DreamBlooms/HansPub-15000-to-45000 huggingface dataset:
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user: 5. 台架验证 5.1. 样本的选择 样本数共计28人，男女比例3.6:1，身高包括5~95百分位男女，详见表2。 5.2. 评价流程 如图5所示，测试引导员首先将台架上座椅位置调到最后最下，方向盘调整到最后最下，目的是鼓励评价人员通过调整座椅和方向盘位置找到最合适的驾驶位置，每次评价完测试人员都要将座椅、方向盘调整到初始位置。 引导评价人员首先通过油门及制动踏板初始及踩下位置来调节座椅X向位置，然后通过调节方向盘及靠背角视图调整到合适驾驶位置，然后引导评价人员通过调整座椅高度观察前方参照物，此时评价人员填写坐姿舒适度评价表，实验人员打点记录此时的座椅位置。 评价完成后，指引受测者走出台架，并且设置台架到初始设置位置。 Table 2 Sample situatio 组 性别 身高 百分位 人数 1 女 1466~1508 5~15 1 2 女 1563~1597 40~60 2 3 女 1597~1651 60~85 2 4 女 1651~1694 85~95 1 5 男 1554~1604 5~15 1 6 男 1604~1668 15~40 2 7 男 1668~1710 40~60 11 8 男 1710~1774 60~85 3 9 男 1774~1824 85~95 4 10 男 >1824 >95 1 表2. 样本情况 图5. 人机台架坐姿评价及采点 5.3. 数据分析 从图6采集到的H点样本可以得出以下结论： 1. 实际中国人体座椅行程X向长度180 mm，与理论计算183 mm基本吻合； 2. 理论计算预测的座椅行程(蓝色截止线)与台架实际座椅行程(绿色截止线)存在偏差，偏差45.7 mm； 3. 产生偏差的原因：如图7所示，在每辆车中，真实的分布与预测的分布会有一定程度的不同，因为这个模型的关键结果是预测分布的尾部，预测的座椅位置的均值和标准差的偏差对于分布的每个尾部的容纳值都不是对称的影响，图7说明了预测的平均座椅位置比实际的座椅位置分布有向后移动的情况。相同的影响发生在错误预测座椅位置的标准差上，但是这种影响出现在不同车辆上，而不是一个车上。 图6. H点样本采集 图7. BOFRP点到H点水平距离 “公差”是一个统计概念，在这个概念中确定了极限，使得X%的驾驶员能够被Y%的确定性所容纳，容纳被描述用X，公差用Y表示，由于不对称的减容效应，上述模型的容差小于50%，为了达到更高的容差水平，最直接的方法是增加标准差中随机误差的估计。 4. 为了更多的达到目标容纳水平，预测座椅位置分布的标准偏差等式(2)必须由等式(10)代替 σ = ( 0.433 ) 2 σ s 2 + e 2 (10) 5. 在等式(10)中，29.7的均方差值被变量e代替，该变量表示预测的座椅位置标准差的误差分量，对于更大的公差，变量值通常大于29.7。当驾驶员人口为50%男性时，均方差值43.8给出88%的容差。使用此值带入公式(4)重新计算男性驾驶员座椅位置分布的标准差： σ = ( 0.433 ) 2 σ s 2 + ( 43.8 ) 2 = 0.187 × 68 2 + 1918.44 = 52.76 (11) 利用男性身高分布均值和标准差计算出95百分位男性座椅位置 X 95 = u ^ m + σ K = 892.552 + 52.76 × 1.645 = 979 (12) 同理，重新计算女性驾驶员座椅位置分布的标准差： σ = ( 0.433 ) 2 σ s 2 + ( 43.8 ) 2 = 0.187 × 60 2 + 1919.44 = 50.91 (13) 利用女性身高分布均值和标准差计算出5百分位女性座椅位置 X 5 = u ^ + σ K = 842.757 + 50.91 × ( − 1.645 ) = 759 (14) 中国人体座椅行程长度： X track = X 95 − X 5 = 979 − 759 = 220   mm (15) 6. 男女比例1:1，50百分位座椅位置 u ^ f & m = ( u ^ m + u ^ f ) / 2 = ( 892.552 + 842.757 ) / 2 = 867.65   mm (15) u ^ f & m − X 5 = 867.65 − 759 = 109 (16) u ^ f & m − X 95 = 979 − 867.65 = 111 (16) 5.4. 小结 通过上述分析可以得到如下结论： 1. 针对中国市场，目标用户男女比例1:1，满足95%驾驶员座椅位置，座椅X向行程需要220 mm； 2. X向行程分配，以50百分位男女1:1混合座椅位置为基准，前109 mm，后111 mm。
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user: 6. 结论 本文基于2018年最新中国人体尺寸数据，结合电动车平台基本参数，使用座椅位置预测模型(SAM)，计算出针对中国市场，目标用户男女比例1:1，满足95%驾驶员座椅位置，座椅X向行程需要220 mm；同时给出了基于50%座椅位置前后行程分配，前109 mm，后111 mm。
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user: 摘 要 船用高速异步机发电机转子导条受电磁力、热应力、离心力、焊接残余应力等综合作用，容易产生松动甚至断条，同时也将增加转子的振动噪声，给电机稳定运行带来较大风险。通过优化导条和端环结构及紧固工艺是改善导条应力水平的有效途径，对此分析了不同导条结构及受力特点，并提出一种导条超速楔紧改进方法，仿真及实测结果表明，提出的方法能提高楔紧量，进而有利于降低转子断条风险。 关键词 :高速异步电机，导条，楔紧，应力，振动噪声 Copyright © 2020 by author(s) and Hans Publishers Inc. This work is licensed under the Creative Commons Attribution International License (CC BY 4.0). http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/
