DreamBlooms/HansPub-15000-to-45000 huggingface dataset:
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user: 4. 力学分析 4.1. 材料力学分析 根据前述的该工具工作原理，扶正片在工作时处于受压状态，并且扶正片材料应处于弹性变形范围内。通过分析扶正片的受力情况可以找到扶正力与变形量的关系。 4.1.1. 扶正片应力与外力的关系 当膨胀管靠向井壁的一侧时，一般只有一个扶正片起主要的扶正作用，因此首先分析单个扶正片的受力。为了简化计算，不妨将扶正片受到的很小范围连续变化的分布力简化成一集中力F。简化后，扶正片受力模型如图4所示。由于对称性，故可取A’C’进行分析。在A’C’上任意取截面m-m，截面处的受力如图5所示。可知，任意截面处的应力 (6) 式中，R ax 为轴力， ， ；M x 为弯矩， ， ， ；A为截面面积， ；W为抗弯截面系数，对于矩形截面， 。 当 时，扶正片的最大应力 (7) 4.1.2. 扶正片的压缩变形量与外力的关系 由扶正片的受力模型可知，扶正片沿长度方向受压变形，沿膨胀管的径向方向(即图3中的CC’方向) 图4. 扶正片受力模型 图5. 扶正片上截面m-m的受力 也受压变形。由于扶正片工作时，主要发生的是沿径向的压缩变形，因此不妨只考虑径向压缩变形量与外力的关系，从而得到径向压缩变形量与扶正力的关系。 假设扶正片在外力F作用下，径向压缩变形量为D，根据卡氏定理可知 (8) 式中，I为惯性矩，对于矩形截面， ；E为扶正片材料的弹性模量。因此单个扶正片的扶正力 (9) 在井下，当膨胀管靠向井壁的一侧时，实际是若干个扶正片同时不同程度的起扶正作用，这时整个工具的扶正力 (10) 式中，F n 为矢量和，F j 为单个扶正片的扶正力，n为起扶正作用的扶正片的数量。 由理论分析可知，影响该工具最重要的技术参数扶正力的主要有扶正片跨度l 1 、厚度h、宽度b和扶正片径向压缩变形量，而扶正片径向压缩变形量又与裸眼井径和变径后扶正片的最大外径R相关。因此，设计该工具时应合理设计结构参数，使该工具能够提供足够的扶正力。 4.2. 有限元数值分析 以适用于9⅝ʺ上层套管的φ203 × 10 mm膨胀管裸眼封堵系统为设计案例。根据理论分析设计了一种适用于φ203 × 10 mm规格的膨胀管可变径扶正锚定工具，其参数如表1所示。设计的该工具所提供的扶正力应大于最小扶正力RF = 5686 N。根据式(8)计算可得F = 9941 N > RF，因此设计的工具能够提供足够的扶正力。 采用有限元分析软件Abaqus对整体工具进行了数值模拟分析 [ 7 ] [ 8 ] [ 9 ] [ 10 ] 。建立的几何模型如图6所示，建立的有限元模型如图7所示，膨胀压力曲线如图8所示。 在胀后的有限元模型中，可算出当偏离间隙比为67%时，该工具单个扶正片可提供的扶正力F = 13050 N > RF。亦可知，设计的该工具能够提供足够的扶正力。
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user: 5. 性能测试 根据前述的理论分析和有限元数值模拟分析，对弹性扶正器的设计图纸进行了加工制造，并设计了详细的试验方案。扶正器弹片等间距焊接于膨胀管外壁，圆周方向布置6片，扶正片材料与膨胀管母体 Table 1 Parameters of too 变径前 变径后 D 0 203 mm 240 mm D 1 183 mm 220 mm l 0 86 mm l 1 81.7 mm h 3 mm ΔR 13.4 mm b 30 mm R 273 mm E 206 × 10 3 MPa D 9 mm 表1. 工具参数 图6. 在Abaqus软件中建立的工具的几何模型 图7. 在Abaqus软件中建立的有限元网格模型 图8. 膨胀压力曲线 材料一致。焊接完成后，对膨胀管进行膨胀作业，随着膨胀管的膨胀，扶正片顺利张开，试验膨胀压力为26~28 MPa，与有限元数值分析得到的膨胀压力比较吻合。通过测量扶正片的弹起高度，计算该工具的最小扶正力为12，332 N，符合国标GB/T 19831.1-2005中的相关规定。试验结果表明该工具的结构参数设计符合使用性能的技术要求。工具变径后扶正片的状态如图9所示，有限元模拟扶正片张开结果如图10所示。
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user: 6. 结论与认识 (1) 该工具设计巧妙，入井直径小，不影响膨胀管的下入，不会增加膨胀管管串的下放摩阻。 (2) 通过有限元计算及性能试验，该新型扶正器可为膨胀管裸眼作业提供足够的扶正力，使膨胀管管串在裸眼井段居中较好，可以大大提高固井质量。 (3) 该工具工作时扶正片被撑开后牢固地支撑在井壁上，除了提供足够的扶正力，还可以为膨胀管提 图9. 工具变径后扶正片的状态 图10. 扶正片胀后的应力云图 供附加的锚定力，大大减小膨胀管螺纹受力，提高作业可靠性。 (4) 弹性扶正器现场操作简单，可靠性高，具有较好的商业推广应用价值。
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user: 摘 要 本文基于行星齿轮传动系统弯扭耦合非线性动力学模型，采用数值仿真的手段，研究了齿侧间隙对行星齿轮传动系统均载性能的影响规律。研究结果发现，齿侧间隙大小会显著影响各齿轮副的冲击现象进而影响系统的均载特性。在考察参数范围内，相对较小的间隙，可以改善均载特性。 关键词 :行星齿轮系，线性动力学模型，齿侧间隙，均载性能 Copyright © 2017 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 在行星齿轮传动系统的均载与动力学设计中，影响因素有很多。如果能从中找出影响系统均载特性的主要因素，并通过分析得到其变化规律，将会为整个传动系统的均载与动力学设计提供重要的理论基础和参考价值。 国内外专家学者对行星齿轮传动机构均载特性进行了较深入研究 [ 1 ] [ 2 ] 。Kahraman [ 3 ] 在考虑了齿轮的位置度偏差和齿形误差的基础上，对行星齿轮装置做了静态力学实验分析。肖铁英 [ 4 ] 提出了当量啮合误差、等效啮合刚度的概念，并给出了载荷不均匀系数的计算公式和计算方法。方宗德在文献 [ 5 ] 中采用傅里叶级数法研究了太阳轮完全浮动情况下行星齿轮传动系统的均载特性，但是其动力学模型没有考虑齿侧间隙的影响，因而是基于线性动力学模型开展的研究。孙涛 [ 6 ] 等基于行星齿轮系统弯扭耦合非线性动力学模型，研究了齿轮误差等系统参数对行星齿轮系统均载性能的影响规律。 目前，尚缺少齿侧间隙对行星齿轮传动机构均载特性影响规律的系统研究。本文以单排4行星轮2K-H型行星齿轮机构为研究对象，通过动力学建模、运动微分方程推导、数值仿真等研究过程，定性分析行星齿轮传动系统参数系统均载特性的影响规律。
