DreamBlooms/HansPub-15000-to-45000 huggingface dataset:
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user: 1. 引言 随着药物化学的不断发展，使用催化法实现手性合成已经成为十分普遍的方法。迄今为止，过渡金属催化剂、酶、有机小分子催化剂等被广泛使用 [ 1 ] [ 2 ] [ 3 ] ，特别是近几年来迅速发展起来的手性有机小分子催化剂，因其具有容易制备、价格低廉、对环境友好、反应条件温和等优势而受到科学家们的青睐，成为研究的热点和前沿 [ 4 ] 。 氨基酚化合物，其结构中含有氨基及酚羟基两个官能团，它不仅可以作为配体与金属Ti、Cu等络合后参与反应，也可以单独作为一种双功能有机小分子催化剂使用，其在催化氰基对环氧化合物 [ 5 ] [ 6 ] 以及亚胺 [ 7 ] [ 8 ] 的不对称加成、Mannich反应 [ 9 ] 、亚胺的烯丙基化反应 [ 10 ] [ 11 ] [ 12 ] 等多种反应中都表现出良好催化活性，相应反应都获得较高的产率和对映选择性。同时，这类催化剂拥有突出的优势：易于合成，方便提纯，催化剂用量少等。因而，合成新颖结构的氨基酚化合物具有重要的意义。本文设计合成了三种手性氨基酚化合物(7A， 7B， 7B-1)，化合物7A和7B分别为含有链式和芳基对称结构的氨基酚化合物，化合物7B-1为含有苯胺结构的氨基酚化合物。氨基酚化合物的合成如路线1所示。
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user: 2. 实验方法 2.1. 主要试剂及仪器 INOVA-600型核磁共振仪(以TMS为内标，CDCl 3 为溶剂)；Brucker Equinox 55 FT-TR型红外光谱仪(KBr压片)；Brucker型质谱仪(ESI电离技术)；低温实验使用EYELA PSL-1810型磁力搅拌低温恒温水槽(无水乙醇为介质)。 实验所用试剂均为分析纯，石油醚沸程为60℃~90℃，其中，无水四氢呋喃是在钠砂中惰性气体保护下加热回流并用二苯甲酮显色；柱层析硅胶G (青岛海洋化工有限公司)；薄层层析硅胶GF254 (青岛海洋化工有限公司)；薄层层析板(GF254，加0.5% CMC自制)，紫外灯下(254 nm)观测并用碘蒸气显色。 2.2. 氨基酚化合物的合成 以化合物7A的合成为例 [ 10 ] ： 50 mL圆底瓶中加入化合物1A (0.23 g， 2 mmol)，添加混合溶剂(20 mL， V 1，4- 二氧六环 :V 水 = 1:1)搅拌使其溶解溶液。冰浴条件下分批加入(Boc) 2 O (1.09 g， 5 mmol， 2.5 equiv.)，同时缓慢滴加10%的NaOH溶液，使PH保持在8~9之间。待酸酐加毕，混合液室温搅拌过夜，TLC监测反应。用乙酸乙酯(20 mL × 3)萃取，水相用10%的KHSO 4 溶液酸化至PH = 2~3后，用乙酸乙酯萃取水相，合并有机相，无水Na 2 SO 4 干燥，过滤，滤液浓缩得到粗产物。粗产物经乙酸乙酯重结晶，得化合物2A。 Scheme 1. Synthesis of aminophenol 路线1. 氨基酚化合物的合成 50 mL圆底瓶中加入无水THF，冰浴下加入LiAlH 4 (0.61 g， 16 mmol， 8.0 equiv.)，缓慢加入2A (0.63 g， 2 mmol)，Ar保护下回流4 h，TLC监测反应。在冰浴条件下，缓慢加入Na 2 SO 4 水溶液淬灭反应，过滤，乙酸乙酯洗涤固体，合并有机相，浓缩得粗产物。减压蒸馏纯化(b.p. 70℃， 压力44 Pa)得无色液体3A。 EDCI (0.17 g， 0.92 mmol， 2.2 equiv.)、CH 2 Cl 2 (20 mL)、HOBT (0.12 g， 0.92 mmol， 2.2 equiv.)、Boc-L-缬氨酸(0.20 g， 0.92 mmol， 2.2 equiv.)顺序加入50 mL圆底瓶中，搅拌溶解。将3A (0.06 g，0.42 mmol)溶解在CH 2 Cl 2 中，逐滴加入到上述混合溶液中，室温搅拌，TLC监测反应。反应完毕，于反应体系中加入10 wt%的柠檬酸(20 mL)，搅拌，将析出的白色沉淀物过滤，滤液用10 wt%的柠檬酸(20 mL)、饱和NaHCO 3 、饱和食盐水洗涤，合并有机相，无水Na 2 SO 4 干燥，过滤，浓缩得粗产物。快速柱层析(PE:EA = 2:1)得无色油状液体4A，直接进行下一步反应。 50 mL圆底瓶中加入4A (0.13 g，0.24 mmol)，冰浴搅拌下加入盐酸的1，4-二氧六环溶液(4.0 M， 2.88 mmol，0.72 mL，12 equiv.)，缓慢升至室温搅拌反应，1.5 h后往反应体系中充入30 min氮气，减压浓缩，得到棕褐色粘稠液体5A，不经纯化直接进行下一步反应。 氩气保护下，在含5A的50 mL圆底瓶中加入3-叔丁基水杨醛(0.11 g， 0.6 mmol， 2.5 equiv.)、无水MgSO 4 (0.17 g， 1.44 mmol， 6.0 equiv)、CH 2 Cl 2 (20 mL)、Et 3 N (0.15 g， 1.44 mmol， 2.0 mL，6.0 equiv.)，室温搅拌反应过夜，TLC监测反应。反应完毕，将亮黄色固液混合物用短硅胶柱过滤以除去MgSO 4 和三乙胺盐酸盐，硅胶柱用石油醚/乙酸乙酯(2:1)洗脱至淋洗液无色，洗脱液减压浓缩得黄色油状物，用正己烷多次洗涤黄色油状物以除去残留的三乙胺盐酸盐，滤液合并，减压浓缩得亮黄色油状液体6A。 在含有化合物6A (0.18 g， 0.27 mmol)的圆底烧瓶中加入甲醇(25 mL)，冰浴搅拌下先后加入NaBH 4 (0.10 g， 2.7 mmol)和一滴盐酸，伴随气体产生的同时溶液由黄色变为无色，继续冰浴搅拌30 min。缓慢加入稀盐酸溶液(2.0 M)直至反应体系pH < 1，以除去反应体系中多余的还原剂。反应体系用CH 2 Cl 2 (20 mL × 3)萃取，合并有机相，无水Na 2 SO 4 干燥，过滤，减压浓缩。所得固体用CH 2 Cl 2 /正己烷(1:8)重结晶得化合物7A。
