DreamBlooms/HansPub-15000-to-45000 huggingface dataset:
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user: 2. 系统框架及模型设计 2.1. 系统构架设计 万维引擎Veryengine是一款虚拟现实软件开发平台。通过文本编辑的开发方式，具有对程序编写修改且无须编译直接运行的效果。水质演变过程与鱼类运动轨迹的可视化仿真是在Veryengine程序编写的基础上，以Unity3D界面为载体，采用EXCEL表格编辑技术开发进行的虚拟仿真。鱼类运动行为响应可视化仿真系统构建架构如图1所示。 图1. 系统框架图 2.2. 系统模型设计 1) 水生态环境模型设计 为更真实地对展示鱼类在不同水环境中的行为响应，根据水域地形资料条件并利用3Dmax建模工具进行1:1等比例建模渲染，构建了地形、边界条件以及水动力特性的仿真模型(见图2)，实现湖泊三维场景交互式浏览。创建水质监测点并导入相应水质参数，可查询每个监测点水质变化过程。通过将模型数据导入Veryengine进行环境灯光效果、模型及相机等元素的调整，构建成水生态环境仿真模型(见图3)，可展现污染物在水中扩散、迁移过程，通过水体颜色的变化观察水生态环境的演变过程。 图2. 利用Unity3D创建的水生态环境模型 图3. 水生态环境仿真效果 2) 鱼类运动轨迹模型设计 将不同水生态环境的鱼类运动轨迹坐标导入万维引擎Veryengine，建立不同水环境下鱼类运动轨迹的可视化路径。利用EXCEL表格编辑技术，综合调整视角相机、语音简介等场景相关元素，展现鱼类在不同水生态环境的运动行为响应情况。 3) 模型叠加 将水生态环境演变过程的三维模型以及鱼类运动轨迹的三维模型进行叠加。用户可通过视频演示和操作说明，按照操作步骤快速熟悉仿真软件的基本环境及操作。可通过调整交互式场景以及键盘“WASD”键来控制视角前后、左右移动进行飞行模式，直观地浏览到污染物排入水体过程中水质变化对鱼类运动行为的影响，也可进行情景查询不同水质条件下鱼类运动轨迹信息，或者通过编辑修正水质指标来获取鱼类运动轨迹信息。
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user: 3. 系统功能模块 根据可视化仿真模型的不同功能设计，构建的功能模块有水质指标查询模块、污染物扩散迁移可视化模拟模块和鱼类运动轨迹可视化仿真模块。 3.1. 水质指标查询模块 水质指标查询模块可通过界面查询不同水生态环境的主要水质指标以及影响鱼类运动行为的水质指标(见图4)，也可通过输入水质指标查询相应的鱼类运动轨迹，由此来确鱼类运动行为响应指标如鱼类离污染物源距离、鱼类在水深方向的位置以及鱼类游泳速度等，并根据这些响应指标的变化对水生态环境的健康状况进行预测和评价。 图4. 水质指标查询 3.2. 污染物迁移过程仿真模块 利用Untiy3D粒子特效技术，模拟污染物扩散、迁移过程(见图5)。可通过键盘“WASD”键控制视角前后、左右移动进行飞行模式，直观地浏览到污染物排入水体过程中水质的演变过程。 图5. 采用粒子特效技术对污染物迁移进行可视化 3.3. 鱼类运动轨迹仿真模块 鱼类运动轨迹仿真模块可在浏览到水质演变过程中鱼类运动行为轨迹(见图6)。根据鱼类在不同水生态环境中的运动轨迹变化情况，确定鱼类运动行为响应指标。 图6. 鱼类运动过程可视化
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user: 4. 仿真系统的应用 鱼类在不同水环境中有不同的行为响应，根据其行为响应情况可对水生态健康状况进行评价。如在水体富营养化过程中，在贫营养阶段鱼类活动范围大；在中营养阶段鱼类运动轨迹表现为偏好于某一区域，且行为响应比较迟钝；在富营养阶段鱼类基本聚集于某处不动。在水体富营养过程中，鱼类运动轨迹是一个逐渐收敛的过程。 通过仿真系统查询鱼类运动轨迹变化情况来确定鱼类运动行为响应指标。如在水体富营养化过程中：1) 鱼类离污染源距离越来越远，说明水中污染物浓度逐渐升高；2) 鱼类运动轨迹由水域底层往表层迁移，这与垂线上溶解氧含量迅速下降、铜绿微囊藻毒素和非离子氨含量快速上升有关。3) 鱼类两个连续轨迹点之间距离的大小反映了鱼类游泳速度的快慢，距离大说明鱼类游泳速度快，反之则慢，而鱼类游泳速度的快慢与水中污染物浓度大小有关。因此，可通过查询鱼类两个连续运动轨迹点之间的距离大小，评价水中污染物浓度的变化情况。 根据鱼类在不同富营养阶段的行为响应变化，鱼类运动行为响应指标主要有鱼类离污染源距离、鱼类离水面距离和鱼类游泳速度，影响鱼类行为的主要水质指标为溶解氧、铜绿微囊藻毒素和非离子氨，且两者具有一定的相关性。根据鱼类运动行为响应指标与影响鱼类行为水质指标的相关性分析结果，构建鱼类运动行为的响应模型。对模型的拟合优度、显著性(F检验)以及回归系数的显著性(t检验)进行检验，用于鱼类在水质变化过程中的运动行为响应指标预测模型。根据预测模型反推影响鱼类行为的水质指标含量，从而达到对水体富营养状况进行预测与评价的目的。
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user: 5. 结束语 可视化仿真系统是通过图形或图像方式来展示虚拟仿真的计算结果，通过鼠标在系统界面的操作，就可以完成整个实验研究成果的展示。可视化图形图像是虚拟仿真运算结果的核心，本文通过把实验研究数据以及计算机数值模拟的数据转换成可输出图表，即可形象直观地展现污染物排入水体过程中，水生态环境演变与鱼类运动轨迹的三维可视化效果，为水生态健康评价、水生态修复效果评价以及水污染变化趋势的准确性提供参考依据，也为水环境综合整治与管理走向定量化、科学化提供了新思路和技术支持。
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user: 摘要 文章首先利用入数标准化公式对2016~2018年的产品销售数据进行标准化处理，统计分析得出A、C、E三类产品在不同时间不同地区的销售标准箱数从大到小依次为E、A、C，受网购等因素的影响MT销售渠道销售逐渐萎缩；再次建立季度环比增长率预测模型，利用极差公式的方法预测出2019年六个地区第二季度的环比增长率的范围；最后在假设成本不变的情况下，对调价的合理性进行统计分析。
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user: 1. 问题背景 本文以2019年中青杯全国数学建模竞赛C题销售问题为依托进行统计分析。主要目标是分析产品销售数量的影响因素，从而得到各个问题的解决方法 [ 1 ]。通过对2016~2019年销售数据(见题目附件1-4)进行挖掘分析，得到季节、区域、产品类型、销售渠道等因素对产品销售数量的影响特点 [ 2 ] [ 3 ]。然后根据销售数据的内在规律，建立合理的环比增长数学模型对2019年第二季度的销售情况进行预测。在成本不变的情况下结合数据(见题目附件5)，对公司调价决策优缺点进行评价分析及提出合理可行的销售策略。
