DreamBlooms/HansPub-15000-to-45000 huggingface dataset:
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user: 2. 催化剂制备 将载体浸渍在活性组分的水液中，当浸渍平衡后，分离剩余液体，经干燥、煅烧活化处理得到所需要的催化剂成品，工艺流程如图1。在A组分预混罐中加入1000 kg的3%草酸溶液，然后在搅拌状态下缓慢加入120 kg偏钒酸铵，加料结束后，恒温搅拌2 h。同时在B组分预混罐中加入500 kg的去离子水，在搅拌状态下缓慢加入500 kg偏钨酸铵，加料结束后，恒温搅拌2 h。将上述A组分溶液和B组分溶液全部加入到混合罐中，搅拌30 min后，制得活性组分溶液。将载体全部浸入活性溶液中静置5 min，取出后用高压空气吹扫15 s。经干燥5 h后，再500℃煅烧5 h，制得催化剂产品。
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user: 3. 结果与讨论 3.1. 活性组分 活性组分是草酸钒和偏钨酸铵的水溶液，在催化剂成品中以V 2 O 5 /WO 3 存在。V 2 O 5 是一种结构敏感的催化剂，V=O键在反应中起关键的作用。V 2 O 5 /WO 3 -TiO 2 型催化剂NH 3 -SCR的反应方程式为： 图1. 制备V 2 O 5 /WO 3 -TiO 2 型催化剂工艺流程 目前为大多数研究者所接受的是Eley-Rideal机理模型，即NH 3 强吸附于催化剂表面，生成 ，与气相中的NO x 发生反应，O 2 在SCR反应过程中起促进作用 [ 5 ] 。 WO 3 作为助催化剂，能有效提高脱硝性能，并使催化剂具有更好的水热稳定性，是一种很好的SCR助催化剂。第一，WO 3 的加入能改善V 2 O 5 与TiO 2 之间的电子作用，提高催化剂的选择性和稳定性，抑制V 2 O 5 /TiO 2 催化剂烧结，增加了比表面积 [ 6 ] 。第二，WO 3 的加入还增加了B酸性和催化还原性，从而增加了催化剂的反应活性 [ 7 ] 。 3.2. 载体 载体是主要承载尾气净化催化剂的材料，为催化剂提供一个有效的表面和合适的孔结构，让催化剂获得一定的力学强度，提高催化剂的热稳定性能，与活性组分形成新的化合物，减少活性组分的用量 [ 8 ] 。本文中的载体采用是整体蜂窝式，已经广泛应用在汽车尾气处理和其他尾气处理。这些催化剂特点为低的阻力，因为要处理的气体入口压力低且流量大。整体蜂窝式载体由许多平行的薄壁多孔的直通道构成，如天然的蜂巢。通道截面的形状可也是六边形，但在装配式催化材料制造中四边形、三角形和正弦曲线形应用更加普遍。整体蜂窝式载体主要成分是锐钛型TiO 2 ，具有良好的电子传递能力和高抗硫中毒性能；与其他载体相比，钒物种在锐钛矿型TiO 2 表面分散良好，并具有丰富的表面分布态。为了提高载体的机械强度引入SiO 2 ，这样延长催化剂的使用寿命，满足柴油车的使用要求，降低维护费用 [ 9 ] 。 3.3. 浸渍及分离 浸渍即将含有活性组分的溶液与载体充分接触，使活性组分在载体表面分布更加均匀，催化效果更好 [ 10 ] [ 11 ] 。溶液通过毛细管抽吸被引入载体的微细孔隙内，溶液中活性金属前驱体从溶液中迁移到载体表面。浸渍结束后用高压空气将载体通道内富余活性组分溶液吹出，回收后重复利用。 3.4. 干燥及煅烧 经过上述步骤后，活性组分被摊铺为薄层形式吸附在载体上。将吸附活性组分的载体放在较低温度下温和干燥，同时保证气流流经载体通道。气流从孔隙内将水分带走，活性组分浓度升高到饱和值，在与载体作用生成的晶种上结晶。煅烧过程中草酸钒和偏钨酸铵分解，V 4+ 被氧化为V 5+ ，最终得到V 2 O 5 /WO 3 -TiO 2 型催化剂。V 2 O 5 在催化剂表面存在单独的VO x 物种、聚合态VO x 物种以及结晶态V 2 O 5 。 Table 1 The conversion rate of De-NOx catalysts in different temperatur 反应温度(℃) 250 300 350 400 450 500 NO x 脱除率(%) 82 90 99 95 91 87 表1. 不同温度下催化剂对NO x 的脱除率 当钒负载量低时，催化剂表面主要存在单独的VO x 物种；随着钒负载量增加，催化剂表面出现聚合态VO x 物种，在达到单层分散阀值后形成结晶态V 2 O 5 ，但结晶态的V 2 O 5 体积较大，本身催化活性会大幅下降，同时会掩盖催化活性强的单独的VO x 物种、聚合态VO x 物种，导致实际的活性中心数目减少，从而降低了催化剂NO x 的脱除率 [ 12 ] [ 13 ] 。若催化剂的工作温度过高，容易造成WO 3 晶体烧结，导致催化剂NO x 的脱除率的下降。另外，WO 3 质量分数过大会屏蔽活性物质V 2 O 5 。综合考虑，本文中控制催化剂的成品中V 2 O 5 的比例2%~3%，WO 3 的比例8%~11%。 3.5. 产品评价 催化剂活性检测在模拟反应装置上进行。将产品放入反应装置中，反应气体组成为1000 ppm NO x 和1500 ppm NH 3 ，热空气为载气，反应空速30，000 h −1 。反应进出口气体NO x 浓度由尾气分析仪在线检测，在250℃~500℃内选择测试点，在每个测试点稳定15 min后进行数据记录，计算NO x 的脱除率，计算公式如下，测试结果见表1。在250℃~500℃的范围内NO x 的脱除率达到80%以上，满足国Ⅳ排放标准的要求。
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user: 4. 结论 1) 本文介绍的V 2 O 5 /WO 3 -TiO 2 型催化剂的生产工艺简洁，生产参数易于控制，产品的合格率达到97%以上。产品对柴油车尾气中NO x 的NH 3 (尿素)-SCR的净化效果满足国Ⅳ排放标准。但催化剂活性、成本、毒性等方面考虑，V 2 O 5 在催化剂产品中的比例2%~3%，WO 3 在产品中的比例8%~11%。 2) 该催化剂在250℃~500℃的范围内NO x 的脱除率达到80%以上且具有较强抗硫能力。
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user: 摘 要 较早期核电厂的压力容器封头上的贯穿接管材料多为600合金，由于600合金对一回路水环境应力腐蚀开裂的抗性较差，易产生应力腐蚀裂纹贯穿压力边界而导致泄漏，可采用修复方法使用690合金接管更换损坏的接管，重构压力边界。为确保新压力边界能够达到原始设计要求，对重构压力边界的新接管及其焊缝进行结构完整性分析。对稳压器顶盖上的贯穿接管，进行重构压力边界的焊接修复和结构完整性评估，基于有限元分析获得工况瞬态热应力和焊接残余应力的基础上，依据ASME规范进行应力强度校核，并通过断裂力学计算分析假想裂纹在核电厂40年设计寿命内的扩展及稳定性，分析结果表明修复后的结构满足设计和使用要求。 关键词 :贯穿接管，应力强度，疲劳裂纹扩展，稳压器，焊接修复
