呂孝孝, 王旱祥, 劉延鑫, 陳升山, 孫秉宇

(中國石油大學(xué)(華東)機電工程學(xué)院,山東青島 266580)

有桿泵采油系統(tǒng)主要包括地面抽油機、井底抽油泵和起傳遞作用的抽油桿,其作為傳統(tǒng)的機械采油方式,占油田生產(chǎn)方式的80%以上[1]。采油系統(tǒng)的運行特性與油田效益直接相關(guān),因此國內(nèi)外對此進(jìn)行了大量的研究也取得了豐富的成果,Gibbs等[2]針對理想直井提出一維波動方程,對抽油桿振動以及柱塞位移的研究進(jìn)入理論分析階段,之后建立了考慮更多因素的改進(jìn)模型[3-6]。但大都集中在對正常工況下采油系統(tǒng)運行特性的研究,對于故障工況下采油系統(tǒng)的運行特性研究較少。董世民等[7]將柱塞運動簡化為正弦運動,建立了在氣體影響和柱塞漏失條件下泵閥獨立仿真模型,但未考慮固定閥和游動閥漏失的影響,且沒有考慮漏失單獨影響下的情況以及和抽油桿柱運動耦合的影響。綦耀光等[8]考慮泵閥動力學(xué)和水力摩阻建立了兩相流時的泵閥特性模型。王宏博等[9]考慮地層瞬時流入特性建立了低產(chǎn)井的即供液不足時的仿真模型,Xing等[10]建立了考慮氣體影響的直井抽油桿柱仿真模型,但均沒有考慮桿管環(huán)空井液的壓力波動的影響且無法對產(chǎn)液量進(jìn)行預(yù)測。陳培毅等[11]采用最優(yōu)控制理論建立直井故障工況地面示功圖的獲取方法,但依賴泵動力儀測取泵功圖。另外,以地面示功圖對有桿泵采油系統(tǒng)進(jìn)行診斷是常用工況診斷方法[12-15]。但對于碳纖維抽油桿等新型抽油桿,其運行特性與鋼制抽油桿不同,且由于應(yīng)用時間較短,無充足的現(xiàn)場實測示功圖,若用鋼桿采油系統(tǒng)的示功圖圖庫進(jìn)行診斷則會降低診斷的準(zhǔn)確性。針對這些問題,筆者建立正常工況、氣體影響、漏失影響和供液不足等工況下的泵閥運行特性模型,與桿管液的動力學(xué)模型進(jìn)行耦合,得到故障工況下的有桿泵采油系統(tǒng)的仿真模型。

1 桿管液耦合動力學(xué)模型

假設(shè):①抽油桿和油管同心;②鋼制抽油桿各向同性;③忽略地面電機轉(zhuǎn)差率。

1.1 桿管液運動方程

抽油桿運動方程[10]為

(1)

式中,u為抽油桿單元節(jié)點位移,m;ρ為抽油桿材料密度,kg/m3;A為抽油桿截面面積,m2;g為自由落體加速度,m/s2;Frt為油管對單位長度抽油桿摩阻力,N;Frf為井液對單位長度抽油桿摩阻力,N;α為井斜角,(°);t為時間,s;s為抽油桿節(jié)點位置,m。

桿管環(huán)空井液運動方程為[10]

(2)

式中,ρf為井液密度,kg/m3;vf為桿管環(huán)空井液速度,m/s;Af為井液截面面積,m2;Ftf為井液對單位長度油管摩阻力,N。

連續(xù)方程為

(3)

井液的密度只是壓力的函數(shù),表示為

ρf=ρf0[1+Co(s)(pf-p0)].

(4)

式中,p0為標(biāo)況下大氣壓,Pa;ρf0為標(biāo)況下井液密度,kg/m3;Co為井液壓縮系數(shù),s2/m2。

當(dāng)油管不錨定時,油管會隨著抽油桿的振動而振動。

油管運動方程為[4]

(5)

式中,ut為油管單元節(jié)點位移,m;ρt為油管材料密度,kg/m3;At為油管截面面積,m2。

摩阻計算如下:

井液對抽油桿的摩阻力Frf為

(6)

井液對油管的摩阻力Ftf為

(7)

抽油桿與油管間的摩擦力Frt為

(8)

