DreamBlooms/HansPub-15000-to-45000 huggingface dataset:
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user: 4. 影响转炉终点残锰含量因素分析 4.1. 转炉终点碳含量的影响 转炉吹炼末期，从锰的反应[Mn] + [O] = (MnO)看出，锰的氧化受[O]影响比较大；顶底复吹转炉终点碳氧积波动在0.0025~0.0028之间 [ 2 ] ，根据碳氧积平衡理论，终点钢水碳含量高，[O]含量是降低的，是抑制反应向右进行的，能提高钢水中的残锰含量；终点钢水碳含量低，[O]含量高，是促进反应向右进行的，降低钢水中的残锰含量。统计铁水硅、锰成分基本相同的条件下转炉终点碳与残锰数据，绘制关系散点图，转炉残锰含量随着终点碳含量升高而升高；图1。 Table 1 Composition of molten iro C Si Mn P S 4.0~4.5 0.40~0.80 0.80~1.80 0.060~0.10 0.030~0.060 表1. 铁水成分(%) 图1. 钢水终点碳与残锰的关系图 4.2. 铁水Mn含量与残锰的对应关系 转炉冶炼初期，铁水中锰与氧气反应[Mn] + 1/2O 2 = (MnO)进入炉渣，铁水Mn含量高，渣中的(MnO)浓度也相对高；中期随着转炉溶池温度的升高和碳的氧化，渣中(FeO)含量降低，锰的氧化反应减弱，部分炉渣中(MnO)在[C]的作用下还原进入钢水，渣中(MnO)含量高，被还原进入钢水的概率增大；统计转炉终点碳基本接近条件下的转炉终点[Mn]含量与铁水Mn含量的数据，绘制关系散点图，转炉终点[Mn]含量随铁水Mn含量的升高呈增加趋势；图2。 4.3. 转炉终点温度与残锰的关系 转炉冶炼中期，随着熔池温度的升高，渣中的(MnO)被还原的热力条件增加，促进(MnO)被还原，温度越高，(MnO)被还原的概率越大，终点的残锰含量也越高；统计、绘制铁水硅、锰成分相近的炉次拉碳温度与钢水残锰对应的散点图，终点拉碳温度增高，钢中残锰相应增加；图3。 4.4. 转炉终渣(FeO)含量对残锰的影响 终渣(FeO)主要通过反应式[Mn] + (FeO) = (MnO) + Fe来影响终点锰含量，如果终点高枪位或补吹次数过多，钢水过氧化，渣中(FeO)增多，促进反应公式向右进行，钢水中[Mn]相应降低；在终点低枪位或硬吹操作下，终点炉渣变粘，渣中(FeO)降低，将抑制反应公式向右进行，可以减缓钢水中[Mn]的氧化，因此降低转炉终渣(FeO)含量是可以提高残锰量的。 4.5. 渣量(铁水硅含量)对残锰的影响 转炉渣量主要受铁水Si含量的影响；Si与氧气反应生成SiO 2 进入炉渣，反应公式Si + O 2 = SiO 2 ，为保证转炉去硫、磷和保护炉衬的需要，转炉石灰CaO加入量是按照碱度(R)2.8~3.2(R = CaO/SiO 2 )控制；由此可以看出，铁水Si高时，吹炼初期氧化进入炉渣的(SiO 2 )增加，在炉渣碱度不变的情况下需要加入较多石灰，转炉渣量明显增大，渣中(MnO)的分配浓度降低，不利于中期锰的还原；同理铁水Si低，氧化生成的SiO 2 少，石灰加入量少，转炉渣量少，渣中(MnO)的浓度增加，非常有利于中期锰的还原；统计铁水硅含量与残锰的对比数据，绘制散点图，终点残锰随着铁水Si含量的升高呈下降趋势；图4。 图2. 铁水Mn与残锰的对应关系 图3. 转炉终点温度与残锰的关系 图4. 铁水Si含量与残锰的对比关系
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user: 5. 转炉针对高锰铁水的控制措施 5.1. 转炉操作优化措施 吹炼初期硅、锰元素氧化，(MnO)与(SiO 2 )生成硅酸锰(MnO∙SiO 2 )渣系，熔点为1285℃ [ 3 ] ，可以促进转炉吹炼过程中石灰的溶解和化渣，在碳氧反应激烈的中期，若控制不当，就会造成转炉喷溅，钢铁料消耗增加，加剧对转炉炉衬的侵蚀，严重的还会造成安全及设备事故，影响转炉生产的稳定、顺利进行。 措施一是控制炉底深度，保证合适的炉容比，炉底深度保6.7~6.9 m，当炉底深度≤6.7 m时，在保证脱磷、脱硫条件下，降低石灰、镁球加入量，减少渣量；二是铁水锰含量高时，适当降低总装入量，增加炉容比；三是优化过程控制，开吹低氧压或枪位稍降，减轻前期的反应强度，减少锰的氧化量，中期适当高氧压或低枪位，控制渣中(Feo)含量不要过高，后期采用压枪位冶炼，比基本枪位低50~100 mm，低枪位枪时间≥30秒；四是由于铁水锰含量高，易于化渣，过程返干时避免加入过多的萤石等化渣剂，避免炉渣过稀发生喷溅；总结转炉渣料、枪位控制图；图5。 5.2. 提高残锰含量降低合金成本 高锰铁水的冶炼前期，铁水锰的快速氧化利于化渣，中后期冶炼控制在确保炉渣不严重返干的前提下，尽量压低枪位，加强碳氧反应，降低炉渣氧化性，减少锰的氧化和促进锰还原；采取高拉补吹，尽量做到一次拉碳成功，终点碳控制在0.12%~0.20%；一助手控制好冷料配比，确保拉碳温度符合放钢要求，减少补吹提温炉次；通过优化转炉操作，转炉终点残锰明显提高；统计2015年8月份硅锰合金(牌号：FeMn68Si16)消耗与终点残锰的数据见表2。 5.3. 利用钢水锰反应提高转炉脱硫率 转炉脱硫方式主要是炉渣脱硫，反应公式：[S] + (CaO) = (CaS) + [O]，一般情况下转炉去硫率30%左右；炉渣中除(CaO)与[S]反应外，还可以利用CaO∙MnO系熔渣脱硫，反应式：[S] + (CaO) + [Mn] = (CaS) + (MnO) [ 4 ] ，在温度和炉渣碱度基本相同的条件下，铁水锰提高，炉渣去硫率显著提高；统计铁水锰与转炉去硫率的关系数据见表3。 5.4. 利用留渣作业提高残锰回收率 转炉留渣作业，就是将上一炉炉渣部分或全部留在转炉内，留渣量根据炉渣氧化性、铁水硅含量等因素决定；石灰加入量按照碱度2.5~2.8控制，一批料石灰加入总量的2/3，剩余石灰在4~8分钟加入，热量富余或者需要压喷炉次，采用生白云石和豆钢进行温度调节和压喷。考虑留渣后转炉容易发生喷溅的情况，铁水锰高于1.50%或铁水硅高于0.60%时，转炉不进行留渣作业。 富含(MnO)的炉渣留在炉内，吹炼初期可以促进石灰快速成渣，在吹炼中期增加回锰的概率，有利于终点残锰的回收；转炉留渣与未留渣炉次残锰量对比见表4。 5.5. 利用铁水锰不同，组织不同生产 锰低于1.20%的铁水，其残锰一般在0.50%~0.60%，可以安排HPB300钢的生产；锰高于1.20%的铁 图5. 转炉渣料、枪位控制图 Table 2 The end of residual manganese and manganese alloy consumption statistic 钢种 锰内控(%) 终点残锰(%) 硅锰合金消耗(Kg/吨钢) HPB300 0.50~0.80 0.55 0.50 HRB400 1.20~1.60 0.58 10.5 表2. 终点残锰与硅锰合金消耗统计 Table 3 Data comparison of desulphurization rate of hot metal and converte 炉数 炉渣碱度 拉碳温度℃ 铁水锰% 铁水硫% 残硫% 平均脱硫率% 10 2.8~3.2 1680~1703 1.22~1.45 0.045~0.055 0.025~0.032 44.0 平均 2.95 1689.5 1.26 0.050 0.028 10 2.8~3.2 1675~1702 1.41~1.60 0.048~0.054 0.025~0.032 47.0 平均 2.98 1689.4 1.48 0.051 0.027 表3. 铁水锰与转炉脱硫率数据对比 Table 4 Comparison of residual manganese content with and without slag in converte 炉数(炉) 平均铁水硅% 平均铁水锰% 平均残锰% 留渣炉次 27 0.50 1.45 0.68 未留渣炉次 50 0.51 1.55 0.58 表4. 转炉留渣与未留渣炉次残锰量对比 水，根据库存尽量安排HRB400钢的生产，以减少硅锰合金的消耗。
