DreamBlooms/HansPub-15000-to-45000 huggingface dataset:
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user: 摘 要 以Web of Science TM 核心合集数据库中收录的2005至2015年与BIM技术研究相关的文献为数据来源，使用共被引分析的研究方法，用CiteSpace III软件进行关键词、文献、期刊、作者的共引与主要研究国家的知识图谱绘制，研究结果表明：国外BIM技术以信息技术、建设与建设管理、本体以及IFC等内容为研究重点；为了了解和把握BIM技术研究的主要热点与发展脉络，并为后续研究提供参考，对重要研究文献、主要期刊、重要作者及其贡献、国家与机构4个方面的内容作了进一步的分析。 关键词 :建筑信息模型化，建筑信息模型，共被引分析法，CiteSpace III，知识图谱
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user: 1. 引言 建筑业面临着设计变更多、生产效率低下、项目整体价值偏低等问题 [ 1 ] ，BIM技术被视作是建筑业具有创新性的里程碑式技术，被广泛视为将颠覆建筑业传统生产范式，引致建筑业生产流程和组织模式的变革，同时带来生产效率的极大提升 [ 2 ] 。本文以Web of Science核心合集数据库为数据源，借助CiteSpace III软件对2005至2015年间以“BIM”为标题的文献，使用共被引分析法对其进行可视化分析，以期能够及时了解和把握国外BIM技术的研究热点、发展脉络以及演进过程，为该领域的后续研究提供参考。
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user: 2. 数据来源、研究方法与工具 数据来源为Web of Science TM 核心合集中的外文文献，以标题TI = (building information modeling OR building information modelling)为检索条件，时间跨度为2005~2015年，共得到167篇文献。为了提高检索结果的主题契合度与保证文献中各数据的完整性与有效性，对上述文献进行逐一选择，去除研究主题不符、无关键词和作者的文献，最终得到有效文献155篇。 本文主要使用共被引分析的研究方法，其原理是：当两个作品或作者同时被第三个作品或作者引用，则这两个作品或作者存在共被引关系，经常一起被引用的作品或者作者表示他们在研究主题的概念、理论或方法上是相关的，共被引的次数越多，他们之间的关系就越密切，“距离”就越近，进而将一个学科内的重要文献或者作者加以分类，从而鉴别出学科内的科学共同体，进而分析他们的学术观点 [ 3 ] 。所使用的工具为CiteSpace软件 [ 4 ] ，主要用于高频关键词共现，主要文献、期刊、作者共引，主要研究国家与机构合作网络知识图谱的绘制与可视化研究。
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user: 4. 结论 十几年来，国外对BIM技术的研究在不断发展，相关的高频关键词包括信息技术、建设管理与建设、本体、IFC、设计、激光扫描、三维模型、点云、设计管理、建筑以及互操作能力等，而BIM技术的应用与推广有助于进一步推动建筑业生产效率的提高与可持续能力，具体内容主要包括以下3个方面：1) 技术集成。比如：将其它技术如(激光扫描)所获取的图像与来自于点云中的数据与BIM技术集成以进一步拓展BIM的应用领域。2) 互操作能力。互操作能力的提高需要进一步完善诸如IFC等与BIM技术相关的各类标准。3) 管理与流程。BIM情境下对设计与建设管理的组织以及流程带来新的变化。国外BIM技术研究共引期刊频次较多地集中在AIC、JCEM、AEI、JCCE、ITcon、EJITC、BAE与CAD等期刊上，表明这些期刊是BIM技术研究的重要期刊；主要研究作者有Eastman C、Sacks R、Azhar S、Hartmann T、Succar B、Becerik-gerber B、Arayici Y、Howard R、Lee G、Gu N、Taylor JE与Fischer M等人；主要国家包括美国、英格兰、澳大利亚、中国、加拿大、韩国、德国与以色列；主要研究机构有乔治亚理工学院、以色列理工学院、科廷大学以及香港理工大学等。本文的数据来源为Web of Science TM 核心合集，研究数据具有一定的局限性，缺乏与其它学术数据库(比如：EI检索与国内学术数据库)文献的整合。
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user: 摘 要 我国南海和东海南部地区混凝土结构，常年处于高温、高湿、高盐度的腐蚀环境下，严重地损害了结构的使用寿命。本文在菲克第二定律的基础上，建立了湿热耦合环境下氯离子的输运模型；采用临界氯离子浓度和钢筋锈蚀宽度作为寿命评估指标，计算了混凝土结构的使用寿命。本文对某跨海大桥的耐久性寿命进行了具体的预测。结果表明：本文建立的湿热耦合环境下氯离子的输运模型可以为相关环境下的混凝土结构耐久性寿命预测提供有益的参考。 关键词 :湿热环境，输运模型，寿命预测
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user: 1. 引言 混凝土中钢筋的腐蚀破坏已被确认为钢筋混凝土耐久性降低的首要因素。氯盐侵蚀引起的钢筋耐久性问题在我国十分的普遍 [ 1 ] 。北方寒冷地区混凝土结构受到氯离子和冻融循环等因素的影响；南方混凝土结构区受到氯离子、温度、湿度等因素的作用，特别是南海和东海南部地区混凝土结构，常年处于高温、高湿、高盐度的腐蚀环境下，对结构的耐久性造成了十分不利的影响。
