DreamBlooms/HansPub-15000-to-45000 huggingface dataset:
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user: 3. 褶皱构造样式 3.1. 嘎玛下向斜 嘎玛下向斜(F8)位于达拉岩体南东端，嘎玛下一带，出露长度约8 km；向斜NW部被达拉变质核杂岩的折离断层(F2)切断。轴迹NWW向，轴面倾向北，向NW扬起，向SE倾伏，褶皱枢纽总体为110˚ ∠ 15˚其核部地层为上三叠统涅如组第三段，两翼地层为上三叠统涅如组第二段，南翼地层正常，倾向一般15˚~40˚，倾角30˚~34˚，并伴有次级平卧、尖棱、倒转褶皱；北翼地层倒转，倾向5˚~30˚，倾角20˚~40˚，为一复式倒转向斜。 3.2. 多拉则日向斜 多拉则日向斜(F9)位于俗坡下公社北东，多拉则日一带，轴迹NWW向，轴面倾向北，北西端倾伏，南东端扬起，出露长度约11 km。其核部地层为上三叠统涅如组第三段，两翼地层为上三叠统涅如组第二段，南翼地层产状正常，地层产状一般10˚~15° ∠ 36˚~53˚，并伴有次级背向斜，北翼地层产状倒转，代表性产状10˚∠43˚，为一复式倒转向斜。该向斜轴迹与嘎玛下向斜(F8)空间上可连成一线，共同组成一个大型复式向斜，核部地层以上三叠统涅如组第三段为主，两翼为地层上三叠统涅如组第二段，轴迹中间凹陷，两端扬起。 3.3. 巴热拉背斜 巴热拉背斜(F10)位于俗坡下公社北东，巴热拉一带，轴迹NW西向，为轴面倾向北的倒转背斜，出露长约15 km。背斜西部被边那断裂切断，中部被北东向左行走滑断裂切穿，轴迹产生左行平移错位，错距500~700 m，向东部延出图区。背斜枢纽近于水平，其核部地层为上三叠统涅如组第二段，两翼为上三叠统涅如组第三段，北翼地层产状正常，代表性产状10˚~15˚ ∠ 36˚~53˚，南翼地层产状倒转，代表性产状10˚~20˚ ∠ 40˚~49˚。背斜核部见“M”型复式次级褶皱，并发育强劈理化带，局部轴面劈理产状为10˚ ∠ 51˚；两翼均发育大量紧闭次级褶皱。 3.4. 天嘎背斜 天嘎背斜(F14)位于俗坡下公社以南，仁表林、天嘎、才全嘎一带，轴迹NW向，为轴面倾向北的复式倒转背斜，向SE倾伏，枢纽产状120˚ ∠ 35˚；背斜北西端被俗坡下断裂切断，南东端止于杰玛以东地区，出露长约13 km。背斜中部被NE向天嘎断裂切穿，轴迹产生左行平移错位，错距约1 km，并受后期构造影响，发生扭曲。其核部地层为上三叠统涅如组第三段，两翼地层为上三叠统涅如组第四段；北翼地层正常，代表性产状5˚ ∠ 33˚，南翼地层倒转，代表性产状5˚ ∠ 48˚。 3.5. 色德仁金向斜 色德仁金向斜(F25)位于色德仁金–阿涡夺水库以南地区，轴迹NW向，为轴面倾向北东的复式背斜；向SE倾伏，出露长约13 km。向斜核部由上三叠统涅如组第三段、第二段组成；总体为NW端收敛，SE端发散，代表性产状：北翼230˚ ∠ 71˚，南翼51˚ ∠ 66˚，枢纽139˚ ∠ 1˚，轴面近直立，为直立水平褶皱，翼间角43˚ (图2)；北翼为上三叠统涅如组第二段、第一段，南翼出露不完整，被下龙–汤白–娘嘎断裂(F3)切断。向斜为核部呈“W”型的复式向斜，靠近核部附近见数条辉绿岩脉大致顺层产出，部分岩脉在核部随地层发生了褶皱变形。 其他一般褶皱特征见表1： Table 1 The characteristic table of the general folding of the slope of the lower fold of the woo 褶皱名称 地表 轴迹 长度 (km) 两翼代表性产状 轴面 其他特征 卷入地层 备注 借迪向斜 近EW 7.5 N翼：10˚∠30˚ S翼：15˚∠45˚ 倾向北 该向斜出露在穷科当北部借迪一带， 核部为涅如组三段，两翼为涅如组二段， 枢纽近于水平，轴面倾向北，两翼产状均倾 向北北东向，褶皱类型为 斜歪水平褶皱，北翼地层倒转。 T 3 n 3 T 3 n 2 桠木吉背斜 EW 8.5 N翼：0˚∠30˚ S翼：355˚∠50˚ 倾向北 该向斜出露在穷科当北部下拉、 桠木吉一带，东端被拆离断层(F2)所截； 核部为涅如组一段，两翼为涅如组二段， 枢纽向西倾伏，东端扬起，轴面倾向北， 两翼产状均倾向北，褶皱类型为斜歪倾伏褶皱， 南翼地层倒转，该褶皱接近于紧闭褶皱 [ 8 ] 。 T 3 n 1 T 3 n 2 加泽布杰背斜 NE 6.5 N翼：340˚∠35˚ S翼：335˚∠45˚ 倾向NW 该背斜位于穷科当北部加泽布杰一带， 东端被拆离断层(F2)所截；核部地层为 涅如组一段，两翼地层为涅如组二段， 枢纽向南西倾伏，轴面倾向南西； 两翼地层产状均倾向NW， 属于斜歪倾伏褶皱，背斜南翼地层倒转。 T 3 n 1 T 3 n 2 札塞背斜 NWW 8 N翼：10˚∠48˚ S翼：10˚∠60˚ 倾向北东 该背斜位于俗坡下北东部札赛公社一带， 轴迹NW西向，核部为涅如组二段， 两翼为涅如组三段，产状均倾向北东， 南翼地层倒转，属于斜歪水平褶皱， 核地层发育与轴迹近于平行的强劈理化带， 局部地层扭曲，或发育次级褶皱。 T 3 n 2 T 3 n 3 下臧拉背斜 NWW 7 N翼：10˚∠42˚ S翼：20˚∠40˚ 倾向北东 该背斜主体位于穷科当中部下臧拉以南地区， 轴迹走向105˚左右，枢纽向SE倾伏， 西端被幸那断裂(F9)截断，东端止于朗杰一带； 背斜核部地层为涅如组二段，两翼地层为 涅如组一段，两翼产状均倾向北东， 南翼地层倒转，北翼发育次组褶皱， 该背斜属于斜歪倾伏褶皱，两翼紧闭。 T 3 n 2 T 3 n 3 所拉向斜 NWW 5 N翼：30˚∠48˚ S翼：30˚∠42˚ 倾向北东 该向斜主体位于隆子县北部， 轴迹走向120˚左右，两端均为 北东向断层截断，背斜核部地层 为涅如组四段，两翼地层为涅如组 第三段；枢纽近水平，轴面倾向北东， 两翼产状均倾向北东，北翼地层倒转， 核部及两翼均发育大量次组褶皱， 属于复式倒转向斜，两翼紧闭 [ 8 ] 。 T 3 n 3 T 3 n 4 表1. 卓木日–俗坡下褶冲带一般褶皱特征表 图2. 色德仁金向斜要素赤平投影图
