DreamBlooms/HansPub-15000-to-45000 huggingface dataset:
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user: 2. 实验材料和方法 试验钢为冷硬态(酸轧后未退火)超低碳深冲钢(0.06C~0.35 Mn)，板厚0.7 mm。在生产现场经过连铸、热轧和酸轧。剪切成220 × 110 mm标准试样，擦拭表面油污后经超声波清洗，在热浸镀工艺模拟试验机上进行连续热镀工艺模拟。设计主要热镀工艺如下：以5℃/s加热到800℃保温60 s，快冷到460℃~490℃保温30 s，冷却速度为25℃/s，在不同镀液成分的锌锅中浸润4 s，露点为−50℃~30℃，H 2 含量为5%~25%H 2 -N 2 ，气刀流量和速度分别设定为500 l/min和500 mm/s，镀液成分为7.2%Al~1.6%Mg-Zn，由于Al含量高于市场现有的镀层成分，本文定义为HAMZ。具体热镀工艺参数如表1所示。利用SEM (HITACHI-S-4300)对镀层相结构及形貌进行分析。
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user: 3. 结果与讨论 3.1. HAMZ的镀层质量 与市场上现有的Zn-Al-Mg镀层产品对比，由于Al、Mg含量均有提高，而目前镀锌工艺参数对锌铝镁镀层质量影响的研究较少，本文对相关热镀工艺参数进行了研究。HAMZ镀层宏观及微观形貌如图1所示，图1(a)显示肉眼观察HAMZ镀层较为灰暗，无可视漏镀点。图1(b)、图1(c)显示镀层包括三种不同形貌组织：亮白色颗粒、粗大枝晶和细小密布相。 粗大的枝晶相所占体积分数最大，是镀层的主要组成部分，镀层与钢基之间存在极薄的合金层。根据文献 [ 4 ] [ 5 ] [ 6 ] [ 7 ] [ 9 ] 所述，亮白色颗粒对应纯锌，粗大枝晶相对应锌铝共晶相，细小密布相对应锌铝镁三元共晶相。而锌铝共晶、纯锌、锌铝镁三元共晶的凝固点从高到低的顺序为锌铝共晶、纯锌、锌铝镁三元共晶，但其差异较小，且纯锌、锌铝共晶的过冷度较大，因此在快速凝固条件下，锌铝共晶、纯锌、锌铝镁三元共晶完全可以同时凝固，从而出现如图1的镀层结构。 3.2. 钢板入锅温度对镀层质量的影响 当钢板入锅温度分别为460℃、475℃、490℃时，图2显示，HAMZ镀层截面和表面微观形貌变化不大，有贯穿于整个视场的枝晶状组织存在。由表1和图2可知，在其它热镀工艺相同的条件下，在露点和氢气含量分别固定为−30℃和5%时，钢板入锅温度在460℃~490℃区间变化，镀层的微观结构变化不大，枝晶状组织均较为粗大，有的枝晶长度超过100 μm。亮白色的纯锌颗粒较多，大都分布在枝晶周围。 Table 1 Main hot dipping parameter 编号 均热温度，℃ 均热时间，s 入锌温度，℃ 镀液温度，℃ 露点，℃ H 2 ，% 1 800 60 460 455 −30 5 2 800 60 475 455 −30 5 3 800 60 490 455 −30 5 4 800 60 475 455 −50 5 5 800 60 475 455 −10 5 6 800 60 475 455 10 5 7 800 60 475 455 30 5 8 800 60 475 455 −30 15 9 800 60 475 455 −30 25 表1. 热镀工艺参数 图1. 试验钢HAMZ热镀宏观及微观形貌：(a) 宏观，(b) 截面，(c) 表面 实际生产时一般将钢板温度控制在高于镀液温度，本轮实验的镀液温度稳定在455℃，略低于热镀纯锌的锌液温度5℃~10℃。钢板的温度在30℃范围内变化对镀层质量的影响不大。 3.3. 露点对镀层质量的影响 由表1和图3可知，在其它热镀工艺相同的条件下，将钢板入锅温度和氢气含量分别固定为475℃和5%时，露点在−50℃~−30℃区间变化，镀层的微观结构变化较大。其中，露点在−50℃~−10℃时，有较多的粗大富Al相，但当露点为10℃和30℃时，粗大富Al相大大减少，亮白色Zn颗粒更为细小。 图2. 不同入锅温度条件下HAMZ镀层表面微观形貌(a) 460℃，(b) 475℃，(c) 490℃ 图3. 不同露点条件下HAMZ镀层表面微观形貌(a) −50℃，(b) −30℃，(c) −10℃，(d) 10℃，(e) 30℃ 众所周知，带钢的热镀锌生产过程中，露点是影响带钢表面合金元素的选择性氧化和带钢镀锌性能的重要因素之一。在相同的退火气氛和热处理条件下，随着露点的变化，带钢表面合金元素的选择性氧化物形态和成分也随之变化，并影响镀层和钢基之间的过渡层结构 [ 10 ] 。图3所示的HAMZ镀层微观形貌随露点变化明显，枝晶状组织破碎，纯锌颗粒减少。可以认为高露点时，气氛中氧含量少，枝晶组织生长速度快；而低露点时，气氛中氧含量增加，镀层中的Al、Mg、Zn与O 2 发生反应，形成更为细小的组织。具体的组织成分需要进一步的检测分析。 3.4. H 2 含量对镀层质量的影响 由表1和图4可知，在其它热镀工艺相同的条件下，将钢板入锅温度和露点分别固定为475℃和−30℃时，H 2 含量从5%增加到25%，镀层组织形貌有较大变化。随着氢气含量增加，三种组织均有所细化，尤其粗大的富Al相更为破碎，没有贯穿整个视场的枝晶状组织出现。与图3相比，组织的细化程度较小。因为在N 2 + H 2 的混合气氛中的H 2 只能还原带钢表面铁的氧化物，并不能阻止带钢内部合金元素的表面氧化，氢气含量对镀层的结构有影响，但没有露点的影响大。 3.5. 镀层能谱和面扫描分析 对HAMZ镀层组织进行能谱分析，该镀层中有三种明显不同组织，一种为粗大灰暗组织，一种为细小密布组织，还有一种为较为明亮的圆形组织。对于前两种组织随机取三点进行化学成分能谱分析，结果如表2所示。镀层中富Al相(粗大组织)平均含17.53%的Al未检测到Mg，可认为是含ZnAl的化合物；富Mg相(细小组织)平均含3.2%的Mg和4.09%的Al，可认为是含ZnAlMg的化合物。 图4. 不同保护气氛条件下HAMZ镀层截面和表面微观形貌(a) 5%，(b) 15%，(c) 25% Table 2 Spectrum analysis of HAMZ coating elements (wt， % 序号 粗大组织 细小组织 Al Zn Mg Al Zn 1 17.65 82.35 2.53 4.66 90.37 2 18.32 81.68 3.6 3.87 88.32 3 16.63 83.37 3.45 3.74 89.14 平均值 17.53 82.47 3.20 4.09 89.28 表2. HAMZ镀层合金元素的能谱分析结果(wt， %) 结合图1~4与表2可知，锌液中添加Mg使得镀层形成富Mg层，且组织变得细小、弥散、分布均匀。而由于镀液中Al含量较多，粗大组织的枝晶状明显，在常规的热镀工艺下尺寸较大，贯穿整个视场，这样的组织对镀层的均匀性不利。未避免该粗大组织的出现，需要将露点控制在10℃、氢气含量25%以上。在该热镀工艺下，粗大枝晶状组织消失，同时Zn颗粒尺寸较小、数量降低。