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user: 3. 总结 建立的环比增长率模型在实际生活中具有很大的应用，例如，对于资产负债表、利润表、现金流量表等。在第三问中，只是仅根据预测数据给出相关销售决策方案，没有具体的量化销售方案。我们可以从定价与销量之间的函数关系，建立最大利润模型，可以更准确给出量化决策方案。
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user: 摘要 针对T800级碳纤维增强复合材料铺层递减层压板，开展了不同过渡段斜率(1:5，1:10和1:20)冲击后压缩试样的冲击性能、冲击后压缩性能以及疲劳损伤扩展过程试验研究，试验结果表明过渡段斜率对冲击性能和冲击后压缩性能有较大影响，同时获取了冲击后压–压疲劳试样损伤扩展规律。
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user: 1. 引言 复合材料具有高比强度、高比刚度以及优异的抗疲劳和耐腐蚀性能，破损安全性好 [ 1 ] [ 2 ]，在飞行器结构上得到了广泛应用。复合材料层压板由单层铺贴固化而成，通常为等厚结构；在实际使用过程中，变厚度的层压板结构具有不错的减重效果，目前已在机翼等结构中得到了运用。但是铺层递减复合材料结构由于铺层的不连续，容易引起应力集中而导致分层破坏。特别是复合材料结构对冲击损伤十分敏感，当铺层递减复合材料结构遭受冲击载荷作用时，对其承载能力的研究十分重要。 目前，国内外许多学者对复合材料结构的冲击损伤问题以及冲击后压缩性能开展了研究，但主要研究工作集中在等厚度复合材料层压板，如沈真 [ 3 ]，王俭 [ 4 ] 等人开展了复合材料层压板的冲击损伤阻抗性能试验研究。国外大多数学者采用了数值仿真分析方法开展铺层递减复合材料结构应力分析研究，如Vidyashankar [ 5 ]，Varughese [ 6 ] [ 7 ] 等人构建了铺层递减结构三维有限元分析方法，可以精确分析铺层递减结构的应力分布。 本文针对铺层递减复合材料层压板，开展不同过渡段斜率下铺层递减复合材料的冲击阻抗性能以及损伤容限性能试验研究，为复合材料铺层递减结构设计提供试验数据支撑。
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user: 2. 试样与试验方法 2.1. 试样 试样材料为T800级碳纤维增强复合材料，单层固化厚度为0.191 mm，试样通过手工铺贴，热压罐固化。铺层递减冲击后压缩试样尺寸为150 mm × 100 mm，试样薄区厚度为5.73 mm，厚区厚度为8.404 mm，过度段斜率设计了三种，分别为1:5，1:10和1:20，试样示意图如图1所示。 2.2. 试验方法 本文冲击试验方法依据ASTM D7136 [ 8 ] 实施。冲击点位于试样平面侧的几何中心，为了保证冲击载荷与试样表面垂直，根据不同过渡区斜率设计了三种垫板，如图2所示。冲击试验采用固定能量的冲击方式，冲击能量为35J，冲头直径为16 mm，冲击试验装置如图3所示。冲击结束后测量凹坑回弹数据，测量凹坑深度间隔周期为1 min、5 min、10 min、30 min、1 h、6 h、12 h、24 h、2 d、5 d。 本文冲击后压缩试验依据ASTM D7137 [ 9 ] 实施。由于铺层递减冲击后压缩试样正反两侧分别为平面和含过渡梯度面，为了防止试样在压缩试验过程中失稳，依据三种过渡区斜率设计了支撑刀口，冲击后压缩试验装置如图4所示。 图1. 铺层递减冲击后压缩试样示意图 图2. 铺层递减冲击垫板示意图 图3. 冲击试验装置 图4. 冲击后压缩试验装置
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user: 3. 试验结果与分析 3.1. 冲击试验结果与分析 通过落锤冲击试验获得了三种过渡段斜率铺层递减冲击后压缩试样的冲击损伤结果。从超声C扫描结果可发现过渡段斜率为1:5的冲击损伤区域更大，纤维劈裂长度更长；过渡段斜率为1:20的冲击损伤区域最小，其典型的超声C扫图像如图5所示；过渡段斜率为1:10试样的的平均冲击凹坑为0.209 mm，过渡段斜率为1:5和1:20试样的平均凹坑均为0.2 mm，此3组试样的平均凹坑深度基本一样。分析表明过渡段斜率小的构型具有更优异的抗冲击性能。 图5. 典型冲击损伤超声C扫结果 图6给出了三种不同过渡区斜率铺层递减冲击试样典型凹坑回弹曲线，结果显示在24 h后凹坑深度基本不再变化。 图6. 典型试样凹坑回弹曲线 3.2. 冲击后压缩试验结果与分析 通过冲击后压缩试验获取了三种构型试样冲击后压缩强度性能，其结果对比如图7所示。通过对比发现当过渡段斜率为1:20时，试样的冲击后压缩强度相较于斜率为1:10的高12.6%；当试样过渡段斜率为1:5时，试样的冲击后压缩强度相较于斜率为1:10的降低8.2%。从3.1节此三种递减形式下的冲击损伤阻抗分析发现，斜率越小的试验件冲击损伤面积越小，因而冲击后压缩性能随之提高。结果表明当试样的过渡段斜率减小时，冲击后压缩性能随之提高。 3.3. 冲击后压–压疲劳损伤扩展分析 本文采用红外热成像技术监控了过渡区斜率为1:10试样在压–压疲劳载荷作用下的损伤扩展过程。由试验结果可以发现，随着疲劳循环次数的增加，在冲击损伤区域的温度开始升高(颜色代表温度，越红代表温度越高)，如图8所示；这是由于冲击损伤区域存在分层和纤维断裂，在疲劳载荷作用下断裂的纤维和基体以及基体与基体间相互摩擦产生热量；同时，在临近破坏时可以发现损伤区域快速扩展，在极少的疲劳循环次数内就扩展到试件边缘，发生破坏。试验件表面温升随循环次数的变化趋势如图9所示，由此可发现在开始的数千次疲劳循环中试验件损伤区域的温升上升到5℃，并在后面大部分时间都稳定在5℃，当损伤区域的温升再次上升且超过10℃时试验件在极短的时间内就发生了破坏，表明在冲击后压–压疲劳中试样的温升存在一个临界点，当温升达到这个临界点就预示着试验件即将失效。 图7. 三种构型试样冲击后压缩强度对比 图8. 不同循环次数下的热波图 图9. 试样表面温升随循环次数变化曲线
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user: 4. 结论 1) 过渡段斜率小的铺层递减构型具有更优异的抗冲击性能，冲击后压缩性能也更高； 2) 在冲击后压–压疲劳试验过程中，试样表面温升将稳定在一个温度(5℃)范围内，当温度再次上升时表明损伤开始扩展，温升超过10℃时试样将在短时间内发生失效。