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user: 1. 引言 1988年首次在核电厂一回路压力容器的600合金接管部位发现了一回路水环境应力腐蚀开裂(PWSCC， primary water stress corrosion cracking)现象 [ 1 ] 。在较早期建设的核电厂中，大量的反应堆冷却剂系统接管采用600合金制造并使用82/182焊材进行焊接，比如位于反应堆压力容器顶盖上的控制棒驱动机构(CRDM， control rod drive mechanism)接管，位于反应堆压力容器下封头的底部测量接管(BMI， bottom mounted instrument)，以及稳压器顶盖接管等。600合金对PWSCC抗性较差，易发生一回路水环境应力腐蚀开裂。我国在上世纪所建设的核电厂中，如大亚湾核电厂和秦山核电厂，也在600合金制造的CDRM接管及其82/182合金焊缝处发现了PWSCC现象 [ 2 ] 。 接管部位发生PWSCC后，初始裂纹扩展至贯穿管壁后，一回路冷却剂将从裂纹位置泄漏。核工业界研究了一些方法来解决PWSCC退化问题，比如更换压力容器顶盖、使用对PWSCC抗性较好的690合金接管替换原600合金接管进行修复，以及使用52/152合金进行堆焊修复等。更换压力容器顶盖非常昂贵，因此，修复是解决压力容器顶盖贯穿接管PWSCC退化问题的主要方法。采用修复的方法，需将原来的600合金接管切除，通过焊接安装新的690合金接管，重构压力边界。为确保由新接管及其焊缝所构成的新压力边界满足初始设计要求，需要进行结构完整性分析，包括按照ASME设计规范进行应力强度分析，假想缺陷的疲劳裂纹扩展分析和基于弹塑性断裂力学的稳定性分析等，通过分析全面论证修复后的接管能够满足核电厂在剩余寿期内安全运行的要求。 本文以PWR核电厂的稳压器顶盖贯穿接管为例，研究了贯穿接管在PWSCC退化后的修复及修复结构的完整性评估问题。基于正常运行参数和各种工况热瞬态下的运行参数保守地计算了应力强度，并依据ASME规范对应力强度进行校核。基于3D有限元分析获得各瞬态的热应力，基于2D有限元分析获得贯穿接管和稳压器顶盖间J型槽焊缝的焊接残余应力，通过断裂力学分析论证裂纹的稳定性。分析结果表明修复后的接管满足ASME规范的设计要求，假想缺陷在核电厂设计寿命内的扩展量可控，可以满足核电厂长期安全运行要求。
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user: 2. 核电厂压力容器上的贯穿接管及其修复 压水堆核电厂的反应堆压力容器和稳压器是一回路的两个重要的压力容器。反应堆压力容器上的接管如图1所示，包括顶盖上的CRDM接管和下封头上的BMI接管。稳压器上的接管如图2所示，包括顶盖上的测量接管和下封头上的加热管套管等。所有这些接管和压力容器之间通过J形槽焊缝连接，构成压力边界。在早期的核电厂设计中，接管及焊材普遍采用600合金和82/182合金，由于PWSCC退化问题，在所有这些接管位置处均发现了泄漏 [ 1 ] 。 为了解决接管的PWSCC退化损坏问题，核电厂普遍采用修复方法更换损坏的接管。修复方法包括mid-wall修复法(图3)和外表面垫块(ODP， outside dimension pad)修复法(图4)。由于mid-wall修复需要使用特殊设计的小尺寸精密焊接工具深入接管内部进行自动焊接，和ODP方法相比复杂程度较高，因此，ODP方法应用较多。进行ODP修复，原有600合金接管从稳压器顶盖上切除，采用690合金制作的新接管重新安装在顶盖上，堆焊在压力容器顶盖上的外表面垫块通过J型槽焊缝和新的接管连接在一起，因此，更换后的接管，垫块，以及垫块和接管间的J型槽焊缝构成新的压力边界，封闭一回路内的冷却剂。 图1. 反应堆压力容器上的贯穿接管 图2. 稳压器容器上的贯穿接管 图3. Mid-wall修复法 图4. ODP修复法
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user: 3. 核电厂稳压器顶盖接管及有限元模型 本文以典型的压水堆核电厂稳压器顶盖上的测量接管为研究对象，研究其PWSCC (一回路水应力腐蚀开裂，primary water stress corrosion crack)退化损坏后的修复及修复结构完整性评估。稳压器顶盖上的测量接管修复前后的结构如图5所示。 原有的测量接管为600合金，J形槽焊缝和过渡层焊缝材料为82合金，稳压器顶盖材料为低合金钢，在顶盖内壁上堆焊有一层不锈钢。稳压器顶盖的内径约为2100 mm，厚度约为80 mm，接管的内径约为25 mm，厚度约为5 mm [ 3 ] 。 3.1. 稳压器顶盖接管的安装和修复 在稳压器顶盖上安装600合金测量接管时，首先要在低合金钢制造的顶盖内壁上堆焊一层不锈钢并进行焊后热处理，然后焊接J型槽焊缝的过渡层，接着安装接管并通过J形焊缝将接管和稳压器顶盖连接在一起。测量接管安装完成后的结构如图5(a)所示。 核电厂长期运行后，600合金接管在PWSCC退化机理作用下，在靠近J型槽焊缝位置处的缺陷发展成贯穿裂纹后，一回路冷却剂从裂纹处泄漏，造成严重事故，因此必须及时对损坏的接管进行修复。采用ODP修复后，有裂纹存在的一部分位于顶盖和接管间J型槽焊缝位置处的原600合金接管保留在原处，虽然仍有裂纹贯通了接管，但是裂纹被新的压力边界包络，冷却剂无法泄漏到压力容器外部，如图5(b)所示。对于修复后的结构，需要通过详细的力学分析论证新接管及其相关结构的完整性。 对修复结构的完整性分析包括应力强度分析、假想缺陷疲劳扩展分析和极限裂纹的弹塑性断裂力学失稳分析，分析所依据的内压、热瞬态等应力通过3D有限元分析获得，焊接残余应力则通过2D有限元分析获得。 图5. 稳压器顶盖测量接管修复前后的结构图 3.2. 基于3D有限元模型的热应力分析 依据ASME规范第三卷NB3200的要求进行应力强度校核，需要首先计算在各工况下的内压和热瞬态的应力。设计压力的一次薄膜应力强度可通过公式直接计算，热瞬态的二次应力强度需要基于3D有限元分析获得，应用ANSYS建立的3D有限元模型如图6所示，图中黄色单元为垫块及J型槽焊缝，绿色单元为覆盖焊缝，蓝色单元为稳压器顶盖及测量接管等。 基于3D有限元分析所获得的在各种热瞬态下的应力分布，并选择如图7所示的3条分析路径，计算在单位内压(1 MPa)下和边界包络瞬态下的线性化薄膜应力强度最大值以及薄膜应力与弯曲应力强度和的最大值。基于所获得的应力强度数值依据ASME规范完成应力强度校核。 3.3. 基于2D有限元模型的焊接残余应力分析 为了获得尽可能准确的疲劳裂纹扩展分析结果和弹塑性断裂力学分析结果，需要考虑焊接残余应力的影响，需要分析原有接管在安装过程中的焊接残余应力。焊接残余应力分析包括热分析和应力分析两个步骤，首先通过热分析确定温度分布，然后通过应力分析计算焊接残余应力。在分析中需要对原有接管的安装焊接和测试过程进行完整模拟，包括稳压器顶盖内不锈钢焊层的堆焊，J型槽焊缝过渡层焊缝的焊接，焊后热处理，J型槽焊缝的焊接，以及安装完成后的压力测试。 由于焊接过程数值模拟非常复杂，为了使数值模拟能够进行并可获得合理的焊接残余应力结果，在分析中需要一些必要的简化。材料假定为均匀且各向同性，也不存在相变转化影响。对真实的焊缝进行一定程度的简化，将焊接过程中先后完成的多个邻接焊道组合在一起形成一个假想的焊道组块(AWN， assumed weld nugget)，减少焊接道次，提高分析效率。为进一步提高分析效率，将焊接结构简化为2D轴对称模型进行分析。 假想的焊道组块所包含的真实焊道数目通过焊道组块的面积与单个焊道的面积之比确定。焊道数目与单条焊道的生热率的乘积即为用于焊接过程模拟所输入的生热率。J型槽焊缝的焊接形成过程是通过将生热率施加在当前焊接点的焊道组块中进行模拟。对2D轴对称模型，生热率可通过公式(1)计算获得 (1) 图6. 热瞬态应力分析的3D有限元模型 图7. 所选择的3条分析路径 式中， 是生热率， 是热效率， 是焊道组块中包含的焊道个数， 是焊道组块单位长度上的热量， 焊道组块的名义焊接面积， 是在分析中施加热源的时间周期。 有限元建模分析中，单元类型采用2D轴对称的热实体单元(PLANE55)，材料性能数据依据ASME规范第二卷中的相关数据获得，并考虑材料的动态硬化来模拟源于焊材加热和冷却过程的卸载和加载过程。
