生物力学特性

关键词： 化石 能源 煤炭 引言

生物力学特性（精选九篇）

生物力学特性 篇1

煤炭是主要的化石燃料, 我国一次能源消费构成中煤炭比例超过2/3, 在现有能源中占有重要的地位[1]。随着经济的发展, 煤炭的消耗量还在不断的增长。另一方面, 煤炭是不可再生的化石能源, 煤炭燃烧可造成大气环境严重污染, 因此研究洁净煤技术, 开发利用生物质能等可再生能源意义重大, 深受世界各国关注。

生物质是绿色植物经光合作用将太阳能转化为化学能储存于生物质内的能量, 是仅次于煤、石油和天然气的第4大能源。每年生物质能源产量约1 400～1 800亿t (干重) , 相当于目前总能耗的10倍[2]。生物质的硫和氮含量低、燃烧过程中生成的SOX, NOX较少, 且燃烧时生产的二氧化碳相当于它在生长时需要的二氧化碳量, 使燃烧时二氧化碳近似于零排放[3,4,5]。因此, 开发利用生物质能源不仅能够缓解能源危机, 而且能减轻环境污染和温室效应。

热解是生物质与煤热化学转化过程中的重要环节, 热动力学研究能够揭示生物质热解过程的物理化学变化, 对揭示生物质热解规律有重要意义, 因此生物质和煤的热解研究十分活跃, 并取得了大量研究成果。本文采用热重分析方法, 对两种煤和核桃壳等具有显著密度、硬度特性差异的4种生物质在不同粒度级和不同升温速率下进行热解实验, 探讨升温速率和物料粒度对具有不同特性的物料热解过程及动力学的影响。

1 实验部分

1.1 材料

实验所用生物质为核桃壳、小麦秸秆、玉米秸秆和木屑, 生物质试样粒度为60～100目、100～200目。实验煤样为某矿区1号烟煤和2号烟煤, 粒度为100～200目和-200目。生物质和煤样工业分析如表1所示。

1.2 实验条件与方案

热重分析使用德国NETZSCH公司生产的STA409PC型热重分析仪, 样品坩锅为Al2O3材料制成。实验保护气为高纯氮气, 流量为60mL/min。实验方法为非等温常压热解法, 每次样品质量为 (15±0.1) mg。

实验主要考察不同升温速率、物料粒度对生物质和煤热解的影响。生物质的热解升温速率为10, 30℃/min, 煤样热解升温速率为30, 50℃/min。

2 结果与讨论

2.1 热解失重过程

核桃壳等生物质热解过程如图1～图4所示。由图1～图4可以看出, 生物质的热解过程可分为3个阶段:第一阶段为200℃以下, 主要为水分的挥发阶段, 样品失去大部分水分而质量略有下降, DTG曲线出现微小的脱水峰。第二阶段为200～450℃, 该阶段生物质在缺氧条件下受热而剧烈分解, 失重率高达60%以上, DTG曲线出现一个主峰和一个肩峰。肩峰是生物质半纤维素的分解, 主峰主要是纤维素的分解, 同时伴随部分木质素的分解[6,7,8], 峰温在350℃左右。核桃壳DTG曲线在热失重第二阶段出现双峰, 说明其低分子挥发物分解温度低、释放速度快, 而固定碳分解相对较慢。第三阶段为450℃以上, 为生物质炭化过程, 深层挥发分向外层缓慢扩散, 持续时间较长, 残留物为灰分和多孔的固定炭。

图5和图6分别为1号烟煤和2号烟煤热解过程。由图5和图6可知, 煤的热解过程也可分为3个阶段:第一阶段为低温段热解 (200℃以下) , 以脱水反应为主。第二阶段为300～600℃, 该阶段以煤的解聚和分解反应为主, 煤中可挥发性物质和焦油析出, 剩余物变成半焦。第三阶段为600～800℃, 此阶段以缩聚反应为主, 半焦缩聚成焦炭。

1号烟煤挥发分及固定碳比2号烟煤高, 其分解的气态产物和焦油量较2号烟煤多, 失重速率大, 其焦炭产量也较高;而2号烟煤因水分及灰分含量明显高于1号烟煤, 热解水较多, 出现明显的水分失重, 而分解阶段失重速率明显较小, 残留焦炭量也较少, 且焦炭中灰分高, 说明水分和灰分对煤热解过程有明显影响。

由于煤与生物质组成结构不同, 其热解过程也大不相同。生物质通过醚键 (R-O-R) 结合, 其结合键能较小 (380～420kJ/mol) , 在较低的热解温度下就断裂, 在快速加热时, 其DTG曲线峰温为350～370℃;密度与硬度较大的核桃壳DTG出现双峰, 峰温分别为320℃和370℃。煤主要是C=C键 (键能为1 000kJ/moL) 相连的多环芳香碳氢化合物, 热解温度较高, DTG峰温较高, 为470～500℃, 比生物质高100～150℃。

2.2 升温速率对热解特性的影响

升温速率是热解过程的重要影响因素。升温速率快, 样品颗粒达到热解所需温度的响应时间变短, 有利于热解。但由于传热作用, 升温速率增加可能使样品颗粒内外温差增大导致热滞后现象, 影响内部热解的进行[9]。由图1～图6可看出, 随着升温速率β的提高, 初始热解温度Tv及最大失重速率对应温度Tmax向高温方向移动, 同时最大失重速率DTGmax增大。

以升温速率为 30℃/ min, 物料粒度为100～200目为例 (如图7和图8所示) , 煤的Tv及Tmax均高于生物质, 但煤的DTGmax却低于生物质;生物质的Tmax从大到小依次为木屑、核桃壳、玉米秸秆、小麦秸秆, 说明生物质硬度和密度越大, Tmax越大, 生物质热解条件要求越高。随着升温速率的提高, 小麦秸秆、玉米秸秆及木屑的DTGmax变化显著, 核桃壳次之, 烟煤最差;烟煤随升温速率的提高和粒度的减小DTGmax呈现增加的趋势。

2.3 物料粒度对热解过程的影响

物料粒度影响热解过程中的传热和传质。颗粒越大, 越不利于热质传递, 从而在升温过程中使得颗粒内部的升温速率低于实验设定的升温速率[10]。同时, 大颗粒也可能影响挥发分的析出过程, 从而改变生物质的热解行为。

由图1～图6可以看出, 在相同升温速率下, Tv和Tmax均随物料粒度增大而升高, 且生物质的最大失重速率DTGmax也随粒径增大而增大;对于密度较大的木屑、核桃壳及两种烟煤, 小粒度物料的Tmax较低。另外, 从TG, DTG曲线的重合程度可以发现在低升温速率下粒度对热解过程影响较小;升温速率增大, 粒度对热解过程的影响也增大。

3 热解动力学分析

不少学者对生物质和煤的热解动力学提出了各种分析模型[5,11,12]。其中, Coats-Redfern法[13,14,15]在研究大分子化合物分解动力学方面应用较为广泛, 本文采用该方法对生物质和煤的热解动力学进行研究。

物料初始质量百分比为的样品在程序升温下发生分解反应, 在某一时间t内, 质量百分比变为w, 则其分解速率可表示为

undefined (1)

热转化率α为

undefined (2)

Arrhenius反应速率常数k为

undefined (3)

其中, w∞ 为热解残留物的质量百分比;E为反应活化能;A为频率因子;R为气体常数;T为热力学温度; f (α) 是体现物质热解表观动力学的函数, 不同反应动力学机理, f (α) 具有不同的数学形式, 其常见表达式为

f (α) = (1-α) ″ n为反应级数 (4)

由式 (1) 、式 (3) 和式 (4) 可得

undefined

undefined

将升温速率undefined代入式 (5) 可得

undefined (6)

将式⑹按Coats-Redfern法分离变量积分整理并取近似值可以得到

undefined (7)

undefined, n≠1 (8)

由于反应的活化能E较大, 2RT/E≪1, 则undefined可以看作为常数, 设其值为a, 令

undefined时) 或undefined (n≠1) , undefined, undefined则有Y=a+bX。如果选定的n值正确, 则能得到一条直线, 通过直线的斜率和截距可以求出活化能E和频率因子A。

通过试算, 试样的热解反应均是一级反应, 所得动力学参数如表2所示, 可见拟合方程线性相关较好, 相关系数在-0.990 32～-0.998 6之间。

4 结论

1) 不同生物质及煤的热解实验结果表明, 物料密度对其热解过程有较大的影响, 密度小、质地疏松的物料热解温度低、速度快;反之, 则热解温度高、速度慢。

2) 升温速率对物料热解有较大影响。随升温速率的增大, 生物质的活化能增大, Tv和Tmax向高温方向移动, 且DTGmax增高, 且在较低升温速率下物料粒度对热解失重过程影响较小, 随着升温速率的增大, 粒度对热解过程的影响变大。

摘要：利用热重分析技术对4种常见天然生物质 (核桃壳、木屑、玉米秸秆、小麦秸秆) 和两种烟煤在高纯N2条件下的热解过程进行了分析, 研究不同粒度级和不同升温速率对热解过程的影响, 并用Coats-Redfern积分法对热解过程进行了动力学分析。结果表明, 生物质热解失重主要温度段为200～450℃, 烟煤为300～600℃, 反应符合一级反应动力学模型, 生物质活化能为50～80kJ/mol, 煤为30～115kJ/mol;升温速率对热解特性的影响较大, 提高升温速率, TG及DTG曲线向高温方向移动。