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user: 2. 模型建立 Fick第二定律将混凝土表面氯离子浓度、扩散系数与扩散时间联系起来，得到其传质过程中的数学模型 [ 2 ] ： (1) 式中，t为氯盐侵蚀时间，x为距混凝土表面的距离，D为氯离子扩散系数；c是距混凝土表面x处的氯离子浓度。 研究表明：混凝土中氯离子的扩散系数是一个与时间有关的变量，并且随着时间的增加而减小，将氯离子的扩散系数随时间增加而降低的现象用幂函数表示 [ 3 ] ： (2) 式中，D 0 (t 0 )为t 0 时刻混凝土中氯离子的扩散系数，t 0 为参考时间，a为经验系数。 基于文献 [ 4 ] 研究成果，氯离子扩散系数与混凝土相对湿度的关系： (3) 式中，D(RH)为相对湿度下的扩散系数，D 0 为饱和状态下的扩散系数，RH混凝土相对湿度。 试验研究和工程调查表明，环境温度对混凝土中氯离子的输运有着直接的影响。温度修正系数k，如表1所示 [ 5 ] 。 表1中的温度是工程所处环境的平均温度。应用插值法求得表1中未给出的温度修正系数。当温度小于5℃时刻按5℃计，当温度大于35℃式以35℃计。由表1可知，文献 [ 5 ] 指出当工程所处环境温度大于20℃时，温度对氯离子的输运起到了促进作用；当工程所处环境温度小于20℃时，温度对氯离子的输运起到了削弱作用。 假设对于某项工程而言，所处t i 时间段内的平均温度为K i (i取1~8)。 其中， ； ； ； ； ； Table 1 Temperature correction coefficient 温度(℃) 5 10 15 20 25 30 35 k 0.5 0.6 0.8 1.0 1.2 1.6 2 表1. 温度修正系数 ； ； 。 则温度因素对氯离子扩散的影响系数f 3 ： (4) 式中，k 1 = 0.5；k 2 = 0.6；k 3 = 0.8；k 4 = 1.0；k 5 = 1.2；k 6 = 1.6；k 7 = 2.0。 综合以上因素，可得湿热环境下混凝土内氯离子侵蚀模型： (5) (6) 式中，f 1 为时变因素对氯离子扩散的影响系数， ；f 2 为环境湿度对氯离子扩散的影响系数， ；f 3 为温度因素对氯离子扩散的影响系数。
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user: 3. 混凝土结构耐久性寿命评估 混凝土结构在服役的过程中，存在3个关键的特征时间段 [ 6 ] ：混凝土结构建成到混凝土内钢筋开始锈蚀的时间段(去钝化)T 1 ；钢筋钝化膜破坏至钢筋锈胀引起混凝土保护层开裂的时间段T 2 ；混凝土保护层开裂至裂缝宽度发展到1 mm所需的时间段T 3 。 文献表明 [ 7 ] ，钢筋的锈蚀速度与锈蚀电流有密切的关系。同时，文献 [ 8 ] 中指出当混凝土中氯离子浓度小于0.4%时(混凝土中的临界氯离子浓度一般都小于0.4%)，其腐蚀电流变化较小，因此可以近似考虑T 2 和T 3 时间段钢筋的锈蚀均以均匀速度进行的。 T 2 时间段以后，由于保护层开裂，会导致氧气和水分进入混凝土的速率明显加大，因此T 3 时间段钢筋的锈蚀速度应大于T 2 时间段钢筋的锈蚀速度。混凝土结构使用寿命全过程如图1所示。 由图1所示，混凝土结构耐久性寿命T为： (7) 式中：T 1 为钢筋表面去钝化所需时间；T 2 钢筋开始锈蚀至保护层开裂所需时间；T 3 保护层开裂至裂缝宽度发展到1 mm所需时间。 3.1. 钢筋表面去钝化所需时间T 1 钢筋表面去钝化所需时间T 1 取决于氯离子在混凝土中输运，这个过程可以用菲克第二定律描述： 图1. 混凝土结构的全寿命过程 (8) 式中，c为经时间t后距表面x处氯离子的浓度；D为氯离子扩散系数；x为距混凝土表面的深度；t为扩散时间。 一维状态下，其解析解为： (9) 式中，c 0 为混凝土内部初始浓度，c s 为混凝土表面氯离子浓度，erf(x)为误差函数。 假设钢筋混凝土结构的保护层厚度为C，氯离子的临界浓度为c r ，可以推导出T 1 ： (10) 由于f 1 、f 2 、f 3 均与x无关，将式(2)、(3)、(4)，代入式(8)： (11) 令： (12) 则式(11)可以写为： (13) 参考(10)式，其一维状态下的解析解为： (14) (15) 则温度和荷载耦合作用下，钢筋表面去钝化时间T 1 为： (16) 由图1可知，计算钢筋开始锈蚀至保护层开裂时间T 2 以及保护层开裂至裂缝宽度发展到1 mm所需时间T 3 ，最直接的方式是通过计算钢筋锈蚀程度发展所需时间确定的。本文计算中采用钢筋的锈蚀深度这一变量来说明钢筋的破坏程度，从而确定钢筋混凝土使用寿命全过程的T 2 和T 3 。 3.2. 钢筋开始锈蚀至保护层开裂时间T 2 由文献 [ 9 ] 可知，保护层开裂前钢筋的锈蚀速度： (17) 式中，l 1 为保护层开裂前钢筋的锈蚀速度，k cr 为钢筋位置的修正系数，k ce 小环境条件修正系数，F环境温度，RH环境湿度，C混凝土保护层厚度，f cu 混凝土立方体抗压强度。 Rodriguz [ 10 ] 通过电化学锈蚀试验和长期暴露试验研究了混凝土保护层开裂时钢筋的锈蚀深度，给出了计算公式： (18) 式中，d cr 混凝土保护层开裂时钢筋的锈蚀深度；d为钢筋的直径；f t 为混凝土的抗拉强度。 则钢筋开始锈蚀至保护层开裂时间T 2 (19) 3.3. 混凝土保护层开裂至裂缝宽度发展到1 mm所需的时间段T 3 混凝土内部出现裂缝是由于钢筋锈蚀膨胀产生的膨胀压力大于混凝土的抗拉强度所引起的。内部裂缝出现后，会进一步扩张到混凝土表面，从而导致保护层开裂。因此钢筋的锈蚀程度与裂缝宽度存在一定的关系，Reodriguez [ 10 ] 通过试验给出了裂缝宽度与钢筋锈蚀深度的关系为： (20) 即 (21) 式中，w为保护层裂缝宽度，d为钢筋锈蚀深度。 混凝土保护层开裂至裂缝宽度发展到1 mm时间段内，钢筋的锈蚀速度 [ 6 ] 为： (22) 式中，l 2 为保护层开裂至裂缝宽度发展到1 mm时间段内钢筋的锈蚀速度，i cor 平均锈蚀电流。 由文献 [ 7 ] 可知： (23) 式中，w/c为水灰比。 因此，混凝土保护层开裂至裂缝宽度发展到1 mm所需时间T 3 为： (24)
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user: 4. 工程实例 南海与东海过渡海域的某跨海大桥，跨海大桥工程路线全长26.676 km，其中跨海桥梁部分约12.455 km，工程结构材料主要采用钢筋混凝土，其设计使用年限为100年。 主要工程特点如下： 1) 耐高温腐蚀：跨海大桥建设地属亚热带海洋性季风气候，气温高，离子的活动能力较强，腐蚀介质渗透速率快。 2) 抗氯盐侵蚀： 跨海大桥所处的海域，海水中氯离子含量23.6 g/L。大桥箱梁处于大气区，会受到盐雾和除冰盐的作用。大桥的承台处于浪溅区，会经常受到海水中氯盐的侵蚀。 3) 强度要求 结构体系中主要的受力构件为箱梁和承台。箱梁是由C50的混凝土配制而成。主要用于承受弯曲应力。大桥承台主要承受压应力作用。 跨海大桥所处区域的月份平均温度如图2所示。 计算参数如表2所示。 计算的过程中分别采用氯离子与氢氧根浓度的比值Cl/OH和总氯离子占水泥或混凝土重量百分比这两种形式作为临界氯离子浓度。 