DreamBlooms/HansPub-15000-to-45000 huggingface dataset:
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user: 2. 试验 2.1. 试验主要内容 本论文主要通过液相沉淀法探究不同pH值、反应温度、反应时间，找出制取622镍钴锰三元前驱体最好的合成工艺条件。通过硫酸镍(NiSO 4 ∙6H 2 O)、硫酸钴(CoSO 4 ∙7H 2 O)、硫酸锰(MnSO 4 ∙H 2 O)按6:2:2摩尔配比制备混合溶液与2 L2 mol/L的低液NH 3 H 2 O倒入反应釜中加热，并且用4 mol/L NaOH做沉淀剂、4 mol/L NH 3 ∙H 2 O做缓冲液和用惰性N 2 气氛作为反应的保护气氛一起通入反应釜中反应，反应一段时间后陈化静置12小时，过滤，烘干，筛分制得到产品。其中，在反应时将改变反应的温度、时间和pH值三个因素。本试验工艺流程见图1。 图1. 本试验工艺流程图 2.2. 试验试剂 本试验所用的主要试剂见下表1。 2.3. 试验仪器 本试验所用的主要仪器见下表2。 2.4. 试验方案 试验一：将2 L2 mol/L的低液NH 3 H 2 O倒入反应釜中，该反应釜内有温度计测温，外接有pH测试仪测。打开仪器的电源以及启动智能PID温度控制仪的开关，并且控制温度在50℃。通入惰性N2气氛作为反应的保护气氛，缓冲液NH 3 ∙H 2 O和沉淀剂NaOH溶液通过恒流泵1:1的流速进液，反应釜内的pH值通过pH自动控制加液机控制pH在11.4，打开搅拌机搅拌，转速控制在39 r/min。待溶液在反应釜反应2小时后关闭恒流泵停止进液，停止加热和通气，继续搅拌9个小时，使得溶液中的物料继续反应沉淀，之后，静止陈化3个小时。陈化之后，将反应釜中的浆料取出，静置一段时间，使得固液分层之后，倒掉上面的清液，重新加入纯水，搅拌清洗，反复清洗好几次，然后进行抽滤获得滤饼。抽滤时要用纯水进行多次冲洗，并且用电导仪测电导率，直到滤液没有带电的离子就可以拿去烘干，将滤饼样品放置到鼓风干燥机内烘干12个小时，然后将烘干后的样品过200目筛进行筛分即可得到镍钴锰三元前驱体材料，编号得到前驱体材料1。 Table 1 Main reagents used in the tes 材料名称 化学式 等级 生产厂家 六水硫酸镍 NiSO 4 ∙6H 2 O 工业级 吉林吉恩镍业有限责任公司 七水硫酸钴 CoSO 4 ∙7H 2 O 工业级 吉林吉恩镍业有限责任公司 一水硫酸锰 MnSO 4 ∙H 2 O 工业级 湖南汇通科技有限公司 氨水 NH 3 ∙H 2 O 分析纯 重庆川东化工集团有限公司 氢氧化钠 NaOH 分析级 西陇化工股份有限公司 氮气 N 2 工业级 广西南宁双佳田炔气体有限公司 表1. 试验所用的主要试剂 Table 2 The main instruments used in the tes 仪器名称 型号 编号 厂家 电动搅拌机 D90-2F 1804682 杭州仪表电机有限公司 电子天平 1745772 1231302001 杰力衡器有限公司 恒流泵 BT-100B 18040230 上海青浦沪西仪器厂 智能PID温度控制仪 XMT7616 2015001005 温州国控电器有限公司 pH自动控制加液机 CPH-1A CPH273 长沙克罗玛医药材科技有限公司 循环式真空泵 SHZ-D(Ⅲ) 41842262462 浙江黄岩术精真空泵厂 电导仪 DJS-1C 160622225 上海精宏科学仪器有限公司 粉体振实密度仪 JZ-1 A0221804 深圳三诺仪器公司 激光粒度分析仪 LA-300 Z78201105 珠海欧美克公司 pH电子测试仪 PHS-3CT 10018091003 上海双旭电子公司 表2. 试验所用的主要仪器 试验二：控制反应温度和溶液pH值不变，即反应温度控制为50℃、溶液的pH值控制为11.4，反应时间调为5小时，试验步骤如同试验一，编号得到前驱体材料2。 试验三：控制反应温度和溶液pH值不变，即反应温度控制为50℃、溶液的pH值控制为11.4，反应时间调为7小时，试验步骤如同试验一，编号得到前驱体材料3。 试验四：控制反应温度和反应时间不变，即反应温度控制为50℃、反应时间控制为5小时，把pH值调为11.2，试验步骤如同试验一，编号得到前驱体材料4。 试验五：控制反应温度和溶液pH值不变，即反应温度控制为50℃、溶液的pH值控制为11.4，反应时间调为5小时，试验步骤如同试验一，编号得到前驱体材料5。 实验六：控制反应温度和反应时间不变，即反应温度控制为50℃、反应时间控制为5小时，把pH值调为11.6，试验步骤如同试验一，编号得到前驱体材料6。 试验七：控制反应时间和溶液pH值不变，即反应时间控制为5小时、溶液的pH值控制为11.4，反应温度调为25℃，试验步骤如同试验一，编号得到前驱体材料7。 实验八：控制反应温度和溶液pH值不变，即反应温度控制为50℃、溶液的pH值控制为11.4，反应时间调为5小时，试验步骤如同试验一，编号得到前驱体材料8。 试验九：控制反应时间和溶液pH值不变，即反应时间控制为5小时、溶液的pH值控制为11.4，反应温度调为75℃，试验步骤如同试验一，编号得到前驱体材料9。
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user: 3. 试验结果与讨论 3.1. 试验结果 控制反应条件在不同的反应温度、反应时间、和pH值试验参数下，得出的M (Ni + Co + Mn)%、振实密度(TD)、粒度(D)的相应数据见表3。 Table 3 Test results of nickel-cobalt-manganese ternary precursors materials with different reaction times， reaction temperatures， and pH value 序号 PH值 反应温度(℃) 反应时间 (h) M (Ni + Co + Mn)% 振实密度(g/cm 3 ) 粒度(µm) D 10 D 50 D 90 D m 1 11.4 50 2 49.49 1.55 3.75 7.36 7.79 7.86 2 11.4 50 5 56.86 2.25 5.28 10.52 15.32 10.36 3 11.4 50 7 56.94 2.30 5.53 10.70 16.38 11.00 4 11.2 50 5 54.21 2.12 4.68 8.68 14.29 9.34 5 11.4 50 5 56.86 2.25 5.28 10.52 15.32 10.36 6 11.6 50 5 56.55 2.23 5.15 10.48 15.04 10.06 7 11.4 25 5 56.20 2.22 4.23 10.4 14.21 10.25 8 11.4 50 5 56.86 2.25 5.28 10.52 15.32 10.36 9 11.4 75 5 56.58 2.10 4.43 8.58 12.32 8.96 表3. 