DreamBlooms/HansPub-15000-to-45000 huggingface dataset:
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user: 2. 几何外形与材料 本文参照常用导弹类型，设计了钝球头锥弹头模型，如图1所示；前端为外径500 mm的局部球形，后部为后缘外径700 mm的截锥形，通体等厚度30 mm，模型总长650 mm。 图1. 钝球头锥弹头外形图 [ 7 ] 由于弹头要承受高温荷载，参照超声速导弹热防护文献和模型实体，结构采用SiC陶瓷材料，假设材料为各向同性，考虑材料热物性参数随温度变化的特点，具体参数如表1所示。 Table 1 Physical properties of SiC ceramic 温度/℃ 20 500 1000 2000 导热系数/(J/(m∙s∙K) 12.5 20.5 30.4 40.3 热膨胀系数 × 10 −6 2.5 4.4 7.7 9.2 比热容/(J/(kg∙K) 600 1500 2000 2300 弹性模量/GPa 175 泊松比 0.3 密度/(kg/m 3 ) 3200 表1. SiC陶瓷材料物理属性
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user: 3. 数学模型 对计算模型进行简化处理，弹头后部简化为几何直圆柱，故不考虑尾部效应，不考虑内部支撑和设备影响。 换热过程不计算辐射作用，只考虑气动加热对壁面的影响，结构网络的外边界看作绝热壁面，即只考虑前方空气压缩和弹头周围空气的摩擦而产生的动能转换。 简化使得计算所得热边界条件比实际情况偏高，但其误差在打样设计阶段是可以接受的 [ 8 ]。此方法保证了气动热的计算结果可以直接作为结构网络的热荷载施加于其外表面节点，大大减少了总体分析的难度和工作量 [ 8 ]。 3.1. 热流边界条件 计算超声速导弹以4.3 Ma飞行时产生的气动热，自由来流条件选取20 km处大气条件，计算条件 [ 9 ] [ 10 ] 为：温度216.7 K，密度为0.08891 kg/m³。 依据热流经验公式得到驻点热流 q s = 1105 × 10 5 R N ( ρ ∞ 1.206 ) 0.5 ( v ∞ 7900 ) 3.15 (1) 式中R为曲率半径， ρ 是密度，v是飞行速度。 按照计算得到的驻点热流值，以线性过渡的方法沿导弹弹头壁面施加变化的热流。 3.2. 温度场计算 假设所用SiC陶瓷为各向同性材料，不同方向上的导热系数相同，采用傅里叶方程 ρ c ∂ T ∂ t = λ ∂ 2 T ∂ x 2 + λ ∂ 2 T ∂ y 2 + λ ∂ 2 T ∂ z 2 (2) 初始条件为 T | t = 0 = T 0 ( x ， y ， z ) 已知物理边界上的热流密度，边界条件为 ( λ x ∂ T ∂ x n x + λ y ∂ T ∂ y n y + λ z ∂ T ∂ z n z ) | s = q x ( x ， y ， z ， t ) 式中， ρ 是密度； λ x ， λ y ， λ z 为导热系数，c为比热容，T为温度，t为时间，q为热流密度。 建立瞬态导热有限元方程，有限元格式采用部分离散的方法，在空间域内进行有限元离散后，得到一阶常微分方程组，采用时间离散+直接积分的方法进行求解 [ 11 ]。空间域离散为节点温度的常微分方程初值问题。 [ C ] e { T ˙ } e + [ K ] e { T } e = { P } e (3) C i j = ∫ Ω e ρ c N i N j d Ω K i j = ∫ Ω e ( λ x ∂ N i ∂ x ∂ N j ∂ x + λ y ∂ N i ∂ y ∂ N j ∂ y ) d Ω + ∫ Γ 3 e h N i N j d Γ P i = ∫ Γ 2 e N i q s d Γ + ∫ Γ 3 e N i h T f d Γ 其中， C i j 为热容矩阵元素， K i j 为温度刚度矩阵元素， p i 为节点等效温度荷载元素。 对时间进行离散，分为若干个单元，在每一个时间单元内，采用向后拆分格式代替微分 ∂ T ∂ t = T t − T t − Δ t Δ t (4) 代入(3)式得 [ C Δ t + K ] { T } t = [ C ] Δ t { T } t − Δ t + { P } t (5) 3.3. 热应力计算 热应力分析与温度场分析采用相同的有限元网格，假设弹性模量和泊松比为常数。假设材料为各向同性，变形不影响温度，热膨胀只产生线应变，不产生切应变 [ 12 ]。 依据线弹性理论，应变由温度变化和应力共同引起 { ε } = { ε e } + { ε 0 } (6) 受热体弹性体的应变能 Π = 1 2 ∑ e { δ } e T [ K ] e { δ } e − ∑ e { δ } e T { F T } e (7) 单元刚度矩阵和热荷载分别为 [ K ] e = ∫ V e [ B ] T [ D ] [ B ] d v { F T } e = ∫ V e [ B ] T [ D ] { ε 0 } d v 由最小势能原理，得自由膨胀受到约束单元的平衡方程 [ K ] e { δ } e = { F T } e (8)
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user: 4. 有限元分析 4.1. 有限元分析步骤 针对超声速导弹弹头热应力问题，拟利用有限元方法对其计算分析，分析过程如图2所示。 图2. 有限元分析过程 4.2. 三维建模及网格划分 使用MSC.Patran前/后处理软件，根据结构尺寸建立有限元模型，使用XYZ空间直角坐标系，弹头的中心轴为Y轴，网格划分13610个三维四面体单元，三维模型示意图如图3所示，有限元网格如图4所示。 图3. 三维模型示意图 图4. 有限元网格示意图 4.3. 边界条件的施加 将计算得到的4.3 Ma飞行导弹的气动热载荷施加到结构表面，沿弹头壁面施加变化的热流 [ 13 ]，图5可以看出弹头表面的热流分布情况，驻点处热流最大为3 × 10 5 W/m 2 ，后缘热流最低为1.5 × 10 3 W/m 2 。沿模型中心轴方向(Y方向)，等距取结构面上的节点热流，得到表面热流分布曲线如图6所示。 在弹头模型后缘施加等效固定约束，使结构三个方向自由度为0，以简化导弹弹体对弹头的约束作用，方便分析弹头在气动热下的应力和位移。 图5. 热流边界条件 图6. 表面热流分布曲线
