DreamBlooms/HansPub-15000-to-45000 huggingface dataset:
system: [SYSTEM]

user: 3. 结果与讨论 3.1. 上升气泡的运动轨迹 图2表示不同内径喷嘴在不同质量分数的CMC水溶液中形成气泡当量直径的大小。如图2所示，同一内径喷嘴形成的气泡，其当量直径随着溶液浓度的增大而增大，当量直径的大小在3~4 mm范围内变化。图3给出了不同内径喷嘴在CMC水溶液中形成气泡的上升轨迹图。Brenn等 [ 25 ] 曾考察去离子水中直径为3.4 mm气泡的运动行为，研究发现当运动气泡的高度h < 25 mm时，气泡是线性上升的；当气泡的高度h > 25 mm时，气泡在上升过程中摆动强烈，运动轨迹呈螺旋状。而本研究中发现，在质量分数低的CMC水溶液中，当气泡的高度h < 30 mm (见图3绿色虚线)时，气泡呈直线上升；当气泡的高度h > 30 mm时，气泡出现轻微摆动并随高度增加摆动幅度逐渐增大。从图3还可以看出，随着CMC水溶液质量分数的增加，上升气泡的摆动幅度逐渐减小；当CMC水溶液质量分数为0.6%时，气泡的上升轨迹接近直线。这是因为溶液粘度的升高有效抑制了气泡的摆动运动。此外，在相同质量分数的CMC水溶液中，随着喷嘴内径的增大，上升气泡的摆动幅度也随之增大。这是因为气泡的大小会随着喷嘴尺寸的增加而增大，尺寸大的气泡在上升过程中更容易出现不对称的变形，造成内径大的喷嘴形成的气泡上升轨迹出现更大摆动。 3.2. 气泡的上升速度 图4表示不同内径喷嘴在CMC水溶液中形成气泡的上升速度随高度的变化曲线。如图4所示，在CMC水溶液中，当气泡高度h < 30 mm时，气泡加速上升。在质量分数为0.2%的CMC水溶液中，经历加速上升阶段后，气泡的上升速度不连续地跳跃变化，最终气泡的上升速度维持有规则的波动变化。在质量分数为0.6%的CMC水溶液中，气泡经历加速阶段后直接进入稳定上升阶段，气泡的上升速度基本维持恒定值。上升速度稳定值的大小随着溶液质量分数的增加而减小。这是由于随着CMC水溶液质量分数的增加，溶液在相同剪切速率下呈现出更高的表观粘度，上升气泡受到的阻力也就随之增大，因此气泡在高质量分数的CMC水溶液中会以较低的上升速度达到稳定。 图2. 上升气泡的当量直径 图3. 气泡在不同CMC水溶液中的上升轨迹 图4. 气泡上升速度随高度的变化 3.3. 上升气泡周围流场分析 在实验研究的基础上，利用CFD模拟分析了内径为1.5 mm喷嘴于不同浓度CMC水溶液中形成单气泡的气液相运动规律。实验研究中已经发现，气泡脱离喷嘴之后上升速度首先经历一个加速阶段，达到一定高度后，气泡在低质量分数的CMC水溶液中以波动的上升速度左右摆动上升；而在高质量分数的CMC水溶液中，气泡则以几乎恒定的上升速度直线上升，即达到稳定阶段。模拟计算主要研究气泡运动至其重心位置距离水槽底部0.41 m时(此时气泡在高质量分数溶液中处于稳定上升阶段)，气泡对周围液相流场的影响规律。 图5表示稳定阶段气泡周围CMC水溶液的运动方向及上升速度云图。从图5可以看出，气泡上方的流体被上升的气泡向上方推动，而气泡左右两侧的流体则分别向两侧偏离，气泡尾迹区的流体因气泡上升产生空穴从而诱导下方流体向上流动，这与清水中的运动特点 [ 26 ] 类似。如图5a所示，在质量分数为0.2%的CMC水溶液中，由于CMC水溶液质量分数较低，气泡摆动上升，气泡尾迹区有交替旋涡出现，这一现象与实验结果(见图3(a))吻合较好。气泡在低质量分数的CMC水溶液中摆动上升主要是由于低粘度的流体阻力相对较低，从而导致上升的气泡变形较大，且左右变形不对称，因而摆动幅度相对较大。而在质量分数为0.4%和0.6%的CMC水溶液中(图5(b)和图5(c))，与实验结果(见图3(b)和图3(c))保持一致，气泡的运动轨迹近似是直线，气泡左右两侧流场基本对称，产生了一对对称的旋涡。此外，由图5还可以看出，随着CMC水溶液质量分数的增加，气泡周围流体上升速度降低，气泡作用的影响区减小。 图6表示气泡在距离水槽底部0.41 m处流场的水平速度和上升速度沿水平方向的分布。从图6(a)可以 图5. 单气泡周围液相的运动方向及上升速度v z 云图 看出，在质量分数为0.2%的CMC水溶液中，气泡中心高度处及气泡下部距气泡中心4d B 高度处气泡的水平速度在水槽中心线两侧非对称分布，表明气泡在当前高度是摆动上升；而在质量分数为0.4%及0.6%的CMC水溶液中，水平速度的变化曲线在水槽中心线两侧几乎呈中心对称分布。从图6(b)可以看出，气泡在较高质量分数的CMC水溶液中，气泡中心高度及气泡底部距气泡中心4d B 高度处的上升速度均沿中心线对称分布，气泡在质量分数为0.6%CMC水溶液中的上升速度要低于其在质量分数为0.4%CMC水溶液中的上升速度。这些模拟结果都与实验观测现象吻合。 图7为不同质量分数的CMC水溶液中气泡运动至三个不同高度处(bottom、middle和top)流体上升速度沿水槽中心线的分布。从图7可以看出，随着溶液质量分数的增加，中心线上最高速度逐渐降低，表明气泡上升速度也随之降低。在质量分数为0.2%的CMC水溶液中，随着气泡的不断上升，气泡尾部 图6. 指定高度处水平速度及上升速度沿水平方向的分布 图7. 气泡上升至不同高度时流体上升速度沿水槽中心线的分布 影响区逐渐变大。这主要是因为随着气泡的上升，气泡速度波动变大，对周围液相的扰动也随之增大，气泡主通道两侧产生的旋涡脱落变慢。而在质量分数为0.4%和0.6%的CMC水溶液中，气泡上升至中部和上部时，气泡影响区域的大小接近。这主要是因为在较高粘度的CMC水溶液中，高粘度限制了气泡的变形，气泡达到稳定上升速度后几乎不再变形。而且从气泡位于中部和上部时流体的上升速度分布曲线可以看出，CMC水溶液的质量分数越大，气泡的影响区越小。
system: [SYSTEM]

user: 4. 结论 本文采用高速摄影技术及数字图像处理技术对非牛顿流体CMC水溶液中单气泡的运动轨迹及上升速度进行了实验研究及定量分析，并基于VOF模型模拟分析了气泡稳定上升阶段气泡对周围液相流场的影响规律。研究发现： 1) 流变特性对单气泡在CMC水溶液中的运动行为有较大影响。单气泡在CMC水溶液中自由上升，在上升高度小于30 mm时保持直线上升，上升速度在这一阶段处于加速状态。经过加速阶段后，气泡在低质量分数的CMC水溶液中呈现出摆动上升的趋势，上升速度先保持不连续跳跃变化，之后呈规则波动变化；气泡在高质量分数的CMC水溶液中，上升速度则逐渐达到稳定值。在低质量分数的CMC水溶液中，气泡摆动上升更明显；而随着溶液质量分数的增加，气泡运动轨迹逐渐趋于直线。 2) 模拟计算结果验证了单气泡在低质量分数溶液中摆动上升现象。同时发现，上升气泡对周围液相场的作用主要受到溶液质量分数高低的影响。在低质量分数的CMC水溶液中，气泡摆动上升的同时会在尾迹区形成交替旋涡；而在高质量分数的溶液中，气泡近似直线上升，气泡尾部液相流场基本对称分布。气泡对尾部流场的影响范围随着CMC水溶液质量分数的增加而不断减小。
system: [SYSTEM]