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user: 2. 试验用单排行星齿轮机构的力学模型 试验用行星轮系动传动简图以及力学模型分别如图1和图2所示。图中，1为输入端，2为行星轮，3为行星架，4为输出端，5为中心轮，6为太阳轮。 模型中太阳轮可以浮动，各参数的取值如表1和表2所示。
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user: 3. 试验用单排行星齿轮机构的运动微分方程 假设系统的径向跳动公差(偏心误差)、同轴度误差(安装误差)以及齿轮误差(齿频误差)均为正弦变化，其变化幅值分别以 、 、 来表示，将以上各误差投影到各路啮合线上并叠加，可得内外路啮合副的综合啮合误差 和 为 (1) 式中，脚标s2pi——行星排第i路外齿轮副； 脚标r2pi——行星排第i路内齿轮副； ——第二路行星排第i路外齿轮副上静传递误差变化的初相位； ——行星排第i路内齿轮副上静传递误差变化的初相位； ——行星排太阳轮偏心误差变化的初相位； ——行星排内齿圈偏心误差变化的初相位； ——行星排第i路行星轮偏心误差变化的初相位； ——行星排同路外内啮合副之间的相位差； ——行星排同路太阳轮安装误差的除相位差； ——行星排同路第i个行星轮安装误差的除相位差。 以行星架的中心为坐标原点，纵、横坐标轴固结在行星架上，建立与行星架一起转动的动坐标系。若以 表示太阳轮在动坐标系上的横向、纵向位移，则转化到啮合线上的等价位移可由下式确定。 图1. 行星齿轮传动系统传动简图 图2. 行星齿轮传动系统动力学模 Tabel 1. Main parameters of the system 表1. 系统的主要参数 Tabel 2. Error parameters of the system 表2. 系统的主要误差参数 (2) 式中， —第i个行星轮相对于 轴的初始角度， 。 令太阳轮与第i ( )个行星轮之间的齿隙为 ，综合啮合误差为 ；内齿轮与第i个行星轮之间的齿隙为 ，综合啮合误差为 ，并以 与 分别表示太阳轮和内齿轮与第i个行星轮之间的啮合力，则 (3) 式中， 和 分别表示太阳轮和内齿轮与第i个行星轮之间的啮合刚度；f表示间隙非线性函数。 以 和 分别表示太阳轮和内齿轮与第i个行星轮之间的啮合阻尼力，则 (4) 式中， 和 分别表示太阳轮和内齿轮与第i个行星轮之间的阻尼系数。 应用拉格朗日方程，可以推导系统的运动微分方程如下 (5) 式中， ——转动惯量； ——齿轮的实际质量； ——当量质量； ——输入、输出转矩； ——转化到输入、输出端的等价啮合力； ——输入端与太阳轮之间、输出端与行星架之间的扭转刚度； —— 在相应啮合作用线上的当量刚度值； ——太阳轮轴在太阳轮安装处的水平方向、垂直方向支承刚度； ——太阳轮轴在太阳轮安装处的水平方向、垂直方向阻尼系数； ——输入端与太阳轮之间、输出端与行星架之间的阻尼系数； —— 在相应啮合作用线上的当量阻尼系数。 以下将基于动力学模型(5)，考查行星轮系内外副齿侧间隙对系统均载特性的影响。
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user: 4. 齿轮齿侧间隙对系统均载特性的影响 当计算齿侧间隙值分别为 ， 时，数值仿真系统的均载特性曲线如图3所示。 当计算齿侧间隙值分别为 ， ，时，数值仿真系统的均载特性曲线如图4所示。 当计算齿侧间隙值分别为 ， 时，数值仿真系统的均载特性曲线如图5所示。 图3. 齿侧间隙阶次为10 − 8 m时啮合副动载荷变化情况；(a) 齿侧间隙阶次为10 − 8 m时外啮合副均载系数；(b) 齿侧间隙阶次为10 − 8 m时外啮合副动载荷；(c) 齿侧间隙阶次为10 − 8 m时内啮合副动载荷 图4. 齿侧间隙阶次为10 − 7 m时啮合副动载荷变化情况；(a) 齿侧间隙阶次为10 − 7 m时外啮合副均载系数；(b) 齿侧间隙阶次为×10 − 7 m时外啮合副动载荷；(c) 齿侧间隙阶次为10 − 7 m时内啮合副动载荷 图5. 齿侧间隙阶次为10 − 7 m时啮合副动载荷变化情况；(a) 齿侧间隙阶次为10 − 7 m时外啮合副均载系数；(b) 齿侧间隙阶次为×10 − 7 m时外啮合副动载荷；(c) 齿侧间隙阶次为10 − 7 m时内啮合副动载荷 从图3~图5可以归结齿侧间隙对系统动载特性的影响规律：齿侧间隙量纲为10 −6 m时，系统第4路外啮合副出现单边冲击现象，齿轮副不能正常啮合，所有4路内啮合副均出现单边冲击现象，其中第4路还出现轻微的双边冲击，均载特性较差；齿侧间隙量纲为10 −7 m时，系统各路啮合副的的啮合情况有所好转，仅系统的第4路内外啮合副出现轻微的单边冲击，系统均载特性较10 −6 m量纲级大为改善；齿侧间隙量纲为10 −8 m时，系统全部8路内外啮合副均能正常啮合，冲击现象完全消失，均载特性也得到根本性的改善。总之可以得到结论：系统齿侧间隙大小会影响各齿轮副的冲击现象进而影响系统的均载特性。在考察参数范围内，相对较小的间隙，可以改善均载特性。
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user: 5. 结论 (1) 本文建立了单排4行星轮2K-H型行星齿轮的动力学模型，模型中充分考虑了齿侧间隙等非线性因素。 (2) 通过数值仿真研究了齿侧间隙对行星齿轮传动系统均载性能的影响规律，即齿侧间隙大小会显著影响各齿轮副的冲击现象进而影响系统的均载特性。在考察参数范围内，齿侧间隙越大，行星齿轮传动系统越有可能产生啮合冲击现象，进而弱化系统的均载性能。
