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

user: 4. 结论 1) 长7油层组主力烃源岩排烃在早白垩世晚期。研究区石油开始充注时期对应于中成岩阶段A期，储层已经历了大规模减孔，孔隙度大约只有10%，石油大规模充注时致密储层已基本形成，即先致密，后成藏。 2) 致密砂岩油成藏，在亲水岩石中，是油驱水的过程，运移阻力主要为毛细管阻力；主要动力为过剩压力，浮力不是致密油成藏的主要动力。 3) 研究区过剩压力的平面分布特征总体趋势较为一致，即研究区的西部，尤其是西北部，过剩压力较大，向东部呈现出逐渐减小的趋势，长7和长9油层组的过剩压力要高于长8油层组。
system: [SYSTEM]

user: 摘 要 针对渤海海域在烃源岩总有机碳质量分数(w (TOC))研究中难以反映其垂向连续变化的问题，利用改进的ΔlgR法对其进行系统研究。研究认为，沙南凹陷发育沙河街组三段、二段、一段和东营组三段4套有效烃源岩，总厚度可超过500 m，具有良好的生烃能力。但不同时期烃源岩的w (TOC)变化较大。其中，沙三段中、早期和沙一段沉积时期形成的烃源岩中有机质尤为富集，w (TOC)均大于2%，最高可达10%。 关键词 :烃源岩，总有机碳质量分数，改进的ΔlgR法，沙南凹陷，定量评价 Copyright © 2019 by author(s)， Yangtze University and Hans Publishers Inc. This work is licensed under the Creative Commons Attribution International License (CC BY). http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/
system: [SYSTEM]

user: 1. 研究区概况 沙南凹陷位于渤海西部海域，呈东北–南西向展布，面积约2000 km 2 。东与渤中凹陷相接，东南隔埕北凹陷与黄河口凹陷相望，西邻歧口凹陷，南为埕子口凸起和埕北低凸起，北靠沙垒田凸起 [ 1 ] [ 2 ] (图1)。截至目前，该区已累计钻探井20余口，已基本揭示可能发育始新统沙河街组三段(Es 3 )、渐新统沙河街组一段(Es 1 )、二段(Es 2 )和东营组三段(Ed 3 )等多套烃源岩，但尚未获商业油气发现，是渤海海域油气发现程度最低的一个凹陷，其生排烃能力长期备受质疑 [ 3 ] 。
system: [SYSTEM]

user: 2. 试验井选择及方法原理 2.1. 试验井选择 优选CFD23井进行对比研究，主要原因在于该井实测数据较为丰富，共有110个实测总有机碳数据，便于测井计算资料的拟合与验证。并且，从该井烃源岩的成熟度热演化特征来看，从Ed 3 到Es 3 烃源岩整体处于较低成熟阶段(镜质体反射率为0.41%~0.58%)，有效避免了有机质成熟度对测井曲线的影响 [ 5 ] 。 图1. 沙南凹陷区域构造位置图(据文献 [ 4 ] ) 2.2. 方法原理及应用流程 ΔlgR法计算烃源岩总有机碳质量分数(w (TOC))的基本原理就是：采用相对刻度使每2个对数电阻率曲线叠合在声波时差值为100 μs/ft或328 μs/m的曲线上(1个电阻率单位的比率为50 μs/ft或164 μs/m)，2条曲线的幅度差越大表明有机质丰度越高 [ 5 ] [ 6 ] [ 7 ] [ 8 ] [ 9 ] 。 基于Passey公式提出了计算泥岩地层中烃源岩w (TOC)的公式： w ( TOC ) = A [ lg ( R / R base ) + a ( Δ t － Δ t base ) ] + B 式中：A为拟合回归的相关系数；R为地层电阻率，Ω∙m；R base 为基线处地层电阻率的平均值，Ω∙m；a为依赖于每一个电阻率刻度与−50 μs/ft比值；Δt为声波时差，μs/ft；Δt base 为基线处声波时差的平均值，μs/ft；B为w (TOC)背景值，为该地区的经验值，%。 对CFD23井烃源岩具体评价可分为以下4个步骤。 1) 选取基线，采用相对刻度使每2个对数电阻率曲线叠合在100 μs/ft声波时差曲线上，2条曲线重叠的刻度确定为非烃源岩的基线，声波时差为51.37 μs/ft，电阻率为2.013 Ω∙m。ΔlgR = lg(R/1.14) + a(Δt − 51.37)。 2) 根据实测w (TOC)与ΔlgR的线性关系，通过公式w (TOC) a = AΔlgR + B，得出参数A为3.922，B为−0.86，即计算烃源岩w (TOC)的经验公式可表征为：w (TOC) c = 3.92ΔlgR − 0.86。 3) 对相同深度87个w (TOC) a 与w (TOC) c 数据进行相关性分析，w (TOC) a ＝ 0.979w (TOC) c + 0.27，相关性达到0.8391，具有较高的置信度(图2)。 图2. 沙南凹陷CFD23井w (TOC) a 与w (TOC) c 的相关性 4) 鉴于沉积环境的多变性，为精细客观评价不同丰度烃源岩的生排烃潜力，在计算过程中分别对Ed 3 、Es 1 、Es 2 和Es 3 进行分析评价，并按照0.5% ≤ w (TOC) < 1.0%、1.0% ≤ w (TOC) < 2.0%、2.0% ≤ w (TOC) < 3.0%、3.0% ≤ w (TOC) < 4.0%、w (TOC) ≥ 4.0%共5个范围域段分别统计烃源岩厚度。
system: [SYSTEM]

