DreamBlooms/HansPub-15000-to-45000 huggingface dataset:
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user: 2. 原材料及实验 2.1. 原材料及配比 实验所用水泥和掺和料分别为海螺P.I型52.5普通硅酸盐水泥和矿粉(S95)，矿粉体积参量为35%，化学组成见表1。集料为粒径分布相似的普通集料和再生集料，表观密度分别为2366 kg/m 3 和2050 kg/m 3 。 实验主要通过调整配合比中集料体积掺量和矿粉来控制ITZ微观结构，探索再生集料ITZ效应对混凝土力学性能的影响。按集料种类共设计配比见表2、表3，实验采用水灰比0.35。 2.2. 试样的制备与养护 按照混凝土设计配比，准确称取原材料各组分质量，采用机械搅拌将试样各组分均匀混合。然后把 Table 1 Chemical compositions of the raw material used in the test (wt/% CaO SiO 2 Al 2 O 3 Fe 2 O 3 MgO K 2 O SO 3 其他 水泥 63.12 18.73 4.94 3.99 1.02 - 3.07 2.12 矿粉 39.5 34.4 14.9 0.39 5.84 0.33 - 表1. 原材料化学组成 Table 2 Comment aggregate concrete match rati 样品编号 集料体积掺 量(%) 普通集料(kg/m 3 ) 水泥(kg/m 3 ) 矿粉(kg/m 3 ) 水(kg/m 3 ) C-A-0 0 - 1474.0 - 515.9 C-A-15 15 395.0 1252.9 - 438.5 C-A-30 30 789.9 1031.8 - 361.1 C-A-45 45 1184.9 810.7 - 283.8 C-A-60 60 1579.8 589.6 - 206.4 C-S-A-0 0 - 934.7 503.3 503.3 C-S-A-15 15 395.0 794.5 427.8 427.8 C-S-A-30 30 789.9 654.3 352.3 352.3 C-S-A-45 45 1184.9 514.1 276.8 276.8 C-S-A-60 60 1579.8 373.9 201.3 201.3 表2. 普通集料混凝土配比 注：C-A-45代表普通集料混凝土，集料体积参量45%。C-S-A-45代表掺入矿粉的普通集料混凝土，矿粉体积参量35%，集料体积掺量45%。 Table 3 Recycled aggregate concrete match rati 样品编号 集料体积掺量(%) 再生集料(kg/m 3 ) 水泥(kg/m 3 ) 矿粉(kg/m 3 ) 水(kg/m 3 ) C-Z-0 0 - 1474.0 - 515.9 C-Z-15 15 357 1252.9 - 438.5 C-Z-30 30 714 1031.8 - 361.1 C-Z-45 45 1071 810.7 - 283.8 C-Z-60 60 1428 589.6 - 206.4 C-S-Z-0 0 - 934.7 503.3 503.3 C-S-Z-15 15 357 794.5 427.8 427.8 C-S-Z-30 30 714 654.3 352.3 352.3 C-S-Z-45 45 1071 514.1 276.8 276.8 C-S-Z-60 60 1428 373.9 201.3 201.3 表3. 再生集料混凝土配比 注：C-Z-45代表再生集料混凝土，集料体积参量45%。C-S-Z-45代表掺入矿粉的再生集料混凝土，矿粉体积参量35%，集料体积掺量45%。 新拌混凝土装入到40 mm × 40 mm × 160 mm的试模中，通过振动台成型试件。带模试样在20℃ ± 2℃、相对湿度95% ± 5%养护室中放置24 h后拆模，继续养护到设定龄期后(3 d、28 d和56 d)分别测其抗压强度。 2.3. 力学性能 试样养护至规定龄期后取出(3 d、28 d和56 d)，测试其抗压强度和抗折强度。其中，测试抗折强度时的加压速率为(50 ± 10) N/S，测试抗压强度时的加压速率为(2400 ± 200) N/S。最终实验结果取六个试块的平均值。
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user: 3. 实验结果与讨论 3.1. 普通集料混凝土抗压强度变化规律 实验根据表2配置成普通集料混凝土和掺加35%的矿粉的普通集料混凝土，抗压强度分别如图1和图2所示。 图1. 未掺加掺和料普通集料混凝土抗压强度 图2. 掺加35%矿粉普通集料混凝土抗压强度 图1为未掺加掺和料的普通混凝土。由图可知，随着集料体积掺量由0增加到60%的过程中混凝土3 d、28 d和56 d抗压强度略增加后降低，并在集料体积参量为15%时达到峰值。3 d抗压强度在集料体积掺量为0时取得最低值，28 d和56 d的最低值均在体积掺量为60%。集料体积掺量从45%增加到60%，抗压强度均在45%的时候出现缓降。 图2掺加35%的矿粉混凝土由图可知，集料体积掺量由0增加到60%，3 d、28 d和56 d抗压强度均先增加后降低，并同时在集料体积参量为45%时达到峰值。集料体积掺量由0增加到45%时，抗压强度均缓慢增加，之后下跌。抗压强度最小值均出现在60%。 3.2. 再生集料对混凝土抗压强度的影响规律 实验根据表3配置成再生集料混凝土和掺加35%的矿粉的再生集料混凝土，抗压强度分别如图3至图6所示。 图3为未掺加掺和料的再生集料混凝土。由图可知，集料体积掺量由0增加到60%，3 d抗压强度先增加后降低并在30%时达到峰值，之后强度降低；28 d和56 d抗压强度一直降低，并且强度变化相同。3 d、28 d和56 d抗压强度的最低值均在60%时取的。 图4为不同龄期未掺加掺和料再生集料混凝土抗压强度与基准混凝土抗压强度对比图。由图可知：由图4(a)集料体积掺量为0增加到30%，混凝土3 d抗压强度先上升后下降，再生集料混凝土在体积掺量为15%达到极值；基准混凝土的抗压强度则缓慢下降；再生集料混凝土的强度下降程度最大。由图4(b)和(c)知，集料体积掺量由0增加到60%，再生集料混凝土28 d和56 d抗压强度一直降低。 图5为掺加35%矿粉再生集料混凝土。由图可知，集料体积掺量由0增加到60%，3 d、28 d和56 d抗压强度一直降低，三者均在集料体积掺量为0时取得最大值，60%时取得最小值。集料体积掺量由0增加到30%，3 d强度缓慢下降。 图6为不同龄期的掺加35%矿粉再生集料混凝土抗压强度和基准混凝土抗压强度对比图。由图2.20(a)可知集料体积掺量由0增大到30%，矿粉再生集料混凝土3 d抗压强度略小于普通集料混凝土抗压强度。 图3. 未掺加掺和料再生集料混凝土抗压强度 图4. 未掺加掺和料时不同龄期再生集料混凝土抗压强度：(a) 3 d；(b) 28 d；(c) 56 d 图5. 掺加35%矿粉再生集料混凝土抗压强度 图6. 掺加35%矿粉不同龄期再生集料混凝土抗压强度：(a) 3 d；(b) 28 d；(c) 56 d 随着集料体积掺量的增加，差值越来越大。二者强度同时在集料体积参量为60%得到最低值。由图6(b)矿粉再生集料混凝土随着集料体积掺量的增加28 d抗压强度一直降低，并且与普通集料混凝土强度差值越来越大。由图6(c)可知集料体积掺量由0增加到45%，普通集料混凝土强度缓慢上升，而再生集料混凝土的强度随着集料体积掺量的增加而降低。