不同反应时间、反应温度、pH值对镍钴锰酸锂三元前驱体材料的试验结果 3.2. 反应时间对镍钴锰三元前驱体材料性能的影响 由表3 (试验序号为1、2、3)的相应数据对比分析：反应时间依次为2小时、5小时、7小时，作得反应时间对镍钴锰含量的影响见图2、反应时间对振实密度的影响见图3、反应时间对粒度D50的影响见图4。 由图2看出，随着反应时间的依次增大，镍钴锰含量也随着增大，反应时间在2小时~5小时镍钴锰含量上升趋势非常明显，5小时~7小时上升趋势不明显。考虑到时间及材料等成本，故本实验选择5小时为最佳反应时间。 由图3看出，随着反应时间的依次增大，振试密度也随着增大，反应时间在2小时~5小时振实密度上升趋势非常明显，5小时~7小时上升趋势不明显。考虑到时间及材料等成本，故本实验选择5小时为最佳反应时间。 由图4看出，随着反应时间的依次增大，粒度D50也随着增大，反应时间在2小时~5小时粒度D50上升趋势非常明显，5小时~7小时上升趋势不明显。考虑到时间及材料等成本，故本实验选择5小时为最佳反应时间。 图2. 反应时间对镍钴锰含量的影响 图3. 反应时间对振实密度的影响 图4. 反应时间对粒度分布D50的影响 综合上述：在控制反应温度为50℃、溶液pH值为11.4的条件下，反应时间为5小时为最佳。 3.3. 溶液pH值对镍钴锰三元前驱体材料性能的影响 由表3 (试验序号4、5、6)的相应数据对比分析：溶液的pH值，依次为11.2、11.4、11.6，作得pH值对镍钴锰含量的影响见图5、pH值对振试密度的影响见图6、pH值对粒度D50的影响见图7。 图5. pH值对镍钴锰含量的影响 由图5可知，随着溶液pH值的依次增大，镍钴锰含量为先增大后减小的趋势，最大值在pH值为11.4处取得。故本论文最佳pH值为11.4，最大值为56.86%。 图6. pH值对振实密度的影响 图7. pH值对粒度D50的影响 由图7可知，随着溶液pH值的依次增大，粒度D50为先增大后减小的趋势，最大值在pH值为11.4处取得。故本论文最佳pH值为11.4，最大值为10.52 μm。 综上可知：在反应时间时间为5小时、反应温度为50℃的时候：最佳pH值为11.4。此时镍钴锰的含量为56.86%，振试密度为2.25 g/cm 3 ，粒度D50为10.52 μm。 3.4. 反应温度对镍钴锰三元前驱体材料性能的影响 由表3 (试验序号7、8、9)的相应数据对比分析反应温度，依次为25℃、50℃、75℃，反应温度对镍钴锰含量的影响见图8、反应温度对振试密度的影响见图9、反应温度对粒度D50的影响见图10。 图8. 反应温度对镍钴锰含量的影响 由图8可知，随着反应温度的依次增大，镍钴锰含量为先增大后减小的趋势，最大值温度为50℃处取得。故本论文最佳温度为50℃，最大值为56.86%。 图9. 反应温度对振实密度的影响 由图9可知，随着反应温度的依次增大，振试密度为先增大后减小的趋势，最大值在温度为50℃处取得。故本论文最佳温度为50℃，最大值为2.25 g/cm 3 。 由图10可知，随着反应温度的依次增大，粒度D50为先增大后减小的趋势，最大值在温度为50℃处取得。故本论文最佳温度为50℃，最大值为10.52 μm。 图10. 反应温度对粒度D50的影响 综上可知：在反应时间时间为5小时、溶液pH值为11.4的时候：最佳温度为50℃，此时镍钴锰的含量为56.86%，振试密度为2.25 g/cm 3 ，粒度D50为10.52 μm。 3.5. 验证试验 为了进一步验证序号2为最佳试验，另做一组验证试验作为对比，验证试验与序号第2组试验样品在相同的反应条件参数下的试验，试验结果见表4。从表4结果中对比，得出验证试验的镍钴锰含量和振试密度(TD)的性能都较好。粒度相差也不大，从而得出试验序号2为最佳，即最佳合成工艺参数：反应温度为50℃、反应时间为5小时、溶液pH值为11.4。此时，取得622镍钴锰三元前驱体性能最佳，镍钴锰含量为56.58%，振实密度为2.28 g/cm 3 ，粒度D50为10.66 μm。 Table 4 Test data corresponding to test 2 and validation tes 序号 PH值 反应温度(℃) 反应时间(h) M (Ni + Co + Mn)% 振试密度(g/cm 3 ) 粒度(μm) D 10 D 50 D 90 D m 验证试验 11.4 50 5 56.58 2.28 5.50 10.66 15.58 10.90 2 11.4 50 5 56.86 2.25 5.28 10.52 15.32 10.36 表4. 试验2与验证试验的相应数据处理 产品的电镜图 图11为镍钴锰三元前驱体的1000倍、3000倍、10000倍SEM图，图12、13分别为镍钴锰三元前驱体的粒度分布图和XRD图谱。 图11. 放大1000倍、3000倍、10000倍的SEM图 通过图11可以看出产品类似球形，粒度比较均匀，表面致密，能动性好。 图12. 粒度分布图 由图12可知产品的粒度分布呈正态分布，晶体均匀、集中。 图13. 622镍钴锰三元前驱体XRD图谱 由图13可知晶形为Ni 06 Co 0.2 Mn 0.2 (OH) 2 。
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user: 4. 结论 本论文主要通过用液相沉淀法探究不同pH值、反应温度、反应时间找出制取622镍钴锰三元前驱体材料较好的合成工艺参数。借助激光粒度分析、化学分析手段，对合成样品的粒度分布、化学性能等进行分析研究。得出以下结论：反应时间为5小时，溶液pH值为11.4，反应温度为50℃时合成的622镍钴锰三元前驱体材料的理化性能较好。此时，镍钴锰的含量为56.86%，振试密度为2.25 g/cm 3 ，粒度分布D50为10.52 μm。