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user: 4. 应力强度校核 依据ASME规范第三卷对1类部件的要求，对修复后的结构按照NB-3200进行应力强度分析，分析中主要考虑压力和热瞬态载荷。稳压器的设计压力为15.5 MPa，设计温度为345℃ [ 3 ] 。在热瞬态载荷分析中，为了提高分析效率并保证分析结果具有一定的保守性，需要对核电厂的各种瞬态进行组合分析，获得少量合理的包络瞬态，如核电厂启动瞬态、停堆瞬态、升功率瞬态和降功率瞬态等。将其他瞬态发生的次数根据包络情况计入包络瞬态中进行分析。核电厂的瞬态都给定温度和压力随时间的变化曲线，如图8所示为核电厂启动和停堆瞬态。 根据ASME规范的要求，应力强度分析的载荷组合包括设计载荷组合、正常运行工况(Service Level A)载荷组合、非正常工况(Service Level B)载荷组合、应急工况(Service Level C)载荷组合，事故工况(Service Level D)的载荷组合，以及测试工况的载荷组合。载荷组合中的基本载荷的构成情况如表1所示。各类工况组合载荷的许用应力强度如表2所示，表中， 是材料在运行温度下的许用应力强度， 是材料的屈服应力， 是材料的强度极限。 对于设计工况，仅对源于设计压力(15.5 MPa)的一次应力强度进行评估。在分析路径3时，新的接管和垫块上的一次薄膜应力强度 是根据内压作用所引起的剪切载荷计算获得。稳压器内的压力作用在接管上，由于位于稳压器外的接管的内外表面有压差，因此会产生沿轴线方向分布指向外表面的剪切载荷，该载荷最终将被新接管与垫块间的J型槽焊缝承载，在该位置处的应力强度可以通过公式(2)进行保守的计算， 图8. 核电厂启动和停堆瞬态 Table 1 The combination of the basic load 载荷 载荷组合情况 设计 Level A Level B Level C Level D 测试 压力(MPa) 15.5 Yes Yes 13 13 21.5 温度(℃) 345 Yes Yes Yes Yes Yes 边界瞬态 - Yes Yes - - - 停堆事件 - - - Yes Yes - 水压试验 - - - - - Yes 表1. 载荷组合中的基本载荷构成 Table 2 The allowable stress intensities for load combination 工况 or 设计 - Level A/B - - - Level C 和 的大值 和 的大值 和 的大值 - Level D 和 的小值 - Test 或 - 表2. 各工况组合载荷的许用应力强度 (2) 式中， 是设计压力， 是接管内部的最大半径， 是可能的剪切路径上的最小半径， 是可能的剪切路径上的最小尺寸。通过对 和 的组合获得最大的保守剪切应力。 在分析路径1和路径2时，接管上的一次薄膜应力强度 根据薄壁圆筒在内压作用下的公式(3)计算获得， (3) 式中， 是设计压力， 是最小外半径， 是最大内半径， 是平均半径。应力强度可表示为 (4) 对路径1至路径3，最大的一次局部薄膜应力强度和弯曲应力强度 通过对单位压力下的有限元分析结果进行线性化处理得到，线性化的应力强度可以作为局部薄膜应力强度。对于压力载荷，弯曲应力被视为二次应力而不包括在一次应力强度的评估中。因此，对于压力载荷， ， 和 的值相同。 对于其他运行工况下的应力强度校核，可采用保守的载荷组合方法进行分析。最大的热薄膜应力强度和弯曲应力强度的幅值可通过将所有边界瞬态的最大值扩大一倍后获得。对于最大热应力强度幅值，还需要考虑源自内压的最大薄膜应力强度和弯曲应力强度的幅值。为了减少有限元分析的工作量，可仅对单位内压下的应力强度进行分析，然后通过对单位内压的结果进行等线性化处理获得在期望压力幅值内的结果，然后和热应力强度幅值叠加。内压和热载荷所产生的最大应力强度可保守地假定为最大热薄膜应力强度与弯曲应力强度的幅值之和再叠加上压力载荷所产生的薄膜应力强度与弯曲应力强度的幅值之和的两倍。 根据表2的应力强度校核条件，对所有工况进行计算分析，分析结果表明修复后的接管结构能够满足ASME规范的设计要求。
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user: 5. 裂纹扩展分析 疲劳裂纹扩展分析是假定在J型槽焊缝位置处存在初始裂纹而分析其在核电厂运行寿期内的从焊接过渡层(600合金)向稳压器顶盖(低合金钢)的扩展情况。假想裂纹疲劳扩展计算采用ASME规范第11卷附录A的方法，基于线弹塑性断裂力学进行分析，全面考虑边界瞬态载荷、焊接残余应力和内压等载荷等的影响，通过有限元分析计算应力强度因子变化量。在分析中，假定应力强度因子在裂纹的裂纹前端平均分布，半椭圆型假想裂纹扩展按照自相似方式发展。 初始缺陷假想位置设定于600合金的焊接过渡层和稳压器顶盖材料的界面处，如图9所示。 疲劳裂纹扩展分析所采用的方法如下， (8) 式中， 是缺陷尺寸， 是循环次数， 和 是裂纹扩展的材料参数，可由ASME规范第11卷查得。 由于假想缺陷处在稳压器一回路水环境中，疲劳裂纹的扩展需要使用低合金钢在一回路冷却剂水环境中的扩展参数进行分析。为了获得保守的结果，设定裂纹扩展的时间为核电厂的设计寿期40年。基于 图9. 假定的裂纹扩展分析 核电厂年平均设计瞬态数计算裂纹年度扩展量后，累积40年获得最终的裂纹扩展量。计算结果表明最终的裂纹深度小于稳压器顶盖厚度的30%，不会贯穿稳压器顶盖，为了进一步确定最终裂纹尺寸是否会引起断裂，需要使用弹塑性断裂力学方法对其进行稳定性分析。
