DreamBlooms/HansPub-15000-to-45000 huggingface dataset:
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user: 3. 污秽绝缘子放电测量结果 在对污秽绝缘子施加电压过程中，为观测绝缘子污秽放电特征，采用紫外成像仪、高速摄像机和高频罗氏线圈构成传感器测量放电特征信息。 3.1. 紫外检测结果 图2给出了紫外成像仪拍摄到在加压过程中污秽绝缘子表面放电时中光子数变化过程。 图2. 绝缘子污秽放电过程光子数变化图 可以看到，在绝缘子表面施加工频电压过程中，绝缘子表面的电磁强度不断增加，放电过程呈现出不断增强的趋势：当光子数超过1500时，有可见电弧产生，电弧主要集中在靠近高压端的1~3片绝缘子表面上。放电时产生嘶嘶放电声音，随着放电强度不断增大，光子数显著上升，放电声音从轻微的嘶嘶声转变为间歇性的炸裂声，随着放电程度不断加剧，稳定的沿面放电发展成为闪络，变压器保护动作并跳闸，放电结束。 3.2. 高速摄像机检测结果 图3. 高速摄像机下污秽绝缘子周而复始放电过程 图3给出了输电线路污秽绝缘子在高速摄像机下拍摄半个周期内典型时段下的放电结果。从图3可以看到，绝缘子沿面放电在周期性工频电压作用下，电弧呈现在暗淡和明亮中交替出现：初期施加电压比较低，绝缘子污秽放电尚未形成稳定的沿面放电通道，放电过程此时呈较强的分散性，此时放电过程特征如图3(a)、图3(b)所示。随着电压逐渐升至峰值电压过程，如图3(c)、图3(d)所示形成了显著的放电通道，随着电压逐渐下降，放电也逐渐减弱。此时对于紫外成像仪拍摄的光子数也呈现出波动变化特征，在放电电弧明显时，光子数量迅速攀升至上万级，随着电弧逐渐熄灭，光子数逐渐回落到一千以内波动。污秽绝缘子的整个波动变化的放电过程主要受绝缘子表面的积污状态、气候条件、运行电压等因素有关。 3.3. 放电脉冲电流检测 在模拟污秽绝缘子放电过程中，在模拟导线上安装的高频电流测量装置(带宽10 Hz~10 MHz)用于测量放电过程中的脉冲电流波形。利用检测监测终端采集到了污秽绝缘子放电过程中的脉冲放电波形，并选取了不同阶段采集到的脉冲电流波形，如图4所示。 图4. 不同阶段下的放电脉冲电流波形 试验过程中，对升压过程中污秽绝缘子放电电流进行了采集和记录，并对各个阶段的放电电流(各1400次)进行了统计分析得到表2。 Table 2 System resulting data of standard experimen 电流幅值/mA 频率/次 相位分布/˚ 10~100 252 (82~97， 254~286) 100~250 344 (79~118， 256~297) 250↑ 376 (45~127， 251~288) 表2. 不同阶段下的放电电流波形特征 从表2可知： 1) 在污秽绝缘子放电初始阶段，电流大小在100 mA范围内。单个工频周期内放电频次为252次，放电脉冲电流相位区间范围为(82˚~97˚， 254˚~286˚)。 2) 随着放电电流进一步增大至100~250 mA范围，污秽绝缘子放电进入发展阶段。此时单个工频周期内放电频次达到344次，放电脉冲电流相位宽度进一步拓展至(79˚~118˚，256˚~297˚)，放电进一步增强。 3) 当污秽绝缘子放电脉冲电流达到250 mA。放电进入预击穿阶段，放电脉冲数进一步增加至376次。放电脉冲起始相位和宽度进一步增加(45˚~127˚，251˚~288˚)。
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user: 4. 结论 针对输电线路绝缘子污秽放电对系统安全稳定的影响，本文搭建了污秽绝缘子放电试验平台，并根据地区常见的绝缘子污秽等级，制作了相应的污秽绝缘子试品。在此基础上通过大量模拟试验研究了污秽绝缘子的放电过程，并得到以下结论： 1) 当污秽绝缘子表面刚出现放电时，紫外成像仪上记录到的光子数较在数千以内，此时高速摄像机拍摄的表面电弧较为暗淡，放电脉冲电流幅值在100 mA范围。 2) 随着施加电压的不断上升，放电过程明显加强，污秽绝缘子表面的光子数瞬间攀升至数万以上，绝缘子表面电弧在明亮和暗淡中交替转化，此时放电电流幅值迅速攀升，放电脉冲相位迅速拓宽。 3) 当施加电压进一步加大，污秽绝缘子表面发生放电，并最终出现系统保护动作至放电结束。期间光子数、和电弧由于形成稳定性放电而波动较小，电流幅值显著增加，脉冲放电频率进一步提高，放电起始相位向下延伸，整个脉冲电流相位区间进一步拓宽。
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user: 摘 要 为了探究温度异重流对竖流式二沉池的流场影响，使用RNG k-epsilon湍流模型和mixture模型，对其进行三维瞬态数值模拟从而探究不同进水温度和不同回流比对二沉池流场的影响。结果表明：高温水入流会产生上异重流，其特征是混合液沿中心管上翻至出水槽而导致出水带泥；而低温水入流会产生下异重流，其特征是沿沉淀池池壁会由产生翻泥现象而影响固液分离效率。增大二沉池污泥回流可适当减缓高温入流产生的上异重流对二沉池的工作效率影响，在相同温差下，回流比越大，上异重流的影响越小。 关键词 :竖流式二沉池，温度异重流回流比 Copyright © 2020 by author(s) and Hans Publishers Inc. This work is licensed under the Creative Commons Attribution International License (CC BY 4.0). http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/
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user: 1. 引言 废水的生物处理法是工业及市政有机废水处理中应用最久、最广且最有效的一种方法，而二沉池是废水生物处理系统中不可分割的组成部分，尤其是在活性污泥法中占有至关重要的地位，二次沉淀池的工作效率直接影响整体的污水处理能力 [ 1 ]。由于水的密度和粘度随着温度的改变而发生改变，因此在二沉池的运行过程中，如果进水温度和池内水的温度不同，则由于液体密度差而造成二沉池内部的流场不均匀而偏离设计时假定的理想状态，即产生异重流现象。异重流本质为密度流，是指两种密度差别不大的流体，由于密度差异而引起的相对流动 [ 2 ]。异重流的出现对二沉池的沉淀效率影响有利有弊，但总体来讲是弊大于利 [ 3 ]。随着计算机技术的愈加成熟，数值模拟成为流场研究的主要方法 [ 4 ]。由于水流流动的复杂性和实际实验的困难性，目前国内外学者大多开始采用计算流体力学CFD技术来模拟二次沉淀池的工作情况 [ 5 ]。目前关于二沉池的数值模拟更加精确化，且研究多基于实际二沉池工况并考虑了回流比、混合液流变性质以及污泥沉降速度 [ 6 ] [ 7 ]。何志江、张源凯等以出水悬浮物浓度(ESS)和异重流比例为表征指标，对影响二沉池沉淀效率的3个因素，即污泥颗粒粒径、表面溢流率和挡板比例进行分析 [ 8 ]。谭立新等通过增加和改变竖流式沉淀的挡板结构，从而分析池内异重流现象并进行优化 [ 9 ]。刘百仓、罗麟等模拟计算了圆形沉淀池内的温差异重流现象，并得到了圆形沉淀池内温差引起的异重流的流动特点 [ 10 ]。王玲等人通过模拟研究矩形沉淀池中颗粒的流动轨迹和池内流态，通过改变挡板长度和工况对沉淀池颗粒去除率影响因素进行研究 [ 11 ]。 混合液澄清分离、污泥浓缩并回流至生物处理系统是二沉池的主要功能，竖流式二沉池以其分离效果好、占地面积小、设备简单且排泥方便而被广泛应用于中小型污水处理系统中。而由于污泥回流对二沉池流场造成的影响研究较少，本文根据竖流式沉淀池的构造及原理，结合二沉池的实际运行工况，基于CFD中的Fluent软件进行数据分析，使用SCDM进行三维建模，利用改进的RNG kepsilon两方程模型和Mixture模型进行两相流二沉池温度异重流的数值模拟研究 [ 12 ]。