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user: 4. 断层构造样式 4.1. 下龙–汤白–娘嘎断裂 下龙–汤白–娘嘎断裂(F3)为一逆冲推覆断裂，走向NW西，在西北部被雅拉香波变质核杂岩的八哥拉外拆离断层截断。断裂倾向北，倾角较缓，一般为23˚~47˚，遥感影像中呈现明显线状特征，但具有分枝、复合现象，局部产生分枝的次级断裂；断裂通过处发育冲沟、垭口及鞍部等负地形地貌，断裂野外宏观标志清晰。断裂逆冲推覆距离较大，在测区西部，局部地段断层将上三叠统涅组二、三段错失，使上三叠统涅组一、四段直接接触。在中西部，断层下盘地层受断层运动影响，产状较陡褶皱紧闭，局部轴面被改造，发生弯曲变形；上盘岩层较较为研究，变形强烈，发育大量牵引褶皱及挠曲(见图3)。在中部东部俗坡区一带，断层下盘地层产状较陡，形成一系紧闭的背斜、向斜(见图4)，其中向斜两翼产状分别为15˚∠40˚、210˚∠55˚，轴面倾向NW，产状320˚∠60˚，核部劈理发育，轴面劈理产状195˚∠85˚，褶皱向SE倾伏，枢纽产状230˚∠26˚。在东部，断层下盘地层劈理化较强，沿裂隙充填较多石英细脉，岩脉发生扭曲变形；上盘地层受断层运动牵引，褶皱变形明显(见图5)。此外，在测区西北部卓木日一带，断裂上盘的次级裂隙中，见有较强的金、银、铅锌矿化，局部地段可形成工业矿体。 4.2. 扎嘎–扎阿日断裂 扎嘎–扎阿日断裂(F4)为逆断层，走向NW西，NW方向被古堆–隆子断裂(F8)截断，SE端在扎阿日一带与下龙–汤白–娘嘎断裂(F3)交汇，出露长约18km。断裂倾向北东，倾角较缓，一般为24˚左右，遥感影像中呈现明显线状特征，但具有分枝、复合现象，局部产生分枝的次级断裂，发育构造岩片，在局部板岩较多的软弱地段内发育强劈理化带，带内发育石香肠、无根褶皱等。断层错距不大，涉及到的地层单元有上三叠统涅如组三、四、五段，地貌特征主要反映为沿断裂发育近东西向的沟谷、陡崖等，野外宏观标志清晰。该断裂类型为低缓角度的逆冲断层，兼具右行走滑特征。 4.3. 日达尼断裂 日达尼断裂(F6)为正断层，走向NW，NW端于达拉岩体东侧延出图区，SE端于多拉则日一带延出图区，在区内出露长约24 km。断裂倾向北东，倾角较陡，50˚~60˚，遥感影像中呈现明显线状特征，沿沟谷及山鞍部通过。断层切断部分近东西向断逆断层及上三叠统涅如组入褶皱，使测区北东部上三叠统涅如组四段、三段直接与一段二段接触。 图3. 汤白一带F3断裂特征素描图 图4. 俗坡区一带上三叠统涅如组中发育的紧闭褶皱 图5. 色旦一带F3断裂特征素描图 4.4. 幸那断裂 幸那断裂(F9)为逆冲断层，走向NW向，北东端止于才卓当弄一带，西南端在所拉一带被北东向走滑断层截断，出露长约26 km。断层倾向北东，倾角略陡，一般为41˚~64˚，遥感影像中呈现明显线状特征，地貌特征主要反映为沿断裂发育近东西向的沟谷、陡崖等，野外宏观标志清晰。断层分枝、复合现象明显，发育较多次级断裂，局部形成构造岩片。在幸那一带，断层下盘地层局部南倾，产状较陡(200˚∠ 81˚)，上盘岩层较为破碎，并产生强烈的扭曲变形，形成大量牵引褶皱(见图6)。在邦卓玛、赛龙寺等地，断裂的次级断层内常见宽0.3~2 m的破碎带，发育有较多石英细脉，见较强的褐铁矿化、硅化、碳酸盐化，金、银、铜、铅锌矿化较强，局部地段可形成工业矿体。 4.5. 俗坡下断裂 俗坡下断裂(F10)为逆冲断层，走向NW西向，NW端止于张巴砸一带，SE端延出图区，在区内出露长约35 km。断裂倾向北东，倾角较缓一般为30˚~44˚，遥感影像中呈现明显线状特征，但具有分枝、复合现象，断裂中段与俗坡下一带，产生分枝次级断裂图；次级断裂为低角度逆冲断层，上盘地层褶皱变形强烈，形成大量紧闭的斜歪、平卧褶皱(见图7)。断裂涉及到的地层单元有上三叠统涅如组二、三、四段，上、下盘地层变形较强，普遍发生褶皱，常见闭的斜歪、平卧褶皱，在砂岩含较少的软弱岩层中，劈理化较强，S1面理基本置换了原生层理S0，但通过砂岩层的总体产状可以看出，S1与S0大致平行。 图6. 幸那一带F9断裂特征素描图 图7. 扎锐淌以南F10上盘次级断裂特征
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user: 5. 古堆–隆子断裂 古堆–隆子断裂(F8)为一低角度逆冲推覆断裂，总体走向NW西，贯穿全区，出露长度 > 70 km；在图区西北部卓木日–古堆带弯曲向北延伸。断裂倾向北，倾角较缓，一般为16˚~30˚，断裂通过处发育大型冲沟、垭口及鞍部等负地形地貌，遥感图像上，断层线性影像清晰，断层影像延伸远，分割不同地质体，造成地层缺失，重复，断层影像特征以线性颜色边界、两侧色彩异常反差界面、地层错动缺失、地貌水系的线性异常、直线状沟谷、串珠状断层垭口、宽窄不一的破碎带等反映出来。涉及到的地层单元有：上三叠统涅如组(T 3 n)、下侏罗统日当组(J 1 r)、中下侏罗统陆热组(J 1-2 l)、中侏罗统遮拉组(J 2 z)。 该断裂的上盘地层为上三叠统涅如组(T 3 n)，下盘地层主要为相对软弱的侏罗系。断裂带出露宽度不规律，受后期切割侵蚀作用影响，主断面在测区内表现不明显，大部分区域被残坡积物覆盖，剥蚀后的自然露头上常常可见涅如组地层在日当组地层之上，断面通过处一般为能干层与软弱层的交界面，软弱层发生强劈理化，沿主断面常发育有炭泥质层、碎裂岩、断裂在东部及西部为三叠系与侏罗系分界断裂，断裂下盘的下侏罗统日当组产生强烈劈理化，劈理理产状与地层产状大致平行(见图8)；并见有较多硅质碎裂岩及硅质构造透镜体。在上盘上三叠统涅如组砂岩层中同，保留大原生沉积构造，如粒序层理、鲍马序列、斜层理、重荷模等，对地层正常与否的判断提供了大量证据，根据野外调查发现，涅如组地层倒转频繁，但在露头尺度上常常形成单斜地层的假象，由此可以发现，涅如组内发育大量倒转褶皱(见图9)。根据大量野外调查，涅如组在越靠近主断面的区域，倾角越缓。可以总结出，在断裂带上盘由北向南依次发育倾竖褶皱、斜歪褶皱、倒转紧闭褶皱、斜卧褶皱、平卧褶皱。此外，断裂上盘常见大量次级逆冲断层，及分枝断层，局部将地层分割为若干构造岩片，岩片内地层普遍发生褶皱变形，产出大量小型尖棱、平卧褶皱，部分砂岩层及出露的中、基性岩脉为错断(见图10)。 在断裂下盘下侏罗统日当组中，发育强劈理化带，原生层理被改造，甚至部分完全置换。经过大量观察发现，强劈理化带内劈理产状与断层面产状在浅部小角度相交，深部基本平行，在断层下盘劈理化的强弱分带明显，越靠近主断面的劈理密度越大，岩石破碎越严重。在劈理化带内，较为能干的砂岩层、硅质岩层，受逆冲断裂运动的牵引改造，发育大量无根褶皱、石香肠、透镜体等(见图11)，部分硅质结核被剪切拉断，带内还发育有强烈揉皱变形的石英脉。 图8. 普子一带F8断裂下盘强劈理化带特征 图9. 古堆–隆子断裂立体剖面示意图 图10. 日当一带F8断裂次级断层特征素描图 图11. 隆子县北古堆–隆子断裂下盘无根褶皱素描图 综上所述，以古堆–隆子断裂(F8)为主断裂面的隆子断裂带为一逆冲推覆构造带，断裂带内断层存在正断层、逆冲断层等多种性质，其中发育的褶皱具有不对称性，褶皱倒向与逆冲方向一致，地质体的变形强度分带明显，越靠近主断面，褶皱变形越强，劈理也更加发育，地层产状越混乱。断裂规模较大，主体控制测区三叠系与侏罗系的分布，并造成测区南北构造样式有所区别，但逆冲推覆距离有限 [ 9 ] 。从沉积盆地分析，测区三叠系与侏罗系岩性组合、沉积环境均为逐渐过渡，未发现有沉积间断的证据。因此古堆–隆子断裂并非控制两不同沉积盆地的大型分区断裂；只沿一定软弱岩层发生运动，主体控制三叠系出露的控岩断裂。 古堆–隆子断裂的形成，应是在早喜马拉雅运动时期，印度大陆与欧亚大陆碰撞，测区内发生了强烈的碰撞造山作用，巨大的南北向挤压应力作用下，区内地层产生近东西向褶皱及叠瓦状逆冲推覆构造 [ 10 ] 。