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user: 摘要 通过采用高模量沥青混合料，对全厚式沥青路面结构进行了优化设计，根据不同路面材料参数，分别计算分析了3种全厚式沥青路面结构沥青层底拉应变与路基顶面压应变，得到了不同全厚式沥青路面结构层的厚度。结果显示，方案1中高模量沥青混合料层底的允许拉应变为72.0 × 10 −6 ，路基顶面允许的压应变为230.5 × 10 −6 ，可以满足结构所需的最小结构层厚度为9 cm；方案2中高模量沥青混合料层底的允许拉应变为70.5 × 10 −6 ，路基顶面允许的压应变为230.5 × 10 −6 ，可以满足结构所需的最小厚度为26 cm，为了便于施工可以将其分成8 cm、9 cm和9 cm。优化设计的全厚式沥青路面相比原方案有效降低了沥青层厚度，在满足相同荷载作用条件下，对全厚式沥青路面结构进行了降低成本优化，减小了路面结构因过度冗余设计所导致的资源浪费。
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user: 1. 引言 我国高速公路沥青路面结构总厚度通常在70 cm以上，随着我国对环保工作的重视，高能耗、高污染及破坏环境的砂石料开采加工被大量限制，导致公路建设用砂石料资源严重缺乏，不仅严重影响公路建设进度，同时也极大增加了路面工程造价。全厚式沥青路面是指沥青混合料直接铺筑在土基上的一种特殊路面结构，与传统沥青路面结构相比，路面总体厚度可较传统减薄30 cm以上，节约资源的潜力巨大。 全厚式沥青路面，在美国、德国、法国、澳大利亚以及加拿大一些州等国成为高速公路的主要结构类型之一，在重、中交通上得到大量应用。尤其是美国的永久性路面设计方法及MEPDG设计方法、欧洲的“绿色公路”技术体系《长寿命柔性路面设计指南》和法国的沥青路面设计规范等都对全厚式沥青路面结构设计提出了相应的要求 [ 1 ] [ 2 ] [ 3 ]。而在我国，全厚式沥青路面结构仍然处于探索阶段。王林等在滨州至大高永久性路面试验路中采用了总长3公里的3种全厚式沥青路面结构，试验段经过运营15年，3种全厚式沥青路面结构均表现出良好的服役性能，验证了该路面结构的可靠性与可行性 [ 4 ] [ 5 ] [ 6 ]。 本文针对我国传统沥青路面结构厚度大，资源消耗大的问题，结合全厚式沥青路面的结构特点，基于高模量沥青混合料，提出两种重载交通条件下高速公路全厚式沥青路面结构，对该结构进行了力学计算分析与优化，确定了路面结构层层厚。研究成果对降低公路建设资源消耗、提高道路使用性能、降低工程造价等具有显著的经济和社会效益。
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user: 2. 路面结构设计方案 原设计的全厚式沥青路面结构与优化计算的设计方案见图1。其中，原设计方案上面层为最大粒径13.2 mm的沥青玛蹄脂碎石混合料(SMA-13)，中下面层分别为最大粒径20 mm的高模量沥青混合料(EME-20)，柔性基层为最大粒径25 mm的大粒径透水性沥青混合料(LSPM-25)，路基上部设置最大粒径13.2 mm的密级配沥青混合料(AC-13F)作为抗疲劳层。而优化设计的路面结构方案1和方案2与原设计方案有较大的不同，方案1采用了高模量沥青混合料(EME-20)置于柔性基层下部，使EME-20主要起到抗疲劳的作用；方案2则进一步简化了材料类型除表面层外全部采用了EME-20。方案1和方案2都需要计算确定EME-20沥青层的厚度。 图1. 全厚式沥青路面结构初步设计
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user: 3. 分析方法与参数 对于全厚式沥青路面结构的设计计算与分析，采用国际上较为成熟的法国路面结构设计软件ALIZE以及法国路面结构设计规范(NF P98-086)。在ALIZE中变换轴载为我国100 kN标准轴载(表1)，设计年限为20年，路网类型为高速公路，等效温度21.8℃，路基强度采用法国标准PF3等级(80 MPa)。分析计算时，采用的路面材料参数见表2。 全厚式路面结构厚度设计分析的主要控制指标为：沥青层底的水平拉应变和路基顶面的竖向压应变，同时还要满足沥青层疲劳次数的要求。 Table 1 Standard axle loa 参数 位置示意图 当量圆半径R (m) 0.1065 轮胎接地压强(MPa) 0.7016 车轮重量(kN) 25 两轮中心距d (m) 0.3195 表1. 标准轴载 Table 2 Pavement materials parameter 参数 SMA-13 EME-20 LSPM-25 AC-13F 复合模量E (15℃， 10 Hz) 7500 MPa 11，000 MPa 8000 MPa 7500 MPa 复合模量E (22℃， 10 Hz) 4470 MPa 6656 MPa 4768 MPa 4470 MPa 破坏应变(×10 −6 ) 130 75 105 表2. 路面材料参数
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user: 4. 计算与分析 首先，采用我国的标准轴载计算全厚式沥青路面结构原方案的力学状态，其中沥青层底拉应变(即AC-13F层底)为52.1 × 10 −6 、路基顶面压应变为151.8 × 10 −6 。此时，原方案计算出的沥青层底拉应变小鱼AC-13F材料允许拉应变105 × 10 −6 ，满足要求。然后，为了准确获取原方案路面结构所能承受的交通量，需要根据AC-13F的抗疲劳次数与计算得出的沥青层底拉应变反算交通量。计算可以得到，设计年限内累计当量轴次NE为68，527，000轴次，日交通量为4708辆重车/每天/车道。根据法国规范分类，其交通等级为TS+。最终，后续优化设计的全厚式沥青路面结构均采用该交通量进行计算分析。 进一步优化设计全厚式沥青路面方案1和方案2中EME-20沥青层的厚度。按照反算得到的交通量参数和方案1、方案2中设计的SMA-13、LSPM-25等结构层厚分别计算各方案中EME-20层厚度。 对于方案1，预设EME-20层的厚度，通过结构层厚度敏感性分析，计算得到沥青层底弯拉应变与EME层厚度的对应关系见图2。此时，计算得出沥青层底层EME-20的允许拉应变为72.0 × 10 −6 ，路基顶面允许的压应变为230.5 × 10 −6 。根据图中可以得到，由于沥青层底弯拉应变要小于允许值72.0 × 10 −6 。因此绿色部分为沥青层最底层EME-20层可以满足结构所需的厚度，其中最小结构层厚度为9 cm。对沥青层底EME-20厚度为9 cm的方案1进行力学验算，验算结果见表3，可以得到所有计算值均小于允许值。全厚式沥青路面方案1中位于沥青层底的EME-20最小厚度可以采用9 cm。 图2. 方案1沥青层底弯拉应变与EME层厚度的对应关系 Table 3 Comparison of allowable value and calculated value of pavement structur 验算指标 计算值 允许值 沥青层底弯拉应变 71.8 × 10 −6 72.0 × 10 −6 路基的层顶压应变 222.0 × 10 −6 230.5 × 10 −6 表3. 路面结构允许值与计算值对比 对于方案2，通过结构层厚度敏感性分析，计算满足应变要求下的结构层厚度，得到的沥青层底弯拉应变与EME层厚度的对应关系见图3。