user: 3. 结果讨论 计算结果表明，CFD23井Es 3 、Es 2 、Es 1 和Ed 3 均发育有效烃源岩，累计有效烃源岩厚度可达528 m，且Es 3 和Ed 3 有效烃源岩厚度较大，分别达到212 m和213 m (表1)。并且从有效烃源岩厚度与地层厚度的相对关系来看，Ed 3 更占优势，有效烃源岩发育厚度占到地层厚度的83.5%，而传统认为的主力烃源岩Es 3 有效烃源岩发育厚度占到地层厚度的74.9%。但二者相比，Es 3 优质烃源岩的发育更占优势，Es 3 烃源岩中w (TOC) ≥ 3%的优质烃源岩厚度达到了171 m，占其烃源岩发育厚度的80.7%，而Ed 3 仅为6 m，仅占其烃源岩发育厚度的2.8%。Es 1 有效烃源岩厚度仅为62 m，但是从其有效烃源岩厚度与地层厚度的相对关系来看，与Ed 3 有效烃源岩的发育水平相当，占其地层厚度的81.6%，并且发育的烃源岩中w (TOC) ≥ 3%的优质烃源岩占69%。Es 2 有效烃源岩厚度最薄，仅为41 m，占其地层厚度的71.9%，其中w (TOC) ≥ 3%的优质烃源岩厚度为16 m，占有效烃源岩厚度的39%。 Table 1 The thickness distribution of effective source rocks of Well CFD23 in Shanan Sa 地 层 不同w (TOC)范围的烃源岩厚度/m 地层厚度/m w (TOC) ≥ 4% 4% > w (TOC) ≥ 3% 3% > w (TOC) ≥ 2% 2% > w (TOC) ≥ 1% 1% > w (TOC) ≥ 0.5% 合计 Ed 3 0 6 95 53 59 213 255 Es 1 31 12 19 0 0 62 76 Es 2 6 10 20 5 0 41 57 Es 3 70 101 40 1 0 212 283 表1. 沙南凹陷CFD23井有效烃源岩厚度分布表 而从有机碳的垂向分布特征来看，不同层段的内部和不同层段之间烃源岩的发育质量仍有较大的差异性(图3)。Es 1 相对有机质较为富集，w (TOC)均大于2%，最高可接近10%，反映该时期应为有机质集中渤发期，且Es 1 沉积时期的咸化还原水体环境利于有机质后期保存 [ 10 ] [ 11 ] 和优质烃源岩的密集发育。Es 3 烃源岩整体有机质丰度较高，绝大部分烃源岩w (TOC)大于2%，其中，Es 3 沉积中、早期水体环境与Es 3 沉积晚期均有较明显的差异，表现为明显的高有机质丰度，烃源岩w (TOC)大多在4%以上，最高可达10%。Es 2 烃源岩w (TOC)基本大于2%，但Es 2 沉积晚期发育的烃源岩有机质丰度明显低于沉积早期形成的烃源岩，这可能与沉积末期研究区接收广泛的辫状河三角洲沉积砂体密切相关 [ 10 ] [ 11 ] ，相对丰富的陆相碎屑的输入影响了烃源岩的发育与保存。Ed 3 烃源岩有机质丰度相对偏低，w (TOC)多小于3%，烃源岩内部有机质差异性较大，Ed 3 下部烃源岩较好，w (TOC)多在2%~3%之间，上部烃源岩较差有机质丰度低，w (TOC)多小于1%，可能与Ed 3 沉积时期水体环境逐渐由偏咸水环境逐渐过渡到淡水环境相关。
system: [SYSTEM]

user: 4. 结论 1) 在对ΔlgR法进行改进的基础上，建立了沙南凹陷烃源岩w (TOC) c 预测方程，与实测w (TOC) a 的相关性达到0.8391，具有较高的可信度。 2) 沙南凹陷发育Es 3 、Es 2 、Es 1 和Ed 3 共4套有效烃源岩，且厚度大，有效烃源岩累计厚度可超过500 m。 图3. 沙南凹陷CFD23井连续地层w (TOC)综合图 3) Es 3 中、早期和Es 1 沉积时期为优质烃源岩的集中发育期，烃源岩w (TOC)均在2%以上，最高可达10%，将对研究区烃类的生成起到重要作用。
system: [SYSTEM]

user: 摘 要 线状地物转化为面状图斑是第三次全国土地调查中的主要任务之一，第三次土地调查中明确要求宽度超过2米的线状要素，通过建立缓冲区的形式进行线转面，确保不同等级线状地物的压盖关系、拓扑关系和不同宽度线性要素接边处平滑处理。基于此，本文提出了一种快速自动化处理的线状地物转图斑的方法，着重分析不同等级线状地物的重叠部分接边处理技术，并在ArcGIS平台上进行二次开发实现。 关键词 :土地调查，线状地物，ArcEngine Copyright © 2019 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/
system: [SYSTEM]

user: 1. 引言 土地调查是我国法定的一项重要制度，是全面查实查清土地资源的重要手段。第三次土地调查目的是在第二次全国土地调查成果基础上，全面细化和完善全国土地利用基础数据，实现成果信息化管理与共享，满足生态文明建设、空间规划编制、供给侧结构性改革、宏观调控、自然资源管理体制改革和统一确权登记、国土空间用途管制等各项工作的需要 [ 1 ] 。在第二次土地调查中，线状地物宽度大于图上2 mm的，按图斑调查；线状地物宽度小于图上2 mm的，调绘中心线，用单线符号表示；农村土地一般采用1:2000比例尺进行数据生产，折算线状地物的实地宽度为20 m以下，一般位于地物的中心，故存在着很多不连续和重叠的地方 [ 2 ] 。线状地物包括河流、铁路、公路、管道用地、农村道路、林带、沟渠和田坎等。线状地物的面积主要是通过线状地物的长度乘以宽度得到。在第三次全国土地调查中，取消线状地物主体，要求统一用图斑的方式表达，因此线状地物转换为面状图斑的任务，在第三次土地调查中尤为重要。在第三次全国土地调查实施方案中关于线状地物调查规范 [ 3 ] 做了如下要求： 1) 所有需要上图的道路、沟渠、河流等线性地物，应根据外业调查结果和影像特征重新矢量化，以图斑的形式表示。 2) 对农村范围内，南方宽度1~8米，北方宽度2~8米(上下均含)的道路，调查为农村道路或公路用地；大于8米的道路或纳入乡镇级及以上级别道路网规划的道路，一律按公路调查。 3) 道路、河流被权属界线分割的，按不同图斑上图。用地范围不确定的在建道路，暂不调查。 4) 对城镇村庄内部道路用地，调查城镇村庄内部主干路、次干路及支路，其他道路可与相邻图斑合并。 5) 对于线状地物交叉的，上部的线状地物连续表示，下压的线状地物断在交叉处。线状地物穿过隧道时，线状地物断在隧道两端。
system: [SYSTEM]

user: 2. 技术实现 2.1. 总体设计 综上第三次全国土地调查规范所述，线状地物的图斑化工作流程如图1。 1) 合并同类线状地物：合并行政区内的相同地类代码并且宽度一致相邻的线状地物，根据设定容差自动连接线状地物； 2) 线状地物面状化：根据线状地物的宽度值，正负方向分别推平行线，根据平行线的点，按顺序连接生成面状图形，并记录对应的线状地物ID； 图1. 线状地物的图斑化流程图 3) 相交压盖处理：不同地类线状地物相交压盖部分处理，大致可分为：十字交叉相交，拐角L字型相交，T字型相交，如图2所示，根据地类连通性的优先级规则进行处理，后面章节展开探讨； 图2. 线状地物相交类型图 4) 面状图斑属性赋值：(1)通过空间关系提取所在的权属范围，例如权属代码字段；(2)复制线状地物的现有属性字段到生成的面状地类图斑，例如地类编码字段； 5) 导入到地类图斑：将线状地物生成的面状图斑导入到地类图斑层，并进行空间切割等处理，保持拓扑关系的完整性。 2.2. 线状地物面压盖处理 线状地物转面后，不同地类的接边处存在着相交、重叠、压盖等情况，如果单纯用类似ArcGIS软件缓冲方式转换生成面后如图3所示，难以满足三调的规范要求，后续的接边操作将是很大的工作量去修整。针对此问题，以下为本文提出的方法，首先确定线状地物的相交类型，然后根据相交类型分别处理。 确定相交类型：根据缓冲后的面，找到其对应缓冲面之前的线状地物(简称A)，用A要素通过空间关系找到与之相交的线状地物列表，不失一般性，取第一条相交线状地物(简称B)用来分析，用ArcEngine的IRelationalOperato的接口来判断 [ 4 ] ，如果A与B为Crosses空间关系，则为十字型相交；如果A与B为Touches空间关系，并且是A与B的首尾点相同，则为L字型相交；其它则为T字型相交。 图3. ArcGIS缓冲生成面 相交接边处理：然后用ArcEngine的ITopologicalOperator的接口来分别按类型进行相应切割处理： 1) T字型相交：假设A的端点与B的线上点形成T字形相交，可以忽略A与B的连通性权重级别，保留B的缓冲面后的完整性不处理，然后用A的缓冲面与B的面进行Difference处理，切割掉A与B的相交部分，反之亦然。 2) 十字型相交：A与B形成十字型相交，首先根据A与B的连通性权重级别，确定哪个优先保留连通完整性，假设A的优先级高，保留A的缓冲面后的完整性不处理，然后用B的缓冲面与A的面进行Difference处理，切割掉B与A的相交部分，反之亦然。 3)L字型相交：A与B形成L字型相交，首先用A与B的缓冲面的最外边线，分别作延长线至相交，补齐缓冲后的空缺部分，空缺部分面分别与A和B的缓冲面进行Union做合并处理，接着根据A与B的连通性权重级别，确定哪个优先保留连通完整性，假设A的优先级高，保留A的缓冲面后的完整性不处理，然后用B的缓冲面与A的面进行Difference处理，切割掉B与A的相交部分，反之亦然。 以Microsoft Visual Studio2012为开发环境，基于ArcGIS平台二次开发实现以上方法，线状地物转换生成面后如图4所示，能满足线状地物调查规范的要求。 图4. 本文方法转换生成面
system: [SYSTEM]

