DreamBlooms/HansPub-15000-to-45000 huggingface dataset:
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user: 1. 引言 微网(microgrid， MG)通常有两种运行模式：孤岛模式、并网模式 [ 1 ] 。当其运行于孤岛模式时，可再生能源的随机性和间歇性及负荷的波动性会使微网的运行条件急剧变化，一定容量的储能系统并联接入微网能够有效改善这一问题，同时也能提高可再生能源的利用率 [ 2 ] [ 3 ] 。然而，由于在实际充放电过程中，各储能单元的硬件参数、容量、电池特性等存在差异，会影响储能蓄电池组间的调度配合，增加系统的有功损失。因此，如何在维持微网内供需平衡的同时使储能系统更加高效、经济地运行及控制运行状态的一致受到学者们越来越多的关注。 分布式储能具有控制简单、传输损耗小、地理分布广和灵活方便的优点，同时能独立控制和实现“即插即用”的功能。目前，分布式储能系统仍处于工程应用的初始阶段，尚未展开深入研究，而在含分布式储能的孤岛微网研究中，主要问题是如何完成分布式储能系统的建模、充放电控制、效率分析及能量管理，从而实现微网的自主运行 [ 4 ] 。下垂控制技术因其高稳定性、灵活性以及无需通信和可实现“即插即用”功能等优点，可作为分布式电池储能单元(Distributed Battery Energy Storage Units， DBESU)间协调控制和负荷分配的一种有效控制方式 [ 5 ] [ 6 ] 。文献 [ 7 ] 通过自适应调节下垂系数，实现了孤岛频率无静差、电压偏移量小及并网恒功率输出控制；文献 [ 8 ] 采用分层控制架构，通过储能系统本地母线频率电压信号的检测实现功率分配，同时能避免储能单元的过充过放。为了根据储能单元自身特性提高下垂控制的动态特性，文献 [ 9 ] 基于储能电池SOC和充放电功率提出了一种自适应下垂控制方法，充分发挥了微源的调节潜力和功率支撑能力；文献 [ 10 ] [ 11 ] 分别提出了一种基于SOC的改进下垂控制方法，实现功率动态平衡和SOC趋近。然而，上述研究均是基于各储能单元在不同充放电功率下拥有相同的充放电效率的假设下展开的，而文献 [ 12 ] 中表明由于电池内阻的存在，充放电效率不仅与各储能单元的输出功率密切相关，同时也在一定程度上取决于SOC值。 针对上述问题，本文提出了一种基于SOC和等微增率准则的分布式储能控制策略，采用孤岛微网分布式结构，考虑DBESU间的SOC和充放电效率，一方面在下垂控制中加入改善并联分布式储能单元间均衡效果的控制因子——SOC，补偿网内功率缺额，实现功率均分；另一方面考虑储能充放电效率，通过收集本地功率信息求得各DBESU的实际微增率，保证功率平衡同时最大化减少系统有功损失，实现最优功率调度。同时，基于低带宽通信网络的二次控制用于调节系统母线频率电压，维持系统稳定。最后通过Matlab/Simulink仿真验证了上述方法的可行性和有效性。
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user: 2. 等微增率准则 等微增率准则是指电力系统中的各发电单元按相等的耗量微增率运行，从而使总的能源损耗最小，运行最经济 [ 13 ] 。既是实现经济调度的基本准则，也是解决优化问题的基本方法。在微网中，整个系统的有功功率平衡可表示为： (1) 式中：P G 、P L 分别为所有分布式电源总的发电量和负荷侧需求量，当P D 为正/负时，表示整个储能系统的充/放电量。 为了保证微网内有功平衡，需要采用合适的调度策略合理分配各DBESU的充/放电功率，因此： (2) 式中：P G，j 、P L，k 分别为jth分布式电源的发电量和kth负载的需求量，P B，i 为ith分布式储能单元的充/放电量。 然而，在储能单元实际充放电过程中，由于电池内阻的存在，不同DBESU会产生不同的有功损失，故各DBESU的实际充/放电功率为： (3) 式中： 为各DBESU的实际充/放电功率；η i 为各DBESU的充/放电效率值，是关于各DBESU充/放电功率的一次线性函数，其计算方法 [ 14 ] 为： (4) 式中：a i 和b i 均为各DBESU的效率系数。 为了讨论方便，本文仅考虑了DBESU处于放电模式下的情况；当DBESU处于充电模式时，本文所设计的控制策略同样适用。 为了使微网更加经济运行，储能放电过程中所产生的有功损失应该尽可能的减少。当系统中分布式电源发电量小于分布式负载需求时，可通过最大化式(3)中各DBESU的实际放电功率来达到经济运行的目的，因此可得到优化目标函数： (5) 式中： 和 分别为储能单元输出功率下/上限值。 结合式(4)与式(5)，可得关于有功功率的二次函数，具体表示如下： (6) 对式(6)关于有功功率求导数，可得： (7) 式中， 为DBESU i 的微增率，为了表示方便，下文中的 均以λ i 表示。 根据等微增率准则，可得式(5)的解析解为 [ 15 ] ： (8) 式中， 为最优成本微增率。 仅考虑等式约束的 表示如下 [ 15 ] ： (9) 上式的 可以通过集中式算法求解。在集中式求解算法中，中央控制器需要与所有可控单元之间保持通信，通过全局可用信息的收集求得系统的最优成本微增率，进而计算各DBESU的放电功率来实现最优有功分配。
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user: 3. 基于SOC和等微增率准则的分布式储能控制方法 根据等微增率准则，当λ i 趋于一致时，式(5)表示的目标函数达到最大值，系统有功损失最小。区别于传统的集中式算法，本文在传统下垂控制策略基础上，提出了基于并联DBESU的SOC和等微增率准则的协调控制策略来实现这一目的。本节首先介绍微网分布式储能控制模型，然后基于此模型，提出分布式储能控制策略，最后介绍了二次控制。 3.1. 控制模型 本文采用的分布式储能单元控制模型由两层控制结构组成 [ 16 ] 。第一层为基于各储能单元SOC和微增率的改进下垂控制；第二层为二次控制，以修正由于下垂控制引起的电压和频率偏差，结构如图1所示。 其中，在各分布式电源侧均配置一组DBESU，各DBESU采用相同的控制策略，当分布式电源发电量小于负载需求量，则所有的DBESU将共同承担微电源与负载间的功率差。通过检测各DBESU本地母线的线电压和相电流，经功率计算单元得到本地有功功率P B，i 、无功功率Q B，i ，将其输入有功/无功控制单元。为了实现系统功率差值按各DBESU的SOC成比例分配，故检测本地SOC值，将其作为有功控制输入量；同时，为了在储能放电过程中减少系统有功损失，提高储能利用率，故在检测本地功率和SOC值时，根据式(7)得到各DBESU微增率，将其也作为有功控制输入量，从而在有功控制环节实现DBESU间SOC均衡控制和系统有功损失最小化的目的。 为了调节由于有功控制引起的频率和电压偏差，第二层控制将频率/电压调节值δf/δV分别送入有功/无功控制器中，与第一层控制中产生的频率/电压信号相叠加得到相应的修正值，最后将此修正值送入电压电流双环控制器和SVPWM，产生相应的控制信号，从而维持系统频率电压稳定。