DreamBlooms/HansPub-15000-to-45000 huggingface dataset:
system: [SYSTEM]

user: 5. 预冷热应力分析 管道预冷时两端温度随时间逐渐降低，管道产生收缩变形。考虑到管道托架的安装结构，假定管道 图3. 不同流速下管道预冷12 h的管道横截面温度分布图。流速分别为0.2 m/s (a)、0.5 m/s (b)和1 m/s (c)时管道预冷12 h 为简支梁结构，一端固定，一端由于温度降低引起自由收缩，从而计算出管道收缩位移量。由计算结果显示，管道长度缩短与预冷温度变化、预冷流速成比例关系。温度下降越快，管道长度缩短越大；管道流速越大，管道长度缩短越大。由于管道长度缩短，管道两端没有约束，因此，产生的热应力特别小。 导出FLUENT软件计算的不同时刻的预冷温度节点，转化为ANSYS可读取的文件，根据各节点的温度值，在ANSYS软件里直接进行热应力计算。图4为0.2 m/s流速预冷8 h低温管道热应力图，图5为0.2 m/s流速预冷8 h低温管道位移图。 比较不同预冷速率，在同一时间管道预冷热应力及收缩位移变化，预冷速率越大，管道的热应力和收缩位移就越大；预冷速率增大，在较短的时间内管道温度趋于稳定。因此，在预冷工艺过程中，应严格控制低温管道预冷介质BOG气体的流速。图6为0.2 m/s、1 m/s流速低温管道热应力分布曲线图，图7为0.2 m/s、1 m/s流速低温管道位移分布曲线图。 低温管道BOG气体温度与环境温度的差异而产生伸缩。根据低温管道预冷后的线膨胀量，按下式进行计算： 式中 ——管道热膨胀伸长量(m)；a——低温管道的线膨胀系数1.67 × 10 −5 /K；t 1 ——环境温度303 K (30℃)；t 2 ——低温管道预冷的BOG温度153 K (−120℃)；L——低温管道的长度5 m。 图4. 0.2 m/s流速预冷8 h热应力图 图5. 0.2 m/s流速预冷8 h低温管道位移 图6. 不同流速热应力分布曲线图 图7. 不同流速低温管道位移分布曲线图 在此次预冷过程中，低温管道预冷出口温度达不到153 K，因此收缩位移不能按照理想公式进行计算；同时预冷收缩位移与预冷速率、预冷时温度的变化幅度有关。在预冷过程中应逐渐增加流速，同时保证低温管道的温降速率(图8)。 图8. 管道预冷过程温度场分布图 由以上预冷计算结果显示，若低温管道的两端加以限制，阻止管道缩短，这时管道的内部将产生很大的热应力。 流速0.2预冷完成后热应力计算公式如下： 流速1预冷完成后热应力计算公式如下： 由以上结果可知，采用BOG气体温度153 K直接预冷过程中，管道的热应力、收缩位移都超过材料的屈服强度值。因此，低温管道应设置热补偿，预冷应分阶段温度预冷，严格控制预冷温度变化、预冷速率。 热应力是由温度不均匀或热膨胀系数不同而引起的自平衡应力。管道中出现热应力是由于温度改变时管道体积受阻不能呈现其通常应有的尺寸和形状所致。总体热应力与产生总体热应力的结构变形有关，如果总体热应力(不计应力集中)超过材料屈服强度两倍，则弹性分析可能无效，而连续热循环则可能产生畸变增量。
system: [SYSTEM]

user: 6. 结论 本文采用Fluent软件对LNG管道预冷情况进行数值模拟，计算并分析了管径为610 mm，管长为5 m的管道预冷过程的管内流动和管道的温度分布。对比分析了不同流速下预冷12 h内管道壁面的温度变化情况，根据温度结果数据计算出低温管道预冷热应力和收缩位移。结果表明，0.2 m/s、0.5 m/s以及1 m/s的温降曲线变化较快的时间分别为10 h、7 h及5 h，管道热应力、收缩位移与预冷温度变化、预冷流速成比例关系，为LNG低温管道预冷设置热补偿、管道预冷速度、预冷参数提供了依据。
system: [SYSTEM]

user: 摘 要 水平井溢流后，气体在水平井段膨胀量小，溢流不容易发现，进入垂直井筒后，气体上升膨胀导致井涌快速发展，给井控造成困难。针对海上高温高压水平井的具体工况，考虑井筒温度场、漂移模型的特点以及水平井段与地层的耦合，结合气液两相流基本方程，建立了高温高压水平井井涌理论模型，并对不同时刻、不同地层欠压实、不同裸眼长度的海上高温高压水平井井涌进行了模拟。模拟结果表明：溢流早期，环空压力和截面含气率变化比较快；地层压力系数越高，泥浆池增量、环空压力和截面含气率变化越迅速；裸眼长度较小时，泥浆池增量、环空压力和截面含气率变化不明显，裸眼长度较大时，泥浆池增量、环空压力和截面含气率变化很快。 关键词 :高温高压，水平井，多相流，溢流模拟
system: [SYSTEM]

user: 1. 引言 溢流是水平井钻井作业过程中的常见问题，特别是高温高压水平井，当水平段发生溢流初期，气体膨胀量很小，压力保持基本恒定，关井套压等于或接近于关井立压，泥浆池增量很小，井涌监测困难，突发性强 [ 1 ] ；加上地层高温高压，若发生溢流，井控难度极大 [ 2 ] 。为了对高温高压水平井溢流进行有效控制，必须对溢流进行模拟分析。国内外学者对水平井的稳态温度和压力 [ 3 ] [ 4 ] ，以及高温高压井控问题做了大量工作，形成了比较完善了计算模型，但是对高温高压水平井还缺少相应的研究。由于高温高压水平井钻井过程中复杂温度场以及气侵发生后水平段多相流压力场的复杂性，致使无法准确地对高温高压水平井进行模拟分析。本文通过建立高温高压水平井溢流模拟的温度场和压力场计算理论模型，借助计算机算法，研究高温高压水平井钻井过程中井涌动态规律，从而对高温高压水平井溢流进行准确地模拟。
system: [SYSTEM]