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user: 2. 数学模型计算方法及模型验证 2.1. 多相流模型 2.1.1. 连续方程 ∂ ∂ y ( ρ m ) + ∇ ⋅ ( ρ m v m ) = 0 (1) 其中，(1)公式中 ρ m = ∑ k = 1 n a m ρ k ， v m = ∑ k = 1 n v k ρ k α k ρ m ， ρ m 为混合密度，单位为kg/m³； 是混合相的质量 平均速度，单位为m/s； ρ k 是k相的密度，单位为kg/m 3 [ 9 ]。 2.1.2. 动量方程 ∂ ∂ t ( ρ m v m ) + ∇ ⋅ ( ρ m v m v m ) = − ∇ p + ∇ ⋅ [ u m ( ∇ v m + ∇ v m T ) ] + ρ m g + F + ∇ ⋅ ( ∑ k = 1 n a k ρ k v d r ， k v d r ， k ) (2) 其中，(2)公式中n为相数；p为压强，单位是Pa； v d r ， k 为混合相粘度，单位是Pa∙s；F为体积力，单位为N；g为重力加速度，单位是m/s； v d r ， k 为第k相的漂移速度， v d r ， k = v k − v m ，单位为m/s [ 4 ]。 2.1.3. 次相P的体积分数方程 ∂ ∂ y ( a p ρ p ) + ∇ ⋅ ( a p ρ p v m ) = − ∇ ⋅ ( a p ρ p v d r ， p ) (3) 其中，(3)公式中 a p 为P相的体积分数； 为P相的密度，单位为kg/m 3 ； v d r ， p 为P相的漂移速度，单位为m/s [ 4 ]。 2.2. 紊流数学模型 紊流模型大多包括单方程模型、标准k-ε模型、RNG k-ε模型、可实现k-ε模型、雷诺应力模型以及大涡模型 [ 13 ]。由于沉淀池内部水体的流动处于紊流状态，故而针对于沉淀池的数值模拟应研究应建立在紊流数值模拟的基础之上，本次的沉淀池模拟计算选用RNG k-ε模型的k和ε方程，其他方程不在此全部列出。 紊动能k方程： ∂ ( ρ k ) ∂ t + ∂ ( ρ k u i ) ∂ x i = ∂ ∂ x j [ ( u + u i δ k ) ∂ ∂ x j + G k − ρ ε ] (4) 紊动能耗散率ε方程： ∂ ( ρ ε ) ∂ t + ∂ ( ρ ε u i ) ∂ x i = ∂ ∂ x j [ ( u + u t δ ε ) ∂ ∂ x j ] + C 1 ε k G k − C 2 ρ ε 2 k (5) 其中，ρ为密度，单位为kg/m 3 ；k为紊动能； u i 为各个时刻时平均速度的分量，单位为m/s； G k 含义为彭俊速度梯度引起的紊动能； ε 为紊动能耗散率； u t 为时刻均速度的分量，单位为m/s [ 14 ]。 2.3. 模型的离散与数值求解方法 本论文的微分方程采用有限容积法中的控制容积法进行离散，压力速度耦合方程采用SIMPLE算法求解，体积分数方程，动量、紊流动能和紊流耗散率均采用一阶迎风格式求解。
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user: 3. 竖流式二沉池的结构和模拟条件 3.1. 竖流式沉淀池结构设计 竖流式沉淀池尺寸设计依据参考《水污染控制工程设计算例集》，结构示意图见图1，数据尺寸见表1。污水在中心管自上而下流入到池中，经中心管喇叭口下端的伞形折流板的折流作用，使得污水在池中得以均匀分布，并自下而上沿着沉淀池整个过水断面缓慢上升，澄清液沿着池周的出水槽流出，污泥颗粒物在重力作用下沉入沉淀池下部的污泥斗。 Table 1 Vertical sedimentation tank size (unit: mm 中心管直径 喇叭口直径 反射板直径 排泥口直径 中心管高度 缓冲层高度 污泥斗高度 二沉池半径 喇叭口间隙 600 800 1050 400 2400 300 4700 3500 300 表1. 竖流式沉淀池尺寸(单位：mm) 图1. 竖流式沉淀池结构示意图 3.2. 网格划分及无关性验证 3.2.1. 网格划分 模型通过SCDM建模完成后，在Fluent 2019R2的Watertight模式上进行网格划分，采用六面体核心网格技术进行划分，其原理是首先生成四面体网格，然后通过先进的算法，将大部分区域内的四面体网格破碎整合为六面体网格，仅在非常复杂或者边缘处才会保留四面体网格。这样生成网格具有精度高，网格数量较四面体网格数量少，有利于节约计算机计算资源。 3.2.2. 网格无关性验证 划分网格后网格数量分别约为54 W，60 W，65 W三组网格，设置沉淀池进水温度25℃，池内温度10℃，对中心管中心点下端0.1 m的点(位置示意图见图2(b))进行温度监控，三组网格的点温度随时间变化如图2(a)所示，发现三组网格的监测点的温度值最大差值在5%内，因此网格数量在54 W上增加不会改变计算结果，为节约计算资源采用54 W网格数量的模型进行模拟计算。 图2. 网格无关性验证。(a) 网格无关性验证曲线图；(b) 监测点位置示意图 3.3. 模拟条件 本次模拟采用瞬态模拟计算，进口边界条件采用速度进口(velocity inlet)条件，上部清液出水口采用自由出流(outflow)条件，排泥口在有回流时采用自由出流(outflow)条件，无回流时采用无滑移壁面(wall)条件，其他固体壁面和自由液面采用无滑移壁面(wall)条件。数值求解方法采用一阶迎风格式对各控制方程离散化，有限体积法求解微分方程，压力与速度耦合方程使用SIMPLE算法进行求解。设计二沉池运行表面负荷0.533 m 3 /m 2 ∙h，无回流时，中心管进口流速为0.02 m/s；有回流时，则依据回流比确定中心管进口流速与排泥口和出水口出流流量分配。水的密度和粘度随着温度改变和发生变化 [ 15 ]，故进水和池内水的材料属性设定依据图3来进行设定。