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user: 1. 前言 由于不受中压直流舰船综合电力系统中电频率的限制，直联式高速发电机组可大幅提高转速、功率密度和集成化程度，已成为舰船综合电力系统发电模块的重要趋势。由于受到材料、结构和工艺方面的限制，对于船用高速发电机，提高电机转速所带来的一系列力学、振动噪声等问题逐渐突出 [ 1 ]。感应式高速异步电机由于转子结构简单，易于实现高速化、效率高等优点，在国防、航空航天、工农业等领域得到了广泛应用。 高速异步机发电机转子导条由于受到电磁力、热应力、离心力、焊接残余应力等综合作用，容易产生松动甚至断条问题是国内外公认的难题。上世纪90年代，我国发电厂所使用的风机、给水泵等旋转机械的高压电动机，经常发生转子断条事故。 原苏联所产某3.15 MW异步电机由于累计启动停机次数的增多、导条结构缺陷、紧固工艺性差等原因造成转子断条比较严重 [ 2 ]。国内仿美国西屋公司设计的某3.2 MW高速异步电机在运行3年后转子出现断条现象，平均每3台转子有2台断条，转子两端分别断裂3至5根，部分在10根以上。分析断条原因为：导条在转子槽中无法有效固紧、护环作用不明显、导条和端环焊接工艺参数不合理 [ 3 ] [ 4 ]。国内生产的某8.2 MW异步电机存在严重的断条现象，载荷侧断裂68处，端环处于临界甩脱状态。分析认为：导条在槽中存在较大间隙(实测为0.5 mm以上)，造成导条在槽中产生振动，并且与导条受热弯曲变形应力共同作用于导条根部，导致应力水平高而发生断条 [ 5 ] [ 6 ]。 王常春团队发明了“双鼠笼型转子防断条结构”、“重载、频繁起动组合型转子防断条结构”、“深槽高速灯笼型转子防断条结构”等专利 [ 7 ] [ 8 ] [ 9 ] [ 10 ]。并提出一种特殊紧固工艺，能使导条经过铁心槽时被拉出明显的凸台(类似过模)，从而消除与槽壁的间隙被紧固于铁芯槽中 [ 3 ]。该发明得到了广泛应用，目前累计制造及改造700余台，效果较好。分析认为异步电动机转子断条的主因有：导条在转子槽中松动、导条伸出铁心长度不合理、端环尺寸不合理。 除对导条和端环结构优化外，文献 [ 11 ] [ 12 ] [ 13 ] [ 14 ] [ 15 ] 重点对导条焊接工艺及其残余应力改善进行了研究，主要包括：火焰焊、摩擦焊、感应焊、真空钎焊、电子束焊等。结果表明：在钎料与端环的连接界面处存在一定应力集中，通过优化端环结构可改善应力水平。真空电子束焊相比感应焊的导电性更优，焊缝强度高于母材。 导条紧固于槽内是防止断条或松动的有效途径，其次是通过调整端部结构、焊接工艺来改善应力及强度。导条紧固方式有：墩粗胀紧、挤压成形、双导条楔紧、打斜键等，主要为手工操作。文献 [ 16 ] [ 17 ] [ 18 ] [ 19 ] 在传统手工墩粗胀紧的基础上，研究自动楔紧方法及工装，通过导条结构优化、冲涨机设计、转子附加槽衬设计，改善了自动楔紧工艺及适用范围，提高了胀紧量。 本文分析不同导条和端环结构的受力特点，并针对某船用高速异步电机转子导条，提出一种导条超速楔紧改进方法以提高楔紧效率，通过力学分析及实测，验证方法的有效性。
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user: 2. 高速异步电机转子结构 高速异步电机转子一般由转轴、铁心及压板，导条、斜键及固定环、导条端环组成，如图1所示。 图1. 异步电机转子结构示意图。1. 铁芯；2. 楔键；3. 压板；4. 固定环；5. 导条；6. 端环；7. 轴 轴采用高强度合金钢锻造，铁芯表面沿圆周方向均匀加工有嵌放导条的槽，固定环与转轴热套并与斜键焊接固定，端环与轴分离，端部导条与端环焊接后构成鼠笼绕组。 2.1. 转子端部受力分析 1) 电磁力 转子漏磁通产生的电磁力指向槽底，其频率为2倍转子电流频率，若导条与槽内为间隙配合，则在电磁力的作用下产生振动，并传递到导条焊接处。 2) 热应力 热应力主要包括：导条自身“挤流效应”热弯曲、导条与铁芯线胀系数差异的热应力、导条与端环热变形差异的热应力三部分。第一部分与导条尺寸及槽高方向的漏抗梯度有关，由于电热损耗造成导条上、下侧温差大，膨胀不均匀引起热弯曲。第二部分为导条与铁心的变形量差异，径向变形差有利于导条在槽内胀紧，但轴向变形差容易导致导条轴向受拉，与铁芯槽产生相对滑动；第三部分受端环的径向热变形差异较大，导条被端环往外弯折。 3) 离心力及扭转力 离心力与转速的二次方呈正比，高速下导条离心力较大，传递给铁芯使得槽口弹性变形增大，从而导条进一步往外移动。导条伸出端部分较槽内部的离心力更大。端环的离心力变形若大于导条时，进一步将导条往外径方向弯折。导条外圆通过护套对抑制部分径向变形，并保护定子线圈。由于电机启动或突然短路下转子产生较大的扭转力矩，此时端环相对铁心扭转，对导条产生较大的切向力。 4) 焊接残余应力 以钎焊为例，转子加热结束后端环从钎焊温度下逐渐冷却，端环因受热产生的弹性变形开始恢复。当温度降至钎料固相线以下后，端环因受到固态钎料的阻碍作用而产生收缩应力。若端环与导条采用环形凹槽连接结构，端环凹槽内、外坡口分别受到拉应力和压应力，凹槽底则受剪力。 2.2. 转子端部结构分析 1) 导条结构 导条中部与铁心槽配合，导条形状有：梯形、倒梯形或矩形等。端部形状与端环的槽配合，形状有平行四边形、矩形、圆形等。当端环槽型与导条不一致，如平行四边形槽与梯形导条配合，则加铜楔焊牢。 导条尺寸优化的参数主要有：导条伸出铁芯量及出铁心端面的导条截面高度。伸出量太小，则护环及端环体积增大，不但对导条没有保护作用，反而增加了惯性力。伸出量太大，其悬臂梁在离心力作用下的反力越大。导条截面高度减小，使得断面系数成平方减少，将引起导条根部这一危险断面的应力增加。截面高度太高，增加了焊接量及工艺难度，并增大了导条及端环的离心力。 此外，采用灯笼型转子可改善应力水平，即将导条压弯嵌入端环的槽中，使护环探入并超过导条的根部，直接对导条的危险断面实施保护，而且导条预制弯曲结构能分散在危险断面作用的应力。 2) 端环等结构 对于双鼠笼转子，导条端部与铁心端面平齐，上、下层导条共用同一端环，此时电流不均匀导致上、层导条的伸长量差异，具体为下层导条受拉伸，上层导条受压缩，容易引起断条。对此采用上、下端环结构能有效降低上下层导条弯曲应力，但增加了导条端部长度，其离心力相应增加，且双环结构的焊接工艺性较差。转子结构如图2所示。 图2. 转子结构优化。1. 下导条；2. 衬套；3. 上导条；4. 下端环；5. 护套；6. 上端环；7. 支架 为减小导条端部离心力下的径向变形，通过加护环或绑扎复合材料加强，同时保护定子线圈。其中，护环的过盈量以及绑扎力需优化设计。 为增加导条端部强度，可在导条根部加衬套，连同导条一并焊入端环孔内，但衬套需要一定的厚度才能起到足够的加强效果，需根据端部空间合理设计。 为防止导条受热伸长，端环与转轴之间的撑环与轴的接触面上配以导键，以保证撑环在轴上自由滑动。若取消撑环结构，将端环与转轴分离，但该结构不能抑制端环相对铁心的扭转力。若在端环与轴之间加支撑环或支架减小扭转变形，该支撑环或支架径向和轴向刚度需合理设计，不能影响导条轴向伸缩变形。 3) 端部楔紧结构 为改善导条应力及转子振动，关键是将导条紧固在铁芯槽内，其次是优化调整导条的伸长量、护环的位置和紧量、端环的截面积等。紧固结构主要分为导条高度和宽度方向紧固。 对于高度方向紧固，一种为楔形导条结构，即将现有导条按高度方向分解成具有斜键效果的两个部分，通过对打实现紧固。另一种为斜键结构，即在导条下部打进一对斜键，从高度方向顶紧导条，然后将斜键紧固在转轴上。高度方向紧固的机理是使得导条通过弹性变形与槽贴紧，但工艺性受部件尺寸及形位公差影响较大，尤其是对于细长形导条，难以保证导条处处紧固，且检验困难。 对于宽度方向紧固，一种为墩粗胀紧，通过专用工装从外部径向冲压导条，使其涨紧在铁芯中，或者打洋冲，在导条上每隔一定轴向间距冲击深约1~2 mm凹坑。另一种为采用圆盘滚子挤压转子铁芯槽口使其收缩变形从而压导条。宽度方向紧固的机理是从径向施加外力使导条或槽口产生塑性变形后贴紧。该方法便于自动化施工，例如某数控导条冲涨机 [ 16 ] 实现了导条高效胀紧，如图3所示。但该方法存在工艺参数复杂，质量检验困难等不足。 图3. 数控导条冲涨机
