DreamBlooms/HansPub-15000-to-45000 huggingface dataset:
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user: 4. 仿真分析 4.1. 仿真模型的搭建和参数设置 为模拟直流接地极引线运行特性，本文利用电磁暂态仿真软件PSCAD/EMTDC建立高压直流接地极线路模型，如图3所示。直流接地极G1、G2是高压直流输电系统不可或缺的部分，本文将以直流接地极G1为例开展直流接地极引线故障测距仿真试验。 图3中的交流电源为AC 1 、AC 2 ，为500 kV电压等级，并采用直流工程中常见的定功率输电控制模式，T 1 -T 4 为变压器，HB 1 -HB 4 为换流桥，H 1 为平波电抗器，C和L构成谐波滤波器，R为接地极接地电阻，电阻值为0.3 Ω。 参数设置：直流输电线路L = 400 km，接地极线路D 1 和D 2 长度都为100 km，在M处安装脉冲发射装置以及检测装置作为故障线路和非故障线路的测量点，系统仿真频率为1 MHz。 4.2. 故障仿真验证 4.2.1. 直流接地极双极运行方式 目前，世界上已投运的HVDC系统几乎都采用双极运行方式，此方式下两极的直流电压和直流电流均相等，两极的输送功率也相等，理论上接地极线路电压为0，运行条件好，系统损耗小，可靠性高，但实际运行中，由于换流变压器阻抗以及触发角等偏差，两极中的电流不是绝对相等的，接地极中有不平衡电流流过，线路中存在较小的电压。 仿真采用双极运行方式，以单线接地故障为例，过渡电阻为1 Ω，设故障距离20 km，故障起始时间为0.5 s，故障持续时间为0.2 s，在 注入幅值为正48 V的单极性脉冲，脉冲时窗宽度 ，脉冲的选择参考文献 [ 12 ] 。文中形态学算法的结构元素宽度取为4，将PSCAD仿真得到的波形经MATLAB处理后的波形如图4所示，图4中0 ms时刻代表脉冲发射时刻0.55 s，波形持续时间为0.55 s~0.552 s。 图4(a)和图4(b)分别是施加脉冲信号后，故障线路和非故障线路脉冲电压、电流的波形；图4(c)表示经模量分离后的脉冲信号线模电压、电流；图4(d)是线模电压经分离得出的脉冲信号电压正、反向行波。由图4可看出，经过模量分离后，脉冲发射信号被抵消，图中的第一个正、反向行波即脉冲信号在故障点的反射信号，信号突变点即所需的反射信号时刻，易于观察确定。第一个正向行波突变时刻为133 ms，由公式(12)计算得出故障距离为19.684 km；第一个反向行波突变时刻为136 ms，由公式(13)计算得出故障距离为20.128 km，则由式(14)得出最终故障距离为19.906 km。 接地电阻为1 Ω时，利用基于数学形态学的C型行波故障测距方法得到的不同故障距离的测距结果如表1所示。 4.2.2. 仿真结果分析 通过对高压直流接地系统双极运行方式进行故障仿真，结果显示，基于数学形态学的C型行波测距方法能够准确可靠的获得第一个脉冲信号反射波到达测量点的时刻，从而实现故障的准确定位。但脉冲时窗宽度的选择对测距结果有一定的影响，在近测量点故障时，脉冲信号在折反射过程中会产生盲区，从而无法进行故障定位。 图3. 直流输电系统仿真模型 图4. 双极运行方式单线接地故障脉冲波形；(a) 故障线路脉冲电压、电流；(b) 非故障线路脉冲电压、电流；(c) 线模电压、电流；(d) 脉冲电压正、反向行波 Table 1 Results of C type traveling wave fault location in bipolar operation mod 故障距离(km) 第一个正向行波波头到达时刻( ) 第一个反向行波波头到达时刻( ) 故障距离(km) 绝对测距误差(km) 5 31 34 4.81 0.19 10 65 68 9.842 0.158 20 133 136 19.906 0.094 50 336 339 49.95 0.05 75 506 509 75.11 0.11 99 667 670 98.938 0.062 表1. 双极运行方式C型行波测距结果
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user: 5. 结语 本文对C型行波测距方法及数学形态学的相关理论做了介绍，结合了脉冲反射法简单可靠与数学形态学的优点，提出了基于数学形态学的C型行波测距新方法，利用PSCAD和MATLAB仿真验证表明，采用形态学算法不仅能够去除一定的干扰，而且能够辨识行波浪涌波头的极性，并提取第一个正反向脉冲反射电压行波波头的起始时刻，实现了直流接地极线路的故障测距，故障测距的可靠性与准确性都有提高。
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user: 摘 要 研究目的：探究年龄估计中的传统锚定效应，并检验年龄估计中可能的锚定对象。研究方法：采用MORPH人脸数据对西南大学63名年轻被试与老年被试76进行年龄估计。研究结果：(1) 年龄估计中存在传统锚定效应；(2) 个体年龄与年龄估计误差、相对误差显著相关，家人、朋友年龄与年龄估计误差、相对误差显著相关；(3) 年龄估计中存在自我锚定效应；(4) 年龄估计中存在家人锚定效应、朋友锚定效应。 关键词 :年龄估计，锚定效应，传统锚定效应