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user: 4. 模拟结果和分析 本研究设定竖流式二沉池内温度固定为25℃，与夏季地表水温度接近，分别研究了在无污泥回流以及在不同污泥回流比的运行工况下，入流污水与池内温差为0℃和±5℃的情况下，模拟研究竖流式二沉池内部的水流特征，水的粘度和密度按图3材料属性进行设定。 4.1. 无污泥回流时二沉池的流场分析 4.1.1. 无温差入流时的流场分析 图4和图5为池进水温度与池内温度均为25℃温度下竖流式沉淀池内不同时刻的流态，水流经中心管自上而下流动，经反射板折射后向上方的出水槽竖向流动，在折流板两侧和下端由于水流撞击作用形成小涡旋，随着时间推移，折流板涡旋略有变大但其位置无明显改变。由图可见在二沉池分离区过流断面上部水流基本上能够满足竖流式沉淀池均匀向上的理想流态分布，而在折流板下方和两侧较周围有明显的涡旋和回流区存在。 图3. 水的温度与密度关系图。(a) 水温度与密度关系图；(b) 水温度与粘度关系图 图4. 无温差无回流时二沉池流线图 图5. 无温差无回流时二沉池速度云图 4.1.2. 高温入流时的流场分析 图6和图7为池内温度25℃，入流温度为30℃状态下竖流式沉淀池内不同时刻的流态，由于入流水温高于池内水温，密度较小，在离开中央导流筒后就折流向上，沿导流筒壁上浮至水面并向出水槽流动，产生明显的上异重流现象，并在分离区形成面向出流槽的涡流。随着时间推移，由于中心管出水处水流迅速沿着中心管四周向上至液面并且向出水口流动，但受到出流口出水量的限制，这使得上浮的水流向下有越来越强烈的挤压作用从而使得涡旋的位置愈加靠近出水堰处，沉淀池上方涡旋愈来愈紊乱。 图6. 入流温差+5℃无回流时二沉池流线图 图7. 入流温差+5℃无回流时二沉池速度云图 图8的温度云图可以发现入流的高温度水在未经反射板折流作用，即迅速沿着中心管向上流动分布于二沉池分离区上部。由于上异重流的存在，入流混合液沿中心管上翻，并加速向出水口流动，致使出水悬浮物浓度增加，泥水分离效率下降，严重时出现二沉池翻泥现象。 图8. 入流温差+5℃无回流时二沉池温度云图 图9为速度监测点位置示意图，监测点位于距池表面垂直距离1 m处，由图10所得的速度分布发现，当高温进水时距离中心管越近，向上的流速越大，远大于二沉池设计上升流速；而在二沉池池壁附近，流速为负值，上异重流至池壁处，由于对水流的挤压作用，使得水流向下而形成涡流。 图9. 速度监测点位示意图 图10. 距池表面垂直距离1 m时Y方向速度 4.1.3. 低温入流时的流场分析 图11和图12为池内温度25℃，入流温度为20℃状态下竖流式沉淀池内不同时刻的流线图和速度云图，由图可见，低温高密度水由中心管流出时，由于其密度较大，在离开导流筒喇叭口及反射板之间的狭缝后随即下沉，水流至泥斗壁后向上折流，形成明显的下异重流现象，在反射板的作用下于两侧产生了涡旋。随着时间推移，折流板下方的涡旋越来越大，沉淀池底端的回流区变大，由于下沉水流流速较大而产生波动，致使沉淀池下方泥斗流态紊乱，但沉淀池分离区仍能够维持相对稳定的上升流态。 图13的温度云图可见，高密度水沉积于沉淀池底部，而沉淀池上方水流的温度和密度变化不大。下异重流可使入流混合液下沉，相当于增加了泥水分离时间，对混合液分离是有益的，但若下沉水流流速过大冲击水泥斗内的污泥，并沿池壁上升至出流口，可能使出水带泥。 由上述分析，在5℃温差的情况下，下异重流相比于上异重流对二沉池分离效果的影响要小得多，这也与二沉池在冬季运行时容易翻泥，致使分离效果变差的实际情况较为吻合。 图11. 入流温差−5℃无回流时二沉池流线图 图12. 入流温差−5℃无回流时二沉池速度云图 图13. 入流温差−5℃无回流时二沉池温度云图 4.2. 有回流时上异重流对二沉池的影响分析 污泥回流是二沉池的重要功能之一，由于污泥回流的存在，二沉池的入流水量将加倍增加，虽然污泥排放口的出流平衡了沉淀池分离区的上升流速，但二沉池不同的回流比仍可能对其内部流动状态造成一定影响。本文就二沉池在不同回流比运行条件下，继续探究上异重流对沉淀分离的影响情况。 保持二沉池池内温度为25℃，进水温度为30℃条件不变。设定回流比为50%、100%以及150%时池内流场及对上异重流的影响，以下均为运行600 S时的模拟结果。 图14、图15为二沉池不同回流比运行状态下的流态，由图所示，随着回流比的增大，沉淀池底部污泥口出流也随之增加，由上异重流所形成的分离区涡流向泥斗方向拉长，虽然涡流范围变大，但涡流内部速度梯度变小，分离区速度分布较为均匀。 图14. 入流温差+5℃不同回流时二沉池流线图 图15. 入流温差+5℃不同回流时二沉池速度云图 图16. 距池表面垂直距离1 m时Y方向速度 图16可以发现，随着二沉池回流比的增大，中心管附近低密度水流的上升流速逐渐变小，而涡流贴近池壁的下降流速也是随之变小，分离区过水断面流速波动变缓，可见上异重流对二沉池的影响程度由于池底污泥口的排放流量加大而被减小。因此，在二沉池的实际运行过程中，若冬季出现由于高温混合液入流而导致沉淀效果变差可通过加大污泥回流比来改善固液分离效率。
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user: 5. 结论 本研究主要从二沉池的实际运行角度出发，考虑在二沉池不同回流比的情况下，在入流混合液与池内水存在温度差的工况下，对竖流式二沉池内部异重流现象进行了数值模拟。通过分析在不同回流比时，在异重流影响下的二沉池内部流场、速度分布及温度分布的变化情况。得出以下结论： 1) 入流混合液与二沉池内部存在温度差会使沉淀池产生异重流现象，其对二沉池运行造成的分离效率影响不容忽视。高温水入流会产生上异重流，其特征是混合液沿中心管上翻至出水槽而导致出水带泥；而低温水入流会产生下异重流，其特征是沿沉淀池池壁会由产生翻泥现象而影响固液分离效率。相对而言，下异重流比上异重流对二沉池分离效果的影响要小得多。 2) 二沉池污泥回流可适当减缓高温入流产生的上异重流对二沉池的工作效率影响，在相同温差下，回流比越大，上异重流的影响越小。在二沉池的实际运行过程中，若冬季出现由于高温混合液入流而导致沉淀效果变差可通过加大污泥回流比来改善固液分离效率。
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user: 摘 要 本文分析了矩形钢管与混凝土之间的相互作用，借鉴Vion-Mise屈服准则和过–王混凝土破坏准则分别确定了钢管和混凝土的单轴纵向强度，提出矩形钢管混凝土轴压短柱的承载力计算公式。最后，用建议公式对21个试件进行承载力计算，计算结果与试验结果和规范计算结果吻合良好。 关键词 :矩形钢管混凝土，短柱，极限承载力 Copyright © 2020 by author(s) and Hans Publishers Inc. This work is licensed under the Creative Commons Attribution International License (CC BY 4.0). http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/