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user: 摘 要 安全壳是核动力厂为防止放射性裂变产物释放的最后一道安全屏障，其主要功能是在事故工况期间和以后，限制放射性物质从堆芯和反应堆冷却剂系统释放到周围环境，此外，在运行工况和事故工况期间提供屏蔽，将运行工况下放射性物质的释放降至最低限度，并保护反应堆不受到外部事件的损害。为此，安全壳应设置执行功能的子系统和设施，主要有：安全壳构筑物及其延伸部分、安全壳隔离系统、能量控制设施(限制作用在安全壳内的压力、温度、机械载荷上)、放射性核素控制设施、可燃气体控制设施。其中，安全壳冷却系统被设计用来限制安全壳内的压力和温度，同时兼具放射性核素去除功能。本文调研分析了国内外核动力厂安全壳冷却系统设计方案和趋势，提出了安全壳冷却系统的设计方向：采用能动和非能动相结合的设计思潮，从而为新堆或小型堆的安全壳冷却系统方案设计提供参考价值。 关键词 :安全壳冷却系统，设计，能动，非能动 Copyright © 2017 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 2011年福岛事故后，国务院对中国今后该如何发展核电提出了两项要求：采用最先进的技术和最严格的标准，同时要求“十三五”及以后新建核电机组力争实现从设计上实际消除大量放射性物质释放的可能性。安全壳是核电厂为防止放射性裂变产物释放的最后一道安全屏障，用来限制事故工况下放射性物质从堆芯和反应堆冷却剂系统释放到周围环境，同时将运行工况下放射性物质的释放降至最低限度，并保护反应堆不受到外部事件的损害。安全壳主要由：安全壳构筑物及其延伸部分、安全壳隔离系统、能量控制设施(限制作用在安全壳内的压力、温度、机械载荷上)、放射性核素控制设施、可燃气体控制设施组成。安全壳冷却系统被设计用来限制安全壳内的压力和温度，同时兼具放射性核素去除功能。 在事故条件下，如何优化安全壳内热量导出设计方案、保证安全壳能够经受反应堆主冷却剂系统短期和长期的质能释放所带来的压力和温度等冲击、保证安全壳的完整性以防止放射性物质泄漏是核动力厂必须考虑的问题。 目前，第二代核电技术(如大亚湾核电站)反应堆专设安全设施采用能动设计理念，能动专设包括：安全注入系统(RIS)、安全壳喷淋系统(EAS)、辅助给水系统(ASG)和安全壳隔离系统(EIE)。在很多种假想事故情况下，这些系统主要用来确保反应堆紧急停闭、堆芯余热的排出和安全壳的完整性，以便限制事故的发展和减轻事故的后果。这些系统都由两个冗余系列组成，任何一个系列发生故障，都不会导致该系统安全功能的丧失。其中，安全壳喷淋系统执行安全壳冷却功能，同时兼具除碘功能。 第三代核电技术中，美国西屋公司的AP1000先进核电机组大量采用了非能动技术，依靠重力、自然循环等来保障反应堆的安全，即采用非能动安全系统来改善核电厂的安全，这些系统仅仅利用自然力因素，例如重力、自然循环和压缩空气来使系统工作，而不需要采用泵、风机、柴油机、冷却机或其他能动机器。AP1000安全壳冷却系统采用非能动设计，在事故发生的短期采用喷淋水膜和空气自然对流的方式导出安全壳内热量，后期依靠空气自然对流实现热量导出。 本文调研了核动力厂安全壳冷却系统设计方案，在进行方案比较的基础上，提出了先进核动力厂安全壳冷却系统设计发展思路，从而为新堆或小型堆的安全壳冷却系统方案提供设计思路参考。
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user: 2. 安全壳冷却系统设计方案调研分析 2.1. 能动安全壳冷却系统设计方案 当前运行中的第二代核电技术中，安全壳冷却采用能动设计理念，如大亚湾核电站的安全壳冷却功能主要由安全壳喷淋系统(EAS)来实现。在发生大破口(LOCA)或安全壳内二回路管道破裂的情况下，安全壳内压力和温度升高时，EAS将含有氢氧化钠的硼水均匀地喷入安全壳，使安全壳内压力和温度降低至可接受的水平，以保证安全壳的完整性。同时，注入的氢氧化钠可以提高水的pH值，使硼水的酸性所引起的安全壳内金属腐蚀减至最低限度，并且降低可能释放出来的放射性碘。大亚湾核电站安全壳喷淋系统设计原理图见图1所示 [ 1 ] 。 为保证喷淋的可靠性，每台机组的喷淋系统由两条相同的管线(系列A和系列B)组成，每个系列能保证100%的喷淋功能。 每条管线由下列设备组成：一台喷淋水泵(EAS001PO/002PO)、一个化学添加剂喷射器(EAS001EJ/002FJ)、一个热交换器(EAS001RF/002RF)、两条位于安全壳顶部不同标高的喷淋集管以及共同的化学剂回路。 两条管线共用的化学剂回路包括一个化学添加剂箱EAS001BA和一台搅混泵EAS003PO。 此外，还有两条管线共用的连接PTR001BA的喷淋泵试验管线。 EAS供水分两个阶段，第一阶段(直接喷淋)从换料水箱PTR01BA取水，第二阶段(再循环喷淋)从安全壳地坑取水。 2.2. AP1000非能动安全壳冷却系统设计方案 三代核电AP1000采用非能动安全壳冷却系统(PCS)设计方案，PCS 可在事故发生后对安全壳进行有效的冷却，从而保证安全壳不超压并迅速降压。非能动安全壳冷却系统的原理中第一个过程是安全壳内的蒸汽由安全壳的内壁面冷却，凝水流回安全壳底部，实现安全壳内反应堆的再循环冷却；第二个过程是安全壳的外壁面由安全壳冷却水箱的分配装置在安全壳穹顶和圆柱筒体形成均匀水膜，以及自然对流的空气冷却安全壳，反应堆余热最终经过安全壳屏蔽厂房的空气出口排入大气。如图2所示 [ 2 ] 。 钢制安全壳提供了热交换表面，将安全壳内部的热量发散到大气中。热量被循环不断的自然空气气流带走。在事故持续期间，安全壳内的空气冷却还可通过水的蒸发来得以强化，水从安全屏蔽厂房顶部的水箱流出。双层安全壳结构是系统赖以工作的根本，安全壳的内层为45毫米厚的钢质安全壳起密封及承压的作用。外层为钢筋混凝土结构用以抵抗外部侵害。在内/外层安全壳之间布置有一层空气导流板以帮助建立非能动空气自然循环。 在安全壳的顶部布置有水箱，共设三路喷淋阀，在仪电系统故障情况时处于安全有利开启位置。由于事故初期是安全壳内热量积聚最严重的阶段也即最需要对安全壳提供冷却，为此水箱内四组在不同标高布置的立管可非能动地自动调节冷却水的流量，随水箱水位的降低，流量也呈阶跃性减少，水流形成的水幕对钢质安全壳外表面进行的强冷可达72小时。必要时还可通过厂区固定消防水系统及可移动供水装置对水箱再充水，在水箱的水用完后便可由自然空气循环在带走安全壳内的衰变余热。研究表明：即使没有冷却水仅依靠自然空气循环就能保证假想的堆芯损坏严重事故工况下安全壳的完整性。 2.3. 钢制安全壳外池式冷却设计方案 图3给出韩国科学技术研究设计院设计的一种钢制安全壳外部池式冷却系统方案示意图。冷却水填 充至内侧混凝土安全壳内外部环形空间的下部，保证安全壳的外表面润湿。当发生事故安全壳内温度、压力升高时，依靠内层钢制安全壳内侧的蒸汽和空气混合气体的冷凝换热、钢壁热传导以及钢制安全壳外侧的水和空气的自然对流冷却把热量导出。根据安全壳内外侧流动介质条件，冷却系统可以是单相的 图1. 大亚湾核电站能动安全壳喷淋冷却系统示意图 图2. AP1000非能动安全壳冷却系统流程图 图3. 钢制安全壳外池式冷却设计方案示意简图 自然对流换热或者是沸腾换热。另外，为了增强热量排出的能力，外加了一个内部夹层大水池，它与安全壳内侧采用大接触面积来强化换热。 