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user: 6. 结论 1. 查明了测区构造变形样式、序列及空间展布，建立了测区的构造框架。测区以古堆–隆子断裂为界，北部主要为逆冲推覆构造体系，南部为侏罗山式褶皱体系 [ 11 ] 。 2. 划分出测区4期构造变形。根据区内构造形迹分布及构造的相互交切关系，将测区构造变形划分为4期：1)前碰撞阶段，2)碰撞造山阶段，3)拆离伸展阶段，4)高原隆升晚期阶段。 3. 重建了测区构造演化历史。结合测区地层、岩浆岩、构造等特征综合分析，对区内构造演化史进行初步分析，区内地质演化可分为基底形成阶段、稳定陆架阶段、陆架裂谷阶段、碰撞造山阶段、伸展拆离阶段、高原裂谷阶段等六个阶段。
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user: 摘 要 通过某钢厂实际生产情况对烧结料层进行物料平衡与热平衡计算，研究分析固体燃料分层添加理论方案，从料层顶部至底部依次配比为4.9%、4.3%、3.7%，进而提出固体燃料分层添加的均热烧结方法。利用CFD软件进行数值模拟并利用烧结杯试验验证。以普通烧结过程作为对比试验，对提出的均热燃烧方式进行验证，研究烧结矿成品率、利用系数、转鼓强度、固体燃料消耗和粒径影响。固体燃料分层配比均热烧结方法除可降低固体燃料消耗外，还可以提升利用系数，增大转鼓强度，提高烧结矿成品率。 关键词 :烧结过程，蓄热模型，层状燃烧，热分析，数值模拟 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 烧结过程是钢铁生产中重要工序之一，关系到钢铁产量、质量及能耗的重要环节，其能耗约占钢铁生产总能耗的18%。根据床层燃烧料层自动蓄热现象，为降低能耗烧结料层高度逐渐提高。在实际生产中增加固体燃料配比以保证烧结质量，固体燃料消耗仍有降低空间。为了克服热量分配不合理问题，提出通过将固体燃料按照不同配比添加，比例从上至下依次递减。白晨光 [ 1 ] 建立蓄热模型，计算300 mm料层平均分为三层时各层蓄热量比；黄柱成等 [ 2 ] 用实验分析了三层配碳烧结，得出在不降低烧结矿产量的同时降低了固体燃耗；李法社等 [ 3 ] 对600 mm料层平均分三层烧结过程进行数值模拟，基于料层最高温度控制优化各层燃料使用量。对于多层固体燃料分配烧结过程传热传质过程研究较为缺乏，且在数值模拟中模型简化较多，只揭示了料层内部的传热过程，对于重要的物理化学过程并没有研究。 铁矿石在烧结过程中涉及相变、传热与传质、流动、燃烧、矿物生产与转化等现象。Wang [ 4 ] 分析了烧结混合料的比热及燃烧特性，刘斌 [ 5 ] 计算了燃料配比、风量和给料温度等操作参数对烧结过程的影响。本文通过计算各料层热平衡，应用数值模拟的方法对固体燃料分层添加均热烧结过程进行分析，根据多孔介质理论，建立二维非稳态烧结杯数学模型，研究不同燃料配比对床层传热传质的影响；并利用烧结杯实验验证固体燃料分层配比对烧结质量的影响。
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user: 2. 烧结热平衡计算 研究以某钢厂烧结混合料为研究对象，以烧结杯基础结构建立数学模型，计算沿料层方向蓄热量实现燃料合理分布，确定固体燃料在料层中合理分布规律。料层高度为60 mm，平均分为三层，每层高200 mm，长、宽均为1000 mm。 烧结料层热收入包括：表层点火保温热、烧结过程放热、铺底料物理热和上单元废气带入下底料物理热。烧结料层的热支出包括：烧结耗热、烧结饼物理热、其他热损失和本单元废气带入下单元热。表层点火保温热包括：点火燃料化学热、点火燃料物理热、点火空气物理热，保温段物理热和烧结空气物理热。烧结过程放热包括：固体燃料化学热、混合料物理热、化学反应放热和氧化铁皮中金属铁放热。烧结耗热包括：水分蒸发热、碳酸盐分解热、废气带走热、化学不完全燃烧热、烧结矿残碳损失热和晶水吸热。 表层点火保温热只对上层第一单元有影响。铺底料物理热只对下层第三单元有影响。除此之外其他热量共同影响整个料层，热收入、热支出如图1所示。高温烟气将上层70%的热量带入中间层第二单元，吸热后仍有约30%的热量传到下层；第二单元自身放热的70%传递到下层，即下层的热收入来自于上层30%与中间层放热70% [ 6 ] 。 根据某钢厂实际生产情况，对分层料层进行物料平衡及热平衡计算。烧结饼各层温度与料层高度方程与烧结饼物理热公式分别为： (1) (2) 其中，y为烧结饼各层温度，℃；x为各料层间距，x ≥ 200 mm；C sb 为烧结饼的比热容，kJ/(kg∙K)；G为单元体积烧结矿质量，kg；G f 为返矿量，kg；G p 为铺底料量，kg；t为单元烧结饼温度，℃。 可利用蓄热率是指上方各单元废气带入本单元的热量减去烧结终了时本单元的烧结饼的物理热，其 图1. 烧结料层热量分布 计算公式为： (3) 其中，Q 1 为上方各单元带入本单元热量，MJ；Q本为本单元总热收入，MJ。 得到可利用蓄热量即可由单元原有固体燃料添加量减去可利用蓄热量与单位质量燃料发热值得到均热单元单位燃料添加量： (4) 其中，G总为单元单位原本燃料添加量，kg/t；Q可利用为本单元可利用蓄热量，MJ；q为单位质量固体燃料热值，kJ/kg。 某钢厂实际生产中固体燃料添加比为4.9%，计算得出：第一单元带入第二单元热量为257.323 MJ，第二到第三单元为312.23 MJ，分别占各单元热收入比34%、39%，料层蓄热作用随料层厚度增加而增强；单元蓄热率随料层厚度增加而增大，第一、第三单元分别占比39.54%和56.35%，可利用蓄热率分别占比39.54% 和43.28%；单元固体燃料添加量随料层厚度增加而减少，添加量分别为54.83 kg/ t、48.12 kg/t、41.40 kg/t。理论计算偏析布料方案中各单元混合料固体燃料配比从上至下分别为：4.9%、4.3%、3.7%。