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user: 3. 导条楔紧过程分析 以某船用高速异步电机转子 [ 20 ] 为例分析导条紧固过程。转轴和铁心采用高强度合金钢整体锻造，导条槽截面为梯形状，下方为矩形状，转子导条放入梯形槽内，通过槽两侧限位，底部通过斜楔对打施加预紧力。转子截面周向1/28模型如图4所示。 图4. 转子截面周向1/28模型 其中，斜键截面为矩形，锥度1:200。斜键对打过程中，导条与斜楔单边过盈δ、导条突出槽口量H计算结果如表1所示。各部件之间的接触压力、Mises等效应力曲线如图5和图6所示。 Table 1 Wedge tightening proces L (mm) Δ (mm) H (mm) 楔紧说明 理论 仿真 / −5.00E−02 / / 边初始间隙 0.0 −2.83E−03 0.900 0.900 对齐 10.8 0.00E+00 0.954 0.954 消除空行程 20.8 5.00E−02 1.004 0.984 第1次楔紧 30.8 1.00E−01 1.054 1.014 第2次楔紧 40.8 1.50E−01 1.104 1.045 第3次楔紧 50.8 2.00E−01 1.154 1.075 第4次楔紧 表1. 楔紧过程 图5. 接触压力曲线 图6. 最大等效应力曲线 计算结果表明：① 楔紧存在空行程(L 0 = 10.8 mm，H 0 = 0.954)，这是由于装配间隙及加工公差所致；② 弹性变形下的斜楔过盈量与导条凸出量呈较好的线性关系，因此可通过测量L和H的值来检验楔紧量；③ 保证高速下斜楔与导条不分离，最小楔紧量约为L = 30.8 mm，H = 1.014 mm；为防止导条屈服，最大楔紧量约为L = 50.8 mm，H = 1.075 mm。
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user: 4. 导条超速楔紧方法 导条静态楔紧与实际情况存一定差距，主要原因有：① 加工误差对楔紧一致性影响较大；② 斜键为细长结构，径向接触沿状态沿轴存在梯度，越往铁芯槽中处楔紧效果越差；③ 动态下导条受离心力和热应力进一步产生径向变形。 针对第三点，分析认为随着转速的增加导条凸出槽口量逐渐增加，导条与槽侧壁接触压力增大，导条超速后再打紧斜键能提高预紧效果。 4.1. 冷态超速 冷态下，超速7800 rpm时的导条与槽楔接触压力和变形如图7和表2所示。 图7. 超速下接触压力及变形云图(7800 rpm) Table 2 Calculation results of over-speed without temperature ris L (mm) ΔH (mm) 径向变形量(mm) 导条侧壁 压力(MPa) 导条 槽口 6500 0.227 0.344~0.403 0.167~0.176 83.3 7500 0.303 0.458~0.537 0.222~0.234 116 7800 0.328 0.495~0.581 0.236~0.253 130 表2. 冷态超速结果 4.2. 热态超速 热应力分析表明导条与槽的温差或材质线胀系数差越小，则导条与槽的楔紧量越小。热态超速计算结果如表3所示。 Table 3 Calculation results of over-speed with temperature rise (no temperature gradient 温度(℃) ΔH (mm) 径向变形量(mm) 导条 槽通风孔 导条 槽口 0 0 0.328 0.495/0.581 0.236~0.253 40 40 0.313 0.564~0.673 0.333~0.360 80 80 0.297 0.635~0.764 0.422~0.467 100 100 0.289 0.669~0.809 0.466~0.520 140 140 0.274 0.739~0.901 0.555~0.627 140 100 0.247 0.605~0.767 0.466~0.520 140 40 0.205 0.403~0.565 0.333~0.360 表3. 热态超速结果(无温度梯度) 结果表明：① 随着温度的增加，ΔH逐渐减小，当温度为140℃时，ΔH = 0.274 mm，相比无温升时的0.328 mm小0.054 mm。② 当导条与槽通风孔的温度不均匀时ΔH进一步减小。③ 理想冷态(0/0℃)超速下的ΔH = 0.328 mm，是理论最大值。实际热态超速不是最恶劣工况，实际冷态(40/40℃)超速下的ΔH = 0.313 mm，该方法比热态超速的楔紧量增加0.039 mm。对此提出冷态超速的楔紧方法。
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user: 5. 实验验证及分析 热态超速楔紧试验中，转子无端环，支撑在轴承座上，通过原动机拖动至7800 rpm。期间转子通过风摩损耗受热，安全罩同时起保温作用，超速动成型方案如图8所示。 图8. 超速动成型方案。1. 轴承；2. 安全罩；3.高速异步电机转子 冷态超速方法为：拖动转子升速至7800 rpm，中间不做停留以减小转子温升。超速完成后测量转子温度，对打两端斜键，记录导条突出槽口量与前一次斜紧的差值，直至差值趋于0。为对比分析，前第四次均采用热态超速楔紧，至导条突出量稳定在0.05 mm以内(平均0.01 mm)，在此基础上，进行第五次楔紧，改为冷态方法。实测导条凸出槽口量明显增加，如图9所示和表4所示。 图9. 冷热态超速时导条突出量差值曲线 Table 4 Results of over-speed tes 超速动成型 导条突出槽口量(mm)与前一次斜紧的差值 超速/楔紧 编号 最大 平均 热态 0.050 0.010 第四次 冷态 0.326 0.043 第五次 表4. 超速试验结果 理论计算第五次相比第四次导条的突出量差值平均为0.039 mm，与实测结果0.033 mm较吻合。
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user: 6. 结论 1) 为改善导条应力及转子振动，关键是将导条紧固在铁芯槽内，其次是优化调整导条的伸长量、护环的位置和紧量、端环的截面积、焊接工艺等。导条楔紧工艺受加工误差、斜键结构、导条离心力和热应力的影响较大，需严格控制。 2) 针对动态下导条受离心力和热应力特点，提出冷态超速楔紧方法，仿真结果表明：冷态超速比热态超速的楔紧量增加0.039 mm，与实测结果0.033 mm较吻合，说明该方法能提高楔紧效果，进而有利于降低转子振动噪声。 上述结果为船用高速异步电机转子导条楔紧结构设计提供了有效依据和参考，后续研究将围绕转子精细建模和导条振动分析开展。