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user: 4. 结论 1) 集料体积掺量由0增加到60%，普通集料混凝土3 d、28 d和56 d抗压强度均先增加后降低，并同时在集料体积参量为15%时达到峰值；35%矿粉的普通集料混凝土3 d、28 d和56 d抗压强度具有相同规律，不同的是峰值在45%时取得。 2) 未掺加掺和料的再生集料混凝土，集料体积掺量由0增加到60%，3 d抗压强度先增加后降低，在15%时取得峰值，28 d和56 d抗压强度一直降低； 3) 掺加35%矿粉的再生集料混凝土的3 d、28 d和56 d抗压强度均一直降低。
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user: 摘 要 本论文在旋翼空气动力原理基础上，提出截取旋翼升力翼尖效应部分桨叶扫掠圆环面、重新串列布置羽翼在涵道内做回转运动的改进思路，形成圆环形涵道内置串列翼空气动力技术方案。该方案涵道宽度接近或超过串列翼翼展，较小的翼尖间距最大限度抑制了串列翼翼尖环流，降低了诱导阻力，从而提升空气动力效率；该方案同时以较小的投影占地面积，解决了升力总面积问题，在较小的运动速度下获得较大的动力输出，提升了系统运输效率。通过重建圆环形涵道内置串列翼空气动力数学计算模型，对比计算分析相同参数孤立机翼、旋翼及圆环形涵道内置串列翼空气动力效率。通过环形涵道串列翼同时具备空气动力效率和运输效率高效、垂直起降性能和超低空安全性能、良好的雷达外形隐形和声学隐形等性能分析，做出环形涵道串列翼空气动力技术，是轴驱动旋翼空气动力的颠覆性技术的结论，同时做出是面向未来空中交通工具技术平台，以及与道路交通工具汽车展开全面竞争并能取得优势的前瞻性展望。 关键词 :串列翼，旋翼，空气动力效率，运输效率，高效，垂直起降，便捷，未来空中交通工具 Copyright © 2018 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 固定翼通用航空器运输效率通常在6~18 kg/kw范围，像维珍大西洋环球飞行者号运输效率达到30 kg/kw左右，但翼展34.4米几乎是机身长度的三倍，起降停靠严重依靠机场和跑道，没有便捷性可言。 旋翼飞行器虽然可以不依赖于机场和跑道，具有一定的便捷性，但低下的运输效率，是以巨大的能源消耗为代价实现飞行，不可持续发展。目前锂电池能量密度在0.12~0.18 kw.h/kg，最能检验旋翼飞行器的应用效能。电动旋翼飞行器即使不计结构重量，所有电能全部推动电池重量，也难以超过25分钟滞空时间(旋翼运输效率与锂电池能量密度乘积)。若算上结构重量和载荷，电动旋翼飞行器的实际滞空时间缩短至10分钟左右，加上外置、高速旋转、锋利的桨叶，限制了电动旋翼飞行器的实际应用范围。 未来的空中交通工具，应具有环保、安全、高效、便捷、舒适、智能等性能特征。就像Uber Elevate愿景，飞行器自由停靠在天台、花园、水面，以及像汽车一样停靠在路边，或在城市的建筑物间和森林空间中自由穿行，道路、山川和海峡不再是阻隔。未来的空中交通工具，需要革命性空气动力装备技术来支撑，在未获得革命性空气动力装备技术与之前，这还只是一个梦。 以固定翼和旋翼为代表的通用航空技术，百年来在卡门–加布里埃尔运输效率图中，飞行器效率最高那片区域，留下一片空白。探寻环保、高效、便捷、未来的空气动力装备技术，面向未来，立足当下，具有重要的现实意义。
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user: 2. 研究方向 飞行器在功率W (kw)推动下水平匀速运动为v (m/s)，所受重量G (kg)与机翼升力L (N)，推力F (N)和阻力D (N)，大小相等方向相反。飞行器运输效率K (kg/kw)与空气动力效率k关系推导如下： K = G W = L 9.8 F × v 1000 = L 9.8 × 1000 L k × v = 102 × k v (1) 飞行器运输效率K与空气动力效率k成正比，与运动速度v成反比，K.v为无量纲。 其中公式(1)，飞行器运动速度等于102 m/s (0.3 Ma)时，运输效率K数值等于空气动力效率k(单位为s/m)；飞行器运动速度大于102 m/s (0.3 Ma)时，运输效率K数值小于空气动力效率k，说明飞行器运输效率K最大值存在于机翼0.3 Ma运动速度范围内，这与卡门–加布里埃尔运输效率图中，飞行器效率最高区域那片空白是对应的，这是本项目研究和应用的范围和重点。 其中公式(1)中，飞行器升力L和推动功率W尤其是电功率易于检测，机翼运动速度v同样易于检测和计算，为计算空气动力效率k等不可直接测得的空气动力参数创造了条件。
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user: 3. 环形涵道串列翼空气动力原理 在理论上研究绕流物体的升力理论要比研究阻力问题容易得多，那是因为阻力理论必须考虑流体粘性。与此相反，升力却可极近似地用无粘性流理论得到 [ 1 ] 。飞行器的空气动力效率，实际上就是机翼升力与阻力的比值关系，阻力包括伴随升力的型阻阻力、诱导阻力和与升力无关的废阻力 [ 2 ] 。 水平直线飞行器机翼升力L的大小，与机翼翼型结构影响升力系数C l 相关；与升力面积S l 成正比关系；与运动速度v的平方成正比；低亚音速下，空气密度⍴视为常量。升力L计算公式如下： [ 1 ] L = 1 2 C l ⋅ ρ ⋅ S l ⋅ v 2 (2) 在速度0.3 Ma以下的低亚音速区域，机翼阻力主要由型阻阻力D w 、诱导阻力D p 组成。型阻阻力的大小与升力影响因素类似，C d 为型阻阻力系数。诱导阻力的大小，与机翼翼型结构、展弦比、升力面积及翼尖运动速度相关，C p 为诱导阻力系数。型阻阻力D w 、诱导阻力D p 计算公式如下： [ 1 ] D w = 1 2 C d ⋅ ρ ⋅ S l ⋅ v 2 (3) D p = 1 2 C p ⋅ ρ ⋅ S l ⋅ v 2 (4) 提高飞行器机翼空气动力效率k(升阻比)，实际上就是提高升力系数同时降低阻力阻力系数的过程。