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user: 1. 引言 年龄估计中的锚定效应，是指在年龄估计过程中，人们的估计会受到最先呈现的数值信息即初始锚(自己或熟识的人或特定对象的年龄信息)的影响，以初始锚为参照点进行调整做出估计，但这种调整往往不充分，使得其最后估计的年龄偏向该锚(即高锚会导致较高的年龄估计，低锚则导致较低的年龄估计)的一种估计偏差现象。 在年龄估计过程中，研究者发现：年轻人倾向于低估个体年龄，而老年人则与之相反，呈现高估个体年龄的趋势(Anastasi & Rhodes， 2005; Vestlund et al.， 2009; Voelkle et al.， 2012)，这可能是自我锚定效应(own-age anchoring effect)导致(Voelkle et al.， 2012)。同时，Vestlund等人也提出，许多研究发现年轻面孔的年龄总是被高估(Henss， 1991; Pittenger & Shaw， 1975; Willner & Rowe， 2001)，这种趋势在老年被试上尤其显著(George & Hole， 1995)，这反应了自我锚定效应，该效应在许多研究中得以证实(Ebbesen & Rienick， 1998; Flin & Shepherd， 1986; Sorqvist， Langeborg， & Eriksson， 2011)。 Ebbesen和Rienick在目击者事件的研究中，操作从见到目标人物到要求估计目标人物属性两者之间的时间间距，要求个体互相估计对方的年龄、身高和体重，结果表明，在1周和4周间隔的被试身上存在年龄估计中的自我锚定效应，而让个体在见到目标人物时即进行年龄估计，却发现年龄估计中不存在自我锚定效应。其研究结论似乎并不一致(Ebbesen & Rienick， 1998)。 有关年龄估计中锚定效应的研究，大多研究探讨的是关于年龄估计中的自我锚定现象。他们认为年龄估计中的自我锚定效应是指个体在对目标人物进行年龄估计时，会调整其估计值以偏向自己年龄的一种现象。从数据分析的方法上来看，多采用相关分析或回归分析来对被试年龄与其年龄估计误差的关系进行探究。从研究结论来看，虽然有研究者证实或否认了年龄估计中自我锚定效应，但大多数研究者在自己的不同实验中，得出了不同的结论，即同时证实和否认了锚定效应。 锚定对象对于年龄估计有利有弊，一方面，它能够充当着年龄估计中的参考标准，让我们判断有依据而不至于乱猜；另一方面，过于依赖锚定对象，而忽略其他更为重要的现实因素，可能导致我们产生锚定效应。了解年龄估计中的锚定效应，可以促使我们擅加利用锚定对象的优势，规避锚定对象所带来的弊端，提高个体年龄估计的准确性，从而使得我们在日常生活中的决策更加合理。本研究系统地研究了年龄估计中的锚定效应(1) 丰富了年龄估计、锚定效应领域的研究；(2) 增进我们对年龄估计的过程及其影响因素的了解，如个体可能会采用先前的年龄学习经验作为锚定，来对当前目标进行年龄估计，同样也说明锚定对象可能是年龄估计的影响因素之一；(3) 验证锚定效应在年龄估计这一领域的存在状况。 本研究主要解决以下问题：第一，年龄估计中是否存在传统锚定效应，即当向被试呈现锚定值，要求其对锚定值进行操作，观察个体的年龄估计值是否会偏向该锚定值；第二，年龄估计中是否可能会以自我、家人、朋友作为锚定对象，即自我、家人、朋友锚定效应是否存在。
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user: 2. 研究一：年龄估计中的传统锚定效应 2.1. 研究目的与假设 研究目的：年龄估计中传统锚定效应是否存在。 实验假设：年龄估计中存在传统锚定效应，即低中高锚定对年龄估计的结果产生不一样的影响，低锚组的估计值偏低，高锚组的估计值偏高。 2.2. 研究方法 2.2.1. 研究对象 本研究招募西南大学学生为年轻被试，共62名，其中男女各31名；招募学校周边的老年人作为老年被试，共66名，其中男女分别为33名(见表1)。所有被试视力或矫正视力正常，无情绪障碍或精神疾病史。 2.2.2. 研究工具 (1) 年龄估计照片 用于年龄估计的照片来自MORPH人脸数据库(The Face Aging Group， 2011)，图片类型为彩色，大小为400 × 480像素。一共120张的照片，16~67岁，平均年龄42.49岁，年轻人(34岁及以下)、中年人(35~54岁)、老年人(55岁及以上)各40张，男女各60张。 (2) 低中高锚定材料 低、中锚定以及高锚组男性年龄，是所有被评估照片的中数，分别为25岁、45岁、60岁；由于该数据库女性老年被试较少，故高锚组女性年龄设置为55岁。具体照片见图1。 2.3. 研究结果 分别计算个体的每个被试的平均误差(误差=被试对某照片的年龄估计值-照片实际年龄)、相对误差(相对误差=被试对某照片的年龄估计值/照片实际年龄)，然后再对低中高锚定组的年龄估计误差、相对误差进行方差分析，分析结果如下，从表2、表3中，我们发现无论是误差、相对误差，都呈现出一种随着锚定对象年龄增大而增大的趋势。方差分析结果显示，年龄分组、锚定分组的主效应显著，年龄分组与锚定分组的交互作用不显著。因此随后对锚定分组进行了LSD事后检验分析，见表4。 事后检验结果显示，低锚组误差显著低于中锚定组(p < 0.05)、高锚定组(p < 0.01)，同样地，低锚组的相对误差显著低于中锚定组(p < 0.01)、高锚定组(p < 0.01)。而中锚组与高锚定组的误差、相对误差均不存在显著差异。综上，这验证了年龄估计中传统锚定效应的存在。交互作用不显著，即表明年龄不是造成主效应显著(锚定)的原因，所以无论年轻人、老年人都有锚定效应，均呈现上述表2的趋势。
