DreamBlooms/HansPub-15000-to-45000 huggingface dataset:
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user: 3. 断面短时过载能力分析 导体最大允许温度所对应的电流值，即是导体所允许的最大载流量 [ 10 ] [ 11 ] ，其对应的功率即是通常所说的热稳定极限 ，作为校验线路输送能力的依据，一般不允许被超越。 系统正常运行时，线路的电流远小于 ，且其环境条件(气温、日照、风速等)也远优于确定 时的环境条件，此时的导线温度相应远低于规范所确定的最大允许温度 。当负荷增长时，导线温度将按照式(12)所示规律上升，由于温度的上升有赖于热量的累积，即使负荷上升到热稳定极限，甚至超过热稳定极限时，导线的温度也并不一定达到 ，也就是说，此时的系统仍然是安全的，仍可保持过载线路的运行。如图2所示。 当线路长时间过载，由(12)所确定的热平衡方程下，有可能使得导线温度达到或超过 ，此时必须采取措施以保证系统安全。因此，可以通过追踪负荷变化过程中的导线温度变化规律，允许断面短时过载运行，进而在一定程度上增加了断面输送能力 [ 12 ] 。当负荷曲线变化规律已知时，必须确定允许过载时间 和最大过载量 ，如图3所示。 图2. 线路过载示意图 图3. 线路过载能力示意图
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user: 4. 解算方法 4.1. 负荷曲线的分段划分 负荷曲线按照时间过程进行划分，可以对研究时间过程进行等时间间隔划分和不等时间间隔划分。等时间间隔划分，负荷曲线以日发电计划为例，往往以整点负荷表征该小时内的负荷水平；在负荷急剧变化时，整点负荷往往与系统实际负荷存在较大差异。采用融合思想 [ 13 ] ，考虑负荷变化情况而进行不等时间间隔划分，负荷变化平稳时，少量时间过程比长子时间段的负荷水平更接近系统的实际情况；而负荷急剧变化时，数量较多的短子时间段细致刻画了负荷曲线攀峰降谷过程，提供了充足的缓冲时间渡越陡峭段落。本文采用文献 [ 13 ] 的划分方法，划分情况见算例分析部分。 4.2. 具体计算 基于上述原理，假定某一负荷曲线(如图4)，在线路过载的条件下，校验线路热稳定性。解算方法列写如下： 图4. 线路过载能力求解示意图 在 阶段： 1) 设初值，在 时刻，线路输送功率为 ，导体温度为 ；记在 时刻，线路输送功率为 ，导体温度为 。 2) 把 等分成n间隔，每一间隔为 ，分别标记为 ；相应时刻的导体温度标记为 。 3) 在 的时间间隔内，令线路输送功率 保持不变，取 。 4) 求解动态平衡方程(12)，变形后的积分方程(14)，得 ，最终可计算出 时刻导体温度 。 (14) 在 (过载)阶段： 5) 记在 时刻，线路输送功率为 ，导体温度为 ；若导体温度 ，线路满足热稳定性；若 ，线路不满足热稳定性。对 阶段，将曲线拟合成阶梯状曲线，记在 、 时刻，线路输送功率分别为 、 ，导体温度分别为 、 。 6) 以前面求得的 为初值，求解积分式(14)，可得 。 7) 校验 是否小于 。
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user: 5. 算例分析 假定区域A、B之间双回联络线为LAB，线路阻抗 ，电压等级为500 kV，线路额定电流1500 A，如图5所示。 假设环境温度为30℃ (303 K)，导线初始温度35℃，线路长度300 km，式(12)中各常数取值如表1所示，并假设图3中负荷曲线分段后各段负荷及持续时间如表2所示，图中，线路设定最大功率 。 代入表1，表2数据，解方程(14)，得各时段线路温度如表3所示。 从计算结果可以看出，随着负荷的增长，线路的温度也随之增长，但其增长具有滞后特性，利用这种滞后特性，可以在时过载的情况下保证线路温度低于最大允许温度，进而提高线路的输送能力。 图5. 互联系统及其断面示意图 Table 1 Value of the constant in (12 D (mm) 0.88 × 10 3 2.7 × 10 3 30 0.6 1000 200 表1. 热平衡方程式(12)中的常数取值 Table 2 Time interval and average load of the curv 时段 1 2 3 4 5 6 7 8 时长(h) 1 1.5 0.5 0.5 0.5 1 1.5 2 功率(MW) 200 250 300 370 420 360 240 180 表2. 各时段时长及负荷均值 Table 3 Conductor temperature of the transmission line at each time interva 时段 1 2 3 4 5 6 7 8 温度(℃) 40.41 41.18 41.48 41.86 42.28 43.01 43.50 43.87 表3. 各时段线路温度
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user: 6. 结束语 本文根据传热学分析了输电线路温度变化过程中涉及到的对流散热、辐射散热、日照吸热，以及焦耳热等知识，为建模过程的能量变化提供基础。建立以输电线路电流为变量的，同时又是导体温升的函数的热平衡微分方程将此模型与潮流分析充分结合，形成电热协调的电力系统潮流求解模型和算法。在过负荷的情形下，应用该模型，校验线路的热稳定性。算例分析表明了短时过负荷提高输电能力的可行性。短时过负荷提高输电能力的优点在于其经济性，但是由于本文探讨的方法还存在风险水平未知等诸多问题，有待于今后深入的研究。
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user: 1. 引言 黄骅坳陷位于鲁西、燕山、太行山三大基地衔接处，居渤海湾盆地腹地，北部发育郯庐断裂，受张家口–蓬莱，兰聊断裂带的控制，夹持于沧县隆起和埕宁隆起之间，歧口凹陷位于渤海湾盆黄骅坳陷中北部，地质构造非常复杂，属于典型的一系列北断南超簸箕状断陷盆地。歧口凹陷是渤海湾盆地黄骅坳陷一个伸展型沉降单元。歧口凹陷构造演化特征在最新满布的5280平方公里国内最大三维数据体基础上得以开展。盆地内构造层序划分、构造图以及盆地沉降史的分析表明，该凹陷具有显著的幕式构造演化特征。对于同裂陷阶段，依据沉降量、沉降速率和断层分布及活动速率等，可分为裂陷I幕(Es3-Es2沉积时期)和裂陷II幕(Es1-Ed沉积时期)。对于盆地的裂后阶段的沉降，对歧口凹陷裂后期的沉降过程研究发现，其裂后阶段的沉降并不符合Mckenzie的均匀伸展模型的预测，而是呈现出在稳定沉降之后发生了快速的沉降过程。因此，本研究将裂后阶段进一步划分为两个沉降幕，即稳定热沉降幕和加速沉降幕[ 1 ] -[ 4 ] 。
