DreamBlooms/HansPub-15000-to-45000 huggingface dataset:
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user: 1. 引言 全球范围地球浅层质量分布的重力正演在计算评估布格重力异常与地壳均衡补偿时具有不可替代的重要性 [ 1 ] [ 2 ] [ 3 ] 。地形信息与重力相关联物理量的短波信号具有较强的相关性，通常能够提供在不小于~10 km分辨率的重力场信号，这在缺乏充足密布观测值或观测值精度不足以支持高分辨率模型建模的偏远地区显得尤为关键 [ 4 ] 。高分辨率数字地形模型(DTM， Digital Terrain Models)提供了研究重力场精细结构的关键数据。在已有高精度重力场模型的基础上，辅以高分辨DTM在空域或谱域进行牛顿积分，目前已经构建了高精度甚至超高精度重力场模型 [ 5 ] [ 6 ] [ 7 ] 。 空域重力正演，是对地球物质在球谐 [ 8 ] 或椭球谐 [ 9 ] 近似下的牛顿积分的楔形体(Tesseroid) [ 10 ] [ 11 ] [ 12 ] [ 13 ] 或者柱体 [ 14 ] [ 15 ] 严密解析解的实现。在地形质量(Topographic Masses)的实际计算中需要权衡计算的效率与精度，前人的研究表明，使用精密数值积分与楔形体公式相结合的方法效果最佳 [ 16 ] [ 17 ] [ 18 ] 。 谱域重力正演采用截断的 [ 2 ] 或严密解析的 [ 19 ] 二项展开全球积分而得到对应的球谐系数。空域法与谱域法均成功建立在~10 km的尺度上的地球地形引力位模型 [ 20 ] ，并且所建立模型互相吻合一致。但谱域法在计算中由于球谐分析及球谐综合中快速傅立叶变换(FFT， Fast-Fourier Transforms)的增益，而有相较于空域法不可比拟的效率。然而，值得指出的是空域法在计算限定地理范围的区域性计算中仍有更少所需计算数据的优势。根据分层质量模型的边界及分布信息，能分别求得低分辨率 [ 21 ] [ 22 ] [ 23 ] 、高分辨率 [ 7 ] [ 24 ] 与超高分辨率(例如Balmino (2012)给出的~2 km分辨率，阶次达到10800阶的模型) [ 25 ] 的地形质量相关模型。其中，严密解析公式的缺陷在于边界函数 [ 26 ] 球谐的计算量过大。Hirt and Kuhn (2012) [ 27 ] 具体评估了地球地形二项展开直至10阶的每一阶对其引力位的贡献，并量化了忽略高阶项带来的截断误差。Root et al. (2016) [ 24 ] 引入了快速谱重力正演方法(FSM)，从密度分布和地形函数球谐分析得到球谐系数，并提出了削弱深层物质截断误差的方法。相较于考虑球近似的谱方法，椭球谐谱方法考虑地球扁率带来的纬度相关地形引力位偏差，该偏差极值达到150 mGal [ 28 ] 。由Claessens and Hirt (2013) [ 28 ] 提出的谐组合HC (Harmonic Combination)方法相较于过去普遍使用的EI (Extension Integration)方法，有效地削弱了残余纬度相关误差与球谐阶次相关误差。 无论在空域法还是谱域法，能最佳描述真实地球的物质分布模型都是重力正演模型的关键，物质分布模型包括地球物理表面描述及地球内部物质分布情况。Dziewonski and Anderson (1981) [ 29 ] 发布了地球物理学最广为使用的一维地壳模型PREM (the Preliminary Reference Earth Model)，该模型在考虑非粘弹性与各向异性的基础上给出了地球内部包括地幔、地核的地震波波速及密度的径向变化。而相较于仅仅给出径向变化的一维模型，三维分层模型给出不同深度下物质的横向分布，能较好地描述真实地球内部细节。 目前，结合全球覆盖的重力卫星数据，Mooney et al. (1998) [ 30 ] 发表了多源地震波数据与重力梯度数据联合反演得到的分辨率为0.5˚ × 0.5˚的地壳结构模型GEMMA (GOCE Exploitation for Moho Modelling and Applications)，该模型在全球范围内与GOCE重力梯度观测值有较好一致性。GEMMA地壳结构模型由归算的GOCE重力梯度观测值联合先验地震波结果CRUST2.0地壳结构模型反演求得，其中，还依据USGS给出的主要地质分区与Gladczenko et al. (1997) [ 31 ] 给出的大洋中脊数据精化了地壳密度函数密度与深度的关系。GEMMA正演所得对应重力观测值与GOCE重力梯度观测值总体标准差在49 mE。 本文在考虑深层误差影响的快速谱域重力正演方法的基础上，加以对三维各向异性地壳结构模型GEMMA的考虑，并以此评估该正演模型的高阶展开项的精度与效率，而进一步回答在使用该正演模型将地球表面重力观测值归算到浅层地壳时满足0.1 mGal精度所需展开的阶数。
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user: 3. 结果 为了评估实际计算中达到预期精度所需的阶段阶次，三维各项异性FSM下的k阶的边界函数二项展开式对应的球谐系数，可分别计算得不同地质构造单元下的各阶球谐系数(图1)。由(11)的阶方差公式，将给定阶的 V n m ( ω ， k ) 的球谐系数阶方差作能量谱分析，可计算得到所需精度下的截断阶次。 整体的阶方差趋势呈现为两类特征：按照重力正演模型二项展开阶数的增加而降低，这也印证了二项展开数列的收敛性；在 V n m ( 1 ) 及 V n m ( 2 ) 下的阶方差曲线按照所得重力正演结果的阶次的增加而呈现类双曲线模式的下降，而后续阶的阶方差曲线按照所得重力正演结果的阶次的增加而呈现类双曲线模式的上升。其中，Wieczorek (2007) [ 3 ] 指出，就地形质量的计算而言，在 k = 1 下的球谐系数结果对应布格层间改正(Bouguer Shell Effect， i.e. Bouguer Plate Correction)，而 k > 1 的球谐系数结果则可解释为对布格层间改正球谐系数的地形改正。沿用该概念，在浅层地壳重力正演的语境下则应为对应层的层间改正值及对应层的起伏改正。与此同时，就 k > 3 的 V n m ( ω ， k ) 阶次 n < k − 3 的系数均为0值，在这些阶次上的各阶结果对 整体的球谐系数 V n m ( ω ) 并无贡献 [ 25 ] ；相较而言，在高阶次上(11)中与阶次n相关的组合数 ( n + 3 k ) 与 ( n + 4 k ) 为随阶次增加的阶方差量级有最主要的贡献。 然而就各个地质构造单元而言，各阶阶方差曲线的抬升速率具有分类差异。以洋壳与大洋中脊这样较新的地壳为例，其中，洋壳较薄密度变化平缓，大洋中脊在计算中认为为常密度；重力正演结果各阶阶方差曲线之间间隙明显，相互有大约10 −4 数量级的差异。