DreamBlooms/HansPub-15000-to-45000 huggingface dataset:
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user: 4. 讨论 海拔高度所表现出的地形地貌、气候、土壤类型等特征，是土壤养分产生显著性海拔差异的重要原因 [ 16 ] [ 17 ]。本研究中，柑橘主产区的土壤养分状况具有明显的海拔性差异。在海拔相对较高(海拔 > 300 m)地区土壤有机质含量较高，有效磷、速效钾含量相对较低，在海拔相对较低(海拔 < 150 m)地区土壤有效磷和速效钾含量较高，有机质含量较低，这与前人的研究结果相似 [ 6 ] [ 7 ] [ 8 ] [ 9 ]；海拔高度200~250 m的土壤pH最高，最适宜柑橘生长。柑橘园土壤养分在不同海拔高度下所表现出的差异，可揭示其垂直空间变化规律。 土壤酸碱度是影响柑橘土壤肥力和生产力的重要限制因素，与土壤有效态养分关系密切 [ 18 ]。本研究中，海拔对土壤pH的影响并不显著，然而高达80%柑橘园土壤pH < 5.5，处于酸性至强酸的环境中，土壤酸化严重。研究表明，在过酸土壤环境中养分有效性会降低，影响柑橘根系对养分的吸收，同时还会导致土壤板结，透气性变差，使柑橘根系长期处于缺氧状态，引起树体发育不良 [ 17 ] [ 18 ] [ 19 ]。温明霞等 [ 18 ] 研究发现土壤酸化的主要原因是栽培管理中人为因素造成的，其中施肥因素是主要驱动因子，长期单施、偏施或超施化肥导致柑橘园土壤pH下降。 土壤有机质是植物营养元素的重要来源，也是评价土壤肥力的重要指标 [ 20 ] ，能够促进土壤结构形成、改善土壤物理性质、提高果实产量和品质 [ 21 ]。本研究中，土壤有机质含量整体处于适宜至丰富水平，有机质含量与海拔呈极显著正相关，随着海拔的升高而升高，这与林建平等 [ 22 ]、李长燕 [ 6 ] 等研究结果一致，究其原因可能是因为海拔的升高土壤微生物分解速度收到了抑制，矿化作用减弱，使得高海拔地区的土壤活性有机碳含量和分配比例较高 [ 23 ] [ 24 ] [ 25 ]。 76.66%橘园碱解氮含量处于适宜至高量水平，对于少数碱解氮含量较低的地区须要适当施用速效氮肥；碱解氮含量与海拔并无显著相关关系，但与有机质含量呈极显著正相关，这与李忠芳 [ 26 ] 的研究结果一致，由于土壤中95%以上氮素都是以有机质的形态存在，因此土壤中有机质含量越高碱解氮含量也就越高；碱解氮含量与pH值呈显著正相关，这与前人的研究不一致 [ 27 ] [ 28 ] ，这可能与柑橘园所处地理环境及生产活动有关。55.56%橘园土壤有效磷含量都处于过量水平，这与果园长期施用高磷复合肥、不平衡施肥有关，且磷在土壤中的流动性较差，被柑橘所吸收利用的部分较少，容易在土壤中累积 [ 29 ]；土壤有效磷与海拔呈极显著负相关，随着海拔的升高而下降，这与张巧明等 [ 30 ] 研究的结果一致，土壤磷主要来源于岩石风化及凋落物的矿化，且受成土母质和施肥水平的影响，易在地势低洼处积累，从而导致有效磷在海拔上的差异。柑橘园土壤速效钾含量丰富，但有41.11%果园样点速效钾过量，这与近年来农户重视施用钾肥有关；速效钾含量与海拔并无显著相关关系，与有效磷含量呈极显著正相关。柑橘土壤养分差异不仅与所处海拔有关，还与所处地区成土母质有关，研究发现海拔高度与成土母质存在着一定的耦合关系 [ 6 ] [ 7 ] ，加之各海拔柑橘园的坡度、坡向、所受太阳辐射强度不同等因素，造成了土壤养分间的差异。 可溶性固形物、可滴定酸、酸固比、以及维生素C含量是柑橘果实内在品质的重要指标，果实品质的是树体营养状况的综合反映，在一定范围内增加矿质养分，可促使柑橘果实品质的提升 [ 31 ]。除了土壤本身肥力条件外，海拔对柑橘果实品质的影响主要是通过光、热、水、气等因子起作用。在本研究中，除可溶性固形物含量以外，各海拔果实品质之间的差异较小。果实可溶性固形物含量先随海拔升高而升高，这与孙国超等 [ 11 ] 研究结果一致，随后可溶性固形物含量随海拔升高而下降，这与前任的研究有所不同，可能是由于各柑橘品种之间的差异所造成的。在土壤养分与果实品质的相关关系上，果实可溶性固形物含量与土壤pH值、土壤有机质含量呈显著负相关，果实维生素C含量与土壤pH值呈显著负相关，这与王涛等 [ 1 ]、杨生权 [ 2 ] 的研究结果一致，结果表明在土壤养分水平较高的情况下，有机质的提高不利于可溶性固形物的积累。土壤有机质含量受到海拔高度的影响，具有海拔上的差异性，有机质含量与果实可溶性固形物的相关关系可以说明有机质含量在一定程度上影响着可溶性固形物含量。在实际生产中，柑橘果实品质受到诸多因素的影响，比如产地、品种、果实着生部位、挂果量及树龄等，因此多数土壤养分指标与果实品质并无直接相关性，土壤检测难以良好反映果实品质状况，果实品质状况也难以在海拔高度上得到较好响应。
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user: 5. 结论 柑橘园土壤普遍呈酸性，有机质和碱解氮含量适宜，有效磷和速效钾含量过高。在果园土壤培肥管理时应注意调节土壤酸碱度，针对土壤酸化问题，建议施用碱性肥料进行调节，如钙镁磷肥、硝酸钾、硝酸钠等，也可通过施用石灰等土壤改良剂进行调节；同时，还应注重氮、磷、钾肥的施用比例。 不同海拔柑橘园土壤养分含量组间均存在显著差异，在与海拔的相关性研究中，土壤有机质含量随着海拔的升高而升高，有效磷含量随着海拔的升高而下降，而其他指标与海拔高度并无显著相关性，这与土壤母质、海拔高度、坡度、坡向以及人为因素等有关，其具体的因素还需更加深入的探索。海拔对果实品质的影响较小，除可溶性固形物外，其他果品指标组间并无显著性差异，随海拔升高，可溶性固形物含量呈先上升后下降的趋势，土壤pH和有机质含量与果实品质有着显著相关性。 本研究仅对不同海拔柑橘园土壤养分及果实品质进行了初步探索，为全面揭示海拔对柑橘园土壤养分及其果实品质的影响，还需后续做进一步研究，掌握其动态变化，针对不同海拔高度的气候环境条件研究成套的管理技术方案，调整土壤肥力，确保柑橘园的良性发展。
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user: 摘要 在煤矿开采中，槽波地震勘探是探查工作面内隐伏构造及不良地质体的有效手段。本文以淮北矿业集团童亭煤矿8173工作面为例，采用槽波反射和透视地震方法，通过对采集数据进行滤波、能量分析，得到槽波能量衰减图，确定了工作面内的不良地质构造，与后期钻探资料成果基本吻合，为该工作面的开采提供了地质依据。
