半金属稳定性七篇

半金属稳定性 篇1

半金属铁磁材料最近10年成为了大家研究的热点,因为它的费米面在最小自旋带带隙之中,而最大自旋带跨过费米面,带来了费米面处100%的自旋极化,被广泛认为在隧道结、自旋阀、磁传感器等方面具有较好的应用前景。自从De Groot等[1]首次预测half-Heusler合金NiMnSb为半金属铁磁材料以来,许多half-heusler和Heusler合金都被预测为半金属铁磁材料[2],其中Co基Heusler合金由于具有较高的居里温度和较大的磁矩倍受关注。L21结构的Co2MnSi和Co2FeSi居里温度分别超过了900K和1100K,而且磁矩分别达到了5μB和6μB[3,4,5],具有较大的研究价值。但是,在以Co2MnSi和Co2FeSi为电极的隧道结研究中发现,其遂穿磁电阻(TMR)对温度有着较强的依赖关系[6,7]。例如在低温下,Sakuraba等[3]发现Co2MnSi隧道结的TMR值可达到600%以上,而在室温下却仅有67%。许多理论研究表明随着温度的升高,非准粒子态的出现、无序效应、晶格缺陷等将会破坏铁磁材料的半金属性[8,9,10],从而大大降低其自旋极化率。此外,Co2MnSi和Co2FeSi等许多Heusler合金的费米面比较靠近最小自旋带隙的顶部或底部,也是造成这些Heusler合金半金属性易随着温度升高而丧失的原因。

研究发现,在Heusler合金中掺入合适比例的杂质元素可以进一步调节其电子结构和费米面的位置,得到半金属稳定性较好的合金材料。对于具有化学表达式X2YZ(其中X位为前过渡金属元素,Y位为后过渡金属和稀土元素,Z位为主族元素)的Heusler合金来说,X位掺杂的[Co1-xMnx]2-MnAl、[Co1-xCrx]2CrAl系列[11],Y位掺杂的Co2Mn1-x-FexSi、Co2Mn1-xCrxSi、Co2Mn1-xFexAl、Co2Cr1-xFexAl和Co2Mn1-xTixSi系列[12,13,14,15],以及Z位掺杂的Co2Y(Y=Fe,Mn)Al1-xSix系列[16,17]等,业已成为当前研究的热点。特别在Co2Y(Y=Fe, Mn)Al1-xSix系列研究中,在Co2[Fe,Mn]-Al的Al位掺入一定比例的Si可以通过调节sp电子的数量来实现半金属性的稳定。Tezuka等[18]报道用Co2FeAl0.5-Si0.5制成的赝自旋阀式隧道结,能获得室温386%、低温832%的TMR值,使自旋极化率得到进一步提升。

考虑到Co2[Mn,Fe]Ge和Co2[Mn, Fe]Ga都是预测的半金属合金,而且Co2[Mn,Fe]Ge和Co2[Mn,Fe]Ga类似于Co2[Mn,Fe]Si和Co2[Mn,Fe]Al的性质,Co2[Fe,Mn]Ga的费米面比较靠近最小自旋带隙的底部,而Co2[Fe,Mn]Ge居于上部,因而合适的sp电子掺杂,将可能改变d电子元素的交换劈裂,调节费米能级的位置,找到稳定的合金半金属性。因此,基于密度泛函理论的第一性原理,本实验研究了四元Heusler合金Co2[Mn,Fe]Ge1-xGax的晶体结构、半金属性和磁性,期望为实验和应用研究提供帮助。

1 计算方法

一般有序L21结构的Heusler合金如图1所示,在Wyckoff 坐标下,X(Co)位处于(0,0,0)和(0.5,0.5,0.5)的位置,Y(Mn或Fe)和Z(Ge或Ga)分别在(0.25,0.25,0.25)和(0.75,0.75,0.75)的位置上,分别由4个面心立方晶格套嵌而成。

在整个计算中,具体采用了基于密度泛函理论(DFT)的第一性原理从头计算(ab initio),选择了广义梯度近似(GGA)和Perdew-Burke-Ernzerhof(PBE)[19,20]交换关联函数。对于核电子的处理,选择了超软赝势[21]进行描述,具体考虑了Co:3d74s2,Mn:3d54s2,Ga:3d104s24p1和Ge:4s24p2价电子组态。计算过程中首先假定结构为铁磁性,并选择了自旋极化进行结构优化和单点能计算。计算中采用1×10-6eV的全局自洽场(SCF)收敛标准,每个原子上的作用力要求不超过0.02eV/Å,并使用4×4×4的k点网格精度和布里渊区积分。结构优化时,分别将晶格常数的实验值5.738Å(Co2MnGe)[22]、5.716Å(Co2MnGa)[22]、5.736Å(Co2Fe-Ge)[23]和5.727Å(Co2FeGa)[24]作为Co2[Mn,Fe]Ge和Co2-[Mn,Fe]Ga结构优化的初始值,而掺杂Co2[Mn,Fe]Ga1-x-Gex合金采用了Co2[Mn,Fe]Ge和Co2[Mn,Fe]Ga优化后的晶格常数作为初始值。

2 结果与讨论

2.1 晶体结构

随着在Ge位掺入Ga比例的增加,Co2MnGe1-xGax和Co2FeGe1-xGax的晶格常数会逐渐减小, 如图2所示。对于Co2MnGe1-xGax系列,除了x=0(Co2MnGe)计算的晶格常数略微偏小外,其它随x线性增大;对于Co2FeGe1-xGax系列,除了x=1(Co2FeGa)晶格常数偏大外,其余也基本呈线性变化。考虑到Ga和Ge原子半径比较接近,计算出来的Co2[Mn, Fe]Ge与Co2[Mn, Fe]Ga合金体系之间的晶格常数差异非常小(约分别为0.005Å和0.007Å),Co2MnGe和Co2FeGa的计算晶格常数的偏移程度也非常小,在计算精度范围内,认为Co2[Mn,Fe]Ge1-xGax合金随Ga的增大而线性减小,很好地满足Vigard定理。此外,将计算晶格常数值5.70776Å(Co2MnGe)、 5.69384Å(Co2MnGa)、5.73876Å(Co2FeGe)和5.73273Å(Co2FeGa)与对应实验晶格常数比较,计算的合金的晶格常数差异(计算值-实验值)/实验值在0.5%之内,非常符合实验值。