本文所述控制策略 图1. DBESU分层控制策略框图 仅在有功控制环节进行了改进，而无功控制环节仍采用传统Q-V控制策略。 3.2. 分布式储能协调控制策略 假设微网中各DBESU的输出功率均在约束条件范围之内，因此孤岛微网的优化调度模型仅含目标函数和等式约束条件，暂不考虑不等式约束条件。由图1可见，各DBESU并联接入MG，以补偿系统功率缺额。当逆变器输出阻抗满足强感性要求时，传统下垂控制可表示为： (10) (11) 式中： 、 分别为本地交流侧频率/电压给定值；m pi 、n qi 分别为交流侧有功/无功下垂系数。 在DBESU放电过程中，有功输出功率与下垂系数有相应的比例关系 [ 12 ] ： (12) 假设所有的DBESU均运行于放电状态，则其输出功率为： (13) 式中：P B，i 与P B，j 分别为DBESU i 与DBESU j 的输出功率。 为了维持系统供需功率平衡，DBESU发挥着不可替代的作用，其SOC [ 17 ] 的计算方法为： (14) 式中： 为各DBESU的当前荷电状态； 为SOC初始值； 为储能单元放电电流；Q B ，i 为储能单元容量。 随着放电的进行，各DBESU的SOC逐渐降低，忽略逆变器损耗时，其直流侧输入功率和交流侧输出功率相等，联合式(13)和式(14)，可得： (15) 从式(15)可以看出，各DBESU的SOC与其输出功率成比例，其功率支撑能力在初始阶段存在明显差别，SOC较大的DBESU输出功率更多，SOC较小的输出功率较小，从而实现负荷功率在分布式储能单元间的合理分配及并联DBESU间内部SOC的动态均衡。 从式(7)可以看出，各DBESU i 的微增率λ i 与其输出功率呈线性关系，当λ i 趋于一致时，整个微网系统的有功损失最小；同时，当各DBESU的SOC趋于一致时，可以充分利用整个分布式储能系统配置容量和延长储能系统使用寿命，实现功率的动态平衡。因此，综合考虑以上两点，本文采用分散式控制方式，基于本地信息的收集，将各DBESU的SOC值与微增率λ i 作为下垂控制输入量，联合式(3)(7)(10)(11)，可得分布式储能协调控制策略表达式如下： (16) (17) 其中： (18) (19) 式中：m p 0 、n q 0 分别为初始有功/无功功率下垂系数；n为均衡影响因子； 、 、 、 分别为网内允许的频率/电压上下限值； 、 分别为经并联逆变器允许输出的最大有功/无功功率。 根据式(16)，在各DBESU放电过程中，随着SOC的降低，各DBESU根据相应的SOC值输出功率补偿系统功率缺额，实现按照自身剩余容量分配负荷功率的目的；通过本地功率信息的采集及频率的反馈，逐步减少各DBESU间微增率差异，实现最小化系统有功损失的目的。 3.3. 二次控制 由于第一层控制是在传统下垂控制基础上改进的，各DBESU在放电进程中，会引起母线电压、频率变化。为了维持系统稳定，本文采用平均电压法来调节电压幅值，各DBESU测量本地母线电压，通过低带宽通信网络传输至平均电压控制器中，再经计算得到母线电压平均幅值 ，最后将其与系统参考值 的差值经PI控制器得到相应的二次电压调节值δV。相应的二次控制表达式如下： (14) (15) (16) 式中： 为二次频率控制调节值；k pf 、k if 、k pv 、k iv 分别为二次电压频率控制器的控制系数； 表示系统中有 个稳定运行的DBESU参与系统调压。 δf、δV经限值管理器输入有功/无功控制器中，防止系统频率/电压偏移量超出所允许范围。本文二次控制主要通过式(14)~(16)所设计的集中控制器实现，其能跟随储能系统SOC的变化而变化，始终维持频率/电压在允许范围内，保持系统稳定。
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user: 4. 孤岛微网系统结构 本文中，孤岛微电网仿真系统有2组分布式电源、3组分布式负载和3组DBESU与其三相逆变单元组成，由MATLAB/Simulink实现。光伏发电及风力发电均工作于MPPT模式，且其发电能力小于负载的功率需求，各DBESU采用所设计的控制策略，利用本地信息(电压/频率)和SOC快速调节其输出功率来平滑系统功率差，维持系统稳定，最终实现储能系统有功损失的最小化。具体的微网系统结构如图2所示，分布式储能单元均为75 Ah锂离子蓄电池，其他系统仿真参数如表1所示；表2给出了各DBESU相应的电池效率系数。
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user: 5. 实验结果 基于Matlab/Simulink系统仿真模型，本文设计了两种实验验证该控制方法的有效性。第一，分析系统分布式负载波动时，分布式储能控制策略的有效性；第二，分析储能单元故障时对控制效果及系统稳定性的影响。 5.1. 分布式负载波动对系统的影响 在实际微网中，负载在不同时段会有所不同，因此本节模拟实际运行条件下，负载波动对系统运行的影响。采用图2所示模型，初始运行时系统接入三组分布式负载，分别为 ， ， 图2. 孤岛微网系统结构图 Table 1 Parameters of system simulatio 参数 符号 数值 AC母线电压幅值参考值 311 V AC母线频率参考值 50 Hz DBESU1荷电状态初始值 88% DBESU2荷电状态初始值 78% DBESU3荷电状态初始值 70% DBESU4荷电状态初始值 65% SOC最小值 15% 初始有功功率下垂系数 0.000093037 rad/s/W 初始无功功率下垂系数 0.0005 rad/s/Var 频率PI控制器比例系数 0.1 W·s/rd 频率PI控制器积分系数 8.5 W/rd 电压PI控制器比例系数 0.08 Var/V 电压PI控制器积分系数 1.6 Var·s/V 表1. 系统仿真参数表 Table 2 Parameters of battery discharging efficienc 储能单元 参数 参数 (Kw) DBESU1 0.85 0.0079 [0，30] DBESU2 0.88 0.0085 [0，30] DBESU3 0.83 0.0075 [0，30] DBESU4 0.92 0.0093 [0，30] 表2. 储能电池效率系数表 均衡影响因子 。设定负载变化情况如下：1) ，负载 接入MG；2) ，负载 接入MG；3) 时，有功负载减少16 kW。仿真结果如图3所示。 初始放电阶段(t < 140 s)，DBESU 1 因其初始SOC值较高，在控制策略影响下，其SOC变化率最大，故分配输出的有功功率较大；反之DBESU 3 的SOC变化率最小，输出有功功率较小。随着放电过程中SOC的逐渐降低，三组DBESU间的输出功率差异逐渐减小，SOC逐渐趋于一致。从图3可以看出，仅在负载投入或切除的瞬间，系统会有少许冲击，但无论是负载的投入还是切除，3组DBESU间SOC差值始终在减小，并始终能快速跟随系统负载变化，使系统有功出力和负荷需求可以实时平衡，保持系统稳定。同时可看出，各DBESU的微增率跟随其有功出力变化，朝一致收敛方向趋近。最后各DBESU的输出有功功率达到动态平衡，微增率也趋于一致。说明本控制策略在实现最优有功调度的同时具有较好的功率实时平衡能力。 