DreamBlooms/HansPub-15000-to-45000 huggingface dataset:
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user: 4. 现场试验应用 2015年，圣湖能源公司在Girasol油田PH03-HZ11井进行了脉冲均匀注汽的先导试验。该井开发层位为A11B小层，水平段长度为660 m，已吞吐了7个周期。基本参数见表1。 Table 1 The basic parameters of Well PH03-HZ1 储层深度/m 储层厚度/m 储层初始 压力/MPa 储层初始 温度/℃ 储层 渗透率/mD 储层导热系数/(W·(m·℃) −1 ) 储层热容/(J·kg -1 ·℃ −1 ) 注汽段 长度/m 注汽 速率/(t·d −1 ) 注汽 时间/d 427 4.5 4.48 43.3 400 2.2 2500 660 196 20 表1. PH03-HZ11井基本参数 在跟端单点注汽情况下，油藏温度场数值模拟结果如图2所示。储层受热区域集中在跟端注汽口附近，储层受热极不均衡。 图2. 跟端单点注汽油藏温度场分布 采用均匀注汽工艺优化软件，对该井进行多点配注。该井需配置16个脉冲管，间距40 m。从跟端到趾端各脉冲管的泄流孔眼个数见表2。 优化后的油藏温度场数值模拟结果如图3所示。注汽工艺优化后，整个井段全部受热，且各脉冲管的加热范围基本相同，油藏受热范围趋于均衡。 2015年11月对该井进行了脉冲均匀注汽工艺的实施，注汽量基本维持和上周期一致，周期前后生产情况见表3。可以看出，实施脉冲均匀注汽工艺后，该井吞吐周期生产时间由实施前的5个月延长到10个月，日产油量由实施前的11.54 t增加到13.37 t，增加了16%，周期累计产油量提高一倍多。在第9周期生产效果仍然明显，吞吐周期长达11个月，累计产油3455.83 t。 Table 2 The result of pulse tube optimzation (the pore type corresponds to different apertures 编号 型号1孔眼数量/个 型号2孔眼数量/个 编号 型号1孔眼数量/个 型号2孔眼数量/个 1 3 1 9 4 1 2 3 2 10 4 1 3 3 2 11 4 2 4 3 2 12 5 0 5 4 0 13 5 1 6 4 0 14 5 2 7 4 1 15 6 2 8 4 1 16 12 0 表2. 脉冲管优化结果(孔眼型号对应不同的孔径) 图3. 多点注汽优化后油藏温度场分布 Table 3 The status of production both before and after pulse steam injection in Well PH03-HZ 日期(年-月) 周期/轮次 月产油量/t 月产水量/t 蒸汽注入量/m 3 2015-06 7 98.78 139.33 311526 2015-07 7 148.92 876.25 2015-08 7 549.78 1282.87 2015-09 7 602.39 469.23 2015-10 7 329.90 235.64 2015-11 8 135.49 736.10 309432 2015-12 8 246.87 1222.18 2016-01 8 615.27 645.27 2016-02 8 671.57 395.38 2016-03 8 468.95 264.27 2016-04 8 449.91 230.71 2016-05 8 410.04 250.16 2016-06 8 384.15 325.10 2016-07 8 392.78 279.89 2016-08 8 246.05 169.20 表3. PH03-HZ11井脉冲注汽前后生产情况表 该工艺技术在Girasol、Abarco以及Under river油田等4口水平井进行了试验应用，均取得了较好的增产和增效效果。单井周期平均日增油量最高值为4.93 t，增加了62%；最小值为0.96 t，增加了13.7%。平均单井周期累计增油量为808 t。
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user: 5. 结论 1) 根据油田油藏及目前水平井长水平段的特点，设计了双管脉冲均匀注汽工艺，实现了长水平段稠油油井的高效开发。 2) 创新应用了可调井下蒸汽分配器和脉冲管，实现了蒸汽在储层段的均匀注入；同时改变了双管注汽对注采一体化管柱的限制，减少了蒸汽吞吐转周作业工作量。 3) 形成了水平井均匀注汽配套技术的应用模式，在Girasol、Abarco以及Under river油田等4口水平井进行了试验应用，均取得了较好的增产效果。
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user: 摘 要 以电潜泵吸入口材料45 # 钢和316L不锈钢为研究对象，研究了在纯机械冲刷条件下，冲击时间、流速以及冲击角度对冲刷行为的影响规律。结果表明，纯机械冲刷失重速率与材料的硬度成反比，316L不锈钢的硬度高，冲刷失重速率小，45 # 钢的硬度低，冲刷失重速率大。45 # 钢和316L不锈钢的冲刷失重速率随着冲击时间的增加，先增加后处趋于稳定，随着流速的增加呈线性增加趋势。当冲击角度为45˚时，冲刷失重速率最小；当冲击角度为高于或低于45˚时，冲刷失重速率均增加；当冲击角度为0˚时的损伤机制为切削；当冲击角度为90˚时的损伤机制为犁削。该研究成果为海上油田潜油电泵机组选材提供了理论依据。 关键词 :电泵入口材料，纯机械冲刷，冲击时间，流速，冲击角度 Copyright © 2019 by author(s)， Yangtze University 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 潜油电泵是海上油田人工举升的重要机械采油设备，其寿命长短直接影响油田生产效率和成本。在石油开采过程中，井液含砂和大液量生产会对潜油电泵造成冲刷磨损，造成潜油电泵寿命缩短或系统失效。45 # 钢和316L不锈钢是典型的电泵吸入口材料，但目前还没有关于45 # 钢和316L不锈钢在非腐蚀性介质中的纯机械冲刷行为规律的相关研究。通过研究冲击时间、流速、以及冲击角度对其机械冲刷行为影响规律，可为潜油电泵的优化设计提供有效的理论依据，对于延长电泵使用寿命和提高经济效益具有重要意义。