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user: 1. 引言 目前，我国经济迅速发展，对矿产资源的需求量越来越高，因此矿产资源的开发规模也越来越大 [ 1 ]。因此，煤炭开采就成了开发矿产资源中的重要环节，而在此过程中，地质条件的精细探查是安全开采的基础保障 [ 2 ] ，在诸多探测方法中，槽波地震探测技术因其很远的探测距离和超高的分辨率，已经成为了最受各国关注，且有很好的发展前途的一种井下物探方法 [ 3 ]。 1955年Evison在新西兰的一个煤矿中首次发现并记录到了槽波，1963年德国科学家计算了槽波频散关系，奠定了槽波的理论基础，从此美国，前苏联，英国等国家也先后开始了对槽波的理论及相关仪器研发的研究。我国从上世纪70年代末开始了对槽波地震勘探技术的研究，并在国内多个煤矿开展了实验和勘探。21世纪之后，随着三维地震勘探技术的不断成熟，各种地震数据处理反演技术不断进步，越来越多的新方法新手段出现在物探行业，为槽波的发展提供了更多的理论依据和创新空间。
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user: 2. 地质概况 8173工作面主采8号煤，8号煤位于上二叠系下部，是井内主采煤层，该工作面煤层呈单斜构造，局部为向斜构造，结构较复杂，顶板深灰色块状粉砂岩为主，底板以灰色泥岩–灰色细粒砂岩为主，煤厚0.29~5.9 m，平均3.15 m，黑色，鳞片状，属半亮型煤。该工作面走向长550 m，倾斜宽215 m。由于煤层直接顶为粉砂岩，老顶为砂泥岩互层，煤层直接底为泥岩，老底为细砂岩；煤层与围岩的物性差异较大，形成了较强的地震波阻抗界面，有利于槽波的形成及传播，因此在该工作面适宜使用槽波地震勘探法，且该工作面瓦斯含量较低，可以满足炮点爆破的需求和标准，因此槽波地震勘探法可以更好地对该工作面的地质构造进行探查。
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user: 3. 槽波地震勘探原理 槽波，又被称为导波或煤层波。在一个含煤地层中，煤层的密度和速度皆低于上下围岩，这就形成了一个良好的反射面 [ 4 ]。在煤层中激发震源，就产生了地震波，这其中包括横波和纵波，所有的波都以震源为中心，以球面体波的形式向周围传播，当经过顶板界面和底板界面多次的全反射，震源激发的能量被禁锢在煤层中，从而不再向岩层辐射，这就使得在煤层这个低速槽中，上行波和下行波相互叠加、相互干涉，部分谐波相互抵消，直至消失。只有部分符合一定条件的谐波，在煤层内相互干涉形成垂直于煤层的驻波，并且不断地向前传播，从而形成了一种特殊的弹性波，即槽波 [ 5 ] [ 6 ] [ 7 ]。 3.1. 槽波透射法 槽波透射法采用的是从震源透过煤层然后传递到接收点的直达槽波。通常采用在炮点布置炸药爆破模拟震源，布设的检波器作为接收点。炮点和接收点布置在采区周围不同巷道内，在一条巷道内激发震源，根据在另一条巷道内接收到的槽波有无及强弱来判断在相应的透射扇形范围内有无构造异常情况 [ 8 ]。当断层的落差大于煤厚时，槽波被完全阻断，所以一般接收不到透射槽波。当断层的落差小于煤层厚度时，槽波部分被阻断，接收到的透射槽波能量相比于正常情况下接收到的槽波有不同程度的减弱，并且速度也随之发生变化(如图1) [ 9 ]。 图1. 槽波透射法勘探示意图 3.2. 槽波反射法 槽波反射法的有效波是反射槽波信号。当槽波在煤层中传播时，遇到了煤层中的不连续体，也就是说传递到了地震波的波阻抗差异的分界面，此时就会产生反射槽波信号，因此，通过对反射槽波信号的准确判断就可以判定煤层中不连续体或构造异常的位置 [ 10 ]。如图2。 图2. 槽波反射勘探法示意图 槽波反射法有一个很大的优点，那就是可以在单一的煤巷中向巷道的两侧进行地质构造异常体的探测，这在当今的煤矿生产中具有很高的利用价值 [ 11 ] [ 12 ]。因此，反射槽波法是槽波地震勘探技术的重要组成部分，槽波透射法与槽波反射法是相互依存相互辅用的。在探测区，依据相应的探测条件，将二者联合起来应用会达到更显著的效果 [ 13 ]。
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user: 4. 现场施工 本次采集，采用连续高效放炮，同组接收点固定接收的作业方式，达到了保证扇形的最大覆盖范围和探测区域的目的。激发点测线布置在8173工作面机巷、风巷及切眼，接收点测线布置在8173工作面机巷、风巷及切眼，共布置72个激发点，平均间距为20 m，142个接收点，平均间距为10 m。地震数据的采集采用1台槽波地震仪在8173工作面风巷、切眼和机巷同时接收地震数据，形成单站一次可接收142道的数据采集装置。现场实际布置测线、测点如图3所示。图中矩形围面为所需勘探的工作面，紫色竖线为该次探测的72个炮点，分别分布在工作面的两条巷道及切眼，密集的蓝色点为该次探测的接收点，红色曲线为该钻孔资料揭露的该工作面现有断层。 图3. 8173工作面槽波地震现场施工布置图
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user: 5. 槽波的数据处理和解释 5.1. 滤波 数据处理是指使用对地震记录进行压制干扰，提高信噪比和分辨率，提取槽波参数等一系列的方法。槽波资料进行速度分析及频散分析，并挑出合适的频带范围，对槽波地震记录进行滤波。滤波是从槽波地震记录中压制干扰波，增强槽波信号的一种有效措施，这对槽波地震勘探具有重要意义。以第9炮57至112道数据为例，对采集的槽波数据进行滤波分析，可以明显看到，纵波和横波初至清晰，槽波能量最强，特征明显。通过滤波，纵波和横波得到压制，槽波能量变强，特征明显，滤波后的数据如图4所示。 图4. 第9炮57-112道地震波数据及滤波后数据 5.2. 槽波能量分析 当工作面内煤层岩性单一、稳定时，槽波能够穿透大部分工作面，且能量衰减缓慢、易于识别。当槽波在传播过程中遇到断层、陷落柱、采空区等异常地质构造时，槽波能量会发生改变。就断层而言，若断层断距大于煤层厚度，煤层被完全断开，则槽波无法穿透到达另一盘，造成槽波能量的迅速衰减；当断层断距小于煤厚但大于1/2煤厚时，煤层没有被完全断开，煤层的上下盘之间仍有煤层连接，能量衰减的越多，则断层的断距也越大；当断层断距小于1/2煤厚时，大部分槽波能够穿透断层，槽波的能量衰减较小，从其中不易观察到断层的形态。 槽波正演模拟系统利用槽波埃里相位能量进行成图，结果如图5所示，图中依次以冷色(蓝)到暖色(红色)从小到大来代表能量衰减强度。暖色(红–黄色)代表髙速槽波分布区，图中可见多处条带状髙速异常区，髙速异常区处反映槽波穿过岩层，构造发育。冷色(调蓝–绿色)代表煤层连续性好，构造不发育。在槽波能量衰减系数平面图中，自冷色调向暧色调由蓝色–绿–黄–红色分级过度，表示衰减系数逐渐增大。色调的变化反应了槽波在工作面内传播时能量衰减分布规律，蓝色区域代表槽波容易通过，能量衰减小，构造简单或煤层厚度正常；红黄色区域代表槽波能量低穿透区，能量衰减大，构造发育或煤层结构复杂。图中黄色区域即为5个较为明显的构造发育带。 图5. 8173工作面槽波地震透射槽波能量衰减图 图6. 8173工作面槽波地震反射偏移成像图 从图6可以看出，在成像结果上，存在5个强反射区，红色区域与蓝色区域为两个不同相位的地质体，因此呈现了不同的反射特征。