user: 摘 要 高斯最小拘束原理为含约束的多体系统动力学提供了一种新的建模思路：将以求解微分代数方程为主的动力学问题引入到求函数最小值的优化问题的框架中。质量矩阵奇异性问题是在常规多体系统动力学求解框架下经常遇到的难点问题。本文从建模方式出发研究了经典动力学框架下的难点问题，通过引入广义逆，建立了广义质量矩阵奇异情形下的高斯最小拘束原理，研究了针对奇异性问题的优化方法的数值求解策略。算例中分别采用了优化方法及第一类拉格朗日方程进行了建模及数值模拟。算例表明了文中方法在解决该类奇异性问题时的有效性。 关键词 :质量矩阵，奇异问题，多体系统，高斯最小拘束原理 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/
system: [SYSTEM]

user: 1. 引言 多体系统动力学为武器、航空、航天、车辆、机器人、精密机械等多个工程机械系统的动态性能评价和优化设计提供了强有力的工具 [ 1 ] 。在对多体运动系统进行建模时，由于选择的广义坐标的相关性，系统的广义质量矩阵往往容易发生奇异，虽然在经典的无约束动力学系统中，奇异质量矩阵并不常见，但奇异质量矩阵常常出现在一些受到约束的复杂多体系统之中。当系统的广义坐标数目超过了系统所需要的最小值，系统的质量矩阵最容易出现奇异。一般来说，系统模型的灵活性越大，奇异质量矩阵出现的可能性就越大 [ 2 ] 。 另外，在对多体系统进行编程自动化的过程中引入冗余约束几乎是不可避免的， 而且如果系统存有奇异构型，系统的自由度可能会随系统的运动而发生变化，从而导致冗余约束的产生。总之，在独立约束的前提下来解决多体系统动力学问题很难实现。对于存在冗余约束的多体系统，需要剔除约束方程中的多余约束保证约束方程的独立性 [ 3 ] 。判断约束独立性的方法有很多，其中，增广拉格朗日公式声称可以解决多体系统中的冗余等奇异问题 [ 4 ] 。 但是包括增广拉格朗日公式在内的一些数值方法都不能解决具有奇异构型的多体动力学问题。这些方法之所以失效，就是因为系统运动到接近奇异构型的位置时，系统的广义质量矩阵就会发生奇异，约束方程违约增大，从而导致了加速度的突变。 因此，质量奇异矩阵问题在复杂多体系统动力学的研究中是不可忽略的问题，但对于该问题的研究并不多见，其中F.E. Udwadia及R.E. Kalaba提出的显式方程可用于质量奇异矩阵的情形 [ 1 ] ，但该方程在应用到非理想多体系统时会存在问题，所以其有效性还有待商榷 [ 5 ] 。 基于高斯最小拘束原理来研究刚体系统的动力学问题的优化方法，可以将动力学问题通过寻找函数极值的变分方法直接得出运动规律，而无需建立运动微分方程 [ 6 ] 。本文采用广义坐标形式的高斯最小拘束原理来研究经典情况下的难点奇异性问题，通过引入广义逆，建立了广义质量矩阵奇异情形下的高斯最小拘束原理，研究了针对奇异性问题的优化方法的数值求解策略。并将数值模拟结果同经典的拉格朗日方程方法进行对比分析，旨在从建模方式出发，研究解决经典动力学框架下的难点问题的方法。
system: [SYSTEM]

user: 2. 广义坐标形式的高斯最小拘束原理 建立多体系统动力学模型时通常需要采用笛卡尔广义坐标或铰链坐标的形式，若采用质点笛卡尔形式的高斯拘束 [ 6 ] 来建立多体系统动力学的优化模型会比较繁琐，下面将引入广义坐标形式的高斯最小拘束原理。 研究受约束的系统，其广义坐标可表达为 ，此组广义坐标可以是不独立的。 系统动能的表达式为： 其中 ， ， 分别为广义速度的二次项，一次项和零次项；为系数矩阵，M为系统的广义质量矩阵。 可据此定义下列矩阵： ， 2.1. 广义质量矩阵矩阵A为非奇异的情形 [ 7 ] 此时高斯最小拘束可以取为： (1) 即在时刻 ， ， 固定的情况下，在所有满足约束的可能运动中，实际运动所对应的高斯最小拘束最小。 在上述高斯拘束G中，Q为广义坐标所对应的广义力矩阵，g为含广义坐标及广义速度的矩阵。即 ， ， ， 其中 ， 而 为系数矩阵 的第一类Christoffel符号。 2.2. 广义质量矩阵为奇异矩阵的情形 在对多刚体系统进行动力学建模时，由于选择的广义坐标的相关性，系统的广义质量矩阵M往往容易发生奇异，若M是奇异方阵，我们引入M的广义逆 来代替 [ 8 ] ，则此种情形下的高斯拘束可以写作： (2) 即在时刻 ， ， 固定的情况下，在所有满足约束的可能运动中，实际运动所对应的高斯最小拘束最小。 2.3. 讨论 1) 在上述定理(1)及(2)中，广义加速度并未要求是独立的，它的适用性很广，对完整系统、非完整系统及单、双边约束都是成立的； 2) 这样多体系统动力学问题可以基于上述高斯最小拘束原理转化为有约束或无约束的求最小值的优化问题； 3) 方程(1)及方程(2)可分别用于质量非奇异矩阵的优化形式的动力学建模；
system: [SYSTEM]

user: 3. 基于高斯最小拘束原理的数值求解策略 对于含约束的上述形式的高斯最小拘束原理，根据函数求极值的必要条件，可由上式推导出微分代数方程组的形式，该形式与第一类拉格朗日方程得到的微分代数方程组等价，本文不采用微分代数方程组的求解，而是直接采用有约束或无约束的优化的方法来解决。其目标函数为关于广义加速度的二次非线性函数，本文选用智能优化算法来求解。具体求解步骤如框图1所示。首先对系统用高斯最小拘束原理建模，之后对系统的广义质量矩阵进行判断，看其是否奇异，分别用(1)式和(2)式建模。在对系统进行数值模拟时，采用智能优化算法——遗传算法借助MATLAB对系统的运动规律进行仿真。
system: [SYSTEM]

