DreamBlooms/HansPub-15000-to-45000 huggingface dataset:
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user: 1. 前言 并联电容器可以补偿系统无功功率 [ 1 ]，且具有分布灵活、可靠性高等优点 [ 2 ] [ 3 ] [ 4 ]，在我国煤矿供电系统中广泛使用，并大多通过真空断路器进行投入和切除 [ 5 ]。然而近年来，随着煤矿供电系统的扩容和改造，真空断路器投切电容组时故障频发，为煤矿供电安全运行构成了威胁 [ 6 ]。 分析表明，真空断路器具有的合闸弹跳和截流等特性是造成并联电容所串接的电抗两端在投切操作时产生过电压的主要原因，解决上述问题的方案有两种，一种是对真空断路器性能加以改善，降低截流概率和幅值；另一种则是采用过电压保护装置 [ 7 ]，将并联电容器串抗两端的操作过电压加以限制 [ 8 ]。 工程上常用来限制串抗过电压有避雷器 [ 9 ] [ 10 ]、阻容串联保护器和组合过电压保护器等 [ 11 ] [ 12 ]，其中，采用避雷器对串抗过电压进行限制时，只有当过电压超过避雷器动作值时避雷器才启动，在此之前有可能过电压已经对串抗造成了损坏，阻容式过电压保护器则存在断路器截流较大时限压能力不足的问题，组合式过电压保护器是近年来在工程上应用较多的一种过电压抑制装置，不过却常因ZnO阀片容量选取过低而在限压过程中造成热崩溃、击穿；或因阀片均一性差、电位分布不均等原因，运行一段时间后，部分阀片首先劣化老化加快，最终导致过电压保护器发生热崩溃。 有鉴于此，提出了一种基于高能ZnO阀片的组合式过电压保护装置的设计方法，重点对ZnO阀片的容量与均配性进行改进，并与RC阻容抑制和快速断路器配合，将电容器组串/并抗电压快速钳制在安全电压范围内，达到过电压抑制目的。
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user: 2. 并联电容器投切过电压保护器 2.1. 并联电容器投切过电压保护器设计 投切电容器组过电压主要是由真空断路器关合过程中存在异常情况造成：如，合闸过程中存在的断口预击穿、合闸弹跳、合闸不同期等情况；或分闸过程中存在单相、两相重燃、截流等情况，均会使电容器或对地杂散电容从电源获得能量，并积累起来，形成过电压。 从能量的角度来讲，过电压是电磁能量在电网的等效电容和等效电感间往复转化、强烈振荡和传播结果，并通过与电容器并联或串联的电抗器电压体现出来，若在电场能量向磁场能量的转化过程中，在电抗器两端并联电磁能量释放回路，对电磁能量进行消耗和吸收，可有效限制电容器组的投切过电压水平。 过电压保护装置在电容器不投切时不能影响电抗器电压，为此过电压保护器不作用时呈高阻特性，当断路器动作时，过电压保护装置必须快速短时吸收高能量。 为了减小投切过电压振荡频率，还配以阻容抑频单元与氧化锌阀片并联，一方面减缓过电压的上升前沿，一方面对过电压峰值起到一定的抑制效果。 考虑到煤矿供电系统的防爆要求，将快速熔断器与上述两部分串联，共同并联到串抗或并抗两端，可以起到防爆快速脱离作用，避免保护器因热崩溃而引发其他事故。 过电压保护器原理结构见图1。 图1. 具有ZnO阵列的过电压保护器 图1中，构成ZnO阵列的阀片必须具有大容量快速吸能特性，且需经过严格的筛选才能保证每条支路限压与均能效果一致，否则容易产生单个阀片击穿风险。 图1中，RC阻容抑频单元中的电阻值与电容C可根据具体的需求确定取值。 2.2. 大容量ZnO限压 投切电容器时产生的过电压在瞬时升压，为此需要过电压保护装置在投切时发生过电压初始就启动，间隙开关被击穿使ZnO的电阻急剧下降，所流过的电流快速增长以迅速消纳过电压能量，短时间内增长的越大限压效果越好，为了实现这一点，选取具有正温度系数的ZnO材料作为限压电阻，能够快速限压，由于是依靠元件的物理特性进行限压，无需外加控制设备，成本较低。 当流过的电流增大、温度升高时，ZnO电阻值瞬间下降，即从高阻变为低阻，将过电压箝位在一定安全电压范围之内，从而保护所并联的串抗或者并抗；当过电压消失后，ZnO电阻率迅速增加至极限值，电阻值又恢复到原来的高阻状态。 当在ZnO材料中加入镁、铝金属氧化物后，与SiC相比具有更大的正温度系数。 SiC、ZnO和线性电阻的伏安特性曲线如图2所示。 图2. SiC、ZnO和线性电阻伏安特性曲线 图2可见，和SiC相比，ZnO电阻伏安特性更为陡峭，具有更大的温度系数，能在流通大电流时电阻迅速减小，具有更大的浪涌吸收能力，符合过电压能量剧增时快速消纳的需求。ZnO能量密度可达400~800 J/cm 3 之间 [ 13 ]，热容量较大，约为2.6~3.1 J/cm 3 ∙℃之间，而SiC能量密度在200~500 J/cm 3 之间，热容量仅有2 J/cm 3 ∙℃。 2.3. ZnO阀片参数选择 假定算每片氧化锌在过电压时吸收的能量： W ∑ T Z M = 1 2 U Z ∫ 0 T Z M I K M ( − cos ω t + 1 ) d t (1) 式中， T Z M 为过电压持续时间， U Z 为氧化性残压， I K M 为每一氧化锌阀片通过的电流，选择每片氧化锌阀片的设计能容量为 W T M e ，则氧化锌可在通过 I K M 时耐受时长t为： t = W T M e W ∑ T Z M × T Z M (2) 氧化锌设计能容量越大，这样设备投入也越大。为了能够快速吸收过电压能量，可采用ZnO多路并联的方法，根据过电压倍数，可确定每条并联支路内串联的阀片数。并联的每一路阀片都要保证有同样的存储能量的能力。 假定过电压时需要泄放的电流为I，所需的并联支路数为 I / I Z M ，考虑冗余系数 K r y ，总并联支路数n为 n = K r y I d c / I Z M (3) 这样，每一氧化锌串联支路通过的电流仅为 I K M = I / n ，只需保证 I Z M > I K M 即可。为了使每路电流及能量均匀，可以采用两片以上串联组合，容易达到均流、均能的目的。 2.4. 高能ZnO阵列阀片筛选流程 图1中，除了使用高能量ZnO材料外，还需要将ZnO阀片进行均能均压筛选，进行下述阀片选型流程： 第1步，筛选高能量ZnO阀片，即进行漏电流试验，即检验高能氧化锌组件直流10 mA电压(U 10mA )及0.5U 10mA 下的漏电流试验时，U 10mA 实测值与制造厂规定值之差不超过规定值的±5%，0.5U 10mA 下单柱高能氧化锌组件漏电流不大于100 μA，并满足DL/T 294.2的要求； 第2步，将通过了高能测试的ZnO阀片依次施加1 mA的参考电压，并在0~500 A范围内每隔50 A设置一个测试电流点，测试该电流点下的参考电压，并记录； 第3步，根据所有阀片的测试数据，以电流作为横坐标，参考电压为纵坐标建立数学模型； 第4步，根据每一阀片的电压–电流特性曲线，以氧化锌组件流过带有非周期分量的短路电流时，每片氧化锌阀片吸收的能量差最小为约束条件，通过计算机仿真计算找出阀片间串并联的最优组合。 第5步，对阀片组合进行多电流分布检验和短路电流耐受试验，具体如下： ① 氧化锌组件的短路电流耐受试验。 对高能氧化锌组件施加持续0.2 s的短路动稳定电流，记录冲击电流下的残压，当残压小于串抗绝缘电阻水平、且阀片没有有任何击穿、闪络、破碎或者明显损坏的痕迹时，则表示通过测试，进行多电流分布试验，否则返回第4步重新匹配阀片组合； ② 氧化锌组件多电流分布试验。 依次挑出高能ZnO串联组件中残压值最小的1柱和残压值最大的3柱并联在一起，再施加一个适当的冲击电流，其值为高能氧化锌组件标称放电电流的0.01~1.0倍，持续的时间不小于7 μs，观察该冲击电流下测量通过每柱的电流，各柱之间的电流最大不均匀系数不大于1.1，满足则进行下一步，否则返回第4步重新匹配。 第6步，选型结束，根据实际需要进行阀片组合。