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user: 5. 结果分析 5.1. 温度场分析 利用Nastran求解器进行热分析计算，求得模型的温度场，获得结构网格各个节点温度随时间变化的历程。取最大时刻400 s时的温度分布如图7所示，弹头温度分布由末端沿纵向位置逐渐增大，分布规律与热流分布基本一致，驻点处受热最为严重，温度达到1060℃。因为驻点区域气流压缩强烈，动能和压缩能几乎全部转化为内能，热流密度最大，传热量最大，温度最高。图8为沿中心Y轴温度变化曲线，外表面温度变化梯度沿壁面由底部逐渐增大，这与理论分析结果吻合，温度分布规律合理。 图7. 外表面温度场示意图 图8. 外表面温度沿Y轴方向变化曲线 对结构内表面温度进行分析，取最高温度时刻400 s时结构内表面的温度场云图如图9所示，弹头顶部的内表面温度最高达到870℃，驻点处内外表面温度差大约为200℃，内外表面温度分布规律一致，沿中心Y轴呈环状分布，随着加热时间的增加，热量持续不断的向导弹内部传递，导致外层的高温区不断向内扩展 [ 14 ]。 选取外表面驻点处的温度值进行分析，得到驻点处0~400 s温度值随时间变化的曲线如图10所示。分析结果可见，驻点温度表现为先增加较快，然后趋于平缓，前50 s内温度快速上升，至50 s时达到408℃；50 s后温度变化减缓，至200 s时达到720℃，400 s时达到1060℃。因为初始时刻，弹头表面与高温气体的温差相对较大，故弹头表面受热之后会立即升温，且速率较快，随着气动加热的持续进行，一方面头部结构温度升高的速率逐渐减小，另一方面头部整体温度趋于均匀，高温区的温度梯度逐渐减小，温度上升速率减缓 [ 14 ]。结果与实际飞行时弹头驻点温度变化规律基本一致。 图9. 内表面温度场示意图 图10. 驻点温度值0~400 s变化曲线 5.2. 热应力分析 取最高温度时刻400 s时的温度场，利用Nastran进行热应力求解计算，得到结构应力和位移结果。VonMises应力如图11所示，整体应力沿中心Y轴呈环状分布，由于弹头的顶部热流较大，对热梯度更加敏感，结构强度最为薄弱，弹头尖端热应力最大达到220 MPa；应力最大值区域出现在驻点附近而非驻点处，这是由球头锥外形的曲面效应导致，与球头锥的曲率半径等有关。弹头后缘受固定约束的影响，发生应力集中现象。 位移云图如图12所示，从整体分析，弹头的热变形趋势与其温度场分布基本保持一致，弹头在高温作用下发生了明显的热膨胀，其热变形量由底部沿弹头表面随着结构温度的升高逐渐增大，其热变形量的变化梯度也在增大 [ 14 ]；结构整体的热变形与温度成正相关，符合热弹性力学的基本规律。由于SiC陶瓷的弹性模量较大，弹头顶部的变形量不大，至驻点区域处位移量为2.74 × 10 −3 m，进一步验证了SiC陶瓷具有较好的高温力学性能。 图11. Von Mises应力云图 图12. 整体位移云图 图13~15给出了弹头在X、Y、Z三个方向上应力分布情况。三个方向应力最大值相近，应力分布规律与热流分布基本一致；由图中可以看出，结构沿X方向应力分布关于YOZ平面对称，最大压应力为2200 MPa，最大拉应力为151 MPa；Y方向应力沿Y轴环状分布，且关于中心轴对称，最大压应力为2390 MPa，最大拉应力为190 MPa；Z方向应力分布关于XOY平面对称，最大压应力为2200 MPa，最大拉应力为151 MPa。从应力分布情况来看，压应力主要出现在前端表面，拉应力出现在弹头后缘。由于结构前端为弹头的高温区，且温度梯度大，造成弹头前端的各方向应力也最大，最大值的位置均在端头驻点区域。由于导弹模型采用的是各向同性的SiC材料，热膨胀系数在X、Y、Z三个方向上相同，因此，热应力在三个方向上的分布情况也基本相同。 图13. X方向应力 图14. Y方向应力 图15. Z方向应力
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user: 6. 结论 研究了一种以4.3 Ma速度飞行的SiC陶瓷钝球头锥超声速导弹弹头，建立了其数学模型，进行了气动热、温度场与应力场的计算分析；利用Nastran软件对导弹弹头结构在气动热荷载作用下的应力应变进行了有限元分析。结果表明，结构顶部的热流集中导致弹头顶端产生应力集中，热应力沿中心轴环状分布；头部前端为整个弹头的高温区，温度梯度大，造成弹头前端的热应力也最大，且最大值出现在驻点附近。因此在超声速导弹设计过程中必须考虑气动加热的影响，对弹头端部进行优化设计和热防护处理。研究成果可为实际工程设计提供分析方法和数据参考，依据弹头结构有限元计算的热应力分布，可以优化导弹弹头的结构及材料参数。
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user: 摘要 为增进磁性薄膜的磁光性能，利用Comsol软件设计了含钴膜的多层阵列薄膜，对二维周期性复合薄膜磁光性能进行了数值计算。阐明了二维阵列薄膜的等离激元激发与入射光波波长和方位角有关，具有各向异性。探寻了阵列薄膜光学反射率、纵向磁光克尔角随波长和方位角的变化规律。研究发现，复合多层磁性薄膜的磁光性能相较于单层磁性薄膜有了较大提升，由此阐明了磁光增强的物理新机制：复合多层阵列薄膜的等离激元和介质层的腔效应耦合是磁光性能改善的根源。此项研究对于设计高性能磁光材料提供了有益指导。
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user: 1. 引言 随着对表面等离激元理论研究的深入与现代纳米加工技术的进步，一些专家学者开始发现表面等离激元SPP(Surface Plasmon Polariton)具有极其广阔的前景，越来越多的专家学者加入了这个研究的队伍。在20世纪末，发现了二维周期性金属圆孔结构的透过增强现象，这个发现极大地促进了表面等离激元的原理以及在应用领域上研究的巨大进步。如今有关表面等离激元的研究成果也在多个国际刊物(如Nature，Science)上发表。随着研究的进展，对一些以前无法解释的现象能够进行尝试性解释，并且能够将其应用在实际生活中，这样一门新兴科学——表面等离激元学也就慢慢形成了 [ 1 ] [ 2 ] [ 3 ]。跨入21世纪以来，在表面等离激元相关领域的研究已经取得了许多令人欣喜的新进展，而且由于它的应用广泛性，这门学科迅速与其它学科领域交叉渗透，形成了许多新的研究领域 [ 4 ] [ 5 ] [ 6 ]。 表面等离激元有两个重要的特性：表面局域性和近场增强性，利用这两个重要的特性，可以应用在能源、超分辨成像、传感探测、生命科学等多个科学领域。特别是，随着纳米加工和制备技术以及理论模拟分析手段的发展，表面等离激元对磁光效应影响的研究逐渐广泛和深入。磁性材料的磁光克尔效应在理论和实验方面都引起人们很大的兴趣。探求增强磁光克尔效应的途径是一项极受重视的工作。以前的研究多集中于单一磁性材料纳米结构中的磁光效应，利用等离激元激发来调控磁光性能。然而在复合磁性纳米结构中存在两种效应：等离激元的激发及介质层内微腔干涉效应，这二者耦合怎样影响磁光效应，以及通过等离激元和微腔效应耦合有效调控磁光效应是一个有意义的科学问题，也是一个需要解决的关键问题。因此，研究纳米结构材料的磁光性能具有重要的科学意义。鉴于此，在本项目中我们将引入电介质层，使其与磁性金属层相结合，设计复合多层的磁性纳米结构，探讨其磁光增强的规律。为实现磁性纳米材料磁光效应的人工调控，发展具有强的磁光效应的新型纳米结构功能材料和高灵敏传感器件提供理论依据。