生物力学特性 篇2

摘要：实验研究了HSL好氧生物流化床在不同曝气方式(填料、填装率、曝气水深、微孔曝气与单孔曝气等)下的流化曝气量.结果表明:流化曝气量随填料填装率增加而增大,当填料填装率超过90%时,增大曝气量已不可能使填料完全流化:填料流化曝气量先随曝气水深增大而减小,后又随之增加;采用单孔曝气较微孔曝气易实现填料流化,但此时充氧效率会受到一定影响.作 者：丁汝斌 刘可卿 陈泽智 刘鹏 许雪松 DING Ru-bin LIU Ke-qing CHEN Ze-zhi LIU Peng XU Xue-song 作者单位：丁汝斌,DING Ru-bin(南京大学环境学院污染控制与资源化国家重点实验室,江苏,南京,210093;扬子石化公司水厂,江苏,南京,210048)

刘可卿,陈泽智,刘鹏,许雪松,LIU Ke-qing,CHEN Ze-zhi,LIU Peng,XU Xue-song(南京大学环境学院污染控制与资源化国家重点实验室,江苏,南京,210093)

生物力学特性 篇3

近年来, 对冠状动脉的研究已从单纯的冠状动脉的解剖生理学特性、生物力学特性、血液流变学特性等基础方面逐步向冠状动脉疾病的早期发病机制、病理学改变及冠状动脉介入治疗的评估等临床方面转变。本文从冠状动脉的特殊几何结构出发, 分析影响冠状动脉分叉处病变的生物力学因素, 并阐述其对冠状动脉介入治疗的优化作用。

1 冠状动脉的解剖生理学特性

冠状动脉系统包括心外膜冠状动脉和心肌内冠状动脉两部分, 通常临床造影显示的是心外膜冠状动脉, 也是生物力学的主要研究范畴。心外膜冠状动脉走行于心包和心外膜之间, 周围是疏松结缔组织, 心肌内冠状动脉斜行于心肌片层间隙, 直接受被包绕心肌的舒缩运动影响。心外膜下层心肌是一层较薄的表浅螺旋肌, 在心脏舒缩运动中起调节作用, 带动该处冠状动脉发生旋转运动, 在冠状动脉血流心肌灌注中防止收缩期血液反流。

长期以来人们普遍认为心外膜冠状动脉分支是以直角或锐角的方式进入心外膜下心肌层的。然而, 傅英等[1]采用高频超声结合心肌超声造影观察比格犬生理状态下左前降支心外膜及心肌内冠状动脉分支的空间位置与走行方向, 发现以锐角方式进入心肌层比直角方式更符合管道流体力学、伯努利方程及流体质量和能量守恒定律。当管道分支夹角呈直角时会产生较大的壁面剪切应力 (WSS) , 引起管壁塌陷, 心肌缺血, 加重虹吸现象的发生, 最终使直角分支灌注量减少。而当管道分支夹角呈锐角时, 分支流尽量平行于主流, 可以降低系统的能耗损失, 同时WSS对管壁的损伤也降至最小, 这种形式不仅有助于舒张期冠状动脉血流灌注, 更有助于防止收缩期由于心肌挤压而导致的反流, 即锐角的连接方式更符合心脏自身舒缩的运动特点。

2 冠状动脉本构方程模型的建立与改良

对冠状动脉生物力学特性的研究是将冠状动脉的本构方程 (即应力-应变关系) 转化为数学上的边值问题, 以期得到冠状动脉的生物力学特性常数, 从而解析循环力学中血液与血管的相互作用, 为深入研究冠状动脉疾病的发病机制提供依据。

在建立冠状动脉本构方程模型方面, 随着冠状动脉各层生物力学属性研究的深入, 动脉壁生理和病理的研究也不断加深。1994年Deng等[2]对大鼠胸主动脉的剪切模量进行了生理条件下的扭转、扩张和纵向拉伸试验, 发现在生理压力条件下 (压力=120 mm Hg或16 k Pa;纵向拉伸=1.2相对于零应力状态) 。正常大鼠胸主动脉的剪切模量为 (137±18) k Pa;在体温 (37℃) 和室温 (25℃) 条件下剪切模量的差异在10%之内。剪切模量随纵向和周向的应力-应变变化变化显著, 剪切模量随应力变化而变化, 但不随应变变化而变化。血管应力和应变的关系是非线性的, Lu等[3]对猪右冠状动脉和左前降支动脉进行了体外分离、扩张、纵向拉伸和圆周扭转试验, 计算出了完整的血管外膜和血管中层剪切模量, 认为血管外膜的剪切模量大于完整的血管壁, 完整的血管壁又大于血管中层。剪切模量不依赖WSS或应变, 但随不同的周向及纵向的应力-应变变化而变化。周向及纵向的应力与剪切模量的关系是线性的, 但与应变的关系是非线性的。另外, Lu等[3]的研究未发现右冠状动脉和左前降支的剪切模量之间存在显著性差异, 而且两者的剪切模量与透壁压力呈线性增加关系, 局部透壁压力的降低会引起剪切模量成比例下降。中层-外膜边界的WSS可以通过机械变形刺激机械感受器, 影响营养血管的几何形状和血管壁的血液灌流。Kwon等[4]使用微CT观察猪冠状动脉的营养血管, 发现营养血管来源于冠状动脉腔内, 并沿中层-外膜边界纵向走行。因此, 当透壁压力在边界异常增高时, 可能会引起营养血管崩溃, 导致血管壁缺血, 进一步诱发冠状动脉缺血。另外, 中层-外膜边界显著增高的扭转应力还可以使冠状动脉撕裂, 形成夹层。

Hollander等[5]对猪左冠状动脉中层的结构模型、部分结构模型及表象模型的三维数据分别进行径向膨胀、轴向扩展、扭转反应等实验, 发现结构模型表现最佳, 部分结构模型次之, 表象模型最差;并提出猪左冠状动脉中层表象模型的建模, 至少需要8~10个参数;而部分结构模型和结构模型则只需要4个参数, 就预测潜力而言结构模型优于其他两种模型。

van den Broek等[6]在保持动脉壁结构完整的同时, 对猪左冠状动脉前降支进行了体外生理压力状态下轴向预拉伸实验, 并确保压力的最大负荷不超过生理水平最大值, 以防止压力损伤动脉壁。van der Horst等[7]建议在此研究的基础上, 进一步优化建模参数, 增加生理状态下血管纤维走向打开角度值 (βphys参数) 。βphys是研究动脉应力-应变行为的重要参数, 多用于猪和人冠状动脉的混合数值实验研究。在原位状态下, 体外实验模拟使用一种生理状态下的轴向预拉伸, 测定压力半径和压力的轴向力, 即通过应用双纤维本构模型, 在生理轴向条件和0~16 k Pa的压力范围内, 对猪和人冠状动脉行体外膨胀和扩展实验, 研究动脉纤维走向。由于动脉段结构完整, 在生理负荷条件下, 纤维承担几乎所有的负载, 纤维走向决定了应力-应变行为, 实验发现所有动脉的βphys参数在生理负荷状态下, 平均为 (36.4±0.3) °, 仅有1%的标准差。

此外, Huo等[8]首次对右冠状动脉的双轴 (周向和轴向) 应力-应变关系进行研究, 并对生理负荷条件下的膨胀性和轴向延伸力学的性能进行测试, 提出可以在生理负荷范围内量化本构应力-应变关系。用高斯误差函数表示应变能, 随着生理压力范围下透壁血管压力的增大, 应力-应变关系呈正态分布, 分别在被动压力80~100 mm Hg和主动压力140~160 mm Hg时达到最大值。这与主动跨桥移行肌动蛋白-肌球蛋白分子数量和主动压力成正比表现一致。尽管体外实验已得知冠状动脉平滑肌细胞收缩的最佳点在被动压力和主动压力范围内, 但其在活体内收缩的最佳点还需要进一步研究。

3 冠状动脉应力-应变生物力学特性与冠状动脉疾病

在危害人类健康的疾病中, 冠状动脉疾病的病死率一直保持在较高水平[9]。吸烟、高血压、糖尿病、家族病史和高血清胆固醇等是常见的危险因素。然而, 其发病机制仍有待研究。冠状动脉粥样硬化的分子生物学研究进展, 及冠状动脉管壁机械性能洞察的深入, 为临床治疗和经皮冠状动脉球囊血管成形术医疗干预提供依据。

冠状动脉粥样硬化病变不会均匀分布在整条冠状动脉内壁。相反, 它通常分散于冠状动脉内壁的不同位置。虽然, 已确认低WSS和高壁面机械应力或应变与其好发位置相关[10], 然而病变的好发位置主要在冠状动脉近心端尚未得到合理解释。

冠状动脉是人体动脉系统中唯一连续摆动的系统, 持续受心肌收缩振荡位移的影响。心肌收缩时, 冠状动脉近心端固定不变, 远心端则经历最大的周期性横向和扭转位移。冠状动脉受到的振动位移类型和程度受个体解剖差异影响。左前降支承受位于升主动脉和左心室心尖部旋转轴上最大的扭转作用;回旋支几乎垂直于前降支, 受垂直平面上更大的横向位移作用的影响;斜角支沿前降支侧面上升分布, 承受在垂直和水平方向, 以及扭转组合而形成的横向位移的作用。每一种类型的振荡都会有一个固有频率, 其与血管的弹性特性、密度、质量及血管长度相关。当这种频率变化时会发生振荡, 若该结构感应到另一个主动振动的物体, 将产生“被迫振动”频率;当“被迫振动”频率与冠状动脉自身固有频率一致时, 就会发生共振。“被迫振动”频率在共振恰当的时刻会加强和增加能量的幅度。