user: 2. 高温高压水平井井涌理论模型 2.1. 气液两相流压力计算通用控制方程 压力是进行溢流模拟的关键参数，对高温高压水平井溢流进行模拟就必须对其压力场作准确计算。溢流一旦发生，整个井筒内就变成气、液两相环境，为了准确地对压力场进行计算，必须考虑各相流体的影响，得到气液两相流动的控制方程组，然后对其求解得到井筒中的压力分布 [ 5 ] 。计算气液两相流压力时，控制方程组主要由连续性方程、动量守恒方程组成 [ 6 ] ： 由连续性方程和动量守恒方程可以看出，其中求解的关键参数有气相速度 和液相速度 ，漂移模型是计算气相速度和液相速度的常用模型，该最早由N. Zuber和J. A. Findlay提出 [ 7 ] ，后来学者在此基础上进行了修正，提出了水平井筒气–液两相流漂移模型 [ 8 ] ；而水平井由垂直段、造斜段及水平段三部分组成，气相趋于向上井壁聚集，其滑脱速度受井眼轨迹的限制，使上述漂移模型在计算全井段时结果出现较大偏差。在调研大量漂移模型的基础上，发现H. Shi和J. A. Holmes提出的气液两相流模型在井斜范围为0˚~88˚内能够很好的与实验结果相拟合 [ 9 ] ，基本满足了工程需要。 计算井筒压力的另一个关键因素是溢流量 ，水平段各位置处溢流速率会影响水平井筒内的压力分布，而井筒内压力分布反过来影响从气藏的径向流入量的大小及分布，溢流气体的侵入过程和井筒内的多相流动过程相互影响，需要对水平井段与地层进行耦合以便对溢流过程进行准确描述。 由于钻井过程中循环压耗的存在，从跟端(靠近垂直井筒段的一端)到指端(远离垂直井筒段的一端)，环空压力不断减小，地层溢流量不断增大，使水平井段的溢流量产生不均匀变化，因此应对水平段进行积分求出溢流量 [ 10 ] 。 (1) 2.2. 水平井温度场方程 传统溢流模拟过程中通常忽略温度场的影响，主要关注压力的变化。但是，溢流发展过程中，气体的物理性质，如膨胀性，与环空温度分布密切相关。考虑深水环境及水平井钻进工况的特点，需要对溢流期间的井筒温度场进行准确描述。 传统上，对于石油工程井筒内流动的温度场分布，已经进行了广泛的研究，主要集中于单相流状态下的计算，如正常钻进工况 [ 11 ] [ 12 ] [ 13 ] ，生产工况 [ 14 ] [ 15 ] [ 16 ] ，气井测试工况 [ 3 ] ，固井工况 [ 17 ] 。但溢流过程中，井筒内存在气液两相流动，而温度分布对于流体的物性及流动特征影响很大，需要进行准确描述。 考虑酸性气体的焓变，考虑复杂的环境温度场，结合井筒内多相流动特点，推导了针对于海上高温高压水平井工况下的井筒温度场计算模型(如图1所示)。 考虑溢流气体在井筒环空流动过程中的相态变化，利用比焓进行水平井井筒温度场模型推导。基本假设为：考虑钻杆和环空内的流动为一维流动；不考虑钻头摩擦生热，忽略纵向热量传递；不考虑岩屑的影响；考虑钻杆内为液态单相流，环空内为气液两相流。 钻杆内钻井液以及环空内溢流气体和钻井液混合物稳态流动下，流体的能量守恒方程为： (2) 式中，Q为单位质量的流体向外传递的热量，J/kg；h为单位质量流体的焓，J/kg； 为流体流速，m/s；g为重力加速度，m/s 2 ； 为井斜角，rad；L为井筒任意深度，m。 由钻杆流入环空的热量 为 (3) 其中 式中， 和 分别为钻杆和环空内流体的温度，K； 为钻杆内流体的比热容， ； 为钻杆内钻井液的质量流速，kg/s。 钻杆内为钻井液单相，环空内为钻井液和溢流气体的气液两相，则 (4) (5) 式中， 为截面含气率； 为截面持液率； 为定压比热容比热容， ； 为焦耳–汤普逊系数，K/MPa； 为环空内的压力，MPa。 图1. 溢流期间井筒传热示意图 由环空流入钻杆和地层的热量 和 为 (6) 其中 式中， 为外界环境温度，K； 为环空内流体的比热容， ； 为环空内钻井液的质量流速，Kg/s； 为环空内溢流气体的质量流速，Kg/s； 为无因次温度； 为地层导热系数， ； 为海水温度，K； 为水平井跟端地层温度，K； 为地温梯度，℃/100 m；H为井深，m； 为海水深度，m； 为水平井跟端井深，m。 将式(2)、(3)、(4)联立，得到环空内的流体温度场方程为 (7) 将式(2)、(5)、(6)联立，得到钻杆内的流体温度场方程为 (8) 其中 式中， 和 分别为钻杆和环空流体的传热系数， ； 和 分别为钻杆内径和套管内径，m； 为钻杆内钻井液流速，m/s； 为环空内溢流气体的表观流速，m/s； 为环空内钻井液的表观流速，m/s， 为环空内流体的混合平均流速，m/s。 2.3. 理论模型的离散及求解 对多相流控制方程以及温度场方程直接求解析解是很困难的，而且深水钻井多温度梯度的环境要求对方程进行离散求解，因此上述方程需采用数值算法求其离散解具体求解过程如图2。
system: [SYSTEM]