2.2 磁性和半金属稳定性

在表1中记录了合金的各原子磁矩和原胞总磁矩,并在图3中画出了原胞总磁矩随x的变化曲线,实验值主要参考文献[22,23,24]。

计算结果表明,随着Ga掺入比例x的增加,原胞总磁矩线性减小。其中对于Co2MnGe1-xGax系列,很好地符合实验测量值和SP(Slater-Pauling)规律[23](原胞磁矩=价电子总数-24);但是对于Co2FeGe1-xGax系列,计算值都基本上略高于实验测量值(0.13μB～0.18μB范围内),并随x的减小而逐渐偏离SP值。另外,随着x的增加,Co和Mn/Fe的原子磁矩逐渐减小,Ge与Ga原子保持较小的负磁矩基本没有变化。

图4和图5分别为Co2MnGe1-xGax态密度(DOS)和费米能级附近局部扩大态密度随掺入Ga比例x的变化曲线,其中“↑”和“↓”分别表示自旋向上和向下,E是体系总能,Ef是费米能,可以看出,整个系列合金自旋向上带明显穿过费米面,在费米面附近存在一个自旋向下带带隙,且x=0到0.75时的合金费米能级居于自旋向下带带隙之间(或边缘),若定义自旋极化率:

${\rm P}=\frac{{\rm N}{}_{\uparrow }(E{}_{\text{f}})-{\rm N}{}_{\downarrow }(E{}_{\text{f}})}{{\rm N}{}_{\uparrow }(E{}_{\text{f}})+{\rm N}{}_{\downarrow }(E{}_{\text{f}})}$×100%

式中:N↑(Ef)和N↓(Ef)分别为费米能级处自旋向上和向下的态密度。这将有100%的自旋极化率,此时合金具有显著的半金属性。x=0(Co2MnGe)与x=1(Co2MnGa)时,Co2MnGe的费米能级基本上居于自旋向下带带隙的上部,Co2MnGa却居于底部以下且丧失了半金属性,与Galankis等[25]的计算结果一致。从图5可以看出,随着掺入Ga比例的增加,费米能级逐渐从自旋向下带带隙的上部向底部移动,带隙宽度略有减小。当x=0.75时,费米能级已经到达自旋向下带的底部,x继续增大合金将丧失半金属性。尤为值得关注的是x=0.25时的四元合金Co2MnGe0.75Ga0.25,其费米能级居于自旋向下带带隙的中间,略微靠下,具有大约0.45eV带隙宽度。由此判断该合金针对外界的影响,例如温度效应、小比例的原子无序、晶格扭曲、杂质、点缺陷等具有更好的半金属稳定性,预期能在隧道结、自旋阀等方面具有好的应用。

图6和图7分别为Co2FeGe1-xGax态密度(DOS)和费米能级附近局部扩大态密度,可以看出,合金自旋向上态密度也大致跨过费米面,自旋向下带在费米面附近也接近0,存在一个高自旋极化率的能量区间;从Co2FeGe与Co2FeGa的态密度看出,费米面分别居于这个高自旋极化区的上部和底部以下,并随x的增大,费米能级也是逐渐向底部移动,在x=0.5和0.75时恰好分别居于这个区域的中间略微靠上和靠下。这两种情况下的能带结构表明:x=0.75自旋向下带没有跨过费米面,有100%的自旋极化率,呈半金属性;而x=0.5自旋向下带有少量跨过费米面,仅有约95%的自旋极化率,呈金属性,这一点也可以从图7中观察到。但是,比较Co2FeGe1-xGax系列,虽然在费米面附近存在一个的高自旋极化区域,但是却没有出现最小自旋带带隙,因而除了Co2FeGe0.25Ga0.75,其他合金是金属性的。

2.3 讨论

过渡金属Co、Mn的3d电子杂化以及Z位主族元素sp电子RKKY间接交换作用[26,27]之间的相互竞争,将是合理解释Co2[Mn, Fe]Ge1-xGax合金磁性和半金属性的关键。Galanakis等[25]的研究指出,三元Heusler合金,以Co2MnGe为例,4个sp带可以填充8个电子,但是主族元素Ge仅有4个价电子,因此有4个d电子填充到sp带上去,因而对四元合金中sp电子的改变就可以达到调整d电子排布的目的,从而调节总磁矩。另外,近邻过渡金属的d电子被杂化:首先最近邻的Co原子杂化,形成两个2重简并和3重简并的成键态和反键态,然后与近邻Mn原子相同对称性和简并度的能带杂化,最后形成15个d电子轨道,其中有8个低于费米面的能带被完全填满。这样体系总共具有1个s、3个p和8个d带,因而原胞磁矩最大可能是M=价电子总数-24,即为Slater-Pauling(SP)规律。对于Co2MnGe,外层电子数为29,因而其SP磁矩应该为5μB。显然,Co2MnGe1-xGax系列合金很好地遵守了这个规律。此外,分波态密度研究表明,自旋向下带带隙的宽度主要来源于Co-Co的交换劈裂,从图4和图6可以看出,随着sp电子的减少(x增大),成键态与反键态的峰值逐渐靠近费米能级,交换劈裂减小,带隙略微变窄,原因在于sp电子的数目不仅通过杂化机制有效调节合金的磁性,而且在RKKY交换机制中为d电子的交换作用提供媒介,从而调节最小带隙的宽度。同时sp电子的变化,也引起价电子的重新分布,费米能级位置将发生移动。

但是,Co2FeGe1-xGax系列合金的磁性并没有完全遵守SP规律,而且自旋向下带在费米能级附近也不存在明显的带隙。比较Co2FeSi[11,28]表明,Co2FeSi中d电子有非常强的强关联作用,内层d电子将会影响价电子的分布。在研究的Co2FeGe1-xGax体系中,GGA+U的计算方法显示U值很小(低于1),与Co2MnGe1-xGax相比d电子的强关联作用可能是引起上述差异的原因。

3 结论

利用第一性原理从头算法,本实验研究了四元Heusler合金Co2[Mn,Fe]Ge1-xGax的晶体结构、半金属稳定性和磁性。在计算精度的范围内,发现随着掺入Ga比例的增加,合金体系的晶格常数很好地遵循着Vigard原理。对于Co2MnGa1-xGex系列的合金,其原胞磁矩很好地符合SP规律和实验值,随着x的增大而线性减小;其态密度显示,Co2MnGe1-xGax系列合金在x=0～0.75的掺杂比例内都有0.4～0.6eV的自旋向下带带隙宽度,而且四元合金Co2MnGe0.75Ga0.25的费米面居于最小自旋带隙的中部略微靠下,这将具有较好的半金属稳定性;该合金磁性和半金属性,是d电子杂化和sp影响价电子排布和过渡金属原子RKKY交换机制相互竞争的结果。而对于Co2MnGe1-xGax系列合金,其原胞磁矩虽然很好地符合实验值,却随x的减小而逐渐偏离SP值;其态密度调查显示,Co2FeGe1-xGax虽然在费米面附近也存在较高的自旋极化,但几乎不存在显著的带隙,其中d电子的强关联作用可能是造成上述现象的原因。这些结论将为进一步实验研究提供理论帮助。