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user: 4. 结论 1) 冷轧薄板在高Al含量的镀液中均具有良好的浸润性。镀层截面形貌显示镀层与基板结合处平滑，并有较好的附着性，厚度均在10~20 µm左右。 2) 镀液添加Mg后，镀层相组成发生改变：镀层表面由四种不同的相构成的复杂微观组织，主要的物相为富锌相，Zn和硬的金属间化合物MgZn 2 组成的二元共晶相，同时包含前两项以及富铝相的三元共晶相和富铝相枝晶结构。 3) 热镀工艺参数对HAMZ镀层形貌影响较大，其中露点为10℃和30℃时，粗大富Al相大大减少，亮白色Zn颗粒更为细小；随着H 2 含量的增加，粗大的富Al相破碎，贯穿整个视场的枝晶状组织消失。
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user: 摘 要 采用基于密度泛函理论的第一性原理计算方法，系统研究了Si， Cr， Mn， Ni等合金元素对面心立方结构Fe的晶体结构和弹性性质的影响规律。结果表明，不同合金化元素(Si， Cr， Mn， Ni)的加入都使面心立方Fe晶胞的晶格常数增大，晶胞体积增加。加入合金元素后，二元合金体系都满足力学稳定性条件；弹性常数C 11 ， C 12 和C 44 几乎都增加，弹性模量都出现增大，泊松比整体变化不大。 关键词 :Fe-X (X = Si， Cr， Mn， Ni)二元合金，弹性性质，晶体结构，第一性原理 Copyright © 2017 by authors and Hans Publishers Inc. This work is licensed under the Creative Commons Attribution International License (CC BY). http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/
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user: 1. 引言 钢铁材料是我们非常熟悉的基础材料，在日常生活和生产中具有举足轻重的作用，其具有优良的塑性、冲击韧性和电磁性能，在国防、能源、交通、电子以及航空航天等领域有着广泛的运用。工业中很少用到纯铁，通常以合金化的形式被应用在生活的方方面面，通过加入元素，使金属成为(在一定的工艺条件下)具有预期性能的合金。 钢的合金化是改善其组织和力学性能的主要方式之一，添加适量的合金化元素可提高钢铁材料的力学性能和工艺性能。常见的合金化元素有C， Cr， Si， Mn， Co， Ni， Ti， V， W， Nb等等，这些合金化元素主要以固溶强化、第二相强化以及细晶强化等方式发挥作用 [ 1 ] [ 2 ] 。其中，Si能提高钢铁的抗拉强度和屈服强度，特别能提高弹性极限 [ 2 ] 。Cr的主要作用是提高钢的淬透性和耐回火性，使钢具有高的接触疲劳强度和耐磨性，还可以增加钢的硬度和强度，Cr还是提高钢的抗腐蚀性的主要元素之一，几乎所有不锈钢中都含有Cr [ 3 ] 。Mn能细化钢的晶粒，提高钢的淬火深度，改善许多钢种的抗拉强度、可加工性、韧性、硬度和耐磨性，含锰高强度低合金钢已成主要钢种之一 [ 2 ] [ 4 ] 。Ni会促使奥氏体相的形成从而提高合金钢的力学性能，并在提高钢强度的同时，改善塑性、淬透性、可焊接性等，同时提高其耐蚀性 [ 5 ] 。 第一性原理计算只用电子质量、光速、质子中子质量等少数实验数据进行量子计算而不依赖任何经验参数即可合理预测微观体系的状态和性质。它只需要知道构成微观体系各元素的原子序数，就可以应用量子力学计算出该微观体系的物理性质。随着计算机能力的提高和第一性原理的不断完善，其在材料科学基础研究中的应用也越来越广泛 [ 6 ] 。因此，本文采用第一性原理计算的方法，对添加不同合金元素Si， Cr， Mn， Ni后面心立方结构Fe的晶体结构和弹性性质等展开系统研究，并得到相关规律，以期为高性能合金钢的获得提供一定的理论支持和指导。
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user: 2. 计算方法和模型 本文的计算结果是采用Materials Studio软件中的CASTEP(Cambridge serial total energy package)模块，根据密度泛函理论利用平面波超软(Ultrasoft)赝势法进行计算得到的。计算中采用基于广义梯度近似(GGA)的PW91交换关联法对Kohn-Sham方程和能量泛函进行自洽求解。 面心立方Fe的空间群为FM-3M，计算过程中采用的价电子组态为：Fe3d4s， Si3s3p， Cr3d4s， Mn3d4s， Ni3d4s。几何优化时采用的平面波的截断能为300 eV，在自洽计算(SCF)时应用Pulay密度混合法，结构优化的收敛条件为每个原子的能量变化在1.0 × 10 −6 eV以内；原子最大受力不超过0.03 eV/Å；最大压力不超过0.05 GPa；最大位移不超过0.001 Å。采用Monkhorst-Pack方法划分K点网格，k取7 × 7 × 7，考虑自旋极化进行计算。 为了使计算的结果更加准确，在计算中采用2 × 2 × 2的超晶胞作为完整晶体的计算单元，总原子数为32个，用Fe 32 表示。计算发现一个合金元素原子置换Fe超胞顶角位置的Fe原子时，系统的总能量较低，因此采用合金元素原子置换Fe 32 顶角的一个Fe原子后的晶胞作为计算单元，得到的二元合金的计算单元分别用Fe 31 Si， Fe 31 Cr， Fe 31 Mn和Fe 31 Ni表示。 不同晶系中独立的弹性常数个数不同，立方晶系中有三个独立的弹性常数，分别为：C 11 ， C 12 和C 44 。根据计算出的独立弹性常数，通过Voigt-Reuss-Hill近似 [ 7 ] ，进一步得到体模量B和剪切模量G。 Voigt模型中，体模量Bv和剪切模量Gv与弹性常数的关系为： B V = 1 3 ( C 11 + 2 C 12 ) (1) G V = 1 15 ( C 11 − C 12 + 3 C 44 ) (2) 在Reuss模型中，体模量BR和剪切模量GR与弹性模量的关系可表述为： B R = 1 3 S 11 + 6 S 12 (3) G R = 15 [ 4 ( S 11 − S 12 ) + 3 S 44 ] − 1 (4) 其中， C 44 = S 44 ， C 11 − C 12 = ( S 11 − S 12 ) − 1 ， C 11 + 2 C 12 = ( S 11 + 2 S 12 ) − 1 。这里的 S i j 是柔性常数，因此可以得到： B V = B R = 1 3 ( C 11 + 2 C 12 ) (5) G R = 15 ( C 11 − C 12 ) C 44 4 C 44 + 3 ( C 11 − C 12 ) (6) Hill模型的体模量B和剪切模量G可以通过将Voigt和Reuss模型的计算结果进行平均值简化得到，即： B = 1 2 ( B V + B R ) (7) G = 1 2 ( G V + G R ) (8) 杨氏模量E和泊松比v可通过体模量B和剪切模量G得到： E = 9 B G 3 B + G (9) v = 3 B − 2 G 2 ( 3 B + G ) (10)
