基于正交試驗(yàn)法的高溫封隔器鑲齒卡瓦優(yōu)化*

劉 湘 華

(中國(guó)石油化工集團(tuán)公司碳酸鹽巖縫洞型油藏提高采收率重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室；中國(guó)石油化工股份有限公司西北油田分公司)

0 引 言

隨著國(guó)內(nèi)油氣勘探開發(fā)不斷向深層、復(fù)雜儲(chǔ)層拓展，深井或超深井開采逐漸成為獲得油氣資源的重要途經(jīng)[1-3]。新疆塔里木油田順南、塔北等多個(gè)作業(yè)區(qū)塊井深深度為6 000～7 500 m，均屬于超深高溫高壓井。同時(shí)井深增加會(huì)使地層溫度快速上升，井深8 000 m處的原始地溫已接近200 ℃，地層壓力超過140 MPa[4-7]。井下高溫高壓工況對(duì)封隔器提出了更高的要求，以封隔器為核心的井下工具在使用中多次出現(xiàn)密封失效、解封失敗等問題[8-9]。作為封隔器重要功能部分，卡瓦起到錨定封隔器作用，設(shè)計(jì)并改進(jìn)卡瓦力學(xué)行為的可靠性已經(jīng)成為許多學(xué)者關(guān)注的重點(diǎn)[10]。

受試驗(yàn)成本高、現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試?yán)щy等因素的限制，對(duì)于封隔器的研究，學(xué)者們大都采用有限元數(shù)值方法對(duì)卡瓦結(jié)構(gòu)進(jìn)行分析研究。CAI M.J.等[11]應(yīng)用有限元法開展了不同載荷和卡瓦齒數(shù)對(duì)卡瓦齒咬入套管深度的影響分析，模擬結(jié)果發(fā)現(xiàn)，封隔器卡瓦咬入套管深度為0.7 mm上下時(shí)，封隔器錨定效果最好。LIN Z.C.[12]應(yīng)用ANSYS有限元分析軟件開展了卡瓦在不同載荷作用下應(yīng)力分布規(guī)律分析，得出了卡瓦在齒間距為30 mm時(shí)其應(yīng)力分布趨于均勻的結(jié)論，且卡瓦可承受最大軸向載荷為240 kN。張俊亮等[13]采用ANSYS軟件建立模型，利用應(yīng)力瞬態(tài)特性分析方法，對(duì)不同參數(shù)下的牙齒傾角α、牙齒角度β、牙齒間寬度d和卡瓦錐角γ進(jìn)行應(yīng)力分析，得到了適用于外徑177.8 mm套管的卡瓦參數(shù)最優(yōu)組合。俞冰等[14]針對(duì)一種新型非金屬橋塞鑲齒卡瓦的錨定過程，運(yùn)用ABAQUS有限元軟件對(duì)其進(jìn)行了彈塑性接觸有限元分析，獲得了在錨定時(shí)卡瓦牙及套管的彈塑性Mises應(yīng)力、接觸應(yīng)力以及接觸力分布規(guī)律。馬認(rèn)琦等[15]基于?244.5 mm套管配套封隔器應(yīng)用要求，運(yùn)用ANSYS軟件建立了卡瓦咬入套管二維有限元模型，研究了不同牙型角(80°、90°、100°)的卡瓦咬入套管深度和等效應(yīng)力分布規(guī)律。祝效華等[16]針對(duì)Y440型封隔器進(jìn)行了坐封、驗(yàn)封試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)在驗(yàn)封過程中存在下移情況，基于非線性顯式動(dòng)態(tài)分析方法，建立有限元模型，綜合評(píng)估了不同卡瓦牙型參數(shù)對(duì)卡瓦和套管的應(yīng)力值、等效塑性應(yīng)變、卡瓦滑移量等的影響。同時(shí)材料也是封隔器力學(xué)性能優(yōu)化的重要方面。石鳳琴等[17]基于卡瓦材料特性進(jìn)行了卡瓦性能分析以及失效機(jī)理研究，在此基礎(chǔ)上提出了一種對(duì)20CrNiMo材料的熱處理工藝改進(jìn)方案。王方明等[18]通過實(shí)例計(jì)算對(duì)卡瓦的箍環(huán)結(jié)構(gòu)尺寸和錐面角等參數(shù)進(jìn)行了分析和優(yōu)選，同時(shí)在不同材料及結(jié)構(gòu)參數(shù)條件下，開展了卡瓦承載能力和箍環(huán)斷裂等力學(xué)加載試驗(yàn)。