半金属稳定性 篇2

磁流变液(Magnetorheological Fluids,简称MRF)是一种新型的智能材料,在外加磁场作用下,可在毫秒级时间内连续、可逆地从牛顿流体变为剪切屈服应力较高的粘塑性体。采用磁流变液制作的阻尼器具有结构简单、响应迅速、出力大和耗能小等特点。基于磁流变阻尼器的半主动悬挂系统可以根据路面条件的不同随时调节阻尼力,达到与弹性元件的最佳匹配,以满足车辆平顺性和舒适性的要求,而且当控制电路部分失效时,磁流变阻尼器仍可以作为被动式阻尼器工作,具有fail-safe的特点,因此磁流变半主动悬挂系统有着良好的工程应用前景[1,2,3]。但磁流变半主动悬挂系统作为一个控制系统,控制时滞的存在是不可避免的,控制时滞对系统的稳定性有着重要的影响,有必要对其进行深入的研究。

2 磁流变半主动悬挂系统振动模型

对履带车辆进行动力学分析,结合磁流变阻尼器的力学特性,可以建立如图1所示二自由度磁流变半主动悬挂系统振动模型,其振动微分方程如下[4,5]:

其中z1=Z-Lφ-f1;z2=Z+Lφ-f2;Z为车体重心垂直方向振动的线位移;φ为车体前后俯仰振动角位移;Ms、Iy为1/2车体质量及其中心轴的转动惯量;k1、k2为扭力轴在首尾负重轮处的等效弹簧刚度,由于前后悬挂系统结构相同,令k1=k2=K;c1、c2为磁流变阻尼器的等效阻尼系数,由于安装于前后负重轮的磁流变阻尼器几何参数相同,灌装的磁流变液也相同,令c1=c2=Ce;L1、L2为负重轮轴沿车体纵轴方向至车体重心的距离,令L1=L2=L;f1、f2为对应负重轮的地面位移输入;FMR1、FMR2分别为两磁流变阻尼器的可调阻尼力。

可调阻尼力FMR又可表示为:FMR=Crυ(t)(2)式中υ(t)为磁流变阻尼器活塞杆的相对运动速度,Cr为磁流变阻尼器的可调阻尼系数;所以含控制时滞τ的控制力可表示为:FMR=Crυ(t-τ)(3)

对于式(1)所建立的履带车辆二自由度磁流变半主动悬挂系统的振动方程,考虑到阻尼力方向与相对运动方向相反,其前后阻尼器的含时滞的可调阻尼力为:

将式(4)代入式(1)并整理可得含时滞的履带车辆二自由度磁流变半主动悬挂系统的振动方程:

3 临界时滞的解算

根据含时滞线性微分方程的理论,方程的解的形式为:

式中λ为特征值,Zi为zi经过拉氏变换的变量,将式(6)其代入式(5),根据有非零解的条件可得特征方程:

系统渐近稳定的充分必要条件是特征方程的所有根均有负实部,系统失稳的临界条件是特征方程有纯虚根λ=iω,系统将呈现以ω为基频的自激振动。将λ=iω代入并分离虚实部,得到特征方程有纯虚根的条件为:

式中:

式(8)中,两式平方相加整理可得:

又由三角函数性质:

联立式(9)和式(10)并代入式(8)中的第一式,可得

上式为cos(ωτ)二次常系数方程,应用求根公式可求其解,将其解联立式(9)并带入式(8)的第二式,可得到只含变量ω的方程,此时可利用数值方法求解,若ω有实根,将其代入式(11)可解得τ[6]。

参考某履带车辆参数,取:Ms=30000kg;Iy=2×105kg·m2;K=2400kN/m;L=2m;Ce分别取15000N·s/m、30000N·s/m、50000N·s/m;Cr1和Cr2的最大可调值均为Cr。计算控制临界时滞τ,可得到τ与Cr的关系,结果如图2所示。

4 结论

由图2可以发现:

(1)当可调阻尼Cr在一定小范围时,控制临界时滞为无穷大,即表明系统是全时滞稳定的;

(2)当系统被动阻尼Ce一定时,随着可调阻尼Cr的增大,控制临界时滞τ以接近指数的形式呈减小趋势;

(3)对比Ce取不同值的情况,Ce取值越大,相同Cr时,控制临界时滞越大。

综合分析可以看出,控制临界时滞和Cr与Ce的比值有关,Cr/Ce越大,临界时滞将越小,而Cr/Ce体现着对系统的控制力度,对系统的控制力度越大,控制时滞的问题将越突显,在控制系统的设计中必须注意这一点。

参考文献

[1]余淼.汽车磁流变半主动悬挂系统控制系统研究[D].重庆:重庆大学,2003.

[2]熊超,郑坚.军用履带车辆半主动悬挂系统最优控制研究[J].计算机测量与控制,2006,14(4):499-501.

[3]Katsuaki Sunakoda,Hiroshi Sodeyama,Norio Iwata,Hideo Fujitani.Dynamic Characteristics of Magnetorheological Fluid Dampe[rJ].Smart structure and Material,2000,3989:194-203.

[4]欧进萍.结构振动控制[M].北京:科学出版社,2003:311-315.

[5]张文丰.时滞对车辆悬架天棚阻尼控制的影响[J].振动工程学报,1999(4):486-491.