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user: 2. 构造演化阶段和后造活动幕的划分 通过对歧口凹陷同裂陷期的二级层序，即沙河街组三段、沙河街组二段、沙河街组一段和东营组的厚度对比分析发现，歧口凹陷的沉积作用基本上可以分为两个旋回，Es3-Es2时期和Es1-Ed时期。Es3-Es2时期表现为由凹陷断陷活动剧烈，首先是发生大规模的水侵，然后到盆地隆升发生水退的过程，Es1-Ed时期表现为凹陷再次强烈断陷，发生全面湖扩作用，到构造活动减弱，水体逐渐稳定的过程(图1)。在这两个沉积旋回中，歧口凹陷都发生了由多个沉降中心向单个沉降中心转变的过程，并且，最终歧口凹陷沉积沉降中心在第II裂陷幕迁移到海域地区。 在沉降史分析中，针对多条跨歧口凹陷的二维剖面做了沉降量和沉降速率的研究，覆盖了歧口凹陷区和剥蚀区。图2为歧口凹陷单井沉降速率和沉降曲线图。从盆地演化来看，盆地两幕裂陷期均具有沉降速率由大到小变化的特点，沙河街组三段沉降速率最快，可达440 m/Ma，东营组沉降速率最慢，仅为60 m/Ma，是断坳转换的过渡期；裂后期沉降速率整体上有所减弱，但是呈现出逐渐变大的过程，甚至是成倍增长，沉降量曲线的斜率也对应发生增大，反映了裂后期的加速沉降过程。 对比沙河街组三段、沙河街组二段、沙河街组一段、东营组和馆陶组底界构造图发现，歧口凹陷中的二级断层具有较强的活动继承性，对沉积的控制作用贯穿了整个新生代。沙河街组三段时期，同沉积断层的展布优势方向为北东向或北北东向，活动强度大；沙河街组一段时期，同沉积断层的展布优势方向转变为近东西向，活动强度也相对较大，而北东向断层活动强度明显减弱(图3)。从馆陶组底界面断层发育看，断裂发育较密集，但是规模较小，断层的优势方向依然是近东西向。 图4是综合地层单元、古生物化石年龄、岩性特征、相对海平面变化、构造样式和运动学特征等提出的歧口凹陷新生代构造演化阶段划分方案，共两个构造演化阶段，包含了四个构造活动幕。在同裂陷阶段，Es1前后盆地的构造应力场有明显的变化，因此，以Es1界面为界，可以将盆地同裂陷阶段的演化进一步划分为两个构造演化幕：沙二–沙三段沉积时期为裂陷I幕，陆上近北东向断层强烈活动，基底断块发生逆时针旋转，形成北断南超的多米诺式半地堑系；沙一段–东营组沉积时期为裂陷II幕，海域近东西向断层控制了歧口凹陷最大的沉降中心，形成大型复杂地堑；在裂后演化阶段，馆陶组地层 图1. 歧口凹陷古近纪幕式演化过程 图2. 歧口凹陷单井不同时期沉降速率和总沉降曲线图 图3. 歧口凹陷古近纪沙河街组三段和一段底界断层展布优势方向对比 图4. 歧口凹陷新生代构造演化阶段划分 覆盖整个包括歧口凹陷在内的黄骅坳陷，构造活动微弱，处于稳定热沉降，走滑断层活动发育；明下段沉积时期以后，盆地的沉降速率显示为一个显著的快速沉降阶段，根据沉降速度变化特征，将盆地裂后期的演化划分2个构造活动期，即馆陶组沉积时期的稳定热沉降幕和明化镇组—第四系沉积时期的加速沉降幕，其中加速沉降幕还可细分为I幕和II幕。
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user: 3. 歧口凹陷裂陷阶段 在孔店组沉积时期，黄骅坳陷的裂陷作用主要发生孔南地区，而歧口凹陷一直处于隆升阶段，遭受剥蚀，形成了沙河街组与下伏基底地层间的角度整合。自沙河街组沉积时期，歧口凹陷才开始大规模的裂陷活动，形成典型的断陷型盆地，而且断陷湖盆经历了由相对分散、独立的小次凹到彼此沟通联合成较大的断陷湖盆的演化过程[ 5 ] -[ 7 ] 。 3.1. 裂陷I幕(沙河街三段—沙河街二段) 沙三段沉积时期，在 N W-SE向拉伸作用下，歧口凹陷发生大规模裂陷作用，这一时期的裂陷作用在凹陷内形成了以北东向断层为主体的断裂系，同时伴生有北北东向和少许近东西向的断裂(图5)。在北西南东向伸展应力的控制下，北东走向的凹陷边界沧东断层发生大规模活动，在其影响下，位于其上盘的二级断裂滨海断层、南大港断层、羊二庄断层，以及一些反向调节断层，如大张坨断层等也开始强烈活动。虽然塘沽–新港潜山作为北西向构造转换带分隔了歧口凹陷和北塘次凹，但是北塘次凹内的主要北东向断裂在这一时期也具有相同的强烈活动的特征，如茶淀断层、大神堂断层和涧南断层的平均古落差都在350 m以上。近东西向断层主要分布在歧口凹陷的海域地区，这一时期活动性较弱。主干基底断层均是具有逆冲推覆背景的负反转正断层，控制了基底断块的逆时针掀斜运动，这是该时期歧口凹陷构造运动学最主要的特征。二级断层控制下的基底断块掀斜在凹陷内形成了北东向展布的多米诺式半地堑系，充填的沙三段地层具有向构造斜坡方向上减薄的楔状层理，并表现为稳定的伸展断陷盆地的特征。 歧口凹陷在这一时期由于北东向断层对沉积的强烈控制作用，沉积厚度表现出多个局部的沉积—沉降中心，包括板桥次凹、歧北次凹、歧南次凹、歧口主凹和北塘次凹(图1)。这些次级凹陷的厚度等值线都表现出北东向延伸，沉积厚度总体上向SE方向减薄，显示出沧东断层、滨海断层、南大港断层等主干基底伸展断层对地层厚度的分布的控制作用。这一时期，北大港潜山仍然是相对隆起区，在最高点位置缺失沙三段地层沉积。北塘次凹在这一时期也表现为深凹陷的特征，大神堂潜山和涧南潜山分隔了凹陷之间的联系。注意到，在板桥次凹的外侧地区，沙三段地层越过沧东断层，向上超覆，并控制在沧东断层西侧的一条断层的下降盘内，可以推测在沙三段沉积时期该位置一定是歧口凹陷的重要的物源口。 板桥次凹受沧东断层和大张坨断层的共同控制，在这一时期，西部主要接受来自沧东隆起和北大港潜山的物源沉积，而凹陷靠近北塘次凹的区域主要受北部物源的控制。在靠近沧东断层一侧，形成陡坡沉积体系，低位扇三角洲具大型丘状杂乱–双向前积反射、楔状杂乱前积反射。歧北次凹紧邻北大港潜山和孔店潜山，它们也是其主要的沉积物来源。歧南次凹受南大港断层、羊三木–扣村断层和张北断层的控制，形态上大致为一小型菱形盆地，南大港断层和张北断层较陡，控制了两侧潜山物源形成低位斜坡扇的沉积，羊三木–扣村断层断距小，控制了湖扩体系域和高位扇体的发育。歧口主凹是盆地深度最大的地区，发育大面积的暗色泥岩。 沙河街组二段沉积时期，歧口凹陷发生相对的隆升，发生大规模的水退，湖盆仅仅发育在歧口主体区内，北塘次凹、沧东断层以北、扣村–羊二庄断层以南均没有沙二段的沉积(图1)。湖盆水体较浅，沉积物厚度不超过700 m。泥岩在凹陷内为灰色或深灰色，在凹陷边缘的低隆起区为灰绿色、灰色，局部见紫红色。 图5. 歧口凹陷古近纪不同时期构造格架图 该时期断裂活动很弱(图5)，凹陷的沉降特征已经由沙河街组三段沉积时期的多沉积–沉降中心转变为单一的沉积—沉降中心，而且已经基本不受盆内断裂的控制，迁移到歧口凹陷海域地区，以整体上的平静沉降为主。 3.2. 裂陷II幕(沙河街组一段–东营组) 在经历了沙河街组二段沉积时期的短暂的区域性隆升之后，歧口凹陷又一次的全面进入裂陷阶段。这一阶段歧口陆上北东向断层继承性发育，但活动性明显减弱，相比较而言，歧口海域近东西向的断裂的活动性整体增强(图5)。因此，该时期歧口凹陷构造运动的主要特征就是陆上构造活动减弱，海域地区发生了强烈的南北向伸展活动，盆地断陷活动的中心发生了向东的迁移，伴随着这一过程的是沉积和沉降中心的向海域的迁移。 从图1可以看出，歧口凹陷存在多个独立的沉积—沉降中心，包括板桥次凹、歧北次凹、歧南次凹、歧口主凹和北塘次凹。在陆上，由于盆地边界沧东断层的控制，板桥次凹仍然表现为北东向展布的特点，沉积厚度达到了1500 m左右；滨海断裂对歧北次凹的沉积相对减弱，厚度趋势的优势展布方向相对沙三时期发生顺时针的旋转，转为近东西向；歧南次凹沉积厚度趋势的定向性已经非常不明显。在海域地区，近东西向断层显著活动，如歧东断层、歧中断层和海河断层等，靠近这些断层的厚度等值线均有东西向延伸的趋势。这种现象在海河—新港断层的下降盘表现的最为明显，基本上形成了狭长的沉降带，在剖面上也能看到地层厚度向断层一侧的加厚。