即在各阶上下一阶的量级仅为该阶的0.01%，该结果恰好也印证了洋壳与大洋中脊在空间上起伏的内在差异性较低，低阶项能较好地完整描述整体的重力正演结果；同时，以 V n m ( ω ) 及 V n m ( ω ， 1 ) 阶方差曲线的比对而言，两者最主要的偏差或者不重叠部分分别出现在120阶及150阶以后。拉伸地壳(Extended Crust)的大地构造分区下，重力正演结果各阶阶方差曲线之间的间隙则有所缩减，互相大约有10 −3 数量级的差异，即在各阶上下一阶的量级仅为该阶的0.1%。同时，值得注意的是 V n m ( ω ， 2 ) 的阶方差曲线在100阶后超过了整体的 V n m ( ω ) 阶方差曲线，且在较高阶次的部分各阶阶方差曲线的聚拢程度高于前面洋壳与大洋中脊的结果。而诸如造山带(Orogenetic Crust)与盆地(Basins)，火成岩省(Igneous Provinces)，地盾(Shields)，地台(Platforms)的大地构造分区，其各阶较上一阶的数量级差异为10 −2 ，即1%。换言之，该阶方差曲线更加聚拢的大地构造分区下为了达到同样的目标精度需要对重力正演模型的二项展开式截断到更高阶次。 图1. 不同大地构造单元下的三维各项异性FSM下的重力正演各阶球谐系数阶方差
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user: 4. 讨论 为了进一步明晰所需精度下所需要截断到的阶数，下文在GEMMA地壳结构模型给定的空间分辨率 0.5 ∘ × 0.5 ∘ 下进一步考察空域下的各个地质构造单元按照二项展开阶数的空域结果与总体重力正演结果的差值(见表2)。 在地壳深度较浅的地质构造单元，诸如洋壳与大洋中脊内，三维各向异性下的FSM收敛速度较快，在考虑5阶的重力正演二项展开项后残差标准差已经小于0.1 mGal，且其差值的极值在6阶的重力正演二项展开项后达到0.1 mGal的水平。该结果与Hirt and Kuhn (2013) [ 27 ] 仅考虑横向各向异性的重力正演 Table 2 Statistics of discrepancy between the spatial result of individual binominal expansion of each geological province and the overall resultant forward modelling gravit 大地构造分区 Min (mGal) Max (mGal) Mean STD (mGal) RMS Oceanic Crust 1 −1374.7 599 −3.3 76.1 2 −146.2 286.7 0 10.7 3 −49.8 24.5 0 1.5 4 −4 7.3 0 0.2 5 −0.9 0.5 0 0 6 −0.1 0.1 0 0 Basins， Igneous Province， Shields， Platforms 1 −3554.9 1139.1 -0.2 52.1 2 −1026.7 1938.1 0 26.7 3 −837.5 553.7 0 11.1 4 −219.2 300.2 0 3.9 5 −91.7 69.9 0 1.2 6 −18.9 24.3 0 0.3 7 −5.7 4.4 0 0.1 8 −0.9 1.2 0 0 9 −0.2 0.2 0 0 10 0 0 0 0 Orogenetic Crust 1 −5359.2 2212.2 −2.9 167.9 2 −2145.4 3323.2 0 83.2 3 −1815.3 1428.8 0 43.8 4 −736 852.2 0 20.9 5 −342.5 314.7 0 8.7 6 −129.4 119.1 0 3.2 7 −36.4 45.2 0 1 8 −13.8 9.9 0 0.3 9 −2.5 3.7 0 0.1 10 −0.9 0.6 0 0 11 −0.2 0.2 0 0 12 0 0 0 0 Extended Crust 1 −2377.7 1043.1 −0.9 83.5 2 −630 963.5 0 31.1 3 −287.9 221.1 0 9.1 4 −57.7 72.7 0 2.1 5 −15.6 12.3 0 0.4 6 −2.2 2.8 0 0.1 7 −0.5 0.4 0 0 8 −0.1 0.1 0 0 表2. 各个地质构造单元按照二项展开阶数的空域结果与总体重力正演结果的差值统计结果 Continued 结果一致。值得提及的是，Hirt and Kuhn (2013) [ 27 ] 额外计算了将重力正演参考面移至 H = 4000   m 的情形，在该条件下重力正演的收敛效率相较于参考面在 H = 0   m 的情形有更快的收敛速度。而本文重力正演模型建立时事先将参考面移至了上界面与下界面的均值处，故所呈现的结果是快速收敛的重力正演结果。而对于地壳厚度较大的地质构造单元，诸如盆地、火成岩省、地盾、地台、造山带地壳及拉伸地壳，其重力正演结果达到0.1 mGal的截断阶次分别要求达到10，12，8阶。然而就实际计算而言，诸如青藏高原、圣安第斯山脉等多山区域的三维各向异性的重力正演中，纳入计算的地质构造单元大多为造山带地壳，而在全球重力正演计算中在其他地壳相对较薄的区域不必考虑较高的截断阶数。由此，为了在仅考虑重力正演算法的误差因素影响的情况下达到0.1 mGal的精度要求，建议在陆壳的三维各向异性重力正演计算中截断阶次选取到12阶，而在洋壳的三维各向异性重力正演计算中截断阶次选取到6阶。
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user: 5. 结论 本文研究了GEMMA模型下重力正演的精度与效率问题。数值计算表明，整体的阶方差按照重力正演模型二项展开阶数的增加而降低，而在 V n m ( 1 ) 及 V n m ( 2 ) 下的阶方差曲线按照所得重力正演结果的阶次的增加而呈现类双曲线模式的下降，但后续阶的阶方差曲线按照所得重力正演结果的阶次的增加而呈现类双曲线模式的上升。就各个地质构造单元而言，地壳厚度较薄且密度变化平缓的单元各阶阶方差曲线的抬升速率较慢，而地壳厚度较深或密度变化较大的单元各阶阶方差曲线的抬升速率较快。反映在重力正演各阶球谐展开系数上的贡献率则为，在阶方差曲线更加聚拢的地质构造单元下为了达到同样的目标精度需要对重力正演模型的二项展开式截断到更高的阶次。同时，对于在空域下各个地质构造单元按照二项展开阶数的结果与总体重力正演的结果的差值，为了在仅考虑重力正演算法的误差因素影响的情况下达到0.1 mGal的精度要求，建议在陆壳的三维各向异性重力正演计算中截断阶次选取到12阶，而在洋壳的三维各向异性重力正演计算中截断阶次选取到6阶。