user: 4. 算例 算例的几何描述如下图2所示，多体系统由1、2、3杆组成，可在铅锤平面内运动，1杆的受到 的初始力矩，初始位置 ， 。系统参数如表1。 该平面四连杆系统是单自由度系统，多体系统自动建模时往往采用铰链法，如取 为系统的广义坐标，因此会出现多余的广义坐标。 由图示中所给参数可以看出，系统的几何构型为平行四边形，得到如下约束条件： (3) 则系统的动能表达式可得到系统的广义质量矩阵M。 图1. 质量奇异矩阵的优化数值求解框图 图2. 平面四连杆的机构参数 Table 1 Mechanical parameters of planar four lin 杆件 质量(kg) 长度(m) 转动惯量(kg∙m 2 ) 1 12 2 4 2 12 2 4 3 12 2 4 表1. 平面四连杆的机构参数 ，此质量矩阵为奇异方阵，需要采用广义逆来替代通常意义的逆矩阵， ，为系统的广义力矩阵。 4.1. 采用第一类拉格朗日方程建模 (4) 将(3)式微分两次后与(4)联立，且也需要引入相应的广义逆矩阵，可以求得相应的广义加速度及拉格朗日乘子，通过积分得到下个时间积分步的广义坐标及广义速度。用MATLAB进行数值仿真可以得到1杆y方向的位移曲线。 4.2. 优化方法处理 确定高斯拘束(2)，采用图1框图所示的计算步骤进行计算，用MATLAB处理后的结果如下图所示。 4.3. 讨论 为了讨论两种方法在解决广义质量矩阵问题方面的优劣，对两种结果做如下处理， ， 其中，分别为两种不同建模方法所得到的1杆质心沿y轴的运动曲线函数。图5为两种方法中对于杆1质心在y方向的差值图。图3和图4是针对系统质量矩阵奇异情况下分别采用第一类拉格朗日方程及高斯最小拘束原理对1杆质心在y方向的运动轨迹分析图，从图5可以看出两种方法的误差曲线的数量级为，可以认为两种方法是等效的，但因采用优化方法建立的模型不需要引入拉格朗日乘子，因此计算效率更高。 图3. 1杆y方向的运动曲线 图4. 1杆质心y方向运动曲线 图5. 两种方法在y方向的差值图
system: [SYSTEM]

user: 5. 结论 质量矩阵奇异是在多体系统动力学在自动建模中经常遇到的难点问题，本文从建模方式出发，通过引入广义逆矩阵，将该类问题从通常的求解微分代数方程转变为采用求函数极值的优化问题，并建立了求解该问题的数值求解方案，算例表明文中给出的方法可以解决质量矩阵的奇异性问题，同时因为运算过程中无需引入拉格朗日乘子，从而使其具有更高的计算效率。
system: [SYSTEM]

user: 摘 要 本文基于在参加全国大学生数学建模大赛时得到的大量数据，通过使用聚类分析和主成分分析等方法，建立了方差模型和回归模型，研究酿酒葡萄与葡萄酒质量的关系以及哪些指标能影响葡萄酒的质量，最后得出影响葡萄酒质量的相关指标体系以及其中的方程关系。得出的结果能使人们更多了解酿酒葡萄与葡萄酒的关系，更快捷简便的分析评价出葡萄酒的质量。 关键词 :方差模型，聚类分析，主成份分析，回归模型 Copyright © 2017 by author and Hans Publishers Inc. This work is licensed under the Creative Commons Attribution International License (CC BY). http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/
system: [SYSTEM]

user: 1. 问题的重述 确定葡萄酒的质量一般是由专业评酒员通过品尝对葡萄酒的口味各项指标进行打分，最后求和得出总分进行评判。由于不同评酒员对葡萄酒的偏好和侧重不尽相同，在打分上不可避免有着主观性和局限性，再加上葡萄酒口味与许多条件有关，包括葡萄、产地、年份等，因此一般还会通过对酒液中的理化指标进行测定分析，以得出葡萄酒内部理化指标与口味之间的联系，进一步的得出可信度较高的葡萄酒质量分类。本文数据建立来源于2012年全国大学生数学建模，通过数学模型讨论下列问题： 1) 分析两组评酒员的评价结果有无显著性差异？ 2) 根据酿酒葡萄的理化指标和葡萄酒的质量对这些酿酒葡萄进行分级。 3) 分析酿酒葡萄与葡萄酒的理化指标之间的联系。 4) 分析酿酒葡萄和葡萄酒的理化指标对葡萄酒质量的影响，并论证能否用酿酒葡萄和葡萄酒的理化指标来评价葡萄酒的质量？
system: [SYSTEM]

user: 2. 问题的假设 1) 假设所有品酒师对酒样品的评价都很可靠。 2) 假设两组品酒师品的样品酒都对应的完全相同。 3) 假设用仪器检测出的成分都真实有效。 4) 假设各样品的测量不考虑附件外的指标影响。
system: [SYSTEM]

user: 3. 符号说明 表1为相关符号说明。
system: [SYSTEM]

user: 5. 模型的评价与应用 第(2)问中由于葡萄的各种理化指标繁多，我们采用主成分分析法。主成分分析法作为统计上的一种多元分析方法 [ 5 ] ，我们是利用降维思想把主成分多指标转化为少数几个综合指标不仅能消除指标间信息的重叠，而且能根据指标所提供的原始信息生成客观的绩效得分。采用单因素方差分析法，主要缺点是如果假设不成立，只能获得X个相关变量具有差异性，而不能说明是哪几个具有差异，或者差异程度有多少。主成分分析法的主要缺点是当采样数据较多时，协方差阵的计算，求解特征值以及特征向量时的运算量会很大。
system: [SYSTEM]

user: 摘 要 针对“大洋一号”和“向阳红九号”科考船中超短基线换能器轴工作状况及轴的最大转角变化无法预知的实际情况，本文提出了一种无线应变–转角测量方法。该方法主要是通过实时测量轴固定端某部位的应变，建立该应变和末端转角的数值模型，求得换能器轴的最大转角。通过实验探究换能器轴理论转角和实际转角之间的关系，实验证明：应变–转角测试方法能有效地实现最大转角的动态测量，从而为提高超短基线测量精度提供新方法。 关键词 :换能器轴，数值模型，动态测量，最大转角 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/
system: [SYSTEM]

user: 1. 引言 超短基线换能器轴是影响换能器测量精度的一个重要因素之一，工作中受水流等的作用产生形变，轴的偏转角度是其中一个关键物理量，超短基线工作过程中要求轴末端转角小于等于0.1度，实时了解换能器的工作状况对提高装置的测量精度有重要意义 [ 1 ] - [ 7 ] 。本文通过理论-试验相结合的技术路线，介绍了一种实时测量轴末端转角的新方法，实现了轴末端转角的实时测量，能深入了解换能器的工作状况。
system: [SYSTEM]