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user: 3. 结果与讨论 3.1. 晶体结构 图1是计算过程中使用的Fe 32 (a)和Fe 31 Si(b)超晶胞的晶胞结构图。Fe 31 Cr， Fe 31 Mn和Fe 31 Ni的晶胞结构图与Fe 31 Si类似，仅合金化元素不同，此处不重复给出。在计算过程中，我们先对单晶胞面心立方Fe进行了结构优化，优化后的晶格常数a = 3.447Å，与已知实验值a = 3.56 Å [ 8 ] 的误差为3.17%，在误差允许范围之内，说明了计算的准确性。 之后采用超晶胞计算了加入不同合金化元素后面心立方结构Fe的晶格参数，结果如表1所示。从表1中的数据可以看出，不同合金化元素(Si， Cr， Mn， Ni)的加入都会导致面心立方Fe晶胞晶格常数的增大，从而引起晶胞体积的增加，其中Ni元素导致的增加程度最大，而Cr元素的增加程度最小。 3.2. 弹性性质 本文计算得到的面心立方Fe(Fe 32 )以及加入不同合金元素(Si， Cr， Mn， Ni)后的面心立方Fe(Fe 31 Si， Fe 31 Cr， Fe 31 Mn和Fe 31 Ni)的弹性常数如表2所示。 立方晶系的力学性能稳定性条件为 ( C 11 − C 12 ) > 0 ， C 11 > 0 ， C 44 > 0 ， ( C 11 + 2 C 12 ) > 0 [ 9 ] ，若满足此条件，则说明各合金体系满足力学稳定性条件，可以稳定存在。由表2可知，到Fe 32 和Fe 31 Si， Fe 31 Cr， Fe 31 Mn， Fe 31 Ni均满足力学稳定性条件，不同合金化元素(Si， Cr， Mn， Ni)的加入没有破坏面心立方Fe的稳定状态。 图1. Fe 32 (a)和Fe 31 Si(b)的晶胞结构图 Table 1 The lattice parameter of Fe and Fe-X(X = Si， Cr， Mn， Ni) binary allo α = β = γ/° a = b = c/Å V/Å 3 Fe单晶胞 90 3.447 40.956 Fe 32 90 6.888 326.798 Fe 31 Si 90 6.900 328.511 Fe 31 Cr 90 6.896 327.938 Fe 31 Mn 90 6.901 328.590 Fe 31 Ni 90 6.905 329.190 表1. Fe和Fe-X(X = Si， Cr， Mn， Ni)二元合金的晶格参数 由表2也可以看出，与Fe 32 相比，Fe 31 Si， Fe 31 Cr， Fe 31 Mn和Fe 31 Ni的弹性常数C 11 和C 44 都出现增大，只有Fe 31 Ni的C 12 出现降低。这说明合金元素Si， Cr， Mn的加入使面心立方Fe在[ 100 ]、[ 111 ]和[ 011 ]方向的抗变形能力都得到增加。Ni元素的加入使面心立方Fe在[ 100 ]和[ 011 ]方向的抗变形能力增大，而在[ 111 ]方向的抗变形能力有所减弱。 从表2中还可以看出，Fe 31 Ni的C 11 增加最多，说明Ni元素的加入使面心立方Fe在[ 100 ]方向的抗变形能力增大的程度最大，而Fe 31 Cr的C 12 和C 44 增加最多，说明Cr元素的加入则使面心立方Fe在[ 111 ]和[ 011 ]方向的抗变形能力增加程度最大。 表3是计算得到的Fe 32 和Fe 31 X 1 (X = Si， Cr， Mn， Ni)的体模量(B)、弹性模量(G)、杨氏模量(E)以及泊松比(v)。体模量B可以表征材料抵抗断裂的能力，剪切模量G可以表征材料抵抗塑性形变的能力，杨氏模量E表征材料抵抗弹性变形的能力。此外，虽然不同晶系材料的硬度与其弹性模量的关系不尽相同，但是一般来说杨氏模量和剪切模量的数值越大，材料的硬度越高 [ 10 ] 。由表3中的数据可以看出，合金元素加入后，面心立方Fe的体模量、剪切模量和杨氏模量都出现了增加，说明合金元素(Si， Cr， Mn， Ni)的加入都使面心立方Fe的抗断裂能力、抗塑性变形和弹性变形的能力得到提高，同时硬度增加。由表中也可以看出，Fe 31 Ni的杨氏模量和剪切模量数值相对最大，而Fe 31 Cr的则相对较小，说明Ni元素的加入使面心立方Fe的硬度增加的幅度相对较大，而Cr元素的增加幅度相对较小。此外，由表中可以看出，加入不同合金元素后，计算得到的二元合金的体模量数值都大于剪切模量，说明影响这些合金机械性能稳定性的限制条件为剪切模量 [ 11 ] 。 泊松比是描述材料横向变形的弹性常数，反映材料的侧向收缩能力，泊松比越小，物质中的共价键越强，其相应的硬度就越高，反之，泊松比越大，塑性越好，硬度就越低 [ 12 ] 。由表3中可以看出，总体来说，本研究中合金元素的加入对泊松比的影响不大，其中Si元素的加入对面心立方Fe的泊松比数值无影响，Cr元素使其略有增加，而Mn和Ni元素使其泊松比减小，其中Fe 31 Ni的泊松比数值最小。结 Table 2 The calculated elastic constants of Fe and Fe-X(X = Si， Cr， M， Ni) binary allo C 11 /GPa C 12 /GPa C 44 /GPa Fe 32 421.41 189.98 241.05 Fe 31 Si 423.67 189.99 247.49 Fe 31 Cr 424.33 208.52 267.27 Fe 31 Mn 428.03 190.60 256.03 Fe 31 Ni 444.89 185.17 254.36 表2. Fe和Fe-X(X = Si， Cr， Mn， Ni)二元合金的弹性常数 Table 3 Calculated bulk， shear and Young’s modulus and Poisson coefficient for Fe and Fe-X(X = Si， Cr， Mn， Ni) binary allo B/GPa G/GPa E/GPa ν Fe 32 267.13 182.21 445.38 0.222 Fe 31 Si 275.22 187.68 458.76 0.222 Fe 31 Cr 274.46 185.77 454.72 0.224 Fe 31 Mn 269.75 188.07 457.82 0.217 Fe 31 Ni 271.74 194.21 470.53 0.211 表3. Fe和Fe-X(X = Si， Cr， Mn， Ni)二元合金的弹性模量和泊松比 合之前有关弹性模量的分析，可以发现，Ni元素的加入使面心立方Fe的硬度增加较为显著，而Cr元素使其增加的程度相对较小。