证明在红色和蓝色区域内，槽波遇到了较强的反射界面(图中已用蓝色实线标注)，成像结果与能量衰减图所体现的构造异常区大致一致，因此基本可以确定该工作面构造异常区的大致位置。 5.3. 构造异常解释 通过数据处理，得到工作面透射槽波能量衰减图(图5)和反射槽波偏移成像图(图6)，并结合8173工作面巷道地质编录剖面及相关地质资料同步验证，探测区域解释6个构造异常区，在综合地质成果解释图上标注为1#构造异常区~6#构造异常区。构造异常区如下： 1) 1#异常区靠近风巷，在测点F25-F29之间，向面内延展37 m，对工作面回采影响较小。 2) 2#异常区靠近机巷，在J14+20m~J22-20m之间，向面内延展60 m，对工作面回采有一定的影响。 3) 3#异常区靠近风巷，在测点F21+38m附近，向面内延展80 m，受断层8173Fx10影响，对工作面回采影响较大。 4) 4#异常区靠近风巷，在F15+25m~F21测点之间，向面内延展50 m，对工作面回采有一定影响。 5) 5#异常区靠近风巷，在F5~F11+15m测点之间，向面内延展100 m，受断层8173Fx2、8173Fx3和8173Fx4综合影响，对工作面回采影响较大。 6) 6#异常区靠近风巷，在F1测点附近，向面内延展27 m，对工作面回采影响较小。 钻探验证及回采资料表明，槽波地震探查的构造异常区与实际揭露成果基本吻合，有效地指导了工作面的安全高效生产。
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user: 6. 结语 通过本次槽波透射法和槽波反射法的联合应用，探明了精确探明了8173工作面内6个不良地质构造异常区。所测结果与工作面揭露成果基本一致，因此说明槽波地震勘探法在探究煤层地质构造方面具有良好的可行性，本次槽波透射法和反射法的联合应用较好地探明了工作面内的隐伏构造，有效地指导了工作面的安全高效生产。
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user: 摘要 利用AERMOD模型，模拟了个旧市城区周边污染源排放在气象条件、城市效应及地形作用下对个旧市城区SO 2 、NO 2 及PM 10 的贡献及影响。结果表明：基于城区周边污染源达标排放，在不利气象条件下仍然会对个旧城区大气环境质量造成一定不利影响；城市效应对大气环境影响不显著；个旧地形复杂，城区与两侧山体高差较大，存在明显山谷风，山体对污染物的输送和扩散造成了较大了阻挡作用，不利于污染物向外扩散，是造成城区南部大气环境超标的主要原因。
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user: 1. 引言 个旧市是云南省传统的有色金属冶炼地区，有色金属冶炼产能大、企业密集度高 [ 1 ] [ 2 ] [ 3 ]；个旧市城区地处老阴山、老阳山之间，地形条件对气象条件分割较为明显 [ 4 ]。2014~2016年期间，个旧市城区空气质量无法稳定达到《环境空气质量标准》(GB3095-2012)二级标准，个别污染物出现了超标。本文基于个旧市城区大气环境历史情况，针对重点工业有组织污染源、气象条件和地形作用等影响因素开展了研究，为实现个旧市城区环境空气质量逐步改善、制定环境空气质量改善方案提供理论及技术支撑。
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user: 2. 研究方法 2.1. 数据来源 本文使用的空气质量分析数据来源于个旧市环境监测站提供的2016年个旧市区3个常规环境空气质量监测点位(少年宫、建安仓库、宝华寺)监测数据，监测因子包括SO 2 、NO 2 、PM 10 。地面气象数据来源于个旧站(站号56984) 2016年全年逐小时的地面气象数据；云量数据来自生态环境部环境工程评估中心2016年全年逐小时遥感反演数据；高空气象数据来源于距离个旧市城区28 km的蒙自站2016年的高空探空实测数据。 本文使用的污染源数据包括为出现空气质量污染期间个旧市城区及其附近涉及工业污染源，包括：个旧市西北侧的火谷都片区(个旧市金冶矿产有限公司、个旧市云新有色电解有限公司、个旧市自立矿业有限公司、云南锡业股份有限公司化工材料分公司)、位于个旧市城区东侧的小凹塘工业片区(个旧市锡城有色金属废渣处理厂、个旧市富祥工贸有限责任公司、红河州云祥矿业有限公司)以及位于个旧市的云南锡业股份有限公司冶炼分公司及云河药业共9家企业。 2.2. 研究方法 利用AERMOD模型，通过分情景进行多次模拟预测，解析气象条件、地形、热岛效应、不同区域污染排放源等对大气环境的影响。预测情景方案见表1。
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user: 4. 结论与建议 4.1. 结论 1) 当各工业污染源达标排放时，在不利的气象条件下，仍然会对个旧城区大气环境空气质量造成一定不利影响；因此要加强重点工业污染源的监管，避免非正常排放情况发生对大气环境造成影响。 2) 秋季主导风向区间静小风控制下，污染源对个旧市北部有较大影响，超标范围位于火谷都及下凹塘片区及周边山麓；当区域受偏北风控制且风速较小时，区域存在明显的山谷风环流，造成夜间个旧市城区南部污染物逐渐升高，在日出后由于太阳辐射对气流的加热作用，造成污湍流作用加强；从而造成日出后个旧市南部出现污染物瞬间极高值。 3) 由于城区与山体高差较大(超过900 m)，山体对污染物的输送和扩散造成了较大阻挡作用，不利于污染物向外扩散；同时由于山体的存在改变了局地的气象条件，造成气流的转向及局地环流的存在，因此对个旧市城区大气环境质量造成影响。 4) 热岛效应作用使得各监测点污染物贡献浓度有轻微上升，但变化很小，总体来说热岛效应对城区大气环境有一定影响，但作用不显著。 4.2. 建议 1) 推行个旧市城市污染源清单调查。应开展无组织源、交通源、生活源及外来源对大气环境的影响调查，逐步建立个旧市城区大气污染源清单。 2) 降低生活及交通源对大气污染的可能。排查和治理城区范围内的小作坊及用煤户，避免生活源对空气质量造成瞬时影响；合理控制车流及确保交通顺畅，减少交通拥堵及车辆低速行驶的状况。 3) 做好区域大气污染的联防联控。个旧市区域地形复杂，局地气候条件差异较大，加强个旧城区与沙甸、鸡街片区之间的大气污染联防联控有利于减少外来污染物对个旧市城区的影响，使片区大气环境整体改善。 4) 应急状况下做好对周边重点工业源的管控。在空气质量存在恶化或污染的短期时间内，由环保局连同其他各相关部门对周边重点企业进行排污限制，避免空气质量持续恶化。 5) 淘汰粗放高污染设备，积极推进涉重企业清洁生产审核，提高企业环境管理水平。 6) 开展周边区域环境综合整治工作。对城区周边小凹塘、火谷都工业片区开展环境综合整治，改善工业片区环境质量，确保工业污染源稳定达标排放。同时小凹塘、火谷都工业片区不再审批新建涉重金属项目和有色金属产品初加工项目。
