DreamBlooms/HansPub-15000-to-45000 huggingface dataset:
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user: 2. 试验概况 2.1. 原材料 采用42.5和52.5级普通硅酸盐水泥，其物理力学性能实测结果见表1。 再生粗骨料按照规范GB/T 25177的规定 [ 1 ] ，由实验室5年前试验的钢筋混凝土梁破碎，经筛分为粒径5~20 mm连续级配。其物理力学性能实测结果见表2。 再生细骨料是破碎再生粗骨料过程中粒径小于5 mm的共生产物，按照规范GB/T 25176的规定 [ 2 ] ，经筛分级配而成，其物理力学性能实测结果见表3。 其他原材料包括拌合用自来水和减水率为25%的高效减水剂。 2.2. 混凝土配合比 如表4所列，全再生骨料混凝土的配合比在前期研究基础上，根据规范JGJ 55的规定的绝对体积法 Table 1 Physical and mechanical properties of cemen 等级 细度/% 标准稠度用水量/% 凝结时间/min 抗压强度/MPa 抗折强度/MPa 初凝 终凝 3 d 28 d 3 d 28 d 42.5 4.7 28.5 142 229 26.1 49.4 4.97 8.64 52.5 2.0 28.9 145 233 36.3 57.7 6.45 8.74 表1. 水泥的物理力学性能 Table 2 Physical and mechanical properties of recycled coarse aggregat 表观密度/(kg/m 3 ) 堆积密度/(kg/m 3 ) 24 h 吸水率/% 针片状含量/% 含泥量/% 空隙率/% 压碎值/% 2660 1410 3.7 1.4 0.4 47 13.5 表2. 再生粗骨料的物理力学性能 Table 3 Physical and mechanical properties of recycled fine aggregat 细度模数 表观密度/(kg/m 3 ) 堆积密度/(kg/m 3 ) 紧密堆积密度/(kg/m 3 ) 24 h 吸水率/% 含粉量/% 3.05 2580 1170 1360 9.1 6.6 表3. 再生细骨料的物理力学性能 Table 4 Mix proportion of recycled aggregate concret 强度等级 mw/mc 砂率/% 水/(kg·m 3 ) 水泥/(kg·m 3 ) 骨料/(kg·m 3 ) 附加用水/(kg·m 3 ) 粗 细 C30 0.40 42 166 415 769.2 1062.3 105.8 C40 0.32 42 166 519 731.7 1010.4 100.6 C50 0.35 42 166 474 747.8 1032.6 102.8 表4. 全再生骨料混凝土的配合比 Table 5 Test plan and curing ag 强度等级 试件 养护龄期 t /d C30， C40， C50 3 ´ 3 ´ 14组，252个立方体，126个棱柱体 3， 7， 14， 28， 42， 56， 70， 90， 120， 150， 180， 210， 240， 270 表5. 试验方案与养护龄期 计算确定 [ 37 ] [ 41 ] 。42.5级水泥用于配制C30和C40全再生骨料混凝土，52.5级水泥用于配制C50全再生骨料混凝土。减水剂用量为水泥用量的0.75%~1.0%，根据拌合物工作性能加以调整。附加用水量由再生骨料吸水率确定，用于再生骨料的预湿处理。拌合程序：向搅拌机内投入再生粗骨料和再生细骨料，搅拌均匀并加入附加用水预湿1 h；加入水泥并搅拌均匀；加入拌合水和减水剂，搅拌5 min。 2.3. 试验方法 全再生骨料混凝土的坍落度试验按照规范GB/T 50080的规定进行 [ 42 ] 。抗压强度和抗拉强度试验按照规范GB/T 50081的规定进行 [ 43 ] 。边长150 mm立方体试块用于立方体抗压强度和劈裂抗拉强度试验，150 mm ´ 150 mm ´ 300 mm棱柱体试件用于轴心抗压强度试验。试件均在振动台振实，抹面后覆盖塑料薄膜。成型24 h脱模并移入温度20℃ ± 2℃的标准养护池中水养。每个强度等级的混凝土试件在同一天浇筑成型，3个一组进行同一指标试验。试验方案和养护龄期见表5。
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user: 3. 试验结果分析 3.1拌合物工作性能 全再生骨料混凝土拌合物均具有良好的粘聚性、保水性和流动性，坍落度试验值为145~165 mm。 3.2 抗压强度发展规律 立方体试块受压破坏，均呈现四个立面对称开裂、脱落的对顶锥体。棱柱体试件受压破坏，均呈现中部因横向膨胀而产生竖向裂缝，如图1所示。破坏面上没有发现压碎的再生粗骨料，呈现出再生粗骨料与水泥浆体界面的黏结破坏。因此，全再生骨料混凝土的受压破坏与普通混凝土一致。 相对于养护龄期56 d的全再生骨料混凝土抗压强度发展规律如图2所示。由图可见，抗压强度在养护龄期28 d前增长很快，随后增长减缓并在一定幅度内变动。与42.5级水泥配制的全再生骨料混凝土比较，52.5级水泥配制的全再生骨料混凝土强度增长较快。这与表1所列的52.5级水泥细度大、3 d抗压强度高直接相关，水泥颗粒细度大为水泥快速水化反应提供了更大的界面面积，水泥较高的早期强度则直接提高了全再生骨料混凝土的水泥浆体早期强度。与机制砂混凝土研究结果类似 [ 38 ] ，这些强度发展也与水灰比相关。由于本试验的拌合用水量是定值，较大的水灰比意味着可提供较多的自由水进行内养护而为水泥颗粒的持续水化反应提供了潮湿环境。然而，全再生骨料混凝土在养护龄期超过56 d之后的强度增长微弱，是与机制砂混凝土强度增长规律明显不同的。 图1. 立方体和棱柱体受压破坏形态；(a) 立方体；(b) 棱柱体 图2. 抗压强度随养护龄期的变化 全再生骨料混凝土在养护龄期t时的立方体抗压强度f cu ，t 可采用式(1)预测 (1) 式中：f cu ，t 为全再生骨料混凝土在养护龄期t时的立方体抗压强度，MPa；f cu ，56 为全再生骨料混凝土在养护龄期56 d时的立方体抗压强度，MPa；t为养护龄期，d；3 ≤ t ≤ 56。当t > 56，f cu ，t = f cu ，56 。采用42.5级水泥时，k 1 = 0.45；采用52.5级水泥时，k 1 = 0.33。 全再生骨料混凝土在养护龄期t时的轴心抗压强度f c ，t 可采用式(2)预测 (2) 式中：f c ，t 为全再生骨料混凝土在养护龄期t时的轴心抗压强度，MPa；f c ，56 为全再生骨料混凝土在养护龄期56 d时的轴心抗压强度，MPa。其他符号规定同式(1)。 图3示出了全再生骨料混凝土在养护龄期56 d内的抗压强度实测值与式(1)和式(2)计算值的比较结果。除了养护龄期3 d偏差较大外，整体上符合程度良好。 鉴于立方体抗压强度仅用于确定混凝土的强度等级，而由强度等级推算的轴心抗压强度是混凝土结构设计必须的技术指标。