该安全壳冷却设计方案具有系统流程简单、内部结构简单、放射性隔离性能好、抗震性能好、系统响应速度快、循环流动效果佳的优势。但对于高功率的核电站，必须严格保持合适的水位，此外还需要设置一个内部水池，但这会增加安全壳的复杂程度，特别是增加了安全壳贯穿件在役检查的复杂性，并且随着事故时间的延长，水蒸发完毕后仍然需要采用能动措施来对系统进行补水 [ 3 ] 。 2.4. 非能动自然循环系统冷却技术 图4给出了韩国电力研究院提出的一种基于非能动自然循环系统冷却技术的安全冷却方案，该系统原理与AP1000相似，但功能实现的途径不同，AP1000将水池置于安全壳顶部，该方案则将水池置于圆形安全壳的外面中上部，保证安全壳顶盖的完整性。该系统组成主要包括：安全壳内设置的蒸发换热器、气液分离器、外部水池、隔离阀、混合腔等。系统运行时仅依靠自然循环，无需任何外力驱动，具有较高的固有安全性，为了强化安全壳内蒸汽和不凝结气体的混合换热，需要设计较大的换热面积。 该方案系统具有流程简单、系统响应速度快、循环流动效果佳的优势。但必须设计较大换热面积的蒸发换热器，与此同时当安全壳外部水池蒸发完毕后，仍然需要采用能动措施来对水池进行补水 [ 4 ] 。 2.5. KLT-40S安全壳热量导出系统设计方案 KLT-40S属浮动式核电站，采用紧凑布置的压水堆，安全壳系统采用两套系统来维持事故后降温降压功能实现，即非能动安全壳抑压系统(鼓泡系统)和非能动安全壳冷却系统。由于船用核动力装置空间布置的限制。 当发生大破口事故时，安全壳内压力迅速上升，通过非能动安全壳抑压系统降低安全壳的峰值压力，之后采用非能动安全壳冷却系统长期投入运行降低安全壳的压力和温度 [ 5 ] [ 6 ] 。 非能动安全壳冷却系统布置及原理图见下图5所示。
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user: 3. 安全壳冷却系统设计方案对比分析 综上调研资料和表1比较结果可以看出，传统的二代核电站一般采用安全壳喷淋系统来实现事故工况下的安全壳能量导出，三代核电和小堆一般在短期内依赖非能动自然对流、蒸发原理设计方案来导出事故工况下的安全壳热量。对于预应力混凝土安全壳的非能动冷却系统方案，主要在AP1000堆型应用较多，该系统的设计满足非能动安全，可以满足事故工况下的冷却需求 [ 7 ] 。贮水箱水量有很大的裕量，可通过计算进一步优化贮水量。系统配置简化，支持系统减少，部分设备安全等级和质保等级降低，安 图4. 安全壳外侧非能动冷却系统设计方案示意图 图5. KLT-40S安全壳热量导出系统示意图 Table 1 Design scheme comparison of the containment cooling syste 机构 安全壳 类型 冷却原理 主要冷 却方案 配置系统 特点 大亚湾核电站 单层 安全壳 能动 喷淋 安全壳喷淋系统 长期能动方式冷却 西屋AP1000核电 双层 安全壳 自然对流 + 蒸发 非能动 非能动安全壳冷却系统 短期依靠非能动， 长期需要补充水池水源 韩国科学技术 研究院方案 双层 安全壳 自然对流 + 蒸发 非能动 非能动安全壳冷却系统 短期依靠非能动， 长期需要补充水池水源 韩国电力研 究院方案 单层 安全壳 自然对流 + 蒸发 非能动 非能动安全壳冷却系统 短期依靠非能动， 长期需要补充水池水源 KLT-40S方案 单层 安全壳 自然对流 + 蒸发 非能动 非能动安全壳冷却系统 + 非能动安全壳抑压系统 短期依靠非能动， 长期需要补充水池水源 表1. 压安全壳冷却系统设计方案比较 全级设备大幅减少；预防、缓解事故和严重事故的操作简化；安全性能显著提高。由于设计简化、系统简化、工艺布置简化、施工量减少、工期缩短、运行和维修简化等一系列效应，最终使AP1000在安全性能显著提高的同时，经济上也具有较强的竞争力。而对于长期冷却，依然需要能动措施来弥补流失到空气中的水 [ 8 ] 。
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user: 4. 结束语 从前面的分析可以看出，采用非能动安全壳冷却系统设计方案可以提高系统的固有安全性，也是当前安全壳冷却系统设计的主要思潮，但是一旦最终热井——水箱内的水在循环中被蒸发完毕，就无法满足长期的、安全可靠的冷却需求，因此设计时需要考虑水箱的蒸发时间，及时采取能动干预行动，确保安全壳长期冷却。新堆或小堆可以根据外界冷源条件，充分依靠非能动原理，设计水冷却和空气冷却相互结合的互补型非能动冷却设计方案，从而实现事故工况下安全壳的短期和长期冷却功能。
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user: 摘 要 在油气勘查中，重磁勘探对划分断裂构造及构造单元、查明目标区的地层结构、含磁性火山岩的分布、了解勘探区及油气的生、储、运、保条件、圈定目标靶区是较为行之有效的勘探方法，笔者对中牟凹陷重磁勘探工作取得的勘探成果进行了充分的分析和研究，希望能为油气勘查工作部署提供借鉴。通过重磁勘探在中牟凹陷油气勘查中的应用，在研究区划分出4个一级构造单元，及8个二级构造单元。认为中牟凹陷边界断裂“左行走滑拉分”是中牟凹陷形成的主导因素，其从中生代(侏罗纪)到早古近纪，沉积中心由北向南迁移，凹陷内的南部凹陷为南断北超的“箕”形凹陷，具有西深、东浅的特征；中牟凹陷的构造演化主要分为三期：侏罗纪左行走滑拉分盆地发育期，早古近纪为断陷期，晚古近纪、第四纪为坳陷期；认为油气勘探的有利区段为白沙断阶，列为第一勘探对象，如果有所突破，第二步对官厂构造带的南部构造高点实施钻探，在取得成效之后，勘探可在官厂一带进行。 关键词 :油气勘查，中牟凹陷，重磁勘查 Copyright © 2017 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 中牟凹陷油气勘探工作持续了十多年，先后有多家单位在该区开展工作，多以地震勘探及钻探工作为主，油气地质研究工作取得了许多研究成果，但仅在中牟凹陷西部的杜营洼槽见到了油气显示，整个中牟凹陷的油气勘查工作未能取得重大突破。 2003年在中牟凹陷部署1:5万高精度重磁力勘探工作，其目的是查明中牟凹陷的地质结构及与周边地质单元的接触关系、区内地层的发育情况，查明工区内不同时代的沉降中心和基岩埋深及各主要密度界面起伏形态，圈定重力密度界面反映的局部构造。
