壓降壓力下降恢復模擬實驗裝置

1. 水驅應力敏感性實驗

（一）滲透率與凈覆壓力的關系

圖4-2-10為地層水測滲透率隨凈覆壓力的變化關系。與氮氣測滲透率隨凈覆壓力的變化曲線相比，兩種流體所測得的滲透率隨凈覆壓力變化的定性趨勢相同，在凈覆壓力增幅較小時，滲透率隨凈覆壓力急劇降低；當凈覆壓力超過某一值（p_c）後，滲透率變化很小，趨於穩定。將p_c定義為臨界有效壓力。

水測滲透率隨有效應力增加而降低的幅度明顯高於氣測滲透率，尤其在有效應力較低范圍，滲透率隨有效應力增加急劇降低。對實驗中岩心水測和氣測滲透率損失百分數進行統計發現，水測滲透率損失一般高達40%以上，大多數岩心氣測滲透率損失率小於20%。比較圖4-2-10，圖4-2-1l和圖4-2-1～圖4-2-4，水測滲透率趨於穩定值所對應的臨界有效壓力約為15MPa，氣測滲透率趨於穩定值所對應的臨界有效壓力約為20MPa。同一油藏水測滲透率的應力敏感性比氣測滲透率的應力敏感性更強。因此，實際深層高壓低滲油藏開發（尤其是注水開發），儲層岩石的應力敏感性遠比實驗室氣測應力敏感性強。不論是儲層應力敏感性評價，還是開發中應力敏感性對滲流和開采特性的影響，都應以水測結果為准。

岩石力學研究表明^[106-108]，用地層水飽和的岩心其強度明顯低於乾燥岩心。岩石被水侵後，水會溶解膠結物，並同時對岩石起到潤滑作用，從而降低岩石強度。當有效應力增加時，因強度的降低而遭到更加嚴重的變形和破壞，並降低了進入彈－塑性變形的有效壓力界限，從而導致水測比氣測滲透率降低幅度大且臨界有效壓力低。

圖4-2-10 水測滲透率與凈覆壓力的關系

圖4-2-11 水測滲透率百分數與凈覆壓力的關系

圖4-2-12 岩心138-85（5-1）滲透率與凈覆壓力的相關關系

根據儲層應力敏感性評價標准，水驅實驗中儲層應力敏感性為強－超強敏感，文13西儲層具有較強的應力敏感性。與前文氣測滲透率相比，文13西儲層岩心水測滲透率隨有效壓力增大而降低的幅度遠大於其氣測滲透率。在有效壓力由40MPa降至1.5MPa過程中，滲透率逐漸恢復，但滲透率不可逆損失量遠大於氣測滲透率。文13西儲層水測滲透率不可逆損失量高達12×10^-3μm²，滲透率不可逆損失率為10%～48%。

（二）加壓方式對滲透率變化的影響

為研究儲層在二次重復受壓和恢復過程中物性的變化情況，實驗室用減小有效壓力的方法模擬地層壓力的恢復。實驗中以地層水為流動介質，實驗裝置與水測滲透率相同。有效壓力增加過程依次為1.5,5,10,15,20,25,30,35,40MPa。壓力恢復過程中，有效壓力降低順序為40,35,30,25,20,15,5,1.5MPa。

通過對6塊岩心進行二次循環加壓地層水滲透率實驗，發現第一次循環加壓，岩樣表現出明顯的機械滯後現象，滲透率不能有效恢復；第二次循環加壓，滯後程度減小，壓實表現出一定的可逆性，滲透率有一定程度恢復，但不能恢復至原始值，表現出弱塑性特徵。如圖4-2-12所示，138-85（5-1）岩心二次循環加壓實驗中第一次滲透率恢復值與初始值相差20.1%，第二次差值僅為10.3%。

這也說明低滲透油藏開發，第一次降壓開采對儲層物性影響最大，一旦傷害很難恢復。也正是基於此，人們才考慮應用超前注水技術開發低滲透油田。油藏壓力恢復後的第二次降壓開采對儲層物性傷害比第一次要小得多。

2. 水合物熱物理參數的實驗測定

自然界中水合物有99%是甲烷水合物，直接研究甲烷水合物的熱物理參數有重要的實際意義。然而，這一工作長期以來困難重重，一方面是由於實驗室合成甲烷水合物過程中存在「鎧甲」效應(即外部的水合物生成後會形成一層厚厚的「殼」，導致生成不夠徹底，生成的水合物中夾雜大量的氣體、水和冰粒，並且合成過程非常緩慢);另一方面是實驗技術和測試方法的局限性。青島海洋地質研究所水合物實驗室研製出一套沉積物中水合物分解過程中的熱物理特性模擬實驗裝置，包括一個可編程式控制制變溫實驗箱一台，高壓模擬實驗裝置一套，研製了高壓熱-TDR探針，購置了TDR儀和數據採集器，製作了高壓和溫度監測系統，並研製了計算機控制與數據採集系統一套。該實驗裝置的技術核心在於熱-TDR探針的設計製作。TDR技術和熱脈沖技術具有相對獨立的探頭，我們將二者有機結合，可以實現同時同地測量介質含水量、溫度、容積熱容量、熱導率、熱擴散系數等多項參數。不但避免了介質時空變異性的影響，還可以實現連續定位測定。

實驗裝置

如圖75.13所示，模擬實驗系統硬體部分包括可編程步入式變頻高低溫箱一台、高壓模擬實驗裝置一套(包括其核心技術———耐高壓熱-TDR探針)、數據採集系統，軟體部分我們自行設計編寫了計算機控制與數據採集系統。

圖75.13 實驗裝置簡圖

高壓模擬實驗設備主體部分是增壓系統、兩個高壓釜體及插入反應體系中的熱-TDR探針。氣高壓氣瓶頂端有兩個壓力控制閥門，用於控制氣瓶輸出壓力和釜體輸入壓力。閥門連接兩個壓力指示表，可以直接讀出兩處壓力值，便於控制加壓幅度。

高壓釜體包含一個反應釜體和一個為攪拌釜體。兩個高壓釜體容積均為200cm³，最大工作壓力30MPa。高壓反應釜外層用不銹鋼製作，採用自緊法螺紋密封，為保證螺紋密封效果，在連接部分採用兩個O型密封圈進行密封。整個反應釜也是專門設計定做，通過測試，其密封效果可以保證實驗順利完成。攪拌釜體內裝有聚四氟磁棒，下部是磁力攪拌器。反應釜體內部裝有內筒(內筒用聚碸材料切割製成，聚碸具有力學性能優異，剛性大、耐磨、耐高壓、熱穩定性好等特點，適合在低溫高壓條件下作為水合物的反應容器材料)。容積為70cm³。熱-TDR探針插入內筒所盛的反應物中發射熱脈沖和測定反應體系溫度、含水量等參數。壓力表直接連接在氣體管路上，便於採集數據和人工監控。

實驗技術與方法

將沉積物裝入模擬裝置，採用逐漸升壓的辦法，測量壓力對熱物理參數的影響。當模擬裝置內的壓力達到預定的壓力條件時，停止加壓。室溫下模擬裝置放置一定的時間後，若壓力沒有發生變化即可開展水合物生成模擬實驗(壓力恆定48h)。啟動監測裝置，監測模擬裝置內，溫度、壓力和TDR波形的變化。隨著水合物逐漸生成，TDR波形逐漸發生變化，反射系數逐漸增加，相對距離縮短。

打開攪拌釜、反應釜進氣閥門(閥門3、4、5)，打開抽真空口(閥門2)，其餘閥門關閉，將系統抽真空。待系統負壓穩定後，關閉抽真空口和抽真空機。打開除高壓閥以外的所有閥門，通入實驗所用的甲烷氣清洗氣路，重復3～4次。然後打開進氣閥門(閥門1、3、4)，其餘閥門關閉，開始向兩個高壓釜內加壓。加至實驗所需壓力(4.0～7.0MPa)後關閉加壓閥門穩定一段時間。打開磁力攪拌器直至攪拌釜內的甲烷氣溶解在SDS溶液中達到飽和。打開攪拌釜和反應釜之間的閥門(閥門5)，使溶解了飽和甲烷氣的SDS溶液流向反應釜，直至反應釜中的鬆散沉積物達到含水量飽和狀態後關閉閥門5。開啟控溫箱開關，將溫度設置為0.5℃。實驗進入水合物合成階段。水合物合成所需時間受多個條件影響，如水合物的「記憶效應」、溫度「過冷度」、表面活性劑的添加等。水合物合成一般需要1、2d時間。水合物生成進度可以通過TDR波形圖明顯看出。

實驗選擇的熱脈沖電源為12V直流電源。通過計算機直接控制熱脈沖發射的時間和時長。由於實驗採用的加熱絲直徑很小，加熱時間過長容易導致加熱絲絕緣層燒化;另外，水合物本身遇熱容易分解。綜合考慮上述各因素影響，加熱時長一般掌握在4～8s內。另外，一個熱脈沖發射過後需要一定的散熱時間，待反應體系溫度完全恢復到脈沖發射前的狀態時再發射下一個脈沖。兩個相鄰的熱脈沖之間發射間隔過短，反應體系內的余溫會干擾實驗結果;間隔過長則費時費電(刁少波等，2008)。

計算

採用了平行熱線法和交叉熱線法測定熱物理特性。

1)交叉熱線法。熱導率計算公式為:

岩石礦物分析第四分冊資源與環境調查分析技術

式中:λ為熱導率;"₂、"₁為兩次熱脈沖的加熱時間;T₂-T₁為溫度的變化;Q為熱源強度。

2)平行熱線法。熱擴散系數α計算公式為:

岩石礦物分析第四分冊資源與環境調查分析技術

式中:t_m為達最高溫度時的時間;t₀為熱脈沖的加熱時間;r為熱電偶距線性熱源的垂直距離。

容積熱容量計算公式為:

岩石礦物分析第四分冊資源與環境調查分析技術

式中:q為單位長度加熱絲在單位時間內釋放的熱量;E_i(-x)為指數積分。

由λ=α·ρ_c計算出熱導率。

3. PT並列測控裝置

一 裝置概述
本裝置是為了實現水,火電站(廠)和各種大型不能停電的廠礦備用電源的快速切換以及變電站差頻同頻並網,變電站母線分段方式自投,內橋接線方式自投而專門設計的開關智能控制裝置.特別在事故情況下需要將工作電源斷開同時又要在殘壓與備用電源之間的壓降,頻差,相差很小時合上備用電源,使用電設備不至於因一般故障,誤動造成停電,復啟動電流過大等事故,本裝置尤為適用,是快動的,檢同期的,一種多功能的新型備自投(BZT).
該裝置對待合開關兩端電源的頻率,電壓,相位量有良好的自動跟蹤的功能,並設置電子同步表模擬老式指針同步表對其頻差,相差大小進行動態模擬顯示,同時結合工況指示燈對合閘前後的工況進行顯示,使操作直觀,簡單化.裝置能對故障電源的開關自動發出適時的跳閘脈沖,能配合待並開關順利實現並聯(先合後跳),串聯(先跳後合),絕對串聯(確認跳的反饋信號後的合控制)的合,跳閘控制,在合,跳閘控制前後能對各開關位置和各輸入,輸出量的正確性進行巡測判斷並適時地發出全狀態閉鎖,去偶等信號,使跳,合閘控制盡量達到"寧可拒動,不可誤動"的效果.本裝置特設置兩模擬開關,當置在模擬狀態時可模擬待並開關兩端的頻率,相差和合閘的各種工況,供本裝置在安裝調試,正常安檢時使用.
圖1;待合開關兩端PT1\PT2電壓矢量合成圖(B"___B'圓弧內為高殘壓時備用電源安全投運區)
本裝置在採集到切換信號時,不僅考慮當前的相差,還考慮以後相位差變化的趨勢,用適當的數學模型代入預置的開關導前時間,計算出導前相角,當導前相角不超預置的范圍時發出快動合,跳命令,否則進行第一個同期點預測計算,預測條件滿足時再發出同期時的合,跳閘命令,以此准確的躲過相差在180度及其附近時合閘所帶來的危險(如圖1),否則轉入下一次的預測控制或轉入殘壓切換控制.
該裝置的可靠性,精確性與快速性三個主要技術性能特徵,均優於或達到了國內外同類型產品的技術水平,系為新一代智能型自動的電源快切裝置.
二 裝置設計及技術標准
1 總體設計
設計中採用免維修的模塊結構,整機包括兩I/O板(其中一個PT斷線監測專用板),主板,面板,開關電源五大模塊和箱體兩個組成部分,這種結構的主要特點是不作元器件級維修,只進行板級(模塊)維護,一旦出現硬體故障,只需將故障模塊換下即可,大大縮短了故障修復時間.其中電源採用以整體散熱金屬網屏蔽的性能優良的高頻開關電源模塊.箱體採用通風網雙層金屬機箱,既起到了電磁屏蔽的作用又具有良好的散熱性能.
2 軟,硬體設計
硬體的核心選用超大規模集成塊和功能完備的進口單片機晶元,所有的I/O信號全部採用電磁或光電隔離,裝置主體與現場無任何直接的電氣連接,因此具有較強的抗干擾能力.
對全部輸入信號進行數字慮波處理,對輸出信號進行冗餘控制,對合閘迴路進行軟體閉鎖以及對整機完備的自檢功能進一步保證了整機的可靠性.
4 生產過程質量控制
所有的元器件嚴格按生產工藝要求進行篩選,器件使用多數為軍工級,最低為工業級,成型模塊進行整體浸漆烘乾處理,整機100%進行全部試驗,包括常規電氣,功能,老化和振動試驗.
5 主要技術標准
參考技術標准:《 GB14285—93繼電器保護和安全自動裝置技術規程》
本企業技術標准:《XKQ—01廠用電源快切換裝置企業標准》
三 主要功能
設置1-4個待合開關的參數選擇點,用戶可通過機外繼電器對本機的兩PT/CT輸入端,參數選擇點,跳合閘等控制端一次性切換到相應的待合開關上,就能分時地對4個待合,跳開關組進行快速的自動切換控制或者分別對2組合,跳開關實行正,反切控制.
對於兩獨立電源供電的兩母線有聯絡開關的線路情況,本裝置能同時檢測聯絡開關兩邊母線電源的運行情況,並根據不同的情況和信號對三段式開關進行投切控制.如下圖:
圖2 快切裝置合,跳配合全圖
根據現場情況裝置也可以設置關閉一邊啟動,如關閉T1一邊不讓其啟動,只作合K跳T2的三種形式的啟動操作.
對於每一待合開關根據啟動方式的不同最多可設置六組不同的參數,每一組參數對應著並聯,串聯,絕對串聯三種合,跳閘控制方式中的一種,並且根據需要通過改寫參數的大小隨時可以改變合,跳閘控制方式.
裝置通電後為常備監控狀態,當檢測到一種啟動方式信號時,將立即從EPROM數據塊中取出一組相應的參數進行預測性的快切,同期切換,殘壓切換組合控制計算,當條件符合某一種情況時則發一次合,跳閘命令.
裝置設機位按鍵復位和遠方操作復位.
設置合閘完成時同步的低壓減載和後加速保護輸出脈沖(但其動作沿時由外部系統沿時繼電器完成).
指針式電子同步表,對其頻差,相差大小進行動態模擬顯示,同時結合工況指示燈對合閘前後的工況進行顯示,中文液晶屏則對跳合閘前後的在線頻率,時間,裝置工作狀態進行顯示,如合閘不成功中文液晶屏將給以標示(中文液晶屏見面板示意圖6).
設置兩模擬開關,當置在模擬狀態時可模擬待並開關兩端的頻差,相差,為本裝置在安裝調試,正常檢修和參數修改時提供便利.
完備的自檢閉鎖功能,主要設置有本裝置硬軟體出錯自動閉鎖,開關量控制全狀態閉鎖,跳合閘開關位置異常閉鎖,PT斷線閉鎖,PT隔離開關未合上閉鎖,後備電源失電閉鎖等,同時中文液晶屏對各種閉鎖工況按其檢測到的先後順序進行不同標示,以提示操作人員作快速的檢修.
提供RS232/485通信口.RS232通信口設置在面板的右下側,供調試上位機用,其通信界面如圖7,功能見第九節.RS485通信口設置在後板的右下側,供DCS系統控制專用.
錄波和事件記憶功能.裝置每一次動作的前一次動作事件主要指標(如:事件時間,事件結果狀態,合閘時的實際相位差,實際頻率,實際參數取值,當時的錄波波形)都能記憶存貯下來,供上位機查尋,列印(見九節說明),大部分指標由中文液晶屏和工況指示燈現場顯示見圖6.
可提供GPS秒對時介面(用戶如果需要其它方式對時如分對時功能須另外訂貨).還可採用通信口手動粗略對時,方法詳見九節.
四 技術參數
裝置工作電源:AC/DC 220V±l0%兩用,(AC/DC 110V/±10%兩用如訂貨方有要求則合同註明特供).
功耗:小於25W.
待合開關兩端PT同時用l00V,CT為5A(特殊情況現場調整),
輸出繼電器觸點容量(長期閉合): AC 220V/l0A DC 220V/5A.
合開關導前時間TK的設置范圍: 20ms～999ms,步長1ms(此參數整定存貯以用戶現場安裝提供參數為准,也是用戶必須提供的參數.)
同期合閘允許頻差△F1的設置范圍: 0.50Hz～2.99Hz,步長0.01 Hz(此參數按用戶機型要求設定,未作要求則按2.25 Hz整定存貯).
快切合閘允許頻差△F2的設置范圍: 0.50Hz～2.99Hz,步長0.01 Hz.
快切合閘允許相差δ的設置范圍: 0.5度～59.9度,步長0.1度.
跳閘延時時間Ty:1～9999 ms,步長1ms.(用戶可根據具體的並串的合,跳閘控制方式的要求,以合開關導前時間TK的起始值0為基準,推算待跳開關要求的總跳導前時間To,然後再根據跳開關迴路固有的導前時間Tg進行推算.具體演算法如下:
並聯切換:To大於Tk, Ty=To-Tg ; 串聯切換:To小於Tk, Ty=To-Tg
失壓啟動延時Tj:1～9999 ms,步長1ms.(用戶一般應取它大於其最大負荷正常啟動時帶來短時壓降時間,以此躲過正常啟動時所帶來的誤跳合工作).
失壓啟動整定范圍△U%:20%～90%Un.
殘壓啟動整定范圍△U%:20%～60%Un.
32檔電子模擬指針同步表的分度值:11.25度.
裝置所有電路與外殼之間及電路與電路之間的絕緣電阻:在溫度為25度,相對濕度為60%±10%時,不低於l00MΩ.
裝置所有交/直流12V以上接線端子對外殼耐壓2000v/工頻1分鍾,直流12V以下電氣迴路對外殼耐壓500v/工頻1分鍾無擊穿閃爍現象.
環境溫度:-10度～50度
相對濕度:小於80%.
五 硬體模塊結構框圖

六 基本原理及組成
XKQ—01廠用電快切裝置硬體結構如圖3所示.主板CPU主頻8MHZ,配8K EPROM ,8k EEPROM,8k RAM和若干定時計數器及並行介面等晶元組成一個專用微機控制系統,下面就各主要功能原理進行簡單介紹.
廠用電快切的必要性和解決的辦法:
目前,在發電廠和所謂一級負荷的工礦企業以及某些變電站中,用電的連續可靠是電機安全運行的基本條件.以往國內廣泛採用的備用電源自投方式,一般都是用工作電源開關輔助接點直接(或經低壓,延時繼電器)啟動備用電源投入,這種方式無相頻檢測,用電切換成功率低或切換時間長,電動機復起動電流過大易超過允許值范圍受沖擊損壞.特別是一些使用大功率電機,高壓電機的場合,由於電機在斷電後電壓衰減較慢,如在殘壓較大時不檢查同期條件就合上備用電源,起/備變壓器和電動機將有可能受到嚴重的沖擊而損壞,如只待其殘壓降到一定幅度(如20%--40%Un之間)後在投入備用電源,由於斷電時間長,電動機的轉速下降很大,成組電動機的自起動引起母線嚴重繼續失壓,某些輔機勢必退出,嚴重時重要機組自起動困難勢必造成停機停爐.
為解決以上問題,本裝置在正常用電時就對待合開關兩端電源的頻率,電壓,相位量進行長期的自動跟蹤和監測,一段檢測到切換信號時,將立即根據當前頻差,相差采樣值,同時利用適當的數學模型(不僅考慮當前的相差,頻差,而且考慮以後相差,頻差的變化率)結合預置的待合開關導前時間,推算出以後合閘准點時的相差,頻差,然後同預置的允許的相差,頻差進行比較,當條件滿足時就發出合,跳閘脈沖信號.
首先,由於在工作電源正常工作時,備用電源同工作電源之間的壓差,頻差,相差一般都很小,因此一段工作電源故障跳開,其母線殘壓與備用電源的相差將從0度開始逐漸變大,本裝置的第一段預測計算是取預置參數中的快切允許頻差,相差進行計算的,目的是為了搶在母線的殘壓壓降很小時發出合,跳閘控制信號;如果條件不滿足則進入第二階段的第一個同步點的預測計算控制,其比較取值當然是預置的同期合閘的相差,頻差允許值;如果以上兩條件都不滿足,同時其殘壓降至殘壓切換整定值則立即轉入無條件的殘壓切換控制.本裝置預測相差的計算公式為:δk=ΔωsTk (dΔωs/dt))Tk2 (式中 δk—理想合閘導前角 ,Δωs—殘壓或工作電源與備用電源頻率之差,Tk—待合開關合閘導前時間)
快切計算合閘條件:δi-δi-10,∣0.576∣δi-1=δi-1-δk (∣0.576∣為同期合閘固定相角誤差)
2.切裝置輔助控制功能:
本裝置當處於工作母線低壓自動切換時,將設一足夠的延時時間量(由用戶根據現場情況設定)延時後即啟動計算控制,以此躲過正常啟動時所帶來的誤跳合工作;
本裝置在發出合,跳命令後,將設一固定的延時時間如500 ms值再一次巡測合,跳開關的反饋信號的正常性,如發現該跳的沒跳,該合的沒合則立即發出偶信號,盡量使開關位置正常.
本裝置當在低壓啟動切換時(如低壓自動啟動切換),為盡快使重要負荷快速啟動,設置後加速保護的控制輸出(延時時間則由用戶在本機外設置延時繼電器設定.
3.自檢功能,模擬試機及現場"真合閘,假並網"試驗:
所有電力儀器儀表在真正投運前首先要進行一次接近現場條件的動模試驗,或者投入後要定期檢查該裝置可靠性.本裝置從三個方面實現對本機可靠性檢驗.
首先,本裝置通電後,不管是在合閘控制前和合閘控制後,均設有軟體控制CPU適時地對輸入輸出介面(如繼電器)等硬體各組成部分及其相互之間的連接線進行巡測,只要有一部分發生故障,則裝置處於閉鎖狀態,面板的電子同步表不轉,面板的液晶屏顯示相應的故障標志,以此通知操作人員對硬體,軟體有針對性地檢查(故障符號意義詳見第十一部分).
其次,本機在投運前設置了模擬開關試機,此開關安裝在後板上,兩開關其中之一為模擬PT1頻率信號,另一個PT2頻率信號,但不模擬兩PT電壓量.不管兩PT(或者為同頻同相的交流100V±5%的兩組模擬PT)接入否,兩開關投到模擬狀態,然後打開電源開關通電,這時面板的電子同步表(後有詳述)即轉動,面板液晶屏將同時顯示本機模擬的兩PT頻率和未經效正的基時時間等(後有詳述),面板的八個工況指示燈中合閘閉鎖信號燈同時點亮.當兩組PT端接入交流100V±5%兩組模擬非同頻同相或同頻同相PT,同時在後板將公共端C短接一個已輸入一組有效數據的對應開關標志H點時(後有詳解),這時將模擬開關投到模擬狀態,然後裝置通電,這時本機處於巡測狀態,本機將同時顯示PT1,PT2的在線頻率值,當從本機後板人為給入一自動啟動信號時,本機就能模擬合閘一次,電子表開始轉動,當轉動到正上方一組紅色指針時(0°位置)則停止轉動,大圓中心的一個紅色信號燈閃爍一次表明發出了合閘脈沖,同時八個工況信號燈中的合閘完成和相應的合閘成功兩信號燈同時點亮(注:做這個實驗務必將合,跳閘輸出斷開,主要地為了防止裝置在在線模擬試驗時誤動而發生事故).
其三,本機在投運前,特別是在第一次安裝投運前需按本單位提供的《現場投運調試大綱》程序進行一次所謂"真合閘,假投切"的現場動模合閘試驗.主要內容為一切接線都以真正條件為准.即模擬開關投到工作狀態,後板公共端C端接一個已輸入一組有效參數相對應的H端(該H端視為待合開關的標記,該組參數也是待合開關性能決定的真實參數,如開關導前時間Tk),工作電源和備用電源處於待切狀態,本機後板各輸入輸出接線無誤,這時分別拉開待合,跳開閘兩端的隔離開關,然後裝置通電進行模擬快切試驗.如果過去有機械同步表則這時可將本裝置與過去機械表同時並聯運行(只斷開過去機械同步表的合閘輸出脈沖即可),這時本裝置應與過去的機械同步表同期轉動,並同時達到合閘點.合閘脈沖發出後,待合開關合上,本機面板只顯示合閘完成,電子同步表正指0°紅指針位不動.大圓中心的紅燈閃爍一次,數碼管顯示合閘後的系統頻率,這時即完成了整個的模擬試驗.然後斷開剛合上的斷路器,合上斷路器兩邊的隔離開關進行真正的合閘控制.
七 監控主程序流程圖和切換程序流程圖

