DreamBlooms/HansPub-15000-to-45000 huggingface dataset:
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user: 6. 结论 1) 小林克–哈拉海断裂带在萨尔图油层内断层侧向封闭类型以断层岩封闭为主，只在S 2 油层组内夹杂少量岩性对接封闭。 2) 平面上，小林克–哈拉海断裂带中部及北部断层的SGR值明显较南部断层低；剖面上，断层岩SGR值自上而下逐渐增大，在S 0 油层组上部的嫩一、二段盖层段部位，断层岩SGR值有明显的升高。 3) 根据小林克–哈拉海断裂带各萨尔图油层组的断层侧向弱、中等、强封闭区域油气下限，定量评价得到研究区断层多呈现出中等侧向封闭能力，S 3 油层组发育的弱封闭能力断层条数最多，S 4 、S 2 油层组次之，S 1 油层组最少仅发育1条；在S 0 和S 1 油层组内中部地区发育少量强封闭能力断层。
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user: 摘 要 大庆朝阳沟油田低/特低渗透油藏自1986年以来历经30多年水驱开发，目前已进入中高含水阶段，地下油水分布状况复杂，呈现出高注采比、低地层压力保持水平的现象，与常规油藏符合物质平衡理论的现象具有较大差异。本文以朝阳沟油田为研究对象，研制符合低/特低渗透油藏地质特征的砂–泥岩复合岩性模型，开展储层、过渡岩性、泥岩等不同岩性的吸水特征实验，分析油水分布状况，深入研究低/特低渗透油藏注水开发普遍高注采比的原因。研究结果表明，除了砂岩储层吸水外，过渡岩性、含砂泥岩、纯泥岩均有不同程度的吸水能力，吸水量分别占30%、11%、7%，即仅有52%左右的注入水在地层条件下真正驱替原油，这一研究成果揭示了低/特低渗透油藏注水量高、地层压力低的真实原因，为低/特低渗透油藏砂–泥岩储层有效开发对策的制定提供了依据。 关键词 :低/特低渗透油藏，复合岩性模型，吸水特征，岩性，压力特征，注采比 Copyright © 2020 by author(s)， Yangtze University and Hans Publishers Inc. This work is licensed under the Creative Commons Attribution International License (CC BY 4.0). http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/
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user: 1. 引言 大庆油田朝阳沟扶余油层于1986年投入开发，为低/特低渗透油藏，水驱开发初期产量高、递减快，压力传导慢、注水见效慢，为了提高油层压力、保证油井产油能力，采用“早注水、早分层、高水质、高水驱控制程度、高注采比、适时转注”的注水政策，取得了一定的开发效果。自“十二五”以来，坚持“四个精细”挖潜思路，严格执行套损井控注、水井不连通层单卡停注等措施，强化有效注水，控制无效注水，注采比得到有效控制，年注采比稳定在2.3左右，累积注采比2.65，表现出高注采比的现象 [ 1 ] [ 2 ]。高注采比现象在低/特低渗透油藏开发中普遍存在，应用常规的中高渗透油藏注采比概念难以解释低/特低渗透油藏高注采比的原因。目前普遍认为低/特低渗透油藏非均质严重、启动压力梯度大、应力敏感、无效注水、储层弹性形变和非储层吸水等客观因素是引起高注采比 [ 3 ] [ 4 ] [ 5 ] [ 6 ] 的原因，比如吴琼等人 [ 7 ] [ 8 ] 认为高注采比主要受无效注水、垂直裂缝、弹性存水量、储层沉积特点和固井质量等因素影响，特别是参与形变的油层体积大小对油层弹性存水量影响显著，但却未深入研究不同岩性的吸水变化特征；吴杰和HEGGHEIM T等人 [ 9 ] [ 10 ] 指出导致低渗透油藏“注不进、采不出”的原因是储层非均质性、储层孔喉细小、渗透率低、非线性渗流、启动压力梯度和应力敏感现象等客观因素造成的；熊伟 [ 11 ] 指出注采比是影响低渗透油藏有效驱动的因素，低注采比不利于建立油藏有效驱动系统，但过高注采比导致注采压差的升高，易造成粘性指进及单层突进；周莉等人 [ 12 ] [ 13 ] 开展粗砂岩、中砂岩和细砂岩吸水特性试验，研究结果表明砂岩中的黏土矿物具有遇水膨胀特性，且孔隙分型特征与吸水特性具有良好的相关性，但未针对单一纯泥岩或含砂泥岩等岩性的吸水特征进行定量描述。因此，为了进一步量化非储层吸水和储层弹性形变引起的无效注水量对注采比的贡献，本文研制了反映低/特低渗透油藏纵向岩性分布特征的砂–泥岩复合岩性模型，同时开展砂–泥岩复合岩性模型吸水特征实验，深入研究了低/特低渗透油藏砂–泥岩复合岩性模型中不同岩性不同部位的压力变化规律，明确了储层、过渡岩性、泥岩等不同岩性的油水分布状况及吸水特征，为低/特低渗透油藏砂–泥岩储层有效开发对策的制定提供了依据。
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user: 2. 砂–泥岩复合岩性模型研制 低/特低渗透油藏吸水剖面测试主要研究不同渗透率级别储层的吸水状况 [ 14 ]，并未深入研究储层注入水对过渡岩性和泥岩等非储层的影响，因此，本文以朝阳沟油田为研究对象，首次研制砂–泥岩复合岩性模型，探索低/特低渗透油藏高注采比的成因 [ 15 ]。选取朝阳沟油田密闭取心井朝85-检153井岩性数据资料，结合测井解释曲线，研究低/特低渗透油藏纵向岩性分布特征、设计模型参数，制作符合朝阳沟油田地层特征的砂–泥岩复合岩性模型，为开展低/特低渗透油藏复合岩性模型吸水特征研究提供基础。 2.1. 模型参数设计 根据取心井资料，朝阳沟油田纵向岩性分别有砂岩、粉砂岩、泥质粉砂岩、含泥粉砂岩、灰质粉砂岩、含砂泥岩、粉砂质泥岩、泥灰岩、泥岩共9种，其中，砂岩、粉砂岩、泥质粉砂岩、含砂泥岩和纯泥岩为5种主要岩性，合计占总岩性的99.16%，其它类型仅占0.82%，5种岩性厚度比例如图1所示。按照离储层从近到远，砂岩、粉砂岩、泥质粉砂岩、粉沙质泥岩厚度分布比例分别为9.68%、5.48%、12.21%、15.30%，而纯泥岩厚度比例高达57.33%，仅能反映取心井钻遇纯泥岩岩性的概率，并不能真实反映储层发育及岩性过渡情况 [ 16 ]。 图1. 取心井主要岩性厚度比例图 根据岩性相似的原则将岩性划分为储层、过渡岩性和泥岩3种类型，取心井F173层纵向岩性分布参数见表1。与储层发育相对应的纯泥岩厚度所占比例明显降低，储层砂岩、过渡岩性和泥岩厚度之比为1:1.06:1.21，可用来设计符合朝阳沟油田地层特征的砂–泥岩复合岩性模型。结合砂–泥岩复合岩性模型设计要求，设计砂–泥岩复合岩性尺寸为32 cm × 33 cm × 5 cm，厚度之比为1:1.33:1.33，并考虑到不同岩性内部纵向分布差异，将储层分成3种渗透率规格(25、15、5 × 10 −3 μm 2 )，过渡岩性分成2种渗透率规格(3、1 × 10 −3 μm 2 )，泥岩分成2种渗透率规格(0.5、0 × 10 −3 μm 2 )。 