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user: 2. 地质构造背景 2.1. 地质构造背景 中牟凹陷位于华北盆地南部，主要包含第四系平原组、新近系、古近系、侏罗系、三叠系、古生界、太古界。中牟凹陷南临太康隆起、东接民权凹陷，东北以兰考凸起与东濮凹陷相邻，北接内黄隆起，西北部与武陟凸起相邻，凹陷四周均以断裂围限。主要断裂有封丘断裂、开封断裂、杨庄断裂、中牟断裂、陡门断裂；局部构造主要包含东漳–柳园口背斜构造带、乔庄–刘楼断鼻带、丘庄断块、曲兴集–朱仙镇构造带、太平镇构造带。 2.2. 存在的主要问题 由于区内被第四系覆盖，阻碍了地质工作者的观察和认识，对凹陷性质、凹陷与周边地质单元的接触关系、构造演化研究不够深入，对中牟凹陷的边界、地层结构、构造发育特征、杜营洼槽与中牟凹陷的关系、对太平镇构造的认识等问题未有明确的结论。
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user: 3. 重磁场特征 3.1. 布格重力异常特征 由布格重力异常平面图(图1)上可以看出，研究区布格重力场宏观上表现为中部低、四周高的特征。中部重力低被四周重力高“菱”形环绕，四周重力高以梯级带形式向中牟凹陷重力低过渡。重力场值东高西低，布格重力场值在−45.1~−11.9 × 10 −5 m/s 2 之间变化。重力场最小值位于研究区北部新乡市附近，最大值位于研究区西南边界(郑州市南)，在太平镇附近形成南北向的布格重力高圈闭。 中部重力低四周被重力高环绕，形成一个东西长、南北窄的“菱”形重力低，布格重力场值总体上呈北高南低、东升西降的变化特征。在南部形成北西向的条带状重力低异常带，分别以黄岗庙、东吴、杜营为中心，形成三个独立的重力低圈闭；太平镇重力高宏观上为南北走向，中心形态为等轴状。四周以重力高环绕中部重力低，并以梯级带形式向中部重力低过渡。西南部重力高以郑州为中心，等值线呈北西向，梯度变化较大，场值由西南向东北呈台阶状降低；东南部重力高等值线呈北东向同向弯曲，由北向南增大；东北部重力高呈北西向排列，形成三个圈闭高点，对应于兰考凸起；西北部重力高呈北东 图1. 布格重力异常平面图 向排列，异常在研究区形态不完整，对应于武陟凸起 [ 1 ] [ 2 ] 。 通过对局部重力异常的研究，在区内圈定局部重力异常55个，其中局部重力高异常35个、局部重力低异常20个。通过研究分析，推断基底凸起类异常16个、基底断凸类异常10个、背斜构造类异常4个、古近系内部构造类异常5个。 3.2. 磁力异常特征 从磁力ΔT异常平面图(图2)上可以看出，磁力场值南北低、中部高，宏观上呈团块状，其形态与布格重力场形态差异较大，场值在−540 nT~−140 nT之间变化。由磁力ΔT化极异常平面图(图3)可以看出，经化极处理后的磁异常与未化极前的磁力ΔT异常形态变化较大，各异常形成独立的磁力高圈闭，异常向北偏移约3~5 km，郑州市、兰考县磁力低异常均向北偏移，并形成明显的磁力低异常区。 开封县磁力高等值线由南向北“突”出，等值线同向弯曲，异常范围比未化极前的磁力ΔT异常范围大，包括4个磁异常，推断由磁性基底凸起所致。 七里营磁力高位于测区北部，大致沿七里营–福宁集一线呈近东西向展布。磁异常的走向、平面位置与七里营重力高的位置基本吻合，但其异常走向存在差异，布格重力剩余异常走向北东，而磁力异常走向近东西，其成因是由于该区在左旋扭力的作用下，古生界发生平移错位，而磁性基底刚性较强，未发生平移错位。推断该磁异常由磁性基底凸起所致，受控于F I-8 断裂的作用，磁性基底最小埋深约为5000 m。磁力高范围减小，等值线北陡南缓，磁异常向北偏移约5 km，中心位于福宁集(西侧)一带，异常带变窄，在原武东侧该异常形成向南延伸的“鼻”状磁力高异常，其磁性体具有“单面山”的特征。 图2. 磁力ΔT异常平面图 图3. 化极磁力ΔT异常平面图 太平镇磁力高向北偏移约5 km，异常表现为南北向的长方形，磁异常中心等值线稀疏，四周等值线密集，为北东向的高异常带，形成两个独立的圈闭。将重力异常与磁力异常叠合对比，磁力高与重力高位置基本对应，但二者形态有所差异。磁异常圈闭范围大、形态规则，而重力异常圈闭范围小、形态扭曲，其主要是在左旋扭力的作用下，以太平镇构造带为中心，上覆古生界发生构造变形所致。推断该磁异常由磁性基底凸起所致，受断裂F II-8 、F II-9 的控制作用，磁性体最小埋深约为6500~7000 m左右。 东北部磁力高位于测区东北部，大致沿应举–鲁岗乡–张庄一线呈北东向展布，包括三个磁异常。推断由磁性基底凸起所致，异常的走向与断裂F I-5 一致，与封丘–兰考重力高位置基本对应，表明该区重、磁同源，磁性基底埋深大于8000 m。 郑州磁力低位于测区西南部郑州市附近。该区磁性基底埋深较大，浅层磁性侵入岩体不发育。磁性基底反演计算成果表明，该区磁性基底由南向北降低的斜坡状，磁性基底埋深在10，000~13，000 m之间变化。将布格重力异常平面图与磁力ΔT化极异常平面图叠合对比可以看出，郑州一带(中牟断裂南侧)重力场与磁力场差异较大，推断该区磁性基底埋深较大，磁力场与磁性基底的埋深密切相关，而重力场与该区古生界(无磁性)的构造相关。推断引起该区磁力低与重力高的场源不是同一地质体，也就是说，该磁力低主要因磁性基底埋深较大，而上覆古生界(无磁性)厚度较大所致；重力高与该区古生界基底构造相关，由于古生界密度较大，位于太康隆起之上，基底埋深较浅，引起重力高的主要因素是较厚的古生界(高密度体)所致。
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user: 4. 定量计算成果 本次共求取了四个密度界面及磁性基底埋深。 第一密度界面(图4)，相当于新近系底界面。该界面在区内连续分布，宏观上表现为四周高、中部低的特征，与布格重力异常形态相近，南部等深线近于东西向，东北部等深线近于北东向，西北部等深线同向弯曲，在中部形成东西向及南北向构造圈闭。最小埋深位于测区西南部，约为500 m，最大埋深位于测区中部原阳–原武一带，约为2850 m。 第二密度界面(图5)，相当于古近系底界(空白区为古近系缺失)。该界面与下伏界面形态相似，但在太康隆起、兰考凸起及太平镇构造主体部位古近系缺失，新近系直接覆盖于上古生界(含三叠系)之上。界面宏观表现为中部低、四周高，等深线形态与局部重力异常形态相近，在凹陷区埋深较大，在凸起区埋深较浅。 第三密度界面(图6)，相当于侏罗系底界面(空白区为侏罗系缺失)。该界面形态与下伏界面相比基本相似，但地层结构变化较大，大部分区段缺失侏罗系，古近系直接覆盖于上古生界(含三叠系)之上。该界面分布范围较小，最小埋深在开3井附近，埋深约为2000 m，最大埋深位于延津洼槽，约为6000 m。 第四密度界面(图7)，相当于上古生界(含三叠系)底界。该界面在测区内连续分布，界面结构复杂，形态变化特征与局部重力异常形态相似，受区内断裂作用，界面的掀斜隆起、局部凹陷构造明显，宏观上具有中部低、四周高的变化特征。 