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user: 3. 研究二年龄估计中锚定效应的初步探索-相关分析 3.1. 研究目的与假设 研究目的：初步探索自我锚定效应、家人锚定效应、朋友锚定效应的状况，为后续的实验做铺垫。 实验假设：自我、家人、朋友的年龄与年龄估计的误差、相对误差相关。 3.2. 研究方法 3.2.1. 研究对象 招募西南大学学生为年轻被试，共62名，其中男女各31名；招募学校周边的老年人作为老年被试， Table 1 Age of participant 年轻人 老年人 平均年龄 21.00 ± 1.53 63.94 ± 5.58 表1. 被试年龄(M ± SD) Table 2 Error and relative error in low-， median-， and high-anchor group 低锚组 中锚组 高锚组 误差 2.20 ± 6.40 4.69 ± 3.97 5.95 ± 4.31 相对误差 1.10 ± 0.16 1.19 ± 0.11 1.22 ± 0.14 表2. 低锚组、中锚租、高锚组的误差和相对误差(M ± SD) Table 3 ANOVA of error and relative error in different age and anchor group 源 因变量 df MS F Sig. 年龄分组 误差 1 566.07 26.12 0.00 相对误差 1 0.51 31.90 0.00 锚定分组 误差 2 176.10 8.13 0.00 相对误差 2 0.20 12.65 0.00 年龄分组 * 锚定分组 误差 2 15.34 0.71 0.50 相对误差 2 0.00 0.09 0.91 表3. 不同锚定组、年龄组误差和相对误差的方差分析 图1. 锚定材料 共66名，其中男女分别为33名(见表5)。所有被试视力或矫正视力正常，无情绪障碍或精神疾病史。 3.2.2. 研究工具 (1) 年龄估计照片 用于年龄估计的照片来自MORPH人脸数据库(The Face Aging Group， 2011)，图片类型为彩色，大小为400 × 480像素。一共60张的照片，17~65岁，平均年龄41.85岁，年轻人(34岁及以下)、中年人(35~54岁)、老年人(55岁及以上)各20张，男女各30张。 (2) 家人、朋友问卷 该问卷为自编问卷，本研究主要沿用问卷的前半部分，即调查被试的家人、朋友成员信息，具体包括：姓名、性别、年龄、熟悉度、见面频率。熟悉度是根据被试主观感受，判断与特定成员的熟悉程度，用数字0~9表示，数字越大代表越熟悉，其中，0代表完全不熟悉，5代表中等熟悉，9代表非常熟悉。见面频率，主要是用来调查被试与特定成员多久见一次面，如每天见、每周见、每个月见、每半年见、每几年见等。 3.3. 研究结果 3.3.1. 自我锚定效应相关分析 分别计算个体的每个被试年龄估计的平均误差(误差 = 被试对某照片的年龄估计值 − 照片实际年龄)、相对误差(相对误差 = 被试对某照片的年龄估计值/照片实际年龄)，随后将被试年龄与年龄估计的误差、相对误差进行相关分析，分析结果如表6所示。结果表明，被试年龄与误差、相对误差都存在显 Table 4 Post-hoc test of error and relative error in different age and anchor group 因变量 (I)锚定分组 (J)锚定分组 均值差值(I-J) 标准误差 Sig. 误差 低锚 中锚 −2.49 * 0.99 0.01 高锚 −3.75 * 0.99 0.00 中锚 低锚 2.49 * 0.99 0.01 高锚 −1.26 1.03 0.22 高锚 低锚 3.75 * 0.99 0.00 中锚 1.26 1.03 0.22 相对误差 低锚 中锚 −0.09 * 0.03 0.00 高锚 −0.13 * 0.03 0.00 中锚 低锚 0.09 * 0.03 0.00 高锚 −0.03 0.03 0.26 高锚 低锚 0.13 * 0.03 0.00 中锚 0.03 0.03 0.26 表4. 不同锚定组、年龄组误差和相对误差的事后检验分析 * 均值差值在0.05级别上较显著。 Table 5 Age of participant 年轻人 老年人 平均年龄 21.03 ± 1.53 63.39 ± 7.61 表5. 被试年龄(M ± SD) 著的正相关关系(p < 0.01)，相关系数分别为0.611、0.639，这表明年龄越大，越倾向于高估照片年龄，而年龄越小，越倾向于低估照片年龄，这似乎暗示着年龄估计中锚定效应的存在。