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user: 摘要 为深入研究环形燃料和实心燃料混合装载的问题，论证在大型商用压水堆核电站应用环形燃料可行性，采用堆芯燃料管理程序包CMS对秦山二期2号机组堆芯开展堆芯燃料管理计算，设计一个由秦山二期2号机组实心燃料堆芯逐步向全堆芯装载环形燃料过渡的堆芯换料方案，计算分析各循环的循环长度、焓升因子、热点因子和慢化剂温度系数等堆芯物理参数，计算结果表明各循环堆芯物理参数均满足设计要求，可见压水堆核电站实心燃料堆芯是可以过渡到环形燃料堆芯。
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user: 1. 引言 环形燃料元件是一种新型结构的燃料元件，与实心燃料相比，环形燃料元件的优势在于两侧换热，能够把热量迅速导出，有效降低燃料包壳温度、热流密度和燃料温度，减少放射性气体在燃料包壳中的释放量，能够在保持或增进现有反应堆安全性能的前提下，提高核电厂功率密度 [ 1 ]。由于环形燃料具有良好的经济性和安全性，国际上核发达国家投入了相应的研究力量，积极开展环形燃料的相关研究，其中美国麻省理工大学联合西屋、法马通、加拿大AECL等公司合作开展了一个新型环形燃料元件研究计划-NERI计划(Nuclear Energy Research Initiative)，该研究开展了环形燃料总体概念设计、热工水力设计、安全分析研究、堆芯物理计算和燃料管理研究、环形燃料元件制造工艺以及经济性研究、燃料元件性能分析程序开发和辐照试验设计与研究等方面；另外，韩国KAERI也开展了环形燃料的相关研究并且设计了第三代环形燃料反应堆OPR-1000 [ 2 ] [ 3 ]。我国中国原子能科学研究院从2009年至今一直致力于环形燃料的研究，开展了环形燃料物理、热工、安全、结构和经济性等一系列的研究，目前处于工程应用阶段的研究 [ 4 ]。 为了推进环形燃料在商用压水堆的应用，中国原子能科学研究院开展了环形燃料先导组件在商用压水堆辐照考验的可行性研究，并计划在福清核电进行环形燃料先导组件辐照考验。为进一步研究环形燃料和实心燃料混合装载的问题，论证商用压水堆核电站反应堆实心燃料堆芯过渡到环形燃料堆芯的可行性，文章采用堆芯燃料管理程序包CMS (CASMO5，CMSLINK5和SIMULATE5)对秦山二期2号机组长周期(18个月换料周期)堆芯开展堆芯燃料管理计算，设计一个由秦山二期2号机组长周期实心燃料堆芯逐步向全环形燃料堆芯过渡的堆芯换料方案，并分析研究各循环的循环长度、临界硼浓度、焓升因子、热点因子、反应性系数和燃料温度等堆芯物理参数。
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user: 2. 方案论证说明和有关设计参数的选取 2.1. 设计依据和基本假设条件 压水堆核电站实心燃料堆芯向环形燃料堆芯过渡方案研究以秦山二期2号机组反应堆为研究对象。秦山二期2号机组反应堆前10循环采用的都是年换料的燃料管理策略，从第11循环开始采用长循环的燃料管理策略，因年换料过渡到长周期换料时堆芯性能参数扰动较大，为避免由年换料过渡到长周期换料对实心燃料堆芯向环形燃料堆芯过渡方案带来的影响，从秦山二期2号机组长周期平衡循环堆芯开始向环形燃料堆芯过渡。为获得秦山二期2号机组长周期平衡循环堆芯，开展秦山二期2号机组长周期燃料管理，秦山二期2号机组长周期平衡循环堆芯装载图为图1所示。 图1. 平衡循环堆芯装载图 秦山二期2号机组长周期平衡循环实心燃料堆芯向环形燃料堆芯过渡的要求及假设条件如下： 1) 反应堆的主要参数不变； 2) 从秦山二期2号机组长周期平衡循环实心燃料堆芯向环形燃料堆芯过渡； 3) 本方案设计论证采用如下限值：焓升因子F ∆H ≤ 1.65，热点因子F Q ≤2 .45，慢化剂温度系数 ≤ 0 pcm/℃，循环长度18个月，堆芯保持1/4旋转对称性 [ 5 ] [ 6 ]。 参照秦山二期2号机组AFA-3G组件进行环形燃料组件设计，环形燃料组件的排布方式为13 × 13，组件中有8个导向管和一个测量管，燃料组件对边距与秦山二期燃料组件一致，环形燃料组件截面图如图2所示。环形燃料采用二氧化铀芯块，密度与秦山二期燃料芯块一致。 图2. 环形燃料组件截面图 2.2. 堆芯换料方案的确定 秦山二期2号机组长周期平衡循环实心燃料堆芯向环形燃料堆芯过渡时堆芯装载模式沿用秦山二期长周期换料方式，换料方式为IN-OUT低泄漏装载模式，即大部分新环形燃料组件布置在堆芯内区，但如果新环形燃料组件全部布置在堆芯内区，引起的功率峰难以展平到安全限值内，因此在堆芯最外围且离压力容器最远位置布置一些新环形燃料组件，既展平了功率峰、保证了安全性，又较大程度地维护了燃料的利用率 [ 7 ] [ 8 ]。 2.3. 新环形燃料组件U-235富集度的确定 由于相同燃料富集度下，环形燃料组件燃料释放的能量要比实心燃料的少且秦山二期2号机组长周期平衡循环堆芯向环形燃料堆芯过渡时堆芯换料沿用秦山二期2号机组长周期换料方式，即每批换料量与秦山二期2号机组一样，因此在由实心燃料堆芯过渡到环形燃料堆芯时，环形燃料组件的富集度与实心燃料相比需要提高。秦山二期2号机组长周期采用的是富集度为4.45%的换料燃料组件，为了保证18个月的循环长度，经过计算分析秦山二期2号机组长周期平衡循环堆芯向全堆装载环形燃料过渡时采用富集度为5.45%的环形燃料组件。 2.4. 可燃毒物的选择及其含量的确定 堆芯过渡时，燃料富集度由4.45%增加到5.45%，且堆芯内区布置了高富集度的新环形燃料组件，引 图3. 钆棒在环形燃料组件中的分布图 起了较大的功率峰，为了展平堆芯径向功率峰，需采用含钆燃料棒。钆元素是天然存在的热中子吸收能力最强的元素，它不仅能适应于大反应控制要求，而且堆芯寿期末残余量少，有利于充分利用燃料，延长堆芯寿期。因此，适量配置可燃毒物，在降低功率峰的同时，也不至于更多影响燃料的利用率。同时考虑到生产、组装燃料的复杂性，过渡时采用较少种类的含钆组件 [ 9 ]。在实心燃料堆芯过渡到环形燃料堆芯时，含钆燃料棒中的Gd 2 O 3 与UO 2 均匀弥散在芯块中，Gd 2 O 3 的质量分数为8%，U-235富集度为3.1%。根据含钆燃料棒在组件中的数量又分为4、8、12、16根等。图3为含钆燃料棒在环形燃料组件中的分布图(分别为含钆燃料棒4、8、12和16根)。