在低亚音速区域，忽略摩擦阻力影响，机翼空气动力效率k计算公式推导如下： k = L D = 1 2 ⋅ C l ⋅ ρ ⋅ S l ⋅ v 2 1 2 ⋅ C d ⋅ ρ ⋅ S l ⋅ v 2 + 1 2 C p ⋅ ρ ⋅ S l ⋅ v 2 = C l C d + C p (5) 其中，诱导阻力系数C p ，与升力系数C l 的平方成正比，与展弦比λ，机翼修正系数ε (圆形翼0，梯形翼1~3，矩形翼2~5)组成的诱导因子相关。诱导阻力系数C p 计算公式如下： [ 1 ] C p = C l 2 π ⋅ λ ( 1 + ε ) (6) 提高飞行器运输效率，实际上就是提高空气动力效率同时降低机翼运动速度的过程。降低飞行器机翼运动速度，意味着升力的减小，需要通过增加机翼总升力面积来与载荷匹配。这个方案对现实固定翼和旋翼飞行器来说，是不可行的。 我们在旋翼的空气动力原理的基础上，尝试对其改进。截取旋翼翼尖圆环形扫掠面，并在扫掠环面中，按照等翼距排列布置小翼展、大展弦比机翼——羽翼，羽翼翼根部串列形成圆环形串列翼。串列翼由翼端和驱动端组成，驱动端作用是固定翼端、支撑和驱动串列翼 [ 3 ] ，如下图1。 串列翼空气动力原理实际上是截取了翼尖半径为R、翼根半径为r升力集中的环面，由于存在翼尖速度V R 和翼根速度Vr差，串列翼存在升力翼尖效应。但随着串列翼回转半径的增大，羽翼翼根速度趋近于翼尖速度，其比值趋近于1，串列翼翼尖效应降低。这一规律说明，相同翼尖速度下，串列翼随回转半径R的增加，升力增加趋近于水平直线运动孤立机翼。翼尖速度VR和翼根速度Vr关系推导如下： v r = r R × v R (7) 图1中，串列翼扫掠实度为0.26，翼根水平翼距为三倍左右弦长，翼尖水平翼距为4倍弦长以上(考虑到前后翼的影响，是否能进一步增加串列翼扫掠实度，需要实验室验证)；四旋翼扫掠实度0.08。相同半径的串列翼升力总面积达到四旋翼的2.5倍以上，翼尖效应区域面积达到四旋翼的5倍以上。相同投影占地面积下，串列翼总升力面积远远超过固定翼飞行器。较大的升力面积，为串列翼降低运动速度获得较高运输效率，创造了条件。 串列翼羽翼翼展小为内置环形涵道创造了条件，且涵道宽度易实现超过串列翼翼展。环形涵道和串列翼翼尖间距(0.02~0.05倍弦长)，抑制串列翼翼尖环流，为降低诱导阻力创造了条件，如图2。 图1. 串列翼与四旋翼 图2. 圆环形涵道串列翼 圆环形涵道串列翼诱导阻力系数C p 与升力系数C l 的平方成正比，与ε (奥德瓦尔斯因子)和 (展弦比)成反比；其计算公式如下： [ 4 ] C p = C l 2 π ⋅ λ ⋅ ε (8) 源自于对旋翼空气动力原理改进的圆形涵道串列翼空气动力技术方案，具有降低翼尖效应增加升力的性能，也具有抑制翼尖环流降低翼尖诱导阻力的性能，同时还具有较大的总升力面积来匹配较低的运动速度下的载荷。为提升空气动力效率和运输效率创造了技术条件。 串列翼做回转运动，串列翼扫掠过的平面形状可以是圆环形，也可以是胶囊环形，其区别在于串列翼连接的形式。刚性连接的串列翼只适用于圆环形，柔性连接的串列翼适用于各种回转形状，如图3。 同一环形涵道，也可以在垂直方向布置相同串列翼，反向运动。这样较小的涵道投影面积，具有较大的总升力面积，同时解决单组串列翼运动产生的自转。
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user: 4. 圆环形涵道内置串列翼空气动力效率计算模型 双翼串列翼相对单翼空气动力效率有增升作用 [ 5 ] ，其增升的机理来自于前翼翼尖环流，对后翼的影响。前后翼的翼距和后翼的安装角，对双翼串列翼空气动力效率显得特别重要。 如图2圆环形涵道串列翼，多羽翼数量达到20组。涵道壁的宽度接近甚至超过串列翼羽翼翼展，二者之间的翼尖间距也在0.02~0.05倍弦长范围，涵道壁对串列翼翼尖环流有强烈的抑制作用。串列翼前后翼、以及自身回转运动，在一定时间范围内互为前后翼，在0~0.3 Ma低亚音速速度范围，在涵道壁的影响下，水平前后翼的影响较小，前后翼水平翼距和安装角在圆环形涵道串列翼上并不重要。 在垂直方向的上下反向串列翼组，上串列翼运动产生的、沿涵道轴向旋转向下的气流，与下串列翼的运动结合后，形成一个类似串列翼羽翼前缘气流的下偏转角。垂直反向的下串列翼可以加大攻角，来克服涵道轴流气流的影响。 设定圆形涵道内置串列翼回转圆心0，羽翼翼展为x，羽翼翼根半径为r，翼尖半径为R，翼尖速度为v；羽翼前缘运动速度在羽翼翼展x方向上成线性分布，速度分布函数f(x)与翼尖速度v和翼展x的关系利用公式7推导如下， x = ∈ [ r ， R ] ； f ( x ) = v R ⋅ x (9) 设定串列翼羽翼平均弦长b，在羽翼展方向微分升力面积∆S； 图3. 胶囊环形涵道串列翼 Δ S l = b ⋅ Δ x (10) 将公式9、10代入公式2，圆环涵道串列翼n个羽翼总升力积分L： L = ∑ i = 1 n ( ∫ r R 1 2 C l ⋅ ρ ⋅ b ⋅ ( v R ) 2 ⋅ x 2 d x ) (11) 同理，圆环涵道串列翼n个羽翼型阻阻力: D w = ∑ i = 1 n ( ∫ r R 1 2 C d ⋅ ρ ⋅ b ⋅ ( v R ) 2 ⋅ x 2 d x ) (12) 圆环涵道串列翼总诱导阻力，在低亚音速下基于无粘计算，将公式8代入公式4，诱导阻力D p ： D p = 1 2 ⋅ C l 2 π ⋅ λ . ε ⋅ ρ ⋅ S l ⋅ v 2 (13) 将公式11、12、13代入公式5，圆环形涵道串列翼升阻比k计算推导如下： k = ∑ i = 1 n ( ∫ r R ( 1 2 C l ⋅ ρ ⋅ b ⋅ ( v R ) 2 ⋅ x 2 ) d x ) ∑ i = 1 n ( ∫ r R ( 1 2 C d ⋅ ρ ⋅ b ⋅ ( v R ) 2 ⋅ x 2 ) d x ) + 1 2 ⋅ C l 2 π ⋅ λ ⋅ ε ⋅ ρ ⋅ S l ⋅ v 2 (14) 圆环涵道串列翼计算功率P计算推导如下， P = F × v = ∑ i = 1 n ( ( ∫ r R 1 2 C d ⋅ ρ ⋅ b ⋅ ( v R ) 3 ⋅ x 3 d x ) + 1 2 ⋅ C l 2 π ⋅ λ ⋅ ε ⋅ ρ ⋅ S l ⋅ v 3 ) (15) 上述公式计算推导过程，同样适用于旋翼空气动力特征。
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user: 5. 圆环形涵道串列翼、旋翼、孤立机翼空气动力对比计算 设定串列翼、旋翼、机翼选用相同翼型结构，展弦比、升力面积，采用NACA6409-li翼型 [ 6 ] 。 串列翼：R = 800 mm，r = 400 mm，展弦比λ = 8，平均弦长b = 50 mm，涵道宽度350 mm，翼尖间距3 mm，奥德瓦尔斯因子ε = 5，翼尖速度v = 102 m/s，羽翼20组； 旋翼半径：R = 400，展弦比λ = 8，b = 50 mm，机翼修正系数ε = 1，翼尖速度v = 102 m/s； 孤立机翼翼展：R = 400，展弦比λ = 8，b = 50 mm，机翼修正系数ε = 1，速度v = 102 m/s； 上述翼型在速度102 m/s (0.3 Ma)，10˚C下雷诺数：Re = 358978；在速度68 m/s (0.2 Ma)，10˚C下雷诺数：Re = 239319；在速度34 m/s (0.1 Ma)，10˚C下雷诺数：Re = 119659 (图4)。 圆环形涵道串列翼、旋翼、孤立机翼空气动力对比计算见表1。