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user: 3. 结果与讨论 3.1. 二胺的甲基化反应 伯胺的甲基化反应可用甲醛、硫酸二甲酯、碳酸二甲酯、甲醇等为甲基化试剂实现，但上述试剂参与的反应较难控制在单甲基化反应阶段。相比直接甲基化法，酰胺还原法在伯胺的单甲基化中有较好的应用。本论文采用Boc保护氨基，通过控制Boc 2 O用量、加料顺序和速度等可很好的抑制单边伯胺的双Boc等副反应，得到较好产率的化合物2A。再用LiAlH 4 氢化酰胺，可方便的在伯胺上引入一个甲基，得到化合物3A。化合物2A的单晶(图1)可通过乙酸乙酯重结晶获得。化合物3A的纯化可通过减压蒸馏(b.p.70℃， 44 Pa)实现。 3.2. 氨基酚化合物的合成 由1，6-己二胺出发，经氨基与Boc 2 O作用的酰胺化、LiAlH 4 对酰胺的还原、仲胺与缬氨酸衍生物的酰胺化、酸性条件脱除Boc、游离氨基与叔丁基水杨醛的缩合及还原等反应可成功获得氨基酚化合物7A。但当以1，4-对苯二胺为原料时，在相同用料比的条件下，除得到了化合物4B和4B-1外，还分离纯化得到化合物4B-2。经对反应机理 [ 13 ] [ 14 ] 和相关文献 [ 15 ] 的分析发现(路线2)，化合物4B-2是L-缬氨酸在(3-二甲氨基丙基)-3-乙基碳二亚胺盐酸盐(EDCI)活化作用下与1-羟基苯并三氮唑(HOBT)的缩合产物。化合物4B-1和4B-2的形成可能是由于化合物4B-1结构中芳香胺的亲核性较弱，使其较难进攻中间体化合物4B-2形成化合物4B。经研究发现，通过往反应体系中添加一定量的碱可促进化合物4B-1向化合物4B的转化。最后，通过调整L-缬氨酸的用量和添加胺用量可获得较高产率的化合物4B和4B-1。将化合物4B和4B-1进行后续反应，可分别得到化合物7B和7B-1。化合物7B-1的单晶(图2)可通过在石油醚/乙酸乙酯的混合溶剂重结晶获得。 3.3. 化合物2A和7B-1的晶体描述 用R-AXIS SPIDER的衍射仪上对化合物2A和7B-1的单晶进行测试，用石墨单色化的MoKα (λ = 0.71073 Å)辐射，对化合物2A在153(2) K温度下在2.64˚ ≤ θ ≤ 24.99˚范围内以ω-2θ扫描方式收集衍射数据。共收集到5447个衍射点，1562个独立衍射点(R(int) = 0.0499)。其中1420个可观测点[I > 2σ(I)]用于晶体结构解析，最终差值残余电子密度的最高峰为0.289 e∙A −3 ，最低峰为−0.287 e∙A −3 。对化合物7B-1，在153(2) K温度下在2.65˚ ≤ θ ≤ 27.5˚范围内以ω-2θ扫描方式收集衍射数据。共收集到12，770个衍射点，5123个独立衍射点(R(int) = 0.0357)。其中4778个可观测点[I > 2σ(I)]用于晶体结构解析，最终差值残余电子密度的最高峰为0.14 e∙A −3 ，最低峰为−0.16 e∙A −3 。化合物2A和7B-1的全部强度数据均经Lp因子校正，并做经验吸收校正。晶体结构由直接法解出，全部非氢原子的坐标及各向异性参数经最小二乘修正，用SHELXL-97程序(产生CIF的程序名称)对F 2 进行精修获得非氢原子坐标及各向异性参数，氢原子由差值Fourier合成和理论计算得到，他们的坐标和各向同性温度因子参与结构计算，但不参与修正。其晶体学数据列于表1。
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user: 5. 总结 合成了三种手性氨基酚化合物(7A，7B， 7B-1)，化合物7A和7B分别为含有链式和芳基对称结构的氨基酚化合物，化合物7B-1为单边苯胺结构的氨基酚化合物，该类在不对称催化反应中具有一定的应用前景。
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user: 摘 要 在新型煤化工行业中，煤粉爆炸的防治问题尤为重要。在对煤尘爆炸的条件及影响因素进行分析的基础上，基于20 L粉尘爆炸特性测试系统，测试了某煤制油企业使用煤粉的爆炸下限浓度、最大爆炸压力、最大压力上升速率、极限氧含量等爆炸特性参数。所得实验结果为煤制油企业采取有效的安全技术措施提供了重要的理论依据。 关键词 :煤尘，爆炸下限，最大爆炸压力，最大压力上升速率，极限氧含量 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 随着经济的快速发展，我国能源、化工行业对化石燃料的需求量将不断增大。近年来，我国对石油的依赖越来越强。目前，我国已经跃居为世界第二大原油进口国 [ 1 ] [ 2 ] ，2014年我国原油进口量占原油消费总量的60%左右。预计未来这一比重还会增加。石油安全关乎到我国经济的平稳发展以及国民的生产生活，所以建立多元化、多样化的石油供应体系势在必行。我国煤炭资源储量丰富，大力发展煤化油工业可以有效的解决石油供应单一这一问题。 煤制油是以煤为原料，经过化学加工，生产柴油、汽油、航空煤油等油品和石油化工产品的煤炭洁净利用技术 [ 1 ] 。在煤制油生产工艺过程中需要将原煤磨制成煤粉以便实现煤粉的高效利用。若煤粉在制备、储存过程中处理不当，易发生自燃和爆炸。煤粉爆炸一般规模大，极易发生二次爆炸，释放的能量相对可燃气体、液体及蒸气要大的多，人员伤亡和财产损失往往也更大 [ 3 ] 。笔者利用20 L粉尘爆炸特性测试系统研究了某煤制油企业所使用煤粉的爆炸特性，为企业安全管理工作以及采取有效的安全技术措施提供了基本的依据。
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user: 2. 煤尘爆炸机理及影响因素分析 2.1. 煤尘爆炸机理 煤主要由挥发分、固定碳、水分和灰分四部分组成。煤尘粒子表面通过热传导和热辐射，从点火源获得点火能量，表面温度快速升高，挥发分析出，挥发分气体和空气混合后引起气相点火。另外煤尘粒子本身从表面一直到内部，相继发生熔融和气化，迸发出微小的火花，成为周围未燃烧煤尘的点火源，使煤尘着火，从而扩大了爆炸范围。 2.2. 煤尘爆炸影响因素分析 国内外学者经过大量研究得出煤尘爆炸是由热爆炸机理和链式反应机理共同作用的一种非均质反应 [ 4 ] 。煤尘爆炸需要具备四个要素：(1) 煤尘自身具有爆炸性；(2) 适宜的氧浓度；(3) 煤尘以一定的浓度在空气中悬浮；(4) 有足够能量的点火源。与此同时，煤尘爆炸还受到诸多因素的影响如：浓度、粒径、氧浓度以及自身挥发分、水分和灰分等因素的影响。现分析如下： 2.2.1. 煤尘浓度对爆炸的影响 煤尘爆炸存在一个最佳浓度，当煤尘处于最佳浓度时其与空气中的氧气反应最为彻底，造成的冲击波超压越大，其破坏性也就最高。当煤尘浓度小于或者大于这一浓度时，煤尘的爆炸压力都会减小，甚至不发生爆炸。 2.2.2. 粒径对煤尘爆炸的影响 相同质量的煤尘，煤尘颗粒越小，其总表面积就越高。表面积增加使粉尘和空气的接触面积增大，促进了氧化反应，同时也使受热面积增加，使可燃气体释放量增加，最终导致爆炸威力增加。国内外学者研究得出：随着煤尘粒径的减小，爆炸威力相应的增加，但是当煤尘的粒径小于0.03 mm时，爆炸增强的趋势就比较平缓。 2.2.3. 氧浓度对爆炸的影响 当爆炸环境中氧气含量减小时，可以升高煤尘云的爆炸下限，同时，增加了煤尘云最小着火能量 [ 5 ] 。起到抑制煤尘爆炸的作用。 2.2.4. 挥发分对煤尘爆炸的影响 国内外学者通过研究得出，煤尘可燃挥发分含量越高，煤尘越容易发生爆炸。中煤科工集团重庆研究院有限公司实验室测得煤尘挥发分含量越高，其爆炸下限也就越低。相同浓度下的煤尘，挥发分含量越高则爆炸威力越大。 2.2.5. 水分对煤尘爆炸的影响 煤中的水分可以减弱和抑制爆炸，煤尘中的水分蒸发时，可以吸收大量的热量，起到减弱和阻碍粉尘云着火的作用。水分可以使煤尘之间互相粘结，阻止粉尘云的形成。 2.2.6. 灰分对煤尘爆炸的影响 灰分是煤尘中的不参与燃烧的物质，它可以吸收煤尘燃烧时放出的热量，起到冷却和阻止热量传播的作用。灰分含量增加导致煤尘云着火能量增高，其爆炸性也会随之降低。实验表明，20%以下的灰分对煤尘的爆炸性没有很大的影响；当含量达到30%~40%时，爆炸性才会下降；当灰分含量超过45%后，煤尘云的着火将会变得极其困难。 从上述内容看出，煤尘爆炸受自身挥发分、水分和灰分等的影响，所以我们应当研究实验使用煤粉的各个组分的含量。 2.3. 煤尘成分分析 通过对该企业使用的煤尘进行工业分析，得出其水分、灰分、挥发分比例如下表1所示。 从表中我们可以得出煤样的灰分含量小于20%，几乎对煤尘爆炸没有影响。所以十分有必要研究其爆炸特性。