在海河断层和歧中断层的控制下，沉积物由于重力作用均向断层滑塌，在两个断层中间，地层发生上拱造成顶部引张，形成滨海一号大型的花状构造。同样，滨海一号构造带长轴展布方向也为东西向。在北塘次凹内，海域地区尤其是靠近海河断层的地区，地层厚度等值线有东西向延展的趋势，但是远离这一区域，厚度等值线呈北东向展布，表明茶淀断层、大神堂断层依然有较强的活动性。纵观歧口凹陷沙河街组一段沉积厚度分布图，可以发现相对于沙河街组三段时期，沉积中心明显向歧口海域地区集中。 东营组沉积时期，不管是北东向断裂还是东西向段裂，活动性都发生了大幅度减弱，二级断裂的古落差均在300 m以下，有的甚至不到50 m，对各个次凹内的沉积的控制作用也不明显(图5)。该时期歧口凹陷只出现海域地区独立的沉积—沉降中心，板桥次凹、歧北次凹、歧南次凹和北塘次凹与歧口主凹相联通，表明整个歧口凹陷已经开始成为统一的沉降单元(图1)。东营组沉积厚度相对与沙河街组一段而言，变化不大，稍许有所减薄，但是沉积—沉降中心已经不受海河—新港断裂带控制了，沉降中心发生了向南的迁移。 沙一段时期开始直至东营组，板桥凹陷东、西差异沉降，除了纵向(垂直于北部盆缘)堆积之外，沉积体(中心)向东偏转，显示向东的前积反射，在差异沉降形成的坡折带发育大型低位扇体(沙一上层序)。根据剖面的解释，板桥凹陷西部主要接收来自沧县隆起和北大港潜山的物源沉积，而凹陷北缘沉积体系主要受北面物源的控制。歧北凹陷在沙一段，其低位体系域不发育，主要发育高位和湖扩体系域，沉积大套厚层泥岩，而进入东营组后，受来自北大港潜山物源的影响，广泛发育大型高位扇三角洲。歧南次凹进入沙一段，构造处于稳定发育阶段，物源体系继承沙三段特征，且地层上超至扣村断层控制的断裂陡坡带以上，断裂陡坡带仍然控制着低位体系域发育范围，由于断层活动性减弱，凹陷边缘坡度变缓，再加上物源的控制，凹陷陆上部分主要发育高位扇体，凹陷中心沉积薄层低位盆底扇，海域部分大量发育盆底扇；盆地进入东营组发育阶段，处于断坳转换阶段的盆地，其断层控层作用逐渐消弱，但扣村断层控制的构造坡折带仍然控制低位体系域的发育，且全区高位扇体普遍发育，特别是在东一段，发育大型三角洲。而进入新近系以后，盆地处于坳陷阶段，凹陷范围萎缩到局部范围，凹陷内主要发育辫状河沉积。
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user: 4. 歧口凹陷裂后阶段 歧口凹陷进入馆陶组沉积时期，全面进入裂后沉降阶段，构造活动十分微弱，对盆地的沉积基本不起控制作用 [ 8 ] [ 9 ] 。馆陶组底界面是区域上的不整合界面，是地质、地震上的标志层界面。在地震剖面上表现为强反射、强削截的界面。馆陶组底部发育分布广阔的玄武岩岩席。从区域上地层厚度图上看，馆陶组时期地层分布广泛，基本覆盖了全区，但是厚度变化不大；但是明化镇组沉积时期，厚度在500~1300 m之间，较馆陶组时期有较大的增厚。因此，歧口凹陷裂后期可以划分为稳定热沉降幕(馆陶组)和加速沉降幕(明化镇组–第四系)，其中加速沉降期又可以进一步划分为加速沉降I幕和II幕。 在这一时期，歧口凹陷的构造样式主要表现为依附于大断裂的背斜、断块、断鼻等构造， 主断裂具有一定的继承性活动，陆上地区依然以北东走向为主，向东到海域地区逐渐变为近东西走向，呈“帚状”撒开，断裂之间以弧形相交为特点。整体上裂后期的构造呈三个环带分布，外环包括北大港、南大港、羊三木潜山披覆背斜；中环主要表现为逆牵引背斜，包括港东、羊二庄、赵北逆牵引背斜；内环主要为复杂断裂构造，被海4井断裂和海河断裂所限。 4.1. 稳定热沉降幕(馆陶组) 馆陶组沉积时期，研究区内盆地扩张十分微弱。该期区域构造应力场进入调整性活动期，断陷期间强烈的水平方向伸张应力不再占据主导地位，取而代之的垂向重力统治了区域构造变形。局部应力集中在区域性大断裂边界，部分地段局部伸张明显，滩海地区近NE-NEE向断裂附近多处于张扭环境中。盆地构造变形表现为海域强，陆地部分弱的特点，而海域地区则又呈现北强南弱的特色。由于海河断裂带在馆陶期仍有较强的活动，沿断裂带出现了分布较广的玄武岩，港海3-1井钻遇大套玄武岩，馆陶期在该地域喷出的玄武岩与东营期火山岩可能存在一定的亲源关系。从火山活动强度看，又有向东变强的特点。除此之外，黄骅盆地内构造活动基本上是相对平静的。 4.2. 加速沉降幕(明化镇组–第四系) 明化镇组下段地层也是覆盖全区发育的，地层厚度变化范围比较大，厚度在500~1300 m之间，在歧口主凹区最大厚度可以达到约1300 m，明化镇组下段地层厚度较馆陶组地层厚度有向海域迁移的趋势，表现在沉降速率向歧口主凹的增大，在歧口主凹区沉降速率可以达到160 m/Ma。 明化镇中晚期，黄骅盆地内的构造应力场具有较强的分区性，沿岸构造转换带在本期起显著的分界作用。黄骅盆地区东西边界张应力的区域性轴向以近东西为主。其中，北塘地区偏向北东向，而埕北斜坡以南则微微显示出 N W向的特点。大断裂(NE向)转折处出现局部应力集中，在海域部分，近水平剪应力作用占据了主导地位。歧口海域部分，在本期处于较强烈的变形状态。张北断裂及滨海1号断裂带均显示出右旋走滑的特点，张扭性变形使早期构造形态遭到强烈破坏。部分地段出现复杂的“负花状”构造样式，由于歧口凹陷在本期具相对较强活动性，而表现为一定的扩张作用，边界断层具一定规模的断陷特点，如羊二庄、赵东、海4井等构造带附近，浅层铲式断伸展活动较强，并在其上盘形成较大规模的逆牵引背斜构造。 明上段－第四系地层的厚度在全区内普遍较大，大部分地区在600~900 m之间，歧口凹陷地层厚度都在1400 m以上(图6)。明上段－第四系地层厚度有进一步向海域歧口主凹迁移的趋势，从南北和东西向4条剖面所示的沉降速率规律来看，显示出一定的迁移规律来，沉降速率在陆地上呈现出黄骅坳陷沧县隆起和埕宁隆起两端弱，到中间凹陷区加强，快速沉降区具有从边缘向中心迁移的动态过程，陆上到海域沉降速率持续增大。海域的沉降速率明显大于陆地，显示海域在裂后期一直作为盆地的沉降中心。 图6. 歧口凹陷明化镇组上段–第四系地层等厚图 从南北方向上看，沉降速率北快南慢。从东西方向上看，沉降速率有东快西慢的规律性变化。且在歧口主凹地区的沉降速率都在200 m/Ma以上，最大达到了220 m/Ma。 综上所述，馆陶时期盆地的沉降中心主要分布于歧北次凹、歧南次凹、歧口主凹，明下段沉积时期沉降中心主要分布在歧北次凹、歧口主凹，明上段－第四系沉降中心则主要集中在歧口主凹区，反映了从馆陶组到明化镇组上段和第四系沉积过程，其沉降中心具有向海域歧口主凹迁移的规律，这也与沉降速率的变化规律具有一致性。 歧口主凹自馆陶组沉积以来一直是盆地的沉降幅度最大的地区，这个区域在不同时期的沉降都具有继承性。裂后期沉降中心分布的规律，主要原因如下：一是与深部的活动有关，歧口凹陷和渤中凹陷对应着地幔隆升最强烈的地区，此处正与各时期的沉降中心相对应。另一方面由于受到了深大断裂的控制，在新近纪以来深大断裂带持续发生右旋走滑活动，可能促使歧口地区发生了大规模的沉降，特别是明上段以来，渤海湾盆地处于新构造活动最强烈的阶段，这些深大断裂的活动性都明显增强，形成了晚期以来的沉降速率的加快的特征。
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user: 5. 总结 歧口凹陷在同裂陷阶段，依据沉降量、沉降速率和断层分布及活动速率等，可分为裂陷I幕(Es3-Es2沉积时期)和裂陷II幕(Es1-Ed沉积时期)。在盆地的裂后阶段的沉降，对歧口凹陷裂后期的沉降过程研究发现，其裂后阶段的沉降并不符合Mckenzie的均匀伸展模型的预测，而是呈现出在稳定沉降之后发生了快速的沉降过程。因此，本研究将裂后阶段进一步划分为两个沉降幕，即稳定热沉降幕和加速沉降幕。