因此，图4绘出了不同养护龄期时全再生骨料混凝土的轴心/立方体抗压强度比 (f c ，t /f cu ，t )，对应于C30、C40和C50全再生骨料混凝土的平均值为0.75~0.98、0.80~1.01和0.84~1.11。表 图3. 抗压强度比随养护龄期的变化 图4. 轴心/立方体抗压强度比随养护龄期的变化 明此比值随着抗压强度的提高而增大，这源于再生骨料间的自锁效应降低了棱柱体横向膨胀变形，有利于提高轴心抗压强度 [ 6 ] [ 10 ] 。 图4也示出了试验结果与规范GB 50010换算公式(3)计算结果的比较。试验值普遍高于计算值，意味着将全再生骨料混凝土用于混凝土结构构件的受压是安全的。 (3) 3.3. 抗拉强度发展规律 图5为全再生骨料混凝土劈裂抗拉试验的典型破坏面，破坏面因骨料与水泥浆体界面破坏而凹凸不平，伴随有少量再生粗骨料断裂。 图6绘出了全再生骨料混凝土相对于养护龄期56 d时的劈裂抗拉强度发展规律。可以看出，劈裂抗拉强度与抗压强度的发展规律相似。与养护龄期28 d时比较，C30、C40和C50全再生骨料混凝土劈裂抗拉强度在养护龄期3 d时依次达到了49.1%，74.1%和88.8%，在养护龄期7 d时依次达到了71.6%、93.6%和94.2%。这意味着抗压强度高的全再生骨料混凝土，其劈裂抗拉强度的发展也较快。 由于混凝土结构设计使用的抗拉强度指标是由立方体抗压强度(强度等级)推算的，对本试验数据的统计结果可采用式(4)，相关系数为0.824。 (4) 图5. 劈裂抗拉典型破坏面 图6. 抗拉强度随养护龄期的变化 图7. 抗拉强度试验值与计算值的比较 式(4)中，f t ，t 为全再生骨料混凝土在养护龄期t时的劈裂抗拉强度，MPa。 图7绘出了试验结果与规范GB 50010换算公式(5) [ 26 ] 、机制砂混凝土换算公式(6) [ 39 ] 的比较。由图7可见，全再生骨料混凝土的抗拉强度试验值低于式(5)、式(6)的计算值。这表明全再生骨料混凝土的抗拉强度偏低，在混凝土结构构件设计时需要进行修正。 (5) (6)
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user: 4. 结论 1) 同前期研究一致，采用合适的配合比和再生骨料预湿处理方法，全再生骨料混凝土的工作性能和抗压强度能够达到配制目标。在本研究仅采用水泥作为胶凝材料的情况下，全再生骨料混凝土的抗压和抗拉强度发展几乎在养护龄期56 d内完成，后期强度发展甚微，且抗拉强度增长低于同龄期抗压强度的增长。 2) 全再生骨料混凝土轴心抗压强度与立方体抗压强度的比值高于规范GB 50010的规定值，采用规范规定值用于结构构件抗压承载设计是安全的。 3) 与相同强度等级的普通混凝土比较，全再生骨料混凝土的抗拉强度偏低。结构构件设计采用抗拉强度指标时，需要进行修正。 4) 鉴于全再生骨料混凝土强度发展的影响因素复杂，本文研究结论的普适性尚需进一步的系统试验研究加以印证。
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user: 摘 要 本研究观察了自然水温孵化条件下，细鳞鲑的胚胎发育过程。细鳞鲑胚胎发育要经过受精卵、卵裂、囊胚、原肠、神经胚和器官形成等6个发育阶段，26个发育时期，详细描述了各个发育时期的胚胎发育特征。水温4.4℃~12.5℃、pH值6.8~7.0、溶解氧8.1~8.5 mg/L、光照强度500~800 Lx的孵化条件下，细鳞鲑受精卵经过633 h破膜，积温206.33℃·d。 关键词 :细鳞鲑，胚胎发育，积温 Copyright © 2017 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/
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user: 1. 引言 细鳞鲑(Brachymystax lenok)是一种名贵的陆封型冷水性鱼类，也是一种繁殖狭温性鱼类 [ 1 ] 。近年来由于自然和人为因素的双重影响，野生鱼类生态环境日趋恶化，细鳞鲑野生鱼类资源已到了濒临枯竭的边缘。为了拯救这一物种免于灭绝，1988年被列入国家II级野生保护动物 [ 2 ] 。2007年河北塞罕坝被批准为国家级自然保护区，河北省加大了细鳞鲑资源保护力度及人工增殖放流规模，另一方面细鳞鲑的人工养殖也在悄然兴起。鉴于此，河北省海洋与水产科学研究院自2012年进行了“细鳞鲑规模化人工繁育及产业化技术研究”项目，对细鳞鲑亲鱼强化培育、亲鱼促熟催产、受精卵孵化、系统发育规律、苗种培育、成鱼养殖和病害防治等关键技术进行了系统的研究。本文，详细描述了细鳞鲑胚胎发育全过程，统计出胚胎发育整个过程所需的积温，讨论了环境条件尤其是水温对胚胎发育的影响，充实了细鳞鲑生物学基础资料，为细鳞鲑规模化苗种培育提供理论参考。
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user: 2. 材料与方法 2.1. 材料来源 细鳞鲑亲鱼来自于吉林延边州国家级水产种质自然保护区，经过一年的驯养和强化培育，3~5龄的亲鱼体重达到1.5~5.0 kg。2013年3月下旬，在青龙满族自治县塔庄冷水鱼养殖科技示范园进行了细鳞鲑人工催产。在水温稳定在6℃时，采用宁波激素二厂生产的渔用激素LRH-A 2 和HCG进行催产，第一针只注射LRH-A 2 ，雌性亲鱼2~4 µg/kg鱼体重，雄鱼注射剂量减半或不注射；一周后，注射第二针，为LRH-A 2 和HCG两种激素的混合物，雌性亲鱼注射2~4 µg/kg鱼体重的LRH-A 2 和800~1000单位/kg鱼体重的HCG，雄鱼注射剂量减半或不注射。自注射第一针激素开始，每隔4~6天捕捞亲鱼检查其性腺发育，从中挑选出发育成熟的雌雄亲鱼移入产卵室待产。细鳞鲑人工授精方法一般采用干法授精，一条雌性亲鱼配2~4条成熟的雄性亲鱼。随即将采集到的受精卵作为观察对象，进行细鳞鲑胚胎发育规律研究。 2.2. 试验方法 2.2.1. 样品采集与观察 每天用解剖镜(1~5 × 10倍)进行胚胎活体观察，采用OPTPro成像软件将具有各发育时期典型特征胚胎拍摄成像。每批次观察的受精卵数量不少于20粒。自受精起0~12 h内，每隔0.5 h取样观察一次；12~48 h，每隔1 h取样观察一次；48~84 h，每隔2 h取样观察一次；84 h以后，每隔6 h各取样一次。孵化过程中每隔2小时记录孵化水温，以便精确计算积温。 2.2.2. 孵化条件 孵化水源为山泉水，通过引水管道直接流入孵化缸，孵化缸入水口加装过滤棉网袋，滤除水中杂质。孵化箱悬于孵化缸中，不间断流水、充气孵化。孵化期间各因子的变化范围：自然水温4.4℃~12.5℃，pH值6.8~7.0，溶解氧8.1~8.5 mg/L，光照强度500~800 Lx。 2.3. 发育积温计算方法 细鳞鲑胚胎发育以该批样品70%以上胚胎出现该时期典型发育特征为标准，并将这个时间记为该发育阶段的起始时间。 各阶段积温的计算方法： K ( ∘ C ⋅ d ) = N × T [ 3 ] [ 4 ] 式中：N为各发育阶段所需时间(d)，T为该阶段的平均水温(℃)。
