模型制备（精选7篇）
模型制备 篇1
1990年Kitagawa等[1]在沙土鼠脑缺血的实验研究中发现缺血预处理有神经保护作用, Arboix等[2]发现, 发生过短暂性脑缺血发作 (TIA) 的脑梗死患者预后较好, 提出TIA可能增加脑缺血的耐受性;Yi-Wei Tsai等[3]的研究, 采用电凝局灶性脑梗死大鼠模型, 发现造模7 d后间断缺氧能明显减少梗死体积;使得预缺血缺氧的研究成为热点。低氧诱导因子-1 (HIF-1) 是一种氧敏感转录激活因子, 在哺乳动物的各种组织细胞中广泛表达, 有利于促进机体和细胞对低氧环境的适应。本研究拟对一种简单易行大鼠预缺氧模型进行探讨, 并进行大鼠脑组织HIF-1免疫组化和RT-PCR测定, 判断此模型的可靠性。
1 材料与方法
1.1 动物及分组
健康雄性SD大鼠12只, 体重280 g～300 g, 由山西医科大学实验动物中心提供。随机分为缺氧组和对照组。
1.2 主要试剂和设备
缺氧设备组成:密闭容器、氧气罐、氮气罐、测氧仪;兔抗大鼠HIF-1α单克隆抗体、ABC试剂盒购自博奥森, 引物由北京全式金生物技术有限公司合成。
1.3 预缺氧模型制备
在固定体积的容器中缓慢输入氧气、氮气, 使测氧仪监测到的O2浓度始终保持在12%, 然后放入大鼠。并保持温度、湿度恒定。在缺氧环境下的大鼠出现呼吸频率加快, 自发性活动减少。缺氧组大鼠每天缺氧4 h, 连续7 d。对照组大鼠在相同容器中通入空气, 每天4 h, 连续7 d。
1.4 免疫组化
用石蜡切片机自前囟后3 mm处开始向后行冠状位切片, 层厚1.5 μm, 梯度乙醇脱蜡至水, 3%H2O2室温孵育20 min, 高压锅热修复2 min, 加冰迅速冷却, 非相关蛋白封闭15 min, 分别滴加一抗 (兔抗大鼠HIF-1α抗体, 浓度为1∶200) , 4 ℃过夜, 生物素化二抗室温孵育15 min, 辣根过氧化物酶标记的亲和素工作液室温孵育15 min, DAB显色, 适时终止, 苏木素复染核, 脱水、透明、封片。光学显微镜下观察大鼠海马和大脑皮层的神经细胞, 以细胞内出现鲜艳的棕黄色颗粒为阳性细胞, 每张切片高倍镜 (10×40倍) 下随机选择5个不同的视野, 计数每个视野中阳性细胞数, 取其平均值, 检测皮层区HIF-1α的表达。
1.5 RT-PCR检测HIF-1αmRNA
取脑组织在1% DEPC水中稍作漂洗后立即放入细胞冻存管中, 并存放于-80 ℃冰箱。按TRIZOL法提取组织中HIF-1α总 mRNA, 所提总RNA经紫外分光光度计测样品RNA含量和纯度。HIF-1α引物, 上游:tcaagtcagcaacgtggaag, 下游:tatcgaggctgtgtcgactg, 扩增产物为198bp;Gapdh 引物, 上游:tgaacgggaagctcactgg, 下游:tccaccaccctgttgctgga, 扩增产物为307bp。反应条件:94 ℃ 5 min, 94 ℃ 30 s, 56 ℃30 s, 72 ℃1 min, 35 个循环, 反应结束后, 反应产物进行1.5%琼脂糖凝胶电泳, 电泳结果用凝胶成像仪观察电泳结果并拍照。用Bio-Rad 图像分析系统软件进行光密度分析。HIF-1α的相对表达量用HIF-1α扩增产物的光密度值/GAPDH 扩增产物的光密度值×100% 表示。
1.6 统计学处理
采用SPSS 12.0统计软件进行分析, 所有数据以均数±标准差
2 结 果
2.1 免疫组化
光学显微镜下观察大鼠海马和大脑皮层的神经细胞, 以细胞内出现鲜艳的棕黄色颗粒为阳性细胞。对照组大鼠有少量HIF -1α蛋白表达, 主要分布于皮层的锥体细胞, 胞浆、胞核均有明显着色。缺氧组HIF -1α阳性神经元的表达明显增多, 散在分布, 主要分布于皮层、海马、纹状体。缺氧组HIF -1α蛋白表达为22.88±2.09, 高于对照组的12.85±1.79 (P<0.01) 。
2.2 脑组织HIF-1αmRNA的水平
HIF-1α与内参照GAPDH mRNA比较得相对转录水平, 结果显示:对照组HIF-1αmRNA较弱, 为0.150 8±0.017 8, 缺氧组明显上升, 为0.607 9±0.040 1, 两组比较差异有统计学意义 (P<0.01) 。
3 讨 论
HIF-1是一种氧敏感转录激活因子, 由氧调节亚单位HIF-1α和结构亚单位HIF-1β组成的异二聚体, 在机体耐受缺氧、维持体内氧稳态方面发挥重要作用。在缺氧预处理过程中HIF-1α作为转录因子与胞核中HIF-1β相互作用, 启动低氧易感靶基因, 从而使HIF靶基因血管内皮生长因子、促红细胞生成素 (EPO) 、iNOS、葡萄糖转运体-1 (GLUT-1) 、血红素氧化酶等基因表达上调, 保护24 h后再缺血的损伤。正常氧分压时脑组织表达很少, 氧浓度降低时可诱导HIF-1快速、大量的表达。