以氯离子与氢氧根浓度的比值Cl/OH 作为临界氯离子浓度的寿命预测结果 工程中，通常采用下列式子作为判断钢筋脱钝的临界条件 [ 11 ] ： (25) 式中，混凝土中氢氧根的浓度主要取决于氧化钾、氧化钠的含量，可由下式进行计算： (26) 图2. 全年月份平均温度 Table 2 Calculating parameter 参数 值 相对湿RH 80% 箱梁保护层厚度C 1 50 mm 承台保护层厚度C 2 75 mm 水灰比w/c 0.35 箱梁混凝土等级 C50 承台混凝土等级 C35 钢筋直径d 25 mm 经验系数a 0.5 小环境条件修正系数k ce 3.5 钢筋位置修正系数k cr 1 箱梁混凝土表面氯离子浓度c s 1 0.5% 承台混凝土表面氯离子浓度c s 2 1.15% 混凝土内部初始氯离子浓度c 0 0 表2. 计算参数 式中G为每立方米混凝土中的胶凝材料用量。 具体预测结果如表3所示。 以总氯离子占水泥或混凝土重量百分比作为临界氯离子浓度的寿命预测结果 根据文献 [ 12 ] ，采用c r = 0.154%作为临界氯离子浓度，构件耐久性寿命预测结果如表4所示。 从表3和表4可以看出： 1) 以氯离子和氢氧根离子的比值作为临界氯离子浓度进行寿命预测，跨海大桥承台和主梁寿命预测值分别为139.62年和101.96年；以总氯离子占混凝土或水泥重量百分比作为临界氯离子浓度进行寿命预测，跨海大桥承台和主梁寿命预测值分别为152.92年和125.80年，均满足大桥设计基准期100年的耐久性要求。 Table 3 The durability life prediction results 1 of component 构件名 T 1 (年) T 2 (年) T 3 (年) T(年) 承台 84.50 48.72 6.40 139.62 箱梁 72.60 25.07 4.29 101.96 表3. 构件耐久性寿命预测结果1 Table 4 The durability life prediction results 2 of component 构件名 T 1 (年) T 2 (年) T 3 (年) T(年) 承台 97.80 48.72 6.40 152.92 箱梁 96.44 25.07 4.29 125.80 表4. 构件耐久性寿命预测结果2 2) 钢筋表面去钝化所需时间T 1 和钢筋开始锈蚀至保护层开裂所需时间T 2 对混凝土结构耐久性寿命T的预测起控制作用。这是因为保护层一旦开裂，会导致氧气和水分进入混凝土的速率明显加大，为钢筋的锈蚀提供了有利的条件，使钢筋的锈蚀速度迅速增加，从而导致结构的寿命大大降低。 3) 临界氯离子浓度对结构的寿命预测有着重要的影响。这主要是因为，临界氯离子浓度的选取，直接影响钢筋表面去钝化所需时间T 1 的计算结果。 4) 从本算例的计算结果可以看出，以氯离子和氢氧根离子的比值作为临界氯离子浓度，比用总氯离子占混凝土或水泥重量百分比作为临界氯离子浓度进行结构的寿命预测，有着更好的安全储备。这是因为以氯离子和氢氧根离子的比值作为临界氯离子浓度进行寿命预测，考虑了混凝土内部PH值的变化对钢筋锈蚀的影响。随着内部钢筋的锈蚀，混凝土内部的PH值是不断降低的，氢氧根对氯离子的抑制作用也不断的减弱，从而在一定程度上也加速了钢筋的锈蚀。
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user: 5. 结论 本文首先建立了湿热耦合环境下氯离子的输运模型；以临界氯离子浓度和钢筋锈蚀宽度作为寿命评估指标；最后以某工程实例进行预测说明，得到了如下结论： 1) 钢筋表面去钝化所需时间T 1 和钢筋开始锈蚀至保护层开裂所需时间T 2 对混凝土结构耐久性寿命T的预测起控制作用。 2) 临界氯离子浓度对结构的寿命预测有着重要的影响。并且参考本算例的计算结果，以氯离子和氢氧根离子的比值作为临界氯离子浓度，比用总氯离子占混凝土或水泥重量百分比作为临界氯离子浓度进行结构的寿命预测，有着更好的安全储备。 3) 本文建立的湿热耦合环境下氯离子的输运模型可以为相关环境下的混凝土结构耐久性寿命预测提供有益的参考。
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user: 摘 要 堆芯功率分布决定了堆芯裂变中子和γ射线源的分布，在堆本体布置确定的情况下，堆芯功率分布成为影响反应堆压力容器(RPV)辐照安全(即RPV中的快中子(E > 1.0 MeV)注量率)的主要因素。本文基于CAP1400反应堆模型，结合使用二维离散纵标法程序DORT的正向输运和共轭输运方法，研究给出了一套能快速判断堆芯功率分布变化对RPV中最大快中子注量率影响的分析方法。该方法避免了以往需要进行反复输运计算的分析模式，只需进行一次正向输运和共轭输运计算、并辅以简单的数据处理过程，便可完成堆芯功率分布对RPV辐照影响的敏感性分析，从而能大大提高计算分析效率。 关键词 :功率分布，快中子注量率，离散纵标法，正向输运，共轭输运
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user: 1. 引言 核电厂正常运行堆芯相关一次屏蔽计算的辐射源为堆芯裂变中子和γ射线源，堆芯裂变中子和γ射线源分布取决于堆芯功率密度的空间分布，在堆本体布置确定的情况下，堆芯功率分布是影响一次屏蔽计算结果的主要因素。而在一次屏蔽分析中，反应堆压力容器(RPV)中的快中子(E > 1.0 MeV，本文提到的快中子均为此能量范围)注量率是最重要的考虑因素，因为RPV中的碳钢材料受到快中子辐照会发生性能变化，从而影响电厂的运行和寿命。因此本文针对堆芯功率分布变化对RPV中最大快中子注量率的影响进行研究分析，确保反应堆运行寿期内RPV的辐照安全。 为分析堆芯功率分布变化对RPV中最大快中子注量率的影响，若采用常用的一次屏蔽分析方法，需要针对多种功率分布方案进行反复计算，导致计算量过大且容易出错。为提高计算分析效率，本文结合使用二维离散纵标法程序DORT [ 1 ] 的正向输运和共轭输运方法，研究得到了一种能快速判断堆芯功率分布变化对RPV中最大快中子注量率影响的分析方法。
