DreamBlooms/HansPub-15000-to-45000 huggingface dataset:
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user: 2. 相关理论概述 2.1. 短生命周期产品 短生命周期产品是随着时代发展总结和定义出来并逐渐增多的产物，目前短生命周期产品的认识和定义还没有统一，短生命周期产品一般是指：时效性很强的产品，短生命周期产品就是指容易发生衰变、腐败等变质现象的产品或由于本系列和竞争产品的更新换代使原产品快速进入衰退期，从而造成产品销售生命远小于产品本身保存周期的产品[ 1 ] 。 本文主要对后者产品非物理性质类型的短生命周期产品进行研究，下面是对短生命周期产品的共同特征进行分析。 2.2. 短生命周期产品主要特征 由于短生命周期产品没有严格的定义，以下特点是针对某大类产品总结出来的： 1) 生命周期短暂 产品生命周期短暂的原因很多，例如：产品本身物理性质可以导致其生命周期短暂；市场竞争促使技术革新，产品更新换代快也可以使产品生命周期缩短。企业为了保证自己的市场领先地位，安排产品的快速更新换代。也有企业是想追随市场领先者，对其进行模仿，也加快产品的更新速度。各种因素导致很多产品在市场上停留的时间很短，像现在电脑、手机、MP3等电子产品上市后很快被更新的、更先进的产品淘汰，时尚服装的每个季度都会推出很多新产品。 2) 高附加值、价格变化快 很多短生命周期产品具有高附加值的特点，短生命周期产品凝聚了文化、知识、服务等无形的价值，产品的研发阶段较长，但成长很快，在这段时间内，产品价格相对稳定，而一旦过了拥有最大销量的成熟期，到了衰退期，产品的价格会迅速变化，像粽子、圣诞礼物、月饼等产品在某些特定时间内，产品价格大大超过成本价格而且销量大。然后过了这个特定时间，产品价格会迅速下降，销量也会大减。 3) 需求不确定性强，难预测 短生命周期产品的需求不确定性强，短生命周期产品自身价值变动会对刺激消费者的购买欲望，如果某种产品大幅度降价可能导致产品供不需求，产品成长期和成熟期很快，其中可变因素太多，使产品具有很大的需求不确定性。需求不确定性强导致需求数据很难预测。 4) 高收益，高风险 短生命周期产品的附加值高使得产品在特定时间内获得高收益，但高收益也伴随着高风险。很多高技术产品难以确定市场需求，不容易进行需求预测，从而给企业带来了市场风险；生产短生命周期产品的企业在创新过程中因管理不善而导致创新失败也可能带来的管理风险；资金周转出现问题会导致企业没有足够成本进行产品改善与开发给企业带来资金风险。企业要想获得高收益，就要承担高风险。 5) 竞争激烈，较强的产品替代性 市场竞争激烈是短生命周期产品产生的重要原因之一，同样，短生命周期产品的特征也包括激烈的市场竞争，由于产品更新速度快、市场竞争激烈导致短生命周期产品具有较强的替代性，新生产品会很快取代原来的产品。 2.3. 短生命周期产品库存控制 2.3.1. 传统库存问题研究 库存具有两面性，生产与商业活动都不能缺少它。无论什么行业都会不同程度上持有一定量的库存。 库存管理也称库存控制，是指在商业组织内涉及存货决策的一切职能。在生产过程中，生产出社会需要的产品需要不断的耗用物资，库存物资会随着生产的进行而不断减少；随着原材料的消耗，企业也会适时补充。库存管理的重点在于确定订货点、订货量、库存水平等问题[ 2 ] 。传统观念认为库存量越大对企业越好，不会缺货、断货，而现在则认为库存多会占用大量资金，所以最好是零库存，但如果库存太低会加大短缺成本，导致货源短缺。所以库存过高或过低都会给企业经营带来麻烦，这两者之间是矛盾的，存在着效益背反[ 2 ] 。 最早的经济订单批量模型(Economic Order Quantity， EOQ)由Harris于1915年提出，建立了一个基于成本优化的简单库存模型，并找到了最优解，后来Wilson对Harris的模型进行了改进，将此模型应用在实际市场中，从而使经济订货批量模型逐渐完善[ 3 ] 。现在很多经济订货批量的模型如下： RC：为再订货成本； D：需求量； HC：库存持有成本。 当然产品的库存水平随着时间的变化而变化，变化表现在库存水平上下浮动。如订货到达时，存货水平会上升，然后会售出产品满足客户需求，产品售出后，存货水平会逐渐下降。有时可能会突然出现强大需求或者到货延迟等问题导致库存量不足，有时会出现订货不需要或需求萎缩使得库存量明显上升[ 4 ] 。 这些实际情况太复杂，因此常用的EOQ模型使用时都会进行一些假设将复杂的问题进行排除，使问题简单化，因此我们以往接触到的模型都在这些假设的基础上建立并求解的，所以这种模型并不能与实际情况很贴切，并且从数学的角度看，这个模型的结果也不是很严谨。 2.3.2. 短生命周期产品库存控制要求 从对库存控制的分析我们可以看出，库存的有效与否是受两个方面影响的，首先是库存产品数目上的控制，企业的库存数目过小则生产进度会受到阻碍，企业库存数目大就会造成企业成本的浪费；其次是库存的时间问题，库存时间过久就会使企业面临产品过期、性能变质、淘汰等问题。所以我们如果想对生命比较短的产品进行库存建模研究的话，就必须要认识到这种产品的特点。 顾名思义，短生命周期的产品一般的特点是在市场上存在时间很短、易于被淘汰且市场需求波动较大等，因此要求也更为严谨甚至苛刻。使用的库存管理方法就要能适应时变需求，本文将西尔弗–米尔启发方法和报童模型结合，确定订货点和订货量及期末库存水平，用组合方法达到短生命周期产品库存控制的要求。
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user: 4. 结束语 库存控制问题是短生命周期产品经营面临的重大挑战之一，不合理的库存积压等问题甚至可以导致企业倒闭，而由于短生命周期产品的一些特性，导致传统库存管理并不能有效解决短生命周期产品供应链库存问题，本文先确定了订货点，方法是西尔弗–米尔启发，然后将求得的每个订货区间看出报童问题模型，用报童模型来确定订货量，再根据上面求得的订货点和订货量进行调整期末库存，这样的组合方法既使过期库存量不大，又使缺货率很低，采用这种方法可以有效的降低企业库存成本，从而降低企业运营成本。随着时代发展，短生命周期产品供应链的不断变化，不同的产品的需求的不确定程度也不同，需求的预测的准确性会很深的影响短生命周期产品供应链库存管理，而西尔弗–米尔启发方法的应用有很多前提假设条件，在企业实际运营中，有时不是十分符合假设条件。因此，对这类问题还要进行进一步的深入研究和探讨。