由此John[11]作了以下假设:当心动周期中冠状动脉发生机械振荡共振时的固有频率与心率一致时, 共振波可能会发生在冠状动脉对抗节点上, 从而增加管壁应力。即使每次振荡的特定位置的相对壁应力仅有非常小的差异, 但随着时间的推移, 持续性的心脏收缩会将这种差异放大到非常显著。因此这些特殊节点的位置增加了疾病发生的风险。尽管目前尚无实验证据支持, 但冠状动脉共振的假设不仅可以解释病变好发于近心端, 还可以解释整个冠状动脉疾病特定位点的分布, 为理解冠状动脉疾病发生位置的机制提供了有力依据。

4 冠状动脉WSS生物力学特性与冠状动脉疾病

冠状动脉粥样硬化斑块优先形成于冠状动脉侧分支附近及内壁弯曲的动脉[12]。Taylor等[13]的研究指出, 动脉血管内壁弯曲处的WSS可以激活血小板和单核细胞, 并使之与血管内皮细胞相互作用, WSS在单核细胞的移动和血小板黏附于内皮细胞上起关键作用。高WSS、低WSS、高动脉壁应力 (拉伸或环向应力) 、高壁面剪切应力梯度 (wall shear stress gradients, WSSG) 、内皮细胞损伤是在既往研究中提出的引起动脉粥样硬化的常见力学因素, 并且针对这些假设的研究也一直在持续进行[14]。

Jung等[14]应用非牛顿流体的脉动血流动力学的多相瞬态三维模型模拟理想化的人冠状动脉弯曲部分, 发现红细胞常堆积于冠状动脉内壁弯曲部分, 并与该处的低WSS相关。弯曲血管中央的较高黏度阻止了血流的流动, 使红细胞优先迁移通过边界层;还发现内壁弯曲处的内曲率半径上红细胞体积分数最高。曲率中心产生的二次流可以引起不对称的轴向速度, 外壁剪切速率明显高于内壁, 并随心动周期改变, 收缩期开始时, 剪切速率突然增加, 然后减小到几乎为零, 舒张期再次急剧上升, 随后逐渐下降。在3个心动周期中, 内壁弯曲处平均红细胞剪切速率为350 (1/s) , 平均红细胞黏度为0.0075 kg/ms (7.5 c P) ;外壁弯曲处平均红细胞剪切速率和平均红细胞黏度分别为520 (1/s) 和0.0063 kg/ms (6.3 c P) 。

高WSSG是黏度、剪切速率梯度及单位体积的力在邻近管壁附近的表达, 具有直接作用于细胞间张力的作用。动脉血管内壁弯曲处的生物机械力, 加上低振荡室壁应力与血管内皮细胞的相互作用使单核细胞和血小板的黏附聚集, 平滑肌细胞增殖, 同时抑制抗动脉粥样硬化作用物质的产生。Chaichana等[15]进一步阐释了左冠状动脉前降支与回旋支分叉处的角度和WSSG之间的关系, 发现在倾斜角度为120°和105°时WSSG倾斜角度明显低于15°和30°, 并且在广角模式下低WSS和低WSSG分布区域明显大于窄角模式 (图1、2) 。因此, 左冠状动脉广角分岔处发生动脉粥样硬化的风险可能高于窄角分岔处。

图1在心动周期的0.4 s时收缩期流速和压力均达到峰值, 并于此时分别测量左冠状动脉分叉处不同角度仿真模型的WSSG, 箭头指不同角度下的低WSSG分布区域, 在120°时WSSG最低, 分布范围最大。注:图片摘自参考文献[15]

图2在心动周期的0.4 s时收缩期流速和压力均达到峰值, 并于此时分别测量左冠脉分叉处不同角度仿真模型的WSS, 箭头指不同角度下的低WSS分布区域, 在120°时WSS最低, 分布范围最大。注:图片摘自参考文献[15]

Murray法通过测量血管主干和分支相邻的内径, 认为理想的血管分叉是主干血管半径的立方等于所有分支血管半径的立方和, Murray比= (主干血管半径) 3/ (主分支血管半径) 3+ (侧分支血管半径) 3[16]。见图3。

图3分叉处血管内超声模拟图。DM:主干血管直径;DD:主分支血管内径;Ds:侧分支血管直径;S1、S2:分支血管段。DM在S1节段处测量, DD在S2节段处测量。注:图片摘自参考文献[16]

通常情况下, 哺乳动物循环系统的分支血管均遵循Murray法则, 即当Murray比等于1时, 说明即使在血管分叉处也保持了均匀一致的WSS。但该法则外偏差的存在导致分叉处局部区域存在低振荡剪切应力 (low oscillatory shear stress, LOSS) , 而前文已证明低WSS能刺激动脉粥样硬化基因的表达。Schoenenberger等[16]运用血管内超声, 以虚拟组织学血管内超声成像方式对253例患者进行研究, 明确指出冠状动脉分叉处并不遵循Murray法则, 并且高Murray比患者斑块中具有更多的高密度钙和较少的纤维、纤维-脂肪组织, 而低Murray比患者斑块则以纤维及纤维-脂肪组织为主, 坏死核心和致密钙含量偏少。高Murray比又常常与LOSS密切相关[17]。含致密钙和坏死核心数量较多, 纤维和纤维-脂肪组织较少的区域常被确认为LOSS区域。Murray法则偏差的存在或许可以帮助解释斑块好发于部分患者的血管分叉处的原因。

5 冠状动脉生物力学特性对冠状动脉介入治疗策略的优化

冠状动脉粥样硬化好发于冠状动脉分叉处。分叉处复杂的几何结构 (特别是侧分支之间的角度) 、多变的血流涡流模式、LOSS等力学因素在动脉粥样硬化的形成、发展中起到了极为重要的力学作用。经皮冠状动脉介入治疗已广泛开展, 但分叉处病变的介入治疗仍然是现代介入心脏病学最具挑战的难点之一。因其面临着复杂的生物力学环境, 且支架植入后内膜的过度增生大大降低了手术成功率。除血流动力学改变外, 支架本身对动脉壁也有相当大的机械应力影响。除了球囊自身的高膨胀压力, 在安置过程中支架在非生理状态下缓慢诱导释放的对动脉壁的压力也非常高。改变支架设计中的应力分布, 可以使血管壁应力产生较大的变化, 但有关支架附近动脉壁应力的研究仍然极其有限[18]。

另外, 由介入导管引起的冠状动脉侵入性心脏病是在治疗过程中产生的另一个重要问题。研究发现, 剪切模量随压力和纵向拉伸增加而增加, 层与层之间剪切模量的差异也随压力和拉伸的增加而增加[3]。当球囊在斑块处膨胀, 或者在该处置放支架时, 导管不应在该处有任何扭转膨胀, 因为这会在中层-外膜解剖交界处造成巨大的扭转应力。此时导管处的剪切应力大于正常血管壁的3倍, 导管任何轻微的扭曲都会诱发对血管壁的巨大WSS。因此, 应在完成一个球囊松弛的动作之后再打开或扭转导管。

此外, 白启才等[19]运用多排螺旋CT结合血管外弹力膜面积、偏心指数、斑块分布弧度及重塑指数对冠状动脉分叉处病变进行定性定量分析, 提出了6种冠状动脉分叉处病变的CT分型, 认为凡累及分支开口处的病变均属于分支闭塞的高危病变, 在介入治疗中应提前做好导丝保护, 必要时可在分支内放置球囊, 与主干支架球囊行对吻扩张;而对于分支闭塞可能性较小的病变, 支架置入则相对安全。

生物力学特性 篇4

浮萍吸收不同形态氮的动力学特性研究

吸收试验结果表明,浮萍(Spirodela oligorrhiza)吸收铵态氮和硝态氮的动力学特性可用Michaelis- Menten方程来描述.浮萍对铵态氮的亲和力大于对硝态氮的`亲和力,证实了浮萍“优先吸收净化铵态氮”的观点.研究还发现,浮萍吸收硝态氮的最大速率大于吸收铵态氮的最大速率,基于浮萍吸收不同形态氮的动力学特性,提出了构建物理作用(增氧工艺)-微生物(硝化作用)-植物(浮萍)复合污水净化体系的见解.