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user: 摘 要 考虑钢筋混凝土梁中钢筋、混凝土性质不同所引起的梁的非均质性和拉伸区混凝土的作用，引入混凝土拉伸损伤，建立了新的考虑混凝土损伤演化的梁理论。研究了混凝土收缩及荷载长期效应对损伤演化和服役寿命的影响，重点考察混凝土损伤演化过程和拉伸区拉应力对寿命的影响，建立了新的梁的挠度计算公式，获得了梁的寿命模型。以适筋钢筋混凝土试验梁为算例，并将分析结果与试验结果加以对比，验证上述理论和寿命模型的正确性。运用上述所建理论，以某大桥为工程背景，建立了该钢筋混凝土桥用于损伤分析的有限元模型，研究了该钢筋混凝土桥梁结构的安全服役性能，预测了其服役寿命。结果表明：所建立的梁理论能较准确地描述钢筋混凝土梁服役过程中的损伤演化和开裂过程，基于该理论所得到的中和轴位置与荷载以及荷载与挠度的关系曲线与测试得到的曲线吻合较好，误差在1%~10%之间；发展的修正的挠度计算公式能较准确地计算梁在长期荷载下的挠度，误差在2%~15%以内，依据该公式所得到的服役寿命具有一定程度的可靠性。 关键词 :钢筋混凝土梁，损伤演化，挠度，寿命预测 Copyright © 2019 by author(s) 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 大量中小型桥梁的桥面系统采用钢筋混凝土梁，对此类梁结构进行准确分析是结构性能设计和保障桥梁安全服役的关键。传统的钢筋混凝土梁理论 [ 1 ] [ 2 ] [ 3 ] 忽略了混凝土局部受拉区的受力及其拉伸过程中的损伤，认为结构拉应力全部由钢筋承受。实际上，在服役初期，处于良好状态的混凝土在受拉区和钢筋共同承受荷载；随着服役期增长，当混凝土拉应力所引起的损伤达到损伤演化阈值，拉伸损伤导致细观裂纹萌生；当损伤达到失效临界值，细观裂纹发展为宏观裂纹，受拉区混凝土丧失承载力。考虑上述服役过程中混凝土真实的受力情况，发展一个符合结构真实性能演化过程的新的梁理论，才有可能实现对结构服役过程的准确模拟和分析。 鉴于梁服役过程中受力的复杂性，国内外学者部分致力于对梁受力机理和本构模型的研究 [ 4 ] [ 5 ] [ 6 ] ，部分采用数值方法 [ 7 ] [ 8 ] 描述结构的几何和物理构型对服役性能的影响，但建立一个较为准确的反映钢筋混凝土结构服役中损伤演变的解析理论一直进展较慢。好的解析模型不仅能方便土木工程师进行结构设计，也能进一步完善现有的钢筋混凝土的基本理论体系，因此，本文致力于建立一个考虑混凝土损伤演化的新型的梁理论，通过引入混凝土拉伸损伤，考虑实际服役过程中拉伸区混凝土的作用，以及钢筋和混凝土材料的非均质性。在此基础上，以挠度表征梁的耐久性，研究混凝土收缩和荷载长期效应对结构损伤演化和服役寿命的影响，获得修正的挠度计算公式，并进一步评估钢筋混凝土结构的服役寿命。
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user: 3. 考虑损伤演化的钢筋混凝土梁挠度和寿命计算模型 3.1. 考虑混凝土收缩的梁的曲率 文献 [ 11 ] 指出，一般地区的混凝土收缩应变的时变模型如式(15)所示： ε s s ( t ) = 630 A 1 t 0.6 A 2 + t 0.6 × 10 − 6 (15) 式中， A 1 、 A 2 为与构件尺寸相关的系数(见表1)；t为服役时间。 Table 1 Coefficients of A 1 ， A 2 ， A 3 ， A 4 [9 有效高度 1< t <100天 t > 100天 T h A 1 A 2 A 3 A 4 A 3 A 4 37.5 1.5 4.0 1.58 16 1.17 9.0 100 1.25 15 1.60 23 1.09 9.5 200 1.00 30 10.00 400 0.88 10 400 0.75 64 0.75 64 0.83 40 表1. 系数 A 1 、 A 2 、 A 3 、 A 4 [ 9 ] (注：T h = 2*截面面积/截面周长)。 相应的由混凝土收缩所引起的梁的曲率可表示为 [ 11 ] ： ϕ s ( t ) = { 0.7 ( ρ − ρ ′ ) 5 / 6 ε s s ( t ) h ρ 1 / 2 ε s s ( t ) h 0.7 ( ρ − ρ ′ ) 5 / 6 ε s s ( t ) h ρ 1 / 2   ( ρ − ρ ′ > 3 ) (16) 式中， ρ 、 ρ ′ 分别为受拉和受压钢筋的配筋百分率，h为截面高度， ε s s ( t ) 见式(15)。 3.2. 考虑荷载长期效应的梁的曲率 式(7)~(10)给出了不同损伤状态下修正的中和轴 y c 位置的表达式，若考虑式(1)的标量损伤模型，则在荷载短期效应组合下的钢筋混凝土梁截面曲率为： ϕ h = − ε T y c = M E c e I z ( 1 − D ) (17) 将式(7)~(10)代入即可得到不同损伤状态下的短期效应下曲率的计算公式。 钢筋混凝土梁在使用阶段的曲率应考虑荷载长期效应，取文献 [ 9 ] 给出的一般地区的混凝土徐变系数来作为梁曲率长期增长系数，即： η ( t ) = 2.5 × 0.9 × ( 0.85 − 0.45 ρ ′ / ρ ) K 1 A 3 t 0.6 A 4 + t 0.6 (18) 式中， A 3 、 A 4 为与构件尺寸相关的系数，见表1所示； ρ 、 ρ ′ 意义同式(16)； t 为服役时间； K 1 为混凝土强度系数。 K 1 = { 1.85 − 0.75 t 4 + 0.85 t 1.6 − 0.5 t 4 + 0.85 t ( 0 ≤ t < 27 d ) ( t ≥ 27 d ) (19) 则考虑荷载长期效应的钢筋混凝土梁的曲率可表示为： ϕ θ ( t ) = ϕ h η ( t ) (20) 由此，可得计算钢筋混凝土梁挠度的通式 f ( t ) = K ϕ ( t ) L 2 = K ( ϕ h ( t ) + ϕ θ ( t ) ) L 2 (21) 式中，K为不同支撑情况所对应的挠度系数，对于悬臂梁，取K = 0.5，对于简支梁，取K = 0.125；L为梁的计算跨径。只要通过测试获得梁截面顶端的压应变 ε T ，即可得到梁的曲率，进而获得其挠度。 《公路桥规》规定，钢筋混凝土受弯构件的长期挠度值，在消除由梁自重产生的长期挠度后，不应超过以下规定的限值 [ 12 ] ：梁式桥主梁的最大挠度为 l / 600 ；梁式桥主梁的悬臂端的挠度不应超过 l 1 / 300 ；此处，l为受弯构件的计算跨径， l 1 为悬臂长度。因此，消除自重后的长期挠度为 f N ( t ) = f ( t ) − f G ( t ) = K ( ϕ h − ϕ G ) η ( t ) L 2 (22) 式中， ϕ h 为荷载短期效应组合下梁的曲率，见式(17)； ϕ G 为钢筋混凝土梁自重所引起的梁的曲率； η ( t ) 为由荷载引起的钢筋混凝土梁曲率的长期增长系数，见式(18)。 以混凝土挠度作为判别梁安全服役的指标，由规范给出的梁的最大挠度，代入公式(22)，即可得到钢筋混凝土梁的安全服役寿命，相应的寿命分析流程如图2所示。 图2. 考虑混凝土收缩和荷载长期效应的钢筋混凝土梁寿命评估流程
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user: 6. 结论 针对钢筋混凝土桥梁的主要部件——钢筋混凝土梁，建立了新型的钢筋混凝土梁模型并发展了新型的钢筋混凝土梁理论，选取桥梁挠度作为寿命指标，建立了寿命预测的公式。获得了如下结论： 1) 本文建立的钢筋混凝土梁模型可以方便地考虑混凝土拉伸区开裂和不同阶段的损伤演化过程，以及钢筋位置、数量对应力分布的影响；对于试件的开裂弯矩、屈服弯矩和极限弯矩，以及服役全过程中中性轴的位置变化均给出较为准确的量化关系式，试验值和测试值吻合较好，误差在1%~10%之间。 2) 建立了新的钢筋混凝土梁挠度的计算公式，可方便计算梁的长期挠度，误差在2%~15%以内；基于挠度计算公式，可获得钢筋混凝土梁的服役寿命。 3) 运用ABAQUS建立了某大桥钢筋混凝土变截面T箱梁的有限元模型，通过施加车道荷载，基于本文的桥梁寿命分析理论计算出该桥的使用寿命，结果表明，在设计使用期内，该桥可安全使用。