图4给出了整个负载变化过程中系统母线电压幅值和频率变化波形，可以看到，在分布式负载接入和切除瞬间，母线电压和频率都会经历短暂波动，其最大频率偏移量不超过0.2 Hz，电压偏移量不超过5 V，且能迅速恢复稳定状态。 5.2. 即插即用特性分析 微网分布式需要具备一定的灵活性，且具有“即插即用”的特点，因此本节通过仿真验证微网“即插即 图3. 考虑分布式负载波动的仿真波形 图4. 系统母线电压幅值和频率波形 图5. 储能单元侧波动下的仿真波形 图6. 系统母线电压幅值和频率波形 用”特性。此仿真在图2基础上并联接入了新的分布式储能单元DBESU 4 ， ， ， ， ，其他参数均相同。 前，系统中4组DBESU带4组分布式负载正常工作； 时，DBESU 4 退出运行； 时，分布式负载 由于故障被切除； 时，DBESU 3 退出运行，仿真结果如图5所示。 由图5(b)可知，当DBESU 4 退出运行时，其输出功率变为0，系统负载功率完全由其他三组DBESU承担，三组DBESU增加有功出力补偿系统的功率缺额，维持系统功率平衡；同理，当DBESU 3 退出运行时，其输出功率变为0，负载功率由DBESU 1 和DBESU 2 共同承担，继续趋于功率均等分配。同时，在DBESU 4 和DBESU 3 退出运行时，DBESU 1 与DBESU 2 间SOC差异始终趋向于0；且各DBESU的微增率始终跟随有功出力变化，在DBESU 4 和DBESU 3 退出运行后迅速继续向收敛方向趋近。说明了本控制策略在孤岛状态时，当系统出现故障切除情况下仍可实现各DBESU间SOC均衡及系统最优调度运行的目的。此外整个过程中系统总有功出力和分布式负载需求可以实时平衡，如图6所示，频率和电压波动均在允许范围内。可见此控制策略具有一定的“即插即用”特性。
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user: 6. 结语 为了提高可再生能源的渗透率，减少系统的有功损失，本文提出了一种基于分布式储能单元SOC和等微增率准则的协调控制策略，采用分布式储能单元能够有效提升可再生能源的利用率及使用便利性。所提控制策略将各储能单元SOC和微增率作为下垂控制输入量，仅需收集本地信息，根据储能单元SOC实时调节输出功率，实现供需动态平衡及均衡各分布式储能单元间的电池状态差异；同时，根据各DBESU的SOC和输出功率反馈得到其微增率，在实现储能单元SOC一致的基础上实现微增率一致，从而有效减少系统的有功损失和提高整个储能系统的使用寿命。最后通过两种实验仿真分析了本文所提控制策略在实现储能状态一致和减小系统有功损失方面的有效性，验证了所提控制策略在分布式负载波动和系统储能单元侧故障切除情况下系统稳定运行的目的和“即插即用”特性。
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user: 摘 要 材料创新及功能创新已逐渐成为热感应变色服装设计开发与应用的研究热点。本文全面分析了感温变色图案、纤维、纱线等热感应变色材料在纺织服装领域内设计应用的研究现状及发展前景，探索以多学科交叉研究及人文设计为特点的变色服装，如何拓宽感温变色材料的适用范围等。 关键词 :热致变色，智能纺织，变色纤维，人文设计 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. 前言 所谓热感应变色(Thermochromic)是指一些化合物和混合物在受热或冷却时可见吸收光谱发生变化的性质，亦称感温变色，或热敏变色，或热致变色。具有热感应变色特性的物质称为热感应变色材料，热感应变色材料是由变色物质加上其他辅助成分组成的功能材料，它具有颜色随温度改变的特性。从热力学角度，可将热感应变色材料分为不可逆热感应变色材料和可逆热感应变色材料两大类 [ 1 ] ，本文主要论述后者。 最早于1974年日本出现利用胆甾型液晶制作变色织物的专利。目前，国内的研究倾向于感温变色材料纺织性能优化，并且更多应用于图案设计，依赖于印花、浸染等技术，技术创新成为新的难关。国外的研究目前倾向于变色纱线的研发，现有技术更多应用于科技智能的互动体验，通过服装颜色的变化来传递身体状况的信息，进而倾向于使用生物智能感温变色纺织面料。
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user: 2. 变色图案、变色纤维、变色纱线的研究 热感应变色材料在服装上的应用可按照材料的应用范围及时间前后顺序分为三个部分：变色图案、变色纤维、变色纱线。 变色图案。热感应变色材料较早出现在服装图案上面。对特定图案设置不同温度及色彩，将温敏变色颜料或油墨涂于图案之上，随着温度的升高图案呈现多种变化，为服装带来丰富的视觉感受。如：泳衣及连衣裙，变色前、后服装上会呈现不同的花型图案(见图1、图2)。 变色纤维。所谓感温变色纤维是一种具有特殊组织或结构的、在受热等外界条件刺激后可以自动改变颜色的纤维。获得热敏变色纤维的方法分为两种：其一，将热敏变色剂填充到纤维内部，其二，将含热敏变色微胶囊涂于纤维表面 [ 2 ] 。胶囊中含有特殊色素和发色剂，在一定的温度下，反复进行结合而发色，切断而清除色。通过外界温度、服装内温度以及体温三者的综合作用变换颜色。如：现已面向大众销售的智能运动衣Radiate Athletics。它运用NASA (美国宇航局)发明的热感应变色技术即时捕获运动者身体各个部位所散发的热量，并通过颜色的变化让运动者随时把握自己的肌肉及血管得到的锻炼情况。它由高品质的创新型环保面料制成，颜色变化鲜明，印花牢固柔软。目前，其款式设计较为单一，颜色选择比较集中，变色效果还有待升级(见图3)。 变色纱线。日本旭化成株式会社研发的Saran TC运用了微胶囊化技术，将热感应变色染料做特殊处理，拥有明亮、清新、持久的色彩，且不易脆化。当温度逐渐升高至特定温度设置时，其表面发生色彩变化，可以定制所需要变色的温度范围。但服用性能尚未达到与服装结合的理想效果，其耐光色牢度低，长时间光照下变色效果会减弱，纺成纱线后2小时持续光照，变色功能就会丧失，同时，它不是很耐热(见图4、图5)。 图1. 变色泳衣 图2. 热感应变色连衣裙 图3. Radiate Athletics 图4. Saran TC 图5. Saran TC的物理性质 另有，Marie Ledendal博士 1 将热感应变色材料与印刷、针织、刺绣等相结合研究及探索设计方法。现阶段，她使用丝网印刷热敏染料对纱线进行染色，实验表明：染色后得到的材料较容易脆化但颜色变化明确，颜色出现同质现象 2 。Marie Ledendal强调应适应针织或机织，并创建新的颜色变化结构和模式。
