DreamBlooms/HansPub-15000-to-45000 huggingface dataset:
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user: 摘 要 为实现在微光环境下进行远距离、高精度的双目测距，本文基于双目视差原理和三角化重建方法，针对微光成像特点，在概括分析双目立体视觉原理与方法的基础上，构建便携式微光测距原型系统，提取适应低照度图像的稳定有效的特征，并提出系统精度优化方法。试验结果表明，该方法具有较高的鲁棒性和精确度，在20~200 m的范围内测量误差小于1%，响应时间不超过0.05 s。 关键词 :微光测距，双目测距，误差补偿，三角化测量 Copyright © 2018 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 双目测距是被动式测距，具有精度高，测量距离远等特点，广泛应用于国防科技，军工测量，航空目标测距等有保密需求和环境受限制的场合 [ 1 ] ，其中微光测距是一类特殊而重要的需求，是安防监控、夜间观测等应用中的关键技术，但针对这类环境下的双目测距研究较少，由于微光成像设备的制约、拍摄环境的复杂多变性、双目立体视觉本身的局限性，都对微光环境下目标距离的准确、稳定测量带来了挑战，也使得很难直接使用传统测距法来进行双目测距 [ 2 ] 。当前，微光双目测距的研究文献数目较少，我们的研究将以日光条件下的双目测距技术为基础。在针对双目立体视觉系统的研究上，国内外学术界已取得了诸多优秀成果 [ 3 ] 。在摄像机标定方法上，提出了基于摄影测量学的传统设备标定法、直接线性变换(DLT)法、透视变换矩阵法、Tsai两步法、双平面标定法等 [ 4 ] ，研究者试图在将标定方法精度提高的同时使得标定过程越来越简单，对标定物的要求逐渐降低，取得了长足进步 [ 5 ] 。基于国内外在双目立体视觉和微光图像处理领域的研究成果，我们将针对微光环境下的双目测距进行探索。对微光图像的去噪和增强，国内外学者进行了广泛的研究 [ 6 ] ，提出的方法各有优缺点，因此要针对具体面向的微光环境场景特点进行有针对性的选择和调整。 因此，针对在微光环境下，对双目立体视觉方法的设计和改进，具有重要的研究意义和广泛的应用前景 [ 7 ] 。本文针对微光环境下的远距离测距问题，基于当前的微光成像设备和双目立体视觉测距技术，提出符合夜间被动测距需求的被动测距方法，拓展测距技术的应用范围，使得远距离微光双目测距得以实现，并根据微光成像特点，在概括分析双目立体视觉原理与方法的基础上，搭建便携式微光测距原型系统，提取适应低照度图像的稳定有效的特征，并提出系统精度优化方法，在30~200米范围内测距误差小于1%。
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user: 2. 系统开发环境与设计流程图 本文标定和图像匹配算法由开源计算机视觉库OpenCV实现。系统界面实现代码由QT和C++构成，运行高效，可移植性强。实验搭建了一套微光双目测距系统，可以实现对微光图像的采集和预处理、标定和误差补偿模型建立、在线测距即时结果显示等。本文的系统算法流程如图1，首先对图像进行预处 图1. 系统算法流程图 理便于相机标定和特征点匹配，然后进行相机标定确定相机内外参数，在系统中进行特征提取和特征匹配来选取同名点并利用三角化重建得出测距结果，建立误差补偿模型，最终实现在线实时测距。
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user: 3. 双目测距系统的标定 相机标定本质上是消除相机制造误差，建立图像坐标系、摄像机坐标系和世界坐标系之间联系的过程。根据三角形相似，空间中一点的世界坐标 P ( X ， Y ， Z ) 与其在像平面上的坐标 p ( u ， v ) 间满足透视投影方程： { u = λ X v = λ Y f ′ = λ Z ⇒ { u = f ′ X Z v = f ′ Y Z (1) 传统测距方案采用平行式双目立体视觉系统，由于其目标点与双目相机距离短，因此要求两相机公共视野区范围尽可能大，导致基线短，相机相对位姿容易调整，方便双目矫正。但基线短也导致了一旦目标点离测距系统较远时就难以保证双目相机有足够的公共视野区。本实验因为其测距距离远，基线长，两相机很难保证平行，因此采用汇聚式搭建，双目相机的光轴是交汇的。如图2所示。 汇聚式标定法使得双目相机公共视野区域更大，可测范围更广，有利于测距图像的采集，且相机间的基线距离可以扩展到很大。但由于汇聚式系统初识角度较大，在进行双目矫正时极难将左右目图像的极线校正至平行，因此采用Bouguet算法进行双目矫正，从而使重投影畸变最小。
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user: 4. 基于三角化的双目测距方法 4.1. 微光图像匹配 微光测距图像含有条带和椒盐噪声，在标定和特征提取时对特征点位置造成影响，并且图像整体较暗，对图像匹配造成很大困难，因此进行匹配前需要进行去噪和增强。实验使用OpenCV的双边滤波(Bilateral filter)算法和自适应直方图均衡(Contrast Limited Adaptive Histogram Equalization， CLAHE)方法进行对比度增强 [ 8 ] ，预处理结果对比如图3所示。 双边滤波在有效的去除条带的同时使得图像边缘和细节得到了更多的保留。CLAHE使得图像的对比度得到了有效展宽，图像中物体的目视清晰程度显著提高。实验采用ORB (Oriented FAST and Rotated BRIEF)特征提取和GMS (基于网格的运动统计)特征匹配 [ 9 ] 。匹配结果如图4。 GMS特征匹配将高匹配数字转换成高匹配质量，提供了实时、高精度的匹配系统，符合本文对测距实时性的要求。在评估低质量、模糊的图像上，GMS效果优于其他实时匹配器。经过预处理后的图像可以得到较为精确的同名点坐标，解决了通常微光图像无法进行特征匹配的难题。 4.2. 三维重建和三角化测量 由于实验是在200米的范围进行，如图5所示，目标在横向移动时根据近似三角形法测距得到的是l'，与实际距离l之间有着难以忽略的误差，故采用三维重建中的三角化测量法来求距离。 图2. 汇聚式双目立体视觉成像关系图 图3. (a)和(b)分别为采集的微光原图像和预处理后的图像 图4. GMS特征匹配结果图 图5. 两种双目测距法测量距离差异。当需要测距范围很远时，目标在远距离处图像公共区域内有很大的移动空间，两种距离的表征存在不可忽视的差异 通过GMS获得了双目图像上的匹配点后，为了计算目标点的距离，首先需要获得目标在空间中的位置，以左目图像为原点创建世界坐标系，由旋转矩阵和平移矩阵求出右目匹配点在空间中的坐标，再与目标点进行反复的重投影消除误差即可求出对应空间点的世界坐标系坐标。根据相机标定所获得的内外参数可直接得到投影矩阵： H = [ R t ] ，因此符合三角化计算的条件。