user: 3. 高温高压水平井井涌动态实例分析 针对某高温高压气田，依据本文提出的求解方法对海上高温高压水平井井涌模拟分析模型进行求解。该井参数为：该气田属于高温高压体系，最大油藏压力57.3 MPa，最高油藏温度151.7℃。目标井深4000 m，造斜点位置2800 m，在3700 m进入水平段；地层破裂压力梯度0.0215 MPa/m，井控设备承压能力13.6 MPa，海水密度1025 Kg/m 3 ，钻井液密度1797 Kg/m 3 ，塑性粘度0.03 Pa.s，打开油层厚度500 m，气相渗透率30 md，天然气相对密度0.917，钻头直径149.5 mm，钻井液排量0.016 m 3 /s，水深55.5 m，隔水管内径508 mm，套管内径164 m，地热梯度为3.5℃/100 m；该井井深结构如图3所示。应用基础数据，根据前面的求解方法对高温高压水平井溢流模型进行求解，基于计算结果进行了如下讨论。 图2. 求解过程 图3. 计算井井身结构 3.1. 不同时刻井涌模拟分析 图4井涌10 min时刻，不同时刻环空压力随井深变化的对比。从图4可以看出，井深小于2000 m时，不同时刻环空压力基本不变化；井深大于2000 m时，随井深增加，不同时刻环空压力差增大。对比0 min、5 min、10 min时刻环空压力可以看出，溢流早期环空压力变化比较快。由于溢流早期溢流量小，气体以气泡形态分布于钻井液内，因而其运移速度小，气体在水平段聚集，故环空压力变化比较大；随着溢流时间增加，气泡开始聚并，在水平井环空上端面形成连续相，由于气体滑脱速度的存在，气相运移速度增大，一部分气体运移出水平段，故环空压力变化相对减弱。因此水平井钻井过程中若监测到环空压力波动，而后波动很小，不应放松警惕，以免造成井涌甚至井喷。 图5为井涌10 min时刻，不同时刻截面含气率随井深变化的对比。从图5可以看出，井深小于2000 m时，由于溢流还未向上运移到该井段，不同时刻截面含气率相同；井深大于2000 m时，随井深增加，不同时刻截面含气率先增大后减小，在井深3600 m左右达到最大值，即在水平井跟端达到最大值，因此当溢流气体运移出水平段，进入倾斜垂直井段后，由于环空压力的降低，气体会不断膨胀，加上地层高压，会导致井涌突然失控造成井喷。对比0 min、5 min、10 min时刻截面含气率可以看出，溢流早期截面含气率变化比较快。由于溢流早期溢流量小，气体在钻井液内以气泡形态存在，因而其运移速度小， 图4. 不同时刻环空压力随井深变化曲线 图5. 不同时刻截面含气率随井深变化曲线 气体在水平段聚集，故环空截面含气率比较大；随着溢流时间增加，气泡开始聚并，在水平井环空上端面形成连续相，由于气体滑脱速度的存在，气相运移速度增大，一部分气体运移出水平段，造成环空含气量相对减小，故环空截面含气率相对降低。 3.2. 不同地层压力条件井涌模拟分析 图6为井涌发生后，不同地层压力条件泥浆池增量随时间变化的对比。从图6可以看出，泥浆池增量随溢流时间的增加而增大；对比地层压力系数分别为2.0、2.1、2.2时泥浆池增量可以看出，地层压力系数越大，泥浆池增量越大；地层压力越高，进入井筒的气体越多，导致环空压力越低，进而又促进气体进入井筒，因此，高压地层易造成泥浆池增量的迅速增大，引发严重的井喷事故。 图7为井涌10 min时刻，不同地层压力条件环空压力随井深变化的对比。从图7可以看出，井深小于3600 m时，不同地层压力条件环空压力基本不变化；井深大于3600 m时，随井深增加，不同地层压力条件环空压力差增大。对比地层压力系数分别为2.0、2.1、2.2时环空压力可以看出，地层压力系数越 图6. 不同地层压力下泥浆池增量随时间变化曲线 图7. 不同地层压力下环空压力随井深变化曲线 高，环空压力变化越明显，故高压水平井溢流时，环空压力会出现比较明显的变化，若控制不及时，超过设备的承压极限，会造成井涌失控引发井喷。 图8为井涌10 min时刻，不同地层压力条件截面含气率随井深变化的对比。从图8可以看出，井深小于2000 m时，由于溢流还未向上运移到该井段，不同地层压力条件截面含气率相同；井深大于2000 m时，随井深增加，不同地层压力条件截面含气率先增大后减小，在井深3600 m左右达到最大值，即水平井跟端达到最大值。对比地层压力系数分别为2.0、2.1、2.2时截面含气率可以看出，地层压力越高，截面含气率变化越迅速，井控反应时间越短。 3.3. 不同裸眼段长度井涌模拟分析 图9为井涌发生后，不同裸眼段长度泥浆池增量随时间变化的对比。从图9可以看出，溢流早期泥 图8. 不同地层压力下截面含气率随井深变化曲线 图9. 不同裸眼段长度泥浆池增量随时间变化曲线 浆池增量很小，溢流后期泥浆池增量增加比较明显。对比裸眼段长度分别为100 m、300 m、500 m、700 m时泥浆池增量可以看出，裸眼段较小时，泥浆池增量变化不显著；裸眼段较大时，泥浆池增量显著增加。因此，裸眼段较小时，溢流很难监测；裸眼段较大时，溢流后期泥浆池增量能够明显的监测到溢流。 图10为井涌10 min时刻，不同裸眼段长度环空压力随井深变化的对比。从图10可以看出，井深小于3000 m时，不同裸眼段长度环空压力基本不变化；井深大于3000 m时，随井深增加，不同裸眼段长度环空压力差增大。对比裸眼段长度分别为100 m、300 m、500 m、700 m时环空压力可以看出，随着裸眼长度的增加，环空压力变化越明显。因此在长水平段钻井过程中，较长的裸眼长度容易造成较多的溢流涌入井筒，需要严密监测环空压力变化，及早做出预防措施，确保安全钻进。 图11为井涌10 min时刻，不同裸眼段长度截面含气率随井深变化的对比。从图11可以看出，井深 图10. 不同裸眼段长度环空压力随井深变化曲线 图11. 不同裸眼段长度截面含气率随井深变化曲线 小于2000 m时，截面含气率相同；井深大于2000 m时，随井深增加，不同裸眼段长度截面含气率先增大后减小。对比裸眼段长度分别为100 m、300 m、500 m、700 m时截面含气率可以看出，截面含气率随着裸眼长度的增加而增加，裸眼长度越长，截面含气率峰值对应的井深越浅，即随着裸眼长度的增加，溢流峰值能够更快地沿井眼环空向上运移。因此，在长水平段钻井过程中，截面含气率较高，溢流峰值运移速度较快，井涌突发性强，井控反应时间短，需要做好周密的预防措施。
system: [SYSTEM]

user: 4. 结论 (1) 溢流早期环空压力变化相对较快，截面含气率变化也相对较快。 (2) 高压水平井钻井过程中，井涌突发性强，井控反应时间短，钻井作业过程中应严密监测溢流。 (3) 在长水平段钻井过程中需要严密监测泥浆池增量、环空压力以及截面含气率的变化，及早做出预防措施，确保安全钻进。 (4) 溢流进入垂直管段后会因井筒压力降低而膨胀，地层高温会加速井涌发生的突发性；高温高压水平井由于地层高温、储层高压、水平钻井，一直是钻井作业的难题，本文通过对海上某高温高压气井进行溢流模拟，对高温高压水平井的安全顺利钻进提供了一定技术借鉴。
system: [SYSTEM]

user: 摘 要 选取石羊河流域代表性的气象站和水文站资料，利用趋势分析、相关分析及交叉小波分析等多种方法探讨不同时间尺度上气候变化特征及其对地表径流的影响。结果显示：上游降水量在20世纪后半叶显著减少，而中、下游降水量在20世纪90年代中期以后呈显著下降趋势。整个流域温度、最高温度均呈极显著的增加趋势。上游降水量与地表径流在2~5 a尺度上(1960s、1980~2005年)正相位关联性强，上游温度与地表径流在6~8 a时间尺度上(1970s)负相位关联性强，且上游降水与地表径流的高凝聚性正相关更显著，降水对上游径流的形成起主导作用。下游年际气候要素与年径流在各时间尺度上基本无显著关联性，但下游夏季最高温度与夏季径流在20世纪后期呈现2~4 a的显著共振周期，人类活动与气候要素共同影响着下游夏季径流的短周期振荡。 关键词 :气候变化，地表径流，交叉小波，石羊河流域
system: [SYSTEM]

user: 1. 引言 气候变化及其影响是当今的热点问题，在分析区域气候变化的成因、影响时用传统的统计学方法，如相关分析，峰值、谷值出现的频次等，存在一定局限性 [ 1 ] 。交叉小波分析方法，具有精确度高、直观易读，可用于分析两序列不同时段不同时间尺度上的一致性和相关性 [ 2 ] ，有利于揭示其变化规律及不同尺度受控因素 [ 3 ] [ 4 ] ，近年来在气候变化特征、机制、影响的研究中得到较好应用。如探讨气候变化与太阳活动的关系 [ 1 ] [ 5 ] ，气候变化与大尺度海–气环流间的关系 [ 6 ] [ 7 ] ，夏季风进退的响应 [ 2 ] 等。 地表径流的变化是受气候及下垫面各种因素综合影响的极其复杂的过程。与传统的相关分析相比，交叉小波变换与小波相干方法适用于水文和气候要素间响应关系的分析 [ 8 ] ，可深层次地揭示两者之间的相关振荡频率和响应时滞方面的联系 [ 9 ] ，有较好的应用效果 [ 10 ] [ 11 ] 。如，刘志方等 [ 12 ] 用交叉小波对黑河上游野牛沟气象站等的年降水和年均温、北极涛动指数进行了多尺度分析，指出运用交叉小波能较好的分辨出多时间尺度下气象要素与水文间的变换周期和突变年。 石羊河位于甘肃河西走廊东段，水资源短缺、生态环境脆弱，水资源开发利用程度高，水资源突出的供需矛盾引起一系列生态环境问题，该流域的气候变化 [ 13 ] 、径流变化特征 [ 14 ] 、生态环境监测和生态补偿 [ 15 ] 等问题受到学者关注。本文以该流域典型的气象站和水文站的器测资料为基础，利用趋势分析、突变分析、相关分析及交叉小波分析等方法，研究该流域气候变化特征及其在不同时间尺度上对地表径流的影响，对水资源的优化配置、合理地规划利用有指导意义。
system: [SYSTEM]