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user: 6. 结论 1) 铁水在高锰条件下，转炉操作难度增加，容易发生喷溅，但通过优化过程控制，可以解决喷溅问题。 2) 转炉的工作重点是提高钢水残锰回收率，通过提高终点碳和降低钢水氧化性等措施，能够提高钢水残锰的回收率。 3) 转炉留渣试验数据表明能提高残锰回收率。 4) 锰元素能够增加硫的去除，实践数据表明转炉综合脱硫率在40%以上，可以减轻铁水炉外脱硫的压力，利于降低成本。
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user: 摘 要 本文对尼库拉兹、穆迪和蔡克士达等三个阻力系数图作了评述，指出了这些图中存在的问题。文中指出，在矩形明渠中不存在像尼库拉兹那样形式的阻力系数图。只有在二维明渠中，才存在像尼库拉兹那样形式的阻力系数图，并在文中给出了二维明渠均匀流的阻力系数图。利用所给图中粗糙平面上的阻力系数公式，计算了二维粗糙渠道均匀流的流速，并和蔡克士达的宽浅矩形渠道中的试验结果相比较，差值在4%以内。 关键词 :二维明渠流，阻力系数图，均匀流
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user: 1. 概述 现有的流体运动阻力系数图，共有三个，即尼库拉兹(Nikuradse) [ 1 ] 人工加糙的管流阻力系数图；穆迪(Moody) [ 2 ] 商业管的阻力系数图和蔡克士达(Α.П.ЭЕГЖДА) [ 3 ] 人工加糙的矩形明渠均匀流阻力系数图。 尼库拉兹的阻力系数图在水力学中占有重要的地位，他是第一个用图形的方式将管流中的阻力系数，从层流到紊流直到阻力平方区，给出了一个直观的显示。 本文对这三种阻力系数图做了评述，并证明在矩形明渠流中不可能作出像尼库拉兹那样的阻力系数图，只有在二维明渠流中，才能作出像尼库拉兹那样的阻力系数图。 本文是继尼库拉兹对轴对称管流的阻力系数图之后，给出了二维明渠均匀流的阻力系数图。
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user: 2. 关于尼库拉兹、穆迪和蔡克士达阻力系数图的评述 2.1. 关于尼库拉兹粗糙管中水流阻力系数图的评述 尼库拉兹于1933年发表了粗糙管中水流的阻力系数图，见图1，此图使我们对水流从层流到紊流直到阻力平方区，有了更清楚、更直观的概念。 图中纵坐标为阻力系数“ ”，其定义为 (1) 式中： 为水管直径(m)； 为管内水流平均速度(m/s)； 为 (m)距离内的水头损失(m)； 为重力加速度(m/s 2 )。 图1中横坐标为雷诺数 ， 为水的运动粘滞系数(m 2 /s)。 2.1.1. 水力光滑曲线 图1中的cd曲线称为水力光滑曲线，其公式为： (2) 关于式(2)，文献 [ 4 ] 中认为“由此式可以看出，光滑区的沿程水头损失系数‘ ’只与水流的雷诺数有关，粗糙度不起作用”；文献 [ 5 ] 中认为“紊流光滑区不同相对粗糙度 的试验点都落在直线cd上，说明与 无关”。 二者都认为式(2)中的阻力系数 ，只同Re有关，与 无关，这种看法是不正确的。 粘性底层的厚度 大于粗糙高度 (即 [ 5 ] 中的 )时，为水力光滑，否则将离开cd线进入完全粗糙的过渡区。其临界点为 (3) 式(3)中， 为水管半径，由式(2) (3)可得表1。 表1中的数据，除 的特殊情况外，都同图1一致。一定的 值，如 ，当 ，即 时，将离开cd线进入过渡区。 时，才为水力光滑，受式(2)的约束。所以水力光滑线cd不是与 无关。 2.1.2. 层流到紊流的过渡区 从尼库拉兹的试验资料可得，其试验雷诺数的范围见表2。 分析表2可知，在 的过渡区并无试验资料； 时，最小 。美国罗士(Hunter Rouse)教授1981年来华讲演中，也曾指出，过渡区的这些试验点是人为给出的，不是试验结果。 从层流 转变为紊流，其起点与扰动及管壁的粗糙有关，所以在文献 [ 6 ] 中，从层流到紊流的过渡给出了多条曲线。 2.2. 关于穆迪阻力系数图的评述 与前述阻力系数图不同，穆迪阻力系数图(见图2)不是人工加糙的，而是用于商业管道。商业管道的 图1. 尼库拉兹阻力系数图 Table 1 Computation result 15.3 30.8 60 126.5 248 511 0.045 0.039 0.032 0.027 0.022 0.019 0.66 0.59 0.50 0.43 0.35 0.28 Re 1995 4345 9363 21，430 46，200 10，300 3.3 3.64 4.0 4.33 4.66 4.82 表1. 计算结果 Table 2 Reynolds number rang 15 30.6 60 126 252 507 3.770~5.987 3.672~6.000 3.653~5.962 3.630~5.560 4.210~5.991 4.114~5.987 表2. 雷诺数范围 图2. 穆迪阻力系数图 糙度是非均匀的，各种各样的，如何来定义它们呢？仍然需要回到均匀加糙，把商业糙度化为当量的均匀糙度，用尼库拉兹糙率来表示。 水力光滑管的公式仍为式(2)。阻力平方区的公式也和尼库拉兹一样为： (4) 式中 为当量糙度。 从光滑到完全粗糙的过渡区，如图2所示，和尼库拉兹的图1不同，考里补克(Colebook)用下式表示： (5) 式(5)和商业管道的阻力试验结果的比较见图3 [ 7 ] 。 式(2)可以改写为： (6) 式(5)为式(4)和式(6)之和。 大时式(5)趋近式(4)； 小时，趋近式(6)。 普遍的看法认为，造成这种差别的原因是，商业管道的糙率是不均匀的。笔者提出下面的看法： 在水力光滑区和完全粗糙区，穆迪图和尼库拉兹图一样，只在过渡区不同，令人费解。 1) 式(5)和式(6)没有交点，这不合理，理由在2.1.1节中已经讲过。 2) 式(5)在 小时，趋近式(6)，说明式(5)在 小时才合理。文献 [ 2 ] 中所给的试验值也主要为小的 ，最小 。从图1可见， 小时，过渡区与式(5)更接近。 3) 式(5)所给的过渡区终点 ( 为边界层名义厚度)；尼库拉兹试验 ；依本(Ippen)在 [ 2 ] 的讨论中所举商业管试验 最大为2.5，均和6差别很大。 4) 单个物体的阻力试验见图4，除具有固定分离点的圆盘外，其他物体的阻力系数 (和 类似)，在达到阻力平方区的分布都和尼库拉兹试验相似。因为在达到阻力平方区以前，阻力系数都要除以 ，所以 先减小是合理的。 