Table 1 Parameter design of composite lithology mode 分类 取心井参数 模型设计参数 岩性 厚度(m) 比例(%) 岩性 厚度(cm) 渗透率(10 −3 μm 2 ) 泥岩 纯泥岩 2.24 30.58 纯泥岩 6 0 含砂泥岩 0.47 6.42 含砂泥岩 6 0.5 围岩 泥质粉砂岩 1.32 18.04 过渡岩性2 6 1 粉砂岩 1.05 14.35 过渡岩性1 6 3 储层 砂岩3/有效 0.75/0.61 10.20/8.29 砂岩3 3 5 砂岩2/有效 0.75/0.61 10.20/8.29 砂岩2 3 15 砂岩1/有效 0.75/0.61 10.20/8.29 砂岩1 3 25 表1. 复合岩性模型参数设计 2.2. 复合岩性模型制作 根据复合模型参数设计，将代表不同岩性的天然露头岩心胶结在一起，通过环氧树脂将其包裹，对砂–泥岩复合模型进行制作，如图2所示。对比天然露头岩心和朝阳沟油田取心井岩石成分，密闭取心井取心岩石以石英、长石以及岩屑为主，平均含量分别为26.07%、24.90%、32.35%，从表2可以看出，复合岩性模型岩石成分与密闭取芯井相近，平均含量分别为28.98%、27.86%、25.41%，确保复合岩性模型储层的实验精度。 图2. 复合岩性模型制作成品 Table 2 Rock composition of composite lithology mode 岩性 天然岩心 编号 碎屑含量(%) 泥质含量 (%) 胶结物含量(%) 石英 长石 岩屑 泥岩 BC01 31.5 28.2 5.3 32.8 2.2 BC04 30.6 26.6 12.6 27.6 2.6 围岩 BC03 27.2 28.6 28.6 11.2 4.4 BC07 27.6 26.8 31.8 10.3 3.5 储层 BC06 29.3 27.2 32.8 5.2 5.5 BC09 28.5 29.1 33.6 3.2 5.6 BC10 28.2 28.5 33.2 5.2 4.9 表2. 复合岩性模型岩石成分
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user: 3. 复合岩性模型吸水实验 图2中复合岩性模型左侧为注入端，右侧为采出端，为模拟低/特低渗透油藏真实水驱开发过程，注入端和采出端均只在储层处注入和采出。然后开展复合岩性模型水驱油实验，实验温度45℃，开始前控制注入端和采出端压力均为3 MPa，保持注入速度不变逐渐降低采出端压力，直至建立有效驱动体系为止。最后研究注采比和模型不同部位压力变化特点，进一步确定复合岩性模型中纯泥岩、含砂泥岩、过渡岩性和各类储层在地层中的吸水特征。 3.1. 设备材料 实验中用到的主要设备有：ZJ-HK型特I型恒温箱；Φ600 × 600型高压模拟容器；2XZ-8B旋片式真空泵；HBS-S50/70双缸恒速恒压驱替泵；OTS-550无油空气压缩机；ZR-3型回压；HPV型回压阀；YB-150A、B型压力表若干；围压泵、六通阀。 模拟油为油田地面脱气原油(朝86区块综合油样，其粘度29.2~67.5 mPa∙s)与煤油按一定比例配制而成，温度45℃时粘度为9.8 mPa∙s；模拟水为蒸馏水和NaCl等药品配制而成，矿化度为5231 mg/L。 3.2. 实验步骤 将复合岩性模型置于45℃恒温箱中，按照实验流程对设备进行连接，测压点连接压力表，出口处接入回压阀，应用HBS-S50/70双缸恒速恒压驱替泵进行驱替，控制采出端压力，记录不同测压点的压力变化。复合岩性模型水驱油实验具体实验步骤如下： 1) 在高压模拟容器中，设置复合岩性模型围压为3 MPa。 2) 控制注入端压力为3 MPa，打开回压阀，控制采出端压力为3 MPa，用来模拟实际地层压力。 3) 将回压阀压力降低0.1 MPa后，每隔一固定时间记录流量和压力表数据，当瞬时流量较低时，以0.1 MPa为单位，继续降低回压阀压力。 4) 重复上一操作，直至同一回压阀压力下所测的瞬时流量趋于稳定为止，此时，模型中注入端和采出端已建立起有效驱动体系，注采压差保持稳定。 5) 增大测量时间间隔，每隔1 h记录采出端流量和压力表压力，直至采出液含水达到98%为止。
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user: 4. 复合岩性模型实验结果 4.1. 流量变化特征 开展复合岩性模型水驱油实验，注入速度为0.10 mL/min，研究采出端流量变化特征，采出端压力和流量随时间变化如图3所示。 采出端压力(回压阀压力)刚开始降低时，驱替压差很小，保持驱替压差不变时，采出端瞬时流量不稳定，呈下降趋势，此时平均瞬时流量较低，注采比最大，为2.53；继续降低采出端压力，瞬时流量突然升高，然后呈下降趋势，即瞬时流量发生周期性变化，随着驱替压差的增大，周期内瞬时流量变化范围逐渐减小，模型仍处于不稳定渗流阶段；当采出端压力降低至1.1 MPa时，驱替时间达到25.0 h，此时模型刚刚建立起有效驱动体系，采出端瞬时流量不再变化，并逐渐趋于稳定；建立有效驱动体系后，瞬时流量缓慢增大，注采比降低，当瞬时流量增大至与注入速度相同时，注采比趋近于1，此时模型已进入稳定渗流阶段。 图3. 复合岩性模型储层压力和流量变化曲线。(a) 不稳定渗流阶段采出端压力变化曲线；(b) 不稳定渗流阶段流量变化曲线；(c) 流量变化曲线；(d) 注采比变化曲线 4.2. 压力变化特征 根据复合岩性模型实验数据，研究复合岩性模型储层、过渡岩性和泥岩不同部位压力变化特征，不同岩性注入端和中部压力随时间变化曲线如图4所示。 图4. 复合岩性模型不同部位压力变化曲线。(a) 注入端压力变化曲线；(b) 中部压力变化曲线 对于储层，随着注入时间增加，储层注入端压力最早发生变化，呈缓慢上升趋势，达到稳定渗流所需的时间最短，当注入倍数为2.2 PV时，达到稳定渗流的压力最大，为5.16 MPa，而中部压力传导具有滞后性，一段时间后压力才出现明显变化，呈先下降后上升的趋势，且储层物性越好，中部压力开始变化和达到最低值对应的时间越短，达到稳定渗流的压力越大。降低采出端压力后，渗透率较高的储层剩余油最先被动用，储层1中部压力快速降低，当注入倍数为0.2 PV时，储层中部压力达到最低值，随后快速升高，达到稳定渗流时压力最大，为3.45 MPa；然后渗透率居中的储层剩余油被动用，储层2压力降低，渗透率较低的储层剩余油最后被动用，储层3压力缓慢降低，当注入倍数为0.7 PV时，储层中部压力达到最低值，随后缓慢升高，达到稳定渗流时压力最小，为3.39 MPa。 对于过渡岩性，随着注入时间增加，过渡岩性注入端压力变化趋势与储层注入端压力相同，均呈缓慢上升趋势，与储层相比，过渡岩性注入端压力发生变化所需的时间增长，达到稳定渗流时的压力较低，而中部压力传导同样具有滞后性，水驱一段时间后压力才出现明显变化。研究表明，过渡岩性中含有一定体积的含气饱和度以及干孔隙，在水驱油过程中，注入端储层容水量逐渐增多形成憋压，使得部分注入水在压差作用下进入过渡岩性中，过渡岩性注入端处压力缓慢上升，受贾敏作用影响，注入水难以进入被气体和干孔隙占据的那一部分孔隙体积，接近水驱结束时注入端压力基本保持稳定，低于储层压力，而中部处过渡岩性压力变化较为滞后，大多数注入水由注入端注入、采出端采出，只有少部分通过储层中部的注入水在压差作用下才进入过渡岩性中部，具有小幅压力变化。 