八 前面板與參數設置
前面板如圖6:
1. 面板的左上側為中文液晶顯示部分,其功能在於:在開機監控狀態 時,如果待合閘開關兩邊PT已接入則同時顯示待合閘開關兩邊線路的頻率,如 果兩邊PT之一未接入則顯示一邊頻率和一邊的PT斷線標志,如果兩邊PT均未接入則顯示兩邊PT斷線標志,但不能鑒別兩PT接入相位的正確性;
在前面提到的Tk,△F1,△F2,δ,Ty,Tj參數組設置或修改時,顯示操作中的參數(詳見參數設置部分);
合閘完成後只顯示合閘後的系統頻率;
裝置接線或本裝置硬體有錯誤時則顯示其某些重點錯誤的標記(見第十一部分)通知技術人員進行有針對性地檢修.
顯示裝置的基時時間,裝置工作後可通過功能鍵或上位機將時間調整同標准時間一致.
液晶顯示屏的右側為裝置內用的直流電源 5V和 12V指示燈和裝置工況指示燈,電源指示燈亮表明裝置通電正常,否則異常.
右側大圓形為32檔LED模擬電子式指針同步表,均勻分布在360° 圓周上,0° 位置為紅色,其餘為綠色,正中間設一合閘指令脈沖發出同步信號燈,專供合閘時指示用.裝置投運或模擬試驗時,同步表指示待合開關兩端電壓的相位差,同步表順時針旋轉表示PT2頻率高於PT1頻率,逆時針旋轉表示PT2頻率低於PT1頻率,旋轉速度表示頻差的大小,頻差越大轉得越快.
8個狀態指示燈,用於指示合閘投運過程中及模擬試驗時的實際工況.特別在調試合閘過程中,工況燈就是技術人員調試合閘的眼睛.
面板上的功能鍵及復位鍵:
復位鍵的功能是中斷當前的一切狀態,使裝置重新開始運行程序,通常叫"清零"開關.後板的公共端C和遠方復位端R短接後斷開同該鍵功能一樣,因此用於遠方復位操作.該鍵能同鍵2,鍵3組合使用則分別使本機進入參數設置修改模式和調試板模塊操作模式.
鍵1,鍵2,鍵3為功能鍵具體功能及操作如下:
本裝置最多設置4大組有效參數,4個大組參數分別對應一個待合開關H1-4,每個大組參數共有36個有效數據.一個待合開關的6種不同的啟動控制方式分別對應6個小組參數段,每一個小組參數段含6個意義相同但數值不同的數據,它們是:"待合閘開關合閘導前時間TK","同期合閘允許頻差△F1","快切合閘允許頻差△F2","快切合閘允許相差δ","跳閘延時時間Ty","失壓啟動延時Tj". 6種不同的啟動控制方式所對應6個小組參數段為:
PT1一邊跳自動合閘啟動對應1—6數據;
PT2一邊跳自動合閘啟動對應7—12數據;
PT1一邊跳手動合閘啟動對應13—18數據;
PT2一邊跳手動合閘啟動對應19—24數據;
PT1一邊跳,合閘失壓啟動對應25—30數據;
PT2一邊跳,合閘失壓啟動對應31—36數據.
准備階段:將後板並列的兩開關置於"模擬狀態"位置,先按復位鍵再按鍵2,當顯示器出現提示參數整定,先松復位鍵,再松"鍵2"即可進行參數設置.
按"鍵1"顯示器出現並列點1並指針指向參數1,後再按"鍵2"或"鍵3",輸入已整定好的一個數值,輸入數值時按鍵2為增值,按鍵3為減值,輸入完後,再按"鍵1"時, 指針指向參數2,同時對上次輸入是1H1數據進行了存貯,如此循環.(注:數據輸入後若未按鍵1,則上次輸入的數據無效,即未存貯)
參數液晶顯示順序:參數整定值舉例
並列點:1(2,3,4)
1( 開關導前時間):100ms
2( 同期允許頻差):3Hz
3(快切允許頻差):1.5 Hz
4(快允許相差):60°
5( 跳閘沿時時間):1ms
6(失壓沿時時間):1ms
………………………………….
………………………………….
36(失壓沿時時間):5000ms
注:該裝置在試驗狀態或參數設置完成後,必須將狀態開關從"模擬狀態"位置拔到"工作狀態"位置,方能投入正式的合,跳閘控制運行程序.
九 通信界面及功能
通信界面如圖7,232/485通信口接一上位機,上位機裝入本公司提供的專用通信和列印程序,打開程序即可生成如圖6的界面,用游標選定通信的波特率(推薦用1200比較可靠)和上位機硬介面COM1或COM2.
通信口功能有三:基時時間整定:按啟動鍵後在發送命令下鍵入"A0世紀,年,月,日,小時,分,秒"的16進制代碼如"A01403061501050A"然後按Enter鍵,這時控制器的起始時間被整定為2003年,6月,22日,1小時,5分,10秒,並在裝置面板的液晶塊下方顯示出來,裝置的時間表同標准時間同步,當發生一次事件時,事件時間將自動保存供上位機即時查尋,列印.
數據查尋:程序和數據16進制代碼可以通過以下方法查尋,按啟動鍵後在發送命令下鍵入"90地址,位元組數,FF"的16進制代碼如"9056000AFF"然後按Enter鍵,這時數據接收區可以收到裝置存貯器地址5600起以後的10個16進制代碼,用於上位機特別是DCS系統自製控制界面對本裝置工作情況的分析.
事件結果數據和錄波的查看:按查看數據按鍵,這時事件時間,事件結果狀態,合閘時的實際相位差,實際頻率,實際參數取值,當時的錄波波形)都能從記憶存貯單元中取出並在界面上顯示出來,上位機如接有列印機即可按列印數據鍵列印.
其列印的格式如下:
快切控制器事件報告單(舉例)
事件時間:0:0:9
PT1頻率:50Hz
PT2頻率:49.9Hz
事件代碼: 5 合閘位置異常
合閘相位差:44°
開關導前時間:100ms
同期允許頻差:3Hz
快切允許頻差:1.5 Hz
快允許相差:60°
跳閘沿時時間:1ms
失壓沿時時間:1ms
錄波圖示範如下:
十 安裝尺寸及接線
XKQ—01型快切裝置採用儀表屏嵌裝式結構,只需將本控制器嵌入儀表屏即可.安裝尺寸見圖8.
快切裝置與現場的連接,主要通過後面接線板.(接線圖見端子圖及應用接線圖)
訂貨使用須知
訂貨時請提供如下數據資料:
待合開關總的合導前時間TK.
並列點開關實際編號(一位數字代表).
待跳開關總的跳導前時間,並根據本說明書的第四節計算公式以及各啟動狀態下的串,並聯方式的要求計算出跳閘延時時間Ty.
同期合閘允許頻差△F1.
快切合閘允許頻差△F2.
快切合閘允許相差δ.
失壓啟動延時Tj.
本裝置以外其他功能,凡需要的用戶,敬請訂貨另行說明.
本裝置所有的開關輸出量均為無源短脈沖,所有的開關輸入量均為有源-12V短脈沖(本機自串電源,外接應為繼電器無源接點,復位脈沖大於2秒最為可靠).
模擬試機調試須斷開輸出開關接線單,以防誤動作.
輸入,輸出遠地操作,特別是通信,遠方復位建議用屏蔽電纜作饋線,必要時用光纖通信.
十一 硬體故障的測試,診斷和工況表
繼電器輸出的測試:
通過功能鍵進入顯示屏菜單的測試功能擋.
應順序有報警輸出,PT1跳輸出輸出,PT2跳輸出,合開關跳輸出,低壓減載輸出,閉鎖輸出,合閘1合上,合閘2合上.
部分信號及硬體故障診斷:將本機模擬開關置"工作狀態",合閘輸出端不接,開機後如數碼管顯示以下標志則對應的信息或故障可判斷為:
本機外全狀態閉鎖信號已輸入
跳,閘開關位置異常
合閘開關位置異常
部分接線錯誤疹斷:
PT1斷線
PT2斷線
PT隔離開關未合上
未接參數輸入點H
同時接多參數輸入點
同時有多種啟動方式
以上10種信息或故障其顯示的優先順序按從上到下的順序依次減小.
自檢過程中,本裝置部分硬體出錯:
存儲器RAM出錯
EEPROM出錯
I/O出錯(R=L=0):(取其中字母0)
I/O出錯(R=L=l):(取其中字母1)
I/O出錯(VH=V1=1):(取其中字母U)
如本裝置顯示以上信息則同時啟動報警指示燈,閉鎖指示燈和報警繼電器.
本裝置一切接線和硬體無誤時,通電處於巡測狀態顯示:
待合閘開關對應信號顯示為:(為1, 2,3,4其中之一)
合閘點=X
按F1鍵則可查閱PT1一邊的在線頻率並顯示為
FPT1.xx..xxx
按F2鍵則可查閱PT2一邊的在線頻率並顯示為
FPT1.xx..xxx
開機接線無誤巡測時如獲一正常啟動信號後如發現合閘開關H已合上的去偶的情況顯示:
該跳的開關已跳顯示
合閘後頻率:xx.xxx
這時閉鎖燈亮,合閘完成燈和合閘信號燈均不亮,表明不是本機發出的跳,合閘完成.
該跳的開關未跳,但不該跳的開關卻跳了則顯示:
PT1一邊跳工況燈顯示合閘完成,故障報警
PT2一邊跳工況燈顯示合閘完成,故障報警
開機接線無誤巡測時如獲一正常啟動信號後如發現合閘開關H未合上正常的合,跳及去偶的情況顯示:
通過計算發出合,跳命令後H合上同時該跳的開關已跳則顯示
合閘後頻率:xx.xxx
這時閉鎖燈熄,合閘完成燈和合閘信號燈均亮,快動,同期,殘壓合閘完成指示燈其中之一亮,表明是本機發出的跳,合閘完成並表明是何種形式的合閘完成.如果合閘後電壓降至一定的范圍則自動發出低壓減載信號(如需沿時減載則外接沿時繼電器)同時低壓減載信號燈亮.
通過計算發出合,跳命令後H未合上或者合上後因該跳的開關未跳通過去偶H又跳開了則顯示合閘開關位置異常
合開關H異常
通過計算發出合,跳命令後H已合上,但該跳的開關未跳開同時經過合閘後去偶H仍跳不開則為大故障其顯示為
大故障
通過計算發出合,跳命令後H已合上,但該跳的開關未跳開而另一邊開關卻跳了其顯示狀態同合,跳命令發出前的故障顯示.
十二 附圖
圖9:XKQ—01外形及開孔尺寸
圖10:XKQ—01型廠用電源快切裝置備用端子圖
圖11:XKQ—01廠用電源快切裝置在30萬/60萬機組中的應用接線圖
XKQ—01廠用電快切裝置說明書
I/O板1
I/O板2
面 板
後 板
主 板
開關電源
圖3: XKQ—01廠用電快切裝置機箱內的硬體模塊結構框圖
Yes
No
Yes
Yes
No
No
No
No
No
No
No
No
Yes
Yes
Yes
Yes
Yes
圖4:主監控程序流程圖
閉鎖,報警等待復位
去偶
去偶
參數設置
按鍵復位
圖8:錄波示範圖
圖7:通信界面
有效圖 無效圖
全局閉鎖
顯示合閘完成及頻率
發合跳命令
合跳成功
信號唯一
參數設置
T1,T2開關均合上
PT隔離開關
末合上
PT斷線
信號巡檢
有切換啟動
信號
自檢出錯
上電,復位
No
No
圖5:切換程序流程圖
第五參數延時
發合閘命令
No
顯示合跳閘成功及頻率
No
T1,T2自動,手動,失壓六種啟動信號之一
Yes
Yes
Yes
Yes

閉鎖,報警等待復位
發低電壓
減載命令
去偶
No
第六參數延時
滿足同期
切換
合跳成功
電壓低
滿足快動
切換
發跳閘命令
滿足殘壓
切換
合跳反饋
正常否

4. 氣驅應力敏感性實驗

實驗在室溫下進行，實驗中應用113型氦孔隙度儀和112型高低滲透率儀按「岩心常規分析方法（SY/T5336-1996）、覆壓下岩石孔隙度和滲透率測定方法（SY/T6385-1999）」標准執行。

（一）常規孔滲分析

1.氦孔隙度

樣品測試前均在105℃下烘乾至恆重。樣品顆粒體積用岩心公司的孔隙度儀測得，其原理為波耳定律：

深層高壓低滲透油田開發：以東濮凹陷文東油田沙三段油藏為例

顆粒體積計算：

深層高壓低滲透油田開發：以東濮凹陷文東油田沙三段油藏為例

式中：P₁為參比室中的壓力，MPa;V_re_f為參比室體積，cm³;P₂為氦氣擴散進岩心柱後的壓力，MPa;V_matrix為岩心柱體積，cm³;V_grain為樣品的顆粒體積，cm³。

柱塞樣品總體積由千分尺度量樣品的直徑和長度計算而得；總體積減去顆粒體積即為孔隙體積。

深層高壓低滲透油田開發：以東濮凹陷文東油田沙三段油藏為例

式中：V_p為孔隙體積，cm³;V_b為總體積，cm³。

2.空氣滲透率

使用岩心公司的空氣滲透率儀對柱塞岩樣進行空氣滲透率測試。用200psi環壓將樣品密封在哈斯勒夾持器中，讓乾燥的空氣穩定通過樣品，測其進出口壓力和空氣流速。樣品滲透率通過達西公式計算，其表達式為

深層高壓低滲透油田開發：以東濮凹陷文東油田沙三段油藏為例

式中：K為滲透率，10^-3μm²;P_atm為大氣壓，760mmHg（lmm Hg=133.3224Pa，下同）；μ為氣體粘度，mPa·s;P₁為進口壓力，psi;P₂為出口壓力，psi;Q_a為流速，cm³/s;A為截面積，cm²;L為長度，cm。

（二）覆壓孔滲分析

1.測試過程

岩心在105℃下烘乾至恆重，將樣品裝入岩心夾持器，建立模擬上覆壓力，測量岩石孔隙度、滲透率，然後逐點增加上覆壓力，同時測量各上覆壓力下的孔隙度、滲透率。覆壓增加到最大值後再逐點降低覆壓，降壓同時測量各壓力下的孔隙度、滲透率。

實驗在室溫25℃條件下進行，最大覆壓分別為35MPa和40MPa。

2.實驗結果校正

實驗測定的孔隙度φ_（1）、滲透率k_a（1）為靜水壓力條件，需要校正為單軸壓力下的孔隙度φ_（2）、滲透率K_a（2），校正步驟如下：

a.應用實驗室測定的靜水壓力條件孔隙度φ_（1）、滲透率K_a（1）分別除以常壓條件下孔隙度φ_（0）、滲透率K_a（0），在同一坐標系下繪制孔隙度變化系數Fφ_（1）＝φ_（1）/φ_（0）、滲透率變化系數FK_a（1）=K_a（1）/K_a（0）與上覆壓力的關系曲線1和曲線2。

b.根據下式計算出單軸向孔隙度φ_（2）：

深層高壓低滲透油田開發：以東濮凹陷文東油田沙三段油藏為例

式中：φ_（0）為常壓條件下的原始孔隙度，%；φ_（1）為靜水壓力下測定的孔隙度，%；φ_（2）為校正後單軸壓力下的孔隙度，%。

c.校正後單軸孔隙度φ_（2）除以常壓條件下孔隙度φ_（0），得出單軸向孔隙度變化系數Fφ_（2），在孔隙度變化曲線上找出對應A點。

d.由A點垂直向下交滲透率變化系數曲線2於B點，交點B對應的縱坐標值即為單軸向滲透率變化系數FK_a（2）。

e.單軸向滲透率變化系數FK_a（2）乘以常壓下滲透率值K_a（0），即為單軸向滲透率值。

（三）實驗結果及分析

實驗中共測試及收集樣品21塊，樣品克氏滲透率為（0.37～165）×10^-3pm²，平均值為26.93×10^-3pm²。定義參數——滲透率百分數＝K_pi/K₀×100%，孔隙度百分數＝φ_p/φ₀×100%。式中：φ_pi、K_pi為某一凈覆壓力（p_i）下的孔隙度、滲透率；φ₀，K₀為初始孔隙度、滲透率（p_i=0）。