现国内外[3]普遍采用混合灌装气体进行缺氧, 氧氮混合气体灌装技术有难度, 依靠实验室自身难以完成, 另外氧气的浓度不好把握。本研究采用氧气和氮气分装, 可以随实验条件自由调节氧的浓度, 且设施简单, 容易操作。
本研究在固定体积的容器中缓慢输入氧气、氮气, 使测氧仪监测到的O2 浓度始终保持在12%, 然后放入大鼠。并保持温度、湿度恒定。在缺氧环境下的大鼠出现呼吸频率加快, 自发性活动减少。缺氧组大鼠每天间断缺氧4 h后, 连续7 d。对照组大鼠在相同容器中逗留7 d (通入空气, 每天4 h) 。通过免疫组化和RT-PCR测定脑组织HIF-1α蛋白及mRNA表达。结果提示缺氧组脑组织中HIF-1α蛋白和mRNA表达增多。说明脑缺氧模型制作在分子水平检测是成功的。
总之, 本模型简单易行, 通过对脑组织中HIF-1α蛋白和mRNA表达的观察, 证实其达到预缺氧的要求。
参考文献
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大鼠心气虚模型制备方法 篇2
1 材料与方法
1.1 实验材料
近交系Wistar大鼠(中国科学院上海实验动物中心)26只,体重180~200g,雌雄各半,随机分为对照组(14只)和游泳模型组(12只);游泳缸(直径30cm、高50cm);MedLab生物信息采集处理系统(南京美易生物科技有限公司);0.48%心得安溶液。
1.2 方法
1.2.1 造模方法 (1)游泳组:造模全过程按大鼠静息状态下采食量进食,即喂饲精饲料5g/100g。每天强迫负重(按大鼠自身重量5%计)游泳至力竭(水温25~28℃,以头没入水下10秒不能上浮为力竭标准),力竭采用两次游泳法,前后相隔10分钟。实验第18天起,在每日游泳的基础上灌服心得安溶液2.4mg/100g,连续4天。实验第22天造模结束,进行指标测定。(2)对照组:实验过程自由进食。实验第18天起,每日灌服生理盐水0.5mL/100g体重,连续4天。于实验第22天测定相关指标。心气虚证按中国中西医结合学会心血管学会1990年修订的标准[3]判断。
1.2.2 心功能检测方法 戊巴比妥钠麻醉动物后,分离右侧颈总动脉,插入含0.1%肝素生理盐水的细塑料管直至左心室,并联接于MedLab生物信息采集处理系统,记录左室血流动力学的指标。
1.2.3 统计方法 计量资料数据均用均数±标准差(
2 结果
2.1 一般情况
游泳组大鼠实验的前7天觅食活动增强,频咬铁笼。7天后逐渐安静,14天后出现精神不振、活动减少、毛松、眼眶变小、鼠尾颜色淡白、拱肩缩背、行动迟缓。实验第18天起连续灌服心得安4天后,出现精神萎靡、倦怠,尤以强迫活动后为甚。对照组大鼠活动正常。
2.2 体重变化
造模前游泳组与对照组比较差异无统计学意义(P>0.05)。造模第3天后体重逐渐减轻,至实验第21天游泳组较对照组体重明显降低(P<0.01),见图1。
*与正常组比较 P<0.05,**与正常组比较 P<0.013 讨论
根据《素问·刺志》“谷盛气盛,谷虚气虚”和《灵枢·五味篇》“谷不入半日则气衰,一日则气少矣”,实验中每日给予大鼠的基础进食量,只保证大鼠的每日基础需要量,同时增加消耗量以达到饥则损气和劳则耗气的目的。实验中,游泳组大鼠出现精神萎靡、少动、皮毛蓬松、无光泽、鼻尾色淡、缩肩拱背等现象,且体重明显下降,尤以强迫活动后为甚;实验结束时游泳组大鼠心脏收缩功能明显下降。上述结果提示游泳组大鼠体力下降,心功能减弱,符合临床心气虚的特点,说明心气虚大鼠模型制备成功。心得安具有抑制Ca2+和 Na+的内流作用,及抑制交感神经对心脏的刺激效应和兴奋迷走神经作用从而对心脏及传导系统具有负性效应。同时心得安为非选择性β受体阻断剂,长期或大剂量使用使支气管阻力增高,从而引起缺氧和二氧化碳潴留,影响心肌血供。因此,我们在大鼠力竭运动后使用大剂量心得安,一方面是将气虚定位于心,另一方面也是用来耗损心气,旨在加重心肌损伤,以保证造模成功。
摘要：目的:研究制备大鼠心气虚动物模型的方法。方法:成年近交系Wistar大鼠26只,雌雄各半,随机分为对照组和游泳模型组;游泳组每天采用两次游泳法,强迫大鼠负重游泳至力竭,实验第18天起,在每日游泳的基础上灌服心得安溶液2.4mg/100g,连续4天;实验第22天造模结束。结果:游泳组在造模第3天后体重逐渐减轻,至实验第21天较对照组体重明显降低(P<0.01),最大心室内压、心室峰压平均值、心率均下降,与对照组比较差异有统计学意义(P<0.05或P<0.01)。结论:游泳组大鼠体力下降,心功能减弱,符合临床心气虚的特点,心气虚大鼠模型制备成功。
关键词：大鼠,心气虚,动物模型
参考文献
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砂雨法制备砂土边坡试样模型研究 篇3