user: 2. 应变–转角测试原理 换能器轴变形时有应变产生，由换能器轴的应变可计算出轴末端挠度和转角，然而，轴末端需要深入水下，无法测量其应变，应变–转角测量方法需要测量轴固定端某部位的应变，探究末端转角和应变之间的数值关系，从而计算轴末端的转角。 换能器轴总成的模型如图1所示，换能器轴在电机作用下可产生升降运动，工作时，换能器轴部分深入海水中，装置底座和整个竖杆架固定在船上，换能器器轴上端固定在竖杆架连接板上，连接板和竖杆架之间有滑轨相连。 工作中的换能器轴，其力学模型可以简化成如图2所示的简图，AC代表整个换能器轴的长度，BC表示深入水下的部分，该部分受水的作用力，该力可等效成均布载荷q，在q的作用下整个换能器轴发生形变，轴的各个部位会产生应变，因此可在AB段部分贴应变片，得到该位置的应变，探究该部位应变与轴末端转角的数值关系，计算轴末端的转角 [ 8 ] 。换能器轴的具体参数如表1所示。 由平衡方程 和 ，求得 (1) (2) 以A为原点建立坐标系，可分别求出剪力 和弯矩M与距离X的方程 在AB段中， (3) (4) 图1. 升降装置 图2. 换能器轴力学模型 Table 1 Parameters of transducer axi 外径D/m 内径d/m 长度a/m 长度b/m 材料 弹性模量/pa 0.21 0.15 3.175 1.8 2205 2.0e+11 表1. 换能器轴参数 在BC段中， (5) (6) 弯曲变形中，挠曲线的微分方程为 (7) 式中， ——弹性模量，单位Pa； ——横截面对中性轴的惯性矩。 换能器轴的转角和挠度的关系为 (8) 将式(4) (6) (7)代入(8)式，并且根据连续性条件和边界条件，最终可得轴BC段的转角方程 (9) 当 时，即为轴的最大转角 (10) 化简得 (11) 研究换能器轴的小变形，轴变形在弹性限度内，满足胡克定律 。换能器轴横力弯曲条件下，应力计算公式为 (12) 式中， ——抗弯截面系数 联立(4) (10) (11) (12)式可得出换能器轴AB部分同一界面上的最大应变与轴末端转角之间的关系为 (13) (14) (15) 式中， ——换能器轴外径 ——换能器轴内径 —— 将式(14) (15)代入式(13)，得 (16) 式(14)中， 是一个无穷小量，因此可近似等于零，那么式(16)可等效成 (17) 将表1中换能器轴参数代入式(17)，得 (18) 由式(18)可知，当 一定时，转角和 处换能器轴的应变成正比例关系，通过测量 处换能器轴的最大应变，即可求出换能器轴末端的转角。
system: [SYSTEM]

user: 3. 应变测试实验 3.1. 陆上实验 装置海上工作之前需进行陆上实验，陆上测试实验可验证应变–转角测试方法的可靠性，测试时，在底面固定两个支架，一个用于安装整个换能器总成，另一个用于给装置配重 [ 9 ] [ 10 ] ，测试简图如图3所示 [ 11 ] 。 SA-JTYB01A应力应变测试分析系统可对换能器轴的应变进行采集，该装置有十个测试通道，也可扩展到上千通道，能同时进行多点测试，通道之间互不干扰，系统精度可达到 ，采样频率最高可达10 Hz，最终能采集到应变幅值随时间变化的曲线。 轴的末端同时固定DTS800高精度双轴数显倾角仪，最高精度可达0.002度，通过双轴数显倾角仪采集轴末端的转角数据，最后将该数据与计算得到的数据进行对比分析，研究应变测试方法的可靠性。 由式(18)可知， 越小，轴应变就越明显，因此需要确定应变片粘贴位置x，整个换能器升降装置中，底座、闸阀、修配箱和轴承安装在图2中的AB段上，因此换能器轴上可用来贴片的位置Ｘ的取值范围是： 。 装置采用 桥二线制接入方式，应变电阻120 Ω，相比其他应变片接入方式，单臂电桥测量方法避免了电源电压波动的影响，精度高，测量可靠。考虑贴片便利和应变明显两个因素，选取 大小为200，沿轴一周贴8片应变片，分别采集径向不同部位的应变，贴片方式如图4所示。 根据配重载荷的不同将试验分成四组，试验中配重分别为50 kg、100 kg、200 kg、400 kg，每加载一次配重分别记录应变仪显示八通道应变幅值随时间变化的曲线(如图5所示为配重载荷为50 kg时八通道的采集曲线)，然后卸掉载荷，20分钟后再进行一下组实验。 图3. 测试简图 图4. 应变片粘贴简图 图5. 50 kg载荷应变采集图 不同应变片通道显示结果大小不同，而且有正负之分。分析认为：应变片的粘贴位置不同，与轴的受力方向有一定的夹角，夹角越大，测量得到的数值就越低，导致八通道数值上的不同；应变片粘贴在换能器轴周围，受拉力作用产生正应变，受压力左右产生负应变，因此有正负之分。幅值最大的曲线更接近于轴的最大应变，因此选择幅值最大的通道进行分析并选取其中最大应变数值进行极限运算可得到同等受力条件下轴的极值应变，这样可保证测量精度。每个通道的幅值也会随时间变化产生一定的浮动，主要是由于轴变形过程中自身会产生振动，导致轴的应变产生变化。 3.2. 结果分析 根据不同载荷作用下的应变–时间曲线，选取同一外载荷下幅值最大的数据，然后选取该通道数据极值计算该载荷下的极限应变；根据式(18)，可由极限应变计算得到该应变下的理论转角，最后和双轴数显仪显示的实际转角进行对比分析。 不同载荷下的换能器轴的实际转角和理论转角与相应应变极值的关系如图6所示。 由曲线可知，当应变小于85 με时，理论转角和实际转角都小于0.02˚，并且两者之间偏差较小；当应变大于85 με时，理论转角和实际转角增大趋势明显，并且两者之间的差值增大。随着应变的增大，理论转角和实际转角也随之增大，并且理论转角总是小于实际转角，原因如下：a) 双轴数显仪在轴底部的安装位置误差对测量小转角的误差影响较大；b) 轴在海水中所受的力的形式接近均布载荷，然而试验过程中无法保证载荷均匀分布在轴的受力部分导致轴的受力形式近似集中载荷；理论转角主要受横力弯曲正应变理论计算得到，实际工作中，轴受力不仅产生正应变还会产生剪应变，从而导致理论数值比实际数值小。 相对误差可以衡量测量的准确程度和变化趋势，相对误差的计算公式如下： (19) 根据式(19)可以的到相对误差和应变的关系曲线，如图7所示。 分析图7可知，相对误差随应变增大而减小，当应变较小时，相对误差很大；应变大于85 με时，相对误差明显减小，表明换能器轴在相对恶劣的工作环境中，应变–转角测量方法依然能保证测量的准确性和可靠性。 综合图6与图7，当换能器轴外载荷比较小时，虽然相对误差比较大，但是实际测量值接近真实值，当外载荷增大时，测量值较真实值偏差较大，但是测量的准确度有了很大提高。由此得出：应变–转角测量方法可以预测换能器轴的工作状况，对换能器测量精度的准确性提供一定的判断依据。 换能器轴在工作过程中，要求轴末端的转角小于等于0.1度才能满足测量精度的要求，通过式(18)可以求出0.2 m应变片位置处，轴的极限应变 的大小为1203 με，当应变仪数值超过该应变时，应停止 图6. 应变–转角关系 图7. 相对误差与应变关系 换能器的工作，将其收回舱中，等外界环境满足时再进行测量，能有效提高测量精度。
system: [SYSTEM]

user: 4. 结论 应变–转角测试原理实现了换能器轴末端转角的实时测量，并且通过实验验证了该方法的可靠性：当应变值大于85 με时，测量的相对误差在40%以下，并且随着应变值的减小，相对误差逐渐减小。应变–转角测试方法不仅可以根据换能器轴上端部位的应变求得末端的最大转角，而且还能根据轴的应变了解轴的动态工作状况，并根据轴的极限应变判断轴的合适工作时间和位置，这样不仅大大提高了轴的工作效率，减少了不必要的工作时间，提高了换能器轴的寿命，而且提高了换能器的测量精度。
system: [SYSTEM]

user: 摘 要 本文根据单金刚石磨粒磨削模型和高等弹塑性力学中的空间问题，把磨削加工的过程中的力分为法向分力和切向分力，建立钕铁硼材料单金刚石的磨粒磨削的理论模型。然后将其等效成单金刚石磨粒的压痕试验，观察到其压痕均为巴氏裂纹。最后，通过实验论证了钕铁硼材料磨削加工材料去除机理，对材料受载后其形貌变化和裂纹的形成及扩展过程进行了详细阐述。此次研究为钕铁硼材料磨削参数和加工方式的选择提供理论依据。 关键词 :钕铁硼，磨削，裂纹 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/
system: [SYSTEM]