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user: 3. 实验概述 3.1. 实验系统 本实验采用20 L爆炸实验装置，实验装置如图1所示，包括爆炸罐体、喷尘系统、点火系统、数据采集系统、真空配气以及除尘装置六大部分。可以用来测试气体、粉尘和气体粉尘混合物的爆炸特征参数如爆炸压力和爆炸压力上升速率等。 其中，爆炸罐体为20 L近球形容器，结构强度按爆炸过程中可能出现的最大爆炸压力设计；粉尘喷尘装置由粉尘储存仓、0.6 L喷粉高压气室、快速电磁阀和连接管路组成，整个系统完全密闭；点火装置主要由点火火花杆和点火药头组成，并且与数据采集系统相连，点火的同时可以实时采集数据；数据采集系统由压力传感器、数据采集软件以及数据采集装置组成，采集爆炸过程中爆炸场的压力参数的变化情况；真空配气装置主要由真空泵，配气罐体或高压气瓶及连接管路组成；除尘装置主要由除尘器和排风扇组成。20 L粉尘爆炸特性测试系统主要技术指标如表2所示。 3.2. 实验方法与条件 3.2.1. 实验判据 实验参照GB/T16425-1996《粉尘云爆炸下限浓度测试方法》。按10 g/m 3 的整数倍确定试验粉尘浓 Table 1 The industrial analysis of coal sample 项目 水分(M ad ) (%) 灰分(A d ) (%) 挥发分(V ad ) (%) 含量 10.49 19.28 24.84 表1. 煤样的工业分析测试结果 Table 2 20 L dust explosion characteristics test system technical indicator 序号 系统工艺 技术指标 (1) 爆炸罐体 20 L/近球形 (2) 罐体设计承压 3.0 MPa (3) 储尘罐容积 0.6 L (4) 储气罐充气压力 2.0 MPa (5) 压力测量范围 0~1.0 MPa 表2. 20 L粉尘爆炸特性测试系统技术指标 图1. 20爆炸特性测试系统示意图 度。所测粉尘试样爆炸下限浓度C min 则介于C 1 (3次连续试验压力均小于0.15 MPa表压的最高粉尘浓度)和C 2 (3次连续试验压力均等于或大于0.15 MPa表压的最低粉尘浓度)之间，即：C 1 < C min < C 2 [ 6 ] 。 参考GB/T16426-1996《粉尘云最大爆炸压力和最大压力上升速率测定方法》测试不同浓度煤粉尘云的爆炸压力变化规律。 3.2.2. 实验步骤 (1) 将点火头在爆炸罐中心部位安装并固定，将爆炸罐上盖和所有阀门关闭； (2) 打开储尘仓，把称好的粉尘装入储尘仓，并拧紧储尘仓； (3) 打开排气阀，开启真空泵，将爆炸罐体抽至真空度为60 kPa，关闭真空泵和排气阀门； (4) 向储气仓充入2.0 MPa高压空气； (5) 启动计算机应用程序开始试验，点火并采集、记录、保存、打印试验数据； (6) 打开爆炸罐清扫干净后继续下次实验。 3.2.3. 实验条件 煤制油工程所用煤粉的粒径基本在90 μm以下，粒径小于75 μm的煤粉大于80% [ 7 ] 。所以本次实验的煤粉经过200目标准筛筛分，以确保粒径处于75 μm以下；点火头为10 KJ化学点火药头，由40%的锆粉、30%的硝酸钡和30%的过氧化钡组成；实验环境温度15~25℃，环境相对湿度70%~90% rh。
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user: 4. 实验结果分析 常用的衡量粉尘云爆炸特性的实验参数有爆炸下限、最低着火温度、最小着火能量、最大爆炸压力、最大压力上升速度以及极限氧浓度等，但这都都不是物质的基本性质，而是与环境条件、测试方法和实验设计确定的判据有关 [ 8 ] 。为了有效的了解该企业所使用煤尘的爆炸危险性，笔者采用20 L粉尘爆炸特性测试系统研究了煤尘的爆炸下限、最大爆炸压力、最大压力上升速率以及煤尘爆炸的极限氧含量。 4.1. 煤尘爆炸下限 所得煤尘云的爆炸下限如图2所示。由图可知，煤尘浓度在30~40 g/m 3 之间的爆炸压力变化速率远远大于10~30 g/m 3 之间的变化速率。当煤尘浓度为10 g/m 3 时最大爆炸压力小于0.15 MPa，当煤尘浓度为20 g/m 3 时最大爆炸压力大于0.15 MPa。本次所采用的煤尘的爆炸下限为：10 g/m 3 < C < 20 g/m 3 。 4.2. 最大爆炸压力和最大压力上升速率测试 通过实验测试了不同浓度煤尘的最大爆炸压力及最大压力上升速率随时间变化的关系图，如图3和图4所示。 从图3中可以看出，初始时煤尘量少，容器内的气体可以为煤尘爆炸提供充足的氧气，此时煤尘的最大爆炸压力随着煤尘浓度的增加也相应增加；当煤尘达到最佳爆炸浓度后，煤尘量增加，爆炸所需要的氧气也相应的增加，但是容器内的氧气有限，导致煤尘的最大爆炸压力逐渐减小。从图中3可得，当煤尘浓度达到300 g/m 3 时，最大爆炸压力达到最大值为0.686 MPa。 从图4可得，煤尘云爆炸的最大压力上升速率随着煤尘浓度的增加也呈现先增加后减小的趋势。煤尘浓度为200 g/m 3 时，最大压力上升速率达到最大值51.562 MPa/s。当煤尘浓度小于200 g/m 3 ，最大压力上升 图2. 煤尘爆炸下限测试结果 图3. 不同浓度煤尘云最大爆炸压力测试结果 图4. 不同浓度煤尘云爆炸最大压力上升速率测试结果 速率随着煤尘浓度的增加而显著增加，当煤尘浓度大于200 g/m 3 ，最大压力上升速率以较小的速度减小。 4.3. 煤尘爆炸极限氧含量测定 适宜的氧浓度是煤尘爆炸的四要素之一，在实际生产过程中，企业往往采用降低氧含量的方法来杜绝煤自燃或爆炸。所以研究煤尘云爆炸的极限氧含量对企业采取有效的措施预防煤尘爆炸具有重要的指义。 本次实验测试了300 g/m 3 煤尘云在不同氧浓度条件下的爆炸情况，选取最大爆炸压力超过0.15 MPa作为煤尘云发生爆炸的实验判据。测试结果如图5所示。 图5. 不同氧浓度下煤尘最大爆炸压力 由图5可得，当氧浓度在16%~18%内变化时，最大爆炸压力随着浓度的减小而缓慢减少；当氧浓度小于16%时，最大爆炸压力随着氧浓度的减少快速减低。可得煤尘云爆炸的极限氧含量为15%。当氧浓度低于14%时，可以有效的抑制煤尘发生爆炸。