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user: 2. 理论模型的建立 2.1. 等离激元波矢匹配条件 现设有无限大的两种各向同性介质材料，运用Maxwell (麦克斯韦)方程，和边界条件相结合，便可计算得到SPP (Surface Plasmon Polariton)的色散特征和它的场分布，假设TM电磁波与竖直方向偏离一定角度射到半无限介质与金属交界面(xz平面)。一般TM电磁波的波矢量 k = ( k x ， k y ， 0 ) ，电场和磁场的表达式可以写成如下 [ 7 ] - [ 12 ] 形式： E = [ E x ， E y ， 0 ] e i ( k x x + k y y − ω t ) H = [ 0 ， 0 ， H z ] e i ( k x x + k y y − ω t ) (1) 依据麦克斯韦无源的方程式： ∇ × H = ε ∂ E ∂ t 在介质与金属界面，再结合边界连续条件，得到沿着介质和金属分界面传播的SPP的色散方程： k s p p = k 0 ε 1 ε 2 ε 1 + ε 2 (2) 上式中 ε 1 是介质的介电常数，是一实数。但是由于金属的介电常数 ε 2 = ε 2 r + i ε 2 i 是一个复数。 通过上面的传播等离激元SPP色散关系，我们只是明确了表面等离激元的自身的一些性质，如要想使其在金属与介质的交界面上产生表面等离激元，由于SPP的波矢与空间中的光波矢具有一定的差值，也就说如果要激发SPP就必须使用一些方法，提供缺少的那段波矢。也就是我们说的进行波矢匹配，这样才能产生表面传播等离激元的激发。 在进行波矢匹配时，我们利用周期性结构带来的倒格矢来达到自由空间的光波矢量与SPP的波矢进行匹配的目的 [ 13 ] [ 14 ]，这是一个简单而有效的方法。关于周期性结构来说，因为面内波矢的动量是守恒的，于是可以得到以下波矢匹配条件： | Re ( k S P P ( λ ) ) | = | k | | ( λ ) + G | (3) 上述式子当中 Re ( k S P P ) 代表的是表面SPP波矢中的实数部分，G代表的是晶格倒格矢， k | | 代表的是入射光周期阵列平面内的波矢分量。所谓的波矢匹配如(3)式，就是要平面内光波矢加上外在的倒格矢的等于在这个频率下的SPP的波矢。 这里我们讨论二维周期性结构，这边我们采用的是四方晶格，四方晶格它的波矢匹配条件是： | Re ( k S P P ( λ ) ) | = | k | | ( λ ) + G m ， n | = | k | | ( λ ) + ( m ⋅ 2 π a 1 i + n ⋅ 2 π a 2 j ) | 正空间中晶格结构的周期这里用 a 1 ， a 2 表示， ( m ， n ) 它所代表的是倒格矢所对应的级次，称为衍射级次。如果上述式子的条件满足后，就会产生表面等离激元(SPP)。 2.2. COMSOL计算模型 COMSOL multiphysics是一个常见的多物理分析的软件，可以用这个软件来进行力学、光学、化学等很多方面的模拟。周期性结构中的光学性质可以用这套软件射频模块来模拟。我们使用软件的射频模块，作如下说明： 1) 三维建模。COMSOL提供了一整套的建模工具，比如矩形、椭圆等基本形状，以及拉伸、阵列等操作，根据Co点阵列结构，我们建立了如下面图1所示的三维模型。 建模方法：建立这种多层的周期性的纳米点阵结构，需要首先建立一个四方晶格阵列支架，然后在在上面叠加上一些薄膜层，总共四层薄膜，分别是银(Ag)、二氧化铪(HfO 2 )、钴(Co)、二氧化铪(HfO 2 )。 图1. COMSOL模型示意图 2) 网格划分：由于数值计算的需要我们采用网格化这种形式。所谓的网格划分就是把它分成一个一个小网格，计算的时候先计算第一个网格，再计算第二个网格……然后把它们延伸起来，每个网格就是一个计算单位。这种计算的方式也是软件所要求的。 3) 材料参数设置：最上层的薄膜选用HfO 2 ，其中HfO 2 的光学折射率约为1。9，比日常我们用的玻璃(折射率约为1.55)还要高。因此它透过的光就比较多，在两层HfO 2 薄膜之间形成法布里玻罗腔，透射光能够在腔里反复震荡，增加了光与钴(Co)的作用时间。如果上层不覆盖二氧化铪薄膜，光在钴的表面就会立刻反射出来，作用效果就没那么强了。 4) 其他设置，对于入射光电场 E 的偏振方向如图2(a)所示。磁场方向垂直纸面向外，与膜面平行。 E 和 H 的叉乘沿着 k 的方向， k 、 E 和 H 相互垂直。入射光场，是一种P偏振光场。图2(b)标示了入射光的入射角θ和方位角φ。 图2. (a) 四层磁性阵列薄膜竖截面示意图；(b) x、y轴沿方形阵列两个正交方向，z轴为法线方向。入射光的入射角为θ，在阵列薄膜的方位角为φ
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user: 3. 分析与讨论 3.1. 探究纳米钴阵列膜的等离激元激发条件 把同一个钴的纳米点阵列膜，取为方形阵列，周期设置为330 nm，纳米点高20 nm，分别在空气和二氧化铪的包覆下，探究其激发表面等离激元的条件。软件数值计算的结果如下。 图3. 空气中钴阵列膜的等离激元激发需要的入射波长随方位角的变化 图4. HfO 2 介质中钴阵列膜的等离激元激发需要的入射波长随方位角的变化 由图3、图4，对比可以看出，同一纳米Co阵列膜不管在空气中还是在HfO 2 的包覆下，不同级次衍射光激发的等离激元的波长是不一样的。在两种介质中(−1， 0)这种衍射级次光产生SPP对应的入射波长，随方位角的增大而逐渐减小，(0， −1)级次产生SPP需要的入射波长，随方位角的增大而逐渐增加，(−1， −1)这种级次产生SPP需要的入射波长，随方位角的增大变化不大，而(−2， 0)级次光产生SPP需要的入射波长，随方位角的增大缓慢减小。 同时它们也有不同点，把Co纳米阵列膜放到不同的介质中，激发等离激元对应的入射波长是不一样的。在空气中的包覆下激发SPP最高波长约570 nm，而在HfO 2 的包覆下Co激发SPP最高波长能达到700 nm，前者激发SPP的入射波长主要在短波长，而后者激发SPP的入射波长主要处于较长波长的范围。 由此可见，钴阵列膜在不同的介质里面，等离激元激发对应的入射光波长是不一样的。虽然它们曲线的变化趋势大致相同，但是激发的波长范围有所不同，所以介质环境会影响钴阵列的光学特性。 3.2. 复合磁性纳米阵列膜的光学反射率 在数值计算中，我们取四层阵列膜各层厚度，从上到下依次为HfO 2 (20 nm)，Co (20 nm)，HfO 2 (40 nm)，Ag (40 nm)，方形阵列周期为330 nm。复合纳米磁性阵列对光的反射，会随着方位角和入射光波长的变化而变化，以下研究这种周期阵列光学反射率的变化规律。 图5. 不同方位角的复合纳米阵列膜光学反射率随入射波长的变化曲线 这里入射角固定45˚情况下，我们分别取了方位角为0˚，15˚，30˚，45˚来研究四层纳米钴阵列的反射系数。图5中横坐标代表的是入射光的波长，纵坐标代表的是反射率。 由图5看出，在入射光的频率相同的条件下，不同的方位角它的反射率是不一样的，都彼此分离。这就可以说明在点阵列的四层结构中薄膜的反射率跟方位角的大小有着很大的关联，在不同的方位角下薄膜的反射特性会发生改变，并且如果固定方位角的大小，薄膜的反射率也会随着入射光频率的改变而改变。方位角为0˚，15˚，30˚，45˚时它们的反射率随入射光频率变化曲线可以看出，这几个曲线的变化趋势大致类似，入射光在短波范围内时，它们的反射率都比较低一些，随着入射光波长的增加，它们的反射率会上升，反射率随波长和方位角变化。