对于泥岩，随着注入时间增加，泥岩注入端压力最晚发生变化，呈缓慢上升趋势，达到稳定渗流所需的时间最长，当注入倍数为2.2 PV时，达到稳定渗流的压力最小，为4.21 MPa，而含砂泥岩以及纯泥岩中部处并未出现明显压力变化，说明含砂泥岩以及纯泥岩中部未受效，无需给出过渡岩性、含砂泥岩以及纯泥岩采出端测压点压力变化曲线。研究表明，含砂泥岩既具有纯泥岩的特性又具有一定的渗透性，说明含砂泥岩吸水能力较纯泥岩强，在水驱油过程中，注入端储层容水量增加，在储层和过渡岩性界面上憋压使得部分注入水进入过渡岩性中，同样，在过渡岩性界面上憋压后，才可能进入含砂泥岩以及泥岩中，随着进入含砂泥岩以及纯泥岩的注入水量增多，含砂泥岩与纯泥岩注入端压力增大，并且注入水进入纯泥岩后不再流出，纯泥岩憋压，压力继续增大，而泥岩中部测压点压力无明显变化。 4.3. 容水特征对比 通过实验测定单一岩性在不同时间的平均压力和容水系数变化曲线，建立泥岩、含砂泥岩、过渡岩性容水系数与水浸端压力、水浸端到岩样中心距离关系。计算劈分系数，将累积吸水量劈分到不同岩性，复合岩性模型不同岩性吸水比例如图5所示，不同岩性累积吸水比例如图6所示。 图5. 复合岩性模型不同岩性吸水比例变化趋势 图6. 复合岩性模型不同岩性累积吸水比例 随着时间增大，不同岩性吸水量均呈先上升后平稳的趋势，当驱替时间为72 h时，注采基本达到平衡，此时模型的注采比为1.46，且储层、过渡岩性、含砂泥岩和纯泥岩的吸水量依次降低，吸水比例为0.52:0.30:0.11:0.07。研究表明，在朝阳沟油田低/特低渗透油藏水驱开发过程中，注入水在储层憋压作用下被靠近储层的过渡岩性和泥岩等吸水，封闭地层条件下仅剩余约52%的注入水发挥驱油作用，直接影响低/特低渗透油藏储层吸水和驱油效果。从油藏开发客观规律来看，过渡岩性和泥岩吸水引起的高注采比现象难以避免，不能简单的使用注采比、吸水等参数评价储层注入采出状况、制定合理开发政策等，需要对累积注水量和驱替水量进行合理换算及修正。在综合分析地层压力、水驱动用程度、递减速度、含水上升速度等主要开发指标的基础上，考虑油层段、非油层段的吸水量和弹性形变对总注水量进行劈分，确定储层中起驱油作用的有效注入量，在油田开发调整过程中，适当提高注水强度以保证驱替水量满足注水政策要求，为低/特低渗透油藏砂–泥岩储层有效开发对策的制定提供了依据。
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user: 5. 结论 1) 根据密闭取心井资料和测井解释资料，设计包括储层以外的岩性分布特征及参数，研制符合朝阳沟油田地层特征的砂–泥岩复合岩性模型，反映储层、过渡岩性和泥岩的沉积韵律规律，为深入研究低/特低渗透油藏吸水特征奠定基础。 2) 砂–泥岩复合岩性模型室内实验研究表明，随着储层注水时间的增加，储层、过渡岩性和泥岩注入端压力依次发生变化，不同岩性注入端压力均呈缓慢上升趋势，达到稳定渗流时压力依次降低；中部压力传导具有滞后性，随着储层注水时间的增加，储层中部压力呈先下降后上升的趋势，且物性越好的储层压力率先发生变化，达到稳定渗流时压力最大，而过渡岩性中部压力呈缓慢上升趋势，纯泥岩中部压力无明显变化。 3) 除砂岩储层吸水外，过渡岩性、含砂泥岩、纯泥岩均有不同程度的吸水能力，吸水量分别占30%、11%、7%，即仅有52%左右的注入水在地层条件下真正驱替原油，揭示了低/特低渗透油藏注水量高、地层压力低的原因。
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user: 摘 要 油气管道的SCADA系统网络安全关系到国家的战略安全，网络安全建设是根据相应的安全保护等级，通过安全防护技术体系和安全管理体系两部分进行的。安全保护等级的确定应根据相关标准，结合定级要素与安全保护等级的关系，按照定级流程，通过对定级要素分析，综合业务信息安全等级和系统服务安全等级，确定出网络安全保护等级。防护技术体系建设需要结合五个层面存在的安全问题和可能的风险，从SCADA系统的重要程度入手，确定安全保护需求，提出针对性安全技术措施，形成系统安全技术体系结构。安全管理体系是防护技术体系的支撑，两者相互关联，相辅相成。 关键词 :SCADA系统，网络安全，安全保护等级，安全通信网络，安全区域边界，安全计算环境，安全管理中心 Copyright © 2020 by author(s)， Yangtze University and Hans Publishers Inc. This work is licensed under the Creative Commons Attribution International License (CC BY 4.0). http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/
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user: 1. 引言 SCADA系统(Supervision Control And Data Acquisition，数据采集与监控)是国内长输油气管道常用的工艺控制系统，用于在调控中心对站场进行现场数据采集和控制 [ 1 ]，以中国石油天然气集团有限公司(简称中国石油)为例，其东北、西北、西南及海上4大油气通道战略布局基本完成，全国性油气管网已初具规模；通过覆盖全国管网的SCADA系统，实现管网全部集中调控 [ 2 ]，可以说，油气管道的SCADA系统网络安全关系到国家的战略安全。 随着油气管道自动化水平的提高和智能管道建设的推进，SCADA系统网络设备在不断增加，在网络安全形势与挑战日益严峻、复杂的环境下，油气管道行业的SCADA系统网络安全风险呈攀升趋势。 2017年，国家发布了《网络安全法》。2019年，网络安全等级保护2.0制度由公安部正式实施，并强制执行。网络安全建设的相关标准也相继发布实施。以往针对油气管道网络安全建设的文章或是只侧重某几个方面，仅在SCADA系统的终端防护、局域网防护和边界防护三个防御策略上进行了论证 [ 3 ]，或是没有按照等保2.0制度进行整体要求和论证 [ 4 ]，或是仅对SCADA系统数据传输的安全风险进行了研究 [ 5 ] [ 6 ]，或是仅按照软件、硬件、网络架构和管理层保护进行简单论述 [ 7 ]。目前，依据等保2.0制度整体要求进行油气管道SCADA系统网络安全建设的文章鲜有报道，在此，笔者结合等保2.0制度的各类国家标准针对油气管道SCADA系统网络安全建设进行论述。