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user: 5. 结论 (1) 基于20 L粉尘爆炸特性测试系统，测试出某煤制油企业使用煤粉的爆炸下限为10 g/m 3 < C < 20 g/m 3 ；当煤尘浓度为300 g/m 3 时，最大爆炸压力达到最大值为0.686 MPa；当煤尘云浓度为250 g/m 3 时，煤尘云最大压力上升速率达到最大值为51.562 MPa/s。在常温常压条件下，煤尘云爆炸的极限氧浓度为15%。 (2) 所得结论为煤制油企业有效预防煤粉爆炸事故提供了重要的理论依据。
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user: 摘 要 使用20 L粉尘爆炸特性测试系统，对煤样进行了煤尘云最大爆炸压力和最大爆炸压力上升速率实验测试，结果表明测试煤尘云的最大爆炸压力为0.62 MPa，对应的煤尘云浓度为300 g/m 3 ，最大爆炸压力上升速率为54.14 MPa/s，对应的煤尘云浓度为200 g/m 3 。依据测试结果对煤制油煤粉制备工艺及气化装置中的粉煤仓的泄爆面积进行了核算，并对泄爆装备及数量进行了选型和设计。成果可为煤制油粉煤仓安全运行提供技术支撑。 关键词 :粉煤仓，煤尘云，泄压面积 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 随着石油资源的耗竭以及价格的不断攀升，煤制油技术成为缓解石油危机的重要措施之一 [ 1 ] [ 2 ] 。煤制油是以煤炭为原料，通过化学加工过程生产油品和石油化工产品的一项技术。我国对煤制油技术的研发较早，近10多年取得重大进展。在煤制油的煤粉制备工艺以及气化装置中，都存在粉煤仓。粉煤仓是研磨好的煤粉的临时储存设备，内部煤粉的粒度小，容量大。设备正常运行时其内部为惰性环境，处于安全状态；如果操作失误或设备故障，则仓内可能进入氧气，有发生超压的可能性。所以煤粉煤仓需要进行泄爆设计，安设泄爆装备。现需要对我公司煤粉制备和气化工艺中的2个粉煤仓进行泄压面积设计，降低可能出现的超压对设备本身及周边环境造成的危害。
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user: 2. 煤尘云最大爆炸压力及最大爆炸压力上升速率测试 依据GB/T15605-2008 [ 3 ] 的要求，设备泄压面积设计要根据粉尘云最大爆炸压力、爆炸指数等参数来确定，而爆炸指数可以由粉尘云最大爆炸压力上升速率来计算。根据GB/T16426-1996 [ 4 ] 中的测定标准，利用20 L粉尘爆炸特性测试系统(如图1所示)对我公司煤样的煤尘云最大爆炸压力与最大爆炸压力上升速率进行了实验测试。该装置由爆炸罐体、喷尘装置、点火装置、数据采集系统、真空配气装置以及除尘装置六大部分组成。 实验前，使用200目的筛子对我公司煤粉进行了筛分处理，达到了相关标准中“粒径 < 75 μm”的要求。 本实验是在常温常压条件下进行的，实验室环境温度在15℃~25℃之间，环境相对湿度在70%~90% rh之间。实验时，首先打开储尘罐将称量好的粉尘装入储尘罐并关紧；然后将储气室空气压力调节到2.0 MPa；打开真空泵，将爆炸罐抽真空到0.052 MPa；最后启动计算机应用程序并开始试验； 通过测试，煤尘云的最大爆炸压力为0.62 MPa，其对应的煤尘云浓度为300 g/m 3 ；煤尘云的最大爆炸压力上升速率为54.14 MPa/s，其对应的煤尘云浓度为200 g/m 3 。由上述数据，可计算出煤粉的爆炸指数Kst为14.70。
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user: 3. 粉煤仓泄爆面积核算 3.1. 备煤系统粉煤仓泄爆面积 备煤系统是煤制油的准备环节，是利用磨煤机将原煤研磨至所需粒径并临时储存的工艺。粉煤仓就是煤粉临时存储的容器，备煤系统粉煤仓为圆柱体，其高度为18.5 m，直径Φ为6.0 m，包裹体容积约为100 m 3 。 根据GB/T15605-2008 [ 1 ] 的规定，对pred，max > 0.15 MPa按式(1)计算： 图1. 20 L粉尘爆炸特性测试系统 (1) (2) 上述公式各符号的意义及有效范围为： 容器泄爆面积A； 容器体积V：0.1 m 3 ≤ V ≤ 10，000 m 3 ； 泄压装置的静开启压力Pstat：0.01 MPa ≤ Pstat ≤ 0.1 MPa； 最大泄爆压力Pred，：0.01 Mpa ≤ Pred，max ≤ 0.2 MPa，此处取最大值0.2 MPa； 最大爆炸压力Pmax。 由式(1)、(2)可知，备煤系统粉煤仓的泄爆面积为： 3.2. 气化装置粉煤仓泄爆面积 气化装置是以煤粉为原料，氧气和水蒸气作气化剂，生产以H 2 和CO为主的合成气。气化装置的粉煤仓也是临时存储煤粉的作用，粉煤仓尺寸L × W × H为10 m × 6.5 m × 4.8 m，包裹体容积约为150 m 3 。 由式(1)、(2)可知，气化装置粉煤仓的泄爆面积为：
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user: 4. 泄爆设计 根据前面的实验测试及计算，已经可以确定出粉煤仓所需的泄压面积。接下来需要选择合适的泄爆设备，并设计其安装位置。目前，市场上的泄爆设备种类型号繁多，如泄爆片、防爆门、防爆阀、弹簧泄压装置等。这些设备各有特点，原理不尽相同。目前应用较多的是泄爆片(如图2所示)和重力式防爆门(如图3所示)。 泄爆设备的选型应考虑安装设备的实际情况及环境特点。粉煤仓主体设备都处于室内，仓体四壁安设有氮气管路及附属设施，不适宜再增加其他设备。因此，考虑在粉煤仓的顶部安装泄爆设备，并采用水平布置，即泄爆面与粉煤仓顶部表面平行。 粉煤仓顶部安装有压力变送器及测尘仪等，是巡检人员经常检查的区域。由于泄爆片直接承压能力弱，如果巡检人员无意中立足上面可能会发生安全事故。因此，考虑在粉煤仓顶部安装重力式防爆门，防爆门的重力盖为钢结构，有较大的承压能力。当仓体内部压力超过预设的数值时，防爆门重力盖自动 图2. 泄爆片 图3. 重力式防爆门 打开，瞬间泄压，达到保护设备和管道的目的，泄压后能自动复位。最终，根据实际应用效果并考虑经济因素，选择泄爆面积为0.393 m 2 的重力式防爆门。 由计算得知备煤系统和气化装置粉煤仓所需的泄爆面积分别为0.635 m 2 和0.86 m 2 ，考虑到安全因素，增加1.5倍的安全系数后泄爆面积为0.9525 m 2 和1.29 m 2 。所以，需要安装的重力式防爆门的个数分别是3个和4个。
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user: 5. 结论 本文通过实验测试以及计算分析，得到以下结论： (1) 测试煤样的煤尘云最大爆炸压力为0.62 MPa，其对应的煤尘云浓度为300 g/m 3 ；煤尘云最大爆炸压力上升速率为54.14 MPa/s，其对应的煤尘云浓度为200 g/m 3 。 (2) 通过计算，备煤系统粉煤仓的泄爆面积为0.635 m 2 ，气化装置粉煤仓泄爆面积为0.86 m 2 。 (3) 根据实际应用效果并考虑经济因素，将粉煤仓选择泄爆面积为0.393 m 2 的重力式防爆门作为泄爆装备；考虑到安全效果，备煤系统粉煤仓的安装数量为3个，气化装置粉煤仓的安装数量为4个。