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user: 3. 装置验证 搭建过电压保护器验证仿真模型如下。 图3. 过电压保护器性能验证仿真模型 图3中，35 kV线路母线电压为28.574 kV，母线侧线路电感为LS = 300 mH，母线侧等效电容CS = 1 mF，母线侧阻尼电阻为10 W，电抗器与断路器间引线电感为10 mH。过电压保护器的阻容抑频部分中R = 200 Ω，C = 0.00625 μF。图2中非线性电阻R(i)代表高能氧化锌阀片，伏安特性曲线见图4。 图4. R(i)伏安特性曲线 设置10 ms时为电流首次过零点，20 ms为第二次过零点，断路器在9.95 ms分闸，并在5 ms后出现复燃，在20 ms时截流，为了对比ZnO过电压保护器的抑制效果，模拟在截流分别为1 A、5 A、10 A和40 A时，电容器串抗在无过电压保护、避雷器过电压保护、RC过电压保护和带ZnO过电压保护4种情况过电压峰值情况见图3，图中组合式过电压保护即为带有ZnO、RC和高速熔断器的的过电压保护。图5为对应情况下对并联电抗过电压抑制效果。 图5. 串联电抗过电压保护效果 图5可见，投切电容器组时，各过电压保护装置对串抗过电压抑制都有一定的效果，但随着断路器截流增大，限压效果存在明显差异：断路器截流较大时，RC保护对截流过电压抑制效果不明显，避雷器和组合式过电压保护能够有效性降低断路器截流时过电压，但当断路器存在复燃时，组合式和RC过电压抑制效果明显好于避雷器。 图6可见，投切电容器组时，各过电压保护装置对并抗过电压抑制效果差异明显：RC和组合式对截流和复燃的抑制效果明显强于避雷器，且过电压水平均能抑制在1p.u以下，值得指出的是，采用RC保护和具有氧化锌阵列的过电压保护装置存在的区别是，RC保护过电压抑制所需时间在降到同一电压水平时，要比具有氧化锌阵列的过电压保护装置花费时间长，主要原因在于均能氧化锌阵列能够同时导通，快速泄放过电压所产生的能量，从而将过电压水平降低到期望水平。 图6. 并联电抗过电压保护效果 综合图5和图6可见，组合式过电压保护在断路器截流水平较高时，对并抗和串抗的截流过电压和复燃过电压抑制效果综合较好，并满足GB311.1《高压输变电设备的绝缘配合》及DL/T840《高压并联电容器技术条件》的要求。
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user: 4. 装置应用 图7所示为某35 kV供电系统实际系统，图中，过电压保护器中的高能ZnO阀片的伏安特性曲线见图8。 图7. 现场试验位置示意图 对图7所示的325断路器进行20次合、分操作，通过计算串联电抗器两端电压差，测出投切过程中电抗器两端过电压倍数。 图8. 高能ZnO伏安特性曲线 过电压保护器中的ZnO阵列取4柱并联式，阀片绝缘电阻为1.5 MΩ，每片平均电压U 10mA = 540 V。未安装过电压抑制装置的电容器组串联电抗器两端合闸过电压及分闸过电压统计结果见下图： 图9. 电容器串抗合闸过电压统计(未抑制) 图10. 电容器串抗分闸过电压(未抑制) 图9、图10可见，未安装电抗器过电压抑制装置的电抗器两端过电压非常严重，合闸时过电压倍数最高可达52倍，安装过电压抑制装置的电容器组串联电抗器两端合闸过电压及分闸过电压统计结果见下图： 图11. 电容器串抗合闸过电压抑制效果 图12. 电容器串抗分闸过电压抑制效果 图11、图12可见，经过20次投切试验，与电抗器并联安装的过电压保护装置能够将过电压倍数下降到合闸时不高于2，分闸时不高于1.4，有效的减少了过电压对电抗器、电容器组及投切开关的冲击，达到了保护的目的。
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user: 5. 结语 提出了一种基于非线性高能ZnO阀片的过电压保护装置的设计方法，其中对ZnO阀片进行能量选择、均能配置是关键，作为过电压保护器的限幅单元可以与其他组件配合抑制过电压，经过仿真模型进行抑制效果模拟，表明了论文装置截流为40 A时，可将过电压水平抑制在1.6倍以内，而避雷器在40 A左右截流时，仅能将过电压水平抑制在3倍以内，虽然RC阻容保护装置在已知电压峰值方面也能具有同样的效果但所需要的时间较长。主要原因在于采用了均能大容量氧化锌可以在短时期内将过电压所产生的能量快速泄放到大地中，从而达到电压抑制的目的。
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user: 摘 要 滑坡地质灾害对人民的生命财产和工程建设有严重的威胁，为了减少由滑坡地质灾害可能造成的损失，必须对滑坡地质灾害进行有效的预测。本文以太湖县某滑坡体为研究对象，以理正和FLAC 3D 软件作为计算工具，分别采用简化Janbu法和强度折减法来计算滑坡体的安全系数，依据《滑坡防治工程勘查规范(GBT32864-2016)》对滑坡体稳定性进行评价，从而对比分析滑坡体的稳定性。研究结果表明：简化Janbu法和强度折减法对滑坡稳定性的计算分析结果一致，该滑坡体处于不稳定状态。 关键词 :滑坡，理正软件，Janbu法，FLAC 3D ，强度折减法，稳定性分析 Copyright © 2020 by author(s) and Hans Publishers Inc. This work is licensed under the Creative Commons Attribution International License (CC BY 4.0). http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/