user: 1. 引言 大量的学者对Nd-Fe-B永磁材料矫顽力、工作温度方面的研究有了一定成果，对烧结Nd-Fe-B永磁材料制备过程和表面处理手段均进行了细致深入的研究，并取得了较好的成果。但对衔接材料制备和表面处理两个阶段的机械加工领域，研究的相对较少。脆性固体的压痕断裂一直是材料学者的研究内容之一，而由于永磁材料本身磁性和弹性的相互耦合作用，会引起材料力学性能的各向异性，导致在机械加工过程中磁体内部产生很大的内应力和隐性裂纹，这不仅是烧结Nd-Fe-B材料加工性能差的重要原因之一，磨削是目前烧结Nd-Fe-B材料普遍应用的加工方法，烧结Nd-Fe-B材料的压痕过程和磨削过程具有相似之处，把磨粒与工件的相互作用简化为局部小范围的压痕过程，本文是对烧结Nd-Fe-B永磁材料断裂机制的研究，基于压痕断裂力学理论建立数学模型，通过计算得到Nd-Fe-B永磁材料在压痕载荷下各点的应力分布情况，运用损伤力学理论对材料总体损伤模式到裂纹扩展模式的转化进行合理的解释。从而进一步的研究材料的去除过程，以及烧结Nd-Fe-B材料表面缺陷和材料强度。
system: [SYSTEM]

user: 2. 烧结Nd-Fe-B材料单金刚石磨粒磨削模型 根据Boussinesq理论 [ 1 ] ，单金刚石磨粒磨削过程中，磨粒和烧结Nd-Fe-B材料表面之间的相互作用可以简化为图1和图2所示的半空间体在边界上受集中力的空间问题，即著名的Boussinesq问题 [ 1 ] 。在如图1所示的球形极坐标系统中，Boussinesq问题可以表达为式(1)： (1) 其中O点为磨粒与材料的接触点，在磨削方面大都使用压痕断裂力学模型和切削加工模型来近似处理，R为磨削应力场中任意一点与坐标点的距离；θ为R与z轴之间的夹角，R在xoy平面的投影 与 轴的夹角为ψ，为了方便计算，将磨削力分解为法向磨削力P和切向磨削力Q。令烧结Nd-Fe-B材料的poisson系数为 ，在Boussinesq应力场集中法向载荷作用下，烧结Nd-Fe-B材料表面承受的单个磨粒切削时，材料内任一点处的应力状态： (2) 图1. Boussinesq应力场集中法向载荷 图2. Boussinesq应力场集中切向载荷 为了便于求解，其中在Oxyz笛卡尔直角坐标系各分力表达式为式(2)， 为泊松比，式(2)描述了在外加法向集中载荷P一定时，应力场中任意一点的应力与该点到接触点的距离的平方成反比，而正比于一个独立的矢量角函数 ，在 处，Boussinesq场产生奇异，应力趋于无穷大，材料断裂，产生裂纹或破碎，该数学模型从理论上描述了磨削加工过程中单个磨粒法向挤入材料时，材料内部各处的应力分布情况 [ 2 ] 。 perrott利用点接触模型将加载区的应力分布进行了精确计算并绘制了应力等值线分布图，如图3和图4所示，图3表述了静态加载过程的应力等值线分布，在压痕周围13˚的表面区域内存在拉应力；图4表述了静态卸载过程的应力等值线分布，在压痕周围19˚的表面区域内存在拉应力。从应力等值线分布图可以看出在一次完整压痕实验过程中，压痕周围19˚范围内容易产生裂纹或破碎。 针对Boussinesq问题，Yoffe对球形极坐标系统中弹塑性压痕模型应力场进行了近似求解 [ 3 ] 式(3)，其中， ，是关于材料的弹性模量E、硬度HV、最大加载力 和压痕体积 的函数，其描 图3. 静态加载过程的应力等值线分布 图4. 静态卸载过程的应力等值线分布 述的是压痕附近一定尺寸内局部弹性应力场的强度。 (3) Perrott和Yoffe已经求解了集中法向载荷作用下弹塑性材料内部应力状态的分布，如果材料受到集中切向载荷Q的作用，如图2所示，求解过程与法向载荷求解类似，其圆柱坐标系下通式可以表达为式(4)： (4) 式中 是一个与角度变量 和 以及泊松比 有关的函数，便于数学工具matalab的应用，通过转换，求出笛卡尔坐标系下切向载荷产生的各应力分 [ 4 ] 式(5)，应力场中任意一点的各分力值反比于该点到接触点的距离的5次方，并成一定函数关系，该数学模型从理论上描述了磨削加工过程中单个磨粒切向挤入材料时，材料内部各处的应力分布情况。 (5) 其中，Q为切向载荷，其他参数值与应力集中法向载荷场相同。
system: [SYSTEM]

user: 3. 模拟磨削去除的过程 烧结Nd-Fe-B材料的压痕过程与其磨削加工过程有共同之处，故烧结Nd-Fe-B材料压痕断裂力学可作为磨削加工理论的基础。又因为烧结Nd-Fe-B材料的高硬度和高脆性，在烧结Nd-Fe-B材料磨削方面大多数研究都使用了压痕断裂力学模型和切削加工模型来近似处理 [ 5 ] 。对烧结Nd-Fe-B材料磨削加工去除基于以下几种去除机理如：晶粒出去、剥落、脆性断裂、破碎等脆性出去方式、粉末化去除和塑性成形去除方式等 [ 6 ] [ 7 ] 。 根据压痕断裂力学模型，只要压头上所受的力超过一临界值，就会产生裂纹，材料便以断裂方式去除。如图5所示，研究表明，产生中央径向裂纹的临界载荷为 [ 8 ] (6) 式中，T为常数，普通维氏压头T = 2π；Z和V为常数，Z ≈ 1，V ≈ 0.2； 为Nd-Fe-B材料的断裂韧性；H为材料的硬度。 如图5中横向裂纹的长度 用简单的样板原理建立模型 [ 9 ] ，如果用h表示自由表面到裂纹表面的距离，若 ，则横向裂纹大小 [ 6 ] 为 (7) 图5. 稀土永磁材料压痕物理模型及裂纹扩展模型 (8) (9) 式中， 为塑性变形区与弹性区域的平均接触压力； 和 为常数。 对于接触载荷 ，由式(7)可简化为 ，这与中央/径向裂纹的公式 相似。 产生的横向裂纹的最小临界值载荷 为 [ 8 ] (10) 式中， 为量纲常数； 为衰减函数。 将 值与单磨粒平均载荷相比较，可以用来预测磨削过程是横向脆性断裂过程还是塑性切除过程。从式(10)看出，产生裂纹的载荷临界值与Nd-Fe-B材料硬度和韧性有关，当载荷低于这一临界值时，横向裂纹就不会出现，磨粒与工件界面将产生塑性流动 [ 8 ] [ 10 ] 。
system: [SYSTEM]