半金属稳定性 篇3

关键词：ⅡA族金属碳酸盐；热稳定性；晶格能；离子极化

文章编号：1005–6629（2014）7–0091–02 中图分类号：G633.8 文献标识码：B

人教版普通高中课程标准实验教科书《化学反应原理》对离子晶体的热稳定性有“晶格能越大，形成的离子晶体越稳定”的结论，并以ⅡA族金属氧化物的晶格能和热稳定性数据进一步证实了上述结论。MgO、CaO、SrO、BaO的晶格能[1]（kJ·mol-1）分别为3791、3401、3223、3054，与ⅡA族金属氧化物同为离子晶体的MgCO3、CaCO3、SrCO3、BaCO3的晶格能[2]（kJ·mol-1）分别为3122、2810、2688、2554。根据教材结论，ⅡA族金属碳酸盐自上而下的热稳定性应该越来越差，但紧邻晶格能的[科学视野]却有如下描述：101 kPa下，MgCO3、CaCO3、SrCO3、BaCO3的热分解温度（℃）分别为402、900、1172、1360。

为什么ⅡA族金属碳酸盐的热稳定性顺序与晶格能大小顺序会不一致呢？为了弄清楚其中的缘由，笔者从两个方面对该问题展开讨论和分析：

1 结构角度

ⅡA族金属碳酸盐（MCO3）热分解的实质是金属阳离子结合碳酸根中的氧离子使碳酸根分解为二氧化碳。判断碳酸盐的热稳定性，首先得从碳酸根的结构出发分析其特点以及与碱土金属离子间的作用。

1.1 离子极化作用的影响

由于求算热力学分解温度时作了近似处理，所以计算结果与实际有差别。但计算结果符合MgCO3、CaCO3、SrCO3、BaCO3热分解所需温度越来越高的顺序。

2.2 分解反应的ΔrHmθ

MgCO3、CaCO3、SrCO3、BaCO3的分解反应可设计成如下热力学循环：

参考文献：

[1][2][9] Robert C. Weast. CRC Handbook of Chemsstry and Physics. 66th Edition， CRC Press， Inc， 1985：D-100.

[3]南京大学.无机及分析化学（第三版）[M].北京：高等教育出版社，2002：146.

[4]张衡中.碳酸盐分解温度的变化规律[J].有色金属，1994，（8）：60.

[5]北京师范大学，华中师范大学，南京师范大学无机化学教研室.无机化学（上册）（第四版）[M].北京：高等教育出版社，2011：233.

[6]南京大学.无机及分析化学（第三版）[M].北京：高等教育出版社，2002：442～445.

[7]麦松威，周公度，李伟基.高等无机结构化学[M].北京：北京大学出版社，香港中文大学出版社，2001：88～89.

[8]张灿九.晶格能效应及其应用[J].湖南师范大学自然科学学报，1994，（1）：50.

摘要：对ⅡA族金属碳酸盐热稳定性顺序与晶格能大小顺序不一致的缘由，从结构和能量两个方面对ⅡA族金属碳酸盐的热稳定性进行了对比分析，诠释了MgCO3、CaCO3、SrCO3、BaCO3热稳定性递增的原因，以期有助于中学化学教学。

关键词：ⅡA族金属碳酸盐；热稳定性；晶格能；离子极化

文章编号：1005–6629（2014）7–0091–02 中图分类号：G633.8 文献标识码：B

人教版普通高中课程标准实验教科书《化学反应原理》对离子晶体的热稳定性有“晶格能越大，形成的离子晶体越稳定”的结论，并以ⅡA族金属氧化物的晶格能和热稳定性数据进一步证实了上述结论。MgO、CaO、SrO、BaO的晶格能[1]（kJ·mol-1）分别为3791、3401、3223、3054，与ⅡA族金属氧化物同为离子晶体的MgCO3、CaCO3、SrCO3、BaCO3的晶格能[2]（kJ·mol-1）分别为3122、2810、2688、2554。根据教材结论，ⅡA族金属碳酸盐自上而下的热稳定性应该越来越差，但紧邻晶格能的[科学视野]却有如下描述：101 kPa下，MgCO3、CaCO3、SrCO3、BaCO3的热分解温度（℃）分别为402、900、1172、1360。

为什么ⅡA族金属碳酸盐的热稳定性顺序与晶格能大小顺序会不一致呢？为了弄清楚其中的缘由，笔者从两个方面对该问题展开讨论和分析：

1 结构角度

ⅡA族金属碳酸盐（MCO3）热分解的实质是金属阳离子结合碳酸根中的氧离子使碳酸根分解为二氧化碳。判断碳酸盐的热稳定性，首先得从碳酸根的结构出发分析其特点以及与碱土金属离子间的作用。

1.1 离子极化作用的影响

由于求算热力学分解温度时作了近似处理，所以计算结果与实际有差别。但计算结果符合MgCO3、CaCO3、SrCO3、BaCO3热分解所需温度越来越高的顺序。

2.2 分解反应的ΔrHmθ

MgCO3、CaCO3、SrCO3、BaCO3的分解反应可设计成如下热力学循环：

参考文献：

[1][2][9] Robert C. Weast. CRC Handbook of Chemsstry and Physics. 66th Edition， CRC Press， Inc， 1985：D-100.

[3]南京大学.无机及分析化学（第三版）[M].北京：高等教育出版社，2002：146.

[4]张衡中.碳酸盐分解温度的变化规律[J].有色金属，1994，（8）：60.

[5]北京师范大学，华中师范大学，南京师范大学无机化学教研室.无机化学（上册）（第四版）[M].北京：高等教育出版社，2011：233.

[6]南京大学.无机及分析化学（第三版）[M].北京：高等教育出版社，2002：442～445.

[7]麦松威，周公度，李伟基.高等无机结构化学[M].北京：北京大学出版社，香港中文大学出版社，2001：88～89.

[8]张灿九.晶格能效应及其应用[J].湖南师范大学自然科学学报，1994，（1）：50.

摘要：对ⅡA族金属碳酸盐热稳定性顺序与晶格能大小顺序不一致的缘由，从结构和能量两个方面对ⅡA族金属碳酸盐的热稳定性进行了对比分析，诠释了MgCO3、CaCO3、SrCO3、BaCO3热稳定性递增的原因，以期有助于中学化学教学。

关键词：ⅡA族金属碳酸盐；热稳定性；晶格能；离子极化

文章编号：1005–6629（2014）7–0091–02 中图分类号：G633.8 文献标识码：B

人教版普通高中课程标准实验教科书《化学反应原理》对离子晶体的热稳定性有“晶格能越大，形成的离子晶体越稳定”的结论，并以ⅡA族金属氧化物的晶格能和热稳定性数据进一步证实了上述结论。MgO、CaO、SrO、BaO的晶格能[1]（kJ·mol-1）分别为3791、3401、3223、3054，与ⅡA族金属氧化物同为离子晶体的MgCO3、CaCO3、SrCO3、BaCO3的晶格能[2]（kJ·mol-1）分别为3122、2810、2688、2554。根据教材结论，ⅡA族金属碳酸盐自上而下的热稳定性应该越来越差，但紧邻晶格能的[科学视野]却有如下描述：101 kPa下，MgCO3、CaCO3、SrCO3、BaCO3的热分解温度（℃）分别为402、900、1172、1360。