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user: 摘 要 针对220 KV变电站发生的10 kV开关拒动故障，该文基于线路保护测控装置数据以及故障录波图，分别建立了保护动作时序图和故障发生时序图，完整还原了整个事故发生的经过以及各个保护装置动作和设备响应的时间点；通过对变电站的现场排查和检修，最终确定事故是由于线圈烧毁造成的；通过对线圈结构以及工作原理的分析，讨论了可能导致线圈烧毁的内部因素和外部因素，对防止线圈烧毁具有一定参考价值。 关键词 :断路器线圈，故障录波图，保护动作时序图，故障分析，线圈烧毁 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 断路器是电力系统最重要的设备，主要作用是在正常或故障时，自动地控制各种电力线路和设备的开断和关合，以保证系统的正常运行。当发生事故时，我们必须阻止事故朝着恶化的方向发展 [ 1 ] 。作为断路器机构的主要元件，分合闸线圈长期以来未得到足够重视，没有国家标准及全面的检测要求，各厂家产品质量参差不齐，国外对于断路器线圈烧毁故障的研究也寥寥无几，大多数研究都集中在断路器本身，但分合闸线圈能否正确动作是断路器进行开断的关键因素 [ 2 ] [ 3 ] [ 4 ] 。未来伴随电网设备越来越多，断路器总量不断增长，尤其在沿海地区，高盐高湿高热环境不利于设备的运行。一旦线圈出现问题，会影响故障切除，扩大事故范围，影响供电可靠性，电网内也多次发生因分合闸线圈异常导致的事故范围扩大，尤其是分合闸线圈烧毁导致的事故范围扩大逐年增多 [ 5 ] [ 6 ] 。分合闸线圈烧毁的频率增加以及单次事故造成的经济损失，都会对系统的稳定性、可靠性以及经济性产生影响 [ 7 ] 。因此，对实际工程中分合闸线圈烧毁事故进行研究分析显得尤为必要 [ 8 ] 。通过对实际烧毁线圈的检测从而探讨导致线圈烧毁的原因及机理，对系统的正常运行将会起到正面积极的作用 [ 9 ] 。
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user: 2. 故障经过 某220 kV站在2015年发生了一次线路开关拒跳，导致#2变跳三侧故障。 其故障过程如下：10 kV矢崎线(用户专用线路)的配电站发生单相短路故障，逐步发展为三相短路，220 kV变电站10 kV线路保护动作，开关拒动，#2主变低压1侧过流1时限、2时限、3时限先后动作，主变三侧开关跳闸，10 kV 2段母线失压，事故前#2主变变低502开关负荷电流为978.76 A，负荷损失17.46 MVA。具体保护动作过程如下： ① 10 kV矢崎线保护动作过程：15时02分09秒709毫秒过流1段动作，二次故障电流I = 8.56 A (一次值5136 A)；15时02分10秒004毫秒过流2段动作，二次故障电流I = 8.28 A(一次值4968 A)；15时02分14秒501毫秒重合闸动作(时标来自后台监控系统SOE报文)。 ② #2主变保护动作过程：主Ⅰ保护15时02分09秒722毫秒动作，低压1侧过流I段1时限动作2828 ms动作跳10 kV分段500、550开关并闭锁500、550备自投，低压1侧过流I段2时限动作3128 ms动作跳主变变低开关，低压1侧过流I段3时限动作3428 ms动作跳主变各侧；主II保护15时02分09秒732毫秒动作，低压1侧过流I段1时限动作2828 ms动作跳10 kV分段500、550开关并闭锁500、550备自投，低压1侧过流I段2时限动作3128 ms动作跳主变变低开关，低压1侧过流Ⅰ段3时限动作3428 ms动作跳主变各侧，主变变高变中侧开关正常跳闸，在低压1侧过流I段2时限动作546 ms后变低502开关分闸。 本次事件导致该变电站＃2主变非计划停运1小时24分；10 kV II段母线非计划停运1小时27分，10 kV矢崎线非计划停运6小时33分；负荷损失17.46 MW，没有重要用户停电。 故障情况总结如下： 1、220 kV变电站矢崎线线路故障，保护动作跳闸，矢崎线路断路器未分闸； 2、#2主变变低保护动作，变低进线断路器在500 ms后跳闸； 3、故障300 ms延时后，主变保护动作跳三侧开关。
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user: 3. 故障排查 3.1. 保护动作情况及分析 故障录波及保护动作情况如下： 矢崎线保护动作图如图1至图3所示，根据保护动作报告，15时02分09秒10 kV矢崎线保护过流1段(定值为5.0 A，时限0.2 S)、2段(定值1.0 A，时限0.5 S)。 图1. 矢崎线1段保护动作图 图2. 矢崎线2段保护动作图 图3. 矢崎线重合闸保护动作图 动作跳闸，现场10 kV矢崎线577开关并未跳开；15时02分10秒10 kV矢崎线577开关报“控制回路断线”，15时02分14秒10 kV矢崎线报“重合闸动作”。 10 kV矢崎线故障时577开关拒动，在保护发跳闸令后，由于开关未能跳开造成跳闸线圈烧毁并引发“控制回路断线”告警。#2主变跳闸后，故障电流消失，10 kV矢崎线保护因三相电流为0，控制回路断线(分闸线圈烧毁)无法提供分、合闸位置信号，现场有合后位、保护启动，重合闸条件(重合闸逻辑如图4所示)满足，故15时02分14秒10 kV矢崎线保护经延时1500 ms后重合闸动作。 故障保护动作时序如表1所示，绝对时间以集中式故障录波器时间为准。 保护录波图如图5至图7所示，由保护及故障录波图分析，故障发生初期为单相接地故障，其后发 展为BC相间故障并迅速发展为三相故障，故障初期故障#2主变变低相电流二次值为1.8 A，满足主变低压侧后备复压过流保护电流定值1.04 A，但由于各相电压均高于43 V (约75%额定电压)且保持对称，复合电压(低压动作值线电压70 V，负序电压动作值相电压4.0 V)未能开放，主变低压侧后备复压过流保护未能动作；至1608 ms，故障进一步发展，#2主变低压侧B相电压下降至约34 V (60%相电压)，故障相电流升至二次值3.0 A，此时满足#2主变低压侧后备复压过流保护动作条件，经1200 ms延时过流I段动作跳10 kV分段500、550开关并闭锁备自投，经1500 ms延时过流II段动作跳#2主变变低，由于变低开关未能在300 ms内断开，经1800 ms延时过流Ⅲ段动作跳#2主变各侧开关。 3.2. 一次设备排查情况 (一) 10 kV矢崎线专用配电站故障情况 该配电站属专线用户资产，由用户负责维护，距变电站长度约为4.5 km。配电站内可见明显短路烧损痕迹，如图8所示。 (二) #2主变本体检查情况 现场对#2主变本体进行外观检查。主变油位正常，储油柜外观未见异常，主变本体未见漏油痕迹。检查#2主变本体及有载开关瓦斯继电器均未动作。 (三) #2主变10 kV侧设备检查及分析 经现场检查，10 kV矢崎线开关柜有烧焦气味，其余设备外观检查无异常，根据保护动作报文及设备检查情况确定本次故障非近区短路故障。高压室整体环境正常，开关柜内无潮湿锈蚀及凝露情况，如图9所示。 图4. 保护动作时序图 Table 1 Fault protection operation timing diagra 序号 相对时间 保护动作行为 1 15:02:09:72 (零时刻) 10 kV矢崎线发生BC相故障。 2 200 ms 10 kV矢崎线过流I段动作，二次故障电流I = 8.56 A (一次值5136 A)。 3 495 ms 10 kV矢崎线过流II段动作，二次故障电流I = 8.28 A (一次值4968 A)。 4 1248 ms 10 kV矢崎线保护控制回路断线。 5 2828 ms #2主变主I保护低压1分支过流Ⅰ段1时限动作，跳10 kV分段500、550开关并闭锁500、550备自投。 #2主变主II保护低压1分支过流Ⅰ段1时限动作，跳10 kV分段500、550开关并闭锁500、550备自投。 6 3128 ms #2主变主I保护低压1分支过流I段2时限动作，跳#2主变变低开关。 #2主变主II保护低压1分支过流I段2时限动作，跳#2主变变低开关。 7 3428 ms #2主变主I保护低压1分支过流I段3时限动作，跳#2主变各侧。 #2主变主II保护低压1分支过流I段3时限动作，跳#2主变各侧。 8 3478 ms #2主变变高开关分闸。 9 3471 ms #2主变变中开关分闸。 10 3674 ms #2主变变低开关分闸。 11 4992 ms 10 kV矢崎线重合闸动作。 表1. 故障保护动作时序图 检修人员对10 kV矢崎线开关进行检修，分闸线圈已被烧毁，如图10所示。 检修人员对502开关进行检修，分闸线圈外观无异常，直阻正常，如图11(a)所示。拆开线圈后，线圈内部也无损坏痕迹，线圈绕制做工较粗糙，如图11(b)所示。检修人员更换线圈前进行低电压动作试验，动作电压分别在174 V、188 V、197 V才能进行分闸，动作分散性大，且不满足规程(65%~120%) Un可靠动作(即143 V~264 V)的要求，且低电压合闸试验有3次合闸不成功，更换分、合闸线圈并进行机构调整后试验合格。 图5. 主I保护录波图 图6. 主II保护录波图 图7. 故障录波图 图8. 配电站故障情况 图9. 变电站高压室整体环境 图10. 10 kV矢崎线开关机构及分闸线圈烧毁图 图11. 变低502开关机构及解剖后的分闸线圈图
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user: 4. 事故分析 4.1. 事件发生直接原因 导致本次事件的直接原因为矢崎线专用配电站(用户资产)发生单相短路故障，随后逐步发展为两相故障，约24 ms发展为三相故障，200 ms后矢崎线保护动作，开关拒动，保护出口1.048秒后分闸线圈烧毁。变电站#2主变低压侧后备保护动作，1时限跳500、550分段开关并闭锁备自投，2时限跳502开关，由于502开关未能及时分闸(保护出口后约546 ms分闸)致3时限动作跳主变三侧。 4.2. 事故发生的根本原因 导致本次事故发生的根本原因是由于分闸线圈烧毁导致的开关拒动。本次事故中所使用的断路器型号为ZN28-10，配用操作机构为CT19-II型，投运时间为2002年9月。该型号操作机属早期研发的弹操机构，机构所配套的分、合闸线圈无论技术水平和生产工艺都有明显的时代局限性。线圈由漆包线绕制后，采用油纸包覆后再浸漆，使用过程线圈暴露在空气中，容易受到运行环境中的影响，引起线圈匝间绝缘老化，或者线圈变形后电磁力减弱。故障后检查，矢崎线断路器分闸线圈从投运后没有更换过，多年运行过程可能累积动作发热，结合长期暴露在空气中线圈老化，在本次故障前线圈匝间绝缘可能已被破坏，因此，矢崎线保护动作后断路器分闸线圈产生的电磁力不足，无法在动作瞬间使断路器机构脱扣跳闸，而持续励磁电流作用1.5 s，分闸线圈发热烧毁。
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user: 5. 线圈分析 5.1. 整体分析 断路器分合闸线圈结构示意图如图12所示，分合闸线圈由动铁芯、静铁芯、线圈、铁盘、外壳以及连杆组成。导线围绕静铁芯环绕形成多匝线圈，动铁芯(粗)与连杆(细)相连，其中动铁芯为导磁材料，连杆为非导磁材料。弹簧连接圆盘，正常时弹簧将动铁芯芯弹出，连杆收缩回外壳内。断路器分合闸线圈工作电压为220/110 V直流电压，其线圈电阻阻值在100~200 Ω区间内，额定工作电压越大，对应阻值越大 [ 10 ] [ 11 ] 。其工作电流一般在1 A左右，因此线圈通电时流过线圈内的电流不大。根据电磁感应现象，线圈通电时产生磁场，线圈产生的磁场将动铁芯与外壳顶部的铁盘磁化，铁盘与动铁芯之间因为磁化产生吸引力，动铁芯被吸附带动连杆朝向金属盘运动，连杆伸出外壳。 电流产生磁场克服弹簧做功，在这个过程中通过线圈的电流不大，但是电流所产生的磁场强度是影响分合闸线圈所能产生的力的主要因素。因此，线圈烧毁分为两种情况：若线圈的电流过大，在短时间内便会烧毁线圈；与这种情况相反，如果线圈中流过工作电流太小，电流所产生的磁场力无法克服弹簧拉力，连杆无法动作，断路器无法获得相应的力和动量从而产生动作。在这种情况下，由于断路器为断开电路，从而线圈仍然处于通电的状态下，时间过长则会导致线圈发热最终烧毁。在实际工程中，如果通过线圈的电流超过5分钟，则线圈就会烧毁。 5.2. 断路器分合闸线圈烧毁故障分析 当断路器分合闸线圈烧毁时，我们应该从以下两种可能的情况进行分析判断。 1) 电磁铁芯机械故障 电磁铁机械故障导致线圈烧毁分为两种情况：第一种是由于静铁芯制作工艺误差引起的；第二种是 图12. 线圈内部结构图 由于动铁芯设计缺陷导致的。第一种情况的发生是由于线圈的松动所导致的。如果线圈由于发热或者缠绕过程中的误差产生一定的松动，在断路器分闸过程中会使得本不应该动作的静铁芯发生一定的位移，导致连杆无法提供足够的动力使断路器机械部分将电路切断，线圈中长时间流过工作电流造成线圈烧毁的严重后果。第二种情况的发生是由于线圈的设计以及生产工艺的不合理造成的。动铁芯的设计和安装需要经过严谨的分析和计算，因为当动铁芯运动的路径过短，没能达到分闸所需的行程长度时，断路器无法立刻动作，线圈持续通电造成线圈烧毁。以上两种情况属于电磁铁芯机械故障。线圈部件中，铁芯是分合闸设备的核心部件之一，一旦发生上述两种情况，便会造成线圈的烧毁。 2) 分合闸继电器回路故障 正常情况下，断路器将电路断开之后，保护装置会停止发出分合闸指令使得线圈断电 [ 6 ] 。静铁芯引发故障是因为断路器未能将电路断开，造成保护装置持续发出分合闸指令，使得线圈长时间通电，最终发热烧毁。但如果分合闸继电器发生故障，或者分合闸控制回路的开关行程过长，或者分合闸回路中的电阻太大，均会造成线圈持续接收到分合闸指令从而长时间通电导致发热烧毁。前两种情况是由于分合闸继电器发生了故障，无法停止发出分合闸指令或者无法有效接入回路而对分合闸线圈通电之后的动作发出指令。此时分合闸指令就会长时间作用于线圈，使得线圈长时间通电导致发热，最终由于温度过高而烧毁。在分闸回路电阻较大情况中，由于电阻过大造成分压，线圈上的电压不足以提供产生分合闸的动作。因为当回路电阻过大时，线圈中流过的电流较小，此时电流产生的磁场力不足以克服弹簧力的大小，使得断路器无法完成分闸的动作，保护动作在断路器未分断电路的情况下持续发出分合闸指令，造成线圈长时间通电从而发生烧毁。