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user: 4. 结论 通过采用第一性原理计算的方法研究了Fe-X(X = Si， Cr， Mn， Ni)二元合金的晶体结构和弹性性质。得到的主要结论包括：1) 晶体结构的研究结果表明，不同合金化元素(Si， Cr， Mn， Ni)的加入都使面心立方Fe晶胞的晶格常数增大，晶胞体积增加，其中Ni元素导致的增加程度最大。2) 弹性性质的研究表明，各二元合金体系满足力学稳定性条件。Si， Cr， Mn和Ni的加入基本都使弹性常数C11， C12和C44增加，仅Ni元素的C12出现下降。Fe 31 Ni的C11增加幅度最大，而Fe 31 Cr的C11和C44增加幅度最大，说明Ni元素的加入使面心立方Fe在[ 100 ]方向的抗变形能力增大的程度最大，而Cr元素的加入则使面心立方Fe在[ 111 ]和[ 011 ]方向的抗变形能力增加程度最大。3) Fe-X(X = Si， Cr， Mn， Ni)二元合金的体模量、剪切模量和杨氏模量都出现了增加，说明合金元素的加入都使面心立方Fe的抗断裂能力、抗塑性变形和弹性变形的能力得到提高，同时硬度增加，其中Ni元素使硬度增加的程度较大，而Cr元素的增加程度相对较小。影响Fe-X(X = Si， Cr， Mn， Ni)二元合金机械性能稳定性的限制条件为剪切模量。
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user: 摘 要 为了降低生产成本，提高生存能力，挖潜增效，永钢通过在2#~5#高炉和1#钢厂实施“铁水包加废钢再受铁”的工业性试验，来间接提高废钢比，并探索废钢预热、加入量、停留时间等对炼钢用铁水的影响。研究结果表明：废钢未预热，铁水包无结底；废钢种类选择了材质较薄的散装电工钢；废钢加入量占铁水包容量的百分比为3%；加废钢的铁水包对铁水停留时间影响不大。综合计算1#钢厂的废钢比由16%提高至18%，效果十分显著，为“铁水加废钢”常态化运行提供了依据。 关键词 :铁水包，废钢，废钢比，挖潜增效 Copyright © 2017 by authors and Hans Publishers Inc. This work is licensed under the Creative Commons Attribution International License (CC BY). http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/
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user: 1. 引言 在环保和去产能的双重严打之下，多数中频炉已经关停，日前发布的中(工)频炉界定标准中，可以说将“地条钢”与“中频炉”简直画了等号。中频炉逐渐退出历史舞台的同时，废钢铁资源量激增，全国废钢“泛滥成灾”，钢厂日消耗量不及到货量的1/4。以东北地区为例，2016年去产能前东北地区在调研钢厂废钢铁月消耗总量可达91.1万吨，其中，保守调研转炉企业24.1万吨，电弧炉消耗2万吨，中频炉企业65万吨，实际消耗量或高于调研量。而目前来看，东北地区钢厂废钢月消耗量仅为42.6万吨左右，需求减少一半，废钢铁过剩一半多。除了东北外，其他市场基本也是类似的情况。整治“地条钢”行动，使各地区中频炉钢厂纷纷停产，导致废钢需求量出现下滑。虽然越来越多的转炉钢厂开始采购废钢，但由于用量有限，废钢整体需求量与去年相比还是出现了较大幅度的下降，此外，中频炉厂大范围关闭之前，钢厂炉料中废钢使用占比仅有10%左右，关闭之后，各地废钢采购价格连续走低，目前在收转炉厂家为了降低成本，将废钢的炉料占比提高，但是在去产能的大环境下，钢铁厂家的废钢用量并无明显增加，何况目前在数量较之前已减少许多，这也就是目前废钢铁供不应求的主要原因。 目前我国废钢铁综合利用仍存在很大一个问题，那就是我国废钢铁循环利用率与全球平均水平相比还比较低，与发达国家水平相距甚远。以废钢比[废钢比 = 废钢/(废钢 + 生铁块 + 铁水)]为例，一些发达国家该项数值高出我国数倍，如土耳其为86.79%、美国为70.74%。另外，“十二五”期间，我国炼钢平均废钢比为11.4%，与实现“十三五”规划目标差距较大 [ 1 ] 。中国废钢比与发达国家相比差距较大，这也意味着其存在巨大的发展空间。据测算，2016年末，我国钢铁积蓄量已达到80亿吨，废钢资源产生量已超过1.6亿吨；到2020年末，我国钢铁积蓄量将达到100亿吨，废钢资源产生量可达到2亿吨。废钢主要应用于电炉炼钢和转炉炼钢中，其中电炉炼钢中含铁原料废钢约占70% (其余为高炉铁水或直接还原铁)，转炉最佳废钢比为8%~20% (其余均为铁水)。据统计，炼钢多用1吨废钢，比生铁可节省60%能源、40%新水，可减少排放废气86%、废水76%、废渣72%、固体排放物(含矿山部分的废石和尾矿)97% [ 2 ] 。废钢属于再生资源，其载能和环保功效显著。随着钢铁产量达到峰值，废钢比将从前几年的越来越低转为越来越高。多用废钢缓解资源紧张，可有效降低铁矿石对外依存度。
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user: 2. 永钢废钢比现状 废钢比的大小决定着冶金企业能耗和能源利用的高低，废钢比的提升既有利于保护资源，又有利于节约能源、减少环境污染 [ 3 ] 。现对当前永钢废钢入炉比例进行收集数据分析废钢比，永钢废钢利用主要用在转炉和电炉这两个方面。 2.1. 转炉废钢比 转炉氧化反应基本上放热反应，产生热量成为转炉炼钢的热源。另外进一步脱除S\P等有害杂质，并保护炉衬，加入渣料造渣是必不可少的，渣料在成渣过程中要吸收一部分热量，炉气也要带走一部分热量，将铁水、炉渣和废钢加热到出钢温度要吸收热量，满足了这两方面的需要后，剩余热量还能少量添加废钢，但热量有限性严重限制了提高废钢比。随机抽取了一周的转炉平均数据，其结果如下表1所示。 从表1中数据可以分析出：铁水成分及温度，三钢铁水温度和铁水硅含量最普遍低于一钢和二钢，出钢温度基本相同。所以铁水温度低、硅含量低是导致废钢比低的主要原因。 