， v 3 ，则新插入的中心点F-点为： V F = 1 3 ( v 1 + v 2 + v 3 ) (11) (2) V-点：设与原顶点v相邻的顶点为 v 1 ， v 2 ， v 3 ， ⋯ ， v n − 1 ，则新顶点 V v 为： V v = ( 1 − a n ) v + a n n ∑ i = 1 n v i (12) 其中， a n 的求解公式如下： a n = 1 9 ( 4 − 2 cos 2 π n ) (13) 2.4.2. 拓扑规则 每次细分后，三角形生成一个F-点和V-点，分别连接F-点及其三个V-点，之后去掉原三角形的内部边，则得到网格数量为细分前3倍的新网格，其拓扑规则如图6所示： 图6. 3 细分拓扑结构
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user: 3. 对比实验与讨论分析 本文在Intel(R) Core(TM) i5-4200U CPU，1.6 GHz，安装内存(RAM) 8 GB，window7 64位操作系统配置环境下，利用Visual studio 2015实现了四种细分算法。本文选取Pig模型和Cross模型进行算法的对比，并采用实际风机数据进行Loop细分。 3.1. 对比结果分析 1) 逼近程度：上述几种算法都是逼近式细分，其中Catmull-Clark细分、Loop细分和 3 细分是面分裂细分，而Doo-Sabin细分是逼近型的点分裂模式。就逼近程度来说，从图7~10可以看出，经过相同的细分次数，Doo-Sabin细分相比于Catmull-Clark和Loop细分更加逼近于初始控制网格，尤其是在网格变化剧烈的地方，如Cross的拐角处。 图7. Cross模型Catmull-Clark细分过程及结果 图8. Cross模型Doo-Sabin细分过程及结果 图9. Cross模型Loop细分过程及结果 图10. Cross模型 3 细分过程及结果 2) 细分曲面的质量：Catmull-Clark细分是针对于四边形网格的细分，故对初始模型为四边形网格的模型有较好的效果，如图7(e)所示。如下图11(b)、图11(c)和图12(a)所示，Catmull-Clark、Doo-Sabin细分算法对原始网格为三角形的Pig模型进行细分，相比于Loop细分其光顺性较差。从图12、图13的细节信息可以看出经过相同次数的细分后，Loop细分后模型的质量更高。而对于任意网格都可以转化为三角形网格，因此Loop细分算法适用范围较广。 图11. Pig模型Catmull-Clark和Doo-Sabin细分结果 图12. Pig模型的Loop细分效果图及其细节展示 图13. Pig模型的 3 细分效果图及其细节展示 3) 细分的复杂度：对比Loop细分和 3 细分应用于Cross和Pig模型的效果，从图9、图10可以看出，细分相同的次数后， 3 细分得到的网格较稀疏。在前三次细分时，Loop细分和 3 细分在运行效率上相当，而在第四次细分时， 3 细分算法的运行效率明显较高。Pig模型的初始点数为：468，初始网格数为：927。从表1也可看出，Loop细分算法细分一次，三角网格面片的数量是上次的4倍，而 3 细分算法细分一次后三角形的数量是细分前3倍，这不仅大幅度减少了新增三角形的数量，同时也提高了细分的效率。 根据上述的讨论，我们应从初始网格形状、细分曲面的质量和细分曲面的数量三方面来选择一个最合适的细分方法。如果初始网格为四边形，则可以选择Catmull-Clark细分或Doo-Sabin细分算法，如若是三角形网格则选择Loop细分或 3 细分算法；如若要求细分后的面片数较少，则可以选择 3 细分算法；如果要求细分后的光顺性较好，则可以选择Loop细分或Catmull-Clark细分。 