计算得出EME-20层底的允许拉应变为70.5 × 10 −6 ，路基顶面允许的压应变为230.5 × 10 −6 。根据图中结果可以得到，由于沥青层底弯拉应变要小于允许值70.5 × 10 −6 。因此绿色部分为EME-20层可以满足结构所需的厚度，其中最小厚度为26 cm。以该最小厚度对方案2设计出的全厚式沥青路面结构进行力学验算，验算结果见表4，所有计算值均小于允许值。全厚式沥青路面方案2中位于沥青上面层以下的EME-20层总体最小厚度可以采用26 cm，为了便于施工可以将其分成8cm、9 cm和9 cm。 图3. 方案2沥青层底弯拉应变与EME层厚度的对应关系 Table 4 Comparison of allowable value and calculated value of pavement structur 验算指标 计算值 允许值 沥青层底弯拉应变 68.7 × 10 −6 70.5 × 10 −6 路基的层顶压应变 212.7 × 10 −6 230.5 × 10 −6 表4. 路面结构允许值与计算值对比 图4. 全厚式沥青路面结构最终设计 由图4可知，通过对全厚式沥青路面结构材料、层位以及厚度等因素的优化，新的方案相比原设计方案可以有效降低沥青层厚度，由原40 cm减小至30 cm。其中，方案2只采用了两种混合料类型就满足了交通荷载的要求，再减薄沥青层厚度的同时还简化了施工工艺。而方案1则将EME-20用于抵抗层底拉应变和疲劳荷载的作用，其效果与原AC-13F的性能相当。方案1和方案2均在满足相同荷载作用条件下，对全厚式沥青路面结构进行了降低成本优化，减小了路面结构因过度冗余设计所导致的资源浪费。
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user: 5. 结论 1) 方案1中沥青层底层EME-20的允许拉应变为72.0 × 10 −6 ，路基顶面允许的压应变为230.5 × 10 −6 。沥青层最底层EME-20层可以满足结构所需的最小结构层厚度为9 cm。 2) 方案2中EME-20层底的允许拉应变为70.5 × 10 −6 ，路基顶面允许的压应变为230.5 × 10 −6 。EME-20层可以满足结构所需的最小厚度为26 cm。全厚式沥青路面方案2中位于沥青上面层以下的EME-20层总体最小厚度可以采用26 cm，为了便于施工可以将其分成8 cm、9 cm和9 cm。 3) 新的全厚式沥青路面设计方案相比原方案有效降低了沥青层厚度，在满足相同荷载作用条件下，对全厚式沥青路面结构进行了降低成本优化，减小了路面结构因过度冗余设计所导致的资源浪费。
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user: 摘要 采用原位同步辐射X射线衍射、HP4294A型阻抗分析仪、伸长量原位观测等方法研究了Fe-Cu-Nb-Si-B非晶合金样品在自由和张应力退火条件下的磁各向异性和晶格各向异性以及宏观变化量之间的关系。结果表明，样品的晶格各向异性与外加张应力呈线性关系，磁各向异性与外加张应力呈指数关系，外加张应力退火样品的磁各向异性是由样品的晶格各向异性和近邻纳米晶粒间的交换耦合作用改变共同导致的。
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user: 1. 引言 自发现Fe 73.5 Cu 1 Nb 3 Si 13.5 B 9 合金 [ 1 ] 材料以来，由于其具有优异的软磁性能而引起人们的广泛关注和深入研究 [ 2 ] [ 3 ] [ 4 ]。研究表明，应力退火 [ 5 ] [ 6 ] 感生的磁各向异性大于磁场退火 [ 7 ] [ 8 ] 所感生的磁各向异性，它的机理研究对优化材料磁性能具有重要的现实指导价值，但目前人们对应力感生磁各向异性机理的认识还存在诸多争议，Herzer等人 [ 9 ] 提出了磁弹耦合相互作用模型，Hofmann等 [ 10 ] 提出了基于neel原子对方向有序模型，之后Ohnuma等 [ 11 ] [ 12 ] [ 13 ] 通过透射X射线衍射技术直接观测到了应力退火引起了Fe基合金的晶格各向异性，主张晶格各向异性是感生磁各向异性的直接原因，表示应力感生磁各向异性与外加应力呈线性关系，并认为长时间或者多次回火可以消除感生的磁各向异性。但这些理论都未考虑到退火过程中非晶基底蠕变所产生的效应。方允樟等 [ 14 ] [ 15 ] 采用原子力显微镜对Fe基合金带横断面介观结构进行观测，提出了α-Fe(Si)纳米晶粒的定向团聚也是导致应力退火感生磁各向异性的重要原因。近期许校嘉等 [ 16 ] 通过多次回火实验表明应力退火感生的磁各向异性无法完全被消除，提出在Ohnuma等理论的基础上，还应该考虑方允樟等提出的颗粒定向团聚模型。本文主要采用同步辐射X射线衍射原位观测了Fe基纳米晶合金薄带微观应变，采用退火过程原位监测计算了样品的宏观应变，采用HP4294A型阻抗分析仪测定了样品磁各向异性，并计算退火后样品中纳米晶间的距离，探讨了应力对于纳米晶粒间的交换耦合作用的影响，提出了应力退火使纳米晶间隙改变，横向交换耦合作用增强，纵向减弱，从而产生的纳米晶分布各向异性是除晶格各向异性外，另一导致磁各向异性增大的重要因素。以期对应力感生磁各向异性机理的研究提供一定的帮助。
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user: 2. 实验 本文所使用的Fe基合金薄带(Fe 73.5 Cu 1 Nb 3 Si 13.5 B 9 )是通过单辊快淬法制备得到的宽度为1 mm，厚度为35 μm的非晶薄带，分别对非晶薄带进行540℃ 0 MPa~410 MPa退火处理得到自由退火样品和应力退火样品，升温速率均为36℃/min，退火时间为30 min，整个退火过程附加流通氮气保护。利用Supereyes B011 5MP 500X数字摄像显微镜以及Supereyes软件，观测并记录样品的纵向宏观变化量。采用上海同步辐射装置(SSRF)的BL14W硬X射线对待测样品进行显微结构的表征。其中X射线的波长λ = 0.069 nm、能量E = 18.0 keV、分辨率为2.5 × 10 −4 。采用HP4294A型阻抗分析仪纵向驱动模式测量Fe基合金薄带的巨磁阻抗(GMI)曲线，并通过GMI曲线计算样品的磁各向异性。 巨磁阻抗比的计算公式表示为： Δ Z Z = Z H e x − Z H max Z H max × 100 % (1) 其中 Z H e x 为外加任意磁场H ex 下样品对应的阻抗值， Z H max 为在外加最大磁场H max 时样品对应的阻抗值，ΔZ/Z为巨磁阻抗比值。 样品的横向磁各向异性场计算公式表示为： H k = H + − H − 2 (2) 其中H + 为样品样品GMI曲线半高宽处对应的正向磁场强度，H − 为样品GMI曲线半高宽处对应的反向磁场强度，H k 为样品的横向磁各向异性场。