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user: 2. 相关理论概述 2.1. 短生命周期产品 短生命周期产品是随着时代发展总结和定义出来并逐渐增多的产物，目前短生命周期产品的认识和定义还没有统一，短生命周期产品一般是指：时效性很强的产品，短生命周期产品就是指容易发生衰变、腐败等变质现象的产品或由于本系列和竞争产品的更新换代使原产品快速进入衰退期，从而造成产品销售生命远小于产品本身保存周期的产品 [ 1 ] 。 本文主要对后者产品非物理性质类型的短生命周期产品进行研究，下面是对短生命周期产品的共同特征进行分析。 2.2. 短生命周期产品主要特征 由于短生命周期产品没有严格的定义，以下特点是针对某大类产品总结出来的： 1) 生命周期短暂 产品生命周期短暂的原因很多，例如：产品本身物理性质可以导致其生命周期短暂；市场竞争促使技术革新，产品更新换代快也可以使产品生命周期缩短。企业为了保证自己的市场领先地位，安排产品的快速更新换代。也有企业是想追随市场领先者，对其进行模仿，也加快产品的更新速度。各种因素导致很多产品在市场上停留的时间很短，像现在电脑、手机、MP3等电子产品上市后很快被更新的、更先进的产品淘汰，时尚服装的每个季度都会推出很多新产品。 2) 高附加值、价格变化快 很多短生命周期产品具有高附加值的特点，短生命周期产品凝聚了文化、知识、服务等无形的价值，产品的研发阶段较长，但成长很快，在这段时间内，产品价格相对稳定，而一旦过了拥有最大销量的成熟期，到了衰退期，产品的价格会迅速变化，像粽子、圣诞礼物、月饼等产品在某些特定时间内，产品价格大大超过成本价格而且销量大。然后过了这个特定时间，产品价格会迅速下降，销量也会大减。 3) 需求不确定性强，难预测 短生命周期产品的需求不确定性强，短生命周期产品自身价值变动会对刺激消费者的购买欲望，如果某种产品大幅度降价可能导致产品供不需求，产品成长期和成熟期很快，其中可变因素太多，使产品具有很大的需求不确定性。需求不确定性强导致需求数据很难预测。 4) 高收益，高风险 短生命周期产品的附加值高使得产品在特定时间内获得高收益，但高收益也伴随着高风险。很多高技术产品难以确定市场需求，不容易进行需求预测，从而给企业带来了市场风险；生产短生命周期产品的企业在创新过程中因管理不善而导致创新失败也可能带来的管理风险；资金周转出现问题会导致企业没有足够成本进行产品改善与开发给企业带来资金风险。企业要想获得高收益，就要承担高风险。 5) 竞争激烈，较强的产品替代性 市场竞争激烈是短生命周期产品产生的重要原因之一，同样，短生命周期产品的特征也包括激烈的市场竞争，由于产品更新速度快、市场竞争激烈导致短生命周期产品具有较强的替代性，新生产品会很快取代原来的产品。 2.3. 短生命周期产品库存控制 2.3.1. 传统库存问题研究 库存具有两面性，生产与商业活动都不能缺少它。无论什么行业都会不同程度上持有一定量的库存。 库存管理也称库存控制，是指在商业组织内涉及存货决策的一切职能。在生产过程中，生产出社会需要的产品需要不断的耗用物资，库存物资会随着生产的进行而不断减少；随着原材料的消耗，企业也会适时补充。库存管理的重点在于确定订货点、订货量、库存水平等问题 [ 2 ] 。传统观念认为库存量越大对企业越好，不会缺货、断货，而现在则认为库存多会占用大量资金，所以最好是零库存，但如果库存太低会加大短缺成本，导致货源短缺。所以库存过高或过低都会给企业经营带来麻烦，这两者之间是矛盾的，存在着效益背反 [ 2 ] 。 最早的经济订单批量模型(Economic Order Quantity， EOQ)由Harris于1915年提出，建立了一个基于成本优化的简单库存模型，并找到了最优解，后来Wilson对Harris的模型进行了改进，将此模型应用在实际市场中，从而使经济订货批量模型逐渐完善 [ 3 ] 。现在很多经济订货批量的模型如下： RC：为再订货成本； D：需求量； HC：库存持有成本。 当然产品的库存水平随着时间的变化而变化，变化表现在库存水平上下浮动。如订货到达时，存货水平会上升，然后会售出产品满足客户需求，产品售出后，存货水平会逐渐下降。有时可能会突然出现强大需求或者到货延迟等问题导致库存量不足，有时会出现订货不需要或需求萎缩使得库存量明显上升 [ 4 ] 。 这些实际情况太复杂，因此常用的EOQ模型使用时都会进行一些假设将复杂的问题进行排除，使问题简单化，因此我们以往接触到的模型都在这些假设的基础上建立并求解的，所以这种模型并不能与实际情况很贴切，并且从数学的角度看，这个模型的结果也不是很严谨。 2.3.2. 短生命周期产品库存控制要求 从对库存控制的分析我们可以看出，库存的有效与否是受两个方面影响的，首先是库存产品数目上的控制，企业的库存数目过小则生产进度会受到阻碍，企业库存数目大就会造成企业成本的浪费；其次是库存的时间问题，库存时间过久就会使企业面临产品过期、性能变质、淘汰等问题。所以我们如果想对生命比较短的产品进行库存建模研究的话，就必须要认识到这种产品的特点。 顾名思义，短生命周期的产品一般的特点是在市场上存在时间很短、易于被淘汰且市场需求波动较大等，因此要求也更为严谨甚至苛刻。使用的库存管理方法就要能适应时变需求，本文将西尔弗–米尔启发方法和报童模型结合，确定订货点和订货量及期末库存水平，用组合方法达到短生命周期产品库存控制的要求。
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user: 摘 要 本文介绍了500 kV交流站中采用交流控制回路的500 kV隔离开关的二次回路，以及普洱±800 kV换流站中采用直流控制回路的500 kV隔离开关二次回路。论述了采用直流控制回路的500 kV隔离开关存在的运行人员未下发分合命令而自行分合闸的安全隐患问题。提出了在三相操作箱内安装电机电源监视器，将电源监视器的辅助接点接入各相控制回路来消除该隐患的改进方案。所改进的方案在普洱换流站应用后，运行效果良好。 关键词 :换流站，500 kV隔离开关，二次回路，防误，TVR
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user: 1. 引言 高压直流输电在远距离大容量输电和电力系统联网方面具有明显的优点，它在我国西电东送和全国联网工程中起着非常重要的作用。 隔离开关是高压开关电器中使用频率最高的一种，其好坏直接关系到变电站的安全运行。隔离开关主要作用是使检修设备与带电设备产生明显断点，在倒闸操作中十分频繁，因而故障率也相对较高，实际操作中不少隔离开关会发生误动作[ 1 ] 。 文章 [ 2 ] 将隔离开关控制回路故障类型分为了4类：第一，就地分合闸失灵，可操作远控分合闸。第二，远控分合闸失灵，可操作就地分合闸。第三，远控及就地分合闸失灵，可通过接触器磁吸可分合闸。第四，仅能通过手摇操作分合闸。并分别给出了处理方法，但是没有对隔离开关的误动作进行分析。 文章 [ 3 ] 依托宁夏银川东750 kV换流站工程的建设经验，指出了当隔离开关控制回路采用直流电源，电机回路采用交流电源时可能出现的误动情况。即当电机回路交流开关处于断开位置误按下分合闸按钮，那么当合上电机开关时，电机会自动执行之前的误动作命令而自行分合闸。文章提出了将电机电源监视的辅助触点接入控制回路来隔断的解决方案。 在新建普洱±800 kV换流站中，500 kV交流滤波器场使用的是新东北电气的500 kV分相操作的隔离开关，其电源回路采用的是交流电源，控制回路根据全站计算机监控的要求采用的是直流电源。在新东北电气初期的控制回路设计中，结合以往工程以及参考文献的经验，采用在电机电源回路增加TVR电源监视器，在B相主控制回路中串入TVR的辅助接点来切断控制回路的方式对其做了防误改进，然而，在调试过程中仍然出现了误动情况，本文从控制回路原理出发，详细分析了在交直流电源混用的情况下出现误动作的原因并给出了解决方案。