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user: 摘 要 黑磷(Black Phosphorus， BP)是一种新型的二维材料，由于其独特、优异的性能，越来越受到研究者的关注。黑磷的能带间隙随层数的变化而变化，且具有高的比表面积、优良的生物相容性和生物可降解性。这些优异的性能使黑磷在生物应用领域具备了无限的潜力，如在光热治疗(photothermal therapy， PTT)、光动力治疗(photodynamic therapy， PDT)、药物载体等方面。相较于其他二维材料，黑磷全部由磷元素构成，当黑磷被应用于体内时可以有效避免人体内部发生免疫反应并有效减少诱发毒性的可能性。虽然黑磷具备广阔的应用前景，但是黑磷在空气中极度不稳定且容易被氧化而失效，该性能严重限制了黑磷的应用。本文不仅总结了黑磷纳米片层的制备方法及如何防止黑磷纳米片层氧化的方法，而且对黑磷在生物医学方面应用的研究进展和未来的发展前景进行了综述和展望。 关键词 :黑磷，二维材料，光热治疗，光动力治疗，药物载体，生物医学应用 Copyright © 2020 by author(s) and Hans Publishers Inc. This work is licensed under the Creative Commons Attribution International License (CC BY 4.0). http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/
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user: 1. 引言 自从Novoselov和Geim在2004年发现了石墨烯，二维纳米材料因其独特的物理和化学性质，在科学技术的各个领域都发挥着重要的作用 [ 1 ]。与传统的材料相比，二维纳米材料具有较大的比表面积，可用于功能修饰和负载“货物”，且其单原子层具有优异的光物理和光化学特性，这有利于开发组合策略的新型多功能纳米平台 [ 2 ]。特别是在生物医学领域，二维纳米材料在光学成像、生物传感、光疗、靶向给药等领域具有巨大的应用潜力。然而，二维纳米材料的实际应用受到其固有缺陷的限制。如氧化石墨烯(Graphene Oxide， GO) [ 3 ] [ 4 ]、六方氮化硼(hexagonal boron nitride， hBN) [ 5 ]、层状双金属氢氧化物(layered double hydroxides， LDHs) [ 6 ]、共价有机框架(covalent–organic frameworks， COFs) [ 7 ] 等二维材料的元素组成均包含了人体无法降解的元素，潜在的生物毒性限制了它们在生物医学方面的应用。 通常，生物医学纳米平台的设计重点是制备具有低毒性的材料体系。为了实现这一目标，人们已经开发了许多方法，如延长血液循环时间、快速排出体外等，来减少健康器官对有害物质的吸收。磷(P)是人体每天需要的元素，约占体重的1%左右，这说明了磷在新陈代谢中的重要性和它的高生物相容性 [ 8 ]。磷通常有三种同素异形体，分别是白磷、红磷和黑磷。黑磷(Black phosphorus， BP)是磷的最稳定的同素异形体 [ 9 ]，最早被发现于1914年 [ 10 ]，具有优良的生物相容性和生物可降解性，并且在近红外波段激光的照射下，可以产生大量的氧自由基(Reactive oxygen species， ROS)并产生热量，这使得黑磷在光热治疗(photothermal therapy， PTT)和光动力治疗(photodynamic therapy， PDT)中展现出了无限的潜力。 块状黑磷晶体可以被剥离成结构为单原子层的纳米片，其带隙可根据层厚调节，从0.3 eV (块状)到2.0 eV (单层纳米片)不等 [ 11 ]。同时黑磷也具备了二维材料的传统优势——高的比表面积，这些超薄的黑磷纳米薄片已经在电池 [ 12 ] [ 13 ]、场效应晶体管 [ 14 ] [ 15 ]、电子/光电器件 [ 16 ] 和气体传感器 [ 17 ] 等方面有着广泛的应用。这些优异的物理化学性能使得黑磷纳米片层同高分子纳米胶束、囊泡和其他二维材料等载药体系相比可以负载更多的“货物”，并更适合于设计、制备多功能–协同治疗平台。迄今为止，研究者对黑磷的制备和应用做了广泛而系统的研究，本文详细介绍了多种黑磷的制备过程，讨论了防止黑磷在空气中分解的方法及其在生物医学领域的研究进展，其中包括癌症治疗(光热治疗、光动力治疗、药物传输)和生物成像，并对黑鳞未来的发展前景做了展望。
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user: 2. 制备黑磷纳米片层步骤： 块状黑磷在上个世纪时就被成功的制备，1914年布里奇曼在温度200℃，平均压力1.2 GPa的条件下成功的将白磷转换为黑磷，块状黑磷是一种典型的层状类石墨材料 [ 10 ]。制备黑磷纳米片层的方法可以分为Top-Down法(如，机械剥离法和液相剥离法)和Bottom-Up法(化学沉积法(CVD)和湿化学法) [ 18 ]。目前已经报道了多种制备超薄黑磷纳米片层的方法(图1)。 图1. 黑磷纳米片层的制备方案 [ 18 ] 2.1. Top-Down法制备黑磷纳米片层 2.1.1. 机械剥离法 黑磷由于其层间的范德华力较弱，所以通过机械力就可以获得超薄的黑磷纳米片层。机械剥离是获得薄层材料的常用方法之一。利用胶带粘结的方法可以制备厚度为0.85 nm的单层黑磷纳米片，且通过实验和模拟计算证明了黑磷的带隙值随层数的变化而变化 [ 14 ]。然而，通过机械剥离法的产率很低，而且得到的黑磷纳米片层的形貌也不均匀、缺陷较多。 2.1.2. 液相剥离法 2014年，Brent和他的同事首次报道了采用液相剥离法制备得到了黑磷纳米片层 [ 19 ]。黑磷在N-甲基吡咯烷酮(NMP)溶液中进行超声剥离，离心后就可以得到横向尺寸约为200 nm的黑磷纳米片层。与传统的机械剥离法相比，液相剥离法是一种更有效的方法，而且该方法可以在一定程度上控制黑磷纳米片层的形貌和粒径大小。在随后的研究中，研究者通过改变超声时间、功率及溶剂，如NMP [ 20 ]、DMSO [ 21 ] 等实验参数来控制黑磷纳米片层的尺寸，并且发现额外加入NaOH溶液后可明显提高黑磷纳米片层的产率，这可能是因为饱和溶液可以有效提高黑磷纳米片层的剥离效率 [ 22 ]。Wang等的研究表明块状黑磷在NMP溶液中冰浴超声8 h后黑磷纳米片层的尺寸约为200 nm [ 20 ]；Tao等将块状黑磷置于蒸馏水中并使用探针超声12 h后，黑磷纳米片层的尺寸约为100 nm [ 23 ]；Sun等的研究表明使用液相剥离法制备黑磷纳米片层时，结合水浴超声和探针超声可以有效控制黑磷纳米片层的尺寸，使黑磷纳米片层更加规则，当探针超声3 h (1200 w)、水浴超声10 h (300 w)时黑磷纳米片层的尺寸可以均匀的达到2.6 ± 1.8 nm [ 24 ] (图2)。 图2. 黑磷纳米量子点的制备和表征 [ 24 ] 2.2. Bottom-Up法制备黑磷纳米片层 2.2.1. 化学气相沉积法(CVD) CVD法已广泛应用于石墨烯和TMDCs等材料的大规模器件制备。然而，使用CVD方法制备黑磷的方法相对较少。其原因可能是黑磷表面具有较强的化学活性，当暴露于空气中时，容易与氧气发生反应，导致黑磷表面非常脆弱，不利于黑磷的生长。然而，成功制备其他具有表面强化活性的单层2D材料(如硅烯、锗和锡)将为BP的CVD生长提供参考 [ 25 ]。CVD法可以控制黑磷的掺杂量和厚度，并得到结晶性良好的黑磷 [ 26 ]。 2.2.2. 湿化学法 此外，湿化学法是一种广泛使用的自下向上获取二维材料的方法。Zhang等首次通过化学溶剂热反应制备得到了黑磷纳米片层 [ 27 ]。