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user: 2. 试验部分 2.1. 试验材料 电泵吸入口所用材料45 # 钢和316L不锈钢，其化学成分见表1。试验介质为固液两相含砂水流，石英砂的砂体粒度为700~900 μm。 Table 1 The chemical components of 45# steel and 316L stainless stee 材料 不同材料的化学成分及质量分数/% C Si Mn P S Cr Ni Mo 45 # 钢 0.42~0.50 0.17~0.37 0.50~0.80 ≤0.035 ≤0.035 ≤0.25 ≤0.25 316L不锈钢 ≤0.03 ≤1.0 ≤2.00 ≤0.045 ≤0.030 16.0~18.0 10.0~14.0 2.0~3.0 表1. 45 # 钢和316L不锈钢化学成分 2.2. 试验方法 机械冲刷试验在自制的管道冲刷腐蚀模拟测试试验装置中进行，该自制装置可实现不同流速、含砂量以及冲击角度的调节。试样的工作面为10 mm × 10 mm的正方形，其余面用环氧树脂密封。 试验前，试样依次用100 # 、400 # 、800 # 、1200 # 水砂纸打磨，打磨后用无水乙醇擦拭干净，并用去离子水冲洗，冷风吹干。试验时间为24 h，冲刷速度为8 m/s，冲击角度为0˚，含砂量为1200 g/m 3 ，砂体粒度为0.9 mm。试样冲刷前后的质量采用电子天平(精度为0.0001 g)称量，试样冲刷后的表面形貌采用VHX-2000型三维显微镜观察。
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user: 3. 试验结果与讨论 3.1. 机械冲刷失重速率与材料硬度的关系 对于韧性材料，硬度对材料的机械冲刷行为起着决定性作用。硬度的增加降低了砂粒的冲刷作用，减小了材料的冲蚀速率 [ 1 ] 。从图1可以看出，45 # 钢的失重速率明显大于316L不锈钢。经测定，45 # 钢和316L不锈钢的硬度分别为274.8 HV和429.1 HV，因此，高硬度的316L不锈钢的抗冲刷性能优异于低硬度的45 # 钢。 图1. 45 # 钢和316L不锈钢的冲刷失重速率 3.2. 机械冲刷失重速率与冲刷时间的关系 图2是机械冲刷失重速率随冲刷时间变化的趋势图。可以看出，45 # 钢和316L不锈钢的冲刷失重速率先增加，后趋于稳定，说明材料在试验条件下处于稳定磨损阶段。这是由于高速砂粒撞击材料表面，撞击点局部产生压应力，当压应力高于材料临界应力时，材料发生塑性变形，进而被砂粒冲刷失重且失重逐渐增加，随着试样表面发生剧烈的塑性变形，试样表面会形成一层加工硬化层，当塑性变形与加工硬化达到一个平衡点的时候，冲蚀率基本不变。 图2. 机械冲刷失重速率随冲刷时间变化的趋势 3.3. 机械冲刷失重速率与冲刷速度的关系 图3为机械冲刷失重速率随冲刷速度变化的趋势图。可以看出，45 # 钢和316L不锈钢的冲刷失重速率均随着流速的增加而呈线性增加趋势。粒子的冲击速度与材料冲刷失重速率关系为： W = k v n (1) 式中：W为冲刷失重速率，g/(m 2 ·h)；v为冲刷速度，m/s；k和n均为常数。 由于流速增大，使得粒子所获得的速度增大，动能相应增加，导致材料的冲蚀加剧 [ 2 ] [ 3 ] 。 图3. 机械冲刷失重速率随冲刷速度变化的趋势 3.4. 机械冲刷失重速率与冲击角度的关系 图4为冲击角度对机械冲刷失重速率的影响趋势图。可以看出，当冲击角度低于45˚时，随着角度的增加45 # 钢和316L不锈钢的失重速率均出现降低的趋势，在冲击角度为45˚时，失重速率最小。当冲击角度高于45˚时，两者失重速率均增加，且45 # 钢的增加幅度较大。当冲击角度为90˚时，45 # 钢的冲刷失重速率达到最大，而316L不锈钢的失重速率最大值时的冲击角度为0˚。在固液两相流冲刷过程中，作用在材料表面上的力同时具有水平和垂直分量，水平分量会对靶材造成切削损伤，垂直分量会对靶材造成撞击或冲击损伤。所以，随着冲击角度变化，切削和撞击作用此消彼长，造成了不同角度下不同的损伤机制。 图4. 机械冲刷失重速率随冲击角度变化的趋势 45 # 钢在不同冲击角度冲刷后的宏观形貌见图5。可以看出，当冲击角度为90˚时，45 # 钢表面可以观察到明显的冲击坑，而当冲击角度为0˚时则未观察到明显的冲击坑。这是由于冲击角度较小时，水平分量作用较强，主要的损伤机制为切削，随着冲击角度的增大，垂直分量作用增强，粒子撞击材料表面，把金属从坑中挤出，形成带唇边的压坑，其损伤机制为犁削。 图5. 45 # 钢在0˚和90˚冲击角度下的宏观形貌
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user: 4. 结论 1) 对于韧性材料，纯机械冲刷失重速率与材料的硬度成反比。316L不锈钢的硬度高，冲刷失重速率小；45 # 钢的硬度低，冲刷失重速率大。 2) 45 # 钢和316L不锈钢的冲刷失重速率随着冲击时间的增加，先增加后处于稳定磨损阶段。 3) 45 # 钢和316L不锈钢的冲刷失重速率随着流速的增加呈线性增加趋势。 4) 45 # 钢和316L不锈钢在冲击角度为45˚时，冲刷失重速率最小；高于或低于45˚时冲刷失重速率均增加；当冲击角度为0˚时的损伤机制为切削，当冲击角度为90˚时的损伤机制为犁削。
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user: 摘 要 番禺油田位于珠江口盆地珠I坳陷恩平凹陷西侧边缘，含油构造内发育多条断层，固井漏失风险大。固井通过单级双封、漂浮下套管、井眼清洁、断层防漏等一系列技术措施，有效降低了钻井和固井过程中的漏失，确保固井质量，满足后续生产要求。 关键词 :断层，漏失，单级双封，井眼清洁，固井质量 Copyright © 2019 by author(s)， Yangtze University 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 在海上，水平位移大于3000 m的井统称为大位移井。番禺油田大位移井属于传统大位移井。特点是油藏内发育多条断层，储层垂深比较浅，地层胶结不好，井底钻井液当量循环密度(equivalent circulating density，简称ECD)有限，地层黏滞力和拖曳力过大 [ 1 ] 。针对钻井过程中漏失，完钻后套管下不到位，固井前井眼清洁不彻底，固井过程中超高的ECD压漏地层等问题，提出了解决一系列问题的技术措施，在现场得到了成功应用。
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user: 2. 单级双封固井技术应用 2.1. 单级双封固井技术优势 单级双封固井技术是采用类似于常规单级固井的方法，通过一次注水泥完成对两段(不相邻的)目的段进行封固，获得与双级固井相同效果的一种固井技术。常规单级固井在封固较长封固段时会造成液柱压力过高而压漏地层，双级测固井质量又需钻分级箍和刮管，占用钻机时间长，单级双封固井工艺摒弃了两者的缺点，并兼具了两者的优点。单级双封固井方法对固井工具和附件没有特殊要求，采用与单级固井相同的工具和附件就可以完成单级双封固井作业。 2.2. 大位移井固井前置液设计 大位移固井中，前置液起到隔离水泥浆和钻井液，清洗和驱替钻井液作用。因此优选前置液类型和优化前置液结构设计对提高顶替效果、保证固井质量具有至关重要的作用。 1) 优选冲洗液。一般油基冲洗液评价方法主要从稳定性、冲洗效果、润湿反转和相容性等4个方面去优选。油基泥浆冲洗液必须对油基钻井液所形成的泥饼具有强有力的渗透、润湿反转、增溶、乳化悬浮的复合效果，能在短时间内迅速有效地将附着在井壁套管壁上的油浆油膜洗净，使井壁和套管壁从油湿转换到水湿状态，以提高顶替效率。 2) 优选隔离液。大位移井中要求隔离液具备稀释、清洗井壁泥浆，携带岩屑、沉砂，隔离泥浆与水泥浆和井壁润湿反转等作用，还要求与钻井液及水泥浆间具有良好的相容性。 3) 优化前置液结构。大位移井采用油基泥浆钻进时，井眼清洁难度异常大，通过固井软件模拟固井时前置液流态、壁面剪切应力以及对井壁的紊流冲刷时间来优化前置液结构，提高顶替效率。 2.3. 大位移井固井顶替效率保证 水泥浆的污染是影响大位移套管固井质量的主要因素之一。为了满足大位移井井眼清洁的要求，大位移钻井所采用的泥浆体系多为油基泥浆体系。但有效驱替该类泥浆十分困难。规则的井眼、良好的泥浆性能、采用紊流顶替等各种措施的综合运用才能实现大位移井良好驱替。