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user: 摘 要 氧枪射流作用下的喷溅钢液对转炉炉衬的冲刷是造成炉衬耐火材料损蚀的重要原因。本文以200t顶底复吹转炉为原型，依据相似理论，在相似比为1:12的有机玻璃转炉模型中进行模拟实验，研究了氧枪射流工艺条件(枪位及顶吹气体流量)对钢液熔池冲击坑形貌的影响，采用试管收集法研究了喷溅液滴在转炉炉壁上的分布规律，分析了炉衬不同部位的物理冲刷情况。 关键词 :转炉，喷溅，冲击坑，物理模拟 Copyright © 2019 by author(s) 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 转炉冶炼过程中，由于氧枪的高速顶吹射流冲击作用而形成炉内钢液滴喷溅 [ 1 ] [ 2 ] [ 3 ] ，溅起的高温钢液对炉壁形成物理冲刷，这是炉衬损蚀的重要原因之一 [ 4 ] [ 5 ] [ 6 ] [ 7 ] 。探明喷溅的钢液滴在转炉内壁的分布规律，可用于分析炉衬不同部位的物理冲刷情况，有助于了解转炉内壁不同位置的炉衬损蚀程度，为溅渣护炉工艺的制定提供指导。本文以国内某钢厂200 t转炉为原型，通过冷态物理模拟实验，研究了氧枪射流工艺条件对钢液熔池冲击坑形貌的影响，定量表征了喷溅钢液滴在转炉炉壁上的分布。
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user: 2. 实验方法 本实验以国内某钢厂200 t顶底复吹转炉为原型，对转炉炉体以及氧枪尺寸进行等比例缩小(几何相似比为n = 1:12)，建立有机玻璃物理模型。由于顶吹流量可达底吹流量的数十倍，本实验忽略底吹气流对钢液滴喷溅的影响。修正弗劳德准数Fr’为流体力学中表征流体惯性力和重力相对大小的一个无量纲参数，本研究利用Fr’进行模型与原型的动力学相似推导，以设定物理模拟实验条件，具体如式(1)所示。 u 1 2 g L 1 × ρ g 1 ρ l 1 − ρ g 1 = u 2 2 g L 2 × ρ g 2 ρ l 2 − ρ g 2 (1) 式中：u 1 ，u 2 分别为模型与原型氧枪喷头出口气体流速，m·s −1 ；ρ g1 ，ρ g2 分别为模型与原型的气体密度，kg·m −3 ；ρ l1 ，ρ l2 分别为模型与原型的液体密度，kg·m −3 ；L 1 ，L 2 分别为模型与原型的特征尺寸，m。 氧枪出口气体流速u表示为公式(2)。 u = 4 Q π d 2 (2) 联立式(1)与式(2)，可得到模型气体流量Q 1 与原型气体流量Q 2 的关系式。 Q 1 = [ ( d 1 d 2 ) 5 2 ( ρ g 2 ρ g 1 ) 1 2 ( ρ l 1 − ρ g 1 ρ l 2 − ρ g 2 ) 1 2 ] Q 2 (3) 经式(3)计算可得到模型氧枪的工艺参数，列于表1中。 Table 1 Process parameters of practical production and simulation experiment of converte 参数 1 2 3 4 5 6 实际氧枪枪位(mm) 1440 1920 2400 2880 - - 模拟氧枪枪位(mm) 120 180 200 240 - - 实际供氧流量(Nm 3 ·h −1 ) 24，000 29，000 34，000 39，000 44，000 49，000 模拟供气流量(0.6 MPa， L·min − 1 ) 150 180 210 240 270 300 表1. 转炉实际工艺参数与模拟实验参数 转炉物理模型的实验装置由氧枪供气系统、转炉主体和取样系统组成，其设备连接示意图如图1所示。根据几何相似计算，实验中熔池深度为140 mm。选取距离熔池液面192 mm、288 mm、384 mm、480 mm、606 mm高度处转炉壁面上开孔取样，同一高度的半圆周上间隔45˚设置5个取样点(D = 20 mm)，孔外连接试管用于接收喷溅至炉壁上的液滴。 图1. 转炉物理模拟实验装置示意图
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user: 3. 结果与讨论 3.1. 冲击坑形貌与喷溅模式分析 Lee [ 8 ] 指出，根据Kelvin-Helmholtz不稳定性，当连续流体内部存在剪切力或者2个有速度差的流体平行运动时，流体表面或者两流体界面会表现出不稳定性。氧气转炉顶吹过程中，当反射气流沿冲击坑表面运动时，气流的剪切作用以及气体和钢液表面的速度差引起了冲击坑的不稳定性，冲击坑边缘的钢液被撕裂，产生喷溅。可以推断，冲击坑的形貌决定着喷溅液滴的起点、方向，且与喷溅强度的变化密切相关。 在不同的氧枪供气流量与氧枪枪位条件下对熔池冲击坑形貌进行拍摄记录，共发现浅盘形、碗形、倒锥形三种类型冲击坑形貌，如图2所示。 图2. 典型的冲击坑形状 各实验条件下的冲击坑形状统计如表2所示。由表2可以发现，随着氧枪供气流量增加，冲击坑形状由浅盘形演变为碗形，进而演变为倒锥形。以氧枪枪位120 mm为例，随供气流量的不断增加，在150 L·min −1 、180 L·min −1 与210 L·min −1 三种供气流量条件下，冲击深度较浅，底部较平，呈浅盘形形状，表现为熔池液面上产生凹坑，但无明显液滴喷溅；在240 L·min −1 供气流量条件下，冲击坑深度加深，底部逐渐趋于圆弧形，呈碗形形状，熔池液面凹坑深度变大，且液滴由凹坑边缘向周围撕裂；在270 L·min −1 、300 L·min -1 两种供气流量条件下，冲击深度继续增加，底部变尖锐，呈倒锥形形状，此时液滴向冲击坑内侧喷溅。另外，随着氧枪枪位升高，冲击坑形状由浅盘形向碗形及倒锥形演变的临界流量逐渐增大。 Table 2 Impacting pit shape under the different jet flow conditions of oxygen lanc 流量(L·min −1 ) 枪位(mm) 150 180 210 240 270 300 120 浅盘形 浅盘形 浅盘形 碗形 倒锥形 倒锥形 160 浅盘形 浅盘形 浅盘形 碗形 碗形 倒锥形 200 浅盘形 浅盘形 浅盘形 碗形 碗形 倒锥形 240 浅盘形 浅盘形 浅盘形 碗形 碗形 碗形 表2. 不同氧枪射流工艺条件下的冲击坑形状 统计不同氧枪工艺条件下的冲击坑直径D与冲击坑深度H，并计算D/H，以此可建立冲击坑形貌与氧枪工艺参数之间的联系，如图3所示。