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user: 1. 引言 滑坡是地质灾害的主要类型之一，为减少滑坡地质灾害给人民生命财产和国民经济建设带来的威胁，对滑坡稳定性进行预测分析十分必要。目前，滑坡稳定性分析常使用有极限平衡法和数值分析法 [ 1 ] [ 2 ]。其中极限平衡法主要有Fellenius法、Bishop法、Janbu法、Spencer法、Morgenstern-Price法、Sarma法和不平衡推力传递法。常用的数值分析法主要有离散元法、有限元法和有限差分法等。刚体极限平衡条分法力学模型简单，已经被广泛地应用于工程实践中，并积累了丰富的实践经验，在计算中，只需要少量的岩土力学参数，计算结果可以直接作为工程设计应用的稳定性指标 [ 3 ]。陈羽等 [ 4 ] 运用不平衡推力传递系数法和瑞典条分法确定某隧道洞口滑坡安全系数，对滑坡稳定性进行了评价。饶平平等 [ 5 ] 将拟动力法和简化毕肖普法结合，以用来研究坡顶抗滑桩加固土质边坡在地震力作用下的动态稳定性。王世梅 [ 6 ] 以涉水边坡为研究对象，运用有限元法，探讨了不同库水位升降速率对于滑坡渗流场和稳定性的影响，张永昌等 [ 7 ] 应用有限元强度折减法，对库水位在不同速率变动情况下树坪古滑坡的复活机理开展了研究。在对边坡稳定性进行评价时，闰云明 [ 8 ] 考虑弹性模量和泊松比的影响，采用改进的有限元强度折减法进行评价。 但针对滑坡体稳定性分别采用极限平衡法以及强度折减法等方法系统研究还并不多见。为此，本文以某滑坡体为例，在分析其地质条件以及滑坡特征基础上，首先使用理正软件运用简化Janbu法求得滑坡体的滑动安全系数，然后采用FLAC 3D 软件建立该滑坡体的模型，并运用强度折减法计算出已建立模型的滑坡体的安全系数，最后对两种方法的计算结果进行分析，此研究成果可为工程实践提供指导。
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user: 2. 工程地质条件 2.1. 地形地貌 勘查区位于低丘坡脚地带，地形呈东北高西南低的圈椅形，其北部、东部及西部均有微分水岭，第一斜坡带与坡脚相对高差在60米左右，山坡20˚~30˚之间，斜坡体上植被发育。勘查区地貌属大别山中低山区，地形起伏变化较大，最高点位于勘查区北2 km的鹰嘴岩，标高528 m，最低点50 m (长河边)，地形相对高差478 m。微地貌为低山山坡及冲沟。勘查区所在山坡上陡下缓，勘查区以北地形坡度多在25˚以上，勘查区内地形坡度在25˚左右，屋后切坡80˚，岩性由太古界刘畈组片麻岩地层组成，山坡植被茂密，成因类型为侵蚀剥蚀。山坡冲沟发育，宽度变化大。 2.2. 滑坡物质组成 根据区域地质资料和勘查资料，将勘查区工程地质体划分为岩体和土体两大类。 1) 较坚硬~坚硬变质岩岩组： 岩性为太古界刘畈组二长片麻岩、浅粒岩。鳞片状、粒状变晶结构，片麻状构造，新鲜岩石饱和抗压强度在80~100 MPa，软化系数小于0.68。浅部岩石风化强烈，全–强风化带厚度变化大，一般2~5 m，滑坡体上钻孔中揭露的全–强风化带厚度1.0~8.0 m，断层破碎带强风化带厚度 > 10 m，风化后的岩石松软，呈砂土、砂砾状、镐锄易挖。 2) 土体 全新统残坡积层，主要为砂质粘性土，局部为碎石土。 褐黄色，可塑，主要成分粉质粘土，含少量碎石角砾，厚度0~3.10 m。局部碎石含量大于70%，为褐黄色含碎石粉质粘土。承载力特征值f ak ＝ 120 KPa。 据取样测试，如表1所示，其物理力学性质指标如下： Table 1 Sampling test physical and mechanical indicator 含水率ω (%) 天然孔隙比e 压缩系数α 1−2 粘聚力C (Pa) 天然容重γ (g/cm 3 ) 饱和度S r 压缩模量E s (MPa) 内摩擦角Ф (˚) 29.5~46.7 0.840~1.289 0.39~0.56 12.1~38 2.69~2.74 79.2~99.4 3.57~5.58 14.6~28.9 表1. 取样测试物理力学指标
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user: 3. 滑坡稳定性对比分析 3.1. 极限平衡法计算安全系数 极限平衡方法，是将有滑动趋势范围内的边坡土体沿某一滑动面切成若干竖条或斜条，在分析条块受力的基础上建立整个滑动土体的力或力矩平衡方程，并以此为基础确定边坡的稳定安全系数。在极限平衡方法理论体系的形成过程中，出现过一系列简化的方法，常见的有瑞典法、Bishop法、Janbu法、Sarma法等。这些方法均假设土体沿着一个潜在的滑动面发生刚性滑动或转动，滑动土体是理想的刚塑性体，完全不考虑土的应力–应变关系，并认为沿滑动面上各点的强度发挥程度及抗剪强度折减安全系数相同，其安全系数的表述与滑坡体所在区域的变形特点和滑坡体外区域的地质情况、受力条件等完全不发生关系。各方法不同的地方仅在于为消除超静定性而对条间力或滑动面上相互作用力所做的假设以及推求安全系数所用的方法各不相同而已。由于各种极限平衡方法具有模型简单、公式简捷、便于理解等优点，因此在一些仅需简单分析的工程中得到了较为广泛的应用 [ 9 ]。 简化Janbu法是针对实际工程中碰到的非圆弧滑动面的问题而提出的一种极限平衡方法，其假设有：① 滑动面上的切向力Ti即是滑动面上土所发挥的抗剪强度；② 土条两侧法向力E的作用点位置为已知，且一般假定作用于土条地面以1/3高度处。如图1所示为Janbu法受力示意图： 图1. Janbu普遍条分法受力示意图 1) 计算剖面的确定 根据滑坡的实际情况及应急勘查工作的剖面布置情况，取主勘探剖面线作为滑坡稳定性计算的剖面。 2) 计算参数的确定 根据取样室内试验及反演计算并参考地区经验数据综合确定各岩土体取值，如表2所示。 Table 2 Value of each rock and soil bod 岩土体名称 天然抗剪强度 饱和抗剪强度 重度 C (KPa) Ф (˚) C (KPa) Ф (˚) 天然 饱和 砂质粘性土 12 16 10 15 17.6 18.5 全风化片麻岩 9 18 8.3 17 18.5 19.5 表2. 各岩土体取值 3) 稳定性分析计算结果 根据该滑坡体的岩土体物理参数，在理正6.5软件中建立斜坡模型，并通过软件采用简化Janbu法对边坡进行安全系数计算分析。在计算过程中，只考虑斜坡体自重，不考虑地震影响，模型的计算简图和计算结果图如图2和图3所示。 图2. Janbu计算简图 图3. Janbu计算结果图 由图3可知，该滑坡体的安全系数为0.846，处于不稳定状态。 3.2. FLAC3D强度折减法验算安全系数 与极限平衡法相比，强度折减系数法不需要任何假定，便可自动求得任意形状的临界滑移面及其对应的最小安全系数，同时它还可以真实反映坡体失稳及塑性区的开展过程 [ 10 ]。 3.2.1. 强度折减法的基本原理 强度折减法通常适用于安全系数的计算，它是通过逐步减小材料的强度使边坡达到极限平衡状态来实现的 [ 11 ]。对于Mohr-Coulomb破坏准则来说，安全系数F根据公式(1)和(2)来定义 [ 12 ]。 c t r i a l = 1 F t r i a l c (1) (2) 式中： c t r i a l 为折减后的黏聚力； ϕ t r i a l 为折减后的内摩擦角； F t r i a l 为折减系数。 3.2.2. 边坡失稳判断依据 有限元强度折减法的原理简单，但难以判断边坡是否达到临界破坏状态。在对边坡进行稳定性分析时，判断边坡失稳破坏的标准有：位移突变准则、塑性区的贯通准则、收敛性准则、广义剪应变准则或广义塑性应变准则、动力学判据 [ 13 ]。 1) 位移突变准则。利用计算得到的域内某一部位的位移与折减系数之间关系的变化特征确定失稳状态，当折减系数增大到某一特定值时，某一部位的位移突然增大，则认为边坡发生失稳 [ 14 ]。 2) 塑性区的贯通准则。土体处于塑性状态后，其位移无限增大。当整个边坡中塑性区连贯时，认为边坡已经产生滑动破坏 [ 15 ]。 3) 收敛性准则。通过有限元数值计算是否收敛来判断边坡是否稳定。