在生产实践过程中通过采取留渣操作、合理的造渣制度、减少渣量、提供一定的热源、保证铁水温度、硅含量达标等措施来提高废钢比，以上措施采取后，因为受废钢斗容积限制，满斗入炉时容易造成炉口卡料，影响转炉生产节奏。平衡计算，转炉在冶炼普通炼钢生铁时的废钢比为25%左右 [ 4 ] ，但因多种原因，实际废钢比往往低于这个水平，发达国家的转炉废钢比大多稳定在20%左右。永钢目前的废钢比也就在16%左右。 2.2. 电炉废钢比 电炉炼钢具有工序短、投资省、建设快、节能减排效果突出等优势 [ 5 ] [ 6 ] [ 7 ] 。永钢目前拥有一座110 t容积电炉，但电炉冶炼的钢种以优特钢为主。电炉钢由于冶炼时间相对较长(40 min~120 min/炉)，若全是废钢，则达(3 h~4 h/炉)，这就表明了从生产效率考虑也不可能全是废钢，如今是去产能时期，对电炉的要求也很高，从冶炼优特钢种考虑其废钢比不会太高，原因是：1) 中国的工业电价偏高，电价优惠补贴力度难以支撑成本竞争力 [ 8 ] ；2) 电炉电机系统复杂，设备维护费用比转炉高；3) 电炉耐火材料寿命低(1000炉/次)而转炉在发展溅渣护炉技术后，寿命高(10，000炉/次)；4) 电炉对产生的CO回收率约为30%~40%，转炉在90%以上，由此看出，电炉“废气”回收效果差，电炉间歇作业，造成能源成本显著高于转炉。5) 废钢利用越多，循环冶炼次数越多，钢中残余元素(主要是有色金属元素)含量越高，使特钢(电炉钢)质量下降。从多种因素综合考虑，目前电炉的废钢比也就在16%~20%。
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user: 3. 问题提出 永钢废钢比在16%左右，距离发达国家的废钢比还有些距离，这说明还是有提升的空间的。在当前废钢资源多，且价格有大幅度下降，为降本增效，提高废钢使用比例是现当前最有效的方式。
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user: 4. 提高废钢比试验性研究 永钢生产运营部提出了在“铁水包中先加废钢再受铁”的运行模式，避开转炉和电炉难提高废钢比的因素，并探究了废钢预热、废钢种类、加入量、停滞时间等对炼钢用铁水包的影响。 Table 1 Details of converter projec 项目 一钢厂 二钢厂 三钢厂 铁水平均[Si]质量分数/% 0.48 0.54 0.36 铁水平均温度/℃ 1300 1301 1266 出钢温度/℃ 1680 1679 1682 废钢比/% 16 18 14 表1. 转炉项目明细 4.1. 试验设备与方法 试验在永钢一钢厂60 t转炉上进行，所选铁水包最大容积为50 t，添加废钢在铁水包内(市场上采购的轻薄电工钢)，通过用测温枪测加入废钢的铁水温度评判是否为合格的转炉用铁水并记录，肉眼观察兑完铁水后铁水包有无结底现象。 4.2. 废钢料来源及使用流程 为更清晰的能看废钢料的来源及去向，特制定了流程图，如下图1所示。 4.3. 预热对铁水包的影响 废钢预热在铸铁车间清包车间进行，废钢预热加热炉将废钢加热一定温度，预热钢种选择轻薄电工钢，选择同一高炉同一炉铁水进行试验，铁水包选择50 t容积量，每包废钢加入量占铁水包容量的百分比为3%，装满铁水后直送炼钢厂兑完铁水，预热温度选择三个值进行试验并跟踪检查包底是否有结底，其追踪结果如下表2所示。 由表2可以看出，预热与否并未对包底有影响。对废钢预热，是因为周兴林等人 [ 9 ] 认为预先经过加热，可充分除去废钢中的水分和表面有机废物，也有利于降低后续钢水中的含气量，为精炼创造有利条件。能缩短所加入的废钢熔化周期，降低对铁水包内耐火材料的影响，延长铁水包使用寿命，减少对铁水温度的影响。但随之而来的也会增加预热所需的电耗成本，表2中当未预热时，也未出现包底结底的现象。综合考虑成本和节能的因素，决定对“铁水加废钢”中的废钢不进行预热。 4.4. 废钢加入量对铁水包的影响 研究加入多少废钢量是重中之重，随着加入废钢比例的增加，其废钢使用率也随之增加，这不仅有利于资源的综合利用，而且节省能源，减少污染，减少钢铁厂的污染，保护环境 [ 10 ] [ 11 ] ，但加入过多会影响转炉所用铁水温度达标程度，废钢不能完全熔化，为避免返包，减少劳动成本，对废钢加入量的 图1. 废钢料来源及去向流程图 Table 2 Effect of preheating on the bottom of ladl 预热温度/℃ 400 200 0 包底有无结底 无 无 无 表2. 预热对包底的影响 研究是必不可少的。试验条件：不预热、废钢为轻薄型废钢、铁水包满后直送转炉消化并跟踪检查铁水包有无包底结包，其试验结果如下表3所示。 从表3可以看出，随着废钢量的增多，在废钢加入量占铁水包容量的百分比为4%时未出现结底，但当为5%时，出现了少量结底。废钢量增加，其熔化所需的热量也随之增加，其废钢的堆积厚度增加，熔化周期也随之增加，杨文远 [ 12 ] 等人研究发现废钢熔化第一期在废钢表面发生铁水的凝固和再熔化，熔化过程发生在铁水向废钢渗碳反应时，当熔池温度高于废钢熔点，单纯熔化过程的速度很高。但向铁水包中加废钢对高炉要求铁水温度不能要求很高，过高铁水温度相应的铁水产量损失大，消耗燃料也会更高，加入废钢带来的效益不足以弥补炼铁所增加的消耗，保证铁水温度正常水平的同时在铁水包里加入废钢，但这就注定局限了废钢的加入量，废钢量增加，因为废钢熔化是吸热反应，相应地吸收一部分热量，根据热平衡原理，相应拉低了铁水温度，当铁水温度低于1300℃时，也即是低于废钢的熔点温度，必然导致废钢不完全熔化。由试验得出能熔化废钢量所占铁水包容量的百分比在4%，考虑正常运作后，会有铁水未及时消化，为安全起见选择3%为宜。 4.5. 加废钢对铁水停留时间的影响 转炉的消耗难免会出现慢的现象，转炉检修、设备故障等原因会导致消耗慢，铁水包停留时间长，会导致铁水包结壳现象，这会造成损失，故研究铁水包停留时间很有意义。未加废钢和加废钢进行对比，看对停留时间长短有无影响。试验条件：根据处理故障经验一般情况下铁水滞留时间最大也就在4 h内，故做研究时选择4 h为标准，不预热、废钢为轻薄型电工钢、废钢加入量占铁水包容量的百分比为3%，选择两个铁水包去同一个高炉同一炉接收铁水，以减少误差，并跟踪检查铁水包有无包底结包现象，其结果如下表所示。 由表4及表5可以看出，在四小时之内，加与不加废钢对铁水有无结壳影响不大。铁水结壳其实就是铁水流动性的问题，影响流动性只有两个原因，一个是铁水物理热，一个是铁水化学成分。如果铁水在铁包中放置时间过长，就会引起结壳，较严重时要送去铸铁机铸铁，这会影响钢材的产量。试验表明没有结壳，说明还未到结壳周期，这对在全厂运营“铁水加废钢再受铁”模式提供了保障。为更清晰看出加入废钢对铁水温度有影响的结果，见表2，根据表2制成图文形式，如图2所示，经统计得出影响温度在30℃~40℃之间。