Table 1 The running time， the number of output points and triangles of the Pig model after subdivision four time 细分次数 Loop Sqrt3 time(s) 输出点数 输出面片数 time(s) 输出点数 输出面片数 细分一次 2.215 1864 3708 2.317 1395 2781 细分两次 8.991 7437 14832 6.019 4176 8343 细分三次 13.912 29707 59328 9.013 12519 25029 细分四次 55.096 118783 237312 22.087 37548 75087 表1. Pig模型细分四次的运行时间、细分后的输出点数、面片数 3.2. Loop细分算法应用于真实数据 本实验对贵州大学的风机进行数据采集，并截取底部部分数据。因栅栏的遮挡，点云数据存在缺陷和不均匀性，点云数据如图14(a)所示。通过贪婪算法 [ 16 ] 建模后，模型表面存在凹凸不平的现象，并且在点云缺失部分，重建出的表面呈现局部平面，结果如图14(b)所示。由上述可知，Loop细分算法针对三角形网格，生成的曲面质量较高，因此本文选用Loop细分算法对建模后的初始网格进行细分，来消除上述现象，结果如图14(c)所示。细分后的风机底部更加光顺，凹凸不平的现象消失，由于数据缺失而导致的局部平面，在细分后更接近于曲面。 图14. 风机模型的Loop细分
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user: 4. 结论 在实际应用中，通过细分算法将低分辨率的初始网格转换为光顺的表面。本文系统的阐述了四种经典细分算法，分别对不同的模型进行对比实验，并从逼近程度、细分曲面的质量和细分的复杂度三个方面进行了算法的分析，来探究各个算法的适用情况。之后，根据各细分算法的特点，选取Loop细分应用于实际数据，得到了光顺性较好的结果。研究发现：Doo-Sabin细分的逼近程度较好；四边形网格Catmull-Clark细分质量较高，而对于三角形的初始网格，Loop细分算法的光顺性较好； 3 细分后网格的数量较其他算法较少。
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user: 摘要 分析粉煤灰中氯的来源，并探究氯在粉煤灰实际应用中的影响及除氯的必要性。综述了六种目前常见的除氯方法：沉淀法、蒸发浓缩法、电吸附法、电解法、溶液萃取法、离子交换法。根据粉煤灰中氯的特质，从理论上分析了粉煤灰除氯的可行途径和可借鉴技术，为粉煤灰除氯的进一步研究提供参考。
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user: 1. 引言 据BP《世界能源统计年鉴》(2018年版)统计，截至2017年，在全球发电量中以煤发电占到38%；并且可预计至2030年煤发电量将占总发电量的34% [ 1 ]。从该项数据可看出燃煤发电在能源总体结构中占有重要地位，未来以煤发电将不会大幅减少甚至持续走高。粉煤灰是燃煤电厂排放主要固废物中的一类，可经捕尘装置从烟气中收集而得，又称飞灰。它作为煤燃烧产生的用于发电和供热的残留物之一，在全球范围内的产量约9~10亿吨 [ 2 ]。将粉煤灰用于水泥、混凝土等的制备既可解决大量产生的工业副产物又利于资源的回收利用，同时可在不同程度上提高水泥、混凝土等的力学性能 [ 3 ] [ 4 ]。氯离子是建材行业的一大难题，粉煤灰中含有的氯将会影响它的应用。比如氯离子引起的腐蚀会导致混凝土结构的严重破坏，而美国每年用于修补混凝土桥板钢筋腐蚀的投资高达数亿美元 [ 5 ]。另外，氯离子的存在将会降低水泥的抗压强度，也能腐蚀水泥中钢筋 [ 6 ]。对粉煤灰进行除氯处理一方面可以增加混凝土等的寿命，一方面可以节省用于修复的资金。 目前国内外显少有针对粉煤灰除氯的研究，这与本身粉煤灰中的含氯量较少有关。但考虑到如将脱硫废水干燥后的干化废渣与粉煤灰混合使用时，废渣将引入大量的氯。因此，为考虑到掺入废渣后粉煤灰的综合利用，应考虑到粉煤灰的进一步除氯处理。本文综述了粉煤灰中氯的来源及氯对粉煤灰应用的影响，概括了目前除氯技术的研究进展，展望了粉煤灰除氯的发展方向。