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user: 摘 要 热流道中热嘴断裂严重影响了整体式热流道的使用寿命，制约了热流道技术在模具中的推广和应用，为了解决断裂问题，本文就此展开讨论。结合热嘴自身结构和使用环境因素综合考虑，归纳出四个主要因数：螺纹连接的缺陷、温度的影响、针阀冲击、注射压力，同时对每一种影响因数进行了详细的计算。针对断裂现象提出了三种改进方案。改进后的热流道系统断裂现象明显减少，极大地提高了系统的可靠性和使用寿命。 关键词 :热流道，断裂，热嘴，针阀
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user: 1. 引言 热流道是热塑性注射模的重要技术，已经应用了超过30年。目前，国内外很多企业都在供应自己的热流道系统。热流道系统应用将会越发广泛。根据目前的热流道系统的应用数据可以估算，在欧洲约有40%的注射模采用热流道技术，而美国约15%到20%之间。预测表明，应用热流道技术的比例将会稳定增长。热流道系统相对于传统流道的优势[ 1 ] 主要包括：第一，无水口料，不需要后加工，使整个产品成型过程实现完全自动化，大大地节约了时间，工作效率得到提高；第二，注射压力损耗小。热流道温度与注塑机射嘴温度相差不大，从而避免了塑料在流道内的表面冷凝现象，注射压力损耗小；第三，在热流道型腔内其成型温度和注射压力都较均匀，塑件成型应力小，使用较小的注射压力和较短的时间内，就能注塑出比传统的注塑系统更优良的产品；第四，对于透明件、薄件、大型塑件或高要求塑件更能显示其优势，而且能用较小机型生产出较大产品。另外热流道自身的结构和设计也有很大的优点，热喷嘴采用标准化、系列化设计，配有各种可供选择和互换的喷嘴头。独特设计加工的电加热装置，可使得整个系统加热温度均匀，使用寿命长。热流道系统配备热流道板、温控器等，设计精巧，种类多样，方便快捷，质量值得信赖。 随着热流道在模具中的广泛应用，热流道在使用过程中所暴露出来的问题也日益增多。不管是分体式热流道还是整体式热流道系统都会存在问题，尤其是整体式热流道系统热嘴螺纹连接部分容易断裂现象。会导致在注射过程中漏胶，严重影响了热流道的使用寿命，降低生产效率。本文主要就整体式热嘴螺纹连接部分容易开裂的问题展开探讨。
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user: 2. 断裂原因归纳 热嘴本体和浇口司的连接在实际生产中会有很多因素会对其螺纹连接部分产生影响，根据热嘴自身结构和热嘴使用环境归纳综合来看，主要有以下几点。 2.1. 普通螺纹连接的缺陷 浇口司和热嘴本体的连接是普通的螺纹连接，普通的螺纹连接都会存在一个问题，那就是各个螺牙间的受力和载荷不均，这是普通螺纹连接不法克服的问题。 2.2. 温度对螺纹连接部分的影响 一般的热嘴工作温度大概都在200℃~400℃ (主要是依据所注塑材料的成型温度)，这样的话浇口司在受热的情况下外径会扩大，而热嘴本体的内径在受热的情况下会变小，在这种情况下，螺纹连接部分的载荷会加大。 2.3. 阀针冲击的影响 根据热流道在模具中的工作原理，每次开模时热嘴都要锁死，在整个热流道中热嘴的锁死是靠阀针来实现的，在这种情况下阀针的连续冲击对热嘴本体的螺纹部分的影响是不容忽视的。 2.4. 注射压力的影响 在产品的注射过程中注射压力在一个注射周期内的压力不是恒定的，是有一个突变的过程，随着一个注射周期的结束压力值变为零，随着注射的不断进行，其压力值会出现周期的突变，对浇口司和热嘴本体的螺纹连接会产生周期的突变力。
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user: 3. 问题分析与计算 3.1. 普通螺纹连接的分析 热嘴本体和浇口司装配连接时，浇口司需要拧紧，在拧紧力矩作用下，螺栓除了受预紧力F0的拉伸而产生拉伸应力外，还受螺纹摩擦力矩T1的扭转而产生扭转切应力，使浇口司处于拉伸和扭转的复合应力状态下。因此，在计算承受预紧力的强度计算时。应综合考虑拉伸应力和扭转切应力的作用。 浇口司危险截面的拉伸应力为 (1) 浇口司危险截面的扭转切应力为 (2) 对于普通螺纹的钢制浇口司，取 ， ， ，由此可得 (3) 由于浇口司的材料是塑性的，故可根据第四强度理论，求出浇口司预紧状态下的计算应力 [ 2 ] 为 (4) 浇口司危险截面的拉伸强度条件，其校核公式为 (5) 式中 ——浇口司承受的预紧力，N； ——浇口司危险截面的直径mm； ——浇口司材料的许用拉应力Mpa。 材料许用拉应力 (6) 式中： ——浇口司材料的屈服点，见表1； ——安全系数，见表2。 浇口司和热嘴本体都是通过螺杆和螺母的螺纹牙面相接触来传递力。由于浇口司和热嘴刚度及变形性质不同，即使制造和装配都很精确，各圈螺纹牙上的受力都是不相同的。如图1所示，螺纹螺距的变化差以旋合的圈处为最大。以后各圈递减。旋合螺纹间的载荷分布如图2所示。实验表明，约有三分之一的载荷集中于第一圈上，第八圈后的螺纹牙几乎不承受载荷。 Table 1 Division of material yield point gat 钢号 抗拉强度( ) 屈服点( ) 疲劳极限 拉压( ) 弯曲( ) 10 340~420 210 120~150 160~220 Q235-A 340~420 220 Q235-A 410~470 240 120~160 170~220 35 540 320 170~220 220~300 45 610 360 190~250 250~340 表1. 浇口司材料的屈服点 Table 2 Bolt preload connected safety facto 材料种类 静载荷–变载荷 M6~M16 M16~M30 M30~M60 碳钢 4~3 (静) 10~6.5 (变) 3~2 (静) 6.5 (变) 2~1.3 (静) 10~6.5 (变) 合金钢 5~4 (静) 7.5~5 (变) 4~2.5 (静) 5 (变) 2.5 (静) 7.5~6 (变) 表2. 预紧连接的螺栓安全系数 图1. 螺纹牙受力变形图 图2. 旋合螺纹间的载荷分布图 3.2. 高温下螺纹的连接强度的分析 热流道系统作为注塑模具的一个部分，相当于注塑机射嘴的延伸部分，是在一个长期加热200℃~400℃高温的、密封的状态下使用的(加热温度是由塑胶原料的成型温度决定的)。基于热流道的使用环境，我们要考虑如下问题；温差载荷，热嘴本体和浇口司性能的变化，应力松弛。当热嘴本体和浇口司的线膨胀系数不同时，或工作温度不同，或两者都不同时，由于热变形不一致而使热嘴本体受到的温差载荷 [ 3 ] 为 (7) 式中； ——连接件刚度， ； (8) ——被连接件刚度； ——材料的线膨胀系数， ； ——温升，℃； ——常温时的装配长度，mm。 下脚标F代表热嘴本体，L代表浇口司。 考虑温差载荷后，热嘴的总拉力载荷为 (9) 计算浇口司的刚度； 式中； ——浇口司的弹性模量，MPa； ——浇口司光杆部分的截面积，mm 2 ； ——浇口司公称应力截面积，mm 2 ； ， ， 从实际测量中得到数据。 