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user: 3. 数学模拟与试验验证 3.1. 模型基本假设 1) 将烧结过程看作一维非稳态过程，忽略水平方向的传热传质； 2) 模型内固体和气体被看作连续介质，由铁矿石、石灰石、生石灰、氧化镁、焦粉、水、空气、一氧化碳和二氧化碳组成； 3) 烧结混合料层属于多孔介质模型，假设其为均匀多孔介质 [ 7 ] ； 4) 料层内的化学反应较为复杂，根据文献 [ 8 ] [ 9 ] 只考虑较为主要的4个化学反应，并假设床内焦炭颗粒表面只发生C与O 2 的氧化反应，且只生成CO；在气相中CO再被氧化成为CO 2 ，主要化学方程式见表1： 5) 烧结床内焦炭燃烧考虑灰层阻力的收缩核模型(颗粒密度不变、粒径变小)，焦炭燃烧过程中扩散阻力包括自身灰层阻力、物料包覆阻力和边界层阻力三部分； 6) 模型传热方式以对流换热为主。 Table 1 Chemical reactions of gas solid phas 化学反应名称 化学反应方程式 化学反应编号 焦炭燃烧 I CO氧化 II 石灰石分解 III 水分蒸发与凝结 IV 表1. 气固相化学反应 3.2. 模型控制方程 基于以上模型假设，烧结混合料燃烧模型可分为焦炭燃烧模型、石灰石分解模型、水分干燥和凝结模型。床内气体流动属于多孔介质流动，气体-气体、气体-固体、固体-固体之间都存在化学反应，气体流动十分复杂，且系统服从质量、能量、动量以及组分四大守恒定律。质量、动量、能量守恒方程中非稳态项、扩散项、源项及对流换热系数、化学反应速率等参数基于FULENT和C语言编程自定义给出。将气体、固体分别作为研究对象，更加准确揭示内部流动规律 [ 10 ] 。结合空气流动特点、多孔介质特性及化学反应动力学可得模型基本控制方程 [ 11 ] [ 12 ] [ 13 ] 。 1) 质量守恒方程 气体 (5) 固体 (6) 2) 能量守恒方程 气体 (7) 固体 (8) 3) 组分守恒方程 气体 (9) 固体 (10) 4) 气体动量守恒方程 (11) 其中 。 3.3. 参数及边界条件设置 模型参考某钢厂烧结杯相关参数，沿烧结机纵向床层，选取矩形断面，宽0.4 m，高0.6 m，根据固体燃料配比的不同均分为三层。结合C语言采用用户定义标量的方法增加烧结过程中的化学反应方程式，结合热分析以及元素分析实验，对于烧结混合料的相关物性参数采用实验数据，分层模型中所采用的相关参数如表2所示，多数参数由实验所得，部分参数如料层导热系数由参考文献及钢厂所得经验值 [ 14 ] [ 15 ] [ 16 ] [ 17 ] 。烧结杯入口为速度入口，出口为压力出口；点火时间90 s，抽风负压8 kPa；保温过程抽风负压12 kPa。应用二阶隐式差分，速度压力耦合选择SIMPLE算法，时间步长0.5 s，松弛因子及收敛标准选用默认项。 Table 2 Simulation parameter table of sintering proces 参数名称 参数值 料层高度(mm) 600 料层宽度(mm) 400 料层分层 3 比热(J/g∙K) 第一层： 第二层： 第三层： 活化能(kJ/mol) 第一层：99.453 第二层：122.325 第三层：128.485 反应速率常数 第一层：1.461 × 10 −3 第二层：2.34 × 10 −3 第三层：1.58 × 10 −3 指前因子(k/s) 第一层：1.48 × 10 2 第二层：3.74 × 10 3 第三层：5.18 × 10 3 孔隙率 0.41、0.35、0.45 加热温度(K) 1373 气流速度(m/s) 0.5 氧气浓度(%) 23.3 湍流强度(%) 4% 烧结混合料密度(kg/m 3 ) 1800 料层导热系数(W/m∙k) 10 表2. 烧结床层模拟参数表 3.4. 烧结杯试验验证 1) 试验原料 烧结混合料配比为：30%PB粉、25%毛里塔尼亚粉、10%加拿大精粉、15%超特粉、20%返矿，熔剂为生石灰和轻烧煤粉，化学成分配比见表3。碱度控制在1.85倍，氧化镁含量控制在2.5%。 2) 试验设备 试验设备由圆筒混合机、烧结杯、落下装置、震动筛分机及转鼓构成，具体参数见下表4。 3) 试验方案 将料层均匀分配为三层，通过改变每层的焦炭含量将试验分成三种不同的配比方式，研究不同的燃料分布方式对烧结过程和结果产生的影响。通过筛分的方式将固体燃料筛分为0~3 mm和3~5 mm两个数量级，分别进行烧结杯试验，研究不同组份烧结成品的质量，从而分析燃料粒径对烧结过程的影响 [ 18 ] [ 19 ] [ 20 ] [ 21 ] [ 22 ] 。 Table 3 Chemical component of sinter material 名称 TFe FeO SiO 2 CaO MgO Al 2 O 3 S P C PB粉 63.45 0.10 4.25 0.045 0.10 2.45 0.0085 0.062 毛里塔尼亚粉 67.65 0.20 1.40 0.026 0.039 1.10 0.0032 0.049 加拿大精粉 68.00 0.10 0.085 0.002 0.038 0.80 0.0055 0.056 超特粉 65.15 0.10 4.55 0.044 0.081 1.35 0.0069 0.041 石灰 6.03 68.10 5.60 焦粉 12.75 0.07 85.60 表3. 分层烧结研究用料化学成分(%) Table 4 Parameter of sintering equipmen 设备名称 规格参数 圆筒混合机 Ф600 × 1200 mm 烧结杯 Ф300 × 600 mm 负压1.5 m水柱流量13.8 m 3 /min 落下装置 510 × 400 × 200 mm 提升高度2 m 震动筛分机 筛孔40 mm、25 mm、16 mm、10 mm、5 mm 转鼓 Ф1000 × 100 mm 表4. 烧结设备参数 (A) 实验按照焦炭粒径的范围不同分为两大组，分别为筛分前的0~3 mm，以及筛分后的3~5 mm，再根据不同的燃料分布方式将试验分为6个小组。将烧结层均分为三层，分别针对两组不同粒径的焦粉进行混合料的配制。分别对每组的混合料进行烧结杯烧结实验，第1组与第4组为焦炭含量均匀分布的烧结方式，用以作对照试验。其他组别按照从上到下焦炭含量逐渐降低的方式进行布料，将烧结过后的6组成品的烧结矿按照不同的层面取样，对其成品率、落下指数、转鼓系数等参数进行逐一测定，以达到验证烧结品质量的目的，并对分层均热烧结和固体燃料粒径对烧结结果的影响进行分析(表5)。 (B) 6组烧结混合原料按配比称量，分两步混料。一次混料在Φ500 × 300 mm的圆盘混料机上进行，混料时加入适量的水，保证混合料的混匀和充分湿润。二次混料在Φ600 mm × 1000 mm 圆筒混料机上进行，用于烧结混合料的混匀和制粒，混料时间为3分钟。分别测量二次混料后的水分和粒度组成。 (C) 在烧结杯底部加入1 kg烧结矿作为铺底料，然后将二次混合后的料称重，采用多点加入法加到烧结杯中，无压实。点火抽风到负压8 kPa，点火时间90 s。烧结过程抽风负压为12 kPa。点火抽风烧结，待烧结完成冷却之后，分别对每组烧结后的成品烧结矿进行相关参数的验证和试验(图2)。