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user: 2. 交、直流控制下500 kV隔离开关二次回路分析 图1为500 kV变电站中使用的500 kV隔离开关的二次回路图，控制电源采用的是交流220 V。从图中可以看出，电机的控制回路电源就是从总电源线路中取一相即可。当断开总电源开关SA，电动机电源被切断的同时二次控制回路的电源也被切断，不存在误动风险。 在普洱换流站500 kV交流滤波器场使用隔离开关控制方式与常规500 kV变电站的存在一定差异，为了满足计算机监控6MD66系列高压间隔控制单元的要求，500 kV隔离开关二次回路采用直流电源，通过在B相操作箱安装TVR电源监视器来达到一次回路断开时同时断开二次回路。本文通过分析和现场 图1. 交流控制下500 kV隔离开关二次回路 验证，这种方法存在一定的误动隐患，且提出通过在A，C相操作箱增加TVR电源监视器的方法来消除该隐患。经过现场运行经验表明，该方法能够消除该隐患，保证运行安全稳定。 图2为800 kV换流站中使用的500 kV隔离开关的二次回路图，控制电源采用的是直流220 V。从图中可以看出，为了达到电机电源断开同时二次回路同时切断的目的，在总电源线路上加装了TVR电源监视器，将TVR的辅助接点接入控制回路中。电机电源失电时，断开隔离开关控制回路，并发送电机电源失电信号。
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user: 3. 直流控制下500 kV隔离开关误动分析 在图2中，B相操作机构箱内的“SA电机电源空开”拨至“断开位置”，“SBT2远方、允许就地、就地转换开关”拨至“就地”且“SBT1单相、三相选择开关”拨至“三相”。此时，若按下“SB1合闸按钮”或按下“SB2分闸按钮”时，A、C相的分或合闸控制回路就会接通。此时，若合上“SA电机电源空开”则B控制回路也会接通，该刀闸的A、B、C三相在没有分、合闸命令时，会自动分合。原因分析如下： 在上述条件下按压“S1合闸按钮”后正电经B相的X1：55端子送至A、C相的合闸回路，而此时A相合闸回路无断开点，正电回到了B相的X1：78号端子，并经“SB1合闸按钮”闭合触点回到控制回路的负端。此时，A相操作机构箱中的合闸自保持回路接通，合闸接触器一直励磁。同时，正电也经A相操作机构箱中的52号端子、3号端子，并由3号端子送回B相操作机构箱的“SBT1单相、三相选择开关”并经55号端子流过KM1继电器，此时，TVR的一端就有了正电。负电经B相的X1：4号端子流向A相的X1：70号端子，由于此时A相KM1接触器吸合，负电通过A相的KM1的触点流向A相的X1：2号端子，并最终流回B相的X1：78号端子。此时，TVR电压监视器触点两端有正负电压。若合上“SA电机电源”空开，回路中TVR三相电源监视器触电恢复常闭，B相合闸接触器KM1吸合，B相合闸回路也导通了。此时，该刀闸、地刀A、B、C三相在没有合闸命令时，也会就地自动合上。 图2. 直流控制下500kV隔离开关二次回路
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user: 4. 改进措施及结论 根据以上分析，为了避免上述现象的发生，可以采用如下措施。由于此回路中有“TVR三相电源监视器”，该监视器在三相电机电源异常时，如缺相、无压的情况下会断开B相分、合闸回路。所以，可以在A、C相操作机构箱回路中加装TVR继电器，或将TVR的触点串联到A、C相操作回路中。这样在电机电源下电后，A、C相分合闸回路就不会导通，也不会存在反送B相正负电的问题。在新建普洱±800 kV换流站采用前一种方式在A，C相操作机构回路中各增加了一副TVR电源监视器，运行效果良好。 本文依托普洱换流站工程500 kV隔离开关调试过程中出现的问题，通过回路分析发现了二次控制回路中的不足，并给出了解决方案，将隔离开关的误动隐患扼杀在了摇篮中，同时，给其他新建工程或已建工程的类似问题提供了参考。
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user: 摘 要 本文设计了一组双应力交叉步降的气缸加速寿命试验并进行试验。文中讨论了双应力交叉步降试验相比于常规寿命试验和双应力恒定试验的效率优势，使用了累计效率模型和GLL-Weibull模型对试验数据进行了分析。最终通过该方法获得的寿命数据有较高的精度，而且试验效率大大提高。该试验方法有着很大的发展空间。 关键词 :寿命试验，气缸，精度，效率
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user: 1. 引言 气缸作为一种结构简单的多用途产品广泛应用于生产生活的各个领域。随着工艺和材料不断发展，气缸的可靠性越来越高，寿命越来越长，这进行导致气缸寿命试验的成本也越来越高。 自加速寿命试验的概念问世以来，各国对其进行了深入的研究。围绕提高恒定应力试验数据分析精度的问题，Mazzuchi和Hirose分别作了研究[ 1 ] [ 2 ] 。Watkins，Bugaighis，McLinn和Wang对恒定应力试验的极大似然估计问题进行了研究和改进[ 3 ] -[ 6 ] 。张志华等则对恒定应力试验的二步估计问题进行了深入的探讨[ 7 ] [ 8 ] 。1980年Nelson提出的Nelson原理使得产品在不同应力水平下的加速时间可以相互折算[ 9 ] ，这使得步进应力加速试验的研究取得突破。此后，Bhattachargga，Tyoskin，Tang和茆诗松等对于Nelson原理进行了拓展和改进[ 10 ] -[ 13 ] 。葛广平等人的研究使步进应力试验的极大似然估计步骤流程化[ 14 ] -[ 16 ] 。这些成果大大提高了加速寿命试验的效率和精度。 为了探究气缸寿命试验的方法，Underwood针对厚壁气缸的疲劳寿命进行了仿真分析及实验分析[ 17 ] [ 18 ] ，Belforte和Raparelli对气缸动密封的磨损进行了寿命试验的研究[ 19 ] ，Kang和Kim则选压力、频率和温度作为加速应力提出了一种加速寿命试验的方法，提高了试验的效率[ 20 ] 。在国内，付永领，祁晓野，陈娟，马俊功等人对气缸加速寿命试验进行了系统的研究，分析了气缸的失效模式及与之相关的应力类型[ 21 ] ，研究并改进了双应力恒定加速寿命试验的试验方法及统计方法[ 22 ] [ 23 ] ，这些研究使得气缸寿命试验的效率和精度都得到了提升。王德义等研究了适用于机械产品的多应力试验的GLL-Weibull模型[ 24 ] 。刘伯红研究了气缸的双应力交叉步进试验，相对于恒定应力试验，试验效率大大提高[ 25 ] 。 经过国内外学者的研究，当前针对气缸的加速寿命试验的效率和寿命预测精度都得到了极大的保障，而由于产品寿命的不断提升，对于试验效率的优化依然有着巨大的需求。本文为进一步提升气缸加速寿命试验的试验效率，进行了双应力交叉步降加速寿命试验的研究。