磁性基底埋深(图8)，该界面相当于太古界磁性基底顶界面，该界面在测区内连续分布，形态简单，宏观表现为东西低、南北高的特征。 在七里营一带，磁性基底埋藏深度较浅，隆升较高，等深线宏观上表现为近东西向的椭圆形圈闭，与七里营重力高位置大致对应，最小埋深约为5000 m；南、北两侧等深线密集，磁性基底界面快速下降， 图4. 第一密度界面等深度图 图5. 第二密度界面等深度图 图6. 第三密度界面等深度图 图7. 第四密度界面等深度图 图8. 磁性基底等深度图 该磁性基底隆升区向北延伸。将其与布格重力剩余异常图对比可知，该区的磁性基底圈闭高点与布格重力剩余异常形态相似，表明重、磁同源。 通过对密度界面及磁性基底埋深计算成果的分析，对测区的地质结构有如下认识： 1) 各密度界面的起伏变化与区内的地质构造运动，特别是断裂的活动密切相关； 2) 由深层到浅层，各界面的形态由复杂到简单，宏观上表现为四周高、中间低，中牟凹陷内界面东升西降、南抬北掉； 3) 由密度界面反演成果可知，太康隆起、兰考凸起之上，新近系直接覆盖于上古生界(含三叠系)之上，缺失古近系、侏罗系；黄岗庙洼槽、东吴洼槽、杜营洼槽为古近纪断陷，延津洼槽、原阳洼槽为侏罗纪断陷； 4) 由各界面图对比可知，新近系中部厚、四周薄；古近系在凹陷区分布较厚，在基底凸起区变薄，宏观上北薄南厚，由东向西加厚，说明古近系沉积中心位于中牟凹陷区的南部；侏罗系主要分布于原阳洼槽及延津洼槽，表明中生界的沉积中心位于测区的北部，从侏罗纪到早古近纪沉积中心由北向南迁移； 5) 对比各密度界面可以看出，古近系内部及古生界构造发育，多为基底凸起的披覆性背斜构造，第三系内部地层的的掀斜隆起较为剧烈，中牟凹陷内各局部构造单元界面具有北高南低、东升西降的特征； 6) 磁性基底具有东西低、中部隆升的特征。
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user: 5. 综合推断解释成果 5.1. 断裂构造 通过对测区重磁力资料的处理及研究分析，在测区内推断断裂35条(图9)，其中I级断裂10条，II级断裂12条，III级断裂13条。 图9. 断裂推断成果图 5.2. 构造单元划分 通过重磁力资料的研究分析，根据重磁力场的变化特征，结合对研究区地质构造的认识，在研究区划分出武陟凸起、兰考凸起、太康隆起、中牟凹陷共4个一级构造单元。在中牟凹陷内划分出原阳洼槽、太平镇构造带、延津洼槽、官厂构造带、东漳构造带、黄岗庙洼槽、白沙断阶、东吴洼槽8个次级构造单元(图9)，将杜营洼槽从中牟凹陷内单独分出。各构造单元的范围如下： 武陟凸起：由断裂F I-9 、F I-8 、F III-13 、F II-11 、F II-8 及工区边界围成的范围； 兰考凸起：由断裂F I-7 、F I-5 、F I-10 及工区边界围成的范围； 太康隆起：由断裂F I-1 、F I-3 、F I-2 、F I-4 及工区边界围成的范围； 中牟凹陷：由武陟凸起、兰考凸起及太康隆起围成的范围； 杜营洼槽：由断裂F I-10 、F I-5 、F I-3 、F I-4 、F I-2 及工区边界围成的范围； 原阳洼槽：由断裂F I-8 、F III-12 、F II-10 、F II-11 、F II-9 围成的范围； 太平镇构造带：由断裂F I-8 、F II-9 、F III-9 、F II-8 、F III-10 围成的范围； 延津洼槽：由断裂F II-8 、F III-9 、F II-6 、F I-5 、F I-7 及工区边界围成的范围； 官厂构造带：由断裂F I-8 、F II-11 、F II-10 、F III-12 围成的范围； 东漳构造带：由断裂F II-8 、F II-2 、F II-3 、F I-5 、F II-6 围成的范围； 黄岗庙洼槽：由断裂F II-12 、F II-4 、F II-5 、F II-9 、F II-1 及工区边界围成的范围； 白沙断阶：由断裂F II-12 、F II-4 、F II-5 、F III-3 、F I-1 及工区边界围成的范围； 东吴洼槽：由断裂F I-3 、F I-5 、F II-3 、F II-2 、F II-8 、F III-3 及工区边界围成的范围。 5.3. 油气勘查的有利地段 对一个地区进行含油气评价，要从油气的生、储、盖、运、保等方面进行，笔者从是否有深凹陷、凹陷内及其周边是否有储油的正向构造(断凸、背斜)进行分析。据重、磁推断解释成果及对该区构造特征的认识，推断该区油气勘查方向应由东向西转移，将西部的黄岗庙洼槽及周边地区作为油气勘查的重点地区。其依据如下： 黄岗庙洼槽深度大，古近系厚4000~5000 m，形成早、结束晚，发育时间长，推断主力生油层沙四段、沙三段比较发育；沙三段、沙四段的埋深在4000 m以下，进入了有利的生油门限；凹陷周边断凸、背斜构造发育，应是油气运移的首要指向区，凹陷北侧为官厂构造带，存在多处圈闭构造高点；凹陷南侧的白沙断阶上的断块潜山、背斜构造发育，但其勘探目的层埋深较大；白沙断阶最为有利，应列为第一勘探对象，如果有所突破，第二步应对官厂构造带的南部构造高点实施钻探，在取得成效之后，勘探可在官厂一带进行。
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user: 7. 中牟凹陷的构造特征 [ 4 ] [ 5 ] 7.1. 边界断裂“左行走滑拉分”是中牟凹陷形成的主导因素 由布格重力异常平面图及研究区的断裂展布可以看出，中牟凹陷具有独特的构造特征。凹陷的生成受到北东、北西向两组断裂的控制，整体形态呈东西长、南北窄的“菱”形，它与华北盆地呈北东向条带状凹、凸相间的构造格局存在着明显的差异，同时亦与南华北盆地近东西向的长条形“盆岭”相间、以岭为主的构造格局有所不同。 中牟凹陷的西北边界为F I-8 (七里营)断裂，大致沿祝楼–朗公庙一线呈北东向展布，断裂北西侧为武陟凸起，东南下降盘为原阳洼槽，北东端(古固镇一带)被太平镇构造带东侧南北向的断裂所截断；中牟凹陷的东北边界为F I-5 (封丘)断裂，沿曹岗乡–封丘–应举一线呈北西向展布，断裂东北侧为兰考凸起，西南下降盘为延津洼槽；中牟凹陷的西南边界为F I-1 (郑州)断裂，在郑州北约4 km，呈北西西向展布，断裂西南侧为太康隆起，东北侧为黄岗庙洼槽、东吴洼槽；东南边界为F I-3 (开封)断裂，将东吴洼槽和杜营洼槽分隔。 图11. 区域布格重力剩余异常平面图 数条边界断裂所围限的中牟凹陷整体形态呈东西长(约100 km)、南北窄(约50 km)的“菱”形，构造格局为“多”字形。