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user: 3. 防止黑磷纳米片层氧化的方法 黑磷在空气中的化学活性较强，易于同空气中的氧气发生反应而被降解为磷酸盐，所以为了使黑磷可以长时间保存并进一步扩宽其应用范围，可以对黑磷纳米片层进行适当的表面修饰或表面改性，虽然表面修饰可以有效防止黑磷降解，但是过度的表面修饰可能会对黑磷本身的性能产生屏蔽效应。 当黑磷应用于生物医学领域时，黑磷纳米片层良好的生物降解性是一把双刃剑，过快的降解可能无法达到实验预期的效果甚至会导致生物体器官功能的损害。特别是在富含水、氧等分子的复杂生理环境中，会极大促进黑磷纳米片的降解。因此，将黑磷纳米片应用于生物医学领域最大的挑战是如何在生理环境中减缓黑磷纳米片的降解，或是如何以可控的方式调节黑磷纳米片的降解。 目前，黑磷的降解一般被认为是氧与黑磷中P原子(P 0 )的长对电子发生反应生成氧化磷，而氧化磷很容易被水分子除去，所以暴露在空气中的P 0 持续被氧化而被降解。为了保持黑磷的生物相容性，降低材料的毒性，比较常用的方法是在黑磷纳米片层表面以分子间作用力连接大分子高分子材料进行表面修饰，如聚乙烯二醇(polyethylene glycol， PEG) [ 23 ] (图3)、聚乙烯亚胺(polyethyleneimine， PEI) [ 28 ] [ 29 ] 等。高分子修饰过后的黑磷不仅可以有效防止降解，而且表面的高分子基团可以为我们之后的载药等提供更多的反应位点，在一定程度上提高材料体系的载药量。 图3. 将PEG负载至黑磷纳米片层表面修饰黑磷纳米薄片防止黑磷降解 [ 23 ]
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user: 5. 黑磷目前存在的问题 相较于石墨烯、二硫化钼等二维材料，研究者对黑磷材料体系的研究还不够深入，仍处于探索阶段，所以黑磷在生物方面的应用仍面临巨大的挑战。 在黑磷制备方面，因为其制备工艺复杂、成品率较低，所以市场上的块状黑磷的价格较为昂贵，而真正用于生物应用的黑磷纳米薄片目前仍处于实验室研究阶段。黑磷在空气和光照情况下易降解，所以黑磷的保存是一个非常关键的问题。而且，如何使用高效、方便的方法制备出尺寸均匀的黑磷纳米薄片，并精确控制黑磷纳米片层的参数，如尺寸、层数和表面官能团等，也是难点之一。 黑磷本身在降解性和稳定性方面就有一定的矛盾，由于磷原子外层有孤对电子，所以磷元素具有高度还原性，易被氧化成磷酸盐。黑磷纳米片层具有良好的光热性能和生物相容性，是一种很有前景的治疗药物，但由于其在体内循环过程中易被降解，在体内的实际应用仍然受到限制。然而，黑磷本身的不稳定性有利于其生物降解，又在一定程度上促进了黑磷在体内的应用。因此，应探索合适的方法来平衡黑磷的降解性和稳定性。 图9. (a) BP@PDA NSs和BP@PDA-Ce6&TPP NSs的红外热成像图 [ 28 ]；(b) PEG化黑磷纳米颗粒的红外热成像图 [ 34 ] 在目前的研究结果中可以看出，黑磷在体内可以被降解为磷酸盐，从而显示为低毒性，但是黑磷在体内的降解过程仍处于研究阶段，对黑磷的降解机制仍不清楚，所以长期使用黑磷基材料体系是否会引起体内金属离子(如钙、镁)的流失或是产生磷酸盐离子局部过量而导致中毒等问题仍需深入研究。
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user: 6. 总结与展望 黑磷作为一种新型的二维材料，因独特、优异的物理、化学性能而使其在众多生物材料中脱颖而出，科学研究工作者对其进行了大量的研究，在治疗肿瘤、药物递送等方面都有优异的表现。然而，黑鳞的研究仍存在很多问题，首先在制备方面，液相剥离法虽然可以比较有效的控制黑磷纳米薄片的尺寸、厚度等结构参数，但是因复杂的制备工艺而无法大批量的生产。黑磷自身的稳定性和生物降解性是个有趣而复杂的关系，未经表面修饰的黑磷因在空气中极易被降解而无法在医学领域中使用，在目前的研究中通过对黑磷表面进行表面修饰可以有效提高黑磷在空气环境下和在人体内部的稳定性，这就意味着黑磷可以在体内中存在更长的时间，但目前对黑磷在生物安全方面的研究非常匮乏，仍要进行进一步的系统评估。在生物应用方面，黑磷是一种新型的光热/光动力治疗和光声成像纳米载体，是非常有潜力的生物材料体系。
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user: 摘 要 为分析无头铆钉双面鼓形镦头缺陷产生原因，首先分析无头铆钉铆接工艺流程，然后进行Φ4、Φ5铆钉的工艺试验，得出不同直径、不同试件厚度的铆钉建议长度。通过铆接完成后缺陷实物图从工艺流程和工艺试验中分析缺陷产生原因，并给出预防措施。 关键词 :无头铆钉，工艺流程，铆接缺陷，金相分析 Copyright © 2020 by author(s) and Hans Publishers Inc. This work is licensed under the Creative Commons Attribution International License (CC BY 4.0). http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/
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user: 1. 引言 铆接是一种不可拆卸的干涉配合连接，无头铆钉是一种没有铆钉头的实心圆杆干涉铆钉，它具有以下优点：1) 铆接后沿铆钉杆全长可形成较均匀的干涉配合，成倍地提高连接结构的疲劳寿命；2) 采用无头铆钉干涉配合的铆接方式，能够可靠地保证接头自身的密封性 [ 1 ]。 目前，航空航天行业常用的是有头铆钉，是单面成形，经过多年的技术积累，诸多缺陷可通过经验来排除，无头铆钉的双面镦头无疑给铆接增加了难度，合格的铆钉是诸多工艺参数共同作用的结果。铆接缺陷的产生可能与单一工艺参数有关，也可能是多个工艺参数共同作用的结果，也有可能是操作过程不当造成的。为找出缺陷产生的原因，本文首先分析来无头铆钉铆接工艺流程，然后进行Φ4、Φ5铆钉的工艺试验，得出不同直径、不同试件厚度的铆钉建议长度。根据实际产生的缺陷，逐一分析原因，并给出预防措施。