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user: 2. 网络安全等级保护定级 GB/T22240《信息安全技术 网络安全等级保护定级指南》 [ 8 ] 中指出，根据等级保护对象的重要程度及遭到损害对国家、社会等各层面的侵害程度因素，其安全保护等级共分为五级。 1) 定级要素 安全保护等级评定应结合受侵害客体、对客体侵害程度这两个定级要素，按照定级要素与安全保护等级的关系，依据定级工作流程，对保护对象进行定级。定级要素与安全保护等级的关系见表1。 Table 1 Relationship between grading elements and classified protection of cyber securit 受侵害客体 对客体的侵害程度 一般损害 严重损害 特别严重损害 公民、法人和其他组织的合法权益 第一级 第二级 第二级 社会秩序、公共利益 第二级 第三级 第四级 国家安全 第三级 第四级 第五级 表1. 定级要素与安全等级关系 2) 定级流程 等级保护对象定级工作应按照流程进行，其一般流程见图1。 图1. 等级保护对象定级工作流程 需要注意的是，安全保护等级初步确定为第二级及以上的，定级对象的运行单位需组织信息安全专家和业务专家对定级结果的合理性进行评审，并出具专家评审意见。有行业主管(监管)部分的，还需将定级结果报请行业主管(监管)部门核准，并出具核准意见。最后，定级对象的网络运营者按照相关管理规定，将定级结果提交公安机关进行备案审核。审核不通过，其运行单位需组织重新定级；审核通过后最终确定定级对象的安全保护等级。 3) 定级方法 安全保护等级评定应在确定等级对象后，对受侵害客体、对客体侵害程度这两个定级要素进行分析，定级要素分析包括等级保护对象受到破坏时所侵害的客体和对客体造成侵害的程度这2个方面分析，分别得出业务信息安全等级和系统服务安全等级，依照两者的最高等级确定网络安全保护等级，网络安全保护等级确定方法见图2。 图2. 网络安全保护等级确定示意图 一般来说，业务信息安全是指确保网络内业务信息的机密性、完整性和可用性等。系统服务安全是指确保网络可以及时、有效地提供服务，以完成预定的业务目标。 比如，油气管道地区级调控中心为一级风险，其业务信息安全遭到破坏时所侵害时，根据对所侵害客体分析，其会影响本单位和其他用油用气单位的正常生产经营秩序，在社会上造成不良影响。根据对侵害客体的侵害程度分析，其对公民、法人和其他组织的合法权益所侵害的程度为“一般损害”，即业务信息安全等级为第一级(见表1)，社会秩序、公共利益所侵害的程度为“一般损害”，即业务信息安全等级为第二级(见表1)，因此按照选择保护等级最高原则，确定一级风险的业务信息安全等级为第二级。同时，通过对一级风险的系统服务安全遭到破坏后对客体造成侵害的程度分析，其系统服务安全等级为第三级；依照两者的最高等级，评定一级风险的安全保护等级为三级。 可以看到，网络安全等级保护的定级工作是定性评估和半定量计算的结合，运营单位可以借鉴相关行业和企业的工作经验，邀请行业专家进行广泛的集中讨论评定，获得合适的定级，并报请行业主管(监管)部门核准，才能达到预期目标。
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user: 3. 防护技术体系建设 按照上述的定级方法，可以确定油气管道SCADA系统的调控中心及各站场的安全防护等级。一般来讲，调控中心、干线管道的枢纽站、首末站等需要满足等保三级，分输站、清管站等需要满足等保二级要求。 网络安全建设均应按照网络安全防护技术体系和安全管理体系两部分进行实施，本文重点对网络安全防护技术体系进行论述。根据标准GB/T 22239-2019《信息安全技术网络安全等级保护基本要求》 [ 9 ]，SCADA系统安全等级保护技术体系架构应包含安全物理环境、安全通信网络、安全区域边界、安全计算环境以及安全管理中心等五个层面。工业控制网络安全技术体系架构见图3。 图3. 工业控制网络安全体系架构图 网络安全技术体系建设需要结合五个层面存在的安全问题和风险，从SCADA系统的重要程度入手，确定安全保护需求，提出针对性安全技术措施，形成机构特定的系统安全技术体系，用于指导SCADA系统等级保护的具体实现。 1) 安全物理环境 调控中心和站场的SCADA系统硬件的安全物理环境是网络安全的基石。主要关注点有： ① 硬件设备物理环境的盗窃、破坏、水火、电力供应等风险； ② 不当人员对SCADA系统设备的接触和使用风险。 安全物理环境建设应对调控中心、各站场的机柜间、UPS室、控制室等重要房间设置防盗报警系统或有专人值守的视频监控系统、环境监测系统、火灾报警系统等设备来提高物理环境的安全，并通过电子门禁系统对人员的进出实施管理。 2) 安全通信网络 安全通信网络是整个SCADA系统网络安全运行的基础。主要风险点有： ① SCADA系统网络拓扑的合理性； ② 生产数据传输的完整性； ③ 设备可信连接的验证性； ④ 数据传输的泄密、篡改安全风险。 安全通信网络建设应保证SCADA系统采用独立组网，并根据业务特点划分网络安全区域；利用隔离网闸在工控网络与非工控网络边界处进行单向隔离，利用工业防火墙在工控网络内部各安全域边界处进行逻辑隔离，从外到内形成纵深防御的防护体系；对关键网络设备和线路实现冗余备份，确保工控网络的高可用性；对广域网传输的数据采用加密技术确保传输信息的保密性等。 3) 安全区域边界 安全区域边界可以将风险控制在某一区域内，而不互相传播扩大。主要风险点有： ① 调控中心和站场网络边界入侵风险； ② 生产网和其他网的边界入侵风险； ③ 站场间区域边界的横向渗透风险。 安全区域边界建设应利用工业防火墙或网闸对工控网络内部各安全域之间以及工控网络与非工控网络的数据访问进行控制，只允许授权访问通过边界保护设备，对工控协议的深度包解析，实现在工控协议命令字层面的访问控制；利用堡垒机对非授权设备私自联到工控网络的行为进行监控；利用安全审计系统和入侵检测系统对工控网络流量进行监测审计，对工控网络中的网络攻击、病毒等安全事件进行检测，及时发现工控网络中威胁信息。 4) 安全计算环境 安全计算环境是SCADA系统运行的软硬件背景，是安全运行的保证。主要风险点一是来自系统本身的脆弱性风险；另一个是用户登录帐号、权限等系统使用、配置和管理等风险，主要包括： ① SCADA系统入侵风险； ② 数据库账户、口令的安全隐患； ③ 广域网的控制指令、数据交换泄密风险； ④ 上位机终端防护软件过期风险； ⑤ 设备接口缺乏管理。 安全计算环境建设应通过信息梳理，利用主机防护软件、安全加固软件加强服务器、工程师站等重要工业主机的身份鉴别措施；建立完善的用户账户的口令策略和用户登录策略以及鉴别信息在传输过程中的加密；提高对系统账户的保护强度；加强访问控制措施，严格限制用户的访问权限；删除多余的系统账户，防止非授权操作、误操作或信息泄露。利用工控应用系统身份认证保证数据和业务的数据完整性和保密性；防止非授权操作、误操作或信息泄露；实现用户身份强认证机制，通过工业安全监测审计系统对工业用户操作行为进行安全审计，通过日志审计系统完善应用系统日志记录，加强对工业应用系统运行状况的监控。应根据需要实现数据定时备份或实时备份功能，保证数据可用性。 5) 安全管理中心 安全管理中心是安全运维管理的技术支撑，可以实现对SCADA系统系统安全性的有效监控和提前防范，安全运维管理方面的风险主要有： ① 人员认证、操作风险； ② 设备审计日志缺失； ③ 网络入侵； ④ 恶意代码风险； ⑤ 网络安全设备管理风险。 安全管理中心作为网络安全等级保护对象的安全策略及安全计算环境、安全区域边界和安全通信网络的安全机制实施统一管理的系统平台，实现统一管理、统一监控、综合分析和协同防护 [ 10 ]。安全管理中心技术要求可以分为功能要求、接口要求和自身安全要求三个大类，技术要求框架见图4。 图4. 安全管理中心技术要求框架图 安全管理中心一般设置在长输管道的调控中心，划分出单独的安全管理区，利用安全管理平台、堡垒机、安全审计系统、入侵检测系统和态势感知系统，通过系统管理、安全管理和审计管理，加强网络设备和安全设备集中认证和审计日志的集中统一管理；加强对网络运行状况的集中监控；实现系统管理员、安全管理员、审计管理员的权限分离、身份鉴别以及操作过程的监控审计等功能。