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user: 6. 弹塑性断裂力学分析 在修复后的接管结构完整性评估中，由于存在PWSCC退化问题，为了提高分析结果的可靠性，则保守地假定初始的半椭圆形缺陷已完全贯穿原始接管的J型槽焊缝、焊接过渡层和600合金接管，并采用弹塑性断裂力学方法对初始缺陷扩展后所达到的最终裂纹深度进行分析。裂纹的稳定性分析的扩展条件为正常运行工况，依据ASME规范第11卷附录K的J-T方法计算临界裂纹尺寸。 6.1. 材料的J-T曲线 材料的J积分阻力曲线可以通过实验的方法测得，也可以基于其与夏比冲击能的关系推导获得。材料的J-R阻力曲线可以表示成指数方程形式，撕裂模量可以表示成J积分和裂纹扩展量的函数，如公式(9)所示， (9) 上式中， 和 是系数， 是裂纹扩展量， 是流应力。 6.2. 实际情况的J积分计算 进行极限裂纹的稳定性分析时，保守地使用实际工况下的最高压力值16 MPa，并对一次压力载荷设定载荷安全系数为3，对二次热载荷和残余应力载荷则设定载荷安全系数为1，从而构造最大载荷条件。分析临界裂纹在该条件下具有较大应力强度因子时的稳定性，如果分析结果表明临界裂纹稳定，则假想裂纹在核电厂正常运行情况下的稳定性便得到证明。 实际载荷条件下的J积分可通过修正塑性区裂纹尺寸后的应力强度因子计算获得： (10) 式中， 是修正后的总应力强度因子，由一次应力部分 (包括最大运行压力)，和二次应力部分(包括热瞬态和焊接残余应力) 两部分组成。 根据公式(9)和公式(10)，撕裂模量可表示为： (11) 裂纹失稳时的J积分数值定义为材料的J-T曲线和实际情况下的J-T曲线的交点处的值。分析J型槽焊缝处的假想裂纹的稳定性时，对初始裂纹尺寸和扩展后的裂纹尺寸分别进行稳定性评价，确保分析结果的可靠性。 6.3. 分析结果 基于两个安全系数取值分别获得初始裂纹尺寸和扩展后裂纹尺寸在真实情况下的J-T曲线，并将J-T曲线线性延伸后和材料的J-T曲线相交，获得裂纹失稳时的J积分值，如图10所示。 图10. 初始裂纹和最终裂纹的J-T方法评估结果 对于J型槽焊缝位置，实际情况下的J积分值(3倍一次压力载荷和1倍二次热应力及残余应力载荷下)，初始裂纹的取值为124 KJ/m 2 ，低于其与材料J-T曲线的交点427 KJ/m 2 ；扩展后最终裂纹的取值为252 KJ/m 2 ，低于与材料J-T曲线交点545 KJ/m 2 。因此，稳压器顶盖在接管处的J型槽焊缝位置有裂纹存在的情况下，仍是稳定的，不会发生由于裂纹失稳而造成的结构破坏。
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user: 7. 结论 在压力容器顶盖和下封头上的接管上出现裂纹时，采用外表面垫块方法进行修复可以构建新的压力边界封闭冷却剂。为了确定修复设计的安全性，结合ASME规范第三卷应力强度校核、假想缺陷疲劳扩展分析、和裂纹的断裂力学稳定性分析三个方面对修复后的结构进行系统的结构完整性评估。通过对稳压器顶盖测量接管的结构修复及评价研究，可以获得以下结论： (1) 修复后的接管和垫块及其焊缝所构成的结构能够满足ASME规范第三卷NB3200的要求。 (2) 通过修复将原始的600合金接管切除之后，与稳压器顶盖通过J型槽焊缝连接在一起的一部分原始接管仍然保留，因此保守地假定贯穿裂纹位于J型槽焊缝过渡层和稳压器顶盖材料之间，通过对初始裂纹的扩展分析获得在核电厂设计寿期内的裂纹最终扩展后尺寸，并对其进行裂纹稳定性评价。分析结果表明，裂纹扩展量在许可范围内，且裂纹在核电厂正常运行工况条件下是稳定的。
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user: 摘 要 目的：评价超微创小切口治疗小儿腹股沟斜疝的临床效果。方法：采用腹股沟区微创小切口治疗小儿腹股沟斜疝197例，年龄7个月~3岁，平均2.6岁。结果：手术过程均顺利，手术时间9~25 min，平均19 min，术后2~3 d出院，197例中无1例复发，无切口感染、精索扭转及睾丸萎缩等并发症，切口隐蔽、瘢痕较小，美容效果好。结论：该术式有很多的优点：操作简单，切口超小，无瘢痕，产生的疼痛轻，造成的损伤小，患者的恢复很快，手术的时间和住院的时间都很短，花费的费用比较低，该手术疗效可靠，而且很安全，手术治疗后很少出现并发症，该病的复发率低等，在临床上很值得进行推广运用。 关键词 :超微小切口，小儿疝
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user: 1. 引言 腹股沟疝是小儿外科常见病之一，多为先天性疾病，男孩多见，右侧较左侧多见，多数在两岁以内发病，主要表现为腹股沟区可回纳的无痛性包块。其原因 [ 1 ] 是胚胎期形成的腹膜鞘状突未闭导致，如果不治疗，疝囊会逐渐增大，加重腹股沟管的缺损，而且患儿年龄越小，嵌顿的机会越大，因此应尽早手术，我科自2007年至2013年采用腹股沟区微小横切口治疗小儿腹股沟斜疝197例，效果满意，现报道如下。
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user: 2. 资料与方法 2.1. 一般资料 本组患儿共197例，年龄7月至3岁，平均2.6岁，男，190例，女，7例。单侧180例，其中左侧25例，右侧155例，双侧17例。嵌顿疝3例。 2.2. 手术方法 麻醉成功后，患儿取仰卧位，术区碘伏消毒铺单，在腹股沟内环口水平，沿着皮纹横形作切一个长约0.3~0.5 cm的横向切口，沿着皮肤、皮下组织的顺序进行依次切开后，使用止血钳来交替的撑开患者的深筋膜，找到精索的位置，在精索的内侧找到疝束，如果疝囊较大且通向阴囊则需将横断疝囊，游离疝囊至颈部，如疝囊较小则不用横断直接将疝囊游离至颈部，将疝囊展开用小圆针、4号线在疝囊颈部作高位内荷包缝扎，再结扎一道，剪去多余的疝囊。如内环口过大者，可修补1~2针。彻底止血，查无活动性出血，清点纱布、器械无误，此时应检查睾丸是否在阴囊内，如果不在应将睾丸放回到阴囊 [ 2 ] 。将皮下层缝1~2针，组织胶水粘合皮肤。手术后不使用抗生素。
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user: 3. 手术的结果 手术的过程都非常的顺利，进行手术的时间9~25 min，平均19 min，手术当天麻醉清醒后可进流食。当日可下床活动，正常进食。术后2~3 d出院。术后随访时间为半年~7年，期间无1例复发。无阴囊肿胀病例，无切口感染、精索扭转及睾丸萎缩等并发症，切口瘢痕极小，几乎看不见瘢痕，美容效果好。
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user: 4. 讨论 小儿腹股沟斜疝是是小儿外科的常见病，多发病，是由先天性发育异常的原因所导致的。胚胎在发育时，腹膜在腹股沟的部位由内向外形成一个袋状的突出，被称为腹膜鞘状突，鞘状突沿着连接睾丸与阴囊底部的睾丸引带向下降。随着鞘状突的下降睾丸下降到达阴囊内。在正常发育的过程中，在出生前后的时间段鞘状突逐渐变得萎缩闭塞，附着在睾丸上的腹膜鞘状突没有发生闭塞，形成了睾丸固有的鞘膜腔，不再与腹膜腔相通。如果发育出现异常，腹膜鞘状突仍然保持开放或者部分开放而没有闭塞，在某些诱因的影响下，如咳嗽、哭吵、便秘等情况时，腹腔的内容物进入到里面，这样就形成了先天性的腹股沟斜疝。腹股沟斜疝发病的主要原因是腹膜鞘状突没有闭塞，加上咳嗽、哭吵、便秘等方面的因素导致患者的腹压增大，导致疾病发生。6个月以上婴幼儿腹股沟斜疝自愈机会很少，因此均需手术治疗。以前大部分医院 [ 3 ] 采用腹股沟横纹切口，长2~4 cm，这种手术方法具有损伤大，出血多，手术时间长，瘢痕明显，易损伤髂腹下神经，髂腹股沟神经等缺点。小儿腹股沟管短平，内外环基本重叠，因此可应用直达疝囊的横切口行疝囊高位结扎术。