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user: 1. 引言 矩形钢管混凝土由于截面两边的长度不等，其核心混凝土的力学性能比方形钢管混凝土要复杂得多。我国钢管混凝土技术规程(GB50936-2014)将钢管混凝土看成一种新型材料，在大量实验数据的基础上回归了矩形钢管混凝土轴压短柱的承载力公式。由于混凝土本身的离散性使回归公式不得不根据实验数据对公式参数进行修正，使计算公式偏于复杂。同时，由于试件的缩尺效应和试件制作、工作环境与工程构件的差异，在一定程度上导致了回归公式的外延性的改善仍需进一步研究。因此，深入研究该类构件概念清晰、参数物理意义明确的承载力计算公式以满足工程的需要，具有较大的现实意义。 本文在考虑钢管和混凝土之间相互作用，并借助过–王五参数混凝土破坏准则确定了混凝土的单轴纵向强度的基础上，建立了矩形钢管混凝土轴压短柱的极限承载力计算公式，并将计算结果与实验结果和规范计算结果进行了比较，为该类构件的工程设计提供了理论依据。
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user: 2. 矩形钢管混凝土轴压短柱承载力的计算公式 矩形钢管混凝土短柱在轴向压力作用下的极限承载力可用钢管和混凝土的单轴纵向强度简单地表示如下： N c u = f s l A s + f c c A c (1) 式中，f sl 为矩形钢管的纵向极限抗压强度；f cc 为核心混凝土的极限抗压强度；A s 、A c 分别表示钢管和混凝土的横截面积。
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user: 3. 钢管纵向极限应力f sl 的计算 文献 [ 1 ] 在研究方形钢管混凝土的承载力时发现，当方形钢管的宽厚比R < 0.85时，试件可不考虑局部屈曲的影响，方形钢管的环向应力为 f s h = − 0.19 f y ;     f s l = 0.8 f y (2) 式中，f sl 、f sh 、f y 分别表示钢管的纵向应力、环向应力和屈服应力。将上述研究成果推广到矩形钢管混凝土，矩形钢管的宽厚比参数定义如下。 R = a − b t 12 ( 1 − μ 2 ) 4 π 2 f y E S (3)
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user: 4. 核心混凝土极限强度的计算 4.1. 矩形钢管侧压应力的计算 将矩形钢管混凝土柱沿短边剖开，受力分析如图1所示。 图1. 矩形钢管受力分析 由静力平衡方程可知 f ′ l 1 = 2 t f s h a − 2 t (4) 式中， f ′ l 1 为钢管长边混凝土的侧压应力；f sh 为钢管的环向拉应力；a、t分别为钢管的长边边长和厚度。 同理，钢管短边混凝土的侧压应力为 f ′ l 2 = 2 t f s h b − 2 t (5) 4.2. 有效约束系数 4.2.1. 横截面的约束系数 文献 [ 2 ] 的研究表明，钢管对核心混凝土的约束作用主要集中在角部，中部最小，近似为零。因此，在横截面上矩形钢管对核心混凝土的约束效应如图2所示。为简化计算，假设抛物线的起角为 θ 1 = θ 2 = 45 ∘ 。 图2. 矩形钢管对核心混凝土的约束机理 弱约束区的面积： A f = 1 3 [ ( a − 2 t ) 2 + ( b − 2 t ) 2 ] (6) 强约束区面积： A e = ( a − 2 t ) ( b − 2 t ) − A f (7) 横截面有效约束系数： k e 1 = A e A c = 1 − 1 3 [ a − 2 t b − 2 t + b − 2 t a − 2 t ] (8) 4.2.2. 侧面约束系数 矩形钢管混凝土柱可由矩形箍筋钢筋混凝土柱在箍筋间距为零且与纵筋合一演化而成的组合构件。因此，侧面约束系数 k e 2 = 1 。 钢管长、短边混凝土的有效侧压应力： f l 1 = k e f ′ l 1 ;     f l 2 = k e f ′ l 2 (9) 4.3. 核心混凝土极限强度 假设矩形钢管核心混凝土在三向压应力作用下，破坏时满足过–王混凝土破坏准则 [ 3 ]，则有 σ o c t = f l 1 + f l 2 + f c c 3 (10) τ 0 c t = ( f l 1 − f l 2 ) 2 + ( f l 2 − f c c ) 2 + ( f c c − f l 1 ) 2 3 (11) σ 0 = σ 0 c t f c 0 ;     τ 0 = τ 0 c t f c 0 (12) cos α = 2 f l 1 − f l 2 − f c c 3 2 τ 0 c t (13) C = 12.2445 ( cos 1.5 α ) 1.5 + 7.3319 ( sin 1.5 α ) 2 (14) τ 0 = 6.9638 ( 0.09 − σ 0 C − σ 0 ) 0.9297 (15) 式中，σ 0ct 、τ 0ct 分别表示八面体的正应力和剪应力；σ 0 、τ 0 分别表示八面体的相对正应力和剪应力；α表示偏平面的夹角；f l 1 、f l 2 、f cc 分别表示钢管长、短边的侧压应力和核心混凝土的极限抗压强度。
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user: 5. 试验验证 采用建议公式(1)~(15)对文献 [ 4 ] 的19个试件进行承载力计算，本文计算结果与试验结果、EC4 [ 5 ] 计算结果、GB50936-2014 [ 6 ] 计算结果的比较如表1所示。由表1可知，计算结果/实验结果的均值为1.047，方差为0.0036；EC4计算结果/实验结果的均值为0.948，方差为0.003；GB50936-2014计算结果/实验结果的均值为1.01547，方差为0.004。可见，建议公式可对轴向荷载作用下矩形钢管混凝土短柱的极限承载力进行有效地评估。 Table 1 Comparison of ultimate strength between calculated results and experimental and normative ones of rectangular CFT stub columns subjected to axial loa 试件 编号 a /mm b /mm t /mm f y /MPa f ck /MPa N e /kN N c 1 /kN N c 1 /N e N c 2 /kN N c 2 /N e N c 1 /kN N c 2 /N e 1 120 80 5 357.5 26.48 850 1005.86 1.183 923 1.086 883 1.039 2 120 80 5 341 27.11 900 972.64 1.080 902 1.002 857 0.952 3 120 80 5 341 29.41 920 988.74 1.075 925 1.005 874 0.950 4 120 80 5 362.5 26.99 950 1020.32 1.074 936 0.985 897 0.944 5 120 80 5 362.5 25.97 955 1013.54 1.061 926 0.970 888 0.930 6 150 100 5 