转炉对所用铁水温度是有要求的，行业一般认为开始炼钢时铁水温度不低于1250℃是可以使用的，但如果低于1250℃以下时是要返包的，因为此温度会容易使铁水包结壳，影响转炉的使用(表6)。研究得出，初始铁水温度当低于1450℃，考虑到等包和转运时间，再加上加入的废钢等条件，其铁水在转炉使用时的温度有点偏低，但仍能使用，处于避免返包的考虑，建议高炉铁水在1470℃~1500℃之间。 Table 3 Impact of scrap on iron ladl 所加废钢量占铁水包最大容积百分比/% 1 2 3 4 5 包底有无结底 无 无 无 无 少量 表3. 废钢加入量对铁水包的影响 Table 4 Unadded scrap hot metal retention tim 停留时间/h 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0 3.5 4.0 有无结壳 无 无 无 无 无 无 无 无 表4. 未加废钢铁水停留时间 图2. 加与不加废钢对转炉开始用铁水温度的影响 Table 5 Added scrap hot metal retention tim 停留时间/h 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0 3.5 4.0 有无结壳 无 无 无 无 无 无 无 无 表5. 加废钢铁水停留时间 Table 6 Impact of no scrap or scrap on converter with molten iron temperatur 铁水温度/℃ 未加废钢/℃ 加废钢/℃ 1450 1320 1280 1475 1335 1306 1482 1360 1321 表6. 加与不加废钢对转炉用铁水温度的影响
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user: 5. 结语 近几年来，永钢一直不断的在提高废钢比方面取得了很大进步，“铁水包加废钢再受铁”在间接提高废钢比的同时，还能减少对环境的污染，提高了废钢资源的利用率，废钢铁资源量的激增，导致了废钢价走低总之，废钢比的提高所带来的降本效益是显著的。在永钢实行“铁水包加废钢再受铁”模式，理论上废钢比由16%提高至18%，一年大约可带来2000多万经济效益。
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user: 1. 引言 某型号火箭炮伺服系统的特征参量，如谐振频率、阻尼、燃气流冲击以及负载干扰等，会随着带弹量、目标位置的变化以及工况变化的影响而相应产生相当大的变化，使得系统的不确定性非常大，让控制系统的设计者感到困难。 1982年，C. E. Garcia和M. Morari提出具有模型、控制、反馈环节的内模控制结构，其产生背景主要有两个方面：一是对当时的两种预测控制算法MAC和DMC进行系统分析；其次是作为Smith预估器的一种扩展，其设计更为简单，鲁棒性及抗干扰性大为改善。内模控制(Internal Model Control，简称IMC)是一种基于过程数学模型进行控制器设计的新型控制策略。IMC具有实用性强，结构简单，设计直观，不需要精确的对象模型，在线调节参数少，调整容易等优点。特别是对于鲁棒性及抗干扰性的改善和对大时滞系统的控制，效果尤为显著，而且也为非线性系统的控制提供了一条有效的途径。由于具有良好的跟踪性能和抗干扰能力，并对模型失配有一定的鲁棒性，使其在工业过程控制中获得了越来越广泛的应用。此外，内模控制还和许多其它控制方式相结合，如内模控制与模糊控制、内模控制和自适应控制、内模控制和最优控制、预测控制的结合使内模控制不断得到改进并广泛应用于工程实践中，取得了良好的效果。 本文通过对永磁同步电机转速特性的分析，采用自抗扰技术实现对电机速度的控制，该控制器由跟踪微分器(TD)、扩张状态观测器(ESO)、非线性状态误差反馈3部分组成 [ 1 ] 。该方法不依赖系统的具体数学模型，不区分系统的内部与外部扰动，而是直接观测并实时补偿系统的总扰动，使系统的鲁棒性强。
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user: 2. 电机数学模型 火箭炮伺服系统由PMSM、控制器、驱动器、传感器等组成，其目的是实现对给定位置的精确跟踪。假设定子为三相对称绕组，转子无阻尼绕组，气隙磁场呈正弦分布，磁路不饱和，不计磁滞和涡流损耗影响，PMSM的数学模型为： { ω ˙ = 3 p ψ f 2 J i q − B J ω − T L J d i q d t = − R L i q − p ω i d − p ψ f L ω + u q L d i d d t = − R L i d + p ω i q + u d L (1) 式中： ω 为转子机械角速度， p 为磁极对数， ψ f 为转子永磁体在定子上的耦合磁链， J 为折算到电机轴上的等效转动惯量， i d 、 i q 为定子电流矢量的 d 、 q 轴分量， B 为粘性摩擦系数， T L 为负载转矩(由摩擦力矩、惯性力矩叠加折算而成)， R 为绕组电阻， L 为绕组电感， u d 、 u q 为定子电压矢量的 d 、 q 轴分量。
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user: 3. 电流环内模控制器设计 内模控制器(IMC)的基本结构如图1(a)所示 [ 2 ] ， G ( s ) 为实际被控对象， G m ( s ) 为被控对象的数学模型， G I M C ( s ) 为内模控制器。将 图1(a)变换得到内模控制的等效结构如图1(b)所示。 对(1)进行Laplace变换，得到 U d ( s ) = L s I d ( s ) + R I d ( s ) − L p ω I q ( s ) (2) U q ( s ) = ( L s + R ) I q ( s ) + L p ω I d ( s ) + p ψ f ω (3) 由于 ψ f 为常数，可以定义如下的变换： U ′ q ( s ) = U q ( s ) − p ψ f ω (4) 得到： U ′ q ( s ) = ( L s + R ) I q ( s ) + L p ω I d ( s ) (5) 图1. 内模控制及等效反馈控制结构 令 I ( s ) = [ I d ( s ) I q ( s ) ] ， U ( s ) = [ U d ( s ) U ′ q ( s ) ] 可得： I ( s ) = G ( s ) U ( s ) (6) 其中 G ( s ) = [ R + L s − L p ω L p ω R + L s ] − 1 对于PMSM的电流环控制， R ( s ) = I * ( s ) ( I * ( s ) 为给定电流信号)， Y ( s ) = I ( s ) ，如果 G I M C ( s ) = G − 1 ( s ) ，则构成内模控制使得输出 Y ( s ) = R ( s ) ，输出电流可以直接跟踪给定电流。 