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user: 3. 换料堆芯描述 在确保满足上述要求的前提下，通过多方案的计算分析，选择较优的装载方案。秦山二期2号机组长周期平衡循环实心燃料堆芯向环形燃料堆芯过渡时经过3次换料使秦山二期2号机组反应堆堆芯全部装载环形燃料，到第4个循环到达平衡。在换料时运行过两个循环的燃料组件再入堆的选取原则是挑选燃耗浅、反应性大的已辐照燃料组件。其中过渡过程中第1次换52盒富集度为5.45%的环形燃料组件，第2次、第3次和第4次装入48盒富集度为5.45%环形燃料组件，表1为实心燃料堆芯向环形燃料堆芯过时环形燃料组件数目汇总。图4为过渡的第1循环堆芯装载图，图5为第4循环堆芯装载图。表2为实心燃料堆芯向环形燃料堆芯过渡时主要燃料管理计算结果。 Table 1 Annular fuel assembly number summar 参数名称 第1循环 混合堆芯 第2循环 混合堆芯 第3循环 环形堆芯 第4循环 环形堆芯 换料组件的载钆燃料棒类型 0/8/12/16 0/4/8/12/16 0/4/8/12/16 0/4/8/12/16 换料组件数，盒 8/16/20/8 8/8/8/20/4 8/8/8/20/4 8/8/8/20/4 表1. 环形燃料组件数目汇总 图4. 第1循环堆芯装载图 图5. 第4循环堆芯装载图 Table 2 Core fuel management calculation result 参数名称 第1循环 混合堆芯 第2循环 混合堆芯 第3循环 环形堆芯 第4循环 环形堆芯 焓升因子 1.388 1.394 1.406 1.406 热点因子 1.993 1.990 1.941 1.867 慢化剂温度系，pcm/℃ −9.33 −10.14 −10.65 −11.02 循环长度，EFPD 509 485 498 495 循环燃耗，MWd/tU 18，770 18，876 19，939 19，820 表2. 堆芯燃料管理计算结果 由表2可见，该过渡方案焓升因子最大为1.406，满足小于1.65的设计准则；热点因子最大为1.993，满足小于2.45的设计准则；慢化剂温度系数最大为−9.33 pcm/℃，满足负温度系数的设计准则；循环长度逐渐稳定并最终实现18个月的长周期换料的换料要求(≥480 EFPD)；因此该过渡方案是可行的。
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user: 4. 换料方案主要物理参数分析 4.1. 反应性系数 表3为寿期初热态零功率(BOL-HZP)状态下反应性系数。由表3可以看出，对于慢化剂温度系数，环形燃料堆芯小于混合堆芯小于实心燃料堆芯；对于多普勒温度系数，混合堆芯、环形燃料堆芯与实心燃料堆芯相差不大，其中混合堆芯和环形堆芯均比实心燃料堆芯略负；对于功率系数，混合堆芯最小，这是因为功率效应主要由温度效应和多普勒效应贡献，与实心燃料堆芯相比，混合堆芯功率系数更小的主要原因在于混合堆芯的慢化剂温度系数比实心燃料堆芯小，而与环形燃料堆芯相比，混合堆芯功率系数更小的主要原因在于功率变化引起的燃料温度的变化混合堆芯大于环形燃料堆芯，其中功率变化1%，混合堆芯燃料温度变化1.83℃，而环形堆芯变化1.03℃。 Table 3 Reactivity coefficient at BOL-HZP (Critical boron concentration 参数名称 过渡前 实心堆芯 第1循环 混合堆芯 第2循环 混合堆芯 第3循环 环形堆芯 第4循环 环形堆芯 慢化剂温度系数pcm/℃ −0.61 −9.33 −10.14 −10.65 −11.02 多普勒系数pcm/℃ −3.33 −3.47 −3.53 −3.65 −3.67 功率系数pcm/% −13.84 −17.51 −21.55 −15.65 −12.86 表3. 寿期初热态零功率(BOL-HZP)状态下反应性系数(临界硼浓度) 压水堆核电厂运行中，反应性主要由控制溶解在冷却剂水中的硼酸浓度实现。硼是一种极好的热中子吸收材料，它对热中子利用系数影响很大，所以对慢化剂温度系数影响很大。由于过渡方案各循环寿期初热态零功率下硼浓度均不同，为了进一步分析过渡方案的慢化剂温度系数，计算分析各循环不同硼浓度下的慢化剂温度系数，计算结果如表4所示，可见在任何硼浓度下，环形燃料堆芯慢化剂温度系数均小于混合堆芯的小于实心燃料堆芯。由于负的慢化剂温度系数使反应堆具有自稳性，可见环形燃料堆芯比实心燃料堆芯自稳性更高。 Table 4 Reactivity coefficient at BOL-HZ 慢化剂温度系数pcm/℃ 过渡前 实心堆芯 第1循环 混合堆芯 第2循环 混合堆芯 第3循环 环形堆芯 第4循环 环形堆芯 2000 ppm −3.68 −7.93 −10.97 −13.08 −13.03 1500 ppm −12.44 −15.98 −18.95 −20.56 −20.63 1000 ppm −21.44 −24.28 −26.98 −28.62 −28.53 500 ppm −30.69 −32.92 −35.18 −36.36 −36.41 10 ppm −39.98 −41.6 −43.54 −44.33 −44.44 表4. 寿期初热态零功率(BOL-HZP)状态下反应性系数 4.2. 燃料温度 表5为寿期初热态满功率下堆芯燃料平均温度和燃料中心温度。从表5可见，对于混合堆芯无论是最大燃料中心温度、最大燃料平均温度还是两者之差，环形燃料组件的均比实心燃料低，其最大燃料中心温度环形燃料组件比实心燃料低440℃，最大燃料平均温度环形燃料组件比实心燃料低165℃，最大燃料中心温度与最大燃料平均温度之差环形燃料组件比实心燃料低275℃；环形堆芯最大燃料中心温度、最大燃料平均温度和两者之差均比实心燃料堆芯低，其中最大燃料中心温度低497℃，最大燃料平均温度低248℃，最大燃料中心温度与最大燃料平均温度之差低249℃；混合堆芯实心燃料组件最大燃料平均温度和最大燃料中心温度比实心堆芯低，环形燃料组件最大燃料平均温度和最大燃料中心温度比环形堆芯高，这是环形燃料与实心燃料相互影响的结果。由上可见，环形燃料传热效果比实心燃料好，环形燃料的燃料温度及燃料中心温度比实心燃料低，有很大的安全裕量。 Table 5 Fuel average temperature and fuel centerline temperature at BOL-HZ 参数 实心堆芯 混合堆芯 环形堆芯 实心燃料 实心燃料 最大燃料平均温度，℃ 677 600 435 429 最大燃料中心温度，℃ 945 894 454 448 表5. 寿期初热态满功率下堆芯燃料平均温度和燃料中心温度 为进一步环形燃料传热效果，保持过渡堆芯装载方案、反应堆冷却剂流量及堆芯入口温度不变，提高反应堆功率，计算堆芯燃料温度，计算结果如表6所示。由表可见，无论是混合堆芯还是环形堆芯，提升相同的功率下，环形燃料中心温度比实心燃料增加的少，当提升功率到200%时，环形燃料堆芯燃料中心温度为617℃，较提升前增加169℃，实心燃料堆芯燃料中心温度为1573℃，较提升前增加788℃。所以，在大幅度提升功率后，环形燃料仍有较低的中心温度。 Table 6 Fuel centerline temperature at beginning of lif 功率水平 实心堆芯 混合堆芯 环形堆芯 实心燃料 实心燃料 100% 945 894 454 448 120% 1091 1039 484 479 140% 1239 1206 513 511 160% 1391 1388 542 546 180% 1516 1496 573 581 200% 1573 1540 605 617 表6. 寿期初堆芯燃料中心温度 4.3. 临界硼浓度 图6为临界硼浓度随堆芯燃耗的变化，由图6可知，实心燃料堆芯、混合堆芯及环形燃料堆芯的临界硼浓度均随堆芯燃耗的不断加深而逐渐减少，但变化速率均不相同，这是由于堆芯内含钆可燃毒物不同引起的。其中实心燃料堆芯更接近线性变化，这是因为毒物释放的反应性基本被燃耗消耗的反应性抵消。 图6. 临界硼浓度随堆芯燃耗的变化 4.4. 堆芯轴向功率分布 图7为寿期初堆芯轴向相对功率，图8为寿期末堆芯轴向相对功率，由图7、图８可见，随着燃耗加深，堆芯的轴向功率分布变得愈加平坦，环形堆芯轴向功率分布与实心燃料堆芯趋势比较接近。 图7. 寿期初堆芯轴向相对功率 图8. 寿期末堆芯轴向相对功率