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user: 2. 材料与工艺流程 2.1. 材料准备 本试验选用的试件材料为2A12的铝合金，厚度2 mm、3 mm、4 mm、5 mm的试件两两铆接，组成不同厚度的铆接件，试件尺寸及实物图见图1。采用的铆接方式为压铆铆接。 图1. 铆接试件图 2.2. 无头铆钉铆接工艺流程 无头铆钉铆接过程应严格遵守工艺流程，详见图2。诸多铆接缺陷均可从工艺流程中找出原因： 1) 安装前检查：铆接前首先检查无头铆钉的材料、牌号、规格、供应状态及技术条件应符合设计文件规定。自动铆接设备开机运行前，应根据设备维护规程要求进行检查。 图2. 无头铆钉压铆铆接工艺流程 2) 装夹定位：双面鼓形镦头无头铆钉的铆接装配必须使用专用工装，确保铆钉外伸量一致。夹具和被铆接件接触面应做保护。金属材料工件定位、装夹时，应避免产生过大应力的强迫装配。装夹后的铆接位置应保证操作者的操作空间。 3) 制孔：铆钉孔的位置可按零件导孔、钻模、样板或划线确定。孔位应符合设计图纸和相关标准规定，孔径大小见表1。制孔时，应根据被铆接件的材料、夹层厚度等信息选取相匹配的制孔工具及工艺参数以保证制孔精度及质量。 Table 1 GJB131.2 non-head rivet Interference fit riveting rivet hole diamete 铆钉直径/mm 4 5 6 钉孔直径/mm 基本尺寸 4.08 5.08 6.08 偏差 +0.075 0 表1. GJB131.2无头铆钉干涉配合铆接的铆钉孔直径 [ 2 ] 4) 清理：制孔后，应将毛刺、切屑等清理干净。夹层间存在多余物，允许分离结构件后清除，当结构件不能分解除屑时可用去屑尺、吸尘器配合敲击的方式手工清除。 5) 铆接：铆接过程包括选择铆钉、调整工艺参数及施铆。无特殊长度要求的无头铆钉，长度按经验公式(1)选择，应按“四舍五入”的规则将小数部分修约为整数 L = S + L 外 + L 内 (1) L 外 + L 内 = 2 × ( 1.2 ~ 1.4 ) × d (2) 其中：L为铆钉总长度；S为工件总厚度；d为铆钉直径；L 外 和L 内 分别为工件两端铆钉的外伸量。 无头铆钉铆接必须采用专用工装，压铆铆接定位工装的选用应与铆钉直径、铆钉长度相匹配。调整工艺参数应根据铆钉规格、被铆接件厚度选择相应的压铆铆接控制方式试铆，试铆在铆接试件或样件上进行；压铆铆接设备施铆时应严格安装设备要求选择工作参数，施铆时，应保证压铆铆接定位工装与铆钉对中，被铆接件间贴紧无间隙；铆接时，保证无头铆钉的初始外伸量一致，不一致的可加工艺垫圈调节。 铆接过程中工艺参数的选择直接影响铆接件的连接性能，无头铆钉双面鼓型镦头成形两面所需的材料量一样，因此双面鼓型的无头铆钉在钉孔中的夹层内外的外伸量L 外 、L 内 一样，即铆钉外伸量 L = L 外 = L 内 。根据前述研究内容和航天产品现有状态，连接件材料为铝合金，故与无头铆钉双面鼓型成形相关的主要参数有铆钉直径、铆钉长度、铆钉孔直径、压铆力。
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user: 4. 铆接缺陷分析 铆接完成后的评判标准为：铆钉镦头直径和高度、铆接件表面质量、铆接后剪切力、铆接后拉脱力、铆接后的干涉量和铆接后的内部金相结构。铆钉镦头直径和高度、铆接件表面质量可通过目视和测量来检验是否合格，并通过成形机理来分析产生缺陷的原因。铆接后剪切力、铆接后拉脱力、铆接后的干涉量和铆接后的内部金相结构均为破坏性试验，只能保证试验件和正式件采用同一参数，用试验件的合格预测正式件合格。 1) 镦头倾倒：铆接完成后的镦头有倾倒现象，见图6，可先用卡板检查铆钉镦头直径和高度是否在标准规定的公差范围内，若镦头直径或高度有任何一项超出范围，说明铆钉长度选择过长，减小铆钉长度重新施铆 [ 6 ]。预防此缺陷的方法为严格按照公式(2)选择铆钉长度，对于夹层厚度薄的，应选择公式(2)计算值范围内的较小值，对于夹层厚度厚的，应选择公式(2)计算值范围内的较大值。因为由表1知铆钉孔的孔径大于铆钉直径，夹层厚度越厚则铆钉需填充孔径与铆钉直径差的区域越大。 2) 一边镦头过小：铆接完成后的镦头若一边镦头过小，另一边镦头正常，见图7，则有两个原因：① 铆钉长偏短；② 铆钉初始外伸量不一致。调整方法为更换为较长的铆钉，并且调整工装或增减垫片，使两边外伸量一致。无头铆钉的铆接不同于有头铆钉的单面镦头，双面镦头对铆接要求更高，工装的定位、铆钉与铆接件初始的放置均可能导致铆接后的镦头不合格。 3) 铆钉周围有压痕：铆接件表面质量缺陷很多是因为操作不当引起的，如铆钉周围出现压痕，见图8，出现处正好是专用工装与试片接触处，是压铆接过程中工装表面未贴白胶布，工装受力压制试片所致。 4) 试片内缝隙未被铆钉完全填充：铆钉镦头可通过目视加测量来判断是否合格，但内部铆接是否合格则需进行微观分析，轴向剖切金相分析试验可进行此分析。如图9所示可明显看到两夹层钻孔处未完全对正，钻孔后两试片出现了错位，为防止此类事件的发生，在钻孔前和铆接过程中均应保证弓形夹夹紧，确保两试片无相对移动。 图6. 镦头合格与不合格对比 图7. 镦头高度合格与不合格对比 图8. 铆接成形后表面质量合格与不合格对比 图9. 金相分析试验合格与不合格对比 综上： 镦头高度(直径)过大、镦头高度(直径)过小均可通过更改工艺参数铆钉长度来消除。 两边镦头直径(高度)不一致可通过调整工装或增减垫片来消除。 铆钉镦头处工件压伤可通过工装表面贴白胶布来消除。 墩头欠铆、镦头直径过大或高度过小可通过调整铆接工艺工艺参数铆接位移(压力)来消除。 有些铆接缺陷如镦头高低不平，可能会由多种原因导致，如压铆时工装倾斜、压铆力过大、工装受力不均匀导致，可通过调整工装、减小压铆力，或改用其他铆接方式来消除。
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user: 5. 结论 本文同过分析无头铆钉双面鼓形镦头的铆接工艺流程及铆接变形的五个阶段，从中找出铆接缺陷产生的原因： 1) 镦头倾倒：与工艺参数铆钉长度不合适有关； 2) 镦头过小：长度不合适或者铆钉初始外伸量不一致； 3) 铆钉周围有压痕：工装压制工件所致； 4) 试片内缝隙未被铆钉完全填充：试片错位。 本文仅定性分析铆接缺陷产生的原因，大范围应用中会有诸多不可预见的因素，如通过调整本文给出的参数仍不能获得合格铆钉结果，需进一步进行仿真模型建立、探究铆接规律。
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user: 摘 要 利用Gleeble-2000热/力模拟试验机，研究了Ti合金化高强集装箱用钢BG550C连铸坯的高温力学性能，获得600℃~1400℃范围内铸坯的高温抗拉强度、断面收缩率随温度变化的基本规律。根据数据分析结果表明：高温抗拉强度随温度升高而降低，当温度超过1000℃以上，铸坯的抗拉强度基本上小于10 MPa，说明在高温下铸坯抵抗外力的能力较差；该钢种的塑性区温度范围880℃~1300℃，当温度超过960℃时，断面收缩率均 > 85%，脆性区温度范围600℃~850℃，断面收缩率 < 60%，脆性区温度较窄，铸坯具有良好的塑性，可以承受一定的塑性变形。根据高温拉伸试验结果制定合理的二冷冷却制度，为Ti合金化钢连铸坯生产提供理论依据。 关键词 :Ti合金化钢，高温力学性能，热模拟，连铸坯 Copyright © 2020 by author(s) and Hans Publishers Inc. This work is licensed under the Creative Commons Attribution International License (CC BY 4.0). http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/