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user: 6. 圆环形涵道串列翼、旋翼、孤立机翼空气动力数据对比分析 如表1，对圆环涵道串列翼和旋翼的对比计算，可以理解为串列翼截取了半径400 mm至800 mm扫掠圆环中的羽翼，与剩下半径400 mm旋翼扫掠圆环面桨叶，在空气动力上的比较，孤立机翼作为参照。 6.1. 升力数据对比分析 圆环涵道串列翼相对旋翼，翼型、翼展、升力面积和翼尖速度相同。表1，在0.3 Ma速度下，串列翼回转半径增加一倍，与旋翼升力比值增加至1.8。继续增加串列翼回转半径，串列翼升力趋近于孤立机翼，串列翼与旋翼升力比值趋近于3。 图4. NACA6409-li阻力、升力系数曲线 Table 1 Summary of aerodynamic comparison calculatio 机翼 旋翼 串列翼 0.2 Ma 0.3 Ma 0.2 Ma 0.3 Ma 0.2 Ma 0.3 Ma 升力系数C l 1.4 1.41 1.4 1.41 1.4 1.41 型阻阻力系数C d 0.018 0.016 0.018 0.016 0.018 0.016 升力L(N) 83.5 189.2 27 63 48.7 110.4 型阻阻力D w (N) 1 2.14 0.36 0.72 0.63 1.25 诱导阻力D p (N) 9.3 21.2 9.3 21.2 0.93 2.12 升阻比K 8.1 8.1 2.8 2.9 31.2 32.8 计算功率P(w) 706 2380 651 2188 97.5 319 功推比(kw/kg) 0.083 0.123 0.236 0.34 0.0196 0.030 运输效率(kg/kw) 12 8.1 4.2 2.9 51 32.7 表1. 空气动力对比计算汇总表 注：迎角7°，标准大气压下 规律表明相同条件下，环形涵道串列翼可以通过增加回转半径的方式，降低升力翼尖效应。环形涵道串列翼升力，在不需要增加任何功率消耗的情况下，最高可以接近旋翼的三倍，同时空气动力效率最高接近至旋翼的三倍。 圆环形涵道串列翼，在0.3 Ma翼尖速度、1.6 m直径、0.29扫掠实度下，20组羽翼获得2200 N动力输出，是固定翼和旋翼飞行器无法比拟的。在涵道轴向叠加反桨的串列翼组，将成倍增加总动力输出。环形涵道串列翼在0.3 Ma低亚音速下，获得10 kN、100 kN甚至更高数量级载荷能力，并保持30 kg/kw以上的运输效率是可行的。 6.2. 阻力数据对比分析 表1中，在0.3Ma速度下，孤立机翼和旋翼的诱导阻力占据了重要份额，十倍于型阻阻力，直接影响到空气动力效率和运输效率。圆环涵道串列翼得益于宽度接近串列翼翼展的涵道对翼尖环流的抑制作用，诱导阻力仅为型阻阻力的两倍左右。 6.3. 空气动力效率数据对比分析 表1中，在0.3 Ma速度范围内，空气动力效率与速度的增减变化不大，这可能源自于系数取值的误差，实际上是存在较小的数值差。 圆环形涵道串列翼空气动力效率到达32.7 kg/kw，超过孤立机翼的四倍、旋翼的十倍。旋翼在低亚音速空气动力效率低下的原因，来自于轴驱动方式形成的升力翼尖效应对升力的影响，以及旋翼翼尖环流形成的诱导阻力的影响。 6.4. 运输效率数据对比分析 表1中，圆环形涵道串列翼的运输效率，在0.3 Ma翼尖速度时达到32.7 kg/kw，在0.2 Ma翼尖速度时达到51 kg/kw，分别超过孤立机翼的四倍、旋翼的十倍。 道路交通工具汽车在100 km时速下，运输效率通常在22 kg/kw。圆环形涵道串列翼技术，形成的飞行器在0.3 Ma翼尖速度范围内，在相同100 km运动时速下，其运输效率超过道路交通工具汽车。 将表1中的升力、升阻比、计算功率，带入公式1，计算得出串列翼、旋翼的运输效率和空气动力效率相对应的是翼尖速度。串列翼的翼尖速度可以通过转速计算，也可以用测速仪直接测得，串列翼输入电功率也可以用仪表直接测得，串列翼升力也可以用测力计直接测得，从而计算出该速度下串列翼的空气动力效率，以及串列翼阻力等重要参数。为进一步分析改进环形涵道串列翼空气动力效率，创造条件。 6.5. 数据误差分析 表1中圆环形涵道串列翼、旋翼、孤立机翼空气动力计算数据，其计算数据误差来自于空气动力数学计算模型本身和其中系数的取值精确性。 其中，圆环形涵道串列翼空气动力计算过程中，羽翼安装角趋于一致，水平翼距直接确定为前后翼翼尖距为4倍弦长 [ 5 ] ，形成1.6 m直径20组羽翼的串列翼，基本忽略前后翼的影响。 空气动力数学计算模型和其中系数的取值造成的数据误差，可以通过进一步理论计算数据和实验室数据来验证。 在理论计算上，通过欧拉公式来实现圆环形涵道串列翼空气动力特性三维建模仿真计算，能够减少表1中数据的计算误差，同时解决串列翼前后羽翼水平翼距及垂直翼距对空气动力效率的影响关系。 在实验室检测数据验证上，建立电磁驱动串列翼空气动力装置 [ 3 ] ，通过升力L、电功率W、羽翼翼尖速度v的实测数据，来计算验证表1中的空气动力效率k、总阻力D等各项空气动力数据；验证前后翼水平翼距，对空气动力效率k的影响，从而确定最佳串列翼扫掠实度范围；验证同涵道上下串列翼组，对空气动力效率k的影响，从而确定上下串列翼最佳安装角及扫掠实度。
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user: 7. 圆环形涵道串列翼飞行性能分析 圆环形涵道串列翼运输效率超过所有通用航空飞行器和道路交通工具汽车，相同条件下滞空和续航时间到达旋翼的10倍，滞空和续航能达到数小时，并具有旋翼一样的垂直起降飞行性能。圆环形涵道串列翼也适合电磁驱动，作为垂直起降的、纯电驱动的运输工具，具备实际应用价值。 圆环形涵道串列翼结构中空、外有涵道壁，与飞行器机体完全融合成扁平碟形，能大幅度降低飞行器高度，外形可视度及雷达隐身性能良好。 圆环形涵道串列翼0.3 Ma低速运行噪音，受涵道壁遮挡，声学隐身性能良好。 圆环形涵道串列翼运动部件串列翼内置于涵道中，免于周围物体对飞行安全性的致命影响，也避免对周围人和物体，造成旋翼那样的高速打击伤害。适合城市、森林等复杂空域，以及与人群零距离亲密接触，超低空安全性能良好。 圆环形涵道串列翼所具有的垂直起降、超低空安全等飞行性能，以及外形及声学物理特征，同样是便捷空中交通工具必须具备的基本特征。