根據(jù)桿管同心假設(shè)和動量矩定理可得抽油桿和油管之間的法向壓力Nn和副法向壓力Nb。

(9)

(10)

式中,crf為井液與抽油桿之間的摩阻系數(shù),N·s/m,包含接箍影響;ctf為井液與抽油桿之間的摩阻系數(shù),N·s/m;f為抽油桿和油管之間的摩擦系數(shù);I為抽油桿截面慣性矩,m4;T為井眼軌跡的撓率,rad/m;k為井眼軌跡曲率,m-1;φ為井斜角,(°)。

1.2 碳纖維抽油桿本構(gòu)關(guān)系

碳纖維抽油桿為各向異性且非均勻材料,其拉伸模量和彎曲模量并不相同,在應(yīng)用運動方程組(式(1)～(10))對其運動進(jìn)行描述時,需對其力學(xué)參數(shù)拉伸剛度EA和彎曲剛度EI進(jìn)行精確等效替換。碳纖維抽油桿截面如圖1所示,包括碳纖維拉擠層、防止碳纖維拉擠層劈散的玻璃纖維包覆層和玻璃纖維拉擠層3層,其中玻璃纖維包覆層很薄可忽略不計。

圖1 碳纖維復(fù)合材料抽油桿截面Fig.1 Section of carbon fiber composite sucker rod

利用混合定律可得碳纖維抽油桿的軸向等效拉伸剛度為

(11)

等效彎曲剛度為

(12)

式中，dCM和dGM分別為碳纖維拉擠層直徑和玻璃纖維層外徑，m;ECM和EGM分別為碳纖維和玻璃纖維拉擠層拉伸模量，Pa。

1.3 邊界條件

1.3.1 上邊界條件

抽油桿柱上端與懸點位移相同,油管頭靜止,井口井液的壓力為油壓。

(13)

式中,SA為抽油機懸點位移,m,在此游梁式抽油機懸點精確運行[16];po為油壓,Pa。

1.3.2 變截面處連續(xù)條件

變截面處連續(xù)條件為

(14)

式中,Li+和Li-表示變截面處的下部和上部;Ei和Ei+1分別為第i級和第i+1級抽油桿彈性模量,Pa;Ai和Ai+1分別為第i級和第i+1級抽油桿截面面積,m2;pLi為變截面處井液壓力,Pa;Afi和Afi+1分別為第i級和第i+1級井液截面面積,m2。

在此假設(shè)油管柱規(guī)格相同,無變截面連續(xù)條件;若油管規(guī)格不相同,則油管變截面連續(xù)條件與抽油桿類似。

1.3.3 下邊界條件

泵處抽油桿柱即柱塞,油管即泵筒和桿管環(huán)空井液相互作用如圖2所示。

圖2 泵處運動受力分析Fig.2 Force and motion analysis at pump

抽油桿柱底端即柱塞受力平衡,表示為

(15)

式中,Ern為最后一級抽油桿彈性模量,Pa;Arn為最后一級抽油桿截面面積,m2;p*為抽油泵泵筒內(nèi)壓力,Pa;Lp為泵掛深度即抽油桿柱的總長度,m;Ap為柱塞截面面積,m2;Fc為泵筒與柱塞之間的摩擦力,N;λ為摩擦力符號,柱塞相對泵筒向上,λ=1;柱塞相對泵筒向下,λ=-1;柱塞相對泵筒靜止,λ=0。

油管柱底部即泵筒受力平衡,表示為

psAto-λFc.

(16)

式中,Ati為油管截面內(nèi)圓面積,m2;Ato為油管截面外圓面積,m2。

游動閥開啟時,泵內(nèi)壓力為排出壓力與排出壓降之和。固定閥開啟時,泵內(nèi)壓力為泵吸入口壓力與吸入壓力之差。固定閥和游動閥均處于關(guān)閉狀態(tài)時,柱塞位移、泵筒位移與泵筒壓力之間關(guān)系記為泵閥運行特性函數(shù)Φ,即

Φ[u(Lp,t),ut(Lp,t),p*(t)]=0.