綜上所述，目前卡瓦優(yōu)化研究大都基于單一結(jié)構(gòu)參數(shù)以及常溫條件材料性能開展，而工作溫度對(duì)卡瓦力學(xué)行為影響往往被忽略，同時(shí)也缺乏系統(tǒng)性多結(jié)構(gòu)參數(shù)并行優(yōu)化方法。為此，筆者以RTTS封隔器卡瓦為研究對(duì)象，結(jié)合高溫井下工況開展卡瓦材料試驗(yàn)，運(yùn)用有限元法以及正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)法，開展卡瓦力學(xué)行為分析，完成在井下高溫工況下卡瓦關(guān)鍵幾何參數(shù)優(yōu)選，使卡瓦齒受力均勻且錨定性能更加穩(wěn)定，從而減小套管損傷。研究結(jié)果可為鑲齒卡瓦結(jié)構(gòu)參數(shù)優(yōu)化提供參考。

1 井下高溫條件下卡瓦材料性能試驗(yàn)

1.1 鑲塊式卡瓦

1.1.1 結(jié)構(gòu)及工作原理

?139.7 mm(5.5 in)套管配套R(shí)TTS封隔器主要用于酸化、分層壓裂、試油以及注水等井下作業(yè)，它具有以下特點(diǎn)：①水力錨由油管壓力錨定，能夠有效防止封隔器上竄；②運(yùn)用J形裝置，采用機(jī)械坐封使坐封簡(jiǎn)單可靠；③卡瓦與水力錨爪帶有鎢鋼合金塊，使錨定性能可靠。

卡瓦是錨定過程傳遞和承擔(dān)載荷的主要構(gòu)件，具有支撐封隔器、鎖定膠筒的作用[19-21]。其工作原理為：當(dāng)封隔器下至預(yù)定深度后，上提并正旋管柱，使換位凸耳由J形槽內(nèi)退出；下放管柱，卡瓦滑套向下滑動(dòng)推動(dòng)卡瓦向外撐開與套管貼合；隨著釋放懸重的不斷增加，機(jī)械卡瓦上鎢鋼塊進(jìn)一步嵌入套管，從而能夠提供足夠的軸向支撐力。卡瓦結(jié)構(gòu)如圖1所示。

圖1 鑲齒卡瓦結(jié)構(gòu)圖Fig.1 Structure of the inserted tooth slip

卡瓦整體為鑲硬質(zhì)合金分瓣式結(jié)構(gòu)，由均勻分布的6片卡瓦瓣組成，每個(gè)卡瓦瓣上均勻安裝有6顆硬質(zhì)合金卡瓦齒(材料YG15)，且每個(gè)卡瓦瓣內(nèi)側(cè)設(shè)內(nèi)斜面與卡瓦滑套配合，開口箍環(huán)用于卡瓦瓣的圓周限位，確保各瓣卡瓦同步撐開。

1.1.2 材料選擇

結(jié)合封隔器的結(jié)構(gòu)和工作特點(diǎn)可知卡瓦材料應(yīng)具有較好的綜合性能。首先需具有一定的韌性，防止沖擊或者重載時(shí)產(chǎn)生脆性斷裂，同時(shí)在井下高溫條件下，材料仍應(yīng)保持一定的屈服強(qiáng)度以及抗拉強(qiáng)度。對(duì)于高溫條件下使用的鋼材，其屈服和抗拉強(qiáng)度基本由材料的高溫持久強(qiáng)度所決定，Mo元素對(duì)于鐵素體存在固溶強(qiáng)化作用，可提高鋼的再結(jié)晶溫度，從而增強(qiáng)鐵素體的抗蠕變能力，但同時(shí)Mo元素具有石墨化傾向。Cr元素能顯著減緩鋼材的石墨化過程，能提高鋼的抗蠕變性能。因此選擇42CrMo作為卡瓦材料，其含C質(zhì)量分?jǐn)?shù)為0.42 %、含Cr質(zhì)量分?jǐn)?shù)為1.01 %、含Mn質(zhì)量分?jǐn)?shù)為0.61 %。