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user: 3. 制造方法 感温变色纺织品的制造方法主要有两种：纤维技术和印染技术。纤维技术是将感温变色材料应用在纺制纤维的过程中，通过共聚、共混、交联及涂层等方法引入到纤维中或纤维表面。印染技术是通过印花、浸染等技术将感温变色材料应用于面料中。 发展较成熟的纤维技术主要有三种类型：溶液纺丝型、熔融纺丝型及后整理型。 1) 溶液纺丝型：将变色化合物和切断变色化合物转移的试剂与纺丝溶液混合制得溶液纺丝型纤维。 2) 熔融纺丝型：细分为三种方法，聚合法、共混及皮芯纺丝。其中，皮芯纺丝是生产变色纤维的主要技术。 3) 后整理型：利用微囊包封技术及粘合剂将微胶囊粘附在织物表面，使服装具有热感应变色功能是当前发展的主要技术手段。热感应变色微胶囊是指以热感应变色材料或与其他助剂一起作为芯材而制备的微胶囊。微胶囊包封的方法很多，更多的倾向于选用复合凝聚法。 感温变色染料用于印花，由于多种限制条件需要配制成微胶囊。例如，与纤维亲和力低的染料，微胶囊化后靠粘合剂才能固着在纤维表面。除此之外，有些变色染料只有封闭在微胶囊中才能持续发生变色作用，而另外一些变色染料则需要防止外界因素的作用。 近来，有将感温变色材料以不同的附着形式设计应用到织物中，印花设计采用方平组织，浸渍纱线混合织物采用斜纹组织，感温变色材料植入织物设计中采用透孔组织等。需注意图案变化的连续性，在配色上加入普通非感温变色的色纱，且不同的透孔组织结构对感温变色材料的视觉表现会产生直接的影响。 北京服装学院胡亚康等就颜色变化的单一模式及结构的现有问题提出：采用感温变色微胶囊和普通涂料拼色的方法。实验表明，印花过程中变色微胶囊与涂料相容性良好。拼混后的微胶囊保持了良好的变色效果，并借助与涂料的拼色，呈现出多彩的变色效果，改善了从有色变为无色的单一效果。印制后织物透气透湿性能依然保持良好，服用舒适性能够满足基本要求 [ 3 ] 。
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user: 4. 科技智能与时尚的结合 4.1. 通电升温变色 国外早期，研究重点在于使用液晶油墨为纺织纤维染色，并尝试与导电纱混纺，使织物能够根据空气的温度变化而改变颜色。如，Keio University的研究生Midori Shibutani完成的变色织物“Fabcell”。该织物是一种非放射性柔性织物，织物中液晶油墨及导电纱受电子元件的控制。向该织物输入低电压令织物温度升高，进而催化液晶变色染料进行颜色的改变。由于织物必须携带电子元件，因此，对于服装的穿着实用性而言是一种限制(见图6、图7)。 就服装色彩设计而言，Fabcell为平面静止状态的单调选择提供了更多炫色的方案，以此为基础配合马赛克般的拼接结构使变色服装的色彩兼具花型图案的设计价值。据此，科技智能感温变色为服装在色彩创意方面提供了更多的设计空间。 4.2. 针对环境污染及生命活动的设计应用 Lauren Bowker研发了可变色铬金属墨水(pdc12 ink)，它可以吸收空气中的污染物并能够根据七种环境气候指数的变化呈现可逆的色彩变化。随后，她成立了自己的团队The Unseen，创造出了可移动变色的短上衣以及可以显示污染的肩包。人体活动时，空气穿过衣服和肩包的面料，导致颜色发生改变。就感温变色材料的应用范围而言，它打破了面料单纯感温变色功能的局限，并赋予面料更加实用化、智能化的应用价值(如图8~10)。 就服装面料设计而言，与周围环境的互动变色为面料注入了新的质感，突出并升华了面料的奢华程度。以此为依托，借助鲜艳的色彩变化及潮流的款式设计为高级定制时代的创意彰显提供了高品质的材料选择。据此，科技智能感温变色为服装在面料再造的质感表现方面提供了更多的设计选择。 脑电波水晶帽(SWAROVSKI)是The Unseen工作室一项突破性尝试，其使用的变色材料使Lauren Bowker之前进行的面料创新拥有了延伸应用的价值。SWAROVSKI表面使用的材料在吸收了头部的热量损失后会发生颜色变化，通过黑、橙、红、绿、蓝、紫的颜色变化来反映大脑活动和人类情绪。由于外界环境释放的信息素发生变化时，人的神经元就会因为受到了不同的刺激而发生变化，因此，根据人对信息素的反应情况，头饰上的的水晶装饰便能够通过化学物质的混合发生颜色的改变(如图11)。 就服装材料创新设计而言，SWAROVSKI的设计理念会激荡起更多设计师对服装材料可穿性、美感及技术创新综合性的要求，在满足服装审美需求及设计诉求的同时需要使形式与内容的结合得到升华，令设计拓展出更有意义的实用价值。据此，科技智能感温变色为服装设计实现人文价值提供了技术依托及内涵条件。 图6. Midori Shibutani 图7. Fabcell 图8. 短上衣变色 图9. 双肩背包 图10. 单肩背包 图11. SWAROVSKI 4.3. 生物智能设计应用 感温变色服装注入生物智能属性，现已逐渐成为国际研究的新趋势。如，MIT Media Lab创造的Biologic。这一研究结合了生物材料与纺织设计，使织物通过菌类培植而来，而非工业制造。 Biologic源于纳豆菌细胞，可通过感温、感湿原理使织物外观在立体化的基础之上变换颜色。该细胞遇水和热量后的膨胀和收缩反应，使材料外观在时间和空间中发生弯曲变化并起到恒定体温的作用，不同的印刷方式和材料的组合可以诞生更加复杂的结构转换。研究者把这种织物称为“生物皮肤”，将生物材料纳入到变色材料的考虑之中，并综合使用多领域研究技术。 就服装材料功能而言，Biologic设计理念的出现满足了市场消费者对于功能性服装原材料环保、健康的要求(如图12)。 4.4. 高级成衣品牌设计应用 近几年国际时装品牌逐渐尝试将热感应变色材料纳入到其成衣系列设计之中。如Alexander Wang 2014秋冬系列，选择热致变色油墨致使面料表面呈现由黑色向彩色可逆的颜色转变，配合激光切割、编和织等手法。系列作品有意偏向时尚的功能性价值，在环境破坏严重导致全球变暖的时代背景下，这一应用引领了新的时尚潮流(如图13)。 图12. Biologic 图13. Alexander Wang 2014秋冬系列 就服装设计风格而言，感温变色材料参与下的Alexander Wang 2014秋冬系列给人一种神秘但包含生命象征意味的视觉感受。据此，科技智能感温变色为服装设计风格的塑造及衍生提供了更多的想象空间。 仅从服装表面装饰而言，热感应变色材料及其相应技术可以帮助服装在原有设计语言风格的前提下升华其艺术表现力，并且更贴近现代社会对服装艺术创作独特性、趣味性、功能性等的设计要求。可以通过多种工艺方法对热感应变色面料进行创意再造，配合变色效果强调出面料本身的艺术设计价值，例如：使用针织组织丰富的结构变化，或是使用传统手工艺装饰等。 综上所述，在科技智能的大背景下，需要创新技术从而进行艺术转换。如果仅限于一种肤浅的技术利用，就不会发现真正有价值的东西，应伴随着人文关怀的温度，如此一来才能拓宽产品的适用范围。可以选择尝试生物科技与艺术设计相结合的研究方法，将产品的延伸应用从智能互动上升到面料或纱线使用生物智能材料的阶段，去表达关于生命的主题。对于关键技术的研究已然成为了国内热感应变色服装研究的核心，进而攻破材料纺织性能的局限性。而国外，目前该领域内新材料的研发已走向高智能化的道路而越来越倾向于生物科技与时尚的巧妙结合。
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user: 5. 总结 该领域研究工作的特点为：学科交叉、领域交叉，需要融合生物学、化学与艺术设计等学科，纳入了交互设计、服装及纺织品设计、可穿戴设备等领域的研究。通过本篇论文的撰写，希望能为从事该领域设计研究和产品开发的工作者所用，在科技智能的时代背景下以交叉研究为特点和突破口，融人文、历史、哲学等价值入设计成品中，在安全环保的前提下不断拓宽该领域内材料功能及服装服用功能的应用范围。