根据标定得出双目相机的内外参数后，只要图像上的投影点 p l ， p r 只要满足对极约束，空间点就可求。我们要通过图像上的像点，对该点在空间中的位置进行重建，从而获得空间坐标。世界坐标系中的目标点 P 与对应图像上的像点 p 之间存在关系： p = H P (2) p = s [ u ， v ， 1 ] 为在相机成像平面上的广义坐标， s 为未知的尺度参数，现在定义 H 1 ， H 2 ， H 3 为 H 矩阵的行向量，等式(2)可以重新写为： s u = H 1 T P ，     s v = H 2 T P ，     s = H 3 T P (3) 用第三个等式消除 ，得到 u H 3 T P = H 1 T P ，     u H 3 T P = H 2 T P (4) 应用到左右目相机后可以得到四个关于 P 的线性等式，使用非齐次的方法进行求解，可得： [ u l ( K l R ) 3 T − ( K l R ) 1 T v l ( K l R ) 3 T − ( K l R ) 2 T u r ( K r R ) 3 T − ( K r R ) 1 T v r ( K r R ) 3 T − ( K r R ) 2 T ] P = [ u l ( K l t ) 3 T − ( K l t ) 1 T u l ( K l t ) 3 T − ( K l t ) 2 T u r ( K r t ) 3 T − ( K r t ) 1 T u r ( K r t ) 3 T − ( K r t ) 2 T ] (5) ( u l ， v l ) ， ( u r ， v r ) 为左右目相机成像平面的匹配点坐标， K l ， K r 为相机内参数矩阵，因为坐标系是以左目成像平面为原点的，所以等式中相对于左目的 R 为单位矩阵， t 为0向量，等式简化后可得： [ u l K l 3 T − K l 1 T v l K l 3 T − K l 2 T u r ( K r R ) 3 T − ( K r R ) 1 T v r ( K r R ) 3 T − ( K r R ) 2 T ] P = − [ 0 0 u r ( K r t ) 3 T − ( K r t ) 1 T u r ( K r t ) 3 T − ( K r t ) 2 T ] (6) 根据上述计算过程可以通过相机成像平面的匹配点坐标求出对应的空间点坐标。由于微光图像噪声大，线性求解过程存在误差等原因，得到的结果并不十分精确，因此要用最小二乘法经过多次迭代后得出最优解。
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user: 5. 建立误差补偿模型 根据多组测距结果发现即便使用三角化测量在距离过远时误差也会变得难以忽视，将测距预期值与真实值一同显示后发现误差的变化是有迹可循的，如图6所示。 因此我们可以拟合出一条误差的曲线模型，在测距值的基础上经过误差修正就能达到预期精确度。此外还发现了其他问题，双目相机公共视野区左右两侧目标的测距值在经过误差补偿后还是会和真实值有一定的误差，为了提高系统的精确程度，实验增加了二次误差补偿，即以对双目视野中心测距值进行一次补偿后，再将图像进行横坐标分割，分为左区域和右区域，根据离视野中心的像素值为权重值来进行二次补偿。经过OpencCV多项式拟合后发现误差符合多项式拟合的函数为多项幂函数，将一组测试值与真实值进行多项式拟合，修正模型函数形式如式(7)： f ( x ) = a + b ∗ x + c ∗ x 2 + d ∗ x 3 (7) 经过二次补偿的测距值如图7所示。 以上实验的训练集中，目标的距离均匀覆盖了30~200 m的范围，得到了较好的结果。实验证明，采用拟合手段进行测距结果的修正是有效的。进过修正，在200米测距范围之间，测距误差可以控制在1%以内。 图6. 测量值与真实值误差关系图 图7. 经过误差补偿后的测距结果图
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user: 6. 测距系统实验结果 实验采用分辨率为 720 × 576 像素的微光工业相机，镜头为75 mm定焦镜头，低光照敏感度0.000005 lux，标定板角点个数为 9 × 8 ，方格边长为90 mm，基线长1.5 m。因为夜间图像噪声大，一次标定40组图像，OpenCV提取出全部角点的图像为22张，相机内外参数为： K 1 = [ 1.1203080461376 e + 004 0 3.5950000000000 e + 002 0 1.1325344549237 e + 004 2.8750000000000 e + 002 0 0 1 ] (8) K 2 = [ 1.0547975764754 e + 004 0 3.5950000000000 e + 002 0 1.0779346493816 e + 004 2.8750000000000 e + 002 0 0 1 ] (9) R = [ 0.9996888402636573 − 0.02412153879231011 0.006354055287352623 0.02412854691842225 0.9997083350816923 − 0.001028587281730117 − 0.006327390924318782 0.001181581347905892 0.9999792837802237 ] (10) t = [ − 1540.583996830434 − 42.60545288611834 − 1354.669755047537 ] T (11) K 1 和 K 2 位左右目相机的内参数， R 是右目相对于左目相机的旋转矩阵， t 是右目相对于左目相机的平移矩阵。拟合多项式如式(12)： f ( x ) = 7.2666 + 0.3012 x + 0.007 x 2 − 0.000004 x 3 (12) 经过该函数修正后的测距结果如表1所示。在这组测距实验中，测距值平均绝对误差为0.8322 m，平均相对误差为0.01653%。测距误差的标准差为0.8634，误差在1 m内的测距结果占所有结果的43.9%。最大的测距误差为4.77 m，出现在190 m处。 四类测距方法测距结果如表2所示，传统测距法无法在微光环境进行测距。使用了微光相机和图像预处理的高精度微光双目测距法可以在微光环境下进行测量，但距离超过80 m后误差会呈指数增长。