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user: 摘 要 对煤矸石和酸性矿坑水的治理，无害化处理方法的研究已成为当前煤矿污染治理新的研究方向。本次研究一是矿坑水淋洗煤矸石脱盐的问题，二是以黄土为中和剂来解决煤矸石、矿坑废水混合液酸度过高来改善废水的水质问题。 关键词 :煤矸石，矿坑水，黄土，污染治理 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 我国是产煤大国，已探明的煤炭储量仅次于美国和俄罗斯。现阶段，新型无污染能源还不足以满足我国加速发展的经济需要，煤炭资源仍是经济发展的主要能源。煤炭开采中产生的矸石在露天堆放时会发生氧化等一系列化学反应，必然会产生大量的有害有毒气体和粉尘。而排出的大多数矿坑废水都是含硫化物的酸性水并含有高浓度的Cu、Fe、Cr、Zn、Pb等重金属离子，污染水源和土壤，对周边地区的生态环境造成了极其严重的污染和破坏 [ 1 ] 。 众所周知，用投放化学试剂来治理土壤和水体污染是目前最普遍的方法 [ 2 ] ，但新的生成物又有可能带来二次污染的问题，因此无害化处理方法的研究已成为当前煤矿污染治理新的研究方向。目前国内外针对煤矸石的综合利用大都是加工成建筑材料加以利用或利用黄土微生物进行系统处理，而酸性矿坑水多是投放化学试剂来改善水质 [ 3 ] [ 4 ] 。本研究就是用酸性矿坑水淋洗煤矸石探讨其脱盐的问题，并以黄土为中和剂(利用黄土呈碱性的特征)来解决和改善矸石和酸性矿坑水的污染问题，提出以废治废的方案，进而降低成本，减少二次污染，有别于利用黄土中微生物的降解 [ 5 ] 。
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user: 2. 靶区选择和实验方法 2.1. 研究靶区选择 本次以郑州大峪沟三号矿井为研究区域，因为多年来三号矿井生产的煤矸石堆放量已达1000万吨以上，矿坑废水排放量630，720~946，080 m 3 ，对水体污染和土壤的污染比较严重，因此就以次为取样地点。 2.2. 实验方法 水样检测方法按国家标准《地表水检测办法》GB/3838-2002执行。
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user: 4. 结论 1、本次研究我们用大量的实验可以得到如下几个结论，一是利用矸石的吸附、固定功能来减少矿坑废水中的部分化学组分特别是有害的重金属离子的自然排放，阻滞其在大自然中的迁移；二是用酸性矿坑水处理煤矸石，使常规盐分快速脱出，加快矸石的贫化速度，这对于解决矸石堆长期、持续污染的难题十分有利；三是有利于废石废水的集中治理，可减少占地，降低成本。 2、实验表明，用黄土为中和剂来提高酸性矿坑水和矸石混合液的pH值是可行的，这种天然物质能起到改善废水水质的良好作用，还能防止二次污染，实现达标排放，同时，综合一体化的处理可发挥矸石、黄土对某些离子的吸附功能，提高截留、固定效果，达到无害化治理污染的目的。 本研究虽然在实验和理论上是可行的，但如何科学合理地选择煤矸石、矿坑原水和黄土三者的比例，用最少量的黄土处理最多量的煤矸石和矿坑水，并使处理后的水既能达到国家规定的排放标准，又能节约处理成本，是值得我们更深一步研究的问题。
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user: 摘 要 本文介绍了一种内腔通流式翼型的气动效率风洞试验情况，并与该翼型开导流腔之前的翼型的风洞数据进行了对比，对其气动效率特点进行了研究。研究的目的是探索在普通翼型的基础上开内部导流腔后气动效率的情况。研究结果表明在翼型结构强度范围内，本文设计的内腔通流式翼型具有高气动效率。研究结果可为提高飞机的机动性和高气动效率作出贡献。 关键词 :导流腔，通流式，气动效率，翼型 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 随着航空技术的发展和现代化科技水平的提高，现有的翼型气动效率的提高目前大都是通过优化方法 [ 1 ] 或气动效率仿真来实现。想要较大幅度提高升阻比已十分困难。本文介绍的是通过改变翼型内部结构，形成机翼内部导流腔，从而形成翼身和机翼内部大环流，结合气动力的原理，使机翼升阻比提高，从而实现高气动效率 [ 2 ] 。 为了探索内腔通流式翼型的气动效率，获得该翼型的气动特性，笔者利用南昌航空大学低速风洞进行模型吹风试验。
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user: 2. 机翼结构设计和原理 2.1. 试验翼型的选取 由于试验翼型需要对内部结构进行设计，所以所选翼型的最大厚度需选择较大的厚度，这样便于内部结构的设计。并且可以为加大机翼的结构强度提供有利条件。综合试验所需条件，本文所选翼型为NACA4418翼型。试验机翼为一段二维翼型，翼型弦长280 mm，展长700 mm [ 3 ] 。 2.2. 机翼结构设计 内腔通流式高气动效率翼型，翼型外形和普通翼型相同，其特征在于：翼型主要由位于上部的翼身上蒙板2、翼身后蒙板3和位于下部的翼身下蒙板1组成，翼身上蒙板2、翼身后蒙板3和翼身下蒙板1围成的内部腔体结构设置有内部气腔4，翼型最前端设有通向内部气腔4的前缘进气口5，翼型后端设有通向内部气腔4的后部排气口7，翼身上蒙板2或者翼身后蒙板3上设有通向内部气腔4的上部排气口6 (图1)。 工作时，气流的运动方向如图中箭头所示，从前缘进气口5进入翼身内部，通过机翼内的内部气腔4，在翼身上部的上部排气口6出来，在上表面与来流汇合形成环流；同样，气流在内部气腔4到达机翼后缘，与翼身下表面来流汇合，形成环流；这样机翼的升阻比、气动效率将大大提高 [ 4 ] 。
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user: 3. 试验设备与测量 3.1. 试验设备 南昌航空大学低速风洞是一座单回流双试验段风洞，其总体尺寸要满足对风洞流场的要求又要兼顾现有风洞试验室尺寸，按此确定风洞轮廓尺寸为宽 × 高 × 长：9.72 m × 2.54 m × 25.48 m。 3.1.1. 风洞主要气动设计指标 试验段最大风速：80 m/s； 图1. 机翼结构设计 试验段紊流度：≤0.3%； 空间点气流偏角：|Δα| ≤ 0.5˚，|Δβ| ≤ 0.5˚； 轴向静压梯度：≤0.01/m； 动压稳定性系数：η ≤ 0.005； 为了满足对风洞流场的要求，风洞大小试验段收缩比分别取3.24和2.1，稳定段内安装4层20目/英寸、d = 0.27 mm的不锈钢网，和栅格对边距离m = 20 mm、长度L = 200 mm的正六角形不锈钢蜂窝器。 3.1.2. 试验段 大试验段截面为1.8 × 1.4 m 2 的长方形，长2.5 m。为消除闭口试验段壁面附面层加厚对试验段轴向静压梯度的影响，试验段两侧壁可各采用0.45˚扩散角的布置形式，即试验段进口截面尺寸为1.8 × 1.4 m 2 ，出口截面尺寸为1.84 × 1.4 m 2 。 小试验段截面为1.2 × 1.0 m 2 的长方形，长1.8 m，为消除闭口试验段壁面附面层加厚对试验段轴向静压梯度的影响，试验段两侧壁可各采用0.24˚扩散角的布置形式，即试验段进口截面尺寸为1.2 × 1.0 m 2 ，出口截面尺寸为1.215 × 1.0 m 2 。在小试验段后面留有60 mm宽的调压缝，使试验段静压接近洞外环境大气压 [ 5 ] 。 3.2. 测量天平 天平实物及测量系统如图2和图3所示。