若计算收敛，则认为边坡稳定；若计算到某一数值时，计算结果刚好不收敛，则认为边坡破坏，此时的折减系数即为安全系数 [ 16 ]。 4) 广义剪应变准则或广义塑性应变准则。该准则认为某一幅值的等值线从坡底贯通到坡顶时，意味着边坡达到极限状态 [ 17 ]。 5) 动力学判据。运用动力学的思想来分析强度折减过程中边坡的特征，以加速度是否为零作为边坡是否稳定的判据 [ 18 ]。 3.2.3. 模型建立及参数的选取 在建立滑坡几何模型时，滑坡地表形态及内部岩层分布特性等均是严格遵照地质勘测相关图集资料；坡体形态及相关建筑物的空间分布形态的关键点直接从相关设计图中读取，然后再进行相应的模型构建，模型主要分为三部分：滑坡体、滑坡带以及滑床三组，如图4所示。 图4. 滑坡模型图 3.2.4. 数值计算结果及分析 通过建立的滑坡模型图，运用强度折减法后计算得到了该滑坡体的位移矢量图，如图5，以及滑坡体剪切应变增量图，如图6。 图5. 滑体位移矢量图 图6. 剪切应变增量图 由图5可知，坡体后缘位移较小，但坡体前缘存在着较大的位移量，而且越接近坡脚位移量就越大，原因可能为滑床表面受到滑坡体滑动的牵引，造成前缘产生了一定的下滑量。由图6可知，滑床及滑坡体后缘保持稳定，未发生变形破坏。滑坡体前缘的滑带处剪应变增量较大，剪应变集中带已经贯通，剪切带已经形成，滑动带已明显贯通。 通过计算得出该滑坡体安全系数为0.908，该滑坡体具有一定的危险性。与理正岩土计算结果相比略大，原因可能为此模型简化了一些较小的斜坡面。依据《滑坡防治工程勘查规范(GBT32864-2016)》对其稳定性进行评价，与Janbu法计算分析得出的结论是一致的：该滑坡体具有一定的危险性，属于不稳定滑坡，需要对其采取措施，以防止滑坡灾害的发生。
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user: 4. 结论 采用极限平衡法中简化Janbu法，求出滑坡体安全系数为0.846，然后再对滑坡体稳定性进行分析；再采用强度折减法，求出其安全系数为0.908，然后再分析滑坡体的稳定性。依据《滑坡防治工程勘查规范(GBT32864-2016)》对滑坡体稳定性进行评价，结果表明：与简化Janbu法得出的安全系数相比，采用强度折减法得出的安全系数的数值较高，安全系数存在差异的原因可能是由于两种方法都受到人为因素和计算模型建立简略的影响，但依据规范，最终得出的结论一致，该滑坡体处于不稳定状态。
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user: 摘 要 湘东北曲溪金矿床位于江南造山带中段黄金洞金矿田，其赋存于新元古界冷家溪群浅变质岩系中，受NNE-NE向长平断裂及其次级断裂控制；主要发育石英–硫化物型、破碎蚀变角砾岩型和蚀变岩型三种矿化。金属矿物主要为自然金、黄铁矿、毒砂、黄铜矿、方铅矿和闪锌矿等；非金属矿物主要为石英、方解石、绿泥石与绢云母等。金以自然金和不可见金两种形式产出，其中不可见金主要为赋存于金属硫化物中的“固溶体金”和“纳米级自然金”。根据脉体穿插关系和矿物共生组合，将曲溪金矿床成矿作用划分为：I. 石英–毒砂–黄铁矿–绢云母阶段；II. 石英–金–多金属硫化物–绢云母阶段；III. 石英–绿泥石–方解石阶段。电子探针分析表明，曲溪金矿床黄铁矿中As含量达0.008~2.92 wt%，为含砷黄铁矿。砷与硫具有一定负相关关系，表明少量砷取代硫进入黄铁矿晶格，这增加了Au进入黄铁矿的机率。除此以外，铜与金具有较弱的正相关性，银含量偏低。热液黄铁矿中钴、镍含量及其比值波动较大，部分Co/Ni比值小于1，说明在热液运输或沉淀过程中，流体与沉积地层发生了强烈的物质交换。曲溪金矿床地质、硫化物组构特征以及元素地球化学数据指示：硫化作用导致流体中硫氢络合物分解是不可见金的主要沉淀机制；流体压力波动导致的流体不混溶是可见金的主要形成机制。 关键词 :载金黄铁矿，主微量元素，金沉淀机制，曲溪金矿床，江南造山带 Copyright © 2020 by author(s) and Hans Publishers Inc. This work is licensed under the Creative Commons Attribution International License (CC BY 4.0). http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/
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user: 1. 引言 胶东、秦岭与江南造山带是我国最重要的三大黄金产区 [ 1 ] [ 2 ] [ 3 ] [ 4 ]。其中江南造山带金储量 > 970 t，是华南地区最重要的产金区；江南造山带湖南段产出250余个金及金多金属矿床(点) [ 3 ]。湘东北曲溪造山型金矿床位于江南造山带中部黄金洞金矿田北部，赋存于新元古代浅变质岩系中，受控于NNE-NE向长沙–平江(长平)断裂及其次级断裂(图1和图2 [ 5 ] [ 6 ])。截至目前，该矿床内共发现矿脉14条，1号和3号矿体是主要矿体。前人对曲溪金矿床地质与地球化学特征开展了初步研究： [ 7 ] 通过岩石地化剖面测量，查清了距矿脉不同距离围岩中Au元素含量，围岩和矿石中黄铁矿硫( 34 S)同位素，石英流体包裹体H-O同位素，以及岩体、地层、蚀变围岩和矿石的稀土元素地球化学特征；并据此进一步推断认为：1) 新元古界冷家溪群为主要矿源岩，花岗岩株为成矿提供了热动力和部分成矿物质；2) 成矿流体为变质水，并有大气水加入。 [ 8 ] 通过花岗岩元素地球化学分析，查明矿区内岩体内外带均具明显Mo矿化，且岩体内部Mo含量局部达工业品位。 [ 9 ] 通过构造填图、岩石地学化学和遥感解译等方法，总结了该矿床成矿规律，并圈定出沙锅里、鸡洞坑和1号脉深部3个找矿靶区。如上所述，曲溪金矿床虽已有初步研究，但其成矿过程与机制不清，这严重制约了该区成矿理论的发展和找矿勘查的开展。 图1. 湘东北区域地质图(据 [ 3 ] 修编) 金成矿过程与沉淀机制对于理解矿床成因，厘定主控矿因素与构建勘查模型具有重要作用；造山型金矿床成矿作用过程与机制研究进展与发展趋势详见 [ 1 ] [ 2 ] [ 4 ] [ 5 ]。在查清矿床蚀变矿化组合、成矿阶段、载金矿物组构与金赋存状态的基础上，开展原位地球化学测试工作可以精细限定成矿过程与机制 [ 2 ] [ 10 ] [ 11 ] [ 12 ]。蚀变矿化组合、成矿阶段与载金矿物组构主要基于不同尺度(野外露头–手标本–光学显微镜下矿物)的地质研究；金赋存状态往往需要通过岩相学和微区原位地球化学分析共同厘定。在热液脉状金矿床中，金以主要以可见金和不可见金的形式赋存于黄铁矿和毒砂中 [ 2 ] [ 13 ]。 [ 10 ] 运用X射线吸收近边结构(XANES)、X射线吸收精细结构谱(EXAFS)、二次离子质谱(SIMS)和电子探针(EPMA)对全球范围内卡林型金矿床中含砷黄铁矿Au、As含量关系进行了研究，计算出250℃~150℃温度范围内金溶解度曲线：C Au = 0.02 × C As + 4 × 10 −5 ；并认为在该曲线上方的点(Au/As > 0.02)代表的金为纳米级金(Au 0 )，曲线下方的点(Au/As < 0.02)为固溶体金(Au + )。 [ 11 ] 通过类似研究发现，造山型金矿床中Au、As投点区域与卡林型金矿床相似，且绝大数据点(Au/As < 1:400)包含于卡林型数据范围内，并推测造山型金矿床黄铁矿中金可能的溶解度线为：C Au = 0.004 × C As + 2 × 10 −7 。 因此，本文拟通过详细的野外构造–蚀变–矿化填图，查清曲溪造山型金矿床蚀变矿化组合；通过详细的岩相学与矿相学工作，划分成矿阶段，并查清载金矿物组构特征；在此基础上，通过电子探针分析，进一步确认金的赋存状态和金矿物种属。最终综合上述研究，限定曲溪金矿床成矿作用过程与成矿机制，并进一步探讨该矿床找矿勘查方向。