结合本组病例笔者得到了下面的体会：① 既往报道的小切口治疗小儿疝，手术切口均报道长约1.0~1.5 cm [ 4 ] [ 5 ] ，作者在国内首次提出超微小切口(见图1、图2)概念，做到了0.5~0.8 cm行疝囊高位结扎术。② 年龄要求最好3岁以下，体型不太肥胖患儿。③ 本术式入路 图1. 腹股沟内环口水平手术切口，长约0.5 cm 图2. 粘合切口后几乎看不到瘢痕 简单，组织损伤少，不破坏腹股沟管原有结构，因此不易损伤髂腹下神经及髂腹股沟神经。术后瘢痕极小，3月后几乎看不出，手术的时间以及住院的时间都很短，费用低，治疗的效果安全可靠，而且并发症少，复发率低，在临床上值得进行广泛的应用，符合微创要求。④ 但该手术对术者要求高，要求术者高度熟悉腹股沟管解剖，要求1次就能找到疝囊并提出切口。 常规的平行于腹股沟管入路的疝囊高位结扎手术因其耗时、损伤较大、并发症较多、复发率较高等因素 [ 6 ] ，逐渐被微创手术所取代。以腹腔镜为代表的微创技术 [ 7 ] 又因通常需要在腹部穿刺3个孔，即使只有一个孔的改进手术，仍需要进入腹腔操作，增加手术风险，并且需要完善的操作器械，治疗费用较高，同时要求术者熟练掌握腹腔镜操作技术，推广有一定的难度。 超微小切口微创技术用于小儿腹股沟疝的诊治，对患者和家属来讲是“微创瘢痕小”，手术过程中对身体的打击小、破坏较小，不需要剥离精索，这样可以避免破坏腹股沟管的解剖结构对腹壁下血管、输精管以及精索血管的损害，手术的疼痛感相对较轻、没有局部的牵扯感、恢复时间较短、复发率较低，减轻患儿痛苦，以超微小切口微创方法代替传统手术运用于儿童腹股沟疝的诊治，有利于患儿及家属。
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user: 摘 要 建筑业是我国国民经济的重要物质生产部门，它与整个国家经济的发展、人民生活的改善有着密切的关系。随着中国经济的持续快速发展，中国的建筑业在一个较长时期内仍会保持强劲的发展势头。建设质量与安全是整个建设活动的核心，是关系到人民生命、财产安全的重大问题。但目前中国建筑法不完善，建筑安全事故屡见不鲜，本文以建筑工人的夏日为例，从另一个侧面解析中国建筑安全现状，分析高温下作业的建筑工人的安全问题及存在的原因，并提出了相应的建议。 关键词 :建筑法，建筑安全，建筑工人
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user: 1. 前言 建筑业是我国国民经济的重要物质生产部门，它与整个国家经济的发展、人民生活的改善有着密切的关系 [ 1 ] 。随着国民经济的快速增长，建筑业近年来也得到了迅速发展。建筑市场近年已经成为一个竞争充分甚至过度竞争的市场。在国民经济的20个行业中排名第四的建筑业，在容纳就业方面发挥着重要作用，全国约9000万人从事建筑行业 [ 2 ] 。它营造了人们赖以生活、工作和学习的物质条件和文明，吸纳了总人口3%的就业人员，供养了10%的民众 [ 3 ] 。而建筑业又是目前我国滋生腐败较严重、市场秩序较混乱的行业之一，整个行业的法治状况令人担忧 [ 4 ] 。例如：工程质量安全事故频发；农民工工资拖欠情况较为严重；建筑交易市场秩序仍显不够规范；一些法律责任界定模糊等等。这些问题不仅仅会造成经济损失，还对人民生命财产安全甚至社会的和谐稳定构成威胁。 就建筑业而言，《建筑法》作为国家颁布的一部母法，自颁布之日起结束了我国建筑行业“无法可依”的状况。建设质量与安全是整个建设活动的核心，是关系到人民生命、财产安全的重大问题。建筑业在改善人民居住、完成道桥建设任务、保障国民经济发展的同时，仍然受到过去传统经济的影响，同时缺乏相应的法律法规规制，出现了一些亟待解决的问题 [ 5 ] 。为了解决建筑活动中出现的问题，加强对建筑活动的监督管理，维护建筑市场秩序，保障建设工程的质量和安全，保障建筑活动当事人的合法权益，促进我国建筑业健康、有序的发展，建筑法的完善势在必行。本文以建筑工人的夏日为例，从另一个侧面解析中国建筑安全现状，分析高温下作业的建筑工人的安全问题及存在的原因，并提出了相应的建议。
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user: 2. 案例分析 2010年，高温天气致使我国多地至少40人中暑死亡，其中建筑工人占多数。 2013年入夏以来，我国多地持续高温，长江中下游和黄淮部分地区刷新了气象记录历史高温极值，不少地方发生了户外工作者因中暑死亡的事件。 浙江。2013年6月1日至8月7日，浙江省疾控中心已接到中暑病例报告2082例，较去年同期增加60%以上，中暑死亡15人，其中因热射病和热衰竭死亡的有13人，比去年同期增加11人。 湖北。2013年6月1日至8月9日，武汉已有155人中暑，其中5人死亡，59例重度中暑患者，多数为露天作业工人。 上海。2013年6月18日，上海市闵行区浦星公路某建筑工地一名建筑工人因天热致使身体出现“热衰竭”而死亡。截至2013年8月10日，上海市疾控中心统计显示，该市因重症中暑死亡的人员已达10多人，在建筑工地等室外工作场所长时间暴晒的工人占中暑死亡者的70%。 福建。之后不久，福建省福州市仓山区红星国际建筑工地一名建筑工人在没有任何防护措施的情况下，因在高温室外长时间劳动去世。 山东。2013年7月30日至8月1日，仅仅3天时间，山东省济南市中心医院等3家医院接受治疗多名因中暑入院的户外劳动者，其中8人经抢救无效离开人世。他们中有环卫工人，有建筑业农民工。 河南。2013年7月18日至8月4日，河南省紧急救援中心接诊49名中暑者，多数是建筑工人和环卫工人。 以上数据仅是一小部分，相信在中国这片土地上，与此相同但却没有被报道的案例不计其数，建筑工作者的安全难以保障。 据法治周末记者调查，北京的大多数建筑工人都没有高温补贴；建筑工地的宿舍环境极差，无法使用电扇、空调等电器降温；建筑工地没有热水供应，高温环境下在洗手间里冲凉，极易引发心脏病进而死亡；建筑工人法律意识淡薄，不清楚劳动合同的重要性，很多建筑工人没有与施工方签订劳动合同，或有时工人签完空白劳动合同后，施工方才填写内容，难以保障自身权益等。 2012年6月19日，《防暑降温措施管理办法》发布实施，对1960年颁布的《防暑降温措施暂行办法》予以废止。新办法不仅扩大了劳动者的保护范围，还对高温条件下的劳动禁忌标定清晰“界线”，如日最高气温达到40摄氏度以上，应当停止当日室外露天作业等。但被认为“详细、具体”的新办法，也似乎遇到了“落实难”的困境。建筑工人的夏日危机依然存在 [ 6 ] 。
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user: 3. 原因分析 通过以上案例可知，建筑工人的安全难以保障主要有以下3方面原因： 1) 自身问题。建筑工人法律意识淡薄，文化程度低，无法保障自身权益； 2) 施工方问题。施工单位为了谋取利益最大化，降低成本，不按规章制度办事，极度压榨建筑工人，并且所提供的建筑工地的宿舍环境极差，无任何保障； 3) 建筑法问题。建筑法不完善，其中很少有关心建筑工人生命财产安全的条例，并且对违返该条例的施工方没有强力的惩罚措施，从根本上无法保障建筑工人的权益，让施工方有机可乘。