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user: 1. 引言 在连铸技术发展过程中，凝固坯壳产生裂纹是提高铸坯质量的主要障碍。为了生产无缺陷的铸坯，实现热送热装和直接轧制，降低能源消耗，连铸坯的裂纹研究越来越引起人们的重视 [ 1 ] [ 2 ] [ 3 ]。凝固坯壳裂纹的类型主要有表面裂纹和内部裂纹，其产生的原因及其复杂，受设备、凝固条件及工艺操作等方面的影响，但最本质的影响因素还是钢在高温下的力学行为，即钢的强度和塑性随温度变化的关系 [ 4 ] [ 5 ] [ 6 ] [ 7 ]。只有充分认识这种变化规律，在设备设计及工艺操作上采取正确的对策，才能有效防止坯壳产生裂纹。本钢开发的Ti合金化钢的连铸坯存在不同程度的裂纹，为了探寻产生裂纹的原因，对连铸坯的高温力学性能进行研究，具有重要的现实意义。
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user: 2. 试验材料与方法 试验材料为本钢炼钢厂连铸车间生产的Ti合金化钢，对连铸坯纵向取样，所用试样的化学成分见表1。 Table 1 Chemical composition of test steel (mass % C Si Mn P S Al Cr Cu Ti N O 0.07~0.09 0.40~0.50 0.60~0.75 ≤0.010 ≤0.002 0.030~0.045 0.55~0.70 0.25~0.045 0.07~0.085 ≤0.0060 ≤0.0040 表1. 试验钢化学成分 试样加工尺寸为Φ10 mm × 120 mm × M10的圆棒试样，如图1。 测试温度范围：600℃~1400℃。 测试步骤：将试样夹持在真空度为(1.33 × 10 −5 MPa)的真空室夹头上，以10℃/s的速度加热试样，加热至所测试温度以上50℃时，停止加热，降温(模拟连铸坯的冷却过程，按每分钟降低100℃)至所测试温度值，在所测试的温度下保温5 min，待试样内外温度均匀后，进行热拉伸试验。热拉伸时，试样的应变速率按实际连铸坯连铸的应变率设定。本试验中选用的应变率为：1 × 10 −2 。图2为高温拉伸试验的温度与变形制度。 图1. 高温拉伸试样示意图 图2. 高温拉伸试验的温度与变形制度
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user: 3. 试验结果与讨论 3.1. 高温抗拉强度 高温抗拉强度σ b 和断面收缩率Z是表征钢的高温力学性能优劣的两个重要指标，强度曲线及热塑性曲线是刚的高温力学性能的特征曲线。 σ = M g S ( 1 − Δ l l ) ，   ε = − ln ( 1 − Δ l l ) (1) 式中：σ——应力，MPa；M——力，kg；S——面积，mm 2 ；g——重力加速度，ms −2 ，一般取9.8；Δl——试样长度方向上的变形量，mm；l——试样原长，mm；ε——应变。 图3是Ti合金化钢在不同高温度下的抗拉强度。其中强度值根据公式(1)计算得出 [ 8 ]。可以看出，试样的抗拉强度随温度的升高而降低，试样在600℃~960℃的抗拉强度下降幅度很大，从48 MPa迅速下降到约7 MPa，温度超过960℃后抗拉强度下降变得缓慢，试样温度高于1050℃时，抗拉强度小于5 MPa随着温度的升高，抗拉强度继续降低，直到1400℃时，达到零强度点。说明在高温下铸坯受力很容易超过其高温强度极限而发生非均匀变形，产生裂纹缺陷。 图3. 不同温度下钢的强度极限 3.2. 高温断面收缩率 连铸坯的低延性区指的是其延展性(塑性变形)较低的温度区域，它主要用断面收缩率来衡量。断面收缩率是高温下测量获得的极限变形率，断面收缩率越高，铸坯越容易发生塑性变形，铸坯就越不容易产生裂纹。在实际连铸过程中，铸坯中的某一点处在某一温度下，其塑性变形超过其断面收缩率的数值，则铸坯产生裂纹。从断面收缩率曲线，可以了解连铸坯随温度的不同，其最大允许塑性变形的大小。高温拉伸试验的断面收缩率可用以下公式计算 [ 8 ]： ψ = A 0 − A 1 A 0 × 100 % = 1 − A 1 A 0 × 100 % = 1 − ( d 1 d 0 ) 2 × 100 % (2) 式中：ψ——试样的断面收缩率，%；A 1 ——试样拉断时断面面积，m 2 ；A 0 ——试样原始截面积，m 2 ；d 1 ——试样拉断时断口直径，m；d 0 ——试样原始截面直径，m。 图4. 不同温度下钢的断面收缩率 试验钢断面收缩率如图4。图中断面收缩率按公式(2)计算得出。根据Hori等 [ 9 ] 的研究表明，将断面收缩率 > 60%定义为高塑性，铸坯不易产生裂纹，断面收缩率 < 60%定义为低塑性，裂纹敏感性高。从钢的熔点附近至600℃温度区间内，存在三个明显的脆性温度区，Tm~1200℃为第I脆性区，是高温韧脆性转变区；1200℃~900℃是第II脆性温度区，900℃~600℃为第III脆性温度区，为低温脆性温度区。由图4中数据可知，当温度达到880℃以上时，断面收缩率均高于66%，即进入高塑性区。因此Ti合金化钢的连铸过程，铸坯的目标表面温度特别是矫直区域表面温度应控制在880℃以上。 3.3. 断口SEM分析 研究表面从钢的熔点至600℃温度区间，存在的三个脆性温度区域的断裂机制是不同的，材料处于1区时，是因为晶界熔化导致断裂；处于2区时，是由于硫化物、氧化物在晶界析出，降低了晶界强度导致材料断裂；在3区时，是因为沿原奥氏体晶界析出的先共析铁素体导致可断裂现象的发生 [ 10 ]。 图5为不同温度条件下高温拉伸试验断口SEM照片。通过断口形貌和EDS能谱分析表明：试样在650℃时断口形貌见图5(a)，断口表面的凹坑内存在一大尺寸夹杂物，成份分析主要是O、Mg、Al、S、Ca、Ti等元素组成的氧化物；试样在840℃时断口形貌见图5(b)，断口表面的凹坑内存在的夹杂物成份主要是N、O、Al、S、Ca、Ti等元素组成的氧化物；试样在880℃时断口形貌见图5(c)，断口表面的凹坑内存在的夹杂物成份主要是N、O、Al、S、Ca、Ti等元素组成的氧化物。由温度条件可知试样(a)处于脆性区，裂纹敏感性高，为脆性断裂，试样(b)、(c)处于塑性区，断裂机制除与先共析铁素体有关外，还与断口内的夹杂物有一定关系。但随温度升高，材料塑性变形能力增加，断面收缩率增加。 图5. 不同温度下钢的断口SEM形貌
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user: 4. 结论 1) Ti合金化钢连铸坯的高温抗拉强度基本上是随温度的升高，呈下降趋势，温度越高，则铸坯的强度指标越低，在1000℃以上，铸坯的抗拉强度基本上小于10 MPa，说明在高温下铸坯抵抗外力的能力较差，高温下铸坯受力很容易超过其高温强度极限而发生非均匀变形，产生裂纹缺陷。 2) Ti合金化钢连铸坯的塑性温度范围为880℃~1300℃，脆性温度范围为600℃~850℃，脆性温度范围较窄且温度上限较低，故可采取冷却强度较大的二冷方式组织生产，但注意铸坯的目标表面温度特别是矫直区域的表面温度应控制在880℃以上。 3) 利用研究Ti合金化钢高温力学性能结果，对Ti合金化钢连铸生产操作，二冷制度的确定、优化和矫直温度确定提供了理论依据。