1.滲透率與凈覆壓力的關系

圖4-2-1 滲透率百分數與凈覆壓力的關系

圖4-2-2 滲透率隨凈覆壓力的變化

分析實驗結果（圖4-2-1，圖4-2-2），高滲樣品的滲透率百分數與凈覆壓力的相關程度好於低滲樣品，滲透率越高，線性相關性越強。中、高滲儲層（K=165×10^-3μm²,89×10^-3μm²）好於低滲儲層（10×10^-3μm²<K<50×10^-3μm²），特低滲儲層（1×10^-3μm²<K<l0×10^-3μm²）好於超低滲儲層（K<1×10^-3μm²）。這種趨勢在凈覆壓增加過程尤為明顯，這也表明滲透率高儲層彈性變形佔主導。滲透率越低，解除凈覆壓其滲透率的恢復程度越差，其原因是低滲儲層中剛性顆粒含量低，軟、塑性礦物含量高，同時也可能有微裂縫存在（圖版4-2-1）。有效應力增加時，軟、塑性礦物被重新壓實，裂縫、微裂縫閉合，且上述過程的可逆性較差。

圖版4-2-1

隨凈覆壓力增大，滲透率呈非線性降低。凈覆壓力0～15MPa范圍內，滲透率隨凈覆壓力的增加急劇降低，滲透率損失大；凈覆壓力高於20MPa後，滲透率隨凈覆壓力增加降低的趨勢變緩並趨於穩定。分析認為，岩石承受凈覆壓力作用先後經歷壓實、彈性變形、彈－塑性變形、塑性變形幾個過程。從圖中也可以看出，岩石滲透率越低，滲透率與凈覆壓力的線性相關性越弱，滲透率的可恢復程度越差，滲透率損失越大，儲層應力敏感性越強。

岩石滲透率隨凈覆壓力的不斷增加而減小，且剛開始受到凈覆壓力時下降的速度較快，凈覆壓力大幹20MPa以後趨於平緩。解除凈覆壓力，滲透率不能恢復至初始值，且滲透率越低，可恢復程度越差。在有效應力作用下，原來處於張開狀態的喉道縮小變形，並趨於閉合。地層岩石為不均勻各向異性介質，隨凈覆壓力增加，剛性顆粒發生彈性變形，塑性顆粒重新壓實。彈性形變主要表現為岩石骨架或孔隙的彈性壓縮。壓實變形主要表現為柔性、塑性顆粒的變形及脆性顆粒的破壞等。解除凈覆壓力，已縮小變形或趨於閉合的喉道因顆粒的壓實變形恢復不到初始狀態，造成滲透率的不完全恢復。分析中發現凈覆壓增加過程，早期滲透率下降較快（滲透率越低，越明顯）的原因是此過程中微裂縫閉合及岩石的重新壓實佔主導作用，而後滲透率下降較慢岩石發生彈性變形。文東油田原始地層壓力系數高達1.71～1.88，儲層岩石處於欠壓實狀態。岩心從井筒中取出，地層壓力釋放，岩石顆粒更加疏鬆、膨脹。應力敏感性實驗中，低圍壓階段，顆粒的壓縮、壓實程度較大。

凈覆壓力解除過程中凈覆壓力與滲透率的相關性好於凈覆壓力增加過程中凈覆壓力與滲透率的相關性（滲透率越低越明顯。滲透率越低，微裂縫越發育，微裂縫的可恢復性差，即微裂縫的彈性變形差。），相關性好的過程說明彈性變形占優勢，微裂縫欠發育。

凈覆壓力由1.38MPa增至20MPa，岩心氣測滲透率損失率多為15%～30%。凈覆壓力由1.38MPa增至40MPa時，滲透率損失率為15%～35%。滲透率減小主要集中在20MPa以前，凈覆壓超過20MPa後滲透率變化量很小。

2.孔隙度與凈覆壓力的關系

由實驗結果得出凈覆壓力增加及降低過程的孔隙度百分數（圖4-2-3）。隨凈覆壓力增大，孔隙度呈非線性降低。在有效壓力0～15MPa范圍，孔隙度隨有效壓力的增加急劇降低，孔隙度損失大；當凈覆壓力高於20MPa，孔隙度隨凈覆壓力增加降低的趨勢變緩；當有效壓力繼續增大，孔隙度趨於穩定。分析認為，當凈覆壓力超過一定值後，岩石顆粒壓縮、壓實基本結束，顆粒的壓縮變形空間較小，孔隙度隨凈覆壓力的增加降低不明顯。

凈覆壓力增加及降低過程中，孔隙度參數與凈覆壓力的相關關系好於此過程中滲透率與凈覆壓力的相關關系。這也說明凈覆壓力變化過程中孔隙的彈性變形好於喉道的彈性變形。即孔、喉組成的變形介質系統中喉道的塑性形變較強，而孔隙的彈性形變較強。砂岩受壓時，最先被壓縮的是喉道，而非孔隙。隨凈覆壓力增加，未閉合的喉道數越來越少。滲透率不斷降低，下降趨勢逐漸變緩。

由圖4-2-1，圖4-2-2可知，當有效壓力變化時，孔隙度、滲透率隨凈覆壓力的變化具有不均衡性，凈覆壓力較低時變化幅度較大。凈覆壓力變化時，滲透率變化遠遠高於孔隙度的變化（圖4-2-3，圖4-2-4），這說明滲透率對凈覆壓力變化的敏感程度高於孔隙度。特別是較低凈覆壓力范圍，滲透率隨凈覆壓力增大而降低的幅度更大。儲層岩石是一種不均勻介質，故受有效應力作用時發生不均勻變形。

凈覆壓力由1.38MPa增至20MPa時，孔隙度損失率多為5%～10%；凈覆壓力由1.38MPa增至40MPa時，孔隙度損失率多為6%～12%。孔隙度的減小主要集中在20MPa以前，凈覆壓力超過20MPa以後其變化量很小（圖4-2-4）。

比較相同凈覆壓力下的滲透率損失率與孔隙度損失率發現，滲透率損失率明顯高於孔隙度損失率（圖4-2-5）。即由孔、喉組成的變形介質系統中，滲透率對凈覆壓力的反映更加敏感。

由文東油田沙三中油藏的實際特點，實際油藏的應力～應變關系與圖4-1-1c較為接近。

圖4-2-3 孔隙度百分數與凈覆壓力的關系

圖4-2-4 孔隙度損失率與凈覆壓力的關系

3.滲透率和孔隙度損失的不可逆性

深層高壓低滲油藏開發，隨地層壓力降低，儲層逐漸受到凈覆壓力（有效壓力）的作用，滲透率不斷下降，油井產量下降。當生產壓差增加（油井井底壓力降低）到一定程度後，隨著流體的采出油井產量不是上升反而下降。這是因為儲層孔隙流體壓力降低，作用在岩石骨架上的有效應力增加，壓縮岩石發生變形，儲層滲透性尤其是近井地帶大幅度降低，滲流能力變差，採油指數大幅下降。該變化過程是不可逆的，如圖4-2-1～圖4-2-4所示，深層高壓油藏開發滲透率和孔隙度的應力敏感性損失具有明顯的不可逆性。

圖4-2-5 凈覆壓力增加過程滲透率百分數與孔隙度百分數

由圖4-2-1，圖4-2-2可知，儲層岩心的氣測滲透率隨凈覆壓力的增大呈非線性遞減。在凈覆壓力由40MPa降至15MPa過程中，滲透率逐漸恢復，但滲透率恢復曲線在其降低曲線之下。將載入－卸載循環過程初始狀態下岩心滲透率值與有效壓力由40MPa降至1.5MPa後的滲透率值之差稱為滲透率不可逆損失量。文13西儲層岩心氣測滲透率不可逆損失量為（1～6）×10^-3μm²，滲透率不可逆損失率為4%～10%。

由圖4-2-3，圖4-2-4可知，儲層岩心氣測孔隙度隨凈覆壓力的增加呈非線性遞減。凈覆壓力由40MPa降至1.5MPa過程中，孔隙度逐漸恢復，但低於對應凈覆壓下的初始孔隙度值。圖4-2-3，圖4-2-4表明，文13西儲層岩心氣測孔隙度不可逆損失量一般低於2%。孔隙度的應力敏感性損失遠遠小於滲透率的應力敏感性損失。儲層滲透率和孔隙度的應力敏感性損失源於儲層骨架受力發生不均勻變形所致。

深層高壓油藏開發，凈覆壓力增加相當於油井井底壓力降低。所以，利用氣驅和水驅過程中有效壓力增加和降低過程可以分析異常高壓油藏彈性開采和注水開采特徵^[103-105]:

a.彈性開采過程油井井底壓力降低，形成生產壓差，生產壓差越大，即油井井底壓力越小，初期原油產量越高。但是，彈性開采階段如果生產壓差過大（井底壓力過低），井底附近油藏有效壓力增加過快、過大會導致其滲透率的損失過大，油井產量和產能都會急劇降低。如果控制生產壓差生產，初期產量不會太高，但也不會出現產量和產能急劇下降的現象。適當小的生產壓差條件生產，彈性開采控制的區域更大、總產油量高、彈性開採的採收率也較高。因此，彈性開采（包括注水開采）中，不能過分追求初期產量，必須合理控制生產壓差。

b.注水開采，油藏孔隙壓力逐漸升高（尤其是近井附近），滲透率隨之恢復。但如果彈性開采階段油藏壓力下降過大、過快，其有效壓力高於彈性變形的臨界壓力，即使壓力恢復到原始油藏壓力，滲透率也不可能恢復到初始值。如果生產中出現注水井壓力非正常降低將會導致注水井附近油藏產生不可逆的滲透率損失，尤其在裂縫性油藏注水開發中，這種滲透率不可逆損失更為嚴重。這是深層高壓低滲油藏注水能力低的一個原因。

4.加壓方式對滲透率變化的影響

為研究深層高壓低滲油藏地層壓力下降速度及地層壓力恢復速度對儲層物性的影響，實驗室在注入速度一定的情況下，通過快速和慢速加壓實驗、慢速連續加壓－恢復循環實驗模擬深層高壓油藏開發中不同有效壓力下儲層滲透率的變化。

（1）有效壓力變化速度對滲透率損失的影響

採用與氣測滲透率相同的裝置對岩心進行快速和慢速加壓實驗，以分析有效壓力（凈覆壓力）變化速度對儲層的傷害。為增加可對比性，選擇同一口井、同一深度點的岩心W13-281（2-1），w13-281（2-2）進行實驗。對W13-281（2-1）進行快速加壓和恢復實驗，有效壓力為1.5,20和40MPa；對W13-281（2-2）進行慢速加壓和恢復實驗，有效壓力為1.5,5,10,15,20等5MPa間隔一直增大到40MPa。實驗結果如圖4-2-6所示。

圖4-2-6 有效壓力變化速度對滲透率損失的影響

分析可知，有效壓力增加速度對岩心滲透率影響明顯。有效壓力快速增至40MPa，滲透率損失率為13.3%（W13-281（2-1））.有效壓力慢速增至40MPa，滲透率損失率為12.2%（W13-281（2-2））。有效壓力降低速度對岩心滲透率恢復影響也較大。有效壓力快速增加的岩心W13-281（2-1）在有效壓力降低至1.5MPa後，其滲透率損失率為7.7%；而有效壓力緩慢增加的岩心W13-281（2-2）在有效壓力降至1.5MPa後，其滲透率損失率為4.6%。可見，有效壓力快速變化所造成的滲透率不可恢復損失大於有效壓力緩慢變化造成的滲透率不可恢復損失，這與圖4-1-1c相吻合。有效壓力變化速率決定應變率的高低，有效壓力快速變化導致高應變率，有效壓力慢速變化導致低應變率。

根據以上研究結果，深層高壓低滲油藏開采中井底壓力從較高水平緩慢降至生產壓力有利於減小儲層滲透率的應力敏感損害。因此，深層高壓低滲油藏開發應合理控制採油速度、緩慢降低油層壓力，以減小滲透率損失、提高油藏最終採收率。

（2）慢速連續加壓－恢復循環實驗

通過減小有效壓力的方法模擬地層壓力恢復過程，通過「連續加壓－恢復循環實驗」模擬油藏實際開采中的連續關井恢復地層壓力過程。實驗中以氮氣為流動介質，所用實驗裝置與氣測滲透率相同。

增壓過程有效壓力點依次為1.5,5,10,15,20,25,30,35,40MPa。加壓過程按設計的有效壓力點依次加壓到該有效壓力值，然後按相反順序降低有效壓力至初始值，再進入下一個加壓－降壓循環。圖4-2-7給出了203-35（2-2）岩心連續循環加壓滲透率的變化曲線。由圖4-2-7可知，第一次加壓滲透率下降幅度大，且有效壓力鬆弛後，滲透率恢復程度小。這是因為第一次增壓過程中存在地層壓實和壓縮雙重作用，而以地層壓實為主。隨有效循環數不斷增加，滲透率下降幅度逐漸減小，且有效壓力降低後，滲透率恢復程度增加。第二次及第二次以後的增壓過程地層壓實已經完成，以地層壓縮為主。故每一次增、減壓滲透率的恢復程度都優於前一次。在圍壓升高初期，滲透率下降幅度大。隨圍壓鬆弛滲透率恢復程度小。隨圍壓循環數不斷增加，滲透率下降幅度逐漸減小。降圍壓鬆弛後，滲透率恢復程度增加。

圖4-2-7 岩心203-35（2-2）連續循環加壓

經過六次循環，203-35（2-2）岩心加壓到30MPa，其滲透率損失率為9.2%（這個值並不大）。經過六次增減壓循環，岩石基本可以看做是彈性體（本體變形占絕對優勢）。油田開發實踐證明，如果油田開發初期地層能量釋放過快就會引起近井地帶滲透率顯著下降，並且恢復程度小。通過頻繁關井並不能從根本上減小由於地層壓力下降所造成的地層傷害。也就是說，如果某一生產壓力造成地層傷害，關井後進行壓力恢復，然後再次以相同的生產壓力開采，還會造成更嚴重的地層傷害。