基 Table 1 Ranging results with error correctio 测距编号 系统测量值/米 实际距离/米 误差百分比 1 2.3625862121582031e+001 2.3201999664306641e+001 0.0021 2 4.2185298919677734e+001 4.3499000549316406e+001 0.0064 3 6.2968884026365739e+001 6.2226310729980469e+001 0.0036 4 8.4123878479003906e+001 8.6685997009277344e+001 0.0124 5 1.0203136444091797e+002 9.8455001831054688e+001 0.0173 6 1.2312302398681641e+002 1.2260700225830078e+002 0.0025 7 1.4379211425781250e+002 1.4785400390625000e+002 0.0197 8 1.6419657897949219e+002 1.6230900573730469e+002 0.0092 9 1.8594377136230469e+002 1.9071499633789062e+002 0.0231 10 2.0215606689453125e+002 2.0619700622558594e+002 0.0196 表1. 加上误差修正的测距结果 Table 2 Comparison of the results of four kinds of distance measuremen 测距方法 系统测量最大距离/米 最大误差值/米 误差百分比 传统双目测距 无法在微光环境测量 - - 高精度微光双目测距 80 5.149 1.462 基于一次误差补偿的双目测距 20-200 6.372 1.176 基于两次误差补偿的双目测距 20-250+ 4.772 0.102 表2. 四类测距法结果比较 于一次误差补偿的双目测距在200 m范围内可以进行很好的测距，但视野中心和两边会有轻微误差。基于两次误差补偿的双目测距范围可以达到红外测距仪的极限250 m，而且有着很好的精度，试验结果表明，本文基于误差补偿的微光双目测距能够在微光环境下进行远距离高精度测距。
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user: 7. 结语 本文基于OpenCV，实现了对低照度情况下的目标进行远距离、高精度的测距。为实现系统功能，对双目相机标定、图像矫正、增强去噪、特征点匹配、三角化测量、建立误差修正模型等关键技术进行了研究，系统采用汇聚式立体视觉系统解决了搭建困难等问题；使用三角化方法来解决了传统测距无法测量远距离目标的问题；并提出了使用误差补偿来提高系统精度的问题。总的来说，在微光双目测距方法研究上取得了一定的成果，然而，微光环境下的目标被动测距中还存在很多问题，值得继续深入探讨和完善。
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user: 摘 要 本文通过对单管通信塔塔段各组成构件的研究，设计出可以按照一定规则进行组装成铁塔的标准塔段，这些标准塔段既可以用于不同高度下的铁塔，又可以用于不同风压下的铁塔。通过此项研究有助于规范铁塔生产流程、推进铁塔生产工艺标准化，从而加快了铁塔标准化、产品化的步伐。 关键词 :单管通信塔，标准塔段，概念设计 Copyright © 2018 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. 前言 近年来，随着我国通讯行业的迅速发展，各大运营商在全国建设了大量的通讯塔，主要有角钢塔、管塔、单管塔、桅杆等，单管塔与其他形式的塔桅结构相比，具有造型简洁、美观大方、安装便捷、占地面积小等众多优点，在通信基站建设选型中占据了主导地位，被广泛用于通讯领域，并取得了良好的经济和社会效益。 2014年7月，中国铁塔股份有限公司成立，旨在对通信基础设施进行整合，逐步实现了铁塔的模块化、标准化，并发布了《通信铁塔标准图集》，但铁塔的设计仍遵循“一站一设计”的原则，塔段标准化设计仍存在空缺。现有《通信铁塔标准图集》中的标准塔也只是实现了铁塔外形、附属物等标准化设计，并没有实现塔段标准化设计。所谓塔段标准化是指塔段所有组成构件实现标准化，包括塔段长度、塔段上下口径、壁厚、连接方式、外形、附属物等，再将不同的标准塔段按照一定的规则组成铁塔。 本文讲究的思路是通过对单管塔塔段各组成构件的研究，设计出可以按照一定规则进行组装成铁塔的标准塔段，这些塔段既可以用于不同高度下的铁塔，又可以用于不同风压下的铁塔。通过此项研究有助于规范铁塔生产流程、推进铁塔生产工艺标准化，从而加快了铁塔标准化、产品化的步伐。
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user: 4. 工程应用 标准塔段的设计已经在西部某省进行了试用(塔高为40 m，风压为0.65 kN/m 2 )。笔者首先与铁塔厂家进行了图纸细化，包括法兰盘大小、螺栓型号、抱杆安装预留件，塔体留空等等；然后厂家按照图纸在车间进行精确放样，进行标准塔段加工制作，最后在基站现场进行了安装。第一座铁塔的整个制作周期比普通的塔长了20天左右，主要原因：一是设计图纸的细化与交底；二是铁塔厂家首次制作，加工设备、模具需要调试；三是车间工人需要再培训上岗。而之后的铁塔加工明显好于第一座，逐步向标准化蛮近。 通过本次的试用，可以发现：塔段标准化可以规范铁塔生产流程，可以实现模具标准化，加工工艺标准化，缩短了制作周期；可以实现铁塔生产厂家备货，缩短通信基站建设的周期。 当然塔段标准化还有一巨大优势，就是从长远来看，随着城市化步伐的加快，已建成的铁塔极有可能因某种原因被搬迁或拆除，若是采用了标准塔段，拆下的塔段可以用于新建站，也可以降低塔高用于其他基站，标准塔段的重复使用，达到节省投资的目的(图5)。 图5. 铁塔实物照片
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user: 5. 结语 随着我国通信行业的发展，通信单管塔必然向着规模化、产品化的方向发展，而塔段标准化将是这个过程中必不了少的一个环节。笔者通过对标准塔段参数(塔段截面形式、塔段锥度、塔段径厚比、塔段连接方式和塔段长度)的研究，设计出19种标准塔段，可以组装成三种塔高(30 m、40 m、50 m)的21种铁塔，基本风压适用于0.35 kN/m 2 、0.45 kN/m 2 、0.55 kN/m 2 、0.65 kN/m 2 、0.75 kN/m 2 、0.85 kN/m 2 、0.95 kN/m 2 的区域，并对其进行应用，取得了良好的效果。