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user: 4. 安全管理体系建设 安全管理体系建设应在安全管理制度、管理人员设立、管理机构建立、安全建设管理和安全运维管理五个方面开展进行，通过确立网络安全工作的方针、策略指定和发布管理制度，设立不同职责权限的安全主管、安全管理等负责人，并进行有效管理和教育培训，同时，对网络安全建设过程进行有效监控，建成后对有关硬件、账户、密码等进行日常管理，从管理体系上保证安全技术措施的有效落实，可以说，安全技术措施的有效实施需要安全管理体系的助力，同样，安全管理体系的落实也常常需要技术措施的支撑，两者是相辅相成，相互关联的。
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user: 5. 结束语 《网络安全法》明确了“国家实行网络安全等级保护制度”、“关键信息基础设施在网络安全等级保护制度的基础上实行重点保护”等内容，为网络安全等级保护工作赋予了法律依据。网络安全等级保护2.0制度和一系列标准的发布将等保对象从狭义的信息系统，拓展到网络基础设施、云计算平台、工业控制系统等，提出了新的技术防护体系和管理措施、安全建设设计实现方式以及等级测评方法，可有效指导网络运行、网络安全企业、网络安全服务机构开展网络安全等级保护安全技术方案的设计和实施。 根据GB/T28448《信息安全技术 网络安全等级保护测评要求》 [ 11 ]，等级保护对象的运营单位完成网络安全建设后，必须选择国家认可的测评机构进行等级测评，并在系统运行过程中定期进行测评。在此之前，建议运营单位选择专业安全厂商进行测评协助工作，如在正式测评前协助单位进行自测和整改等，各专业安全厂商应给出等级保护对应的测评项权重系数，此系数虽然不能作为测评打分依据，但运营单位可以依据这个测评项权重系数，结合自身实际情况，有选择性地对各测评项进行建设，达到SCADA系统网络安全建设安全性和经济性的平衡统一。 目前，长输油气管道的SCADA系统网络安全建设已经是势在必行，各油气管道运营单位应尽早展开相关工作，以防止网络安全危害事件的发生，免除因此导致的责任处罚。同时，尽早开展网络安全建设工作可以获得主动性和前瞻性，避免后期网络安全设备的重复建设和兼容问题 [ 12 ] - [ 18 ]。
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user: 摘要 采用CFD方法对扭曲矩形管的管内传热和压降特性进行了数值研究，得到雷诺数(Re)在5000~40，000范围内不同几何参数的扭曲矩形管传热与压降特性数据，并对其强化传热机理进行了对比分析。结果表明：当5000 ≤ Re ≤ 40，000时，摩擦系数(f)随长宽比(k)的增大而减少，努塞尔数(Nu)随k的增加先增大后减少，在扭曲比(H)为0.4时达到最大；f均会随着扭距(s)的增加而减少，在s为200 mm时达到最大值，且此时扭曲矩形管具有较高的Nu；扭曲矩形管中形成的二次流促进了热边界层内外流体的热量交换，从而提高扭曲矩形管的综合换热性能。
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user: 1. 引言 随着能源的供需关系日趋紧张，提高现有能源的利用率和开发新能源已经成为全球学者关注的热点问题。在工业生产过程中存在大量余热，亟需高效的回收利用，提高能源的利用率。然而高效的余热回收离不开经济、高效的换热器。因此，设计和制造高性能的换热设备成为回收和利用能源的重要手段之一。扭曲管换热器是一种新型高性能换热器，其核心部件为扭曲管，使用扭曲管代替传统的光滑管可以显著地提高传热效率，从而节约金属管材、节省设备费用和降低能耗，具有广泛的应用前景。 目前，学者对扭曲椭圆管的传热和压降性能进行了大量的研究。Bishara [ 1 ] 运用数值方法对在扭曲椭圆管内的周期性流动的层流进行了研究，其条件为具有恒定的壁面温边界条件，Re范围为10~1000，Pr为3，对长短轴比为0.3、0.5、0.7，扭曲比为6、9、12的扭曲椭圆管进行了研究，得出结论：与光滑直管相比，扭曲椭圆管具有更加优秀的传热性能。高学农等 [ 2 ] 对较高扭曲比的扭曲椭圆管的综合换热性能进行了研究，得到了相关的计算准则式，试验结果显示扭曲椭圆管的传热性能较光滑管有较大提高。Wang [ 3 ] 通过实验和数值方法研究了扭曲方形管道和直管道。结论表明扭曲管总是可以获得较好的强化传热效果。在扭曲比和管内流体流态研究方面，Todd [ 4 ] 研究了扭曲椭圆管的普遍性问题，他在基于大扭曲比扭曲椭圆管的假设下简化了Navier-Stokes方程，并通过推导得到了流函数的四阶偏微分方程。虽然该分析适用于具有适当边界条件的任何横截面的管道，但其有效性仅仅局限于具有大的扭曲比的扭曲椭圆管。Keun-Shik等 [ 5 ] 使用有限差分法对具有较大扭曲比的扭曲椭圆管进行了数值研究，研究了扭曲比和长短轴比对其在确定轴向和圆周速度以及流线型方面的影响。Yang [ 6 ] 等通过实验评估了五个扭曲椭圆管的性能，所选取的扭曲椭圆管的长短轴之比为1.49至2.15，扭曲的范围为17.4~32.8，工质的Re范围为600~55，000，覆盖了层流、过渡流和湍流。结果表明，在扭曲管中与过渡流和湍流状态相比，层流状态的液体的传热性能更强。Manglik等 [ 7 ] 通过数值工具研究了扭曲矩形管道内层流的传热，Re范围为100~1000，Pr范围为5~100，在恒定壁温和恒定壁热通量的边界条件下他们发现，与参数范围内的等效直管相比，最大传热增强约为14倍。扭曲比会影响管内摩擦系数进而影响传热性能。吴欣慰等 [ 8 ] 以水–空气为换热系统、水为管内流体，研究了扁平度、扭距等结构和流动参数对扭曲扁平管传热强化和阻力特性的影响规律，发现扭曲扁平管产生的二次流可以对管内对流传热起到强化作用；减小扭曲比虽然能够提高扭曲扁平管的对流换热系数，但阻力损失增加，不利于提高扭曲管的综合传热性能。Patel等 [ 9 ] 通过数值方法研究了扭曲矩形管道在层流下的摩擦系数特征，其中Re范围为100~1000，分析了扭曲比和横截面的长宽比对摩擦系数的影响，得出了对于给定的Re和长宽比，较低的扭曲比会导致较高的摩擦系数的结论。此外，Dzyubenko等 [ 10 ] [ 11 ] [ 12 ] 的研究结果表明，扭曲椭圆管换热器传热性能很大程度上取决于换热器壳体结构，在进口段传热系数较大，充分发展段传热及压降特性沿管长方向呈正弦的周期性变化。刘思宇等 [ 13 ] 通过Fluent软件对扭曲管进行了数值模拟分析，得出了扭曲管的压降与温度均以较强规律呈周期性逐渐减少的趋势，并且通过分析得出了其强化传热的主要原因为二次流的产生。张立振等 [ 14 ] 通过水–空气和水–水换热模型研究了内螺纹扭曲管换热器的强化传热性能，得出了拟合准则式并且介绍了在工程中扭曲管的实际应用场景。 当前对于扭曲管的研究主要集中在扭曲椭圆管，对扭曲矩形管的研究较少。为了进一步补充扭曲管强化传热的研究，本文通过ANSYS FLUENT V16.0对扭曲矩形管的传热与压降特性开展数值研究，探究了在不同几何参数和不同Re条件下Nu、摩擦系数和换热器综合换热性能随扭曲管结构变化的规律，并分析了扭曲矩形管的强化传热机理，为扭曲矩形管换热器的工程应用、优化设计和科学研究提供参考依据。