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user: 3. 断层防漏固井技术 番禺大位移井单一井段钻遇地层层位多，距离长。容易钻到易漏薄弱地层和漏失断层发生漏失。对于存在漏失风险的井，使用防漏型水泥浆，在水泥浆中加入堵漏材料(图1)。针对存在漏失断层的大位移井，提前在水泥内干混堵漏颗粒PC-B66S，并在水泥浆和前置液中加入堵漏纤维PC-B62S，利用颗粒堆积和缠绕原理，减少井下漏失。同时配合固井模拟软件，采用单级双封技术，减少井底ECD，从而控制漏失。在放大1000倍的电子显微镜下，使用颗粒级配堵漏剂水泥浆致密且颗粒分布均匀(图2)，具有良好的堵漏效果，使用于不同裂缝下的断层漏失情况。 图1. 颗粒级配堵漏剂应用模型 图2. 颗粒级配堵漏剂水泥浆电镜效果图
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user: 4. 漂浮下套管技术 4.1. 漂浮下套管固井技术 漂浮 + 旋转下套管工艺是一项引进国外先进的套管钻进设备，通过旋转下入套管，减小套管下入摩阻，实现套管顺利下入的技术。在PY10-5/8、PY11-5大位移井项目中，采用该技术，顺利将6口井直径 9 5 / 8 in套管下至设计井深，成功率100%。 4.2. 树脂扶正器在大位移井中的应用 套管扶正器的设计是大位移井中套管能否顺利下入的另一个关键因素。套管扶正器的设计包括套管附件的选型、安放方法、套管扶正器的安放位置等。 在番禺大位移井固井中，对扶正器的选择与安装推荐如下原则： ① 优选套管扶正器：推荐使用半刚性扶正器或一体成型的双弓扶正器或树脂扶正器，避免使用单弓弹性扶正器； ② 如需活动套管或套管重叠段，推荐使用滚轴刚性扶正器； ③ 根据各层段封固要求，对重点封固井段要求套管局中度大于67% [ 2 ] ，根据套管居中软件在大斜度井居中模拟，至少保证2根套管1个扶正器。 针对大位移井中下套管困难以及套管居中度难以保证等问题，引进树脂扶正器(见表1)。该种扶正器具备摩擦系数小，热稳定性好，启动扭矩小，强度大的特点，更利于套管下入，同时保证了扶正器加入数量和固井时套管的居中度要求。 Table 1 The data comparison between resin centralizer and other centralizer 扶正器类别 抗冲击力/ (ft∙lb −1 ) 屈服强度/MPa 相对密度/1 稳定温度/℃ 摩擦系数/1 启动 扭矩比/% 抗拉 强度/MPa 抗弯 模量/GPa 抗弯 强度/MPa 树脂扶正器 30 228 1.5 245 0.25 <40 171 210 240 锌合金扶正器 13 221 6.7 150 0.4 >40 120 160 200 铝合金扶正器 30 70 2.7 170 0.4 >40 150 190 230 铸钢扶正器 38 450 7.8 600 0.7 >50 270 210 270 表1. 树脂扶正器与其他各类扶正器数据对比
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user: 5. 井眼质量控制技术 只有做好井眼的清洁工作，才能有效地降低摩阻扭矩，确保大位移井的正常运转 [ 3 ] [ 4 ] 。采用的技术措施有： ① 为保证井眼清洁，配浆时加入一定量的主乳化剂和副乳化剂，控制电稳定性以及性能的稳定； ② 黏切控制，在适当的油水比的条件下，通过调节增黏剂和提切剂加量来控制泥浆的黏切； ③ 固相控制的好坏直接影响钻井液性能。由于油基钻井液消耗量少，补充钻井液量少，因此在控制有害固相侵入时更加严格。
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user: 6. 结论与认识 1) 单级双封固井技术能有效降低井底当量，减少由于固井造成的漏失，保证固井质量。该技术适合于大位移井固井，特别是存在潜在漏失情况的井。 2) 漂浮 + 旋转下套管技术是解决大位移井下套管困难的有效方法，能有效减少由于套管无法正常下入等非正常固井带来的固井质量隐患。 3) 良好的井眼控制技术是成功下入套管和保证固井质量的关键，做好井眼清洁，才能减少后续作业难度。
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user: 摘 要 简述了湿式电除尘器作为超低排放的把关设备，其核心部分喷淋水系统对能否实现超净排放影响重大。本次研究获得了湿式电除尘喷淋水系统的一些关键参数，提高了工业用水效率，为工业湿式电除尘器烟尘颗粒物深度净化提供技术支撑。 关键词 :湿式电除尘器，水喷淋，平均覆盖率，重叠 Copyright © 2019 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 随着国家环境保护、节能减排要求越来越严格，各项环保法规政策的实施，钢铁冶金、电力、石油化工等各行各业对大气污染物的控制提出了更高的要求。以工业烟气粉尘为例，排放标准日益严峻，湿式电除尘器已成为超低排放的把关设备，同干式电除尘器相比，湿式电除尘器用水喷淋系统替换振打系统来实现极板的清灰，没有二次扬尘，去除微细颗粒的效果非常显著。喷淋系统是湿式电除尘器的核心部分，目前相关试验研究开展较少，参考资料比较匮乏，因此开展本次研究意义重大。
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user: 2. 目的和意义 通过建立小型模拟试验装置，探索喷淋系统设计中相关的参数，进一步优化湿式电除尘器的水系统设计，选择更为合理准确的喷嘴形式、压力及流量等设计参数 [ 1 ] ，提高工艺设计精准度与效率，节约用水。
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user: 3. 试验内容 搭建一套小型的湿电装置，通过一系列模拟试验，进一步优化现有湿式电除尘器的水系统设计，探索更为合理准确的设计参数，主要如下： ①优选喷嘴，包括喷嘴的形式，喷淋特性，即压力与流量的喷淋特性曲线。在设计时，选择最佳的点，既节约用水，也节省能源消耗，减少设备成本与运行费用。 ②优选喷嘴的组合形式。用合理高效的喷淋覆盖率 [ 2 ] ，提高极板上有效受水率。有效受水才是湿电中起主要作用的那部分，对湿电的效率影响较大，受水率小清灰不彻底，受水率太大，浪费水资源，合理的受水率对设计中成本的控制，除尘器的效率有明显影响。 ③水膜 [ 2 ] 在极板上的清灰流动特性。水膜在极板上均匀流动，集尘清灰较为彻底，除尘器性能才好，若形成沟流、不流动，清灰不彻底，则除尘效率下降。