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user: 2. 区域与矿床地质 2.1. 区域地质 自新元古代华夏板块与扬子板块碰撞形成江南造山来以来，该造山带经历了多期构造–岩浆事件，形成现今盆–岭构造格架(图1 [ 3 ])。湘东北地区位于江南造山带中段，该区出露新元古界冷家溪群浅变质岩系，石炭系、二叠系与白垩系地层及第四系沉积物 [ 14 ] [ 15 ] [ 16 ] [ 17 ] [ 18 ]。武陵期、雪峰期、加里东期和燕山期岩体在湘东北地区均有出露，其中燕山期岩浆岩最为广布，占湘东北地区岩体出露面积的75% [ 19 ] [ 20 ] [ 21 ]。湘东北地区主要发育近EW向和NE向两组构造；近EW向构造主要由紧闭褶皱，倒转褶皱，九岭–清水、连云山–长沙和青草–株洲三条韧性剪切带以及断裂组成。NE向构造主要发育新宁–灰汤、长平与醴陵–衡东一级断裂及其次级断裂(图1(b))。 湘东北地区主要发育黄金洞、万古和醴陵三个金矿田，累计探明黄金资源储量200余吨 [ 3 ] [ 12 ] [ 22 ]。该区金矿床主要沿NNE-NE向长平断裂展布，往往发育于NE向深大断裂与近EW向韧性剪切带或断裂构造交汇处 [ 21 ] [ 23 ] [ 24 ] [ 25 ]。 2.2. 矿床地质 曲溪金矿床位于黄金洞金矿田北部，紧靠长平断裂。矿床内长平断裂上盘为白垩系戴家坪组红色砂岩、粉砂岩、砂砾岩，断裂下盘为新元古界冷家溪群沉积变质岩系，主要岩性为板岩。矿区内新元古界板岩中发育近EW向褶皱。长平断裂是该矿床一级控矿断裂，主要起到导矿作用；矿体主要受控于长平断裂的次级NE向断裂，矿体局部走向多变。矿区内发育燕山早期中细粒二云斜长花岗岩株(图2)。 图2. 曲溪金矿床矿区地质图(据 [ 9 ] 修编) 矿区内目前已探获矿脉14条，均赋存在冷家溪群第四岩性组第二岩性段内的浅变质绢云母粉砂质板岩中。除2号脉局部走向近EW和12号矿体走向NW外，其余均走向NE；其中1号和3号矿脉规模较大；1号脉长约800 m，走向NE，倾向SE，倾角35˚~50˚，品位1.0~10.1 g/t；3号矿脉长约1800 m，走向NE，倾向SE，倾角26˚~55˚，品位1.0~9.0 g/t。曲溪金矿床矿体主要呈板状、脉状、细脉状等(图3(a)~(c))。围岩蚀变主要有硅化、毒砂化、黄铁矿化、绢云母化、绿泥石化、碳酸盐化等。其中硅化、绢云母化、黄铁矿化、毒砂化与金矿化关系密切。 图3. 矿体类型和矿石特征。(a) 毒砂黄铁绢英岩型矿体；(b) 石英–硫化物脉型矿体；(c) 弱浸染状矿化板岩；(d) 烟灰色石英–硫化物脉型矿石；Py-黄铁矿
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user: 3. 矿石矿物组合与成矿阶段划分 曲溪金矿床矿体呈脉状展布(图3(a)~(b))，主要发育含金石英–硫化物脉和浸染状矿化板岩(毒砂黄铁绢英岩)两类(图3(c)~(d))。金属矿物主要有自然金、银金矿、黄铁矿、毒砂、黄铜矿、方铅矿与闪锌矿等(图4)。其中，黄铁矿是曲溪金矿床中分布最为广泛的金属硫化物(图4(a)~(b))，在蚀变围岩和石英脉中均有分布；其次是毒砂。黄铁矿自形–半自形或它形，呈团块或浸染状分布，粒径约为0.05~1.5 mm。受后期应力作用，部分毒砂、黄铁矿碎裂(图4(a)~(b))。自然金与方铅矿共生，金颗粒粒径可达几十至数百微米(图4(e))；此外，还能以“固溶体金”和“纳米级自然金”的不可见金形式发育在毒砂与黄铁矿中(见后续讨论)。闪锌矿、黄铜矿与磁黄铁矿多呈它形赋存在黄铁矿、毒砂裂隙与孔隙中，或于边部包裹早形成的黄铁矿与毒砂(图4(b)~(e))。脉石矿物主要为石英、绿泥石、绢云母与方解石等。 根据野外和显微镜下脉体穿插关系及矿物共生组合，将曲溪金矿床成矿作用划分为3个阶段：I. 石英–毒砂–黄铁矿–绢云母，石英为乳白色，黄铁矿和毒砂呈自形–半自形浸染状分布(图3(d)，图4(a))；II. 石英–金–多金属硫化物–绢云母，金与方铅矿共生(图4(b)~(e))；III. 石英–绿泥石–方解石阶段，绿泥石和方解石包裹或穿切主阶段绢云母脉(图4(f)与图5)。 图4. 曲溪金矿床矿石镜下特征。(a) (b) 自形–半自形破碎毒砂，与黄铁矿共生，其裂隙被少量黄铜矿充填；(c) 矿化板岩中发育浸染状磁黄铁矿、毒砂与黄铜矿；(d) 石英–硫化物脉中含有少量自形–半自形粒状或针状毒砂，被磁黄铁矿与方铅矿包裹；(e) 自然金与方铅矿共生；(f) 成矿晚阶段绿泥石–方解石脉包裹早阶段白云母 [ 5 ]。Au-金，Apy-毒砂，Cal-方解石，Ccp-黄铜矿，Chl-绿泥石，Gn-方铅矿，Mus-白云母，Py-黄铁矿 图5. 曲溪金矿床成矿阶段划分及矿物生成顺序
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user: 4. 分析方法与结果 本次对曲溪金矿床主矿体3件矿石样品多颗主成矿(II)阶段载金黄铁矿进行电子探针分析。黄铁矿多为半自形至自形颗粒，粒径约为10~200 μm，黄铁矿发生一定的构造变形，导致矿物内部发育有大量孔隙、裂隙。电子探针实验于中国地质科学院电子探针实验室完成，仪器型号：JXA-8230电子探针分析仪；执行标准：GB/T 15074-2008《电子探针定量分析方法通则》；加速电压20 kV、加速电流20 nA。本次实验共测试黄铁矿23个点。详细实验方法与流程参见 [ 26 ]。 黄铁矿电子探针测试结果显示(表1)，23个点中铁、硫、钴三种元素均被检出，其余元素中均有部分点位含量低于检出限，未被检出。 