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user: 2. 数值模型 2.1. 物理模型 本本文所采用的扭曲矩形管为截面周长c = 96 mm的矩形管扭曲而成，管壁材料设置为不锈钢其物理模型如图1所示，几何参数如表1所示。 图1. 扭曲矩形管物理模型示意图 Table 1 System resulting data of standard experimen 编号 长边a/mm 短边b/mm 长宽比k 扭距s/mm 扭曲比H 1-1 40.00 8.00 0.20 276.00 20.70 1-2 34.29 13.71 0.40 276.00 14.09 1-3 30.00 18.00 0.60 276.00 12.27 1-4 26.70 21.30 0.80 276.00 11.65 1-5 24.00 24.00 1.00 276.00 11.50 2-1 30.00 18.00 0.60 150.00 6.67 2-2 30.00 18.00 0.60 200.00 8.89 2-3 30.00 18.00 0.60 250.00 11.11 2-4 30.00 18.00 0.60 300.00 13.33 3 24.00 24.00 1.00 - - 表1. 标准试验系统结果数据 2.2. 控制方程 采用Realizable k-ε [ 15 ] 模型作为模拟扭曲矩形管管内流动的模型，其控制方程如下所示： 质量守恒方程： ∂ ρ ∂ t + ∂ ( ρ μ j ) ∂ x j = 0 (1) 动量守恒方程(k-ε模型)： ρ ∂ k ∂ t + ρ ∂ ( μ j k ) ∂ x j = ∂ p ∂ x j [ ( μ + μ i σ k ) ∂ k ∂ x j ] + η t ∂ μ i ∂ x j ( ∂ μ i ∂ x j + ∂ μ j ∂ x i ) − ρ ε (2) ρ ∂ ε ∂ t + ρ ∂ ( μ j ε ) ∂ x j = ∂ ∂ x j [ ( μ + μ t σ ε ) ∂ ε ∂ x j ] + c 1 ρ S ε − c 2 ρ ε 2 k + v ε (3) c 1 = max [ 0.43 ， η η + 5 ] ;   η = S k ε ;   = 2 S i ， j S i ， j ； S i ， j = 1 2 ( ∂ μ i ∂ x j + ∂ μ j ∂ x i ) (4) 式中： c 2 = 1.9 ;   μ l = c μ ρ k 2 ε ;   σ k = 1.0 ;   σ ε = 1.2 (5) 能量守恒方程： ρ ∂ T ∂ t + ρ ∂ ( u i T ) ∂ x i = λ c p ∂ 2 T ∂ x i 2 (6) 2.3 网格划分及边界条件 采用ICEM CFD软件对物理模型进行网格划分，网格类型为结构化六面体网格。通过设置边界层保证计算结果准确，近壁面处采用增强壁面函数，其要求y+ ≈ 1 [ 16 ]，故通过公式 Δ y ≈ 5.06 y + + d e Re − 7 / 8 预估了近壁面尺寸。此外，在导出计算之前，对所有网格进行了平滑处理，以提高网格质量。划分结果如图2所示。 图2. 扭曲矩形管网格划分示意 边界条件如图3所示。在扭曲矩形管通道的数值模拟中，流体介质为空气。流体入口基于周期性边界条件，周期类型为Translational。流体入口质量流量为q m = 0.00115992 kg/s，入口温度T in = 293.15 K。壁面温度设为恒壁温343.15 K，壁面速度设为0。 图3. 扭曲矩形管3D模型
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user: 3. 数据处理 将扭曲矩形管的网格导入FLUENT软件中进行数值模拟。当流动状态在单倍换热管扭矩长度上重复时，可认为存在周期性流动条件，且在单倍换热管扭矩长度上流体沿流动方向具有恒定的压降。因此考虑选取合适的建模长度并利用周期性流动的特点进行计算。管内的流体为空气，可以通过改变其入口速度来得到不同的Re来进行实验，Re的计算通过公式(7)表示： Re = ρ v d μ (7) 扭曲矩形管入口速度由公式(8)计算得到 v = q m ρ a b (8) 当管内冷流体入口温度为定值时只需根据不同水力直径改变入口速度及可得到不同的Re，水力直径的计算如公式(9)所示 d = 2 a b a + b (9) 局部摩擦因数f的值由公式(10)计算得到 f = 2 Δ P d ρ s v 2 (10) 努塞尔数Nu由公式(11)计算得到 N u = q d ( T w − T b ) λ (11) 使用换热管换热性能评价因子η对不同k的扭曲矩形管综合换热性能进行评价，其计算方法如公式(12)所示 η = ( N u / N u 0 ) / ( f / f 0 ) 1 / 3 (12)
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user: 4. 模型计算结果分析 4.1. 数值方法可靠性验证 1) 网格独立性分析 在数值模拟中，网格数目对计算结果有重要影响。因此，为了确保计算结果与网格数无关，进行了严格的网格独立性测试。同一模型不同网格数下的Nu计算值如图4所示。数据表明，当网格数超过约12万时，Nu趋于稳定，这意味着当使用超过12万个网格时，数值模拟的精度足以满足扭曲矩形管的要求。 图4. 扭曲矩形管网格数 2) 模型验证 为保证数值方法的可靠与准确，以Bhadouriya等 [ 17 ] 在扭曲矩形管c = 96 mm，k = 1，s = 276 mm，H = 11.5情况下的实验结果作为本文的参考，采用上述几何模型，分别对管内流体在600 ≤ Re ≤ 40000范围内的情况进行数值模拟，并将数值方法所得出的结果与文献中的实验结果进行比对，验证数值方法的可靠性。如图5、图6所示，通过对比发现，实验结果与数值方法计算结果在不同Re下目标特性的数值变化趋势基本相似，故认为数值方法可靠。 4.2. 