1.2 不同溫度下材料性能測(cè)定

大多數(shù)鉻鉬鋼強(qiáng)度極限隨溫度(0～600 ℃)的變化大致可以分為初始階段、中間階段以及第三階段[22-23]，其中：①初始階段，強(qiáng)度極限隨溫度的升高而明顯下降；②中間階段，強(qiáng)度極限隨溫度升高而緩慢下降；③第三階段，強(qiáng)度極限隨溫度升高而急劇下降。由于卡瓦使用的井下溫度范圍跟初始階段溫度范圍相近，所以強(qiáng)度極限隨溫度的升高而明顯下降。

為研究井下高溫環(huán)境對(duì)于卡瓦材料性能影響規(guī)律，根據(jù)GB/T228.2—2015《金屬材料 拉伸試驗(yàn) 第2部分：高溫試驗(yàn)方法》設(shè)計(jì)并制作材料試樣，如圖2所示。運(yùn)用MTS拉扭疲勞機(jī)開展不同溫度對(duì)于材料屈服以及抗拉強(qiáng)度影響規(guī)律研究。

圖2 試樣零件圖Fig.2 Sample parts drawing

本次試驗(yàn)溫度分別為室溫25 、90、150、180及210 ℃，其中常溫條件下進(jìn)行5次拉伸試驗(yàn)，高溫條件下每個(gè)溫度梯度進(jìn)行3次拉伸試驗(yàn)。試驗(yàn)機(jī)加載過程中初始拉伸速率為0.30%/min、第二段拉伸速率2.00%/min、引伸計(jì)切換點(diǎn)為1.00 %。

將其工程應(yīng)力應(yīng)變曲線轉(zhuǎn)化為真實(shí)應(yīng)力應(yīng)變曲線，得出不同溫度時(shí)應(yīng)力應(yīng)變曲線如圖3所示。由于42CrMo拉伸結(jié)果沒有明顯的屈服現(xiàn)象，所以按照殘余應(yīng)變來測(cè)定條件屈服強(qiáng)度，將0.2%殘余應(yīng)變值作為條件偏置屈服強(qiáng)度Rp0.2。

圖3 不同溫度下42CrMo材料性能Fig.3 Properties of 42CrMo at different temperatures

試驗(yàn)結(jié)果表明：在試驗(yàn)溫度范圍內(nèi)，隨著溫度的升高材料抗拉強(qiáng)度和偏置屈服強(qiáng)度變化趨勢(shì)相同，總體呈下降趨勢(shì)；當(dāng)溫度達(dá)到210 ℃時(shí)其抗拉強(qiáng)度與偏置屈服強(qiáng)度分別下降了4.98%和9.19%。由于卡瓦常規(guī)設(shè)計(jì)時(shí)沒有考慮溫度影響，所以建議在高溫下安全系數(shù)、安全裕度增加5%～10%。

2 有限元模型建立

2.1 鑲齒卡瓦有限元模型

對(duì)于封隔器卡瓦的力學(xué)行為分析，在有限元法出現(xiàn)之前，一般采用簡(jiǎn)化解析法來計(jì)算分析。但解析法在面對(duì)復(fù)雜卡瓦幾何結(jié)構(gòu)時(shí)存在以下局限性：①卡瓦齒結(jié)構(gòu)尖銳，精細(xì)計(jì)算困難；②無法同步分析各個(gè)齒在坐封過程中的受力以及咬入深度情況差異。因此本文采用有限元法開展封隔器卡瓦力學(xué)行為分析。

鑲齒錨定結(jié)構(gòu)中包含卡瓦滑套、卡瓦以及卡瓦環(huán)箍?？ㄍ甙昕偣灿?片構(gòu)成，因此建立錨定機(jī)構(gòu)模型，配套套管鋼級(jí)為P140V，外徑139.70 mm，壁厚12.09 mm。模型在簡(jiǎn)化時(shí)，若將卡瓦鎢鋼塊邊緣作為嚴(yán)格的幾何尖角，將與實(shí)際加工結(jié)果不符，因此將鎢鋼塊的邊緣處理為圓角且曲率半徑為0.2 mm。錨定機(jī)構(gòu)裝配體網(wǎng)格劃分以及卡瓦對(duì)應(yīng)齒編號(hào)如圖4所示。