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user: 2. 气缸的双应力交叉步降加速寿命试验 2.1. 试验设计过程 多应力的交叉步阶试验的设计思路是选取多个应力进行加速试验，在试验的每一阶段中依次选择其中一种应力升高/降低其应力水平，直至试验结束。这类试验由于每次仅降低一种应力，这使得在试验的总体条件逐步变化的情况也兼顾相邻两阶段的试验条件有关联，可将相邻两阶段的试验理解为局部的单应力步进/步降试验来进行后续的实验分析。考虑到当前试验条件控制成本及统计算法的复杂度，选择双应力进行交叉步阶试验较为可行。 双应力交叉步降试验中，选取两种应力 和 并各设置n个应力水平并满足 (1) (2) 其中， 和 为产品正常使用下的应力水平 试验过程中每次调整试验条件时，交替降低其中一种应力的水平，以达到在试验过程中逐渐降低应力水平的效果，即试验中各阶段的联合应力水平依次为 (3) 本次研究中使用的气缸为单出杆双作用的活塞气缸，这种气缸经过一段时间的工作后会出现的问题主要为活塞杆、密封圈及缸体内壁相关部位的磨损，导致零部件间隙增大，引起泄漏和气缸的最终失效。研究表明，气缸工作时的环境温度以及气缸的作动频率对于系统的磨损有显著的影响，因此试验中选取这两种应力作为加速应力。 试验中使用了20个气缸作为试验样本，步阶试验中的截尾方式包括定数截尾和定时截尾，试验中每个阶段的样本失效数应尽量相近，不能过多或过少，考虑到本试验过程便于监控，因此采用了定数截尾的试验方法。 综合考虑应力种类和截尾数要求，试验中每种应力选取了四个应力水平，则试验中将使用7组应力，试验截尾数设定为3。具体的加速试验谱如图1所示。 2.2. 试验效率与精度分析 针对同类气缸的双应力恒定应力试验在两种应力各设置4个应力水平的情况下，将会组合出16个应力组合，经过一定的优化可以选择与双应力交叉步阶试验相同的7组应力进行试验，考虑到试验的精度，每组需要至少5个样本，因此双应力恒加试验至少需要35个样本。而交叉步阶试验仅需20个样本，且试验条件可以进行统一控制，大大降低了试验的成本。 对比步进与步降试验，根据失效物理的退化模型以及Nelson的累计失效模型，步阶试验的产品失效是由于各应力试验下所累积的失效概率之和决定的，而与加载顺序及加载方式无关。因此对于应力水平设计相同的步进和步降试验，试验完全进行后所得的样本的累计失效概率是一样的。我们知道，试验样 图1. 加速试验谱 本累计失效概率是一个漫长的过程，步降试验在试验初期使用高应力进行加速试验，其累计失效概率的速率将大大高于步进试验。根据张春华等人的研究，对于相同的定数截尾的试验方案，在获取等量信息的情况下步降应力试验所用的试验时间比步进应力试验短；而对于定时截尾的试验方案，在相同试验时间的情况下步降应力试验获取的寿命信息比步进应力试验多。因此相对于步进试验，双应力交叉步降试验可进一步提升加速试验的效率。 精度方面，步阶试验所选取的样本数较少，所获得的失效数据也较少，因此在试验结果的精度上将逊于恒定应力试验。而步降试验初始应力较高，失效概率累计很快，从试验结果的记录上来说出现误差的可能性相比于步进试验更高，这就更加增加了试验结果出现误差的可能性。双应力交叉步降加速试验是否能够满足气缸寿命试验的实际精度需求，需要根据试验的结果来评判。
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user: 3. 试验结果分析 根据上文的试验应力及加速谱，进行了两组气缸双应力交叉步降加速寿命试验，以其中一组为例进行数据分析。 3.1. 试验结果记录 试验结束后，所得的试件失效数据如表1所示。试件失效时间的不可控，而试验过程中也并不能做到实时监控，因此并非试验的每一阶段的试样失效数都准确为3，而完成第6步试验后所有试样均已失效，因此不再进行第7步试验。这是由于试验本身的特点决定的，而且记录的误差在试验允许的范围内，这一误差不会影响后续的数据处理过程。 拆解失效的试件进行检查，所得出的气缸失效原因包括以下几点：气缸活塞杆磁石磨损严重，出现剥落，甚至出现断裂；密封圈磨损严重，且两侧积累大量磨屑；缸筒内壁和活塞杆都有明显磨痕，尤其是受负载作用力方向的一侧；密封圈变形严重，间隙增大。这些失效机理与常规使用中该类型气缸出现失效的原因保持一致，因此本次试验的结果是有效的。 3.2. 试验数据分析 根据累计效率模型(Cumulative Effect Model)，各阶段的失效数据之间可以进行相互的折算，将步阶试验的失效数据转化为等效的恒定应力试验的失效数据，基本的折算公式为 (4) 其中： 为第i阶段的失效数据， 为将第i阶段的失效数据折算至第j阶段的等效数据， ， 分别为产品在i，j阶段的应力条件下的特征寿命。 Table 1 Failure number in each period (cpm—cycles per minute 温度 频率 348 K 338 K 328 K 318 K 125 cpm Step 1: 4 100 cpm Step 2: 3 Step 3: 3 75 cpm Step 4: 5 Step 5: 2 50 cpm Step 6: 3 Step 7: 0 表1. 各阶段试件失效数(cpm——每分钟的作动次数) 在各阶段应力水平下的产品特征寿命未知的情况下，针对双应力交叉步阶试验，结合广义对数线性模型模型(Generalized Logarithmic Linear Model，简称GLL模型，如式(5))，可将式(4)转化为如式(6)的形式 (5) (6) 其中 ， ， ， 为与试验应力相关的函数， ， ， 为模型参数。通过参数估计及方程组的解算可以得到折算后的各应力水平下的等效试验时间。本试验中所记录的数据折算后的结果如表2所示。 由于气缸的寿命分布服从Weibull分布，经折算的数据可以采用GLL-Weibull作为加速模型。最终经计算推测出气缸在常规工作状态(40℃，100 cpm)下的特征寿命为1992.42万次。 3.3. 结果分析 试验结果的分析包括精度及效率两个方面。 精度方面，常规试验的结果为特征寿命为1656.75万次相比于这一结果，本次双应力交叉步降试验所得的结果中，特征寿命的误差为4.57%。 效率方面，比较的依据是试验所消耗的时间，计算公式为 (7) 其中， 为试验消耗的总时间(试验中检测及变换条件的时间忽略不计)， 及 分别为不同试验条件下的作动频率及对应的试验次数。 恒定应力加速寿命试验通常会进行多组，因此会消耗大量的试验件和时间，为此曹春苗对气缸恒定应力加速寿命进行了优化，从两种应力每种四个应力水平所组合成的16个应力水平中选出6个应力水平进行实验分析[ 26 ] ，同样达到了2%以内的精度，大大提高了恒加试验的效率。忽略试验中检测的时间，表3给出了常规寿命试验及优化后的恒加试验和双应力交叉步降加速试验的效率成本比较。 相对于双应力恒定加速寿命试验，双应力交叉步降试验的所得的特征寿命存在的误差稍大，但仍处于令人满意的范围。由于双应力交叉步降试验的试验件在试验初期损耗速度很快，难免导致对试验气缸失效数据的记录产生滞后，造成记录的数据偏大。在后续的研究中，可以通过在气缸临近失效时加大检测频率来获得更精确的失效数据。而根据表3的结果，可以看出，常规寿命试验相比，双应力交叉步降试验的在试验件的消耗上增加了一倍，但试验时间仅为常规试验的20%左右。恒加试验通常包括多组样本及试验应力，试验设备数量越多，越有利于提高试验效率，但这需要大量的物力消耗，设备不足时其试验效率十分低下。综合来说，双应力交叉步降试验的人力物力消耗总量远远小于常规寿命试验及恒定应力加速寿命试验。