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user: 3. 结果与讨论 3.1. 不同退火样品的巨磁阻抗与磁各向异性 图1所示为不同应力(0 MPa~410 MPa)进行540℃退火后的样品，在400 kHz驱动频率下测得的巨磁阻抗比值随外加磁场的变化关系图。从图中可以看出，样品在540℃ 0MPa退火即自由退火的条件下，样品的GMI曲线呈现出一个窄高的尖锐峰，说明其对微弱的外磁场变化是敏感的。随着外加应力的增加，样品的峰的高度逐渐降低，宽度增大。当应力大于53 MPa，样品的GMI曲线开始出现了“平台”，说明样品对于该“平台”范围的外磁场敏感度减弱，并随着应力的逐渐增大，样品对于外磁场的不敏感区逐渐扩大。 图1. 540℃不同应力退火样品的GMI曲线 图2为应力退火样品的最大巨磁阻抗比(∆Z/Z) max 、磁各向异性场H k 与应力σ之间的变化关系，样品在分别通过540℃ 0 MPa、53 MPa、107 MPa、160 MPa、213 MPa、274 MPa、341 MPa、410 MPa应力退火后，得到的最大巨磁阻抗比分别为1284.02%、523.46%、319.91%、197.78%、151.53%、104.22%、69.01%、38.99%，磁各向异性场分别为40.13 A/m、1055.51 A/m、2263.79 A/m、3604.76 A/m、4852.98 A/m、6868.76 A/m、8956.87 A/m、11969.39 A/m，通过对数据点进行处理得到拟合的曲线，可以发现样品的最大巨磁阻抗比(∆Z/Z) max 随着外加应力σ的增加而减小，关系如式(3)，样品感生的磁各向异性场H k 随着外加应力σ的增大呈指数增长，并非线性关系，关系如式(4)。 ( Δ Z Z ) max = 694.58 e − σ 28.77 + 586.85 e − σ 152.77 + 2.48 (3) H k = 7863.34 e σ 444.27 − 7781.57 (4) 图2. 样品的最大巨磁阻抗比、磁各向异性场与应力的关系曲线图 3.2. 不同应力退火样品的微观结构 样品在进行540℃退火后内部已经产生了晶化，生成的是α-Fe(Si)纳米晶，由于XRD曲线中的(110)峰是非晶峰和晶化峰的叠加，会对实验结果造成一定的影响，所以为了排除非晶峰的影响，选取样品晶化后才出现的(200)峰进行处理，并计算样品的微观应变。图3表示0 MPa、107 MPa、160 MPa、213 MPa、274 MPa、410 MPa应力退火后样品在垂直和平行应力方向(200)峰位的变化，对比发现相对于自由退火样品，应力退火样品随着应力的增加(200)峰平行应力方向逐渐向着低角度偏移，垂直应力方向向着高角度偏移，从峰位的相对偏移可以看出，施加应力会使纳米晶垂直应力方向上的晶面间距减小，平行应力方向的晶面间距增大，从而产生纳米晶晶格各向异性。说明外加应力退火会使得样品晶化时产生纳米晶晶格各向异性，随着施加的张应力的增大，纳米晶的晶格各向异性也会随之增大。 3.3. 样品的宏观应变与微观应变 采用XRD曲线的(200)峰计算样品的微观应变，公式为： ε m i c r o = d / / − d ⊥ d 0 M P a (5) 其中 d / / 为样品中平行于应力方向的纳米晶的晶面间距， d ⊥ 为样品中垂直于应力方向的纳米晶的晶面间距， d 0 M P a 为自由退火样品中纳米晶的晶面间距， ε m i c r o 为样品的微观应变。 图3. 不同应力退火样品垂直和平行应力方向(200)峰位图 图4所示为样品的微观应变 ε m i c r o 与应力σ的变化关系曲线图，微观应变分别为0%、0.15%、0.39%、0.57%、0.82%、1.00%、1.24%、1.50%，对数据点进行拟合后得到曲线，可以发现样品的微观应变随着外加应力的增大呈线性增加，关系如式(6)。 ε m i c r o = 0.0037 σ − 0.0131 (6) 对样品的伸长量进行监测，并计算样品的宏观应变，计算公式为： ε m a c r o = Δ l l 0 (7) 其中 Δ l 为薄带长度的变化量， l 0 为薄带的原长， ε m a c r o 为样品的宏观应变。 图5为样品的宏观应变 ε m a c r o 与应力σ的变化关系曲线图。样品的宏观应变分别为−0.31%、0.75%、1.98%、3.09%、4.365%、6.08%、8.50%、11.59%通过对数据点进行拟合发现应力较小时，样品的宏观应变能够与外加应力线性相关，关系如式(8)，当应力继续增大，宏观应变总体上会与外加应力呈指数关系，关系如式(9)。 ε m a c r o = 0.02 σ − 0.36 (8) ε m a c r o = 5.87 e σ 371.93 − 6.03 (9) 样品的磁各向异性、宏观应变随外加应力的变化是指数增大的，而微观应变与应力呈线性关系，与磁各向异性、宏观应变并不是线性关系。在以往的工作中，我们对于540℃应力退火后的薄带样品进行等温回火可以使得纳米晶的宏观应变有所减小，但仍有很大的残余，样品中的磁各向异性在多次回火后最终也会存在残余，而样品的晶格各向异性在第一次回火中明显减小，并可以在多次或长时间的回火过程中被逐渐消减，由拟合的曲线推导可以得出当样品的晶格各向异性减为0时，样品的磁各向异性仍有16%左右的残余 [ 16 ]。说明应力感生的磁各向异性并不完全由应力退火造成的纳米晶晶格各向异性导致，应还存在另一种应力退火导致的因素增大了样品的磁各向异性，且这种因素在大应力退火下对样品磁各向异性的影响更为显著。宏观应变远大于微观应变是由于非晶基底的蠕变导致的，且宏观应变与应力不 图4. 样品的微观应变与应力的关系曲线图 图5. 样品的宏观应变与应力的关系曲线图 呈线性关系，由此我们认为该因素是由非晶基底的蠕变带来的，并且不能通过多次回火或长时间的退火被消除。这里对自由退火和410 MPa应力退火样品中的纳米晶间隙进行了计算和比较。分析退火样品的XRD曲线得到晶化分数Vcr，并通过谢乐公式计算样品中纳米晶尺寸D： D = k λ B cos θ (10) 这里的k是常数，取0.89，λ为测量时仪器给定的波长，B为XRD曲线(200)峰给定的半高宽FHWM，θ为XRD曲线上(200)峰对应的衍射角2θ的一半。得到自由退火样品的平均尺寸为9.51 nm，晶化分数为67.73%；应力退火样品的平均尺寸约为8.04 nm，晶化分数为69.45%。并结合样品的宏观应变和纳米晶的形状各向异性计算样品中纳米晶间隙δ，自由退火样品δ为7.95 nm，应力退火样品δ平行晶带方向为8.73 nm，垂直应力方向为3.98 nm，说明相比于自由退火，应力退火样品平行应力方向纳米晶间隙变大，垂直应力方向减小，造成了在垂直晶带方向上的纳米晶定向团聚，导致了横向纳米晶间的交换耦合作用增强，纵向纳米晶间的交换耦合作用减弱，从而增大了横向磁各向异性。