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user: 8. 结论与展望 本论文通过飞行器运输效率和空气动力效率的公式推导，以及对圆环形涵道串列翼与旋翼和孤立机翼空气动力效率对比计算，得出以下结论： 1) 飞行器机翼在0~0.3 Ma速度范围内运行，是获得运输效率高效的关键。 2) 环形涵道串列翼空气动力效率和运输效率高效，投影占地面积小且输出动力强悍，具有垂直起降和良好超低空安全飞行性能，是轴驱动旋翼空气动力的颠覆性技术。 3) 环形涵道串列翼空气动力技术飞行器作为空中运输工具，在运输效率和运输便捷性上，全面超越道路交通工具汽车成为可能。 4) 其中空气动力模型公式推导计算以及系数取值，串列翼水平翼距及扫掠实度范围，串列翼组垂直翼距范围和对下串列翼组的影响，需要三维建模仿真计算和实验室数据进一步验证。 本论文就环形涵道串列翼高效的空气动力效率和运输效率、垂直起降性能，良好的超低空安全性能、雷达外形隐形和声学隐形性能分析，做出以下展望： 1) 未来的空中交通工具在环保、高效、安全、便捷、智能、舒适方面的性能要求，毋庸置疑需要革命性的空气动力技术平台来支撑和实现。而环形涵道串列翼空气动力飞行器技术平台，正是面向未来空中交通工具的理想选择。 2) 基于环形涵道内置串列翼空气动力技术的飞行器，有望在未来与道路交通工具汽车展开全面竞争并能取得优势。
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user: 摘 要 为研究在纵坡为5%下曲线桥粘滞阻尼器减震效果的影响，以一座长度为120米的曲线桥为原型，按照相似理论制作了该桥的1/10缩尺试验模型，设计了一致激励下四种地震波输入的试验工况，进行设置阻尼器前后的模型桥振动台试验。结果表明：安装粘滞阻尼器后，模型桥一阶频率略变小，阻尼比略变大，说明粘滞阻尼器对曲线桥提供了一定的附加阻尼。在一致激励下，主梁的跨中切向和径向位移、墩顶切向位移和径向都有所减小，墩底应变也得到了有效控制。 关键词 :振动台实验模型，曲线桥，粘滞阻尼器，减震控制 Copyright © 2018 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 随着经济社会和城市化的迅猛发展，桥梁等基础设施得到了大力发展。根据国家铁路局数据显示：截至2017年年底，公路桥梁已超过80万座。我国早已成为世界第一桥梁大国，我国桥梁设计、施工技术已达到世界领先水平 [ 1 ] 。公路桥梁要适应各种复杂环境的要求，曲线桥应运而生。由于曲率的存在，曲线桥易发生弯扭耦合，相比于直桥，曲线桥更容易发生破坏。因此，减隔震技术在曲线桥上的运用越来越受到国内外学者的重视。随着对减隔震技术研究的深入，其已经成为一种在工程上最常用且最有效的减震手段 [ 2 ] [ 3 ] [ 4 ] [ 5 ] 。目前在实际的桥梁中运用最普遍的减震装置是粘滞阻尼器。粘滞阻尼器具有提供附加阻尼来耗能却不提供附加刚度，不改变自振周期的特点。 针对曲线桥的抗震减震分析国内外学者都取得一定成果，王兰 [ 6 ] 建立三维有限元模型，通过设立铅芯橡胶支座对曲线桥进行减隔震研究，阐述了铅芯橡胶支座中的铅芯截面面积的不同对桥梁的位移有影响；李正英等 [ 7 ] 用CivilMidas建立两边是底墩、中间是高墩的曲线桥有限元模型，通过分别设置不同的减隔震装置进行减震分析，得出粘滞阻尼器和铅芯橡胶支座对边墩墩底切向反力具有放大作用，而摩擦摆支座对主梁位移具有放大作用，得出混合减震可以弥补单一减震的不足；陈霄 [ 8 ] 建立了六跨连续梁的曲线桥三维有限元模型，设置一种高阻尼叠层橡胶支座进行振动台试验，得出主梁内力和墩底剪力与弯矩都比非隔震的数小很多；Takao等 [ 9 ] 在桥上安装粘滞阻尼器，并进行振动台试验研究其减震效果，得出了一种理论分析模型有助于减震分析；刘奕 [ 10 ] 利用ANSYS建立曲线桥的有限元模型并进行分析，得出粘滞阻尼器能有效减少整体的地震反应并具有对频谱不敏感、较强的适应性和较好的减震性能等特点；陈树刚 [ 11 ] 利用ANSYS建立曲线梁桥的有限元模型，在设置粘滞阻尼器后研究曲率半径对减震效果的影响。有限元分析结果说明：添加粘滞阻尼器后，曲线桥主梁位移得到很好的控制，其减震率会随曲率半径的增大而变小。 总结国内外研究现状，发现对有纵坡的曲线桥振动台试验分析研究的还较少，所以本篇考虑了纵坡的影响。以一座3 × 40 m的某曲线连续桥为原型，对其进行振动台试验。分析在纵坡为5%下，粘滞阻尼器对曲线桥减震控制作用。
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user: 2. 模型桥设计与制作 以一座3 × 40 m的曲线连续桥为原型，按照1:10进行缩尺，模型桥全长为12 m，曲率半径为5 m，圆心角为138˚，纵坡设计为5%。上部结构为钢箱梁，桥面宽为1.2 m；下部结构为钢筋混凝土双柱型桥墩，1号墩和4号墩直径为0.2 m，2号墩和3号墩直径为0.15 m；桥墩和盖梁均采用C30混凝土，各盖梁顶面对称布置两个盆式橡胶支座，其中2号墩处为固定支座，其余支座为可沿切向滑动的单向滑动支座。试验模型图如图1所示，相似比设计如表1所示。 本文所分析的变纵坡的曲线桥为小半径曲线桥，在地震作用下，两个垂直方向的地震作用可能发生耦合，使其动力响应变得更加复杂。因此需要通过设置粘滞阻尼器来减小上部结构的地震响应，起到保护桥梁结构的作用。全桥共布置4个粘滞阻尼器。在1号墩与主梁、4号墩与主梁之间安装有性能良好的粘滞阻尼器各两个，使曲线桥在两个方向综合考虑的情况下都能有良好的减震效果。粘滞阻尼器各设计参数如表2所示，并且每个粘滞阻尼器配有一个30 KN的力传感器来测量粘滞阻尼器的出力情况。粘滞阻尼器的设计图、实物图和安装图如图2所示。
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user: 3. 振动台试验设计 在控制点处设置各种传感器来采集信息，如：采用ICP加速度传感器测量各跨跨中、各墩顶和墩底 图1. 试验模型图 Table 1 Similarity ratio of model tes 类型 物理量 量纲 取值 材料特性 等效质量密度 FT 2 L −4 取2 应力 FL −2 1 弹性模量 FL −2 取1 几何尺寸 长度 L 取0.1 线位移 L 0.1 动力指标 周期 T 0.141 频率 T −1 7.07 加速度 LT −2 5 表1. 模型试验的相似比 图2. 粘滞阻尼器设计图、实物图和安装图 Table 2 Design parameters of viscous damper 参数 数值 参数 数值 缸体直径/mm 50 阻尼孔直径/mm 2 活塞头长度/mm 50 阻尼孔长度/mm 50 活塞头直径/mm 50 阻尼孔个数 4 活塞杆直径/mm 50 粘滞液体稠度/(mm 2 ∙s −1 ) 100 表2. 粘滞阻尼器设计参数 切向和径向两个方向的加速度；采用991B型拾振测量各跨跨中、墩顶和墩底的切向和径向两个方向的位移；采用拉线位移计测量支座切向滑移位移；采用应变片测量各跨跨中、主梁底、跨端、墩顶和墩底的应变。在纵坡为5%下，分别选取Chichi波、EL-centro波、Taft波和根据规范反应谱设计的人工波进行一致输入，输入方向为顺桥向(1号墩与4号墩的连线)和横桥向(垂直于1号线与4号线的连线)一起。输入地震波工况如表3所示。