user: 2. 数据和方法 以石羊河流域上游八条主要支流中径流量较大、观测时间较长的西营河为例，选择该支流上水文站点——九条岭1956~2014年逐月径流量，代表上游地表径流量。在下游干流上选取代表性的水文站点——蔡旗1967~2014年逐月径流量，代表下游地表径流量，数据来源于甘肃省水文水资源局。选取3个距水文站点较近且能代表上游和中下游气候背景的乌鞘岭、武威和民勤气象站，气象资料选取1951~2014年逐月降水量、平均温度、平均最小温度和平均最大温度，数据来源于中国气象数据共享服务网(图1)。 分别利用Mann-Kendall趋势分析(检验值为Z)、小波分析、滑动t检验和YAMAMOTO突变检验等 [ 16 ] 方法分析地表水资源变化趋势、周期和突变年份等演变规律，相关分析(相关系数为r)、交叉小波分析检验不同尺度上气候要素与地表径流的关系。
system: [SYSTEM]

user: 3. 结果分析 3.1. 气候变化、径流量趋势特征 该流域上游、中游和下游年降水量变化在高频上变化趋势较一致，波峰和波谷较好的一致。整体而言，上游年降水量呈微弱的减少趋势，而中下游年降水量呈增加趋势，但变化趋势均不显著。上游降水量在1956~2001年显著减少(Z = −2.02， p < 0.01)，2003年后再次下降(Z = −1.43)，在1960 s和1990 s两个时段年降水量较少(图2)。中下游两个气象站距离较近，气候背景相似，年降水量变化趋势一致：1950 s、1970 s、1980 s年降水量较少。整体而言中下游年降水量呈现增加的趋势(Z = 1.3/0.85)。但1990s中期以后，年降水量下降明显(Z = −1.58/−1.94)。四个季节降水量变化和年降水量变化相似，但上游冬季降水量增加趋势明显(Z = 1.56)。 平均温度变化和平均最高温度变化类似，以平均最高温度变化为例。整个流域年均最高温度均极显著的增加(图3)，其中下游的年均最高温度增加更显著，Z值达到4.33 (p < 0.01)，可能和下游较干旱的环境有关。上游春季最高温度升温不明显，其他季节均显著升温，而冬季最高温度的增温趋势更显著。中游秋季和冬季升温最显著，下游四个季节均显著升温，其中秋季升温最显著，Z值达到3.26 (p < 0.01)。 3.2. 气候突变和周期特征 滑动t检验和YAMAMOTO检验显示：上游年降水量在1962年、中游年降水量在1964年左右发生突变；上游年均最高温度在1987、1997年，中游年均最高温度在1967、1997年，下游年均最高温度在1965、1997年发生突变。总体而言，整个流域年降水量的突变年份在1960 s初，年均最高温度的突变年份在1960s中期和1990s后期，而年径流量的突变年份在21世纪初期(图略)。 小波分析显示：上游年降水量的周期，2~3 a (1950s~1980s)、4~6 a (1990~2005年)，中游2~3 a (1960s~1970s)、 图1. 石羊河流域及典型气象和水文站点 图2. 石羊河流域年降水量和年径流量变化趋势 图3. 石羊河流域年均最高温度和上游年径流量变化趋势 8 a (1970~2000年)，下游2~3 a (1960s~1970s)、8 a (1970~2000年)；上游年均最高温度的周期2~3 a (1960s)、4 a (1970s~2010年)，中游2~3 a (1960s)、8 a (1960s~2010年)，下游4 a (1970s~1980s)、8 a (1970~2000年)。总体而言，上游的气候变化以短周期为主(2~6 a)，而中下游气候变化的以较长的周期为主(8 a)。 3.3. 气候要素与径流量的相关分析 从图2可以看出，上游年径流量和上游年降水量在低频和高频上均有一致的变化，对应较好，相关系数为0.611，在0.001显著性水平上显著相关，偏相关系数为0.422 (p < 0.001)。上游年均最高温度与年径流量的相关系数为−0.289 (p < 0.05)，偏相关系数为−0.25，弱于降水量与径流量的相关。从图3可以看出，下游年径流量和下游年均最高温度在低频呈一致的反向变化，但高频上的一致性较差，波峰、波谷不一致。下游年径流量与下游年均最高温度的相关系数为−0.682，在0.001显著性水平上显著相关，偏相关系数为−0.63 (p < 0.001)，其与下游年降水量没有显著的相关性。
system: [SYSTEM]