土工模型试验中,边坡模型制备质量的好坏对科学研究结果有直接影响。目前常用振动法、击实法、插捣法、砂雨法进行砂土模型成样试验。其中,砂雨法成样模型与天然砂土层的特点近似,因此比其它几种成样方法更实用。该方法对试验所用的设备、材料以及操作过程都有严格的要求,否则很难制备出非常理想的边坡试样。许多研究人员都对砂雨法装样方法进行了研究,但都是针对某一具体的试验装置的试验方法进行对比分析,尽管以往研究成果对砂土装样方法进行了改进,但由于试验装置之间的不同从而导致模型试样的制备过程还是存在一定差别。当前关于砂雨法的操作过程尚缺少一套统一的操作规范,并且不同类型的土工试验所用到的材料、器材、操作过程以及所参考的技术指标都存在较大差异,砂样成型质量也必有差异。鉴于此,本文将利用自制砂雨装置,以其成型砂样密度作为技术指标,基于现有理论重点研究自制简易装置在砂雨法成型试验中试样成型质量的影响因素,并探讨规避影响因素的有效措施,以确保得到理想的土工模型。本文主要研究内容为:(1)撒砂装置出口孔径的大小对砂坡质量的影响;(2)撒砂平均落距与试样密度的关系;(3)撒砂路径的选择;(4)撒砂速度的选择。
1试验装置
1.1试验装置
试验所用的自制简易砂雨法装置如图1所示,主要用钢板和透明玻璃焊接成一个开口的长方体容器作为盛砂的装备,两侧为透明的玻璃,便于观察,两端用钢板,通过剪切试验得到砂土的内摩擦角,如图2所示,推算出边坡角度及边坡高度,在箱体侧面透明玻璃上用水彩笔画出标线作为记号以便进行试验撒砂参照之用;采用食用油壶作为撒砂的装置,将油壶底部剪成敞开的形式,油壶瓶嘴用电钻打成很多小孔作为出砂孔,小碗作为装砂设备,用来装砂,另外还有磅秤作为称取每次装砂的质量。
1.2试验材料
砂雨成型试验采用标准砂作为试验填砂原料。试验前需将该砂料晒干,使其含水率小于2%,并经2mm筛孔得中砂,经过颗粒分析得到该试验砂样的颗粒级配曲线(见图3)可知其不均匀系数Cu约为4.00,曲率系数Cc约为1.36,试验标准砂的物理指标,见表1。
2试验方案
把上述标有记号的长方体试验箱,依据室内抗剪强度试验得到砂的内摩擦角。依此推算出砂坡的边坡角度,如图4所示的方式进行放置,把一端垫起来,一端放在地上,形成一个砂坡,然后拿着盛砂的装置进行装砂,每装一次,称取相应的砂质量并进行记录,然后向长方体的箱体中进行撒砂,并围绕(1)撒砂平均落距与试样密度的关系,(2)撒砂速度与试样密度的关系,(3)撒砂装置出口孔径的大小对砂坡质量的影响,(4)撒砂路径的选择,这几个方面进行对比试验,最终总结出上述各个因素对砂坡质量的影响,以便制作出较高质量的试样,最后成型试验模型如图5所示。
3试验结果与分析
3.1落砂高度对成型砂样密度的影响分析
从图6可以看出,在一定下砂流量条件下,砂雨成型试样密度随落砂高度增大而增大,而当落砂高度达到120cm以后,继续增大落距对提高试样密度效果已经不明显,且使试验操作变得更加困难。因此,填砂装样前应参考本试验所得落砂高度与成型砂样密度关系曲线,结合试验设备条件选择合理落砂高度。若采用本套砂雨成型装置进行填砂装样,为使试验操作可行、箱内各区域成型砂样密度离散性小,建议落砂高度选择为60~90cm。
3.2落砂速度对成型砂样密度的影响分析
在其他因素保持不变的情况下,出砂头的移动速率越大,其制备的砂土相对密实度就越大;在速度较小的范围内,其改变对相对密实度的影响较为显著,随着速度的增大,影响趋于平缓;如图7所示,建议落砂速度为0.01m/s。
3.3孔径大小对成型砂样密度的影响分析
如图8所示,孔径的大小决定了流量的大小,当孔径小时,砂样流量较小时,砂样的相对密实度不会随落距的改变而发生较显著的变化。当砂样流量逐渐增大时,砂样相对密实度的变化明显增大。假设落距固定不变,砂样的相对密实度会随着流量的增大而逐渐变小,落距越小,此差别越显著。建议孔径控制在0.4mm。
3.4撒砂路径对成型砂样密度的影响分析
撒砂装置在平面内(X-Y平面)按a-b-a的轨迹往复运动,如图9所示,每一个循环撒砂筒自动沿竖直方向(Z轴)上升Δh,使出砂头与砂面之间的距离保持不变。出砂头移动路径按照图9所示。相邻横向条纹之间的距离为Δy。控制其他因素不变,通过改变Δy大小来研究移动轨迹对相对密实度如图10所示,无筛网时,不同Δy值所对应的相对密实度变化趋势较为明显,建议Δy控制在10mm左右。
4结论
本研究采用自主研制的简易砂雨设备进行了多组试验,主要针对落距、流量、出砂头移动速度、移动路径对砂样相对密实度的影响,按照理想砂样的制备要求,对这四个因素进行优化设计。主要有以下几个方面的结论:
(1)当落砂高度较低时,落距越大,成型砂样密度越大,增大落距有助于成型砂样密度;落距在达到一定值后如果继续增大,砂样密度不会再出现显著的变化,但试验操作难度会进一步提高,因此落距宜控制在60~90cm之间,即能保证试样质量又能使操作更加简单。
(2)当砂样流量较小时,落距的变化对试样相对密实度的影响不太明显;随着流量的增大,落距的变化对相对密实度的影响也逐渐增大。在相同的落距下,流量越大,砂样的相对密实度越小。并且落距越小,此差别越明显。