但这种高度相关的关系似乎也涵盖了“年轻人准确性较高，而老年人准确性较低”的趋势，所以需要进一步对锚进行操作，以此来验证锚定效应是否存在。 3.3.2. 家人、朋友锚定效应相关分析 分别计算个体的每个被试年龄估计的平均误差(误差 = 被试对某照片的年龄估计值 − 照片实际年龄)、相对误差(相对误差 = 被试对某照片的年龄估计值/照片实际年龄)，将被试挑选的最熟悉家人、朋友的年龄与评估误差的进行相关分析，分析结果如表7所示。结果表明，朋友、家人代表的年龄与误差、相对误差都存在显著的相关关系(p < 0.01)，这暗示个体在年龄估计中可能会以朋友、家人作为锚定对象。同时，也发现家人与误差的相关性(r = 0.299)明显小于朋友与误差的相关性(r = 0.585)，相对误差也呈现出同样的趋势。这似乎暗示，年龄估计中朋友、家人锚定效应都存在，而且朋友锚定效应可能是更明显的，但这仍需实验四来进行验证。
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user: 4. 研究三：年龄估计中自我锚定效应 4.1. 研究目的与假设 研究目的：研究一验证年龄估计中传统锚定效应的存在，同时研究二的分析结果暗示了自我锚定效应的存在，本研究试图去了解年龄估计中是否会以自己为锚定，即年龄估计中自我锚定效应的状况。 实验假设：如上述，人们总是自觉或不自觉地以自我为中心，故此，年龄估计中存在自我锚定效应：空白组与实验组差异显著，实验组中，年轻人的估计值偏小，而老年人的估计值偏大，即老年人年龄估 计的误差、相对误差显著大于年轻人。 Table 6 Correlation analysis of age and error/relative erro 误差 相对误差 年龄 Pearson 相关性 0.61 ** 0.64 ** 显著性(双侧) 0.00 0.00 N 128 128 表6. 年龄与误差、相对误差的相关分析 ** 在0.01水平(双侧)上显著相关。 Table 7 Correlation analysis of age and error/relative error in family group and friends grou 误差 相对误差 家人 Pearson相关性 0.30 ** 0.33 ** 显著性(双侧) 0.00 0.00 N 127 127 朋友 Pearson相关性 0.59 ** 0.61 ** 显著性(双侧) 0.00 0.00 N 127 127 表7. 年龄与误差、相对误差在家人组和朋友组中的相关分析 ** 在0.01水平(双侧)上显著相关。 4.2. 实验方法 4.2.1. 被试 招募西南大学学生为年轻被试，共63名，其中男女各32、31名；招募学校周边的老年人作为老年被试，共76名，其中男女分别为38名(见表8)。所有被试视力或矫正视力正常，无情绪障碍或精神疾病史。 4.2.2. 研究工具 (1) 年龄估计照片 用于年龄估计的照片来自MORPH人脸数据库(The Face Aging Group， 2011)，图片类型为彩色，大小为400 × 480像素。一共60张的照片，16~66岁，平均年龄42.57岁，年轻人(34岁及以下)、中年人(35~54岁)、老年人(55岁及以上)各20张，男女各30张。 4.3. 实验结果与分析 以实验二的数据作为空白组(不进行任何操作，直接进行年龄估计)，本实验的数据作为实验组(将照片年龄与自己年龄进行比较后，进行年龄估计)。分别计算个体的每个被试年龄估计的平均误差(误差 = 被试对某照片的年龄估计值 − 照片实际年龄)、相对误差(相对误差 = 被试对某照片的年龄估计值/照片实际年龄)，进行重复测量方差分析，分析结果如下。 锚定效应是指向个体呈现一个初始值，最终导致个体的评估值偏向于该初始值的一种现象，因此锚定效应可能会导致个体估计的偏差增大。从表9、表10、表11可得知，实验组与空白组的误差、相对误差都呈现了极显著的差异(p < 0.01)，让被试将目标照片与自我照片进行比较后，相比空白组，其误差、相对误差都显著增大(p < 0.01)，这表明我们让个体将自我年龄与照片年龄进行对比的操作对个体年龄估计的结果产生了的影响，导致被试产生更大的偏差，这暗示我们年龄估计中可能存在自我锚定效应。 为了排除年龄本身带来的影响，由于所有误差皆为正值，本实验分别计算实验组误差与空白组误差 Table 8 Age of participant 年轻人 老年人 平均年龄 21.05 ± 1.50 62.87 ± 9.89 表8. 被试年龄(M ± SD) Table 9 Error and relative error in blank group and experimental grou 误差 相对误差 空白组 3.70 ± 5.73 1.14 ± 0.15 实验组 6.07 ± 6.11 1.20 ± 0.17 表9. 空白组和实验组的误差和相对误差(M ± SD) Table 1 0 Repeated measures of error in blank group and experimental grou 源 III型平方和 df 均方 F Sig 组别：(空白组或实验组) 350.07 1 350.07 36.19 0.00 误差 1199.51 124 9.67 表10. 