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user: 2. 分析方法 2.1. 计算分析流程 首先采用DORT的正向输运方法 [ 2 ] ，针对反应堆的(R，θ)几何，计算得到RPV内表面快中子注量率的周向分布，从而确定RPV中的最大快中子注量率φ(R，θ) (n/(cm 2 ·s))及其所在的位置(假定RPV中的最大快中子注量率出现在其内表面)。 其次采用DORT的共轭输运方法 [ 3 ] ，针对反应堆的(R，θ)几何，计算并通过后处理得到堆芯内不同位置各组件对RPV中最大快中子注量率的相对贡献F i (x，y)。 结合以上的正向输运和共轭输运结果进行堆芯功率分布对RPV辐照安全影响的敏感性分析，具体分析过程如图1所示。 2.2. 各组件单个粒子贡献分析方法 各组件对RPV中最大快中子注量率φ(R，θ)的贡献φ i (R，θ)如下： 图1. 堆芯功率分布对RPV辐照影响的分析流程图 (1) 式中，φ i (R，θ)为组件i对RPV中最大快中子注量率φ(R，θ)的贡献；φ(R，θ)为DORT(R，θ)正向输运计算得到的RPV中的最大快中子注量率，n/(cm 2 ·s)；F i (x，y)为DORT(R，θ)共轭输运计算得到的堆芯内不同位置各组件对RPV中最大快中子注量率的相对贡献；P i (x，y)为组件i在堆芯平衡循环寿期内平均的径向(x，y)相对功率密度； 表示将参数P i (x，y) × F i (x，y)进行全堆芯归一。 各组件实际产生的粒子数N i 如下： (2) 式中，N i 为组件i实际裂变产生的粒子数；N 0 为全堆芯平均单位高度内由于裂变每秒产生的中子和γ射线总的粒子数； 表示将参数P i (x，y)进行全堆芯归一。 各组件单个粒子对RPV中最大快中子注量率的贡献如下： (3) 式中，φ i ，1 (R，θ)为组件i中平均单个粒子对RPV中最大快中子注量率的贡献。 2.3. 敏感性分析方法 通过以上分析可以判断哪些组件对RPV中的最大快中子注量率的影响较大，再通过将这些组件功率密度分布进行调整，定量分析组件功率密度分布变化对RPV中最大快中子注量率φ(R，θ)的影响： (4) 式中，φ(R，θ)′为调整组件功率密度之后的RPV中的最大快中子注量率，n/(cm 2 ·s)； 为调整后的组件i在堆芯平衡循环寿期内平均的径向(x，y)按全堆芯归一的功率密度。 根据公式(4)即可进行堆芯功率密度变化对RPV中最大快中子注量率影响的敏感性分析。
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user: 3. 计算模型和参数 3.1. 几何结构 本文基于CAP1400反应堆进行建模计算。CAP1400堆芯燃料组件数为193个，单个燃料组件截面积为21.402 cm × 21.402 cm，燃料组件中心距为21.504 cm，堆芯活性区高度为426.72 cm。 本文对RPV内表面的快中子注量进行分析，建模时，为提高计算效率，暂不模拟堆芯围筒半环板、RPV以外区域和辐照监督管及其支架。堆芯围板厚度为3.0 cm；吊篮内半径为189.5 cm，厚度为6.0 cm；RPV内表面堆焊层内半径为221.5 cm，厚度为0.6 cm；RPV厚度为22.5 cm。 图2给出了DORT(R，θ)计算模型的水平剖面简图。 3.2. 功率密度分布 本文基于堆芯核设计给出的CAP1400堆芯平衡循环寿期内平均径向(x，y)的组件功率密度分布进行敏感性分析(假定组件内PIN-BY-PIN相对功率密度分布不变)。
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user: 4. 计算结果和分析 4.1. 各堆芯组件对RPV中最大快中子注量率的贡献 采用DORT(R，θ)的正向输运方法，计算得到RPV内表面快中子注量率的周向分布，见图3。由图3可以看出，RPV中的最大快中子注量率φ(R，θ)为1.22 × 10 10 n/(cm 2 ·s)，位于45˚、135˚、225˚和315˚方位角附近，由于堆芯的对称性，本文选取45˚方位角附近的RPV内表面的最大快中子注量率进行分析。 采用DORT(R，θ)的共轭输运方法，计算得到堆芯内不同位置各组件对RPV中最大快中子注量率的相对贡献，具体见表1。根据表1可以判断，L141、M13、M14、N12和N13位置处的组件对RPV中的最大快中子注量率贡献较大，贡献约占94.2%，因此以下主要针对这几个组件的功率调整进行RPV辐照影响的敏感性分析。 4.2. 敏感性分析 CAP1400反应堆堆芯额定热功率为4040 MW，计算得到全堆芯平均单位高度内由于裂变每秒产生的中子和γ射线总的粒子数N 0 为5.76 × 10 18 。 根据以上计算结果，再结合1.2和1.3节的分析方法，分别调整组件L141、M13、M14、N12和N13的功率密度(其它条件不变)，可得出RPV中最大快注量率的变化率随各组件功率密度变化率的变化趋势基本上呈线性关系(具体见图4)，组件L14、M13、M14、N12和N13对应的曲线斜率分别约为0.0544、0.1402、0.2869、0.0531和0.2837，组件M14的影响最大，其次为组件N13。 当组件L141、M13、M14、N12和N13的功率密度同时变化时，通过分析可得出如下的近似经验公式： 其中A L141 、A M13 、A M14 、A N12 和A N13 分别为组件L141、M13、M14、N12和N13的功率密度变化率，A Φ(R，θ) 为RPV中最大快中子注量率的变化率。当知道各组件的功率密度变化率时，可直接通过以上的经验公式近似得出RPV中最大快中子注量率的变化率。
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user: 5. 结论 本文基于CAP1400反应堆模型及其堆本体设计参数，结合使用二维离散纵标法程序DORT的正向输 图2. DORT(R，θ)计算模型水平剖面简图 图3. RPV内表面快中子注量率的周向分布 图4. 组件功率密度变化对RPV中最大快中子注量率的影响 Table 1 Relative contributions of different assemblies in core to RPV maximum fast neutron flu 编号 A B C D E F G H I J K L M N O 1 2.77−15 7.28−15 2.01−14 5.21−14 1.23−13 2.70−13 5.22−13 2 1.43−15 5.03−15 1.41−14 3.67−14 1.03−13 2.83−13 7.10−13 1.64−12 3.44−12 6.76−12 1.19−11 3 1.43−15 6.01−15 2.25−14 7.77−14 2.16−13 5.81−13 1.67−12 4.49−12 1.07−11 2.28−11 4.63−11 8.64−11 1.40−10 4 5.04−15 2.26−14 1.02−13 3.97−13 1.31−12 3.53−12 1.06−11 2.90−11 