5) 商业管道的相对粗糙 都很小，又无系统试验，加上其试验误差(5%~10%)，二者又不在同一个试验范围，可能是造成差别的原因。 6) 可以认为，图3为图1在 小时的近似。 图3. 比较图 图4. 单个物体的阻力试验图 2.3. 关于蔡克士达阻力系数图的评述 蔡克士达在矩形明流水槽中进行了类似于尼库拉兹在圆管中进行的水流阻力试验 [ 3 ] 见图5，得出 (7) 式中： 为水力坡度； 为水力半径(m)， ，其余符号同前。 在 大时，式(7)变为： (8) 即阻力系数只是 的函数。 我们对上述问题作参数分析如下： (9) 式中： 为槽宽(m)， 为水深(m)。 图5. 蔡克士达阻力系数图 在槽宽 很大，水深 很浅时， ，则式(9)变为 (10) 式(7) » 式(10)，所以(7) (8)只能近似地用在宽浅的矩形渠道，而非对所有矩形渠道都正确，因为 在管道中 时，1、2、3几何相似 在矩形槽中 时，1、2、3不一定几何相似 例如：图6中，二图水力半径 相等( )，但二图几何不相似。所以，在阻力平方区，管流中 相等时，阻力系数相等；矩形明渠流中， 相等，阻力系数不一定相等。 在二维明渠均匀流中 时，1、2、3几何相似，所以只有在二维明渠均匀流中，才存在着和尼库拉兹管流相似的阻力系数图。
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user: 3. 二维明渠均匀流的阻力系数图 前面已经指出，在矩形槽的明渠流中，不存在如管流中的阻力系数图，只有在二维明渠均匀流中，存在着和管流中类似的阻力系数图。 3.1. 层流区 图7所示为二维明渠均匀流，底坡 ，水深 (m)，平均流速 (m/s)，雷诺数 ， 时流动为层流，其阻力系数已知为： (11) 阻力系数定义同前。 3.2. 水力光滑区 平板上的紊流边界层的流速分布为 [ 4 ] [ 7 ] 图6. 不同几何图 图7. 二维明渠均匀流 其平均流速为： (12) 因为 所以 。 代入式(12)得： (13) 3.3. 粗糙区 粗糙平板上的紊流流速分布公式为 [ 4 ] [ 7 ] ： 水深 内的平均流速为： (14) 如前 代入式(14)，得 (15) 计算结果见表3。 3.4. 水力光滑到完全粗糙的过渡区 3.4.1. 起点 粘性底层的实际厚度 经计算验证，可用 ， ， 令 则得 (16) 式(16)代入式(13)可得： (17) 由式(16)和式(17)可得表4。 3.4.2. 终点 过渡区的终点，即完全粗糙起点为 ， ， ， ，则可得： (18) 由式(15)和式(18)可得表5。 3.5. 阻力系数图 用以上结果(式(11) (13) (15) (17) (18))可得二维明渠均匀流的阻力系数图，见图8。尼库拉兹阻力系数图为轴对称流；本文图为二维流。 Table 3 Computation result 10 15 20 30 40 60 100 200 400 0.0145 0.012 0.011 0.0095 0.0087 0.0076 0.0066 0.0054 0.0046 1.16 1.08 1.04 0.98 0.94 0.88 0.81 0.73 0.66 表3. 计算结果 Table 4 Computation result 15 20 30 40 60 100 200 400 0.0106 0.0096 0.0083 0.0076 0.0067 0.0058 0.0048 0.0041 1.025 0.98 0.92 0.88 0.83 0.76 0.69 0.61 2.96 3.10 3.30 3.46 3.66 3.92 4.16 4.60 表4. 计算结果 Table 5 Computation result 10 15 20 30 40 60 100 200 400 0.0144 0.0122 0.0109 0.0095 0.0086 0.0075 0.0065 0.0054 0.0045 1.158 1.086 1.037 0.98 0.934 0.877 0.813 0.73 0.655 7967 12983 18314 29426 41237 66060 118581 263027 568806 3.90 4.11 4.26 4.47 4.62 4.82 5.07 5.42 5.75 表5. 计算结果 图8. 二维明渠均匀流阻力系数图
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user: 4. 流速计算 利用上述阻力系数可以进行二维明渠均匀流的流速计算。明渠均匀流水头损失 的公式为： Table 6 Comparison result (cm) 100 100 100 100 100 100 (cm) 2.5 3.54 3.85 5.55 4.77 4.75 40 29 26 18 21 21.1 0.0005 0.0007 0.0005 0.0007 0.0007 0.001 (mm) 2.4 3.34 2.4 3.34 2.18 2.17 (cm/s) 13.45 13.4 17.3 23.7 23.7 28.7 (cm/s) 13.7 13.5 17.3 24.7 24.7 29.6 1.9 0.7 0 4 4 3 表6. 比较结果 可得 (19) 式中 为渠道底坡或水面坡度。 4.1. 层流 把式(11)代入式(19)，可得二维明渠均匀流中，层流的流速计算公式为： (20) 式中符号同上。 4.2. 粗糙区 将式(15)代入式(19)，可得完全粗糙区的二维明渠均匀流的流速计算公式为： (21) 我们把式(21)和文献 [ 3 ] 中宽浅矩形渠道的试验结果比较如表6。 表6中 为渠宽， 为水深， 为试验平均流速， 为式(21)的计算值，二者很吻合。二维流因无边墙，所以计算值稍大。
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user: 5. 结语 本文对尼库拉兹、穆迪和蔡克士达三个阻力系数图进行了评述。认为蔡克士达在矩形明渠流中不可能作出类似于尼库拉兹那样的阻力系数图。只有在二维明渠均匀流中才存在和尼库拉兹图类似的阻力系数图。本文利用在蔡氏论文发表前已有的几种流速分布公式，作出了二维明渠均匀流的阻力系数图。利用上述二维阻力系数图，进行了二维粗糙底面上的均匀流流速计算，计算结果和蔡氏试验中的宽浅矩形水槽试验结果相比较，二者很吻合。
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user: 摘 要 由于纵向断线故障在电力系统中发生的概率较小，并没有引起相关部门的重视，因此当故障发生时运维工作人员没有足够的经验及时判断并处理该类故障，会对电力系统稳定运行造成严重影响。单相断线故障相对两相、三相断线故障发生的概率稍高些，对单相断线故障进行理论分析，得知故障前后负序电流数值的变化较大，因此可以把负序电流的变化量作为判断断线故障的依据。通过Matlab/Simulink仿真验证了单相断线故障中负序电流数值的变化较大。 关键词 :电力系统，断线故障，负序电流