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user: 4. 结果与分析 4.1. 模拟结果 1) 温度场分布 根据模型的计算过程可以得到整个烧结机料层的纵向烧结的温度变化趋势。由于烧结过程中料层的蓄热作用，当上层进入燃烧带时，下层料层受到预热的作用，逐步由过湿带向干燥预热带过度。随着料层的烧结过程的进行，燃烧带的厚度和最高温度逐渐增加，下部分干燥加热层与烟气的换热十分充分。从点火到趋向于稳定大约经历了900秒左右的时间，由于不同料层之间的比热公式有所不同，因此烧结过程的快慢也不同，焦炭含量为4.9%的料层的燃烧过程明显较其他两层速度更快，而平均比热最低的焦炭含量为3.7%的料层的烧结时间则较长。 图2. 烧结杯试验流程图 Table 5 Sintering experiment group tabl 料层高度 焦炭粒径 0~3 mm 3~5 mm 组别 1 2 3 4 5 6 200 mm 焦粉含量 4.9% 5.2% 4.9% 4.7% 5.0% 4.9% 200 mm 4.9% 4.9% 4.3% 4.7% 4.7% 4.3% 200 mm 4.9% 4.6% 3.7% 4.7% 4.4% 3.7% 表5. 烧结试验组分表 2) 料层出口温度的监控结果 焦炭不同配比分层烧结的烧结模型与普通均匀烧结方式模型相比，料层出口提前进行换热，且出口处的最高温度较普通烧结方式更高并提前达到最大值。分层烧结的料层出口温度较均匀烧结要提前达到稳定状态，并且烧结终点的温度要较普通烧结过程的温度高，这说明分层烧结方式产生的余热热量要较普通烧结方式更多，对于余热利用来说分层烧结的烧结方式的余热利用潜力巨大。将固体燃料按照4.9%、4.3%、3.7%分层配比模拟结果与烧结杯试验第3组试验出口温度进行比对，结果如图3所示，试验初始阶段(500 s前)受壁温影响有所升温而模拟为壁面为绝热边界有所差异，模拟结果与实际试验结果较为吻合，证明了模拟与计算结果的可靠性。 3) 烧结过程料层纵向压力分布 通过计算可得到不同焦炭配比分层烧结的床层总负压为14.8 kPa，普通烧结方式的床层总负压为14.5 kPa，整个床层总负压为14.5 kPa，床层中压力损失最大的是燃烧带和熔融带，混合原料由于水分的存在，透气性较差，压力损失较大。当混合料温度达到1000 K时，焦粉开始燃烧，物料温度急剧上升；而通过料层的气体温度也升高，密度下降，导致单位料层压力损失增大；同时，由于料层孔隙率变小，颗粒直径变大，使得该层的压损最大。两种不同的烧结方式床层负压的分布差距并不明显，不同焦炭配比的分层烧结并没有增加料层的压力损失，对于烧结矿层来说，由于颗粒当量直径增加、孔隙率很大、透气性好，并且由于通过气体的温度低、黏度变小，故此层压力损失最小。而两种烧结方式的床层总负压与在济南钢铁现场监控数据中风箱负压值平均值13.2 kPa也非常接近，这也充分验证了烧结模型的准确性。 4.2. 实验结果及分析 1) 利用系数 固体燃料未筛分1、2、3组试验烧结矿利用系数依次增大，固体燃料筛分4、5、6组试验的烧结矿利用系数分别高于对应固体燃料配比相同的1、2、3组份，其中，第6组的烧结矿利用系数最高，达到了1.546 t/(m 2 /h) (图4)。 图3. 出口烟气温度计算值和测量值 2) 烧结矿成品率 固体燃料未筛分1、2、3组试验的烧结矿成品率依次增高，固体燃料筛分4、5、6组试验的烧结矿利用系数分别高于对应固体燃料配比相同的1、2、3组份。其中，第6组的烧结矿成品率最高，达到了86.92% (图5)。 3) 转鼓强度 固体燃料未筛分1、2、3组试验的烧结矿转鼓强度依次增大，固体燃料筛分4、5、6组试验的烧结矿转鼓强度分别高于对应固体燃料配比相同的1、2、3组份。其中，第6组的烧结矿转鼓强度最大，达到了64.71%，比普通的燃料含量以及粒径均匀的烧结方式高出约12% (图6)。 4) 固体燃料消耗分析 1、2、3组试验提高了烧结矿质量，固体燃料消耗因不同比例分层配比而降低；而4、5、6组试验固体燃料消耗分别低于对应相同固体燃料配比组份的1、2、3组，固体燃料筛分有利于提高燃料的利用率从而降低烧结过程中固体燃料的消耗。其中，第6组烧结试验的燃料消耗最低，仅为48.27 kg/t，与第1组试验相比降低了约12 kg/t (图7)。 5) 烧结矿粒径分析 采用不同焦炭配比的分层烧结的烧结方式的烧结矿平均粒径要明显高于焦炭含量均匀的普通烧结方式；4、5、6组的烧结矿平均粒径分别高于对应相同燃料配比的1、2、3组。其中，第6组的烧结矿平均粒径最大，达到了22.50 mm，相比第1组高出了2.7 mm (图8)。 固体燃料未筛分1、2、3组试验烧结矿粒径小于5 mm占比逐渐降低，固体燃料筛分4、5、6组试验烧结矿转鼓强度分别高于对应固体燃料配比相同的1、2、3组。其中，第6组的烧结矿5 mm以下粒径所占比例最小，达到了11.72%，比普通的燃料含量以及粒径均匀的烧结方式低约2.01% (图9)。 试验将利用系数、烧结矿成品率、转鼓强度、成品粒径及固体燃料消耗作为主要考核指标。试验得到经人工筛分粒径3~5 mm固体燃料按照4.9%、4.3%、3.7%分层添加(第6组)所得所有指标均优于其他组。利用系数为1.546 t/(m 2 /h)；烧结成品率达到86.92%；转鼓强度为64.71%，较普通方式高出约12%； 图4. 不同组别烧结矿利用系数图 图5. 不同组别的烧结矿成品率 图6. 不同组别的烧结矿转鼓强度 图7. 不同组别的烧结过程固体燃料消耗 图8. 不同组别烧结矿平均粒径 图9. 不同组别烧结矿成品粒径小于5 mm比例 固体燃料消耗为48.27 kg/t，比普通方式降低约12 kg/t；平均粒径达到22.50 mm，提高2.7 mm，可利用率提高2.01%。
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user: 5. 结论 1) 通过计算提出理论偏析布料方案固体燃料从料层顶部至底部依次添加比例为4.9%、4.3%、3.7%，提出固体燃料分层添加均热烧结方法； 2) 利用FLUNENT软件对固体燃料分层添加均热烧结方法进行模拟计算，探究料层蓄热与温度分布规律，监测出口温度，为烧结杯试验提供理论依据； 3) 利用烧结杯试验验证数值模拟结果，同时人工筛分改变粒径大小，对各组试验利用系数、成品率等考核指标测量。固体燃料分层配比均热烧结除有效降低固体燃料消耗外，与将固体燃料粒径控制在3 mm~5 mm范围内均可有效提升烧结质量，提升利用系数、转鼓强度，增大成品矿粒径。
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user: 资助信息 国家重点基础发展计划(973计划)资助(2012CB720402-2)。