结合不同条件下的冲击坑形貌发现，氧枪供气流量为150 L·min −1 ~210 L·min −1 ，氧枪枪位为120 mm~240 mm时，冲击坑直径与深度之比(D/H)为5~11.5，冲击坑为浅盘形；供气流量为240 L·min −1 ~270 L·min −1 ，氧枪枪位为160 mm~240 mm时，(D/H)为3~5，冲击坑为碗形；供气流量为270 L·min −1 ~300 L·min −1 ，氧枪枪位为120 mm~200 mm时，(D/H)为2~3，冲击坑为倒锥形。 图3. 不同氧枪射流工艺条件下的冲击坑形状特征值(D/H) 3.2. 炉壁喷溅分布规律分析 本文采用喷溅通量定量表征钢液滴喷溅情况。喷溅通量为单位时间内单位面积上通过的喷溅液体体积，单位为mL·m −2 ·s −1 。计算方法如式(4)所示。 (4) 式中：m表示由取样孔收集到的喷溅液滴质量，g； ρ 水 表示液体的密度，g·cm −3 ；t表示供气时间，s； S 孔 表示炉壁上取样孔截面积，mm 2 。 实际转炉冶炼过程中，最常用的氧枪工艺参数为供气流量44，000 Nm 3 ·h −1 ，氧枪枪位1900 mm，对应于模型氧枪供气流量270 L·min −1 ，枪位160 mm。在该工艺条件下，计算熔池液面上方192 mm高度处炉壁圆周上各位置的喷溅通量如图4所示。由图中可以发现，同一高度圆周上不同位置处的喷溅通量与氧枪的相对位置密切相关，由于五孔氧枪喷孔(相邻喷孔间隔72˚)与炉壁上各点对应角度的差别，造成炉壁上各点喷溅通量大小的差异。同一高度上的5个取样点分别与距离最近氧枪喷孔呈0˚、9˚、18˚、27˚、36˚夹角，由对称性关系可推算出圆周上相隔9˚的各点的喷溅液滴量。喷溅通量在36˚、108˚、180˚、252˚、324˚五个角度最大，这五个角度都对应于五孔氧枪相邻两喷孔的连线夹角的角平分线上，该位置所对应的熔池处受到顶吹气流的冲击作用最大，从而导致此系列角度喷溅通量最大，对炉衬的冲刷也最严重。喷溅通量在0˚、72˚、144˚、216˚、288˚五个角度达到最小，这五个角度分别对应于氧枪的五个喷孔。 图4. 熔池液面以上192 mm高度处转炉壁面圆周上各点的喷溅通量(氧枪供气流量270 L·min − 1 ，氧枪枪位160 mm) 供气流量为270 L·min −1 ，距液面不同高度的炉壁上的平均喷溅通量随氧枪枪位变化如图5所示。距熔池液面高度192 mm处的炉壁上，随氧枪枪位降低，平均喷溅通量呈现先降低后升高的趋势，在枪位160 mm处达到最小值。这反映出枪位变化过程导致的喷溅方向的变化。氧枪枪位由240 mm下降到160 mm过程中，冲击坑形状为碗形，氧枪距离熔池液面距离减小，射流到达熔池过程中能量损失减小，冲击能增大，从而喷溅起的液滴获得初始动能增大，喷溅方向与熔池夹角增大，导致距离液面距离较近的炉壁处喷溅通量减小；氧枪枪位由160 mm下降到120 mm过程中，冲击坑形状由碗形向倒锥形转变，此时液滴开始转向冲击坑内侧喷溅，喷溅方向与熔池夹角进一步增大，但此时由于超低氧枪枪位下射流对熔池的强烈冲击作用，造成熔池不稳定性增强，从冲击坑边缘撕裂的液滴急剧增多，喷溅方向已不是限制条件，距离液面较近的炉壁喷溅通量有所回升。距熔池液面高度为288 mm和384 mm的炉壁处具有相似规律。而距熔池液面高度480 mm、606 mm处，随氧枪枪位变化，平均喷溅通量波动较小，说明枪位对于转炉中上部炉壁的喷溅量影响不大。 图5. 炉壁不同高度处平均喷溅通量随枪位的变化关系(氧枪供气流量为270 L·min − 1 )
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user: 4. 结论 1) 随着氧枪枪位的降低和供气流量的升高，冲击坑形状由浅盘形逐渐向碗形及倒锥形转变。文中给出了氧枪射流工艺条件与熔池冲击坑形貌的对应关系。 2) 五孔氧枪相邻两孔的中间位置所对应的炉壁处喷溅通量最大，反映这些位置喷溅液体对炉衬的冲刷最严重，喷孔正对的炉壁处喷溅通量最小。 3) 炉壁上的钢液滴喷溅通量随炉壁高度的增加而减小，即喷溅液体对炉衬的冲刷也降低。氧枪枪位对于炉壁上接近熔池位置的喷溅通量具有较大影响，而对于炉壁中上部的喷溅通量影响不大。
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user: 摘 要 端阻力承载性状是岩土工程中嵌岩桩应用的重要研究课题之一。本文分别根据嵌岩桩下压承载力计算模型以及嵌岩桩端阻力分担桩顶荷载的理论计算公式，分析了下压荷载作用下嵌岩桩端阻力发挥特征，并与已有试验实测结果进行对比。结果表明，下压荷载作用下嵌岩桩承载特性主要呈现为端承摩擦桩，端阻分担桩顶荷载随嵌岩深径比增大而减小，随桩体混凝土与桩周岩体的模量比增大而增大，并与嵌岩段桩端与桩身周围岩体的弹性模量比相关，研究成果可为嵌岩桩极限端阻力设计提供借鉴。 关键词 :嵌岩桩，桩端阻力，嵌岩深径比，桩基础 Copyright © 2019 by author(s) 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 嵌岩桩作为各类大型建(构)筑物的主要基础型式而得到广泛应用。然而，由于嵌岩桩基础设计使用的承载能力大，现场试验费用高，一般难以进行破坏性试验而获得完整的荷载–位移试验成果等因素，从而导致系统完整的嵌岩桩静载试验的实测数据不多，在一定程度上制约了人们对嵌岩桩承载性状的全面认识 [ 1 ] [ 2 ] 。 目前，各行业规范对嵌岩桩承载力计算主要是经验和半经验公式，经验参数居多 [ 3 ] ，不同行业的嵌岩桩基础设计方法与参数取值存在一定差异，其根本原因应该源于人们对嵌岩桩荷载传递机理与承载性状认识不同 [ 4 ] 。如我国建筑地基基础设计规范 [ 5 ] 认为嵌岩桩是端承桩，按端承桩进行设计，完全不考虑桩侧阻力。但大量实测资料表明，嵌岩桩即使在无覆盖层或长径比较小的条件下，也并非一律呈现出端承桩性状。在工程设计中不加区分地一律把嵌岩桩视为端承桩，既不符合实际，也可能徒然造成浪费并增加施工难度。嵌岩桩的端阻力承载性状仍然是目前国内外工程界和学术界的一个研究热点和难点。本文基于已有嵌岩桩下压承载力组成分析和极限端阻力分担桩顶荷载比的理论计算方法，分析了嵌岩桩极限端阻力的发挥特征，可为嵌岩桩极限端阻力计算提供借鉴。