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user: 1. 引言 电力系统中两个相邻节点之间出现不正常断线或三相阻抗不相等的情况时，会直接引起三相线路电流和端口两端间电压的不对称 [ 1 ] ，故障外系统其它处的参数仍是对称的，这种非全相运行的故障称为纵向故障，短路故障称为横向故障 [ 2 ] 。电力系统发生纵向断线故障后会产生具有不利作用的负序分量和零序分量。负序电流流经发电机时，会使发电机转子过热或绝缘损坏，对发电机的出力造成影响；零序电流能够干扰通信系统。此外，负序分量与零序分量的出现还会对继电保护装置造成影响，可能引起保护装置的误动作 [ 3 ] 。 由于在电力系统实际运行中，线路的断线故障发生的概率很小且断线故障因不产生故障大电流，对输变电设备危害小，在电网运行与维护中受重视的程度远不如短路故障。故障发生时，只能通过人工判断进而进行相应的处理，实际运行中，由于电力系统断线故障少，运行维护人员处理经验也少，不能准确的判断故障并采取有效的措施，很不利于电网的安全运行 [ 4 ] [ 5 ] 。在电力系统发生的断线故障中，单相断线故障发生的概率相对较大些，本文主要研究发生单相断线故障时，故障相与非故障相上的电流和电压的变化，并通过Matlab/Simulink仿真验证故障相和非故障相的电流电压变化，为电力系统调度人员判断和处理断线故障提供了理论参考。
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user: 2. 单相断线故障 10 kV配电线路的接地方式以中性点不接地方式为主，与中性点直接接地系统发生单相断线故障后的特征不完全相同。本文以10 kV配电线路单相断线故障为研究对象，利用对称分量法和负荷序网计算故障后的序分量，相电流和电压的变化情况，总结系统发生单相断线故障时的变化规律。 单相断线故障理论分析 单相断线故障的分析可以利用图1的简化电网结构图进行分析。其中在线路L上发生单相断线故障，母线M和N通过变压器连接系统的电源E M 和E N ，且变压器T 1 ，T 2 电源E M 和E N 的中性点都不接地。 假设线路L发生A相断线故障，运用对称分量法分析单相断线故障。图2是A相断线的示意图。 从图2可以看出A相单相断线故障处的边界条件如公式(1)所示： (1) 图1. 简化的电网结构图 图2. A相断线示意图 其中，图2和式(1)中 ， ， 分别表示流过故障点f和f'的A相，B相，C相的电流； ， ， 分别表示故障点f和f'之间的故障端口电压。对公式(1)运用对称分量法进行计算表示，如公式(2) (3)所示。 (2) (3) 式(2)和(3)中的 ， ， 分别表示流过故障点f和f'的A相正序、负序、零序电流； ， ， 分别表示障点f和f'之间的故障端口电压A相的正序、负序、零序分量。画出满足公式(2)和公式(3)的复合序网图如图3所示。 为了研究线路发生纵向故障前后，线路上电流和电压的变化情况，假设A相断线前的相电流为 ，断线可以看作在故障点突然加入一个与断线前电流大小相等方向相反的电流源，最后对断线前后的序网图采用叠加原理进行叠加计算。图4是系统发生断线故障前的序网图。图5是系统发生断线故障后的序网图。 其中， ， ， 是断线故障点到电源 之间的正序，负序，零序阻抗； ， ， 是断线故障点到电源 之间的正序，负序，零序阻抗； 是A相发生断线故障前，流过A相线路的电流； ， ， ，是在故障点附件电流源后，流过故障端口的正序、负序、零序故障电流； ， ， 分别表示正序，负序，零序的故障端口； ， ， 表示系统等效的正序，负序，零序阻抗。 根据图5得到故障后的正序，负序，零序电流的计算公式： (4) (5) (6) 图3. A相断线的复合序网 图4. 断线故障前的序网图 图5. 断线故障后的序网图 系统发生断线故障后断线相的正序、负序、零序电流的计算公式： (7) (8) (9) 从公式(7)，(8)，(9)可以看出，系统发生断线故障后，断线相的正负零序电流只与断线故障前流过故障相的电流 大小有关系，与断线故障发生的位置没有关系。 本文研究的断线故障是在中性点不接地系统中发生的。所以，对于中性点不接地系统，系统中没有零序回路，零序电路的阻抗值无穷大即 。对公式(7)，(8)，(9)进行简化处理后得到公式(10)，(11)，(12) (10) (11) (12) 如果不考虑系统中的旋转设备，则 ， ， 。正序电流和负序电流数值都变为故障前流经故障相电流数值的一半。可以用正序电流或负序电流的变化量作为判别检测断线故障的依据。 对于10 kV的配电网来说，系统稳定运行产生的零序电流很小几乎为零，但是发生单相断线故障后，系统中负序电流的变化量会比较大。因此，通过检测负序电流的变化量进行判别断线故障的依据会更可靠些。
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user: 3. 仿真验证 3.1. 断线故障仿真 应用Matlab/Simulink仿真软件对图1中的简化模型进行模型搭建和仿真，并验证上述理论的正确性。其中：断线故障两端的电源E M 和E N 的中性点不接地且电源E M 和E N 的电压等级不一样，仿真的采样时间间隔是0.01 s。假设系统单相–A相发生断线不接地故障。 从图6中，可以看出当A相故障发生时该相的电流迅速减小到数值0左右；当故障相恢复时，A相的电流值经过短时间的震荡之后恢复到故障前的数值。从图6中还可以看出，故障后非故障相的电流值略有降低。因此，可以从相电流数值变化量的大小进行判断断线故障发生在具体的某一相或多相。 从图7中可以看出，不接地系统发生断线故障后，序电流的数值零仍然是0；不考虑系统中的旋转设备的影响时，发生故障前后正序电流的数值变化量是故障前正序电流的一半，负序电流数值的变化量是故障前正序电流的一半。同时还可以看出故障发生前和故障恢复后系统中负序电流分量几乎不存在，因此通过负序电流数值变化量的大小判断系统中是否发生断线故障更加的可靠。 从图8中可以看出，故障前后正负零序电压数值的变化很微小，不足以作为判别依据。 3.2. 断线故障与短路故障对比分析 由于单相断线故障与两相相间接地故障在故障处的边界条件是一样的，因此对两种故障进行仿真对 图6. 故障前后相电流波形 图7. 故障前后正负零序电流波形 图8. 故障前后正负零序电压波形 比分析。设置断线故障的故障相是A相，短路故障的故障相是B相与C相。 从图9中可以看出，B、C故障相的电压下降到0，A相的电压略有升高；从图12中可以看出，断线故障A相电压略有下降，B、C两相的电压下降明显但不为零。 对比图10与图11的故障电流，可以看出短路故障非故障相的电流数值比较大；断线故障非故障相的电流数值比较小。 图9. 相间接地故障电压 图10. 相间接地故障电流 3.3. 不接地系统断线故障的对策 单相断线故障对用户用电和电网稳定会产生一定的不良影响，但在目前配电网装备的保护难以对其产生反应，因此为反应单相断线故障，提出以下的解决方案。 图11. 单相断线故障电流 图12. 单相断线故障电压 通过负序电流大小判断。由于非故障线路两端负序电压很小，所以通过非故障线路的负序电流很小，但是通过故障线路的负序电流却很大，可以考虑在各出线上装设负序电流过滤器，并在上一级变电站内安装接地故障选线装置。如果某条线路的负序电流大于整定值时则发出断线信号，调度可以根据收到的断线信号安排巡视，加快单相断线故障的处理。
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user: 4. 结论 通过对不接地系统单相断线故障的理论分析和仿真验证得到以下结论： 1) 断线故障发生后，故障相的正负序电流的数值不与故障发生的位置有关系，只与故障前流过该相的电流数值大小有关系。 2) 单相断线故障与两相相间接地短路故障的非故障相电流数值的变化不同差别比较明显；电压数值的变化不同但差别相对不明显。