因此，多层点阵薄膜对光具有各向异性。 在方位角为30˚，入射光的频率为550 nm时，我们发现它有一个谷值，对这个极小值出现的原因我们做了进一步分析。我们取了单层纳米钴的点阵列(在空气的包覆下)和多层纳米钴的点阵列(在HfO 2 的包覆下)进行比较。 从图6，我们发现在方位角为30˚，入射光频率相同的情况下，单层的钴薄膜(在空气的包覆下)薄膜的反射率比较高，而多层的钴薄膜(在HfO 2 的包覆下)它的反射率就比较低。显然多层结构的光吸收比较显著。并且在空气中的单层钴薄膜在入射光的波长为550 nm时并没有极小值的出现。那么多层的阵列薄膜光吸收比较显著的原因是：钴薄膜有HfO 2 的包覆，入射光照射在它的表面就可以在多层结构中形成法布里玻罗腔。光学腔通过光的折射对光进行一定的吸收，进去的光能量多，出来的光能量少，这样就导致了单层结构反射率高，而多层结构反射率低，对光吸收比较显著。这说明构成四层结构的薄膜形成的光学腔起到了对光的一个吸纳作用，降低了它的反射率。 为了解释多层结构在方位角30˚为入射光的波长550 nm反射率出现的极小值，利用COMSOL软件，我们又做了一个在方位分别为0˚和30˚，入射光的波长为550 nm时，多层纳米钴阵列纳米盘光场的空间分布。 图6. 单层纳米磁性阵列膜和复合纳米磁性阵列膜反射率对比 图7是x， y平面的光场空间分布情况。图7(a)图是方位角为0˚时光场的空间分布，图7(b)图是方位角为30˚时光场的空间分布。可见方位角为30˚时，在钴的纳米点的附近形成了非常强的电偶极子，电偶极激发比较显著，光在纳米盘的附近有一个非常强的光场分布。而对照方位角为0˚的时候，此时它虽然也能进行电偶极激发，但是电偶极子激发比较弱，光在纳米盘的附近的光场分布相对也会弱很多。这就说明，在方位角为30˚时，它存在一个强烈的光吸收，形成一个比较强的局域电偶极激发，使光聚集在纳米点的附近，从而使反射出来的光能量变少。因此，它的反射率才有一个明显的降低。根据3.1的计算结果，这种条件下并不能激发SPP波，由此说明钴纳米点的附近光增强源于局域等离激元的激发。 图7. 光场相对强度 | E | / | E 0 | 的空间分布比较。其中 | E 0 | 为初始入射电场模， | E | 为空间中电场模 3.3. 复合磁性纳米阵列膜的纵向磁光克尔谱 我们利用HfO 2 高折射率介质构筑的复合多层HfO 2 /Co/HfO 2 /Ag/substrate阵列薄膜，旨在提高复合磁性薄膜的磁光性能。那么这种复合点阵结构与单层的Co阵列膜，磁光性能有怎样地改善呢？利用COMSOL数值计算，以纵向克尔效应的克尔谱进行比较，由此阐明阵列膜磁光增强的物理机制。 从图8可以看出，克尔谱曲线随入射面的方位角发生变化，磁光克尔效应呈现各向异性。据克尔角与菲涅尔反射系数的关系 [ 15 ]： θ k = r s p / r p p 由于不同方位角下，Co阵列膜的等离激元激发情况不同，反射系数 r s p 、 r p p 不同，所以克尔角发生相应的变化。 图9为复合多层阵列薄膜的克尔谱，与图8相比，克尔谱发生了明显的变化，克尔角量值有了较大的改变，不同方位角下，克尔角最大值都有了较大增长，这说明复合多层阵列薄膜磁光克尔效应得到了明显改善。在波长550 nm附近，方位角为30˚，单层Co薄膜克尔角在极小值附近，而复合多层阵列薄膜的克尔角在极大值附近。对单层的Co薄膜不存在光腔效应，而复合多层阵列薄膜存在光腔效应，光在Co和Ag所夹的HfO 2 介质层内发生了法布里玻罗腔的光增强效应(如图10)，光在腔内多次反射干涉，增强了光与Co膜的作用。前面的计算已说明，光波长在550 nm处，于Co膜表面也引起了局域等离激元激发，使膜表面光场得到增强。由于光腔效应与等离子电偶极激发共同耦合作用，使反射率在该处出现明显降低，相应薄膜的克尔角变大，磁光效应得到加强。 图8. 单层Co/substrate阵列薄膜克尔谱 图9. 四层HfO 2 /Co/HfO 2 /Ag/substrate阵列薄膜克尔谱 图10. 四层HfO 2 /Co/HfO 2 /Ag/substrate阵列薄膜的电场相对强度分布
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user: 4. 结论 利用Comsol软件研究了二维磁性阵列薄膜的等离激元激发规律。研究发现：等离激元的激发随入射方位角的变化呈现各向异性。钴阵列膜在不同的介质里面，等离激元激发对应的入射光波长是不同的。由此说明介质环境显著影响钴阵列膜的光学特性。在此基础上，对磁性阵列薄膜的反射率和克尔角进行了数值计算，发现反射率和克尔角对入射方位角的变化均呈现各向异性。而且单层磁性阵列膜与四层阵列膜光学反射率、克尔谱随入射方位角和波长变化曲线存在显著差别，单层的钴阵列膜光学反射率比四层阵列膜反射率高，这源于四层阵列膜存在法布里光腔效应增强了光吸收。而四层阵列膜克尔角最大值要高于单层阵列膜，因此四层阵列薄膜的磁光特性有了较大改善。由此阐明，四层阵列膜的磁光增强源于等离激元与法布里光腔效应耦合作用。该研究为设计高性能磁光材料提供了理论依据。
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user: 摘要 针对智能四轮转向车辆车道保持系统控制行驶时的稳定性需求，提出了一种新的四轮主动转向车道保持控制策略。针对智能车辆车道保持和非线性车辆系统状态估计问题，设计了利用车辆传感模块、曲率预瞄模块结合基于自适应MPC算法的车道保持控制算法，对车辆的稳定性进行分析，设置约束条件，实现对参考车道的精确跟踪。设计权系数后轮主动转向最优控制器，实现四轮转向的最优控制，在Matlab/Simulink中对控制算法的效果进行了验证，仿真结果表明：基于自适应MPC车道保持的最优控制四轮转向方法具有良好的横向控制稳定性和车道保持控制精度。
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user: 1. 引言 随着自主驾驶技术和电子控制技术的飞速发展，智能车辆车道保持和自动驾驶的研究已成为一个重要的研究热点。在自主车辆的研究中，操纵性和稳定性一直是两个关键的性能指标。智能车辆的车道保持系统是智能车辆重要的控制系统，也是车辆主动安全控制研究的核心技术之一。车道保持控制不仅需要考虑车辆自身行驶时的车身状态，也需要考虑车辆的位置信息道路信息等，传统车道保持系统如采用PID [ 1 ]，滑模控制 [ 2 ]、线性二次最优(LQR) [ 3 ]、模型预测 [ 4 ] [ 5 ] [ 6 ] 等控制算法可以实现车道中心线的准确跟踪并实现车辆的稳定操控，但仍不能满足更高的行驶的稳定需求。模型预测算法虽可以满足系统不确定关系下的递推约束问题，但未知车辆的实时适配问题模型与保证满足约束条件，一直没有彻底解决 [ 7 ]。由于车辆内部模型参数恒定，无法保证在车辆高速行驶时由于路面环境的影响或车辆状态参数的变化等强非线性特征往往导致车辆无法按预定车道行驶。四轮转向技术是提高汽车的操纵稳定性和安全性的直接、高效的主动安全底盘技术 [ 8 ] [ 9 ] [ 10 ] [ 11 ]。四轮转向技术在低速时减小转弯半径，提高机动性和高速行驶时转向响应小，车辆的操纵稳定性相比传统两轮转向有明显改善 [ 12 ]。 考虑智能四轮转向车辆在车道保持行驶时的稳定性，设计了自适应MPC车道保持控制器，为了实现对车道中心线精确跟踪，建立了车辆线性二自由度持预测模型和控制器的传感模块动力学方程，利用曲率计算车辆和期望车道中心线的侧向位移偏差，控制车轮转角输入从而使侧向偏差趋向于0。为提高线控主动四轮转向汽车的行驶稳定性，通过控制前轮转角和线性二次最优反馈控制的后轮转角的大小和方向来对车辆的运动轨迹和行驶稳定性进行控制，并在Matlab/simulink中对不同的四轮转向控制方法进行仿真对比，验证本文设计的控制方法整体性能。