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user: 摘 要 岩石的I型断裂韧度K I c 是表征岩石材料抵抗裂纹失稳扩展即脆断破坏的力学性能指标，而在实验室开展该参数的测试工作往往比较困难。为此，本文基于岩石单轴抗拉强度等效的原则，结合岩石I型断裂韧度与单轴抗拉强度、岩石Hoek-Brown (H-B)强度准则的经验参数m i 与单轴抗压和抗拉强度之间的相关关系，提出以岩石单轴抗压强度和参数m i 估算岩石I型断裂韧度K I c 的经验公式。最后，通过相关试验成果验证了经验公式的可靠性。在缺乏必要的试验数据时，所建议的经验关系式可用于通过岩石单轴抗压强度对I型断裂韧度的初步估算。 关键词 :岩石，I型断裂韧度，单轴抗压、抗拉强度，经验参数m i ，相关关系 Copyright © 2018 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 断裂韧度是表征材料，如：岩石、混凝土等抵抗裂纹失稳扩展即脆断破坏的力学性能指标。脆性和半脆性岩体断裂是地壳表层广泛存在的地质构造，也是工程地质、探矿工程等研究的重要对象。长期以来，在岩体地下工程、页岩气开采、CO 2 地质封存等过程中广泛采用的工程爆破和水压劈裂等技术，关于岩石断裂韧度的评价显得愈加重要。朱传云 [ 1 ] 指出预裂爆破装药密度与断裂韧度之间存在必然联系，并由岩石I型(张开型)断裂韧度估算预裂爆破的线装药密度；陈建国等 [ 2 ] 指出岩石断裂韧度对于定量评价页岩储层可压裂性具有重要的意义并进行了室内断裂韧度测试，从而建立断裂韧度与地球物理测井数据之间的直接联系；陈治喜等 [ 3 ] 为对水力压裂设计中裂缝的几何形态进行有效预测，提出利用液体压力对空心厚壁圆柱形岩样进行压裂而测定岩石断裂韧性的简单方法；水工大坝“无坝不裂”的铁律，对拟建混凝土大坝的材料抗裂、防裂提出一定的要求，并开展这方面的研究工作 [ 4 ] 。研究表明：岩石类脆性材料的破坏，其根本原因之一在于岩石内部的微裂隙向前延伸扩展，而引起微裂隙向前延伸扩展的根本原因在于其受到了拉应力的作用 [ 2 ] 。Erdogan和Sih关于脆性材料的复合型裂纹失稳扩展问题，提出了最大周向拉应力理论，指出当周向拉应力达到临界值K Ic 时断裂失稳扩展 [ 5 ] ；Whittaker等 [ 6 ] 从已有试验数据得出，最大主应力理论最能解释岩石的断裂特性。对于地下工程中的许多结构来说，常常处于压剪复合应力状态下 [ 7 ] ，并且复合型裂纹扩展中的压剪断裂可以等效转化为张开型裂纹扩展问题，如李世愚、潘别桐等关于I-II型复合断裂判据的推导 [ 8 ] [ 9 ] ，而滑移型(II型)和撕开型(III型)裂纹扩展实质是裂纹I型起裂后在扩展过程中产生的次生现象 [ 10 ] 。因此，反映材料抵抗张开型裂纹扩展的I型断裂韧度K Ic 的测试越来越受到广大科研工作者的研究与关注。 岩石材料断裂韧度参数的测试和断裂力学试验技术的研究是工程断裂力学的重要组成部分 [ 11 ] 。目前，ISRM对岩石断裂韧度K Ic 的测试推荐三点弯曲、短圆棒、巴西圆盘3种测试方法。但这些试验的开展需要专用试验设备，并且已有经验表明试件制备时间较长，难以获得与规定的公差相一致的切口尺寸，采用不同测试方法和试样类型获得的I型断裂韧度值往往存在较大差异，使这一参数的准确获得与合理评价带来诸多不便。此外，Colak等 [ 12 ] 建立了目前运用最为广泛的岩石通用屈服准则——Hoek-Brown (H-B)岩体强度准则中的参数m i 与岩石间接拉伸强度σ t B 、单轴抗压强度σ c 之间的经验关系式，并且E. Hoek等结合大量工程地质人员来自实验室和工程实践的经验积累，提出了比较全面且可以覆盖多种岩石类型(包括岩石质地和矿物成分)的参数m i 取值方法，详见文献 [ 13 ] 。故相对而言，岩石经验参数m i 和抗压强度σ c 的获取比较容易，并且对于岩石单轴抗压强度的测试已形成国际统一标准。 因此，探讨岩石的I型断裂韧度与其强度参数的相关性具有十分重要的理论和工程意义。本文开展岩石I型断裂韧度K Ic 与抗拉强度、经验参数m i 与抗拉及抗压强度的关系分析，提出结合H-B强度准则中的参数m i ，由岩石单轴抗压强度估算取值较为困难的I型断裂韧度K Ic 的简单实用方法。相较以往的类似研究成果，本文因结合了岩石的经验参数m i ，考虑了岩石类型对其断裂韧度的影响，使拟合得到的经验公式更具有一般性。最后通过与相关其他试验成果的比较，验证了公式的可靠性。在缺乏必要的试验数据时，所建议的经验关系式可用于通过岩石的单轴抗压强度对I型断裂韧度的初步估算。
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user: 2. 岩石I型断裂韧度K Ic 与抗拉强度的关系分析 邓华锋等 [ 10 ] 对于岩石纯I型断裂问题运用断裂力学中的最大周向拉应力理论，从理论上分析了岩石I型断裂韧度与抗拉强度的相关性，其表达式如下： K I c = σ t 2 π r (1) 式中，K Ic 为岩石的I型断裂韧度，MPa∙m 1/2 ；σ t 为岩石的单轴抗拉强度，MPa；r为裂纹扩展半径，m。 因此，从理论上讲，对于某种岩石的纯I型断裂破坏，其裂纹扩展半径r值应该是一个常数。试验研究表明，岩石类脆性材料的抗拉强度与I型断裂韧度之间存在良好的线性关系，基于不同类型的岩石试验结果，研究者们已建立多种反映岩石I型断裂韧度与抗拉强度之间的经验关系，表1列出用数据统计方法给出的一些经验公式。 以上统计结果表明，对于各种不同类型的岩石，其I型断裂韧度与抗拉强度之间都可以建立相应的经验关系。鉴于Zhang Z X提出的经验公式是基于各种不同类型的岩石，并且相关系数很高，故以岩石抗拉强度为联结，由岩石单轴抗压强度σ c 和参数m i 估算岩石I型断裂韧度K I c 的修正经验公式时，岩石断裂韧度K Ic 与抗拉强度经验公式采用σ t = 6.88K I c 。
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user: 3. 岩石参数m i 与抗拉、抗压强度的关系分析 H-B强度准则中反映不同类型岩石软硬程度的经验参数m i 提供的只是一个范围值，而更加精确的m i 取值尚需通过一系列的室内岩石力学试验获得，如根据岩石三轴压缩试验数据进行拟合。因此，研究者从理论或数据拟合角度已进行了大量的参数m i 的试验取值研究，并建立参数m i 与岩石间接拉伸强度σ t B 或直接拉伸强度σ t 、单轴抗压强度σ c 等的经验关系式，表2列出用数据统计方法给出的一些经验公式。 考虑到岩石抗拉强度会因试验方法的不同而各异，并且在目前的工程实践中，巴西试验已被广泛应用于确定岩石的间接抗拉强度，统计资料中将以劈裂抗拉强度为主，故在接下来的分析计算中，文献中基于不同测试方法得到的拉伸强度不再细分而统称为抗拉强度。 从以上统计结果可知，不同研究者都试图构建参数m i 与比值σ c /σ t 或者σ c /σ t 和σ t /σ c 等之间的关系，但具体形式差别较大。同样，鉴于不同研究者在数据拟合时样本数量及岩石类型有限，这些关系式对各种类型的岩石不一定都具有适用性。下面将通过本文统计的近100组包含岩石单轴抗压强度和抗拉强度值(部分数据如表3所示)，对表2中的经验关系式一一进行分析检验，然后探索岩石经验参数m i 与抗拉、抗压强度值之间的一般关系。 Cai由Griffith强度理论推得脆性材料的抗拉强度为抗压强度的1/8 [ 17 ] ，岩石单轴抗拉强度与抗压强度的比值大致分布在区间1/10~1/20，该结论已为较多研究者提出 [ 22 ] ，由本文统计的岩石强度参数计算 Table 1 Empirical formulas of mode I fracture toughness and tensile strength of rock 资料来源 公式 说明 邓华锋等 [ 10 ] σ t = 8.23K I c 干燥和饱和砂岩 Whittaker等 [ 6 ] σ t = 9.35K I c − 2.53 (R 2 = 0.62) 各种类型的岩石，包括煤 Zhang Z X [ 14 ] σ t = 6.88K I c (R 2 = 0.94) 各种不同类型的岩石 表1. 