因有效應力載入過程岩石存在重新壓實及壓縮過程，故儲層應力敏感性評價應採用卸載曲線（卸載曲線更接近於彈性變形過程）。砂岩在應力作用下由彈性向塑性轉變的轉化應力一般超過100MPa，油氣藏開發中涉及的有效應力范圍一般低於100MPa，基本屬於壓實、壓縮背景上的彈性變形過程。

5.應力敏感的時間效應

岩石受到應力作用需要經過一段時間才能完成全部變形。氮氣驅實驗中測定凈覆壓力作用不同時間後的滲透率，從而確定滲透率變化達到穩定的時間，即岩心的形變時間。為表徵特定壓力條件下岩心滲透率隨加壓時間的變化，定義不同時刻滲透率與穩定滲透率之比為滲透率比值。W13-358（4-1）樣品（K_g=41.1×10^-3μm²）的「時間效應」如圖4-2-8所示。滲透率在不同有效壓力作用下隨時間的增加，變化幅度不斷減小，並逐漸趨於某一穩定值。有效壓力為20MPa，滲透率達到穩定時間為2.5小時；有效壓力為40MPa,5.0h後滲透率仍未穩定。儲層變形具有蠕變特性，有效壓力越高，滲透率達到穩定所需的時間越長。

圖4-2-8 滲透率變化的時間效應

（四）應力敏感性評價結果

以表4-2-1的6塊常規氣測應力敏感性樣品為例探討氣測應力敏感性結果。實驗數據如表4-2-1，表4-2-2，表4-2-3和圖4-2-9所示。根據儲層應力敏感性評價標准（敏感指數SI<0為負敏感；SI<0.1為弱敏感；SI=0.1～0.3為中等敏感；SI>0.3為強敏感；SI>0.5為超強敏感），氣驅實驗中儲層應力敏感性為中等－強敏感。

表4-2-1 實驗岩心編號與基本參數

表4-2-2 凈覆壓力與滲透率的關系實驗數據

表4-2-3 凈覆壓力與孔隙度的關系實驗數據

圖4-2-9 凈覆壓力與物性的關系圖

5. 哪裡能做水下壓力模擬實驗

水的壓力F=水的壓強P×裝水的容器的底面積S 水的壓強P=ρgh

公式為：F=ρghS

ρ=1.0×1000 千克/立方米

g=10 牛/千克

h=水的深度

• 壓強

  在國際單位制中，壓強的單位為帕斯卡（簡稱帕），1帕=1牛頓/米2。標准條件（溫度T=288.15開（K），空氣密度ρ=1.225千克/立方米）下海平面高度大氣壓力為101325帕，稱為標准大氣壓。工業上採用1千克力/厘米2為1個工程大氣壓，其值為98066.5帕。氣象學中定義106達因/厘米2為1巴，1巴=105帕，接近1個標准大氣壓。

• 壓力

  物理學上的壓力，是指發生在兩個物體的接觸表面的作用力，或者是氣體對於固體和液體表面的垂直作用力，或者是液體對於固體表面的垂直作用力。流體的壓力與溫度、密度等參數有關。理想氣體壓力p=ρRT，式中R為氣體常數，與氣體種類有關，空氣的R=287.0焦/(千克·開/攝氏度)【J/（kg·K/℃）】。液體壓力隨密度而增加。

• 公式

  壓強=壓力/受壓面積（P=F/S）；

  壓力=壓強*受力面積（F=PS）。

6. 用橡皮泥做壓力的作用效果的實驗的好處

①橡皮泥是比較容易發生形變的物體，所以用橡皮泥的形變程度來表現壓力的作用效果；
②要得到壓力的作用效果和壓力大小的關系，就要控制受力面積一定而壓力的大小不同，甲和丙符合題意；控制其他因素不變的方法叫控制變數法；
③單純的一個小桌倒放在橡皮泥上，由於受力面積大，所以橡皮泥的形變程度是不太明顯的，加上兩個鉤碼可以讓壓力的作用效果更明顯一些；本實驗是通過橡皮泥的形變程度來表現壓力的作用效果．
故答案為：橡皮泥比較容易發生形變；丙；控制變數；讓壓力的作用效果更明顯；橡皮泥的形變程度．

7. 試驗成果

(一)二氧化碳驅油技術能夠使特低滲透扶楊油層建立起有效驅動體系

通過井溫、壓力梯度測試，搞清了注入的液態CO₂在井筒內的相態分布，系統分析了注入井、采出井動態變化特徵。

1.應用井溫、壓力梯度測試技術，搞清了CO₂在井筒內的相態分布

為搞清液態CO₂在井筒內的相態、溫度、壓力變化情況，在正常注入的情況下，錄取了井筒內的壓力、溫度梯度資料。從測試結果看，液態CO₂大約在1300m開始氣化，氣化後放熱使溫度梯度增大，壓力梯度減小。井底壓力為29.5MPa，折算井筒中液態CO₂平均比重(相對密度)為0.89;井底溫度63.8℃，比油層溫度低22℃左右(圖6-21)。

圖6-21 壓力、壓力梯度曲線

2005年4月，對注氣井進行了壓力降落試井，累計關井576h，壓力從29.85MPa下降到28.95MPa，壓降速度為0.0016MPa/h。用有限導流垂直裂縫模型和均質徑向流油藏模型解釋的結果見表6-30。兩種解釋方法得到的結果基本一致，井筒儲存系數很大，油藏滲透率很低((1.26～1.28)×10^-3μm²)，屬特低滲透油藏。表皮系數低於-5.9，說明注入的CO₂對近井地帶地層有顯著的改善作用。

表6-30 注入井芳188-138試井資料解釋結果

2.注氣壓力較低、油層吸氣能力較強

未壓裂的芳188-138注氣井自2004年7月以來，平均日注液態CO₂20～40t;注入壓力表現出穩中有降的趨勢，由2004年7月的13.0MPa下降到2007年的10.5～11.0MPa。尤其是2006年下半年以來，隨著2口見氣較早的井(芳190-136，芳190-140井)氣油比上升，注氣井注入壓力下降幅度有所加快，與室內實驗結果基本一致。

未壓裂的注氣井在日注液態CO₂20～40t(相當於日注水40～70m³)的情況下，比州2試驗區壓裂投注的注水井(平均日注水30m³左右)注入壓力低5MPa左右。

另外，從州2試驗區注水井與芳48注氣試驗區注氣井霍爾曲線對比情況看(圖6-22)，未壓裂的注氣井注入能力是壓裂投注注水井的4.8倍。可見，扶楊油層注氣壓力較低，吸氣能力較強。

圖6-22 州2與芳48試驗區霍爾曲線對比

3.采出井見到較為明顯的注氣效果

試驗區於2002年12月投產，截至2007年底累計注氣20674t(0.413PV)，累計注采比為2.93;累積產油9690t，采出程度6.09%，採油速度0.90%;綜合含水7.0%。

(1)注CO₂驅油滲流阻力小，油井見效快

由於CO₂具有黏度和密度小的特點，注CO₂驅油滲流阻力小，注氣井和採油井間壓力分布與注水驅高滲透油藏類似，注氣井和採油井井底壓力損失小，注采井間壓力梯度大，從而使特低滲透油藏建立起有效驅動體系。

試驗區正常注氣後，大致3個月左右，滲透率相對較高的芳190-136和芳190-140井陸續見到注氣效果，日產油穩中有升。而與之鄰近的州2注水開發試驗區自投產以來產量一直呈下降趨勢，未見到受效顯示。如芳190-136井，2004年8月開始受效，日產油上升，到2005年7月上升到最高點2.5t/d，隨後受見氣影響，產量逐漸下降(圖6-23)。

圖6-23 芳190-136井日產油曲線

(2)產量恢復程度較高

試驗區5口油井中，芳188-137井未壓裂直接投產，初期日產量0.02t，其餘4口井均為壓裂投產，見效後產量恢復程度為44.1%～71.0%(表6-31)。2006年1月試驗區產量恢復到最高，日產量達8.3t，產量恢復程度達61%。注氣累計增加原油占總產量的57.8%。

表6-31 芳48試驗區見效情況分析

受效高峰期的採油速度高達1.89%，平均採油強度0.25t/d·m，是相鄰注水開發區塊的3倍以上。分析油井受效較好，主要有以下原因:一是氣驅控製程度高(100%)，試驗區只選取了主力層(FⅠ7)注氣，該層為分布穩定的河道砂體，連通較好，氣驅控製程度高達100%;二是注入速度高，2004年7月以來，試驗區注入速度保持在0.15～0.18PV/a，使油井見到了較好的氣驅效果。

(3)油井見氣後產量呈雙曲規律遞減

根據試驗區進入產量遞減階段以來的實際產量(圖6-24)，進行擬合求解，得出試驗區日產油量呈雙曲遞減規律，遞減指數2.371，R=0.9980。

松遼盆地三肇凹陷特低滲透扶楊油層開發理論與實踐

式中:q_t為開始遞減第t月時日產量;q_i為遞減前日產油;D_i為初始遞減率。

圖6-24 實際日產油與計算日產油對比

(4)見氣井地層壓力保持水平較高

2005年4～6月，對注氣井組進行了整體試井，芳190-136和芳190-140井關井末點壓力分別為11.6和13.1MPa，明顯高於其餘3口井(表6-32)。由於這兩口井為試驗區的主要見效井，隨著油井見氣後地層壓力上升;芳188-137井盡管井距較近，但由於該井未壓裂，且受效較差，壓力恢復曲線表現為典型的特低滲透儲層特徵;關井15d最高壓力僅3.6MPa。

表6-32 注氣試驗井組試井資料解釋結果

(二)氣體示蹤及微地震氣驅前緣測試技術，有效指導了氣驅試驗的分析與調整

1.氣體示蹤劑監測技術

2006年5月，以室內實驗為基礎，優選了性能穩定的F6氣體為示蹤劑，並進行了礦場試驗，監測結果見表6-33。從表中可以看出，注入氣體向芳190-140井推進速度最快(5.45m/d)，芳190-136井次之(3.13m/d)，芳188-137井較慢(0.99m/d)，芳187-138井未見氣，芳190-138井見氣較晚，未檢測到示蹤劑。

表6-33 芳188-138井注氣氣體示蹤劑(F6)監測結果

從示蹤劑峰值看，芳190-140井最高(20792μg/m³)，芳190-136井次之(256μg/m³)，芳188-137井盡管見到示蹤劑最早，但峰值最低(61μg/m³)，表明注入的示蹤劑優先向滲透率較高的芳190-140井運移，其次為190-136井和188-137井。示蹤劑峰值高低與儲層物性和氣油比高低具有較好的一致性。

2.微地震氣驅前緣監測技術

微地震法氣驅前緣監測技術基於地球物理、岩石力學、信號處理及震波傳輸等理論和油田生產實際情況，通過監測注氣引起微裂縫重新開啟及造成新的微裂縫時產生的微震波，確定微震震源位置，進一步確定監測井的氣驅前緣、注入氣波及范圍和優勢注氣方向，為注氣方案優化調整提供科學依據。2005年8月對注氣井組進行了微地震氣驅前緣測試(圖6-25)，結合該井的注入數據及測井等資料，取得了以下認識:

一是CO₂氣驅存在主、次流兩個方向，主流方向呈東南164.6°及西南260.8°兩個走向，次流方向略呈北偏東43.3°走向。

二是CO₂氣驅前緣波及面形狀呈不規則的「Y」字型，分析氣驅前緣形態主要受該井區儲層非均質性影響，注入CO₂氣推進速度不均勻，在東南及西南方向CO₂氣推進速度較快，在北西及北偏東方向的CO₂氣推進速度次之;而其他方向的CO₂氣推進速度相對較慢。

三是CO₂氣驅前緣波及面積約為7.6×10⁴m²。

四是芳190-140井和芳190-136井位於CO₂氣驅前緣的兩個主流方向上，為主要見效井;芳188-137井為次要見效井，因為CO₂氣驅前緣向前發展的趨勢明顯且已接近該井;芳187-138井處在氣驅前緣的次流方向上，但由於該井距氣驅前緣相對較遠，受效也不明顯;芳190-138井的方向氣驅前緣推進較慢，未見到注氣效果。

3.脈沖注氣有效提高了CO₂利用率

通過氣體示蹤及微地震氣驅前緣測試技術搞清了扶楊油層非均質特徵。為防止CO₂氣大量突破後造成資源浪費，改善注氣驅油效果，應用數值模擬技術優選了脈沖注氣方案(注氣時關突破井，停注時突破井恢復生產)為實施方案，取得了較好效果。

設計了6套方案，考慮了不同的注入速度、注入量和脈沖周期(表6-34)。

圖6-25 微地震測試結果

表6-34 脈沖注氣方案設計參數

注:5∶2表示關生產井注氣5個月，然後停注採油2個月。

從各方案預測的開發指標(表6-35)可以看出，脈沖注氣開發效果主要與注氣速度、注氣量及脈沖持續時間有關。綜合考慮，持續高速度大排量脈沖注氣效果較好。

表6-35 脈沖注氣開發指標預測結果

綜合以上方案預測指標，采出程度最高的是方案F106，交替周期為6個月(注4個月，停注後采出2個月)。因此優選方案F106(注氣速度為40t/d，注4個月，停注後采出2個月)為實施方案。

根據方案優選結果，2006年開展了脈沖注氣試驗，先後分3個段塞注入液態CO₂5239t。取得了以下認識:

一是注氣壓力略有下降。2006年脈沖注氣後，前面兩個段塞，日注氣量在37t左右，注氣壓力穩定在12.5MPa左右;最後一個段塞注入時，注氣壓力下降到11.5MPa，下降了1.0MPa。說明注氣井有較強的吸氣能力，井組之間有較好的連通關系，停注期間采出井開井，恢復注氣後注氣壓力有所下降。