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user: 4. 结论 本文阐述了双应力交叉步降试验方法在气缸寿命试验中对于试验效率提升的作用，并通过具体的试验对这一观点进行了验证。根据试验结果，双应力交叉步降加速寿命试验的效率相对于常规寿命试验及恒定应力加速寿命试验有很大的提升，而试验结果的精度也是令人满意的。后续的研究将进一步这一方法的精度。总体来说，双应力交叉步降加速试验在很多高可靠性产品的寿命测试中有着很大的应用前景。 Table 2 Equivalent failure data of each stress combination after conversion (×104 第一阶段 的失效数据 (75˚C， 125 cpm) 第二阶段 的失效数据 (75˚C， 100 cpm) 第三阶段 的失效数据 (65˚C， 100 cpm) 第四阶段 的失效数据 (65˚C， 75 cpm) 第五阶段 的失效数据 (55˚C， 75 cpm) 第六阶段 的失效数据 (55˚C， 50 cpm) 237.10 244.21 390.73 402.45 684.16 704.68 252.49 260.07 416.11 428.59 728.60 750.45 282.69 291.17 465.87 479.84 815.72 840.19 282.69 291.17 465.87 479.84 815.72 840.19 - 316.27 506.03 521.21 886.05 912.63 - 316.27 506.03 521.21 886.05 912.63 - 316.27 506.03 521.21 886.05 912.63 - - 527.68 543.51 923.96 951.67 - - 527.68 543.51 923.96 951.67 - - 543.93 560.24 952.40 980.97 - - - 577.59 981.90 1011.35 - - - 577.59 981.90 1011.35 - - - 596.26 1013.64 1044.04 - - - 596.26 1013.64 1044.04 - - - 596.26 1013.64 1044.04 - - - - 1039.87 1071.06 - - - - 1039.87 1071.06 - - - - - 1081.68 - - - - - 1105.35 - - - - - 1105.35 表2. 折算后各应力组合下的等效失效数据(单位：万次) Table 3 Comparison of efficiency and cost between life testing methods of pneumatic cylinde 试验件数量 试验时间(h) 常规寿命试验 10 3681.6 优化后的恒加试验 5 × 6 = 30 2497.7~8728.2 双应力交叉步降试验 20 734.6 表3. 各种气缸寿命试验方法的效率及成本对比
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user: 摘 要 通过原子轨道线性组合方法研究悬挂键对石墨烯纳米带的电子结构的影响规律。当悬挂键能量超过7 eV时，边缘态被有效地消除，与第一性原理方法所得结果一致。对于完美的半导体石墨烯纳米带，由于未配对电子的存在，费米能附近出现悬挂键态和相应的电导峰。计算结果对石墨烯纳米带电子器件的设计和性能改善有指导意义。 关键词 :紧束缚理论，石墨烯，电子结构
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user: 1. 引言 剪切机械剥离石墨烯[ 1 ] [ 2 ] 、沿轴向拉开单壁碳纳米管[ 3 ] [ 4 ] 或外延生长石墨烯[ 5 ] [ 6 ] 等方法，获得的石墨烯纳米带是一类准一维纳米尺度碳材料。基于硬壁势模型，求解单π紧束缚模型下的薛定谔方程[ 7 ] -[ 11 ] 或者二维无质量粒子的狄拉克方程[ 12 ] -[ 14 ] ，不同边缘形状石墨烯纳米带的电子结构不同。研究结果表明扶手椅型石墨烯纳米带呈现金属性或半导体性取决于纳米带的宽度，而锯齿型石墨烯纳米带呈现金属特性。 上述模型虽然可以很好的模拟石墨烯电子结构，但是边缘碳原子成键性质的突变，使得需要更精确的方法模拟石墨烯纳米带的边缘态。上面所提到的单π紧束缚方法[ 7 ] -[ 11 ] 忽略了共价键的特性，也就是 键特性，更重要的是，该方法忽略了边缘碳原子的悬挂键信息(与裸露碳原子是一个数量级)。受到最近边界处理理论的启发[ 15 ] [ 16 ] ，提出sp 3 紧束缚方案研究石墨烯纳米带的电子特性，该理论描述悬挂键态非常好。在sp 3 紧束缚方案的基础上，进一步讨论石墨烯纳米带的电子输运性质。 文章采用sp 3 轨道杂化模型为基础的原子轨道线性组合的新方法来模拟边缘态。研究低能级范围内石墨烯纳米带的电子结构。观察到悬挂键的能量大于7 eV时，边缘态能够被有效地消除。在石墨烯纳米带电子输运中起重要作用的非配对电子导致在费米能附近出现突出的电导峰。
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user: 2. 计算细节和方法 如图1所示，扶手椅型和锯齿型石墨烯纳米带。通过数字N来分类。称宽度为N的扶手椅型石墨烯纳米带为N-AGNR，宽度为N的锯齿型石墨烯纳米带为N-ZGNR。 A-紧束缚哈密顿：在前人的石墨烯和石墨烯纳米带研究中，只考虑单π轨道近似。在本篇文章中，提出了已经成功应用于计算硅纳米线和碳纳米管电子结构的sp 3 紧束缚方案[ 15 ] [ 17 ] 。在该模型中，用等效哈密顿函数来表示原子轨道基组之间耦合作用[ 17 ] -[ 19 ] : 图1. 氢饱和石墨烯纳米带结构。蓝色的点表示氢原子，虚线菱形框表示一个石墨烯元胞，包含两个不等价碳原子A和B。用沿y方向的碳原子的个数N表示纳米带的宽度。虚线矩形代表包括2N个碳原子的石墨烯纳米带单胞。(a)宽度为11的扶手椅型石墨烯纳米带和(b)宽度为6的锯齿型石墨烯纳米带 (2) 哈密顿矩阵的基组可以从基本基组 ， ， ， 变为 ， ， ， 基组，该基组沿着键排列方向。从基组 ， ， ， 中，发现只考虑了sp 2 轨道杂化，由于 每个碳原子存在一个垂直于平面的π轨道。例如，图1(b)中的A原子，三个键的方向是(0，1，0)，( ， ，0)，( ， ，0)；因此，基组 ， ， ， 可表示为 (3) 如果杂化轨道沿着悬挂键的方向，那么它的能量就会因为sp 2 杂化而增加。例如，如边缘原子有沿着 方向的悬挂键，边缘原子的哈密顿矩阵的基组 ， ， ， 可由下式给出： (4) 最终，哈密顿矩阵将回归最初基组 ， ， ， 。边缘原子的哈密顿矩阵则会变为： (5) 类似地，对于B原子来说，最终的哈密顿矩阵块可以用相同的方法获得。 从电极L到电极R的电子透射系数T表达为[ 20 ] [ 21 ] ： ， (6) 分别是散射区的推迟格林函数和超前格林函数， 是散射区到和电极的耦合矩阵。 和 分别表示左右电极的自能。