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user: 6. 结束语 本文对220 kV变电站发生的一次10 kV开关拒动故障中的断路器线圈进行了分析。通过对故障录波及保护动作情况记录分析处理事故的具体经过，再通过现场的检修发现了事故的原因是由于线圈烧毁造成的。依据事故情况，通过理论分析，结合事故测量数据对事故后线圈的状态进行了定性判断。并且通过对线圈的内部结构以及工作方式的分析，详述了可能造成线圈烧毁的原因，并且从线圈结构的铁芯部分以及线圈接受指令的保护回路出发，分别叙述了可能造成线圈烧毁的内部因素和外部因素，对预防线圈烧毁事故从线圈结构的设计制作以及保护回路的设计方面提供了参考。目前国内外诸多断路器线圈生产厂家如康德瑞恩电磁技术公司对断路器线圈在进行不断的优化，且文中对于断路器线圈原理及结构的分析是正对目前市场上主流使用的一款产品，但是断路器线圈的原理以及动静铁芯的基本结构不会改变，所有断路器线圈的设计与制造都是基于此。因此本文研究探讨的线圈烧毁分析具有普遍适用性，对于所有断路器线圈制造时，在防止线圈烧毁设计方面均具有参考价值。
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user: 摘 要 本文从临兴中区存在的问题入手，阐述了勘探开发一体化的实施意义以及总体的实施思路和选区原则。根据有良好勘探发现和一定储量规模的探井区，围绕高产井；靠近地面设施完善地区和区块规模可控等原则选定了临兴8/9井区作为主要研究区。从而部署开发井及评价井，经过不断的摸索实现了从研究、应用、实施和效果上的一体化，使得各项工作实现无缝衔接、滚动评价与建产同时实现，并且快速建成产能基地，为整个临兴中区增储上产保驾护航。 关键词 :勘探开发，一体化，勘探向后，开发前倾 Copyright © 2018 by author 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 临兴中致密气田位于山西省临县和兴县境内，属于吕梁地区，区域构造隶属鄂尔多斯盆地东缘晋西挠折带，西邻神木和大牛地千亿方大气田。研究区靠近盆地边缘，埋深浅，构造活动强烈，受紫金山岩体后期改造影响，构造较盆内更加复杂。已有钻井揭示，临兴中区致密气区从下至上发育有下古生界奥陶系马家沟组，上古生界石炭系本溪组、二叠系太原组、山西组、上下石盒子组、和尚沟组、纸坊组、延长组等多层均含气。纵向上含气层系跨度大，主力产气层位为二叠系太2段、盒8段、盒6段以及盒4段。山西组、本溪组及马家沟组也有零星气层分布。太2段储层发育潮汐水道及障壁砂坝沉积微相，石盒子组发育浅水三角洲沉积相。气层展布主要受控砂体分布、储层物性及构造影响。 山西省政府计划2020年在省内建成400亿方天然气产能及200亿方天然气产量，临兴区块2020年致密气产量需达15亿方，2025年致密气产量达到30亿方，才可完成省内建设200亿方产量的任务。产能建设迫在眉睫，高效、快捷、经济的拿出产量是临兴区块急需攻克的一大难题关。2016年，在临兴中区块试验的先导试验区由于存在投产周期长、投资高、地面工程推进困难、管线铺设工期长达一年半、产量不理想、后续措施跟不上等问题，投产后产量一直未达预期。如何为后期整个区块产能建设夯实基础而寻找到一个快速增产的途径是目前存在的紧要问题。2017年，在临兴中区块的蔡家会北区，围绕LX8/9测试高产井划出一体化区，试验勘探开发一体化技术，目的是增储上产，减少开发周期，提高储量动用率，实现经济效益。
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user: 2. 勘探开发一体化的实施意义 勘探开发一体化就是将在油气田开发中将之前相互独立的学科，勘探、开发、钻采、地面、销售等模块进行有机的结合；通过勘探开发一体化的管理，建立勘探开发工程一体化的工作机制 [ 1 ] 。同时，搭建勘探辅助决策支持平台 [ 2 ] ，由于以往勘探、开发各板块“接力式”的模式和技术路线建产周期较长，严重制约了储量的经济有效动用和气田快速投产及成本回收。勘探开发一体化使地质、物探、钻井等专业实现了由“接力赛”向“团体赛”的转变 [ 3 ] 。勘探、开发相互渗透，发现储量、气藏评价和试采的过程实现了有机融合，缩短决策、开发、售气及成本回收周期，使气田勘探开发驶入了高速道 [ 3 ] 。 非常规致密气藏，储层非均质性强、受控于含气砂岩的分布，含气性变化快，完全照搬常规油气田开发规则，通过整体评价、整体开发的理念来部井，面临开发方案大规模调整的风险，传统的技术路线和技术体系已不能满足高效勘探开发的需要，急需创新探索一套经济高效的勘探开发一体化技术体系。勘探开发一体化就是按照“滚动”的思想一步一步来进行评价，减少无效钻井数量，提高钻井效率及经济性。从已知到未知，合理动用探明储量，有效的将储量转换为产量，保证储量动用率的情况下，结合产量合理布局管网。
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user: 3. 勘探开发一体化的总体思路、技术路线及选区原则 一体化的总体思路是以经济可采储量最大化为中心，以围绕测试高产层为基础，开展储层精细研究，追求由获取探明储量向获取动用储量转变，以快速经济建产为目标，寻找甜点区，然后进行勘探开发一体化项目立项和预可研方案的编制，在此过程中地质气藏、钻完井、地面工程、经济评价等专业板块整体介入，编制试采方案，开展钻完井和地面工程作业，在试采阶段实现甜点区储量分批分期快速动用，在此过程中完成ODP方案的编制，办理采矿证，最终达到区块整体开发。 基于以上工作思路，明确了选区的基本原则：1) 有良好勘探发现和一定储量规模的探井区，围绕高产井；2) 靠近地面设施完善地区；3) 选择区块规模可控。 根据以上原则在临兴区块内优选了LX8/9井区做为一体化试验区：区块面积46.6 km 2 ，区内探明储量55.52亿，利用探井4口，2017年完钻13口井，包括：4口直井，6口定向井以及3口水平井，具体位置见图1。该区已有探井具有高产的特点可直接转生产井，盘活老井台，提高资本化率；同时进行边 图1. 勘探开发一体化所处位置 勘探、边评价、边开发试采，三者有机结合，无缝衔接；围绕高产井逐渐向外滚动，先肥后瘦、先易后难，滚动开发；选区规模适中，调整紧跟钻头，减少无效钻井，降低风险，提高资本利用率；井型主要以直井、定向井为主，低成本，低投入，增速上产，快速回收。