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user: 4. 试验过程与结果 4.1. 试验过程(图4) a) 将选取的NACA4418导流腔翼型安装于风洞天平，分别在10 m/s和15 m/s风速下进行风洞吹风试验，迎角−4˚~20˚，记录试验数据； b) 将试验翼型进行封口处理，就是把前缘进气口，上部及后部出气口封闭。然后安装于风洞天平，同样条件下分别进行10 m/s和15 m/s风速下的风洞吹风试验，记录试验数据 [ 6 ] ； c) 将两组试验数据进行处理，对比分析。 4.2. 试验结果 试验得出NACA4418的导流腔翼型(试验翼型)和不开设导流腔的翼型(普通翼型)的风洞吹风数据，经 图2. 天平实物图 图3. 测量系统 图4. 模型试验图 处理分析得出两者升力系数、阻力系数、升阻比的对比图。如下图5~图7所示。 4.3. 数据对比分析 本文通过试验模型在风洞中进行吹风试验，将普通NACA4418翼型与本文设计的内腔通流式翼型分别进行吹风试验，得出气动数据，得出各相关气动特性曲线(包括升力特性、阻力特性、升阻比特性等) [ 7 ] ， 图5. 普通翼型和试验模型升力系数对比图 图6. 普通翼型和试验模型阻力系数对比图 图7. 普通翼型和试验模型升阻比对比图 如图5~图7所示。对这两种情况的气动数据分析如下： (1) 升力系数随迎角变化的关系，如图5所示。从图中可知，普通翼型的升力系数曲线位置偏低，也就是升力系数偏小，在迎角16˚附近普通翼型和试验翼型的升力系数差值最大。普通翼型在风速10 m/s和风速15 m/s的情况下升力系数很接近，因为普通翼型升力系数与吹风风速无关；而试验翼型由于在一定迎角的情况下，机翼迎风面积发生变化，加上机翼内部产生升力，这样试验翼型在不同风速的情况下升力系数发生变化。 (2) 阻力系数随迎角变化的关系，如图6所示。从图中可知，在迎角为8˚之前，普通翼型与试验翼型的阻力曲线基本重合；但在迎角为8˚之后，试验翼型的阻力系数增大更快，这是由于试验翼型内部结构的影响导致在一定角度后其阻力增大更快，因为一定迎角后，机翼本身有阻力，机翼内部有气流流通同样产生阻力；通过图6显示可以看出，试验翼型在风速10 m/s比风速15 m/s的阻力系数大。由此可见，试验翼型在风速更高的情况下阻力有下降的可能存在，这是由于试验翼型特殊的内部结构导致的 [ 8 ] 。 (3) 升阻比系数随迎角的变换关系，如图7所示。从图中可知，试验翼型的升阻比在不同迎角的变化下明显高于普通翼型，在迎角20˚的时候，两者升阻比达到一致，可见一定迎角后试验翼型的升阻比会开始下降，而普通翼型上升后保持稳定的趋势；特别值得注意的是，在风速15 m/s的条件下，0˚迎角之前试验翼型的升阻比会低于普通翼型，0˚之后会高于普通翼型；两者在迎角8˚左右达到最大差值。 综合上面三种曲线对比，本文设计的试验翼型在一定迎角变化范围内，升力系数会明显大于普通翼型，升阻比也明显大于普通翼型，而两者的阻力系数非常贴近。
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user: 5. 结论 对于本文设计的试验翼型，由于它采用了内腔通流式结构，气流通过翼身内部，形成流场，对机翼气动环境产生影响，从而影响了机翼的气动特性。 本文通过风洞试验对试验翼型和普通翼型进行了试验对比，通过对两种情况得到相关的升力系数、阻力系数、升阻比等气动数据进行分析对比，得出如下结论：本文设计的内腔通流式翼型具有良好的气动效率。本文可以为翼型的结构进一步研究和多元化选择提供参考，并且可为小型飞行器风洞试验的研究作为参考依据。
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user: 摘 要 倾转翼飞机克服了倾转旋翼飞机垂直起降状态因固定机翼阻挡旋翼下洗气流而造成的效率降低的问题，但仍存在姿态控制难问题。然后针对倾转翼飞机垂直起降阶段的姿态控制提出相应的控制方案，并对俯仰和横滚姿态控制建立了数学模型和采用PID控制方法设计了相应的姿态控制器，最后使用Matlab软件平台的Simulink模块对该PID控制方法的可行性和有效性进行仿真验证。结果表明，俯仰和横滚姿态控制器均能满足要求。 关键词 :倾转翼飞机，俯仰控制，横滚控制，PID 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 长期以来，人们一直在寻求兼具直升机和固定翼飞机优点的飞行器。经过多年探索和实践，出现了很多新型飞行器的概念，其中美国V-22“鱼鹰”倾转旋翼飞机是目前为止较为成功的一例 [ 1 ] 。但是倾转旋翼飞机采用发动机倾转，而机翼部分不倾转，垂直模式螺旋桨产生升力的同时，位于正下方的机翼对气流产生阻挡，导致飞机升力损失 [ 2 ] 。 倾转翼飞机(图1所示)将整个外段机翼连同旋翼一起倾转，在垂直模式下，可以减小机翼对旋翼气流的阻挡，有效提高其升力效率 [ 3 ] 。但由于本方案采用固定螺旋桨，且此时升降舵和方向舵舵效为零，在控制上存在一定的困难。基于此，本文设计一种PID控制器对该飞行器垂直起降阶段的姿态稳定进行有效的控制。