user: 4. 气候多尺度变化对径流的影响 交叉小波功率谱重点突出石羊河气候要素与地表径流在时频域中高能量区的相关关系，而交叉小波凝聚谱更侧重于两时间序列在低能量区的相关性 [ 11 ] ，即这种相关关系对于时间和频率的依赖关系 [ 7 ] 。图4为该流域上游年降水量和年均最高温度与年径流量的交叉小波功率谱和小波凝聚谱。图中黑色细实线为小波边界效应影响锥，粗黑线表示通过显著性水平为0.05的红噪声检验。箭头表示两者之间的位相关系，→表示气候要素与径流量之间为同相位，说明二者为正相关关系。←表示气候要素与径流量之间为反相位，说明二者为负相关关系(下同)。 由图4(a)、图4(b)可知，交叉小波功率谱的高能量区与交叉小波凝聚谱的低能量区相吻合的，且两者在低能量区的显著相关强度大于高能量区。上游年降水量与年径流量基本同相位变化，两者呈现较强的正相位关联性，主要表现在0~4 a (1960s)、4~6 a (1980s~2000s)以及9~11 a (1970s)尺度上。上游年均最高温度与年径流量以反相位变化为主，交叉小波功率谱的高能量区与交叉小波凝聚谱的低能量区基本吻合，且两者在低能量区的显著相关强度大于高能量区(图4(c)、图4(d))。较强的反相位关联性主要表现在0~4 a (1960 s)和6~8 a (1970 s~1985年)时间尺度上。年降水量和年均最高温度共同影响石羊河上游年径流变化，在1960 s及1980 s后以降水的短尺度正向作用为主，而在1970s以最高温度的较长尺度(6~8 a)上的负向作用为主。总体而言，年降水量是影响上游年径流量周期变化的主要因素，与上游气候要素与径流量的相关分析结果一致。除此之外，以四季中降水量和径流量所占比例较高的夏季为例，分析季节气候要素与径流量的多尺度相关关系。夏季上游降水量与夏季径流量的交叉小波功率谱和交叉小波凝聚谱与两者年际尺度的分析结果基本一致，同样呈现0~3 a (1960~1967年)和3~6 a 图4. 石羊河上游年降水量和平均最高温度与年径流量的交叉小波功率谱(a， c)和小波凝聚谱(b， d) (1975~1995年)的显著共振周期(图略)。上游夏季降水仍是影响夏季径流量变化的主要因素，但夏季温度对夏季径流量的负向作用较年际径流量更显著，即夏季较高的温度对夏季径流量的损耗作用更明显。 图5是下游年气候要素与年径流量的交叉小波功率谱和交叉小波凝聚谱，两者在低能量区的显著相关强度远大于高能量区。下游年降水量对下游年径流量的影响弱(图5(a)，图5(b))，高能量区中小波影响锥区域内几乎没有通过显著性检验，仅有0~2 a (1990~1995年)和准5 a共振周期(21世纪初)。下游年最高温度对年径流量的影响同样较弱，仅在1978~1981年(1 a周期)和1988~1992年(准3 a周期)有较短时间尺度的影响(图5(c)，图5(d))。虽然下游年均最高温度和年径流量有显著的负相关关系，但这种显著相关仅是低频上的趋势相关，它们的一阶差分序列几乎无相关性(r = −0.25)，同交叉小波分析的结果相一致。下游夏季气候要素与夏季径流量的关联性明显强于两者年际尺度的关联性，但夏季降水与夏季径流的交叉小波功率谱中仍无通过显著性检验的小波影响锥区域，同样仅在21世纪初有准5 a的正相位的共振周期(图6(a)，图6(b))。下游夏季最高温度与夏季径流量的反相位关联性较强，交叉小波凝聚谱显示，两者之间较好的关联性分布在2~4 a的时间尺度上(1978~1995年)。但在20世纪末期以后，发生突变，夏季最高温度与夏季径流量的负相关减弱，转变为以准5 a尺度的正相位关联为主(图6(c)，图6(d))。 通过以上分析，上游降水量与上游径流量的高凝聚性正相关较温度要素更为显著，表明降水量对径流量的变化起主导作用，并且降水量对径流量有1~2个月的持续性。而下游年径流量受下游气候要素的影响较弱，小波影响锥区域内基本没有通过显著性检验。夏季径流受下游夏季降水量的影响同样较弱，但其短周期振荡受最 图5. 石羊河下游年降水量和平均最高温度与年径流量的交叉小波功率谱(a， c)和小波凝聚谱(b， d) 高温度的负相位影响，且影响较为紧密。下游年际尺度径流量的受控因素更复杂，在以人类活动的强烈干预下，下游年径流量呈现异常显著的减少趋势(表1)。相对而言，在20世纪后期夏季径流受夏季温度等气候要素的作用更突出，较高的夏季最高温度引起地表径流的过多损耗，但此后夏季径流与温度的关联性减弱，其受到温度、降水及人类活动的共同影响。 图6. 石羊河下游夏季降水量和平均最高温度与夏季径流量的交叉小波功率谱(a， c)和小波凝聚谱(b， d) Table 1 Statistical results of Mann-Kendall trend test of precipitation， temperature and runof Mann-Kendall统计量(趋势性) 春季 夏季 秋季 冬季 年 上游 降水 −0.82 −0.63 0.92 1.56 −0.55 最高温度 0.69 2.3 ** 2.5 ** 2.73 ** 3 ** 径流量 −0.6 −0.8 0.38 / −0.8 中游 降水 1.99 * 0.77 0.09 0.1 1.3 最高温度 1.42 0.94 2.59 ** 2.33 ** 2.6 ** 下游 降水 0.8 0 1.28 0.72 0.85 最高温度 2.78 ** 2.17 * 3.26 ** 2.21 * 4.33 ** 径流量 −4.25 ** −1.52 −2.44 ** / −4.9 ** 表1. 石羊河降水量、温度和径流量的Mann-Kendall趋势检验统计量 注： ** p < 0.01； * p < 0.05。
system: [SYSTEM]

user: 5. 结论 (1) 上游年降水量在1956~2001年降水量减少的趋势显著。中、下游年降水量在20世纪90中期以后，整体呈现显著下降的趋势，1950s、1970s、1980s年降水量较少。整个流域温度、最高温度均呈极显著的增加趋势，其中下游的年最高温度增加更显著。 (2) 整个流域年降水量的突变年份在1960s初，年均最高温度的突变年份在1960s中期和1990s后期。上游的气候以短周期变化为主(2~6 a周期)，而中下游气候以较长的周期变化为主。 (3) 上游降水量与径流量显著正相关，温度与径流量显著负相关。降水量和最高温度共同影响石羊河上游径流变化，在1960s及1980s后以降水的短尺度正向作用为主，而在1970s以最高温度的较长尺度(6~8 a)上的负向作用为主。上游径流量的周期振荡主要受气候要素的影响，且响应较为紧密。下游年径流量受下游气候要素的影响弱，基本没有通过显著性检验的小波影响锥区域，下游年径流量主要受人类活动的影响。但下游夏季径流变化与夏季最高温度在2~4 a的尺度上的反相位关联性较强，下游夏季径流的短周期振荡表现为人类与气候的共同作用。
system: [SYSTEM]

user: 摘 要 丹江口水库加坝扩容和调水工程的实施引起下游水文条件变化，影响汉江中下游四大家鱼繁育生境。本文总结已有研究，结合实测资料分析，提出影响汉江四大家鱼产卵的主要水文要素，依据丹江口水库加高调水的运行规则，模拟分析了丹江口水库加高后两种调水规模下，汉江中下游主要水文站点的水文情势变化，并结合水文情势的变化特征，分析了调水后可能对汉江中下游产漂流性卵鱼类的影响，研究表明丹江口加高调水后，汉江中下游7~8月涨水过程的涨水次数和总涨水天数有所增加，但日平均涨水幅度显著下降；而涨水幅度的降低是导致坝下游产漂流性卵鱼类产卵规模减少的诱因，故调水工程实施后，汉江中下游产漂流性卵鱼的种群及产卵量可能进一步减少。 关键词 :水库调度，四大家鱼，水文情势，涨水条件
system: [SYSTEM]

user: 1. 引言 随着汉江流域社会经济发展和水资源开发利用程度的提高，汉江中下游的生态环境问题日益突出。丹江口水库作为汉江流域水资源开发利用的控制性水利枢纽工程，在发挥防洪、发电、灌溉、航运等综合利用效益的同时改变了下游水文情势，给汉江中下游地区的生态环境带来了一定影响。为给南水北调中线工程供水，2005年丹江口水库大坝开始加高。随着丹江口水库加坝扩容和调水工程的实施，这些生态环境影响可能进一步加剧。高永年 [ 1 ] 等通过构建综合评价指标体系分析了南水北调中线工程对汉江中下游生态环境的影响程度，谢平 [ 2 ] 等建立了南水北调中线工程不同调水方案下的汉江水华发生概率计算模型，徐新伟 [ 3 ] 等研究了南水北调工程对汉江中下游水生植物多样性的影响，方芳 [ 4 ] 等分析了调水对汉江中下游水质和水环境容量的影响，上述研究从多方面阐述了南水北调中线工程对汉江中下游生态环境的影响，而结合汉江中下游产漂流性卵鱼产卵特性分析不同调水规模对亲鱼繁育的影响研究相对较少。本文总结已有研究，结合实测资料分析，提出影响汉江四大家鱼产卵的主要水文要素，依据丹江口水库加高调水的运行规则，模拟分析了丹江口水库加高后两种调水规模下，汉江中下游主要水文站点的水文情势变化，并结合水文情势的变化特征，分析了调水后可能对汉江中下游产漂流性卵鱼类的影响。 本文研究丹江口水库建设和加高对汉江流域中下游以四大家鱼为代表的产漂流型卵鱼的影响，对于合理配置水资源、满足受水区和调水区的需水，尽量减少水利工程对中下游社会经济发展和生态环境的影响具有现实意义。
system: [SYSTEM]