长宽比对扭曲矩形管性能的影响 管1-1，管1-2，管1-3，管1-4，管1-5为具有相同的扭距但是长宽比不同的扭曲矩形换热管，其中扭距s = 276 mm，长宽比k分别为0.2，0.4，0.6，0.8，1.0，换热管的横截面周长均为96 mm。从换热管的物理模型上看，k越小则换热管将越扁，截面积越小，管内摩擦系数也将增大。在Re为5000、8000、20，000、30，000、40，000的情况下分别对几何参数不同的5根扭曲矩形管进行数值模拟并计算其Nu和f。图7、图8分别为Nu和f随Re变化的情况。结果表明，Nu随着Re的增大而增大，这种变化在Re从7000增加到20，000时特别明显。Nu随着k的增加呈现出先增大后减小的趋势，且在k = 0.4 (管1-2)时达到最大值。以管1-2为例，其在Re由5000增大到40，000的过程中，Nu提高了408.00%。在Re = 40，000时，其与管1-5相比，Nu提高了23.62%。f随着k的增加而减小，当扭曲矩形管的k从0.2提高到1.0时，管内流体的f在计算范围内平均降低了19.88%。 图5. 数值方法与相关文献Nu的对比 图6. 数值方法与相关文献中f的对比 图7. 湍流阶段不同Re下的壁面Nu 图8. 湍流阶段不同Re下的壁面f 湍流状态下扭曲矩形管的综合换热性能如图9所示。k = 0.4的扭曲矩形管在各工况下均具有最好的综合换热性能。从变化趋势上来看，在湍流阶段随着k的增加扭曲矩形管的综合传热性能先升高后降低，且在k = 0.4时达到最好。与几何特征相同的光滑矩形管(管1-5)对比，综合换热性能有一定程度的提高。 图9. 湍流阶段换热管的综合性能 4.3. 扭距对扭曲矩形管性能的影响 管2-1，管2-2，管2-3，管2-4是截面周长c和长宽比k一定，但是扭距s不等的四组扭曲矩形管，其扭距s分别为150 mm、200 mm、250 mm、300 mm。从物理模型上看，扭距s越长，扭曲程度越不明显，摩擦系数越小。在Re为5000、8000、20，000、30，000、40，000的情况下分别对管2-1，管2-2，管2-3，管2-4进行数值模拟并计算其Nu和f。图10、图11分别表示Nu和f随Re变化的情况。结果表明Nu随着s的增加先增大后减小，且在s = 200 mm (管2-2)时达到最大。在计算范围内管2-2的Nu分别较管2-4、管2-1、管2-3平均提高了23.8%、21.27%、12.8%。f随着s的增加先增大后减小且在s = 200 mm (管2-2)时达到最大。在不同Re下对不同扭曲管的f进行对比，发现管2-4、管2-1、管2-3的f在计算范围内较管2-2平均降低了18.17%、16.8%、11.56%。 图10. 湍流阶段不同Re下的壁面Nu 图11. 湍流阶段不同Re下的壁面f 湍流状态下扭曲矩形管的综合换热性能如图12所示，s = 200 mm (管2-2)的扭曲矩形管性能最好。当Re = 8000时管2-2较管2-4的综合性能最多提高15.8%。整体来看扭曲矩形管较相同几何参数的光滑矩形管综合换热性能均有一定程度的提升。但从图中可以看出，随着Re的继续增加，η有减小的趋势，这种趋势在管2-2上尤其明显，推测是由于管2-2内部的f相对较高，影响了流体流速，进而对换热产生不利影响。 图12. 湍流阶段换热管的综合性能 4.4. 扭曲矩形管管内强化传热机理分析 图13~15所示分别为管3、管1-5和管1-2的流线图，管内流体以Re = 8000作湍流流动，流线图的范围为单倍换热管扭矩长度s。图中切片面的分布为各换热管等间距横截面的z轴方向的速度分布图。可以发现光滑矩形管内的流动没有二次流 [ 18 ] [ 19 ] [ 20 ] 的出现，而扭曲矩形管的管壁处有明显的二次流出现，且集中于y轴方向的管壁两侧。管1-5中二次流的主要形态为垂直于换热管轴线的上下扰动，管1-2中二次流的主要形态为以扭曲矩形管轴线为中心的螺旋流，同时在换热管的中心区域存在涡流。对比图13和图14可以看出在管1-2中z轴方向的高速区域更加密集，因此二次流在管1-2中更为明显。二次流流态的差别主要是由于各个扭曲矩形管之间的几何参数不同所导致的。从几何特征上来看，扭曲矩形管内的流道为矩形横截面沿换热管轴向扭曲而成，当换热管扭矩s较小，长宽比k较大时，几何特征上扭曲不明显，其对管内流体流动的影响也不明显。而s较大，k较小时，其对管内流体流动的影响显著增加。即 图13. 管3管内流线与速度分布云图 图14. 管1-5管内流线与速度分布云图 图15. 管1-2管内流线与速度分布云图 扭曲矩形管具有如下特征：首先流道横截面在水平方向上的流动空间逐渐减小，竖直方向的流动空间逐渐增大，之后水平方向上的流动空间逐渐增大，竖直方向的流动空间逐渐减小，该几何特征沿换热管轴向反复出现，从而形成扭曲矩形流道。与管1-5相比，管1-2具有更加强烈的二次流，更好的加强了换热管内液体的横向混合，因而强化了传热效果。 图16(a)~(c)所示分别为管3、管1-5、管1-2的横截面温度分布云图(x = 138 mm)。从图中可以看出扭曲矩形管横截面的温度分布和二次流分布有一定的关联。图16(a)所示为k = 1的光滑管，不存在二次流，温度随流体的流速反向分布，即越靠近管道截面中心处流体流速越高，流体温度越低。而在图16(b)中管1-5由于有二次流的存在，流道横截面处的流体低温区有减小的趋势。而图16(c)管1-2强烈的二次流的作用使得流道横截面的低温区大大缩小，且分割成两端较小区域的低温区，从而进一步扩大了热壁面对冷流体的加热面积，有效提高换热速率。二次流的出现使得该区域的热量交换更为充分，k = 0.4的扭曲矩形管的传热方式由于强烈的二次流的出现由简单的热传导转换为了热对流，达到了很高的传热性能。而光滑管中几乎没有二次流的存在，因此其横截面的温度分布不均匀。 图16. (a) 管3横截面温度分布图；(b) 管1-5横截面温度分布图；(c) 管1-2横截面温度分布图
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user: 5. 结论 通过数值模拟软件对不同几何参数的扭曲矩形管进行了分析，得到了扭曲矩形管管程传热与流动的特点，结论如下： 1) 通过SolidWorks软件建立了物理模型，使用CFD相关软件完成了网格划分和管内流体流动的模拟，得出了壁面平均Nu和f，与前人的实验研究结果进行了比对，确定了数值方法的可靠性。 2) 对得到的不同扭曲矩形管的壁面平均Nu和f进行了对比，发现当600 ≤ Re ≤ 40，000时，随着k的增加综合换热性能先增加后减小，在k = 0.4时达到最大值。随着s的增加，综合换热性能先增加后减少，在s = 200 mm时达到最大值。 3) 对扭曲矩形管管内流线、速度场和温度场进行了分析，结果表明二次流的出现改变了换热管横截面速度场分布，进而影响了流动截面的温度分布，实现了强化传热。