user: 3. 结束语 本文总结了三调线状地物图斑化的规范和要求，提出了传统的GIS软件处理线状地物图斑化存在的问题，同时，本文提出的线状地物图斑化方法，并且以ArcGIS平台二次开发的实现进行方法验证，能够达到线状地物自动图斑化的目标。由于实际作业过程中影像和线状地物的套合精度，难免存在部分数据的偏差，建议在面状化之前进行前期的调整。
system: [SYSTEM]

user: 摘 要 为了研究重介质浅槽分选机对不同粒径颗粒的分选效果，用数值模拟技术和DPM模型模拟重介质浅槽分选机内部的颗粒运动，将悬浮液不同水平流进入速度和不同上升流介质速度下重介质浅槽分选机内煤炭颗粒的运动轨迹进行比较，从而得出重介质浅槽分选机内不同粒径颗粒的运动规律。 关键词 :重介质浅槽分选机，数值模拟，DPM模型，重介质悬浮液，颗粒运动学 Copyright © 2019 by author(s) and Hans Publishers Inc. This work is licensed under the Creative Commons Attribution International License (CC BY). http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/
system: [SYSTEM]

user: 1. 引言 目前块煤分选主要采用的设备是重介质浅槽分选机，其处理量大、分选时间短、分选效果好，逐渐取代了立轮、斜轮等传统的块煤分选设备，得到了广泛应用 [ 1 ] [ 2 ] [ 3 ]。为了进一步提高重介质浅槽分选机的分选效率、精煤产率及适用范围，对不同粒径颗粒在重介质浅槽分选机中运动规律进行探索，帮助我们对重介质浅槽分选机的机体结构进行合理优化，更好地实现煤炭清洁利用这一目标。 在重介质浅槽分选机的研究中，陈志强借助于数值模拟等手段，针对探索重介质浅槽分选机内部的流场形态、重介质及颗粒的运动规律，分析和研究了重介质浅槽分选机内部溢流区、分选区、底流区的流场情况；黄亚飞、陈志强通过PIV技术研究了水平流和上升流比例对流场的影响等；张立文，张毅勤，李国丰，班海俊等人对分选机分选下限做了相关的探索和研究 [ 4 ] [ 5 ] [ 6 ] [ 7 ]。 研究表明 [ 8 ] [ 9 ]，在悬浮液中，煤炭颗粒受入料初始速度和运动方向、悬浮液流变性等因素的影响。在水平流的作用下，处于上层悬浮液中的矿粒朝轻产物的出口方向运动，其水平速度等于或者小于水平流的速度。一般情况下，为了减少煤炭颗粒的错配，使其水平进入浅槽，且速度和水平流的速度保持一致或接近。 在悬浮液中，不仅均质介质水影响煤炭颗粒的运动速度，且原煤颗粒与磁铁矿粉粒径的比值与煤炭颗粒的运动速度也存在一定关系。实验表明，悬浮液的密度和粘度一定时，煤炭颗粒的沉降速度相差不大。在悬浮液中，矿物颗粒的运动分为两种，当颗粒比较粗时与磁铁矿粉粒径相差较大时，为“假定自由运动”，此时可认为悬浮液是均质介质，在这种情况下，颗粒受到颗粒与加重剂颗粒相互作用而产生的阻力的影响不大，仅考虑颗粒受到介质(基本上是悬浮液)的阻力；而当煤炭颗粒的尺寸较小、和磁铁矿粉颗粒的尺寸相近时，悬浮液对于颗粒不再是均匀介质，这时水带来的阻力和与加重质颗粒之间的相互作用的阻力都对颗粒的运动特性产生影响，对单个颗粒的运动而言，后者阻力产生的影响已无法忽略不计。 悬浮液的黏度也影响煤炭在悬浮液中运动，其主要特性参数是流变黏度。选煤用的悬浮液中的固相颗粒经常相互作用 [ 10 ]，固相颗粒浓度较低的悬浮液的流变特性接近于牛顿流体，其流变特性由粘度来表示。由于分散相的体积浓度变化会引起粘度的变化，在设定悬浮液的粘度时，需要根据经验公式进行计算。 通过以上对实际生产中煤炭颗粒在重介质浅槽分选机中的运动特性进行分析和研究，下面将模拟不同粒径颗粒在重介质浅槽分选机内部的运动情形。不同粒径的颗粒在重介质浅槽分选机的分选效果会有差别，通过改变重介质浅槽分选机的悬浮液水平流进入速度和悬浮液上升流介质速度，从而得出重介质浅槽分选机内不同粒径颗粒的运动规律及其对分选效果的影响。
system: [SYSTEM]