7.17−11 1.61−10 3.35−10 6.53−10 1.12−09 5 2.78−15 1.42−14 7.80−14 3.97−13 1.82−12 6.76−12 2.07−11 6.39−11 1.87−10 4.83−10 1.15−09 2.51−09 5.00−09 8.57−09 1.45−08 6 7.38−15 3.70−14 2.17−13 1.31−12 6.77−12 2.99−11 1.12−10 3.82−10 1.21−09 3.40−09 8.43−09 1.91−08 3.98−08 7.05−08 1.07−07 7 2.04−14 1.04−13 5.86−13 3.56−12 2.08−11 1.12−10 5.07−10 2.31−09 8.09−09 2.41−08 6.29−08 1.48−07 3.22−07 6.17−07 8.28−07 8 5.30−14 2.88−13 1.69−12 1.07−11 6.44−11 3.84−10 2.32−09 1.24−08 5.15−08 1.72−07 4.74−07 1.16−06 2.65−06 5.23−06 7.16−06 9 1.25−13 7.25−13 4.58−12 2.95−11 1.89−10 1.23−09 8.15−09 5.16−08 2.25−07 9.58−07 3.35−06 8.96−06 2.17−05 4.46−05 6.52−05 10 2.76−13 1.68−12 1.10−11 7.32−11 4.92−10 3.45−09 2.44−08 1.73−07 9.61−07 4.14−06 1.84−05 6.57−05 1.81−04 4.04−04 6.82−04 11 5.39−13 3.56−12 2.35−11 1.66−10 1.19−09 8.63−09 6.41−08 4.80−07 3.38−06 1.85−05 8.94−05 4.47−04 1.56−03 3.63−03 7.34−03 12 7.02−12 4.80−11 3.51−10 2.59−09 1.97−08 1.52−07 1.18−06 9.13−06 6.66−05 4.50−04 2.61−03 1.26−02 3.49−02 13 1.24−11 9.12−11 6.80−10 5.20−09 4.14−08 3.34−07 2.71−06 2.24−05 1.86−04 1.59−03 1.27−02 8.35−02 3.91−01 14 1.46−10 1.17−09 8.97−09 7.37−08 6.44−07 5.36−06 4.64−05 4.21−04 3.77−03 3.59−02 3.98−01 15 1.53−08 1.12−07 8.68−07 7.24−06 6.83−05 7.14−04 7.71−03 表1. 堆芯内不同位置各组件对RPV中最大快中子注量率的相对贡献 注：2.77−15表示科学计数法2.77E−15，表中所有数据表述法相同。 运和共轭输运方法，研究了得到了一种能快速判断堆芯功率分布变化对RPV中最大快中子注量率影响的分析方法。该分析方法避免了以往需要进行反复输运计算的分析模式，只需进行一次正向输运和共轭输运计算、并辅以简单的数据处理过程，便可完成堆芯功率分布对RPV辐照影响的敏感性分析，能大大提高计算分析效率。 针对其它类似堆型，可采用同样的方法给出相应的经验公式，从而可以快速定量判断组件径向功率分布变化对PRV中最大快中子注量率的影响，以减少计算量，提高计算分析效率。
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user: 摘 要 由于铂对氢氧复合反应的催化能力很强，在大浓度反应中可能产生热量积累，破坏载体结构及铂的分布进而导致爆炸等安全事故，自身能使催化反应平稳发生的疏水性催化剂在实际应用中意义重大。本文设计正交实验采用浸渍手段制备疏水性催化剂Pt-SDB (聚苯乙烯-二乙烯基苯)，通过常温氢氧复合反应测试，研究浸渍液浓度、浸渍静置时间、干燥温度、干燥时间、还原温度、还原时间对制得催化剂样品催化反应程度和稳定性的影响顺序。挑取实验样品进行微观分析，结合正交实验结果发现催化剂催化反应稳定性依赖于载体的多孔结构。综合各方面考虑，确定了一组制备条件作为进一步研究的基础。 关键词 :氢氧复合，疏水催化剂，正交实验
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user: 1. 引言 随着核电作为一种清洁、安全、可靠的能源在全球各国逐渐深入研究和发展，实践过程中发现很多环节都无法忽视氢气的存在，如生产、运行、后处理等过程 [ 1 ] - [ 3 ] 。由于氢气容易引起爆炸，很多产氢特殊场所利用铂、钯等贵金属对氢氧复合成水的高效催化设计消氢装置，以保证运输、储存及工作环境的安全和避免放射性气体污染，氢氧复合反应的反应方程式见公式(1) [ 4 ] - [ 6 ] 。氢氧复合的疏水催化可在室温或略高于室温温度下进行，工艺流程简单，能耗低，操作安全系数更高。最早的疏水性催化剂概念由CRNL于1969年提出 [ 7 ] ，最初的研究用于氢同位素的分离，在七十年代中后期，逐步把疏水催化剂的研究成果用于氢氧复合，并于二十世纪八十年代开始发展成熟，广泛应用于国防科技与国民经济 [ 8 ] [ 9 ] ，在落后国外二十年的情况下，我国的氢氧复合研究经过迅速发展已能赶上世界前列，但由于催化剂制备技术的垄断，某些领域我国仍需用远高于成本的价格购买国外的催化剂。因此，自主研制出性能良好、符合操作环境要求的催化剂是打破国际垄断的关键因素。 (1) 国内已有一些关于氢氧复合疏水催化剂制备的研究报道 [ 10 ] [ 11 ] ，主要围绕催化剂的高效率、寿命和贵金属的利用率几个问题展开讨论，并得到比较成熟的结果。然而，由于氢氧复合成水会放出大量的热，且反应速率会随着温度的升高而增大，在大量的氢氧复合反应中反应速率存在增大的风险，多放出的热量很可能会积累，导致反应器内温度升高，进一步增大反应速率，形成促进循环直至达到临界点燃状态 [ 5 ] ，发生燃烧甚至爆炸的安全事故，自身能使催化反应平稳发生的催化剂在实际应用中意义重大。在含氚重水提氚的CECE流程的工业应用中，存在大量的氢氧复合反应，加拿大的ACEL公司已将自主研发的铂疏水催化剂应用到CECE流程中的氢氧复合中去，并达到工业示范规模。我国进行了程度颇深的反应器设计及工艺研究 [ 12 ] ，但采用的Pt-SDB催化剂未见报道，可见我国对氢氧复合疏水催化剂的研究尚未完成。 本文采用浸渍法制备氢氧复合疏水催化剂Pt-SDB，在前人的基础上设计正交实验初步探究，找到一定工艺条件下催化反应程度高且稳定性强的催化剂制备条件。