岩石断裂韧度K Ic 与抗拉强度经验公式统计表 Table 2 The experience relations between mi and strength parameters of rock 资料来源 公式 备注 Richards等 [ 15 ] m i ≈ R = σ c /|σ t | m i 与比值R具有一致性 Colak等 [ 12 ] m i = σ t /σ c − σ c /σ t σ t 以压为正，下同 Gercek [ 16 ] m i = 16σ t B /σ c − σ c /σ t B σ t B 由巴西劈裂试验获得 Cai [ 17 ] m i ≈ 8 or 12σ c /σ c i 8和12分别适用于低围压至拉伸状态和高围压状态；σ c i 为岩石单轴压缩试验中的初裂强度 表2. 岩石参数m i 与强度参数的经验关系 Table 3 Part of statistical results of uniaxial compressive strength and tensile strength of rock 文献 岩石名称 σ c (MPa) σ t (MPa) m i 经验范围 Cai [ 17 ] 钾肥岩石 25 2 / 石灰岩 52 4 12 ± 3 花岗岩 226 13 32 ± 3 硫化混合岩 70 4.45 (19 ± 3) 硫化混合岩 83 5.7 (19 ± 3) 硫化混合岩 91 6.8 (19 ± 3) 硫化混合岩 115 5.15 (19 ± 3) 片岩 65 8.75 12 ± 3 片岩 69 9.9 12 ± 3 片岩 73 8.7 12 ± 3 石英岩 152 11.4 20 ± 3 橄榄岩 67 6.2 25 ± 5 橄榄岩 155 8.35 25 ± 5 结晶花岗岩 169 11.85 32 ± 3 块状硫化物 124 11.85 (19 ± 3) 闪岩 110 8.9 26 ± 6 陈招军等 [ 18 ] 砂板岩 102.596 13.793 7 ± 4 砂岩 86.075 5.813 17 ± 4 泥岩 17.992 2.147 (7 ± 2) 蒋伟 [ 19 ] 曲阳花岗岩 99.25 11.8 32 ± 3 大理岩 49.78 3.22 9 ± 3 北山花岗岩 80.57 3.70 32 ± 3 灰岩 63.16 4.39 10 ± 2 王羽等 [ 20 ] 花岗岩 238 7.6 32 ± 3 大理岩 151 18.2 9 ± 3 花岗岩 181 7.5 32 ± 3 玄武岩 203 8.3 (25 ± 5) 大理岩 152 8.2 9 ± 3 表3. 部分岩石单轴抗压强度和抗拉强度统计结果 * 注： * 未列数据详见文献 [ 21 ] 中岩石的自然含水状态下的测试结果。 得到的抗拉与抗压强度的比值，绝大多数也分布在此区间。因各种岩石的经验参数m i 分布在2~35之间，故Richards等提出的经验公式对于m i 值较大及较小时将无法有效预测；Cai提出的经验公式含有岩石单轴压缩试验中的初始起裂强度σ c i ，虽然该值可由岩石单轴压缩试验中的声发射过程得到，但其与抗拉强度的关系尚不明确；经初步试算，由Gercek提出的经验公式得到的m i 值普遍偏小。故Colak等提出的经验公式成为唯一的选择，但通过比较Richards等与Colak等提出的经验公式可以发现，后者的计算结果要稍小于前者，该差值即为岩石单轴抗拉强度与抗压强度的比值，故尚需根据统计结果对Colak等提出的经验公式进行重新拟合，在比值σ t /σ c 与σ c /σ t 前分别确定一个系数a和b (形如式(2)所示)，使修正后的经验关系式能够较好地反应大多数岩石的经验参数m i 与其抗拉、抗压强度之间的关系。 m i = a σ c σ t − b σ t σ c (2) 根据表3及文献 [ 21 ] 的岩石单轴抗压强度和抗拉强度共计近100组统计结果，以比值σ t /σ c 与σ c /σ t 为自变量，经验参数m i 为因变量，采用1stOpt 4.0数理统计软件进行非线性曲线拟合(图1)，拟合的结果为a = 1.318，b = 4.586，即： m i = 1.318 σ c σ t − 4.586 σ t σ c = 1.318 σ c σ t − 4.586 1 σ c / σ t ， R 2 = 0.731 (3) 利用表达式(3)并结合岩石的经验参数m i 即可通过岩石单轴抗压强度间接获得单轴抗拉强度。但表达式(3)的相关系数并不高，可能的原因有： 1) 岩石参数m i 是基于三轴试验并且围压通常很大而获得的一经验值，部分岩石的取值区间较大，最大差值可达10，对于单轴拉伸或压缩应力状态下可能不太适用，针对某一特定岩石合理而准确地确定其m i 值存在较大的困难。 2) 鉴于岩石强度测试为破坏性试验以及试件数量的多寡等原因，故在部分统计结果中，岩石的单轴抗压强度与其抗拉强度可能不具有代表性。 图1. 参数m i 与比值σ c /σ t 关系曲线
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user: 4. 岩石I型断裂韧度K Ic 确定新方法及验算 4.1. 岩石I型断裂韧度K Ic 确定新方法 李江腾等 [ 23 ] 曾基于4种不同类型的岩石试验结果建立岩石I型断裂韧度K Ic 与抗压强度之间的相关关系。比较Zhang Z X建立的岩石I型断裂韧度K Ic 与抗拉强度、参数m i 与单轴抗压和抗拉强度之间的经验关系即式(3)，结合参数m i 并以单轴抗拉强度为联结，提出以岩石单轴抗压强度和参数m i 共同确定I型断裂韧度K Ic 的新方法，如式(4)所示。 K Ι c = − σ c ( m i − m i 2 + 24.177 ) 63.103 (4) 则在通过岩石单轴压缩试验获得其单轴抗压强度并结合参数m i ，即可根据式(4)方便地获得岩石I型断裂韧度K Ic 的估测值。 