二是見氣井開井後，氣油比下降，CO₂利用率明顯提高。以芳190-136井為例(圖6-26)，該井2006年5月因出氣量大關井，燜井一段時間後，於2006年9月恢復生產。氣油比由465m³/m³下降到130m³/m³。之後持續生產，氣油比逐漸上升到2007年4月份的337m³/m³，比見氣高峰期低210m³/m³。表明通過脈沖注氣減小了注采壓差，改變了地層流體的液流方向，使見氣井出氣量大幅度減小，降低了氣油比，提高了CO₂利用率。

圖6-26 芳190-136井氣油比變化曲線

另外，為進一步減少油井生產過程中造成的CO₂損失，對油井開井制度進行了優化。芳188-137井不同關井時間的產量變化情況見圖6-27，關井3d後恢復生產1d的產量最高。優選確定了關3d開井1d的生產工作制度，平均日產油1.0t左右。其餘3口見氣井與芳188-137井不同關井時間的產量變化趨勢基本相同，也執行了關3d開井1d的工作制度。

圖6-27 芳188-137井不同關井時間產量變化曲線

可見，通過脈沖注氣和油井生產制度優化，有效提高了CO₂利用率。

(三)氣油比分析技術進一步驗證了芳48斷塊為非混相驅

1.氣油比分析技術

氣油比是評價注氣驅油效果和效益的一項十分重要的指標，由於芳48注氣井組產量低，無法現場測試生產氣油比。因此，我們通過對采出氣的組分變化分析，對生產氣油比進行了估算，在現場得到較好應用。

設原始氣油比為GOR₁，目前氣油比為GOR₂，CO₂氣未突破時地面氣組成為y_1i，其中CO₂的摩爾含量為y_1CO2，注入CO₂氣組成為y_2i，CO₂摩爾含量為y_2CO2。設地面條件下氣的摩爾體積為M(mol/m³)。那麼未突破時采出1m³油時，采出氣為GOR₁m³;CO₂突破後采出1m³油時，采出氣為GOR₂m³。采出氣的摩爾數分別為:GOR₁/M;GOR₂/M。突破後的氣相當於未突破時的氣混入了一定量的CO₂氣，那麼對采出1m³油來考慮，見氣前後采出氣中的非CO₂氣組分的摩爾量是相等的，因此有:

松遼盆地三肇凹陷特低滲透扶楊油層開發理論與實踐

因此氣突破後的氣油比GOR₂為:

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利用該公式計算了芳188-137井、芳190-136井、芳190-138井、芳190-140井的氣油比，2007年底，4口井的氣油比在117～273m³/m³(表6-36)。

表6-36 4口見氣井2007年底氣油比計算結果

2.芳48斷塊非混相特徵分析

理論和實踐均證明:混相驅的驅油效率遠高於非混相驅，而注氣開採的驅油效率很大程度上取決於驅替壓力。只有當驅替壓力高於最小混相壓力(Minimum Miscibility Pres-sure，MMP)時才能達到混相驅替。也就是說，混相驅和非混相驅應用的界限就是最小混相壓力。我國多數油田由於原油性質較差，達不到混相條件，只能是非混相驅替。在礦場實際過程中可通過氣油比的變化特徵判斷混相或非混相驅替。

非混相驅替過程中，注入孔隙體積與氣油比的關系大致可分為3個階段。第一階段和第二階段氣油比變化不明顯，第三階段氣油比急劇上升。即氣體突破前，氣油比基本不變。突破後，氣油比有所增大，但由於建立了油氣混合帶，隨之又出現了一個明顯的台階，持續一段時間以後，氣油比才迅速增大(圖6-28)。也就是說，在氣油比迅速上升之前存在一個明顯的過渡性台階。圖6-28所對應的實驗壓力為20.6MPa，比混相壓力(29MPa)低8.4MPa，為非混相驅替。

圖6-28 芳48非混相驅長岩心實驗壓差、氣油比變化曲線

混相驅與非混相驅的氣油比變化規律則明顯不同。由於混相驅替建立的油氣混合帶較窄，因此，采出端見氣後，氣油比迅速上升(圖6-29)，中間沒有明顯的過渡帶。圖6-29對應的實驗壓力為50MPa，比混相壓力(29MPa)高21MPa，為典型的混相驅。

圖6-29 芳48混相驅長岩心實驗壓差、氣油比曲線

根據室內實驗得出的混相與非混相驅的氣油比變化規律，為芳48試驗區的混相特徵分析提供了依據。

試驗區見氣較早的芳190-136井的氣油比變化曲線見圖6-26。該井於2005年3月見氣，之後氣油比逐漸上升，到2006年8月氣油比達到最高(600m³/m³左右)，這期間共注氣11500t，折算地下體積0.23PV，後期由於採取脈沖注氣使氣油比明顯下降。根據室內實驗得出的混相與非混相驅的氣油比判斷標准，芳48試驗區為典型的非混相驅。

(四)腐蝕狀況監測表明，地面及井下管柱無明顯腐蝕，滿足了開發需要

2006年9月，開展了注氣試驗區腐蝕現狀調查研究。對芳188-137、芳190-140井地面管線進行了實驗室分析，並對這2口井安裝了腐蝕試驗試片。另外，在芳190-138井油套環空內放置了J55鋼腐蝕試驗試片，進行井下腐蝕狀況監測，取得了以下認識:

1.地面管道無明顯腐蝕現象

從芳188-137、芳190-140井地面管道直管段及彎頭部分剖開後的外觀情況看，管道基本完好，內表面無蝕坑、破損、裂紋等現象，未見有明顯腐蝕現象發生。2006年9月28日在這2口井的地面管線內部放置20^#鋼腐蝕試驗試片，2006年11月15日取出，試驗周期47d，除去表層油污後，仍可見金屬光澤，試片表面無蝕坑、破損等現象，在試驗期內腐蝕掛片未見有明顯腐蝕現象發生。

2.井下試片腐蝕現象不明顯

2006年9月28日，在芳190-138井油套環空內放置J55鋼腐蝕試驗試片，2006年11月15日取出，試驗周期47d，也未見腐蝕現象發生。

3.腐蝕速率評價

芳48斷塊注氣試驗井組現場腐蝕試驗分析結果見表6-37。地面和井下試片均未見明顯腐蝕，介質腐蝕性等級為低級，平均腐蝕速率為0.0028～0.0032mm/a。

表6-37 芳48斷塊典型介質現場腐蝕試驗結果

分析芳48注氣試驗區地面及井下管柱腐蝕較弱，主要有以下原因:一是油井含水率低。芳188-137井、芳190-138井基本不含水，芳190-140井含水也在10%以下，這是試驗井腐蝕較弱的主要原因;二是試驗周期短，對腐蝕試驗效果有一定影響。

(五)結論及認識

1)CO₂驅油技術能夠使特低滲透扶楊油層建立起有效驅動體系，作為一項難采儲量動用技術，具有廣闊的發展前景。

2)室內實驗測得扶楊油層最小混相壓力為29MPa，比原始地層壓力(20.4MPa)高8.6MPa，結合現場試驗氣油比變化規律綜合分析表明，芳48斷塊CO₂驅油為非混相驅。

3)室內可行性評價實驗和油藏地質建模、數值模擬研究，較好地指導了試驗方案優化設計，礦場試驗表明，方案符合程度較高。

4)井溫、壓力梯度測試技術搞清了井筒中CO₂的相態分布特徵;氣體示蹤及微地震氣驅前緣測試技術揭示了扶楊油層非均質性強的特點，有效指導了氣驅試驗的分析與調整。

5)脈沖注氣結合油井工作制度優化能夠有效解決因儲層非均質性強引起的油井受效不均衡，提高了CO₂利用率;CO₂吞吐作為注氣驅油的一項引效措施，具有操作方便，成本低等優點。

6)注CO₂驅油實現了特低滲透扶楊油層的有效動用，主要表現在油井見效快、產量恢復程度高，見效高峰期的採油速度是同類型注水開發區塊的3倍以上;油井見氣後產量呈雙曲遞減。

7)適合CO₂驅油的撬裝注氣裝置、KQ65-35-FF注入井井口、油管防腐和油井防氣工藝技術，基本滿足了試驗區開發需要。

8)油藏深部封竄技術抑制了CO₂驅油過程中氣竄的影響，可作為提高注入氣波及體積、改善注氣開發效果的儲備技術。

8. 物理模擬實驗儀器選用

根據煤粉產出物理模擬實驗的原理及目的,需要設計可以滿足該實驗要求的儀器裝置。這些要求包括:

(1)滿足模擬地層流體在煤儲層裂隙之間的流動要求;

(2)滿足模擬煤儲層經儲層改造後的裂隙展布效果要求;

(3)滿足模擬煤儲層在含煤地層中的賦存狀態要求;

(4)滿足模擬煤層氣井排水→降壓→采氣的生產模式要求。

通過一系列的摸索與嘗試,確定了該物理模擬實驗儀器裝置的主體系統結構,其中包括計算機監控系統、樣品制備系統、泵送驅替系統、物理模擬系統、煤粉儲集系統、煤粉分析系統、電力動力系統等。

(1)計算機監控系統:主要由計算機操控平台和驅替導流監測平台等組成。計算機操控平台提供半自動半人工化功能服務,通過計算機實現對驅替導流監測平台的操控,可以滿足不同條件下物理模擬實驗的要求。同時,驅替導流監測平台實現流體相態驅替模式、自動調控驅替流速及壓力、實時監測導流狀況及實時記錄排出產物狀況等。

表5-3 煤體結構差異對煤粉產出的影響研究實驗方案

(2)樣品制備系統:主要由制樣模具、升降施壓油缸、平台支架等組成。制備樣品的前期准備工作需要碎樣機、標准樣品篩、電子天平等輔助設備。首先使用碎樣機將煤岩樣品破碎,經過標准樣品篩的篩選,選用一定粒度的煤粉顆粒,依據制樣模具的尺寸形狀,在升降施壓油缸的擠壓作用下,製作煤磚樣,用於煤粉產出物理模擬實驗。該系統需要通過計算機監控系統控制升降施壓油缸,為制樣提供穩定的壓力。

(3)泵送驅替系統:主要由平流泵、儲液容器、驅替液、導流室、無縫鋼導管、法蘭等組成。該系統的工作原理是通過調整平流泵的泵送功率,使其提供一定流速的穩定流體,該流體將儲液容器內的驅替液以同等速率注入導流室內,對導流室中的煤磚進行驅替作用,同時,需要導流室的左右兩側分別安裝進出液孔道,並在進出口端部安裝測壓孔道及相應法蘭。在此過程中,通過驅替導流監測平台調控平流泵的泵送功率、設置驅替作用的周期及數據記錄頻率等參數。

(4)物理模擬系統:主要由煤磚樣、石英砂、導流室、金屬墊片、塑料密封圈、差壓感測器、升降施壓油缸、平台支架等組成。該系統的工作原理是通過在兩塊煤磚中夾持石英砂顆粒進行人工造縫,模擬煤儲層經過儲層改造後的裂隙延展狀態;由泵送驅替系統向導流室內提供一定流速的驅替液,模擬地層流體在煤儲層裂隙之間的流動過程;由計算機監控系統調控升降施壓油缸,使其對導流室內的煤磚產生穩定圍壓,模擬煤儲層在含煤地層中的賦存狀態。該系統是在計算機監控系統、泵送驅替系統及物理模擬系統的相互配合下進行的,由平流泵提供驅替流體,由升降施壓油缸提供擠壓力,由驅替導流監測平台調控記錄驅替液流速、油缸壓力等參數,由金屬墊片和塑料密封圈來保證導流室中煤磚處於密封狀態。

(5)煤粉儲集系統:主要由電子天平、無縫鋼導管、燒杯等組成。該系統的工作原理是收集由物理模擬系統排出的液體及其中煤粉,同時通過驅替導流監測平台對排出液進行實時稱重並儲存數據結果。

(6)煤粉分析系統:主要由激光粒度儀、濾紙、過濾器、恆溫烘乾機、電子天平、顯微鏡、掃描電鏡、X射線衍射儀等組成。該系統的工作原理是採用激光粒度儀對不同實驗條件中產出的煤粉進行粒度分布測試;採用過濾器及恆溫烘乾機將排出液中的煤粉進行過濾烘乾;採用電子天平對乾燥的煤粉顆粒進行精密稱重;採用顯微鏡、掃描電鏡、X射線衍射儀分析煤粉的顯微形態及物質成分。從煤粉的粒度、質量、顯微狀態和物質成分等角度研究煤粉的產出物性特徵。

(7)電力動力系統:主要由配電箱和電動機等組成。該系統為物理模擬實驗設備裝置的其他系統提供電力及動力保障。

圖5-1 煤粉產出物理模擬實驗儀器設計示意圖

根據上述物理模擬實驗儀器裝置功能要求,實驗儀器設計如圖5-1所示。通過調研,在綜合考慮物理模擬實驗的可行性情況下,採用HXDL-Ⅱ型酸蝕裂隙導流儀作為測試儀器。該儀器可以在標准實驗條件下模擬地層壓力及溫度狀態,可以實現氣、液兩相驅替過程,並能評價裂縫的導流能力。其裝置流程如圖5-2所示。根據上述物理模擬實驗裝置的說明,選用的酸蝕裂隙導流儀的主體系統均達到開展實驗的要求,各個裝置部件可以滿足實驗的需求。該儀器的各項參數是參照《SY-T 6302—1997 壓裂支撐劑充填層短期導流能力評價推薦方法》標准而設定的。