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user: 4. 试验装置 试验流程图如图1所示。以6根六边形管阳极管为设计基础，2.5 m/s电场风速为基准风速，设计并搭建湿式电除尘器，其结构主要包括壳体、阳极管、阴极线、风机、水泵、收集水箱等。试验装置通过离心风机送风模拟烟气，调节风量来改变电场风速，利用设计的气流分布板使气流均匀分布。水通过水泵供给的动力从喷嘴中喷出，部分喷淋水沿阳极管壁面流下被收集起来称重，其余穿过阳极管经灰斗流走。
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user: 5. 喷嘴选型与布置 根据工程实际应用，选择实心锥和空心锥两种喷嘴，设计了三种试验型喷嘴排布方式和相应的连接管道。第一种仅使用一个喷嘴，喷嘴喷淋的无重叠覆盖 [ 3 ] ，此时平均覆盖率为100%，如图2所示；第二种设置了两个喷嘴，包含了无重叠覆盖的部分和一次重叠覆盖的部分，平均覆盖率为175%，如图3所示；第三种使用了三个喷嘴，既有无重叠覆盖的，又有一次重叠覆盖 [ 3 ] 的，还有二次重叠覆盖 [ 2 ] 的，平均覆盖率为195%，如图4所示。 图1. 水喷淋试验装置图 图2. 喷嘴布置型式1 图3. 喷嘴布置型式2 此处所谓一次重叠覆盖，即相邻两个喷嘴喷出液的锥底圆相交集的部分；二次重叠覆盖为三个相邻喷嘴喷出液的锥底圆相交集的部分；所说喷淋覆盖率 [ 3 ] 是指电场上部设置的喷淋喷嘴在运行时，喷淋覆盖的面积总和与电场俯视投影面积的比率。 图4. 喷嘴布置型式3
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user: 6. 水喷淋试验 6.1. 试验方法 湿式电除尘器喷淋系统喷淋清灰效果的好坏，通常用极板上的水膜厚度来表征，在本次试验中，立式管式湿式电除尘器阳极管壁面上水膜厚度难以测量。试验将测量水膜厚度转换为测量沿阳极管流动壁面的水量，并以集水率η表示喷淋效果。 η = m M × 100 (4.2) 式中：η——有效集水率，%； m——沿阳极管壁面流动的水量，kg； M——喷嘴喷淋总水量，kg。 喷淋试验方法如下： 首先，风机不开启，测试无风条件下的喷淋效果。 1、在喷淋层安装好喷嘴，密封人孔门，检查装置的连接； 2、启动水泵，调节好喷淋压力，关闭水泵，待此次喷淋水流尽； 3、再次开启水泵，喷嘴喷出液滴时开始记录时间，同时记录下喷淋喷嘴的工作压力以及流量，喷淋3 min后，关闭水泵； 4、阳极管收集水槽中的水都流入收集水桶中后，称量水桶中水的质量并记录； 5、调节喷嘴的工作压力以及更换不同布置形式(不同覆盖率)，重复上述步骤，并记录相应的压力、流量以及收集水的质量等数据。 开启风机，重复上述试验步骤记录数据。 6.2. 试验结果 试验结果如图5~图7 (有风)图8~图10 (无风)所示，根据试验数据，有风时有效集水率的变化趋势与无风条件下一致。随着喷淋压力的升高，有效集水率逐渐减少，随着喷淋压力的升高，液滴惯性力加大，液滴碰壁和相互碰撞作用增强，喷溅剧烈，喷淋到阳极管内从阳极管壁面流下被收集的水量相对减少，致使最后的收集率变小，喷淋水的利用率较低。 图5. 集水率随喷淋压力变化趋势(100%覆盖率) 图6. 集水率随喷淋压力变化趋势(175%覆盖率) 图7. 集水率随喷淋压力变化趋势(195%覆盖率) 图8. 集水率随喷淋压力变化趋势(100%覆盖率) 图9. 集水率随喷淋压力变化趋势(175%覆盖率) 图10. 集水率随喷淋压力变化趋势(195%覆盖率)
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user: 7. 研究结论 本试验通过对喷嘴布置，工作压力，通风与否等试验条件下的喷淋有效集水率等进行了研究，取得了以下一些结论： 在前述的工作基础上，试验研究了不同喷淋压力、不同的喷淋覆盖率、是否通风对喷淋集水率的影响。试验结果表明： 1) 通风条件下，试验用实心喷嘴在两喷嘴布置(覆盖率175%)、0.15 MPa工作压力下集水率最大。 2) 通过喷嘴布置试验平台，对不同布置、不同压力、不同高度的喷淋进行有效集水率的试验。试验结果表明，在相同的喷淋高度，相同的喷淋覆盖率下，喷淋压力越大，有效集水率越小。在工程应用中，优先选择中低压力喷淋。 3) 对于不同的覆盖率来说，一次重叠覆盖占比高时，有效集水率高，一次重叠覆盖占比低时，有效集水率低。在试验条件下，覆盖率175%、0.15 MPa时喷嘴喷淋集水率最大。因为无重叠覆盖与二次重叠覆盖造成喷淋水不能有效利用的占比过大，使有效利用的比例偏小，因此，在工业应用中，应合理布局喷嘴的排布，增大一次重叠覆盖部分所占的比例，增加喷淋水的有效利用，减少用水量。 4) 无风条件与通风条件的对比试验表明，由于通风的携带，部分液滴会随风排出，减少了阳极管壁面接受的水量，喷淋水利用率降低。在工程应用中，应合理选择喷嘴与喷淋粒径，合理布置喷嘴排布，使喷淋区域液滴粒径保持大于相应风速下的悬浮粒径，减少液滴随风排出量，提高喷淋水的利用率。 5) 喷淋高度越低，喷淋投影面越小，阳极管壁面接受到的水量较多，有效集水率增大。在工程应用中，结构条件许可时，应降低喷淋高度，提高喷淋水的有效利用率。 通过试验研究对实际工程应用具有很好的指导意义，结合颗粒物悬浮速度的理论分析可知，在湿式电除尘器设计气流速度为2.5 m/s条件下，喷淋水滴悬浮于电场中的粒径 [ 4 ] 为400~500 μm，因而对喷嘴设计选型有重要参考意义。 实心锥喷嘴在湿式电除尘器冲洗积灰中有良好的效果，喷淋投影面积上均匀无空心遗漏，更加适合喷淋冲洗。在设计的气流风速条件下，尽量地降低喷淋工作压力和喷淋高度对生产节水节能有重要意义。
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user: 摘 要 以聚乙烯–醋酸乙烯酯为原料，KOH/异丙酮溶液为水解催化剂，制备了乙烯–醋酸乙烯酯–乙烯醇三元共聚物(HEVA)。利用红外光谱和核磁共振氢谱对水解产物进行了结构表征，探讨了水解产物对易凝原油的降凝降黏性能，并与市售乙烯–醋酸乙烯酯共聚物(EVA)和乙烯–甲基丙烯酸酯共聚物(EM)的降凝降黏效果进行了比较。研究结果表明，HEVA的降凝降黏效果明显优于市售产品。针对凝固点为25℃的原油，HEVA最大降凝幅度为11.5℃，25℃时的降黏率为66.9%，50℃时的降黏率为47.6%。 关键词 :三元共聚物，原油，降凝剂，凝固点，降黏率 Copyright © 2019 by author(s)， Yangtze University 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 原油降凝剂品种很多，但基本上可归纳为两类：一类是缩合物；另一类是不饱和单体的均聚物或共聚物 [ 1 ]。其中典型聚合物主要有乙烯–醋酸乙烯酯共聚物(EVA)、(甲基)丙烯酸高碳醇酯衍生物的聚合物、马来酸酯衍生物的聚合物等 [ 2 ] [ 3 ] [ 4 ] [ 5 ] [ 6 ]。他们都是不饱和酸酯的聚合物或不饱和酸酯与其他不饱和单体的共聚物。近年来，随着原油输送方法的增多及人们对低硫高蜡原油需求的增加，对原油降凝剂的要求越来越高。引入第三种单体(主要有马来酸酐、甲基丙酸酯、苯乙烯、胺类化合物等)合成三元共聚物，或者对某些原有的原油降凝剂产品进行改性或复配 [ 7 ] [ 8 ] [ 9 ] [ 10 ] ，使之能适用于各种成品油及高蜡原油。笔者以聚乙烯–醋酸乙烯酯为原料，对其进行部分水解改性，在现场试验中取得了良好的效果 [ 11 ] [ 12 ]。