于是浇口司的刚度 (10) 热嘴本体的刚度 (11) 查询得到 ， 。测量得到 ， 。 于是温差载荷为： (12) 3.3. 冲击载荷对螺纹连接的分析 阀针顶部是安装在气缸中，气缸一般要求客户接的气压为0.7~1 MPa，气缸的直径为37.3~65.2 mm，于是我们可以大致计算出作用于阀针上的力，根据公式 (13) 所以 。 基于连续冲击载荷对螺纹的影响，对螺纹载荷和应力的分布情况，连续的载荷和应力变换会导致疲劳载荷，所以在上面的几圈螺纹会很容易断裂。 3.4. 注射压力突变的分析 在对产品进行Moldflow分析时，我们可以从中得到注塑机的压力突变图，在产品的注塑过程中，注射压力的冲击对浇口司的影响也不小，这个压力是根据产品的大小、厚度、以及是否添加玻璃纤维等因素决定。 浇口司在流道中裸露的面积 。 浇口司所受冲击力 。 综上所述，所有的单个因素都不能导致螺纹的直接破坏，于是我们可以计算热嘴本体截面积最小部分(截面图如图3)的受力。 最小截面积 ，实际测得 ， ，于是 。 由前面的计算可知热嘴本体的许用拉应力 。 可得热嘴本体危险截面的最大受力为： (14) 图3. 热嘴危险截面图 由于所有的外力都小于热嘴本体危险截面的力，由此可以判断热嘴螺纹部分的折断不是受力直接折断，而是由于在正常工况下承受冲击载荷，因为在螺纹受冲击力时，螺纹根部产生的弯曲应力最大，再加上螺纹过渡部分的截面突变以及加工刀痕引起的应力集中作用，当螺纹部分重复受到冲击力后，螺纹根部就会产生疲劳裂纹，并逐步扩展，致使螺纹疲劳折断，此外还由于热嘴本体的使用环境，是在一个长期加热200℃~400℃高温的、密封的状态下使用，停机或者维修时就相当于反复的退火 [ 4 ] ，反复的退火导致热嘴本体的受力性能下降，从而加速了自身的疲劳断裂扩展速度，最终导致断裂。
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user: 4. 改进措施 实际生产中提高机械零件疲劳强度主要采取以下措施： 1) 尽可能降低零件上的应力集中的影响，是提高零件疲劳强度的首要措施； 2) 选用疲劳强度高的材料和规定能够提高材料疲劳强度的热处理方法及强化工艺； 3) 提高零件的表面质量； 4) 尽可能地减小或者消除零件表面可能发生的初始裂纹尺寸，对于延长零件的疲劳寿命有着比提高材料性能更为显著的作用。 基于以上的解决方案，我们主要从以下几个方面来考虑问题。 4.1. 减少应力集中和平均载荷 施必牢防松螺母承载侧螺纹大径处的牙侧角为60˚，其余部分的牙侧角于普通螺纹相同，均为30˚。图4为普通标准螺母和施必牢防松螺母与普通标准螺栓拧紧后的受力图。图5为两种螺纹连接牙间载荷分布百分比。图6为横向负载振动试验时三种螺纹连接预紧力的变化情况。 综合以上的图表可以知；在相同预紧力的 的情况下，施必牢防松螺母承载侧牙上的法向力 ，大于普通螺母的法向力 ，因而摩擦力矩大；施必牢螺母的径向载荷 大于轴向载荷 且对称分布，使螺母与螺栓间不易松动，可有效抗击横向振动，因而防松能力大为提高。施必牢防松螺母的法向力 作用在螺栓牙的顶部，此处螺纹牙柔度大，容易变形，从而使各扣螺纹牙间能够比较均匀地受力，承载牙数大于普通螺母，提高了承载能力和寿命，同时，施必牢螺母与螺栓沿螺纹呈线接触，消除了当受到横向载荷作用时引起内、外螺纹间产生相对运动的径向间隙，从而阻止螺母自动松脱。能使用温差很大的环境，是热嘴和浇口司解决的最佳方案。 4.2. 采用合理的制造加工工艺 采用冷镦热嘴本体和滚压螺纹的工艺方法，可以显著提高热嘴本体的疲劳强度。冷镦和滚压等加工工艺使得金属流线的走向合理同时又不会切断材料纤维，而且有较好的冷作硬化的效果。此外在工艺上采用氮化、氰化等处理，都是提高螺纹连接件疲劳强度的有效方法。 4.3. 改变热嘴本体螺纹连接部分的形状 热嘴本体和浇口司的连接都是普通的螺纹连接，这样热嘴本的危险截面面积较小，所能承受的力相对较小，在不能减少总的受力的情况下，现在改变热嘴本体的连接形状，改成锥形的螺纹连接，这样受力面积变大，所能承受的力相应增大，如图7所示。 图4. 受力图 图5. 牙间载荷分布 图6. 横向负载荷振动试验 图7. 热嘴本体螺纹连接部分改变对比
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user: 5. 结论 1) 对热流道中热嘴本体螺纹连接部分容易断裂的原因分别进行了详细的分析和具体数值的计算。 2) 努力降低螺纹连接部分的应力集中和提高该部分的抗疲劳能力是解决易断裂问题的关键。 3) 采用施必牢螺纹能显著地提高断裂的时间，节约生产成本，提高系统的可靠性。
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user: 摘 要 EMD是一种新的信号分析理论，能够将信号进行层层分解，得到有限个频率从大到小的本征模态函数IMF，从本质上讲EMD是一种时空滤波器，并且以信号极值时间特征尺度为度量。本文通过重构IMF分量得到一种基于EMD的自适应滤波的方法，并通过数学仿真及实验分析，来验证该方法，结果表明其能有效提取振动故障特征，可应用于水泵的早期故障诊断。 关键词 :EMD，自适应滤波，信号筛选
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user: 1. 前言 传统滤波方法在频域上实现的，滤掉信号中不需要的频率成分。傅立叶变换可以建立时频域的联系，对信号进行傅立叶变换得到信号的频率表示，在频域内选取某种滤波方法将噪声频率滤除。傅立叶变换处理平稳且频谱特性明显有别于噪声时的信号通常是有效的。在实际中信号为非平稳非线性的，在频域常表现为谐波成分的组合，傅立叶变换不具有局部的时频分析能力，难以找到这类信号的真实频谱分布。 小波分析能够分析与处理非平稳信号，具有良好的局部时频分析能力，因此在信号滤波去噪方面得到了广泛应用[ 1 ] 。小波分析是根据信号与噪声的小波系数在尺度上具有不同特性，选择合适的小波基和分解层数，并选择合适的闭值重构分解信号，从而减小甚至消除噪声，同时最大限度的保留有用信号，得到最优估计的真实信号。该方法中小波基应具有正交性、高消失矩、紧支撑和对称性等性质，小波基很难兼有这些性质，通常根据具体问题选择相应的小波基进行处理，这样以来小波去噪缺乏自适应性。 而基于EMD的自适应滤波方法能够使非线性和非平稳性的信号在滤波后最大限度的保留，且EMD是根据信号的局部特征时间尺度进行分解的，基函数来自于信号，不需要滤波器参数，减小了主观因素，是一种由数据驱动的算法，一般都能取得不错的效果[ 2 ] 。
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user: 2. EMD算法 EMD方法从本质上讲是对一个信号进行平稳化、线性化处理。其结果是通过一种“筛”过程将信号中不同尺度的波动或趋势分解出来，形成若干个固有模态函数(IMF)及一个余项的和，从而反映信号的内部特征。EMD的分解过程可以描述为： 1) 找出信号 的所有极大值点和极小值点，将其用三次样条函数分别拟合成原数据序列的上、下包络线，上、下包络线的均值为平均包络线m 1 ，用原数据序列减去m 1 可得到一个去掉低频的新数据序列h 1 ，一般h 1 不是一个平稳数据序列，为此重复以上过程n次，使所得的平均包络线趋于零，此时的h 1n 就是第一个IMF：c 1 ，它表示信号中的最高频率成分。 2) 用 减去c 1 得到一个新数据序列，重复步骤1)，得到一系列c n 一个不可分解的序列r n ，r n 代入 表均值或趋势项。那么原信号 可表示为IMF分量和一个残余项之和。 (1) 从EMD的筛选过程可以看出，它将IMF分量由高频到低频依次筛选出来，且这个过程是自适应的，所以EMD方法具有自适应的滤波特性。