圖5-2 酸蝕裂縫導流儀流程示意圖

9. 高壓實驗大廳有哪些檢測設備

實驗設備很多！！

電纜實驗室

CPJ-25沖片機
CPJ-30沖片機

裁刀
XP-19削片機

JQ-6交聯電纜縱橫切片機
JT300A型投影儀

QJ57P型電橋帶
401B型老化箱

RYS-1熱延伸裝置
HW-Ⅱ恆溫水浴

LP-10-C橡塑多頭測厚儀
Jan-76玻璃恆溫水浴

UX4200S電子天平
金屬材料拉力試驗機

TH5000系列電子萬能材料拉力機

電力專用車

電力專用指揮車
應急電源車

電力預防性試驗車
電力耐壓試驗車

帶電作業車
化學試驗車

電纜試驗車

在線監測、巡檢設備

ED0506系列數字式SF6氣體微水、密度綜
ED0502F型六氟化硫在線監測報警系統

ED0308系列斷路器在線監測系統
ED0210型變壓器油中氣體含量在線監測系統

容性設備及避雷器絕緣在線監測系統
變電站絕緣子污穢在線監測系統

ED0702A型本安型在線式氫氣露點儀
ED0704型在線式氫氣純度分析儀

ED0710系列在線式氫氣綜合分析儀

絕緣耐壓試驗設備

SJTU系列沖擊電壓發生器
YDQ系列充氣超輕型試驗變壓器

YDQD系列帶抽頭充氣式多用高壓試驗變壓器
YDQW系列充氣無暈超輕型試驗變壓器

YDQJC系列充氣式串激高壓試驗變壓器
YD系列油浸式高壓輕型試驗變壓器

YDJC系列串激輕型試驗變壓器
EDCDP系列超低頻高壓發生器

GTU系列高電壓大容量充氣式無局放高壓組合電
JY系列絕緣筒式無局放全絕緣試驗變壓器

EDCZB-09型操作波發生器裝置
GTB系列乾式高壓試驗變壓器

ED2690/ED2691智能耐壓測試儀
ED2671A通用交/直流耐壓測試儀

ED2670/ED2670A通用交流耐壓測試
ZDTC系列高壓試驗變壓器電動操作台

ED2672/ED2672A耐壓/絕緣電阻測
ED2670B通用交/直流耐壓測試儀

TPXB系列調頻串聯諧振裝置
TC系列高壓試驗變壓器操作台

XC系列高壓試驗變壓器操作箱
TPXB-B系列變電站電器設備交流耐壓調頻串

TPXB-C系列CVT檢驗用工頻串聯諧振裝置
TPXB-D系列電纜交流耐壓調頻串聯諧振裝置

TPXB-E系列發電機交流耐壓調頻調感串聯諧
TPXB-F系列發電機交流耐壓工頻串聯諧振裝

TPCB系列變頻控制電源
EDYD系列激勵變壓器

EDFC系列電容分壓器
EDDK系列電抗器

DMA2550型絕緣電阻測試儀
DMB5000型絕緣電阻測試儀

DMC2000型絕緣電阻測試儀
DMD系列絕緣電阻測試儀

DME2305型數顯絕緣電阻測試儀
DME2306型數顯絕緣電阻測試儀

Q50-300 放電保護球隙
FRC系列交直流數字分壓器

H9840型保護式直流數字微安表
高壓濾波電容

TAG6000型無線高壓核相器
2DL系列高壓硅堆

FZ系列高壓直流放電棒
FRD型高壓核相器

YDQ-Ⅱ型聲光伸縮驗電器
400ml標準式試油杯

均壓球
水電阻

警示燈，警示牌
EDC系列高壓電容

測試導線、電流型、電壓型多功能連接件，接插件

變壓器試驗設備

BRTC-I型阻抗法繞組變形特性測試儀
BRTC-II型頻響法繞組變形特性測試儀

BTRC-III型頻響法、阻抗法變壓器繞組變
ED0202A系列變壓器綜合特性測試台

ED0202B系列變壓器綜合特性測試台
ED0202C系列全自動變壓器綜合特性測試台

ED0203型變壓器變比全自動測試儀
ED0203B型全自動三相變壓器變比測試儀

ED0204-1型(原H9820)變壓器直流
ED0204-2型變壓器直流電阻測試儀

ED0204-3型變壓器直流電阻測試儀
ED0204-5型變壓器直流電阻測試儀

ED0204-10型變壓器直流電阻測試儀
ED0204-20型變壓器直流電阻測試

ED0204-40型變壓器直流電阻測試儀
ED0204-III型變壓器直流電阻測試儀

ED0205型變壓器損耗線路參數測試儀
ED0207型變壓器容量及空負載特性測試儀

ED0209型電抗器電參數測試儀
EDBYKC-2000A型電力變壓器有載開關

EDBYKC-2000B型電力變壓器有載開關
EDTCD－2008型局部放電檢測儀

ED2102系列數字式局部放電檢測儀
JZF—10校正脈沖發生器

JZF-9型校正脈沖發生器
60KV-1000PF無局部放電耦合電容

60-300KV-1000PF無局部放電耦合
EDGLB系列倍頻發電機電源隔離濾波器

EDLB系列電源隔離濾波器
EDKLB系列濾波控制電源

TPCB-W系列純凈變頻綜合試驗電源
EDBP系列倍頻發電機組

SBF系列三倍頻發生器
EDGWS型工頻介質損耗自動測試儀

EDDX6000型異頻介質損耗自動測試儀
RLC—9QYG系列瓦斯(氣體）繼電器壓力釋

RLC-8QYG氣體繼電器壓力釋放閥自動測試

紅外熱像儀

HM-160紅外熱像儀
E8-N紅外熱像儀

HM-200紅外熱像儀
E8-TN紅外熱像儀

HM-300紅外熱像儀
E8-GN紅外熱像儀

HY-S280紅外熱像儀
HY-S380紅外熱像儀

HY-G90紅外熱像儀
HY-6800紅外熱像儀

HR-600紅外熱像儀
JK150紅外熱像儀

JK350紅外熱像儀
JK650紅外熱像儀

SAT-JK150/350/650-V紅外熱
SAT-CK350-VN紅外熱像儀

SAT-CK351-N紅外熱像儀
SAT-CK350-U紅外熱像儀

SAT-CK350-W紅外熱像儀
HRYXJ-A(384)紅外熱像儀

HRYXJ-A(160)紅外熱像儀
YRH250紅外熱像儀

YRH-600礦用本質安全型紅外熱像儀
NV618夜間駕駛安全輔助系統

NV628夜間駕駛安全輔助系統
MC601體溫篩查紅外熱像儀

MC602體溫篩查紅外熱像儀
MC603體溫篩查紅外熱像儀

MC602C體溫篩查紅外熱像儀

避雷器測試設備

ED0401-I型避雷器放電記錄器校驗儀
ZGF-Q系列輕便型直流高壓發生器

ED0401-II型雷擊（放電）計數器校驗器
ZGF系列攜帶型直流高壓發生器

ED0403—II型氧化鋅避雷器特性測試儀
ZGF-600kV/5mA直流高壓發生器

ED0402-I型氧化鋅避雷器直流參數測試儀
ED0402-II型氧化鋅避雷器直流參數測試

ED0403—I型氧化鋅避雷器特性測試儀

開關檢測設備

ED0301HMT開關低壓斷路器測試儀
ED0301C型高壓開關動特性測試儀

ED0301A型接觸器同步測試儀
ED0301B型高壓開關動特性測試儀

ED030G型高壓開關動特性測試儀
ED0303B型迴路電阻測試儀

ED0302A型高壓開關操作電源
ED0302B型高壓開關動作試驗儀

ED0303A型迴路電阻測試儀
ED0301E型高壓開關動特性測試儀

ED0301F型高壓開關動特性測試儀
ED0301H型石墨觸頭開關測試儀

ED0303C型迴路電阻測試儀
ED0301D型高壓開關動特性測試儀

ED0304-I型真空度測量儀
ED0304-II型真空度測量儀

ED0305A煤礦開關綜合測試台
ED0305B型高壓開關試驗電源車

ED0306系列通用溫升測量系統
DDG系列攜帶型大電流發生器

ED0309型直流斷路器安秒特性測試系統
ED0307-1開關特性智能測試系統

ED0307-2型開關特性智能測試系統
ED0307-3型開關特性智能測試系統

ED0308型高壓斷路器磨合測試系統
ED0310型開關櫃局放監測整體解決方案

ED03011A型高壓開關櫃接地電阻測試儀
ED03011B型高壓開關櫃接地電阻測試儀

電機檢測設備

EDHNZ-1型發電機轉子交流阻抗測試儀
EDR-102型發電機特性測試儀

ED2605型匝間絕緣沖擊耐壓試驗儀
EDHNZ-3型發電機轉子交流阻抗測試儀

EDHNZ-4型發電機轉子交流阻抗測試儀
EDTS系列電動機綜合測試台

優越的低速載入能力基本上從零速開始就可以提供

油化分析檢測設備

EDWS-3型微量水分測定儀
EDWS-5型微量水分測定儀

EDWS-8型微量水分測定儀
EDBSD-2型閉口閃點測試儀

EDBSD-07型閉口閃點測定儀
EDKSD-3型開口閃點測定儀

EDKSD-07型開口閃點全自動測定儀
EDZL—2型自動張力儀

EDZL—3型自動張力儀
EDSZ—3型石油產品酸值全自動測定儀

EDPH-07型水溶性酸測定儀
EDND-2型石油產品運動粘度測定儀

EDND-3型石油產品運動粘度測定儀
EDZND-8型凝點傾點測定儀

EDZND-10型凝點自動測定儀
EDWS-10型油中水分測定儀

EDSKD—3型絕緣油體積電阻率自動測定儀
EDDZ-3型多功能振盪儀

EDDW-1型低溫穩定型實驗儀
EDXS-2型液相銹蝕測定儀

EDXS-3型液相銹蝕測定儀
EDRH-3型破乳化測定儀

EDPM-07型泡沫特性測定儀
EDRD-09型全自動自燃點測定儀

EDKF-09型空氣釋放值測定儀
EDZY-08型全自動旋轉氧彈值測定儀

EDFF型電阻探針腐蝕監測儀
EDLQ-2型瀝青油污器皿清洗器

EDZL-2A型石油產品蒸餾儀
EDSY-1型恆溫水浴

EDIJJ—II型絕緣油介電強度測試儀
EDIJJ—IIB型絕緣油介電強度測試儀

EDIJJ—III型三杯式絕緣油介電強度測試
EDIJJ—VI型六杯式絕緣油介電強度測試儀

DZL系列單級高效真空濾油機
DZL-A系列雙級高效真空濾油機

LY系列板框壓力式濾油機
SL系列手提式濾油機

ED6000型一體化精密油介損測試儀
EDMD系列密度儀

SF6氣體檢測回收設

ED0501B型精密露點儀
ED0501D型精密露點儀(SF6微量水分測

ED0501E型精密露點儀(SF6微量水分測
ED0501F型冷鏡式精密露點儀

DMT-142P型精密露點儀
DMT-242系列攜帶型SF6露點儀

ED0502A型高精度SF6氣體檢漏儀
ED0502B型SF6定量檢漏儀

ED0502C型六氟化硫氣體檢漏儀
ED0502D型六氟化硫氣體檢漏儀

ED0502E型SF6氣體定量檢漏儀
ED0502F型六氟化硫在線監測報警系統

ED0503A型SF6純度分析儀
ED0503B型SF6純度分析儀

ED0503C型SF6氣體濃度(百分比)分析
ED0504A型SF6分解產物檢測器

ED0504B型SF6故障定位分析儀
ED0504C型SF6智能分解產物測試儀

ED0505C型SF6氣體密度繼電器校驗儀
ED0505D型SF6氣體密度繼電器校驗儀

ED0506系列數字式SF6氣體微水、密度綜
ED0507C型SF6斷路器轉接過濾裝置

ED0507D型SF6開關維護多功能接頭附件
ED0507E型SF6氣體取樣裝置

ED0508DP型SF6綜合測試儀
ED0508DF型SF6綜合測試儀

ED0508PF型SF6綜合測試儀
ED0508DPF型SF6綜合測試儀

ED0510型激光型sf6氣體和氧氣在線檢測
ED0511型SF6氣體泄漏激光成像儀

EDHC-12Y型SF6氣體回收裝置
EDHC-38Y-160W型SF6氣體回收充

EDHC-15Y-15W型SF6氣體回收凈化
EDHC-15Y-15L型立式SF6氣體回收

EDHC-RF300C型SF6氣體回收凈化提
ED30C型SF6氣體微型無油回收裝置

VCH-B046R02型抽真空裝置
VCH-8型SF6氣體抽真空充氣裝置

VCH-16型SF6氣體抽真空充氣體裝置
VCH-30型SF6氣體抽真空充氣裝置

VCH-70型SF6氣體抽真空充氣裝置
VCH-150型SF6氣體抽真空充氣裝置

SF6氣體儲罐
Mega系列全自動SF6氣體回收裝置

Compact系列手動SF6氣體回收裝置
Economy系列全自動SF6氣體液態回收裝

C500R02 SF6 稱重儲存罐
ED280C型小型SF6氣體無油回收裝置

H2氣體分析檢測設備

DMT-242型攜帶型氫氣露點儀
ED0702A型本安型在線式氫氣露點儀

ED0702B型在線式露點儀
ED0702C型Transmet本安型在線式

ED0703型攜帶型熱導型氫氣純度分析儀
ED0704型在線式氫氣純度分析儀

ED0705型攜帶型氫中氧、氧中氫分析儀
ED0706A型在線式氫中氧H2-O2分析儀

ED0706B型在線式氧中氫O2-H2分析儀
ED0707型數字式氣體檢漏儀

ED0708型在線式氫氣泄漏報警系統
ED0709A型攜帶型氫氣綜合測試儀

ED0709B型攜帶型氫氣綜合測試儀
ED0709C型攜帶型氫氣綜合測試儀