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user: 4. 试验结果分析 4.1. 模型桥基本动力特性 在安装粘滞阻尼器前后，对振动台试验中运行白噪声所得到的频谱进行分析，得到曲线桥的一阶频率后再通过半功率法求得阻尼比。一阶频率和阻尼比数据如表4所示。 根据表4得到，安装粘滞阻尼器后曲线桥一阶频率略变小，阻尼比略变大。这说明粘滞阻尼器对曲线桥提供了一定的附加阻尼，能起到了一定的作用。 Table 3 Setting the dampers condition 工况 地震波 数值 台面加速度/g 1 2 3 4 1 白噪声 一致 - - - - 2 Chichi 一致 0.902 0.801 0.701 0.652 3 EL-centro 一致 0.480 0.488 0.496 0.538 4 Taft 一致 0.510 0.583 0.678 0.615 5 人工波 一致 0.558 0.645 0.718 0.683 表3. 设置阻尼器工况 Table 4 Dynamic characteristic 模型桥状态 一阶频率/Hz 阻尼比/% 无阻尼 2.56 4.53 粘滞阻尼 2.53 6.19 表4. 动力特性 图3. 减震前后跨中位移的峰值对比图 4.2. 主梁地震反应 设置粘滞阻尼器前后各跨跨中的切向位移与径向位移的峰值如图3所示。同一地震波激励下，三跨跨中位移的减震率取平均值来分析，其平均减震率如表5所示。 由图3可知，在纵坡为5%下，在切向位移中，在工况5下第二跨跨中位移和第三跨跨中位移比其他工况下的数值有明显的变大；在径向位移中，同样也是工况5下三跨的跨中位移要大于剩余工况的位移数值。从各跨的跨中位移来看，边跨的切向位移大于径向位移，中跨的径向位移大于切向位移。由表5可知，各减震工况中，切向位移的平均减震率范围在6.51%~30.3%；径向位移的平均减震率范围在16.56%~28.85%。从上面的数据分析中可以得出粘滞阻尼器能有效的控制主梁的切向位移和径向位移。 4.3. 桥墩的减震效果 4.3.1. 墩顶的减震效果 在这里选取2号墩和4号墩墩顶的切向位移和径向位移进行分析，而墩顶位移取自盖梁的中点。设置粘滞阻尼器前后墩顶的切向位移与径向位移峰值对比如图4所示。同一地震波激励下，切向位移取2号墩和4号墩墩顶切向位移减震率的平均值来分析，径向位移也是如此，其平均减震率如表6所示。 由图4可知，在工况2和工况3下，2号墩和4号墩墩顶的径向位移都大于对应的切向位移；在工况4和工况5下，则正好相反，2号墩和4号墩墩顶的切向位移大于径向位移。这表明墩顶的位移响应和减震效果都与地震波有着密切的关系。由表6可知，各减震工况中，切向位移的平均减震率范围在13.93%~26.58%；径向位移平均减震率范围在6.84%~18.41%。从上面的数据中可以得出粘滞阻尼器能有效的控制墩顶的切向位移和径向位移，能起到减小墩顶地震作用的效果。 4.3.2. 墩底的减震效果 墩底测点选取为了和墩顶统一也为了便于研究，选取2号墩和4号墩作为研究对象，对墩底的应变进行分析。因为墩为双柱型桥墩，所以在内外墩各贴四个应变片。一个墩的墩底应变片布置如图5所示。 在分析计算墩底应变峰值时，切向应变取应变片1和3的平均值来进行分析，径向应变取应变片2和4的平均值来进行分析。在分析计算平均减震率时，同一地震波激励下，切向位移取2号墩和4号墩 Table 5 Average shock absorption rate of mid-span displacemen 地震波 方向 跨中平均减震率/% chichi 切向 15.49 EL-centro 切向 30.3 Taft 切向 6.51 人工波 切向 8.23 chichi 径向 18.21 EL-centro 径向 28.85 Taft 径向 16.56 人工波 径向 21.1 表5. 跨中位移平均减震率 图4. 减震前后墩顶位移的峰值对比图 墩底切向应变减震率的平均值来分析，径向应变取2号墩和4号墩墩底径向应变减震率的平均值来分析，其平均减震率如表7所示。 由表7可知，安装粘滞阻尼器后，墩底的切项应变平均减震率范围在4.75%~9.68%；径向应变平均减震率范围在2.75%~12.66%。也可以看出粘滞阻尼器对墩底的应变也能起到减震控制作用。 图5. 墩底应变布置图 Table 6 Average shock absorption rate of pier top displacemen 地震波 方向 墩顶平均减震率/% chichi 切向 19.82 EL-centro 切向 26.58 Taft 切向 13.93 人工波 切向 14.01 chichi 径向 11.34 EL-centro 径向 18.41 Taft 径向 17.59 人工波 径向 6.84 表6. 墩顶位移平均减震率 Table 7 Average shock absorption rate of pier bottom strai 地震波 方向 内/外柱墩 墩底平均减震率/% 内/外柱墩 墩底平均减震率/% Chichi 切向 外柱墩 4.75 内柱墩 4.63 EL-centro 切向 外柱墩 9.01 内柱墩 7.84 Taft 切向 外柱墩 9.23 内柱墩 8.48 人工波 切向 外柱墩 3.79 内柱墩 2.75 Chichi 径向 外柱墩 9.68 内柱墩 12.66 EL-centro 径向 外柱墩 7.22 内柱墩 6.08 Taft 径向 外柱墩 5.83 内柱墩 6.16 人工波 径向 外柱墩 9.42 内柱墩 7.79 表7. 墩底应变平均减震率
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user: 5. 结论 为研究纵坡对曲线桥粘滞阻尼器减震效果的影响，本文以纵坡为5%的曲线桥作为研究对象，对安装粘滞阻尼器前后之间的地震反应进行对比。在分析了在双向地震作用下纵坡对曲线桥各工况减震效果的影响之后，对比分析数据，从而得到以下结论： 1) 对安装粘滞阻尼器前后对比，发现模型桥的一阶频率变化较小且阻尼比略变大，说明粘滞阻尼器对曲线桥提供了一定的附加阻尼。 2) 安装粘滞阻尼器后，主梁跨中切向和径向位移得到有效控制；墩顶切向位移和径向位移也都有一定的减小；墩底的切向应变与径向应变也有相应的减小。从上面可以得出粘滞阻尼器能有效的控制主梁跨中和墩顶的切向位移和径向位移，能对墩底的应变起到减小的作用。对于纵坡为5%的曲线桥来说，粘滞阻尼器能起到减小地震作用从而保护曲线桥免受地震的破坏。