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user: 3. EMD滤波方法 Randrin基于EMD分解的滤波特性提出了构造滤波器组的方法，将分解得到的IMF分量通过频率比较去掉其中若干分量，然后重构信号就可以的到相应的高频滤波器、低频滤波器、带通滤波器及带阻滤波器[ 3 ] 。 这种滤波方法由数据驱动，减少了主观因素的影响，但是仅由这种简单的去掉若干信号可能造成去噪过程中的失真或者不能滤波，从而不能得到理想的效果，本文将提出一种新的筛选IMF分量的方法，然后重构信号，得到一种新的滤波方法。 3.1. IMF相关度 相关系数是描述两变量间相关程度的特征量，其计算公式如下： (2) 其中 的离均差平方和为： (3) 的离均差平方和为： (4) 的离均差平方和为： (5) 式中X为各IMF分量的样本总体，Y为残量的样本总体，相关系数反应的是IMF分量与信号发展平稳趋势的相关程度。是当相关度为正时表示变量正相关，当相关度为负是表示变量负相关，相关系数为零时表示变量无关。相关度取值的绝对值 越接近于1，表明两变量相关程度越高，它们之间的相关关系越紧密。 取值与相关程度关系如表1。 3.2. IMF方差及方差贡献率 IMF样本中各数据与IMF样本平均数的差的平方和的平均数称做样本方差，计算公式如下： (6) 式中 代表第j个IMF分量的样本总体。 Table 1 The relational tabl 取值范围 相关程度 0.00~0.19 极低相关 0.20~0.39 低度相关 0.40~0.69 中度相关 0.60~0.89 高度相关 0.90~1.00 极高相关 表1. 与相关程度关系表 一般对振动信号样本而言，样本方差越大，表明系统振动越剧烈，对IMF分量而言，表明IMF具有越高能量。方差贡献率则为单个方差占方差总和的百分比，代表单个IMF能量占总信号能量的百分比，计算公式如下： (7) 3.3. 本文的滤波方法 1) 对含原信号进行EMD分解，对分解的每一个IMF求相对于原信号的相关度以及贡献率； 2) 在相关程度表中选出相关度 分量进行重构，设选出的分量为 ，重构的信号为x，则有： (8) 3) 求 相对原信号的信噪比 ，如果信噪比大于 ，继续重复(1) (2)，但此时相关度r > 0.11，将本次帅选得到的信号记为 ； 4) 重复3如果不满足要求继续重复(1) (2)，在每次筛选后，相关度 ，筛选结果记为 ； 5) 当信噪比没有小于设定值 ，而相关度 ，此时需重置相关度 ，继续进行筛选； 6) 当信噪比小于设定值时停止筛选，记此时的信号为x； 7) 筛选过程中可以根据具体的情况，改变信噪比以及相关度的初始值，直到筛选到理想的波形为止。 最终得到的x相比原信号去掉了IMF分量相关度低和方差贡献率相对较小的一些分量，以及一部分是低频或高频噪声，其余分量的原始信号的方差贡献率已经很小可以忽略。上述的方法可以对信号进行筛选，完全由原始数据驱动，是一种自适应的滤波方法，可用于非线性和非平稳性信号的滤波。
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user: 4. 数学仿真 为模拟水泵的振动信号，本文构造了仿真信号进行数值仿真研究。仿真信号采样率f s = 500 Hz，采样时间为4 s，仿真信号表示为： ，其中 为高斯白噪声， ， 的信噪比为10 db，信号 以及加了高斯白噪声后的信号x的时频图如图1~4所示。 采用EMD传统的高频滤波器、低频滤波器、带通滤波器及带阻滤波器滤波方法如图5~10所示。 用本文所述的方法先对x进行EMD分解之后得到7个IMF分量，求解7个分量的相关度及方差贡献率得到表2。 用上述方法分析上表中各分量的相关度和方差贡献率，经过多次筛选，重构信号为x，图11，图12是其时频图。 通过对比可以得出本文所述的滤波方法，具有很好的降噪效果，以下通过实例进行验证这种滤波方法的实用性。
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user: 5. 实例分析 为验证所提出方法在泵站数据滤波中有效性，在某水泵实验平台上测量机架垂直振动数据进行分析，本实验的转子转速为1200 r/min，采样频率为200 HZ，对数据进行EMD分解用以上的方法选出合适的IMF分量，重构得到新的信号，图13和图14分别为原始数据和滤波后的时域图。 Table 2 Correlation and variance contribution rate of each componen 分量 相关度 方差贡献率 IMF1 0.1956 4.0117 IMF2 0.0925 1.5176 IMF3 0.4536 18.7183 IMF4 0.4767 23.1713 IMF5 0.4574 26.3759 IMF6 0.5392 25.7602 IMF7 0.0666 0.4451 表2. 各分量的相关度及方差贡献率表 图1. 原始信号时域图 图2. 加噪声后信号时域图 图3. 原信号频谱图 图4. 加噪声后信号频谱图 图5. 高通滤波时域图 图6. 高通滤波信号频谱图 图7. 低通滤波时域图 图8. 低通滤波信号频谱图 图9. 带通滤波时域图 图10. 带通滤波信号频谱图 图11. 本文滤波时域图 图12. 本文滤波信号频谱图 图13. 原始工程信号时域图 图14. 滤波后工程信号时域图 分析滤波前后时域图，可以明显看出经本文方法滤波之后信号的变化情况完全与原信号相同，并且衰减很小，通过滤波后的波形排除了噪声的影响，很明显的可以看到机架的振动情况，更便于提取出故障信息便于对水泵进行早期的故障诊断。
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user: 6. 总结 基于EMD的滤波方法完全由数据驱动，减少了主观因素的影响，本文将提出一种新的筛选IMF分量的方法，然后重构信号，这种滤波方法继承了EMD滤波方法的优点，同时在滤波时不会使原信号发生严重衰减现象，通过数学仿真和实例分析证明这种方法是可行的，可以应用于水泵的早期故障诊断。
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user: 摘 要 分析了机座零件的结构特点及技术要求，利用双砂芯设计方案解决了复杂结构零件的铸造难题，通过MAGMAsoft软件对铸造工艺、充型、凝固过程进行模拟和分析，发现选择的铸造工艺方案在整个浇注过程金属液面比较平稳，没有紊流发生，内浇口在充型过程中始终处于充满的状态。同时，根据铸件缩孔、缩松等缺陷及热节的位置，提出了进一步优化方案为：上表面增加四个发热冒口或增加一个溢流冒口、底面设置覆砂冷铁以加快冷却速度。 关键词 :机座，CAE模拟，铸造工艺，MAGMAsoft