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user: 2. 嵌岩桩下压承载力组成分析 嵌岩桩端阻力的发挥与基岩与桩周土的刚度比、桩身与桩周土的刚度比，以及成桩工艺、施工质量等因素有关 [ 6 ] 。嵌岩桩下压荷载传递是桩–土–岩相互作用的复杂过程。有覆盖层条件下的下压承载嵌岩桩各部分结构及其参数如图1(a)所示。在土层与岩层界面处，将下压承载嵌岩桩受力等效为图1(b)所示的2部分。 如图1(a)所示，当桩的长径比较大L/d或覆盖土层h s 较厚时，下压荷载作用下桩身弹性压缩变形量较大，桩土间相对位移较大，足以使桩身侧阻得以较好地发挥。如果桩底沉渣彻底清除不干净，桩受压变形后桩底沉渣也被压实，进一步促进桩身整体位移和侧阻力发挥。由此可见，桩周土侧阻力被充分发挥后，嵌岩段桩侧阻力将在桩端阻力被发挥之前而先发挥出来。目前，国内外学术和工程界普遍认为，嵌岩桩抗压承载力主要由基岩上覆土层的桩侧阻力、嵌岩段桩侧阻力和桩端阻力3部分组成 [ 5 ] ：基岩上覆土层桩侧阻力(Q s )、嵌岩段桩侧阻力(Q r )和桩端阻力(Q b )，即 Q = Q s + Q r + Q b 。
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user: 3. 嵌岩桩极限端阻力性状理论分析 如图1(b)所示，假设土层与岩层界面处桩身轴力为Q 0 ，当无覆盖土层时，即有Q 0 = Q。下面假设Q 0 为嵌岩桩嵌岩段的桩顶荷载，分析嵌岩桩极限端阻力的发挥性状及其影响因素。 图1. 嵌岩桩及其极限承载力组成分析 国外学者Carter和Kulhawy [ 7 ] 基于弹性半空间理论，给出图1(b)中嵌岩桩端阻力分担桩顶荷载比Q b /Q 0 计算方法如式(1)所示，相关计算参数则分别由式(2)~(7)确定： Q b Q 0 = ( 4 1 − ν b ) ( 1 ξ ) ( 1 cosh ( μ h r ) ) ( 4 1 − ν b ) ( 1 ξ ) + ( 2 π ς ) ( 2 h r d ) ( tanh ( μ h r ) μ h r ) (1) ( μ h r ) 2 = ( 2 ς λ ) ( 2 h r d ) 2 (2) ς = ln [ 5 ( 1 − ν r ) h r / d ] (3) λ = E p / G r (4) ξ = G b / G r (5) G b = E b 2 ( 1 + ν b ) (6) G r = E r 2 ( 1 + ν r ) (7) 在图1(b)及式(1)~(7)中，h r 和d分别为桩身在嵌岩段的埋深和直径；E p 、E r 和E b 分别为桩体以及嵌岩段桩侧、桩端岩体弹性模量；G r 和G b 分别为嵌岩段桩侧、桩端岩体剪切模量；ν r 和ν b 分别为嵌岩段桩侧、桩端岩体泊松比。 以图1(b)嵌岩段桩体为对象，按照嵌岩桩端阻力分担荷载比Q b /Q 0 计算方法，研究桩体混凝土强度等级分别为C20和C40时，其在不同岩体基本质量等级与嵌岩深径比下，嵌岩桩极限端阻力发挥性状。 根据混凝土结构设计规范 [ 8 ] ，取C20和C40强度等级混凝土弹性模量E p 分别为25.5 GPa和32.5 GPa，假设嵌岩段桩侧和桩端岩体弹性模量、泊松比相等(E r = E b ， ν r = ν b )。根据工程岩体分级标准 [ 9 ] ，确定不同基本质量等级岩体弹性模量和泊松比取值，并计算得到相应桩、岩模量比E p /E r 取值，相关计算参数如表1所示。 Table 1 Theoretical analysis parameters in this stud 计算参数 岩体基本质量级别 I II III IV V 岩体弹模(E r = E b )/GPa 42.7 26.3 10.83 4.12 0.56 岩体泊松比(ν r = ν b ) 0.20 0.23 0.28 0.33 0.35 E p /E r C20混凝土桩体 0.60 0.97 2.35 6.19 45.54 C40混凝土桩体 0.76 1.24 3.00 7.89 58.04 表1. 嵌岩桩极限端阻力性状理论计算参数 图2为不同岩体基本质量等级下，桩身混凝土强度等级为C20和C40时，嵌岩桩端阻力分担桩顶荷载比Q b /Q 0 随桩、岩模量比和嵌岩深径比的变化规律。 图2. 不同岩体基本质量等级下，C20和C40强度等级混凝土嵌岩桩端阻力随桩岩模量比和嵌岩深径比变化规律 图2结果表明，嵌岩桩混凝土强度等级一定时，不同基本质量等级岩体中的嵌岩桩极限端阻力分担荷载比均随嵌岩深径比h r /d的增大而减小。相同嵌岩深径比下，极限端阻力分担荷载比随岩体基本质量等级的提高而降低。此外，不同岩体基本质量等级下，嵌岩桩极限端阻力分担荷载比随桩岩模量比E p /E r 增大而增大，这与Pells和Turner [ 10 ] 的理论结果一致。总体上看，提高桩身混凝土强度等级可一定程度地提高嵌岩桩端阻力分担荷载比。 根据表1数据，图3给出了桩身混凝土强度等级为C40的嵌岩桩位于不同岩体基本质量等级中，且桩端岩体与桩侧岩体的弹性模量比E b /E r 分别为0.5和2.0时，嵌岩桩极限端阻力分担荷载比Q b /Q 0 随嵌岩深径比h r /d的变化规律。从图3可看出，嵌岩桩极限端阻力分担荷载比随嵌岩段桩端岩体和桩周岩体模量比的增加而减小。 综合上述嵌岩桩极限端阻力性状的理论分析结果表明，下压荷载作用下嵌岩桩承载特性主要表现为端承摩擦桩，桩端极限阻力发挥不仅是嵌岩深径比的函数，也是桩体与岩体弹性模量比的函数，同时还与嵌岩段桩端、桩周岩体弹性模量比相关。总体上看，嵌岩桩极限端阻分担的荷载比随嵌岩深径比的增大而减小，桩体混凝土与桩周岩体弹性模量比的增大而增大。从嵌岩桩极限端阻力实测结果看，嵌岩桩下压承载特性也主要表现为端承摩擦桩。史佩栋 [ 6 ] 分析了国内外150根嵌岩桩下压承载力试验实测数据。结果表明，当1.0 < L/d < 20时，嵌岩桩端阻分担荷载比随L/d增大迅速从l00%递减至约20%；当20 < L/d < 63.7时，嵌岩桩端阻分担的荷载比一般不超过30%，且大部分桩为20%以下，不少桩为5%以下。邢皓枫 [ 4 ] 对43根试桩进行统计分析，嵌岩桩极限端阻力所分担的荷载比小于20%的桩数30根，分担荷载比20.1%~30%的桩数5根，而处于30.1%~50%的桩数仅5根。嵌岩桩端阻力所占桩顶荷载比的理论分析结果与已有试验实测结果也是比较吻合的 [ 6 ] [ 11 ] [ 12 ] ，理论分析结果可供嵌岩桩极限端阻力计算提供借鉴。 图3. 桩端岩体与桩侧岩体的弹性模量比E b /E r = 0.5、E b /E r = 2时，端阻分担荷载比随嵌岩深径比变化规律
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user: 4. 结语 1) 嵌岩桩端阻力分担桩顶荷载比理论计算结果表明，下压荷载作用下嵌岩桩承载特性主要表现为端承摩擦桩，理论分析结论与已有试验实测结果也是比较吻合。因此，工程设计中如不加区分一律把嵌岩桩视为端承桩，既不符合理论计算和试验实测实际，也造成了不必要的浪费并增加施工难度。 2) 下压荷载作用下，嵌岩桩端阻发挥性状与嵌岩深径比、桩岩弹性模量比以及嵌岩段桩端桩身周围岩体弹性模量比相关。嵌岩桩端阻分担荷载比随嵌岩深径比增大而减小、随桩岩模量比增大而增大，提高桩身混凝土强度等级可一定程度地提高嵌岩桩端阻力分担荷载比。