为什么ⅡA族金属碳酸盐的热稳定性顺序与晶格能大小顺序会不一致呢？为了弄清楚其中的缘由，笔者从两个方面对该问题展开讨论和分析：

1 结构角度

ⅡA族金属碳酸盐（MCO3）热分解的实质是金属阳离子结合碳酸根中的氧离子使碳酸根分解为二氧化碳。判断碳酸盐的热稳定性，首先得从碳酸根的结构出发分析其特点以及与碱土金属离子间的作用。

1.1 离子极化作用的影响

由于求算热力学分解温度时作了近似处理，所以计算结果与实际有差别。但计算结果符合MgCO3、CaCO3、SrCO3、BaCO3热分解所需温度越来越高的顺序。

2.2 分解反应的ΔrHmθ

MgCO3、CaCO3、SrCO3、BaCO3的分解反应可设计成如下热力学循环：

参考文献：

[1][2][9] Robert C. Weast. CRC Handbook of Chemsstry and Physics. 66th Edition， CRC Press， Inc， 1985：D-100.

[3]南京大学.无机及分析化学（第三版）[M].北京：高等教育出版社，2002：146.

[4]张衡中.碳酸盐分解温度的变化规律[J].有色金属，1994，（8）：60.

[5]北京师范大学，华中师范大学，南京师范大学无机化学教研室.无机化学（上册）（第四版）[M].北京：高等教育出版社，2011：233.

[6]南京大学.无机及分析化学（第三版）[M].北京：高等教育出版社，2002：442～445.

[7]麦松威，周公度，李伟基.高等无机结构化学[M].北京：北京大学出版社，香港中文大学出版社，2001：88～89.

半金属稳定性 篇4

苔藓结皮影响干旱半干旱植被指数的稳定性

摘要：植被指数是表征大尺度下陆地生态系统的最常用的,也是最前要的参数,所以得到准确的植被指数就显得至关重要.苔鲜结皮在干旱半干旱区、极地和亚极地Ⅸ分布广泛,且干、湿苔鲜结皮光谱差异较大,这种差异在十湿交替频繁的`干旱与半干旱区是否对区域植被指数产乍影响?能产生多大的影响?国内外未见研究报道.该文以最常用的植被指数NDVI为例,重点分析了苔藓结皮干、湿变化能在多大程度上影响区域NDVI值.研究得出,100%盖度的湿苔藓结皮NDVI值(0.657)较于苔鲜结皮NDVI值(0.320)提高0.337,比干苔藓结皮高1倍多,干、湿苔藓结皮NDVI值达到0.000水平差异显著;研究区苔藓结皮的平均盖度为12.25%,线性混合光谱模型分析得出,湿苔藓结皮较干苔鲜结皮可以使研究区区域NDVI提高0.04(14・3%);由于苔鲜结皮的存在和干旱半干旱区降雨的不稳定性,必然造成该区域短时间内NDVI变化的不稳定. 作者： 房世波[1]张新时[2] Author： FANG Shi-bo[1]ZHANG Xin-shi[2] 作者单位： 中国气象科学研究院,北京,100081中国科学院植物研究所,北京,100093 期 刊： 光谱学与光谱分析 ISTICEISCIPKU Journal： SPECTROSCOPY AND SPECTRAL ANALYSIS 年，卷(期)： ,31(3) 分类号： S151.9 关键词： 生物土壤结皮 苔藓结皮 植被指数(NDVI) 遥感 光谱 机标分类号： TB4 K87 机标关键词： 苔藓皮影干旱半干旱区植被指数不稳定性InterpretationVegetationMoss结皮NDVI变化影响区域干旱与半干旱区陆地生态系统光谱差异模型分析极地混合光谱差异显著国内外大尺度 基金项目： 国家自然科学基金项目，中加国际科技合作项目 苔藓结皮影响干旱半干旱植被指数的稳定性[期刊论文]光谱学与光谱分析 --2011,31(3)房世波张新时植被指数是表征大尺度下陆地生态系统的最常用的,也是最前要的参数,所以得到准确的植被指数就显得至关重要.苔鲜结皮在干旱半干旱区、极地和亚极地Ⅸ分布广泛,且干、湿苔鲜结皮光谱差异较大,这种差异在十湿交替频繁的干旱与...

半金属稳定性 篇5

1 混合料配合比设计

半刚性基层混合料组成设计所要达到的目标为:所设计的混合料组成在强度上满足设计要求、抗裂性达到最优且便于施工。

取工地实际使用的集料, 分别进行筛分, 按颗粒组成进行计算, 确定各种集料的组成比例。取工地实际使用的水泥, 按不同水泥剂量分组试验, 制备不同比例的混合料 (每组试件个数:偏差系数10%~15%时为9个, 偏差系数15%~20%时13个) 。用重型击实法或振动压实法确定混合料最佳含水量和最大干密度。经对比试验, 最终选定水泥稳定砂砾配合比。

2 混合料拌和

2.1 设备

水泥稳定砂砾试铺前, 先对拌和设备进行调试, 并通过取样试验检测各料仓投料的准确性是否符合规范要求。WSBC500型拌和楼, 产量为500t/h, 为五仓配料, 生产比例调整采用调速电机控制皮带转速来完成, 水泥剂量采用调速电机控制水泥螺旋转速来完成。拌和设备在计流量的控制上均能满足施工精度要求。每台稳拌楼上料配两台装载机, 上料速度可满足拌和产量的要求。

2.2 进料、拌和

对拌和系统进行调试:根据批准的配合比, 开机调整斗门大小、皮带螺旋的转速, 确定各种集料进料速度。

厂拌设备在开工前应完成计量系统的标定, 确保计量准确, 严格按重量比掺配水泥、水与集料, 加水时间及加水量应有详细记录, 戈壁沙漠地区实际拌和含水量应较最佳含水量大1%~2%。 (根据天气情况、运输距离远近应作好必要的调整) 。拌和时应保证水泥自始至终均匀分布于集料中, 目测混合料应色泽一致, 粗细均匀, 无结团。混合料实际所用水泥剂量应比混合料组成设计时确定的水泥剂量大0.5%。