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user: 2. 车辆动力学模型 实际车辆的小侧向加速度和横摆角速度运动可用简化的线型二自由度车辆模型描述，模型假设轮胎的侧向力处于线性工作区。四轮转向车辆车道保持控制系统控制稳定性取决于侧向和横摆运动，建立的车辆单轨模型线性二自由度线型微分方程为 [ 13 ]： m ( v ˙ y + v x ω ) = ( C l f + C l r ) β + 1 v y ( a C l f − b C l r ) ω − C l f δ f − C l r δ r I z ω ˙ = ( a C l f − b C l r ) β + 1 v x ( a 2 C l f + b 2 C l r ) ω − a C l f δ f + b C l r δ r (1) 式中：m——整车质量；v x ——纵向速度；v y ——侧向速度；C lf 、C lr ——前、后车轴的侧偏刚度；δ f 、δ r ——前轮转角；I z ——绕Z轴横摆转动惯量；a，b——前、后轴距；ω——横摆角速度；β——质心侧偏角。
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user: 3. 车道保持自适应MPC控制 智能车辆车道保持辅助系统配备有摄像头传感器，该系统将车道传感器数据输出的自适应MPC控制器中，控制车辆保持在车道中间即通过控制转向角减小侧向位移偏差e 1 及横摆角偏差e 2 ，同时通过摄像头预瞄的点测量当前车道的曲率和曲率导数，根据当前时间和预瞄长度，计算出未来曲率。车辆传感模块示意图，如图(1)所示。 图1. 车道保持系统传感模块示意图 如图１中所示，车道保持系统传感模块输出横向偏差 e ˙ 1 和相对偏航角 e ˙ 2 ，动力学方程如下所示： e ˙ 1 = v y + v x e 2 (2) e ˙ 2 = ω − ρ v x (3) 其中： ρ = ( g ( x ) ⋅ g ( g ( y ) ) g ( x ) 2 + g ( y ) 2 ) 3 (4) 式(3)中： ρ 表示曲率；实际横摆角速度 ω 可用三轴加速度传感器实际得到；道路曲率预瞄模块检测车道曲率后以1秒提前时间输出预览曲率，因此在模型预测控制器设置样本时间T s 为0.1 s，预测域设置10个步长进行输出。本文使用的曲率 ρ 基于双移线变换轨迹计算。 由非线性模型和复杂的控制约束对车辆车道保持控制求解计算量大，不能满足实际工况中实时性要求，采用简单化的线性模型预测控制器，且考虑到传统MPC内部固定难以适应车辆不同工况下如高速行驶的转向工况的稳定性控制采用自适应MPC算法，改善工作条件的强耦合高、非线性问题。设置输出变量： X = [ y ˙       ω ˙         e 1     e 2 ] ，输入变量 U = [ δ       ω ˙ d e s ] 结合式(1)~(3)，建立车辆连续时间预测模型如下： d d t = [ y ˙ ω ˙ e 1 e 2 ] = [ a 11 a 12 0 0 a 21 a 21 0 0 1 0 0 v x 0 1 0 0 ] [ y ˙ ω ˙ e 1 e 2 ] + [ b 11 0 b 21 0 0 0 0 − 1 ] [ δ f ω ˙ d e s ] = A f [ y ˙ ω ˙ e 1 e 2 ] + B f [ δ f ω ˙ d e s ] (5) [ e ˙ 1 e ˙ 2 ] = C [ y ˙ ω ˙ e 1 e 2 ] + D [ δ f ω ˙ d e s ] (6) 上式(6)中， a 11 = − 2 C l f + 2 C l r m v x ， a 12 = − v x − 2 a C l f − 2 b C l r m v x ， a 21 = − 2 a C l f + 2 b C l r I z v x ， a 22 = − 2 a 2 C l f + 2 b 2 C l r I z v x ， b 11 = 2 C l f m ， b 21 = 2 a C l f I z 由于MPC算法只适用于离散系统控制，因此需要对上述连续系统方程进行求解离散化： { x ( k + 1 ) = A t x ( k ) + B t x ( k ) + B V v ( k ) + B d d ( k ) y ( k ) = C x ( k ) + D v v ( k ) + D d d ( k ) (7) 上式中，变量k为采样时刻；d(k)， v(k)分别为过程状态偏差和测量输出偏差，其中： A t = e A T s B t = ∫ 0 T s e A t d t B u (8) 为引入积分，并减少静差，将参考车辆系统信息与当前系统信息作偏差采用控制增量取代控制量： { x ( k + 1 ) = x ¯ + A d ( x ( k ) − x ¯ ) + B d ( u ( k ) − u ¯ ) y ( k ) = y ¯ + C ( x ( k ) − x ¯ ) + D ( u t ( k ) − u ¯ t ) (9) 由于车道保持行驶过程中，应控制车辆在预定车道内行驶，需要对侧向位移进行约束，同时满足前文假设小角度下的车辆模型假设条件，不超过车辆执行器的物理极限，对车辆纵向加速度、前轮转角范围和变化率建立控制约束如下： { u min ( t + k ) ≤ u ( t + k ) ≤ u max ( t + k ) ， k = 0 ， 1 ， ⋯ ， N c − 1 Δ u min ( t + k ) ≤ Δ u ( t + k ) ≤ Δ u max ( t + k ) ， k = 0 ， 1 ， ⋯ ， N c − 1 (10) 车道保持横向控制目标是实时准确的跟踪确定的车道路径，确保稳定性和舒适性。模型预测控制优化算法需要同时从侧向运动横向偏差最小和稳定安全考虑，定义优化目标函数求解系统的控制增量，目标函数引入松弛变量 ε 增强系统可行解，选取的目标函数为： J ( k ) = ∑ i = 1 N p ‖ y ( k + i | t ) − y ¯ ( k + i | t ) ‖ Q 2 + ∑ i = 1 N c − 1 ‖ Δ u ( k + i | t ) ‖ R 2 + p ε 2 (11) 式(10)中：N p 和N c 分别为预测和控制时域；ε为松弛因子；Q、R分别为表征横向跟随误差、控制输出增量权重矩阵。目标函数的第一项表示输出和参考之间的误差，它反映了控制目标的精确跟踪；第二项表示控制增量的大小，该值在控制目标上体现稳定性和舒适性；第三项是松弛因子，它保证了二次规划的最优控制量即前轮偏角。 将最优控制输入向量定义如下 Δ U = [ Δ u t ， Δ u t + 1 ， ⋯ ， Δ u t + N c − 1 ， ε ] T (12) 自适应MPC控制器计算得到的前轮转角 u ( k ) = u ( k − 1 ) + Δ u * ( k ) 作用于车辆执行器，直到产生在下一时刻最佳控制输入。