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user: 摘 要 堆腔淹没失效将导致安全壳失效，是CAP1400二级概率安全评价(PSA)安全壳有效性分析中的一个保守假设。为更大程度地体现安全壳设计和严重事故缓解措施对安全壳有效性的贡献，对该假设进行了探讨。通过梳理CAP1400能够用于应对堆外严重事故现象的现有设计特性，以扩展事件树的方式评估了CAP1400示范工程安全壳在蒸汽爆炸、熔融物-混凝土相互作用等主要堆外事故进程中保持完整性的概率，进一步研究了CAP1400示范工程安全壳的有效性。重新评估的CAP1400示范工程安全壳有效性结果有较明显的提高，这对论证CAP1400示范工程满足“十三五”新建核电要求也起到了促进作用。 关键词 :安全壳有效性，CAP1400电厂设计特性，堆外严重事故现象 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 尽管三哩岛、切尔诺贝利和福岛事故的发生对核电的发展带来了影响，然而核工业界吸取了这些事故的经验教训，对新设计核电厂采用更好的技术，对运行核电厂进行了改进，提高了核电的安全性。IAEA和许多国家对核安全目标提出了新的要求，在我国近期发布的《核电中长期发展规划》 [ 1 ] 中提到，“对于新建机组，力争从设计上实际消除核电厂大量放射性物质释放的可能性”。 安全壳是核电厂的最后一道实体屏障，在严重事故下与其他缓解系统一起缓解事故，避免大量放射性物质释放。因此，对安全壳内严重事故现象以及缓解措施有效性的研究是一个热点，而二级PSA是一个有效的分析手段。安全壳有效性表征了安全壳以及严重事故缓解系统的可靠性，指的是终态为安全壳完好的序列频率与堆芯损伤频率(CDF)之比。相应地，安全壳条件失效概率指的是二级PSA得到的大量放射性释放频率(LRF)与CDF之比 [ 2 ] 。美国核管会(NRC)标准审查大纲(SRP) [ 3 ] 中，对安全壳条件失效概率有一个定量的目标，即低于0.1。 CAP1400核电厂在非能动安全系统的基础上，采用了完善的严重事故缓解措施，具有很高的安全性。在CAP1400安全壳有效性的分析中，存在两个保守假设。一个是反应堆一回路未降压成功将导致蒸汽发生器传热管蠕变失效从而使安全壳旁通。另一个是，假设堆腔淹没失效将直接导致安全壳失效。这个假设避免了对复杂堆外严重事故现象及其不确定性的分析，对于论证核电厂安全性来说是保守的。然而，这个假设不能最大程度地体现安全壳设计和严重事故缓解措施对安全壳有效性的贡献。随着国内外对堆外严重事故现象研究的深入，对CAP1400开展这方面的研究已具备一定条件。因此，本文对堆腔淹没失效之后，安全壳内严重事故现象，包括可能的蒸汽爆炸、熔融物的可冷却性进行了研究，结合扩展事件树的分析方法，分析了CAP1400电厂设计特性在缓解堆外严重事故中的效果，这样更好地评估CAP1400安全壳的有效性。
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user: 2. CAP1400严重事故缓解措施和分析 CAP1400采用非能动安全系统来应对设计基准事故(DBA)。如图1所示，在LOCA事故长期冷却阶段，内置换料水箱(IRWST)水已淹没堆腔至主管道高度，冷却水由重力差驱动进入堆芯，带出衰变热，汽水两相流经第4级自动卸压阀排出。水蒸汽在钢制安全壳壁面冷凝后回流至与堆腔相通的IRWST，由此实现长期再循环堆芯冷却。CAP1400安全壳中可淹区横截面相对较小，由堆腔、疏排水箱间、垂直通 图1. 事故后可淹没区示意图 道和蒸汽发生器隔间组成。 CAP1400严重事故缓解措施与应对DBA相容。在严重事故下，电厂同样采取一回路卸压和淹没堆腔等动作。堆腔内的水进入压力容器保温层，通过压力容器壁面与塌陷至下封头的熔融物传热，汽水两相流排出保温层，带出衰变热，这就是熔融物堆内滞留(IVR)。在严重事故下，安全壳内热量仍由钢制安全壳带出。处于高位的非能动安全壳冷却水箱利用重力喷淋受热的钢制安全壳外表面进行冷却，水箱水源可以由多个途径提供。即使在没有喷淋水的情况下，依靠空气自然循环也能带出相当部分的热量，保证了安全壳热量导出的可靠性。此外，为应对可燃气体，CAP1400设置了66台点火器和8台复合器，点火器快速点燃可燃气体，控制浓度，在极端情况下复合器可以发挥补充作用。 对于大多数严重事故序列CAP1400可以通过IVR策略来缓解，然而在堆腔淹没失效导致IVR失效情况下又是怎样的情景呢？虽然堆腔淹没失效后，CAP1400堆腔内仍有一定水，但安全壳还是面临蒸汽爆炸和熔融物-混凝土相互作用(MCCI)产生的威胁。蒸汽爆炸产生的巨大压力脉冲可能破坏安全壳的完整性。熔融物衰变热的释放会持续熔化堆腔内的混凝土，如果不能被水冷却，最终可能导致安全壳底板的熔穿。另外，MCCI产生的蒸汽和不凝气体可能导致安全壳超压，产生的氢气和一氧化碳等可燃气体可能引发爆炸。 尽管在设计上没有针对堆外严重事故的缓解措施，然而已有的设计特性对上述威胁也能起到一定的缓解作用。在CAP1400的设计中，处于安全壳最低处的堆腔与其它隔间通过管线或直接相连，因此一回路喷放的水将在堆腔内汇聚。严重事故下初始水位大约有4米，与压力容器底部标高相当。这些水将对堆腔内的熔融物冷却起到重要作用，可能最终阻止MCCI的发展。钢制安全壳热量导出一方面使水蒸汽冷凝，另一方面使安全壳能承受一定量的不凝气体。在CAP1400的设计中，IRWST淹没堆腔失效后，安全壳壁上的冷凝水将满溢出IRWST或直接通过各隔间的回流管线返回堆腔，继续冷却熔融物，由此实现水源在安全壳内的循环。此外，消氢系统可用于缓解MCCI产生的可燃气体的积聚。
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user: 4. 总结 本文对CAP1400安全壳事件树扩展，论证了CAP1400电厂设计特性在应对堆外严重事故中起到的作用，分析表明安全壳有效性的评估结果有较明显的提高，也进一步表明安全壳具有非常高的可靠性防止裂变产物向环境大量释放，这对论证示范工程满足“十三五”新建核电要求也起到了促进作用。当然，本文工作仍然存在一些局限性。关于堆外严重事故现象的研究国内外仍在继续，尤其是对福岛事故的进一步评估，这些研究将减少文中描述的一些不确定性，相应的结果也将更加合理。因此，下一步研究计划将持续关注国内外堆外严重事故研究的进展，在成熟的条件下，做进一步的完善。此外，将对于原事件树中另一个保守假设——反应堆一回路未降压成功将导致蒸汽发生器传热管蠕变失效从而使安全壳旁通，开展深入的研究分析，从而进一步减少安全壳有效性分析中的保守性。