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user: 4. 勘探开发一体化在临兴8/9井区的应用 4.1. 勘探向后走一步 以往常规油气田勘探阶段获得工业气流之后，利用试气以前都是通过DST测试资料或者是延长测试来计算气井的无阻流量，等待开发期之后一起考虑。而实行勘探开发一体化后，就是要对试气显示好的探井、评价井以及新钻的开发评价井进行试采、并且接入管网进行销售。试采的主要任务是：① 试验形成适应本地区的一套钻井、完井及采气的工程、工艺技术，评价区块内不同层位的可压性；② 精细预测产能及识别储层内流体情况；③ 落实气井产能及递减规律，合理配产，延长稳产期；④ 摸清产液规律及建立临界携液能力预测模型；⑤ 通过产能试井了解砂体的连通性及压后的有效渗透率范围；⑥ 对于低产低效井，提出综合治理的措施及办法；⑦ 通过试采建立储层污染的治理办法及影响因素，提出一套适用于本区的储层保护方法；⑧ 研究储层敏感性因素，为后期大规模开发压裂液选型提出依据；⑨ 计算动态储量，从而进一步预测经济可采储量；⑩ 通过试采对产水量大、井筒易积液造成储层污染的井试验不同的排液采气工艺，从而确定高效的、持久的、经济的排水措施 [ 4 ] 。 围绕高产井铺设管线，使试气及延长性测井阶段产气量直接接入管线进行销售，这样的优势有以下两个方面：一是能够清楚的落实气井的产能。例如，临兴先导试验区很多井由于试气时间过短，产量并未达到稳定通过一点法计算出的无阻流量往往偏高，这样后期上线配产一般按照无阻流量的1/4~1/6来配，发现有产量和油压双降的现象存在，气井没有稳产期，加之若产液，产量迅速跌至几千方。而勘探开发一体化充分吸取了先导试验区存在的问题，试气过后接入管线之前做了试采设计，目的就是评估储层性质、钻完井对储层污染情况、分析气井生产能力，通过测试获得二项式产能方程。以LX1D井为例，该井为射孔生产，试气时期用单点法计算无阻流量为21.64万方，但是试气时间较短，产能不落实，如果按照正常1/4~1/6来配，初始产量为5.25~3.6万方/天。根据试采设计，计算2-7/8油管在井口油压8 Mpa时的临界携液流量为24，000方/天，此产量下井筒不会产生水合物，同时目的层出砂的可能性也较小，所以就将此产量做为开井的初始产量。根据实际试采数据获得二项式产能方程，该井通过试采产能测试计算无阻流量为16.8万方，所以该井的配产应小于28，000方为宜。避免了过高配产造成的层速敏效应等永久伤害。 第二点就是针对临兴地区气层段跨度长，各层均存在储层非均质性的差异，选择合适的合采方式、摸清适合本地区的压裂管串及生产管柱，为后期建立合理的开发方式提供依据。因为临兴地区部分井有产液现象，论证合理的高效持续的排水采气方式防止井底积液造成储层水锁等伤害从而导致产能下降，也是试采需要解决的一个重大问题。其次就是多层叠置储层合层开发的问题，一趟管柱分压合试以及论证合层生产干扰性等问题也是试采过程中需要解决的问题。 4.2. 开发向前接一步 开发前倾渗透到勘探评价阶段，对勘探开发一体化选区先进行科研方案的论证后，编制勘探开发一体化区开发方案，对于资金投入、产能建设、20年累产以及储量动用情况都进行统一规划，一体化区15年产能规划见图2，避免在储量难以动用的地区投入大量资金，造成投入与产出严重不成比例。一体化选区一般为有较好的勘探发现和一定储量规模的探井区，且靠近地面设施完善地区，规模可控。 进入一体化阶段，主要利用测试获得高产的探井、评价井，在已有井台的基础之上，实行目标区逐 图2. 勘探开发一体化区十五年产能规划 渐向外滚动，对于产能不落实区域部署评价井，边开发边评价。进一步落实目的层的含气范围以及产能情况，同时试验低成本的钻完井及采气工艺技术。
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user: 5. 勘探开发一体化的技术创新点 通过一体化项目在临兴中区的顺利实施，不但完成了产能建设，提高了储量动用率，达到了一定的经济效益，又可以实现区块内进行推广，扩大规模，为整个区块进行快速上产打好基础，同时自身达到增产稳产，同时又降低产能建设成本，创造经济效益，实现了四个“当年”，即：当年打井、当年压裂、当年投产、当年销售。以下5项创新技术的提出为勘探开发一体化区的顺利实施提供了可靠的保障： 1) 基于储层精细分类，提出了一套可压性评价技术； 2) 根据地区特点，提出了基于研究区物性、气层叠置性、含水性、可压性以及经济性五位一体的不规则井型井网部署技术； 3) 根据测井资料评价及拟合，提出了一套致密气流体识别及产能预测方法； 4) 致密砂岩多层开采及排水、控压稳产工艺技术 5) 提出了产能接替、储量连续动用的产能规划技术 6) 提出了经济甜点区，见图3。
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user: 6. 结论 1) 勘探开发一体化是指将勘探评价阶段和开发试采相融合，集中勘探和开发的人力、物力和财力，同时实现研究、应用、实施和效果上的一体化，使得各项工作实现无缝衔接、滚动评价与建产同时实现；快速建成产能基地。 2) 勘探开发一体化其中一个显著特点体现在时效上，钻井过程中出现与认识不一致的地方不拖不等，迅速反应、及时调整，确保钻井成功率及避免无效钻井，保证经济性。 图3. 勘探开发一体化区甜点区分布 3) 勘探向后走一步：通过试采，取得油田开发气藏开发相关的动态数据，为未来全面产能建设提供关键资料； 4) 开发向前接一步：参加试采方案的设计及编制，同时仔细研究、分析探井及评价井的静态资料，对于含气范围及边界不落实地区部署开发评价井，以满足气井产能评价和储层评价的需要，探索低成本、高效的钻采工艺技术。