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user: 4. 基于线性二次最优理论的后轮转向控制 方程(1)中二自由度模型的状态空间矩阵形式如下 [ 10 ]： X ˙ = A r X r + B r U r + C r W r (13) 其中： A r = [ C l f + C l r m v x a C l f − b C l r m v x 2 − 1 a C l f − b C l r I z − a 2 C l f + b 2 C l r I z v x ] ， B r = [ − C l f m v x − a C l f I z ] ， C r = [ − C l r m v x b C l r I z ] ， X ˙ = [ β ˙ ω ¨ ] ， X r = [ β ω ˙ ] ， U r = [ δ f ] ， W r = [ δ r ] 。 线型二次规划最优控制(LQR)算法通过计算当前车辆状态X与理想状态量X d 之间的误差构造一个评价函数，通过求解评价函数即后轮的最佳输出角，得到最优控制律 [ 14 ]。用于建立车辆理想参考模型的状态变量如下式(13)所示： X d = [ β d ω ˙ d ] = A d δ f (14) A d = [ G β d G ω ˙ d ] = [ 0 v x ( a + b ) ( 1 + K v x 2 ) ] (15) 在公式(14)中， G β d 是侧滑角对前轮角输入的增益， G ω ˙ d 是前轮转向车辆横摆角速度的增益，K是表征车辆转向特性的稳定系数。 K = m a + b ( a C l r − b C l f ) (16) e = X − X d = [ e β e ω ˙ ] = [ β − β d φ ˙ − φ ˙ d ] (17) 为了保证LQR控制器有最优解，应设置控制器性能指标J，当J值最小时，应得到最佳后轮转角U(t)： J = 1 2 ∫ 0 ∞ [ ( X − X d ) T Q ( X − X d ) + U 0 T R U 0 ] d t (18) 其中： Q = [ q β 0 0 q ω ˙ ] ， R = [ r r ] 式中， q β 、 q r 和 r r 分别表示侧滑角、横摆角速度和后轮角度。通过大量的仿真实验，本文确定LQR控制后轮主动转向的最优 q β 、 q φ ˙ 、 r r 值为5、0、1。 采用变分法求解二次型最优控制问题 [ 15 ]，最终得到最优控制律如下： U * ( t ) = − R − 1 B T P X + R − 1 B T ( P B R − 1 B T − A T ) − 1 ( Q A d − P C ) δ f (19) 状态反馈增益矩阵如下： K F B = R − 1 B 0 T P (20) 前馈增益矩阵： K F F = R − 1 B T ( P B R − 1 B T − A T ) − 1 ( Q A d − P C ) (21) 综上所述，基于最优控制的后轮主动转向控制方程可以表示为： δ r = K F B X e + K F F δ f (22) 为了比较分析不同四轮转向的控制效果，验证本文提出的四轮转向控制方法优越的控制性能，将后轮转角比例于前轮转角控制，控制表达式如(22)所示，定义了四轮转向车辆的前轮转角和前轮转角，K b 可以保证在稳定状态下侧滑角为0。横摆角速度的反馈控制控制表达式为式(23)。将基于线性二次型最优控制理论控制的主动四轮转向与上述方法对比。 K b = δ r δ f = − b − m a v x 2 / [ C c r ( a + b ) ] a − m b v x 2 / [ C c f ( a + b ) ] (23) δ r = − C c f C c r δ f + ( a C c f − b C c r C c r v x − m v x C c r ) ω ˙ (24)
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user: 5. 仿真结果及分析 为验证本文设计的自适应MPC车道保持最优控制四轮转向控制系统的优越性，利用Matlab/Simulink仿真，采用常用的双移线工况检测车道保持控制精度和车辆稳定性，对比在相同仿真条件下，不同四轮转向控制方法的控制效果。设置出初始仿真车辆参数：整车质量m = 1575 kg；横摆转动惯量I z = 2875 N/m；前轴距中心位置lf = 1.2 m；后轴距中心位置lr = 1.6 m；前轴侧偏刚度C lf = −19000 N/rad；后轴侧偏刚度C lr = −33000 N/rad；初始车速为15 m/s；设置自适应MPC控制器参数：控制时域N c 为2，预测时域N p 为10。设定前轮转角 δ f 变化范围为 − 25 ∘ ≤ δ f ≤ 25 ∘ ，变化量为 − 0.5 ≤ Δ δ f ≤ 0.5 ，仿真结果如下： 由仿真结果图2和图3可以分析得出，采用最优控制的四轮转向车道保持控制双移线路径曲率跟踪横向误差最小，分别较前轮转向、比例前轮四轮转向、横摆角速度反馈四轮转向三种转向控制方法减少了0.8 m、0.46 m、0.7 m横向偏移误差。由图4相对偏航角偏差对比可知，基于最优控制的四轮转向控制的车道保持相对偏航角偏差仅为0.9%，较另外三种方法相对偏航角误差最小，说明自适应MPC车道保持最优控制四轮控制效果满足车辆车道保持控制的道路中心线跟踪的精确性要求。 图2. 车道保持行驶路径 图3. 车道保持横向误差 图4. 车道保持相对偏航角 由仿真结果图5和图6可知，基于自适应MPC设计的车道保持控制器，通过采集道路信息和对车道中心线曲率以及偏差计算，考虑四轮转向车辆行驶稳定性需求，结合单轨车辆模型设置模型约束产生最优的前轮转角，图6显示了不同四轮转向控制方法后轮转角对前轮转角输入的响应输出。 图5. 前轮转角输入 图6. 后轮转角输入 由双移线工况下的车辆横摆角速度响应见图7可知，最优控制四轮转向控制的车辆横摆角速度与前轮转向汽车横摆角速度最为接近，说明该方法有很好的转向感与前轮转向车辆保持一致，同时产生的质心侧偏角见图8最大也仅为0.145 rad，最优控制四轮转向控制方法在保证车辆转向能力的同时，降低了质心侧偏角，确保了车辆在转向过程中的稳定性。 图7. 横摆角速度响应 图8. 质心侧偏角响应