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user: 摘 要 电致塑性是利用电场和脉冲电流改善材料塑性的方法。为了揭示脉冲电流作用下的电子风影响塑性的机理，在Conrad电子风力模型的基础上，提出电子风应力模型。在复杂体系的LAZ922 (Mg-Li-Al-Zn)合金中给出电子风应力计算实例。计算发现，基于位错动力学的电子风应力与实际应力十分吻合，而基于量子力学的电子风应力与实际应力相差很大，造成量子力学方法计算值偏低的原因是没有考虑合金中存在的第二相阻碍电子运动的情况。 关键词 :电致塑性，脉冲电流，电子风力，电子风应力 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 电致塑性(Electro-plasticity (EP))包括电场致塑性和脉冲电流致塑性。其共同特点是施加外场使应力降低，塑性改善。脉冲电流致塑性最早由前苏联学者提出，后来美国学者进一步发展，多年来，人们对脉冲电流致塑性改善进行了不懈研究，取得了一些有价值的成果 [ 1 ] - [ 4 ] ，其应用的方面在快速成形领域，例如脉冲电流辅助下快速弯曲成形，大大提高了成形效率。美国学者Conrad提出了电子风力的模型，其计算对于理解脉冲电流改善塑性的机理具有重要作用 [ 5 ] ，但是Conrad模型的缺陷是参数较难获得，限制了应用。文献分析发现，国内外没有详细求解电子风力的计算示例，给研究者了解脉冲电流致塑性机理带来困难。因此，本文在Conrad电子风力模型基础上，提出电子风应力模型，给出计算示例，期望与实际应力-应变曲线建立联系，有助于加深对EP过程机理的理解。
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user: 2. 模型 Conrad提出基于位错动力学的电子风力(电流施加在单位长度位错上的力)， ，模型 [ 6 ] ： (1) 式中 为电阻， 为位错密度， 为电荷， 为电子密度， 为电流密度。 同时，他提出量子力学电子风力模型： (2) 式中 等于0.25~1.0， 为柏氏矢量的模， 为费米动量， 为电子飘移速度和 为位错速度。 在室温变形的多晶体(平均晶粒直径为 )内一个晶粒内，存在位错活动，电子在脉冲电流作用下扫过晶粒，引起单位长度位错的电子风力 ，由于晶粒内存在第二相颗粒，导致Frank-Read源产生，位错长度为 ，在晶粒内产生的电子风力为 ，该力作用到晶粒面积 上，于是得到如下电子风应力模型： (3) 式中 为电子风应力和 为空间晶粒尺寸或平均晶粒直径。 假设脉冲电流引起电子风应力和焦耳热应力，焦耳热应力为 ，式中 为无脉冲电流的应力和 为脉冲电流作用下的应力。
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user: 3. 计算示例 在LAZ922 (Mg-Li-Al-Zn)合金中室温进行施加脉冲电流实验，脉冲电流实验采用自制的高密度脉冲电源，施加到CMT5105微机控制的拉伸机两端夹具上，采用方波脉冲电流，电流频率150 Hz，脉宽70 μs，电流密度 实验获得显微组织、力学曲线等数据，发现施加脉冲电流后应力降低，延伸率增加 [ 7 ] 。 首先采用位错动力学计算电子风应力。电子密度 ，式中 和 为镁密度和摩尔质量。Mg的摩尔质量等于Mg的相对原子量，24.3。因此， [ 8 ] 。 为Avogadro常数， . [ 8 ] 。 . . [ 9 ] 和 为空间晶粒尺寸， 。 下面计算 ， ， ， 。选取实验电流密度 。 进行下列国际单位与导出单位换算 因此， 根据实验结果， 。 假设脉冲电流引起电子风应力和焦耳热应力，焦耳热应力为 . 其次，采用量子力学计算电子风应力。选取 ， [ 10 ] ，和 。首先计算费米动量 。费米能量 和费米速度 [ 11 ] 。 然后分别计算电子漂移速度 和位错速度 。 这里单位换算C = SA。 [ 12 ] ，这里 为应变速率。 。 电子风力为 由于 ， ，所以， 。接着计算电子风应力， 焦耳热应力为 . 上述计算表明，计算涉及材料科学( )，物理( )，化学( )，和电学( )，因此本文属于交叉学科问题。
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user: 4. 讨论 计算发现位错动力学的电子风应力与实际情况吻合，反映出脉冲电流对应力降低的影响以及对焦耳热应力的影响。而采用量子力学方法计算的电子风应力太低，焦耳热应力太高，与实际变形过程不符合。原因在于LAZ922合金内含 双相和少量第二相颗粒，在脉冲电流施加合金的瞬间，电子运动会受到来自晶界( )、相界( )和颗粒界面的阻碍。另外，量子力学模型中的费米动量和电子漂移速度没有考虑到第二相颗粒引起的晶格畸变。其结果造成量子力学方法计算的电子风应力偏低。量子力学模型中的费米动量是对纯金属或纯晶体(Mg)的参数费米能量和费米速度进行计算的，实际复杂体系的LAZ922合金中Li、Al和Zn元素对电子的交互作用十分复杂，因而计算的纯Mg费米动量与实际合金存在差距，从而导致量子力学方法计算的电子风应力偏低。解决办法是对式(2)乘上一个修正系数 ，适合本合金的单位位错长度的电子风力模型修正为： . 计算表明，由于电子漂移速度 大于位错运动速度 ，电子风力为正值，说明脉冲施加的是推力而不是拖曳力。说明脉冲电流有助于推动位错运动，降低位错密度，增加位错可动性，有利于降低电子风应力。
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user: 5. 结论 在Conrad电子风力模型的基础上，提出电子风应力模型。在复杂体系的LAZ922 (Mg-Li-Al-Zn)合金中给出电子风应力计算实例。计算发现，基于位错动力学的电子风应力与实际情况十分吻合，而基于量子力学的电子风应力与实际情况相差很大，造成量子力学方法计算值偏低的原因是没有考虑合金中存在的第二相阻碍电子运动的情况。
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user: 摘 要 为了追溯DOS/DDOS的攻击源，人们研究并提出一些实用可行的追溯方法，其中最有效的当属基于ICMP的反向追溯方案。但该方法在遇到攻击者和普通用户同一路径时，在选择报文生成追溯信息上就不是那么准确了。此论文中，我们将提出一种改进的ICMP信息追溯方法，目的在于提高追溯攻击路径的准确性，为定位攻击源，找到攻击者，防御DOS/DDOS攻击提供重要依据。其方法主要是在决定模块中有目的性的选择高频率攻击流进入的接口来生成追溯报文，从而使选中攻击报文的概率更加趋于1。通过实验分析论证，在生成有效追溯信息方面比之前的方法高出近十个百分点，表明了此追溯方法较之前是更准确有效的。 关键词 :ICMP，DOS/DDOS，网络安全，信息追溯 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 近年来，我们最常接触的公共网络正遭受着各式各样的网络攻击，越来越多的人们关注到了网络设施的安全。拒绝服务攻击(DOS)和分布式拒绝服务攻击(DDOS)就是其中最具侵略性和破坏性的网络安全问题之一 [ 1 ] 。 拒绝服务攻击目的在于妨碍和阻止真正需要资源的用户得到应有的服务和资源。这里可以是一种带宽，也可以是一个网络服务系统。它主要是向受害主机发送大量的无用数据流量占用用户所需的所有服务资源，从而中断这些网络或服务器提供的服务。当DOS攻击流来自不同的源头时，我们称之为分布式拒绝服务攻击(DDOS)。 在DOS/DDOS攻击中，IP欺骗是一种很常见的恶意网络行为 [ 2 ] 。DOS/DDOS攻击随机的伪装IP头部的32位源地址，从而隐藏攻击源。IP回溯追踪的目的就是找出真正的IP源地址 [ 3 ] 。现在许多重大的服务都是依赖于互联网上的通信基础设施，一旦遭受DOS/DDOS攻击必将对其造成致命的危险。因此，如何预防DOS/DDOS的攻击或者将损失减到最小尤为重要。本文主要就针对DOS/DDOS攻击，基于ICMP扩展出一种更加有效的追溯方法。论文第一部分简要介绍了什么是DOS/DDOS功击；第二部分对几个重要的攻击追溯方法进行分析；第三部分提出本文改进方法的设计思想；第四部分重点对算法进行讲解；第五和第六部分是实验的验证结论和对以后研究的展望。