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user: 2. 实验部分 2.1. 实验药品与仪器 1) 实验药物：甲苯；KOH；异丙酮；丙酮；乙醇；聚乙烯–醋酸乙烯酯(EVA)；聚乙烯–甲基丙烯酸酯(EM)；0 # 柴油。 2) 实验仪器：NDJ-79型旋转黏度计(上海昌吉地质仪器有限公司)；DWJ-3L型低温冷阱(北京松源华兴科技发展有限公司)；圆底玻璃套管(试管距管底直径50 mm ± 3 mm外壁处有一环形标线)；Nicolet 6700傅立叶红外光谱仪；OXFORD AS500核磁共振光谱仪。 2.2. 实验方法 2.2.1. 共聚物的制备方法 三颈烧瓶中加入聚乙烯–醋酸乙烯酯和甲苯，加热搅拌，使共聚物完全溶解。向三颈瓶中缓慢滴加KOH/异丙酮溶液作为水解催化剂，滴加完毕后回流反应6 h，制得反应液，用丙酮沉淀所得反应液，分别用水和乙醇洗涤沉淀物后再烘干，即得聚乙烯–醋酸乙烯酯–乙烯醇(HEVA)的三元共聚物。 2.2.2. 原油降凝剂的处理方法 将市售的0 # 柴油加热至60℃，搅拌状态下加入质量分数为5%的原油降凝剂，充分搅拌使其完全溶解(注意搅拌时须分批加入，否则易导致药剂成团，影响原油降凝剂溶解效果，增加溶解时间)。原油降凝剂完全溶解后冷却至室温，即可按适当比例添加到原油中使用。
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user: 3. 试验结果与讨论 3.1. 原油物性分析 表1是福山油田花115区块原油物性分析表。可以看出，夏季由于地面温度较高，可以实现正常管道运输。但冬季地面最低气温一般仅为15℃，因此必须将原油的凝固点降低到15℃以下，才能保证原油的正常运输。 Table 1 The analysis of oil property in block Hua 11 20℃密度/(g∙cm −3 ) 黏度/(mPa∙s) 凝固点/℃ 含水率/% 原油中部分物质质量分数/% 硫 蜡 胶质 沥青 0.8362 200.4 25 0.12 1.56 16.8 9.3 16.5 表1. 花115区块原油物性分析 3.2. HEVA的红外光谱分析 HEVA的红外光谱图如图1所示。波数719.36 cm −1 处有吸收峰，该吸收峰为聚乙烯链段中-CH 2 -的面内摇摆吸收峰，说明水解聚合物中存在(CH 2 ) n (n ≥ 4)；波数1021.52 cm −1 和1240.58 cm −1 处分别为乙酸酯中-C-O-C-的对称和不对称伸缩振动峰；波数1372.09 cm −1 处是-CH 3 -的对称变形振动峰；波数1468.19 cm −1 处是-CH 2 -的弯曲振动峰；波数1737.52 cm −1 处是饱和C-O的伸缩振动峰；波数2849.95 cm −1 和2918.14 cm −1 处分别为-CH 2 -的对称和不对称伸缩振峰；波数3297.17 cm −1 处为-OH的伸缩振动峰。 3.3. HEVA的核磁共振氢谱分析 HEVA的核磁共振氢谱图如图2所示。δ等于1.12 × 10 −6 为主链末端CH 3 -的质子峰；δ等于1.95 × 10 −6 为乙酸酯上CH 3 -的质子峰；δ等于1.4~1.5 × 10 −6 为主链上-CH 2 -的质子峰；δ等于3.82 × 10 −6 为羟基连接的-CH-质子峰；δ等于4.76 × 10 −6 为羟基的质子峰和乙酸酯连接的-CH-质子峰。通过对水解聚合物红外光谱和核磁共振氢谱的对照分析，可以确定聚乙烯–醋酸乙烯酯已经部分水解生成乙烯–醋酸乙烯酯–乙烯醇的三元共聚物。 图1. HEVA的红外光谱图 图2. HEVA的核磁共振氢谱图 3.4. HEVA对原油的降凝效果 图3是加入HEVA前后的降凝效果对比图。试验中，降凝剂溶液的质量分数为0.3%，质量浓度为150 mg/L，室温为16℃。静置1 h后，未加HEVA的原油变得黏稠，流动性明显变差，而加入HEVA的原油为液体状态，流动性好(图3(a))；静置6 h后，未加HEVA的原油完全变成固态，不再具有流动性，加入HEVA后的原油仍为液体状态，流动性能良好(图3(b))；静置12 h后，加入HEVA的原油仍然未凝固，流动性能良好(图3(c))。试验表明，HEVA具有良好的降凝效果。 3.5. 不同类型降凝剂降凝效果对比 图4是不同降凝剂降凝效果对比图。试验中，降凝剂溶液的质量分数为0.3%，质量浓度为150 mg/L。可以看出，降凝剂HEVA的降凝幅度最大，约为11.5℃。说明聚乙烯–醋酸乙烯酯经过水解改性后，可以进一步改善和提高原油的降凝降黏性能，降凝效果优于降凝剂EM和EVA。 图3. 加入HEVA前后的降凝效果对比图 图4. 不同类型降凝剂降凝效果对比图 图5是添加不同类型降凝剂原油样品的黏温曲线图(降凝剂溶液的质量分数为0.3%，质量浓度为150 mg/L)。可以看出，添加降凝剂的3种原油样品黏度均明显低于未加入降凝剂的原油样品黏度。降凝剂HEVA的降黏效果最佳，温度为25℃时其降黏率为66.9%，降凝剂EM和EVA的降黏率比较接近，分别为56.9%和57.4%。随着温度的升高，加入降凝剂和未加入降凝剂的原油样品黏度均呈降低趋势。 图5. 不同类型原油样品黏温曲线图 3.6. 现场试验数据及分析 在0 # 柴油中加入质量分数为5%的固态降凝剂HEVA，60℃温度下搅拌溶解，通过计量泵加入花115-3X井输送管线，图6是终端样品凝固点变化情况。11月8日未加入HEVA之前，原油凝固点维持在25℃，11月9日加入HEVA后，凝固点有所降低，但是降低幅度很小，分析可能是受管道中残留的原油胶质、沥青质的影响。11月10日原油凝固点降到12℃。此后原油的凝固点均维持在11℃左右，说明降凝剂HEVA对该区块原油有着优良的降凝降黏性能。 图6. 输送管线原油凝固点降低情况
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user: 4. 结论 1) 试验以聚乙烯–醋酸乙烯酯(EVA)为原料，KOH/异丙酮溶液作为水解催化剂，制备了乙烯–醋酸乙烯酯–乙烯醇三元共聚物(HEVA)。 2) 针对凝固点为25℃的原油，当降凝剂质量浓度为150 mg/L时，乙烯–醋酸乙烯酯–乙烯醇三元共聚物(HEVA)的最大降凝幅度为11.5℃，25℃时的降黏率为66.9%，50℃时的降黏率为47.6%。