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user: 4. 讨论 4.1. 温度对细鳞鲑胚胎发育的影响 鱼类的胚胎发育都要有一个适合的水温范围，通常在适当的水温范围内，温度越高，发育越快，在胚胎发育过程中，温度直接影响发育的速率 [ 8 ] 。对2013年不同批次细鳞鲑受精卵的孵化积温进行比较，4月4日的第一批受精卵孵化水温在4.4℃~12.5℃范围内，孵化时间28天，其中在4.4℃~10℃有20天，10℃~12.5℃有8天。4月20日的第四批受精卵孵化水温6.0℃~12.5℃，其中6.0℃~10.0℃有10天，10℃~12.5℃有10天，孵化共持续时间20天。孵化水温的升高加快了细鳞鱼胚胎发育速度，孵化时间相应缩短了将近8天。然而，鱼类的胚胎发育具有种的特异性，主要受遗传因素的影响 [ 9 ] 。温度影响了胚胎发育速度，但对细鳞鲑胚胎发育总积温影响不大。通过不同批次受精卵孵化积温比较发现：孵化温度降低，孵化积温略有升高。如第四批孵化积温205.41℃∙d，第一批孵化积温206.38℃∙d。 施德亮、危起伟 [ 10 ] 等人对秦岭细鳞鲑的胚胎发育进行了研究，将秦岭细鳞鲑的胚胎分为6个阶段，26个发育时期，发育阶段和时期的划分及各发育期特征描述都与本研究基本一致，但各个发育阶段、发育时期所用时间和所需积温存在一定差异。如秦岭细鳞鲑胚胎发育总积温193.35℃∙d，比本研究少了12.98℃∙d。经分析，研究结果存在差异的原因大概有两个方面：(一) 孵化条件不同，特别是孵化温度不同。施德亮等人的孵化温度为9.31℃~12.80℃，而本研究4.4℃~12.5℃，前者孵化温度高于本研究，孵化温度的升高加快了细鳞鲑胚胎发育的速度，同时也略微缩短了胚胎发育所需的积温，也与前面结论“孵化温度降低，孵化积温略有升高。”相吻合。(二) 秦岭细鳞鲑与延吉的细鳞鲑遗传特性的差别。二者虽属同种也未达到亚种的差别，但还是存在一定的遗传差异，从而导致胚胎发育时间和积温存在一定的差别。 4.2. 细鳞鲑卵直径与亲鱼个体大小的关系 在人工授精过程中发现，细鳞鲑卵的直径与亲鱼规格呈正相关，个体大的亲鱼所产的卵粒直径也大，小个体的亲鱼所产卵粒直径往往也小。细鳞鲑受精卵吸水膨胀后直径范围0.43~0.55 cm。细鳞鲑卵的大小对受精率和胚胎发育的影响还有待进一步观察。 4.3. 胚胎发育过程中的敏感期 细鳞鱼胚胎发育共分为6个阶段，每个阶段的发育呈现出明显的差异，对外界敏感程度有所不同。胚胎发育过程中，主要有两个敏感期，对于外界刺激很感敏，切记孵化温差过大、人为因素晃动受精卵致其死亡。一是在原肠期，出现胚环和胚盾时对外界刺激比较敏感；二是胚胎胚孔封闭刚步入器官形成期的时间，对外界刺激非常敏感。 4.4. 胚胎发育过程中应注意的问题 细鳞鲑受精卵孵化水源采用山泉水或地下水较好，水质清澈干净，可延缓水霉病的发生。河水、水库水水质较差，有机质较多，使用前最好要进行沉淀、过滤，而且提前预防水霉病发生。 随着胚胎的发育，受精卵耗氧量会逐渐上升。另外胚胎发育过程中由于卵的质量、环境条件等种种原因会导致一部分受精卵逐渐死亡，死卵在腐败过程中耗氧更加严重。以上两个因素都可能导致孵化容器内局部缺氧，而影响受精卵孵化率。因此，受精卵在孵化容器内铺陈的层数不宜太多，另外要及时清除死卵，避免缺氧引起受精卵大批死亡。 根据多年细鳞鲑受精卵的孵化经验，受精卵孵化温度宜控制在6℃~10℃范围内，孵化温度过低，会导致孵化期延长，同时也会导致破膜时间过长而苗种培育过程中苗种参次不齐，不利于提高苗种成活率。另外，温度过高，也会导致畸形率大大升高，死亡率上升。 细鳞鲑属于典型的冷水性鱼类，受精卵孵化过程较长，孵化过程中发生水霉病是普遍存在现象。孵化过程中要采用福尔马林、制霉菌素、水杨酸等药物定期预防和治疗。另外，还要适时进行人工挑出死卵，清除水霉传染源；一般胚胎发育到器官形成阶段的中后期，就可进行挑死卵；受精卵处于眼色素出现期时，挑除死卵的时机最好，受精卵敏感度很低，不易引起死亡。
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user: 摘 要 本文在前期调研和实验基础上，设计了一套离子交换中试实验装置(1级沸石 + 4级树脂)，并试验了该装置对模拟非放废水(含锶、铯、钴)的处理效果，实验结果表明，该离子交换中试实验装置对锶、铯、钴有较好的去除效果，去污因子达到10 4 。 关键词 :放射性废水，离子交换，去污因子 Copyright © 2017 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/
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user: 1. 引言 核电站产生的低水平放射性废水的产量巨大(主要核素包括锶、铯、钴等)，必须进行妥善的净化处理，以满足国家越来越严格的排放要求。我国正在运行的核电站基本都是滨海核电站，利用海洋的巨大稀释能力，可将核电站液态流出物对环境的影响尽可能的降低。但对内陆核电项目，由于相对滨海厂址其周边受纳水体的局限性和水环境影响敏感性，对内陆核电的放射性液态流出物的排放提出了更高的要求。因此我国《核电厂放射性液态流出物排放技术要求》(GB 14587-2011)和《核动力厂环境辐射防护规定》(GB 6249-2011)中 [ 1 ] ，核电站的放射性液态流出物的排放要求——滨海厂址的核电站，槽式排放出口处的放射性流出物中除H-3和C-14外其他放射性核素浓度不应超过1000 Bq/L，而对于内陆厂址，此数值相应为100 Bq/L (除H-3和C-14外)。要达到此新标准的要求，需要对放射性废水尤其是对内陆核电站所产生废水进行深度处理，放射性废水处理技术要求相应提高。 国内在役核电站的废水处理工艺主要为蒸发和离子交换。蒸发处理对绝大多数废水有良好的适应性，但它能量消耗大、占地大。离子交换技术是非热能处理技术，占空间少，操作灵活，广泛应用于核工业的放射性废水处理中。自我国首座核电厂投入运行以来，离子交换技术在二代加、三代核电(各种堆型)的放射性废水净化处理中都得到了应用 [ 2 ] [ 3 ] 。 本文通过前期调研和选取离子交换材料的实验结果，选择4A沸石和罗门哈斯树脂作为处理锶、铯、钴的离子交换材料 [ 4 ] [ 5 ] ，设计了一套离子交换中试试验装置，并试验了该装置对模拟废水(含锶、铯、钴)的处理效果。
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user: 2. 模拟废水配置 放射性废水是指核电厂、核燃料循环以及放射性同位素生产、应用过程中产生的带有放射性污染或活化核素的各种废水。不同废水所含放射性核素的种类和活度浓度、酸碱度、常规化学组分等差异很大。核电站的放射性废水中，主要核素包括Co、Cs、Sr等。 本实验用去离子水配制含硝酸锶(Sr(NO 3 ) 2 )、硝酸铯(CsNO 3 )、硝酸钴(Co(NO 3 ) 2 )的模拟废水2 m 3 ，模拟非放废水含有硝酸锶(Sr(NO 3 ) 2 )、硝酸铯(CsNO 3 )、硝酸钴(Co(NO 3 ) 2 )各10 mg/L。每次试验前均取原水样分析检测。