作 者：沈根祥 姚芳 胡宏 倪吾钟 朱荫湄 SHEN Gen-xiang YAO Fang HU Hong NI Wu-zhong ZHU Yin-mei  作者单位：沈根祥,SHEN Gen-xiang(浙江大学,环境与资源学院,浙江,杭州,310029;上海市环境科学研究院,上海,33)

姚芳,胡宏,倪吾钟,朱荫湄,YAO Fang,HU Hong,NI Wu-zhong,ZHU Yin-mei(浙江大学,环境与资源学院,浙江,杭州,310029)

刊 名：土壤通报  ISTIC PKU英文刊名：CHINESE JOURNAL OF SOIL SCIENCE 年，卷(期)： 37(3) 分类号：X5 关键词：浮萍   氮   形态   吸收动力学  

生物力学特性 篇5

铜对生物抑制效应是浓度的两步函数,即铜是生物生长必须微量元素,但过高也会产生毒性效应［15］。本试验以山东沿海常见养殖贝类太平洋牡蛎为主要研究对象,采用生物富集双箱动力学模型,研究其在半静态暴露染毒条件下对铜的生物富集动力学特性,以期为生态风险评估及贝类食品的安全监测提供参考。

1 材料与方法

1. 1 试验材料

健康太平洋牡蛎采自青岛即墨鳌山卫养殖场。自然海水暂养7 d,连续充氧; 每天换水1 次、投喂小球藻( Platymonas spp. ) 2 次; 及时剔除死亡贝体,死亡率低于5%; 试验前1 d停止投饵,以便排尽牡蛎体内摄食的饵料,尽量降低试验误差。选择生长良好,个体较为均等的贝类用于试验,随机分组。太平洋牡蛎壳长9.45 ~11.62 cm,壳宽4.90 ~5.90 cm,壳高5.20 ~6.08 cm,体重58.7 ~100.5 g。

试验在300 L的聚乙烯水箱中进行,试验前将各处理组水箱用等体积暴露溶液浸泡7 d。试验海水经Ⅱ级砂滤,水质指标: p H 7. 96 ~ 8. 20,盐度31. 18 ± 0. 34,氨氮2. 97 ~ 4. 54 μg /L,亚硝酸盐氮0. 005 ~ 0. 010 mg /L,溶氧> 6. 0 mg /L,Cu2 +本底浓度0. 00276 mg /L。

1. 2 试验方法

1. 2. 1 试验分组

铜离子(Cu2+)溶液采用分析纯CuSO4·5H2O( 天津巴斯夫化工有限公司,A. R. 500 g)配置而成。以GB3097—1997 海水水质标准( 二类) Cu2 +≤0. 010 mg /L为参考,按照0. 010 mg /L的0. 5、1. 0、2. 5、5. 0、10. 0 倍设置重金属溶液浓度梯度为0. 005、0. 010、0. 025、0. 05、0. 10 mg /L进行添加。试验期间连续充氧,以自然海水为对照。本试验用于分析和计算富集动力学参数的Cu2 +浓度均为添加浓度与自然海水浓度之和。

1. 2. 2 富集与排出试验

富集阶段,试验水箱中养殖水体为270 L,每个水箱放入暂养净化后的牡蛎77 只,设平行2 个试验组。各组采用半静态暴露染毒的方法富集35 d,每24 h更换全部溶液; 每天投喂小球藻2 次; 在第0、5、10、15、20、25、30、35 天时,每箱随机取活贝样5只,迅速用去离子水冲洗干净,剥壳解剖取全部内容物,经匀浆后冷冻存放待分析。

富集结束后,将剩余贝类转移到自然海水中,养殖水体体积、换水和喂食时间与富集阶段相同。投饵量根据水箱中所剩余贝类数量递减,各组排出试验30 d,分别在第5、10、15、20、25、30 天,随机取太平洋牡蛎活贝5 只,各样品处理与富集阶段相同。

1. 3 样品处理与铜浓度测定

Cu2 +含量测定根据GB17378. 6—2007 海洋监测规范第6 部分,采用无火焰原子吸收分光光度法进行测定。Cu2 +含量单位用mg/kg干重表示。

1. 4 数据统计分析

生物富集双箱动力学模型和生物富集系数( BCF) 测定采用修正的双箱动力学模型方法［16-21］,试验的两个阶段用方程描述为:

式中: k1—生物吸收速率常数; k2—生物排出速率常数; CW—水体Cu2 +浓度,mg /L; CA—生物体内Cu2 +的含量,mg /kg干重; C0—试验开始前生物体内Cu2 +的含量,mg /kg干重; t*—富集试验结束的天数,d。由公式( 1) 、( 2) 对富集和排出过程中贝类体内Cu2 +含量的动态检测结果进行非线性拟合,得到k1,k2值。

BCF,即生物富集系数,是估算水生生物富集污染物质能力的一个量度; 金属的生物学半衰期B1 /2,指生物体内的金属排出一半所需的时间( d) ; CAmax指生物体内富集重金属达到平衡状态时体内含量( mg /kg) 。分别采用公式( 3) 、( 4) 、( 5) 进行计算。

2 结果与分析

2. 1 太平洋牡蛎对Cu2 +的富集

如图1 所示,富集阶段,对照组体内Cu2 +含量变化范围为136. 53 ~ 196. 11 mg /kg。0. 005mg / L和0. 01 mg / L组: 0 ~ 20 d增长缓慢,25 ~35 d均为先降低后增长,在25 d ( 0. 01 mg / L) 和35 d( 0. 005 mg / L) 时,牡蛎体内Cu2 +含量达到峰值,与0 d时相比,分别提高0. 81 倍( 0. 005 mg /L) 和2. 29 倍( 0. 01 mg / L ) 。0. 025 mg / L和0. 05 mg / L组: 0 ~ 10 d体内Cu2 +含量变化较为一致; 10 ~ 25 d,0. 05 mg /L组牡蛎体内Cu2 +含量增长幅度明显大于0. 025 mg /L组; 25 d时,牡蛎体内Cu2 +含量与0 d时相比,分别提高了3. 36 倍( 0. 025 mg /L) 和6. 71 倍( 0. 05mg /L) 。0. 10 mg /L组: 暴露5 d时,体内Cu含量与0 d相比迅速提高了1. 78 倍,5 ~ 15 d增长较为平缓,15 ~ 25 d正相关迅速增加,25 d时体内Cu含量与0 d相比提高了7. 9 倍。数据表明,太平洋牡蛎对Cu2 +具有较强的富集能力,暴露0 ~ 25 d,各试验组牡蛎体内Cu2 +含量与暴露溶液Cu2 +浓度、暴露时间基本正相关。

2. 2 太平洋牡蛎对Cu2 +的排出

如图2 所示,0. 005、0. 01、0. 025 mg /L组,牡蛎体内Cu2 +含量呈先减少后增加、再减少的趋势排出,30 d与0 d相比,牡蛎体内Cu2 +含量分别降低了22. 43% ( 0. 005 mg /L ) 、34. 45%( 0. 01 mg /L) 、42. 27% ( 0. 025 mg /L) ; 0. 05、0. 10mg / L组,牡蛎体内Cu2 +含量呈现不稳定波动状态,0. 10 mg /L组3 个变化转折点均滞后0. 05 mg / L组5 d时间,分别在整体试验45 d( 0. 05 mg /L) 、50 d( 0. 10 mg /L) 时牡蛎体内Cu2 +图1 太平洋牡蛎体内对Cu2 +的富集情况含量出现峰值,与富集0 d时相比分别提高了6. 73、8. 72 倍,富集达到平衡状态所需时间明显延长。数据表明,太平洋牡蛎对Cu2 +的排出并不明显,低浓度组( 0. 005、0. 01、0. 025 mg /L) Cu2 +排出缓慢。

2. 3 太平洋牡蛎对Cu2 +的生物富集曲线及数据拟合

2. 3. 1 生物富集曲线

采用方程( 1) 和( 2) 对富集和排出阶段进行非线性拟合,得到不同暴露浓度下太平洋牡蛎对Cu2 +的生物富集曲线( 图3) 。

2. 3. 2 生物富集动力学参数

通过对富集与排出过程的非线性拟合,得到吸收速率常数k1,排出速率常数k2; 然后根据公式( 3) ~ 公式( 5) ,得出生物富集系数( BCF) 、平衡状态下太平洋牡蛎体内Cu2 +的含量( CAmax) 和Cu2 +的生物学半衰期( B1 /2) 。

由表1 可知,除0. 01 mg /L组外,各试验组拟合优度系数R2介于0. 508 8 ~ 0. 881 1,该模型可以描述太平洋牡蛎对铜的富集与代谢情况。0. 005、0. 01、0. 025 mg / L试验组的生物学半衰期B1 /2分别为73. 0、49. 5、60. 3 d,表明牡蛎体内Cu2 +排出缓慢,与排出试验结论相同; 0. 005、0. 01mg / L低浓度组的太平洋牡蛎对铜富集无明显规律; 0. 025、0. 05、0. 10 mg /L试验组,随着暴露水体Cu2 +浓度的增大,各组富集参数k1先增大后减少,k2、CAmax逐渐增加,BCF、B1 /2逐渐变小。

研究表明［22］,即使亲缘关系很近的生物种,体内对同种重金属的富集能力存在不同。李学鹏［23］研究发现,Cu2 +浓度过低时,0. 010 45 mg/L组褶牡蛎对铜富集无规律性,0. 047 80、0. 098 05 mg/L组褶牡蛎对Cu2 +富集明显。近江牡蛎对铜的累积试验［24］表明,富集10 d后,0. 003 3 mg/L组富集系数BCF高达46 715,0. 031 6 ~ 0. 316 mg / L组BCF为7 727 ~ 2 765,且逐渐变小,0. 1 mg / L近江牡蛎组暴露12 d后排出净化35 d,B1 /2值为131 d。根据表1,0. 025、0. 05、0. 10 mg/L太平洋牡蛎组BCF逐渐变小,与0. 031 6 ~0. 316 mg/L褶牡蛎组BCF变化规律较为一致,但数值明显偏高; 0. 1 mg/L太平洋牡蛎组暴露35 d后排出30 d,B1 /2为20. 0 d,远小于0. 1 mg/L褶牡蛎组。研究结果存在差异应该是生物物种、外部环境、实验设置等多种因素共同造成。