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user: 3. 结果与讨论 电子结构计算采用sp 3 紧束缚模型，使用经验参数 ， ， ， ， ，和 。在缺少更多的详细实验和理论基础的情况下，参数 可以作为近似值来描述碳原子和氢原子间键能。在当前工作中，我们设置 为7.0 eV。为了方便比较，局域密度近似下的第一性原理自洽赝势方法被用来计算石墨带电子结构。截断能为310 eV。第一性原理优化计算表明C-C-H键间的夹角大约120˚。计算表明了宽度为N = 3i + 2(i为正整数)的扶手椅型石墨烯纳米带呈现金属性，而其它的则是半导体，与前人计算结果是一致的[ 7 ] -[ 11 ] 。半导体扶手椅型石墨烯纳米带的能隙 随宽度指数衰减，与之前 与石墨烯纳米带的宽度成反比的发现形成对比[ 11 ] 。经过更加细致的分析，发现带隙 随宽度N刚好满足 。当N > 10时，从sp 3 紧束缚模型计算得到的能隙与从第一性原理计算方法获得的结果一致。如图2(b)所示是宽度为12的扶手椅型 图2. (a)基于sp 3 紧束缚模型和第一性原理计算得到的氢原子钝化扶手椅型石墨带AGNRs的带隙随着宽度N的变化关系；(b)12-AGNR 的sp 3 紧束缚能带结构 石墨烯纳米带的电子结构。能隙 ，费米能级附近的电子结构和参考文献[ 11 ] 中第一性原理计算结果相似。因此，石墨烯纳米带的电子结构有无钝化能够精确地用sp 3 紧束缚方法描述，尤其是半导体扶手椅型石墨烯纳米带。 图3(a)所示的是在无钝化条件下，宽度为N = 12的扶手椅型石墨烯纳米带的能带结构。宽度为12的扶手椅型石墨烯纳米带呈现半导体特性，π键轨道和π*反键轨道能级关于费米能级对称。特别地，由于石墨带一个单胞内边缘上存在两个悬挂键，我们观察到费米能级附近出现了二重简并能级。当每个单胞里有一个悬挂键被钝化时，简并能级消失，只能在费米能级附近观察到一个能级。这些边缘态在决定扶手椅型石墨烯纳米带的电子传输性质起着重要作用。在图3(c)中，由于悬挂键引入的三个通道被打开，电导G = 3G 0 (G 0 = 2e 2 /h)。当一个单胞有一个碳原子被一个氢原子钝化时，出现电导 G = 2G 0 是由于两个通道被打开。该结果表明悬挂键对电子输运性质有着重要影响，这与参考文献[ 16 ] 中边缘态不会对石墨烯纳米带的电导有显著作用的发现是不同的。在图3(d)中，费米能级附近观察到态密度峰。局域态密度如图4所示。在图4中，我们观察到在 E = 0 eV时，只有小部分电子局域在两个电极边缘；因此，没有电子能够通过扶手椅型石墨烯纳米带。当E = 0.2 eV，电子局域在扶手椅型石墨烯纳米带的边缘，与锯齿型石墨烯纳米带在费米能级形成电子扩展态的结果相似。所以，在扶手椅型石墨烯纳米带的带隙中观察到显著的电导峰。 图5是宽度为12的扶手椅型石墨烯纳米带的电子结构；我们用 紧束缚方法获得的计算结果很好地再现了第一性原理计算结果。在图5(a)中，观察到π成键轨道和π*反键轨道能级在费米能级附近简并。通过对局域态密度的分析，发现相应的边缘态电子波函数完全地局域在石墨烯纳米带边缘。结果与之前只考虑π轨道的研究结果一致。不考虑钝化，在费米能级处观察到两重简并能级。此外，由于锯齿型石 图3. 宽度N = 12的扶手椅型石墨烯纳米带(a)没有氢钝化和(b)有一个氢原子钝化的能带结构，(c)相应的电导率和(d)态密度 图4. 未钝化的宽度为12的扶手椅型石墨烯纳米带的局域态密度：(a) E = 0 eV和(b) E = 0.2 eV 图5. 宽度为12的扶手椅型石墨烯纳米带的能带结构：(a)未钝化；(b)每个单元有一个氢原子被钝化；(c)每个单元有两个氢端原子被钝化；(d)相应的电导率 墨烯纳米带边缘的悬挂键，多出了一个双重简并能级。当一个单胞里一个碳原子被氢原子钝化时，一个简并能级消失。锯齿型石墨烯纳米带未配对电子对石墨烯纳米带输运性质有着重要影响。在图5(d)中，我们观察到由于额外的能级的出现打开了额外的电导通道，因为悬挂键的未配对电子参与电子运输，将形成贯穿锯齿型石墨烯纳米带的扩展态。
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user: 4. 结论 基于sp 3 紧束缚和非平衡格林函数方法研究了石墨烯纳米带的电子结构。当悬挂键能量大于7 eV，边缘态被有效地消除了，这与第一性原理计算结果是一致的。对于完美的石墨烯纳米带，通过未配对电子的引入，在费米能级附近，我们观察到明显的电导峰，对石墨烯纳米带的电子输运起重要作用。这些结果能够为基于石墨烯纳米带电子器件的设计和性能改善有指导意义。
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user: 摘 要 本文分析了一类单自由度双侧约束碰振系统的擦边周期运动的稳定性。利用不连续映射的方法建立了擦边周期轨道的局部Poincaré映射。在此基础上得到了双擦周期轨道的稳定性判据。根据此判据，可知系统在双擦周期轨道附近不存在局部吸引子，即，发生不连续擦边分岔。最后，用数值结果验证了理论方法的可行性。 关键词 :碰振系统，单自由度，擦边运动，不连续映射方法，稳定性
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user: 1. 引言 擦边现象存在于大量碰撞振动系统中。由于系统在擦边点处具有奇异性，导致系统有非常复杂的动力学行为。长期以来人们对碰振系统的擦边运动进行了广泛的研究。早在1983年，Shaw & Holmes [ 1 ] 在研究一个简谐激励下有约束的单自由度刚性碰撞振子时就最早发现了零速碰撞会导致奇异性的发生。Whiston [ 2 ] 在研究简谐激励下无阻尼线性冲击振子时，首先用奇异性理论研究了擦边碰撞的Poincaré映射不可微性，说明了碰撞振动的复杂运动形式与擦边现象具有内在的联系。Nordmark [ 3 ] 在这类单自由度碰振系统的研究中发现了擦边碰撞现象，并首次建立了冲击振子碰撞运动的Poincaré-Nordmark映射。Fredriksson和Nordmark [ 4 ] 推广了以前的工作，通过引入不连续映射建立起了多自由度冲击振子的Poincaré映射及规范型的计算，并推出了擦边轨道稳定的条件。Bernardo，Budd和Champneys [ 5 ] 用Nordmark不连续映射的方法推导出n维分段光滑动力系统在擦边轨道附近不连续映射的规范形，并用此来分析擦边分岔情况。在对称约束碰撞系统的研究方面，Foale、Bishop [ 6 ] 对一个双约束单自由度系统的擦边分岔进行了数值研究。A.C.J. Luo [ 7 ] 研究了一类具有双约束的非光滑动力系统的对称解。G.W. Luo [ 8 ] 等对一类对称双约束碰撞系统的Neimark-sacker分岔及环面分岔进行了研究并研究了此系统的余维二分岔。 本文在一个对称双擦周期轨道附近建立不连续映射，并用此分析了系统在擦边点处的局部分岔情况。
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user: 2. 模型 考虑由质量为m的振子组成的对称双约束单自由度碰振系统。振子由刚度为 的线性弹簧和阻尼系数为c的线性阻尼器相连接。质块只作水平方向的运动，并受简谐激励力 的作用。处于平衡状态的振子与刚性约束A和B的距离为 。碰撞系统在没有碰撞时的无量纲运动方程为： (2.1) 其中 ； ； 。且 。振子的平衡位置为 ，刚性约束A和B分别位于 和 ，所以距离d为单位长度。仍然用t来表示 ，得到系统的运动方程为： (2.2) 方程有一个特解： (2.3) 当 ； ； 。由此我们可以看出当 时系统存在双擦周期轨道 ，且 可以看成是擦边分岔参数，因为当 时，振子分别在 ， ( ，2m + 1代表周期数)时发生擦边，当 时，振子与分界面发生碰撞，当 时，振子在 ， 都不碰。 方程的通解为： (2.4) 再由初始条件 得到方程的通解为： (2.5) 其中 (2.6) 且 ， ， ， ， 。