(17)

pf(Lp,t)用前一時刻代替當(dāng)成已知量,聯(lián)立式(9)～式(11),即可求得u(Lp,t)、ut(Lp,t)和p*(t)。

桿管環(huán)空底部井液流速。根據(jù)井液流量守恒可得桿管環(huán)空底部井液流速與柱塞速度vp和泵筒速度vb的關(guān)系,記為Ψ。

vf(Lp,t)=Ψ[vp(t),vb(t)],

(18)

其中

vp(t)=?u(Lp,t)/?t,vb(t)=?ut(Lp,t)/?t.

式中,vp和vb分別為柱塞、泵筒運動速度,m/s。

1.4 模型求解

1.4.1 初始條件

以下沖程結(jié)束時刻為初始時刻,固定閥和游動閥均關(guān)閉,泵筒內(nèi)壓力為排出壓力。

(19)

式中,u0為泵筒壓力為排出壓力pd時桿柱的懸垂位移,m;pfs為桿管環(huán)空井液靜止分布壓力,Pa。

1.4.2 求解方法

用有限差分方法[17]對所建模型進(jìn)行求解,求解流程如圖3所示,圖中,fs和fd分別表示固定閥和游動閥的狀態(tài),值為0表示閥關(guān)閉,值為1表示閥開啟;ps為泵吸入口壓力,Pa,Δps為井液過固定閥壓降,Pa;Δpd為井液過游動閥壓降,Pa;tend為仿真時長,s;tend一般為為3～4個運動周期,當(dāng)運動穩(wěn)定時輸出最后一個周期的結(jié)果即為最終仿真結(jié)果。

2 故障工況泵閥特性函數(shù)

不同泵工況下泵閥特性函數(shù)Φ和井液底端流速函數(shù)Ψ均有所不同。

2.1 正常工況

2.1.1 泵閥運行特性函數(shù)Φ

由于泵筒內(nèi)體積較小,泵筒內(nèi)井液的壓縮性可忽略不計,則泵閥特性函數(shù)Φ為

Φ=vp(t)-vb(t).

(20)

2.1.2 桿管環(huán)空井液底端流速函數(shù)Ψ

桿管環(huán)空井液底端流速函數(shù)Ψ為

(21)

式中,Afn為最后一級桿管環(huán)空井液的截面面積,m2。

2.2 氣體影響

泵筒內(nèi)含氣變化如圖4所示。假設(shè):油氣水混合液均勻進(jìn)泵和排出;不考慮閥球的自重;氣液兩相流中液相不可壓縮,僅考慮氣體的可壓縮性,氣體的壓縮和膨脹按多變過程進(jìn)行。

圖3 耦合模型求解流程Fig.3 Solving process of coupled model

由氣體狀態(tài)方程可得

(22)

式中,sg為泵筒內(nèi)氣柱高度,m;κ為氣體多變過程系數(shù),一般κ=1.1。

泵筒內(nèi)氣柱高度變化為

(23)

其中

式中,R和Rd分別為泵吸入口和排出口氣液比;Rs為泵入口天然氣在原油中的溶解度;Rp為地面氣油比;fw為含水率;p0為標(biāo)準(zhǔn)大氣壓力,Pa;rg為天然氣相對密度;ro為脫氣原油相對密度;Tp為泵溫度,K。

圖4 氣體影響下泵閥特性Fig.4 Pump valve characteristics under gas effect

式(16)為一階微分方程,求解時需要初始條件即柱塞在下死點時泵筒內(nèi)氣體高度為

(24)

式中,Ls為防沖距,m。

聯(lián)立式(22)～(24)形成氣體影響下泵閥運行特性函數(shù)Φ。

氣體影響工況下的井液底端流速函數(shù)Ψ與正常工況相同。

2.3 泵閥漏失影響

如圖5所示,泵處漏失有柱塞漏失、固定閥漏失和游動閥漏失3處。閥漏失的影響是由于閥座、閥球磨損或閥座有異物阻礙引起的閥球與閥座無法密封。

2.3.1 泵閥運行特性函數(shù)

設(shè)流入泵筒內(nèi)為正,則柱塞間隙漏失[19]為

qp(t)=ξp[pf(Lp,t)-p*(t)],

(25)

其中

ξp=πDpδ3/(12μlp).

式中,qp為柱塞漏失速度,m3/s;ξp為柱塞漏失常數(shù);Dp為柱塞直徑,m;δ為柱塞與泵筒之間的間隙,m;μ為泵內(nèi)井液黏度,Pa·s;lp為柱塞長度,m。

固定閥和游動閥兩端的漏失量為

qs(t)=-ζsξp[p*(t)-ps]es,

(26)

qd(t)=ζdξp[pf(Lp,t)-p*(t)]ed.