(3)当其他因素恒定不变时,出砂头的移动速度越快,砂样的相对密实度越高;如果移动缓慢,砂样的相对密实度会大受影响;当移动速度逐渐增大时,影响程度趋于平缓。
(4)出砂头的移动路径对相对密实度及试样均匀性均有影响,在砂样制备前,应先针对不同的Δy值进行相对密实度讨论,确定最佳移动路径,以最大程度减小移动路径对相对密实度的影响。
(5)除上述影响因素外,还有一些细节因素值得探讨,比如砂土的不垂直落入问题(自由落体加水平移动)、模型箱的边界效应等,这些因素都有可能影响模型制样的质量。
参考文献
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模型制备 篇4
1 材料
1.1 试验动物
昆明种成年小鼠91只, 购自青海省地方病防治研究所实验动物中心, 体重在18 g以上, 公母分开饲养, 自由采食和饮水。
1.2 仪器、试剂
艾科血糖测试仪和血糖测试条, 均由艾科生物技术杭州有限公司制造;四氧嘧啶 (批号为080920) , 购自上海西糖生物技术公司。
2 方法
2.1 注射液的制备
用灭菌生理盐水将四氧嘧啶配制成5 mg/mL的溶液。
2.2 注射不同剂量四氧嘧啶前后血糖的对比
观察不同剂量四氧嘧啶对小鼠血糖的影响, 选择150, 180, 200 mg/kg 3种剂量, 各腹腔注射2只小鼠, 小鼠断尾采血并用艾科血糖测试仪测定注药前和注药2 d后全血血糖浓度 (试验1) 。
2.3 血糖模型的选定标准
选择200 mg/kg的剂量、用85只鼠 (公51只, 母34只) 隔日注射四氧嘧啶2次, 第5天测定血糖浓度, 以血糖浓度达到9.0 mmol/L为高血糖模型的阳性标准, 用于降糖试验 (试验2) 。
2.4 阴性鼠的处理
将试验2中血糖浓度低于9.0 mmol/L的阴性鼠再以200 mg/kg的剂量进行第3次注射, 注射药物2 d后再测定血糖浓度 (试验3) 。
2.5 数据统计
试验数据用平均值±标准差表示, 用配对t检验对试验前后血糖差异进行检查, 处理组间血糖差异用方差进行分析。
3 结果与分析
3.1 造模有效方法的初步判定
用3种不同剂量各注射2只小鼠, 2 d后血糖没有显著升高, 即未获得高血糖模型。将其中2只公鼠再以200 mg/kg剂量注射, 2 d后死亡1只, 另1只血糖浓度升至21.10 mmol/L, 预示用该剂量、隔日2次注射的方法有效 (试验1) , 具体见表1。
3.2 最佳造模方法的选定
用200 mg/kg的剂量、85只小鼠, 隔日2次注射, 第5天测定血糖浓度, 得到血糖浓度高于9.0 mmol/L的阳性鼠42只, 阴性鼠42只, 死亡1只, 阳性鼠的血糖浓度为 (15.49±5.74) mmol/L, 造模成功率达到49.4% (见表2, 3) 。阳性率和阳性鼠的血糖浓度在不同性别间无显著差异 (试验2) 。
3.3 耐药性的产生降低造模成功率
将血糖浓度低于9.0 mmol/L的42只阴性鼠再以200 mg/kg的剂量进行第3次注射, 2 d后出现7只阳性鼠, 阳性率仅为16.7% (见表4, 5) , 显著低于试验2;阳性鼠的血糖浓度也显著低于试验2的阳性鼠。但阳性率和血糖浓度在不同性别间无显著差异。试验3的结果提示2次注射后小鼠对四氧嘧啶产生了一定耐药性, 所以第3次注射后阳性率和血糖浓度升高幅度大大降低 (试验3) 。
4 讨论
四氧嘧啶是胰岛β细胞毒剂, 通过产生超氧自由基破坏β细胞, 使细胞内DNA损伤, 并激活多聚核糖体合成酶的活性, 从而使辅酶Ⅰ含量下降, 导致mRNA功能受损, β细胞合成前胰岛素减少, 最终导致胰岛素缺乏性的高血糖。利用四氧嘧啶制造高血糖模型是较好的方法[8,9]。但不同动物、注射方法及剂量、是否禁食等因素对其影响很大。小鼠腹腔注射较尾静脉注射操作方便, 故本试验采用未禁食小鼠, 以200 mg/kg的剂量隔日腹腔注射2次, 造模成功率较高, 死亡率仅为1.2%。
5 结论
以200mg/kg的剂量, 对未禁食小鼠隔日腹注四氧嘧啶2次制备高血糖模型, 72 h后造模成功率达到49.4%;血糖升至 (15.49±5.74) mmol/L;阳性率及其血糖浓度在不同性别间无显著差异。
参考文献
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陈旧性心肌梗死大鼠模型的制备 篇5
Wistar大鼠101只, 10%水合氯醛腹腔注射麻醉, 以肢体导联 (Ⅱ导联) 进行心电图监测。气管切开插管接动物呼吸机, 在胸骨左缘心脏搏动处切口, 经第3肋与第4肋间分离开胸暴露心脏, 在左心耳下缘与肺动脉圆椎间距主动脉根部约3 mm处进针, 结扎左冠状动脉前降支, 以心电图出现ST段弓背向上抬高大于0.2 mV, 持续30 min以上作为模型成功的标志[1]。术后肌肉注射青霉素80×104 U, 连用7 d, 预防感染。3 周后观察大鼠存活情况, 复查心电图并开胸观察心肌组织的形态学变化。