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user: 4. 结论 540℃退火的样品感生的磁各向异性与外加应力呈指数变化，样品的微观应变与外加应力满足线性关系。外加应力进行540℃退火时，非晶基底的蠕变会造成纳米晶横向之间距离减小，近邻纳米晶粒间的交换耦合作用增大，纵向纳米晶间隙增大，近邻纳米晶粒间的交换耦合作用减小，从而产生纳米晶分布各向异性，所以应力感生的磁各向异性中84%来自于外加应力退火感生的纳米晶晶格各向异性，其余16%是来自于无法被回火所消除的纳米晶分布各向异性。
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user: 摘要 针对T800级碳纤维增强复合材料开孔层压板在拉–拉疲劳试验过程中，在低应力水平下试样边缘出现大面积分层现象的工程问题，开展了开孔试样宽径比(宽度与开孔直径之比)对边缘应力集中影响的分析研究。通过数值仿真分析方法模拟了宽径比为6~10五种构型试样在拉伸载荷作用下的应力分布形式，结果表明边缘效应一直都存在，不会随着宽径比的增加而消失，但是会随着试样宽径比的增加而减弱对层间界面边缘应力集中的影响。
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user: 1. 引言 复合材料具有优异的比强度、比刚度性能，以及抗疲劳、耐腐蚀性能，在飞机结构上得到了广泛应用。碳纤维增强复合材料的增强相从T300级碳纤维发展到了T800级碳纤维，纤维性能实现大幅提升，使得复合材料层压板纤维控制性能的较大提高，更有利于结构减重；但是T800级碳纤维增强复合材料性能提升的同时带来了一些此前T300级碳纤维复合材料不存在的问题。例如通过对开孔拉–拉疲劳试验过程的观察，发现在较低应力比(疲劳峰值强度与静强度之比)下开孔拉伸试样边缘出现了大面积的分层现象，得到了与T300级碳纤维增强复合材料层压板不同的失效模式；因此T800级碳纤维增强复合材料试样边缘应力分析值得引起学者们的关注。 目前，许多学者对复合材料层压板在自由边处的层间应力开展了研究，包括解析法、有限差分方法以及有限元法。Salamon [ 1 ]，Altus et al. [ 2 ]，Pagano [ 3 ] 和Bhasker et al. [ 4 ] 等人采用有限差分法研究了复合材料层压板边缘层间应力问题，Wang [ 5 ] 等人则采用了有限元方法，Tang [ 6 ] [ 7 ] 等人采用边界层理论研究了复合材料层压板在拉伸载荷作用下的自由边效应问题。上述研究主要针对T300级碳纤维增强复合材料层压板，目前少有研究学者对T800级碳纤维增强复合材料层压板边缘应力开展深入研究。 本文针对T800级碳纤维增强复合材料开孔层压板，开展层间应力数值仿真分析研究，通过模拟不同宽径比的试样获取宽径比对开孔层压板在拉伸载荷作用下的边缘应力影响规律，为探究高强中模型复合材料开孔层压板边缘易分层问题提供分析支撑。
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user: 2. 数值仿真模型与方法 2.1. 数值模型 本文采用复合材料层内模型和层间模型构建开孔拉伸仿真模型；层内模型采用实体单元模拟；层间损伤模型采用界面单元(cohesive element)来模拟。有限元模型中开孔层压板尺寸、铺层与试验相同，层压板尺寸为300 mm × 36 mm × 2.24 mm，开孔直径为6 mm，铺层形式为[45/0/−45/90]2S。为了更好地预测层压板分层损伤，各层之间建立零厚度的Cohesive单元，采用三维8节点六面体线性减缩积分单元C3D8R对各铺层的层压板单元进行模拟，Cohesive单元为三维八节点粘性单元。开孔拉伸试样几何模型如图1所示。 图1. 开孔拉伸试样数值模型 2.2. 数值模型边界条件 本文数值模型边界条件为在开孔拉伸试样左端施加固支约束，在右端施加除1方向外的其余约束，同时在右端施加1方向的位移载荷，具体如图2所示。 图2. 边界条件 2.3. 材料力学性能参数 本文采用T800级碳纤维增强复合材料进行数值模拟，表1为复合材料层压板基本力学性能参数。 Table 1 Basic mechanical property parameters of T800 carbon fiber reinforced composite 参数 数值 参数 数值 E11/GPa 165 Xt/MPa 2640 E22 = E33/GPa 8.8 Xc/MPa 1300 V12 = V13 0.288 Yt/MPa 89 V23 0.5 Yc/MPa 210 G12 = G13/GPa 5.55 S12 = S13/MPa 133 G23/GPa 3.45 表1. T800级碳纤维增强复合材料基本力学性能参数
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user: 3. 数值仿真模型分析 3.1. 数值模型有效性验证 通过试验测得T800级碳纤维增强复合材料层合板开孔拉伸强度为495 MPa，其层压板尺寸为、铺层形式与上文所述相同。由本仿真模型计算得到的开孔拉伸强度为483.6 MPa，与试验结果相比误差为−2.3%，验证了本文提出数值模型的有效性。 3.2. 宽径比对开孔层压板边缘应力影响分析 根据对试验数据的分析发现，当开孔拉伸试样承受的平均应力水平达到350 MPa左右时，试样边缘出现分层。本仿真采用相同的参数设置分别计算宽度和孔径比(W/D)为6:1、7:1、8:1、9:1以及10:1 五种构型试样在350 MPa应力水平下试样边缘应力分布形式。 通过数值仿真分析得到了开孔拉伸试样各层间应力的响应云图以及失效云图。图3给出了宽径比为6开孔拉伸试样在350 MPa应力水平下，各层间应力的分布形式。通过界面的层间应力云图可发现在试验件的边缘和孔边存在较高的应力，特别是在孔两侧边缘的一倍厚度距离内应力集中非常明显，这将导致试样边缘更早的出现分层。图4给出了此模型在350 MPa应力水平下典型层间界面的损伤失效云图，由仿真结果可知在第3层与第4层(−45˚/90˚，以下称界面1)、第7层与第8层(−45˚/90˚，以下称界面2)、第9层与第10层(90˚/−45˚，以下称界面3)、第13层与第14层(90˚/−45˚，以下称界面4)之间的界面均在试样边缘出现了分层，而孔边均没有分层；由此说明试样的边缘效应对层压板层间失效产生了影响，不利于获取结构真实的性能；同时在刚度差异较大的层间易出现分层。由于层压板铺层的对称性，界面1和界面4的层间损伤比较类似，界面2和界面3的层间损伤比较类似，后续分析只给出界面1和界面2的层间损伤。 图3. 层压板层间界面应力云图 图4. 层压板典型层间损伤云图 图5给出了宽径比为7开孔拉伸试样在350 MPa应力水平下，典型界面的损伤云图，图6为390 MPa应力水平下典型界面的损伤云图。可以发现随着宽径比由6增加到7，边缘分层损伤依然是比孔边损伤更早的产生，但是其需要更高的应力水平。 图5. 开孔拉伸试样(W/D = 7)在350 MPa应力水平下典型界面损伤 图6. 开孔拉伸试样(W/D = 7)在390 MPa应力水平下典型界面损伤 图7给出了宽径比为8开孔拉伸试样在350 MPa应力水平下，典型界面的损伤云图。