346.7 29.28 1370 1343.08 0.980 1302 0.950 1201 0.877 7 150 100 5 346.7 29.28 1210 1343.08 0.980 1302 1.076 1201 0.993 8 150 100 5 346.7 29.41 1340 1344.45 1.003 1304 0.973 1203 0.898 9 150 100 5 346.7 29.41 1200 1344.45 1.12 1304 1.087 1203 1.002 10 150 100 5 340 29.66 1300 1327.26 1.021 1293 0.995 1190 0.915 11 150 100 5 340 29.66 1190 1327.26 1.12 1293 1.087 1190 1.000 12 150 100 5 340 30.04 1320 1331.29 1.01 1300 0.985 1195 0.905 13 150 100 5 340 30.04 1200 1331.29 1.11 1300 1.083 1195 0.996 14 152.4 76.6 3.00 430 25.02 819 891.82 1.08 914 1.12 834 1.018 15 152.8 76.5 4.47 383 21.59 1006 1053.78 1.05 1018 1.015 964 0.958 16 152.4 101.8 4.32 413 21.59 1144 1323.59 1.15 1253 1.095 1165 1.018 17 152.7 102.8 4.57 365 19.84 1224 1238.11 1.01 1168 0.954 1089 0.890 18 151.4 101.3 5.72 324 19.84 1335 1309.39 0.98 1213 0.909 1144 0.857 19 152.4 102.1 7.34 358 19.84 1691 1717.79 1.01 1528 0.904 1499 0.886 表1. 矩形钢管混凝土轴压短柱极限承载力计算结果与试验结果和规范计算结果的比 注：表中分别表示试验结果、本文、EC4和GB50936-2014的计算结果。
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user: 6. 结语 本文在建立矩形钢管混凝土轴压短柱极限承载力的建议公式时，得到以下结论： 1) 考虑钢管与混凝土之间的相互作用、借助真三轴混凝土破坏准则建立矩形钢管混凝土轴压短柱的单轴承载力计算公式，可对该类构件的极限承载力进行有效的评估。 2) 建议公式具有计算简单、力学概念清晰和参数物理意义明确的特点。 3) 在钢管中部设置约束拉杆可改善钢管对核心混凝土的约束。
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user: 摘 要 本文对山东某高速改扩建工程采用赤泥填筑路基道路结构进行数值分析，研究赤泥填筑路基及常规土路基路面结构的路表弯沉、沥青层底拉应变及土基顶压应变等力学响应指标的变化规律。结果表明：采用赤泥填筑路基的路面结构的承载能力和抗疲劳开裂能力更好，且采用赤泥填筑路基厚度范围越大，路面结构整体性能越强，可为赤泥填筑路基的设计参数和质量控制选定提供参考。 关键词 :改性赤泥，路基，力学响应，有限元分析，性能 Copyright © 2020 by author(s) and Hans Publishers Inc. This work is licensed under the Creative Commons Attribution International License (CC BY 4.0). http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/
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user: 1. 引言 随着我国经济高速发展和工业化进程，工业固体废弃物赤泥的大量堆存不仅侵占了宝贵的土地资源，而且对周边土壤、水体带来一定环境安全隐患 [ 1 ] [ 2 ]。赤泥是一种铝厂在以铝土矿为原材料进行氧化铝生产时所产生的一种固体废弃物，赤泥颗粒极细且呈现出强碱性 [ 3 ] [ 4 ]。相关数据表明：每生产1吨氧化铝，大约产生赤泥0.8~1.5吨。我国作为氧化铝生产大国，现存赤泥的堆储量极高，且每年仍大量、持续增加 [ 5 ] [ 6 ]。赤泥具有密度小、收缩性低、活性高等特点，经改性后应用于道路半刚性基层，不仅可以大量替代传统筑路材料，而且能够改善传统半刚性基层材料的路用性能，具有较高的资源化利用价值 [ 7 ] [ 8 ]。 本文采用有限元软件PLAXIS分析比较采用赤泥填筑路基与传统路基的道路结构性能及力学响应情况，可为选择合理的结构设计方案提供参考。
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user: 2. 工程概况 2.1. 工程简介 该工程位于山东省济南市，老路已服役超二十年，既有设计标准为双向四车道，改扩建完成后道路变为双向八车道，设计速度将达到120公里/小时。该改扩建工程投资大、里程长，而且为边通车边施工项目，对于组织管理、路基强度和施工便宜性以及整体路面结构性能有着较高要求。沿线土地资源紧张，旧路废弃材料多，沿线赤泥、铁尾矿粉等大量大宗工业废弃料突出，节能减排与环保压力大，绿色节能技术、旧路材料与工业废弃料循环利用需求迫切。 2.2. 赤泥填筑路基施工方案 该工程为国内第一次将赤泥大规模应用于高速公路建设，填筑赤泥路床5.3公里，分别在路床顶部20 cm及80 cm范围内采用改性赤泥材料进行填筑，现场实测弯沉值及压实度均达到设计要求。路基之上基层及面层结构为：18 cm低剂量水泥稳定碎石底基层 + 18 cm水泥稳定碎石下基层 + 18 cm水泥稳定碎石基层 + 10 cm ATB-25沥青稳定碎石上基层 + 8 cm AC-25粗粒式沥青混凝土 + 6 cm AC-20中粒式改性沥青混凝土 + 4 cm SMA-13改性沥青玛蹄脂碎石。具体路面结构形式见表1；图1为赤泥现场应用情况展示。