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user: 6. 结论 本文针对智能四轮转向车辆车道保持控制时转向稳定性问题，提出了一种基于自适应MPC道路车道保持最优控制四轮转向方案，自适应MPC控制器逐步优化求解最优参考前轮转角并通过最优控制器得到最优后轮转角作用于车辆。双移线路径跟踪仿真实验测试结果表明：自适应MPC满足高速转向工况强耦合、非线性状况下车道保持的准确性和稳定性；最优四轮转向控制相比前轮控制、比例前轮四轮转向控制、横摆角速度反馈四轮转向控制方法横向偏差最小，质心侧偏角最小且保证了横摆率，可以有效的提高车辆的操纵稳定性，减少车辆侧偏角避免产生侧翻等危险状况。
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user: 摘要 运用体外法探讨了七星剑花茎凝胶和茎多糖的保湿性能，并对比了七星剑花茎多糖与胶原蛋白、尿囊素、海藻多糖和透明质酸钠等四种常用保湿剂的保湿性能，研究结果表明：在高湿度和低湿度环境下，30%七星剑花茎凝胶溶液的保湿率均高于七星剑花茎多糖和其他测试浓度七星剑花茎凝胶溶液的保湿率(MR)；75%湿度环境下，48 h保湿率大小顺序为：MR 30% 七星剑花茎凝胶溶液 > MR 海藻多糖 > MR 尿囊素 > MR 透明质酸钠 > MR 七星剑花茎多糖 > MR 胶原蛋白 ；43%湿度，48 h保湿率大小顺序为MA 胶原蛋白 > MR 30% 七星剑花茎凝胶溶液 > MR 七星剑花茎多糖 > MR 尿囊素 > MR 海藻多糖 > MR 透明质酸钠 ；测试范围内，30%七星剑花茎凝胶溶液和七星剑花茎多糖与化妆品常用保湿剂的保湿性能差异不大，具有很好的开发和应用前景。
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user: 1. 引言 七星剑花茎是仙人掌科(Cactaceae)量天尺属(Hylocereus Britt. et Rose)植物七星剑花(Hylocereus undulatus Britt)植株的地面部分，新鲜的植物茎凝胶中含有植物多糖、矿物质元素、维生素E、甾醇等，可食用及用于制备具有营养和保湿作用的化妆品 [ 1 ]。研究表明，火龙果茎干品中多糖含量为7%左右，此多糖以甘露聚糖的形式储存于植物细胞中，具有无色、无味、无毒等特点 [ 2 ]。其分子量介于3900到4300之间，分子链短，含有羟基和羧基，具有较好的保湿能力 [ 3 ]，是一种极有发展前景的化妆品保湿成分添加剂。目前对量天尺属植物的保湿性能研究限于火龙果花、茎及由这些部位提取的多糖，而七星剑花茎及提取物的保湿性能方面的研究则尚未见报道 [ 4 ] [ 5 ] [ 6 ] [ 7 ] [ 8 ]。 本研究运用体外法测试了七星剑花茎凝胶、七星剑花茎多糖的保湿性能，并对比了七星剑花茎多糖与多种化妆品中常用的保湿剂的保湿性能，为七星剑花茎凝胶、茎多糖的开发利用提供理论依据。
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user: 2. 实验 2.1. 实验材料 2.1.1. 主要实验仪器 超声波清洗机(YT-100V，上海叶拓仪器仪表有点有限公司)，紫外可见分光光度计(UVmini-1240，岛津)，低速台式大容量离心机(TD 40C，上海安亭科学仪器厂)，旋转蒸发仪(N-1100系列，上海爱郎仪器有限公司)，真空干燥箱(DZF-6050，上海一恒科学仪器有限公司)，搅拌机(L12-Y3，九阳股份有限公司)，精密温湿度计(广州奥松电子有限公司)。 2.1.2. 实验材料及试剂 新鲜七星剑花茎(由肇庆市封开县农科所提供，取自七星剑花植株顶部的一年生茎，秋季采割)；氯化钠(天津市大茂化学试剂厂)；碳酸钾(陕西源优生物科技有限公司)；尿囊素(东晨化工有限公司)；水解胶原蛋白(盛美诺生物科技有限公司)；海藻酸钠(郑州惠喜化工产品有限公司)；透明质酸钠(东晨化工有限公司)；去离子水等。 2.2. 样品预处理 2.2.1. 七星剑花茎凝胶 用清水将新鲜七星剑花果茎洗净，去除外皮以及内部枝干，切成小块状，放入搅拌机中搅拌至糊状即得七星剑花茎凝胶。 2.2.2. 七星剑花茎多糖提取及提纯 [ 9 ] [ 10 ] 称取10 g七星剑花茎凝胶，放入冰箱冷冻24 h以上，解冻后与50 mL去离子水混合置于200 mL烧杯中，充分搅拌后加热至80℃，放入已经预热至上述温度的超声波清洗机中，浸提25 min后，将浸取液冷却至室温，放入离心机，于4000 r/min转速下离心15 min。将离心分离后的上清液用旋转蒸发仪旋转蒸发浓缩其体积为原来的1/4，将浓缩液倒入烧杯。而后在盛有浓缩液的烧杯中加入1/4浓缩液体积的sevage试剂(现配现用)，剧烈震荡烧杯，待出现白色絮状物后进行离心(4000 r/min， 15 min)，取上清液。将4倍于上清液的95%乙醇加入盛有浓缩液上清液的烧杯中，放入冰箱中静置4 h。静置结束后，取出烧杯，进行离心(参数4000 r/min，时间15 min)，取下部沉淀。将沉淀放在蒸发皿中，置于真空干燥器中80℃干燥2 h即得七星剑花茎多糖产物。 2.2.3. 七星剑花茎凝胶溶液 准确称量1 g七星剑花茎凝胶四份，加入去离子水配制成10%、20%、30%、40%的七星剑花茎凝胶溶液，待用。 2.2.4. 保湿剂 海藻酸钠、透明质酸钠、胶原蛋白、尿囊素放入干燥箱中，于80℃干燥至恒重，备用。 2.3. 保湿率测试 [ 11 ] 室温下，精确称取0.5 g样品各两份，放入50 mL的小烧杯中，加入9.5 g的去离子水配制成5%的水溶液(七星剑花茎凝胶溶液不稀释直接测量)，分别置于盛有碳酸钾饱和水溶液(湿度为43%)和氯化钠饱和水溶液(湿度为75%)的干燥器内，放置时间一段时间后称量各样品质量，根据公式1计算保湿率(moisture retention rate，记为MR)，式中w 0 、w 1 分别为测试前后样品的质量。 MR = w 1 w 0 × 100 % (1)
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user: 3. 结果与讨论 3.1. 浓度对剑花茎凝胶保湿性能的影响 3.1.1. 低湿度下浓度对剑花茎凝胶保湿性能的影响 图1为43%湿度下七星剑花茎凝胶溶液的保湿性能测试结果，可以看出，七星剑花茎凝胶溶液的保湿率随着时间的延长而逐渐下降，但溶液浓度不同，保湿率下降趋势不同。12 h时，各浓度七星剑花茎凝胶溶液保湿率相差不大，均在90%以上。12~48 h，保湿率的差异逐渐加大，10%和40%七星剑花茎凝胶溶液保湿率下降趋势较快，20%、30%的七星剑花茎凝胶溶液的保湿率下降趋势相对小一些。测试时间达到48 h时，30%七星剑花茎凝胶溶液的保湿率最高(90.76%)，其次是20%七星剑花茎凝胶溶液的保湿率(82.20%)，40%七星剑花茎凝胶溶液的保湿率最低(70.51%)。 图1. 湿度为43%环境下七星剑花茎凝胶溶液保湿率 3.1.2. 高湿度下浓度对剑花茎凝胶保湿性能的影响 图2为七星剑花茎凝胶溶液在75%湿度环境下的保湿率测试结果。与在湿度43%环境中测试结果相似，七星剑花茎凝胶溶液的保湿率随着时间的延长而逐渐下降，其保湿率下降趋势受溶液浓度影响而不同。测试时间为48 h，各茎凝胶溶液的保湿率大小顺序为MR 30% > MR 20% > MR 10% > MR 40%。 图3为两种湿度下，30%茎凝胶溶液的保湿率变化曲线。