user: 4. 实验验证 选用OTM-650型号的数控铣床作为法向集中载荷和切向集中载荷的施加装置，金刚石压头选用洛氏圆锥金刚石压头HRC-3型号，测试设备采用kistler9272型测力仪，选用超景深三维显微系统—VHX-2000C数码显微系统，来观察不同受力下，Nd-Fe-B材料的表面形貌，材料是进行消磁后进行试验，选取具有代表性的法向集中载荷值120 N、250 N、290 N、330 N、480 N进行压痕实验。恒定载荷保持时间30s，由于此类型实验重复性差，为保证每组实验观察到明显实验结果，各种载荷下重复取3~6个压痕，观察其压痕表面形貌后进行压痕纵截面剖开并抛光观察，直到后续纵截面抛光观察到明显径向裂纹即可终止该组实验。在超景深三维成像显微镜下观察到不同法向集中载荷引入压痕的表面形貌，如图6、图7、图8、图9分别为四个区域特征性压痕表面形貌。 由图6可以看出，120 N法向集中载荷引入的压痕，很难观察到扩散的裂纹，材料几乎只发生弹塑性变形；图7和图8可以明显看到垂直对称分布的4条主裂纹，主裂纹与压痕之间不连续，存在一定间距；图9可以明显看到垂直对称分布的4条主裂纹和压痕周围的大块破碎缺口，破碎缺口尖锐区也有裂纹向外延伸，4条主裂纹与压痕间有一定距离。将压痕纵向剖开并抛光，观察压痕截面裂纹形貌，限于文章篇幅，选取具有代表性的一组压痕纵截面裂纹形貌，如图9所示。 由图10和图11可以看出法向集中载荷作用下压痕纵截面裂纹是以小圆弧形式向压痕两侧的材料表 图6. 120 N法向载荷下压痕表面形貌 图7. 250 N法向载荷下压痕表面形貌 图8. 290 N法向载荷下压痕表面形貌 图9. 330 N法向载荷下压痕表面形貌 图10. 250 N法向载荷下压痕纵截面形貌 图11. 290 N法向载荷下压痕纵截面形貌 面扩展，材料表层以下纵向裂纹在压痕处并非为连续的大圆弧。通过实验观察，压痕表面形貌裂纹和压痕纵截面裂纹都跟巴氏裂纹(Palmqvist crack)相符，烧结Nd-Fe-B材料在0到180N的法向集中载荷作用下，压痕过程中在材料表面形成的裂纹都是巴氏裂纹(Palmqvist crack)，也就是说横向没有裂纹，进行是塑性流动。而当载荷过大时，就发生脆性碰碎的现象和出现粉末。
system: [SYSTEM]

user: 5. 结论 本章首先建立了笛卡尔坐标系，建立钕铁硼材料在磨削加工中去除模拟模型为单磨粒磨削去除，分别建立法向力磨削模型和切向力磨削模型，主要分析了法向力磨削现象和理论计算。其次介绍了本次试验的实验理念和实验操作方法，然后基于该实验方法验证了现有研究结果关于烧结Nd-Fe-B永磁材料在80 N到120 N的法向集中载荷作用下，压痕过程中在材料表面形成的裂纹都是巴氏裂纹(Palmqvist crack)的结论。 本文从理论上推导出表面受力的理论计算公式，根据理论计算得出集中法向载荷作用下弹塑性材料内部应力状态的分布。然后根据压痕断裂力学模型理论分析得出，产生的横向裂纹的最小临界值载荷 ，在实验中得出的结果与理论计算的值相近。 在Nd-Fe-B材料加工中，其目标就是在不损伤材料的机械性和磁性能的前提下，尽可能地提高材料的去除性能和加工效率。在本文中可以认为，此材料的去除机理中，一般有脆性断裂去除、以及塑性成形去除等三种方式。 上述研究方法，主要从Nd-Fe-B材料的压痕断裂角度出发，分析磨削裂纹的产生对磨削后表面质量的影响，尚未考虑材料本身磁性的变化。因此，Nd-Fe-B材料优化磨削加工方式的全面细致研究工作有待在此基础上进一步完成。
system: [SYSTEM]

user: 摘 要 目的：应用 99m Tc-DTPA肾动态显像评估肾结石并积水患者术后患肾残余功能的恢复情况。方法：经B超和静脉肾盂造影(IVP)确诊为肾结石并积水的患者30例(患肾53只)，所有患者手术前后均进行 99m Tc-DTPA肾动态显像测定分肾肾小球滤过率(glomerular filtration rate， GFR)。结果：30例受检患者的53只患肾术前 99m Tc-DTPA肾动态显像均提示有残余肾功能，其中功能重度受损患肾27只，术前GFR为(6.16 ± 2.06) ml/min，术后GFR为(11.06 ± 5.96) ml/min；功能中度受损患肾22只，术前GFR为(17.13 ± 5.58) ml/min，术后GFR为(24.43 ± 7.20) ml/min；功能轻度受损患肾4只，术前GFR为(36.51 ± 4.71) ml/min，术后GFR为(46.67 ± 3.77) ml/min。肾功能轻度受损组、中度受损组及重度受损组与术前相比，GFR均有明显升高，差异有统计学意义，(P < 0.05)。结论： 99m Tc-DTPA肾动态显像不仅能够提供分肾的GFR值，而且能够早期、无创的评价肾结石并积水患者术后患肾(分肾)功能恢复情况，为手术决策提供可靠的参数。 关键词 :肾动态显像，肾结石并积水，肾小球滤过率 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/
system: [SYSTEM]

user: 1. 引言 肾结石并积水是一种多发病，常为单侧，中度或重度肾积水若不能及时治疗，患肾长期受压，将导致肾功能的不可逆性损伤 [ 1 ] 。重度肾积水并肾功能严重受损通常为手术指征，因此，术前及术后患肾残余功能的准确评估均具有重要的临床意义。肾动态显像因能够无创、灵敏的检测患者的分肾功能而被广泛用于临床 [ 2 ] 。本研究对30例肾结石并积水患者分别进行了术前及术后的肾动态显像，对术前及术后分肾GFR进行对比分析，现报道如下。
system: [SYSTEM]