中牟凹陷原形盆地生成于中生代，其与地块相对滑移及北东、北西向边界断裂在共轭剪切力的作用下左行走滑拉分相关，其动力来源于郯庐断裂在中生代的强烈活动及左行平移错位，华北盆地南北块体相对位移，形成了沿断裂走滑拉分的中牟凹陷。 早古近纪中牟凹陷南部边界主控断裂F I-1 (郑州)断裂、F I-3 (开封)断裂强烈活动，在中牟凹陷南部先后形成了黄岗庙洼槽、东吴洼槽、杜营洼槽。中牟凹陷周边受北西、北东两组断裂所限，且次级凹陷中心靠近边界断裂，凹陷的展布方向与断裂走向一致。由此可见，边界断裂的活动是本区凹陷生成的主导因素。 7.2. 中牟凹陷从中生代(侏罗纪)到早古近纪，沉积中心由北向南迁移 前人的地质研究成果表明，中牟凹陷的南部和北部地层结构不尽相同。北部原阳洼槽、延津洼槽，断陷时期的沉积层主要为侏罗系，古近系厚约2000余米或更小，侏罗系厚1800~2000 m；南部黄岗庙洼槽、东吴洼槽、杜营洼槽内侏罗系缺失，古近系厚2000~4000 m。 大致以封丘–梁寨–原武一线为界，中牟凹陷南北存在着不同的演化史。侏罗纪受郯庐断裂的强烈活动及左行走滑影响，地块相对滑移，沿F I-8 (七里营)断裂、F I-5 (封丘)断裂左行走滑拉分，在断裂内侧的下降盘形成断陷；同时，太平镇南北向背斜构造两侧边界断裂(受扭动)重新复活，致使原阳洼槽、延津洼槽呈现为南北向的延伸；侏罗纪，中牟凹陷的中南部(封丘–原武东西一线以南)则属于太康隆起的一部分，相对处于上升遭受剥蚀状态。早古近纪，F I-1 (郑州)断裂、F II-12 (中牟)断裂及F I-3 (开封)断裂、F I-4 断裂相继强烈活动，在断裂内侧下降盘形成了黄岗庙洼槽、东吴洼槽、杜营洼槽，此时中部及北部相对较高，F I-8 (七里营)断裂、F I-5 (封丘)断裂及太平镇构造带两侧南北向的断裂活动减弱。 经过研究分析，推断中牟凹陷南北边界断裂活动和沉积历史存在着明显差异，侏罗纪断裂活动北强南弱，沉积地层具有北断南超的性质，早古近纪断裂活动南强北弱，地层南断北超。也就是说，侏罗纪沉积中心位于研究区北部，而早古近纪沉积中心位于研究区南部，从侏罗纪到早古近纪沉积中心由北向南迁移。 7.3. 南部凹陷为南断北超的“箕”形凹陷，具有西深、东浅的特征 南部凹陷带包括黄岗庙洼槽、东吴洼槽及杜营洼槽，总体上呈近东西向展布，各次凹的生成与发育的主要时期为早古近纪。黄岗庙洼槽受F I-1 (郑州)断裂的控制；东吴洼槽受北东向F I-3 (开封)断裂及北西向F III-3 断裂的双重控制，并沿开封断裂呈北东向伸长；杜营洼槽受北东向F I-2 (杨庄)断裂控制。 由布格重力异常平面图(图1)可知，南部凹陷带，重力场值由南向北逐渐增大，南侧为密集的重力梯级带，场值梯度变化较大，而北侧重力等值线相对稀疏、梯度变化较小，重力场的这种变化特征，充分揭示了南部凹陷带南断北超的“箕”形形态。 由布格重力异常平面图(图1)上可以看出，黄岗庙洼槽的布格重力场值最低，为−42 × 10 −5 m/s 2 ，东吴洼槽内为−39 × 10 −5 m/s 2 ，杜营洼槽内约为−30 × 10 −5 m/s 2 ，由此推断西部低密度体厚度大、基底埋深较大，而东部低密度体厚度小，基底埋深较浅； 从布格重力异常平面图(图1)上可以看出，由西向东重力值增大，但存在3个南北向的台阶。大宾–大孟乡为第一台阶，西部重力值小于−40 × 10 −5 m/s 2 ；开封–荆隆宫–应举形成了第二个重力值变化台阶，西部重力值小于−35 × 10 −5 m/s 2 ；东部重力值大于−35 × 10 −5 m/s 2 。由此推断凹陷内的基底(包括三叠系以前的所有地层)由西向东呈台阶式的抬升，也反映了凹陷带西深、东浅的构造特征。 7.4. 中牟凹陷中部在构造演化过程中始终为隆起区 中牟凹陷的中部系指封丘–梁寨–大宾一线以南、开参3井–东漳–官厂一线以北的大片范围。 密度界面反演成果及重力剖面推断解释成果表明：该区域在侏罗纪及早古近纪均为隆起区，周边被沿边界断裂所形成的断陷区所环绕。在中部隆起区古近系厚约1000~2000 m，其下伏三叠系顶界埋深3300~4000 m。古近系底界面起伏变化较大(图5)。最明显的局部构造为开参1井–开参3井一带的背斜构造及周庄–陡门–东漳一带的基底凸起，与前人地震勘探推断的断凸、断鼻构造位置一致，但形态、范围略有差异。最明显的洼陷位于荆隆营之南，其生成与南降北抬的小断裂有关，荆隆营凹陷内的古近系比周围厚度增加约400 m。封丘–梁寨–大宾一线，是侏罗纪原形拉分盆地的南部边界，中部隆起区部分缺失侏罗系；早古近纪，中部隆起区呈北高南低的斜坡，古近系南厚北薄、层层超覆，F II-2 断裂以南进入东吴洼槽。
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user: 8. 中牟凹陷的生成演化 通过重力资料的解释及断裂构造的划分，推断中牟凹陷是在古生界地台长期遭受剥蚀的基础上，中生代因边界断裂左行走滑拉分形成原形拉分盆地，早古近纪早期因南部边界断裂强烈活动形成断陷。其构造演化分为以下三期： 8.1. 侏罗纪–拉分盆地的形成时期 侏罗纪凹陷的北部边界断裂F I-8 (七里营)断裂、F I-5 (封丘)断裂强烈活动并左行走滑拉分，太平镇构造带两侧的南北向主控断裂复活，形成了延津洼槽及原阳洼槽，此时，侏罗纪的原形拉分盆地形成。 8.2. 早古近纪–断陷期 早古近纪F I-1 (郑州)断裂、F II-1 (中牟)断裂、F I-3 (开封)断裂、F I-2 (杨庄)断裂先后强烈活动，北部断裂活动微弱，形成早古近纪断陷，南部凹陷带即在此期形成。 8.3. 晚古近纪–第四纪–坳陷期 晚古近纪，边界断裂活动微弱，本区进入了坳陷期，整体大面积沉降，接受较厚的新近系沉积，新近系与其下伏地层不整合接触。 第四纪，断裂活动终止，进入全面坳陷期。新近系及第四系不整合于各个老地层之上，覆盖了盆地内所有的“堑”式和“垒”式构造，形成了现今的黄河平原。