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user: 摘 要 随着共享单车向着大众的大量投放，单车乱停乱放、挤占城市公共空间的问题越来越严重。本方案基于骑行停放热点分布数据、城市骑行需求数据、数据可视化分析技术、正态分布线性分析模型，辅以手机APP寻车与导航模块设计、距离判断提示器设计、数据再分析技术，实现虚拟停放区域的选取、智能推荐就近停放热点、周期性的虚拟停放区域调整，最大程度上解决共享单车乱停放问题。 关键词 :共享单车，移动热点，虚拟停放区域，APP，距离判断提示，统一管理平台 Copyright © 2019 by author(s) 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 为缓解传统能源日益枯竭和交通状况日渐拥堵的难题，共享单车应运而生。“堆积现象”与“潮汐现象”随机出现。 各大城市公共自行车租赁管理公司建立了固定停车桩，固定停车桩可以严格把控单车的停靠地点，可控性和实践效果较好。但固定停车桩会占据较大的土地空间，并且所能承载的单车数量有限，基础设施建设投入成本过大，难以在城市进行大规模的建设，导致用户经常出现找车难，停车更难的情况，用户体验较差，影响了城市公共自行车的发展。 ofo在地铁站、超市等人流量大的区域建立推荐停车点，并在APP中进行推荐停车点的提示，组合灵活，可承担更多的单车，但完全依赖单车使用者的素质，可控性差，并且ofo未对推荐停车点进行导航，用户只能根据地图上的位置进行寻找，十分影响停车效率，未对单车是否停放在推荐停车点进行判断，未对用户进行提示与反馈 [ 1 ] 。总的来说，推荐停车点的停靠效果相对较差。 摩拜单车、小鸣单车等共享单车企业和百度鹰眼均推出了“电子围栏”技术，给共享单车停放划定一个“无形围栏”，通过物联网芯片发射信号覆盖技术，让单车只能停放在规定范围内。对于未停放到电子围栏区的，单车立刻发出警告，提醒用户将单车停放到指定区域，此时手机APP上也会显示出“电子围栏”所在区域。此方法和本方案在思想上比较契合，现阶段也取得了一定程度的成果，但“电子围栏”技术未对用户进入停车区域进行及时的提醒，导致用户不明确单车是否已经推进停车区，未记录整合单车在一个城市或一个地区时间和空间上的移动数据，分析单车车流密集程度和车流在某个时间段内的转移特点，不断地更新虚拟停放区域，导致停车区域分配不合理，影响停车体验 [ 2 ] 。 我们团队决定用一种“智能调度”的方式，充分解决市民“取车难，停放乱”(如图1所示)的问题，为共享单车行业的发展注入一剂“稳定剂”，实现共享单车的可持续性发展，迎合最新出台的法律法规政策，改善市容市貌与环保问题，改善我国城市居民的出行模式。
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user: 2. 设计思路 在获取智享单车运营一段时间后其内置GPS传送的骑行停放点的位置信息的基础上，对数据进行可视化分析，获得单车停放热点密度图，创建数学模型，利用正态分布线性，选出最佳单车停放点，划定虚拟规范停放区域。 图1. 共享单车乱停放问题 通过构建就骑行路线周边停放区域的语音提醒与导航的手机APP功能模块，来辅助智享单车使用者完成单车的停放动作。过程中，伴随着语音提醒，更加人性化的引导使用者来自行调整其目的地与停放点之间的路线规划。到达停放点之后，完成停车动作，若未停放在规范区域，则会一直进行计费，过程中通过短信或语音提醒来警示使用者规范行为，正确停放。另外，在智享单车的使用过程中，终端会对单车的骑行停放热点进行再统计，通过分析单车流在区域内的转移，不断的更新虚拟停放区域，进行周期性的调整，来迎合整个地区的单车需求(图2)。 图2. 方案流程图
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user: 3. 设计内容 3.1. 单车停车数据的获取 通过共享单车的日出单量，得到单车移动热点数据，如表1所示。 Table 1 Hot spot data of bicycle movemen 单车移动热点数据 51.7 50.6 57.9 56.7 56.9 56.7 55.3 56.1 53.7 54.5 56.9 51.9 53.3 55.9 52.1 55.3 54.3 53.1 53.5 54.5 56.1 54.5 53.7 53.3 54.1 54.5 52.7 54.1 55.1 55.3 53.7 54.5 53.3 57.7 54.5 54.7 53.1 53.1 55.5 54.4 53.1 53.7 54.9 54.5 53.5 53.1 51.9 55.1 54.7 54.5 52.7 54.7 55.7 54.3 55.5 52.7 54.7 54.9 53.7 53.9 53.3 55.9 55.1 53.1 53.1 54.3 54.7 53.5 55.7 55.9 表1. 单车移动热点数据 3.2. 数据可视化分析 根据获得的单车移动热点的原始数据，利用数据的可视化技术，获得各城市的单车停放热点密度图(图3~图5)。 图3. 单车停放密度图(左为广州，右为北京) 图4. 工作日的北京 图5. 休息日的北京 就停车区域动态化分析，以北京为例，工作日的北京以东北部工作区及居住密集的大型社区周边为主，而休息日的北京使用强度更大，尤其以旅游景区、商业中心CBD为主，所以停放点的选取首先要分析时间流，最终确定空间上的划分，同时根据不同时间段停放量的大小确定停放区域的范围。 3.3. 虚拟停放区域的划分 针对获取的共享单车数据，创建数学模型，利用正态分布线性，选出最佳单车停放点，划定出单车虚拟停放区域 [ 3 ] 。 如图6所示某小区的昼夜停放密度图，以该小区为例，利用正态分布线性分析模型，如图7挑选出符合建立单车停放点的区域，利用“3σ”法则，划定虚拟规范停放区域。 具体停放区域规划方案可以表示为，在确定东门为骑行停放热点后，如图8，以r = 50 m划定使用者单车虚拟停放区域(以实线表示)，由于手机或智享单车内置的GPS的精度误差在10 m左右，特加入Δr = 10 m的允许误差范围区，最终确定了后台系统停放区域(以虚线表示)。同样在地铁站等公共场所，计入停车范围与误差后，最终确定后台系统虚拟停放区域(以虚线表示)，如图9。 图6. 成都某居住小区昼夜停放密度图 图7. 正态分布线性分析 图8. 小区停放点规划图 图9. 地铁站停放点规划 3.4. 周期性的虚拟停放区域调整 基于手机APP客户端和系统数据库，利用数据的再分析技术，记录整合单车在一个城市或一个地区时间和空间上的移动数据，通过分析单车车流密集程度和车流在某个时间段内的转移特点，不断地更新虚拟停放区域；而在时间分布特性上，一个地区的车流移动往往具有周期性，这就会导致虚拟停放区域也会出现周期性变化，在停放热点区域稳定之后，甚至可以预测“未来”某个时间段的车流集中区域(这些热点选取区域往往是小区周边，大型超市入口，城市中心CBD，各大景区及汽车站火车站，地铁站入口等)，以及单车的需求量，从而提高单车运营效率，将单车的分布更合理化，最大程度的满足一个城市或地区的需求。 