2 结 果
2.1 心电图变化
术中结扎左冠状动脉前降支后, 心电图出现ST段弓背向上抬高 (大于0.2 mV) , 其中, ST段在10 s内抬高的有57只, 10 s～30 s内抬高的有25只, 30 s以上抬高的有13只, 共有6只在结扎前降支后出现心室纤颤死亡;3周后复查心电图, 有18只出现Q波, ST段回到基线水平, 46只出现QS波。
2.2 心脏改变
术中结扎前降支后, 肉眼可见结扎远端心肌颜色变浅, 主要局限在左心室, 靠近心尖部最为明显, 正常和缺血交界处充血, 颜色发绀;3周后开胸, 梗死区心肌组织已由瘢痕组织替代而变薄、苍白, 非梗死区心肌肥厚, 左心室腔明显扩张。
2.3 死亡及存活情况
术中、术后72 h、术后1周～2周及术后2周～3周大鼠死亡率分别为11.00%、12.87%、7.92%、4.95%, 死亡多发生在术中及术后72 h内;存活3周以上为陈旧性心肌梗死大鼠, 存活率为63.37%。
3 讨 论
心肌梗死是威胁人类生命的重大疾病, 稳定的心肌梗死动物模型的开发与应用, 是研究人类心肌梗死病理、诊断和治疗的基础。本次研究中采用结扎左冠状动脉前降支的方法制作陈旧性心肌梗死大鼠模型, 发现术后3周以上大鼠的存活率为63.37%, 术中及术后72 h内是大鼠死亡率较高的时期。
术中死亡的主要原因是心律失常, 有6只 (54.55%) , 其次是肺损伤、失血性休克。只有准确结扎左冠状动脉前降支, 才能保证稳定的心肌梗死模型制备成功;加强呼吸道管理及术后护理是提高大鼠成活率的重要措施。①快速、准确地结扎冠状动脉。心律失常多发生在术中结扎冠状动脉后, 故选择适当的结扎部位十分重要。一般选择以左冠状静脉主干为标志, 在左心耳根部下方2 mm处进针, 在肺动脉圆锥旁出针, 太高则室性纤颤的发生率增加;另外结扎动作要快, 时间太长会影响心脏的射血, 增加心律失常的发生机会[2]。②减少肺损伤的发生。肺损伤多发生在开胸和关胸时, 所以建议在开胸时先用小镊子破开胸膜, 然后用眼科开睑器纵向撑开第3肋、第4肋间, 这样可以避免剪断肋骨后残端扎伤肺, 也有利于保持大鼠胸部正常的解剖结构, 不影响其术后的呼吸功能, 利于大鼠长期存活;关胸时尽量上提胸廓, 在大鼠呼气末缝合避免针尖损伤肺组织。③术中及时止血, 避免大出血死亡;气管切开时要避开颈部血管, 防止出血、渗液进入气管切口引起气管堵塞。术后死亡则主要因为心力衰竭和肺部感染, 故在术后应保持良好的生存环境:①室温一般为22 ℃左右, 空气湿度60%～70%为宜。②每天更换大鼠饮用水, 保持饲料的充足, 勤换鼠笼下面的垫料, 保持其干燥, 两天换1次为宜, 这样可以避免因垫料潮湿导致伤口的感染。③术后预防性应用抗生素3 d～7 d, 发现伤口化脓的大鼠应立即隔离并及时行清创处理, 必要时可延长抗生素的使用时间[3]。实验中我们尝试在缝合前往伤口处撒消炎药粉后发现, 可刺激组织渗液而造成积液。3周后开胸观察, 梗死区由瘢痕组织替代而变薄、苍白, 非梗死区心肌肥厚, 左心室腔扩张, 说明心肌梗死后心肌组织出现了病理形态学的改变。研究表明, 心肌梗死后心室发生重塑改变, 其中胶原纤维增多, Ⅰ型、Ⅲ型胶原比例的改变严重影响了心肌功能, 继而出现心力衰竭, 是心肌梗死后死亡的主要原因之一[4]。心肌梗死发生后, 早期的修复过程主要是Ⅲ型胶原表达水平升高, 而心肌梗死后胶原蛋白的成分改变是心腔扩大的病理基础。
参考文献
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Mo-Cu合金的制备及导热模型 篇6
Mo-Cu合金是由高熔点、低线膨胀系数的Mo和高导电、导热率的Cu制成的复合材料,其性能可根据使用要求而灵活设计;特别是采用粉末冶金方法制备时,研究者能够根据性能的要求事先对要设计的合金的热导率采用理论公式进行计算,然后确定合金的成分配比制样烧结,得到与预计性能相近的Mo-Cu合金[1]。因此Mo-Cu合金具有Mo的高熔点、高强度、低热膨胀系数、高弹性模量和Cu的良好导电、导热性等一系列优良特性,而被广泛用作高压开关电触头材料、热沉材料和电子封装材料[2,3,4]。
为了给钼铜合金的热导率性能预计提供良好的理论依据,以更好地指导钼铜复合材料设计开发,本实验拟将制备的Mo-30Cu实验热导率值和不同热导率模型的理论值相比较,以便得出能较好适合钼铜合金热物理性能理论计算的模型。
1 实验