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user: 5. 结论 文章设计了一个由秦山二期2号机组实心燃料堆芯逐步向环形燃料堆芯过渡的堆芯换料方案，计算了各循环焓升因子、热点因子、慢化剂温度系数及循环长度等关键堆芯物理参数且各循环关键堆芯物理参数均满足设计要求，可见设计的过渡方案是可行的。 另外，对比分析了环形燃料堆芯、混合堆芯及实心燃料堆芯的反应性系数、燃料温度、临界硼浓度和轴向功率分布等物理参数，得出以下结论：1) 环形燃料堆芯和混合堆芯慢化剂温度系数均比实心燃料堆芯更负，可见环形燃料堆芯比实心燃料堆芯自稳性更高；2) 环形燃料堆芯的燃料中心温度、燃料平均温度及两者之差均比实心燃料堆芯低，可见环形燃料传热性能好，有很大的安全裕量；3) 在大幅度提升功率后，环形燃料堆芯仍有较低的中心温度，可见在压水堆中应用环形燃料，能在保持或增进现有反应堆安全性能的前提下，提高压水堆的功率密度。
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user: 摘要 科学合理的管道设计选材能够保证大型商用快堆的长期安全运行，同时降低建设成本。本文以大型商用快堆二回路主冷却系统主管道为研究对象，将燃煤电站常用P22、P91和P92管道材料与奥氏体不锈钢316进行对比分析，提出应优选P91作为大型商用快堆管道材料，同时应开展大口径薄壁管的工艺开发和材料验证工作，从而实现设计水平与制造水平的完美结合。
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user: 1. 引言 我国已建成中国实验快堆(CEFR)，预计于2023年建成六十万千瓦示范快堆(CFR600)工程。CEFR和CFR600工程项目的实施，对促进我国快堆技术产业化发展、实现核燃料闭式循环体系具有重要意义。对于未来大型商用快堆的开发，要注重降低建造成本、提高市场竞争力，最终实现快堆技术的商业化推广应用。 快堆中各工艺系统管道犹如人体中的血管，人没有血管不能生存，各工艺系统中没有管道就无法实现其各项功能，因此管道是各工艺系统中的重要组成。据统计 [ 1 ] ，一般管道的工程费用约占整个工程总投资的20%~30%。随着反应堆大型化、一体化的发展趋势，对商用快堆管道材料的设计选型提出了更为严格的要求，科学合理的解决管道设计、安装和运行中的各类问题就能够降低大型商用快堆的建设费用，保证大型商用快堆的长寿期安全运行，从而创造出良好的经济效益和社会效益。
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user: 2. 钠冷快堆管道设计特点 钠冷快堆管道的设计和安装与其它高温系统十分类似，采用通用核级标准的设计规范，分析技术，材料，部件和其它附件。快堆系统设计温度高，要求管道系统必须具有足够的柔性以吸收由于热膨胀和端点附加位移产生的变形。同时，因要满足较高的抗震设计要求，管系应具有一定的刚度，以避免在地震干扰作用下发生强烈振动。大型商用快堆管道设计既要满足柔性要求又要满足抗震刚度要求，而这两者之间又互相矛盾，将给管道力学计算和布置设计带来很大困难。对于二回路主冷却系统大口径、薄壁主管道来说，上述问题特别突出。因此，本文以二回路主冷却系统主管道为研究对象，进行大型商用快堆管道材料的设计选型研究。 在CFR600的设计过程中，由于采用多模块蒸汽发生器设计，二回路主冷却系统设计涉及复杂的多专业耦合，管道、设备、电气、工艺、仪表、建筑结构、暖通、技术经济多专业交叉，相互关联相互影响，牵一发动全身。为缓解二回路钠泄漏的后果，在反应堆大厅内，二回路主冷却系统主管道外设有保护套管。特别指出，大型商用快堆二回路主冷却系统的管道材料在液态金属钠高温环境下长期服役，具有大尺寸和薄壁的特点，这与燃煤电站主蒸汽管道用大口径厚壁管的选材方案有显著不同。燃煤电站的历史经验反馈 [ 2 ] ，奥氏体钢在大口径厚壁管服役过程中可能存在问题，应避免选用。
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user: 3. 大型商用快堆管道的设计选材 国际上已建成的钠冷快堆二回路主冷却系统管道大多选用奥氏体不锈钢制成(见表1)。奥氏体不锈钢的特点是高温力学性能良好，与冷却剂液态金属钠具有良好相容性，并具有良好的工艺性能，通常采用的材料牌号为316或304。例如，CFR600二回路主冷却系统主管道采用316不锈钢制造(Φ813 × 15)，设计温度550℃。 对于大型商用快堆管道材料来说，其发展趋势是要求管道材料应具有良好的高温性能，同时还应具备良好的导热性能及较低的热膨胀系数。日本常阳(JOYO)堆上使用2.25Cr-1Mo钢作为二回路管道材料。日本计划建造的JSFR-1500堆采用改进型9Cr钢作为核岛二回路管道用材 [ 3 ]。因此，将燃煤电站高温主蒸汽管道常用低热胀管道材料P22、P91和P92纳入大型商用快堆二回路主管道候选材料。对设计者而言，在设计限值内，应尽量选用有成功运行经验反馈的传统材料，因此将三种候选低热胀管道材料(化学成分见表2)与奥氏体不锈钢316进行比对分析。 Table 1 Secondary-circuit piping materials of fast react or at home and abroa 反应堆 国家 二回路管道材料热段(冷段) Rapsodie 法国 316 (316) Phenix 法国 321 (304) Super-Phenix 法国 316 (316) PFR 英国 321 (321) CEFR 中国 304 (304) CFR600 中国 316 (316) JOYO 日本 2.25Cr-1Mo (2.25Cr-1Mo) MONJU 日本 304 (304) JSFR-1500 日本 9Cr-Steel (9Cr-Steel) BOR-60 俄罗斯 304 (304) BOR-600 俄罗斯 304 (304) BOR-800 俄罗斯 316 (316) FFTF 美国 316 (304) 表1. 国内外快堆二回路管道使用的材料 Table 2 Chemical composition of different piping material 材料牌号 标准号 C Mn P S Si Cr Mo 316 SA-312 0.08 2.00 0.045 0.030 1.00 16.0~18.0 2.00~3.00 P22 SA-335 0.05~0.15 0.30~0.60 0.025 0.025 0.50 1.90~2.60 0.87~1.13 P91 SA-335 0.07~0.13 0.30~0.50 0.020 0.005 0.20~0.40 8.00~9.50 0.80~1.05 P92 SA-335 0.07~0.13 0.30~0.60 0.020 0.010 0.50 8.50~9.50 0.30~0.60 表2. 不同管道材料的化学成分