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user: 3. 试验装置及方法 离子交换处理流程图如图1所示，主要包括供水单元、离子交换单元、过滤器吸附单元等。供水单元：由废水配水罐、循环水泵、液位计等组成，完成废水配制、原水供料任务。离子交换单元：由进料泵、流量计、压力表、沸石吸附单元(1级4A沸石)、树脂吸附单元(4级罗门哈斯树脂)组成，去除离子态的核素。过滤吸附单元：由1级丝网过滤器组成，用于去除废水中的悬浮物及有机物。 离子交换中试试验装置如图2所示，模拟废水通过进料泵依次经过5台串联的离子交换床单元(1级4A沸石 + 4级罗门哈斯树脂)和过滤器单元，设计处理能力200 L/h。系统稳定运行1小时后，间隔一定时间在每台离子交换柱下游出口取样检测。
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user: 4. 试验结果与讨论 离子交换装置处理模拟废水的试验结果如图3~图5所示。 图1. 离子交换处理流程图 图2. 离子交换中试试验装置 图3. 离子交换装置去除锶试验结果。(a)沸石去除锶DF值；(b)树脂去除锶DF值 图4. 离子交换装置去除铯试验结果。(a)沸石去除铯DF值；(b)树脂去除铯DF值 图5. 离子交换装置去除钴试验结果。(a)沸石去除钴DF值；(b)树脂去除钴DF值 如图3所示，离子交换装置中4A沸石对锶的DF值约为10 4 ，但随着时间增加，4A沸石会慢慢饱和，因此对锶的去除能力会下降。1级树脂对锶的DF值随时间的增加而变大，2~4级树脂的出水浓度小于1 ug/L，均在测量仪器的检测限(1 ug/L)以下。总装置对锶的DF值约为10 4 。 如图4所示，离子交换装置中4A沸石对铯的DF值约为10 3 ，同样随着时间增加，4A沸石会慢慢饱和，因此对铯的去除能力会下降。1级树脂对铯的DF值随时间的增加而变大，2~4级树脂的出水浓度小于1 ug/L，均在测量仪器的检测限(1 ug/L)以下。总装置对铯的DF值约为10 4 。 如图5所示，离子交换装置中4A沸石对钴的DF值约为5 × 10。1级树脂对钴的DF值约为2 × 10 2 ，2~4级树脂的出水浓度小于1 ug/L，均在测量仪器的检测限(1 ug/L)以下。总装置对钴的DF值约为10 4 。在实验过程中去污因子会有波动。
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user: 5. 总结 从上述数据分析可以得出，4A沸石对锶的处理效果最好，但随着时间的增加，4A沸石会慢慢饱和，去除效果会变差。该离子交换中试实验装置装载1级4A沸石和1级罗门哈斯树脂即能对锶、铯、钴有较好的去除效果，去污因子达到10 4 。但为了达到更好的处理效果，建议1级沸石后至少加两级罗门哈斯树脂。 后续采用该离子交换装置(装载1级4A沸石和2级罗门哈斯树脂)对100 mg/L的模拟废水进行了处理，总装置对锶、铯、钴的去污因子大于10 4 。
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user: 摘 要 本文通过对山东省沿海地区的地下水资源分布和质量状况的调查，评估省区的地下水资源分布、类型和水质水量以及可开发利用的潜力。调查研究表明：沿海大部分地区地下水主要以基岩裂隙水(浅棕色区域)为主，径流模数小于50，000 m 3 /km 2 ·年，多年平均地下水天然补给资源量为216.38亿m 3 ，可开采资源量为178.65亿m 3 。其中，淡水、微咸水天然补给资源量为206.19亿m 3 。目前，开采现状为123.30亿m 3 。其中，工业开采27.09亿m 3 ，农业开采77.84 m 3 ，生活用水18.37亿m 3 。为实现地下水资源的可持续利用，建议采取如下措施：1) 加强地下水开采管理。2) 合理规划，适度开发。3) 采用污水集中收集处理措施和封闭式循环水系统。4) 加强地质普查与水质监测。5) 继续开展井盐水利用与海水入侵关系研究，确保地下水养鱼能迈向可持续发展。 关键词 :工厂化养殖，鲆鲽类，地下水，资源，山东 Copyright © 2017 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/
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user: 1. 前言 1.1. 山东省海洋地理概况 山东省地处暖温带，位于北纬34˚30'~38˚15'、东经114˚50'~122˚50'之间，濒临渤海和黄海。海岸线长达3300多km，占全国的六分之一，毗邻海域面积超过14万km 2 ，与陆地面积相当，日照充足，拥有丰富的海洋生物资源。沿海海岸线曲折漫长，可供增养殖的水域广阔，水质优良，温度适宜，交通便利，自然与社会条件有利于海水增养殖业的发展。 1.2. 山东省海水养殖概况 山东省是海洋渔业经济大省，伴随着国家海洋捕捞“零”增长政策的实施，海水养殖在山东渔业发展中的作用和地位愈发举足轻重。山东的海水增养殖业从二十世纪五十年代开始，经历了海带、对虾、扇贝、鱼类的几大养殖浪潮后，在21世纪，励精图治，向新的目标迈进。 目前的海水增养殖方式主要包括池塘养殖、底播养殖、筏式养殖、网箱养殖和工厂化养殖等多种模式。养殖苗种培育产业逐步壮大，苗种培育技术日臻成熟，渔业资源放流增殖制度逐渐完善，规模逐渐扩大。渔业产量、产值、出口创汇等主要经济指标继续在全国保持领先地位。
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user: 2. 调查的目的和方法 2.1. 调查目的 沿海地下水资源的分布和质量状况直接决定鲆鲽类养殖产区的规划、养殖模式以及养殖质量。在国家鲆鲽产业体系项目支撑下，调查小组对山东省养殖主产区地下水资源情况开展调查，旨在摸清省区地下水资源的分布、类型、水量和水质情况及可开发利用潜力，以及当地养殖户对当地地下水资源的开发利用情况，调查结果为集成、优化我国鲆鲽类现有循环水养殖系统，构建全封闭式和半封闭式循环水养殖工厂和技术体系提供基础材料。 2.2. 调查时间、范围 调查小组于2011年5月~11月期间对山东省7个沿海城市青岛、烟台、威海、潍坊、东营、滨州和日照进行了走访调研，往返行程近3000公里(图1)。调查对象包括当地养殖场和海洋与渔业局。 2.3. 调查方法 1) 前期资料收集准备； 2) 走访当地养殖户，现场记录、拍照和摄像，弄清养殖种类、养殖模式、养殖用水情况，该地地下水资源状况及已开发利用情况等； 3) 记录养殖园区坐标范围，绘制养殖园区分布图和地下水资源分布图。