注: 水体中Cu2 +本底浓度为0. 002 76 mg /L。

2. 4 富集平衡状态下CAmax与暴露水体Cu2 +浓度的关系

由图4 可知,0. 005、0. 01、0. 025、0. 05、0. 10mg / L试验组的CAmax,随着暴露溶液中Cu2 +浓度增加而逐渐增大,与富集试验结果相一致。其中,0. 10 mg / L太平洋牡蛎组CAmax高达161 9 mg /kg,主要原因是牡蛎游走的白血球对Cu2 +具有很强的富集力［25］。

3 结论

生物力学特性 篇6

回转干燥窑作为一种颗粒流量与热传递的载体广泛运用于生物质干燥过程, 然而在回转窑中粒子与粒子, 粒子与热载气, 粒子与壁面间的相互作用使得生物质干燥特性及粒子运动机制的研究变得相对复杂[1,2]。随着计算处理速度的快速发展, 计算机模拟已成为了研究粒子流动特征的有效工具, 该实验采用欧拉-欧拉模型来模拟生物质木屑在不同粒径大小、回转干燥窑旋转速度以及回转干燥窑初始填充率下颗粒-颗粒, 颗粒-载气, 颗粒-壁面之间的相互作用, 并使用Taguchi正交实验法对模拟数据进行分析与处理, 并对其中的生物质净流通量, 轴径向运动速度进行对比分析, 从而得到生物质木屑在回转窑钟干燥过程的一般适用性条件。

2 实验设备与方法

该回转干燥窑为半工业化实验设备, 由干燥圆筒系统、送料系统、燃烧系统, 以及旋风除尘系统组成。如图1所示, 生物质由料斗进入螺旋进料口, 再经入口阀门与鼓风机将生物质颗粒按照一定流量送入干燥圆筒, 干燥圆筒长4.5m, 直径0.6m, 为保证生物质颗粒在干燥圆筒中的易流动性, 干燥圆筒的水平倾斜率为8mm/m。干燥回转圆筒内均匀分布着承载叶片及导流叶片 (见图2) 以加快生物质颗粒在圆筒内的搅拌及输送, 进而增强生物质与热气流间的热交换, 以达到快速干燥的效果。

Taguchi正交试验法被运用于该次实验中, 为避免量化不同参数间的复杂作用, Taguchi正交试验法着重于每个不同参数的独立特性, 精确每个参数对最终结果的影响比重, 从而用最少的试验次数得到所需结果。针对生物质粒径大小 (1mm, 3mm, 5mm) 、回转干燥窑初始填充率 (20%, 30%, 40%) 以及回转干燥窑旋转速度 (2rpm, 4rpm, 6rpm) 三种不同参数对生物质在回转干燥窑中的运动状态及干燥效率的影响, 根据Taguchi正交试验法原则, 共9组实验将各参数按照一定规律进行排列组合。

3 结果与讨论

该实验采用墙壁非滑移接触的欧拉模型进行多重模拟, 包括生物质回转干燥窑净流通量、生物质颗粒最大轴径向运动速度以及平均轴径向速度在内的五组特性指标被测出, 根据Taguchi正交实验5步分析法可进一步得到各参数对最终特性指标的影响比重值, 见表1。

净流通量分析法是表达回转干燥窑对生物质干燥的处理效率和产量最简单有效的方法。从上图可知, 生物质粒径大小是影响净流通量最主要的因素, 影响占比约为70%。这表明如若需要提高生物质干燥效率, 改变生物质颗粒大小比改变回转窑旋转速度及回转窑初始填充率更有效。

当讨论生物质颗粒在回转干燥窑中的轴向速度时, 最大轴向速度与平均轴向速度被引出。从表1中可以看出回转窑旋转速度是影响最大轴向速度的一个重要因素 (52.7%) , 其次是生物质粒径大小。而对于平均轴向速度来说则恰恰相反, 生物质粒径大小对平均轴向速度的影响占比为64.8%。回转干燥窑初始填充率在最大/平均轴向速度的影响上都只在10%左右, 作用相对不明显。

对于特性指标径向速度来说, 更多的是考虑到生物质在回转窑内的充分混合情况。表1显示出回转窑初始填充率成为径向速度的主导因素, 但对于最大径向速度与平均径向速度的作用还是有所差异。随着回转窑初始填充率的增加, 回转窑内生物质颗粒-颗粒与颗粒-壁面之间的相互作用增强, 颗粒的最大径向速度相互抵消, 导致最大径向速度减小而平均径向速度增大。

4 结语

基于实地测量与模拟研究, 该文章分析了生物质颗粒在回转干燥窑中的运动学状态。欧拉-欧拉模型、流体动力学模型与Taguchi正交实验法被运用于其中。为更好的了解颗粒运动状态以及不同参数对生物质颗粒运动的具体影响, 三个参数:回转窑旋转速度, 生物质粒径大小, 回转窑初始填充率被选为可变变量输入, 并对包括净流通量在内的五个特性指标进行检测。通过Taguchi正交试验法分析, 最终得出生物质粒径大小对净流通量以及轴向运动速度有很大的关系, 并且当粒径增大, 回转窑内的粒子活跃区域增大, 净流通量大大增加;回转窑旋转速度对轴向运动亦有很大的影响, 进而影响净流通量, 但是回转窑旋转速度增大到一定程度, 生物质粒子间的作用变强, 当粒子在回转窑中的流态为旋转态时, 最大正负粒子速度同时增大, 最终分使得平均粒子轴径向速度则趋于相对较低的水平。

摘要：基于欧拉-欧拉模型研究生物质在回转干燥窑中颗粒-颗粒, 颗粒-载气, 颗粒-墙壁之间的相互作用及动态特性, 并运用Taguchi正交实验法分析生物质粒径大小, 干燥窑回转速度, 初始填充率等不同运行条件下生物质在回转窑中的运动特性和净通量特性。模拟结果表明:粒径大小与回转窑旋转速度对生物质净通量及轴向混合影响较大, 初始填充率对生物质径向混合作用明显。

关键词：生物质,回转干燥窑,欧拉-欧拉模型,Taguchi分析法,清洁能源

参考文献

生物力学特性 篇7

1 资料与方法

1.1 建立三维有限元模型

选取健康汉族男性志愿者1 例,年龄25 岁,身高173 cm,体重68 kg,既往无腰椎疾患史,拍摄X线片排除腰椎病变。采用荷兰皇家飞利浦公司Brilliance Light Speed 64 排螺旋CT从L4上终板至L5下终板连续扫描,得到层厚为0.60 mm的连续断面图像,共156 张,各断层图像数据以512×512 象素的DICOM格式保存。在台式机上采用Mimics10.01 软件(Materialise公司,比利时)直接打开DI-COM格式文件可以得到L4~L5节段图像,使用Mimics 10.01 自带内部工具对L4~L5图像处理,得到初步模型表面图形。将得到的初步模型以点云(point cloud) 形式输出到逆向工程软件Geomagic10.0(Raindrop Geomagic,Inc.美国)中,得到椎体的三角网格模型并对不合乎要求的三角形进行修正,将这些小三角形单元模拟合并成大的面并以通用的IGES格式保存。利用有限元分析软件ANSYS12.0(ANSYS公司,美国)导入IGES格式文件,根据模型外部轮廓生成L4~L5节段的有限元实体模型,模型中包括椎体及椎间盘等结构。对不同的单元结构添加材料属性,首先完成正常L4~L5节段三维有限元模型(INT)的建立(见图1)。前纵韧带、后纵韧带等脊柱的主要韧带本身具有非线性的材质属性,笔者建模过程中,考虑椎间融合器使用过程中韧带变形在正常的弹性变形内,该区间韧带形变基本处于线性变形区域,用分段线性化法将非线性特性曲线分成若干个区段,在每个区段中用直线段近似地代替特性曲线,所研究的非线性系统在每一个区段上被近似等效为线性系统,就可采用线性系统的理论和方法来进行分析,因此采用分段线性函数,描述不同状态下韧带变形。本研究主要侧重分析融合器的稳态静力分析,考虑线性条件能更准确获得仿真结果。本实验所采用的椎体各结构的力学性质及单元类型的数据参考国内外相关报道[4,5](见表1)。

1.2 不同材料融合器三维有限元模型建立

在已建立的正常人L4~L5节段三维有限元模型上,模拟两种材质融合器结合椎弓根钉固定的模型,即要求切除腰椎相应结构,L4~L5后方的骨韧带复合体(棘上韧带、棘间韧带、黄韧带、部分棘突及大部分椎板),L4~L5间隙全部髓核及后1/3 纤维环并添加椎弓根钉及不同材料融合器:模拟椎弓根螺钉固定设置螺钉直径6.0 mm,长度50 mm;螺钉系统弹性模量为110 000 Mpa,泊松比为0.30,螺钉设计简化为圆柱形,与椎体间设置为弹性固定,螺钉与连接棒设置为一体化,椎间融合器自椎间隙后侧置入,距离椎体后缘2 mm,长度为22 mm,宽度为10 mm,高度为8 mm,弹性模量(Ti)钛材质弹性模量为110000 Mpa,泊松比为0.30,融合器表面设计简化为光整平面,与终板接触为面性接触,建立双侧椎弓根螺钉+Ti椎间融合器(M1)的模型(见图2)。模拟螺钉的长度、直径、弹性模量、泊松比以及椎间融合器的体积不变,采用同等大小(PEEK)聚醚醚酮材料,弹性模量为3 500 Mpa,泊松比为0.45,融合器表面设计简化为光整平面,与终板接触为面性接触,建立双侧椎弓根螺钉+PEEK椎间融合器(M2)的模型(见图3)。