3.5. 用户的使用停放 构建就骑行路线周边停放区域的语音提示与导航的手机APP功能模块，当使用者使用APP寻找智享单车时，APP会向使用者提供最近的智享单车停放点，如图10。在骑行过程中，单车所带GPS会随时链接后台，提供数据，在地图中及时给使用者提供附近热点停放区域。如图11。 图10. 寻找智行单车图 图11. 就近停放点导航 当使用者将单车置于指定停放区域时，APP会提示使用者已到达既定区域，可锁车完成单车的使用，如图12。若使用者未将单车停放在规定停放区，单车所带GPS会连接后台，通过终端识别确认之后，给使用者以APP温馨提示或短信提醒的方式警示使用者将单车置于指定区域，否则系统将继续扣费，如图13。 图12. 准确停车 图13. 停放错误提示
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user: 4. 创新特色 4.1. 使用简单方便 相比于公共自行车，共享单车不用办卡，定位、借车、锁车、缴费等过程全部在手机上完成。此研究方案从单车停车桩的固定区域中解放出来，减少了因建停车区域和安装停车桩的成本以及后期维护的费用，对地区的要求变的更低，不再将停车区固定在一个区域，而是随着时间、空间和车流的移动而产生一个个周边的虚拟停放区域，不再具有硬性要求，变得更灵活多变，面对复杂变化的车流，可以随时做出更有效的应对方案。 4.2. 使共享单车停放灵活有序 就目前ofo共享单车来说，具有随骑随放的优点，但其弊端是出现了见空就停，随手乱放的现象，导致没有一点公共秩序，严重背离了方便市民的原则，更是对市容市貌造成了一定的恶性影响，此方案却是在保留了共享单车随骑随放的优点的基础上，通过周期性的规划虚拟停车区限制单车的停放行为，很好的解决了目前的乱停乱放问题。
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user: 5. 结束语 就当代状况来看，面临着传统能源日益枯竭和交通状况日渐拥堵的难题，而共享单车的出现却能有效的缓解这两大难题，所以共享单车具有良好的应用前景，在未来的出行领域必将占有一席之地。在现在的共享单车有十几个品牌，在大量投入各个城市的前提下，出现了诸多问题，此方案的推出可以有效的解决共享单车的乱停乱放问题，将“共享单车”真正的变为“共享单车”，旨在解决“堆积现象”与“潮汐现象”，用一种“智能调度”的方式，充分解决市民“取车难，停放乱”的问题，为共享单车行业的发展注入一剂“稳定剂”，实现共享单车的可持续性发展，迎合最新出台的法律法规政策，改善市容市貌与环保问题，改善我国城市居民的出行模式。
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user: 摘 要 SX780CF是目前世界上批量应用的最高级别的水电钢，南阳汉冶特钢通过成分分析及结合JMtPro模拟冷却转变曲线、回火曲线的方法，确定了120 mm厚SX780CF的回火工艺。再根据电镜观察组织的结果，得出导致SX780CF冲击不稳定的原因，主要是由回火后存在粗大的粒状渗碳体及M/A造成的。通过两次淬火 + 回火(Q + Q + T)的热处理工艺，以及提高淬火机冷却能力的方法，来细化其回火组织，从而成功生产出120 mm厚SX780CF，其冲击值稳定在180 J以上。 关键词 :SX780CF，冲击值，冷却能力，细化组织 Copyright © 2019 by author(s) 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. 前言 随着我国的经济不断发展，工业和家庭用电的需求量越来越大。为了应对电力负荷巅峰期电量不够使用的情况，国家电网采用建设抽水蓄能水电站的方式，把电力负荷低谷期把充足富裕的电能转换为水利势能，然后在负荷巅峰期再把水利势能转化为电能。目前抽水蓄能水电站，朝着大容量、高水头的趋势发展。而高水头抽水蓄能水电站的高HD值，会要求其使用的压力钢管、肋板、岔管、蜗壳等材料减小壁厚及施工和焊接难度，且在复杂的气象条件下材料不会发生脆断，因此要求使用的钢板必须具有非常高的强度、塑性和低温韧性。现行水电站用压力钢管及蜗壳的制作钢板中，SX780CF是中国长江三峡集团公司企业标准QJ/CTG24-2015《大型水电工程高强度低焊接裂纹敏感性钢板技术条件》中的最高级别钢种。 南阳汉冶特钢本着“特种、特重、特厚”的生产理念，积极研发出120 mm厚的特厚SX780CF钢板。本文主要研究了特定成分下120 mm厚SX780CF的热处理工艺及组织性能。
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user: 2. 120 mm厚SX780CF钢板技术要求 120 mm厚SX780CF钢水熔炼分析及钢板成品分析结果，其化学成分、碳当量(Ceq)及焊接裂纹敏感性指数(Pcm)应符合表1规定： Table 1 The standard of SX780CF chemical compositio 钢种 板厚 化学成分% (wt%) a C eq % b P cm % /mm C Si Mn P S Cr Ni Mo Cu V B SX780CF >80 ≤120 ≤0.1 ≤0.5 0.7~1.5 ≤0.015 ≤0.005 ≤0.6 0.5~1.5 ≤0.7 ≤0.5 ≤0.05 ≤0.004 ≤0.54 ≤0.26 表1. SX780CF化学成分标准 a 碳当量C eq = C + Mn/6 + Si/24 + Ni/40 + Cr/5 + Mo/4 + V/14。 b 焊接裂纹敏感性指数P cm = C + Si/30 + Mn/20 + Cu/20 + Ni/60 + Cr/20 + Mo/15 + V/10 + 5B。 120 mm厚SX780CF钢板经热处理后，力学性能及工艺性能应符合表2规定。 Table 2 The standard of SX780CF mechanical propertie 钢种 板厚 /mm 力学性能 横向 工艺性能 横向 屈服强度 R p0.2 MPa 抗拉强度 R m MPa 断后伸长率 * A% 冲击吸收能量 5%应变时效后 冲击吸收能量 冷弯 α = 180 0 b = 2a D = 3a 试验温度℃ KV 2 J 试验温度℃ KV 2 J SX780CF >80~≤120 ≥670 750~920 ≥15 −40 ≥100 −20 ≥100 外表面无裂纹 表2. SX780CF力学性能标准 * A(δ5)表示L O = 5.65S O 0.5 时的断后伸长率，其中L 0 为原始标距，S 0 为原始横截面积。