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user: 3. 有限元模型建立 路面结构沿宽度方向几何对称，建立平面应变有限元模型，土路基、赤泥路基、水泥稳定碎石基层、沥青面层均采用15节点三角形平面单圆；赤泥路基模型采用硬化土模型(Hardening-soil模型)；以弹性层状理论分析路面结构整体受力响应情况，故不考虑界面强度折减因子Rinter对不同结构层之间层间粘结的影响情况。模型边界的约束条件设置为左侧及右侧设置水平向约束只允许其上下活动，模型的底部水平向及垂直向约束均施加不允许其产生活动；计算过程中不考虑地下水位。 Table 1 Pavement structur 结构一 结构二 结构三 4 cm SMA-13改性沥青玛蹄脂碎石 4 cm SMA-13改性沥青玛蹄脂碎石 4 cm SMA-13改性沥青玛蹄脂碎石 6 cm AC-20中粒式改性沥青混凝土 6 cm AC-20中粒式改性沥青混凝土 6 cm AC-20中粒式改性沥青混凝土 8 cm AC-25粗粒式沥青混凝土 8 cm AC-25粗粒式沥青混凝土 8 cm AC-25粗粒式沥青混凝土 10 cm ATB-25沥青稳定碎石上基层 10 cm ATB-25沥青稳定碎石上基层 10 cm ATB-25沥青稳定碎石上基层 18 cm水泥稳定碎石基层 18 cm水泥稳定碎石基层 18 cm水泥稳定碎石基层 18 cm水泥稳定碎石下基层 18 cm水泥稳定碎石下基层 18 cm水泥稳定碎石下基层 18 cm低剂量水泥稳定碎石底基层 18 cm低剂量水泥稳定碎石底基层 18 cm低剂量水泥稳定碎石底基层 土路基 20 cm改性赤泥路基 80 cm改性赤泥路基 表1. 路面结构形式 图1. 赤泥规模化路用 3.1. 模型尺寸 考虑到边界效应对计算结果的影响，本模型路基宽度取15 m，高度为2.8 m，各结构层厚度按表1中进行取值。荷载按照公路沥青路面设计规范(JTG D50-2017)要求进行设置，采用轴重为100 KN的单轴–双轮组轴载一侧作为荷载施加条件，轮胎与路面的接触形状设置为矩形；与规范中要求的单轮接地当量圆直径213.0 mm，两轮中心距319.5 mm相对应地加载面宽度设置为213 mm，两加载面间距为319.5 mm；轮胎接地压强为0.7 Mpa。 3.2. 参数取值 模型计算中所用主要物理力学参数根据室内试验数据进行取值，如下表2所示。 3.3. 模型建立 本文采用PLAXIS有限元数值分析软件进行模拟计算，根据前文所述路面结构一、路面结构二级路面结构三分别建立三个数值分析模型，以路面结构三为例，模型建立如下图2所示。 Table 2 Parameter value tabl 类型 参数 计算值 沥青面层 弹性模量(Mpa) 6000 厚度(cm) 28 泊松比 0.35 水泥稳定碎石基层 弹性模量(Mpa) 12000 厚度(cm) 54 泊松比 0.2 赤泥路基 弹性模量(Mpa) 500 厚度(cm) 20/80 泊松比 0.42 土路基 弹性模量(Mpa) 700 厚度(cm) / 泊松比 0.4 表2. 参数取值表 图2. 路面结构方案三的PLAXIS计算模型
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user: 4. 计算结果及分析 4.1. 路表弯沉 通常意义上的弯沉指的是路基或者路面在规定荷载下产生垂直向的变形，且当荷载归零后可以恢复的那一部分变形。回弹弯沉量在一定程度上表征了在当前使用状态下整体路基路面结构的刚度和强度。一般认为回弹弯沉越大，路面结构在一定荷载下产生的塑性变形也就越大，抗疲劳能力越差，相对应地此时的路面结构就不适于承受重载交通或者说当承受重载交通时路面结构会产生较大的疲劳累计，进而发生结构性破坏。 图3为路面结构方案三竖向变形箭头图，图4为各路面结构路表弯沉对比图。 如图3及图4所示，计算结果表明：在轮胎荷载作用下轮胎周边路面结构产生竖向变形，在轮隙中心处竖向变形达到最大，且左右两侧竖向变形以轮隙中心为参照点左右对称，其影响范围可达轮隙中心单侧约2 m范围。路面结构一轮隙中心点弯沉值为4.3，路面结构二轮隙中心点弯沉值为7.3，路面结构三轮隙中心点弯沉值9.8，与只采用土路基形式的路面结构相比，当路床顶部20 cm范围内采用改性赤泥填筑时其弯沉值降低25.5%，当路床顶部80 cm范围内采用改性赤泥填筑时其弯沉值降低56.1%。 由计算结果可知，采用改性赤泥部分填筑路基时，路面结构整体承载能力高于只采用路基土填筑的路面结构；路床顶部80 cm范围内采用改性赤泥填筑路基的路面结构整体承载能力高于路床顶部20 cm范围内采用改性赤泥填筑路基的路面结构。 图3. 路面结构三竖向变形箭头图 图4. 弯沉值对比图 4.2. 沥青层底拉应变 沥青层底拉应变是现行沥青路面设计规范中要求的设计指标之一，受限于当前的技术手段，尚未建立有效的实际测量手段。虽然通过埋设沥青应变计等传感器的方式虽然可以测得沥青层底拉应变，但其与计算值或真实值间仍有较大差距，实测沥青层底拉应变的数据可信性仍需要继续深入研究。因此，有限元数值分析仍是当前进行路面结构沥青层底拉应变计算分析的方便有效的技术手段。沥青路面结构中累计疲劳损伤的产生通常是由于在荷载作用下沥青层底或者沥青层底附近产生水平向的拉应变，随着路面结构服役时间的增长，沥青层底的拉应变通常不断增大，当沥青层底的拉应变大于沥青混合料结构的极限拉应变时，就会产生疲劳开裂的现象。 如图5及图6所示，在轮胎荷载作用下路面结构产生变形，沥青层底拉应变最大值在轮隙中心处，随着距离轮隙中心距离的增大沥青层底拉应变逐渐减小为零，随着距离的进一步增大拉应变转变为压应变，且其值逐渐增大。路面结构三沥青层底拉应变最大值为115.1 × 10 −6 、路面结构二沥青层底拉应变最大值为317.4 × 10 −6 、路面结构一沥青层底拉应变最大值为385.3 × 10 −6 。相同位置处，路面结构三的层底拉应变最小，这说明本文三种路面结构形式中，路面结构三的结构整体承载力好、抗疲劳开裂的能力强。与采用普通土路基的路面结构相比，路床顶部分别在20 cm及80 cm范围内采用改性赤泥填筑路基的路面结构的最大层底拉应变分别降低了17.6%和70.1%。 图5. 路面结构一水平应变等值线图 图6. 沥青层底拉应变对比图 4.3. 路床顶压应变 在车辆荷载作用下，土基的顶部及内部产生竖向压应变，而土基顶的压应变在整体上反映了土基的综合承载能力。相关研究表明，路面结构在受到相同的荷载作用时，当土基顶压应变值较小时表明土基综合性能好、抵抗变形和损坏的能力更强。 如图7所示，由轮隙中心引垂线至路基顶，此处土基顶压应变为最大值，且压应变以此为中心向土基扩散并逐渐衰减。图8中计算结果表明：轮隙中心处路面结构一、二、三的土基顶压应变分别为49.8 × 10 −6 、22.3 × 10 −6 、11.2 × 10 −6 。与采用普通土路基的路面结构相比，路床顶部分别在20 cm及80 cm范围内采用改性赤泥填筑路基的路面结构的轮隙中心处土基顶压应变分别降低了55.2%和77.5%。因此，当路床顶部一定范围内采用改性赤泥填筑路基时可以明显提高路基的承载能力、改善路面结构的整体性能，且随着填筑赤泥深度的不断增大，效果越好。 图7. 路面结构二竖向应变云图 图8. 路基压应变对比图
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user: 5. 结语 本文所述工程采用改性赤泥填筑路基为固体工业废弃物的资源化应用提供了一种新的尝试，不仅可以节约因赤泥等大宗工业固体废弃物堆放所占用的土地资源，还可以节省大量的筑路材料、降低工程造价，具有较高的经济效益和社会效益。依托实际改扩建工程中的路面结构形式及采用改性赤泥填筑路基的施工方案，本文采用有限元分析软件PLAXIS对该工程的三种路面结构进行了力学响应计算，可以得出以下结论： 1) 采用规范中标准轮胎加载方式进行路面结构力学响应计算表明，三种路面结构所对应的路表弯沉值、沥青层底拉应变值及土基顶压应变值存在一定差异，表明所对应路面结构性能存在优劣之分。三种计算值均表现为：以轮隙中心左右对称，路表弯沉值的最大值、沥青层底拉应变的最大值、路基顶压应变的最大值均出现在轮隙中心处，且向两侧不断消减。 2) 与传统土路基相比，当路床顶部一定范围内采用改性赤泥填筑路基时，路表弯沉、沥青层底拉应变及土基顶压应变等指标均更优秀。采用改性赤泥填筑路基的厚度越大，路面整体性能越好。赤泥路基可以对传统土路基起到加强和改善的作用。 3) 采用赤泥填筑路基可以实现赤泥的规模化路用，其路面结构的整体性能可以满足相关要求。