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user: 9. 取得的主要成果 通过对重磁力资料的处理及对布格重力异常、布格重力剩余异常、布格重力垂向二阶导数异常、下延不同高度的布格重力异常、化极磁力ΔT异常、化极磁力ΔT剩余异常、化极磁力ΔT垂向二阶导数异常及上延不同高度的化极磁力ΔT异常等基础图件的综合对比、分析，结合已有的地质、钻井、地震资料的综合研究，取得了以下主要成果： 1) 推断基底构造的起伏变化是引起布格重力场变化的主导因素，重力场的变化特征揭示中牟凹陷具有拉分盆地的特征。 2) 在区内推断断裂35条，其中I级断裂10条，II级断裂12条，III级断裂13条。I级断裂构成测区的主要构造格架，北东向、北西向边界主控断裂的走滑拉分是中牟凹陷生成的主导因素。它们的生成、发展对中牟凹陷的形成、发展、演化起着主要的控制作用。II、III级断裂对测区的构造发展、演化亦有一定的控制作用，构成或分割凹陷内部次级构造单元的分界线，它们对测区局部构造的形成、发育及油气运移起着控制作用。中牟凹陷的南部边界确定为F I-1 (郑州)断裂、F I-3 (开封)断裂，将杜营洼槽从中牟凹陷中独立分出，其与前人的认识有所不同。 3) 圈定局部重力异常55个，其中局部重力高异常35个，局部重力低异常20个。通过研究分析，推断基底凸起类异常16个，基底断凸类异常10个，背斜构造类异常4个，古近系内部构造类异常5个。 4) 推断中牟凹陷的发育过程中，南北具有不同的发育史。侏罗纪沉积中心位于测区的北部，而南部与太康隆起连为一体，北部凹陷的生成与F I-8 (七里营)断裂、F I-5 (封丘)断裂的走滑拉分相关；早古近纪的沉积中心位于中牟凹陷的南部，而北部新近系为超覆沉积，南部凹陷的生成与F I-1 (郑州)断裂、F I-3 (开封)断裂的强烈活动相关。从侏罗纪到古近纪沉积中心由北向南迁移，而中部(东漳构造带一带)始终为一隆起区。 5) 中牟凹陷为南断北超的“箕”形凹陷，具有西深、东浅，西部次凹形成早、结束晚，东部凹陷形成晚、结束早的构造发育特征。 6) 利用重力资料并结合地质、钻探资料，反演计算了新近系底、古近系底、侏罗系底、上古生界(含三叠系)底四个密度界面。这些密度界面从宏观上反映了基底构造及上覆主要沉积层的起伏变化，同时亦反映了各层位之间的纵向联系，测区的凹凸分布、凹陷深度及各时期现今的地质结构形态有了宏观的显示。 7) 推断该区油气勘查方向应由东向西转移，黄岗庙洼槽周边地区应为今后油气勘探的重点区，在区内划分出两处有利油气聚集的区带，其一为白沙断阶，其二为官厂构造带。
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user: 10. 结论建议 在油气勘查工作，首先应重视含油气盆地的前期论证研究工作，加强含油气盆地的构造演化及油气地质研究工作，为油气勘查工作部署提供依据；其次应重视重磁勘探在油气勘查工作中的地位，重磁勘探在查明含油气盆地的断裂构造、地层结构、构造发育特征及油气的生、储、运、保条件，圈定目标靶区方面具有独特的优势；在上述工作基础上，在油气勘查的有利地段部署地震、钻探工作，达到事半功倍点的效果。 在后续的油气勘探工作中，根据重磁勘探成果，业主在白沙断阶部署了地震勘探工作，并进行了钻探验证，钻井得到了油气显示 [ 6 ] 。
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user: 摘 要 铝合金低压铸造技术在汽车工业获得广泛应用。本文介绍了铝合金低压铸造的工艺流程，对铝合金低压铸造工艺、模拟和自动化方面进行了综述和分析，分析了铝合金低压铸造存在的问题，指出数值模拟技术在铝合金低压铸造中的应用，为铝合金低压铸造的进一步发展提供参考。 关键词 :铝合金轮毂，低压铸造，铸造缺陷，数值模拟 Copyright © 2017 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 目前，铝合金由于其优异的铸造性、耐腐蚀性以及高的强度重量比而广泛应用于工业生产中。铝合金低压铸造是指铝合金溶液在较低压力下进行低压底注，使铝合金溶液沿升液管快速升液至浇口，之后再进行恒流平稳充型。充型完成后进行保压处理以减少缩孔，再进行冷却凝固，后进行卸压，将铸件顶出 [ 1 ] 。低压铸造技术被认为是近净成形技术，并且非常适合于生产复杂形状和薄壁的铝合金铸件。铝合金低压铸造应用广泛，铝液充型平稳、表面平整光滑、综合力学性能和成型性较好、金属利用率高、节省成本、设备简单、容易实现自动化生产 [ 2 ] 。本文介绍了铝合金低压铸造的国内外研究现状，主要包括铝合金低压铸造工艺、模拟和自动化方面的研究进展和发展趋势，为铝合金低压铸造的发展提供参考。
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user: 2. 铝合金低压铸造工艺研究现状 H Puga等 [ 3 ] 利用超声波熔体处理进行低压铸造AlSi7Mg0.3合金，探究充型过程和超声波脱气对合金的显微结构和力学性能的影响。H Puga等使用计算流体动力学进行建模，加之试验分析不同充型速度的铝液流动行为和氧化膜缺陷分布。在650℃和700℃的脱气温度下研究超声波脱气对显微组织和力学性能的影响。结果表明，在进行超声脱气情况下，低于0.5 m/s的充型速度可以提高合金微观结构和力学性能。J Barbosa等 [ 4 ] 以低压铸造技术为基础，在冷却时使用超声波精炼技术来铸造AlSi7Mg铝合金，最终发现这种将低压铸造结合超声波精炼技术有利于降低铸件孔隙率、极大减少缩松缩孔缺陷和细化显微组织，这种技术还能获得较高的抗拉强度、屈服强度和伸长率。 低压铸造技术最早由中信戴卡公司引入国内，但直到近几年，针对铝合金低压铸造的研发工作才展开。龚正鹏 [ 2 ] 根据现在低压铸造所用模具的实际应用情况，采用水冷设计以利于散热，采用溢流排气槽设计用来溢流排气。大尺寸A356铝合金轮毂在低压铸造时易产生缩松、漏气、90度冲击试验不合格问题，针对这些问题，代颖辉 [ 5 ] 对铸件模具进行分析并提出改进方案，改进轮辋型腔以实现顺序凝固，并在侧模增加冷却风盒进行冷却。经工艺验证，使用改进后的模具，产品合格率获得极大的提高。针对车轮样品出现针孔缺陷，中信戴卡股份有限公司的薛喜伟等 [ 6 ] 对样品进行化学成分检测、力学性能检测、金相组织观察和扫描电镜试验，发现铸件中含有氢气。薛喜伟等调整模具冷却风孔位置使针孔位置进行强冷，利用汉高远红外线热成像仪检测铸造温度，发现改良后的模具温度数值比之前下降20℃左右，再通过改良前后铸件对比发现，改良后铸件针孔缺陷明显得到改善。 为提高铝合金的强度和硬度而不降低其塑性，研发人员设计多种时效工艺，卢雅琳等 [ 7 ] 基于A356铝合金轮毂，研究T616双级时效对低压铸造铝合金铸件组织和力学性能的影响。卢雅琳等将双级时效对比传统固溶时效热处理，发现对A356铝合金进行3小时120℃加上1小时180℃的双级时效工艺后，组织均匀分布于晶界处，而用固溶处理法需进行5小时538℃热处理才能达到此效果，但是这时双级时效热处理铸件的力学性能相对于传统热处理获得很大的提高，抗拉强度达到289MPa，伸长率为10%，硬度达到91HB。毕建峰等 [ 8 ] 将低压铸造与V法造型 [ 9 ] 结合，将V法低压铸造技术应用于GIS铝合金罐体生产中。毕建峰等提出一系列大批量生产时的优化措施，选择直线布置为工位布置，经过多次试验来优化浇铸参数和补偿压力，最终获得合格铸件。