user: 2. 数值模型的建立与分析 建立模型过程中的假设：① 以重产物为研究对象进行分析和研究，原煤的入料速度和水平介质速度一致，且立即被水平介质捕获；② 由于重介质浅槽分选机上升流布水板中小孔流动等，使颗粒的运动处于紊流状态，故采用紊流模型；③ 以煤炭颗粒下限6 mm为模拟条件，为了简化模型的计算，将悬浮液视为均质介质；④ 使用重介质悬浮液粘度模型公式计算悬浮液的流变粘度 [ 11 ] ： ， 式中： ——煤泥含量； ——剪切速率，s −1 ； ——固体体积浓度；e——自然常数。 2.1. 模型建立与网格划分 建立重介质浅槽分选机模型(图1)，槽体的长和高分别为2540 mm和1450 mm，上升介质槽的高为430 mm，布水板的孔径为13 mm，入口设置为速度边界条件，出口设置为压力边界条件。对其进行网格划分(图2)，网格数量为25，294，网格质量较好，均在0.8以上，可用于计算。 图1. 分选机模型 图2. 模型网格划分 在本次模拟中分别选取悬浮液水平流速度、悬浮液上升流速度对煤炭在分选时有着重要影响的性质作为研究对象。 2.2. 模型可靠性验证 在此次数值模拟中，通过耦合计算方法(Coupled DPM)进行计算，具体过程如下(图3)所示。 图3. 耦合计算过程 基于重介质悬浮粘度的经验公式，计算得出了6 mm、13 mm粒径的煤炭在悬浮液粘度不同情况下的自由沉降末速(表1)。使用表1中颗粒直径和悬浮液的粘度数值进行模拟，从而得到对应煤炭颗粒在槽体中的自由沉降末速，同表1中的数值进行比对(图4、图5)。 Table 1 Free settling velocity of different size particle 颗粒直径/mm 煤泥含量 粘度/(mPa∙s) V 0 /(cm∙s −1 ) 6 0.1 17.35 6.04 6 0.2 26.63 5.36 6 0.3 84.82 2.87 6 0.35 229.33 2.65 13 0.1 7.19 18.61 13 0.2 14.17 16.36 13 0.3 83.45 6.67 13 0.35 203.35 4.56 表1. 不同粒度颗粒自由沉降末速 图4. 6 mm颗粒自由沉降末速模拟值和计算值对比图 图5. 13 mm颗粒自由沉降末速计算值和模拟值对照图 通过对比颗粒自由沉降末速计算值和模拟值可知，对于粒径6 mm的颗粒，颗粒自由沉降速度计算值和模拟值的差值随着粘度的增大先减小后增大，在粘度80~85 mPa∙s时差值最小；对于粒径13 mm的颗粒也存在同样的规律。 颗粒自由沉降速度计算值和模拟值的差值最大为2.15 cm/s，误差在可以接受的范围，对整个实验结果影响较小(在实际分选中)，所以可采用该数值模拟来计算。
system: [SYSTEM]

user: 3. 模拟结果与分析 该数值模拟中，重产物颗粒的运动轨迹随介质条件的变化而变化。一般情况下认为，在重介质浅槽分选机中，物料停留10 s左右，分选时间太长会降低重介质浅槽分选机处理量，时间太短则物料颗粒还没有实现自由分层即排除分选机，不利于分选。故在此次模拟中根据重产物穿越分选区进入到底流区的时间，不同粒径重产物的运动路径和在Y轴方向的位移，进而推断在该条件下是否达到有效分选。 6 mm至150 mm的颗粒145个，依次排列从入料口上方一次性加入，坐标为(−1260， −1160)，长度为150 mm，原煤同水平介质速度同速加入。 3.1. 水平介质速度对不同粒径颗粒运动的影响 为了探究难选煤颗粒，即分选密度±0.1 g/cm 3 附近粒度级的分选行为，假定重颗粒的密度为1600 kg/m 3 ，重介质悬浮液的密度为1500 kg/m 3 ，其他相关物理参数如表(表2)。 Table 2 Physical property parameter 组别 水平介质速 度(m/s) 上升介质速度 (m/s) 液相密度 (kg/m 3 ) 颗粒密度 (kg/m 3 ) 颗粒直径 (mm) 颗粒速度 (m/s) X方向 (m/s) Y方向 (m/s) X方向 (m/s) Y方向 (m/s) Group 1 0.220 −0.175 0.28 1500 1600 6~150 0.20 −0.170 Group 2 0.240 −0.191 0.28 1500 1600 6~150 0.20 −0.170 Group 3 0.260 −0.228 0.28 1500 1600 6~150 0.20 −0.170 Group 4 0.280 −0.245 0.28 1500 1600 6~150 0.20 −0.170 Group 5 0.300 −0.262 0.28 1500 1600 6~150 0.20 −0.170 表2. 物理性质参数 通过Matlab软件对模拟离散相数据的结果进行处理，得到5组不同粒径颗粒在Y方向的位移和运动时间的关系(图6)。 图6. Y方向位移和时间关系图 由图可知，流场相同时，颗粒在Y方向上的位移减小的速度随颗粒直径的减小变慢，到达底部所需要的时间随颗粒直径的减小逐渐增加。当粒度大于13 mm时，颗粒均能在10 s时间内到达分选槽体底部。当粒度小于13 mm时，尤其达到6 mm时，其在槽体内的沉降受到参数变化的影响比较大。实验表明，在分选时间为10 s时，Group 1的条件下可达到最佳分选效果，分选下限为8 mm。 3.2. 上升介质速度对不同粒度颗粒运动的影响 水平介质速度延用group 1的参数、角度，其他参数和3.1相同，对上升介质速度进行研究，具体参数选取如表(表3)。 Table 3 Physical property parameter 组别 上升介质速度(m/s) 水平介质速度(m/s) 液相密度 (kg/m 3 ) 颗粒密度 (kg/m 3 ) 颗粒直径 (mm) 颗粒速度(m/s) X方向(m/s) Y方向(m/s) X方向(m/s) Y方向(m/s) Group 6 0.2 0.220 −0.185 1500 1600 6~150 0.20 −0.170 Group 7 0.24 0.220 −0.185 1500 1600 6~150 0.20 −0.170 Group 1 0.28 0.220 −0.185 1500 1600 6~150 0.20 −0.170 Group 8 0.32 0.220 −0.185 1500 1600 6~150 0.20 −0.170 Group 9 0.36 0.220 −0.185 1500 1600 6~150 0.20 −0.170 表3. 物理性质参数 根据上述参数在Fluent中得到颗粒的运动路径，通过Matlab得到不同上升速度介质速度下，不同粒径颗粒在Y方向的位移和时间的关系(图7)。 图7. 运动时间和Y方向位移关系图 由图可见，上升流速度不同时，不同粒径的颗粒沉降相同距离时所需时间不同，时间随粒度的降低增加。对粒径大的颗粒(10 mm及其以上的颗粒)而言，上升介质速度的增加对其在Y方向上的位移的影响较小，而对粒径较小的颗粒，受到的影响较大。Group 9图中8 mm粒径的颗粒分选更有效，因此分选下限为8 mm时更有利于分选。
system: [SYSTEM]

user: 4. 结论 通过对不同粒径颗粒在不同重介质悬浮液性质下的运动行为的模拟和颗粒X方向、Y方向位移和时间的关系的对比分析，可以得到如下结论： 1) 悬浮液密度为1500 kg/m 3 ，固体颗粒密度为1600 kg/m 3 时，13 mm粒径及以上的颗粒受重悬浮液性质改变的影响不大，10 s内固体颗粒均能完成沉降，成为重产物。 2) 上升流速度为0.36 m/s，水平流速度为(0.22， −0.185)时，8 mm粒径及以上的颗粒可以实现有效分选。 3) 上升流速度为0.36 m/s，水平流速度为(0.22， −0.185)时，小于6 mm的颗粒基本不能在有限时间内完成沉降，且离溢流口较近时，易随轻产物夹带排出，造成精煤污染，降低分选精度。 4) 当分选下限降为8 mm时，可以满足重介质浅槽分选机的分选精度。
system: [SYSTEM]