由于 G ( s ) 中没有纯延迟和右半平面零点，系统稳定。为了使系统具有一定的鲁棒性，可以加上一个前馈低通滤波器 Γ ( s ) ，则： G I M C ( s ) = G m − 1 ( s ) Γ ( s ) (7) 其中 Γ ( s ) = d i a g [ ω c s + ω c ， ω c s + ω c ] 式中： ω c 为调节参数。 故设计的内模电流调节器为： G I M C ( s ) = G m − 1 ( s ) Γ ( s ) = [ R + L s − L p ω L p ω R + L s ] Γ ( s ) (8) 把内模控制的电流调节器等效成图1(b)所示的反馈控制器为 D ( s ) = ω c s [ R + L s − L p ω L p ω R + L s ] (9) 则可以得到PMSM电流环内模控制为 U d = ( ω c L + ω c R s ) I d − p ω ω c L s I q (10) U q = ( ω c L + ω c R s ) I q + p ω ω c L s I d + p ω ψ f (11)
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user: 4. 自抗扰速度控制器设计 自抗扰控制器通过跟踪微分器为给定输入信号安排过渡过程，并提取其微分信号，然后利用扩张状态观测器得到系统内外扰动的估计 [ 3 ] [ 4 ] 。最后利用非线性反馈控制律得到控制量。首先定义速度环内外扰动： d ( t ) = − B J ω − T L J (12) 根据(1)， ω ˙ = 3 p ψ f 2 J i q + d ( t ) (13) 由(13)可以看出，电机的速度方程为一阶方程，其二阶扩张状态观测器可以设计为 { ε = ω − z 21 z ˙ 21 = z 22 − β 01 f a l ( ε ， α 1 ， δ ) + b u ( t ) z ˙ 22 = − β 02 f a l ( ε ， α 2 ， δ ) (14) f a l ( ε ， α ， δ ) = { | ε | α s a t ( ε ) | ε | > δ ε / δ 1 − α | ε | ≤ δ (15) s a t ( ε ， ς ) = { ε / ς | ε | ≤ ς s i g n ( ε ) | ε | > ς (16) 非线性状态误差反馈控制律设计为 { ε 1 = ω * − z 21 u 0 = β 03 f a l ( ε 1 ， α 3 ， δ 1 ) u = u 0 − z 22 / b (17) 式中， ω * 为参考速度， ω 为输出信号， ε 1 为速度误差； z 21 为速度的跟踪信号， z 22 为扰动信号 d ( t ) 的观测值， u 0 为非线性状态误差反馈的输出， u 为系统控制变量， b = 3 p ψ f / 2 J ； β 01 ， β 02 ， β 03 为输出误差的增益； δ 为扩张状态观测器的滤波系数； α 1 ， α 2 ， α 3 为非线性因子。
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user: 5. 仿真研究 针对某火箭炮交流调速系统，参数如表1所示： 自抗扰控制器的参数设计为： β 01 = 5080 ， β 02 = 4100000 ， β 03 = 0.5 ， α 1 = 0.8 ， α 2 = 0.48 ， δ 1 = δ 2 = 0.5 ， ς 1 = ς 2 = 0.6 。内模控制器的参数设计为： ω c = 4900 ， d 轴参数变化估计的自适应律的参数设计为 [ 5 ] ： γ = 0.05 ， k p 1 = 11 ， k i 1 = 1600 ； q 轴参数变化估计的自适应律的参数设计为： k p 2 = 19 ， k i 2 = 5100 。 为了比较所提出控制策略的有效性，与传统的控制方法进行了仿真比较。传统方法的速度环使用PI控制 [ 6 ] ，电流环采用内模控制器；本文提出的控制策略 [ 7 ] ，速度环采用自抗扰控制器，电流环采用基于参数变化估计的内模控制器。位置环均采用PID控制。系统在1 s加入阶跃负载干扰14.86 N·m以及系统转 Table 1 Pitch position servo system parameter 系统参数 符号 单位 数值 转动惯量(折算至电机输出轴) J kg·m 2 2.627 × 10 −3 不平衡力矩及摩擦力矩(折算至电机输出轴) T f N·m 4.86 燃气流冲击力矩(折算至电机输出轴) T r N·m 10 电磁转矩系数 K t N·m/A 1.11 阻尼系数 B N·m·s 1.43 × 10 −4 定子电阻 R a Ω 2.6 绕组电感 L d = L q H 50 × 10 −3 额定电流 I e A 6.4 电机额定转速 n rpm 3000 容许最大电流 I max A 12.8 磁极对数 P n 4 表1. 俯仰位置伺服系统参数 动惯量减小50%时，采用传统方法与本文方法的仿真结果如图2，图3所示。1为传统方法的响应曲线，2为本文方法的响应曲线。由以上仿真结果可以看出，本文的自抗扰控制器的位置跟随性能明显好于传统控制器，可以使系统获得更强的鲁棒性和更好的抗干扰性能。
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user: 6. 总结 为了实现交流位置伺服系统的高精度位置控制，提出将一种自抗扰内模控制策略应用于交流位置伺 图2. 外加负载扰动响应曲线 图3. 系统转动惯量减小50% 服系统，以抑制各种不确定因素对受控对象的影响，增强系统的鲁棒性。仿真结果表明，这种控制策略既可以满足伺服系统的跟随特性，又可以有效地抑制干扰，降低系统对参数摄动的敏感程度。采用这种方法后，伺服系统的精度较高、鲁棒性强，可以满足指标要求，具有实际应用前景。