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user: 3. 擦边周期运动不连续映射的推导 下面主要以周期1运动为例进行推导。由(2.6)式可知 的特征根为 ， ，所以当 时系统的非碰周期轨道是渐进稳定的。令 (3.1) 其中特征值为 ， ， ， ，且 。 下面我们来分析系统在双擦周期轨道附近的分岔情况。首先以相位面 为Poincaré截面。系统轨线如图1所示。当 时， 在 与分界面 在 处发生擦边。当参数变化时，系统轨线与分界面发生碰撞，在碰撞函数的作用后与 相交于 。我们假设当轨线到达分界面时，穿过分界面继续在系统流的作用下运动直到 。那么从 到 的映射 就是我们所要求的不连续映射 。 由(2.3)可知轨线在擦边点 处的加速度为 。把 在 处展开到适当的阶数。 (3.2) 其中 图1. 碰撞映射D 1 其中 (3.4) 由(3.3)可知当 时系统发生碰撞，因为当 时(3.3)式才有解。根据不连续映射方法可得不连续映射 ， 当 (3.5) 当 (3.6) 其中I为单位矩阵， 。 当轨线运动到分界面 附近时，又需要考虑轨线与分界面的接触情况，同理可以建立不连续映射 。 当 (3.7) 当 (3.8) 其中 。 由以上的推导可以建立双擦周期轨道附近的Poincaré映射 ，以 为Poincaré截面，从一点 出发( 且 在 的极小邻域内) 。当 和 成立时， 、 分别为恒等映射。 把(3.5)，(3.6)，(3.7)，(3.8)写成矩阵形式为： (3.9) (3.10) (3.11) (3.12) 作下坐标变换，令 ， ， ，其中l为大于零的常数， ， 。并由上面坐标变化的4式可近似得到： 和 则(3.9)~(3.12)可简化为如下的形式： 对于 得： 当 ， (3.13) 当 ， (3.14) 对于 得； 当 ， (3.15) 当 ， (3.16) 其中 ， ， 。
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user: 4. 双擦周期轨道的稳定性分析 由式(2.3)可以看出当 时系统存在双擦周期轨道 ，且当 变化时 会与分界面碰撞或者不碰，所以可以把 看成是擦边分岔参数。由以上分析可知，以 为Poincaré截面，双擦周期轨道的Poincaré映射为 ， 。当 和 成立时， 、 分别为恒等映射。由(3.13)~(3.16)可以看出当 和 时，映射(3.13) (3.15)都含有平方根项，所以令 为擦边点，如果一点 且 ，则 在映射(3.13) (3.15)的不断迭代下将不会向擦边点 靠近，即在双擦周期轨道附近不会存在局部吸引子。 由(3.14) (3.16)可以得到它们的截尾映射： (4.1) 和 (4.2) 其中A为一个矩阵，它的元素分别为 ， ， ， 。 如果要使双擦周期轨道附近存在局部吸引子，就需要满足从一点 且 出发，经过映射(3.13)得到 且 ， 再经过映射(3.15)得到 且 ，如果此后只满足映射(3.14) (3.16)条件，那么轨线将向擦边点 靠近，即在双擦周期轨道附近存在局部吸引子。具体表示成式子就是 如果 ， ， ，且对于任何 ， 都有 ，且 ，那么双擦周期轨道附近存在局部吸引子。 下面我们对这个系统具体讨论，看在双擦周期轨道附近是否存在局部吸引子。由式(3.1)和系统的物理意义都可以得到 和 都是正数，那么当 ，经过映射(4.1)得到 ， ，满足映射(4.2)的条件，经过映射(4.2)，可以得到 ，这样就不能满足上面给出的条件，所以对这种双擦周期轨道其附近是不存在局部吸引子的。 对原系统(2.2)取参数 ， ， ， ，即 ，对系统(2.2)仿真得到一个对称双擦周期1轨道如图2所示。系统的擦边状态属于临界情况，当系统参数变化时系统轨线与分界面就会出现碰或不碰的情况。变化参数令 ，使 ，仍对原系统(2.2)仿真得到一个对称双碰周期1轨道，如图3所示。接着我们讨论此对称双擦周期1轨道附近是否存在局部吸引子。用第三节求出的不连续映射(3.13~3.16)随着 的变化作系统在此双擦周期1轨道附近的分岔图。如图4所示：当 时，系统存在非碰周期1运动，当 时，系统存在碰撞周期1运动，当 时系统发生擦边且系统在擦边点处发生了跳跃，这与我们上面得到的结果是一致的，在此双擦周期轨道附近不存在局部吸引子。变动参数f再对原系统(2.2)仿真，得到位移随参数f变化的分岔图。如图5所示：当 时，系统作非碰周期1运动，当 时，发生碰撞，为对称碰撞周期1运动，当 ，系统出现对称双擦运动且在擦边点处发生跳跃，这说明此双擦周期轨道附近不存在局部 图2. 系统(2.2)的擦边周期轨道 图3. 系统(2.2)的碰撞周期轨道 图4. 映射系统( 2.3.47~ 2.3.50)分岔图 图5. 原系统(2.2)的分岔图 吸引子。对原系统(2.2)仿真得到了与对不连续映射(3.13~3.16)仿真的一致结果，说明了不连续映射方法对此对称双擦周期轨道的有效性及不连续映射(3.13~3.16)的正确性。
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user: 5. 小结 本文对一个双侧约束的单自由度系统进行了分析，得到了一个对称双擦周期轨道，用不连续映射的方法推导出了此双擦周期轨道附近的不连续映射。并用此不连续映射分析了擦边分岔情况，得到了在此双擦周期轨道附近不存在局部吸引子的结论，并对原系统仿真说明了对双擦周期轨道运用不连续映射方法的有效性。
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user: 摘 要 在固定床反应器中进行了反应温度、压力、空速、氢碳比、粒度对Fe 3 O 4 -FeO基(nFe 2+ /nFe 3+ = 0.89 - 1.5)熔铁催化剂费–托合成反应性能的影响研究。实验结果表明，该熔铁催化剂低温活性良好，在493 K时，CO转化率51.93%。通过降低氢碳比、温度或空速，或升高反应压力，可以减小甲烷选择性，特别是温度的影响作用结果明显，由5.80%降至2.99%。催化剂粒度小于 0.1 mm 消除了在固定床中的内扩散影响。反应条件对Fe 3 O 4 -FeO基熔铁催化剂F-T合成反应性能影响规律和其它铁基催化剂F-T合成类似。 关键词 :低温，固定床，熔铁催化剂，费–托合成
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user: 1. 引言 费–托(F-T)合成是煤间接液化的一个重要途径，是利用化石能源的有效工艺技术之一。熔铁基催化剂是第一个实现商业化的F-T合成催化剂。由于铁基催化剂F-T合成活性高，具有高水煤气变换性能，更适合于煤基合成气的F-T合成，是目前世界上很多国家以及各大石油公司竞相开发的催化剂。由于费托合成反应是一个强放热反应，所以浆态床反应器是克服这个问题的理想反应器。浆态床反应器由于受反应介质的影响，反应温度低。传统熔铁催化剂是高温(573~623 K)费–托合成反应催化剂，在低温下活性较差。本文通过研究工艺条件对Fe 3 O 4 -FeO基熔铁催化剂F-T合成反应性能的影响，得到一种低温高活性的熔铁催化剂使之适用范围更广。
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user: 2. 实验部分 催化剂制备采用电阻炉熔融法，冷却后经破碎，筛取不同粒度备用[ ]。F-T合成反应在微反－色谱连续流动固定床装置上进行，反应器内径 8 mm 。2 ml 的催化剂用同粒度的石英砂按1:1 的比例稀释，置于反应器的等温区。催化剂首先用纯氢还原24 h，还原温度为673~773 K， 压力为1.0 MPa，空速为10，000 h −1 。还原后冷却至473 K以下切换成合成气，缓慢升温至反应温度，待达到稳态(约12 h)后，反应6~10 h 取样分析。 反应的尾气由色谱在线分析，用热导检测器(TCD)和TDX-1填充柱分析CO、CH 4 和CO 2 ，气态烃采用GDX104柱和FID在线检测，收集的液相产物分离后，油相用GC/MS 5973/6890N和HP35MS毛细管柱测定，水相有机物通过GDX104柱和FID检测。