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user: 摘 要 本文针对多孔介质材料中的自然对流换热问题，通过搭建充满金属泡沫–水的实验装置，探究了金属泡沫–水自然对流换热机理，讨论了加热功率、箱体倾斜角度对方腔内金属泡沫-水两相自然对流换热的影响，实验发现努谢尔数Nu随加热功率的增加而变大，随着倾斜角度的增大而变小，随着金属泡沫孔密度PPI的增大而减小。最终得到了箱体水平放置时5 PPI和10 PPI努谢尔数Nu随瑞利数Ra的变化规律。 关键词 :金属泡沫–水，自然对流，温差，孔密度
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user: 1. 引言 金属泡沫是近三十年发展起来的一种新型材料，是一种具有高扩展表面积、高孔隙率、分布杂乱无规则的多孔介质。金属泡沫一般是由具有高导热系数的金属材料制成，例如铜、铝、镍或者这些金属的合金。由于金属泡沫的高导热性和高表面积，是换热器强化传热选择的理想材料。在用于表面强化换热时，金属泡沫在蓄热槽、热交换机中应用广泛。 R. Dyga a、 S. Witczak [ 1 ] 探究了泡沫铝分别充满空气、水的有效导热系数，有效导热系数跟孔隙率、泡沫金属材料、流体物性有关。自然对流发生在孔隙中，这种现象对水填充泡沫的影响大于空气填充泡沫的影响。Zhao等人 [ 2 ] [ 3 ] 对金属泡沫铝的自然对流传热进行了实验研究，探究了温度与有效导热系数的依赖关系，指出在大孔隙率( )的金属泡沫内，自然对流占总体换热的比重超过50%。同时还研究了达西数 和 对金属泡沫传热的影响。Kathare、Davidson等 [ 4 ] [ 5 ] 实验研究了金属泡沫铜充满水的导热系数、渗透率、Forcheimer系数，得到了 与 的关联式： ，他们同时研究了泡沫厚度、位置、传热导热比、泡沫参数(孔密度和丝径结构)的影响，实验表明在边界上有泡沫能大幅提高总的换热。当泡沫占据整个空间时，传热加强的主要原因是导热系数的增加，对流是很小的。金属泡沫的物理参数对 数均有影响。Dukhan等 [ 6 ] [ 7 ] 和Ghosh [ 8 ] [ 9 ] 分别实验和理论研究了空气流过泡沫铝的传热。徐治国等 [ 10 ] 实验研究了水平面上金属泡沫铜与空气的自然对流，结果显示孔隙率和孔密度均对总传热热阻有影响。杨坤和Vafai [ 11 ] - [ 13 ] 利用了热不平衡能量公式，对流体流过充满多孔介质的通道模型，分析了多孔介质的热流分支，获得了恒温边界边界条件下的流体和骨架温度分布。目前对于金属泡沫填充水的自然对流实验研究还是比较少见的，而骨架与流体的温度分布只是在理论分析中得到，鲜有通过对金属泡沫骨架与水的温差分布来证实多孔介质复合体的局部热不平衡性。 本实验研究的目的是揭示方腔内充满金属泡沫–水的自然对流换热的机理。研究加热功率、倾斜角度对方腔内充满金属泡沫–水的自然对流换热的影响，以及局部非热平衡对强化传热的影响，最后讨论水平放置时 数对 数的影响规律。
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user: 2. 实验系统 实验系统原理图见图1，该系统主要包含4个部分，第一部分是实验主体：厚度为10 mm的有机玻璃箱体(内部空间尺寸：长 × 宽 × 高 )、上下10 mm厚的铜板( )，金属泡沫(长 × 宽 × 高 )，去离子水，25 mm厚的橡塑保温。第二部分是电源系统：加热板、稳压直流电源、电压表、电流表。电源是给实验装置提供能量的，电压表与电流表可测量系统输入的能量。第三部分是冷却系统：水箱、水泵、调节阀、流量计、冷却盘管。第四部分是数据采集系统：电脑、Fluke数据采集仪、T型热电偶。 实验箱体在侧边开了一个截面为 的方孔，有利于维持箱体内压力的恒定，同时也有助于吸收水体积的膨胀和作为热电偶线的通道。 图1. 实验系统示意图 实验采用的是5PPI和15PPI (PPI是指单位长度1英寸内的孔隙个数)的铜金属泡沫，参数见表1。泡沫铜位于箱体中，为了减少接触热阻，铜金属泡沫与底部铜板之间用1 mm厚的导热胶进行粘接，导热胶的导热系数为1.2 W/(m∙K)。加热板与铜板之间涂上导热硅脂以减少接触热阻，导热硅脂的导热系数大于9.65 W/(m∙K)，加热功率分别为60、80、100、120、140 W。实验按加热面与水平面不同的倾角放置，分别为：0度(水平布置)、30度、45度、60度和90度(竖直布置)。 实验中热电偶的布置共有三处，第一处布置在上下铜板的表面，在上铜板的内表面和下铜板的上表面的中心位置分别均匀布置三个热电偶。第二处布置在金属泡沫铜内，这些热电偶布置在金属泡沫内部，需将金属泡沫从中间刨开，按图2的方式进行布置。第三处布置在保温材料上，包括底部电木的上下表面和侧面橡塑保温的内外面。所有用于计算的数据都是在箱体内部的传热达到稳态时采集，当上下铜板的温度半小时内温度波动不超过0.1度时认为箱体内部传热已经达到稳态 [ 4 ] 。
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user: 3. 数据处理和不确定度分析 在自然对流条件下，方腔内的换热形式共有三种：① 导热：金属骨架与骨架间的导热，流体之间的导热、骨架与流体间的导热；② 对流：骨架与流体之间的对流换热；③ 辐射：泡沫骨架与流体之间的辐射换热，但因为实验温度不高，故辐射换热可忽略。而在实验的传热过程中，金属泡沫骨架间的导热、流体间的导热、骨架与流体间的导热、金属泡沫骨架与流体的对流换热是非常复杂的，难以将其依次求出。故本文将这些传热用一个传热系数 表示。定义箱体内部的基于光板的传热系数 [ 14 ] 为： (1) 式中： ——铜板的表面积； ——上下冷热铜板平均温度的温差， ， 为热面铜板上表面的温度， 为冷面铜板下表面的温度； ——输入到实验箱体内的热量， ， 是指总输入到实验装置中的能量， 指从箱体四周和底部散失的热量。实验中，箱体的损失约为总输入能量的3%。 Table 1 The parameters of foam coppe 参数 孔密度 孔隙率 孔径 泡沫铜 5 ppi 94.338 0.80 10 ppi 94.009 0.50 表1. 泡沫铜参数 图2. 热电偶在铜板和金属泡沫铜上的布置位置 本文定义的 和 [ 4 ] 数如下： (2) (3) 式中， ——特征长度，为箱体内空间高度； ——重力加速度； 、 、 ——在定性温度 下水的物性参数。 实验中使用的温度探测器是直径为0.127 mm的omega T型热电偶，采用Fluke数据采集仪采集温度，经标定，热电偶误差为0.5℃。上下铜板的最小温差为17.9℃。温差的最大相对误差为4.8%，净输入热流的最大相对误差为2.1%，铜板尺寸和箱体尺寸的加工精度为0.1 mm。故复合传热系数 和努谢尔数 最大相对误差如下：