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user: 摘 要 土地利用变化引起的碳排放不容忽视，研究区域土地利用碳排放特点对于经济建设、节能减排和环境保护有非常大的意义。本文以黄河三角洲地区东营市为研究区，通过获取1990年至2015年土地利用类型数据和能源消耗数据，计算并分析了不同土地利用类型碳排放变化特点及其区域碳排放影响因素。结果表明：东营市的碳排放量整体呈增长趋势，从1990年886.97 × 10 3 t，增长到2015年的43689.23 × 10 3 t，增长幅度较大。建设用地为主要碳源，对碳排放量起主要影响作用，水域是主要碳汇。随着城市化和工业化的进程快速发展，能源消耗量逐渐增加，从而使碳排放量增加，到2015年主要能源碳排放量达到43507 × 10 3 t，25年增长了42782 × 10 3 t。第三产业生产总值和居民人均消费水平对能源消耗影响最大。 关键词 :黄河三角洲，能源，土地利用类型，碳排放量，影响因素 Copyright © 2020 by author(s) and Hans Publishers Inc. This work is licensed under the Creative Commons Attribution International License (CC BY 4.0). http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/
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user: 1. 引言 从20世纪开始，中国经济迅速发展，随着城市化和工业化步伐的加快，第二产业、第三产业发展迅速。土地作为人类生产生活的基本资料，在人类发展过程中，其利用范围不断扩大，利用类型也不断改变。相应的温室气体排放不断增加，从而引起气候变暖等一系列的环境问题。在发展过程中，化石燃料等能源的消耗所产生的碳排放对环境造成非常大的影响 [ 1 ] [ 2 ]。 目前，国内外学者在碳排放的影响因素研究方面开展了较多的研究。徐士春等运用LMDI加和分解法对我国碳排放的影响因素多角度探讨，认为其主要驱动因素是经济产出效应 [ 3 ]；曹娟玲运用IPCC法对我国北方地区13个省份的能源碳排放进行研究，认为经济弹性系数在碳排放的影响因素中占比最大，且碳排放量具有路径依赖性 [ 4 ]；在省域尺度下，漆雁斌等基于VAR模型分析得出，四川省碳排放量与能源消费总量、产业结构和人均GDP有关 [ 5 ]；冯杰等利用STIRPAT模型分析出第二产业是影响各省碳排放的主要因素，从根本上减少碳排放问题需通过第二产业的能源消耗 [ 6 ]；在地区尺度，颜伟等运用改进的kaya恒等式和对数平均迪氏分解模型对山东半岛蓝色经济区影响因素进行驱动分析，认为排放强度效应是促进碳排放的主导因素，能源效应强度对碳排放起到遏制作用 [ 7 ]；丁胜、温作民基于IPAT改进模型对长江三角洲地区碳排放影响因素的定量分析得出，能源结构优化和能源技术进步率的减排作用明显 [ 8 ]。要实现国家总体的低碳发展，就要先从区域尺度开始，结合区域性碳排放的自身特点，分析碳排放的驱动因素并进行针对性改善，可以为实现国家“绿水青山”的目标提供重要的政策指导。 黄河三角洲地区作为生态经济开发区，其发展深受国家关心。随着黄河三角洲地区经济发展和人口数量的增多，环境问题日益突出。分析土地利用类型的变化、相关影响因素刻不容缓。东营市是黄河三角洲地区的典型城市，在经济发展中有非常重要的地位。因此，本文以东营市为研究区，通过获取1990年至2015年土地利用类型数据和能源消耗数据，计算并分析不同土地利用类型碳排放变化特点及其区域碳排放影响因素。结果对东营市经济建设、节能减排和环境保护有非常大的意义。
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user: 2. 研究地区与研究方法 2.1. 研究区现状 东营市位于山东省北部，典型的黄河三角洲地区。东营市地理位置为北纬36˚55'~38˚10'，东经118˚07'~119˚10'。东营市属暖温带大陆性季风气候，地势沿黄河走向自西南向东北倾斜。截至2016年底，东营市下辖3区2县，总人口213.21万人。东营市是典型的资源型型城市，工业以石油及其相关化工业为主。 2.2. 数据来源及数据分析方法 本文使用的东营市1990~2015年土地利用数据来源于遥感解译，1990~2015年能源消耗数据来自于《东营统计年鉴》。土地利用类型划分为：耕地、林地、草地、水域、建设用地(城乡住宅和公共设施用地、交通运输及通信用地、工矿用地、旅游用地等)及未利用地。选取的能源有：原煤、焦炭、原油、汽油、煤油、柴油、燃料油、液化石油气、炼厂干气、天然气等。 文中建设用地的碳排放量和影响因素之间的关系采用SPSS13.0软件进行相关分析，不同年份各土地利用碳排放量的趋势折线图用Excel制作。 2.3. 碳排放计算方法 不同土地利用类型的碳排放估算法不同，可以分为直接碳排放和间接碳排放。 2.3.1. 直接碳排放计算 直接碳排放主要针对耕地、林地、草地、水域、未利用地，对于这五种类型土地的碳排放量，采用直接碳排放系数法估算，使用的公式如下： E = ∑ e k = ∑ T k × δ k (1) 式中：E代表直接碳排放量；e k 代表不同土地利用类型产生的碳排放量；T k 代表各土地利用类型面积；δ k 代表各土地利用类型的碳排放(吸收)系数，排放为正，吸收为负。K = 1、2、3、4、5，分别代表不同土地利用类型。 学者们对不同土地利用类型的碳排放系数进行过较多研究 [ 9 ] [ 10 ] [ 11 ] [ 12 ]，本文通过对比，结合研究区的特点确定该种土地利用类型的碳排放系数。 (1) 耕地的碳排放系数。东营市的土壤类型主要为褐土、砂姜黑土、潮土、盐土及水稻土，耕作改良适种小麦、玉米、棉花等作物，根据其土壤特点，采用0.0497 kg/(m 2 ·a) [ 9 ]。 (2) 林地的碳排放系数。东营市林地面积大，固碳能力强，树种主要有刺槐、毛白杨、旱柳、国槐、白榆等。根据肖红艳 [ 10 ] 的研究及东营市气候和林地树木类型，采用−0.0581 kg/(m 2 ·a)。 (3) 草地的碳排放系数。草地类型有很多，东营市的草地是种植牧草和天然牧草。该地区有288万亩天然草场，其中可利用草地202万亩，是山东省天然草连片面积最大的地区。