检查取样:搅拌均匀后, 出料时取样, 检查混合料是否符合设计的配合比, 水泥剂量是否满足等。试铺之后, 每隔2~4小时检查一次拌和情况, 抽检其配比、含水量、水泥剂量是否变化。高温天气作业时, 早晚与中午混合料控制要有区别, 考虑到中午的蒸发量大, 根据经验, 在中午时段拌和的混合料的含水量要比早晚的高1%左右。

装料:从拌和楼向运料车上放料时, 为减少粗细集料离析, 必须按三次“品字型”装料的装料方式或五次装料方法 (见图1) 。

3 混合料运输

运输时统一采用40T的自卸车, 型号尽可能一致, 数量以满足拌和出料与摊铺需要为准, 并略有富余。

运料车用篷布覆盖, 防止混合料水分损失。运料车的自卸斗门应关闭严密, 防止沿途漏料。

运输车辆速度限制在30km/h以下, 以减少对原有路面的不均匀碾压或形成车辙。

保持装料高度基本一致以防离析, 并注意卸料速度, 数量应与摊铺厚度及宽度相适应。

运料车卸料时, 停放在摊铺机正前方约30cm, 然后挂空档由摊铺机向前推动卸料车前进时卸料。

拌和好的混合料要尽快摊铺, 确保在水泥初凝前完成摊铺整型及碾压。

4 混合料摊铺

摊铺前将下承层洒水湿润, 检查摊铺机各部分运转情况。

摊铺机就位前应调整好熨平板的宽度, 并根据基层厚度调整好螺旋布料器的高度, 垫好方木块。前一台摊铺机将自动找平滑靴安放在基准钢丝上, 按设计横坡调整好摊铺机横坡仪, 后一台摊铺机一侧将滑靴放在已摊铺成型的基层上面作为基准, 另一侧将滑靴放在钢丝绳上进行找平。摊铺机前后错开5~8m摊铺。严格根据放样及所挂钢丝绳进行控制松铺厚度及标高。

摊铺机应连续摊铺。根据拌和设备的生产能力, 应采用合理的施工速度, 宜尽量减少摊铺机的停机次数。

采用两台稳定土摊铺机, 两机前后相隔5~8m成梯队向前摊铺, 并使混合料横向搭接10cm以免出现纵向错台, 多余料人工将其铲平。两机应保持速度一致、摊铺厚度一致、松铺系数一致、横坡度一致、振动夯锤频率一致。

设专人指挥运料车向摊铺机内卸料。摊铺机前至少有3~4辆运料车等待卸料方可开始摊铺, 以保证摊铺工作连续进行, 同时应使摊铺机受料斗内始终保持足够数量的混合料, 以减少出现离析现象。

摊铺速度设定为1.5m/min以内, 要求做到匀速前进。摊铺时应有专人经常检查松铺厚度及横坡, 发现问题及时进行处理。摊铺时混合料的含水量高于最佳含水量的1~2%, 以补偿摊铺及碾压时水份损失。

摊铺机后安排2~3人负责清除集料离析, 如果在摊铺机已摊铺的表面上发现有粗细离析现象应及时铲除并补以粗细均匀的混合料。

5 混合料碾压

混合料摊铺及整型完成后, 应立即进行碾压, 直线段, 由外侧向中心碾压, 超高段由内侧向外侧碾压, 碾压时应重叠1/2轮宽, 后轮必须超过两段的接缝处, 后轮压完全宽为一遍。

初压应紧跟在摊铺机后面, 采用两台自重不小于20T的全自动钢轮振动压路机静压一遍, 速度为2.0KM/h;复压采用2~3台自重不小于20T的全自动钢轮振动压路机振动压实。先弱振1~2遍再强振2~3遍。初压要紧跟摊铺机, 复压紧跟初压, 终压要跟上, 先轻后重。注意稳压要充分, 振压不起浪、不推移。压实时, 遵循稳压→轻振动碾压→重振动碾压→静压收光至无轮迹为止。

一次碾压长度在40~60m。碾压完成后用灌砂法检测压实度。

6 接缝处理

6.1 横接缝处理

水泥稳定混合料摊铺时, 连续作业不中断, 如因故中断2h, 则设横缝, 每天收工之后第二天开工的接头断面设置横缝, 将摊铺机附近及其下面未经压实的混合料铲除, 并将已碾压密实且高程和平整度符合要求的末端挖成与路中心线垂直且向下挖成条形沟槽, 然后再摊铺新的混合料。每当通过桥涵, 在其两边设置横缝, 基层的横缝与桥头搭板尾端吻合。特别注意桥头搭板前端水泥稳定砂砾的碾压。对于无法碾压的死角, 采用小型压实机具夯实。

6.2 纵缝处理

为了使纵向接缝平整, 采用湿接缝处理。即在前半幅碾压时, 留下路基中线处50~80cm宽的部分不压, 待后半幅铺筑完毕后, 中线处左右半幅一起碾压, 使接缝紧密, 前后半幅施工间隔不应超过2h, 以防超过水泥终凝时间。如有必要, 在碾压前应对接缝处进行洒水润湿。

7 养生及交通管制阶段

7.1 养生

戈壁沙漠地区风沙较大, 降雨少且蒸发量大, 故基层养生尤为关键。应注意以下几点:

(1) 施工时应及时补洒水, 保持表面潮湿防止干燥起灰;

(2) 待做完压实度并检测合格后, 充分洒水并快速覆盖防水土工布 (一布一膜) , 使土工膜“黏”在基层表面, 注意用砂石料将土工布成“井”字形压好, 为防止大风卷起及水份蒸发, “井”字以150~200cm见方为宜。尤其土工布之间的结合处和基层坡脚处要压牢;

(3) 养生8~10d后, 揭去土工布, 清扫杂物, 注意不要弄破以便下次利用。

7.2 交通管制

养生期间封闭交通, 只允许洒水车辆通行, 且行车速度不超20km/h。过往车辆全部绕往路基另侧通过。 (上接123页) 沙漠地区高温、干旱、大风气候条件下施工的路面基层和底基层, 较好的克服了半刚性基层反射裂缝的产生, 对戈壁沙漠地区水泥稳定砂砾基层的施工具有指导意义。

参考文献

[1]JTG F40-2004[S].公路沥青路面施工技术规范.北京:人民交通出版社.

[2]JTG F80/1-2004[S].公路工程质量检验评定标准.北京:人民交通出版社.