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user: 4. 低热胀管道材料在燃煤电站中的应用情况 低热胀管道材料的热膨胀系数小且导热率较大，因此能够有效地降低管道内的热应力水平，在燃煤电站四大管道中广泛使用，其中高温段主蒸汽管道用材料、规格见表3 [ 4 ]。燃煤电站主蒸汽管道的材料选择主要依据设计温度 [ 5 ] ，温度由低到高依次选用P22、P91和P92 (628℃以下)。 P22钢是一种非常成熟的低合金耐热钢。具有良好的冷热加工性能和焊接性能。当P22长期在540℃以上运行，碳化物会从铁素体基体中析出并聚集长大，降低钢的蠕变强度和持久强度，一般适用于燃煤电站中壁温小于580℃的过热器管、再热器管，或者壁温小于570℃的蒸汽管道、联箱。 P91钢为马氏体型耐热钢。P91的铬含量高从而大幅提高了钢的抗氧化、抗腐蚀性，铬、钼、锰元素的添加可以保证钢的基体强度，少量的氮可以与钒、铌形成氮化物或复合碳/氮化物Nb (C、N)从而产生沉淀强化。含碳量较低增强了钢的组织稳定性，钼元素可以提高再结晶温度，有效延缓高温运行时马氏体的分解。P91具有良好的高温强度和抗氧化、抗蒸汽腐蚀性能。焊接时应采用低的线能量，严格执行焊接工艺。自1996年，我国亚临界机组和超临界机组开始选用P91钢作为主蒸汽管道。 P92钢为马氏体型耐热钢，在T/P91钢的基础上，添加2%钨，降低钼含量，同时添加钒、钼可有效提高钢的持久强度，微量添加硼可以使钢的晶界强度增加。P91钢具有良好的高温强度和抗氧化、抗蒸汽腐蚀性能。与P91相同，焊接时应注意采用低的线能量，按照焊接工艺严格执行，焊后尽快进行热处理。 目前国内企业已实现P22、P91和P92大口径厚壁管的工程化生产，例如某企业已实现P91厚壁钢管供货(外径914毫米，壁厚41毫米)。但是，对于一体化大口径薄壁管的生产工艺还有待进一步开发验证。 Table 3 Application of low thermal expansion piping material 机组功率 温度(℃) 压力(MPa) 材料牌号 尺寸规格(mm × mm) 300 MW 546 18.3 P22 ID368.3𝗑83.2 17.5 546 18.3 P91 ID368.3 × 41 17.5 ID368.3 × 38 350 MW 576 25.4 P91 ID318 × 57 ID305 × 57 600 MW 546 18.3 P22 ID457 × 103 17.5 P91 ID457 × 47 576 25.4 P91 ID419 × 70 610 27.46 P92 ID460 × 100 660 MW 610 27.46 P92 ID419 × 103 ID425 × 103 1000 MW 610 27.46 P92 ID368 × 92 28.84 ID356 × 94 表3. 低热胀管道材料的应用情况
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user: 5. 候选管道材料的性能 大型商用快堆管道材料的设计选型应综合考虑材料的使用性能、工艺性能和经济性。本文中仅对不同候选材料的使用性能进行比较。材料的使用性能应根据管道的运行工况确定，主要包括力学性能、物理性能和钠相容性。 5.1. 力学性能 示范快堆二回路主冷却系统管道属于核安全二级设备，要求满足较高的抗震设计要求，管道材料应具有良好的强度。不同管道材料的室温力学性能详见表4。奥氏体不锈钢316的屈服强度与P22相当，低于P91、P92室温屈服强度的50%，但延伸率比三种铁素体管道材料提高至少2倍。 Table 4 Mechanical properties of different piping materials (room temperature 材料牌号 屈服强度(MPa) 抗拉强度(MPa) 延伸率(%) 316 205 515 45 P22 205 415 22 P91 415 585 20 P92 440 620 20 表4. 不同管道材料的力学性能(室温) 5.2. 物理性能 不同管道材料的热传导系数和热膨胀系数见图1和图2。不同温度下，四种候选材料中P22的热传导系数最高，是一种十分优良的换热材料，CEFR和CFR600建造过程中均选用T22材料制造蒸汽发生器换热管。室温下，P91/P92材料的热传导系数比316增加58%，热膨胀系数降低31%。 图1. 不同管道材料的热传导系数 图2. 不同管道材料的热膨胀系数 5.3. 钠相容性 大型商用快堆管道应考虑材料与液态金属钠的相容性。管道中的合金元素在钠中会选择性溶解，造成厚壁减薄。腐蚀速率的大小依赖于很多因素，例如温度、氧浓度、钠流速和腐蚀时间等。快堆蒸汽发生器换热管用国产2.25Cr-1Mo钢的腐蚀速率很低(低于500℃) [ 6 ] ，2000小时后腐蚀速率达到平衡。随着温度的升高，2.25Cr-1Mo钢的腐蚀速率明显加大。另有报道 [ 7 ] ，T91在流动液态金属钠中的抗腐蚀能力明显优于T22。
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user: 6. 结论 本文以大型商用快堆二回路主冷却系统主管道为研究对象，结合核级钠管道的设计选材要求，将燃煤电站主蒸汽管道常用P22、P91和P92材料与奥氏体不锈钢316进行对比分析，得出以下结论： 1) 在热物理性能方面，P22、P91、P92明显优于奥氏体不锈钢316。 2) 在力学性能方面，P91和P92的强度高于奥氏体不锈钢316，但塑形稍低。 3) 根据现有T22、T91的钠相容性实验数据推测，P91的钠相容性优于P22。 4) 综合燃煤电站设计选材的经验反馈，结合大型快堆服役工况，三种低热胀候选材料中应优选P91作为大型商用快堆二回路主冷却系统主管道材料，可以有效解决高温大口径薄壁管的设计难题；同时，应尽快启动国内一体化大口径薄壁管的生产工艺开发和材料验证工作，保证工程化规模生产的材料质量可以满足设计要求，从而实现设计水平与制造水平的完美结合。
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user: 摘要 本文研究了一类非线性分数阶泛函微分方程组边值问题正解的存在性。首先，将所研究的问题转化为积分方程形式，通过做变换得到等价积分方程。然后建立比较定理，运用上下解方法证明了边值问题正解的存在性。最后给出一个例子说明结论的适用性。