Table 4 Calculation results by the modified probational correlatio 文献 岩石名称 m i 范围 σ c (MPa) σ t (MPa) 实测K 1c (MPa∙m 1/2 ) m i 值 计算σ t (MPa) 计算K 1c (MPa∙m 1/2 ) K 1c 误查(%) 邓华锋等 [ 10 ] 砂岩(干燥) 17 ± 4 56.31 3.17 0.37 21 3.487 0.507 37.0 砂岩(饱和) 17 ± 4 46.17 2.61 0.3 20 2.998 0.436 45.2 李江腾等 [ 23 ] 矿石 / 53.1 / 1.56 7 8.999 1.308 −16.2 下盘橄榄岩 25 ± 5 25.61 / 0.71 20 1.663 0.242 −65.92 上盘橄榄岩 25 ± 5 42.96 / 1.1 22 2.541 0.37 −66.0 混合岩 (29 ± 3) 37.92 / 0.93 26 1.908 0.277 −70.2 大理岩 9 ± 3 62.7 / 1.59 8 9.504 1.381 −13.1 朱传云 [ 1 ] 花岗岩 32 ± 3 150 / 0.734 35 5.621 0.817 11.3 砂岩 17 ± 4 50 / 0.395 21 3.096 0.45 13.9 混合岩 (29 ± 3) 60 / 0.320 32 2.457 0.357 11.6 白云岩 (9 ± 3) 70 / 0.492 12 7.390 1.074 118.3 黄有爱等 [ 24 ] 闪云斜长 花岗岩 32 ± 3 177 / 0.88 34 6.826 0.992 12.7 195 / 0.85 35 7.307 1.062 25.0 220 / 0.80 35 8.244 1.198 49.8 173 / 0.95 34 6.672 0.970 2.1 王志 [ 25 ] 20℃红砂岩 17 ± 4 67.24 2.90 0.80 19 4.589 0.667 −16.6 60℃红砂岩 84.98 3.93 0.95 20 5.518 0.802 −15.6 100℃红砂岩 98.88 4.11 1.11 21 6.123 0.89 −19.8 150℃红砂岩 99.49 4.29 1.15 21 6.161 0.895 −22.1 200℃红砂岩 103.79 4.95 1.09 21 6.427 0.934 −14.3 250℃红砂岩 90.29 2.63 1.08 19 6.162 0.896 −17.1 300℃红砂岩 66.36 2.24 0.60 18 4.772 0.694 15.6 尹祥础等 [ 26 ] 红砂岩 17 ± 4 45.0 2.4 1.47 14 4.113 0.598 −59.3 花岗岩 32 ± 3 191.0 7.0 1.19 31 8.070 1.173 −1.4 大理岩 9 ± 3 151.5 6.5 1.70 12 15.994 2.325 36.7 辉长岩 27 ± 3 203.7 12.8 0.40 30 8.890 1.292 223.0 李祥龙等 [ 27 ] 砂岩 17 ± 4 70 5 0.68 21 4.335 0.63 −7.35 表4. 采用修正试用关系式的计算结果 4.2. 岩石I型断裂韧度K Ic 确定新方法的验算 以下通过本文统计的试验数据(包括13组包含岩石I型断裂韧度和单轴抗压强度值，14组包含岩石I型断裂韧度与抗拉强度、单轴抗压强度值的室内试验数据)对Zhang Z X推荐试用的岩石I型断裂韧度K Ic 与其抗拉强度之间的关系式和岩石参数m i 与其抗拉、抗压强度之间的经验关系式(3)进行可靠性检验。根据统计结果由岩石经验参数m i 与单轴抗压强度σ c 通过式(3)计算得到单轴抗拉强度σ t ，将σ t 代入Zhang Z X的直线关系式来估算K Ic 的值或直接由岩石经验参数m i 与单轴抗压强度σ c 通过式(4)来估算K Ic 的值，同时评价K Ic 的计算误差，采用修正试用关系式的计算结果如表4所示。 从表4可以看出，由式(4)估算得到的断裂韧度K Ic 的预测值大多具有较好的精度，除去两个最大误差，最大相对误差约为65%，在缺乏必要的试验数据时，该经验关系式可用于通过岩石单轴抗压强度对其I型断裂韧度进行初步估算。当岩石的经验参数m i 较大而单轴抗压强度与抗拉强度较小时相对误差也相应地增大。
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user: 5. 结论与建议 1) 岩石参数m i 与抗拉、抗压强度之间的经验关系式可表示为m i = 1.318σ c /σ t − 4.856σ t /σ c ，R 2 = 0.731。由此关系式，即可由岩石参数m i 和单轴抗压强度得到抗拉强度预测值。 2) 利用关系式 K Ι c = − σ c ( m i − m i 2 + 24.177 ) 63.103 ，即可通过岩石单轴抗压强度并结合H-B强度准则中 的经验参数m i ，估算取值较为困难的I型断裂韧度值K Ic 。 3) 岩石经验参数m i 与其抗拉、抗压强度之间的相关关系可能因岩石类型不同而相差较大。以上建议的三者之间的经验关系式，其相关系数R 2 并不高，通过岩石单轴抗压强度估算的部分I型断裂韧度K Ic 与实测值相差较大。针对不同岩石类型建立参数m i 以及断裂韧度K Ic 与其强度参数之间的经验关系有待于进一步的理论和试验研究。
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user: 摘 要 本文对单块周期极化晶体，在同一温度下先后经过倍频(SHG)与和频(SFG)过程实现级联三倍频输出进行了理论与实验研究。通过周期极化晶体的色散方程以及倍频与和频过程需满足的相位匹配条件，发现晶体所需倍频与和频极化周期只与基频光波长和工作温度有关，基频光波长确定后，同一工作温度相对应的倍频极化周期与和频极化周期即可确定。根据计算结果，在一块40 mm长的周期极化铌酸锂(PPLN)晶体上实现了1319 nm的级联三倍频蓝光输出，工作温度55.5℃。 关键词 :级联三倍频，周期极化晶体，蓝光 Copyright © 2018 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 蓝光激光器是近年来激光研究的一个热点，它在高密度光存储、生物与医学检测、彩色显示、水下成像与通信以及先进制造业等领域有广泛应用 [ 1 ] [ 2 ] [ 3 ] 。非线性频率变换是获得蓝光激光的常用手段，一般利用二阶非线性效应获得蓝光激光，其非线性系数要比高阶的非线性系数大，这通常意味着更高的转换效率 [ 4 ] 。通过二阶非线性效应获得蓝光激光一般需要倍频(SHG)、和频(SFG)过程。对于400 nm~480 nm波段的蓝光，当基频光波长在800 nm~960 nm范围内时，可通过一次二阶非线性变换实现蓝光输出。例如Nd:YAG产生的946 nm光，可通过倍频方式实现473 nm蓝光 [ 5 ] ，Nd:GdVO4产生的880 nm激光，可通过倍频实现440 nm蓝光 [ 6 ] 。1319 nm、1342 nm光往往要先后经过倍频与和频来实现蓝光输出，即级联三倍频 [ 7 ] [ 8 ] 。要实现非线性频率变换，就要利用非线性晶体来产生非线性效应。对于三硼酸锂(LBO)、磷酸钛氧钾(KTP)、β-硼酸钡(BBO)等非线性晶体，需要通过角度相位匹配或温度相位匹配的方式满足相位匹配条件，实现非线性频率变换 [ 9 ] 。该方式必须按照特定方向切割晶体，维持在一个特定的工作温度，往往无法利用晶体的最大非线性系数，这限制了非线性转换效率的提高。对于角度相位匹配方式，两束偏振态不同的光在非线性晶体中传播时，会因双折射效应分离，产生走离效应，也会降低非线性转换效率。准相位匹配技术利用周期极化晶体实现非线性频率变换，理论上可以利用晶体的最大非线性系数，而且不会产生走离效应 [ 10 ] [ 11 ] [ 12 ] 。另外，LBO、KTP、BBO等晶体在实现级联三倍频过程中，倍频、和频的匹配角度或者匹配温度不一样，需要两块晶体分开实现倍频与和频过程，而且实现倍频、和频的两块晶体之间往往需要加入耦合系统，需要两个温控装置实现不同的温度控制。准相位匹配的方式，可通过单块周期极化晶体，不同极化周期实现倍频与和频，而且可以通过设计使其工作在同一温度。这种方式不再需要两块晶体之间的耦合，温度控制也更为简单。