user: 摘 要 锚杆钢是煤矿企业常用品种，且需求量较大，经济效益较好，但新疆及西北地区无生产此品种的企业，2011年11月在参考内地企业锚杆钢尺寸的基础上，对锚杆钢进行了成分设计、孔型设计、横肋参数设计和轧制工艺表编制，并制定了相应内控标准。相继成功开发了Ø18、Ø20、Ø22 mm热轧左旋、右旋矿用锚杆钢并批量生产，满足了用户要求，填补了新疆地区产品空白，为八钢公司效益的提升做出了一定贡献。 关键词 :锚杆钢，轧制工艺设计 Copyright © 2019 by author(s) and Hans Publishers Inc. This work is licensed under the Creative Commons Attribution International License (CC BY). http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/
system: [SYSTEM]

user: 1. 前言 锚杆是当代煤矿巷道支护的最基本的组成部分，它将巷道的围岩束缚在一起，使围岩自身支护自身。锚杆不仅用于矿山，也用于工程技术中，对边坡、隧道、坝体进行主动加固。 就目前而言，国外锚固技术以澳大利亚、美国发展最为迅速，两国锚杆支护比重已接近100%，其锚固技术水平居于世界前列。20世纪80年代以后，一些曾以U型钢或工字钢支架为煤巷主要支护形式的国家(如英国、法国、德国、前苏联、波兰、日本等)，也开始大力发展并应用了锚固技术 [ 1 ] 。 随着我国煤炭工业的快速发展及安全管理的不断加强，锚杆钢支护作为目前巷道支护中相对安全、经济的形式，逐渐被用户所接受和推广。锚杆钢分左旋和右旋两种，左旋锚杆钢横肋为月牙肋，右旋锚杆钢横肋为等高肋。右旋锚杆钢是新型的热轧周期断面钢材，主要用于煤矿井巷支护。应用时无需机械加工，按需要截取一定长度即可直接使用，且锚固性能好，适应性强，施工方便。此外，右旋锚杆钢还可用于矿山、桥梁、隧道、建筑物抗震加固及设备基础的锚固等。与端头锚固式锚杆相比，它可使锚杆强度提高，降低加工费用。左旋锚杆钢和右旋锚杆钢的示意图见图1。 图1. 锚杆钢筋表面、截面及展开示意图 新疆煤炭储量约占全国的1/4，而锚杆是煤矿巷道支护的最基本的组成部分，因此对锚杆有较大的需求。据初步调查，目前新疆对锚杆钢的年需求量约在2万吨。随着新疆煤炭工业的发展，今后预计会达到10万吨/年左右。然而疆内锚杆钢全部由内地供应。如果八钢开发矿用锚杆钢，不仅满足新疆对锚杆钢的需求，也给八钢带来较好的经济效益。
system: [SYSTEM]

user: 2. 锚杆钢的轧制工艺设计 左旋锚杆和右旋锚杆规定了外形样式和要求，但具体的尺寸要求没有规定。市场上的锚杆目前基本按照山东企业的企标供应，但这些企标不易获得。因此八钢生产只能采取先模仿再自定企标的模式生产。以相对复杂的右旋锚杆钢轧制工艺设计来显示锚杆钢整个工艺设计过程。
system: [SYSTEM]