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user: 2. 控制方案与模型建立 2.1. 倾转翼飞机垂直起降阶段的控制方案 本文控制方案如下表1所示。 当倾转翼飞机处于垂直起降模式时，电机和外段机翼倾转到竖直位置，旋翼轴向上，两侧旋翼同时转动产生的升力可以使倾转翼飞机垂直起飞、降落，以及在空中定点悬停。倾转翼机在垂直起降阶段的姿态控制包括俯仰角、横滚和偏航三个自由度的姿态控制。俯仰由滑轨式天平加上旋翼偏转产生的俯仰力矩来控制；滚转由左右两个螺旋桨转速不同，引起拉力差产生的横滚力矩来控制；偏航则由左右两侧旋翼反向倾转产生偏航力矩来控制。其中在垂直起降阶段的俯仰控制是难点，由于滑轨式天平在进行俯仰控制时会引起重心的变化，会引起机体的水平移动，必须与旋翼拉力方向变化共同完成定点升降和悬停，因此滑轨式天平与拉力倾转形成耦合作用。 2.2. 模型建立 在建立运动方程时考虑的所有因素将是非常复杂的，因此需要在建模时做出以下几点假设 [ 4 ] ： (1) 飞行器是刚体，且质量不变为常值。 (2) 忽略地球曲率，且地球不动。 (3) 重力加速度为常值，不随高度变化。 (4) 在滑轨式天平中滑块的移动对机体重心的影响很小，且倾转翼飞机的重心与机体坐标系的原点始终是重合的。 图1. 倾转翼飞机示意图 Table 1 Tilt rotor aircraft control schem 垂直起降模式 平飞模式 俯仰 滑轨式天平+旋翼倾转 升降舵偏转 偏航 两侧旋翼反向倾转 方向舵偏转 滚转、横向移动 两侧旋翼转速差动 两侧副翼差动/无法横移 高度 两侧旋翼同时变速 襟翼、升降舵偏转 表1. 倾转旋翼飞机控制方案 (5) 飞机布局为面对称，机体轴系中Oxz平面为飞行器的对称面，内部质量分布均匀。有惯性积 。 (6) 忽略滑块与导轨之间的摩擦力。 首先建立坐标系根据图2对飞行器运动参数物理量进行简单介绍： 在地面选择一点作为大地坐标轴中心，在水平面上上选择某一方向为 ， 方向在水平面与 垂直。 为向下与水平面垂直。 机体坐标系是以飞机机体正前方为x方向，机体右方为y方向，机体正下方为z方向。飞行速度在机体坐标轴下可以分解为u，v，w，其中u与x方向相同，v与y方向相同，w与z方向相同。飞行器角速度分量按照机体坐标轴分解为p，q，r，其中p与x方向相同，q与y轴方向相同，r与z轴方向相同。 机体正前方与水平面所夹角为俯仰角θ，机体水平面夹角与大地坐标轴 所夹角为偏航角ϕ，z轴与通过x轴的铅垂面所夹角为横滚角ψ。 由机体坐标系与地面坐标系之间的关系，得到姿态角速率和机体坐标系角速度分量之间的运动学关系 [ 5 ] ： 图2. 飞行器运动参数物理量关系 在机体坐标系下，给出牛顿力学公式 [ 6 ] ： 其中，v是飞机的速度向量，ω是飞行器的角速度向量，m是飞行器的总质量，J是飞行器的惯性张量矩阵。其中的F是发动机拉力与飞机重力的合力，τ是力矩。 在地面坐标系下，飞行器的位置向量为 ，飞机的对地速度为v，得到地面坐标系下的牛顿公式 [ 7 ] ： 式中F为发动机拉力。 (1) 拉力向量：上式中的合力F是由螺旋桨的拉力产生的，可以写成如下形式： 和 分别是左右两个螺旋桨提供的升力，每个拉力的方向与螺旋桨的轴线保持一致。 (2) 力矩 为了方便，把螺旋桨在机体坐标系中表示如下： 其中L为螺旋桨轴到飞机重心的长度，h为外段机翼(螺旋桨)倾转轴到飞机重心的垂直距离，如下图3和图4所示，其中图4中O为机体坐标原点(飞机的重心)，F为旋翼产生的升力，β为倾转角，F x 和F z 为F在x和z方向的分量。这里特别说明一下本文中倾转翼飞机俯仰姿态的平衡主要是依靠滑轨式天平装置产生的平衡力矩来控制，其原理图如图5所示。 图3. 倾转翼机垂直起降示意图 图4. 机体侧面受力示意图 图5. 滑轨式天平原理示意图 其中mg为滑块的重量，G为机体的重量，F为螺旋桨的总拉力。因为本文所提滑轨式天平中的滑块相对于整个机体的重量而言是很小的，而且滑块行程也非常小，故可以不考虑滑块移动对整个飞机重心的影响。滑块的初始位置在飞机的重心位置O点，当有外界干扰产生抬头力矩时，滑块则移动到图5位置产生一个低头力矩迅速抵消外界干扰产生的抬头力矩，从而使倾转翼飞机的俯仰姿态保持平衡。(滑块只能在机体坐标x轴上小范围移动)。 由以上可以得到力矩表达式： 其中 分别为横滚，俯仰，偏航力矩，β是外段机翼的倾转角度，b是滑块的位移。 然后将合力F与合力矩τ带入牛顿公式，可得到倾转翼机力学模型。对于飞行器垂直起降阶段的姿态控制，不需要全部的控制模型，只需要俯仰通道和横滚角和偏航角为输出量，在稳态点附近小角度下将横纵通道分解，并忽略横滚角和俯仰角间惯量积耦合，得到 [ 8 ] ： 因此，得到螺旋桨升力与飞行器姿态角之间的传递函数为： ， 分别为横滚和俯仰力矩， 和 为飞行器x，y方向的转动惯量， 和 分别为俯仰和横滚角。
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user: 3. PID姿态控制器 本文所研究的倾转翼机模型比较特殊，左右各有一个带螺旋桨的外端倾转翼，关于机体坐标轴OXZ平面呈对称分布。与普通直升机相比，这种飞行器重心较高，所以在飞行过程中姿态调节比较困难，并不能像直升机那样构成一种简单的自平衡状态，因此需要设计一种专门的针对这种飞行器的姿态调节控制方法。这种方法主要针对倾转翼机垂直起降阶段的横滚和俯仰角姿态调节而设计。 PID控制器具有简单的控制结构，在实际应用中又较易于整定。图6是PID控制器原理图 [ 9 ] 。 俯仰角控制是通过滑轨式天平中滑块的移动以及控制旋翼倾转的角度产生的俯仰力矩来控制。根据建模所推导出的传递函数模型可以得到倾转翼机垂直起降阶段俯仰通道控制系统的原理框图如图7所示。 从上图可以看出俯仰通道系统有滑块的位移变量b和旋翼倾角β两个输入量，输出量就一个俯仰角，是一个典型的双输入单输出的线性时不变系统模型。本文采用PID控制方法对俯仰角控制，其控制结构图如图8，容易得到对于输入b和输入β (考虑输入b时，设输入β为零；反之亦然)的传递函数，传递函数分别为： PID控制器设计的关键是比例，积分，微分三个参数的整定。本文采用齐格勒–尼柯尔斯调整法则第二种方法确定这个三个参数 [ 10 ] 。但是这个得出的参数还不能作为最终的结果，在实际仿真过程中还需通过凑试法手动调节进一步得出更好的仿真结果。 经过最终调试得到上面两个PID控制器的参数分别为表2所示。
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user: 4. 仿真验证及分析 前面使用PID控制算法设计了倾转翼飞行器姿态控制器，然后在Matlab/Simulink环境下搭建如图9所示的Simulink仿真框图。 图6. PID控制器原理 图7. 倾转翼机俯仰通道系统框图 图8. 俯仰控制器框图 Table 2 PID parameter valu 比例P 积分I 微分D 3 0.6/1.6793 1.2 2 0.6/1.6793 2 表2. PID参数值 图9. 俯仰角姿态PID控制Simulink仿真图 图10. 阶跃输入下俯仰角响应曲线 得到的控制器控制效果如图10所示。 从仿真结果可以看出该PID控制器能够基本满足控制要求，系统阶跃响应调节时间约为2 s，超调量也不超过10%。横滚角姿态的控制与俯仰角控制类似，且控制效果也几乎一样，在此就不再重复。
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user: 5. 结语 本文提出了一种可垂直起降的新型倾转翼无人飞行器，首先针对该飞行器设计了垂直起降阶段的控制方案，并对倾转翼机在垂直起降阶段进行建模分析，然后采用了经典PID控制方法，分别对俯仰和横滚姿态进行了PID控制器设计，最后应用Matlab/Simulink软件搭建仿真模型进行了仿真验证。结果证明本文设计的基于倾转翼垂直起降阶段PID姿态控制器是有效的。