可以发现随着宽度与孔径比由7增加到8，界面1孔边损伤和边缘初始损伤几乎同时出现，说明随着试验件宽度的增加边缘对界面损伤的影响变小，但边缘分层一直存在。 图7. 开孔拉伸试样(W/D = 8)在350 MPa应力水平下典型界面损伤 图8给出了宽径比为9开孔拉伸试样在350 MPa应力水平下，典型界面的损伤云图。可以发现随着宽度与孔径比由8增加到9，界面1孔边损伤和边缘初始损伤也几乎同时出现。 图9给出了宽径比为10开孔拉伸试样在350 MPa应力水平下，典型界面的损伤云图。可以发现随着宽度与孔径比由9增加到10，界面1孔边损伤和边缘初始损伤也几乎同时出现，边缘分层也存在。图10给出了宽径比为10开孔拉伸试样在412 MPa应力水平下，典型界面的损伤云图，随着载荷的增加，最终还是边缘首先发生分层失效。 图8. 开孔拉伸试样(W/D = 9)在350 MPa应力水平下典型界面损伤 图9. 开孔拉伸试样(W/D = 10)在350 MPa应力水平下典型界面损伤 图10. 开孔拉伸试样(W/D = 10)在412 MPa应力水平下典型界面损伤
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user: 4. 结论 本文采用数值仿真分析方法对不同宽孔径比(W/D = 6~10)的开孔拉伸试样进行了仿真分析，通过对界面损伤失效过程的研究，发现边缘效应一直都存在，不会随着试验件宽度的增加而消失，但是会随着试验件宽度的增加而减弱对界面的影响，当宽径比达到8时(W/D = 8)会减弱对界面性能的影响，但最终边缘分层先于孔边分层发生。
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user: 摘要 CsCuCl 3 钙钛矿以其环境友好、稳定性高等特点备受科研工作者的关注，但由于其强激子–声子耦合诱导的本征自陷和表面缺陷主要控制电荷载流子的陷获过程，大大降低了它的光致发光量子效率，以致无法检测到光致发光信号，限制了对其光学性能的研究。为解决这个问题，本文在制备样品的过程中，引入Na元素来钝化内部和表面缺陷，采用降温结晶法成功制备了Na掺杂的CsCuCl 3 单晶，并对晶体结构、发光及光热性能和环境稳定性进行表征，这为设计具有良好光学性能的无铅钙钛矿光电器件提供了参考。
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user: 1. 引言 自2012年首次报道固态太阳能电池以来，有机–无机混合卤化铅钙钛矿因其优异的光电性能，如合适的带隙、长的空穴–电子扩散长度和高载流子迁移率等，已成为低成本高性能光伏器件最有前途的核心光吸收材料，并迅速引起科研工作者的关注 [ 1 ] [ 2 ]。其中，铅基钙钛矿太阳能电池的发展最为迅速，在短短的十一年时间内，其光电转化效率由最初Miyasaka等人报道的3.8%飙升到如今的25.2%，未来目标将要达到30%，这完全可以与商业硅基太阳能电池相媲美 [ 3 ] [ 4 ] [ 5 ]。尽管有机–无机混合卤化铅钙钛矿极具吸引力，但它们也面临一系列重要的挑战：1) 长期暴露在光、湿度或高温下缺乏稳定性，大大缩短了器件的使用寿命 [ 6 ] [ 7 ]；2) 铅元素的内在毒性及其在生态系统中的生物累积性，限制了其商业化应用与发展 [ 8 ] [ 9 ] [ 10 ] [ 11 ]。这些问题使得寻找具有类似光电特性、稳定且环境友好型的金属卤化物钙钛矿材料来替代铅基钙钛矿成为研究的热点。 无铅钙钛矿的首次报道是通过在钙钛矿结构中用Sn 2+ 来取代Pb 2+ 实现的 [ 12 ] [ 13 ]。2016年Jellicoe等人报道了CsSnX 3 (X: Cl， Br， I)钙钛矿纳米晶的合成和光学性质 [ 12 ]，然而，由于Sn 2+ 具有高能量的5s轨道，容易氧化成Sn 4+ ，因此在环境条件下稳定性极低，电荷输运性能较差 [ 14 ]，这个问题严重影响了器件的耐用性和再现性。为了克服这些材料性能差的问题，需要采用严格的加工环境和封装技术，大大增加了生产成本，因此急需寻找新的二价金属离子来取代铅。如今，用高性价比、环境友好、低毒性和地球上含量丰富的元素(如过渡金属)来替代钙钛矿结构中的铅是改善钙钛矿器件稳定性和环境友好性的重要战略路径。近年来，许多研究人员开发了用过渡金属(例如Fe 2+ 、Cu 2+ 和Zn 2+ )替代的无铅金属卤化物钙钛矿材料。然而，目前关于卤化铜盐钙钛矿材料的光学研究很少 [ 15 ] [ 16 ]。事实上，这主要是因为激子俘获后的非辐射复合是主要的载流子弛豫途径，导致低光致发光量子效率，以致无法检测其光致发光信号，限制了对其光学性能的研究 [ 17 ]。 前期的研究表明，探究卤化铜钙钛矿材料的光学特性对其进一步在光电器件上的应用至关重要。本研究通过降温结晶法制备出Na掺杂CsCuCl 3 钙钛矿单晶，并对晶体的结构、光学和环境稳定性进行了表征。结果表明，Na + 的引入钝化了晶体内部和表面陷阱，并将自陷激子从“暗”(非辐射)调至“亮”(辐射)，从而使材料呈现较强的光致发光峰和超长的辐射寿命，单晶材料还显示出吸引人的吸收特性，可扩展至近红外范围，并具有适当的带隙。
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user: 2. 实验部分 2.1. 实验试剂与药品规格 本实验所用试剂与药品规格见表1，所有试剂与药品直接购买后未经二次提纯，整个试验过程均在室温大气环境中进行。 Table 1 Reagents and their specifications involved in the wor 药品 纯度 公司 氯化铜，二水(CuCl 2 ∙2H 2 O) 99.9% 上海阿拉丁生化科技有限公司 氯化铯(CsCl) 99.99% 上海阿拉丁生化科技有限公司 氯化钠(NaCl) 99.99% 上海阿拉丁生化科技有限公司 盐酸(HCl) 分析纯 上海国药集团化学试剂有限公司 乙醇(C 2 H 6 0) 分析纯 上海国药集团化学试剂有限公司 表1. 实验药品及规格 2.2. 单晶的制备 单晶的具体制备流程如图1所示，具体实验过程如下： 图1. 完整的单晶制备过程图 1) 在50 mL烧杯中加入15 mL盐酸(盐酸浓度12 M)，再向其中依次加入CsCl (2 mmol)、CuCl 2 ·2H 2 O (1.85 mmol)和NaCl (1 mmol)，用保鲜膜封住烧杯； 2) 将装有以上物质的烧杯，放在热台上加热并搅拌20分钟，使其充分溶解，然后将烧杯中的溶液转移到50 mL反应釜中； 3) 将反应釜放入烘箱中，10小时升温到180℃，然后在180℃下持续反应24小时，然后在4天内降温至30℃，以促进晶体的生长； 4) 从烘箱中取出反应釜，去除上层清液，然后用无水乙醇多次清洗晶体，直至洗涤液为无色透明； 5) 将已合成的晶体，在60℃的真空条件下干燥3小时，然后取出做下一步的测试与表征。 2.3. 单晶的测试与表征 单晶测试与表征所用到的仪器见表2，使用场发射扫描电镜和X射线能谱确定单晶的表面形貌及元素组成；使用X-射线衍射仪测试单晶的晶体结构，确定晶相；使用紫外–可见–近红外分光光度计进行样品的光吸收测试；使用稳/瞬态荧光光谱仪进行稳态光致发光光谱和瞬态寿命测试；使用热重分析仪进行单晶的热稳定性分析。 Table 2 Test instrument specifications and model 仪器名称 仪器型号 测试内容 场发射扫描电子显微镜 JSM7100F 样品形貌与元素分析 X射线衍射仪 D8 Advance X射线衍射图谱 紫外可见分光光度计 UV-3600 紫外可见吸收光谱 稳/瞬态荧光光谱仪 Fluo Time300 荧光发射光谱和寿命 X射线光电子能谱 Escalab 250Xi UPS和XPS分析 热重分析仪 Mettler Toledo TGA1 热分解曲线 表2. 测试仪器规格与型号