Table 1 The compositions of pyrites in the Quxi gold deposit analyzed by electron microprobe (EMPA 样品编号 矿石类型 As S Pb Sb Ag Fe Cu Au Ni Co Zn Total Co/Ni QX16D02B1-1-1 石英硫化物 0.1 52.126 / 0.013 / 46.949 0.009 0.027 0.107 0.094 / 99.72 0.88 QX16D02B1-1-2 石英硫化物 0.733 51.354 / / 0.012 47.1 0.005 0.003 / 0.119 / 99.51 / QX16D02B1-1-3 石英硫化物 0.015 52.062 / / 0.009 46.445 / / 0.492 0.076 / 99.42 0.15 QX16D02B1-1-4 石英硫化物 0.111 51.797 / / 0.012 46.078 0.018 0.002 0.017 0.12 / 98.39 7.06 QX16D02B1-1-5 石英硫化物 / 51.322 / / 0.006 45.919 / / 0.047 0.108 / 98.61 2.30 QX16D02B1-1-6 石英硫化物 0.27 50.672 0.092 0.016 / 45.308 / 0.03 / 0.077 / 98.73 / QX16D02B1-1-7 石英硫化物 2.916 51.275 / / 0.011 45.429 0.014 / 0.01 0.092 / 99.97 9.2 QX16D02B1-1-8 石英硫化物 1.154 53.106 / / 0.007 45.859 / 0.001 0.008 0.065 / 100.20 8.13 QX16D02B1-1-15 石英硫化物 / 53.449 / 0.009 / 45.999 0.054 0.053 / 0.059 / 99.64 / QX16D02B1-1-16 石英硫化物 0.264 54.165 / 0.06 / 46.713 / 0.04 0.001 0.068 0.007 101.32 68 QX16D02B1-1-17 石英硫化物 0.436 53.876 0.068 0.011 0.005 47.07 / / / 0.02 0.061 101.55 / QX16D02B1-1-24 石英硫化物 / 49.779 / 0.047 / 41.395 0.096 / 0.759 0.026 / 92.10 0.03 QX16D02B1-1-25 石英硫化物 / 52.891 0.019 0.058 / 45.01 0.069 0.036 0.19 0.097 / 98.37 0.51 QX16D02B1-1-26 石英硫化物 0.331 54.251 / / / 46.526 / / / 0.023 0.128 101.26 / QX16D02B1-1-27 石英硫化物 0.508 54.004 0.08 0.11 / 46.682 / / / 0.054 0.071 101.51 / QX16D02B1-1-28 石英硫化物 0.005 54.121 / / / 46.857 0.008 0.024 0.016 0.039 / 101.11 2.43 QX16D02B1-1-29 石英硫化物 0.063 53.241 / 0.054 / 45.741 / 0.026 / 0.055 0.044 99.22 / QX16D02B1-1-30 石英硫化物 0.025 54.425 / 0.058 0.014 47.244 0.01 0.029 / 0.06 / 101.87 / QX16D02B1-1-31 石英硫化物 0.008 53.766 / / / 45.161 0.086 / / 0.034 0.022 99.10 / QX16D02B1-1-52 石英硫化物 0.355 54.264 / / / 46.236 0.01 / / 0.021 0.022 100.91 / QX18D2B1-2-41 石英硫化物 / 53.993 / / / 46.009 / / / 0.065 / 100.08 / QX18D2B1-2-42 石英硫化物 / 54.2 / / / 46.294 / 0.005 / 0.052 0.02 100.57 / QX18D2B1-2-43 石英硫化物 / 53.938 0.068 0.002 / 46.495 / 0.008 0.05 0.054 / 100.62 1.08 表1. 曲溪金矿床黄铁矿电子探针组分数据 “/”表示该元素在黄铁矿中未达到检出限。单位wt%。
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user: 5. 讨论 5.1. 元素相关性 黄铁矿中元素含量变化能够在一定程度上反映元素富集机制与矿物成因(图6)。黄铁矿主要由Fe 2+ 与S 2 − 2离子通过离子键结合，其Fe原子与S原子重量百分比分别在41.4~47.2 wt%与49.8~54.3 wt%间(图6(a))，并且具有一定的正相关性。砷是黄铁矿中重要的微量元素，曲溪金矿床中黄铁矿砷含量可达0.005~2.92 wt%，被定义为含砷黄铁矿。黄铁矿中的砷与硫具有一定的负相关性，指示砷与黄铁矿中的硫发生类质同象，并进入黄铁矿晶格内(图6(b))。同时，黄铁矿是金的重要载金矿物，曲溪金矿床主阶段黄铁矿含有0~0.11 wt%的金，23个测试点中，金含量较高的点，银含量偏低，甚至低于检查限(表1；图6(c))，说明曲溪金矿床中金并不以银金矿形式产出。图6(d)中显示铜与金也分别趋于坐标横轴与纵轴，仅见较弱的正相关性，这与宏观观察到金与黄铜矿具有较强的时空关系一致。银与铜无明显相关性，且在曲溪矿床中未见含银矿物的发育，说明该矿床低熔点元素中，银元素的含量极低(图6(e))。 前人系统统计不同成因金矿床黄铁矿元素含量，发现含砷黄铁矿砷含量与金溶解度具有相关性 [ 27 ] [ 28 ] [ 29 ]，例如造山型金矿床金溶解度曲线为C Au = 0.004 × C As + 2 × 10 − 7 [ 10 ]，卡林型金矿床金溶解度曲线为CAu = 0.02 × CAs + 4 × 10 − 5 [ 11 ]。黄铁矿23个电子探针数据点中，同时高于金、砷检出限的共8个点(表1)，但Au/As比值差异较大(图6(f))，零散分布于卡林型金矿与造山型金矿床金溶解度曲线两侧，说明金以纳米级金颗粒与固溶体形式赋存于黄铁矿中。因此，冶炼过程中，不仅要提炼可见金，还需要注意不可见金的选冶 [ 30 ] [ 31 ]。 图6. 曲溪金矿床黄铁矿中主微量元素相关性。(a) Fe与S具有正相关性；(b) As与S具有负相关性；(c) Au与Ag分别趋于纵轴与横轴；(d) Au与Cu多数趋于纵轴与横轴，少量呈正相关；(e) Ag与Cu分别趋于纵轴与横轴，少量呈负相关性；(f) Au与As (mol%)比例图与As对Au的溶解度曲线，造山型金矿床溶解度曲线来源于 [ 10 ]；卡林型金矿床溶解度曲线来源于 [ 11 ] 钴镍比值是黄铁矿成因判别的重要依据。黄铁矿中23个分析点Co含量为0.02~0.119 wt%，有11个分析点中Ni含量高出检出限，范围为0.001~0.759 wt% (表1)，对应的Co/Ni比值为0.03~7.06。钴镍比值部分小于1且变化较大，说明沉积地层可能为曲溪黄铁矿的形成提供了钴与镍。 本次测试结果检测到曲溪黄铁矿内含有一定量的锑、锌、钴、镍等多金属元素，其中，锑有17个点高于检出限，含量为0.002~0.11 wt%，12个点分析锌含量为0.005~0.13 wt% (表1)。 5.2. 金沉淀机制 前人研究表明曲溪金矿床成矿流体为中温、中低盐度富CO 2 流体，矿物组合主要为石英、绢云母、方解石、黄铁矿和毒砂 [ 32 ] [ 33 ]，据此推断成矿流体中金主要以金的硫氢络合物的形式存在。曲溪金矿床自然金发育于石英脉裂隙中(图4(e))，不可见金主要赋存于黄铁矿中。本次岩相学与电子探针数据揭示的不可见金形成伴随着黄铁矿的沉淀，金主要以金–砷固溶体或纳米级颗粒赋存于黄铁矿中；黄铁矿中Co、Ni含量及其比值波动较大，且在热液黄铁矿中出现Co/Ni比值小于1，说明在热液运输或沉淀过程中，势必与沉积地层发生了强烈的物质交换 [ 2 ] [ 12 ]。水岩反应过程中，硫化作用消耗了流体中的硫氢根，导致硫氢络合物分解，金在含砷流体中伴随着砷元素共同进入黄铁矿中，但金、砷在黄铁矿中并非均匀分布。因此，硫化作用是导致该矿床不可见金沉淀的主要因素。除此之外，石英裂隙中的自然金(图4(e))周边未见黄铁矿发育，其可能是由于构造作用导致先形成的石英脉破碎，流体压力波动导致的流体不混溶作用形成的 [ 12 ] [ 22 ]。