圖4 錨定機(jī)構(gòu)有限元模型Fig.4 Finite element model of the anchoring mechanism

2.2 井下高溫條件下卡瓦力學(xué)行為分析

將210 ℃條件下材料試驗(yàn)的真實(shí)應(yīng)力應(yīng)變曲線值帶入有限元仿真模型中，開展在井下高溫條件下，釋放懸重為150 kN時(shí)，卡瓦錨定狀態(tài)力學(xué)行為分析。卡瓦和套管Von Mises 應(yīng)力分布結(jié)果如圖5所示?？ㄍ吒鼾X咬入深度如圖6所示。

圖5 井下高溫工況卡瓦與套管應(yīng)力云圖Fig.5 Stress nephogram of slip and casing at high temperature

圖6 卡瓦個(gè)齒咬入深度Fig.6 Bite depth of slip teeth

計(jì)算分析發(fā)現(xiàn)，在210 ℃井下高溫工況下，卡瓦齒槽處應(yīng)力集中現(xiàn)象明顯且最大應(yīng)力為1 446.1 MPa，卡瓦體發(fā)生局部塑性變形。套管與各齒接觸咬痕均為月牙形且均發(fā)生了塑性變形，卡瓦齒最大咬入深度為0.042 mm，與最小咬入深度相差23.5%。各齒受力不均，咬入深度差異大。因此，針對(duì)上述問題，運(yùn)用正交試驗(yàn)法，對(duì)鑲齒卡瓦關(guān)鍵結(jié)構(gòu)參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化。

3 鑲齒卡瓦結(jié)構(gòu)參數(shù)組合正交優(yōu)化分析

3.1 試驗(yàn)因素及正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)

對(duì)于多參數(shù)多水平試驗(yàn)，若采用常規(guī)單一變量試驗(yàn)方案，其試驗(yàn)工作量將是水平數(shù)的指數(shù)倍，工作量巨大且優(yōu)化設(shè)計(jì)效率低。正交優(yōu)化設(shè)計(jì)是確定試驗(yàn)指標(biāo)后再選定因素與水平，從全面的試驗(yàn)中選出具有代表性的特定組以開展試驗(yàn)，正交試驗(yàn)是用較少的試驗(yàn)次數(shù)來得到較為可靠試驗(yàn)結(jié)果的一種試驗(yàn)設(shè)計(jì)方法。

本次試驗(yàn)采用3個(gè)試驗(yàn)評(píng)判指標(biāo)：卡瓦體最大應(yīng)力、最大咬入套管深度以及各齒咬入深度均勻性。試驗(yàn)參數(shù)為：合金塊安裝間距d(因素A)、合金塊安裝傾角α(因素B)、合金塊直徑D(因素C)和卡瓦楔角γ(因素D)，其幾何參數(shù)示意如圖7所示，每個(gè)因素選取3個(gè)水平。

圖7 卡瓦結(jié)構(gòu)參數(shù)示意圖Fig.7 Schematic diagram of the slip structural parameters

根據(jù)正交試驗(yàn)原理，設(shè)計(jì)4因素3水平正交試驗(yàn)方案L9(34)，如表1所示。

表1 正交試驗(yàn)方案Table 1 Orthogonal test design

3.2 正交試驗(yàn)結(jié)果

以9種不同參數(shù)組合方案開展卡瓦150 kN載荷條件下力學(xué)行為分析，計(jì)算結(jié)果如表2所示。其中各齒咬入深度均勻性以卡瓦各齒咬入套管深度數(shù)據(jù)的標(biāo)準(zhǔn)差作為衡量標(biāo)準(zhǔn)。

表2 有限元仿真計(jì)算結(jié)果Table 2 Results of finite element simulation

對(duì)9種方案的計(jì)算結(jié)果進(jìn)行單指標(biāo)直觀分析，由于方案4、6、7以及8中卡瓦最大應(yīng)力超過了卡瓦自身材料的屈服極限，所以舍去此4種方案。最后分析得到的較優(yōu)組合為方案1、2、3、5和9。其中：卡瓦最大Von Mises應(yīng)力最小的為方案2，其次為方案5和方案1；最大咬入深度最小為方案9，其次為方案3和方案5；咬入深度均勻性最好的為方案5，其次為方案9和方案1。