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user: 4. 建议及措施 4.1. 定期对建筑工人进行培训 国家或地方政府应定期对建筑工人进行防暑降温知识及安全常识的宣传教育，使其知道中暑症状及其预防措施；施工现场严禁赤膊和拖鞋上岗，心情欠佳及患有高血压、心脏病等也应禁止高空作业；增强建筑工人对安全防护用品佩戴使用的意识，高空作业时，外脚手架、脚手板及安全网必同步跟上等安全常识；同时，定期对建筑工人的法律知识进行培训，增强其法律意识。可进行岗前培训，持证上岗制度，逐渐规范建筑流程。 4.2. 完善建筑法 医疗方面。若有条件，可在施工场地设一临时医疗诊所，方便伤者及时救治；若没条件，施工现场也应至少有一位比较懂医的人员，并配有专车，以保障事故发生时可第一时间送往医院救治。 施工方面。《建筑法》中应增加建筑工人的休息权及建筑工人的高温津贴支出作出约束性规定。高温下，各施工单位应合理安排作息时间，不得为赶工期随意加班加点，可根据天气变化情况，采取“做两头、歇中间”的方法或轮换作业的办法，避免高温日照暴晒、疲劳作业和防止建筑工人中暑；同时，施工方应给建筑工人发放降温劳保用品、降温饮料，适当发放降温费等；遇大雨、雷电和六级以上大风时，也应禁止高处与露外作业；定期对临时用电进行检测，每个电器设备要搭防雨棚，并且每天下班有电工拉断电源，并巡查施工现场；氧炔瓶在使用过程中应严格遵守安全操作规程，做好防暴晒工作，并严禁吸烟和使用明火；国家或地方政府应不定期对施工现场进行检查，体恤民情，加强重大危险源、特种设备等领域的安全监督，从严落实高温天气的日常监督、监督措施，对违返该法的施工方进行严重处罚，并对比较好的施工单位发放奖牌，以资鼓励。 子女方面。建筑工人虽然文化程度低，但为我们这个国家的建设做出了巨大的贡献。因此，保障他们的安全将成为我们回馈他们的第一要务。与此同时，我们也应关注一下他们的子女上学问题，每年有数以千万计的建筑工人，就有数以千万计的留守儿童，处理好他们子女的问题，解决其后顾之忧，他们便会在工作场地中更加认真卖力的工作，从而创造出一些我们无法预测的奇迹。 高温是一种灾害，当气温、湿度达到临界点，而人体热量无法散出，体温超过忍耐极限时，就会出现意外。随着极端气候的频率逐渐增加，面对“高温杀手”，建筑工人成为主要其主要受害群体。因此，完善《建筑法》中对建筑工人的休息权和高温津贴的补助法规，增加建筑工人的安全意识，改善建筑工地的医疗条件，规范施工流程，解决建筑工人子女的上学问题，从严落实高温天气的日常监督等，必将会提高建筑工人的工作效率和质量，减少安全事故的发生，增加国民经济的收入，维护社会稳定，使建筑业向更健康、更有序的方向发展。
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user: 摘 要 为了解决以往无线传感器节点能耗较高、太阳能供电的无线节点受天气影响较大及系统工作不稳定等问题，综合利用太阳能供电技术、传感技术和无线通信技术，设计一种新型的基于太阳能供电的无线传感器节点。依靠太阳能自主供电的无线传感器节点，解决了传感节点能耗的问题，经测试，该节点人机交互操作简单，节点可靠性高，可以满足环境参数采集和监测工作的要求。 关键词 :太阳能，CC2530，无线传感器节点，农业物联网
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user: 1. 引言 当前，人力资源成本愈发昂贵，智慧农业已经成为现代农业发展的必然趋势，而使用无线传感器节点构建的网络，则是智慧农业获取信息的主要途径 [ 1 ] 。在无线传感器网络(WSN)节点的实际应用中，节点的能量供给问题是制约WSN性能的关键问题 [ 2 ] 。WSN节点的能量供给问题关系到WSN的生存周期和整个系统工作的稳定性，已经成为无线传感网亟待解决的问题 [ 3 ] 。 目前市场上的无线传感器节点的供电方式主要有两种，一种是使用干电池为WSN节点供电，此种方法需要不断更换电量耗尽的干电池，不但成本较高，而且长期地检查和维护会浪费大量的人力资源 [ 4 ] 。另一种方法是依靠太阳能为充电电池充电，并由电池为节点实时供电，此种方法虽然省去了大量电池的成本，也降低了维护和更换电池的频率，但是在阴雨天气时，传感器会因为电压不足而无法稳定工作 [ 5 ] 。为了有效解决WSN节点的供电问题，本文将设计一种可以使WSN节点稳定工作的基于太阳能供电的农田环境监测节点。最后通过实验，判断依靠太阳能供电的节点电压是否能够满足监测要求从而正常工作。
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user: 2. 系统方案设计 WSN节点是环境监测系统最基本的组成单元，用于实时监测作物生长环境的变化。整个系统由带有处理器模块的传感器节点模块和电源供给模块组成 [ 6 ] 。其中，电源供给模块包括太阳能电池模块和充电电池模块，开关S1实现对充电锂电池的选择，开关S2实现对放电锂电池的选择。此外，还在基站点接入PC机，负责调出并显示电池的电压值及各传感器测得的环境参数值。本文通过双锂电池和太阳能电池的混合使用，克服了过去太阳能供电时电压值波动较大的问题，保证了传感器节点工作的连续性，延长了节点的使用寿命，确保节点能够稳定地采集数据。系统的总体结构设计如图1所示，太阳能电池模块经充电电路连接充电电池模块，太阳能电池模块、充电电池模块分别连接到传感器节点模块，传感器节点模块连接PC机。其中，太阳能电池模块中的太阳能电池板通过开关S1连接充电电路为锂电池供电，充电电池模块中锂电池通过开关S2为节点供电。另外，传感器节点模块中的传感器通过信号放大电路将放大后的信号送至处理器模块的CC2530芯片。CC2530通过与比较电路的交互选择供电锂电池，并通过功率放大电路和无线收发模块实现数据包的收发。
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user: 3. 硬件设计 为了有效解决WSN节点的供电问题，本文需要设计一种可以使WSN节点稳定工作的基于太阳能供电的农田环境监测节点。根据本文的设计要求，综合考虑芯片的功耗、芯片的管脚和功能、芯片的成本等因素，本设计选用CC2530无线单片机作为处理器主芯片 [ 7 ] 。CC2530能够以较低的成本建立强大的网 图1. 系统总体结构框图 络节点，由于它有多种运行模式，各模式之间转换时间很短，所以它的功耗很低，这对于依靠太阳能供电的无线节点来说十分重要 [ 8 ] 。为了能够可靠地与其他传感器节点进行无线通信、交换控制信息和收发数据，CC2530需要完成传感器数据的A/D转换、网络信号的传输以及与上位机之间的通信等功能 [ 9 ] 。 3.1. 电源供给模块设计 电源供给模块包括：太阳能电池模块、充电电池模块、单刀双掷开关S1和S2。太阳能电池模块经过AD采集过程与处理器直接连接，可以实时监控电池的电压值。综合考虑电压、使用寿命和成本等因素，本文选用锂聚合物型充电电池。锂聚合物充电电池体积小、安全可靠性高、循环寿命长、容量损失少，特别适合用于节点数量大的无线传感网络。可充电锂电池作为整个系统的电源，利用不同的电压转换电路分别为传感器和处理器模块供电。经过测试，只有当电池的电压在3.4 V以上，系统才能稳定地工作。但是，由于比较电路工作和切换电池需要一定的反应时间，为了防止电池的输出电压低于3.4 V，本文设定比较电路的阈值电压为3.45 V。 