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user: 3. 结果与讨论 3.1. 反应温度的影响 图1是反应温度对F-T合成反应性能的影响，由图1可以看出，随着反应温度的升高，CO和H 2 转化率逐渐增加，甲烷选择性随之增加，二氧化碳选择性总的变化不大，低碳烯烷比增加明显，烃产物分布向低质烃方向移动。温度高于533 K时，CO转化率维持在90%以上。随着反应温度的升高，C 2 -C 4 和 图1. 反应温度的影响 C 5 -C 11 烃在493 K和573 K时两者选择性较大差距，但是513 K~553 K时两者选择性接近。C 12+ 选择性呈下降趋势逐渐明显。 由图1可以看出，随着反应温度的升高，低碳烃含量逐渐升高，且低碳烯烃的含量明显高于对应的烷烃，表明该熔铁催化剂具有较强的抑制加氢的能力。且随着温度的升高，这种抑制作用加强。在本文条件下，碳和氧平衡95%左右情况下，C 1+ 收率为74~157 g/Nm 3 ( 合成气 ) ，C 5+ 收率55~89 g/Nm 3 ( 合成气 ) 。表明该熔铁催化剂在该条件下具有较好的活性，选择性以及收率。 3.2. 反应压力的影响 压力对F-T反应性能的影响如图2所示，从图2可以看出，随着反应压力的增加，CO转化率逐渐升高，CO 2 选择性略有下降。费托合成是体积减小的反应，增加体系总压能使反应向正向进行，故随压力增加，CO转化率逐渐增加。而WGS反应为等分子可逆反应，且F-T合成中WGS反应在接近热力学平衡的条件下进行，故总压对其平衡影响不大，但由于总压对F-T反应速率的影响大于对WGS反应速率的影响，使得总烃量的增加大于CO 2 量的增加，导致CO 2 选择性有所下降。由图2还可以看出，随着反应压力的增加，甲烷选择性变化不明显，C 1 -C 4 烃的选择性呈升高的趋势，C 5 -C 11 汽油馏分段增加，C 12 -C 18 柴油馏分段变化不大，重质烃C 19+ 呈减少的趋势，从热力学上看，加压有利于链增长几率的增大[ 1 ] [ 2 ] ，但由于所采用的是固定床积分反应器，积分效应明显，有利于加氢链终止反应，得到的高碳烃就越少，从而导致C 19+ 含量减少。 图2. 压力的影响 3.3. 原料气H 2 /CO的影响 原料气中H 2 /CO比对F-T反应性能的影响如图3所示。由图3可知，随着H 2 /CO比的增加，CO的转化率略有增加，这是因为低H 2 /CO比原料气有利于链增长反应，而高H 2 /CO比原料气有利于加氢链终止反应[ 3 ] -[ 5 ] ；由图3可见，随着氢碳比的增加，甲烷的选择性增加，而CO 2 的选择性降低，这是因为当反应压力不变，而原料气比增大时，反应气中的H 2 分压升高，有利于加氢反应，并使得WGS反应向逆方向进行[ 6 ] ；CH 4 选择性增加是因为合成气中H 2 /CO增大，体系中H 2 分压增加，使得催化剂活性表面富氢，阻止碳链之间的结合，加快了链的终止速率，使得CH 4 选择性得以增加。 由图3还可以看出，随着原料气H 2 /CO比的增大，低碳烃的选择性呈升高的趋势，高碳烃选择性呈下降的趋势，这是因为原料气H 2 /CO比增大有利于加氢链终止反应，而不利于链增长反应。由此可见，低氢碳比利于重质烃的生成，高氢碳比利于轻质烃的生成。Dry [ 7 ] 认为由于费托合成反应速率的控制步骤是强化学吸附的一氧化碳与弱的氢吸附之间的反应，因此，总反应速度主要决定于氢的分压。 3.4. 原料气空速的影响 由图4可以看出，空速对F-T反应性能的影响，随着空速的升高，转化率降低。这是因为空速增加，一方面使得外扩散阻力降低有利于CO转化率的提高，另一方面，又使得原料气在床层中的线速增大而缩短了气–固之间的接触时间，不利于反应物在催化剂表面的停留，从而导致CO转化率降低。在本实验低温低空速条件下，后一种情况占主导[ 8 ] ，所以转化率降低；随着空速(2080~3000 h −1 )升高，甲烷选择性升高，空速继续升高至4000 h −1 ，甲烷选择性几乎不变，随着空速(2080~3000 h −1 )升高，二氧化碳选择 图3. 原料气H 2 /CO的影响 图4. 空速的影响 性升高，3000~4000 h −1 二氧化碳选择性降低。这是因为低温低空速下，热力学上有利于WGS反应，而空速的升高，提供了较多的H 2 O参与反应，故CO 2 选择性升高，但同时也要考虑到热力学平衡推动力等问题，所以二氧化碳选择性较复杂。 由图4还可以看出，随着空速的升高，低碳烃的含量逐渐减少，高碳烃的含量逐渐增加。低温低空速下，随着空速的升高，外扩散阻力降低有利于低碳烃的逃逸。从理论上讲，随空速升高，C 1 -C 4 烃的选择性应升高，C 5+ 选择性应降低；但是，由于所采用的是固定床积分反应器，积分效应严重，而导致相反的结果。由原料气H 2 /CO的影响讨论可知，在一定的空速下H 2 /CO比越高，CO转化率亦越高，生成的低碳烃亦越多；随着反应气在催化剂床层的下移，H 2 /CO比逐渐增大，尤其在低空速下，积分效应尤其明显，尾气中的H 2 /CO比迅速增大，使得催化剂床层后部微分转化率升高，低碳烃的含量增加。 3.5. 催化剂粒度的影响 由图5不同粒度催化剂对F-T反应性能影响可以看出，随着粒度减小，CO的转化率增加，直到0.075~0.1 mm以后CO转化率基本保持不变，这是因为消除了催化剂的内扩散影响[ 9 ] [ 10 ] ；随着催化剂粒度的减小，0.15~0.25 mm和0.1~0.15 mm时，内扩散还没有消除时转化率增加，转化率增加，这可能是因为粒度减小，在相同时间内催化剂上的氢分压增大，则甲烷的选择性增加，颗粒小于0.075~0.1 mm内扩散已基本消除，此时转化率已经基本不变，此时粒度减小，则氢分压所占比例变化不大，则对甲烷的选择性影响也不明显；随着粒度的减小，低碳烃选择性增加，高碳烃选择性减小，这可能是因为随着粒度减小，内扩散慢慢消除，使得低碳烃易于逃逸，不利于碳链的增长，小于0.075~0.1 mm范围F-T反应产物的烃分布几乎是一致的，认为内扩散已经消除；由图5可以看出随着粒度减小，C 2+ 和C 5+ 收率也是相应的增加，小于0.075~0.1 mm范围收率基本不变，可以认为此后内扩散已经消除。
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user: 4. 结论 1) 反应条件对Fe 3 O 4 -FeO基熔铁催化剂F-T合成反应性能影响规律和其它铁基催化剂F-T合成类似。 图5. 催化剂粒度的影响 2) 与传统熔铁催化剂相比该熔铁催化剂在低温下对F-T合成反应有较高的活性和总有效烃选择性，493~573 K，CO转化率为52% ~ 95%左右，烃收率74 ~ 157 g/Nm 3 ( 合成气 ) 。Sasol工业化的低温F-T合成催化剂F-T活性为493K时合成气转化率46%，甲烷，汽油和硬蜡选择性分别是7%，14%，27%。与Sasol工业化的低温F-T合成催化剂F-T活性[ 7 ] 相比，该催化剂适用于低温费–托合成反应工艺，且对浆态床工艺有潜在的应用开发前景。