綜合上述可得：卡瓦最大應(yīng)力指標(biāo)最優(yōu)方案為方案2，參數(shù)組合為A1B2C2D2；卡瓦最大咬入深度指標(biāo)最優(yōu)方案為方案9，參數(shù)組合為A3B3C2D3；咬入深度均勻性最優(yōu)方案為方案5，其參數(shù)組合為A2B2C3D1。

3.3 極差分析

極差分析是轉(zhuǎn)換成單指標(biāo)正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)的一種分析方法，即計(jì)算每個(gè)指標(biāo)下對(duì)應(yīng)因素的極差。極差反映了每個(gè)因素下所選取的水平對(duì)試驗(yàn)指標(biāo)影響權(quán)重的大小。極差越大，說明該因素下所選取的水平對(duì)試驗(yàn)指標(biāo)的影響權(quán)重越大。根據(jù)表2有限元計(jì)算結(jié)果數(shù)據(jù)，可以得出各因素水平對(duì)3個(gè)試驗(yàn)指標(biāo)的影響極差，如表3、表4和表5所示。

表3 卡瓦最大應(yīng)力極差分析Table 3 Maximum stress range analysis of slip

表4 最大咬入深度極差分析Table 4 Maximum bite depth range analysis

表5 咬入深度均勻性極差分析Table 5 Bite depth conformity range analysis

從表3的極差R可知，各因素對(duì)卡瓦最大應(yīng)力的影響從大到小依次為：卡瓦楔角γ(因素D)>安裝間距d(因素A)>合金塊安裝傾角α(因素B)>合金塊直徑D(因素C)。

從表4的極差R可知，對(duì)最大咬入深度的影響從大到小依次為：合金塊安裝傾角α(因素B)>卡瓦楔角γ(因素D)>合金塊安裝間距d(因素A)>合金塊直徑D(因素C)。

從表5的極差R可知，各因素對(duì)咬入深度均勻性的影響從大到小依次為：傾角α(因素B)>卡瓦楔角γ(因素D)>合金塊直徑D(因素C)>合金塊安裝間距d(因素A)。

為直觀分析各因素水平對(duì)評(píng)判指標(biāo)的影響，以因素水平作為橫坐標(biāo)，相應(yīng)因素水平導(dǎo)致的結(jié)果為縱坐標(biāo)，建立因素水平趨勢(shì)曲線圖，探尋可能更優(yōu)方案，其水平因素趨勢(shì)變化如圖8、圖9和圖10所示。

圖8 各因素水平與最大應(yīng)力指標(biāo)變化關(guān)系Fig.8 Maximum stress index vs.factor level

圖9 各因素水平與最大咬入深度指標(biāo)變化關(guān)系Fig.9 Maximum bite depth vs.factor level

圖10 各因素水平與咬入深度均勻性指標(biāo)變化關(guān)系Fig.10 Bite depth conformity vs.factor level

從圖8、圖9和圖10可知，隨著合金塊安裝間距d(因素A)的增加，卡瓦最大應(yīng)力與咬入深度均呈增長(zhǎng)趨勢(shì)，且增加到一定數(shù)值后增長(zhǎng)速度減緩，咬入深度則先增加后減少。隨著合金塊安裝傾角γ(因素B)的增加，卡瓦最大應(yīng)力與咬入深度均勻性先快速降低后緩慢增長(zhǎng)，卡瓦最大咬入深度呈單調(diào)減少的趨勢(shì)。隨著合金塊直徑D(因素C)的增加，卡瓦最大應(yīng)力呈單調(diào)遞減趨勢(shì)，卡瓦最大咬入深度先增加后減少，卡瓦咬入深度均勻性呈單調(diào)增加趨勢(shì)。當(dāng)卡瓦楔角γ(因素D)為8°、10°及12°時(shí)，3個(gè)指標(biāo)均呈單調(diào)增長(zhǎng)趨勢(shì)。

通過極差分析，可以得到單目標(biāo)優(yōu)化最優(yōu)方案如表6所示。從表6可知，卡瓦最大應(yīng)力指標(biāo)的較優(yōu)方案為A1B2C3D1；卡瓦咬入深度指標(biāo)較優(yōu)方案為A1B3C1D1；咬入深度均勻性指標(biāo)較優(yōu)方案為A3B2C1D1。