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user: 2. 实验部分 2.1. 制备方法 用无水乙醇将SDB树脂载体淋洗至流出液澄清，然后放置于110℃空气中干燥6 h，脱除上面吸附的有机溶剂等杂质，然后冷却至室温备用。 采用氯铂酸的无水乙醇溶液作为前驱体，按照铂的质量分数为0.8%配制一定浓度的溶液，在超声仪中浸渍搅拌5分钟；静置若干天后，在一定温度下干燥一定时间；最后在氢气氛围中一定温度一定时间还原制得疏水催化剂Pt-SDB。 2.2. 主要实验原料与仪器 主要实验原料： 氯铂酸，分析纯，国药集团化学试剂有限公司。 无水乙醇，分析纯，国药集团化学试剂有限公司。 聚苯乙烯二乙烯基苯(SDB)，购买自南开大学化工厂，是一种球状、非极性大孔吸附树脂，该树脂是交联聚合物，具有较大的比表面积和适宜的孔径，并且能够大量生产。 本文所涉及的所有气体均产自北京华通精科气体化工有限公司。 主要仪器： 超声波清洗器，型号KQ-50E，产自昆山市超声仪器有限公司。 电热真空干燥箱，型号ZK-3 BS，产自天津市中环实验电炉有限公司。 开启式真空/气氛管式电炉，型号SK-G12123K-5-900，产自天津市中环实验电炉有限公司。 2.3. 正交实验设计 正交实验选定浸渍过程中影响较大的六个条件：浸渍液浓度、浸渍静置时间、干燥温度、干燥时间、还原温度、还原时间，设计六因素五水平正交实验表(见表1)。 浸渍液浓度与浸渍静置时间，称取约2 g预处理过的SDB载体，加入20 mL无水乙醇并与空白组对照。加至约7 mL时SDB全部脱离容器底部漂浮于无水乙醇液面处；17 h后无水乙醇才完全浸入约1.5 mL，每天蒸发无水乙醇约2.5 mL。按照铂的质量分数0.8%计算，最浓需要约7 g/L的氯铂酸溶液，若要浸渍均匀需要4 g/L的氯铂酸溶液，设计浓度水平为：2 g/L，3 g/L，4 g/L，5 g/L， 6 g/L；17 h才完全浸入，静置时间以天为单位递增：1 d，2 d，3 d，4 d，5 d。 干燥温度与干燥时间，根据已有文献 [ 13 ] [ 14 ] ，干燥温度从60℃到95℃不等，而氯铂酸在110℃的潮湿空气中开始分解，所以设计干燥温度为：50℃， 65℃， 80℃， 95℃， 110℃；干燥时间以小时为单位递增：1 h， 2 h， 3 h， 4 h， 5 h。 还原温度与还原时间，对浸渍过氯铂酸的载体进行程序升温还原(TPR)得到升温吸附曲线(如图1)，在约180℃时还原最快，约250℃时基本还原完全。而有文献 [ 13 ] 称还原时间需达到8 h，所以设计还原温度为：160℃，180℃，200℃，220℃，240℃；还原时间为：6 h，8 h，10 h，12 h，14 h。 2.4. 测试方法 主要测试方法为氢氧复合反应的催化测试，大致参考邵明昶 [ 15 ] 的工艺条件，具体装置流程如图2。压缩过的原料混合气(1%氢气 + 5%氧气 + 94%氩气)经稳压器减压以1.0标升每分钟的气速30℃预热后由反应器(Φ6 mm*21 mm)底部进入。反应在30℃恒温条件下进行，间接换热。气体反应后从反应器顶部流出，经硅胶干燥水分进入分析系统，用气相色谱测定反应尾气中氢气的剩余浓度，然后放空。 Table 1 Resulting data of orthogonal experimen 实验序号 浸渍液浓度/(g/L) 浸渍静置时间/d 干燥温度/℃ 干燥时间/h 还原温度/℃ 还原时间/h 平均值 标准偏差 实验1 2 1 50 1 160 6 0.4200 0.0042 实验2 2 2 65 2 180 8 0.5922 0.0065 实验3 2 3 80 3 200 10 0.5604 0.0073 实验4 2 4 95 4 220 12 0.4683 0.0115 实验5 2 5 110 5 240 14 0.4123 0.0068 实验6 3 1 65 3 220 14 0.3615 0.0045 实验7 3 2 80 4 240 6 0.4493 0.01076 实验8 3 3 95 5 160 8 0.5461 0.0034 实验9 3 4 110 1 180 10 0.6586 0.0141 实验10 3 5 50 2 200 12 0.6217 0.0083 实验11 4 1 80 5 180 12 0.5570 0.0092 实验12 4 2 95 1 200 14 0.5668 0.0092 实验13 4 3 110 2 220 6 0.3580 0.0142 实验14 4 4 50 3 240 8 0.3879 0.0200 实验15 4 5 65 4 160 10 0.3844 0.0053 实验16 5 1 95 2 240 10 0.3934 0.0078 实验17 5 2 110 3 160 12 0.5079 0.0030 实验18 5 3 50 4 180 14 0.5748 0.0082 实验19 5 4 65 5 200 6 0.6038 0.0188 实验20 5 5 80 1 220 8 0.6024 0.0182 实验21 6 1 110 4 200 8 0.6778 0.0126 实验22 6 2 50 5 220 10 0.4660 0.0076 实验23 6 3 65 1 240 12 0.3590 0.0082 实验24 6 4 80 2 160 14 0.5324 0.0035 实验25 6 5 95 3 180 6 0.5058 0.0079 表1. 正交实验结果数据 本测试采用的主要仪器有：产自北京七星华创电子股份有限公司的气体质量流量控制器(型号CS200)，产自南京先欧仪器制造有限公司的超高精度恒温水油槽(型号XOGH-20)，和产自北京东西电子研究所的气相色谱仪(型号GC4000A)。其中气相色谱仪中色谱柱长10 m，内装5 A分子筛；分析条件：柱箱温度50℃，热导池检测器温度100℃，载气为高纯氩气，流量用皂膜流量计测定为35 mL/min。