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user: 摘 要 西藏得几、夏鲁地区蛇绿岩体位于雅鲁藏布江缝合带中段，属日喀则蛇绿岩体，主要由地幔橄榄岩、辉长辉绿岩和基性火山岩等组成。其中地幔橄榄岩主要为方辉橄榄岩，并经历了强烈的塑性变形作用。雅鲁藏布江缝合带是是青藏高原最年轻的缝合带，其中段日喀则蛇绿岩体对古大陆板块的运动和古大洋岩石圈的演化和发展具有重要的研究意义。本文主要对雅鲁藏布江中段日喀则地区蛇绿岩进行野外地质考察，并对其典型的岩石进行样品采集，通过室内显微镜下观察，对岩石样品薄片进行矿物鉴定和定名，并挑选特征明显的岩石样品，进行详细的岩石学研究。研究结果表明研究区地幔橄榄岩经历过部分熔融作用，但两地地幔橄榄岩有着不同的形成环境。 关键词 :地幔橄榄岩，雅鲁藏布江缝合带，日喀则岩体，构造背景 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 蛇绿岩被人认为是与大陆边缘造山带发生构造碰撞而保留下的古大洋地壳和上地幔的残余岩体 [ 1 ] [ 2 ] ，大致位于雅鲁藏布江缝合中段位置的日喀则蛇绿岩体，其形成时代大多集中在120~130 Ma [ 3 ] [ 4 ] ，在地质特征上与雅鲁藏布江缝合带上的其他地方相比，蛇绿岩组合保存的更为完整 [ 5 ] [ 6 ] 。作为蛇绿岩中较为重要组成部分，地幔橄榄岩保留了其所经历的板块构造事件的特殊特征，通过对地幔橄榄岩的深入研究，可以对地幔的物质组成与深部地幔作用等问题进行探讨 [ 7 ] [ 8 ] 。对地幔橄榄岩进行深入研究是对地球深部组成和大陆动力学过程示踪的一种有效而直接的途径。 对于日喀则蛇绿岩的起源环境等相关问题，许多学者都进行过探讨，普遍认为日喀则蛇绿岩起源于俯冲带。例如肖序常(1984) [ 9 ] 提出，日喀则蛇绿岩代表中等扩张速度的陆间盆地；张祺和周国生(2001) [ 10 ] 认为该蛇绿岩属于东地中海型蛇绿岩，代表消减带之上的岛弧和弧后盆地环境；刘小汉等(2009) [ 5 ] 、以及孙东和王道永(2011) [ 6 ] 依据日喀则地区整体有序的蛇绿岩野外地质特征，分别提出了“部分洋壳化的弧后裂陷盆地”和“俯冲残余行洋壳”的观点；吴福元等(2014) [ 11 ] 认为其代表超慢速扩张洋盆；陈根文等(2015) [ 12 ] 提出，雅江带中段蛇绿岩至少包括三种组分特征的蛇绿岩体，分别形成于近俯冲带的弧后盆地、弧前盆地和弧后盆地，这些洋壳共同组成早白垩世时期的与特提斯洋俯冲带斜交的一条分段发育的洋中脊。目前对于日喀则俯冲带蛇绿岩形成于弧后盆地还是弧前盆地环境尚无定论，与其相配套的岛弧是否存在等问题也缺乏研究。
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user: 2. 区域地质概况 雅鲁藏布缝合带是青藏高原地区最南边的一条缝合带，是南部印度大陆与北部的欧亚大陆的分界线。西起日喀则市朗拉，东至仁布县娘果列一带，区内全长150余千米(图1)。其北界以朗拉–曲美–联珠东–苦布–吓巴断层与昂仁组接触，西端朗拉一带与冲堆组断层接触。南界以强堆–卡堆–察巴断裂为界，与涅如组类复理石变形带相隔。该缝合带由蛇绿岩亚带和混杂岩亚带组成，前者呈近东西向，在白朗东 图1. 西藏雅鲁藏布江蛇绿岩带岩体分布简图(据朱弟成等，2008 [ 13 ] ) 至联乡一带转向北东，从西端至联乡多均连续出露，且层序完整，大竹卡以东至东图边断续显现，该亚带区内全长152 km左右，最宽处在该亚带走向转向处之白朗东，宽达15.5 km，东西两端宽度较小，最窄处在西端仅0.25 km。 作为雅鲁藏布缝合带岩体极为重要的组成部分，蛇绿岩被认为代表了新特提斯洋大洋岩石圈的残留。雅鲁藏布蛇绿岩带根据形成时代可被分为中生代早期蛇绿岩部分与中生代中晚期蛇绿岩部分这两个部分。雅鲁藏布蛇绿岩是全球保存相对最为完整的蛇绿岩之一，从1980年开始，就有研究者陆续对对雅鲁藏布蛇绿岩中段日喀则地区的蛇绿岩进行了大量的地质勘探工作，并逐步建立起了完整的蛇绿岩层序。其蛇绿岩层序自上而下分别为：红色的放射虫硅质岩、枕状和块状基性熔岩、席状岩床(岩墙)杂岩、局部出现的镁铁—超镁铁堆晶岩、地幔橄榄岩。
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user: 3. 得几、夏鲁地区野外特征对比 图2为得几、夏鲁地区地幔橄榄岩岩体的野外产出状态，其中图2(a)、图2(c)、图2(e)为得几地区野外图2(b)、图2(d)、图2(f)为夏鲁地区野外图片。 其中图2(a)为得几地区方辉橄榄岩的远观图，图中可以看到方辉橄榄岩岩体中夹杂一些破碎的纯橄岩不规则透镜体，岩体整体较为完整；图2(a)为夏鲁地区方辉橄榄岩远观图，相比得几地区，夏鲁地区的方辉橄榄岩表现的更加破碎，且与蛇绿混杂岩带呈断层不整合接触。得几地区方辉橄榄岩一般颜色较深，常呈墨绿色(图2(c)、图2(e))，且岩体相对较为完整(图2(e))；而夏鲁地区方辉橄榄岩颜色较浅，表面多风化，呈棕黄色、浅黄色(图2(d)、图2(f))，岩体多破碎(图2(f))，裂隙被蛇纹岩填充。从野外产出特点上来看，这两个地区的方辉橄榄岩并非同一种类型。
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user: 4. 得几、夏鲁地区镜下特征对比 图3为得几地区方辉橄榄岩显微镜下照片，图4为夏鲁地区方辉橄榄岩显微镜下照片。 从图3中尖晶石的对比可以看出，得几地区岩体中的尖晶石(Spl)晶形多为半自形晶，粒径较大(0.5 mm~2 mm)，颜色较浅(图3(a)、图3(c))，呈棕红色、枣红色，为富铝型尖晶石；而夏鲁地区尖晶石(Spl)晶形多为它形晶，粒径较小(多 >0.5 mm)，颜色明显较深(图4(a)、图4(c))，呈棕褐色、黑色，为富铬型尖晶石。以蛇纹石(Srp)来进行对比发现，得几地区蛇纹石镜下表现较为平滑(图3(a)、图3(c))，颜色呈黄白色；而夏鲁地区蛇纹石具有网格状结构(图4(b)、图4(d))，呈丘壑状，且颜色呈棕褐色(图4(a)、图4(c))。且夏鲁地区碎裂结构较为明显。这几种特征表明，得几地区与夏鲁地区的方辉橄榄岩并非同一种类型。 图2. 研究区方辉橄榄岩产出特点
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user: 5. 讨论与结论 在前人的研究讨论中，研究区的地幔橄榄岩虽具有不同的地质特征，却常被认为是受不同的成因环境的影响而导致的结果。作者通过对得几、夏鲁这两个地区蛇绿岩中的地幔橄榄岩(主要为方辉橄榄岩)的研究，认为在这两个邻近地区存在着两种不同类型的方辉橄榄岩，它们代表着研究区蛇绿岩体经历的不同程度的部分熔融和熔岩反应，且有着并不同的形成环境。 从野外地质特征对比上来看，得几地区方辉橄榄岩岩体中夹杂一些破碎的纯橄岩不规则透镜体，岩体整体较为完整，且岩石颜色一般较深常呈墨绿色(图2(c)、图2(e))；而夏鲁地区的方辉橄榄岩表现的 图3. 研究区方辉橄榄岩显微镜下特点 图4. 研究区方辉橄榄岩显微镜下特点 更加破碎(图2(f))，裂隙被蛇纹岩填充，且与蛇绿混杂岩带呈断层不整合接触，岩石颜色一般较浅，表面多风化，呈棕黄色、浅黄色(图2(d)、图2(f))。从野外产出特点上来看，这两个地区的方辉橄榄岩有着不同的野外地质特征，推测应该并不是同一种类型的方辉橄榄岩。 而从岩石镜下特征观察，得几地区的方辉橄榄岩中的重要副矿物尖晶石颜色呈棕红色，颜色较浅，常呈港湾状等熔融状形态，并与斜方辉石相互合交形成后成合晶结构；而夏鲁地区的方辉橄榄岩却呈现出不同的地质属性，其岩体内的尖晶石颜色呈暗褐色、黑色，与得几地区尖晶石相比明显为不同类型的尖晶石。这种镜下特征的对比与前文所述的野外特征能够相互对应，进一步可以说明两地的方辉橄榄岩应该为不同类型的岩石。 从得几、夏鲁地区不同类型的方辉橄榄岩中我们可以发现，岩石在产出形态与后期风化表现、不同的矿物组合等方面均显现出不同的地质特征，这有可能与两地区岩石的产出环境有很大的关系。不同环境下产出的岩石，必定具有并不相同的地质表现，而研究区正是具有这种特征。因此我们可以推测，得几、夏鲁地区的地幔橄榄岩可能有着不同的成因环境。 作者在对研究区蛇绿岩中的地幔橄榄岩研究的基础上，依据对岩石的野外观察、薄片分析，研究其蛇绿岩构造特征、岩石特征，综合分析研究区岩石类型及其形成环境，主要得出如下结论： 1) 西藏得几、夏鲁地区地幔橄榄岩属不同类型的地幔橄榄岩。 2) 两地区的地幔橄榄岩应该有着并不同的形成环境，具体类型还需进一步深入研究。