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user: 摘 要 本研究充分考虑电力能源、环境及经济系统中的不确定性，基于区间不确定优化方法，构建不确定性电力能源与环境系统优化模型(UEEEOM)。所构建的模型可以有效处理系统中表现为区间的不确定信息。本模型在考虑环境约束的基础上，以系统成本最小化为目标，通过对模型求解可以得到资源配置、发电方案；同时，可以定量评估系统的运维、燃料配置、电力扩容以及环境治理成本。模型结果表明：1) 规划期内电力能源结构逐步优化，煤电占比逐步降低，可再生能源比例稳步上升；2) 规划期内，因发电产生的污染物显著下降；3) 系统总成本达到[8.91， 8.69] × 10 12 元；其中燃料成本达到[3.26， 4.01] × 10 12 元，电力投资成本[4.51， 4.65] × 10 12 元，环境治理成本为[192.28， 221.08] × 10 8 元。 关键词 :电力能源，污染物减排，区间优化方法，成本分析，不确定性 Copyright © 2019 by author(s) 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 我国以煤电为主，煤电占比高达70%以上 [ 1 ] 。以煤为主的电源结构导致了严重的大气环境污染问题。2014年，SO 2 、NO X 和烟尘排放量分别达到1974.42、2078.00和1740.75万吨，其中约30%左右的SO 2 及NO X 排放量来源于火电行业 [ 1 ] [ 2 ] 。超负荷的污染物排放引发了严重的大气环境污染，我国大气环境已全面亮起“红灯”。目前我国已然“吃紧”的大气环境状况以及不合理的电力能源结构，已成为横亘在未来经济社会发展面前一道不容回避的必答难题。因此，积极调整能源结构，促进能源结构绿色转型，协调“高碳”的能源结构与大气环境之间的压力，开展能源–环境系统优化建模的研究工作十分必要。
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user: 2. 文献综述 近年来，众多学者针对以上问题开展了一系列的研究。赵东阳等 [ 3 ] 针对于电厂超低排放政策，采用成本有效性评估方法对燃煤电厂污染物减排进行了分析，计算出脱硫、脱销及除尘的单位减排成本为4.46万元/吨，2.35万元/吨，0.43万元/吨。Zhao等 [ 4 ] 年计算了中国煤电厂的SO 2 、NO X 、PM 2.5 以及PM 10 的排放系数。王姗姗等 [ 5 ] 基于历史数据和自回归分布滞后–误差修正模型，对我国能源消费与环境污染物进行了实证研究。结果显示，能源结构对污染物排放的影响非常显著。 总体来说，以往的研究缺乏对于电力能源系统、环境以及系统成本的统筹规划，对于当前我国重大能源策略的考虑较少。同时，忽略了电力能源、环境和经济系统中的不确定性信息。而在电力能源–环境–经济系统中存在的很多信息(如能源价格、电力需求、电厂运维成本、投资成本等)往往具有区间不确定性。例如，煤炭价格一般在450元/吨至500元/吨间波动，基于区间算法可以表示为[450， 500]元/吨。忽略系统中的不确定性信息，将会导致决策方案偏差过大。Huang等 [ 6 ] 在灰色不确定性概念的研究基础上提出了区间线性优化，区间线性优化方法在普通线性规划模型中引入代表不确定性信息的区间数(例如，浮动在450元/吨至500元/吨的煤炭价格可以表示为[450， 500]元/吨)，可以有效处理系统中表征为离散区间的不确定性信息。 本研究统筹考虑能源、环境与经济系统的互动关联性，充分考虑我国“十三五”以来相继出台的“能源发展战略行动计划(2014-2020)” [ 7 ] 、“中国风电发展路线图2050” [ 8 ] 等政策，基于区间不确定优化方法，构建不确定性电力–能源与环境系统优化模型(UEEEOM)。所构建的模型可以：i) 有效处理系统中表现为区间的不确定信息；ii) 生成源配置、发电方案、污染物管理等方案；iii) 定量评估系统的运维、燃料配置、电源扩容以及环境治理成本。
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user: 4. 结果分析 (一) 电力结构进一步优化 本模型考虑了我国当前火电厂中的三种化石燃料，即煤炭、天然气、油品作为火电厂的主要资源供给。图1为UEEEOM模型得到的电力能源系统资源配置方案。我国主要以煤电为主，由于当前环境压力，在“十三五”时期及未来中长期内，电力结构将得到大幅改善。结果显示，煤炭配置量至2025年达到峰值，规划期内煤炭配置量分别为[144783.50， 152782.79]万吨标煤(2020年)，[149530.50， 157754.68]万吨标煤(2025年)，和[148533.63， 156702.98]万吨标煤(2030年)。在“十三五”时期及未来中长期内，气电将得到大力的发展，与国家能源清洁化发展趋势相同。结果显示，规划期内天然气配置量分别为[3043.20， 4341.75]万吨标煤(2020年)，[4034.87， 5182.83]万吨标煤(2025年)，和[4375.85， 6158.87]万吨标煤(2030年)。燃油发电逐步被替代，油品配置量呈现下降趋势，规划期油品配置量分别为[95.75， 118.28]万吨标煤(2020年)，[82.61， 102.64]万吨标煤(2025年)，和[59.45， 74.31]万吨标煤(2030年)。 图1. 资源配置优化方案 (二) 低碳能源比重持续提升 图2为UEEEOM得到的不同发电方式的发电方案。结果显示，煤电预计在2025年达到峰值，规划期内煤炭占比呈现下降趋势。煤电发电量分别为[47470.00， 50092.00]亿千瓦时(2020年)，[49843.50， 52584.89]亿千瓦时(2025年)，和[49843.50， 52584.89]亿千瓦时(2030年)；从占比分析，煤电占比由2020年的[65.75%， 65.89%]下降至2030年内的[56.35%， 56.95%]。规划期内天然气发电量分别达到[1755.00， 2340.00]亿千瓦时(2020年)，[2340.00， 2808.00]亿千瓦时(2025年)，和[2574.00， 3381.30]亿千瓦时(2030年)。规划期内，可再生能源将得到大力发展，结果显示，至2020年可再生能源发电比例达到[30.99%， 31.77%]，至2025年达到[34.40%， 35.22%]，至2030年达到[39.36%， 40.71%]。其中，核电由2020年的[3847.14， 3913.47]亿千瓦时增加至2030年的[9286.20， 8954.50]亿千瓦时，其占比由2020年的[5.15%， 5.33%]增长至2030年的[9.70%， 10.50%]；风电由2020年的[3721.50， 3804.20]亿千瓦时增加至2030年的[6946.80， 7112.20]亿千瓦时，其占比由2020年的[5.00%， 5.15%]增长至2030年的[7.52%， 8.04%]；太阳能发电量由2020年的[855.00， 950.00]亿千瓦时增加至2030年的[2232.50， 2335.05]亿千瓦时。