空白组、实验组的误差的重复测量方差分析 的差值(误差差值 = 实验组被试对某照片的年龄估计值 − 实验组照片实际年龄 − 实验组被试对某照片的年龄估计值+实验组照片实际年龄 = 实验组被试对某照片的年龄估计值 − 实验组照片实际年龄)、实验组误差与空白组误差的商值(相对误差商值 = 实验组被试对某照片的年龄估计值/实验组照片实际年龄、实验组被试对某照片的年龄估计值 × 实验组照片实际年龄 = 实验组被试对某照片的年龄估计值/空白组被试对某照片的年龄估计值)作为锚定的效应值，随后对其进行独立样本T检验，结果如表12、表13所示。 实验结果表明，在将自我年龄与目标照片年龄进行比较的实验组中，老年人的误差差值、相对误差商值均显著大于年轻人，也就是说老年人的锚定效应值大于年轻人，即在排除年龄本身带来的估计误差上的差异后，实验组老年人的估计值仍然大于年轻人。这也就是说，将自我年龄与目标照片年龄进行比较的老年被试，以自我作为锚定对象，对目标照片年龄的评估值进行了调整，最后使得估计值更大，呈现出自我锚定效应；同样地，年轻人以自我作为锚定对象，最终导致估计值更小，也呈现出自我锚定效应，这与我们的假设一致。
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user: 7. 研究结论 本研究考察了年龄估计中的锚定效应，探究了年龄估计中的传统锚定效应，并检验了年龄估计中可能的锚定对象。总体而言，研究结果如下： (1) 年龄估计中存在传统锚定效应，年龄估计误差、相对误差都随着锚定照片的年龄增大而增大，即相对低锚组，高锚组更加高估目标照片的年龄； (2) 个体年龄与年龄估计误差、相对误差显著相关，家人、朋友年龄与年龄估计误差、相对误差显著相关。 (3) 年龄估计中存在自我锚定效应，年龄估计误差差值、相对误差商值都随着自我年龄增大而增大，即相对年轻人，老年人更加高估目标照片的年龄； (4) 年龄估计中存在家人、朋友锚定效应，年龄估计误差、相对误差都随着家人、朋友年龄增大而增大，即相对最熟悉的家人、朋友为年轻人的个体，哪些最熟悉的家人、朋友为老年人的个体更加高估目标照片的年龄。
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user: 摘 要 管柱的摩阻计算精度直接关系到完井的质量。国内外学者已经建立了许多管柱摩阻计算模型，其中“刚杆模型”是较为常用的计算模型，但是该模型在计算管柱微元体所受的浮力时，没有考虑到微元体的端面不受液体的静压力，导致所计算的轴向力为有效轴向力。对于只有侧面与液体接触的管柱单元，如果仍把排开液体的重力作为浮力，此时会在管柱单元的两端产生附加轴向力，将在此基础上计算管柱的真实轴向力，得出新的计算公式，提高管柱摩阻的计算精度。为验证模型的准确性，同时采用现有的刚杆模型和笔者所建立的模型，利用Matlab编程求解某一实际井的注水管柱在上提时的受力情况，并将两个模型所求的结果进行比较，发现建立的模型计算结果显示管柱存在中性点，中性点以下受压，中性点以上受拉，该结果与管柱的实际受力情况相符。 关键词 :刚杆模型，有效轴向力，真实轴向力，附加轴向力，中性点
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user: 1. 引言 目前，国内外专家学者对复杂结构井管柱的摩阻问题进行了大量的研究，建立了很多力学模型。1983年Johansick [ 1 ] 首次提出了钻柱在全井的受力情况，并根据管柱微元段力学平衡推导出了理想化的拉力-扭矩计算公式，对管柱力学研究具有一定的指导意义。1986年Sheppard等 [ 2 ] 在井眼轨道设计时考虑了摩阻扭矩的影响，并在Johansick建立的模型上考虑了钻井液内外压差的作用，对轴向力进行了校正。Maida等 [ 3 ] 在前人的基础之上又建立了二维和三维的理论模型，并且考虑了井眼轨迹在空间上的变化以及钻井液对管柱摩阻的影响。以上3人建立的管柱力学模型都没有考虑管柱的弯曲产生的影响。H.-S. Ho等 [ 4 ] 在钻柱摩阻方面的研究有了重大突破，他所建立的刚杆模型考虑了管柱刚度对轴向力的影响，该模型与实际更接近。国内专家也对管柱力学做出了许多贡献，建立了一系列摩阻计算模型。张建群等 [ 5 ] 认为钻柱侧向力受钻柱拉力的影响，于是在Johansick建立的模型基础之上又建立了新的模型。1993年韩志勇 [ 6 ] 建立了钻柱摩阻的“斜面圆弧”和“圆柱螺线”2种三维模型。李子丰等 [ 7 ] 建立的模型考虑了钻柱在井眼中的运动状态以及钻井液的影响，在一定程度上克服了刚杆模型的不足。马善洲等 [ 8 ] 着重考虑了管柱与井壁的接触情况，并根据不同的接触情况建立了相应的计算方法。1999年眭满仓等 [ 9 ] 对水平井的水平段、造斜段和稳斜段分别建立了力学模型，能较好地反映实际情况。高德利等 [ 10 ] 认为井下摩阻和扭矩是影响大位移井设计与施工的两个关键因素，为此建立了通用的井下摩阻和扭矩计算模型和算法。