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user: 3. 调查结果 3.1. 山东省地下水资源概况 根据山东省地下水资源分布图 [ 1 ] [ 2 ] [ 3 ] (图2)，山东省沿海大部分地区主要以基岩裂隙水(浅棕色区域)为主，径流模数小于5万立方米 3 /千米 2 ·年，东营和滨州沿岸主要为咸水(网格状区域)分布区域，在莱州、龙口、即墨、胶南和日照沿岸有少量松散岩类孔隙水分布，径流模数在5~10万m 3 /km 2 ·年。山东省地处暖温带，濒临渤海和黄海。海岸线长达3300多km，占全国的六分之一，毗邻海域面积超过14万km 2 ，可供增养殖的水域广阔，有利于海水增养殖业的发展。 图1. 山东沿海地下水调查路线图 图2. 山东省地下水资源分布图 3.2. 山东省地下水补给和使用概况 根据国土资源部调查报告表明山东省多年平均地下水天然补给资源量为216.38亿m 3 ，可开采资源量为178.65亿m 3 [ 4 ] 。其中，淡水、微咸水天然补给资源量为206.19亿m 3 ，可开采资源量为170.45亿m 3 。目前，开采现状为123.30亿m 3 。其中，工业开采27.09亿m 3 ，农业开采77.84亿m 3 ，生活用水18.37亿m 3 。其中，潍坊、烟台、青岛和日照沿海地下水开采量较大 [ 5 ] (图3，紫色区域)。 3.3. 山东省鲆鲽类养殖区分布 目前山东省工厂化养殖(大棚养殖)规模已达到499.6万m 2 ，大多数利用地下海水和卤水养殖温、冷水性鱼类，少数利用自然海水养殖，工厂化养殖建设比较密集的区域有潍坊滨海开发区岸段、莱州朱旺至刁龙嘴岸段、蓬莱解宋营岸段、烟台开发区八角至上刘家岸段、荣成寻山岸段、乳山徐家岸段、海阳大闫家岸段、胶南大场岸段及日照涛雒岸段(图4)。主要养殖鲆鲽类的种类为大菱鲆、褐牙鲆、漠斑牙鲆、大西洋牙鲆、半滑舌鳎、条斑星鲽、圆斑星鲽、星突江鲽等、此外，利用地下水养殖的种类还有虾类(凡纳滨对虾、中国明对虾)及刺参、皱纹盘鲍等。
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user: 4. 讨论和建议 地下水是可以修补和持续开发利用的资源，为合理进行地下水的可持续开采，实现地下水资源的可持续利用，建议采取如下措施： 1) 加强地下水开采管理。地下水资源需要合理开发利用并有效保护，才能被持续利用。明确管理部门，落实管理措施，对地下水资源统一规划，保护和管理。 2) 合理规划，适度开发。以地下水量来决定养殖面积，按照具体情况，进行点状开发，按条状或带状发展。开发前期做好地下水资源量勘测和水质分析，避免盲目投资。 图3. 山东省地下水资源开发利用现状图 图4. 山东沿海工厂化养殖集中地区 3) 采用污水集中收集处理措施和封闭式循环水系统，既缓解了经验水的短缺又减轻了无水对海域的污染，封闭式循环水养殖系统可节约60%~70%的地下水。 4) 加强地质普查与水质监测。建立地下水动态监测网，对地下水开采量、地下水水位、水质进行系统监测，为合理开发利用水资源提供科学依据。 5) 继续开展井盐水利用与海水入侵关系研究。采取谨慎严肃的态度，确保地下水养鱼能迈向可持续发展的新阶段。
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user: 摘 要 钛白粉生产中酸性废水处理后产生的滤饼固含量低是行业普遍面临的工程问题。本文从中和沉淀颗粒形貌入手分析，研究了酸性废水中Fe 2+ 浓度以及返浆操作对滤饼固含量的影响，实验数据表明对固含量的提高有限。此外，还研究了APAM以及实验室自制的絮凝剂X，以及三种表面活性剂(SDBS，DTAB，FMES)对固含量以及过滤速度的影响。选取SDBS分别与10 ppm的APAM和NPAM复配，研究其复配联用对固含量以及过滤速度的影响。最后，选择10 ppm的APAM与0.75%的SDBS进行复配对污水处理车间酸性废水中和后进行调理，可将滤饼固含量由31.97%上升至37.18%；滤饼表面露出所需的时间由196 s下降至83 s，滤液COD符合国家污水综合排放二级标准。 关键词 :钛白粉，酸性废水，滤饼固含量，表面活性剂，絮凝剂 Copyright © 2017 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/
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user: 1. 引言 钛白粉(Titanium Dioxide)，主要成分为二氧化钛(TiO 2 )的多晶化合物 [ 1 ] ，广泛应用于涂料、造纸、塑料、印刷油墨、化妆品等行业 [ 2 ] 。我国钛白粉总产能常年居于世界第一 [ 3 ] 。 目前我国以硫酸法生产为主，其产能占总产能的98%。硫酸法一个明显的缺点在于其废酸、酸性废水处理量较大 [ 4 ] 。其中废水是指同洗涤除杂水一起排出，pH为1~4的酸性废水，其水质与水量波动较大。其大致组成成分如表1所示。 对于废水处理工艺还比较有限，国内外普遍采用的方法还是中和后排放的方法。某钛业集团采用的钛白废水中，硫酸质量分数的波动范围为1%~2%，亚铁离子质量分数为0.6%~1%，处理工艺为石灰乳中和沉淀法。其大致工艺流程如图1所示。 此方法面临滤饼含水量较大导致运输堆放等后续处理成本增加的普遍问题。提高中和沉淀酸性废水后产生的滤饼固含量，降低运输堆放等后续处理成本具有实际工程意义。 Table 1 The composition of acidic wastewater [5 W(H 2 SO 4 )/% W(Fe 2+ )/% W(Mg 2+ )/% W(Al 2 O 3 )/% W(TiO 2 )/% 密度/g·mL −1 1~5 0.5~1.2 0.05~0.09 0.03~0.09 0.01~0.05 1.01~1.05 表1. 酸性废水大致组成情况 [ 5 ] 图1. 石灰乳中和沉淀法处理废水的基本流程
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user: 2. 实验装置与实验步骤 本实验流程主要分为恒温搅拌中和环节与恒压过滤环节。其中恒温搅拌中和环节的实验装置图如图2所示。 模拟实验中和温度与中和终点pH值参照该集团废水处理工段的实际工艺情况确定：实验操作选用电子恒温水浴锅维持中和温度51℃；采用pH计确定中和终点，其终点pH为9。另外，搅拌速度维持在150 ± 10 r/min范围内；中和试剂采用20%wt的CaO料浆。 恒压过滤环节的过滤操作恒压抽滤与模拟恒压压滤相结合。先进行恒压抽滤，当滤饼上方液面下降，滤饼表面完全暴露于空气中，滤饼上方放上铁片，再套上橡胶套，模拟恒压过滤10 min。 在探究絮凝剂以及表面活性剂的实验环节，比较过滤速度的快慢。本实验以恒压抽滤的时间，即滤饼表面完全暴露于空气中所需的时间描述过滤速度的快慢。