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user: 摘 要 碳气凝胶是一种新型、性能优异的三维纳米多孔碳材料，具有密度低、孔隙率高、比表面积大等特性，已经被应用于传感器、储能和环保等多种领域。作为理想的吸附材料，其在油水分离领域也得到广泛应用。本文介绍了有机聚合物、碳材料、生物质以及复合碳气凝胶四种类型碳气凝胶的制备过程和优缺点，并从油水污染物类型出发，综述了碳气凝胶对油水不混溶物和乳液的分离机理以及应用研究进展。 关键词 :碳气凝胶，吸附，油水分离，乳液，分离机理 Copyright © 2020 by author(s) and Hans Publishers Inc. This work is licensed under the Creative Commons Attribution International License (CC BY 4.0). http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/
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user: 1. 引言 随着人类社会的快速发展，排入到水域中的各种工业和生活废水日益增多，对人类健康及生态环境造成了极大影响 [ 1 ]。同时大规模石油泄漏事故的频繁发生，对海洋生态造成了不可估量的危害。据统计，在过去五十年中因严重运输事故导致的石油泄漏估计达586万吨，图1展示了每年的漏油数量 [ 2 ]。 图1. 全球石油泄漏的数量 [ 2 ] 典型的石油泄漏事故有：1991年的海湾战争中石油泄漏约为1100万桶，2010年墨西哥湾的深水地平线事故泄漏原油约为378万桶。由此引发的严重生态灾难已经引起了全球各国的关注 [ 3 ]。这些泄漏的石油及废水中包含的有机污染物处理难度大，环境破坏性强，而且大多具有毒性，一旦排放入水中将会造成大面积水体污染。因此，开发高效、多功能、低成本的油水分离材料和工艺显得尤为必要 [ 4 ]。 因油水物化性质的差异，排入水中的含油废水和泄漏的原油会与水体形成复杂的混合物 [ 5 ]。根据油水混合物的分散状态不同，一般可将其分为两种类型：油水不混溶物(分散相粒径d > 100 μm)和油水相混的乳液(分散相粒径d < 20 μm)。针对前者，其处理方法包括油栅法 [ 6 ]、撇油法 [ 7 ]、生物降解法 [ 8 ] 及直接燃烧去除表面浮油法等 [ 9 ]。这些方法可以有效阻止漏油的进一步扩散，但存在成本高、耗时长、去除效率低的缺点。另外，油栅法和撇油法会受到溢油位置的限制，脱油时间长效率低。生物法降解速度缓慢不能及时处理漏油，而燃烧法则会导致二次污染物的产生等 [ 10 ]。油水相混的乳液包括油包水乳液(W/O)和水包油乳液(O/W)两种，这其中又分为含表面活性剂的乳液和不含表面活性剂的乳液。前者因为表面活性剂的乳化作用，形成的混合物稳定，液滴尺寸复杂，难于进行分离。乳液的油水分离法有离心 [ 11 ]、重力分离 [ 12 ]、浮选 [ 13 ]、过滤和吸附 [ 14 ] 等物理法，中和 [ 15 ] 和絮凝 [ 16 ] 等化学法，电解分离和电磁分离 [ 17 ] 等电化学法，以及活性污泥法和生物转盘法等 [ 18 ] 生物处理法。尽管大多数方法已经应用于实际的工业处理，但存在着能耗高、设备昂贵且分离效率低等局限性 [ 19 ]。上述方法中，过滤法和吸附法是最常用和有效的两种方法 [ 14 ]。过滤法常以分离膜作为基底，利用膜的孔径大小选择性地分离各种粒径的液滴。根据孔径尺寸不同，分离膜分为微滤膜(孔径：0.025~14 μm)、超滤膜(孔径：0.001~0.02 μm)、纳滤膜(孔径：~0.002 μm)和反渗透膜(孔径：0.0001~0.001 μm)等，可以实现对不同类型的油水混合物进行分离。过滤法操作简便，分离效率高且选择性强，但也存在一些缺点，如：膜易被油污污染降低分离效率，分离通量受膜孔径大小限制，压力驱动耗能高以及膜回收困难等 [ 20 ]。吸附法使用三维多孔材料作为分离基质。多孔材料具有丰富的孔隙结构和良好的润湿性，原料来源广泛，成本低廉，在处理油类废水方面优势巨大，应用前景广泛。然而，传统的吸附材料存在选择性低、疏水能力弱、吸附容量小、机械性能差等缺点，如：氧化石墨烯气凝胶易堆积，吸油稳定性差 [ 21 ]；纯硅气凝胶机械性能差，吸油后难以回收利用 [ 22 ]。因此，研究和制备具有优异机械性能、良好润湿性和高孔隙率等特性的吸附材料显得尤为必要 [ 23 ]。 碳气凝胶(又称炭气凝胶，carbon aerogel)是一种新型、具有独特三维网状多孔结构的纳米碳材料，具有导电性能好、密度低且可控(0.03~0.80 g∙m −3 )、孔隙率高(可达到99%)、比表面积大(可达到2500 m 2 ∙g −1 )等特点，并且其孔洞结构可以在纳米尺度上进行设计和构造，已经被广泛应用在超级电容器、储氢、催化剂及其载体、石油泄漏处理等领域 [ 24 ]，并成为近年来油水分离材料研究的热点，展现出了极大的应用潜力。目前研究者们以有机聚合物、碳材料以及生物质等为原材料，通过不同的策略设计和合成了多种类型的碳气凝胶 [ 25 ] [ 26 ]。本文总结并归纳了碳气凝胶的类型及制备流程，并针对不同类型的油水混合物综述了近年来其在油水分离领域的研究进展，最后提出了目前油水分离用碳气凝胶存在的问题以及未来的发展方向。
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user: 4. 总结与展望 本文对近年来不同类型的碳气凝胶及制备工艺做了介绍，并综述了其对不同形式油水污染物的油水分离应用进展。作为一种具有优异理化特性的三维多孔纳米碳材料，碳气凝胶已经在油水分离领域受到了广泛关注和研究。碳气凝胶在处理含油废水方面具有极大潜力，但仍然存在着很多的挑战： 1) 实际应用中，含油废水成分更为复杂，包含多种金属离子、有机试剂、染料和细菌等，且油水乳液也不仅仅是单一的两相乳液，而是分散程度更为复杂的三相及多相乳液。碳气凝胶大多只具有单一的润湿性，在处理这类废水时尤为困难。因此制备出可同时吸附多种废物组分的智能可切换润湿性碳气凝胶是未来研究的趋势； 2) 油水分离可能处于酸、碱、盐、高温和超低温等恶劣的环境条件中，碳气凝胶在这些极端的条件下进行稳定的油水分离也存在困难； 3) 在油水分离过程中，碳气凝胶表面会被油污污染且孔隙易被堵塞，随着分离过程的进行其渗透通量逐渐降低，分离效果变差，因此研究具有抗粘附、防油污能力的碳气凝胶十分必要。
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user: 摘要 随着互联网金融的不断发展，P2P网络借贷的借贷人违约风险识别引起金融机构的重点关注，且随着互联网金融整改措施的实施，借贷违约量不断减少，因此在这P2P网络借贷历史违约数据不断减少的环境下，基于不均衡数据的违约预警分析显得尤为重要。本文在BSL不均衡样本抽样算法的基础上，通过Kmeans聚类算法降低抽样时间复杂度，并使用随机森林与其他机器学习分类算法进行对比实验，同时加入借款描述与借款标题的文本分析，最终建立了基于随机森林的P2P网络借贷违约预警模型来实现对于数据不均衡的P2P借贷违约风险识别。在满足高效率、高识别率的同时，满足了增量学习的现实需求，为P2P网络借贷平台提供一定的监管指导意见。