表6 單指標(biāo)優(yōu)化方案Table 6 Single-index optimization scheme

4 優(yōu)化方案確定及結(jié)果

4.1 綜合頻率分析法分析

根據(jù)直觀分析與極差分析得到的6組較優(yōu)方案，運(yùn)用綜合頻率分析法對(duì)A、B、C、D這4個(gè)因素所對(duì)應(yīng)的不同水平進(jìn)行綜合頻率分析如下：因素A的第1水平出現(xiàn)頻率為；因素B的第2水平出現(xiàn)頻率為；因素C的3個(gè)水平數(shù)出現(xiàn)的頻率一致，但結(jié)合圖8、圖9和圖10發(fā)現(xiàn)，在第3水平時(shí)應(yīng)力最低且最大咬入深度以及咬入深度均勻性都較合適，因此因素C取第3水平；因素D的第1水平出現(xiàn)頻率為。

根據(jù)綜合頻率分析法確定的最佳試驗(yàn)方案為A1B2C3D1，對(duì)應(yīng)的卡瓦結(jié)構(gòu)參數(shù)為：卡瓦安裝間距d(因素A)20 mm，合金塊安裝傾角α(因素B)75 °，合金塊直徑D(因素C)11 mm，卡瓦楔角γ(因素D)8 °。

4.2 優(yōu)化效果

開展優(yōu)化參數(shù)組合仿真分析，卡瓦Von Mises應(yīng)力分布如圖11所示。對(duì)比初始設(shè)計(jì)方案與優(yōu)化方案，卡瓦最大應(yīng)力由1 446.1 MPa下降為752.1 MPa且應(yīng)力集中現(xiàn)象呈現(xiàn)較大幅度減弱。

圖11 優(yōu)化前后卡瓦Von Mises應(yīng)力分布Fig.11 Von Mises stress distribution of the slip before and after optimization

優(yōu)化前后卡瓦各齒咬入套管深度對(duì)比如圖12所示。優(yōu)化后各齒咬痕形狀以及咬入深度基本一致，卡瓦齒最大咬入深度由0.042 mm下降為0.037 mm，卡瓦各齒咬入深度均勻性由0.003 05下降為0.000 732。

圖12 優(yōu)化前后各齒咬入深度分布Fig.12 Bite depth distribution of teeth before and after optimization

5 結(jié) 論

(1)開展了不同溫度條件下卡瓦材料性能拉伸試驗(yàn)，試驗(yàn)結(jié)果表明，井下高溫會(huì)降低卡瓦材料力學(xué)性能，在210 ℃時(shí)屈服強(qiáng)度以及抗拉強(qiáng)度分別下降了9.19%和4.98%，因此在高溫下安全系數(shù)、安全裕度較常規(guī)工況應(yīng)增加5%～10%。

(2)基于正交試驗(yàn)法確定了卡瓦結(jié)構(gòu)參數(shù)優(yōu)化方案，建立鑲齒卡瓦在井下高溫工況下的有限元分析模型，獲得了卡瓦和套管Von Mises 應(yīng)力分布規(guī)律。根據(jù)正交試驗(yàn)分析結(jié)果，得出了優(yōu)化卡瓦單目標(biāo)時(shí)各個(gè)參數(shù)影響的權(quán)重順序以及最優(yōu)參數(shù)組合方式。

(3)對(duì)卡瓦多目標(biāo)函數(shù)優(yōu)化時(shí)，應(yīng)同時(shí)考慮卡瓦最大應(yīng)力、卡瓦齒咬入深度以及卡瓦齒咬入深度均勻性，提出了一種基于正交試驗(yàn)和綜合頻率分析法的優(yōu)化設(shè)計(jì)方法，優(yōu)化效果明顯。與原始方案對(duì)比，其卡瓦最大應(yīng)力由1 446.1 MPa下降為752.1 MPa，應(yīng)力集中現(xiàn)象大幅減弱，卡瓦各齒咬入深度均勻性由0.003 05下降為0.000 732。本文研究結(jié)論可為鑲齒卡瓦結(jié)構(gòu)參數(shù)優(yōu)化提供理論基礎(chǔ)。