user: 3. 丹江口水库加高调水运行模拟 3.1. 两种调水规模下丹江口调度运行方式 (1) 设计调水规模(调水95亿m 3 ) 设计调水规模下丹江口水库调度运行采用《汉江丹江口水库可调水量研究》的研究成果，丹江口水库大坝加高的调度图如图3。 防洪：预留防洪库容，由初期规模的77.2~55亿m 3 提高至110~81.02亿m 3 ，增加32.8 (夏)~26.29 (秋)亿m 3 。因此，汉江中下游防洪状况得到较大改善。防洪调度仍采用预报预泄，分级补偿方式。防洪限制水位为6月21日至8月21日为160 m，8月21日至9月30日为163.05 m，10月1日开始蓄水。 供水：同初期规模供水调度线拟定原则，即优先满足水源区用水，在此基础上按拟定的输水工程规模尽可能向北方调水。并按库水位高低，分区进行调度，尽可能使供水均匀，提高枯水年调水量。 发电：服从调水，利用汉江中下游需水丹江口水库补偿下泄的流量发电，不专门为发电下泄水量，仅当水库汛期面临弃水时，才加大下泄，电站按预想出力发电。根据河道外取汉江水过程、各段航道要求的航运流量，考虑区间来水过程、自下游而上游推算出要求丹江口水库补偿下泄的流量过程。 设计调水规模下丹江口调度图见图3。 (2) 初期调水规模(调水40亿m 3 ) 经调查，南水北调中线一期工程初期调水量未达到95亿m 3 ，初期调水规模约40亿m 3 ，故现状年下考虑南水北调中线工程调水量按40亿m 3 左右实施。调度规则上，丹江口水库在南水北调中线工程调水40亿m 3 时调度原则与设计调水95亿m 3 时保持一致，仅将各供水区的供水量按比例削减。初期调水规模下丹江口调度图见图4。 3.2. 不同方案下丹江口水库调度计算 (1) 丹江口水库调度模型 按照丹江口水库调度运行方式，在保障防洪安全、南水北调中线调水及下游基本用水需求的前提下，建立了以发电量最大为目标的丹江口水库调度模型，如下所示： 1) 目标函数 (1) 2) 水量平衡约束 (2) 3) 下泄流量约束 (3) (4) (5) (6) 图3. 设计调水规模下丹江口水库调度图 图4. 初期调水规模下丹江口水库调度图 4) 发电目标约束 (7) (8) (9) (10) 式中： 为机组出力，kw； 为第t时段初库容，m 3 ； 为第t时段入库流量，m 3 /s； 为第t时段出库流量，m 3 /s； 为第t时段丹江口水库供水流量，m 3 /s，可根据丹江口水库供水调度图确定； 为第t时段最小下泄水量，m 3 /s，其与库水位及入库流量有关； 为第t时段最大下泄流量，m 3 /s，其由库水位与最大泄流能力关系曲线确定； 为水库第t时段初库水位，m，其有水库水位与库容关系曲线确定； 为水库坝下水位，m，其由下泄水量与下游水位关系曲线确定； 为出力系数，取值8.5； 为第t时段最大出力，其与水头有关；dt为时段步长。 (2) 调度计算方案 按照前面介绍的丹江口水库调度模型，丹江口水库分别按40亿m 3 (初期调水规模)和95亿m 3 (设计调水规模)两种调水规模进行调度计算，计算时段为1955年6月21日至2012年6月20日，计算结果如表2。其中丹江口水库入库流量在1968年10月之前直接采用黄家港水文站径流资料，之后依据黄家港水文站、龙王庙水文站水位径流数据及灌溉用水量等资料采用水量平衡方程推求得到。
system: [SYSTEM]