(27)

式中,qs和qd分別為固定閥和游動閥的漏失速度,m3/s;ζs和ζd分別為固定閥和游動閥的漏失系數(shù);es和ed為壓力差指數(shù),靜止且間隙為同心圓柱時為1。

圖5 漏失影響下泵閥特性Fig.5 Pump valve characteristics under leakage effect

由于閥漏失間隙不規(guī)則,且柱塞運動對閥漏失的影響,如上下沖程由于柱塞的速度與漏失方向不同,上沖程會加快漏失,下沖程會減緩漏失,因此壓力差的指數(shù)會由所不同。

由柱塞讓出的空間與井液漏失體積相等,表示為

(vb-vp)Ap=qs+qd+qp.

(28)

聯(lián)立式(25)～(28)可得漏失影響下泵閥運行特性函數(shù)Φ。

2.3.2 桿管環(huán)空井液底端流速函數(shù)

由于有井液漏失,因此桿管環(huán)空井液底端流速函數(shù)與正常工況不同。

vf(Lp,t)=

(29)

2.4 供液不足

供液充足時,沉沒度較大,動液面輕微波動引起的泵吸入口壓力變化對系統(tǒng)性能的影響較小,一般可認(rèn)為是不變量。如圖6所示,供液不足時,泵同時會形成部分真空,此時動液面波動對井液進(jìn)入泵筒內(nèi)的流量影響十分嚴(yán)重,因此需考慮瞬時的動液面高度和泵入口壓力。

2.4.1 瞬時吸入口壓力

采用Vogel模型[20]計算地層流入泵筒內(nèi)的瞬時流量,表示為

(30)

圖6 供液不足時泵閥特性Fig.6 Pump valve characteristics with deficient-liquid supply

動液面高度瞬時變化為

(31)

泵吸入口瞬時壓力為

ps=pc+ρf1g(Lp-Ld).

(32)

瞬時流壓為

psf=pc+ρf2g(Lo-Ld).

(33)

進(jìn)入泵筒的瞬時流量為

pout=v2Ap.

(34)

式中,qin為地層瞬時流入井筒流量,m3/d;qmax為油井最大產(chǎn)量,m3/d;pr為油井靜壓,Pa;psf為井底瞬時流壓,Pa;Ld為動液面高度,m;qout為進(jìn)入泵筒內(nèi)的瞬時流量,m3/s;Act為油套環(huán)空截面面積,m2;pc為套壓,Pa;ρf1為動液面到泵入口井液平均密度,kg/m3;ρf2為動液面到井底井液平均密度,kg/m3;Lo為油藏中深,m;v2為泵筒井液液面上升速度,m/s。

2.4.2 泵閥運行特性函數(shù)

加載過程與正常工況相同。固定閥打開,上沖程開始,對1、2兩面,由伯努利方程得

(35)

泵筒內(nèi)井液高度與速度的關(guān)系為

dsl/dt=v2.

(36)

連續(xù)方程為

Aciv1=Apv2.

(37)

式中,p2為柱塞底部的井液壓力,Pa;sl為泵筒內(nèi)井液高度,m;ρfs為泵吸入口井液密度,kg/m3。

上沖程初始,柱塞速度較小,且泵筒內(nèi)液柱高度較低,井液有充足的能量克服過閥阻力進(jìn)入泵筒,泵筒內(nèi)液面上升的流速與柱塞相對泵筒的速度相同。

v2=vb-vp.

(38)

聯(lián)立式(30)～(38)可求得柱塞底部井液瞬時壓力p2;當(dāng)p2≤0 時,泵筒內(nèi)開始形成真空,記此時的時刻為tv。抽真空后泵內(nèi)井液的流速[21]為

(39)

式中,Kv為閥流量系數(shù)。

當(dāng)柱塞相對泵筒下行碰到液面前,游動閥不開啟;當(dāng)v2>0時一直有井液進(jìn)入泵筒,若再此之前,v2=0,則說明泵筒內(nèi)的井液已經(jīng)達(dá)到可達(dá)到的最高高度。當(dāng)柱塞碰到液面后,柱塞相對泵筒靜止,開始卸載,過程與正常工況相同,判斷條件為