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user: 4. 结论与建议 4.1. 结论 本文就该集团钛业集团处理酸性废水后，产生的滤饼含水量大的工厂现实问题进行研究。其主要结论如下： (1) 从滤饼颗粒形貌分析入手，探究了酸性废水中Fe 2+ 浓度以及返浆操作对滤饼固含量的影响，实验数据表明对固含量的提高程度有限。 (2) 三种表面活性剂中，十二烷基苯磺酸钠(SDBS)对固含量提高程度明显，但减小了过滤速度；阴离子聚丙烯酰胺(APAM)相比于絮凝剂X对过滤速度提高程度明显而对固含量影响不大。 (3) SDBS分别与10 ppm的APAM和非离子聚丙烯酰胺(NPAM)复配，其固含量的提高程度大小为：SDBS + NPAM > SDBS > SDBS + APAM；但NAPM与SDBS复配将会导致过滤速度随SDBS添加量的升高下降更快，而APAM与SDBS复配可以将过滤速度维持在较高水平。 (4) 为保证过滤速度，最终选择10 ppm的APAM与0.75%的SDBS进行复配对车间酸性废水进行调理，可将滤饼固含量由31.97%上升至37.18%；滤饼表面露出所需的时间由196 s下降至83 s，滤液COD符合国家污水综合排放二级标准。 本实验从钛白粉生产中酸性废水处理后产生的滤饼沉淀颗粒形貌分析入手，主要采用絮凝剂与表面活性剂复配的思路进行滤饼固含量的提高。最后采用的方案对固含量有一定提升，且对过滤速度的提高效果较为明显，但其方案的经济效应有待提升。 4.2. 建议 由于本实验采取的返浆操作为间歇操作，局限性较大，探究的范围浅而窄。因此进一步的研究建议可考虑在连续返浆操作的情况下，探究返浆液pH，返浆体积比等因素的影响。 另外，也可尝试对废水中Fe 2+ 和 进行分步沉淀，例如尝试利用草酸对废水中Fe 2+ 先行沉淀，制得草酸亚铁，随后固液分离后的低Fe 2+ 浓度废水再进行中和沉淀，调理后压滤，也可一定程度提高固含量和经济效应。
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user: 摘 要 西湖凹陷目前已发现的储层主要集中在平湖组和花港组，属于低孔低渗储层，流体性质复杂，使用常规测井手段难以准确识别低孔低渗复杂油气层。气体解释的优点在于它不依赖于地层水、岩石骨架、泥质含量、矿物含量等参数，所以在低阻、低孔、低渗的“三低”储层，未知矿化度储层流体解释方面应用效果好。特别是在复杂油气层的识别方面对测井解释是一个补充。研究主要根据钻井液脱气试验和脱出气体的色谱分析，获取现场脱气仪的脱气效率，通过脱气效率分析获取钻井液含气量；结合钻时、排量、井径数据可转化为地层真实含气量。结合岩心、测井孔隙度等实钻数据，通过地下真实含气量与气体状态方程换算成地层含气饱和度。 关键词 :西湖凹陷，气测录井，脱气效率，地层含气量，地层含气饱和度 Copyright © 2017 by authors， 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/
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user: 1. 区域地质概况 西湖凹陷位于东海陆架盆地东北部，呈北东向，南北长约55 × 10 4 m，东西宽约11 × 10 4 m，面积约5.9 × 10 4 km²，新生代最大沉积厚度约1.8 × 10 4 m，是东海陆架盆地中的一个二级构造单元。西湖凹陷东侧是钓鱼岛隆褶带，西侧是海礁–虎皮礁隆起，西南与钓北凹陷相邻，北与福江凹陷相接，是东海陆架盆地中面积最大的沉积凹陷。 西湖凹陷油气勘探主要分布在三大构造区带：西部斜坡区、西次凹和中央反转构造带。其中低渗层在西部斜坡带平湖组、西次凹和中央反转构造带的花港组和平湖组上部均有广泛分布。初步估算，在这几大构造带中低渗层天然气地质储量巨大，是西湖凹陷油气勘探的主要领域 [ 1 ] 。
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user: 2. 西湖凹陷低孔低渗油气层特征 目前西湖凹陷的油气勘探主要集中在始新统平湖组和渐新统花港组两个层系上。近年来，在中央反转构造带和西次凹地区花港组发现了厚度大、分布广的低孔低渗储层，该类储层孔隙度多在15%以下，渗透率一般小于10 mD，发育深度多位于3500 m以下 [ 2 ] [ 3 ] 。与常规储层相比，低孔低渗储层成因机理复杂，孔隙度较小，流体含量低，使储层流体对电性的控制作用远远小于岩性、物性对电性的控制作用，因此，在低孔低渗储层中测井资料受储层岩性、地层水性质和物性的影响较大，使用常规测井手段难以准确识别低孔低渗复杂油气层。 气测录井获取的是地下地层含油气性的直接信息，不受储层岩性、物性的影响，在低孔低渗储层的油气识别中具有优势。
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user: 3. 气测值综合环境校正 录井气测解释需对全烃体积分数φ(TG)检测值进行校正(表1)，以使全烃体积分数检测值在录井气测快速解释中更好的判断气测异常段，并选择有潜力的层。气测综合环境校正是在老全烃体积分数校正的基础上，在取心、钻时、排量等方面进行优化 [ 4 ] 。新的气测校正思路中，选取基准井段为参考值，对全烃体积分数进行放大或缩小，并考虑气测基值、取心的破碎岩石体积变化等因素的影响 [ 5 ] 。经过新老全烃体积分数校正的结果对比，新校正方法效果较好。 表1. φ(TG)基础校正新老方法对比 注： 、 、 分别为校正后的气测值、校正前的气测值、气测基值，1； 、 、 分别为校正前的钻时、校正后的钻时、钻时均值，min/m； 、 、 分别为校正前的井径、校正后的井径、井径基值，m；F、 、 分别为校正前的钻井液排量、校正后的钻井液排量、钻井液排量均值，L/min；C为取心校正系数，1。 在泥岩取心段，老的校正方法使泥岩段不应升高的气测值升高，新的校正方法在泥岩段校正前后仅略有变化(图1)。在砂岩取心段，老的校正方法使砂岩取心段气测值升高过大，引起重点气层段识别出现误差，新校正方法保护了曲线形态(图2)。在多储层交替互层段，老校正方法难以区分主要层和非主要层(图3)，新校正方法容易区分重点层，使夹层的识别变得更加有效。
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user: 4. 脱气效率分析校正 4.1. 钻井液脱气效率试验 4.1.1. 钻井液真空脱气试验 钻井液脱气试验共进行72项次，对于同一深度点的样品取一瓶现场脱气前和一瓶现场脱气后的两瓶样品，其中脱气前样品36个，脱气后样品36个。 图1. XX-1井泥岩取心层段全烃体积分数校正优化前后对比 图2. XX-2井砂岩取心层段全烃体积分数校正优化前后对比 图3. XX-3井多层互层段全烃体积分数校正优化前后对比 试验记录主要有日期、编号、深度、时间、钻井液进量、脱气量、取样个数、试验温度、试验人等信息 [ 6 ] ，且需要根据脱气罐和集气管体积计算出修正的脱气体积。根据修正脱气体积计算1 L钻井液的脱气体积，部分试验结果见表2。 Table 2 The results of degassing tests of part of the drilling fluid 样品编号 样品深度/m 进样量/mL 脱气量/mL 集气管体积/mL 脱气罐 体积/mL 修正的脱气 体积/mL 1 L钻井液脱气体积/mL 1.1 4319 170 25 80 460 116 682 1.2 4319 170 26 80 460 120 706 9.1 4496 130 15 80 460 77 592 9.2 4496 150 19 80 460 93 620 10.1 4503 150 4 80 460 20 133 10.2 4503 125 13 80 460 67 536 2.1 4322 125 15 80 460 78 624 2.2 4322 125 22 80 460 114 912 表2. 