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user: 2. 研究背景 DOS/DDOS攻击的防御主要分四大类 [ 4 ] ：攻击预防、检测、攻击源标记和回击。攻击源标记的目的就是在包含伪装信息的IP数据包源地址域分析找出真正的攻击源头。为了追踪IP包的路径，人们通过在中间媒介路由处标记数据包实现攻击路径重构 [ 5 ] 。中间媒介路由给一个或多个IP数据包生成ICMP回溯报文，并依托IP报文将这些ICMP信息报文发送到目的主机。受害主机利用接收到的ICMP回溯信息报文，对攻击路径进行重构，找到攻击源。 2.1. 攻击源识别 一旦入侵检测发现了一次攻击行为，最好的回击就是在攻击源阻止攻击流的继续入侵 [ 6 ] 。很不幸的是，相比伪装IP源地址是那么简单易行，追溯攻击源就没有什么简便实用的方法了。为了冲破这些限制，基于改良路由功能或修改当前协议的许多办法被人们所提出来，目的就是希望能支持IP的可追溯性。 2.2. IP追溯 IP追溯的设计思想是在路由器上以概率P对进入的数据包插入部分路径信息，目标主机通过这些路径信息重构出数据包的路径。当经过源地址和目的地址之间路由时，路由器以概率P插入它们的IP地址到进入的数据包中 [ 7 ] 。通过这些路径信息，目标主机能重构出数据包的路径。然而，在当前的互联网IP v4协议中并未预留有供携带追溯信息的特殊字段。所以用编程的方法将路径信息压缩到像IP头部中可用的16位标示字段是很难实现的。 2.3. ICMP信息回溯 介于IP追溯方法的不足，人们提出了ICMP信息回溯方法 [ 8 ] ，在此方法中，当IP数据包经过一个路由器时，为避免增加额外的数据流，路由器以一个极低的大约1/20000的概率P生成一个ICMP追溯报文即iTrace数据包 [ 8 ] 。路由器向目的地址和源地址都转发此ICMP数据包。在DOS/DDOS攻击中，目的节点可以运用这些信息追溯出攻击路径。另一方面，iTrace数据包提供的信息可以很好的发现反射式拒绝服务攻击的攻击源，因为iTrace数据包以一定的概率同时也发往攻击源IP地址。路由生成iTrace数据包时，通常包含以下几项内容：发送它的路由IP地址，前一跳和后一跳IP地址，和诱发它的数据包信息。可以看出，我们不需要将路径信息编码到IP报头，而是将它存储在ICMP报文中，并发送到下一跳路由。下一跳路由接收到iTrace数据包时检查IP包和iTrace数据包是否具有相同的路径，并以此判断是否生成新的iTrace数据包或添加路径信息到源IP中。 还有一种被动生成ICMP追溯报文的方法 [ 9 ] ，就是运用路由器中路由信息表和包推进表，分别在两个表中添加额外的标识位，以决定是否生成iTrace数据包。 2.4. 具有记忆路径的反向ICMP追溯 在原来的ICMP追溯方法中，因为生成iTrace数据包的概率不高，所以需要攻击数据包很多。再有靠近攻击者的路由器攻击率也不高，几乎不能够为真正需追踪的受害者提供高效的iTrace信息，而产生的iTrace信息也不大适合用于重构攻击路径。 在反向ICMP追溯方法中，我们主要是考虑提高那些能为受害者重构攻击路径提供更多有效信息的iTrace信息报文的生成机率。为此，改进了路由器中的路由信息表和包推进表。分别在两表项中添加了额外的标识位，用来标识是否真正需要为某个IP报文生成iTrace数据包和标明生成的iTrace数据包信息是否具有高效性。原理很简单，当路由信息表中增加的标识位为1时，我们认为需要生成iTrace数据包，相反为0则不需要。再检查包推进表中新增的标识位是否为1，1说明具有高效性，0那就对我们没有太大利用价值。如图1所示。 基于此，分离出两个不同的功能模块：决定模块和iTrace生成模块 [ 9 ] 。在决定模块中，当入侵检测系统(IDS)告知BGP路由器时，BGP路由会自动检测路由表中目的标识符，如果目的位为1，表明确实需要生成相应的iTrace信息。接着路由表内容会传到包推进表中，通过有效的标识符，可以决定此时生成的iTrace信息是否具有利用价值。以标识位置1为例。值为1表明此处产生的iTrace信息具有高效性，那么这个IP包的一个拷贝就会被发送到iTrace信息生成模块。在生成模块中，实现了上述选定IP包相应的iTrace信息的生成任务，将路径信息添加到ICMP追溯报文中，并发往下一端，之后将此位清零。
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user: 3. 增强有效ICMP追溯信息的概率 具有追忆路径功能的方法确实能增加那些能为受害者重构攻击路径的提供充足信息的有效报文的机 图1. 反向追溯示意图 率。然而，当普通用户和攻击者有着相同的路径时，想要区分不同的数据流，该方法就显得那么力不从心 [ 7 ] 。因为普通用户一样在用着相同的路由表和推进表。所以在特定入口选择的IP报文所产生的iTrace数据包并不一定都是来自攻击源。这种时候用于重构攻击路径提供的数据信息就并不那么可靠。下面我们就提出一种靠近攻击者路由也能增加有效iTrace信息报文生成的方法。 此方法是基于记忆路径反向追踪方法而提出的。我们都知道，攻击者的攻击频率肯定是要比普通用户访问的频率高得多。通过提高有效信息的总量，让我们能够更高更准确的重构攻击路径。 假设 是恰巧在平等情况下到相同目的地的数据包。 为选择数据包生成iTrace报文的概率，那么 。 假设 是选中攻击包生成iTrace信息报文的概率，那么 。 显然想要提高有效iTrace信息报文生成的概率，我们要做的就是减少选中普通正常数据包的概率，甚至将其概率尽量降为0。也就是 。 为了提高靠近攻击源的边界路由生成有效iTrace信息报文的概率，我们介绍一个算法，并对该算法进行实验分析。