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user: 摘要 本文以构建木家居终端门店设计师(以下简称设计师)的知识体系，减少设计师人为不标准出单的现象为目的。通过调研整理设计师的工作痛点及需求，以需求为导向反向推出各个知识模块，根据各个模块间的相互关联构建设计师的知识体系。模块化知识体系的构建对设计师而言，可根据自身的需求选择性学习相应的知识模块以提升对产品的认知，同时规范了设计师的测量和服务的标准，提升客户对服务的满意度。对企业而言，减少了设计师人为因素导致的非标出单量，订单得以标准化下单生产，提升生产效率，缩短订单服务周期，降低订单的服务成本。对行业而言，为构建真正满足木家居终端门店设计师需求的知识体系提供思路和参考。
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user: 1. 引言 当前，中国经济进入新常态，家具业也出现了从高速发展向中低速发展的转变，既面临着压力及挑战，也正在进行转型升级和提质创新 [ 1 ]。定制家具企业陆续开展了大家居战略，从原来的入墙收纳柜体 (橱柜、衣柜、书柜等)向其他家具品类延伸 [ 2 ]。这就使得终端门店设计师的工作内容和范围有了新的扩充，但是反观企业内部并没有据此构建规范统一的产品信息库。现有针对设计师培训的知识内容广而泛，各知识点之间关联性不强，使得设计师在培训过程对知识点缺乏深入和完整统一的认知，在实际工作中产生了多重设计和操作的规范，导致非标出单的现象频繁产生。非标单的产生使得门店对接工厂生产周期增长，同样也使得门店对接客户的服务周期增长，影响用户体验。本文以浙江某木门企业为例，期望基于终端门店设计师的培训学习和工作需求以及模块化的方法分模块构建设计师的知识体系，以规范设计师的设计测量和出单，并满足设计师的产品的全面深入认知的需求。
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user: 2. 木家居终端门店设计师的现状 2.1. 终端门店的功能 终端门店是品牌给予消费者的一张名片，在整个企业的营销环节中扮演的是一个承接用户与企业中间角色，具备服务用户和对接企业的职能。门店在促使用户下单方面体现了展示、传播和销售等三大作用：一是展示终端，门店展示品牌相关的产品，增加产品的整体感以及品牌的附加值；二是传播终端，门店帮助品牌形象的树立以及产品认知的传播，提升辨识度、知名度以及美誉度；三是销售终端，门店为顾客提供购买过程的引导与服务，目的在于直接出售产品，提升营业额。门店在对接企业工厂生产的作用则包括两个层面，一是细化消费者订单、为企业提交精准拆单后的产品分件，保障标准化生产及组装可行性；二是对接出货产品，针对产品的安装、售后维护开展服务工作。 2.2. 木家居终端门店设计师的定义及职责 木家居终端门店设计师简称驻店设计师，是由终端门店指派并驻扎于门店，为消费者提供以产品为导购基础、以设计为营销途径、以服务为核心理念的设计师。设计师的工作职责包含：导购、设计、入户测量、督导安装等。 2.3. 现阶段木家居终端门店设计师遇到的问题 木家居终端门店设计师从传统的设计型人才向“导购”+“设计”+“服务”的复合型人才转变的过程中，其职责性质和知识范围有了极大扩充。然而，门店对设计师的培训方式及其知识获取途径并未相应调整，新旧规范混用、重要知识模块之间缺乏关联等情况更为明显，导致设计师在工作和学习中产生许多问题，如导购时无法根据用户需求精准推荐合适产品、新旧风格的产品串搭设计、不规范的入户测量和产品订单出单等。
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user: 3. 终端门店设计师的需求研究 3.1. 需求研究 用户需求是设计中的重要依据，一切设计都应以用户的具体需求为出发点 [ 3 ]。终端门店设计师知识体系的构建需要对设计师进行用户研究总结设计师的真正需求，以设计师的需求为导向构建知识体系。用户研究是“以用户中心的设计”的设计方法论在设计研究中的具体应用 [ 4 ]，贯穿于产品设计的整个过程，通过用户研究定义、分析和转化设计师的需求，以设计师的需求为导向，使得产出的成果物更加符合设计师的使用习惯、使用经验和心理期待等 [ 5 ]，以构建对设计师真正有效有用的知识体系。 3.2. 需求研究的方法 用户需求研究的调查方式倾向于在真实具体的场景下观察用户的态度与行为，以定性研究方法为主，如：个体访谈、焦点组访谈、参与式观察法、开放式问卷调查、实物资料分析法等，其研究目的更多的是为了探索用户的潜在需求与期望 [ 6 ]。 为全面了解驻店设计师的工作内容和需求，笔者选择了3位熟悉门店运营、熟知门店各角色职能的木家居终端门店店长和5名分处三家不同门店的木家居终端门店设计师作为半结构式的访谈对象，先以设计好的问题与受访店长进行交流，再根据其回复中相关内容进行自由补充。同时，对设计师再进行非参与式观察的方式进行用户需求研究。通过以上两种定性研究方法的应用，笔者将掌握门店面向用户的、完整的服务流程，以及驻店设计师在服务流程中扮演的角色及其工作内容、痛点及需求，并对应建立设计师所需的知识模块。整体的用户研究路线如图1所示。 图1. 用户研究路线图 3.3. 调研结果整理 通过对调研过程中的记录和录音回放的信息进行整理，得到门店服务流程包含导购、测量、设计、对接下单、工厂生产、配单发货、安装、维修和保养等9个步骤。其中，设计师承担了产品导购、房屋测量、方案设计、安装监工四个环节的工作，如图2所示。 图2. 门店服务的全流程图 通过对驻店设计师以上4个工作环节的访谈和非参与式观察，分析得出设计师的工作中的痛点如下： 1) 缺乏完整统一的产品知识规范，导致导购推荐不专业 门店产品知识信息来源散乱，旧产品的信息图谱、间断性发布的新品、企业临时的短期培训以及老员工的认知经验，使得产品相关知识信息无法构成完整、系统化的体系。驻店设计师在面临用户的选购需求时，很难根据用户的需求推荐合适的产品，给用户以不太专业的导购印象，影响用户体验。 2) 缺乏完整统一的测量服务知识，导致非标产品尺寸出单 门店对新员工的培训，并未采取集中统一的培训模式，而更像是“以老带新”的学徒制模式。新员工对产品的测量知识认知和操作规范很大一部分源于老员工经验，使得先前对规范认知存在偏差的门店，随时间推移而逐步形成自己门店特有的操作规范，导致不必要的、人为的非标尺寸产品出单。 3) 缺乏产品系列和配件及配件搭配规范，导致产品跨系列串搭 目前门店现有的产品及配件并没有形成规范统一的搭配原则。驻店设计师在实际的工作中也因为产品系列间搭配关系的混乱、配件搭配规范的缺失，导致最终产品搭配风格不伦不类。 4) 缺乏完整统一的产品安装规范，导致安装不标准 目前各区域各门店间关于产品安装欠缺规范化的指导，不同区域不同门店的安装师傅，其安装方式差异颇大。如果设计师在现场监工也无法按照正确的安装规范做出指导，极易导致安装效果与方案设计存在差异。 3.4. 驻店设计师需求整理 通过对驻店设计师的需求研究，得到驻店设计师工作环节中所存在的痛点及其原因，并转化为对应的知识模块需求，如图3所示。 图3. 驻店设计师的需求转化整理 根据设计师在产品导购以及方案设计环节中出现的导购不专业、产品搭配不规范等问题，对应衍生为产品科普、企业产品信息以及配件产品信息三个子模块，并汇总为产品基础模块。根据设计师在房屋测量以及安装监工中非标测量出单、安装不标准等问题，转化输出为产品测量知识模块、产品安装知识模块两个子模块，并汇总为产品服务模块，如图4所示。 图4. 需求整理框架图