user: 3. 右旋锚杆钢轧制工艺制定 右旋锚杆钢的最大特点是不通过机械加工直接与相应规格的螺帽配合使用，这就对锚杆横肋间距和相对横肋末端连线的旋向提出了严格的要求。同时，右旋热轧矿用树脂锚杆钢筋的使用特点，决定了其直接受力部位是横肋，锚杆横肋与螺帽螺纹面的配合精度，直接决定了其破断力。右旋锚杆钢筋在使用过程中的受力特点，也决定了其强度要高于同规格的普通锚杆。因此，开发右旋锚杆钢首先是要在工艺上保证合理的孔型设计及轧辊的位向调整，其次是化学成分的控制，以此保证锚杆钢的强度 [ 2 ] 。 1) 右旋锚杆钢的外观尺寸设计要求 右旋锚杆要求全长可上螺母，螺母组装件拉脱力要有保证。这需要通过设计合理的横肋尺寸来保证。根据这些基本要求，横肋间距和上下横肋不能错位、横肋旋向角是保证锚杆钢全长旋上螺母的关键，横肋高度和宽度则是保证螺母组装件拉脱力的重心。 2) 右旋锚杆钢尺寸及允许偏差 八钢有生产螺纹钢和圆钢的经验，对向生产有位向要求的右旋锚杆钢从横肋设计、加工、调整没有经验，也没有现成工艺可以借鉴。具体的外形尺寸，以及用户实际需求是什么不清楚，需要跟用户密切沟通确定。 通过实测从锚杆钢加工企业及煤矿拿回Φ18 mm、Φ20 mm和Φ22 mm右旋锚杆钢短样，确定右旋锚杆钢尺寸及允许偏差应满足下表1规定。 Table 1 Size and tolerance of right-handed anchor stee 规格 内径 横肋高h 横肋底宽b 横肋间距 槽口直径 公称 尺寸 允许 偏差 公称 尺寸 允许 偏差 公称 尺寸 允许 偏差 公称 尺寸 允许 偏差 公称 尺寸 允许 偏差 18 17 −0.2 +0.3 1.5 −0.1 +0.2 5 ±0.2 10 −0.2 +0.1 16 −0.6 +0.4 内控尺寸 17 −0.2 +0 1.5 −0.1 +0.2 5 ±0.2 10 −0.2 +0.1 16 −0.15 +0.15 20 19 −0.2 +0.3 1.6 −0.1 +0.3 6.2 ±0.2 12 −0.2 +0.1 18 −0.6 +1.0 内控尺寸 19 −0.2 +0 1.6 −0.1 +0.3 6.2 ±0.2 12 −0.2 +0.1 18 −0.15 +0.15 22 21 −0.4 +0.2 1.6 −0.1 +0.3 6.2 ±0.2 12 −0.1 +0.2 20 −0.4 +0.6 内控尺寸 21 −0.2 +0 1.6 −0.1 +0.3 6.2 ±0.2 12 −0.1 +0.2 20 −0.15 +0.15 表1. 右旋锚杆钢尺寸及允许偏差 3) 孔型系统选择 孔型系统的设计粗轧道次及延伸道次与轧制圆钢或螺纹钢的孔型系统并无根本区别，主要区别在于成品孔型和成品前孔型这两个道次上。粗轧、中轧、精轧选用无孔型 + 椭圆–圆孔型系统。 4) K1成品孔型设计 K1成品孔的断面孔型设计应该考虑轧件的冷缩、前滑及孔型的不均匀磨损等因索。成品孔型达到理想充满状态的标志是：螺纹牙型充满且不出耳子，若出耳子必然流向螺纹间断部位，使螺纹间断部位大于螺纹底径。如若产生此种情况，则应该调整来料尺寸，即成品前孔型高度。在一定的意义上，螺纹锚杆钢轧制的成败主要取决于此 [ 3 ] 。根据确定的尺寸设计K1孔型。K1成品孔型扩张角设计为30˚。根据钢材材质设计膨胀系数为1.012，按锚杆钢内径尺寸中限设计基圆半径，为防止出耳子，槽口宽度按槽底尺寸加上0.50~0.60 mm设计。各规格K1孔型如图2所示。 图2. 右旋锚杆钢K1成品孔型 5) K2孔型设计 由于右旋等强锚杆带肋钢筋没有纵筋，因此成品前孔的设计不同于螺纹钢，不仅要控制成品两侧不能充填过满，即不能出耳子，而且要求横肋充填良好，故成品前孔的设计应扁平或下凹，宽度要足够。K2成品前孔型采用变态平椭，其几何形状由平底椭圆演变而来，其特征中间为内凹形。凹部的孔型高度 h1应小于成品轧件螺纹内径d1的尺寸，且应满足下式： ——为凹部在成品道次的展宽量。公式的物理意义在于：成品前孔型的凹部经成品道次轧制后，将成为螺纹的间断部，而间断部不能大于轧件的螺纹内径，否则就无法满足其啮合性能。因此，成品前孔型的设计，必须考虑轧件在成品孔轧制时的展宽 [ 3 ] 。八钢试轧Φ20 mm右旋锚杆钢时K2选用扁箱孔，孔型图见图3，槽口尺寸与圆钢K2椭圆孔型一致，后考虑方便调整与共用性，K2选用无孔型。 图3. 右旋锚杆钢K2孔型 6) K1横肋参数设计 横肋参数主要包括横肋高、横肋底宽、横肋斜角、横肋与轴线夹角、横肋间距。锚杆钢要求上下辊横肋相错不超过0.2 mm，上下辊横肋与轴线夹角一致，螺旋上升形成轧制螺纹。成品最终检验要求专用配套螺母通长顺利旋进旋出，客户杆体使用前还要与配套螺母做拉脱实验，保证横肋拉脱强度。所以这5个参数比较关键，设计不好容易造成螺母旋不进或拉脱强度不足。 K1成品孔的设计首先必须考虑锚杆钢横肋呈螺旋状，保证螺母的螺旋配合。从设计上就必须设计螺旋导角(也就是横肋与轴线夹角)。根据阿基米德螺旋线的展开， 式中：dh为基圆直径；l为螺距。 首先确定成品基圆直径，其次确定螺距间距，通过公式计算而得出导角角度。以此成品基圆直径、导角角度、螺距间距及横肋的相关参数加工轧辊 [ 4 ] 。 横肋与轴线夹角、横肋间距参数影响螺母旋进。横肋高、横肋底宽、横肋斜角参数既影响螺母旋进，又影响拉脱强度。 根据实测试样，同时考虑上述影响来设计横肋参数，横肋高度按上限设计，横肋底宽按中限设计，横肋斜角按实测值设计。实测横肋与轴线夹角：Φ18 mm、Φ20 mm、Φ22 mm锚杆钢为78˚。铣槽时螺旋角与横肋与轴线夹角有关，实验两次最后才确定螺旋角选择20˚才能保证标准横肋与轴线夹角β为78˚。 横肋间距热轧螺纹相比，右旋锚杆钢允许偏差0.3 mm，仅为后者的1/5~1/3。要求前滑系数计算准确，相同槽数轧辊辊径共用范围小。要求相同槽数不同辊径对应轧辊槽间距乘以前滑系数1.03~1.05，所得值在杆体横肋间距偏差范围内。 7) 铣槽加工 与左旋锚杆钢月牙肋表面形状不同，右旋锚杆钢采用是等高肋形状。铣槽时取横肋圆弧半径R等于基圆半径加横肋高度，圆心与基圆圆心相同。这样加工才能保证杆体上肋高一致，才能保证拉脱强度。铣槽示意图见图4。 图4. Φ20 mm右旋锚杆钢铣槽示意图 8) 制定轧制工艺 根据实测试样尺寸及称重，Φ18 mm右旋锚杆钢成品断面与Φ17.1 mm圆钢一致(Φ20 mm右旋锚杆钢成品断面与Φ19.5 mm圆钢一致，Φ22 mm右旋锚杆钢成品断面与Φ21.2 mm圆钢一致)。Φ18 mm、Φ20 mm、Φ22 mm右旋锚杆钢前12道次孔型共用，因可调位相接轴在18架轧机上，都选择18架轧机出成品。Φ18 mm、Φ22 mm右旋锚杆钢K2以前孔型与相同断面圆钢共用。Φ20 mm右旋锚杆钢从工艺角度上K2之前可接20 mm圆钢工艺，也可接19 mm圆钢工艺。
system: [SYSTEM]

user: 4. 八钢锚杆钢生产实践 根据对MT 146.2-2011和GB 1499.2-2007标准研究、市场调研结果及实物测量，成功开发生产了Φ18 mm~Φ22 mm左旋无纵肋锚杆钢和Φ18 mm~Φ22 mm右旋等强锚杆钢，2013年各牌号锚杆钢共计生产5831吨(图5，图6)。 图5. 右旋锚杆钢表面情况 图6. 棒捆打包情况
system: [SYSTEM]

user: 5. 总结 对左旋、右旋锚杆钢制造技术进行了系统的研究。得到以下结论： 1) 左旋锚杆钢在工装精度及调整经验到位前提下，可采用切分轧制。 2) 采用公式 (1.007~1.02)设计锚杆钢成品孔基圆半径。其中：d为圆钢的公称直径或称之为标准直径；1.007~1.02为热膨胀系数，根据钢材材质设计膨胀系数为1.012。锚杆钢内径尺寸按中限设计基圆半径，为防止出耳子，槽口宽度按槽底尺寸加上0.50~0.60 mm设计。 3) K2孔型常规设计：左旋锚杆钢采用以大半径圆弧为底、小半径圆弧向槽口延伸构成的多圆弧线段孔型，右旋锚杆钢选用扁箱孔型。后考虑共用性及螺纹钢K2孔无孔型轧制经验，左旋、右旋锚杆钢K2孔型选用无孔型。 4) 右旋锚杆钢横肋间距允许偏差0.3 mm，要求前滑系数计算准确，相同槽数轧辊辊径共用范围小。要求相同槽数不同辊径对应轧辊槽间距乘以前滑系数，所得值在杆体横肋间距偏差范围内。前滑系数选1.03~1.05较为合适。 通过针对性研究，创新性研究成果如下： 1) 左旋锚杆钢在工装精度及调整经验到位前提下，可采用切分轧制，Φ18 mm左旋锚杆钢八钢实现批量切分轧制。 2) 左旋、右旋锚杆钢K2孔型选用无孔型。
system: [SYSTEM]

user: 摘 要 卡尔曼滤波将相位解缠转化为状态估计问题，实现相位解缠与噪声消除的一并处理。通过建立相位的动态方程和观测方程来求解真实相位，在常规方法中观测方程的噪声方差由相干图的值来确定。本文采用三种不同质量图的值来确定噪声方差，实施扩展卡尔曼滤波相位解缠算法。分别在地形平坦和陡峭两种条件下对InSAR数据进行实验，通过对解缠结果进行对比分析，表明对于地形陡峭数据应用相位导数方差图得到的结果较可靠，而地形平坦数据应用伪相干图能够得到较为精确的解缠结果。 关键词 :相位解缠，质量图，卡尔曼滤波，合成孔径雷达干涉测量 Copyright © 2019 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/
system: [SYSTEM]