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user: 1. 引言 机座零件结构如图1所示，此零件为大中型质量承载件，主要由一个大底板和五个中空的立柱缸体组成，四周分散的小立柱副缸与中心的大立柱主缸之间由圆柱相贯连接，铸件重1550 kg，主体壁厚200 mm。材料牌号为HT250。 MAGMAsoft是业界领先的铸造过程模拟软件，与传统的“尝试–出错–修改”方法相比，MAGMAsoft通过对铸型的充型、凝固、机械性能等的模拟，为优化铸造工艺提供可靠保证，是减少制造成本，缩短开发时间，改善铸造过程质量的有效手段[ 1 ] -[ 5 ] 。本文利用MAGMAsoft软件对机座铸造工艺进行分析，并对充型和凝固过程进行模拟。
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user: 2. 铸造工艺分析及设计 机座铸件壁厚较厚但均匀性较好，初步分析热节位于铸件中部厚大部位。该铸件为单件小批量生产，通过对铸件材料、尺寸、精度及技术要求等综合分析，决定采用木模、自硬树脂砂、手工两箱造型。该方法具有工艺装备简单、灵活多样、适应性强的优点，特别适合重型和复杂铸件生产。考虑到砂芯的尺寸较大，形状较为简单，以及小批量，故采用手工自硬砂法制芯。 为了保证铸件的重要支撑面位于同一砂箱，以有利于砂芯的定位与放置，将铸件的分型面设为铸件机座的大平面，综合考虑铸件的结构特点，机座的上下两表面均为加工表面，为了便于造型的起模，砂芯的放置，浇注位置选择大平面在下。同时，根据铸件的结构特点分析，为了减少砂芯数目，将砂芯分为两部分进行制作，一部分用于形成机座缸体孔的内腔，一部分用于形成缸体连接臂下的空腔。砂芯形状设计图如图2所示。 选择半封闭式浇注系统，因其阻流截面在内浇道上，横截面为最大；浇注中，能保证浇注系统充满，并具有一定挡渣能力；且充型的平稳性及对型腔的冲刷力都优于封闭式，适合于各类灰铸铁件。具体的工艺图如图3所示。
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user: 3. 铸造工艺模拟分析 MAGMA模拟主要参数设置：金属液浇注温度为 1380 ℃ ；树脂砂初始温度为 30 ℃ ；浇注时间约为50 s；重力浇注，重力加速度9.8 m/s 2 ，金属液、铸件与砂型的传热系数为500 W/m 2 /K，浇注完成后在空气中冷却。 图1. 机座零件图 图2. 砂芯形状设计图 图3. 机座铸件工艺图 3.1. 充型过程模拟 在PRO/E软件中进行工艺图的三维建模，然后导入MAGMA软件进行分析，首先进行流场分析，模拟铸件浇注过程中的充型过程。从中可以得到，浇注系统是否封闭、浇注是否平稳、是否有紊流的产生及浇注过程中的温度分布等信息。并发现充型不良区域和充型重叠区域，冲型过程流动场的数据如图4所示。 模拟过程可以看出该工艺实现了设计目标，整个浇注过程金属液面比较平稳，基本没有紊流发生，内浇口在充型过程中始终处于充满的状态。 3.2. 凝固过程模拟 凝固过程的分析是整个凝固模拟的关键，通过充型凝固模拟可以看出浇注过程中温度的变化情况和凝固顺序，同时预测在凝固过程中产生的缩孔、缩松的位置和大小，铸件的热节和球数分布等重要信息，为改进工艺、判断工艺的可行性提供科学的依据。图5描述的是机座铸件最后凝固模拟的缩孔缩松，以及可能产生热节的位置。 图4. 冲型过程模拟结果。(a) T = 10 s；(b) T = 30 s；(c) T = 40 s；(d) T = 50 s 图5. 凝固过程模拟。(a) 缩孔缩松；(b) 热节分析 从最后凝固模拟结果可以看出，铸件可能出现缩松缩孔的位置主要集中在上表面。热节主要产生于铸件大底板与缸体的连接的厚大部分。铸件的缩孔缩松主要集中在上表面，可以通过在铸件的上表面上增加四个发热冒口或增加一个溢流冒口来减少避免缩孔缩松；为避免产生热节，在底面设置覆砂冷铁以加快冷却速度。
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user: 4. 结束语 通过对机座零件的结构特点进行分析，制定了合理的分型及砂芯等铸造工艺，并利用MAGMAsoft软件对铸造工艺，充型，凝固过程进行了模拟和分析。发现选择的铸造方案在整个浇注过程金属液面比较平稳，没有紊流发生，内浇口在充型过程中始终处于充满的状态。同时，提出了进一步优化方案为：上表面增加四个发热冒口或增加一个溢流冒口来减少缩孔缩松；在底面设置覆砂冷铁以加快冷却速度以避免热节产生。
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user: 摘 要 以对取芯井段的观测为基础，结合沉积微相及岩石薄片、铸体薄片、压汞数据等储层物性资料的对比分析，对肃宁–大王庄地区中深层砂岩储层的储层特征及储层控制因素作了较为详细的研究。研究表明饶阳凹陷肃宁–大王庄地区中深层储层以粉砂岩和细砂岩沉积为主，整体粒度较细，颗粒分选中–好，磨圆以次圆状为主。砂岩成分主要是长石类砂岩。储层物性较差，属于中低孔–中低渗储层。储层储集空间以长石及易溶岩屑受到溶蚀作用形成的次生孔隙为主，其次为原生孔隙。储集空间的发育主要受沉积作用、成岩作用、地层压力的影响。结果表明，位于水下分流河道弱压实、强溶蚀的砂岩是良好的储层。 关键词 :饶阳凹陷，储层特征，控制因素，沉积作用
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user: 1. 引言 饶阳凹陷是冀中坳陷中的一个次级构造单元，位于冀中坳陷中部，东临献县凸起，南临新河凸起，西到高阳低凸起，北接霸县凹陷，面积约5600 km 2 ，是冀中坳陷最大的凹陷，也是冀中坳陷油气最富集、勘探成效最高的凹陷[ 1 ] 。肃宁–大王庄地区处于饶阳凹陷中央隆起带的中部，东临留西构造带，西临大王庄西次洼槽，北靠河间洼槽，南到留91井，勘探面积近400 km 2 (图1)。 该区沉积了巨厚的古近系陆相地层，厚度超过2500 m。在沙三段上亚段发育了1套优质湖相烃源岩，具备良好的生烃基础，蕴藏了丰富的油气资源 [ 2 ] 。本文研究的中深层储层包括了沙二段和沙三段(3000 m以下，重点3000~3500 m)。根据操应长等人的研究，饶阳凹陷古近系中深层储层岩石类型是以长石砂岩和岩屑质长石砂岩为主，储层物性较差，受沉积作用等多方面的影响的控制。本文选取了钻遇沙二段及沙三段的54口井，通过大量的岩心观察，结合岩石薄片、铸体薄片、物性分析、压汞分析等资料对研究区的深层储层碎屑岩储层进行详细分析。