溶剂稳定的钯金属纳米颗粒的制备 篇6

1 实验

1.1 试剂及仪器

氯化钯 (A.R) 、氢氧化钠 (A.R) 、盐酸 (A.R) 、乙二醇 (A.R) 、三缩四乙二醇 (A.R) 、PVP (MW40000) 。

红外灯、磁力搅拌器 (79-1型) 、透射电子显微镜 (Tecnai G2 20) 。

1.2 实验步骤

氯钯酸由氯化钯与盐酸反应后在红外灯下小心烤干得到。

在室温条件下, 向一定浓度氢氧化钠的三缩四乙二醇溶液中滴加高浓度三缩四乙二醇的氯钯酸溶液, 同时在磁力搅拌器上搅拌, 最后溶液的总体积为10 mL, CH2PdCl4=3 mmol·L-1。溶液迅速地由棕红色变为透亮的黑色, 立即加入一定量的PVP溶液即可。

在60 ℃恒温条件下, 向一定浓度氢氧化钠的乙二醇溶液中滴加高浓度乙二醇的氯钯酸溶液, 同时在磁力搅拌器上搅拌, 最后溶液的总体积为10 mL, CH2PdCl4=3 mmol·L-1。溶液迅速地由棕红色变为透亮的黑色, 立即加入一定量的PVP溶液即可。

2 TEM表征

透射电镜分析样品的制备:用镀有碳膜的铜网将样品中的钯粒子捞出, 自然凉干, 然后在Tecnai G2 20透射电镜上进行观察。操作电压220 kV, 金属粒子的大小及其粒径分布是对放大后的电镜照片上200个粒子进行统计后得到的。

2.1 溶剂为三缩四乙二醇的电镜照片及其粒径分布

以三缩四乙二醇为溶剂, 不同钯碱比例及不同钯/PVP比例下的金属粒子电镜照片及粒径分布见图1。

电镜照片显示, 用三缩四乙二醇作溶剂时, 在常温下就能得到粒径小 (1～2 nm) , 分布窄的钯金属纳米颗粒, 钯与碱 (NaOH) 的比例在1∶2, 1∶3, 1∶4均可, 而作为保护剂的PVP的比例即使很低 (Pd∶PVP=1∶1) , 也能得到稳定的纳米粒子。这也为今后钯金属纳米颗粒的进一步纯化及修饰提供了基础。

2.2 溶剂为乙二醇的电镜照片及其粒径分布

溶剂为乙二醇的电镜照片 (图2) 显示, 用乙二醇作溶剂时, 温度要提高到60 ℃才能得到粒径小 (1～2 nm) , 分布窄的钯金属纳米颗粒, 钯与碱 (NaOH) 的比例为1∶3, Pd∶PVP=1∶0.5也能得到稳定的纳米粒子。

3 结论

通过实验我们可以看到, 三缩四乙二醇和乙二醇作溶剂均能够得到粒径小, 分布均匀的钯金属的纳米颗粒, Pd与NaOH的比例为1∶2, 1∶3, 1∶4, Pd与PVP的比例为1∶0.5, 1∶1, 1∶2, 1∶5。Pd与碱 (NaOH) 的比例的调配以及保护剂的用量方面的工作还在进一步的探索中。这些工作为今后贵金属纳米材料的工业化生产及催化反应的应用提供了良好的实验基础。

参考文献

[1]Schmid G.Clusters and Colloids:From Theory to Appli-cations[M].Weinhei m:VCH, 1994.

[2]He B L, Chen Y X, Liu HF, et al.Preparation of solvent-stabilized colloidal nanoparticles of Pt, Rh and Ru by mi-crowave-polyol process[J].J Nanosci Nanotech, 2004, (5) :1.

半金属稳定性 篇7

供试底泥取自黄浦江重要支流———蕴藻浜( 31° 22'38. 07" N 121° 29' 25. 97" E) 河流断面,以氧化钙、磷酸氢二钾作为固化剂,通过改变固化剂总量和比例探寻最优配比。以重金属浸出毒性为稳定化效果重要指标,并探究了不同影响因素重金属稳定化效果的影响,为资源化利用提供一定的研究基础。

1材料与方法

1.1设备与材料

仪器: ICP - MS( Nex ION 300X) ,PE公司; 快速水分测定仪( HB43 - S) 和p H计( S20K| S20) ,梅特勒 - 托利多仪器有限公司; 全自动翻转式振荡器( JDY - Z12) ,金坛市精达仪器制造有限公司; 纯水仪( AHL - 1002P) ,艾利浦公司。

试剂: 磷酸氢二钾( AR级) ,氧化钙( AR级) 和冰醋酸 ( AR级) ,国药集团化学试剂上海有限公司。

1.2方案与方法

底泥采集后,经过除杂、风干、筛选等预处理制得底泥样品,投加不同剂量的固化剂,且每个剂量下,磷酸氢二钾( P) 和氧化钙( Ca) 分别设1∶1、1∶2、2∶1,具体添加量按表1方案具体施行,并设置三个平行样,加入纯水调节含水率,控制底泥含水率为50% 左右。实验组每天机械搅拌一次,持续一周,直至自然风干。底泥浸出毒性测定方法参考HJ/T 300 2007 《固体废物浸出毒性浸出方法醋酸缓冲溶液法》[10],采用其浸提取剂1# ( p H = 4. 93 ± 0. 05) ,浸出溶液过滤后由ICP MS测定重金属浓度。权衡浸出毒性测得结果和经济性,选取两种固化剂最优配比,通过影响因素 ( 浸提液p H、振荡时间、 底泥重金属污染程度、底泥含水率) 试验,验证最优配比稳定化效果和适用性。

2结果和分析

2.1底泥污染状况

供试底泥经过微波消解法测得重金属含量,其中Pb、Cd、Zn等含量较高,并测得各种金属在酸性条件下的浸出性,如表2。

底泥浸出浓度与生活垃圾填埋场污染控制标准[11]和污水综合排放标准[12]相比,Pb、Cd等重金属污染物均有不同程度的超标。与生活饮用水卫生标准[13]作为比较,五项重金属指标均难以达标,在酸雨长期侵蚀作用下,导致重金属会重新释放,影响河流水质,甚至对生活用水质量造成影响。

2.2结果及分析

以底泥在醋酸条件的重金属浸出浓度作为安全评价指标, 权衡Mn、Cd、Pb等多个指标,择取最优配比。由图1可知: 不同剂量、不同配比固化剂重金属稳定化效果变化趋势。Mn、 Cd、Pb、Cu、Zn的浸出浓度随着固化剂总量的增加不断降低, 当总量达到180 g/kg底泥时,重金属浸出浓度最低,且两种固化剂各个配比的重金属浸出浓度波动范围较小。在两种固化剂共存情况下,当磷酸氢二钾含量多时,Mn、Pb的稳定化效果更明显; 氧化钙占含量多时,Zn、Cu、Cd的稳定化效果更具优势。