2006年，秦永和等 [ 11 ] 建立了一种大位移井摩阻扭矩力学分析模型，该模型主要特点在于对井眼轨迹曲率不同的部分以及钻柱刚度不同的部分分别采用纵横弯曲梁模型、软绳模型和刚杆模型。檀朝东等 [ 12 ] 采用管柱动力学的原理和方法建立了可用于大位移水平井生产、作业管柱的设计与校核方法，能较准确地预测管柱动态载荷。宋执武等 [ 13 ] 在已有的模型基础之上推导出了一套新的考虑了井眼间隙的摩阻与扭矩计算公式，该模型为合理地确定减扭接或钻杆保护器等工具在钻柱的安放位置提供更准确的依据。王志国等 [ 14 ] 分别考虑了井眼内安装扶正器和不安装扶正器时管柱的受力变形，为固井下套管摩阻的预测提供了参考依据。 综合现有的管柱摩阻计算模型主要包括“软绳模型”和“刚杆模型”两种，为提高计算精度，皆在此基础之上作相应修改，使模型更符合管柱的实际情况。对于短半径的复杂结构井，由于造斜段曲率半径的减小，管柱的刚性成为不可忽略的因素 [ 15 ] ，刚杆模型得到更广泛的认可。笔者的目的在于修正“刚杆模型”中的浮力，因为该模型在考虑管柱单元的受力时，仍以排开液体的重力作为该单元体的浮力，但是管柱单元只有侧面与液体接触，所以该方法不能真实地反映出管柱的受力情况。将在现有的刚杆模型基础之上计算管柱的真实轴向力并建立新的管柱摩阻计算模型。同时借助Matlab软件编程求解某一实际大位移井的管柱受力，并与现有的刚杆模型计算的结果相比较。
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user: 2. 管柱单元所受浮力的等效原理 对于完全浸没在液体中的一段管柱受力(图1)，管柱的外表面均与液体接触，故受到液体垂直壁面向里的压力，所有压力的矢量和即为该段管柱的浮力 ，已知物体所受浮力为其排开液体的重力，计算公式为： (1) 浮力大小： (2) 式中： 、 、 分别为液体对管柱单元侧面(包括内侧面和外侧面)、上、下端面的力，N；ρ为液体的密度，kg/m 3 ；g为重力加速度，取9.8 N/kg；V为物体排开液体的体积或者物体的体积(当物体完全浸没在液体时)，m 3 。 图1. 完全浸没在液体中的管柱受力 假设同样一段管柱也完全浸没在液体中，但该段管柱中的上下端面不与液体接触，即上下端面不受到液体的压力，受力情况如图2所示，该管柱单元受液体压力的合力为 。此时， [ 16 ] ，根据式(1)可得： 所以，如果假设该段管柱的浮力不变，根据受力平衡，此时会在其端面产生附加轴向力(图3)。该轴向力垂直端面向外，大小与该端面和液体接触时受到液体的压力相等。由于端面上各点的位置在垂直方向上变化不大，则附加轴向力可以用集中力F U 和F D 来等效代替(图4)，即： (3) (4) 式中：A为端面面积，m 2 ；h U 、h D 分别为上下端面的平均垂深，m。 图2. 两端面不与液体接触时管柱受力 图3. 浮力产生附加轴向力 图4. 附加轴向力等效成集中力
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user: 3. 管柱受力模型的建立 在模型中，将整个管柱分为若干个单元段，通过对每个管柱单元进行受力分析求出管柱在下入或上提过程中所受到的摩擦阻力。为了建立力学模型，对管柱在井眼中的情况需作适当简化，假设如下： ①套管柱处于线弹性变形状态；②套管与井壁连续接触，套管轴线与井眼轴线一致；③井壁为刚性；④计算一段套管的曲率是常数；⑤管柱截面为圆形或圆环形；⑥井内流体密度为常数，宾汉流体；⑦摩擦系数在某一口井或某一井段为常数；⑧管柱单元所受重力、正压力、摩擦力均匀分布。 3.1. 管柱单元受力模型受力分析 为建立实际管柱单元的受力模型，须建立直角坐标系ONED。原点O取在井口处，N轴向北，单位矢量为i；E轴向东，单位矢量为j；D轴向下，单位矢量为k。 建立自然曲线坐标系(e t ，e b ，e n )，其中 、 、 分别为管柱轴线的切线方向、主法线方向和副法线方向的单位向量。在井眼轴线坐标系上任取一弧长为ds的单元体AB，并对其进行受力分析。以A点为起始点，其轴线坐标为s；B点为终点，其轴线坐标为s+ds。该单元体的受力如图5所示。 对于管柱中间某一单元体仅侧面受到液体压力，假设其浮力为排开液体的重力 ，则单元体的上、下端面的附加轴向力分别为F U (s)和F D (s)，方向垂直端面向外。其中： (5) (6) (7) 式中：V为该段管柱单元的体积，m 3 ；A为该段管柱单元端面的面积，m 2 ；h U (s)、h D (s)分别为上、下端面的平均深度，m。 图5. 管柱单元受力图 轴线坐标S处(A点)的集中力 为： (8) 式中：F t 、F n 、F b 分别为管柱切线、主法线、副法线方向上的力，N。 A点的内力矩 为： (9) 式中：M t 、M n 、M b 分别为管柱轴向、主法线、副法线方向上的力矩，N·m。 轴线坐标s + ds(B点)的集中力 为： (10) B点的内力矩 为： (11) 微元体ds上的均布接触力 为: (12) 式中：N为井壁对管柱的接触压力，N/m；N n 为主法线方向的均布接触压力，N/m；N b 为副法线方向的均布接触压力，N/m；μ α 为轴向摩擦系数，1；“±”代表上提和下放管柱，上提管柱时取“−”，下放管柱时取“+”。 