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user: 1. 引言 近年来，分数阶微分方程在化学工程、自动控制、热弹力学等领域得到广泛应用，分数阶微分方程的理论研究受到学者们的高度重视 [ 1 ] [ 2 ] [ 3 ] [ 4 ]。 在科学研究和工程技术领域等诸多领域中，如果假设事物的变化规律与过去的历史无关，只和当时的状态有关，那么可以用经典的微分方程刻画它的数学模型 [ 5 ] [ 6 ]。然而在实际需要中，许多事物的变化规律不仅依赖于当时的状态，还依赖于它过去和未来的发展状态。带时滞的泛函微分方程是刻画这类客观事物运动规律的数学模型。近年来，分数阶泛函微分方程边值问题受到研究者的关注，取得了很多研究成果 [ 7 ] [ 8 ] [ 9 ] [ 10 ]。 分数阶微分方程组在各大领域有着广泛应用，例如复数领域中的量子发展、动力系统、计算流体系统、生物遗传领域等 [ 11 ] - [ 21 ]。尽管分数阶微分方程组边值问题已经取得大量研究成果，但对分数阶泛函微分方程组的研究还不是很多。 基于前面提及的实际应用和研究成果，本文研究了一类非线性分数阶泛函微分方程组边值问题： { D 0 + α u ( t ) + f ( t ， v ( t ) ， v t ) = 0 ，   t ∈ [ 0 ， 1 ] ， D 0 + β v ( t ) + g ( t ， u ( t ) ， u t ) = 0 ，   t ∈ [ 0 ， 1 ] ， u ( t ) = ϕ ( t ) ， v ( t ) = ψ ( t ) ，   t ∈ [ − τ ， 0 ] ， D 0 + α − 1 u ( 1 ) = a ∫ 0 1 p ( s ， v ( s ) ) d s ， D 0 + β − 1 v ( 1 ) = b ∫ 0 1 q ( s ， u ( s ) ) d s ， (1.1) 其中 1 < α ， β ≤ 2 ， a ， b ∈ ℝ 。 D 0 + α ， D 0 + β 是Riemann-Liouville分数阶导数， u t = u ( t + θ ) ， v t = v ( t + θ ) ， θ ∈ [ − τ ， 0 ] ， τ > 0 ， f ， g ∈ C ( [ 0 ， 1 ] × [ 0 ， + ∞ ) × C [ − τ ， 0 ] ， [ 0 ， + ∞ ) ) ， φ ， ψ ∈ C ( [ − τ ， 0 ] ， [ 0 ， + ∞ ) ) ，且 φ ( 0 ) = ψ ( 0 ) = 0 ， p ， q ∈ C ( [ 0 ， 1 ] × [ 0 ， + ∞ ) ， [ 0 ， + ∞ ) ) 。
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user: 4. 例子 为了说明结论的适用性，我们考虑如下非线性分数阶泛函微分方程组边值问题： (4.1) 其中 ， ， ， ， ， ， ， ， ， ， 。 对任意的 ，取 由于 则 ， 分别为边值问题(4.1)的上解和下解，且满足 。 另一方面，对任意的 ， ， ， ，当 ， 时 ， ， ， ， 满足条件(H)。由定理3.1可得，边值问题(17)在Y中的正解为 ， ，且 ， 分别是边值问题(4.1)的最大正解和最小正解。
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user: 摘要 行政许可是国家对社会经济、政治、文化活动进行宏观调控的有力手段，是政务服务的重要内容。实施行政许可有利于维护社会经济秩序，保障社会公共利益，促进市场要素的合理配置和生态环境保护。但目前行政许可满意度评价存在测量方法不多、模型不一致、结果不可比的问题。在深化简政放权、放管结合、优化服务改革和提升人民群众获得感的宏观背景下，以大样本问卷调查数据为基础，通过探索性因子分析构建办事群众感知维度，构建四个外生结构变量；运用验证性因子分析和路径分析来检验其对行政许可满意度的影响，定量评价行政许可的满意度。研究表明：办事流程的方便性对行政许可满意度具有显著影响，其次是窗口服务质量和便民服务设施，而办事经验对行政许可满意度影响路径的研究假设没有得到支持。通过加权平均方法计算出行政许可满意度为77.7%，说明办事群众对行政许可的总体评价比较满意。
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user: 1. 引言 行政许可是行政机关根据公民、法人或者其他组织的申请，经依法审查，准予其从事特定活动的行为。行政许可的目的在于维护公共利益，对社会和政府间的关系有着直接的影响，同时，社会秩序的稳定和公共利益的保证都需要行政许可作为支撑。优化行政许可制度，为建立让人民群众获得满足感的政府，是深化行政管理体系改革的核心内容之一 [ 1 ]。对于如何衡量行政许可绩效好坏，大多数学者都认为应当把满意度作为引导方向，郑方辉和廖鹏洲将人民是否满意作为依靠对绩效评价目标进行设定与检验 [ 2 ] ，周志忍认为人民满意比任何评价指标都有意义 [ 3 ] ，刘琼莲认为衡量行政审批制度改革绩效的标准在行政实践中需要纳入社会满意度 [ 4 ]。杨兰蓉和许晓芸结合公众满意度影响因素，对网上行政审批进行绩效评估 [ 5 ]。张凤凉和李嘉嘉以公众满意度为导向对行政许可进行绩效评价 [ 6 ] ，公众满意度在行政许可中已经作为不得不考虑的因素。 针对行政许可方面公众满意度评价指标的构建，相关研究较少，但在其它社会管理和公共服务领域的研究则较为深入。政府公共服务满意度方面，邓剑伟等人对北京市的公共服务质量建立了评价指标，证明北京公共服务质量较高且城区和郊区的公共质量存在不均衡的情况 [ 7 ]；马秀玲参考美国顾客满意度模型，对广东省增城市、河南省汝州市、甘肃省永登县三地进行了实证研究，证明三地服务型政府建设有一定的改进空间 [ 8 ]。政务服务满意度方面：明承瀚在调查政务服务中心公民满意度时候，构建了公民参与的调节作用模型，提出了公民参与在各维度服务质量与公民满意度之间的关系中都有明显的调节作用的结论 [ 9 ]。关浩宇通过调查佛山顺德区政务服务中心的公众满意度，得出以下结论：窗口服务方面，公众对服务态度、服务质量、依法行政等满意度高，但等候时间合理、业务办结周期满意度低 [ 10 ]。 本文使用结构方程模型，从行政相对人(办事群众)的感知维度出发，建立了行政许可满意度(公众满意度)评价指标体系，可以真实地测量行政相对人对其需求和期望得到满足的程度，精准地呈现政务服务的不足之处，量化人民群众实实在在的“获得感”数值，从而切实反应出行政管理体制改革和为民服务解难题的实际成效。同时建立的模型统一、方法一致、结果可比的服务质量监测体系，有助于更好地掌握“放管服”发展态势，提升政府决策的精确性、科学性和政府管理精细化水平，从而推动国家治理体系和治理能力的现代化建设。