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user: 4. 实验结果与讨论 4.1. 局部热不平衡 金属泡沫铜的主要制作材料为铜，铜的导热系数为398 W/(m∙k)，而水的导热系数约为0.6 W/(m∙k)，两者的导热系数相差很大，这种差异使得导热在金属泡沫–水的复合体中不均匀，致使骨架与其附近的水的温度不相同，出现了局部热不平衡，如图3，在低功率加热初期(非稳态区)骨架与流体的温差不是很明显，因为在低加热功率下，热量很小，骨架的导热快，同时它的散热也很快，致使初期的温差不大。随着加热时间增长，箱体内的温度慢慢达到稳态。骨架与流体的温差就变得明显。并且在高加热功率下，这种温差更明显，说明高导热比的复合体在传热过程中确实存在局部非热平衡现象。 4.2. 箱体内金属泡沫骨架与流体的温差变化 图4所显示的是金属泡沫骨架平均温度与冷壁面处流体在方腔倾角为0度和90度时的温差，在低功率加热初期(非稳态)金属泡沫骨架平均温度与冷壁面处流体平均温度的温差随着时间逐渐增大，尤其在加热的前三分钟，温差基本不变，这可能是金属泡沫本身在蓄热造成的。随着加热时间增长，箱体内的温度慢慢达到稳态。这种温差也就趋于稳定。在稳态区域时，当加热功率为60 W，倾角为0度的温差在为8℃左右，倾角为90度的温差为9℃，根据公式(1)，当输入功率一定时，温差越大，换热系数 就越小，因此说明角度变大，箱体内部传热受到抑制。而在高功率140 W时，0度的温差为14℃左右，90度的温差为18℃，随着功率增大，这种抑制作用更加明显。 4.3. 倾角q、加热功率对传热的影响 图5表示方腔内加入金属泡沫后在不同的加热功率下 数随着角度 的变化，从图中可以看出，同一个角度时， 随着加热功率的增大而增大。这是因为加热功率增大，下铜板表面温度升高，使得靠近上下铜板的流体温差增大，冷热流体的密度差增大，浮升力增大，致使自然对流换热增强。同一个加热功率下，随着角度的增大， 数降低。但是随着角度降低的现象不是很明显。陶文铨等研究金属纤维板的大空间自然对流找到最优角60度左右，因为在大空间中对流不受空间的影响。而本实验研究的是在封闭方腔内的自然对流，当实验箱体倾斜时，在靠近热壁面的流体因浮升力而向上运动，靠近冷壁面的流体因冷却而向下运动，热量聚集在箱体的最高点，冷量汇集在箱体的底端，这样使得冷流体流过冷却表面不易把热量带走，从而抑制了换热。因此在有限空间中，倾斜角度会使得传热受到抑制。 4.4. 孔密度PPI的影响 图6表示了水平放置条件下，5PPI、15PPI的金属泡沫和光面 随 的变化情况。无论是光面还是加入金属泡沫， 都是随 增大而增大，符合传热原理。当加入金属泡沫后，箱体内部传热明显高于光面时候的传热，最大达到1.26倍。因为相比光面实验，加入金属泡沫增强了方腔内的传热面积，即增加了扩展表面，使得导热热和对流换热同时增强。不同的孔密度其强化传热的强度不相同，图6中显示5PPI的强化传热效果优于15PPI的强化效果。其原因可能是15PPI的孔径小于5PPI，自然对流的流动受阻，使得其传热弱于5PPI。最终，通过分析，得到了5PPI和15PPI金属泡沫 数与 的关联式为： ； ，如图6所示。
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user: 5. 结论 对于方腔内自然对流换热实验，本文研究了金属泡沫内部骨架冷壁面流体的温差，骨架与其附近流体存在的局部热不平衡现象；探究了影响自然对流换热的影响因素，实验结果表明：腔体内加入金属泡 图3. 金属泡沫骨架与其附近流体的温差 图4. 金属泡沫骨架平均温度与冷壁面流体平均温度的温差 图5. Nu数与角度θ的变化关系 图6. Nu数随Ra数的变化 沫能强化换热，自然对流换热强度随着加热功率的增大而增大，随着腔体倾斜角度的增大而减小，随着孔密度PPI的增大而减小，通过实验数据的拟合分析，最后得到了5PPI和15PPI的 数与 的关联式： 。
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user: 摘 要 目的：1) 分析大学生干部耐挫折能力的现状。2) 分析大学生干部耐挫折能力在性别、生源地、年级、是否独生子女、是否学生干部等方面的差异。3) 了解大学生干部耐挫折能力的特点。方法：用自编《大学生耐挫折能力问卷》对大学生干部及非干部大学生进行测试。结果：1) 大学生干部耐挫折能力普遍较高。2) 总体上大学生干部中男生的耐挫折能力略高于女生，但并没有达到显著水平。3) 来自于城市的大学生干部的耐挫折能力稍高于来自于农村的大学生干部，但没有达到显著水平。4) 不同年级的大学生干部的耐挫折能力存在显著差异。5) 大学生干部中，独生子女的耐挫折能力显著高于非独生子女6) 大学生干部的耐挫折能力显著高于非干部大学生。 关键词 :大学生干部，耐挫折能力
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user: 1. 引言 大学生干部是指在高等教育学校中的学生会、协会、社团、班级等正式组织里，承担着关于领导学生、管理学生及服务学生等工作，并且能够加强学生和高校教师及部门之间联系的大学生。他们是高校思想政治教育工作和学生日常管理工作的重要力量，是高校开展文化建设、学风建设及学生自我教育的主力军，对于高校的学生管理工作具有重要作用。 耐挫折能力，指的是个体对于挫折的承受力及超越力，也就是指当个体面临挫折时，可以忍受挫折，使自身的心理和行为保持正常，还能够克服困难，战胜挫折，取得胜利的能力。 由于大学生干部兼具干部与学生的双重身份，他们在拥有比其他大学生更多的发展机会和平台，也承担了更大的学习、生活及工作上的压力。因为他们在做好自己的所承担的工作的同时，还需要维持好人际关系以使自己具有良好的群众基础，以及保持良好的学习成绩等。在高校，后进生、贫困生及问题家庭学生等特殊群体往往是学生工作者重点关注的对象，而向来积极活跃的大学生干部群体的心理状况却经常被忽视。然而，大学生干部的心理健康水平并不一定像想象的那样好，他们的心理健康其实更应该得到关注。因此，研究和提高高校学生干部耐挫折能力具有非常重要的意义。 本研究运用自编大学生耐挫折能力问卷，分别对非干部大学生和大学生干部的耐挫折能力进行调查，了解大学生干部耐挫折能力的现状和特点，及其在性别、年级、是否独生子女、是否学生干部等变量上的关系，以增进老师及学生本人对其耐挫折能力的认识，为提高大学生干部耐挫折能力提供参考。
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user: 2. 研究对象与方法 2.1. 研究对象 采用随机分层取样的方法从重庆师范大学、西南大学、重庆大学、四川师范大学、四川大学抽取部分大学生干部进行统一施测，回收有效问卷390份。为对大学生干部和非干部大学生的耐挫折能力进行比较研究，还另外随机抽取了部分非干部大学生进行测试，回收有效问卷419份。被试具体情况见表1。 Table 1 The constitution of the subject 大学生干部 非干部大学生 男生 女生 合计 男生 女生 合计 大一 46 47 93 52 60 112 大二 41 48 89 53 54 107 大三 51 53 104 51 51 102 大四 50 54 104 46 52 98 合计 188 202 390 202 217 419 表1. 被试的构成 2.2. 研究工具 采用自编大学生耐挫折能力问卷，问卷包括积极认识、情绪调控、压力疏导、意志品质、目标调整五个维度。问卷选项从“完全不符合”到“完全符合”分别计1~5分，问卷的分半信度为0.891，克隆巴赫α系数为0.880，效度指标良好。 2.3. 施测与数据处理 以班级为单位进行统一施测，研究者分别组织大学生干部和非干部大学生在教室里进行统一施测，做完后当场回收问卷。运用SPSS 20.0对收集的有效数据进行数据统计与处理。