user: 4. 丹江口水库加高调水对产漂流性卵鱼类的影响分析 4.1. 涨水条件变化 丹江口水库运行后，由于水库的径流调节作用，下游产漂流性卵鱼繁殖所需的涨水过程发生变化，影响坝下游以四大家鱼为代表的产漂流型卵鱼产卵繁殖。由于丹江口水库下泄低温水的影响，汉江四大家鱼繁殖的时间往后推迟了20天左右，从1976年和2004年早期资源监测情况来看，目前汉江四大家鱼产卵时间主要集中在7月和8月份。所以，本节重点分析丹江口加高及不同调水规模下汉江中下游河段7~8月份的涨水过程特征变化，以反映丹江口加高调水对产漂流型卵鱼类产卵繁殖的影响。 经上文长系列计算分析可知，丹江口水库加高和南水北调工程调水后，丹江口下游各站点的月均径流量均减少，其中汛期7~8月及汛后蓄水期9~10月减少幅度较大；对典型年的分析可知，汛期洪峰基本被拦于水库，原本有利于产漂流性卵鱼产卵的大洪水涨水过程消失。 丹江口水库加高调水，按照调水量的不同分为2013现状水平年调水40亿m 3 方式，以及2020规划水平年调水95亿m 3 方式。分析丹江口水库下游主要站点7~8月份3日以上流量日均涨幅的年平均值长系列变化如图5和图6可见，丹江口水库加高调水后，丹江口下游涨水过程相比加高前发生显著变化，7~8月份3日以上流量日均涨幅受到加高调水影响，显著减小；特别是7~8月有较大涨幅的年份，当水库调水运行后，涨幅的下降十分显著。 分析涨水过程特征变化，如表3。可见汉江中下游涨水特征在丹江口水库运行前后、加高调水不同运行方式，下的变化情况各异： (1) 对于流量及水位日均涨幅，丹江口水库蓄水运行后相比运行前显著下降，其中襄阳站由1138 m 3 /s∙d −1 、0.424 m∙d −1 ，下降至311 m 3 /s∙d −1 、0.270 m∙d −1 ，沙洋站由1136 m 3 /s∙d −1 、0.722 m∙d −1 ，下降至418 m 3 /s∙d −1 、0.301 m∙d −1 ；而加高调水两种方式相比加高前亦呈下降态势，流量及水位日均涨幅继续下降至(调水40亿m 3 ) 164 m 3 /s∙d −1 、0.170 m∙d −1 ，及(调水95亿m 3 ) 163 m 3 /s∙d −1 、0.168 m∙d −1 。 (2) 对于发生涨水次数，丹江水库运行后相比运行前增加，襄阳站由6.4次增加至7.4次，沙洋站由6.3次增加至6.6次；而加高调水两种方式下，涨水次数继续增加，襄阳站增加至(调水40亿m 3 ) 8.9次、(调水95亿m 3 ) 9.0次，沙洋站增加至(调水40亿m 3 ) 7.3次、(调水95亿m 3 ) 7.5次。 (3) 而单次涨水持续时间则在各运行方式下均变化不大，襄阳站在4天左右，沙洋站则平均4.5天左右。 (4) 7~8月3日以上涨水的涨水总天数增加，襄阳站由丹江口水库运行前的27.1天增加至29.5天，沙洋站由27.3天增加至29.8天；加高调水两种方式运行后，涨水总天数继续增加，其中襄阳站增加至(调水40亿m 3 ) 34.3天、(调水95亿m 3 ) 34.5天。 基于上述分析可知，丹江口水库蓄水运行后，下游涨水幅度显著下降，而涨水次数增加，单次涨水天数不 图5. 1956~2011年襄阳站7~8月3日以上流量年平均日均涨幅的实测值与调水40亿m 3 和95亿m 3 对比 图6. 1958~2011年沙洋站7~8月3日以上流量日均涨幅的年平均实测值与调水40亿m 3 和95亿m 3 对比 Table 3 Change of flow increases in different operation rules of Dangjiangkou reservoi 站点 系列 平均流量日上涨率(m 3 /s∙d −1 ) 平均水位日上涨率(m) 涨水次数(n) 涨水总天数(d) 单次涨水平均天数(d) 襄阳 运行前 1138 0.424 6.4 27.1 4.01 运行后 311 0.270 7.4 29.5 4.0 调水40亿 164 0.170 8.9 33.9 3.9 调水95亿 163 0.168 9.0 34.2 3.8 沙洋 运行前 1136 0.722 6.3 27.3 4.33 运行后 418 0.301 6.6 29.8 4.5 调水40亿 222 0.181 7.3 34.3 4.7 调水95亿 231 0.180 7.5 34.5 4.6 表3. 不同运行方式下丹江口水库下游涨水特征值变化 变，涨水总天数增加；加高调水后，下游涨水幅度进一步下降，而涨水次数进一步增加，单次涨水天数仍变化不大，而涨水总天数亦进一步增加；调水40亿m 3 与调水95亿m 3 两种调水方式相比，各项涨水特征值均没有显著变化。 4.2. 汉江鱼类资源变化诱因 汉江中下游由于丹江口水库的调节作用，部分鱼类产卵场受损，甚至消失，产卵规模明显减小，汉江鱼类资源的呈现衰退趋势。在1977年~1978年、2004年、2006年~2007年对汉江中下游鱼类资源进行了较为系统的调查监测，其调查的结果表明，汉江中下游干流原王甫洲产卵场因王甫洲水电枢纽的修建已消失；四大家鱼产卵数量减少了1处，产卵场位置有所变化，襄樊产卵场消失；四大家鱼卵苗径流量下降明显，从20世纪70年代末的近5 × 10 8 粒(尾)下降到2004年以后的不足1 × 10 8 粒(尾)，下降幅度明显。同时，四大家鱼卵苗径流量占鱼类卵苗总径流量的比例也从19.0%下降到了1%以下。丹江口水库运行后，以四大家鱼为代表的产漂流性卵鱼产卵场整体变化不大、位置略有移动，水库运行后的主要涨水条件仍可满足基本产卵要求，但产卵规模却受其影响显著下降。总体上，丹江口水库运行以来，汉江中下游影响产漂流性卵鱼产卵繁殖的涨水过程，发生两方面显著变化：① 建库后年内持续3天以上涨水过程的发生次数、持续时间相比建库前有所增加；② 建库后年内持续3天以上涨水过程的日涨水率相比建库前显著减小。一方面，涨水过程发生次数及总持续时间的增加，有利于亲鱼产卵繁殖、维持产卵规模；另一方面，日涨水率的显著下降不利于亲鱼的产卵及产卵量。汉江早期鱼类监测资料显示丹江口水库运行后汉江中下游产卵量萎缩。可见，日涨水幅度下降的不利影响要大于涨水发生次数及总持续时间增加的有利影响。即丹江口下游影响产漂流性卵鱼产卵繁殖的两个主要涨水特征要素中，涨水幅度比涨水持续时间的影响更大。 综上所述，丹江口运行导致下游涨水幅度下降，涨水持续时间增加，共同导致汉江中下游产漂流型卵鱼产卵量下降。而加高调水工程实施后，进一步加剧了上述涨水特征变化。7~8月涨水过程中日涨水幅度的降低是导致坝下游产漂流性卵鱼类产卵规模减少的主要诱因，故调水工程实施后，坝下游产漂流性卵鱼的产卵量可能进一步减少。
system: [SYSTEM]

user: 5. 结论 本章依据丹江口水库加高调水的运行规则，模拟分析了丹江口水库加高后两种调水规模下，汉江中下游主要水文站点的水文情势变化，并结合水文情势的变化特征，分析了调水后可能对汉江中下游水华及产漂流性卵鱼类的影响。丹江口水库蓄水运行后，下游涨水幅度显著下降，而涨水次数增加，单次涨水天数不变，涨水总天数增加；加高调水后，下游涨水幅度进一步下降，而涨水次数进一步增加，单次涨水天数仍变化不大，而涨水总天数亦进一步增加；调水40亿m 3 与调水95亿m 3 两种调水方式相比，各项涨水特征值均没有显著变化。总体来看，丹江口水库加高调水不同规模下，汉江中下游7~8月涨水过程的涨水次数和总涨水天数有所增加，但日平均涨水幅度显著下降；经丹江口运行前后实际情况分析，涨水幅度的降低是导致坝下游产漂流性卵鱼类产卵规模减少的诱因，故调水工程实施后，涨水特征的变化情况会导致汉江中下游产漂流性卵鱼的种群及产卵量萎缩。
system: [SYSTEM]

user: 摘 要 传统水库调度函数一般以最大化长系列多年平均发电、保证率等指标为目标函数，其内涵是水库多年运行的平均期望效益最大化，并未考虑年径流丰枯的区别。显然水库的优化调度函数与入库径流的丰枯情况有关，丰水年的优化调度函数与枯水年相比势必差异较大。为研究年径流分类对水库优化调度函数的影响，本文建立了考虑发电量及保证率的多目标优化调度模型，采用NSGA-II算法优化安康水库调度函数。结果表明：考虑径流分类，采用丰、平、枯水年的单独优化比长系列优化取得更好的效益。发电量最大非劣解提升发电量0.71%、保证率4.56%，保证率最高非劣解提升发电量1.37%、保证率2.57%。 关键词 :调度函数，多目标优化，集对分析，安康水库
system: [SYSTEM]

user: 1. 绪论 水库调度是指根据水库承担的综合利用任务，运用水库的调蓄能力，重新分配水资源的时空分布，达到兴利、除害的目的 [ 1 ] 。根据水库特征及长系列入库径流规律制定的调度图和调度函数是目前指导水库中长期调度的主要规则 [ 2 ] 。水库调度函数的研究是水库调度理论和应用研究的一个重要分支，其理论意义和实用价值都是重大的。在来水已知的情况下，水库系统每个时段的最优决策与时段初状态、入库来水等状态有关，可以采用线性或者非线性的调度函数描述这种相关关系。 尹正杰等 [ 3 ] 采用基于模拟的遗传算法优化模型对一种水库多目标供水的调度规则参数进行优化，检验了供水调度规则的合理性。刘攀等 [ 4 ] 构建了“优化–拟合–再优化–随机仿真”框架来优化制定梯级水库群联合优化调度函数。周研来等 [ 5 ] 结合动态规划和回归分析推求大渡河梯级水库调度函数，并采用非线性规划法进行修正，修正后的调度函数能有效增加水库年均发电量。杨光等 [ 6 ] 采用NSGA-II算法，推求丹江口水库多目标调度函数集，得出兼顾丹江口水库供水和发电的多目标调度规则。 这些文献均采用长系列径流资料作为模型的输入，以多年平均发电、保证率等指标最大化为目标函数，其内涵是优化得到满足水库多年调度运行的平均期望效益最大要求的调度函数。而实际上水库的优化调度函数显然与入库径流的丰枯分类有关，丰水年的优化调度函数与枯水年相比势必差异较大，丰水年若采用长系列优化得到的调度函数进行调度运行其效益相对保守，现有优化研究较少考虑这个问题。本文试图探讨基于年径流分类的水库调度函数优化，比较年径流分类优化与传统优化方式的优劣。
system: [SYSTEM]