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user: 摘 要 2009年IAEA颁布了安全导则《使用放射性物质设施退役安全评价》(WS-G-5.2)，为退役活动安全评价的开发和审查提供建议和指导。本文在对IAEA与国内使用放射性物质设施退役安全评价相关标准进行比较分析的基础上，针对我国设施退役安全评价标准的现状及存在的问题，提出了相应的改进建议，以推动我国设施退役安全评价标准的制定与实施。 关键词 :放射性物质，设施，退役，安全评价，标准 Copyright © 2017 by authors and Hans Publishers Inc. This work is licensed under the Creative Commons Attribution International License (CC BY). http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/
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user: 1. 引言 在世界范围内有大量正在进行退役或计划近期退役的使用放射性物质的设施，包括核电站、研究堆、核燃料循环设施、医疗设施与研究设施。如何对这些设施的退役进行充分地计划与评价，以证明退役活动能够安全进行，是国际上普遍关注的重要问题。2009年，IAEA颁布了安全导则《使用放射性物质设施退役安全评价》(WS-G-5.2) [ 1 ] ，为退役活动安全评价的开发和审查提供建议和指导，也是对IAEA安全要求一使用放射性物质设施的退役(WS-R-5) [ 2 ] 的支持。在退役全过程中，安全评价应当使用系统方法来证明其符合退役安全要求与准则，包括物质释放量、建筑物和场址的监管控制。此外，安全评价应有助于确保相关方对退役安全有信心。安全评价由营运者开发完成后，应当由监管机构审查以确保其符合相关安全要求和准则。
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user: 2. 设施退役安全评价导则简介 2.1. 目标与范围 安全导则《使用放射性物质设施退役安全评价》(WS-G-5.2)的目标是为退役活动安全评价的开发和审查提供建议，为退役安全评价审查、监管框架提供指导。此外，导则意在协助监管者、营运者与技术支持专家应用分级方法开发和审查安全评价。 该导则适用于开发或审查支持退役策略、计划或活动的安全评价，为退役期间计划活动与潜在事故造成对工作人员、公众和环境的放射性影响评价提供系统方法学指导。它适用于所有类型的设施(如核电站、研究堆、核燃料循环设施、研究设施与医疗设施)。 该导则不适用于放射性废物处置设施或铀矿冶废渣，不适用于被以往活动和事故污染地区的修复，未提供作为退役计划一部分的环境影响评价的导则，也不适用于厂外运输。 导则中，“退役”是指对一个设施允许解除部分或全部监管控制而采取的管理和技术行动(除了处置库，对其采取的相应行动是“关闭”而非“退役”)。“设施”是指以需要考虑安全的大规模使用、加工、处理或贮存放射性物质的设施及其有关土地、建筑物和设备。 2.2. 结构 安全导则《使用放射性物质设施退役的安全评价》主要包括引言、安全评价目标、退役安全评价总体考虑、安全评价的开发、安全评价的监管审查、相关方的参与等六个部分的内容，第2章描述了设施退役安全评价的目标和范围，第3章和第4章对退役安全评价的总体考虑的概述为退役活动安全评价开发与分级方法应用提供了系统方法学上的指导，第5章提供了对退役安全评价监管审查方法学的指导，第6章说明了退役安全评价中涉及的相关方，附录提供了危害鉴明检查表与进行审查时总体方法学的示例。
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user: 4. 国内外标准比较与分析 国内外设施退役安全评价标准比较如表4所示。 由表4可知，IAEA已发布1个退役安全评价的标准及2个退役安全评价相关出版物，但我国未发布专门针对退役安全评价的标准和导则。我国现行标准中，与退役安全评价较为相关的标准主要包括核设施退役安全要求、一些具体设施的退役安全分析报告的格式内容及其评审大纲、退役设计安全准则、环境影响报告格式与内容等。 此外，经与IAEA安全导则《使用放射性物质设施退役的安全评价》中内容相比较，我国现行设施退役标准中主要存在以下问题： 1) 缺少以下内容：分级方法、纵深防御、不确定性、监管机构对分级方法的使用； 2) 涉及很少的内容：安全评价的监管审查、相关方的参与； 3) 对于WS-G-5.2中其他涉及到的各项内容，我国退役标准或导则在全面性、系统性、可操作性和严格程度等方面还存在较大差距。 以上问题应得到重视并逐步加以解决，否则可能导致退役标准体系愈加滞后于国际先进水平、安全评价水平跟不上设施退役技术发展进步等，将不利于保障使用放射性物质设施退役活动的安全开展。
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user: 5. 建议与讨论 我国的退役相关标准和导则总体数量虽然不少，但与IAEA安全导则WS-G-5.2内容相比较，我国退役标准或导则只是涉及其中的部分要求或规定，在全面性、系统性、可操作性和严格程度等方面还存在较大差距。 为推动我国退役安全评价标准的制定与实施，缩小与IAEA相关标准的差距，提出以下改进建议： 1) 尽早启动我国核设施退役安全评价标准的制定工作。 在对我国退役标准进行调研、分析和有机整合的基础上，参考IAEA退役安全评价标准，并结合国内的实际情况，尽早开展我国核设施退役安全评价标准的编写工作，以制定真正切实有效的核设施退役安全评价标准。由于核设施类型较多，具体情况复杂，也可以从先制定某类或某种具体核设施退役安全评价标准开始，逐步整合并制定通用性较好的退役安全评价标准。 2) 需要进行深入研究的核设施退役安全评价相关问题。 ① 为制定我国核设施退役安全评价标准，需要参考IAEA退役安全评价标准，对以下核设施退役安全评价相关问题进行深入研究：安全评价目标、分级方法、纵深防御、不确定性、安全评价的监管审查、监管机构对分级方法的使用、相关方的参与等；尤其是分级方法、纵深防御、不确定性和监管审查方面需要重点研究并加以规范； ② 清洁解控水平、场址开放要求和极低放废物管理要求等是退役安全评价中关注的主要问题，因此还要加强设施退役后清洁解控、场址开放准则和极低放废物标准的研究与有关标准的制修订，如《拟开放场址土壤中剩余放射性可接受水平规定(暂行)》(HJ53-2000)、《放射性污染的物料解控和场址开放的基本要求》(GBZ167-2005)、《推导退役后场址土壤中放射性残存物可接受活度浓度的照射情景、计算模式和参数》(EJ/T1191-2005)等标准发布已有十年以上，应结合国内外进展，尽早开展修订升版工作； ③ 需要进一步确定退役安全评价有关文件的类型，并编制相应的格式与内容标准，对法定要求的实施提供支持。IAEA第45号安全报告(Standard Format and Content for Safety Related Decommissioning Documents)全面论述了有关退役计划和其他安全相关文件的格式、内容及编制要求。建议参考该报告，制定我国核设施退役安全相关文件的标准格式与内容，文件主要包括：最终退役计划、安全分析报告、环境影响评价报告、特性调查报告、终态辐射调查报告、最终退役报告等。 3) 保持放射性废物管理标准体系的一致性。 在制定我国核设施退役安全评价标准过程中，涉及到的限值、方法、程序和要求等具体内容需要与我国其它放射性废物管理标准保持一致，以确保放射性废物管理标准体系的有效性和可操作性。此外，还要对标准体系开展定期评估和清理，并注意放射性废物管理各级各类标准的整合精简，避免不适用、重复和不一致的情况。