结果显示，在“十三五”时期及未来中长期内，我国发电结构得到大幅度改善，低碳能源比重的提升将导致环境压力进一步降低。 (三) 污染物排放逐步下降 图3为UEEEOM得到的火电方式产生的污染物气体排放量(SO 2 、NO X 和烟尘)。规划期内，由于煤电削减以及可再生能源的大力发展，污染物排放量呈现下降趋势。至2020年，SO 2 排放量达到[536.11， 592.76]万吨，至2025年达到[538.80， 586.85]万吨，至2030年达到[520.37， 567.34]万吨；规划期内下降了[2.94%， 4.29%]。煤电是SO 2 气体的主要贡献源，占比高达99.9%。NOx排放量呈现下降趋势，至2020年，下降至[544.43， 618.25]万吨，至2025年下降为[539.24， 613.28]万吨，至2030年下降为[466.42， 584.44]万吨；其中煤电为NO X 的主要贡献源，其贡献率从2020年的[96.87%， 97.73%]下降至[95.56%， 96.41%]。煤电是烟尘排放量的主要贡献源。规划期内，烟尘将下降[5.62%， 6.76%]，从2020年的[72.39， 84.03]万吨下降至2030年的[68.33， 78.35]万吨。 图2. 规划期内优化发电方案 图3. 规划期内电力系统污染物排放情况 (四) 电力系统成本简析 图4为UEEEOM输出的规划期内的电力能源与环境系统成本。本研究主要考虑了燃料成本、运行维护成本、投资成本以及环境治理成本。其中，燃料成本为[3.56， 4.01] × 10 12 元，占总成本的[44.02%， 46.24%]；运维成本为[6733.38， 7881.81] × 10 4 元；电源成本投资成本为[4.51， 4.65] × 10 12 元，占总成本的[53.50%， 55.74%]；环境治理成本为[192.28， 221.08] × 10 8 元。 f − 和 f + 是系统的两个极值，分别代表最佳条件和严苛条件下的运算结果。按模型优化计算结果的下限 f − 执行决策，所需燃料成本、运维成本、投资成本以及环境控制成本较少，相应的模型输出的发电量较小；与此同时，系统面临的电力短缺的风险也较大。按优化结果的上限 f + 执行决策，所需系统成本较大，模型的发电量也较大，但是系统出现电力短缺的风险相对较小。 图4. 电力系统成本
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user: 5. 结语 本研究基于区间不确定优化方法，构建不确定能源与环境系统优化模型(UEEEOM)。所构建的模型可以有效处理系统中表现为区间的不确定信息。所构建的模型可以生成资源配置、发电方案；同时，可以定量评估系统的运维、燃料配置、电源扩容以及环境治理成本。通过对模型求解，可以得到： 1) 规划期内煤炭配置量于2025年达到峰值，规划期末(2030年)煤炭配置量下降至[148533.63， 156702.98]万吨标煤。气电将得到大力的发展，天然气配置量将上升[41.85%， 43.79%]。 2) 规划期内电源结构逐步优化，煤电发电量至2025年将达到峰值；至2030年煤电占比下降至[56.35%， 56.95%]。可再生能源比例稳步上升，由2020年的[30.99%， 31.77%]上升至2030年内的[39.36%， 40.71%]。 3) 规划期内发电而产生的污染物显著下降。规划期内SO 2 排放量下降[2.94%， 4.29%]；NO X 排放量下降[5.46%， 14.32%]；烟尘排放量下降[5.62%， 6.76%]。 4) 系统总成本达到[8.91， 8，69] × 10 12 元；其中燃料成本达到[3.26， 4.01] × 10 12 元，能源电力投资成本[4.51， 4.65] × 10 12 元，环境治理成本[192.28， 221.08] × 10 8 元。
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user: 摘 要 分数阶差分方程的混沌同步研究是近年来的热点问题，本文基于非线性控制方法建立了一类混沌映射同步的判别准则，给出数值模拟结果，验证了理论分析的准确性，并推广了已有文献结果。 关键词 :分数阶差分方程，混沌，非线性控制，同步 Copyright © 2019 by author(s) 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 基于Huber [ 1 ] 1989年混沌控制及Pecora and Carroll [ 2 ] 1990年混沌同步的开创性工作，混沌控制与同步吸引了大量系统理论研究工作者的广泛兴趣和关注。控制问题重点研究混沌吸引子的稳定化(使之呈现周期运动或静止状态)，而同步可视为特殊的控制问题，当今研究核心在于跟踪特定的混沌运动，并使两类混沌系统达到运动的一致性。研究方法表现为线性控制技术与非线性控制技术 [ 3 ] 。本文运用非线性反馈方法研究了一类分数阶混沌差分方程的同步问题。
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user: 2. 系统模型 本文考虑如下差分方程 x ( n ) = x ( 0 ) + μ Γ ( v ) ∑ j = 1 n Γ ( n − j + v ) Γ ( n − j + 1 ) x ( j − 1 ) ( 1 − x ( j − 1 ) ) . (1) 当 v = 1 时，系统有长时记忆，表现为演化过程中依赖于过去所以状态。而当v = 1时，则为经典的Logistic模型。文献 [ 4 ] 讨论了如下的非线性控制问题 { x ( n ) = x ( 0 ) + μ Γ ( v ) ∑ j = 1 n Γ ( n − j + v ) Γ ( n − j + 1 ) x ( j − 1 ) ( 1 − x ( j − 1 ) ) ， y ( n ) = y ( 0 ) + μ Γ ( v ) ∑ j = 1 n Γ ( n − j + v ) Γ ( n − j + 1 ) [ y ( j − 1 ) ( 1 − y ( j − 1 ) ) + K ( x ( j − 1 ) − y ( j − 1 ) ) − P ( x 2 ( j − 1 ) − y 2 ( j − 1 ) ) ] ， (2) 其中K与P为控制刚度，x为主控制量而y为从控制量。但我们发现文 [ 4 ] 所给参数不能达到同步。 为此我们考虑了系统(2)主系统 x ( t ) 与从系统 y ( t ) 的同步问题，即