user: 1. 引言 相位解缠是合成孔径雷达干涉测量数据处理的重要步骤之一。自Goldsterin等人在1988年提出所谓的枝切法以来，各种基于InSAR数据的相位解缠算法不断涌现，这些方法大致可以分为两大类。一类是路径跟踪算法 [ 1 ] [ 2 ] [ 3 ] ，如Goldstein枝切法等。另一类是非路径跟踪算法 [ 4 ] [ 5 ] [ 6 ] ，如最小LP范数法等。前者是一种局部算法，其优点是可以隔绝相位不连续点，阻止局部相位误差在整个积分区域的传播，计算速度较快，在相干性较好的区域可以获得精确的解缠相位，但是在强噪声条件下，很难获得最佳积分路径，容易造成误差传递或无法解缠的孤立区域。后者则是一种全局算法，其优点是运算稳定性好，不需要识别残差点。除了上述两大类算法外，利用最优估计算法如网络流模型 [ 7 ] 、卡尔曼滤波模型 [ 8 ] [ 9 ] [ 10 ] 等进行相位解缠也受到越来越多的关注。文献 [ 8 ] [ 9 ] [ 10 ] 采用卡尔曼滤波模型，将相位解缠转化为状态估计问题，通过建立相位的动态方程和观测方程求解真实相位，实现相位解缠与噪声消除的一并处理。 常规卡尔曼滤波相位解缠算法中观测方程的噪声方差由相干图的值确定，本文分别应用伪相干图、相位导数方差图和最大相位梯度图的值来确定噪声方差，采用扩展卡尔曼滤波进行相位解缠。在地形平坦和陡峭两种条件下对真实InSAR数据进行实验，通过对解缠结果进行对比分析，表明对于地形陡峭数据应用相位导数方差图得到的结果较可靠，而地形平坦数据应用伪相干图能够得到较为精确的解缠结果。
system: [SYSTEM]

user: 2. 三种质量图 2.1. 伪相干图 当幅度值为单位值1时，伪相干图的值定义为： | z m ， n | = ( ∑ cos ψ i ， j ) 2 + ( ∑ sin ψ i ， j ) 2 k 2 (1) 式中k为视数， ψ i ， j 是由干涉数据提取的干涉相位值。 2.2. 相位导数方差图 相位导数方差图是描述相位梯度变化的图像，其值定义如下： | r m ， n | = ∑ ( Δ i ， j x − Δ ¯ m ， n x ) 2 + ∑ ( Δ i ， j y − Δ ¯ m ， n y ) 2 k 2 (2) 这里，点 ( i ， j ) 在以点 ( m ， n ) 为中心 k × k 窗口内的取值， Δ i ， j x 和 Δ i ， j y 是相位偏导数， Δ ¯ m ， n x 和 Δ ¯ m ， n y 是相位偏导数在 k × k 窗口内的均值。 2.3. 最大相位梯度图 最大相位梯度图中值的定义为两个相位梯度值中的较大值： | q m ， n | = max { max { | Δ i ， j x | } ， max { | Δ i ， j y | } } (3) 这里， Δ i ， j x 和 Δ i ， j y 是相位偏导数。
system: [SYSTEM]

user: 3. 卡尔曼滤波相位解缠基本原理 卡尔曼滤波的观测方程为： y ( k ) = [ Re { z ( k ) a ( k ) } Im { z ( k ) a ( k ) } ] ≜ [ cos ( φ ( k ) ) sin ( φ ( k ) ) ] + [ v 1 ( k ) v 2 ( k ) ] = h ( φ ( k ) ) + v ( k ) (4) 式中， z ( k ) 表示复干涉， a ( k ) 表示观测干涉振幅， φ ( k ) 为真实相位， h ( ⋅ ) 为 y ( k ) 和 φ ( k ) 间的非线性映射。 v 1 ( k ) ， v 2 ( k ) 为零均值高斯白噪声，其方差已知，应用质量图的值 来确定，即： E { v ( k ) } = 0 ; E { v ( k ) v ( j ) T } = d i a g i = 1 ， 2 [ 1 2 | γ | 2 − 1 2 ] δ ( k ， j ) (5) 这里， δ ( k ， j ) 为Kronecker函数。 卡尔曼滤波的状态空间模型为： { x ( k + 1 ) = A x ( k ) + u ( k ) u ( k ) = u ^ ( k ) + w ( k ) (6) 这里，A为给定状态空间模型的系统矩阵， u ( k ) ， u ^ ( k ) 分别表示真实相位梯度及相位梯度估计， 为估计误差。 卡尔曼滤波相位解缠的递推方程为： { x ^ k + 1 ， k = A x ^ k ， k + u ^ k ， k P k + 1 ， k = A P k ， k A T + Q k ， k x ^ k + 1 ， k + 1 = x ^ k + 1 ， k + J k + 1 r k + 1 ， k + 1 P k + 1 ， k + 1 = ( I − J k + 1 C k + 1 ， k ) P k + 1 ， k J k + 1 = P k + 1 ， k C k + 1 ， k T ( C k + 1 ， k P k + 1 ， k C k + 1 ， k T + R k + 1 ， k + 1 ) − 1 r k + 1 ， k + 1 = y k + 1 ， k + 1 − C k + 1 ， k x ^ k + 1 ， k C k + 1 ， k = [ − sin ( x ^ k + 1 ， k ) ， cos ( x ^ k + 1 ， k ) ] T (7) 式中， x ^ k + 1 ， k 和 P k + 1 ， k 分别表示预测值及其对应的方差阵， u ^ k ， k 为相位梯度估计， Q k ， k 为状态噪声方差阵， x ^ k + 1 ， k + 1 和 P k + 1 ， k + 1 分别表示状态估计及其对应的方差阵， J k + 1 是滤波增益矩阵， r k + 1 ， k + 1 是残差， C k + 1 ， k 表示线性化的观测矩阵。
system: [SYSTEM]