user: 2. 资料与方法 2.1. 一般资料 选择海南医学院附属医院2014年1月至2016年12月在我院泌尿外科住院或门诊经泌尿系B超和IVP等检查确诊的肾结石并积水患者，上述患者均行尿素氮和肌酐抽血检查；共30例，其中男性23例，女性7例，年龄范围23岁~85岁，平均年龄(54.5 ± 16.6)岁，以上病例轻度积水患肾4只，中度积水患肾22只，重度积水患肾27只，所有病例均于术前及术后1~12个月进行 99m Tc-DTPA肾动态显像。 2.2. 纳入及排除标准 2.2.1. 纳入标准 ① 成年人(年龄 ≥ 18岁)；② IVP诊断为肾结石并泌尿系超声诊断为肾积水患者，肾积水的定义参考照现代超声诊断学 [ 3 ] 。超声诊断结果按照肾实质厚度及集合系统分离程度分级，1) 轻度肾积水：肾实质和肾外形均正常，肾集合系统分离程度1~2 cm。2) 中度肾积水：肾实质轻度变薄，肾外形轻度增大，集合系统分离程度2.1~3.5 cm。3) 重度肾积水：肾脏体积明显增大，肾实质受压变薄或完全萎缩，集合系统分离程度 ≥ 3.6 cm；③ 术前及术后1~12月均于我科行 99m Tc-DTPA肾动态显像。 2.2.2. 排除标准 ① 既往患有高血压、糖尿病、痛风性关节炎等疾病；② 非首次手术解除梗阻的患者；③ 影像学资料缺失；④ 术后显像时间 > 12个月。 2.3. 仪器与方法 仪器：设备为GE公司生产的 Millennium MG/MyoSIGHT SPECT系统， 采用低能通用型准直器，能峰140 keV。 显像剂：放射性核素为 99m Tc-DTPA，其放射化学纯度 > 95%，注射剂量4 mci/例(0.6 ml ~ 0.8 ml)。 方法：① 检查前3天停服任何利尿药物或IVP检查，注射显像剂前、后分别用探头测量注射器(注射器约距离探头30 cm) 30 s的放射性计数。②接受SPECT 99m Tc-DTPA肾动态显像的患者，于检查前30 min饮水300 ml，排尿后，仰卧于检查床上，探头视野包括双肾及膀胱，2探头采集并尽量贴近患者腰背部。③ 由肘静脉“弹丸”式注射 99m Tc-DTPA约4 mci，注射后即刻动态采集，共2时相21 min，灌注相以2秒/帧的速度采集30帧，共1分钟，功能相以1分钟/帧的速度采集20帧，共20 min。图像处理时首先输入患者身高、体重、显像剂名称、显像剂剂量等信息，然后应用感兴趣区(ROI)技术处理原始图像，按Gates法 [ 4 ] 得出总GFR和分肾GFR，处理后自动生成双肾的时间-放射性活度曲线(time activity curve，TAC)即肾图。④ 检查时患者平卧于SPECT检查床上，保持体位不变直至检查完毕。⑤ 术前及术后的所有患者均接受SPECT 99m Tc-DTPA肾动态显像检查共2次，所用数据采集和影像重建条件相同。 2.4. 结果的判读 影像视觉阅片标准，由我科两名有经验的医师进行结果判读及图像处理，依据中华人民共和国卫生部医政司主编《核医学诊断与治疗规范》和中华医学会主编《临床技术操作规范核医学分册》规定的要点，结合患者肾血流灌注、GFR、肾图曲线变化对患肾术前及术后的资料进行比对。 根据肾动态显像仪器Gates法处理程序测得患肾GFR，采用ROI技术定量处理数据，GFR(单肾) < 10 ml/min提示肾功能重度受损；10 ml/min ≤ GFR (单肾) < 30 ml/min提示肾功能中度受损；30 ml/min ≤ GFR (单肾) < 45 ml/min提示肾功能轻度受损；GFR (单肾) ≥ 45 ml/min提示肾功能正常。 2.5. 统计学处理 应用SPSS18.0统计软件包进行统计学分析，计量资料以 表示，采用配对t检验。
system: [SYSTEM]

user: 3. 结果 在53只受检患肾中， 99m Tc-DTPA肾动态显像术前均提示有残余肾功能，其中功能重度受损患肾27只，术前GFR为(6.16 ± 2.06) ml/min，术后GFR为(11.06 ± 5.96) ml/min；功能中度受损患肾22只，术前GFR为(17.13 ± 5.58) ml/min，术后GFR为(24.43 ± 7.20) ml/min；功能轻度受损患肾4只，术前GFR为(36.51 ± 4.71) ml/min，术后GFR为(46.67 ± 3.77) ml/min。 肾功能轻度受损组、中度受损组及重度受损组与术前相比，GFR有明显升高，差异有统计学意义，(P < 0.05)。见表1。
system: [SYSTEM]

user: 4. 讨论 肾结石并积水是泌尿外科常见疾病，重度肾积水并肾功能严重受损通常为手术切肾指征，准确评估此类患者患肾残余功能对治疗方案的选择具有重要的指导意义 [ 5 ] 。结石所致肾积水属梗阻性肾病，如能及时发现和解除梗阻，患肾功能有可能部分或全部恢复，因此准确评估术后患肾功能是否恢复以及恢复的程度具有重要的临床价值 [ 6 ] 。 GFR是指单位时间内从肾小球滤过的血浆容量(ml/min)，无论对于急性或慢性、小儿或成人肾脏病患者，GFR均是评估肾脏功能的一个非常敏感的指标，通过GFR的测定可以评估治疗效果、调整治疗方案以及为判断预后提供参考指标 [ 7 ] 。用于测量、估算GFR的方法较多，其中测定GFR的内源性物质中最常用的是血肌酐(Scr)、内生肌酐清除率(Ccr)，胱蛋白酶抑制物(Cys C)，有学者认为Ccr和Cys C要优于Scr [ 8 ] 。但肌酐受年龄、性别、人种、食物以及肾小管重吸收的影响较大，而测定Ccr还需准确留取定时尿量，患者的顺应性差，因此国外专家学者认为Ccr作为GFR的标志物并不理想，正在逐渐淡出GFR的标志物行列 [ 9 ] 。其他用于测定GFR的方法包括静脉肾盂造影(intravenous pyelography， IVP)，系经静脉注入造影剂、由肾脏排泄至尿路而使整个泌尿系显影的一种检查方法；以及CT尿路造影(computed tomography， CTU)与磁共振尿路成像(magnetic resonance urography， MRU)，其中后者费用较高，且无定量评价作用，故临床应用受到一定的限制。IVP除能了解患肾功能外，还可确定泌尿系梗阻部位及检出一些X线平片无法检出的结石，判断腹膜后病变与泌尿系器官的关系，肾影大小、形态，肾盂、肾盏有无瘢痕、变形等，并对鉴别肾盂肾炎、肾结核、肾肿瘤也有一定的意义，已成泌尿系结石的诊断及决定患者进一步治疗措施的常规检查方法。但因检查结果仅能从影像学上了解分肾功能的大致情况，而且对肾功能不良的患者有诱发急性肾衰竭的可能，部分患者可导致过敏反应，因而有一定的局限。如果IVP显示患肾不显影，则提示肾功能丧失可能，但部分研究认为IVP不显影的患者手术解除梗阻后部分肾功能可不同程度恢复 [ 10 ] ，因此，IVP不显影不能提示患肾无功能。有研究表明 [ 11 ] 肾功能受到轻、中度损害时， IVP反映受损程度不够准确，在肾功能严重受损时，只要保留总肾功能的10%便可被肾动态显像显示而此时IVP却显示无功能。类似的研究也表明肾功能损害到一定程度将影响IVP对肾功能的评价 [ 12 ] 。 肾动态显像是集形态和功能为一体的影像技术，因其简便、无创、准确、价格低廉，能同时得到分肾GFR、肾图和肾脏血流灌注、形态等方面的信息，并提供分肾是否受损、受损的严重程度等重要参考指标 [ 13 ] ，成为目前临床最常用的方法。 Table 1 The change of GFR in preoperative and postoperativ 组别 GFR [ml/(min·1.73m 2 )] P值 轻度受损组 术前 36.51 ± 4.71 0.007 术后 46.67 ± 3.77 中度受损组 术前 17.13 ± 5.58 0.000 术后 24.43 ± 7.20 重度受损组 术前 6.16 ± 2.06 0.001 术后 11.06 ± 5.96 表1. 术前术后患肾GFR值的变化 本研究应用SPECT 99m Tc-DTPA肾动态显像检查评价肾结石并积水患者术前及术后患肾(分肾)残余功能及功能恢复程度，并提出量化指标，对指导患者临床治疗、手术术式的选择、早期并准确评价肾功能等方面起到良好作用。 本研究的53只受检患肾 99m Tc-DTPA肾动态显像术前均提示有残余肾功能，根据术前GFR值分为轻度受损组、中度受损组和重度受损组，术后1~12个月进行第2次肾动态显像，其中功能重度受损患肾27只，术前GFR为(6.16 ± 2.06) ml/min，术后GFR为(11.06 ± 5.96) ml/min；功能中度受损患肾22只，术前GFR为(17.13 ± 5.58) ml/min，术后GFR为(24.43 ± 7.20) ml/min；功能轻度受损患肾4只，术前GFR为(36.51 ± 4.71) ml/min，术后GFR为(46.67 ± 3.77) ml/min。3组术前与术后的GFR比较P < 0.05，说明应用 99m Tc-DTPA肾动态显像来评价分肾GFR不仅在术前非常重要，而且能在术后量化GFR的变化并为临床提供疗效判断的依据。 但 99m Tc-DTPA肾动态显像测定GFR为功能成像，易受主观因素和技术因素的影响，如“弹丸”注射质量、本底校正和肾脏深度衰减校正、ROI感兴趣区勾画等，仍有可能使检查结果产生偏差，本研究样本量有限，尚需大样本的相关研究。 总之， 99m Tc-DTPA肾动态显像作为一种无创的影像检查手段，为评价肾结石并积水患者患肾残余功能以及术后患肾功能修复程度提供了帮助，也为临床外科的诊疗工作提供了有重要参考价值的量化数据。
system: [SYSTEM]