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user: 2. 储层特征 2.1. 岩石学特征 野外地表露头和现场岩心表明，中深层砂岩储层以粉砂岩和细砂岩沉积为主，图2为典型岩心照片。通过对本区39口井的薄片资料的统计得出，不同层位储层砂岩岩石学特征大体一致，但具有一定的差异。沙二段及沙三段岩性都以长石砂岩为主，同时含有少量的岩屑长石砂岩。其中沙二段长石含量更高，沙三下亚段含有少量的岩屑质石英砂岩及岩屑砂岩(图3)。 整体上中深层储层岩屑类成分以酸性喷出岩类、沉积岩类及变质岩类为主，此外还有少量的凝灰岩和其它岩类。主要填隙物以方解石、白云岩为主，其次为粘土矿物和泥质(表1)。 研究区中深层储层岩石的结构成熟度较高；颗粒以次圆为主，次尖–次圆状次之，磨圆度较好；分选为中–好；胶结疏松–中等；胶结类型以孔隙式为主，接触–孔隙式次之。 图1. 肃宁–大王庄地区区域构造背景图 图2. 中深层储层典型岩心照片。(a) 留425 3460 m，浅灰色油斑细砂岩；(b) 宁201 3753.6 m，棕褐色油斑细砂岩；(c) 留101 3633.7 m，灰褐色含油中砂岩 图3. 中深层储层岩石类型三角图。(a) 沙二段，(b) 沙三上亚段，(c) 沙三下亚段 Table 1 Reservoir petrography of middle-deep strat 层位 岩石学特征 陆源碎屑(%) 主要填隙物(%) 样品 数量 石英 长石 岩屑 方解石 白云石 粘土矿物 Es2 43~54.1 48.3 38.2~48.1 42.9 5.5~12.5 8.2 4.3~22.8 12 1.2~15.5 5.7 0~5.8 <1 120 Es3上 43.2~56.8 50.5 34.7~47.7 41 5.2~11 7.5 2.2~21.9 9.5 <1~15.9 5.2 <1~2.8 1.4 248 Es3下 41.2~61 47.7 23~44.7 37 6.5~28.3 13.1 <1~22.6 8.2 1~17 4.2 <1 159 表1. 中深层储层岩石学特征表 2.2. 储集空间类型 根据岩心观察、岩石铸体薄片观察等，研究区中深层储层储集空间有次生孔隙、混合孔隙、原生孔隙及少量和微裂缝，以次生孔隙为主(图4)。 ① 次生孔隙 溶解成因次生孔隙是研究区中深层储层次生孔隙的最主要成因类型，中深层储层储集空间主要以粒间溶扩孔隙为主，同时可见长石、岩屑等强烈溶蚀而形成的粒内溶孔。 ② 混合孔隙 本区中深层的原生孔隙是由部分原生孔隙和部分次生孔隙混合组成，基本上是原生孔隙与颗粒边缘遭受溶蚀形成的次生孔隙组合或是原生孔隙与胶结物溶解形成的次生孔隙组合，这类孔隙形状不规则，分布不均匀，其中原生孔隙和次生孔隙的相对含量往往难以估计。 ③ 原生孔隙 研究区中深层的原生孔隙主要是压实胶结残余原生孔隙，并且普遍发生油气充注，含量较少，较难发现。 ④ 微裂缝 裂缝主要有构造缝，石英、长石等脆性颗粒受强烈压实而形成的破裂缝，由于收缩作用而在刚性颗粒与塑性杂基接触处形成的收缩缝等。 2.3. 孔隙结构特征 通过对研究区5口井38个压汞数据进行统计分析后得到如下表格(表2)。根据研究区中深层储层压汞资料，把储层的孔隙结构分为三大类五小类，其中ⅠA类孔隙结构最好，Ⅲ类结构最差。通过统计储层孔隙结构的分布特征可知，研究区中深层储层孔隙结构均以ⅠB类、ⅡA类及ⅡB类孔隙结构为主(图5)，其中ⅠA类(中高孔高渗型)百分含量为5%，ⅠB类(中孔中渗型储层)、ⅡA (中孔低渗储层)、ⅡB类(低孔特低渗)百分含量分别为28%、35%、22%，Ⅲ类(低孔特低孔超低渗)百分含量为10%。整体上，研究区中深层储层物性较差，具有中低孔中低渗的特征。
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user: 3. 储层控制因素分析 3.1. 沉积作用 沉积作用对储层有先天性的控制作用，不仅体现在控制着储层砂体的厚度、规模及空间展布等宏观特征，还决定着沉积岩石的颗粒大小、填隙物含量的多少、岩石结构(分选、磨圆度、接触方式等)好差等微观特性，进而控制着岩石原始孔隙度的大小和渗透性的好差，甚至对后期成岩强度都有着重要影响 [ 3 ] [ 4 ] 。本文以沉积相对储层物性的影响为例。 研究区中深层主要发育辫状河三角洲相，主要储层有河道沉积、废弃河道、越岸沉积、河口坝、席状砂、水下分流间湾等微相，其中以水下分流河道微相、河口坝微相、席状砂微相、水下分流间湾微相为主体。不同沉积微相，储层物性有差别(图6)。 图4. 中深层储层储集空间类型照片 图5. 中深层孔隙结构类型分布直方图 图6. 中深层各微相孔隙度–渗透率关系图 Table 2 Reservoir characteristic reference table of five types of pore structure of middle-deep strat 类型 参数 Ⅰ Ⅱ Ⅲ ⅠA ⅠB ⅡA ⅡB 毛管压力曲线 排驱压力/Mpa 0.008~0.23 0.095 0.17~0.8 0.22 0.11~8 0.31 0.34~4.3 1.9 0.94~40 14.56 中值压力/Mpa 0.16~5 0.23 0.44~9.2 2.6 0.5~10.6 3.26 3.22~17.84 5.72 6.54~162 20.1 喉道直径均径/μm 8.41~24.17 10.26 0.71~25.84 6.83 0.92~14.58 4.38 1.2~10.53 2.51 0.08~19.1 1.37 孔隙度/% 12.5~22.34 19.52 12.53~27 14.1 8.7~21.8 10.3 2.2~19.2 3.9 2.3~14.6 5.1 渗透率/% 52.4~1244 319.2 7.28~257 34.8 1.5~30.5 10.3 0.02~3.5 0.5 0.01~0.2 0.048 表2. 中深层储层五类孔隙结构储层特征对比表 从肃宁–大王庄地区中深层各微相孔渗关系图可以看出，研究区水下分流河道、河口坝沉积微相孔隙度和渗透率最高，储集物性最好，席状砂次之，水下分流间湾沉积微相孔隙度和渗透率最低，储集物性最差。 3.2. 成岩作用 有利成岩相主要表现为压实弱、胶结弱或无胶结，长石及易溶岩屑蚀变严重，形成大量次生孔隙，之后形成的自生矿物少，对孔隙的破坏性不强 [ 5 ] 。本区中深层由于压实作用原生孔隙保留较少，物性较差，但是在地层埋藏的过程发生的一系列成岩作用的改造后，储层物性得到了改善。溶蚀作用促使长石及易溶岩屑形成大量的次生孔隙(图4②)，是本区中深层储层空间的主要孔隙类型。 3.3. 异常高压作用 异常高压对储层的控制作用主要表现为：① 异常高压使储集物性易于保存。超压可以有效减小地层应力，减缓对超压层系的压实作用，保持了部分原生孔隙。② 超压能够影响抑制有机质热演化、粘土矿物转化，使得地层水长期处于酸性地层水条件下，增强了溶解作用。③ 异常高压可促进更多微裂缝的形成，增加超压体系内的储集空间，改善储层的连通性，增强储层的渗透性能 [ 6 ] - [ 8 ] 。通过铸体薄片观察，研究区中深层储层孔隙边缘较平直，能普遍观察到颗粒间点接触现象(图4①)，压实作用中等。因此，压实作用被早期形成并得到有效保存的异常高压所抑制，部分原生孔隙和后期形成的次生孔隙得以保存，改善了中深部储层的储集性能。
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user: 4. 结论 1) 饶阳凹陷肃宁–大王庄地区中深层砂岩储层主要以发育粉砂岩和细砂岩为主，岩性主要为长石砂岩和岩屑类砂岩。整体粒度较细，磨圆度较好，分选为中–好，胶结类型以孔隙式为主，接触–孔隙式次之。 2) 肃宁–大王庄地区中深层储层储集空间主要为次生孔隙其次为原生孔隙和混合孔隙，还有少量的微裂缝。孔喉的喉道直径均径较细，孔隙结构分选性不好，属中低孔–中低渗型储层； 3) 肃宁–大王庄地区中深层储层物性主要受沉积作用和成岩作用、地层压力三方面的影响。高压发育、溶蚀作用强烈的砂岩储层具有较好的物性，前三角洲亚相中的水下分流河道微相为含油有利区带。
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user: 陆相碎屑岩中粘土矿物的形成机理及蚀变规律