在测试时间范围内，溶液在高湿度环境中的保湿率下降速度低于在低湿度环境中的保湿率下降速度。48 h时，RH = 75%环境中，30%茎凝胶溶液的保湿率高达93.32%，保湿性能优异。 3.2. 七星剑花茎凝胶、茎多糖与其他保湿剂性能比较 3.2.1. 低湿度下的保湿性能 图4为不同保湿剂在43%湿度下的保湿性能测试结果。在12 h之前，各保湿剂的保湿率相差不大， 图2. 湿度为75%环境下七星剑花茎凝胶溶液保湿率 图3. 湿度对七星剑花茎凝胶溶液保湿率的影响 图4. 湿度为43%环境下保湿剂保湿率 均在96%左右。在18 h时，各种保湿剂的保湿能力：MR 尿囊素 > MR 胶原蛋白 > MR 七星剑花茎多糖 > MR 30% 七星剑花茎凝胶溶液 > MR 海藻多糖 > MR 透明质酸钠 ，此时尿囊素的保湿性能最佳。在18 h以后，可以看出，尿囊素的保湿率下降幅度明显增大，而胶原蛋白和剑花茎凝胶的保湿率下降幅度相对较小。48 h时，各种保湿剂的保湿率大小顺序为：MR 胶原蛋白 > MR 30% 七星剑花茎凝胶溶液 > MR 七星剑花茎多糖 > MR 尿囊素 > MR 海藻多糖 > MR 透明质酸钠 ，即胶原蛋白保湿率最高，为87.26%；透明质酸钠保湿率最低，为84.48%，30%茎凝胶溶液、七星剑花茎多糖与胶原蛋白保湿率差值分别为0.98%和1.34%。 3.2.2. 高湿度下各保湿剂的保湿性能 图5为不同保湿剂在75%湿度下的保湿性能测试结果。48 h时，各保湿剂的保湿率均保持在90%以上，大小顺序为：MR 30% 七星剑花茎凝胶溶液 > MR 海藻多糖 > MR 尿囊素 > MR 透明质酸钠 > MR 七星剑花茎多糖 > MR 胶原蛋白 。30%七星剑花茎凝胶溶液保湿率最大，为92.85%，胶原蛋白保湿率最小，为90.65%。七星剑花茎多糖的保湿率为90.75%，稍高于胶原蛋白的保湿率，与30%七星剑花茎凝胶溶液保湿率差值为2.1%。 图5. 湿度为75%环境下保湿剂保湿率 与43%环境湿度下测试结果对比，可以看出：环境湿度变化时，保湿剂的保湿能力也发生了变化，但是不同保湿剂保湿能力变化程度不一。75%和43%两种湿度环境下，各保湿剂48 h保湿率差值大小及顺序为：透明质酸钠(7.11%) > 海藻多糖(6.83%) > 30%七星剑花茎凝胶溶液(6.57%) > 尿囊素(6%) > 七星剑花茎凝胶多糖(4.83%) > 胶原蛋白(3.39%)。这说明在高湿度环境和低湿度环境下，胶原蛋白的保湿性能相对比较稳定，而透明质酸保湿性能受环境湿度影响较大。七星剑花茎凝胶溶液保湿率变化值高于七星剑花茎多糖保湿率变化值，说明七星剑花茎多糖保湿率虽然低于七星剑花茎凝胶溶液，但是保湿性能受环境湿度影响相对较小。 对比七星剑花茎凝胶溶液、七星剑花茎多糖与其他四种保湿剂的保湿性能，可以发现，30%七星剑花茎凝胶溶液在高湿度和低湿度下的保湿性能均比较好，而七星剑花茎多糖低湿度保湿性能良好，高湿度下保湿性能相对较弱。
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user: 4. 结论 1) 高湿度和低湿度环境下，30%七星剑花茎凝胶溶液的保湿率均高于其他测试浓度七星剑花茎凝胶溶液的保湿率。 2) 43%湿度环境下，六种保湿剂于48 h的保湿率大小顺序为：MR 胶原蛋白 > MR 30% 七星剑花茎凝胶溶液 > MR 七星剑花茎多糖 > MR 尿囊素 > MR 海藻多糖 > MR 透明质酸钠 ，而在75%湿度环境下，该排序变化为MR 30% 七星剑花茎凝胶溶液 > MR 海藻多糖 > MR 尿囊素 > MR 透明质酸钠 > MR 七星剑花茎多糖 > MR 胶原蛋白 。 3) 环境湿度变化时，保湿剂的保湿能力也发生了变化，但是不同保湿剂保湿能力变化程度不一。测试时间为48 h，各保湿剂在75%和43%两种湿度环境下保湿率差值大小为：透明质酸钠(7.11%) > 海藻多糖(6.83%) > 30%七星剑花茎凝胶溶液(6.57%) > 尿囊素(6%) > 七星剑花茎凝胶多糖(4.83%) > 胶原蛋白(3.39%)。 4) 30%七星剑花茎凝胶溶液和七星剑花茎多糖与海藻多糖、尿囊素、透明质酸钠、胶原蛋白等化妆品常用保湿剂的保湿性能差异不大，具有很好的应用前景。
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user: 摘要 济阳坳陷古生界潜山勘探潜力巨大，由于经历了印支、燕山、喜山等多期构造运动，构造特征十分复杂，现今仍残存许多逆断层。然而由于缺乏针对性的技术，逆断层地震解释存在较大的不确定性，为精细落实古生界构造带来了较大的困难。为此，文章在地质构造运动的背景下，通过地震反射特征分析，建立了逆断层地震识别依据，据此，通过低通滤波、视极性分析等方法对逆断层特征进行了较好的识别，结合地震解释技术对逆断层进行了描述，取得了较好的效果。
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user: 1. 引言 济阳坳陷古生界潜山勘探潜力巨大，近几年持续取得新突破，古生界再次成为效益勘探的重要类型。2015年以来，潜山新增探明储量155.57万吨、控制1351.36万吨，是当前高产油藏的主要勘探领域。济阳坳陷古生代以来主要经历了加里东、海西、印支、燕山、喜山五期大的构造运动 [ 1 ] [ 2 ]，构造特征复杂，对古生界潜山的影响较大的主要为印支、燕山、喜山三期构造运动。潜山构造的精细落实是潜山勘探的关键。特别是在印支期和燕山期经历了多期的逆冲挤压 [ 3 ] [ 4 ] [ 5 ] [ 6 ]，现今仍残存了许多逆断层，对逆断层的精细描述是潜山构造落实的难点。然而由于缺少逆断层地震判识依据的总结和地震解释技术的研究，致使许多逆断层地震解释方案存在较大的争议。为此，我们在地质构造运动背景下，通过逆断层地震反射特征分析，总结形成了逆断层地震判识依据，进而建立了逆断层地震解释方法。
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user: 2. 区域构造演化分析 古生代以来，济阳坳陷宏观构造运动主要包括五期：加里东期、海西期、印支运动时期、燕山运动时期和喜山运动时期(见图1)，对古生界潜山影响较大的主要有印支期、燕山期和喜山期三大构造运动 [ 7 ] - [ 12 ]。 印支运动应力方向主要为北东–南西向，这个时期可以细分为三期：早期的强挤褶皱、中期的强挤褶皱逆冲、后期的剥蚀。燕山期可以细分为四期：1) 拉张、反转沉积早、中侏罗；2) 早期挤压逆冲，早中侏罗遭受部分剥蚀；3) 反转，接受晚侏罗–白垩沉积；4) 逆冲挤压，抬升剥蚀。前两期继承了印支期北东–南西向应力方向，主要造成下、中侏罗与上侏罗统或白垩系的区域不整合和逆冲断层；在第三幕时应力方向发生了改变，有北东–南西向变为北西–南东向，随着应力方向的改变形成了张扭走滑断层。喜山期主要经历了三个大的时期：古近系沉积时期的拉张断陷期、东营末期的挤压褶皱走滑期、新近系沉积时期的坳陷期。对古生界潜山，印支运动控制了古生界潜山地层的北西向条带状分布，燕山期控制了古生界潜山的形成，喜山期再次对古生界进行改造，奠定了潜山的现今构造形态，逆断层主要形成于印支期和燕山期。 图1. 济阳坳陷构造演化过程分析