在系统工作时，两块可充电锂电池首先经过比较电路，判断电压值是否达到预先设定的阈值3.45 V，并由处理器芯片驱动开关S1。当太阳能电池模块接收太阳光充电，并经过电压转换与开关S1连接后，它将为欠压的锂电池充电。此外，比较电路的输出信号接入处理器后，处理器还会驱动另一块相对饱和的锂电池经电压转换后作为电源为传感器节点提供5 V和3.3 V的电压。可充电锂电池经过开关S2与限流电路和稳压电路连接，为传感器采集模块和处理器模块提供不同的电压值，保证了在信号采集的过程中，每个模块都工作在稳定的状态，进而确保最后采集到的数据真实而准确。如果两块电池都没有达到阈值电压，则由电压较大的电池供电。最终，达到两块锂电池一充一放的效果。 此外，两块可充电电池的使用，克服了依靠单一的充电电池为节点供电时存在的电压后继不足的缺陷，即使出现连续的阴雨天气使电池的电压值过低，也可以依靠双锂电池保存的电量维持相当长的一段时间，以达到缓冲的效果，保证了节点工作的连续性，延长了节点的使用寿命，最终确保稳定地采集数据。 3.2. 传感器节点模块 传感器节点模块由电源供给模块供电并实时采集电压值，它是整个系统的核心部分。传感器节点负责获取环境的各种参数值，并无线传输至基站，由PC机实时显示出来。 3.2.1. 处理器模块 处理器模块涵盖了A/D转换器、射频收发器和存储器，负责控制整个传感器节点的操作存储和处理本身采集的数据以及其他节点发来的数据。处理器模块内部设有比较电路，用来判断太阳能电池模块为哪块锂电池充电、哪块锂电池为节点供电。 此外，处理器模块还含有无线收发模块，负责节点与节点、节点与基站之间的数据收发，为了提高收发效率和准确性，本设计在发送数据前先进行功率放大 [ 10 ] 。本设计的处理器使用两个晶振，即高频的32 MHz和低频的32 KHz，高频晶振在射频收发时工作，低频晶振是为了减少功耗，在芯片睡眠时关闭内部某些电路，使它们以极低的频率工作，达到低功耗的目的。 3.2.2. 传感器模块 传感器模块负责监测区域内信息的采集和数据转换。传感器采集到信号后首先送入信号放大模块，放大后再送入处理器的A/D转换口。为了采集多种类型的传感器的信号，避免采集功能的单一化，WSN中的传感器类型都比较多，包括光照传感器、环境温湿度传感器、土壤水分传感器等。 3.2.3. 信号放大电路 虽然传感器的输出信号在A/D转换的范围内，但为了提高转换精度，本设计在传感器与处理器之间插入了一个信号放大模块。由于电信号的波动较小，利用OP-07运算放大器和ICL7660极性反转电源转换器可以达到放大电信号的目的，电信号的放大表现为检测装置的灵敏性能进一步增强，提高了转换精度。传感器模块输出的电信号经过放大模块处理后与处理器CC2530芯片的A/D转换口P0_4相连。放大电路采用反相输入，其放大倍数约为3倍。其中，极性反转电路如图2所示，信号放大电路如图3所示。
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user: 4. 软件设计 传感器网络中的各个节点需要进行大量的数据发送、接收及处理工作，本文涉及到的软件设计主要包括电源供给模块软件设计和节点收发模块软件设计。 4.1. 电源供给模块的软件设计 电源供给模块的软件主要实现比较功能。首先，处理器分别判断两块可充电电池的电压是否达到阈值3.45 V，只有达到阈值的电池才能为系统供电，否则就接通太阳能电池电路为其充电。其次，如果由于连续的阴雨天气等原因使两块电池电压均达不到阈值，系统将比较两块电池电压，由电压相对较高的电池为节点供电。其中，开关S1实现对充电锂电池的选择，开关S2实现对放电锂电池的选择，电源供给模块的主程序流程如图4所示。 4.2. 节点收发模块的软件设计 WSN节点收到发送数据的命令，或者到达预先设定的间隔时间后，向邻居汇聚节点发送连接请求。收到连接请求后，汇聚节点将根据自身情况决定是同意连接还是向邻居汇聚节点转发这个连接请求。最终，传感器节点会收到一个汇聚节点的回复消息，包括汇聚节点的地址、距离(跳数)和路由情况等。连接成功后，传感器节点即进入发送数据的状态，CC2530调用指令ISTXONCCA将经过A/D转换后的数据信息，通过无线收发器射频前端发送出去。发送结束后，WSN节点随即进入休眠状态以减少不必要的能量消耗。休眠状态下，传感器节点还会继续监测，等待下一次的发送命令。 图2. 极性反转电路 图3. 信号放大电路 图4. 电源供给模块的主程序流程图 当传感器节点收到连接请求后，节点会判断是否接收数据。如果节点在网络的最优路径上，就建立连接准备接收数据。连接成功后，接收节点通过指令ISRXON开启射频接收器，等待接收数据直到正确收到数据为止。 4.3. PC端软件设计 由于无线传感网络的节点数量巨大，部署这么多的节点进行实验难度太大，成本很高，所以本文缩减了传感器节点的数量，旨在尽可能真实地模拟无线传感网络的运行情况。传感器部署地区的jpeg格式的地图如图5所示，将传感器加入地图后可直观地看出整个网络的拓扑结构和传感器节点的粗略位置。 基站无线接收传感器节点采集到的数据，通过USB串口发送给上位机软件，实时数据采集情况如图6所示。
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user: 5. 系统测试及结果分析 5.1. 电源供给模块电压性能测试 由于本系统中节点借助双锂电池供电，为了直观地反应双锂电池供电和单锂电池供电时，电源供给模块输出的电压波动情况，进行仿真实验。由于电池完全能为WSN节点连续供电20天以上，为了缩短实验时间，实验中用一个电源供给模块同时为多个传感器供电，本文将测量24小时内不同供电方式的输出电压值(选取上午的8:00~第二天8:00)。由于不同的天气会影响输出电压而产生实验误差，本文将两个系统放在同一个地方同步地工作，每隔1.5个小时记录一次数据。最终，绘制单锂电池和双锂电池的输出电压变化折线图，如图7所示。 由图7的电压变化情况的比较结果可直观地看出： 1) 在傍晚之后光照不足的情况下，依靠单电池供电的系统电压值一直在下降，尤其到后半夜，单电池的输出电压可能低于节点正常工作所需的电压值。 2) 在光照不足的情况下，依靠双电池供电的系统在电压值下降到3.45 V左右时，由于切换了供电电池，电压值陡升到了3.5 V以上。整个监测时间内，供电模块输出的电压值一直维持在3.4 V以上。 3) 整个监测时间内，单电池供电的系统电压值波动较大，双电池供电的系统输出电压值波动较小。 图5. 传感器部署示意图 图6. 实时数据采集情况 图7. 电源供给模块输出电压变化情况比较 5.2. 结论 综上所述，本文设计了一种比较简单的装置，实现了太阳能的智能供电。由各传感器的测量范围和误差可知，传感器能够对各环境参数进行采集，满足智慧农业系统一般的监测需求。本文设计的依靠双锂电池供电的电源供给模块工作稳定，较好地保证了农田环境监测节点在光照不足等恶劣天气下稳定工作，环境适应性强，保证了传感器的功能不受天气的影响。由电源供给模块电压性能测试情况可知，本文设计的依靠太阳能供电的传感器节点能够长期可靠地采集数据。