单位长度管柱浮重 为： (13) (14) 式中： 为单位长度管柱浮重，N；k f 为浮力系数，1；r m 为钻井液密度，kg/m 3 ；r s 为管柱材料密度，kg/m 3 ；q m 为管柱单位长度自重，N/m； 为重力的方向。 3.2. 平衡方程 由微元体ds的受力平衡条件，即合力为零可得： (15) 将式(8)、(10)、(12)、(13)代入式(15)并整理得： (16) 根据Frenetic-Serret公式和自然曲线坐标的单位向量与直角坐标系之间的关系 [ 17 ] 将式(16)进行整理，然后将力分别向切线方向、主法线和副法线投影，可得到： (17) 式中：α为井斜角，rad；ϕ为方位角，rad；K为曲率，m − 1 ；τ为挠率，m −1 ；K α 为井斜角变化率，rad/m；K ϕ 为方位角变化率，rad/m。其中： (18) (19) (20) 由管柱单元ds的力矩平衡 [ 18 ] 可得： (21) 式中： 为周向摩擦系数，1；R为管柱外径，m。 将式(21)代入方程组(17)并整理可得全刚度管柱摩阻计算公式为： (22) 其中挠率和曲率的计算 [ 18 ] 如下： (23) (24) 3.3. 边界条件 当上提和下放管柱时，对于管柱最底部单元体，其下端面与液体接触受到液体的压力，则有： (25) (26) 式中： 为下端面轴向力，N； 为下端面附加轴向力，N；ρ为钻井液密度，kg/m 3 ；A为该段管柱单元下端面的面积，m 2 ；h 0 为该段管柱单元下端面的平均深度，m。 3.4. 模型的求解 式(2~26)为非线性方程组，这里采用牛顿迭代法求解，首先应用有限差分中的差分公式： (27) (28) (29) (30) 式中：E为弹性模量，GPa；I为管柱的惯性矩，m 4 ； 表示该微元段的长度，m。 把常微分方程离散化，可先求得各端面的弯矩M b (s)然后将其代入方程组求解，得出井底单元主法线和副法线方向上的均布接触力后，然后计算出该单元体上端面的轴向力，依次迭代即可计算出距任意井深处的上端面轴向力，管柱与井壁的接触力、摩擦力、大钩载荷。为简化计算，采用Matlab编程求解，以井眼轨迹数据为节点，把井下管柱分成单元，即任意两个测斜数据点之间的管柱为一个单元。基本求解步骤：①读入井眼测斜数据；②根据测斜数据求出管柱单元的全角变化、井斜角变化、方位角变化、平均井斜角，平均方位角、截面弯矩，查取该单元所在位置的摩擦系数；③根据测斜数据利用最小曲率法计算出各节点的垂直深度；④根据边界条件，分别求出该单元的法向和副法向的侧向力以及上端面的轴向力；⑤重复步骤4，依次求出全井段的摩擦力、各管柱单元的法向和副法向侧向力以及端面的轴向力；⑥将求得的结果绘制成图表。
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user: 4. 实例应用 结合现有刚杆模型和笔者建立的模型，编写Matlab程序计算某一实际井在上提注水管柱时管柱的受力情况，由于在上提套管时一般不驱动套管旋转，所以不用考虑扭矩的影响，即M t = 0，同时由于将井段假设为空间斜面上的圆弧，则挠率 。该井眼数据：井底垂深3586.60 m，水平位移1025.67 m，水垂比0.286，最大井斜角50.7˚。 井眼轨迹三维示意图如图6所示。计算结果如图7~10所示。通过对比发现，两模型计算的摩擦力总体差别不大，但是现有刚杆模型计算表明管柱在各点位置均受拉，最大轴向拉力即大钩载荷为838，960 N；而笔者模型的计算结果表明管柱存在中性点，即中性点以下管柱受压，中性点以上管柱受拉，大钩载荷为838，330 N。同时计算结果还表明，由于管柱存在受压的情况，也就导致了管柱的伸长量并非随着井深线性增加。综合以上结果，笔者建立的复杂结构井的管柱摩阻计算刚杆模型更能反映出管柱受力实际情况。 图6. 井眼轨迹三维图 图7. 曲率随井深变化 图8. 管柱伸长量随井深变化 图9. 轴向力随井深变化 图10. 侧向力随井深变化
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user: 5. 结论 1) 在现有的管柱摩阻计算刚杆模型基础之上，通过修正管柱单元的浮力，得到了管柱真实轴向力的计算方法，建立了新的管柱摩阻计算模型。 2) 通过计算某一实际井在上提注水管柱时管柱的受力，发现管柱存在中性点，部分管柱存在受压的情况，这与管柱实际受力情况更加接近。 3) 通过有效轴向力和真实轴向力推导的两种管柱摩阻计算模型所计算的摩阻和大钩载荷基本一致，其误差是由管柱单元的附加轴向力计算不精确而导致。
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user: 摘 要 为满足导向钻井中不用起钻变更钻具组合，就能快速钻出高质量的井眼轨迹的客观要求，提出了一种由单片机控制调频调压的供电模块设计方案。该方案与现阶段钻井导向系统中常用的由可调元器件构成的三端稳压电源所实现的供电模块、以及利用IGBT绝缘栅双极型晶体管的双向导电功能实现的供电模块不同在于，它采用单片机AT 89C 5控制调频调压主电路，结合桥式逆变电路，通过IR2110驱动实现调频，并设计过电流(压)保护。测试结果表明，依据该方案所实现的供电模块设计原理简单、控制可靠、成本低廉，能满足钻井导向系统在各类工况下供电模块应用要求。 关键词 :钻井导向系统，供电模块，单片机，脉冲宽度调制信号