综合考虑经济成本等因素发现: 实验组2中P∶Ca的配比为1∶1时,体现出了良好的稳定化性能,由表4重金属浸出浓度减少量可知,Cd、Pb等重金属浸出浓度与原底泥相比减少量均超过90% ; 与P∶L为1∶2相比,Mn的浸出毒性更低, 其他四种重金属浸出毒性相接近; 与P∶L为2∶1相比,其对Zn稳定化效果更具备优势,Pb、Cd等稳定化效果相差无异。因此,底泥∶磷酸氢二钾∶氧化钙的质量比50∶3∶3为最优配比。

3影响因素及分析

3.1浸提剂pH影响分析

p H值是一个控制沉积物重金属转移的关键参数,尤其是两性金属 ( 如锌、铅等) 在超出最佳p H范围时更容易生成不溶物质。通常,底泥中p H值越低,H+和溶解态的金属配体 ( 如OH-、CO23、SO24、Cl-、S2 -和磷酸盐) 之间的竞争越激烈,随后将会减少重金属的吸附性能和生物利用率,导致重金属迁移能力增强[14]。将底泥、氧化钙、磷酸氢二钾按照最优配比混合,并经过相同条件的预处理。分别配制不同p H = 3、 p H = 3. 5、p H = 4、p H = 5、p H = 6的醋酸浸提剂,以期模拟自然情况下不同程度的酸雨情况,其他浸出方法的操作与HJ/T 300 - 2007 《固体废物浸出毒性浸出方法醋酸缓冲溶液法》 ( 浸提剂1#,p H = 4. 93 ± 0. 05) 一致。所得重金属浸出数据可以看出最优配比稳定化效率,具体数据如图2。

从图2中可以看出底泥经过最优配比处理后,对于醋酸模拟不同程度的酸雨具有一定的抵抗能力。当酸雨p H < 4时( 实际中较为罕见) ,稳定化效果较差,可能原因有两点: 一是氧化钙提供的碱性环境遭到破坏,浸出液p H下降,迁移态重金属不利于沉淀和矿化反应,并且会释放出来; 二是底泥中的重金属 - 氢氧化物沉淀、重金属 - 碳酸盐沉淀和重金属 - 磷酸盐沉淀或磷酸盐矿物如Cd3( PO4)2、Pb5[PO4]3Cl、Ca Zn( PO4)2·4H2O等,在酸的环境遭到破坏,使其转化为迁移态,并释放到水体中,造成二次污染。当酸雨p H≥4时 ( 大多数情况) , Mn、Cd、Pb、Cu、Zn浸出性符合《污水综合排放标准 》( GB 8978 - 1996 ) 和《填埋场污染物控制标准》( GB16889 - 2008 ) 。 可见最优配比处理后的底泥化学性质稳定,经填埋、农用、工业再利用时,对环境污染大大降低。

3.2振荡时间影响分析

底泥、氧化钙、磷酸氢二钾按照最有配比混合,在相同条件下进行预处理。在毒性浸出实验时,可通过调节振荡时间 ( 6 h、12 h、18 h、24 h、30 h) 模拟自然条件下酸雨不同程度的冲刷强度,其他操作与 《固体废物浸出毒性浸出方法醋酸缓冲溶液法》( HJ/T 300 - 2007) 一致。振荡时间与浸出性关系见图3。从毒性浸出实验可以看出,随着振荡时间的增加,重金属稳定化效果也随之降低,但是总体变化幅度不大。各项重金属均未出现超标现象,体现出氧化钙和磷酸盐协同作用的优势。

3.3底泥重金属含量影响分析

分别选取化学成分相似,重金属污染程度、采样地点不同的5组底泥样品进行试验,其他实验操作不变,以检验添加剂最优配比的适用性和稳定化效果,结果如表5。总体而言,底泥、氧化钙和磷酸氢二钾的最优配比适用于底泥样品,浸出液中Pb、Cd等重金属减少量达到86% 以上。重金属污染较为严重的底泥 ( 如样品1、5) ,浸出性和减少量有局部上升,但各项重金属浸出浓度仍小于未处理时的15% ,对于环境的危害较弱。污染较轻的底泥 ( 如样品2、3、4) ,稳定化效果良好,迁移态的重金属能被过量的氧化钙和磷酸氢二钾捕获、沉淀矿化。因此,金属浸出浓度减少量超过94% ,浸出率大大降低, 样品2和3的浸出性甚至达到了GB 5749 - 2006 《生活饮用水卫生标准》。

注: 0 号样品表示供试底泥; - 表示检测不出,减少量默认为 99. 9% 。

3.4底泥含水率影响分析

调节底泥中含 水率 ( 30% 、40% 、50% 、60% 、70% ) ,研究含水率对重金属稳定化程度的影响( 室温25 ℃ ) ,其他实验操作不变,结果如图4。若底泥含水率低于40% ,投加氧化钙后,会加速底泥干化,土壤粘度增加,不利于搅拌,导致添加剂和底泥不能充分混合底泥样品便已硬化,对稳定化效果有一定程度的影响。若底泥含水率较高对重金属稳定化影响不大,但干化时间较长,需要进行脱水处理。因此,底泥含水率为50% 是此种稳定化方法的最佳含水率。

4结论

( 1) 当底泥、氧化钙和磷酸氢二钾的质量比为50∶3∶3时,达到最优配比; 两种固化剂协同作用时,磷酸氢二钾对Mn、Pb的稳定作用明显,氧化钙对Cd、Cu、Zn的稳定更占优势。二者协同作用使底泥中Mn、Cd、Pb、Cu、Zn浸出毒性浓度分别降低了96. 8% 、97. 8% 、99. 0% 、98. 0% 和93. 6% 。

( 2) 在最优配比条件下,稳定化处理的底泥能够抵御p H≥4的酸雨和强降雨冲刷,重金属浸出毒性满足GB 8978 - 1996 《污水综合排放标准》和GB16889 - 2008 《填埋场污染物控制标准》,可用于正常情况下的资源化再利用和安全填埋。

( 3) 对于重金属污染较轻的底泥,重金属浸出浓度减少量达到90% 以上,能够达到GB 5749 - 2006 《生活饮用水卫生标准》,对环境危害程度降低显著。当污染严重时,重金属浸出率有上升的情况,根据实际情况和相关条件及要求,进一步实践和探究。