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user: 6. 结论 本文简要介绍了IAEA安全导则《使用放射性物质设施退役安全评价》(WS-G-5.2)，对IAEA与国内使用放射性物质设施退役安全评价相关标准进行了比较，分析了我国设施退役安全评价相关标准存在的问题，提出了相应的改进建议。为适应设施退役技术的不断发展与进步、提高退役安全评价水平，需要加快制定并实施我国设施退役安全评价并对有关问题进行深入研究，这对保障使用放射性物质设施退役活动的安全开展很有必要。
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user: 摘 要 两块玻璃之间夹有一层薄薄的水并紧贴在一起，则需要用较大的力才能将两者分离，此拉力远大于分离干燥玻璃所需拉力。本文分析了夹层有水玻璃的受力情况，从大气压与表面张力的角度推导出分离玻璃所需拉力的理论表达式，得出拉力主要取决于水与玻璃间表面张力系数、水层面积以及边缘液面曲率半径的结论，并进行了实验验证。最后，本文还对分离拉力与夹层水量、玻璃材质等影响因素的关系进行了实验探究。 关键词 :夹层有水玻璃，分离，表面张力，压强差 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 贴合在一起的两块干燥玻璃片很容易被分离；然而如果玻璃片之间夹有一层薄薄的水，拉开它们将变得十分困难。当固体片层之间存在液体，液体将对固体表面产生显著的粘附作用，该类问题从20世纪80年代开始被广泛研究。1985年，H. K. Christenson等人对分离浸泡于乙二醇中的两块光滑云母片所需拉力进行了测量，给出了该力学系统的分离函数 [ 1 ] 。1989年，R. G. Horn等人将两块二氧化硅片浸入氯化钠溶液，测量并研究了液膜的粘度及其表面力(surface force) [ 2 ] 。1994年，H. Yoshizawa和J. Israelachvili采用正十四烷与光滑云母片进行实验，对光滑云母片间厚度为分子数量级的液膜进行了法向力(粘附力)与横向力(摩擦力、剪切力)的测量，发现其与云母表面分子振荡以及液膜分子排列有关 [ 3 ] 。2007年，M. P. de Boer对液体与弹性硬质粗糙固体表面间的粘附力进行建模，探究了其与外界蒸汽压的关系，并选用多晶硅与水进行实验验证 [ 4 ] 。2008年，P. Lambert等人通过能量方法与静力学方法分别对液体在固体表面约束下形成的凹液面形状进行研究，并证明了两种方法的等效性 [ 5 ] 。2012年，A. Marchand等人分析了弹性耦合平均场模型中的分子相互作用，建立了软毛细管模型以描述柔软固体因浸润而发生的形变 [ 6 ] 。2014年，曾鹏和王伟民进行了玻璃片与水层的分离实验，证明了分子引力并非两者之间附着力的主要成分 [ 7 ] 。目前，液体对固体片层产生巨大粘附作用的现象已受到研究者的关注，然而针对玻璃片通过水的薄夹层相互粘附这一生活中极为常见的现象进行的研究仍然较少。该系统的物理机制对研究其他液体与固体的粘附效应具备参考价值，因此具有一定的研究意义。与该现象有关的问题亦出现在2017年第30届国际青年物理学家锦标赛(the 30 th International Young Physicists’ Tournament)上 [ 8 ] 。 本文主要包括以下内容：1) 从拉普拉斯公式出发推导水层压强与外界压强的关系，并通过受力平衡方程探究玻璃片与水层的力学状态，得到了当水铺满玻璃夹层时的最小分离拉力；2) 设计实验，对最小分离拉力的理论表达式进行定量验证；3) 实验探究分离拉力与夹层水量、玻璃材质等影响因素的关系。
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user: 2. 理论分析 两块玻璃片之间夹有一层薄薄的水，由于水与玻璃浸润，充分施压后可认为水层与玻璃紧密接触(之间没有空气层)，如图1所示。记水层内部压强为 ，大气压强为 ，玻璃片面积为 ，水层厚度为 。 图1. 系统示意图及上层玻璃片的受力分析 未施加拉力的初始状态下，水层边缘与空气之间的开放接触面(下称“边缘液面”)与竖直交线的曲率半径为 ，与水平面交线的曲率半径为 。使用吸盘挂钩附着于上层玻璃片对其施加拉力并试图将两玻璃片分离，不考虑玻璃片受力之后发生的微小形变，上层玻璃片的受力分析如图1所示。 对于任意弯曲液面，表面张力将导致液面内外产生压强差，其满足拉普拉斯公式 [ 9 ] ： (1) 、 为液面上相互正交于考察点的任意两条曲线的曲率半径。对于边缘液面，压强差为： (2) 边缘液面在水层内部压强、大气压强与表面张力产生的附加压强下受力平衡，即满足等式： (3) 由伯努利原理可知，薄水层处于静态时内部压强处处相等 [ 10 ] ，因此，上层玻璃片的受力平衡方程为： (4) 式中， 为通过挂钩施加于上层玻璃片的拉力， 为上层玻璃片及挂钩所受重力之和。联立式(3)，(4)得到平衡时拉力为： (5) 首先讨论水层面积等于玻璃面积的情况，由于实验选取的玻璃片形状为矩形，此时水层边缘呈直线，即水平曲率半径 为无穷大，此时拉力为： (6) 假设初始时玻璃片与水层相互贴紧，此时水层边缘液面外凸呈半圆形且刚好不会溢出，曲率半径 ；逐渐施加拉力，由平衡方程(6)可知竖直曲率半径 逐渐减小，即边缘液面从外凸逐渐内凹，曲率半径 将从 减小为负无穷(此时 ，边缘液面呈竖直平面)，再从正无穷减小为 (此时边 缘液面呈内凹半圆形)。假设玻璃片为正方形且边长为 ，可以估算得边缘液面内凹经过的空间体积为 ；而水层的总体积为 ，故液面内凹经过的空间范围占总水量的 。由于实验选用的玻璃片边缘都大于40 mm，而水层厚度不足0.2 mm，即体积占比不超过2%，故可认为水层厚度在边缘 液面内凹过程中保持不变。当水层表面曲率半径减小到水层厚度的一半，即 时将达到最小值，此时若 继续增大拉力，玻璃片将彼此分离。 如果水层面积小于玻璃面积，由于水层形状不确定，导致其边缘液面在水平方向的曲率半径处处不同，此时公式(5)无解析式；同时，当水没有铺满玻璃片时，逐渐增大拉力 的同时可以观察到水层面积有一定程度缩小，公式(5)中的面积不再是常数，情况较为复杂。相比之下，如果水层面积等于玻璃面积且玻璃形状较为规整，拉开玻璃的过程中水层面积没有变化，同时边缘液面的水平曲率半径和竖直曲率半径都可以较容易求得，此时最小分离拉力可以通过式(5)进行预测。 综上，对于水层面积等于玻璃面积且玻璃为矩形的情况，所需分离拉力由式(6)决定，下文将其进行实验验证与讨论；而水层面积小于玻璃面积的情况，本文无法通过理论模型给出适用的分离拉力预测公式，但仍然可以通过实验得到一些规律和结论。