部分钻井液脱气试验结果 4.1.2. 脱出气体色谱分析试验 每瓶钻井液脱出气体均进行一次色谱分析试验。脱出气体主要为CO 2 ，其次为混入的空气组分，烃气含量较小，一般为10~80 mL。钻井液含气计算结果见表3。 Table 3 The calculation result of hydrocarbon-bearing component in 1 L drilling flui 样品号 1 L钻井液脱气体积/mL CH 4 体积/mL C 2 体积/mL C 3 体积/mL iC 4 体积/mL nC 4 体积/mL iC 5 体积/mL nC 5 体积/mL 1.1 682 4.22 2.93 6.62 3.34 2.99 0.88 1.83 9.1 1320 8.68 6.90 7.39 0.69 5.59 1.92 2.57 9.2 742 2.17 3.19 5.64 2.43 4.05 1.92 1.05 10.2 445 2.59 2.32 1.67 1.40 1.50 0.73 0.67 11.1 487 2.24 0.00 5.43 1.24 2.40 1.86 0.54 13.1 432 6.36 3.54 0.00 3.73 3.00 1.91 1.53 13.2 550 2.06 0.45 0.00 6.22 2.36 1.38 0.73 表3. 1 L钻井液含烃组分的计算结果 4.2. 脱气效率分析 通过分析钻井液脱气实验数据，发现脱出气体CO 2 占比例过高，使得烃气含量受随机误差影响大，导致数据异常。现场脱气仪甲烷脱气效率为40%~80%，随钻井液含气量增加而升高；乙烷脱气效率一般为20%~60%，个别大于80%数据点因其绝对值小，误差较大 [ 7 ] (图4)。 图4. 全烃体积分数与φ(C 1 )、φ(C 2 )脱气效率关系 由于丙烷和丁烷受二氧化碳影响，数据误差较大，仅分析甲烷、乙烷、戊烷的脱气效率。根据图5可以看到，现场脱气仪甲烷的脱气效率最高，一般为20%~80%，乙烷脱气效率比甲烷的低，一般为20%~60%，戊烷脱气效率更低。分析原因认为，是由于重质组分的扩散性较差，导致脱气效率略低。 图5. 钻井液样品不同组分脱气效率对比 4.3. 脱气效率校正 通过总脱气效率和φ(TG)关系曲线进行校正。总脱气效率为： 式中： 为总脱气效率，%；V 1 和V 2 分别为脱气前后C 1 、C 2 、C 3 、…钻井液中所含烃类气体的体积，mL。 总脱气效率 和φ(TG)关系如图6所示，通过实验数据投点拟合关系曲线公式： 图6. 总脱气效率和φ(TG)关系 φ(TG)的脱气效率校正公式为： 式中： 为脱气效率校正后的气测值，%。
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user: 5. 地层真实含气量评价计算 5.1. 钻井液含气量的计算 将钻井液含气量与φ(TG)的关系数据投点拟合曲线(图7)，得到1L钻井液含气量G c 与φ(TG)关系为： 式中：G c 为1 L钻井液中含气量，mL/L。 图7. 1 L钻井液的含气量与φ(TG)关系 5.2. 甲烷逸散校正 假设溶进钻井液中的气体组分和地层中组分相同，且重烃组分无逸散；原始地层甲烷含量95%，经过实验分析，脱气仪脱出气体甲烷85%；计算认为甲烷会逸散一半左右 [ 8 ] [ 9 ] 。 逸散校正后1 L钻井液含气量 与φ(TG)关系为： 当φ(TG) < 1%时，钻井液含气量很低，可认为钻井液不含气(图8)。 5.3. 地层真实含气量的计算 以XX-3井为例进行钻井液含气量的计算，钻井液含气量计算公式: 式中：Q g 为地面状态下地层真实含气量，m 3 /t；R为目的层段平均钻时，min/m；F为目的层段平均钻井液排量，L/min；D为目的层段平均井眼尺寸，m；ρ为目的层段钻井液密度，g/cm 3 。在XX-3井应用计算中效果良好(图9)，达到了定量评价的要求。 图8. 甲烷逸散校正后1 L钻井液的含气量与φ(TG)关系 图9. XX-3井钻井液含气量与地层含气量的计算结果 5.4. 地层含气饱和度定量计算 地下地层含气饱和度计算是基于地层气体在地表、地下不同温压条件下气体体积变化导致其在钻井液中含量变化的思路提出的，通过对地下温压情况的分析，结合地下含气量的计算公式，得出地下状况下地层含气饱和度S g 的计算公式 [ 10 ] [ 11 ] ： 式中：S g 为地层含气饱和度，%；T 2 为地下状态下地层的温度，K；P 2 为地下状态下地层的孔隙压力，Pa；T 1 为地面状态下地层的温度，K；P 1 为地面状态下地层的孔隙压力，Pa； 为地层岩石孔隙度，%；Z为气体压缩因子，1。 由Z值，结合分析化验、测井、测试等数据的对应关系，建立气测录井含气饱和度的定量评价方法。
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user: 6. 结论 1) 提出的气测环境校正新方法综合考虑了低渗储层钻进及取心过程中对气测值的影响，应用效果好。 2) 现场脱气仪甲烷脱气效率为20%~80%，重质组分脱气效率逐渐下降。 实验中钻井液脱出烃类气体总含量约为20~60 mL，通过公式计算所得地面地层含气量约为1.5~3.5 m 3 /t，相当于15%~30%的含气饱和度。
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user: 摘 要 平衡钻井条件下，气测录井参数可以进行对比和更有效地反映地层含油气情况，而非平衡钻井由于地层压力与钻井液液柱压力之间的压差原因，对气测录井参数造成直接影响。针对英台断陷非平衡钻井对气测录井参数的影响，通过对不同天然气产能条件下钻井压差与气测录井参数关系的分析，探讨了气测录井全烃体积分数及甲烷体积分数的校正方法，提出了指数确定、系数变化的压差回归校正法。该方法经英台断陷实际应用证明效果较好，对非平衡钻井条件下气测录井参数的标准化校正具有一定的指导意义。 关键词 :气测录井，参数校正，非平衡钻井，全烃体积分数，甲烷体积分数，地层压力，钻井液液柱压力，压差 Copyright © 2017 by author， 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/
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user: 1. 引言 在气田欠平衡钻井 [ 1 ] 时，由于钻井液液柱压力小于地层流体压力，地层中的气体就会侵入钻井液中，导致气测值急剧上升；过平衡钻井 [ 2 ] 时，由于钻井液液柱压力大于地层流体压力，对储层会造成污染，且直接影响气测录井效果。平衡钻井条件下气测录井参数可以真实反映地层含油气情况。非平衡钻井条件下的气测录井参数与平衡钻井条件下的气测录井参数没有可比性，造成解释困难。因此，将非平衡钻井条件下气测录井参数校正到平衡钻井条件下，有助于真实反映地下含油气情况，从而提高录井解释 [ 3 ] [ 4 ] 符合率。笔者以英台断陷 [ 5 ] 为目标区，开展气测录井参数的压差校正研究。