(40)

供液不足工況的泵閥運行特性函數(shù)與正常工況相同,由于吸入壓力較小,假設(shè)吸液和排液過程中ps=0,則上沖程與下沖程的受力也與正常工況相同,只是固定閥關(guān)閉的條件由柱塞相對泵筒下行變?yōu)橹佑|到泵筒液面;在接觸到泵筒液面后會產(chǎn)生較大的沖擊載荷。

供液不足度為

(41)

式中,DE為供液不足度;Sp為柱塞沖程,m;Spv為柱塞有效排液沖程,m。

供液不足工況的桿管環(huán)空井液底端流速函數(shù)與正常工況相同。

3 實例井驗證及分析

針對實際生產(chǎn)井,利用所建故障工況仿真模型進(jìn)行計算。

產(chǎn)液量預(yù)測為

(42)

式中,Qp為系統(tǒng)采油預(yù)測產(chǎn)液量,m3/d;Afn為井口井液截面面積,m2;Bl為井液壓縮系數(shù);N為沖次,min-1。

3.1 碳纖維鋼混合抽油桿采油系統(tǒng)實例仿真

以DXY13N14井2017年2月20日生產(chǎn)井況為例,油井基礎(chǔ)參數(shù)為:泵掛1 500 m,沉沒度300 m,泵徑63 mm,使用沖程2.9 m,沖次3.9/min,桿柱組合碳桿22 mm×1 000 m+鋼桿25 mm×500 m,73 mm平式油管,不錨定。仿真結(jié)果如圖7所示。

圖7 正常工況地面示功圖對比及仿真泵功圖Fig.7 Comparison of ground indicator diagrams and simulated pump diagrams under normal conditions

由圖7可知,仿真泵功圖的加載和卸載線不是垂直線,表明油管不錨定,柱塞上行和下行時載荷并不是定值,是由柱塞上端井液即桿管環(huán)空下端井液壓力的波動導(dǎo)致。碳纖維抽油桿采油系統(tǒng)仿真結(jié)果與實測結(jié)果具有良好的一致性,且預(yù)測日液量為26.47 m3,實際日液量為25.6 m3,誤差為3.4%,表明所建模型可對碳纖維抽油桿等新型抽油桿正常工況下的有桿泵采油系統(tǒng)進(jìn)行準(zhǔn)確仿真。

油井基礎(chǔ)參數(shù)和生產(chǎn)參數(shù):泵掛深度1 800 m,沉沒度400 m,泵徑56 mm,沖程4.8 m,沖次3/min,73 mm平式油管,錨定。鋼抽油桿柱組合25 mm鋼桿×600 m+22 mm鋼桿×1 200 m;碳纖維鋼混合抽油桿柱組合22 mm碳纖維桿×1 200 m+25 mm鋼桿×600 m;地面示功圖仿真結(jié)果如圖8所示。正常工況下采油系統(tǒng)地面示功圖分4個階段,加載段AB,柱塞上行段BC,卸載段CD和柱塞下行段DA。相同工作條件下,碳纖維鋼混合桿柱采油系統(tǒng)相比于鋼制抽油桿由于桿柱彈性較大,因此加載和卸載段較長;桿柱的固有頻率較低,因此柱塞上行和下行段諧波個數(shù)較少;另外,由于碳纖維抽油桿和鋼桿彈性相差較大,振動比較平緩,因此諧波比較平滑。

圖8 正常工況不同抽油桿柱地面示功圖對比Fig.8 Comparison of ground indicator diagrams of different sucker rod strings under normal conditions

3.2 故障井實例仿真

針對不同工況的油井,對模型設(shè)置不同的故障參數(shù)組合[R,ζd,ζs,DE],其中DE由沉沒度控制,計算好后,再利用文中式(41)進(jìn)行計算;通過遺傳優(yōu)化算法得到一組故障參數(shù)組合,使得仿真地面示功圖與實測示功圖誤差最小,利用該組故障參數(shù)對故障井進(jìn)行仿真分析。每種故障對2口實例井進(jìn)行仿真分析,油井生產(chǎn)參數(shù)、得出的故障參數(shù)及日液量等如表1所示,仿真示功圖如圖9～12所示。