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user: 6. 结论 1) 曲溪金矿床热液期成矿阶段可划分为：I. 石英–毒砂–黄铁矿–绢云母阶段；II. 石英–金–多金属硫化物–绢云母阶段；III. 石英–方解石–绿泥石阶段。 2) 黄铁矿中As含量可达0.005~2.92 wt%，为含砷黄铁矿。砷与硫具有一定的负相关关系，砷以类质同象的形式进入黄铁矿晶格取代硫，这提升了Au进入载金矿物的机率。铜与金具有较弱的负相关性，银含量较低。 3) Co、Ni是曲溪成矿阶段黄铁矿中重要的微量元素，其含量及其比值波动较大，且在热液黄铁矿中出现Co/Ni比值小于1，说明在热液运输或沉淀过程中，势必与沉积地层发生了强烈的物质交换。 4) 曲溪金矿床黄铁矿中金砷关系指示黄铁矿中不可见金可分为纳米级金颗粒与固溶体金；这进一步说明硫化作用导致流体中硫氢络合物失稳分解，金以离子形式进入黄铁矿中，形成不可见金。冶炼过程中需注意不可见金的提炼。 5) 曲溪金矿床中自然金与石英、毒砂、方铅矿与黄铜矿等共生，多赋存于石英裂隙中；这可能是由于构造活动促使早阶段石英脉破碎，流体压力波动导致流体不混溶，进而诱发自然金沉淀。
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user: 摘 要 针对变压器差动保护易受涌流干扰而误动问题，本文提出了基于变分模态分解与优化神经网络的励磁涌流辩识方法。运用PSCAD软件平台搭建变压器励磁涌流与故障电流模型，获取涌流数据，利用准二元变分分解QBVMD对差流信号进行分解，获得不同尺度的信号后，在利用优化神经网络对故障类型进行辨识。最后，设置变压器励磁涌流、和应涌流、单相接地和三相接地故障情景并获得相应的故障数据，利用上述方法对故障类型进行辨别，结果表明，论文方法可以准确的识别变压器励磁涌流和故障电流，识别准确率高，为辩识变压器涌流与故障提供了参考。 关键词 :励磁涌流，变压器，QBVMD，优化神经网络 Copyright © 2020 by author(s) and Hans Publishers Inc. This work is licensed under the Creative Commons Attribution International License (CC BY 4.0). http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/
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user: 1. 引言 变压器励磁涌流会影响继电保护的动作，对其进行准确辨识是电力工作者一直关注的问题。目前的识别方法主要有二次谐波制动原理 [ 1 ]、间断角原理 [ 2 ]、波形对称原理 [ 3 ]、小波变换原理 [ 4 ]、和谐波电压制动判断原理 [ 5 ] 等。在所有的辨识方法中，故障特征提取算法对正确率的影响十分重要，当信号特征提取效果因算法影响，会造成判断失误。因此，快速准确的识别出涌流与故障电流具有十分重要意义。 变分模态分解(Variational Mode Decomposition， VMD)是由Dragomiretskiy等提出的一种自适应信号处理方法，通过迭代搜寻变分模态的最优解，不断更新各模态函数及中心频率，得到若干具有一定带宽的模态函数。其具有有坚实的理论基础，对采样和噪音具有更强的鲁棒性而且能够有效避免模态混迭现象 [ 6 ]。拟二元变分分解(quasi-bi-Variational Mode Decomposition， QBVMD)可以克服VMD中存在的缺陷 [ 7 ] [ 8 ]，能够对噪声具有更强的抑制作用，避免混叠，在图像处理中已经得到了广泛的应用。不过，传统VMD是基于信号模型的窄带特性的假设而制定的。为了分析宽频信号，考虑将信号的分解问题归结为一个二维最佳解调问题，并用交替方向乘法器法，同时提取所有信号模式的时频滤波器组，以此适应不同类型的涌流信号特征的提取 [ 9 ] [ 10 ]。 基于QBVMD，提出了对变压器励磁涌流、和应涌流、区内单相故障、三相故障进行故障特征提取算法，并对提取的数据特征加以辨识，通过算例验证算法的可行性，以期为电力变压器保护装置的整定提供有效的数据基础。
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user: 2. 基于QBVMD的涌流数据特征提取 原始VMD方法在变分模态分解中多适用于一维信号。考虑涌流和时间的关系，尝试将准二元变分模态分解(QBVMD)算法应用于上述信号的特征提取中 [ 6 ]。QBVMD算法中，可将一个准二维数据集 f ( x ， t ) 看作一个a沿主维度(z方向)的切片集合，再将一维的原始VMD应用于每个断面切片，并形成模态 u k 的集合，用以重构信号，假定每个断面切片都存在中心频率 ω k ，则有 min { u k } ， { ω k } { ∑ k ‖ ∂ t [ ( δ ( t ) + j π t ) ∗ u k ( t ) ] e − j w k t ‖ } (1) s .t .     ∑ k = 1 k u k = f ( t ) (2) 式中 { u k } = { u 1 ， u 2 ， ⋯ ， u k } 为切片K的模态分量；且有 { ω k } = { ω 1 ， ω 2 ， ⋯ ， ω k } ； δ ( t ) 为脉冲函数。 对时序涌流信号或故障信号 { X ( i ) ， i = 1 ， 2 ， ⋯ ， N } 进行空间重构，得到矩阵 [ x ( 1 ) x ( 1 + τ ) ⋯ x ( 1 + ( m − 1 ) τ ) ⋮ ⋮ ⋮ x ( j ) x ( j + τ ) ⋯ x ( j + ( m − 1 ) τ ) ⋮ ⋮ ⋮ x ( G ) x ( G + τ ) ⋯ x ( G + ( m − 1 ) τ ) ] (3) 式中，式(3)中每一行都可看作为一个信号重构分量，共计G个，每一个重构分量有m个维数； τ 为延迟时间。定义排列熵如下： P E ( m ) = − ∑ i = 1 G P t ln P t (4) 对式(4)所示排列熵标准化后有： P E = P E ( m ) / ln ( m ! ) (5) 经过标准化后，排列熵PE的取值范围规范为[0，1]，值越大，重构信号随时间变化的序列越随机，越小则表明信号随时间变化越规则。 利用QBVMD对信号分解和特征提取并进行变压器涌流与故障电流识别方法流程如下： 第1步，搭建电力系统仿真模型，并分别设置变压器励磁涌流、和应涌流、单相故障和三相故障等工况进行模拟，得到数据样本 第2步分别对信号数据进行分解和重构，得到四种信号数据的不同尺度模态分量。 第3步，分别计算个信号的排列熵测度，形成排列熵高维特征向量 P E = [ P E 1 ， P E 2 ， ⋯ ， P E K ] ； 第4步，将所得到的排列熵特征向量进行ANN训练，得到每一类型故障的ANN预测模型。 第5步，遍历系统所有参数可能取值，得到不同工况下的涌流和故障数据样本。重复第1步~第4步，构建测试样本高维特征向量，分别输入训练好的ANN预测模型，直至预测模型训练满足要求 第6步，重新生成数据样本，送入训练好的预测模型中，确定故障类型，若故障辨识准确率不满足要求，则返回地1步重新进行训练，否则则结束。