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user: 2. 指数不变的压差校正法 2.1. 不同产能压差回归关系式对比 压差校正是把各井气测资料均校正到一个平衡状态，根据英台断陷天然气产量的不同，按天然气产量大于1 × 10 4 m 3 /d和小于1 × 10 4 m 3 /d两种情况，利用“地层压力系数与钻井液密度”的关系，得出“全烃体积分数φ(TG)”“甲烷体积分数φ(C 1 )”与压差(ρ f -ρ L )的关系(见图1~4)，进而建立起如图中所示的回归校正公式。 图1. 天然气产量大于1 × 10 4 m 3 /d时全烃体积分数φ(TG)与压差(ρ f − ρ L )关系图 图2. 天然气产量大于1 × 10 4 m 3 /d时甲烷体积分数φ(C 1 )与压差(ρ f − ρ L )关系图 图3. 天然气产量小于1 × 10 4 m 3 /d时全烃体积分数φ(TG)与压差(ρ f − ρ L )关系图 图4. 天然气产量小于1 × 10 4 m 3 /d甲烷体积分数φ(C 1 )与压差(ρ f − ρ L )关系图 天然气产量大于1 × 10 4 m 3 /d时的回归关系式： (1) (2) 天然气产量小于1 × 10 4 m 3 /d时的回归关系式： (3) (4) 式中：φ(TG)为全烃体积分数，%；ρ f 为地层压力系数(当量密度)，g/cm 3 ；ρ L 为钻井液密度，g/cm 3 ；φ(C 1 )为甲烷体积分数，%。 2.2. 指数不变的压差校正公式 2.2.1. 全烃体积分数压差校正公式 由于压差回归关系式(式(1)和式(3))的系数14.86和2.9376受到实际产能影响，为变量；指数5.1026和5.0863与回归曲线形态有关，为常数，利用回归公式具有指数变化较小(即曲线形态稳定)的特点，形成了适合该区地层压力特点的压差校正公式，即校正到平衡钻井时： (5) 式中：φ(TG 0 )为校正到平衡钻井时的全烃体积分数，%；φ(TG sc )为实测全烃体积分数，%。 2.2.2. 甲烷体积分数压差校正公式 同样，公式(2)和公式(4)的系数12.481和2.4174受到实际产能影响，为变量；指数5.2151和5.0427与回归曲线形态有关，为常数，所以校正到平衡钻井时： (6) 式中：φ(C 10 )为校正到平衡钻井时的甲烷体积分数，%；φ(C 1sc )为实测甲烷体积分数，%。
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user: 3. 应用效果 在英台断陷的过平衡和欠平衡钻井井段，推广应用了指数不变的压差校正方法。没有进行压差校正之前，解释图版 [ 6 ] [ 7 ] [ 8 ] 中水层与气层混在一起，不易区分。经过压差校正后，图版中水层与气层分异性好。图版精度由原来的86%和91%提高到95%和100%。见图5、图6、图7、图8所示。 图5. 英台断陷营城组甲烷体积分数与全烃体积分数关系图 图6. 英台断陷登娄库组甲烷体积分数与全烃体积分数关系图 图7. 英台断陷营城组校正甲烷体积分数与校正全烃体积分数关系图 图8. 英台断陷登娄库组校正甲烷体积分数与校正全烃体积分数关系图 3.1. 实例1 206井现场录井时，营城组4439~4454 m砂砾岩气测异常明显低，全烃体积分数3.8851%，甲烷体积分数2.9130%，但录井没有急于把206井解释为含气水层或差气层。经分析，该井段钻井液密度1.22 g/cm 3 ，高于地层压力系数1.1 g/cm 3 ，为过平衡钻井，经压差校正后，校正全烃体积分数提高到7.1668%，校正甲烷体积分数提高到5.4466%，录井判断该层为高产气层，综合解释为气层，经试气证实，该层产气43680 m 3 /d，产水较少(6.1 t/d)，与录井解释结果相符。见图9、图10。 3.2. 实例2 101井2733.6~2850 m，中下部为欠平衡钻井，钻井液密度为0.92 g/cm 3 ，全烃体积分数为86.39%，甲烷体积分数为75.55%。压差校正后全烃体积分数仍高达27.0688%，甲烷体积分数高达22.7672%，是气层底限的十几倍，远高于气层标准，综合解释为气层，试油产气59260 m 3 /d，为高产气流，与综合解释结论相符。见图11、图12。 图9. 206井全烃体积分数校正前后在图版位置图 图10. 206井全烃体积分数校正前后录井图 图11. 101井全烃体积分数校正前后在图版位置图
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user: 4. 结论 非平衡钻井条件下有效的气测录井参数压差校正方法，保障了气测资料的纵向对比和邻井之间的解释评价，提高了气测录井解释的精度，为单井解释和区域评价提供了依据，对国内外其他油田解决类似 图12. 101井全烃体积分数校正前后录井图 问题也有很大的借鉴作用，具有推广应用价值。
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user: 摘 要 常规气测录井是发现油气显示，评价储层含油气性的重要方法，不同类型油气藏气测值的特征不同，通过对上述特征的总结分析可以区分油气藏类型。综合气体指数法(COGASIN， Comprehensive Gas Index)，是利用C 1 ~C 5 组分体积分数计算得到评价指数，绘制指数曲线和三元图来区分油气藏类型的方法。对原生油气藏可以明晰地判断储层流体性质，结合气测录井定量参数全烃数据，可以达到解释储层性质的目的。提出了综合气体指数法的计算方法，对不同类型油气藏的综合气体指数曲线和三元图特征进行分析总结，并初步形成了基于轻烃比值指数反映油藏特征的技术方法。 关键词 :录井，气测比值法，油气层，储层性质，储层流体性质解释 Copyright © 2017 by authors， 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/
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user: 1. 概述 油气藏的伴生气与非伴生气 [ 1 ] 是实施气测录井作业的物质基础。气藏按相态因素被划分为干气藏、湿气藏、凝析气藏等 [ 2 ] ；油藏按流体特征划分为凝析油、挥发油、高凝油、稠油等 [ 3 ] 。由于石油地质背景的差异，不同区块油气藏的地球化学特征差异很大，其轻烃特征可以被气测录井资料所反映，总结气测录井的特征，可以推断地下不同类型油气藏的特征。为了使用气测资料反映油气藏的特征，做出正确的解释判断，解释人员设计了诸多不同的方法 [ 4 ] ，以达到基于已有经验判断油气藏性质的目的。笔者介绍的综合气体指数解释法，于2007年在评价识别苏丹麦鲁特盆地3/7区低阻油层的科研项目中建立，其后在非洲、中亚、中东等油气探区的油气层解释评价中验证使用。 油质划分标准参照丁莲花所编写的《岩石热解地球化学录井》一书中的油质划分标准 [ 5 ] ，即原油密度 ˂ 0.75 g/cm 3 为凝析油，0.75~0.82 g/cm 3 为轻质油，0.82~0.90 g/cm 3 为中质油，0.90~0.94 g/cm 3 为重质油，˃0.94 g/cm 3 为稠油。