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user: 4. 结论 本文采用降温结晶法，首次成功制备出大尺寸无毒的Na掺杂CsCuCl 3 钙钛矿单晶，单晶具有六方晶系结构，沿C轴呈双螺旋结构，带隙为2.12 eV，在红外区域有明显的吸收，具备优良的光热效应。单晶具有良好的热稳定性和环境稳定性，其分解温度为405℃。Na掺杂单晶呈现出强橙红色发光，发光峰位于610 nm，具有0.997µs超长辐射寿命。Na掺杂有效降低了缺陷密度，提升了带边吸收和发光性能。以上结果说明，有可能将Na掺杂方式结合到纳米晶材料中，提升CsCuCl 3 基高效发光性能，促进其在光电子器件中的应用。
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user: 摘要 为研究自研温拌剂L不同使用方法对沥青混合料性能的影响，对各混合料进行了压实特性、高温、水稳定性和低温性能试验，结果表明：1#WMA、2#WMA成型温度可降低25℃、40℃，压实特性与热拌混合料无异且动稳定度提高19.3%、13.1%；三组混合料马歇尔残留稳定度差别不大，但2#WMA的TSR明显更低并接近规范下限，建议以TSR作为水稳定性评价指标以策安全；以0#HMA为基准，1#WMA、2#WMA的弯拉破坏强度降低9.9%、29.9%，弯拉应变降低5.5%、26.2%；2#WMA的路用性能对低温敏感，混合料中可能残存的水分在低温下发生冻胀或是造成性能降低的主因；推荐温拌剂L的2#方法夏季高温时使用，1#方法冬季低温时使用。
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user: 1. 引言 温拌沥青混合料(WMA)是拌和温度介于热拌和冷拌(常温)之间，性能接近热拌沥青混合料(HMA)的新型路面材料的统称 [ 1 ] [ 2 ]，与传统的HMA技术相比，WMA一般通过采取向沥青中掺加专用温拌剂的方式，降低沥青粘度，达到沥青混合料在较低温度下拌合的目的，一般能使施工温度降低30℃左右，减少了能源的消耗和废气的排放；同时还能保证与HMA类似的施工和易性并保证合适的路用性能，是一种新型的节能环保型道路材料，具有十分广阔的应用前景。 WMA技术的广泛应用得益于温拌剂的快速发展，部分温拌剂通过改变使用方法可以达到更高的降温幅度，但较低的温度要求同时也给WMA带来一定的潜在技术问题，如低加热温度下集料内的水分无法完全烘干，对混合料的水稳定性产生不利影响 [ 3 ]。本文以温拌剂L为例，通过其在AC-13沥青混合料中的不同使用方式，客观评价温拌剂使用后对混合料性能的影响，期望为该类温拌剂的应用提供有益参考。
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user: 2. 原材料及混合料设计 2.1. 原材料 本文所用集料为玄武岩，规格分别为0~3 mm、3~5 mm、5~10 mm、10~15 mm，填料为石灰岩磨细的矿粉，技术指标满足施工技术规范 [ 4 ] 要求；沥青为SBS(I-D)改性沥青，其主要技术指标见表1。 Table 1 Test results of SBS modified asphal 序号 检测项目(单位) 技术指标 检测结果 1 针入度25℃，100 g，5 s (0.1 mm) 40~60 53 2 软化点(R&B) (℃) ≮60 70.0 3 5℃延度，5 cm/min (cm) ≮20 41 4 135℃运动黏度(Pa·s) ≯3 1.9 5 弹性恢复25℃(%) ≮75 90 6 薄膜加热试验 质量损失(%) ≯±1.0 −0.050 针入度比(%) ≮65 75 5℃延度(cm) ≮15 16 表1. SBS改性沥青检测结果 自研温拌剂L是一种基于有机溶剂技术研发而来的棕色粘稠液体，具体指标见表2。 Table 2 Main physical indexes of warm-mixed additive 外观 密度(g/cm3) PH 棕褐色 0.98 8.2 表2. 温拌剂L主要物理指标 2.2. 混合料设计 本文的目标混合料类型为AC-13，采用Superpave设计法，级配曲线见图1，确定最佳油石比为4.8%，混合料各项指标满足规范要求。 图1. AC-13级配曲线图
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user: 3. 试验部分 3.1. 混合料制备 根据温拌剂L的性能特性，本文分别以空白组、0.1%活性剂组、0.1%活性剂 + 1.5%水组共三组AC-13沥青混合料为试验对象，采用旋转压实法和轮碾法制备试件，进行后续试验以评价不同使用方法下温拌剂L对混合料路用性能的影响。 三组混合料的命名及制备过程如表3。 Table 3 AC-13 asphalt mixture preparation proces 混合料名称 温拌剂使用方法 制备过程 0#HMA 0#：空白组 拌合温度175℃，拌合后置于170℃烘箱保温备用 1#WMA 1#：0.1%活性剂 拌合温度150℃，拌合后置于145℃烘箱保温备用 2#WMA 2#：0.1%活性剂+1.5%水 拌合温度135℃，拌合后置于130℃烘箱保温备用 表3. AC-13沥青混合料制备过程 注：温拌剂、水的掺量均为沥青质量百分比。 3.2. 试验方案 为探究使用温拌剂L后AC-13混合料的压实特性，采用旋转压实100次对三组沥青混合料进行试件成型，控制试件几何尺寸为Φ150 mm × H150 mm，记录实时高度，计算不同旋转次数对应的压实度，获取压实曲线。 通过钻芯、切割等方式从旋转压实试件中获取标准马歇尔试件，进行马歇尔试验、浸水马歇尔实验，分析三组沥青混合料的水稳性能差异。 采用车辙试验研究不同使用方法下温拌剂L对沥青混合料的高温性能影响，在拟定成型温度下采用轮碾法成型300 mm × 300 mm × 50 mm的车辙板进行车辙试验。 切割250 mm × 30 mm × 35 mm小梁试件，采用MTS试验仪进行低温弯曲试验，计算三组混合料的最大弯拉应变和劲度模量，评价不同使用方法下温拌剂L对沥青混合料的低温性能影响。