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user: 3. 结果与讨论 每次装样即装满反应器约6 mL，反应开始20 min后进入较平稳状态，此后每隔5 min利用气相色谱仪测量尾气中氢气的信号强度并计算氢气的转化率，直到反应1 h得到8个转化率的值，取平均值并计算标准偏差，见表1。 图1. 载体上氯铂酸的TPR曲线 图2. 催化反应测试装置示意图 3.1. 以反应程度分析 催化剂只能加快反应速率，不能改变最终平衡状态。但是本实验中原料混合气通过反应器的时间一定且很短，气体接触催化剂的时间远不能达到平衡。这种情况下，某个时间点的转化率能够代表最近时段的反应速率。根据这些平均转化率得到制备条件对催化剂的催化反应程度的影响顺序为：还原温度 > 还原时间 > 浸渍液浓度 > 干燥温度 > 干燥时间 > 浸渍静置时间(见表2)。很明显，还原温度的影响远大于其他条件，若追求高催化反应程度，200℃还原温度最佳。 3.2. 以反应稳定性分析 根据标准偏差值得到制备条件对催化剂催化反应的稳定性的影响顺序为：还原温度 > 浸渍静置时间 > 还原时间 > 浸渍液浓度 > 干燥时间 > 干燥温度(见表3)。还原温度仍是最主要影响因素，而浸渍静置时间和还原时间对稳定性的影响也不弱。 Table 2 Orthogonal analysis data of catalytic efficienc 浸渍液浓度 浸渍静置时间 干燥温度 干燥时间 还原温度 还原时间 均值1 0.4906 0.4819 0.4941 0.5214 0.4782 0.4674 均值2 0.5275 0.5164 0.4602 0.4995 0.5777 0.5613 均值3 0.4508 0.4796 0.5403 0.4647 0.6061 0.4926 均值4 0.5365 0.5302 0.4961 0.5109 0.4512 0.5028 均值5 0.5082 0.5053 0.5229 0.5170 0.4004 0.4895 极差 0.0856 0.0506 0.0801 0.0566 0.2057 0.0939 偏差平方和 0.0046 0.0019 0.0037 0.0021 0.0300 0.0050 F比 0.5854 0.2427 0.4750 0.2628 3.8058 0.6283 表2. 催化反应程度的正交分析数据 Table 3 Orthogonal analysis data of catalytic stabilit 浸渍液浓度 浸渍静置时间 干燥温度 干燥时间 还原温度 还原时间 均值1 0.0073 0.0077 0.0097 0.0108 0.0039 0.0112 均值2 0.0082 0.0074 0.0087 0.0081 0.0092 0.0121 均值3 0.0116 0.0083 0.0098 0.0085 0.0112 0.0084 均值4 0.01119 0.0136 0.0079 0.0097 0.0112 0.0080 均值5 0.0079 0.0093 0.0102 0.0092 0.0107 0.0064 极差 0.0043 0.0062 0.0022 0.0027 0.0073 0.0057 偏差平方和 1.5883E−05 2.5638E−05 3.3002E−06 4.4717E−06 3.8641E−05 2.2118E−05 F比 0.8659 1.3978 0.1799 0.2438 2.1067 1.2059 表3. 催化反应稳定性的正交分析数据 3.3. 微观分析 本文涉及到透射电子显微镜(Transmission Electron Microscope， TEM)，热重(Thermogravimetric Analysis， TG)及差示扫描量热分析(Differential Scanning Calorimetry， DSC)。 透射电子显微镜的基本原理和光学显微镜相似。电子束从电子枪发射出来后，经过加速和聚焦，照射在样品室内的样品上透过样品的电子束携带了样品的相关信息。观察室内的荧光屏将透过样品电子的放大影像转化为可见光影像，可以观察到直观的影像。测试前将样品磨成粉末超声分散到无水乙醇中，然后将分散好的测试样品滴到铜网上，待其干燥后进行TEM测试。本文采用美国FEI公司Tecnai G 2 F30型透射电子显微镜。 热重分析是指在程序控制温度下测量待测样品的质量与温度变化关系的一种热分析技术，用来研究材料的热稳定性和组份。差示扫描量热法与差热分析基本相同，但是定量更加准确、可靠。试样和参比物各自独立加热，随时保持两者的温度相同。如果样品发生相变或失重，它与参比物间将产生温度差时，系统提供功率补偿使两者再度保持平衡，而所要补偿的功率则相当于样品热量的变化。本文采用德国耐驰公司的STA 449F3型差示扫描量热计，测试条件为：氮气流量60 mL/min，升温速率10℃/min。 挑取反应程度最高(样品21)、最低(样品13)与反应稳定性最高(样品17)、最低(样品14)四组催化剂样品利用透射电镜(TEM)放大不同倍数依次进行比较。 如图3所示，四组样品的铂分布都覆盖了全部SDB载体表面，并且没有团聚，说明正交实验设计的各条件范围比较合理。继续放大得到图4，效率和稳定性占优的样品17、21负载上的大粒径铂粒子较多；而效率低且不稳定的样品13、14负载上的铂粒子较均一。结合能谱数据(见图5)发现效率最差的样品13的铂负载量明显比样品17的铂负载量高，推测样品13的部分铂粒子无法接触到反应混合气。进一步放大得到图6，四组样品的铂粒子均能观察到晶格条纹，说明在SDB载体表面形成的是晶态铂粒子。结合四组样品的制备条件以及催化反应程度和稳定性来看，在载体浅层形成较多的大粒径铂粒子有助于催化反应程度的提高，而大小粒径铂粒子的同时存在表明在载体浅层与深孔中分布均匀，从而催化反应的稳定性更好。 对SDB载体做差热分析如图7，发现在180℃左右载体开始产生热效应，多孔结构发生变化，可能导致一些深孔铂粒子封闭在载体内部无法催化反应以及传热变差。这解释了还原温度在200℃以上而催化反应程度较低且还原温度为160℃的样品催化反应稳定性普遍较强的现象。 图3. 催化剂样品的TEM图 图4. 催化剂样品的TEM图 图5. 催化剂样品的TEM能谱图 图6. 催化剂样品的TEM图 图7. SDB载体的热重及差示扫描量热曲线
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user: 4. 结论 1) 还原温度很大程度上决定了制得催化剂催化反应程度的大小，从单纯追求氢氧复合反应效率的角度来讲，200℃为最佳还原温度。 2) 影响催化剂催化反应稳定性的前三个因素为：还原温度 > 浸渍静置时间 > 还原时间，且催化反应的稳定性对载体结构敏感，160℃的最佳还原温度主要决定于载体结构对温度的稳定性。 3) 在本催化测试条件下，综合铂的利用率、催化反应程度与稳定性的分析，实验17的催化剂制备条件适于做进一步研究的基础；同时，疏水性载体的多孔结构对温度的稳定性有待提高。