注:ε 应变

1.3 负荷的加载和记录方法

对正常腰椎有限元模型(INT),M1 及M2 模型施加400 N预载荷,运动附加力为6 N·m,在L4椎体上表面垂直施加载荷,均匀分布在L4椎体上终板,运动附加力同时加载于L4椎体表面,定义好模型的约束和载荷条件后,在腰椎前屈、后伸、左右侧屈及左右旋转6 种工况下利用ANSYS软件计算L4~L5节段角位移(见图4)及椎弓根螺钉和融合器所受应力峰值。L4~L5节段角位移为测量L4、5椎体最前及最后点、最左及最右点共4 点的空间位置平面坐标线,各线间夹角代表相邻两椎体上表面间的夹角,加载负荷前后该夹角差的绝对值为L4~L5节段角位移。

2 结果

实验结果表明正常腰椎有限元模型在不同工况下L4~L5节段角位移与VADAPALLI等[3]的有限元研究结果一致(见图5)。认为本模型在一定的条件下有效,可以用于实验研究。

各种模型在不同工况下L4～5节段的角位移,椎弓根螺钉和融合器所受应力见表2、3。表2 中可以看出,M1 与M2 的角位移均较INT减少,其中以侧屈,侧旋时减少最多,说明椎弓根内固定可以提供融合节段的稳定性,在其他工况下M1与M2 的角位移减少程度相当。说明两者均能提供足够的稳定性。而且M1 与M2 的角位移也基本相同,说明两者的稳定性相同。由表3 可以看出,M1 与M2 的螺钉VonMises应力峰值基本相同,说明两者的螺钉所受的应力接近相同,后伸位时,M1 与M2的螺钉及椎间融合器的应力峰值均较其他位置小,说明后伸位为较稳定的位置。

M1 的融合器Von Mises应力峰值在各种工况下均高于M2,尤其在前屈,侧屈,侧旋时M1 的融合器应力峰值较M2 的融合器大的明显,说明对于融合节段在椎弓根钉提供相同稳定性的条件下,M2 的融合器应力峰值均较M1 小,M2 的融合器发生沉降及移位的可能性远低于M1 的融合器,所以其融合率相对较高。

3 讨论

随着脊柱生物力学的发展,椎弓根螺钉系统和椎间融合器用于临床,使腰椎滑脱不稳定的脊柱节段的融合和固定更接近于正常的脊柱三维结构和生物力学特性。椎间植骨融合稳定前柱的同时辅以后柱的内固定,加强前柱融合的生物力学环境以提高植骨融合率[6,7]。经椎弓根植入螺钉内固定技术,以其三维固定坚强、手术创伤小、复位满意、安全简便等优点,在临床上得到广泛应用;不同材质的椎间融合器,是在脊柱最大承重轴的融合,依靠韧带和纤维环的作用构成三维固定,能起到抗旋转及屈伸的作用。椎间融合器能够恢复和保持椎间高度,防止因各种原因造成的椎间隙塌陷而引起的椎间孔狭窄,起到缓解神经根张力的作用,同时使韧带及纤维环弹力提高而增大椎管前后径[8,9,10,11]。其操作简便,可有效减少手术时间;椎间融合器使用材料可分为金属或高分子材料制成,应用椎间融合器从生物力学看是一种较为理想的脊柱融合术,已逐渐成为脊柱外科的基本技术之一,但此方法仍会出现融合失败,椎间融合器的沉陷、移位、植骨不融合、内固定松动断裂,以往临床研究报道,其并发症发生率在6%~58%之间[12,13]。并发症发生的主要原因是螺钉固定技术和椎间融合器的生物力学特性不明确。以往临床上对椎弓根螺钉固定技术和椎间融合器方面的生物力学做了大量实验,实验受到条件限制不能系统分析螺钉和融合器在负载情况下应力应变分布。生物力学分析方法包括死体体外测试、活体体外测试和有限元分析3 种,前两种局限性很大;死体体外测试受限于环境因素,难以取得死体试样;而动物活体实验则存在个体差异问题,并且难以直接获得脊椎各单元的应力分布,有限元法能够有效地克服前两种生物力学测试方法的缺陷,能够较好地预测螺钉固定和融合器的生物力学特性。

本研究利用有限元方法建立正常腰椎、椎弓根螺钉及不同材质的椎间融合器的三维有限元模型,并在不同的载荷条件下进行受力分析,根据角位移实验中的数据,正常腰椎模型(INT)在各种工况下的角位移大于融合模型(M1、M2),椎弓根钉内固定可以提供融合节段足够的稳定性,应力实验中,后伸位时M1 与M2 螺钉及椎间融合器的应力峰值较其他工况小,后伸位时所受应力较小,由此推测后伸位为较稳定的位置。根据腰椎融合需遵循的力学原则[14]:1植入骨块与植骨区所受载荷不能超过其极限;2植骨融合区域在一定时间内应受一定的应力刺激,在植骨块融合前不应存在过大应力;3植骨块与宿主之间不能因应力变化而发生显著运动。实验组中M1 融合器应力峰值在各种工况下均高于M2,由此得出对于融合节段在椎弓根钉提供相同稳定性的条件下,PEEK材质融合器应力峰值均较Ti材质融合器小。另外,PEEK材质融合器弹性模量与骨更接近[4,5],与骨性终板是点对点接触形式,避免终板破坏,较钛合金材质融合器发生椎间塌陷的可能性大为降低[15],故PEEK材质融合器发生沉降及移位的可能性低于Ti材质融合器,所以其融合率相对较高,这与目前的临床研究结果相一致,临床上Ti椎间融合器已经趋于淘汰。

尽管有限元分析法是腰椎生物力学研究的有效方法之一,但仍无法达到与人体完全仿真的程度,本模型定义骨质与螺钉之间为紧密接触,忽略骨- 螺钉界面微动及钉道周围骨质吸收对生物力学稳定性的影响,同时没有考虑肌肉等软组织的作用[4,5,6,7,8,9,10,11,12,13,14,15,16],生物力学分析不够全面。

摘要：目的 通过有限元分析方法评估椎弓根螺钉结合两种材质椎间融合器在治疗腰椎滑脱症中的生物力学性能。方法 选取健康男性志愿者1名,使用螺旋CT扫描脊柱L4L5节段,采用Mimics和Geomagic软件对CT图像进行三维模型重构并导入有限元分析软件ANSYS 12.0建立正常L4L5节段三维有限元模型(INT)。在此基础上,模拟两种材质融合器结合椎弓根钉固定的模型,双侧椎弓根螺钉+Ti(钛)椎间融合器(M1),双侧椎弓根螺钉+PEEK(聚醚醚酮)椎间融合器(M2)。对模型施加400N预载荷,运动附加力为6 N·m,定义模型约束和载荷条件后,在腰椎前屈、后伸、左右侧屈及左右旋转六种工况下计算L4L5节段角位移及椎弓根螺钉和融合器所受应力。结果 M1,M2在各种工况的角位移均小于INT。应力实验中,M1融合器应力峰值在各种工况下均高于M2。后伸位时,M1与M2的螺钉及椎间融合器的应力峰值较其他工况小。结论 椎弓根内固定可以提供融合节段足够的稳定性。对于融合节段在椎弓根钉提供相同稳定性的条件下,PEEK材质融合器应力峰值均较Ti材质融合器小,PEEK材质融合器发生沉降及移位的可能性低于Ti材质融合器,所以其融合率相对较高。后伸位时所受应力较小,由此推测后伸位为较稳定的位置。

甜菜力学特性的试验研究 篇8

关键词：甜菜,弹性模量,抗压强度,含水率,压缩试验

0 引言

甜菜种植范围广,面积和产量较高,是世界上经济价值较高的糖料作物之一。近年来,随着糖料价格的上涨,甜菜的经济价值逐渐凸显,使得甜菜种植面积和产量逐渐攀升。但甜菜力学特性参数的缺乏,影响着相关装备的研发和工艺的改进,在一定程度上限制了甜菜产业的进一步发展[1,2,3,4,5,6]。研究甜菜的力学特性是研发生产机具的基础,对优化机具结构和加工工艺具有重要的意义。