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user: 2. 粉煤灰中的氯的来源 粉煤灰作为燃煤电厂的工业副产物，氯主要来自原料煤。以煤中含氯量的高低可依次分为特低氯煤(≤0.050%)、低氯煤(0.050%~0.150%)、中氯煤(0.15%~0.3%)、高氯煤(>0.3%) [ 7 ]。如表1 [ 8 ] 所示，不管煤的种类如何，原产地是哪里，煤中都不可避免含有一定量的氯。当煤中氯含量大于0.25%时，在燃烧过程中将会腐蚀设备致使设备寿命加速缩短。除此之外，高氯煤在燃烧过程中会产生大量的HCl和含氯有机物(如多氯二苯并二噁英(PCDDs)、多氯二苯并呋喃(PCDFs)等) [ 8 ]。因此在采用煤作为原料进行燃煤发电时对于煤的选择有所限制，而煤中氯含量越高则最终得到的粉煤灰含氯量越高。 煤中的氯可分为三类：有机形态的氯、无机形态的氯(如NaCl、KCl、CaCl 2 等)及游离氯离子 [ 9 ]。温度对煤中氯的释放影响较大，煤中有机形态的氯低于500℃时以HCl的形式释放，无机形态的氯大于500℃时以HCl、Cl 2 、NaCl、KCl，氯原子等形式释放 [ 10 ] [ 11 ] [ 12 ]。且煤中40%~60%的氯是以HCl形式析出，这个比例与煤中氯含量无关 [ 13 ]。煤在300℃~600℃内析出的氯随温度上升而上升，600℃时氯析出率高达90%。此后随燃烧时间的延长氯的析出率加大，当燃烧时间超过30 min后，燃烧时间对氯析出量影响不大 [ 14 ]。分析煤中氯析出的三个阶段：第一阶段是游离氯离子的脱出；第二阶段脱出地是在较高温度下以键的形式与煤中有机结构相连的氯，即有机形态的氯；第三阶段是煤的无机氯化物的脱出 [ 14 ]。 Table 1 Table of distribution of chlorine content in coal around the world [8 国家 等级 均值 典型煤 w(Cl d ) < 0.3 w(Cl d ) > 0.3 中国 0.005~0.050 0.022 Datong 0.021 SEHc 1.138 美国 0.005~0.876 0.061 Montana 0.019 Herrin 60.520 印度 0.320~0.550 / / / 澳大利亚 0.010~1.100 0.015 Moura 0.071 Victoria 8.949 南非 0.001~0.034 <0.030 Ermelo 0.026 / 英国 0.010~1.110 0.440 / 33501 0.890 德国 0.140~0.250 / STD-5 0.237 / 表1. 世界各地煤中氯含量分布情况表 [ 8 ] 煤经过物理和化学迁移在燃烧后主要转化为烟气和固体灰分，固体灰在循环后包括三部分：一是从旋风分离器中逸出的粉煤灰，二是从提升管底部排出的底灰，三是在炉中不断循环的循环灰。这三类灰分中粉煤灰的氯含量远高于其他两类 [ 15 ] [ 16 ]。NaCl、KCl沸点高，性质稳定，可以认为NaCl、KCl类的无机形态的氯在低温热解过程中基本不迁移或发生物理迁移 [ 17 ] [ 18 ]。在燃煤电厂中煤经燃烧和烟气污染控制装置后，检测各成分中的氯含量如下：底灰中氯含量0.35%~3.01%，6.46%~15.00%的氯转移到粉煤灰中，通过脱硫废水排放的氯含量为68.88%~77.31%，9.19%~15.95%的氯转移到脱硫石膏中，其余2.21%~5.54%的氯排入大气 [ 19 ]。