表1 實際生產(chǎn)井基礎(chǔ)參數(shù)及產(chǎn)液量預(yù)測

由表1可知各種工況下采油系統(tǒng)的產(chǎn)液量預(yù)測誤差最低為2.3%,最高為8.6%,平均誤差為5.6%,滿足現(xiàn)場預(yù)測要求,表明所建故障工況仿真模型可有效地對采油系統(tǒng)產(chǎn)液量進(jìn)行預(yù)測。

仿真地面示功圖與實測地面示功圖均有良好的一致性。說明仿真結(jié)果可真實地反應(yīng)懸點載荷和柱塞運動規(guī)律,驗證了所建仿真模型的準(zhǔn)確性和適應(yīng)性。

圖9 氣體影響地面示功圖對比及仿真泵功圖Fig.9 Comparison of ground indicator diagrams and simulated pump diagrams under gas influence condition

圖10 游動閥漏失地面示功圖對比及仿真泵功圖Fig.10 Comparison of ground indicator diagrams and simulated pump diagrams under travelling valve leakage condition

如圖9所示,由于氣體影響,加載和卸載均滯后,所以加載線和卸載線均延長,但由于卸載時比加載時泵筒內(nèi)的含氣較多,因此卸載線比加載線長。由于氣體體積變化引起的壓力變化非線性,因此加載線和卸載線并不是直線,而是弧線。加載氣體膨脹,載荷越來越平緩,導(dǎo)致加載線斜率越來越小,因此加載完成時振動載荷減小;卸載氣體壓縮,載荷越來越劇烈,卸載線斜率絕對值越來越大,因此加載完成時振動載荷增大。由圖10可知,由于游動閥漏失使得固定閥打開滯后,游動閥打開提前,導(dǎo)致懸點加載滯后,卸載提前,因此地面示功圖加載線斜率減小、長度增加,卸載線斜率絕對值增加長度變短。如圖11所示,固定閥漏失與游動閥漏失影響相反,地面示功圖加載線斜率增加、長度變短,卸載線斜率絕對值減小、長度增加。如圖12所示,供液不足對加載段和柱塞上行段影響不大,下沖程時,首先摩阻力換向卸載小部分載荷,然后柱塞下行碰到泵筒內(nèi)的液面時開始卸載,卸載完成后有較大的振動載荷。

綜上故障仿真模型可對故障工況下地面示功圖的特征進(jìn)行準(zhǔn)確仿真,可對故障進(jìn)行量化分析及日液量預(yù)測;同時利用故障仿真模型,設(shè)置不同的油井參數(shù)和生產(chǎn)參數(shù),即可得到新型抽油桿柱采油系統(tǒng)的故障示功圖圖庫。新型抽油桿在不同工況下的泵閥運行特性雖然一致,但由于桿柱剛度不同,地面示功圖的加載線、卸載線長度和斜率不同加上諧波變化的影響,使得地面示功圖特征有所區(qū)別。在使用神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)等智能診斷方法對采油系統(tǒng)進(jìn)行診斷時,會使得分類的閾值有所差異,因此需要用其對應(yīng)抽油桿類型的故障示功圖圖庫進(jìn)行訓(xùn)練,才能對故障進(jìn)行準(zhǔn)確診斷。

圖11 固定閥漏失地面示功圖對比及仿真泵功圖Fig.11 Comparison of ground indicator diagrams and simulated pump diagrams under standing valve leakage condition

圖12 供液不足地面示功圖對比及仿真泵功圖Fig.12 Comparison of ground indicator diagrams and simulated pump diagrams under liquid insufficient condition

4 結(jié) 論

(1)碳纖維混合桿柱相對于鋼桿采油系統(tǒng)示功圖載荷絕對值較小,加載和卸載線較長,諧波個數(shù)較少且平滑。

(2)針對故障工況實際生產(chǎn)井,對其運行特性進(jìn)行仿真,仿真得出的地面示功圖與實測地面示功圖具有良好的一致性。同時根據(jù)故障仿真模型建立了產(chǎn)液量預(yù)測方法,預(yù)測結(jié)果與實際產(chǎn)液量的平均誤差低于6%,驗證了所建故障仿真模型滿足現(xiàn)場使用的精度要求。

(3)通過故障仿真模型可得到新型抽油桿采油系統(tǒng)的故障示功圖圖庫,為獲取故障示功圖圖庫提供了新方法。