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user: 4. 算法 在这部分中，我们重点对此算法思想进行讲解。图2是设计的算法。 算法先是根据目标位找出攻击进入接口，对进入流进行计数，检查所有攻击状态的信息是否接收，没有接收全，就通过计数器找到高频率进入的接口。这时关闭其他接口，在此期间选出攻击状态信息的报文生成追溯报文并发往下游路由。如果全部接收，就找到攻击接口同样也可以有效的选出攻击状态的信息报文。 算法的前提是假设攻击者比普通用户发送更多的数据包到目的主机，实际情况也是如此。我们只要找出此类数据流进入的接口，计算出该接口在特定时间内进入目的网络主机的数据包。计时器终止的时候，能很好的计算出进入数据包的进出频率。通常很少有网络主机是相距超过30跳的 [ 8 ] ，计时时间根据 图2. 算法流程图 路由下一跳数决定，具体时间计算公式是 。 因此每一个在攻击路径上的路由都需要计算它到受害主机的下一跳数。例如我们有一个路由，它到受攻击者的平均下一跳数为7，那么其计时时间为72 ms，它的下一跳路由的下一跳数为6，时间为83 ms。两路由间时间的差异为我们下一步算法通过上游路由位置到下游路由做出决定提供必要依据。在算法中，我们增强了状态信息报文功能，通过报文中定义一个新的标签来识别状态信息 [ 10 ] 。通信路由检测到一个流量攻击，刚经过攻击路径之间的第一个下游路由就给攻击流量标注为攻击的状态信息。有了状态信息，下游路由就能更好的决定下一步反馈信息。下一路由接到攻击状态信息，表明进入接口收到一个攻击流量，将路由表中目的标识位设为1。 一旦路由器发现路由表中的目的标识位为1，它就开始分类计时的为每个进入接口统计到受害者主机的推进包，在此期间，它还监听接收的状态信息。如果在此期间有任何的状态信息进来，它将停止并重新开始计数统计。计时终止后，路由器检查找出发送包到受害者频率最高的输入口并将其他的端口延迟100 ms。如果端口在延迟期间接收到别的状态信息，它也将停止延迟并重置延迟时间。之后路由根据攻击流向下游路由发送状态信息。在此情况下，路由器延迟除状态报文接口的其他接口，选择推进包，复制并发送到生成模块，产生iTrace信息报文。生成模块发送iTrace信息报文后，重置路由表和包推进表中的目的位。
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user: 5. 实验分析 在这部分，我们在CORE上，通过模拟实验对比分析改进方法的可行性。图3是我们假设的网络拓扑图。 我们通过一组的模拟实验来测试： 图3. 含攻击者的网络拓扑 图4. 有效数据包比率对比 1) 单个攻击源和单个受攻击服务器， 2) 多个攻击源和单个受攻击服务器， 3) 多个攻击源和多个受攻击服务器。 在上面模拟情况中已经涵盖了普通用户同攻击者利用相同路径发送数据包获取受攻击者服务的情况。在第一种单个攻击源攻击受害者主机的情况，好比仅节点0攻击节点7。其攻击路径是0→36→1→3→4→5→6→7。图显示了到受害者路径上的路由检测出的有效数据包的百分比。 通过图4我们能看出，接近攻击源和受害者主机的路由所检测出的有效数据包明显增多。在同原来的方法相比，靠近攻击源的路由器R1在新方法检测出有效数据所占的百分比比原来的方法多了近10%，这说明我们提出的方法是有很大效果的。最后通过我们对多个攻击源攻击单个服务器，多个攻击源攻击多个服务器的两种情况进行的再验证，也同样说明我们新方法在增加有用信息数据包方面是高效。在这就不过多赘述。
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user: 6. 结束语 此论文中，我们在研究以前追溯方法的基础上提出了一种能有效提高生成icmp追溯报文的方法，通过更多的有效icmp追溯报文的数据，更加准确的定位攻击源，找到攻击者，为防御DOS/DDOS攻击提供重要依据。在今后过程中，我们将重点研究如何更加准确的分配缓存区的延迟时间，从而使我们的方法达到最佳性能 [ 11 ] 。
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user: 摘 要 本文以天津地区110 kv新一代智能变电站建设为例，对其初步设计土建专业的站址部署、建筑模块、结构形式、给排水设计、消防设计等评审要点和注意事项的分析，以期能在模块化建设前期把控工程质量，从而推动模块化建设的标准运行。 关键词 :输变电工程，评审，建筑，结构，给排水，消防 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 随着社会经济的不断发展，建筑行业钢结构工程经验也日益成熟，国家电网公司在全国范围内大力推行以钢结构为主导的智能变电站模块化建设方案。新的技术应用以及相应规范的更新给输变电工程变电站的设计和评审工作带来了新的挑战。 本文从天津公司110 kv新一代智能变电站初步设计过程中土建相关专业常遇问题入手，对其分为7大方面进行专业评审要点分析，以期能在模块化建设前期控制工程质量。
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user: 2. 设计评审基本前提 110 kv新一代智能变电站的评审工作应以现场实地考察为基础，并形成完整的初步设计文件和设计概算书。设计评审的基本前提如下四个方面。 1) 满足城乡规划用地要求。利用就近生活、交通、给排水、防洪涝设施和最终规模的统筹规划情况，收集相关资料并整理备齐，取得国土、规划等必要协议。 2) 满足规范和“三通一标”要求。全面采用通用设计，通用造价，并满足通用设备“四统一”设计要求，依照需求为模块布局，实行标准化建设。 3) 满足电气专业工艺布置要求。与电气专业配合，结合工程的电气布置方案、工艺要求，统筹土建各专业进行站区总平面布置和竖向布置方案。
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user: 3. 站址部署评审要点 3.1. 站区总布置 天津地区110 kv变电站初步设计评审过程中，需重点审核规划站区是否在防洪圈内，若不在其内，应高于50年一遇的洪水水位，同时考虑历史最高内涝水位，高于二者较高值 [ 1 ] 。新建站在未规划或正在规划的区域内，应积极和各方联系确认站址周围道路标高，避免出现未收集到给水资料或技术参数不明等问题。 审核进站道路比选方案，根据调研大件设备运输路线和运输方案(含公路、铁路、水运、码头及装卸等设施)，配合需要采取的特殊措施(如桥涵加固、拆迁、修筑便道等情况)，结合有关建设单位的书面意见等，从而选择最佳进站道路；具体说明进站道路的引接长度；并统筹考虑站用外引电源及周围环境影响等安排情况。 3.2. 技术经济指标 天津地区城市变电站临道路站址征地时，需征到规划道路中心线，往往造成占地面积偏大。评审过程在应重点审查包括变电站总用地面积和本工程共需征地面积，以及围墙内占地面积，进站道路占地面积等站区的挖方、填方、运方以及购方工程量，站内外道路面积，电缆沟面积，其他占地面积等技术指标。对于建筑面积和占地面积超标的设计通病，应根据实际情况对症审查，如果是规划用地，与规划局和建设方协商，尽量“地尽其用”，若是由于新规或其他设计因素(建筑布局、结构形式或防火要求等)造成，应与设计人员协商，确定占地面积最佳方案，不能满足通设要求的补充设计说明。表1为在审的某110 kv变电站初步设计技术经济指标内容。