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user: 3. 实验探究 3.1. 验证水铺满玻璃夹层时的最小分离拉力公式 实验具体操作流程如下： 1) 使用胶头滴管往下层玻璃片表面加足量的水，将安装有挂钩的上层玻璃片轻放于水面上； 2) 将质量为1.67 kg的重物置于玻璃片上，持续20秒，从而使夹层内气泡尽可能地排出，玻璃片和水层尽可能地相互贴紧； 3) 用纸巾轻轻地将玻璃夹层以外的水吸干，使水刚好铺满整个玻璃夹层； 4) 移除重物，用电子测力计连接挂钩，在竖直方向上逐渐增大拉力直到玻璃片被拉开，此时电子测力计将记录该过程的最大拉力，及分离玻璃片所需拉力。 实验采用面积分别为49 mm × 49 mm、55 mm × 55 mm、65 mm × 68 mm、87 mm × 89 mm和100 mm × 100 mm的玻璃片，玻璃片与挂钩总质量依次为40.9 g、44.4 g、68.4 g、92.6 g和114.2 g，按照上述操作进行分离拉力测量，每组实验重复12次以减少误差。由于重物质量比玻璃片和挂钩的总质量大15倍以上，因此每组实验都可以认为重物将玻璃片与水层压至相同的极限厚度 。由式(6)可知，尽管玻璃片具有不同的质量与面积，但分离拉力与玻璃片的重力之差 应始终正比于玻璃片面积 ，比例系数 为常数。因此，以玻璃片面积 为横坐标，分离拉力与玻璃片的重力差 为纵坐标，将数据按照正比例函数进行拟合，拟合结果如图2所示。 由图2可以发现，实验测量数据点分布在一条过坐标原点的直线上，拟合线性相关系数为0.9921，具有很好的线性关系。因此理论模型得以验证，即当水铺满整个矩形玻璃夹层时，分离玻璃所需最小拉力可通过式(6)进行预测。 实验中还发现，不同系统参量(如水量、玻璃材质等)对最小分离拉力有不同的影响，下文将通过实验探究不同参量的作用。 3.2. 夹层水量对分离拉力的影响 如前文所述，当水层面积小于玻璃面积时，无法通过式(5)求得分离拉力的理论值，但仍可通过实验探究夹层水量对分离拉力的影响。选取65 mm ´ 68 mm的玻璃片，利用胶头滴管逐渐改变玻璃夹层的水 图2. 水铺满玻璃夹层时，分离拉力与玻璃面积成正比 量，每次测量之前仍使用1.67 kg的重物施压20秒。由于水层在玻璃板之间的形状具有随机性，几乎不可能复现相同的形状(仅可通过控制水量复现相同的面积)，因此每组数据仅测量1次，实验结果如图3所示。 随着水量逐渐增大直至刚好铺满玻璃夹层(0~0.35 mL)，分离拉力逐渐上升；当水刚好完全铺满整个玻璃夹层时，分离拉力最大；继续增大水量(仍铺满夹层，但水层厚度增大)，分离拉力出现下降趋势。当水未铺满玻璃夹层时，可视为水层厚度不变而水层面积随水量增加而增大，由式(5)可知最小分离拉力亦将增大，即曲线的上升部分；当水铺满玻璃夹层后，水层厚度将随水量的增加而增大，此时水层边缘的竖直曲率半径也会增大，由式(6)可知最小分离拉力将减小，即曲线的下降部分。 玻璃与水层分离瞬间，由公式(5)可知，分离拉力与水层面积 、水层边缘曲率半径 、 有关。图2拟合得到分离瞬间边缘液面的竖直曲率半径为26.46 μm，即数量级为10 −5 m。实验中，当水未铺满玻璃夹层时，可观察到水层平面呈不规则图形，但边缘依然为光滑曲线，可估算边缘各处水平曲率半径 不小于1 mm，即数量级为10 −3 m。由此可见， 比 小两个数量级以上，由式(5)可知，水层形状对 分离拉力的影响远小于水层面积和厚度，因此可以被忽略。 3.3. 初始施压对分离拉力的影响 如前文所述，对玻璃片施加压力可以使玻璃片与水层充分地贴合并排出部分气泡，因此施压大小不同会影响水层厚度从而对分离拉力产生影响。选用87 mm ´ 89 mm的玻璃片，让水铺满玻璃夹层；在原有1.67 kg重物的基础上，分别使用推力计对重物附加0 N、10 N、20 N、30 N、40 N、50 N、75 N和100 N的压力，持续20秒；每组分离拉力测量6次，实验结果如图4所示。 随着初始施压大小的增加，最小分离拉力先逐渐增大，然后基本稳定于一个定值。究其原因，随着附加施压增大水层厚度减小，由式(6)可知分离拉力将增大；当附加施压达到20 N时，水层已被压缩到极限值，所以分离拉力趋于稳定。初始施压大小对玻璃片贴合度、水层中气泡量等因素存在影响，但由于实验条件的限制，本文无法对其定量关系进行分析。 图3. 分离拉力与玻璃夹层中水量的关系 图4. 分离拉力与初始施压的关系 3.4. 玻璃材质对分离拉力的影响 选用50 mm × 50 mm、100 mm × 100 mm的有机玻璃(亚克力板)与49 mm × 49 mm、87 mm × 89 mm的普通玻璃，将水铺满玻璃夹层并使用1.67 kg的重物施压20秒，移除重物后测量分离拉力，每组数据测量6次。实验结果如表1所示，表中质量为上层玻璃与挂钩的总质量。 对前3个实验组分别计算 值，依次可得：0.297 N/cm 2 、0.318 N/cm 2 、0.307 N/cm 2 ；可见3个 数值几乎相等，由此可以判断，水与两种材料的浸润情况基本相同，即表面张力系数 基本相等。然而对于100 mm ´ 100 mm的有机玻璃，在测力计量程范围内都无法将玻璃片分离，即分离拉力大于300 N，情况较为特殊。对此可做定性分析：有机玻璃材质较为柔软，当通过吸盘挂钩在其中央区域施加拉力时， Table 1 The relationship between separation force and glass materia 实验组号 玻璃类型 面积S (mm 2 ) 质量m (g) 拉力平均值T (N) A类不确定度(N) 1 普通玻璃 49 × 49 40.9 7.52 1.10 2 普通玻璃 87 × 89 92.6 25.55 1.12 3 有机玻璃 50 × 50 22.0 7.89 1.94 4 有机玻璃 100 × 100 42.8 超出量程 超出量程 表1. 分离拉力与玻璃材质的关系 有机玻璃片会发生明显形变，玻璃片之间的空间不再保持平整，而是形成中心厚、边缘薄的夹层；随着拉力增大，中央部分首先分离，但由于周围区域被水密封，空气不能进入中央区域进行补充，从而在玻璃片夹层中央部分形成一个气压远低于大气压的空洞，形成吸盘效应。不难估算，当低压区面积为玻璃片总面积的三分之一时，大气压产生的附加压力可以达到333 N，超出了测力计最大量程300 N，因此在测力计量程范围内无法将玻璃片分离。
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user: 4. 总结 本文从大气压与表面张力的角度出发，利用拉普拉斯公式建立了夹层有水玻璃片的受力平衡方程，推导得到水铺满玻璃夹层时最小分离拉力的理论表达式，并进行了实验验证。此外，本文还实验探究了夹层水量、初始施压大小以及玻璃材质对最小分离拉力的影响，在本文的实验操作条件下得到以下结论：1) 当水未铺满夹层时，最小分离拉力与水量呈正相关；当水刚好铺满夹层时分离拉力达到最大值，随后与水量呈负相关；2) 随着初始施压的增大，分离拉力先增大，然后趋于稳定值；3) 由于力学结构的差异，不同材质在分离过程中的形变程度不同，较为柔软的材质将发生较大形变，所需分离拉力受吸盘效应影响将显著增大，此时本文提出的理论不再适用。此外，当水未铺满玻璃夹层时，水层边缘形状不规则，且在玻璃片分离过程中可观察到水层面积有明显的缩小，情况极为复杂，有待进一步深入研究。