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user: 3. 算例分析 搭建变压器励磁涌流与故障电流模型，见图1所示。 根据上述仿真模型，可得到变压器励磁涌流、和应涌流、单相接地故障、相间短路故障四种状态的信号，具体见图2。 图2所示为系统某一工况下的故障和涌流波形，调整系统电压相角、变压器合闸或者故障时刻，改变故障位置、故障过渡电阻的参数，选取每一种类型的80个随机工况构建仿真，得到样本数据，取其中的20组数据作为训练样本，其余60组数据作为测试样本。对训练样本数据进行QBVMD分解，过程见图3。 根据图4所示的结果进行排列熵计算，并将计算结果送入ANN分类器进行训练。结果如表1所示。 表1可见，有两个区内三相短路故障被诊断为单相接地故障，四个单相接地故障被误诊断为区内三相故障，不过对励磁涌流的识别率不会产生多大的影响，也不会影响到保护装置的整定。 图1. 变压器涌流与故障仿真模型 图2. 故障信号。(a) 变压器空载合闸励磁涌流波形；(b) 变压器和应涌流波形；(c) 单相短路电流波形；(d) 相间短路故障波形 图3. VMD抽取过程(1) 图4. VMD抽取结果(2) Table 1 Fault identification result 类型 测试 个数 分类结果 励磁涌流 和应涌流 单相接地 三相短路 分类正确率/% 平均正确率/% 励磁涌流 60 60 0 0 0 100 97.5 两相匝间短路 60 0 60 0 0 100 单相接地 60 0 0 56 4 93.33 区内三相短路 60 0 0 2 58 96.67 表1. 故障辨识结果 添加信噪比为6 dB的高斯白噪声后继续采用原来的步骤进行识别，结果如表2所示。 Table 2 Transformer inrush current and fault identification after adding white nois 类型 测试 个数 分类结果 励磁涌流 两相匝间短路 单相接地 区内三相短路 分类正确率/% 平均正确率/% 励磁涌流 60 60 0 0 0 100 97 两相匝间短路 60 0 60 0 0 100 单相接地 60 0 0 54 6 90 区内三相短路 60 0 0 1 59 98.3 表2. 添加白噪声后的变压器励磁涌流与故障辩识 表2可见，虽然由于噪声的影响，单相接地故障识别率较没有噪声的时候略低，并多了3个误识别故障，但涌流类型辨识准确率仍为100%。
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user: 4. 结语 提出一种基于变分模态分解和排列熵的变压器励磁涌流与故障诊断识别方法，通过算例分析表明，方法能够对励磁涌流与故障信号进行有效的识别，即使在加了噪声的情况下，仍能保持97%的正确率。
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user: 摘 要 磁性无损检测新技术在判断与识别铁磁材料疲劳损伤领域具有广阔的应用前景，对铁磁材料性能无损评价和寿命评估具有重要的实践意义。本文介绍了磁性无损检测的分类和基本原理，针对磁粉探伤、漏磁检测、磁记忆检测和微磁检测提出了目前亟待解决的关键技术问题以及未来发展的方向，为进一步提高磁性无损检测质量具有重要意义。 关键词 :缺陷，磁场，磁性测量，无损检测 Copyright © 2020 by author(s) and Hans Publishers Inc. This work is licensed under the Creative Commons Attribution International License (CC BY 4.0). http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/
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user: 1. 引言 磁性无损检测技术是随着磁性材料、磁敏检测元件、检测信号处理技术、磁效应现象及计算机技术的应用而发展起来的新技术。磁性检测法主要依据裂纹或其它缺陷以及内应力等因素对铁磁性材料的内在性质或磁化状态有影响，通过测量被检工件的特征磁场，将缺陷处产生的畸变磁信号由磁电转换器件或传感器变换成对应的电信号，从而实现对缺陷识别和诊断的一种无损检测技术。磁场信号形成和磁场信号测量是磁性检测技术的两个基本部分，分析处理电信号是其核心，而新材料、新元件、新原理和基于计算机的信息处理技术的综合应用是这一技术的显著特点。由于磁性无损检测易于实现非接触和在线实时检测，因此，磁性无损检测的应用越来越广泛，被认为是目前较经济、可靠、实用的检测方法 [ 1 ] [ 2 ] [ 3 ]。
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user: 2. 磁性无损检测技术分类 按磁场信号形成方式可将磁性检测分为有源磁场检测法(Active Field Testing，简称AFT)和剩余磁场检测法(Residual Field Testing，简RFT) [ 4 ]。有源磁场检测法是通过磁源磁化被测对象(铁磁性材料)产生磁场信号，并同时测量这一信号，根据测量信号的奇异特征变化识别判断材料中的缺陷。其中，磁化装置即励磁器的性能和磁场测量装置即检测探头或探头组的精度是有源磁场检测的两个重要环节，磁化效果和磁场测量精度决定了有源磁场检测的质量。目前主要采用的方法有磁粉法和漏磁法。剩余磁场检测法主要依靠检测缺陷处剩余磁场进行缺陷识别，它所检测的漏磁信号是一种“记忆磁”，检测时不需要励磁器。目前应用的剩余磁场检测法有磁记忆检测和微磁检测。有源磁场检测法检测时需要对工件进行磁化，且一般是饱和磁化，所以缺陷对外呈现的磁特征比较明显，检测效果真实可靠，因此，有源磁场检测法经常作为其它检测方法的验证手段。但是对工件磁化易受工件形状和环境影响，因此，有源磁场检测一般在室内进行，实时在役检测比较困难。而剩余磁场检测法由于不需要对工件磁化，主要依靠材料外部的磁场测量进而进行缺陷识别，因此便于实现在役设备缺陷检测，但对磁场测量传感器的精度要求高，随着磁场传感器测量精度的不断提高，剩余磁场检测法逐渐成为在役设备缺陷实时检测的主要方法。