user: 2. 数学模型和优化算法 2.1. 目标函数 水库每个时段的总出库流量与该时段内的可用水量有关，其中的可用水量由水库蓄水量和该时段内的入库水量组成。一般来说，调度函数是非线性的，但对于单个水库可将调度函数简化为易于处理的线性函数 [ 7 ] 。以安康水库为例，水库产生尽可能大的发电效益和保证率为调度准则，建立线性调度函数如下： (1) 式中： 为水库第t时段出库流量(m 3 /s)； 为水库第t时段的库容(m 3 )； 为水库第t时段的入库平均流量(m 3 /s)；w为单位转换系数； 和 分别为调度函数系数。 同时，以发电量最大和保证率最高为目标进行调度，目标函数如下所示： (2) (3) 式中：E为计划期T内发电量(kW·h)； 为第t时段的平均出力(kW)；K为电站综合出力系数； 为第t时段的平均发电流量(m 3 /s)； 为第t时段的平均发电水头(m)；P为发电保证率； 为保证出力； 表示梯级系统总出力大于保证出力的时段数。 2.2. 约束条件 (1) 水量平衡约束： (4) 式中： 为水库第t时段的库容(m 3 )； 和 分别为水库第t时段的入库和出库平均流量(m 3 /s)； 为计算时间步长； 为水库第t时段的水分损失量(m 3 )，如蒸散发、渗漏等。 (2) 水库水位约束： (5) 式中： 和 分别为水库第t时段的允许最大和最小水位(m)。 (3) 水库下泄流量约束： (6) 式中： 和 分别为水库第t时段的允许最大和最小下泄流量(m 3 /s)，一般由下游生态，航运要求和水库下游的防洪任务确定。 (4) 电站出力约束： (7) 式中： 和 分别为水库第t时段的允许最大和最小出力(kW)。 (5) 边界约束： (8) 式中： 和 分别为水库初、末时段的水位(m)。 2.3. NSGA-II优化算法 NSGA-II算法由Deb [ 8 ] 于2000年提出，以其快速的运行效果和良好的收敛性目前被广泛应用于多目标优化计算。近年来该算法已被我国学者广泛应用于水库多目标调度的研究中，并取得了良好的效果 [ 6 ] [ 9 ] [ 10 ] 。算法的具体计算流程参阅文献 [ 11 ] ，具体计算步骤包括： (1) 随机初始化种群，并按照非劣排序方法排序分组后形成父代。 (2) 通过选择、交叉、变异产生新种群作为子代，与父代混合后进行排序，得到非劣前端。 (3) 计算所有非劣前端的拥挤距离，并按照拥挤距离排序。 (4) 按上一步排列后的顺序选择非劣前端，并通过复制、交叉和变异形成新的种群。 (5) 重复(2)~(4)直到满足终止条件，将最后得到的种群作为优化后的Pareto前端。 根据式(1)中的 和 可以确定调度函数，传统优化调度函数的方法一般直接优化调度过程，将优化后的出库流量与水库蓄水量、入库流量等决策因子进行线性拟合得到 和 。本研究采用基于“模拟–优化”模式调度函数优化方式，避免了先进行确定性优化再拟合得到调度函数，直接可以得到实现目标最优的水库调度函数，因此更高效，解的质量也更优 [ 12 ] 。利用NSGA-II优化算法将一年36个旬的 和 一共72个参数编码为染色体，以每一组 和 为决策变量进行模拟调度，计算发电量及相应保证率，其中种群个数为30，进化代数为200，交叉和变异概率分别取0.9和0.1。
system: [SYSTEM]

user: 4. 结论 为了讨论年径流分类对水库优化调度函数制定的影响，本文建立了考虑发电量及保证率的多目标优化调度模型，采用NSGA-II算法优化丹江口安康水库调度函数。将利用集对分析法进行年径流分类后的优化结果与传统长系列相互比较，分析了不同优化方式对水库调度过程的影响，主要结论如下： (1) 考虑径流分类，采用丰、平、枯水年单独优化的方法比长系列优化方法取得更好的效益。发电量最大非劣解提升发电量0.71%、保证率4.56%，保证率最高非劣解提升发电量1.37%、保证率2.57%。 (2) 丰、平水年利用各自优化得出的调度函数模拟调度，可避免弃水，汛后出力均衡，水库运行平稳，调度方式更合理。枯水年采用长系列优化的调度函数在汛期下泄流量偏大，降低了水库运行水位和发电效益。
system: [SYSTEM]

user: 摘 要 匀压力线圈能够产生近似均匀的磁场力，而不同结构电磁力均匀分布的差异较大。本文为研究匀压力线圈结构参数对板料电磁力均匀分布影响规律，基于ANSYS软件建立了3D电磁场有限元模型，分析了结构参数对磁压力均匀性分布的影响，给出了匀压力线圈提高电磁成形力分布均匀性的方法，对进一步提高电磁成形效果、扩大应用范围具有重要意义。 关键词 :电磁成形，匀压力线圈，均匀分布，有限元分析
system: [SYSTEM]

user: 1. 引言 电磁成形是金属在强脉冲磁场中受力而发生塑性变形的一种高能高速的成形方法 [ 1 ] 。高成形速率使得很多金属工件的成形性得到提高，尤其对难成形金属效果明显，同时电磁成形无接触加工的特点也能回避传统成形工艺中的润滑及模具强度等问题 [ 2 ] [ 3 ] 。 匀压力线圈电磁成形可以用于压印、浮雕及微制造等 [ 4 ] [ 5 ] 。线圈结构影响电磁成形过程中成形力分布，从而影响电磁成形效果 [ 6 ] 。相关研究人员对匀压力线圈做了大量研究，程然 [ 7 ] 等人对匀压力线圈结构进行了优化，提高了线圈的使用寿命。崔晓辉 [ 8 ] 等人对匀压力线圈的电磁力分布及板料的变形行为进行了研究。以上研究表明：匀压力线圈能够产生近似均匀的磁场力，不同的线圈结构电磁力的分布差异较大。而对如何提高匀压力线圈电磁力的均匀性分布尚未见报导，线圈结构参数对电磁力均匀性分布具有重要影响，且均匀分布的电磁力对提高微制造、推广成形工艺、扩大应用范围具有重要作用。本文主要对匀压力线圈的电磁成形进行有限元建模，分析不同线圈结构参数对板料电磁力均匀性分布的影响，并对线圈电磁力大小进行研究。
system: [SYSTEM]

user: 2. 电磁场有限元模型 本文采用ANSYS进行建模分析，匀压力线圈示意图如图1所示，其实物图见图2，其线圈类似于跑道形，图3为线圈、外壳及板料在ANSYS中划分网格后的有限元模型，图4为匀压力线圈电磁场有限元分析图，空气、线圈和板料采用的单元类型为solid97，并且将空气、线圈和板料划分为规则的6面体结构来提高分析精度。远场采用inf111远场单元类型，用来描述磁场分析的边界条件。材料为AZ31B镁合金板料，线圈、外壳、板料、空气场及远场的材料特性如表1所示。