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user: 摘 要 目的：探讨孤儿健康妥协行为、自尊和自我控制能力的状况及其关系，为干预孤儿健康妥协行为提供科学依据。方法：采用自尊量表(SES)、自我控制量表(SCS)和青少年健康相关危险行为问卷(AHRBI)对中学在校的346名孤儿和271名非孤儿进行问卷调查。结果：孤儿与非孤儿的健康妥协行为存在显著差异(p < 0.05)，孤儿的健康妥协行为与自我控制存在显著负相关(p < 0.01)，孤儿自尊与自我控制存在显著负相关(p < 0.01)，且自我控制可以有效的预测孤儿健康妥协行为和自尊的变异(p < 0.05)。结论：孤儿是健康妥协行为的易感群体，孤儿的自我控制水平低于一般儿童，而自我控制对孤儿健康妥协行为和自尊具有重要的影响。 关键词 :心理健康，自尊，自我控制，健康妥协行为，孤儿 Copyright © 2018 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 根据《2015年社会服务发展统计公报》显示，截止至2015年底，中国共有孤儿50.2万人，其中有9.2万集中供养孤儿，41.0万社会散居孤儿。孤儿是容易遭到伤害、比较脆弱的社会群体之一，他们没有什么政治声音，他们的生存发展急需人们广泛的关注。如果任其健康妥协行为发生却不及时地给予关注和进行干预，其产生的消极影响可能对孤儿的发展产生严重后果，健康妥协行为的产生可能与孤儿自身的自我控制和自尊水平有关。本研究通过探讨孤儿自尊和自我控制对于其健康妥协行为的影响和作用来深入了解孤儿的心理健康问题，采取一定的针对性措施，降低健康妥协行为的发生率。
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user: 2. 对象与方法 2.1. 对象 主要采用方便取样的方法，对辽宁、湖南、广东等省对处于中学教育阶段的孤儿和非孤儿进行问卷调查。成功发放650份问卷，剔除后有效问卷为617份，有效率为94%。其中孤儿人数为346，非孤儿人数为271。被试的基本情况：1) 孤儿组346人，男性孤儿171人，女性孤儿175人；平均年龄16.52 ± 1.77。2) 对照组271人，男性非孤儿135人，女性非孤儿136人；平均年龄 14.17 ± 2.12。3) 在孤儿中，初一49人，初二82人，初三84人，高一63人，高二36人，高三32人。4) 非孤儿中，初一96人，初二22人，初三33人，高一49人，高二0人，高三71人。 2.2. 方法 2.2.1. 测试工具 本项目采用自编的基本情况问卷收集被试的性别、年龄、家庭住址、就读学校、所在年级、由谁照顾和抚养等信息。采用学者Rosenberg在1965年编制的自尊量表(Self-Esteem Scale， SES)，该量表共有10个条目，测量单一维度的整体自尊水平，分为5个负向表述和5个正向表述。为测定的方便充分考虑来进行设计，被试者直接报告这些描述是否符合自己。采用四级评分，1表示非常符合，2表示符合，3表示不符合，4表示很不符合。其中3、5、8、9、10反向记分。总分范围是10~40分，得分越高的个体自尊水平越高。信度：Dobson等(1979)和Fleming等(1984)报告的Cronbach α系数分别为0.77和0.88；2周后进行再评定，重测相关系数为0.85。田录梅(2006)的研究中说明1994年~2005年以来中国期刊全文数据库 (CNKI)中48篇使用SES的论文中所报告的信度范围在0.59~0.9065之间，其中内部一致性信度和分半信度都在0.70以上 [ 1 ] 。 采用由Tangney等编制自我控制量表(Self-Control Scale， SCS)，均衡地考察了个体的认知和行为方面，从而相对全面地考察了自我控制能力，该量表在美国运用较广泛。中文版由谭树华进行修订，信效度良好。该量表包括19个项目，采用5点计分。分为冲动控制、健康习惯、抵御诱惑、专注工作、节制娱乐5个维度，克伦巴赫a系数为0.862，5个维度的a系数分别为0.761、0.670、0.648、0.606、0.607。所有项目的题总相关为0.333~0.560之间 [ 2 ] 。 采用由王孟成等在Auerbach等人编制的《青少年危险行为问卷》的基础上进行修订而完成的青少年健康相关危险行为问卷(Adolescent Health Related Risky Behavior Inventory， AHRBI)，其中包括50个条目，分别测量青少年过去一年时间内的六大类群常见的健康妥协行为：攻击暴力行为、违纪违法行为、自杀自残行为、吸烟酗酒行为、健康妥协行为以及无保护的性行为。每个条目采用5级评分：1表示从不，2表示几乎不(每个月1次)，3表示有时(每个月2到4次)，4表示几乎经常(每周2到3次)，5表示经常(每周4次以上)。根据调查的内容分为六个分量表，每个分量表得分越高，就表示该类行为发生的频率就越高，总分越高则说明青少年危险性行为水平越高。除健康妥协行为Cronbach’ α为0.398外，其它维度的Cronbach’ α系数均在0.75以上，重测信度在0.528~0.784之间；效标关联分析显示破坏纪律、攻击暴力和吸烟饮酒与效标测量间的系数多数在0.3~00.4之间 [ 3 ] 。 2.2.2. 施测过程 随机抽取辽宁、湖南、广东等省的7所中学的650名孤儿和非孤儿进行施测。告知被试调查目的后，被试自愿完成自尊量表、自我控制量表和青少年健康相关危险行为问卷共三个调查，测试地点均在安静的环境中(如：教室、图书馆)来完成。问卷当场发放并进行回收。 2.2.3. 数据处理 运用EpiData、Excel 2010、Spss 20.0等软件对收集的数据进行统计分析，统计处理方法主要采用t检验、方差分析、相关分析和回归分析等。
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user: 3. 结果 3.1. 孤儿与非孤儿在健康妥协行为、自尊和自我控制上差异分析 孤儿和非孤儿在健康妥协行为(p < 0.001)上的差异具有统计学意义。在自我控制的各个维度中，孤儿和非孤儿在冲动控制(p < 0.05)、健康习惯(p < 0.001)、抵御诱惑(p < 0.01)、专注工作(p < 0.001)上的差异具有统计学意义，见表1。 Table 1 Compare analysis of health-compromising behaviors， self-esteem and self-control between orphans and the non-orphan 孤儿(N = 346) 非孤儿(N = 271) t p 健康妥协行为 1.97 ± 0.58 1.78 ± 0.45 4.60 <0.001 自尊 25.47 ± 3.79 25.63 ± 3.05 −0.55 >0.05 自我控制 冲动控制 3.48 ± 0.80 3.33 ± 0.79 2.35 <0.05 健康习惯 3.32 ± 0.90 2.96 ± 0.90 4.92 <0.001 抵御诱惑 3.13 ± 0.62 2.96 ± 0.66 3.25 <0.01 专注工作 3.13 ± 0.67 2.86 ± 0.75 5.76 <0.001 节制娱乐 3.73 ± 0.86 3.71 ± 0.87 0.25 >0.05 表1. 