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user: 2. 理论分析 通过准相位匹配方式实现非线性频率变换时，周期极化晶体中的耦合波方程如下： ∂ E 1 ∂ z = i ω 1 2 n 1 c d Q E 3 E 2 * exp ( i Δ k ⋅ z ) ∂ E 2 ∂ z = i ω 2 2 n 2 c d Q E 3 E 1 * exp ( i Δ k ⋅ z ) ∂ E 3 ∂ z = i ω 3 2 n 3 c d Q E 1 E 2 exp ( − i Δ k ⋅ z ) (1) d Q 为周期极化晶体的有效非线性系数，表达式如下： d Q = d H ∑ m = − ∞ + ∞ | i m π [ 1 − cos ( 2 m D π ) ] | exp ( − i 2 π m Λ z ) (2) 上式中，d H 为周期极化晶体可利用的最大非线性系数；m为极化周期阶数，D为占空比，一般取D = 0.5，此时m应取奇数；Λ为极化周期。当极化周期阶数只取某一阶时，耦合波方程可化为： ∂ E 1 ∂ z = i ω 1 2 n 1 c 2 d H m π E 3 E 2 * exp [ i ( k 3 − k 2 − k 1 − 2 π m Λ ) ⋅ z ] ∂ E 2 ∂ z = i ω 2 2 n 2 c 2 d H m π E 3 E 1 * exp [ i ( k 3 − k 2 − k 1 − 2 π m Λ ) ⋅ z ] ∂ E 3 ∂ z = i ω 3 2 n 3 c 2 d H m π E 1 E 2 exp [ − i ( k 3 − k 2 − k 1 − 2 π m Λ ) ⋅ z ] (3) 极化周期应满足相位匹配条件： k 3 − k 2 − k 1 − 2 π m Λ = 0 (4) 根据公式(4)，极化周期表达式为： Λ = 2 π m k 3 − k 2 − k 1 = m n 3 λ 3 − n 2 λ 2 − n 1 λ 1 (5) PPLN晶体色散方程中，晶体折射率是温度与波长的函数。晶体的Sellmeier方程如下 [ 13 ] ： n e 2 = a 1 + b 1 f + a 2 + b 2 f λ 2 − ( a 3 + b 3 f ) 2 + a 4 + b 4 f λ 2 − a 5 2 − a 6 λ 2 f = ( T − 24.5 ) ( T + 570.82 ) (6) 方程中各参数如表1，表中参数引自参考文献13。 公式(6)中λ为波长，单位μm，T为温度，单位℃。 级联三倍频的倍频过程中 λ 1 = λ 2 = 2 λ 3 ，和频过程中 λ 1 = 2 λ 2 = 3 λ 3 ，故某特定阶数的极化周期是温度与基频光波长的函数： Λ = Λ ( λ 1 ， T ) 。以PPLN晶体实现1319 nm三倍频为例，倍频极化周期与和频极化周期与温度的关系如图1。 Table 1 Parameters of Sellmeier equatio Parameter n e (5% MgO doped) a 1 5.756 a 2 0.0983 a 3 0.2020 a 4 189.32 a 5 12.52 a 6 1.32 × 10 −2 b 1 2.860 × 10 −6 b 2 4.7 × 10 −8 b 3 6.113 × 10 −8 b 4 1.516 × 10 −4 表1. Sellmeier方程参数 图1. 温度与极化周期的关系 确定工作温度后，倍频极化周期与和频极化周期即可确定。在理论工作温度30℃时，1319 nm倍频所需晶体极化周期为13.0 μm (m = 1)，和频极化周期为12.4 μm (m = 3)。
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user: 3. 实验结果与分析 在确定极化周期后，利用5 mm倍频长度与35 mm和频长度，总长40 mm的PPLN晶体进行实验。实验装置简图如图2，采用声光调Q，偏振输出，45˚镜抑制1064 nm振荡，通过耦合透镜将基频光耦合进PPLN晶体，经过色散棱镜后，蓝光、红光、基频光分离。 基频光实验中，1319 nm光重频400 Hz，脉宽110 ns，光束质量 M x 2 = 1.81 ， M y 2 = 2.65 ，光斑束腰 半径在经过耦合透镜后为0.406 mm (x)与0.4965 mm (y)。在基频光功率530 mW，工作温度55.5℃时，得到了最高2.4 mW的蓝光输出，此时红光功率为147 mW。实验测量了基频光入射耦合透镜前的功率以及 图2. 三倍频实验光路 经过色散棱镜后的出射光总功率，在基频光功率530 mW时，出射光总功率370 mW，约有30.2%的损耗。 实验测得的蓝光转换效率，在去掉损耗影响的情况下只有6‰。 实验测得基频光中心波长1318.8 nm，红光中心波长659.44 nm，蓝光中心波长为439.5 nm。 级联三倍频的设计方案中，经过倍频晶体部分后的倍频高斯光束与基频高斯光束之间的光斑面积比为1:2，参与和频过程的基频光占倍频后剩余基频光功率的63%，而理想的和频过程的倍频光与基频光光子数比为1:1，故要求倍频效率为55.75%，三倍频理想转换效率最高只有83.6%，无法达到100%。在实验中，红光功率147 mW，转换效率39.7%，需要提高光功率密度或者增加晶体长度提高转换效率。另外，实验发现PPLN晶体的理论工作温度与最高蓝光转换效率时的工作温度差距比较大，这主要由晶体的极化周期误差导致。 晶体的极化周期误差除引起工作温度的变化外，也会导致转换效率的下降。单一周期的周期极化晶体，极化周期误差可通过温度调节，补偿因此产生的相位失配。即： Λ + Δ Λ = m n 3 ( λ 1 ， T + Δ T ) λ 3 − n 2 ( λ 1 ， T + Δ T ) λ 2 − n 1 ( λ 1 ， T + Δ T ) λ 1 = f ( λ 1 ， T + Δ T ) (7) 对于有两个极化周期的晶体来说，倍频极化周期误差与和频极化周期误差并不相同，达到补偿条件的温度也各不相同， Δ T S H G = f − 1 ( λ 1 ， ΔΛ S H G ) ， Δ T S F G = f − 1 ( λ 1 ， ΔΛ S F G ) 。倍频与和频过程的理想工作温度为T 0 ，相位匹配时的工作温度为 T S H G = T 0 + Δ T S H G ， T S F G = T 0 + Δ T S F G 。