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user: 3. 主要结果 引入误差变量 e ( t ) = x ( t ) − y ( t ) . 误差系统变为 (3) 而根据Caputo-型差分 [ 4 ] [ 5 ] [ 6 ] 定义，系统(3)可写为 C Δ a v e ( t ) = μ e ( t + v − 1 ) [ 1 − K − ( 1 − P ) ( x ( t + v − 1 ) + y ( t + v − 1 ) ) ] ， t ∈ ℕ a + 1 − v ， u ( a ) = c ， 其中 C Δ a v 为左Caputo-型delta差分， 0 < v ≤ 1 ， ℕ a 为离散时间尺度 ℕ a = { a ， a + 1 ， a + 2 ， ⋯ } ( a ∈ ℝ ，本文取 a = 0 )。 显然同步状态依赖于控制刚度K，P及控制目标x。此外若P = 1，则可根据文 [ 6 ] 定理38可得如下结论。 定理1：假定P = 1， 0 < v ≤ 1 ， μ > 0 。若方程 1 − ( 1 − K ) μ 1 z ( z z − 1 ) v = 0 (4) 的根全部落在单位圆内。则系统(2)中主系统 与从系统 y ( n ) 达到同步，即， lim n → ∞ | x ( n ) − y ( n ) | = 0 。 进一步我们运用Matlab软件包给出如下数值结果。图一中黑色区域表示为同步区域(其中 | x − y | < 0.01 )，灰色区域为非同步区域(其中误差 | x − y | ≥ 1 )，而有色区域为过渡状态。在图1 (3)中，我们用一条有色的线画出了当P = 1且v = 1时同步区域。与定理1对应结论( 1 < K < 1 + 2 / 3 )吻合。说明我们数值结果的准确性。 图1. 分数阶Logistic差分方程的非线性反馈混沌同步研究，其中初始条件x(0) = 0.2，y(0) = 0.3及参数
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user: 4. 结论 本文运用非线性反馈方法研究了一类分数阶混沌差分方程的同步问题，建立了一类混沌映射同步的判别准则，给出数值模拟结果，验证了理论分析的准确性，并推广了已有文献结果。
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user: 摘 要 紫外光独特的特性引发了人们对如何提高特种玻璃对紫外光的透过率的研究。由于传统的单晶氟化物和高纯石英玻璃成本高昂且制备工艺复杂，人们一直在尝试研制新型特种玻璃来替代，主要有硅酸盐、硼酸盐、磷酸盐等不同体系。本文系统探讨了离子特性和光学碱度两个重要因素对紫外透射率的影响，同时对改善玻璃结构及掺杂改性来提高特种玻璃紫外透过率的方法进行了分析。 关键词 :紫外透过率，特种玻璃，离子特性，光学碱度 Copyright © 2019 by author(s) 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 紫外光是一种波长在10~400 nm的电磁波。主要有可穿透云层、玻璃和皮肤真皮层的波长位于400~315 nm的长波紫外光UVA、会被臭氧层吸收的波长位于315~280 nm的中波紫外光UVB和常用于杀菌辐射的波长位于280~190 nm的短波紫外光UVC。通常，人们热衷于研究避免由于过度暴露于太阳紫外线辐射已经对人体皮肤造成的不良影响抗紫外线渗透的材料，如建筑玻璃、汽车玻璃、线性低密度聚乙烯(LLDPE)、对聚对苯二甲酸乙二醇酯(PET)、橡胶和塑料材料 [ 1 ] 。但随着近年来紫外透射材料在微光刻设备、激光系统、照明系统、杀菌、物理鉴别和验伪等特殊紫外光学领域的应用，对高性能紫外透射玻璃材料的需求不断增加 [ 2 ] 。传统单晶氟化物光学元件对深紫外光具有较强的吸收作用，无法作为高效紫外探测器的窗口材料。石英玻璃虽然在深紫外区具有较好的光谱透过率，但是制备工艺复杂，成本高，而且由于热膨胀系数上的差异，无法满足光电倍增管等探测器件的封装要求。随着特种玻璃的不断发展，近年来国内外科研工作者对不同元素及其不同配比下的玻璃成分进行了相关探索，在硼酸盐 [ 2 ] 、硅酸盐 [ 3 ] 和磷酸盐 [ 4 ] [ 5 ] [ 6 ] 等玻璃体系的相关领域进行了研究，提供了提高紫外光透射率的不同方式与方法。本文针对离子特性以及光学碱度对紫外透射率的影响和不同玻璃体系的紫外透过率方法的进行了探讨，同时从结构改进和离子掺杂等方面对提高玻璃紫外透过率的方法进行了分析。
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user: 2. 影响玻璃的紫外透过率的因素 玻璃的化学性质包括折射率、网络配位数的变化、化学性质、耐久性、玻璃电极、UV透明度和玻璃的承载性能 [ 7 ] 。在特种玻璃的研究中，离子特性和碱度是影响玻璃紫外透过率的两个关键因素。 金属离子特别是Fe 3+ 或Pb 2+ 对紫外线的吸收对电负性的影响是影响紫外透过率的一个关键因素。金属离子特性对紫外线的吸收与其原子核结构相关联。金属离子能带结构丰富，对深紫外线吸收作用强，玻璃的紫外线透明度通常会因为微量的金属离子杂质而受到损害。不同的金属离子对紫外线吸收的截至波长不同，大多数(配位)金属离子在紫外光区有较强的吸收带，且吸收带较低。Duff等人 [ 7 ] 从就紫外吸收机理出发，金属离子可分电子在离子本身转移的离子和电子从氧化物转移到金属离子的离子两大类。张洋及其团队组 [ 8 ] 研究了碱金属氧化物、网络形成体含量对玻璃结构及透紫外性能的影响，得到了满足透深紫外率的碱金属氧化物的硼硅酸盐玻璃体系。他们同时研究了多种过渡金属氧化物引入玻璃后对光谱透过率的影响关系，得到了将有害杂质总量必须控制在ppm量级后可使玻璃在185 nm深紫外区透过率高于50%。此外，提出了基于无澄清剂条件下的玻璃熔制成型工艺技术，以提高紫外线的透过率。 若不考虑杂质离子的影响，那么碱度改变组成氧原子的性能就成为改变玻璃透紫外性能的因素。一种是基于能带理论，氧的电负性与带隙E g 的变化相关，随着碱度的增加，氧含量逐渐降低，从而降低了紫外线的传导。另一种是基于电子极化，碱度的增加导致氧偏振性可以用控制较少的电子荷云而不能以更高的紫外频率震荡，从而引起了吸收紫外降解 [ 9 ] 。因此，增加玻璃的碱度的增加导致紫外线进一步降解。光学碱度的体现了酸碱反应是趋向于光学碱度均衡化的反应原理。Duff认为 [ 7 ] ，氧化玻璃的碱度可以从实验测量探针离子(Pb 2+ )在紫外(UV) (s-p)光谱的位移上体现。可以将光学碱度A在数值尺度上统一。将A和离子(如Na + 、Si 4+ 等)的组成和电负性联系起来，在显微镜下观察光学碱度分配给玻璃中的单个氧化物和氧基。以玻璃为化学计量化合物而言，其化学和物理特性受到微观碱度的变化的极大影响。当利用“铂环”技术实际测定了多个玻璃截面的光学碱度时，在第一种机制中，吸收带通常直接受玻璃的光学碱度的影响，第一种机制作用的金属离子包括一些稀土离子，如Bi 3+ 。利用光学碱度与第一吸收带的频率之间的关系，可以估计出红移的程度。而对于第二种机制，吸收带的位置与玻璃的光学碱度之间的关系不那么直接，且比较复杂。然而，第二种机制比第一种更常见。电子转移过程的能量(以及吸附带的位置)是金属离子和玻璃之间电负性的不同所决定的。 因此，当考虑提升玻璃的紫外透过率时，要考虑到玻璃材料中不同元素对紫外光的吸收作用，利用不断过滤提纯或者其他方法将过渡元素以及可变价金属氧化物筛除出去，降低其对紫外光的吸收。同时还要考虑到光学碱度对金属离子吸收带的重要作用。