ED0709D型攜帶型氫氣綜合測試儀
ED0710系列在線式氫氣綜合分析儀

二次迴路、保護設備

MPT2300A型微機型繼電保護測試系統
MPT2300B型微機型繼電保護測試系統

MPT2300C型微機型繼電保護測試系統
MPT4330（MPT4340）型微機型繼電

MPT6430（MPT6440）型微機型繼電
MPT2800型同期裝置測試儀

ED0101A型單相熱繼電器測試儀(電動機保
ED0101B型單相熱繼電器測試儀(電動機保

ED0101C型三相熱繼電器測試儀(電動機保
ED0101D型三相熱繼電器測試儀(電動機保

ED0102型功率差動繼電器校驗儀
ED0103A型剩餘電流保護裝置動作特性測試

ED0104型繼電保護校驗儀
ED0105型綜合移相器

ED0107A型斷路器模擬試驗裝置
ED0107B型斷路器模擬試驗裝置

ED0107C型斷路器模擬試驗裝置
ED0107D型斷路器模擬試驗裝置

ED0601型漏電保護器測試儀
ED0602型數字毫秒計

ED0603型相序表
ED0604A型數字雙鉗相位伏安表

ED0605A型保護迴路矢量分析儀
ED0605B型保護迴路矢量分析儀

ED0606B型智能三相用電檢查儀
ED0607A型三相多功能伏安相位表

ED0607B型智能型三相相位伏安表
ED0608型直流系統接地故障測試儀

ED0609型低頻信號發生器（原DPX－II
ED0610型單節蓄電池電池活化儀

ED0611型蓄電池組巡迴監測儀
ED0612-30型智能蓄電池放電負載測試儀

ED0612-50型智能蓄電池放電負載測試儀
ED0612-100型智能蓄電池放電負載測試

ED0612-150型智能蓄電池放電負載測試
ED0612-200型智能蓄電池放電負載測試

3551型蓄電池內阻測試儀
ED0604A型數字雙鉗相位伏安表

運行線路檢測設備

ZD-3型復合絕緣子帶電檢測儀
ED-5700型絕緣子分布電壓測試儀

EDHZD-1型電纜故障定位儀
EDHZC-3型電纜故障測試儀

EDHZC-4型電纜故障測試儀
EDHZC-5型通信電纜故障測試儀

EDSB-1型電纜識別儀
EDSB-2型帶電電纜識別儀

EDZS-1型電纜扎傷器
EDZS-2型電纜安全刺扎器

EDHZC-6型地下管線探測儀
脈沖電容

EDGY-3型電纜故障用一體化高壓發生器
EDGY-4型電纜故障用分體高壓發生器

EDHZD-2型液顯多功能定點儀
EDWG-16型線路故障距離測試儀

LY-DY-III型智能型電導鹽密儀
ED2006型灰密測量成套裝置

ED2007型高低壓鉗形電流表
ED2007B型高低壓鉗形電流表

ED2008A型全自動電容電感測試儀
ED2008B型全自動電容電橋測試儀

ED2008C型配網電容電流測試儀

接地裝置檢測設備

ED4001型雙鉗口接地電阻測試儀
ED4002型雙鉗口接地電阻測試儀(高壓鐵塔

ED4003型雙鉗口接地電阻測試儀
ED4004型雙鉗多功能接地電阻測試儀

EDWR-II型大型地網接地電阻測試儀
EDWR-III型大型地網接地電阻測試儀

EDJC-I型桿塔接地電阻測試儀
ED2668型智能接地電阻測試儀

ED2667型通用接地電阻測試儀
ED2571型數字式接地電阻測試儀

EDTY型電氣設備地網導通檢測儀
DJZ系列發電廠和變電所接地電阻測試裝置

ETCR2100+型鉗形接地電阻測試儀
ETCR2000+型鉗形接地電阻測試儀

互感器計量檢測設備

EDHP型一體化互感器檢定裝置
EDJHP型極速全程式控制源互感器檢定裝置

EDHG—III型中文大液晶智能型互感器校驗
EDHG—V型智能型互感器校驗儀

EDHL—II型電流互感器現場測試裝置
EDHL—I型電流互感器(誤差分析）測試儀

EDYJ—II型二次壓降全自動測試儀
EDFH—II型互感器二次負荷在線測試儀

EDYF-I型二次壓降及負荷測試儀
HJQ系列精密電壓互感器（充氣式）

HJY系列精密電壓互感器（油浸式）
HJG系列精密電壓互感器（乾式）

HL系列標准電流互感器
EDFY-95型電壓互感器負荷箱

EDFY-96型電流互感器負荷箱
EDFY98電流電壓互感器負載箱

DL系列大電流測試導線
HLS系列三相標准電流互感器

ED2000A型攜帶型互感器綜合測試儀
ED2000B型互感器綜合測試儀

ED2000C型CT、PT互感器綜合測試儀
ED2000D型CT、PT互感器綜合測試儀

ED2000E型互感器綜合測試儀
ED2000F型互感器綜合測試儀

ED2000G型互感器綜合測試儀
ED2000H型CT、PT互感器綜合測試儀（

ED2000I型智能型CT綜合測試儀
ED2000J型智能型CT，PT綜合測試儀

電能表檢定裝置

ED601系列單相電能表檢定裝置
ED602型單相寬量程標准電能表

ED603系列三相電能表檢定裝置
ED604三相寬量程標准電能表

SH15型單相電工表
ED3000A型單相攜帶型電能表檢定裝置

ED3000B型單相電能表現場校驗儀
ED3000C型三相攜帶型電能表檢定裝置

ED3000D型三相多功能電能表校驗儀

電工儀表及檢定裝置

GZX92D高壓高阻箱
GZX92E絕緣電阻表檢定裝置

GZX92F絕緣電阻表檢定裝置
GZX92高壓高阻箱

GSB-94高壓直流數字電壓表
GFJ99高壓電阻分壓箱

GFJ06高壓電阻分壓箱
DZ-2000型直流電橋電阻箱電位差計智能檢

DZH-2006型高阻箱高壓表智能檢定裝置
JH-5型精密恆流源

JH-10A型可程式控制寬范圍高精密恆流源
JDB-1接地電阻表檢定裝置

JJZ絕緣電阻表檢定裝置
QS39a 高壓電橋

QS30高壓電橋
QS19A高壓電容電橋

QS18A萬用電橋
QJ19直流單雙臂電橋

QJ23a直流單臂電橋
QJ24a攜帶式直流雙臂電橋

QJ24/FMQJ24攜帶式直流雙臂電橋
QJ26直流雙臂電橋

QJ31/FMQJ31直流單雙兩用電橋
QJ32單雙臂電橋

QJ35A、QJ35B型變壓比電橋
QJ35、QJ35-1型變壓比電橋

QJ36直流單雙臂電橋
QJ41電雷管測試儀

QJ42/FMQJ42直流單雙臂電橋
QJ43/FMQJ43直流單雙臂電橋

QJ44/FMQJ44直流單雙臂電橋
QJ45/FMQ45線路故障測試器

QJ47型攜帶式直流單雙臂電橋
QJ48型比較電橋

QJ49a直流單臂電阻電橋
QJ55比較式電橋

QJ57直流電阻電橋
QJ58比較儀式測溫電橋

QJ60教學用直流單雙臂電橋
QJ64直流電阻電橋

QJ65直流單雙臂電橋
QJ71攜帶式直流單雙臂電橋

QJ72攜帶式直流單雙臂電橋
QJ23直流單臂電橋

0.2級D61型電動系交直流毫安/安培/伏特
1.0級L7/1-5型整流系平均值/有效值伏

0.5級MZ13型直流成套儀表
0.5級MZ12型交直流成套儀表

0.5級L17型整流系交流三相有功瓦特表無功
0.5級T69-A電磁系交流安培表(100A

0.5級T77型電磁系交直流毫安/安培/伏特
0.5級T51型電磁系交直流毫安/安培/伏特

0.2/0.5級C79-A.V.mV直流安培
0.5級/1.0級C77型直流微安/毫安/安

0.5級/1.0級單量限/多量限C65型直流
0.2級C64-A.V.VA直流安培/伏特/

1.0級/1.5級D3-φ電動系單相相位功率
0.5級D9型中頻交直流毫安/安培表/伏特表

0.5級D8型電動系中頻交直流毫安/瓦特/伏
0.5級D51-W電動系交直流單相瓦特表

0.5級D77-W電動系交直流單相瓦特表
0.5級D63-W電動系中頻單相瓦特表

0.5級COSφ=0.2/1.0級COSφ=
0.2級D76型電動系交直流毫安/安培/伏特

0.2級D65-HZ型電動系頻率表
0.2級D61型電動系交直流毫安/安培/伏特

0.1級D4型電動系交直流安培/伏特/瓦特表

10. 實驗方案設計

一、 實驗內容

考慮不同庫水升降條件下,「浸泡—風干」循環作用對岩石試樣實驗, 對每一期試樣進行單軸或三軸實驗, 得出在不同水位升降條件下對岩體力學參數的影響規律, 及在不同「浸泡—風干」循環期次作用下力學參數劣化規律。

二、 試驗岩樣

試驗所用砂岩取自三峽庫區秭歸沙鎮溪鎮白水河滑坡, 為侏羅繫上沙溪廟組砂岩。在同一個岩層開出較大片的岩塊, 並在現場切割成小塊運回試驗室鑽心取樣。 根據《工程岩體試驗方法標准》(GB/T50266—99)、 《水利水電工程岩石試驗規程》(SL264—2001)以及國際岩石力學學會推薦標准, 同時滿足RMT-150C岩石力學試驗系統三軸試驗岩樣規格要求, 經過細心切磨製成尺寸為Φ50mm×100mm圓柱形試件。 試樣的精度嚴格滿足規范要求: 高度、 直徑偏差≤±0.3mm, 試件兩端面不平整度≤±0.05mm(圖5-1)。

岩石礦物鑒定結果為絹雲母中粒石英砂岩(圖5-2), 孔隙式鈣質膠結結構, 基質具微細鱗片變晶結構的中粒砂狀結構。 岩石由石英、 長石、 岩屑、 雲母等組成。 碎屑組分有燧石岩屑, 次角-次圓狀, 粒徑0.3mm, 佔10%; 石英碎屑, 次角-次圓狀, 均勻分布,粒徑0.3～0.5mm, 佔80%; 基質組分為絹雲母, 佔10%。

圖5-9 有壓岩石溶解儀的結構圖

圖5-10 水壓力室俯視圖

圖5-11 控制箱

YRK-1岩石溶解試驗儀為本試驗開發的一種模擬庫水壓及庫水升降條件下岩石溶解試驗儀, 下面將對該儀器進行詳細的介紹。

(1)一種模擬庫水壓力條件的儀器的研製

本實驗儀器為一種模擬庫水壓力狀態下水-岩作用的實驗裝置, 模擬蓄水後庫岸岩(土)體所受水壓力環境, 通過考慮不同水壓力及水位升降條件下的岩石-水作用的浸泡實驗, 研究庫水條件下的水-岩作用及力學損傷特徵。 為了達到上述目的, 本儀器製作由岩石溶解室(壓力室), 動、 靜水模擬控制系統, 壓力控制系統, 壓力感測帶等組成。

水壓力室: 主要由底座、 圓柱形水壓力室和蓋板組成, 底板與蓋板之間分布有八根加固螺栓, 通過密封墊圈將圓柱形水壓力室固定在底座和蓋板之間。水壓力室採用不銹鋼和有機玻璃製作, 以便承受較大壓力。

壓力控制系統: 由內部壓力傳導系統和外部壓力控制系統組成。在水壓力室底部安裝一個壓力感測帶與外部壓力控制系統相接, 該壓力感測帶與外部壓力控制系統相連; 外部壓力控制系統由供壓裝置和高精度壓力表以及壓力傳導管道組成, 通過高精度壓力表將15MP壓力轉變為0～1.4MP(量程范圍)的壓力傳遞到壓力感測帶(穩壓狀態), 通過壓力感測帶將壓力傳遞給水, 進而控制水壓力室中的水壓, 滿足實驗要求達到的壓力狀態。

動、 靜水模擬控制系統: 該系統由穩壓電源、 直流電機、 葉輪組成。 直流電機安裝在水壓力室的底板下部, 通過轉軸與水壓力室內部的葉輪相連。 可以模擬在動水狀態下岩石的溶解特徵, 也可以模擬在靜水狀態下岩石的溶解特徵; 同時, 通過控制直流電機轉速進一步模擬在不同動水狀態下岩石的溶解特徵。 與壓力控制系統組合可以進一步模擬在水庫庫水壓力狀態下(具有一定的流速情況下)的水-岩作用。 同時在水壓力室下部設置水樣採集口, 通過水樣分析研究岩石溶解特徵。

(2)岩石溶解儀操作步驟

a. 壓力室放置試樣。 首先將制備好的岩樣放入水壓力室內, 分層直立或橫卧擺放;蓋上蓋板並將加固螺栓擰緊, 固定好。

b. 壓力室充水。 通過進水管向水壓力室內注水, 注水期間將放氣螺絲打開, 將水壓力室內空氣排除, 直至水漫出注水管後, 封閉進水管, 擰緊放氣螺絲。

c. 控制壓力室水壓力。 連接外部壓力控制系統與內部壓力控制系統, 確認連接完成後, 將總控箱中的氣源壓力調節閥全部放開(擰至最松位置), 放氣閥放到「開」的位置。 緩慢旋轉氣源壓力調節閥, 按照實驗要求調節壓力, 並通過外部壓力系統通過壓力傳到裝置將壓力傳遞給水, 保證水-岩作用是在一定庫水條件下進行。

d. 取出試樣。 完成一個實驗周期之後(實驗流程要求), 獲取試樣之前, 首先關閉總氣源(氮氣瓶), 按照試驗流程調節閥慢慢將氣源壓力減小, 打開放氣閥以及放氣螺絲,使殘余氣體放出。 開放水樣採集口, 獲取足夠水樣供分析。 取出岩樣做相應分析。

(3)岩石溶解試驗儀的特點

該儀器製作的優點是: 結構簡單、 易操作、安全可靠, 可以模擬庫區岩體所處不同水壓力環境, 根據需要保持或調節水壓力狀態模擬庫水位升降; 設置動、 靜水模擬控制系統, 以模擬庫水擾動; 設置取水管道, 以便分析離子濃度的變化。

該儀器可以模擬在庫水升降條件及水壓力狀態下岩石所處的水環境, 為研究庫水條件下水-岩作用機理及力學特性而提供一套室內實驗平台。