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user: 摘 要 《模拟电子技术》课程是一门电子信息类非常重要的专业基础课，对后续课程的学习起到承上启下的作用。在传统课堂中有效引入“翻转课堂”教学模式，将“互联网+”时代提供的丰富资源、视频和图片等影音资料融入到教学中，线上线下混合式教学；在实践教学环节采用“虚拟仿真项目法”、“任务驱动项目法”，课内课外复合式教学；以学生为主体，突出教学新思路，以培养学生的实际应用和创新能力为目标，对“模拟电子技术”课程的教学进行了“混合 + 复合式”改革与探索，激发学生求知的欲望和学习的积极性，从“要我学”转变为“我要学”，教与学的效率显著提高，教学效果也大大提升。 关键词 :模拟电子技术，教学改革，翻转课堂，混合复合式教学，实验探索，创新能力 Copyright © 2017 by author 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 《模拟电子技术》课程是电子信息类专业非常重要的一门专业基础课，主要内容是基本放大电路及其分析方法、放大电路中的反馈、集成运算放大器、功率放大电路、信号的运算及处理、直流电源等。它是电子技术方面入门性质的基础课程、是一门实践性很强的技术应用型课程、同时也是电子类学生在就业及考研时的最重要的一门专业基础课程，在专业学习中起着承前启后为后续课程打基础的重要作用。 通过《模拟电子技术》课程的学习，使学生获得模拟电子电路的基本理论和基础知识，培养学生具有常用电子电路的工程计算、综合分析和实验研究能力，因而课程教学对强化工程应用能力的训练、培养符合应用型要求的人才就显得尤为重要 [ 1 ] 。 利用翻转课堂教学模式，同时融合小组讨论和课堂演讲，有利于学生积极参与课堂教学，更有利于学生提高学习效率、综合培养学生的组织、协调的能力；将“互联网+”时代提供的丰富资源，视频和图片等影音资料融入到教学中 [ 2 ] ，线上线下混合式教学，大大改善了《模拟电子技术》课堂教学枯燥、难学、抽象的缺点，极大地提高教师的授课效果；利用Multisim等相关软件进行模拟电子电路仿真设计分析，结合兴趣小组、电子竞赛、充分利用实验室资源，采用“虚拟仿真项目法”、“任务驱动项目法”课内课外复合式教学，加强和充实了实践教学环节，对培养学生动手实践能力、创新能力、科学研究素质以及知识运用能力都有很大的提高 [ 3 ] 。
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user: 2. 线上线下混合式教学方式改革 采用有效的教学方式和灵活多样的教学形式，在传统课堂教学中部分章节引入了翻转课堂教学模式、利用“互联网+”时代提供的丰富资源，将视频和图片等影音资料融入到教学中 [ 1 ] ，线上线下混合式教学，师生互动沟通力度加大，提高了学生主动学习兴趣，将课堂变成了老师与学生之间和学生与学生之间互动的场所，将答疑解惑与知识运用有效的结合起来，极大改善课堂的学习气氛，激发学生求知的欲望和学习的积极性，使学生深刻感受到线上与线下结合学习的必要性，从“要我学”转变为“我要学”，教与学的效率显著提高 [ 4 ] 。 2.1. 有效利用线上资源改变教学模式 随着高等教育信息化的迅速发展，信息技术正以惊人的速度改变着大学生的学习方式，如何充分调动学生在线学习的主动参与性，以及如何充分发挥教师的引导作用，把传统学习方式的优势和网络化学习的优势结合起来，已经成为大家共同关注的问题。 过去和现在相当一部分工科课程教学，特别是《模拟电子技术》课程，还是按照传统“填鸭式”教学模式进行，教师在讲台上偏重于自己说教，只注重理论知识灌输，从而导致课程本来难度比较大，有些同学理论知识又比较欠缺，造成课堂枯燥乏味，听课效果不好，如果再缺乏引导，加强师生教与学的互动，很不利于对学生自主性培养。 随着教学模式的改变，有效利用线上资源，结合线下课堂开展混合式教与学，发挥好传统教学直接传授知识身临其境、老师与学生有互动交流的优势，既可以发挥教师的主导作用，又可以发挥学生的主体性作用，具体做法如下： (1) 开学初建立课程QQ群，下发授课学习指南，告知学生一些网上资源链接。 (2) 教师在课前引导学生通过网络资源进行课前预习，课前学生自主学习观看视频后适当安排2~3个问题作为课前作业，让学生根据自己观看的视频等素材有选择的完成课前作业并提交。 (3) 在课堂教学中通过观察和发现学生对知识的疑惑，及时答疑解惑。利用网络教学资源进行教学演示，针对学生提交的课前作业完成情况，课堂上教师进行个别辅导，因材施教，使学生个性得到发展，辅导完后教师根据本节知识布置选作题，以加深学生对知识的理解，开拓学生的思维。 (4) 课后学生可以借助网络教学资源和网络交互工具进行学习和讨论交流，完成课后作业 [ 5 ] 。 2.2. 在线下进行“翻转课堂”教学模式的探索 翻转课堂是基于计算机和互联网技术的一种教学模式，它转变了传统课堂教学模式中教师与学生的角色，利用“互联网+”时代提供的丰富资源，学生在线上完成知识的学习，而课堂变成了老师学生之间和学生与学生之间互动的场所，包括答疑解惑、知识的运用等，从而达到更好的教育效果。 在传统的教学模式中，积极将“翻转课堂”理念融入到《模拟电子技术》课程的教学中，针对某节课采用翻转课堂教学法，引导学生自主参与其中，选择由学生分组进行讨论，并由小组代表发表意见，上讲台演讲，最后由教师归纳总结，通过融合小组讨论和课堂演讲。教学模式的改变充分发挥了学生的自主性，提高了课堂的活跃性，让学生从被动的接受变成主动学习，独立思考，有利于学生积极参与课堂教学，更有利于学生提高学习效率，综合培养学生的组织、协调的能力 [ 6 ] 。 课后作业在整个翻转课堂作业设计中起到巩固和交流的作用，根据课上学生的学习情况，有针对性地选择或者自编一些课后强化知识点的探究式作业，有效的巩固教学效果，从布置作业到完成作业，知识得到巩固，也提升了对知识理解，开拓了思维视野。有时也采用学生分组合作完成作业，来弥补学生独自做作业不足，还能借鉴其他学生不同的解题思维和做题方法，利于提高学生交流沟通能力，增进友谊利于团结 [ 7 ] 。 例如在学习放大电路中的反馈这一章时，在第一节课理论知识讲授以后，课前准备布置下节课的任务——如何进行负反馈电路四种组态的判断，由老师下发任务单，布置2~3个问题作为课前作业，让学生做好提前预习。课上老师首先提出一个小的悬念，启发引导学生，引入交流负反馈的判断方法及引入交流负反馈的原则等问题，然后让学生带着问题进入思考，以理解课程内容作为学习目标，通过问题把学习内容穿插起来，老师作为引导者，鼓励学生自主设计解决难题。 分组实施，小组展开讨论，让学生上台讲解自己对集成运放工作在线性区和非线性区的工作原理的理解，以此为线索让学生主动思考，解决交流负反馈电路四种组态难分析的问题。在检验学生学习效果时，出一道设计类的题目，根据不同的要求设计交流负反馈四种组态放大电路，形式是以小组为单位开展学习竞赛，让学生自己讲出对此题的理解，在此过程中可喜的一幕出现了，有个同学看到自己小组的代表上台连接设计电路有个小疏忽，激动的举手就自告奋勇的上讲台纠正发现的问题，这种教学模式既调动了学生的积极性，同时让其他同学也有竞争的动力。课后学生对学习内容更加容易理解并且记忆更深刻，在期末考试针对负反馈电路的这道题目，有90%以上的同学都答对了。 “翻转课堂”的主要模式是“先学后教，以学定教”，打破了学生机械性接受知识，提高了学生独立思考的能力，更提高了教学的效率和质量。