目前,国外专家大多从细胞学的角度对甜菜的力学特性进行研究。2003年,法国工程技术大学的学者利用机械压缩和脉冲电子磁场的方式研究了甜菜的细胞特性,建立了通过脉冲电子磁场处理后甜菜细胞的压缩特性模型。1994年,美国学者研究了在不同压力下甜菜蛋白质合成的过程,得到了甜菜在受力情况下产生病变的结论。2005年,意大利的博洛阳尼亚大学专家研究了不同储藏时间对甜菜物理机械性质的影响[7,8,9,10]。我国主要集中于甜菜生理学的研究,对甜菜力学特性的研究较少。目前,仅有刘百顺等通过静载蠕变特性试验,建立了KWS0143甜菜的蠕变模型,分析了甜菜芯部的不同部位、不同载荷力及维管束对对蠕变曲线的影响,得到了含糖率与坚实度的关系,并初步确定了完整甜菜在不同压缩速度的破裂点和刚度。谭宾根据流变学理论和方法,在保持加载速度不变的条件下,测试了甜菜应力松弛特性的应力参数,提出了压 缩深度与 甜菜的应 力松弛特 性的关系[11,12,13]。因此,研究甜菜的加载速率、含水率等对其力学特性的影响,将对研究甜菜加工和收获机械提供理论依据。

1 材料与方法

1. 1 试验材料

选取河北 省张北县 博天糖业 试验田的“KWS3148”甜菜为样本,制作圆柱压缩试样( Ф25 mm×30 mm) ,并标码保存。在甜菜芯的头部、中部和尾部分别横向取样( 垂直于维管束方向) ,并标记为试样A1、A2、A3。取样位置如图1所示。

对收获后1、15、30、45天的甜菜的芯部分别横向取样( 垂直于维管束方向) ,标记为B1、B2、B3和B4。

1. 2 试验方法

利用万能材料试验机( Instron - 4411) 对不同试样进行纵向压缩试验,如图2所示。

1) 在不同加载速率条件下,对不同位置的甜菜试验进行压缩试验,测定试样的弹性模量和最大抗压强度,并借助正交试验研究取样位置及加载速率对甜菜力学特性的影响。

2) 对不同含水率的甜菜取样,采用烘干箱测得试样的含水率,并分析含水率对甜菜力学特性的影响。

3) 通过对甜菜芯部试样的压缩试验,测得收获期甜菜的弹性模量及最大抗压强度。

1. 3 评价指标

1) 弹性模量。物料的弹性模量是物料重要的性能参数,是衡量材料产生弹性变形难易程度的指标。则有

式中E—弹性模量( N) ;

F—载荷( N) ;

D—试样直径( m) ;

L—试样长度( m) ;

ΔL—为试样变形量( m) 。

2) 最大抗压强度。最大抗压强度是衡量材料能够承受的单位面积上的压力极限。

式中σmax—最大抗压强度( N) ;

Fmax—最大载荷( N) ;

A—试样压缩前截面积( m2) 。

2 结果与分析

2. 1 位置及加载速率的影响

参照同类物料的试验经验,在试验加载速率为10、20、30 mm / s的条件下,沿甜菜试样进行压缩试验[14,15,16,17]。随着加载载荷的逐步增加,试样达到破坏极限,并伴有甜菜细胞组织液体的渗出。利用SPSS对每次试验所得的压缩曲线中的近似线形部分的数据进行拟合和分析,获得其弹性模量及最大抗压强度。采用正交试验表L9( 34) ,进行正交试验,分析加载速率和试样取样位置对测试数据的影响。正交试验因素水平如表1所示。在不同加载速率下,不同部位试样的载荷 - 位移的曲线如图3所示。正交试验表及结果如表2所示。方差分析如表3所示。

由图3可知,甜菜试样没有明显的屈服极限,破裂点较为明显。破裂点的数值明确表征了物料宏观结构的破坏条件及其所能承受的轴向载荷的大小。弹性模量和最大抗压强度因取样位置和加载速率的不同而各异。在同样本中,试样A1、A2的最大抗压强度均大于试样A3的最大抗压强度; 试样A3破裂点处的位移均小于试样A1和A2。这说明甜菜尾根处的抗压强度较小,易发生断裂,且随着加载速率的增大,尾根处易损伤的特性相对明显。这与甜菜在收获和运输过程中的实际情况相符。

由表2的直观分析可得,随着加载速率的增加,同位置试样的弹性模量逐渐增大,最大抗压强度先减小后增大。A3B2的弹性模量最大,A1B1的弹性模量最小; A3B1的抗压强度最大,A2B3的抗压强度最小。通过表3的方差分析可知,在显著性水平为0. 01条件下,因素A对弹性模量和最大抗压强度的影响极显著[F0. 01( 2,4) = 18 < 30. 402,F0. 01( 2,4) = 18 < 23. 333]。在显著性水平为0. 05条件下,因素B对弹性模量影响不显著,对最大抗压强度影响显著[F0. 05( 2,4) = 6. 94> 5. 378,F0. 05( 2,4) = 6. 94 < 7. 419]。由此可见,加载速率对甜菜的力学特性影响较大。随着加载速率的增大,甜菜的弹 性特性越 发的明显。当 加载速率 为20mm / s时,甜菜尾部容易损坏。同时,由于不同位置的试样的维管束结构存在差异,试样的最大抗压强度受取样位置的影响明显。因此,在甜菜的工作实际中,应着重注意加载速率的变化,并选择合适的加载速率,以满足甜菜生产加工中的要求。

2. 2 含水率的影响

在加载速率为20 mm /s的情况下,不同含水率的甜菜试样的载荷 - 位移曲线如图4所示。其弹性模量和最大抗压强度如表4所示。

由此可见,含水率对甜菜的力学特性影响较大。在达到破裂点之前,甜菜的含水率越高,加载力 - 位移曲线的线性度越好; 随着含水率的减少,甜菜试样的弹性模量、最大抗压强度及到达破裂点所需位移逐渐增大。即随着含水率的减少,甜菜试样抵抗弹性变形能力增强,所能承受的最大载荷增大,整体的韧性提高。因此,在气候条件允许的情况下,应尽量推迟甜菜的收获期,提高甜菜的成熟度; 同时停止甜菜灌溉,降低甜菜的含水率,以减少收获及运输过程中的损失。

2. 3 力学特性

为了直观反映甜菜在收获和运输等过程中的承压性能,对收获期甜菜的芯部取样,并通过压缩试验测得试样的弹性模量和抗压强度。此时,甜菜试样的含水率为23. 45% ,加载速率为20mm /s。其载荷 - 位移曲线如图5所示。对每次试验所得的压缩曲线中的近似线形部分的大量离散数据,利用SPSS进行拟合和分析。甜菜的弹性模量为( 12. 17±2. 26) MPa,最大抗压强度为( 2. 67±0. 3) MPa。

3 结论

1) 甜菜试样没有明显的屈服极限,破裂点较为明显。甜菜的力学特性因取样位置和加载速率的不同而各异,且尾根处抗压强度小,容易发生损伤。弹性模量和最大抗压强度受加载速率的影响极显著。甜菜不同位置的最大抗压强度存在明显差异。随着加载速率的增加,同位置试样的弹性模量逐渐增大,最大抗压强度先减小后增大。因此,在甜菜的工作实际中,应着重注意加载速率的变化,并选择合适的加载速率,以满足甜菜生产加工中的要求。

2) 含水率对甜菜的力学特性影响较大。随着含水率的减少,甜菜试样的弹性模量、最大抗压强度及到达破裂点所需位移逐渐增大,且甜菜的弹性规律明显。减少收获期甜菜的含水率,有利于降低甜菜在收获和运输过程中的损失。

生物力学特性 篇9

现代数控机床研发过程中,迫切地需要在设

计阶段就能够预知机床整机的动静力学特性,以便在设计阶段就能对机床的结构性能进行评价和性能优化。实现这一目标的关键是建立与实际物理结构相对应的分析模型,目前最常用的是有限元模型。精确建立机床有限元分析模型的关键在于对机床各结合部的模拟,包括螺栓结合部、轴承结合部和导轨结合部等。导轨结合部是数控机床重要的功能部件,由于该部件连接各向运动平台,如工作台和主轴箱,故其动静力学特性直接影响着机床的加工精度和加工效率[1]。

本文主要研究导轨结合部的有限元建模方法,分别利用假想材料和弹簧-阻尼单元创建了导轨结合部模型,在此基础上,将导轨模型引入到某立式加工中心立柱-主轴模型中,分别对该部件系统进行了静力学分析与模态分析,并将分析结果与不考虑导轨结合部特性的情况进行了对比。

1 机床导轨系统有限元建模

在进行导轨系统的有限元建模时,通常用实体单元创建滑块及导轨,而将滑块与导轨之间的结合面处理成不同的单元描述形式,常见的有假想材料[2,3]、弹簧-阻尼单元[4,5]、自创的结合面单元[6,7]、接触单元[8]等。其中假想材料法可以有效模拟导轨系统的静力学变形,而弹簧-阻尼单元可以有效模拟导轨系统的动力学特性,这两种建模方式得到了广泛的应用。

1.1 基于假想材料法的导轨系统有限元建模

应用假想材料模拟导轨结合部的力学特性是一种工程化的建模方法。其具体建模思想是在导轨滑块及轨道之间加入假想的弹性垫片,用以模拟结合面的刚度。通过改变假想垫片材料的弹性模量来改变刚度,通常设置假想垫片的弹性模量为导轨及滑块材料弹性模量的1/1000～1/10。另外,导轨结合面法向及切向通常具有不同的刚度值(对于大多数导轨,法向刚度大于切向刚度),因此,需要对应地将模拟法向及切向刚度的假想垫片取不同的弹性模量。弹性垫片确切的刚度值需要通过试验来修正,不断地改变垫片的弹性模量值,直到仿真求得的静刚度与实测或导轨手册中提供的数值相等。