级联三倍频需要先进行倍频过程，以倍频过程的工作温度T SHG 为实际工作温度时，该温度下和频过程的相位失配量为 Δ k = 2 π m / f ( λ 1 ， T S F G ) − 2 π m / f ( λ 1 ， T S H G ) 。 Δ T ′ = Δ T S H G − Δ T S F G 越大，和频过程的相位失配也就越大。相位失配所导致的和频效率下降，可用下面的公式表示： η = A ⋅ sinc 2 ( Δ k L / 2 ) (8) 其中，A为高斯光束级联三倍频时的最高转换效率，由上文分析可知，约为83.6%。公式右边第二项表示晶体长度一定，因极化周期误差导致相位匹配工作温度不同，引起相位失配时，对转换效率的影响。示意图如图3。 图中T表示倍频相位匹配时的工作温度而横坐标表示和频相位匹配时的工作温度，因极化周期误差，两者相位匹配时的工作温度并不相同，∆T即表示因此引起的倍频与和频的匹配温度差值。当两者相位匹配工作温度相同时，转换效率最高，为83.6%。两者相位匹配工作温度不同，当以倍频相位匹配温度为实际工作温度时，和频转换效率会下降。其中，T的值与∆T的值取决于晶体极化周期及其误差，晶体极化周期误差越大，转换效率下降越明显。另外，由公式(8)可知，当极化周期误差导致的相位失配量为定值时，晶体长度越长，转换效率下降越明显。 图3. 和频匹配温度与转换效率之间关系的示意图 通过以上分析，为提高转换效率需提高极化周期精度，减小误差，并合理设计晶体倍频与和频部分的长度。
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user: 4. 结论 实验证明，通过一块晶体，在同一温度下实现级联三倍频蓝光输出的方法是可行的。该方法与两块晶体分开实现倍频与和频的方式相比，温控以及整体结构更加简单；而且该方法不仅适用于1319 nm波长的级联三倍蓝光输出，在周期极化晶体透光波段范围内的其他波长也同样适用。通过进一步分析发现，提高晶体的极化周期精度，合理设计晶体的倍频与和频长度，实现高转换效率的三倍频输出是可能的。论文中的分析可为相关的级联三倍频设计提供参考。
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user: 摘 要 导电性和介电性是储层的两大电学基础性质。传统电法在非常规储层的勘探和开发中，越来越不能适应现场作业要求，而岩石的介电性能在致密储层中更加明显。本文主要内容为运用页岩岩心模拟井眼环境，在实验室环境下，进行不同岩心的阻容参数的测量，根据对测量数据的分析得出岩心物性的双电规律。实验表明，页岩电阻率和电容率随着频率的增加而降低，但其电容率参数的频散效应比同条件下的电阻率参数频散效应显著。研究发现，不同的频率段，岩石的阻容频散特征是存在差异的，1 Hz~10 kHz，电容率变化量大，10 kHz~100 kHz，电容率的变化量小。研究还发现，岩心电容率的频散与岩心的饱和度有密切关系，对于同一块岩心，含水饱和度越大，频散效应越明显。最后，统计岩心双电数据与含水饱和度的规律，为评价饱和度提供一种新的途径。 关键词 :岩心测试，岩电实验，电阻率，电容率，频散，饱和度 Copyright © 2018 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 激电法测井是我国应用较广，效果甚好的一种电法测井方法。从50年代末开始研究并取得成效以来，已有30多年的发展历史。激发极化法在金属矿勘查中已获得广泛应用，其主要优点是在所有电子导电性的矿体或矿化体上，都能观测到明显的激电异常；而在能引起电阻率法异常的离子导电体上，不会产生明显的激电异常。但常规激电法也经常受到不含矿的黄铁矿化和石墨化地层引起的非矿激电异常的干扰。此外，为了提高野外观测的信噪比，降低供电电流强度，近年人们注重在频率域中作激电观测(即频率域激电法或交流激电法。而在较高频段上的观测结果，必然会包含电磁效应，如何区分电磁效应和激电效应就成为了频率域激电法的一大难题。为了识别、分别提取及利用激电效应和电磁效应，区分不同矿和非矿激电异常，从上世纪70年代末期开始，国际上发展了频谱激电法(SIP)，也称复电阻率法(CR) [ 1 ] [ 2 ] 。虽然，早在上世纪50年代末，J. R. Wait以其著名论文“双频法”开创了在频率域开展激电法的先河；但通过复电阻率频谱测量，分别提取电磁效应和激电效应，并识别激电异常，奠定频谱激电法基础的功劳，应属美国犹他大学W. H. Pelton博士和他的导师S. H. Ward等。1981年，K. L. Zonge等提出利用复电阻率测量提取激电、电阻率和电磁散射参数，进行油气勘探，成功地利用复电阻率法和剩余电磁效应(REM)找到油气，使该方法在国际上获得重视和认可，进一步开拓了频谱激电法和复电阻率法的应用领域。我国从上世纪80年代初开始引进频谱激电法，并在方法的物性基础，基本理论，方法技术和实际应用等方面开展了全面和深入的研究，形成了比较完善的方法理论和应用技术体系，并在金属矿产和油气勘探中，取得一大批良好的地质找矿效果，对频谱激电法的发展做出了显著的贡献 [ 3 ] [ 4 ] [ 5 ] [ 6 ] ，。自1997年起，胜利油田和美国的EMI公司合作，开展井间电磁成像系统的应用研究 [ 7 ] [ 8 ] ，在胜利油田进行了井间实际测量并对采集的数据进行处理。大量研究表明，地层复电阻率解释的发展 [ 9 ] [ 10 ] 在改善油气评价的质量和能力对确定储层的含油饱和度 [ 11 ] [ 12 ] 以及油田开发中后期水淹油层的水淹程度 [ 13 ] [ 14 ] [ 15 ] 等方面都能发挥有效的作用。
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user: 2. 实验测量 2.1. 实验材料 主要实验设备有日本LCR测量仪， BH-II型高压真空饱和仪和Galaz (格兰仕)微波炉、电子天平和游标卡尺。 2.2. 实验测量过程 首先，对岩心样品进行基础参数的称量，包括岩心高度、直径、干重等参数，用圆柱体体积计算公式计算出岩样体积，并在岩样饱和后测量其湿重数据，用体积法算出岩样孔隙度，测量及计算结果见表1。 然后配制0.125 mol/L的盐溶液，测量过程中，将其倒入高压真空饱和仪的溶液室，把岩心放入岩心室，密封后，进行加压抽真空饱和。进行岩心的抽真空加压饱和。将岩心放入BH-II型高温高压真空饱和仪，在压力为30 MPa，真空度为−0.092 MPa条件下饱和13~24 h小时。待岩心100%饱和后，开始测量全饱和时的岩心电阻和电容参数。接下来，进行岩心烘干测量。将岩心放入微波炉进行烘干，在中火条件下烘干5分钟，取出岩心，测量其重量，重复以上步骤，直到相邻两次岩心重量相差2 g为止，计算其饱和度。然后连接LCR仪器进行测量。重复上述实验过程，统计每一次测量的重量与含水饱和度。所谓含水饱和度，即岩石孔隙中水的体积与孔隙体积之比。 式中：Sw——含水饱和度，%； V w ——岩石中水的体积，cm 3 ； V Φ ——岩石中孔隙的体积，cm 3 测量的重量与含水饱和度计算见表2。