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user: 6. 结束语 本文在农业物联网技术的大背景下，设计了一种新型的无线传感器节点。文中阐述了节点的软硬件设计原理、太阳能供电的流程、输出电压变化情况及分析等。经测试，本文设计的传感器节点供电系统输出的电压值稳定，成本较低，可以实现WSN节点的无间断工作，具有较高的应用价值。
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user: 摘 要 针对某单层地铁车站结构，建立了其三维数值计算模型，分析了其在静力、中震和大震作用下结构受力与变形，并基于现有规范对其抗震性能进行了简单评价。结果表明：1) 车站结构的柱子是其抗震的薄弱部位；2) 车站边墙与顶板和底板结合处受力较大；3) 现有的车站结构抗震性能良好，满足规范要求。论文研究成果可为类似工程的抗震设计与分析提供参考。 关键词 :地铁车站，地震响应，抗震性能评价，数值计算模型 Copyright © 2017 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 地铁等地下结构在城市交通、抗震救灾等领域的重要性越来越显著，因此其抗震性能也越来越受到人们的关注。我国新版的《建筑抗震设计规范》(GB50011-2010)中首次新增了第14章“地下结构”，明确要求地下结构必须进行抗震设计；《城市轨道交通结构抗震设计规范》(GB50909-2014)也已颁布实施，明确提出了地下结构简化抗震计算方法。与此同时，住建部印发了《市政公用设施抗震设防专项论证技术要点(地下工程篇)》，也从法规上规定了面积超过10，000平米的地下空间必须进行抗震设防专项论证。 目前针对地铁车站等地下结构地震响应的研究成果较多 [ 1 ] [ 2 ] [ 3 ] ，但大多进行了平面的简化计算分析，或者仅进行了单一地震动作用下的计算分析。本文则基于某实际车站，建立了其三维数值计算分析，分析了结构在静力、中震和大震等作用下结构内力和变形，计算地震动荷载引起的结构内力和位移的增量以评价动荷载效应，然后基于现有规范对其抗震性能进行了评价。
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user: 2. 计算模型 该车站为两跨单层地下框架结构，层高3 m，每跨均为6 m，采用C40混凝土浇筑。 2.1. 计算范围 根据楼梦麟教授的研究表明 [ 4 ] ：地基平面的尺寸与结构平面的尺寸之比大于5时，动力计算的结果已可趋于稳定，侧向边界的影响可予忽略。另据陈跃庆 [ 5 ] 的试验结果，认为自由场平面尺寸与模型结构的宽度之比大于2时，侧向边界的影响也可予以忽略。对于水平横向输入的地震波，计算表明：纵向计算长度取结构纵向长加2倍、4倍、6倍的横向结构宽度(即前后土体各取结构横向跨度的1倍、2倍、3倍)时，计算结果的差异均在10%内 [ 6 ] 。综合上述研究成果，初步确定计算范围为：沿水平激振方向的计算宽度取为结构宽度的5倍(即左右两侧土体均为结构横向宽度的2倍)、纵向计算长度的选取与横向计算长度的选取一致，两端土体均取2倍的结构横向宽度、深度方向则依据场地条件选取至基岩面，最终的计算范围：60 m (水平横向) × 81 m (水平纵向) × 50 m (竖向)。土体和结构计算模型见图1，图2。 2.2. 边界条件 静力计算时，模型四个侧面均取固定边界，底部为竖向固定、水平自由的边界，表面为自由变形边界。动力计算时，需设置动力边界条件，即在模型的四个侧面上均采用自由场边界条件 [ 7 ] ，底部取为竖向固定、水平自由的边界(输入地震动需要)，顶面仍为自由变形边界。 图1. 整体计算模型 图2. 结构计算模型 2.3. 地震荷载的输入 动力计算时，在地下50 m基岩处输入未来50年超越概率为10% (中震)和2% (大震)的当地人工地震动加速度进行中震和大震计算，中震和大震的地震加速度时程曲线如图3所示。 2.4. 材料本构模型 文献 [ 8 ] 对重塑土动力试验结果进行拟合的研究表明，采用三参数Davidenkov模型能较好的拟合试验结果。文献 [ 9 ] 对上海原状土的动力特性进行动力试验表明，软土的动应力应变关系亦可采用Davidenkov模型描述，因此本文建议采用Davidenkov模型模拟武汉软土的非线性特性。Davidenkov模型可描述为： 图3. 基岩面输入加速度时程曲线 (1) (2) 式中A、B和γ r 为拟合常数，γ r 亦为参考剪应变，γ d 为瞬时动剪应变，G d 和λ为瞬时的动剪切模量和阻尼比，G max 和λ max 为最大动剪切模量和最大阻尼比。 文献 [ 10 ] 在试验研究的基础上，给出了武汉软土地层中四种常见土类：粉质粘土、粘土、粉土和砂土的模型参数取值(表1)。 计算时采用Davidenkov模型描述软土的非线性特性，土层的计算参数见表2。 钢筋混凝土采用M-C模型，考虑混凝土的塑性变形。
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user: 3. 静力计算结果及分析 静力计算时考虑的荷载有土体与结构的自重及地面超载，地面超载按规范取20 kPa。 3.1. 柱端弯矩 结构板柱排列情况及静力下人防结构柱子平面内的弯矩见图4、图5。 由图可见： 1) 在第五根柱子上由于其右端楼板开洞的影响，其柱端弯矩发生了突变。 2) 若不考虑楼板开洞的影响，沿纵向柱子的弯矩大都在5 KN*m与−5 KN*m之间，变化不大。 3.2. 板弯矩 考虑到结构对称性，这里仅给出结构底板，顶板的左跨左端(与左边墙结合)、左跨右端(与中柱结合)等几个部位的弯矩沿结构纵向的变化曲线。图6、图7分别为静力作用下结构底板跨端及顶板跨端沿结构纵向的变化曲线，由图可见： 1) 结构左跨右边弯矩的变化曲线均为锯齿形，其最大峰值对应板与柱端结合处，因而设计中需注意板、柱结合处由于剪力和弯矩过大而产生剪切破坏； 2) 板跨中弯矩为正，下表面受拉，板跨边弯矩为负，上表面受拉。 Table 1 Parameters in Davidenkov model for four types soi 土类型 G d λ A B γ r (10 −4 ) 相关系数R β 相关系数R 粉质粘土 1.2046 0.4527 7.1 0.9987 1.3185 0.9815 粘土 0.5773 0.6487 20.4 0.9954 1.3690 0.9814 粉土 0.6909 0.5530 15.5 0.9994 1.2468 0.9796 砂土 0.8094 0.5421 13.5 0.9994 1.0735 0.9952 表1. 四种土类的Davidenkov模型参数 Table 2 Soil computation parameter 土层 密度(kg/m 3 ) 剪切波速(m/s) 最小阻尼比 泊松比 杂填土 1700 252 0.015 0.42 粘土 1900 275 0.02 0.4 泥岩 2000 582 0.01 0.38 表2. 土层的计算参数 图4. 结构板柱排列示意图 图5. 静力作用下柱端弯矩 图6. 静力作用下底板跨边弯矩 图7. 静力作用下顶板跨边弯矩 3.3. 边墙弯矩 图8为边墙与顶板与底板交接处弯矩沿纵向的变化曲线。由图可见： 1) 边墙与板结合处的弯矩为负。 2) 边墙与顶板结合处的弯矩较大。