本文应用添加假想材料模拟NSK LH35型导轨结合部的力学特性,采用ANSYS软件进行建模,所创建的有限元模型见图1。

模型中滑块密度为7736kg/m3,轨道密度为7991kg/m3,滑块与轨道的弹性模量均为280GPa,泊松比为0.3。由NKS导轨技术手册知,导轨法向刚度为Kn=430MN/m,切向刚度为Kτ=305MN/m。材料的弹性模量与其刚度大体上成正比关系,故可通过调节法向和切向垫片的弹性模量,进而模拟出导轨的实际刚度。具体过程如下:在滑块法向和切向分别施加200N的静载荷,观测滑块法向和切向的变形,求解对应的法向和切向刚度。调整法向和切向垫片的弹性模量,直到求解的刚度值与手册中提供的刚度参考值近似相等。经过调整,法向垫片弹性模量确定为292.5MPa,切向垫片弹性模量确定为183.5MPa。而此时,滑块的法向和切向变形分别为0.465 384μm和0.654 807μm(加载后的变形云图见图2),法向和切向刚度值分别为429.75MN/m和305.43MN/m。

(a)法向变形 (b)切向变形

1.2 基于弹簧-阻尼单元的导轨系统有限元建模

将导轨系统中的滚珠简化为弹簧-阻尼单元,以此来模拟滑块导轨结合面的动力学特性,这是导轨系统有限元建模最常用的方法。每个滚珠的刚度值k来源于导轨手册或导轨静力学试验获得的导轨宏观法向和切向接触刚度,具体求解式为

$k=\frac{{\rm K}{}_{\text{n}}}{S{\rm N}\sin \beta }=\frac{{\rm K}{}_{\tau }}{S{\rm N}\cos \beta }(1)$

式中,S为导轨系统的沟槽数;N为每个沟槽中滚珠的平均数量;β为滚珠接触角。

对于NSK LH35型导轨,S=4,N=14,β=50°,则由此换算得每个滚珠的接触面法向接触刚度为k=10.02N/μm。在ANSYS软件中,利用Combin14单元模拟导轨滚珠,以50°的接触角连接滑块及导轨,共用了56个弹簧单元。所创建的有限元模型见图3。

基于弹簧-阻尼单元对导轨系统进行有限元建模可有效模拟导轨系统的动力学特性。利用上述模型,求得的导轨系统前五阶固有频率见表1,模态振型见图4。

1.3 导轨系统有限元模型的实验验证

可以利用模态实验来检验基于弹簧-阻尼单元的导轨系统有限元建模的正确性。采用B&K公司测试系统利用锤击法进行测试,所组建的实验系统见图5。相关的仪器设备包括:7700Pulse数据采集分析系统、4514-001型的内置放大电路型加速度传感器、2302-100型脉冲响应力锤。

本次测量实验采用多点激励单点响应方法,根据导轨实际情况,共在滑块上布置了28个敲击点和1个响应测点,如图6所示。响应拾取点使用1个加速度传感器测试Z方向的振动响应,传感器采用胶粘方式固定。实验过程中对每个测点用力锤连续敲击3下,采集测试点的振动响应,现场测试系统如图7所示。

导轨测试结果经处理后得到频响曲线,如图8所示。去除床身振动影响(即先测试整个床身的模态参数,再从包含床身特性的导轨系统频响函数中去除床身振动的影响),得到导轨固有频率最终测试结果,见表2。表中,误差=(实验频率-有限元频率的差值)/有限元频率。对比实验测试与有限元分析结果,可以看出两者相差不大,从而证明了所创建的导轨系统有限元模型的正确性。

2 机床立柱-主轴系统有限元建模与动静力学分析

立柱-主轴系统是立式加工中心最重要的部件子系统。主轴箱和立柱通过直线滚动导轨连接在一起,依靠布置在立柱上的滚珠丝杠对主轴箱进行进给驱动。主轴-立柱系统的动力学特性直接决定着立式数控机床是否具有优良的结构性能。以下以某立式加工中心的立柱-主轴系统为例,将导轨系统的有限元模型引入到该部件系统中,对比分析导轨系统的力学特性对整机性能的影响。

2.1 立柱-主轴系统有限元建模

有限元建模时,忽略了滚珠丝杠结构,而重点考察导轨结合部对部件系统动静力学性能的影响。三维CAD实体模型及有限元模型分别见图9和图10。

立柱-主轴部件系统模型中,立柱、电机座和电动机采用铸铁,刀具采用高速工具钢来模拟,滑块和导轨采用特种钢制成,相关材料参数见表3。立柱-主轴系统中各实体结构均采用Solid45单元进行网格划分,导轨、主轴和刀具采用较密的网格进行划分,主轴箱网格稍大些,立柱的网格则最大。整个部件系统中共用了27 355个Solid45单元,32 883个节点。对导轨结合面分别采用刚性连接、假想材料和弹簧-阻尼单元进行建模,因而按导轨结合面建模方式的不同,针对该部件系统共创建了三种有限元模型。

2.2 立柱-主轴系统静力学分析

利用在导轨结合部处添加假想材料所创建的立柱-主轴有限元模型,对部件系统进行静力学分析。在刀具Y、Z方向上分别施加200N的集中力,并约束主轴进给方向,在此条件下进行静力学求解,各方向位移变化如图11所示,整机各向刚度如表4所示。

(a)Y方向 (b)Z方向 (c)整机

假设导轨滑块与轨道刚性连接在一起,同样施加相同的作用力,对立柱-主轴系统进行静力学分析。各方向位移变化见图12,部件系统各向刚度同样列于表4。

(a)Y方向 (b)Z方向 (c)整机

2.3 立柱-主轴系统动力学特性分析

利用在导轨结合部处添加弹簧-阻尼单元所创建的立柱-主轴有限元模型,对部件系统进行模态分析。求解后整机前五阶固有频率见表5,相应的模态振型如图13所示。

假设导轨滑块与轨道刚性连接在一起,同样对立柱-主轴系统进行模态分析。求解的固有频率同样列于表5,相应的模态振型如图14所示。

2.4 结果对比分析

由表4及表5可以看出,导轨结合部的动力学特性对所研究的立柱-主轴部件系统动静力学特性影响较大,具体影响可概括为:

(1)假设导轨刚性连接求解得到的部件系统静刚度大于用假想材料模拟导轨结合部求解得到的部件系统静刚度。说明,由于导轨结合部的存在使立柱-主轴系统的静刚度降低。

(2)采用弹簧-阻尼单元模拟导轨结合部求解得到的主轴-立柱系统的各阶固有频率远小于假设导轨刚性连接求解得到的部件系统固有频率值。说明,由于导轨结合部的存在使立柱-主轴系统固有频率提前,动刚度显著降低。

3 结论

(1)以NSK LH35型直线滚动导轨为例,详细叙述了利用假想材料和弹簧-阻尼单元对该导轨结合部进行有限元建模的方法,并利用上述模型对导轨系统进行了静力学和模态分析,通过模态实验验证了导轨系统有限元建模的合理性。

(2)将导轨模型引入到立柱-主轴部件模型中,分别对部件系统进行了静力学分析与模态分析。

(3)将考虑导轨结合部特性求得的分析结果与导轨刚性连接求得的结果进行对比,发现两者差异较大。

对比结果说明导轨结合部对整机动静力力学性能有着重要的影响,整机建模与分析时必须引入导轨结合部的力学特性。

摘要：以NSK LH35型直线滚动导轨为例,详细叙述了利用假想材料和弹簧-阻尼单元对该导轨结合部进行有限元建模的方法,并利用上述模型对导轨系统进行了静力学和模态分析,通过模态实验验证了导轨系统有限元建模的合理性。进一步,将导轨模型引入到某立式加工中心立柱-主轴部件模型中,分别对部件系统进行了静力学分析与模态分析,将分析结果与不考虑导轨结合部特性的情况进行对比,发现两者差异较大。对比分析结果说明导轨结合部对整机动静力学性能有着重要的影响,整机建模与分析时必须引入导轨结合部的力学特性。

关键词：导轨结合部,立柱-主轴系统,静力学特性,动力学特性

参考文献

[1]孙伟,鲁明,汪博,等.直线滚动导轨动力学特性分析方法研究[J].制造技术与机床,2010(3):48-52.

[2]苏铁熊,杨世文,崔志琴,等.复杂结构结合部动力学仿真模型研究[J].华北工学院学报,2001,22(3):218-212.

[3]Tian Hongliang,Li Bin,Liu Hongqi,et al.A NewMethod of Virtual Material Hypothesis-based Dy-namic Modeling on Fixed Joint Interface in MachineTools[J].International Journal of Machine Tools&Manufacture,2011,51(3):239-249.

[4]Lin C Y,Hung J P,Lo T L.Effect of Preload ofLinear Guides on Dynamic Characteristics of a Ver-tical Column–spindle System[J].InternationalJournal of Machine Tools&Manufacture,2010,50(8):741-746.

[5]Ohta H.Sound of Linear Guideway Type Recircu-lating Linear Ball Bearings[J].Transactions of theASME,1999,121(4):678-688.

[6]毛宽民,李斌,谢波,等.滚动直线导轨副可动结合部动力学建模[J].华中科技大学学报(自然科学版),2008,36(8):85-88.

[7]王世军,黄玉美,赵金娟,等.机床导轨结合部的有限元模型[J].中国机械工程,2004,15(18):1634-1636.