草地属于碳汇，根据东营市草地类型及气候特点使用−0.0021 kg/(m 2 ·a) [ 10 ]。 (4) 水域的碳排放系数。水域吸收CO 2 ，一般被认为是碳汇。东营市除黄河外共有骨干排水河道30条，河流较多，水资源丰富。水域的碳排放系数采用赖力 [ 11 ] 和段晓男 [ 12 ] 的平均值−0.0253 kg/(m 2 ·a)。 (5) 未利用地的碳排放系数。未利用地是指没有被利用的土地和难利用的土地，多是一些偏僻地或者盐碱地、沙地或其他用途的用地等。未利用地的碳排放和碳吸收的能力都比较弱，采用的系数是−0.0005 kg/(m 2 ·a) [ 11 ]。 2.3.2. 间接碳排放计算 间接碳排放针对建设用地，主要考虑人类活动中的能源消耗和使用产生的排放。建设用地，指建造建筑物等的土地，包括城乡住宅和公共设施用地、工矿用地、能源等基础设施用地、旅游、军事用地等。在该类土地上，主要开展各项人类生活和经济活动，消耗大量的能源，因而造成大量的CO 2 的排放。因此建设用地的碳排放主要根据能源消耗来计算，公式如下： E s = ∑ E s k = ∑ E n k ⋅ θ k ⋅ f k (2) 公式中：E s 代表建设用地的碳排放量，E sk 代表各能源的碳排放量，E nk 代表各能源消耗量，θ k 是各能源的转换为标准煤的系数，f k 代表各能源碳排放系数。利用上述公式粗略求出建设用地的碳排放量。
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user: 4. 结论 1) 1990~2015年间，东营市耕地、林地、建设用地和水域的面积整体呈现增长趋势，草地和未利用地面积总体上呈现减少趋势。相应的土地利用碳排放量整体呈增长趋势，在25年间有三个阶段：1990~1995年碳排放量缓慢下降，1995~2010年相对快速增长，2010~2015年快速增长。 2) 建设用地作为主要碳源，其碳排放量变化趋势基本与碳排放总量的变化趋势一致，这说明建设用地在东营市碳排放调控中起到举足轻重的作用。碳汇呈缓慢增长的趋势，主要碳汇土地类型为水域。表征建设用地碳排放的能源碳排放总量在1990年为725 × 10 3 t，随着城市化和工业化的进程快速发展，2015年主要能源碳排放量达到43507 × 10 3 t，节能减排刻不容缓。 通过相关分析，能源碳排放量与人口数量、全市生产总值、各产业生产总值、居民人均消费水平、城市居民居住面积均存在显著的相关性。说明各项产业经济生产、居民生活居住均会影响碳排放量。期中第三产业生产总值和居民人均消费水平对能源碳排放量的影响最大，相关系数均为0.97。
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user: 摘 要 随着航空产业规模的不断扩大，日照航空产业园紧抓机遇打造通用航空产业链。本文以日照市“5+一平台”模式空港经济开发区为例，研究日照市空港经济开发区平台化“双招双引”创新实践，打造“管委会+公司”的实施平台、“管委会+基金”的资本平台、“管委会+研究院”的人才平台、“管委会+商会联谊会”的信息平台和“管委会+代办点”的服务平台，秉持开放、共享理念、发挥人的主观能动性，把平台思维运用到招引各环节，把平台意识融入到工作各方面，趟出一条新形势下高质量“双招双引”的示范道路并最终把管委会打造成一个综合性平台。 关键词 :“5+一平台”，双招双引，平台思维 Copyright © 2020 by author(s) and Hans Publishers Inc. This work is licensed under the Creative Commons Attribution International License (CC BY 4.0). http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/
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user: 1. 研究背景及意义 航空产业体量规模大，带动效应明显，是世界技术、人才、资本集聚化程度较高的产业，能够有效促进社会经济的快速发展，目前各地都处于发展期。2015年12月22日，日照山字河机场正式通航，这不仅圆了日照人民多年的机场梦，也让日照迎来了从大海向天空发展的航空时代。去年4月设立了航空产业办公室，今年又组建日照市空港新区开发投资有限公司并筹划建设空港新区。出台了《关于支持发展航空产业的意见》，详细列明在航空产业领域符合日照市招商引资、招科引技、招才引智方面的奖励和激励政策。在资金扶持上，远期计划设立100亿元的航空产业基金，其中一期计划投入资金10亿元，目前3亿元资金已到位。支线运输是发展航空产业的基础，打造支线运输样板机场是日照发展支线运输的目标，日照机场在航线发展速度、航线培育进度和旅客吞吐量均快速推进的基础上，不断加快临时口岸开放进程，致力于打造华东地区样板训练机场；在规划上与日照港、高铁站、高速路等紧密衔接，打造高效便捷的交通枢纽。2016年5月，国务院办公厅印发《关于促进通用航空业发展的指导意见》，提出到2020年，全国计划建成500个以上通用机场，通用航空器达到5000架以上，年飞行量200万小时以上，通用航空业经济规模超过万亿元。此外，日照空港经济开发区还依托传化物流、山东物流等企业，尽快打造线上线下相结合的运营模式，抓好智能平台建设；研究实施人才引进孵化管理政策，打造人才集聚的洼地，带领空港经济崛起。平台建设打造承载配套优势，项目建设集聚产业发展优势。航空旅游综合体、装备制造园、传化物流、临港综合物流、中农城投物流博览园等。随着一个个项目花落于此，日照空港经济开发区航空产业、高端装备制造业、现代物流业三大板块规模初具。日照机场建设投资有限公司立足支线运输、通用航空、航空产业“三位一体”的发展定位，强化机场运行管理，大力开展招商引资，聚力航空产业发展，推动航空产业发展不断实现新突破。 日照航空产业园定位是全面打造通用航空产业链，生产各种通用航空工具，全面实现通航服务业、通航运营业、通航制造业、通航技术研发，打造以“航空研发生产制造”、“通航会展及体验中心”为基础，集“通航运营”“航空维修”“航空培训”和“综合配套”于一体的多功能航空产业园。同时，建立以通用航空飞行活动为核心，涵盖通用航空器研发制造、市场运营、综合保障以及延伸服务等全产业链的体系。产业园与全球领先的飞行器制造企业合作，以严谨的生产技术与生产工艺确保产品的高质量出厂，也确保产品的高质量能够可持续发展。产业园还将引入国外先进的数字化脉动生产线技术，实现缩短生产周期、降低成本、提高生产效率目标等目标，大幅提升飞机制造水平和生产管理水平。产业园区所有的建筑包括厂房、飞行俱乐部等均使用绿色建筑技术，减轻建筑对环境的负荷，节约能源及资源，提供安全、健康、舒适的生活和工作空间，做到人及建筑与环境的和谐共处、永续发展。 在日照航空产业园全面建设的过程中，空港经济开发区在实践中探索出的“5+一平台”模式思维，即“管委会+公司”的实施平台、“管委会+基金”的资本平台、“管委会+研究院”的人才平台、“管委会+商会联谊会”的信息平台和“管委会+代办点”的服务平台对于日照航空产业园的发展有着至关重要的作用。