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user: 5. 总结 (1) 大学生干部耐挫折能力普遍较高，其中积极认知和情绪调控能力最高，而压力疏导、意志品质及目标调整能力较为接近且处于中上水平。 (2) 总体上大学生干部中男生的耐挫折能力略高于女生，但并没有达到显著水平。在积极认知、意志品质和目标调整上男生的水平略高于女生；而在情绪调控、压力疏导上女生的水平则高于男生。 (3) 来自于城市的大学生干部的耐挫折能力稍高于来自于农村的大学生干部，但没有达到显著水平。 (4) 不同年级的大学生干部，在总体和各个维度上的耐挫折能力水平上均存在显著差异，总体呈现为大三 > 大二 > 大一 > 大四的趋势。 (5) 大学生干部中，独生子女的耐挫折能力显著高于非独生子女，其在各个维度上的得分均存在显著差异。 (6) 大学生干部的耐挫折能力显著高于非干部大学生，并且在各个维度上的得分都存在显著差异。
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user: 摘 要 针对石英挠性加速度计PID参数整定繁琐、读出电路新方案的验证平台搭建复杂等问题，开展了对石英挠性加速度计表头的工作原理以及数学模型的分析，设计了加速度计表头的行为模型。搭建了相应的验证平台，将所得的表头行为模型的开环阶跃响应与实际表头做对比，验证了该行为模型的正确性。将该行为模型与表头的读出电路进行联合仿真，实现了表头模型和读出电路的闭环，并分析了不同PID参数对系统的调节时间等闭环动态响应特性的影响以及在特定PID参数下系统的−3 dB带宽。本表头行为模型可用于研究表头读出电路的设计、整定读出电路的PID参数以及分析读出电路的性能指标等多个方面。 关键词 :石英挠性加速度计，行为模型，读出电路
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user: 1. 引言 石英挠性加速度计是被广泛应用于航空、航天、航海、武器装备等领域，是惯性导航系统中使用的高精度主流加速度计之一 [ 1 ] 。由于石英挠性加速度计的特殊用途，模拟其工作环境 [ 2 ] 的难度较大，为了研究加速度计在不同环境下的特性，需要架构相应环境，而构建极端环境在时间、成本及难度上都是一个挑战，这给研究带来了很大不便，因此在保证加速度计加矩设计与读出精度 [ 3 ] 的前提下，设计一种表头的行为模型显得非常有意义。一些外国学者已经设计了通过模拟挤压薄膜产生阻尼和弹簧力的电路模型来模拟MEMS加速度计并进行了研究 [ 4 ] ，并且他们主要侧重对热效应的研究。 本文探索石英挠性加速度计表头的数学模型与设计行为模型的方法 [ 5 ] ，建立石英挠性加速度计表头的行为模型，并进行了仿真，通过仿真实验进一步验证了该模型的正确性。该行为模型与表头的读出电路进行联合仿真，并且可实现表头模型和读出电路的闭环。
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user: 2. 石英挠性加速度计表头原理 石英挠性加速度计由挠性杆、摆片、差动电容检测器和力矩器四个部分构成(图1)。其特性是当外界加速度信号沿轴输入时，摆片因受到惯性力M作用而偏离平衡位置，进而产生差动电容ΔC，差动电容检测器将差动电容信号输出到外部读出电路，外部读出电路根据差动电容信号产生相应电流信号反馈到加速度计力矩器，力矩器线圈受到电流作用产生一个电磁力使摆片回到平衡位置 [ 6 ] 。同时，通过转换得到的电流信号作为加速度计的加速度信号输出，加速度的大小与电流信号大小成正比，加速度方向与电流极性相关。由此可以用数学模型表示。 石英挠性加速度计的摆片的动力学模型 [ 7 ] 为： (2-1) 式中：θ为摆相对于平衡位置的转角弧度，J为摆件转动惯量，C为阻尼系数，K为石英挠性梁的弹性刚度，M为外加加速度作用于摆上产生的力矩，L为挠性杆长度，m为摆片质量，a为外加加速度。 石英挠性加速度计的传递函数 [ 7 ] 为： (2-2) 图1. 石英挠性加速度计表头结构 石英摆片阻尼比 为： (2-3) 当沿着加速度计敏感轴方向有一个加速度时，摆片由于受到摆力矩M作用而产生θ角度的偏转，摆片偏离平衡位置，产生偏移Dd，如图2所示，摆片与上下两块固定极板产生的电容C 1 、C 2 分别为： (2-4) (2-5) 综上可知， (2-6) 差动电容为： (2-7)
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user: 3. 表头行为模型的建立 加速度计表头的行为模型如图3所示，行为模型分三个部分：激励和外部参数输入部分、系统响应特性部分、输出执行部分。 行为模型的输入为加速度a和力矩器激励电流I，输出为差动电容。由于力矩器激励电流和差动电容均为电信号，因此两者可以用电的形式来表示，加速度可用电流信号来模拟。 3.1. 激励和外部参数输入部分 激励和外部参数输入模型的作用是模拟输入的加速度及力矩器的驱动电流，为了便于仿真，可用差分信号来模拟加速度。如图4(a)所示，电压源H 1 来模拟惯性力，电压源H 2 模拟力矩器的电磁力，电压源H 2 与H 1 的串联模拟惯性力与电磁力的平衡。 3.2. 系统响应特性部分 用如图4(b)的RLC串联模拟加表表头响应特性，其传递函数为： (3-1) 在模型中串联一个放大倍数为 的比例环节来保证整个行为模型的传递函数与式(2-2)所示的相一致。 3.3. 输出执行部分 在输出执行部分模型中，用于保证系统响应模型输出电压与差动电容的变化一致，并使两电容串联 图2. 加速度计在加入加速度的原理分析图 图3. 石英挠性加速度计表头的行为模型 图4. 模拟石英挠性加速度计表头模型。(a) 输入和系统响应特性模型；(b) 系统响应特性模型；(c) 模拟差动电容模块模型 后的总电容是常数。为满足上述目标，基于克里斯托弗提出的压控电容模型 [ 8 ] ，设计带有压控差动电容的模型，其模型如图4(c)所示，X 1 和X 2 分别接入C qfa ，设其电压值为U qfa ，在接入电压控制的电阻，用S 1 表示，两者比例为K 1 倍，并且在接入的电压源V 1 回路中，将S 1 和R 1 串联分压，再将R 1 与电压控制电容模块并联，两者比例为K 3 倍，之后输出得到C 1 ；与其对应的下一模块原理相同。 设两个电压控制电阻的阻值分别为： ， ，且两端的电压值分别为： ， 。 输出端的C 1 、C 2 的电容值分别为： (3-2) (3-3) 求得 (3-4) 分别取 ， ， ， 式(3-4)得： (3-5) 取 ，且 ，当U qfa 的值增加时，C 1 的值是减小的，C 2 的值是增加的；并且可求得 ，即和值为定值，符合实际表头的特性。 3.4. 表头的整体模型 整合以上三部分的模型，得到表头的整体行为模型。如图5中的qfa的行为模型。其中ap和an模拟加速度的输入端，Ip和In为加速度计力矩器的输入端，C 1 和C 2 模拟加速度计表头的差动电容输出端，COM模拟加速度计表头的公共端，为便于分析测试，在模型中引入输出响应测试端口V TP 。 本课题研究组针对某表头，搭建实验平台，做了表头的开环阶跃响应实验 [ 9 ] ，如图6，由表头的阶跃响应曲线拟合得到表头的传递函数为： (3-6) 根据式(3-6)，取电容值 ，求得电阻 、电感 。