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user: 摘 要 采用射频磁控溅射法以Mn 0.8 Ti 1.2 O 3 固相陶瓷靶为靶材，在石英衬底上制备了Mn掺杂TiO 2 纳米薄膜，通过XRD、EDS、AFM、XPS、UV-Vis-IR、两探针法和半导体霍尔效应等测试表征技术研究了Mn掺杂对TiO 2 薄膜的晶体结构、表面化学态和光电性能的影响。结果表明，Mn掺杂TiO 2 薄膜为p型半导体，随着溅射功率的增加，薄膜的光吸收向可见光方向移动，电导率增加。过量Mn掺杂会导致Mn元素的析出，光吸收性能和电学性能均变差，说明Mn掺杂是TiO 2 薄膜光电性能改善的根本原因。 关键词 :Mn掺杂，磁控溅射，TiO 2 ，光电性能
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user: 1. 引言 自1972年Fujishima和Honda采用TiO 2 半导体电极成功实现催化分解水以来 [ 1 ] ，有关TiO 2 纳米材料光学 [ 2 ] 、电学 [ 3 ] 和磁学 [ 4 ] 性能的研究逐步引起了科学界的广泛关注。TiO 2 作为一种宽禁带(锐钛矿相~3.2 eV、金红石相~3.0 eV)n型半导体材料 [ 5 ] ，因其独特的结构和稳定的性能被广泛应用于智能光催化 [ 6 ] [ 7 ] 、太阳能电池 [ 8 ] [ 9 ] 、半导体传感器 [ 10 ] 、超级电容器 [ 11 ] 、功能陶瓷 [ 12 ] 、空气净化 [ 13 ] 等领域。然而，本征TiO 2 的太阳光利用率较低，光吸收范围对应于太阳光谱中的紫外光区，无法有效利用可见光及近红外光区 [ 14 ] ；同时，本征TiO 2 的电导率和载流子迁移率都很低，不利于光生载流子的传输，TiO 2 的应用前景受限。对TiO 2 进行掺杂或缺陷态调控可有效调节TiO 2 的能带结构，改善其光电性能。Alberto等通过一步结晶法获得了带隙显著减小、光响应范围拓宽到可见光区的黑色TiO 2 纳米颗粒，并详细研究了缺陷的性质和位置对带隙窄化的影响机制 [ 15 ] 。然而，大量缺陷的存在对于载流子传输极为不利，在传输过程中极易发生电子-空穴对的复合，载流子的寿命较短。掺杂被认为是调控TiO 2 带隙的最有效的方法之一，典型的非金属掺杂有C [ 16 ] 、N [ 17 ] 、F [ 18 ] 、P [ 19 ] 、S [ 20 ] 等，金属掺杂有Mn [ 21 ] 、Fe [ 22 ] 、Nb [ 23 ] 、Zn [ 24 ] 、Cr [ 25 ] 、Co [ 26 ] 、Nd [ 27 ] 、Er [ 28 ] 、V [ 29 ] 、Ag [ 30 ] 、Sr [ 31 ] 等，通过这些离子掺杂可有效提升TiO 2 的可见光吸收能力的 [ 32 ] ，改善TiO 2 薄膜的光学和电学性能 [ 33 ] 。 目前，关于TiO 2 的n型掺杂已取得较大进展，如Nb掺杂TiO 2 薄膜已成功应用于透明导电薄膜 [ 23 ] ，而TiO 2 的p型掺杂还处于起步阶段 [ 34 ] ，面临的困难较大，主要阻碍来源于p型掺杂的TiO 2 稳定性不佳。解决这一问题的关键在于制备高质量的、有效掺杂的纳米薄膜。我们前期在第一性原理计算 [ 35 ] 的指导下，已用水热法制备了Mn掺杂TiO 2 粉体材料 [ 36 ] ，掺杂薄膜的光吸收及光催化性能明显改善；还用磁控溅射法制备了p型Mn掺杂TiO 2 薄膜，掺杂后薄膜的电学性能明显提升 [ 5 ] [ 21 ] 。为克服前期研究工作中采用的Mn金属靶易碎，所制备的薄膜易被污染、性能不稳定等问题，本文采用射频磁控溅射法以Mn 0.8 Ti 1.2 O 3 固相陶瓷靶为靶材制备p型Mn掺杂TiO 2 纳米薄膜，研究射频功率对薄膜的结构、形貌、光吸收性能和电学性能的影响。
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user: 2. 实验部分 2.1. 薄膜的制备 采用射频磁控溅射法(中科院沈科仪JPG-400型超高真空磁控溅射沉积系统)，以高纯钛酸锰固相陶瓷靶(Mn 0.8 Ti 1.2 O 3 ，纯度99.999%，直径50.8 mm，厚度3 mm)为靶材，以石英玻璃(20 mm × 20 mm × 1 mm)为衬底，真空度优于2.0 × 10 −4 Pa，靶材与衬底间距保持为50 mm，衬底温度为500℃，工作压强为0.5 Pa，Ar气体流量为50 sccm，O 2 气体流量为0.7 sccm，预溅射时间为15 min，溅射时间为2 h，射频溅射功率分别为30 W、60 W、90 W、120 W和150 W制备Mn掺杂TiO 2 纳米薄膜。溅射前将石英玻璃衬底依次置于盛有丙酮(AR)、无水乙醇(AR)和去离子水的烧杯中采用数控超声波清洗器(KQ-250DB)进行超声清洗20 min，以充分除去石英衬底表面可能存在的污染物。将洗净的石英玻璃衬底用电热恒温干燥箱(202-0AB)烘干后固定于样品托上，将靶材和样品托装配至指定位置并进行抽真空、衬底加热、预溅射和溅射沉积等过程。将溅射功率为30 W、60 W、90 W、120 W和150 W制备的薄膜样品依次标号为S1、S2、S3、S4和S5。 2.2. 薄膜的测试表征 采用EDS(Oxford，X-Max 50)在局部区域扫描以确定薄膜样品中的元素组成及百分比含量，采用XRD (Bruker， D8A25)在2θ扫描模式下选用Cu-Kα辐射源(波长0.15406 nm，光管电压50 kV，电流20 mA，扫描范围20˚~70˚，扫描速率5˚/min)确定薄膜样品的晶体结构及物相，采用AFM (NT-MDT， Solver Nano)在半接触模式下选用NSG01_Ed及FMG01/Pt针尖确定薄膜样品的显微形貌、平均表面粗糙度及膜厚，采用XPS (Thermo Fisher， ESCALAB 250)进行全谱、窄谱和价带谱扫描以确定薄膜样品表面的Mn、Ti原子百分比含量、化学价态和价带分布情况，采用UV-Vis-IR(Shimadzu， UV-3600)在直接扫描模式下选用狭缝宽度5.0，波长扫描范围300 nm~1500 nm，扫描间隔1 nm进行薄膜样品的光学性能分析，采用半导体测试两探针法(Keithley， 4200)在I~V特性模式下选用电压扫描范围−5 V~5 V，间隔0.05 V进行薄膜样品的电阻率和方块电阻等电学性能分析，采用半导体霍尔效应(Ecopia， HMS-3000)测试确定薄膜样品的导电类型、载流子浓度和迁移率等电学性能参数。