将纯度为99.3%、平均粒度为74 μm 的钼粉和纯度为99.8%、平均粒度为74 μm 的铜粉在QM-1SP4-CL 型行星式高能球磨机中进行简单混合或机械合金化(简单混合工艺为200 r/min,混合时间为10 h;机械合金化工艺为375 r/min,球磨时间为48 h)后, 在JY32S-630 型油压机上压制成形(试样尺寸为21 mm×19 mm);将压坯放在SQR1600型气氛烧结炉中,在氢气气氛下1250 ℃液相烧结1.5 h制备高相对致密度的Mo-30Cu合金。由于液相烧结较难获得高孔隙率的Mo-Cu合金,故本实验选用固相烧结法制备高孔隙率的Mo-Cu合金。在混合好的金属粉末中添加1.5%的硬脂酸后,在JY32S-630 型油压机上压制成形(试样尺寸为21 mm×19 mm);将压坯放在SQR1600型气氛烧结炉中,在氢气气氛下1050 ℃固相烧结1.5 h制备高孔隙率的Mo-30Cu合金,并用排水法测定Mo-30Cu合金的孔隙率。分别选用不同的热导率模型计算Mo-30Cu合金的热导率理论值,采用LFA 447 Nanoflash型激光热导仪测定25 ℃时Mo-30Cu合金的热导率,将理论值与实测值进行比较,获得适合不同制备条件的热导率模型。
2 结果与讨论
2.1 复合材料导热模型
选用25 ℃时Mo-30Cu合金的热导率为研究对象,分别采用Maxwell模型[5,6]、Hasselman and Johnson模型[7]、单元结构模型[8]对致密Mo-30Cu合金的热导率进行理论计算,并采用多相系统的传导性公式[9]计算了孔隙率较高的Mo-30Cu合金的热导率。下面对上述模型进行简单的介绍。
2.1.1 Maxwell 模型
Maxwell模型是最早的导热模型。Maxwell认为,分散相粒子均匀地分散于连续相中,彼此之间没有相互作用,假设粒子的外形为球形并随机分布的情况下可以推导出热导率λc的Maxwell方程为:
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式中:Vp为分散相的体积分数;Kp、M分别为分散相和基体的热导率。分散相粒子的含量较低时,实验数据与Maxwell方程的理论曲线非常一致;但分散相的含量较高时,实验数据与理论曲线有相当大的差异。出现这种现象的原因是推导Maxwell方程的前提假设条件已不适用,粒子含量较高时,粒子之间不再是孤立的,而是相互作用的。此外,由于Maxwell方程是一种考虑条件较少的模型,粒子含量较高或连续相和分散相的热导率差别较大时,分散相粒子的形状对复合材料的导热率将产生较大的影响,Maxwell方程就不再适用。
2.1.2 Hasselman and Johnson 模型
Hasselman and Johnson模型是Hasselmall和Johnson等在Maxwell关于多相材料导热性能的研究工作基础上得到的,该方程考虑复合材料中界面影响和增强体尺寸对导热性能的影响。
Hasselman and Johnson模型虽然考虑了界面热阻以及颗粒尺寸的影响,但其适用条件是功能相的体积分数较小、颗粒分散在金属基体的情况。其计算方程为:
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式中:Vp为分散相的体积分数;Kp、KM分别为分散相和基体的热导率,a为颗粒的直径,hc为界面热阻。
当a→0时,相当于金属基体里面颗粒所在处为空洞的情形,此时复合材料的热导率最小,故式(2)可以简化为:
Keff=KM(1-Vp)/(1+0.5Vp) (3)
当a→∞时, Kp/ahc→0,相当于不考虑界面热阻的情形,式(2)简化后Keff计算公式与Maxwell模型的计算公式相同。
2.1.3 German单元结构模型
材料的热物理性能参数(包括热导率、电导率和热膨胀系数等) 与其显微组织的结构以及应变交互作用有关。对于W-Cu 和Mo-Cu 等液相烧结系统,其形成的结构是互连类型,由呈现为固体颗粒的多面体骨架以及沿固体颗粒边缘分布的液相凝固态结构组成。German 首先提出了有关该类模型的理论参数计算公式,其中热导率计算公式为:
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R = 0.00113 + 1.58Vp-1.83Vundefined+ 1.06Vp3 (5)
式中:QM、 Qp分别为基体、功能相(第二相)的热导率;Vp为铜的体积分数。
该模型的假设条件为为理想田间:无应变、无孔隙和理想界面结合。实际上,两相CTE 值差别所产生的热循环应变,杂质和内界面(相界面和各相晶格界面)对理论计算都有影响。
2.1.4 多相传导体系
根据资料的介绍,基体型多相系统的传导性(导热或导电性能)为:
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式中:λ1为连续基体(第一相)的传导性;λ2为孤立夹杂物(第二相)的传导性;θ2为夹杂物(第二相)的体积百分数。
如果把孔隙当作孤立夹杂物,则λ2=0,即孔隙的传导性为零。因此,对于具有孤立孔隙的多孔体,可由式(6)得到:
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式中:λ0为无孔材料的传导性;θ为孔隙度,%(体积分数)。
对于非孤立夹杂物呈混乱分布的多相系统,可得到式(8):
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式中:λi为i相的传导性;θi为i相的体积分数。
如果将Mo-30Cu看作一相,孔隙看成另外一相,对于孔隙度为θ的单相多孔体,由式(6)得到:
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因为第二相为非孤立夹杂物——孔隙,所以λ2=0。由此得到:
λ=λ0(1-1.5θ) (10)
对于颗粒间接触不完整的多孔体,斯科罗霍德(B.B.Cкорход)提出了计算传导性的修正公式:
λ=ξ λ0(1-1.5θ) (11)
式中:ξ为修正系数,其值为0.6～0.9,θ为孔隙率。
把Mo-30Cu合金的λ0=217 W/(m·K)、孔隙度θ和实测传导率λ值代入式(11)可以计算出修正系数ξ的均值为0.75。把修正系数ξ=0.75代入式(11)可得到带有孔隙的Mo-30Cu复合材料的热导率与孔隙率之间的经验关系式:
λ=0.75λ0(1-1.5θ) (12)
2.2 计算结果及分析
由于影响钼铜复合材料界面热阻测量的因素较多,不同的复合材料界面和不同的界面状况的界面热导率均不相同。例如,文献[9]计算出界面热导率值,SiCp/Al复合材料界面热导率比SiCp/Cu复合材料界面热导率高;同时,浸润性界面的热导率要比非浸润性界面的热导率高。本实验利用文献[10]中根据界面热电压值估算钼铜复合材料的界面热导率:取Mo基体实际热导率为145 W/(m·K), Cu功能相实际热导率为385W/(m·K),建立方程组:
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式中:VCu为Cu热电压值, VMo为Mo热电压值,a、b为常数。
解方程组,得出常数a、b的值,然后将钼铜复合材料界面热电压值代入方程中,求出钼铜界面热导率为100 W/(m·K)。
由表1中的数据可以看出:钼铜粉末经过简单混合后烧结出的钼铜合金的热导率可以运用Maxwell模型或者Hasselman and Johnson模型进行估算。
对于机械合金化法制备的试样,由于其烧结机理发生了变化,其致密度和界面状况等都相应发生了变化,因此,材料综合热导率也相应提高。此种情况下,采用German等提出的单元结构模型将可以较好地估算出钼铜合金的热导率,其原因有以下两点:一是钼铜合金液/固相结构模型与German等提出的假定模型非常相近;二是该公式充分考虑了功能相的影响因素。此外,虽然Hasselman and Johnson模型考虑了界面热阻的影响,但此模型适用条件是功能相的体积分数较小、颗粒分散在金属基体中,而Mo-30Cu中的基体Mo呈相互连接的颗粒状,Cu属液相分布于十四面体固相晶粒的接触棱上,因此公式估算值与实测值相差较大,不太适合钼铜合金热导率的估算。
当孔隙率θ=1%时,代入式(12)可得热导率λ=0.739λ0,可知有孔钼铜合金的热导率与无孔钼铜合金的热导率之比为73.9%。由此可见,钼铜合金中1%的孔隙率导致热导率与无孔钼铜合金相比降低了26.1%,其降低程度巨大。
从金属导热的物理本质上分析,金属材料中热的流动主要是通过自由电子的流动传输,如果金属中存在孔隙,将会造成部分电子的散射;同时,由于孔隙的存在增加了材料中的界面,也增加了界面热阻;另外,孔隙本身的热导率为零。因此,孔隙的存在将会大大降低Mo-30Cu合金的导热性能。
从以上分析可以看出,钼铜复合材料的孔隙对其热导率的影响非常大。此外,由理论模型的分析可知:用于计算金属基复合材料热导率的理论模型如Maxwell模型、Hasselman and Johnson模型和单元结构模型只适用于没有太大缺陷、较致密的金属基复合材料。因此,在设计预算带有较多孔隙的复合材料时,如果再沿用老的理论模型,将会出现很大误差甚至是产生错误,此时最好用式(9)计算。多相传导体系模型较好地预测了钼铜复合材料的热导率随孔隙率的变化情况,其预算值与实测值的误差较小。由于该模型将孔隙单独作为材料中的一相处理,认为孔隙率对材料热导率的影响非常巨大,并规定孔隙热导率为零,较为客观地反映了钼铜复合材料孔隙率对其热传导性能的影响,因此在设计钼铜复合材料时,如果材料的致密度不高,应充分考虑孔隙率对材料热导率的影响。
3 结论
(1)对于Mo粉和Cu粉为简单混合后制样并液相烧结获得的Mo-30Cu合金试样,Maxwell模型或者Hasselman and Johnson模型(取a≠0)能较好地预测其热导率;对于Mo粉和Cu粉为机械合金化后制样并液相烧结获得的Mo-30Cu合金试样,German等提出的单元结构模型能更好地预测其热导率。