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user: 4. 模型的验证 为了验证本表头行为模型和实际表头的特性相一致，搭建如图7所示的验证平台，在行为模型的输入端接一个激励信号IG 1 来模拟表头有一个跳变的加速度，在行为模型的输出端C 1 、C 2 分别串联R 5 、R 6 两电阻，构成两个RC电路，VG 1 为RC电路的输入激励，输入信号为正弦波。将电容两端的信号通过一个减法器，在R 5 、R 6 相等且C 1 、C 2 相差不大的情况下，U 3 与C 1 减C 2 的差值成正比例关系。U 3 再与同频的VG 1 正弦波信号通过一个乘法器进行调制后，最后将调制后的信号通过一个低通滤波器，VF 2 中只包含U 3 与VG 1 的差频项，即VF 2 与C 1 减C 2 的差值成正比例关系。 验证结果如图8所示，当表头加速度产生一个负的阶跃时，VF 2 与图5中实际表头的开环阶跃响应 图5. 表头的行为模型 图6. 表头开环阶跃响应实验 图7. 表头模型验证电路 图8. 表头模型验证电路仿真图 的波形相一致，且时间常数相近，从而验证了本表头模型的系统响应电路的行为与表头一致。
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user: 5. 模型的应用 本表头行为模型可用于研究表头读出电路的设计、整定读出电路的PID参数以及分析读出电路的性能指标等多个方面。在本文中，对表头模型与读出电路进行联合仿真，实现了表头模型和读出电路的闭环。 如图9所示，在图7电路的基础上，将VF 2 通过PID控制器作为反馈信号输入表头模型，构成闭环。由前面对表头分析可知，当摆片处于平衡位置时，差动电容ΔC = 0，此时惯性力与电磁力大小相等，方向相反，反映到模型中即当VF 2 = 0时，AM 1 = −IG 1 。基于该联合仿真电路做了如下几个测试： 通过加入加速度的方波电流信号，观测力矩器电流AM 1 、VF 2 的波形，如图10(a)所示，AM 1 大体跟踪了IG 1 的变化，虽瞬态效果不好，但方向相反且大小随着IG 1 的增大而增大，实现了该电路模型的闭环读出电路。 在仔细调整了PID参数后，当加速度IG 1 发生变化时，如图10(b)所示，差动电容信号VF 2 在PID的调节下迅速稳定到0附近，实现了加速度计仿真模型系统的闭环运行。 分析图11的(a)~(c)可知，随着频率的升高，代表加速度大小的AM 1 幅值衰减，相位会发生偏移。当 频率达到110 Hz时，幅值衰减到原来的 ，即在该PID的条件下，系统的−3 dB带宽约为110 Hz。 将IG 1 设定为如图所示的阶梯信号来模拟表头依次转动在0˚、45˚、90˚、135˚、180˚、225˚、270˚和315˚八个位置，进行重力场八点翻滚试验，采集数据如图12所示。根据该测试结果，系统在不同加速度 图9. 加速度计表头模型构成的闭环读出电路 图10. 加速度计表头模型构成的闭环读出电路仿真 图11. 带宽测试 图12. 重力场八点翻滚实验 下的阶跃响应特性一目了然。
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user: 6. 结语 本文建立了石英挠性加速度计表头的行为模型，并验证了该表头的行为模型可以模拟实际的石英挠性加速度计表头的主要特性，且能够与加速度计读出电路实现闭环。在无需表头和实际运动环境的情况下完成读出电路的一些验证性实验，表头仿真模型的实现对读出电路的前期实验有一定的实际意义，对读出电路新方案的性能评估有一定的作用，并且对闭环控制方案的验证和控制参数的整定有一定的作用。
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user: 摘 要 自编《大学生团队学习取向调查问卷》对江苏省400名大学生的调查发现：(1) 大学生团队学习总体取向处于临界值水平，尤其情感与行为取向得分低。大多数学生(66.5%)意识到团队学习的价值但乐意践行的人少。(2) 不同性别、不同专业大学生团队学习认知差异显著；情感与行为取向差异不显著。(3) “意见难统一”、“团队合作的机会少”是不喜欢者的主要原因。而“团队学习帮助大”、“平时合作机会多”是喜欢者的主要原因。反映出合作效果与合作机会是影响大学生团队学习取向的最大因素。上述研究结果对于改革高校学生单一学习模式、推动大学生有效团队合作，实现高等教育质量提升等提供了一定启示。 关键词 :大学生，团队学习，取向，调查研究
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user: 1. 引言 近年来，厌学现象与学习倦怠在大学生群体中越来越普遍且日益严重  (于惠钧等，2015；耿博，2016；欧阳扬帆，2016) 。大学生不良学习现状愈演愈烈之势不仅影响整个高等教育的实效性并可能带来致命冲击  (于惠钧等，2015) ，且与我国十三五规划预实现与国际一流大学接轨的目标严重脱节。我国高校亟待寻求创新的方法来激发学生的学习兴趣，提升学习质量。与此同时，当今时代全球化和信息技术的飞速发展对传统的以个体为单位的学习和工作方式提出了前所未有的挑战。作为结构化小组合作学习的一种创新模式  (Freeman， 2012) ，团队学习具有诸多潜在的学习优势  (Blatchford et al.， 2006) 。 团队学习(team-based learning， TBL)是“团体成员整体搭配与实现共同目标的过程  (郭进隆，1998) 。如果小组成员长时间内集中朝向同一个目标而努力，这个小组就变成了团队。大量研究者报告了团队学习的积极效果：如改善学习结果  (Koles et al.， 2010; Kim et al.， 2015; Rania et al.， 2015) ；加深学习投入  (Haidet et al.， 2012) ；提高问题解决技能  (Kelly et al.， 2005; Kim et al.， 2015) ；培养沟通和团队合作技能  (Thompson et al.， 2007) 等。自上个世纪70年代团队学习最初在美国被用来支持课堂学习。后来经学者的积极研究、年会的开展、网站以及著作等的宣传而引起全球的兴趣。尤其是高校的商学院和医学院被广为采用。不过，它的潜在价值并没有充分实现，还需要更多的研究来探索实践中的采用问题  (Haidet et al.， 2012) 。有学者曾从团队学习特性(如清晰度、可试用性与复杂性)角度考察了它对团队学习能否被广泛采用的影响  (Freeman， 2012) 。但目前尚不知大学生自身因素对团队学习采用与否的影响。比如，他们对团队学习这种新型学习方式的基本认知、情感态度和行为倾向是怎样的？哪些因素影响他们的基本倾向？本研究试图深入考察当前我国大学生们对团队学习的基本认识与看法、态度情感与行为倾向(统称为“团队学习取向”)；以及深入了解影响其取向的主要因素。无疑，仔细倾听来自学生主体的观点和感受是推动大学生团队学习实践的必要起点。而引导高校学生突破以往以教师、书本、课堂为中心，充分挖掘丰富的同伴资源以加强合作，推动个体学习向团队学习拓展和深化，这不仅是学习理论与实践发展的前沿探索  (彭杜宏等，2009) ，而且是改变大学生的学习现状、提升我国高等教育质量以及培养创新人才的内在必然要求。