user: 摘 要 目的：报道真性红细胞增多症(PV)患者干扰素α(IFNα)治疗中合并亚急性甲状腺炎1例，初步探讨该类干扰素诱导的甲状腺炎(IIT)的临床特征，加深对IFNα不良反应的认识。方法：对本例患者的临床资料进行分析，并复习相关文献。结果：本例IIT的临床特征：1) 年轻女性，治疗前甲状腺自身抗体阴性，属于非自身免疫性IIT；2) 第一次亚甲炎发生于IFNα治疗2月时，第二次发生于IFNα治疗4月时；3) IIT的发生似乎与干扰素的剂型无关；4) IIT症状有轻有重，但是可控的，多数可以完成疗程；5) 中断后重新应用IFNα治疗时可再次发生甲状腺炎。结论：IFNα治疗中可出现甲状腺炎或甲状腺功能异常的不良反应。在血液系统疾病应用IFNα治疗时应严密监测甲状腺功能和甲状腺自身抗体。根据临床症状轻重决定是否停用IFNα，多数可继续使用，若停用后再次开始治疗时一定要严密监测甲状腺功能。 关键词 :真性红细胞增多症，甲状腺炎，干扰素 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/
system: [SYSTEM]

user: 1. 引言 真性红细胞增多症(polycythemia vera， PV)是一种慢性骨髓增殖性肿瘤，绝大多数病例与JAK2突变(V617F或12外显子)有关 [ 1 ] 。一线药物治疗包括羟基脲和干扰素，年轻患者(<40岁)中，羟基脲应慎用，干扰素用药6~12个月后，70%患者的HCT可获控制，20%可获部分缓解，此外，干扰素还可以使血小板计数、皮肤瘙痒和脾脏肿大得到显著改善 [ 2 ] 。我们应用干扰素治疗的1例PV患者，治疗过程中两次出现亚急性甲状腺炎，现报告如下并进行文献复习。
system: [SYSTEM]

user: 2. 病例资料 患者，女，44岁，因“间断头晕10年，加重伴乏力、皮肤瘙痒3月”于2016年5月16日入我院。患者2006年3月29日受凉后感头痛、头晕，在北京友谊医院检查血常规示HGB 173g/L、WBC 8.43 × 10 9 /L、PLT 426 × 10 9 /L，当年4月26日在北京协和医院检查骨髓象：增生活跃，粒系54%、红系42%，红系以中幼红细胞比例增高为主，各阶段比例及形态大致正常，考虑骨髓增殖性疾病。骨髓活检：三系细胞增生尚活跃，间质纤维组织增生不明显。2006年8月、2007年1月在北京协和医院两次共放血800 ml，症状略有减轻，HGB维持在140g/L左右、PLT (380 − 410) × 10 9 /L、WBC正常。2010年6月16日在北京协和医院复查血常规示HGB 177 g/L、WBC 4.26 × 10 9 /L、PLT 447 × 10 9 /L，乏力症状明显，予聚乙二醇干扰素(135 μg/周)治疗3月，血红蛋白正常后停药，HGB维持在(140 − 150)g/L、但PLT、WBC有逐渐增高趋势。2013年3月在北大人民医院复查骨髓象：增生活跃，粒系58%、红系22%，粒系原粒以下可见，晚幼粒比例偏高，红系早幼红以下可见，各阶段比例及形态大致正常，全片巨核细胞91只，产板巨21只、颗粒巨64只、裸核6只，血小板成簇可见。JAK2第617氨基酸位点(缬氨酸/苯丙氨酸)突变检测结果为阳性，基因型为G和T杂合子。BCR-ABL(P210)融合基因阴性。染色体：46，XX【20】。2013年4月在我院复查HGB 163 g/L、WBC 11.5 × 10 9 /L、PLT 523 × 10 9 /L，乏力症状明显，开始应用重组人干扰素α 1b (300 wu/次，3/周)治疗2月，HGB维持在150 g/L左右。干扰素治疗前甲功：TT 3 、TT 4 、FT 3 、FT 4 、TSH均正常，TG-Ab、TM-Ab未查(见表1)。2013年5月底出现左颈部肿痛，停用干扰素，间断口服布洛芬，效果不理想，1周后又出现右颈部肿痛伴发热，体温最高39℃，当时查体：双侧甲状腺Ⅱ°肿大，质韧，皮温正常，局部无红肿，压痛明显。甲状腺彩超：甲状腺弥漫性病变，考虑亚甲炎可能性大。血沉90 mm/h。甲功：TT 3 、TT 4 、FT 4 均升高，FT 3 正常、TSH降低，TG-Ab、TM-Ab均正常(见表1)。在我院住院确诊为亚急性甲状腺炎，期间出现心慌、多汗、体重下降等高代谢症状，予强的松口服(30 mg/d)同时加用倍他乐克(12.5 mg 2/日)后体温正常、颈部肿痛减轻，心慌症状缓解，强的松逐渐减量，约8周后症状无反复，复查TT 3 、TT 4 、FT 3 、FT 4 、TSH、TG-Ab、TM-Ab均正常(见表1)，停用强的松。2013年8月底妊娠，2014年5月在我院剖宫产一足月、健康男婴。2013年5月底至2016年4月初一直未用干扰素或其他药物治疗。2016年2月无诱因感乏力加重并伴皮肤瘙痒，症状逐渐加重，4月初在我院复查HGB 167 g/L、WBC 9.03 × 10 9 /L、PLT 520 × 10 9 /L，再次予重组人干扰素α-1b (300 wu/次，3/周)治疗1月复查HGB 175 g/L、WBC 10.20 × 10 9 /L、PLT 655 × 10 9 /L，之后静脉放血300 ml。为减少注射次数，改为聚乙二醇干扰素α-2a (135 μg/周)治疗2月，复查HGB 159 g/L、WBC 9.64 × 10 9 /L、PLT 600 × 10 9 /L，乏力症状改善不明显，皮肤瘙痒症状略有改善。2016年8月初再次出现双侧颈部肿痛，当时检查TT 3 、TT 4 、FT 3 、FT 4 、TSH、Anti-Tg、Anti-TPO均正常(见表2)，结合既往病史临床诊断亚急性甲状腺炎，停用干扰素并加用布洛芬(0.3口服1/12小时)1周后症状缓解。复查TT 3 、TT 4 、FT 3 、FT 4 、TSH、Anti-Tg、Anti-TPO均正常(见表2)，8月底再次加用聚乙二醇干扰素α-2a (135 μg/周)，至2016年12月门诊随访4月未再出现颈部肿痛等表现。