user: 4. 实验结果与分析 4.1. 地形陡峭条件下的实验结果与分析 采用ENVISAT卫星分别在2003年12月3日和2004年 1 月 7 日 获取的2景伊朗Bam地区图像作为实验的主副图像，通过干涉、配准、去平地效应等处理后，从中选取地形起伏较大的部分干涉图(100像素 × 100像素)如图1所示。图2~4分别为应用相位导数方差图、伪相干图和最大相位梯度图进行卡尔曼滤波相位解缠得到的结果。从解缠结果上看，伪相干图的解缠结果较差，最大相位梯度图和相位导数方差图均能得到较高精度的解缠相位。这是因为在地形比较陡峭的区域，伪相干图对梯度变化较为敏感，将坡度变化大的区域作为噪声区域处理，不能准确地进行相位解缠。图5为对应的三种质量图。 图1. 干涉图 图2. 相位导数方差解缠图 图3. 伪相干系数解缠图 图4. 最大相位梯度解缠图 图5. (a) 相位导数方差图；(b) 伪相干图；(c) 最大相位梯度图 由三种质量图解缠结果得到的不连续点图如图6所示。从图6可以看出，应用伪相干图的解缠结果在低质量相位区域出现了较多的不连续点，相位导数方法图和最大相位梯度图的不连续点分布大致相同，较好地消除了噪声。 图6. (a) 相位导数方差不连续点图；(b) 伪相干系数不连续点图；(c) 最大相位梯度不连续点图 下面从不连续点数目和ε值这两个方面对解缠的结果进行定量分析。ε值越小，解缠质量越高；不连续点数目越少，抗相位畸变的性能越好。从表1可以看出，在地形陡峭条件下，相位导数方差图解缠结果的不连续点数目明显少于其他两种方法，滤波效果优于最大相位梯度图和伪相干图，抗相位畸变性能较强。ε表达式 [ 11 ] 为： ε = 1 M N ∑ i = 0 M − 2 ∑ j = 0 N − 1 ω i ， j x | ϕ i + 1 ， j − ϕ i ， j − Δ i ， j x | p + 1 M N ∑ i = 0 M − 1 ∑ j = 0 N − 2 ω i ， j y | ϕ i ， j + 1 − ϕ i ， j − Δ i ， j x | p (8) 其中，M和N分别为列数和行数。 ϕ i ， j 是点 ( i ， j ) 处的解缠相位。 ω i ， j x 和 ω i ， j y 是与缠绕相位梯度 Δ i ， j x 和 Δ i ， j y 相对应的权重，而此权重一般由相位质量图给出，其值一般在0到1之间。p的取值通常有0，1，2。这里，p取1。从ε值来看，相位导数方差图解缠结果的解缠质量略高于最大相位梯度图和伪相干图，解缠结果较可靠。 Table 1 Three quality maps phase unwrapping results’ number of discontinuous points and ε valu 质量图 不连续点数目 ε值 相位导数方差图 73 1.35465 最大相位梯度图 90 1.35779 伪相干系数图 199 1.46335 表1. 三种质量图相位解缠的不连续点数目和ε值表 4.2. 地形平坦条件下的实验结果与分析 采用ENVISAT卫星分别在2005年1月30日和2005年3月6日获取的2景山东济宁地区图像作为实验的主副图像，经过干涉处理后取其地形较为平坦的干涉图(100像素 × 100像素)如图7所示。 图7. 干涉图 三种质量图的解缠结果如图8~10所示。从解缠结果可以看出应用伪相干图进行卡尔曼滤波相位解缠可以得到比较精确的结果，最大相位梯度图和相位导数方差图得到的解缠结果较差，这是因为后两种质量图在进行相位解缠时将地形平坦数据表征为低质量区域，故得到可靠性较差的解缠结果。图11为与干涉图对应的三种质量图。 图8. 相位导数方差图解缠结果 图9. 伪相干图解缠结果 图10. 最大相位梯度图解缠结果 图11. (a) 相位导数方差图；(b) 伪相干系数图；(c) 最大相位梯度图 根据解缠结果得到的不连续点图如图12所示，从不连续点图可以看出在高质量区域三种解缠结果的不连续点分布大致相同；在低质量区域，伪相干图的不连续点分布略好于最大相位梯度图和相位导数方差图，说明伪相干图的滤波效果较好。 图12. (a) 相位导数方差不连续点图；(b) 伪相干系数不连续点图；(c) 最大相位梯度不连续点图 从表2可以看出，伪相干图解缠结果的不连续点数目明显少于最大相位梯度图和相位导数方差图，表明伪相干图消除噪声的能力较强；而ε值略低于相位导数方差图和最大相位梯度图，说明伪相干图解缠的精度较高。综合不连续点数目和ε值来看，对于地形较为平坦的数据，在没有相干图的情况下，首先应该选择伪相干图作为质量图。 Table 2 Three quality maps phase unwrapping results’ number of discontinuous points and ε valu 质量图 不连续点数目 ε值 最大相位梯度图 310 2.85625 伪相干系数图 260 2.80187 相位导数方差图 284 2.80483 表2. 三种质量图相位解缠的不连续点数目和ε值表
system: [SYSTEM]

user: 5. 结论 应用三种质量图分别确定卡尔曼滤波相位解缠算法中的观测噪声方差，对地形陡峭和平坦两种条件下的InSAR实际数据进行相位解缠。解缠结果表明，不同的地形条件下选取的质量图也应不同。地形陡峭数据选取相位导数方差图作为质量图能够得到可靠的解缠结果，而地形平坦数据应用伪相干图得到的解缠结果较为精确。
system: [SYSTEM]

user: 摘 要 辽西凌源–宁城盆地牛营子地区钻探的辽凌D1井，在中元古界高于庄组发现了油气显示。系统地分析了高于庄组烃源岩的地球化学特征，研究结果表明：烃源岩饱和烃中正构烷烃分布基本完整，呈明显的单峰态前峰型，具有C 27 规则甾烷优势，指示了有机质来源以低等水生生物贡献为主；较高的孕甾烷相对含量和C 19 ~C 29 三环萜烷/C 29 ~C 35 藿烷比值，以及较高的甾烷和升藿烷成熟度参数值，均表明烃源岩出于成熟阶段；而低的Pr/Ph和较高伽马蜡烷含量指示了偏还原的沉积环境。 关键词 :烃源岩，生物标志物，中元古界，牛营子地区，凌源–宁城盆地 Copyright © 2019 by author(s)， Yangtze University and Hans Publishers Inc. This work is licensed under the Creative Commons Attribution International License (CC BY). http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/
system: [SYSTEM]

user: 1. 区域地质概况 凌源–宁城盆地位于辽西坳陷西南部，横跨辽宁西部、河北北部和内蒙古东南部，盆地整体呈南东向展布，总面积约为6600 km 2 ，其中牛营子地区位于该盆地东南部，属于辽宁省凌源市 [ 1 ] 。凌源–宁城盆地经历了复杂的构造活动，发育大量的深大断裂和次级断裂，可划分为6个次级构造单元，分别为宁城断陷区、黄土梁子断陷区、三十家子断陷区、牛营子凹陷区、老虎洞凹陷区及刀尔登凸起区(图1) [ 2 ] 。另外，研究区出露有中–新元古代、古生代寒武纪–奥陶纪、中生代三叠纪–侏罗纪–白垩纪及第四纪的地层，且广泛发育不同年代的侵入岩。其中，中元古界高于庄组在牛营子地区及邻区广泛分布，整体上发育一套海相碳酸盐岩沉积，其岩性主要为灰白色泥质白云岩、深黑色白云岩、灰黑色灰岩等。
system: [SYSTEM]

user: 2. 样品与试验方法 研究共选取了4件高于庄组泥质白云岩样品，先进行总有机碳质量分数(w (TOC))、岩石热解、氯仿沥青“A”质量分数及族组分分析，再进行饱和烃气相色谱–质谱分析。其中，w (TOC)分析采用CS-400 图1. 凌源–宁城盆地地理位置、构造单元划分及出露地层 碳硫分析仪；岩石热解分析采用OGE-VI油气评价工作站；色谱–质谱分析在安捷伦6890色谱仪及安捷伦5975i质谱仪上进行，色谱–质谱试验分析条件及程序参见文献 [ 3 ] 。