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user: 摘 要 本文是对安徽省合肥市劳动者、用人单位、仲裁员和工伤认定部门工作者所作的关于工伤职工维权状况的调查报告。调研结果显示，影响工伤事故发生的主要因素为：劳动者的技术熟练程度、行业的安全防护、用人单位的安全管理，以及公共交通的安全。调查还显示，发现劳动者的工伤权利在实践中被打折，影响打折的因素最主要的是工伤保险基金的缴纳状况是是否交纳。此外，调查还发现，在工伤制度的设置上，我国目前的制度也存在一些问题。在调研和访谈的基础上，本报告针对存在的问题提出三点建议：完善工伤预防制度，促进工伤交费制度和竞合制度的科学化；改善劳动者工伤权被打折的现状；完善工伤劳动者后续待遇相关制度。 关键词 :影响要素，社保交纳，补偿待遇 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 工伤是伴随着工业化而产生和发展的，改革开放30多年来，工业化的迅速推进，极大地改善了我们的生活。同时，改革开放后，随着市场经济的推进，我国逐渐建立起了社会化的工伤补偿和救助机制，先后制定颁布了《企业职工工伤保险试行办法》(劳部发(1996)266号)、《工伤保险条例》(国务院2004年1月1日颁布，2011年1月1日修改)、《社会保险法》(2010年10月28日颁布)，在此基础上实现了工伤救助和补偿机制的社会化。 然而，必须指出的是，我国社会保险的社会化建立在用人单位缴费的基础上的，用人单位如果不缴费，则自行承担工伤责任，因此，我国工伤保险的社会化是有限的。这是一个很大的缺陷。除此之外，根据我国在实践中的观察，工伤保险制度尚有诸多的不足之处，例如：我国工伤保险制度仍然以工伤治疗和补偿为主，对工伤事故的预防机制仍不健全；政府监察执法的力度不强，仍有许多用人单位未缴纳工伤保险费；劳动者遭受工伤后，维权路径艰难而冗长，权利往往被打折扣，等等。 为研究制度实际存在的问题，我们在合肥市进行了专项调研，以实际情况为依据进行实证分析研究。此次调研的主要对象为合肥地区的工伤职工、企业单位、仲裁员以及劳动局工伤认定人员等，调研采取个人访谈和问卷调查相结合的方式，向200名不同行业、不同年龄段的遭受工伤的劳动者进行了有效问卷调查，对其中的50名劳动者进行了深度访谈。从严格意义上讲，工伤分为两大类，一是意外伤害，二是职业病。本次调研的对象为意外伤害型的工伤，不含职业病。另外，我们也对50名企业人事管理人员、25名仲裁员以及4名工伤认定单位人员进行了深度访谈。我们在收集第一手资料的基础上进行综合深入的分析，探索工伤发生状况、工伤的认定、维权的方式、难易程度以及最终待遇的领取等，并针对此次调研中发现的问题提出相应的意见和建议。由于资源有限，我们的调研覆盖面可能还不够宽广，所得结论也可能存在不足之处，欢迎批评指正。
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user: 4. 工伤劳动者补偿后的待遇问题 劳动者因工作受到伤害致残后，不是给予一次性伤残补助金就能够解决其以后的生活和医疗问题的。我国目前的工伤制度按照伤害等级将伤残劳动者分为两类：一是全部丧失劳动能力的劳动者(一至四级)，二是部分丧失劳动能力的劳动者(五至十级)。在此基础上，分类解决其以后的待遇问题，但根据我们的调研和访谈，目前的解决方式仍有一些不足之后，需要进一步加以完善。兹分述如下： 4.1. 一至四级工伤劳动者的后续待遇问题 劳动者遭受工伤后，如果伤残等级达到四级至一级，即全部丧失劳动能力，依据《工伤保险条例》第三十五条的规定，劳动者保留与用人单位的劳动关系，其一次性伤残补助金和按月支付的伤残津贴均 图5. 实际获得赔偿的金额与自己主张的金额比较调查(单位：人) 图6. 通过调解拿到经济补偿的工伤职工的满意度调查 由工伤保险基金支付，但是，在“工伤职工达到退休年龄并办理退休手续后，停发伤残津贴，按照国家有关规定享受基本养老保险待遇。基本养老保险待遇低于伤残津贴的，由工伤保险基金补足差额”，“由用人单位和职工个人以伤残津贴为基数，缴纳基本医疗保险费”。 这样的规定实际上有是有前提的：第一，用人单位能够存续，并会自觉地为劳动者交纳养老保险费；第二，劳动者达到退休年龄时，已经交满了15年的养老保险金。然而，我们在调研中遇到这样一个案例： 原某今年55岁与B矿业公司工作，公司仅与原某签订了两年的劳动合同。在张某工作的第一年，工作中不幸遭遇到工伤，被鉴定为伤残二级，现在一次性伤残补助金和按月支付的工伤津贴均由工伤基金支付，但单位处于停产状态，已经停止为原某交纳医疗保险，且原某以前从未办理过社会保险，即使用人单位为其交纳了养老保险至其60岁退休时，其也无法办理退休。然而，目前规定的是，工伤职工达到退休年龄并办理退休手续后，停发伤残津贴，按照国家有关规定享受基本养老保险待遇。其家人甚是担忧，去人社局询问，当地人社保部门的回答是，如果届时不能办理退休，其将不符合补助的条件，人社局会停发其工伤津贴。 这个案子说明，劳动者在受伤退出工作岗位后，需要基金长期稳定的支持，不应受到用人单位缴费情况的影响，否则其生活会难以为继的。 4.2. 五至十级工伤劳动者的后续待遇问题 在本次调研中，我们发现发生工伤之后，经过仲裁程序的劳动者，95%都与用人单位解除了劳动关系，通过访谈，了解的原因有：首先，劳动者在受伤之后维护自身权益时，如果用人单位推卸自身责任，就对单位产生失望的心理，这样的心理导致劳动者即使在身体康复之后也并不想继续在原单位工作；其次，《工伤保险条例》规定，5至10级伤残的工伤职工在与用人单位解除劳动关系时，可以得到一次性就业补助金和一次性工伤医疗补助金，两者相加，数额较大。以工伤职工月平均工资为3000元为例，从伤残5至10级的三个一次性工伤赔偿数额分别为374，511、308，421、189，258、148，204、107，146、66，090元。这样的数额对工伤职工的诱惑力很大，但值得注意的是，一次性就业补助金是由用人单位缴纳的，一次性工伤补助金是由工伤基金支付的。但解除两个一次性是同时领取的。即解除了劳动关系，领取了一次就业补助金，就必须解除工伤待遇关系，领取一次性医疗补助金。 这样的制度设计存在缺陷，导致劳动者为了眼前利益，主动与用人单位解除劳动关系，领取一次性就业补助金。同时，也解除了工伤医疗关系，领取一次性医疗补助金。以后若劳动者旧伤复发，也难以再找工伤保险基金支付医疗费。我们理解制度设计的困难，在工伤保险统筹层次过低，基金碎片化的情况下，如果劳动关系解除，劳动者可能会进入另外一个工伤保险基金区域工作，此时，再由原来的工伤保险基金为其治疗旧伤付费，从地域上来讲，对在异地工作的劳动者并不方便，从费用支出来讲，其后来的工伤保险缴纳给了后来工作的统筹地区，再由先前的工伤基金支付医疗待遇似乎也有不合理的成分。 然而，从我们调研了解到的情况，我们发现，目前的一次性医疗补助金的设计存在的问题是：一部分工伤劳动者可能由于伤情特殊，永远不会旧伤复发；而另一部分工伤劳动者却可能会常常旧伤复发。对第一种情形的劳动者来说，支付给其一次性医疗保险，造成了一定的浪费；对第二种情形的劳动者来说，如果领取的一次性医疗保险金不够支付治疗旧伤复发的费用，会导致其陷入困境。