孤儿与非孤儿在健康妥协行为、自尊、自我控制上的比较 3.2. 孤儿在健康妥协行为、自尊和自我控制上的性别差异分析 孤儿的性别差异在自我控制的健康习惯(p < 0.05)上具有统计学意义，见表2。 3.3. 孤儿在健康妥协行为、自尊和自我控制上的年级差异分析 孤儿的健康习惯(p < 0.01)和节制娱乐(p < 0.05)在年级上有显著差异，高三年级的健康习惯得分最低，初三年级的节制娱乐得分最高。见表3。 3.4. 孤儿健康妥协行为、自尊、自我控制与年龄的相关分析 自我控制中的冲动控制(p < 0.01)、健康习惯(p < 0.01)、专注工作(p < 0.05)、节制娱乐(p < 0.05)与年龄之间相关系数均具有统计学意义，见表4。 3.5. 孤儿健康妥协行为与自尊、自我控制的相关分析 健康妥协行为与自我控制的各个维度均存在负相关(p < 0.01)，节制娱乐、抵御诱惑与孤儿的健康妥协行为的相关得分最高。自尊与自我控制的冲动控制、健康习惯、抵御诱惑、节制娱乐均存在负相关(p < 0.01)，冲动控制、抵御诱惑与孤儿自尊的相关得分最高，见表5。 3.6. 孤儿健康妥协行为与自我控制关系的回归分析 自我控制的抵御诱惑、节制娱乐对于孤儿健康妥协行为均存在显著的预测作用(p < 0.01)，见表6。 3.7. 孤儿自我控制与自尊关系的回归分析 自我控制的冲动控制(p < 0.01)、健康习惯(p < 0.05)、抵御诱惑(p < 0.01)对于孤儿自尊水平均存在显著的预测作用，见表7。
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user: 5. 结论 1) 孤儿是健康妥协行为的易感群体；孤儿自我控制能力发展水平低于一般儿童；孤儿的自尊水平发展正常。 2) 孤儿的自我控制能力与性别、年级有密切关系。 3) 自我控制是孤儿健康妥协行为、自尊保护性因素，自我控制水平越高，孤儿健康妥协行为的发生率越低，自尊水平越高。
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user: 6. 本研究的不足 采集样本数据时，样本选取较为集中，研究的地域较局限，造成样本的代表性不足。且研究为横向研究，因此自尊、自我控制水平对孤儿健康妥协行为的作用只能从统计学上加以分析，需要进行纵向实证研究加以证实。
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user: 摘 要 本文分析了当前军队院校实验教学中凸显的一些问题，从人才培养的角度出发，研究了深化实验教学改革的举措，以建设一支合理的实验室队伍为基点，采用虚实结合技术，改善新装备教学现状的窘迫，从而进一步促进任职教育的发展。 关键词 :军队院校，人才培养，实验教学 Copyright © 2018 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 任职教育院校教学训练工作具有极强的专业性和针对性，即一切为部队保障服务、一切为谋打赢服务。这个特点决定了军校教员在教学过程中必须紧密结合部队实装开展各项教学活动，以培养学员的装备及其保障意识。而实验教学作为军队院校教学训练工作中不可或缺的重要环节，是帮助学员更好地理解课堂所学理论知识，培养其实践能力、创新能力和综合构建能力的重要途径。同时实验室还是部队院校培养创新型人才和开展科学研究的重要场所，不论是对生长干部学员，还是对接受任职培训的各层次学员，在对实践能力和创新能力的培养方面，有着理论教学无法替代的重要作用。通过实验教学可以检验学员对所学理论知识的掌握程度，同时加深对理论知识的理解、深化和拓展。 随着军队院校教学转型的深化，各院校不断改革教学方法和手段、更新实验课的教学内容、教学方法，改善实验室的装设备，在某种程度上极大地激发了学员自主实验的积极性，提高了学员的实践能力和创新能力 [ 1 ] 。但同时也应看到，传统的以满足教学需求为牵引的课堂实验仍然占据实验教学的主导地位，加之军校学员的特殊性，学员课外倾注在实验上的精力有限；实验教学的改革涉及教学内容、教学手段、组训模式、实验环境等方方面面的调整和优化，在一段时期和一定程度上确实能提高学员的学习兴趣。但由于实验教学在整个课程体系建设中所处的固有地位以及组织实施环节的特殊性，单纯依靠实验改革，无法从根本上消除某些问题的存在。针对以上问题，本文拟从实验室队伍建设和自主创新实验装设备配置两方面来论述，从而提高实验室教学效果。
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user: 2. 加强军队院校实验室队伍建设 培养满足部队岗位任职合格的新型高素质军事人才，是军队院校教育的主要任务。面对这一新形势，军队院校要大力加强师资队伍的建设，而实验室队伍的发展也亟需提高。建设一支规模适当、结构合理、品德高尚、业务精良、创新进取的实验室队伍，是搞好实验室建设、提高试验教学质量和新型军事人才培养质量的根本保证。 为了加强实验室的建设，促进任职教育的发展，需要建设一支高素质的实验师资队伍。我们认为高素质的实验师资队伍应该是一支整体素质强、内部团结好、科研水平高、安心稳定、爱岗敬业、求真务实、熟悉武器装备现状和发展趋势、掌握新知识和新技术、富有创新精神的队伍。这支队伍不仅需要具有博士学历的实验室教员，还要具有硕士、本科学历的人员；不仅要有作为科研学术带头人的高级职称人员，还需要大量的中级职称人员满足实验教学需要，以及相应数量的初级职称技术人员做协助工作，因为在实验室的日常管理和维护中，有大量繁琐的事务性工作 [ 2 ] 。 构建结构合理的实验室队伍梯队，突出实验教学建设带头人和实验教学骨干建设。实践证明：反映一个教学科研单位整体研究水平高低的是“反木桶原理”。亦即，决定于这个单位最拔尖人物、领军人物的水准。合理的试验队伍梯队结构和较高的整体素质，是院校建设和可持续发展的基础，但高水平的学科带头人、特别是学科带头人层出不穷的梯队，则是学科梯队的代表和标志。 在拥有稳定的具有一流水平的学科带头人的同时，充满活力的实验教学科研队伍梯队后备力量也是极为关键的。特色任职教育院校建设强调以部队建设需求为导向，以任职岗位为依据，以能力建设为核心，突出实践，注重应用，力求试验教学设置的综合性、针对性。任职教育院校教学任务的特殊性决定了实验室队伍梯队建设的重要性。实验室队伍结构在很大程度上反映着实验室队伍的整体素质和适应能力，合理的实验室队伍结构可以使实验教学科研处于最佳的工作状态，发挥最佳的教育功能，达到最佳的教育效果。