(2)对于孔隙率较大的Mo-30Cu合金,俄罗斯科学家斯科罗霍德(B.B.Cкорход)提出的计算传导性的修正公式能较好地预测其热导率随孔隙率的变化情况。
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模型制备 篇7
1 高能球磨碰撞的理论模型
1.1 高能球磨碰撞的机理
很多学者对高能球磨磨过程中所发生的碰撞、运动学、能量传输以及温升等问题都进行了深入研究[1],本工作主要研究Benjamin模型,Benjamin模型主要介绍了球磨时间与球磨系统的能量输入和粉末片层厚度的关系[2]。
1.2 Benjamin碰撞模型
Benjamin等人详细研究了搅拌高能球磨设备的球磨时间与粉末片层厚度的关系[3,4],粉末在高能球磨时发生的变形是一种塑性变形,在一个球磨系统内,如果球料比和搅拌轴转速不发生变化,则单位时间输入球磨系统的能量为一恒定值。若球磨时粉末种类不变,则粉末发生单位应变所需能量与粉末的硬度成正比。当粉末硬度没有达到饱和值之前,粉末硬度与球磨时间之间存在线性关系。这三个关系可用方程表示为:
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式中:E为能量;ε为粉末应变;H为粉末硬度;t为球磨时间;k1,k2,k3和k4是与工艺及粉末种类相关的常数。将式(1)除以式(2)得
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将式(3)代入式(4)得
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将式(5)积分并给出初始条件t=0,ε0=0,得
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式(6)中塑性应变ε可用初始粉末片状厚度L0和t时刻的粉末片状厚度L来表示
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式中,k5,k6为常数。这就是Benjamin碰撞模型表示的高能球磨过程中研磨时间与粉体片厚的关系式,可利用该模型计算金属及合金粉体的片状化过程中粉体片厚与研磨时间的关系。
2 Benjamin碰撞模型用于一维纳米片状锌粉研磨
2.1 用Benjamin模型研究片状锌粉高能研磨时间与片层厚度的关系
通过实验对片状锌粉及合金粉体用高能研磨设备进行研磨,研磨时间和片厚进行了测定,计算出Benjamin模型中的k5,k6常数,得到高能球磨制备片状锌粉几合金粉体的Benjamin模型的技术公式如下:
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当L0为20,10μm时,对该公式的计算值和实测数据进行比较见图1,两组数据比较接近(个别实测数据有偏差属于检测误差),说明该公式有理论价值 ,当研磨时间超过100min时片厚基本稳定。
2.2 用Benjamin模型计算片状锌粉高能研磨时间与片状锌粉平均粒度D50的关系:
通过试验测出片状锌粉的径厚比为80,由于径厚比= D50/L,L= D50/80,代入公式:undefined,可以计算出D50与研磨时间的关系式:
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当L0为20,10μm时,对该公式的计算值和实测数据进行比较,两组数据比较接近(个别实测数据有偏差属于检测误差),当L0为10μm时,研磨时间超过100min D50基本稳定在10μm,当L0为20μm时,研磨时间超过120min D50基本稳定在15μm。
3 结论
(1) 利用Benjaminm 模型推导出适用于高能研磨制备片状锌粉研磨过程中研磨时间t与粉体片厚L的计算关系式:undefined,实测值与计算值吻合较好该模型的建立有利于简化状锌粉的片厚的计算,达到指导试验研究过程和优化工艺的目的。
(2)利用结论(1)可推导出研磨时间与粉体的平均粒度的关系式:undefined,利用该计算式可计算研磨到一定时间时平均粒度D50,也可以根据产品的粒度计算需要研磨的时间。
(3)该计算公式也可推广应用到高能球磨制备其他一维纳米片状金属及合金粉体时各技术指标关系的计算。
摘要：利用Benjaminm碰撞模型推导出适用于高能研磨制备片状锌粉研磨过程中研磨时间t与粉体片厚L和粒度D50的计算关系式,该模型也可推广应用到高能球磨制备其他一维纳米片状金属及合金粉体,通过建立球磨过程的碰撞模型,可以计算出粉体各技术指标之间的关系,实现指导试验研究过程、优化工艺的目的。
关键词：高能研磨,片状锌粉,Benjaminm碰撞模型
参考文献
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