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user: 摘 要 本文利用国家气候中心台站降水数据及欧洲中期天气预报中心(ECMWF)再分析格点资料，使用Morlet小波分析、巴特沃斯带通滤波及波包传播诊断方法主要对华北地区“7·20”强降水过程进行扰动能量的分析。结果表明风场扰动能量时空分布特征基本上可以对应华北地区“7·20”强降水过程的发展特征。强降水期间纬向、经向风场的扰动能量不仅代表冷暖空气和水汽的输送，也一定程度上反映了不稳定能量(动能)的输送，经向风场的扰动能量分布与动能的分布有很好的对应关系。强降水落区基本上为风场扰动能量高值区，降水落区主要沿强扰动能量等值线形状分布并沿等值线的分布形状移动，经向风场及纬向风场的扰动能量分布等值线走向可以反映水汽、冷暖空气的输送强弱，风场的扰动能量积累频散特征基本可以代表强降水期间能量的积累释放过程。 关键词 :扰动能量，强降水，华北降水，动能，波能传播诊断 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 华北地区属暖温带半干旱半湿润季风气候，冬季寒冷干燥，夏季潮湿多雨，雨量变化大，雨季和干季明显，易发旱涝灾害 [ 1 ] 。华北降水主要集中于夏季，在全球变暖背景下，华北地区夏季降水减少，水资源匮乏，干旱天气出现频率持续增长 [ 2 ] ，而在这种情况下出现的极端降水天气极易造成当地巨大的经济损失，2016年7月18~20日，华北出现北方入汛以来最强的一次降水过程，其中北京大兴(242毫米)、武安(374.3毫米)等26站超过历史极值，据统计，此次天气过程共造成河北、河南、山西、京津等15个省(区、市) 2200多万人受灾，300多人死亡失踪，直接经济损失938.7亿元 [ 3 ] [ 4 ] [ 5 ] 。 目前针对此次天气过程的研究多是从动力角度 [ 6 ] [ 7 ] [ 8 ] [ 9 ] 展开，很少有从扰动能量传播的角度切入，而扰动传播对天气系统的影响一直是气象科学研究中的重要内容，1940年叶笃正 [ 10 ] 提出正压Rossby波的能量频散理论。1985年曾庆存 [ 11 ] 使用WKB方法研究Rossby波包发展、传播和结构演变。2002年缪锦海、肖天贵 [ 12 ] 等提出使用实测资料分析波包传播的波包传播诊断方法(WPD)，以后的研究多从波包传播诊断方法展开。WPD方法目前已经有了很多的科学研究成果：葛非，肖天贵，金荣花等 [ 13 ] 利用NCEP/NCAR位势高度场1.0 × 1.0再分析资料，运用波包传播诊断方法对“2008·1月”我国南方4次雨雪天气分析表明700 hPa和500 hPa高度场波包爆发消亡特征可以很好对应雨雪天气的起止过程。陈伟斌 [ 14 ] 等分析了2007年7月16~20日重庆暴雨过程高频波波包分布和传播特征与降水的关系，研究表明降水发生前，波包值增大，降水发生后，波包值减弱，降水结束，波包值减弱为正常值，波包能明显反映出降水过程的发生、维持和结束特征。肖天贵，孙照渤，葛非 [ 15 ] 利用NCEP/NCAR的纬向经向风场气象观测资料，运用波包传播诊断方法计算风场波包值，分析2008年9月22~27日四川强降水期间波动能量积累和传播特征，研究表明500 hPa风场波能传播可以很好反映降水过程的分布，风场波动能量大值区可以基本对应强降水区，风场波动能量的经向和纬向传播特征可以基本对应此次降水发展特征，风场扰动能量的积累、频散与沙氏指数和K指数代表的不稳定能量发展、释放也有比较好的对应。郭胜利，葛非，马荣等 [ 16 ] 研究分析了2005年3月24~25日发生在西藏中东部地区的强降雪过程中波包的传播和积累特征进行分析，研究发现500 hPa高度场波包分布特征与强降雪产生的地区有着较好的对应关系。故本文从扰动能量传播角度，将WPD方法应用于华北地区“7∙20”强降水过程的个例研究中，分析扰动能量传播对降水天气系统的影响，希望可以取得一定的研究成果，为今后利用扰动能量传播预报强降水天气提供指示作用。
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user: 2. 使用资料及研究方法 2.1. 研究资料 1) 2016年5~9月全国2000多个站点的逐日20~20累计降水量观测资料，单位0.1毫米。 2) 2016年6~8月欧洲中期天气预报中心(ECMWF)全球北京08时900 hPa~200 hPa逐日再分析格点资料，其中包括：位势高度(m 2 /s 2 )、纬向风速(m/s)、经向风速(m/s)、垂直速度(pa/s)、相对湿度(kg/kg)，资料水平分辨率为0.75 × 0.75。 2.2. 研究方法 本文主要使用Morlet小波分析 [ 17 ] [ 18 ] 华北地区5~9月降水量主要周期，然后用巴特沃斯带通滤波方法 [ 19 ] [ 20 ] 提取隐含在华北地区“7∙20”强降水期间的风场波动，然后使用波包传播诊断 [ 12 ] 方法计算扰动能量用于分析。 小波分析是将信号分解为一系列小波函数，用这些不同的小波函数逐次逼近非稳态信号中突变的部分，提取原始信号高频或低频时间尺度变化特征，Morlet小波函数 ψ ( t ) 主要原理如下： ψ ( t ) = e i k t ( e − t 2 2 − 2 e − k 2 4 e − x 2 ) (1) k值较大( k ≥ 5 )一般省略第二项： ψ ( t ) = e i k t e − t 2 2 (2) 小波变换连续形式： (3) ψ a b ( t ) = 1 a ψ ( t − b a ) (4) W ( a ， b ) 是小波系数， a 是频率(尺度伸缩因子)，反映小波周期长度， b 是时间参数(时间平移因子)，反映时间上的平移， 为基小波或母小波，本文中使用Morlet小波函数作为基小波， ψ a b ( t ) 是小波簇函数(子小波)， ψ ¯ a b ( t ) 是 ψ a b ( t ) 的复数共轭函数， f ( t ) 为降水量，实际研究中，最主要的就是要由小波变换方程得到小波系数，然后通过这些小波系数 W ( a ， b ) 计算得到实部、模及方差等，分析气象时间序列资料的时频变化特征。