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user: 1. 引言 定向钻井技术是石油钻探领域的核心技术，钻井导向系统的研发是其重要的保障。钻井导向指由井下随钻测量工具测量的几何参数：井斜、方位和工具面的数值传给控制系统，由控制系统及时纠正和控制井眼轨迹。这其中一个不可回避的重要技术问题是必须实现对钻井导向系统及其他附属设备的供电，且不用起钻变更钻具组合，进而快速钻出高质量的井眼轨迹。因此，针对钻井导向设备这类供电模块的设计与开发有着重要意义。 目前，国内外有关这类供电模块的设计及制造大体有两种方式，一种是采用由可调元器件构成的三端稳压电源所实现的供电模块，还有一种方式是利用IGBT绝缘栅双极型晶体管的双向导电功能实现的供电模块。用这两种方式制成的供电模块尽管在早期的钻采设备中也得到应用，但由于它们都不能被冠以“智能控制”，且稳定性和可靠性均有待提高。 电力电子技术的发展使得供电模块的控制器件以单片机或DSP等进行控制替代现有的以可调元器件或IGBT进行控制成为可能 [ 1 ] 。另外，若在供电模块中能够引入直接由直流驱动的逆变电路，将有效降低供电模块的成本和应用门槛。运用RRC变换器进行调压模块设计并配合单片机的使用，将使供电模块应用范围大为拓展 [ 2 ] 。因此，笔者所提出的这种采用单片机控制的可实现调频调压的供电模块在现代石油钻采和各类导向系统中将会体现重要实际应用价值。
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user: 2. 总体设计框图 完整的钻井导向系统由高效能钻头、导向动力钻具和供电模块组成一体，并辅之计算机软件所组成，钻头与钻具需要在地面控制人员的指令控制下适时变更定向和开转盘两种工况，连续完成定向造斜、增斜、稳斜、降斜及扭方位操作，而不用起钻变更钻具组合。尽管井下测控系统连续工作的电能通常是由钻杆内的高压泥浆带动涡轮发电机发电提供，并通过炭刷–滑环组成的集流环实现电能的传输。但系统完成钻井导向所需的这些动作则要求能提供电压与频率连续可调且被有效控制的供电模块驱动。为满足此要求，供电模块的设计总体框图如图1所示。 其主要工作过程为：由高压泥浆带动涡轮发电机发电所提供的单相交流220 V电压输入高频变压器，高频变压器的输出信号输入调频调压主电路；主电路由桥式电路、斩波电路、整流滤波电路、桥式逆变电路四部分组成，主电路输出所需的频率与幅度电压信号；控制电路部分由按键电路将供电模块所需产生的信号参数如电压、频率等输入到控制单片机，单片机输出相应电压和频率的脉冲宽度调制信号；脉冲宽度调制信号反馈输入到高频变压器和主电路中的桥式逆变电路，从而实现全模块输出电压可调和输出频率可调；若由于系统工作环境或工况要求使得主电路实际电压(电流)大于设计参数设定电压(电流)时，单片机将会接收到由保护电路输入的电平信号使之中断，以控制与保护模块。
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user: 3. 硬件设计 3.1. 调压模块硬件电路 3.1.1. 调压电路 调压电路设计如图2所示，主要工作原理为：由单片机对MOS管进行电平控制，以单片机键盘所设定的输出信号参数所产生的脉冲宽度调制信号实施对MOS管G极(栅极)和D极(漏极)的控制，S极(源极)悬空，具体控制方式为：脉冲宽度调制信号高电平时在MOS管G极开通，开通时导通电压等于0。反之，脉冲宽度调制信号低电平时在MOS管G极关闭，关断时电流等于0，只需在高频变压器输出端和调压电路输出端均加入合适的较大容量整流电容C1和C2使电压平稳输出，即可保证输出电压的稳定 [ 3 ] 。 图2中关于变压器T 1 磁芯的选取须采用较大磁通密度的构造，比如，若T 1 匝数比取1:1，设变压器初级次级绕组匝数为N 1 = N 2 = 60匝，变压器次级电流峰值I 1P = 0.85A，初级电感L 1 = 0.78 mH，查变压器技术手册知须选取耐压200V电压的EER42磁芯，这样留有一定的余量，以防涡轮发电机发电提供的单相交流出现故障，烧坏变压器；图2中关于MOS管的选取原则是，根据输入电压 ≤ 200 V，开关 图1. 供电模块设计整体框图 图2. 调压电路 频率 ≤ 100 kHz，则可选择MOS管型号为IRF640 [ 3 ] (IRF640参数为漏极源极电压VDS = 220 V，MOS管上升时间t R = 19 ns，下降时间t f = 5.5 ns，漏极电流I D = 18 A)。 3.1.2. 调压模块控制连接 调压模块控制的核心部件采用 89C 51单片机，由 89C 51的定时器中断控制调压电路中MOS管的导通和关断时间。逆变器通过单片机P2.0、P2.1口输出方波，单片机P2.0、P2.1口输出经过与非门送入驱动芯片IR2110以实现对MOS管S极的通断控制，从而产生符合设定频率的方波电压。同时根据导向系统不同工况所设调压参数通过按键键盘输入到单片机，单片机通过相应的程序设定定时器的初始值，内部产生符合要求的脉冲宽度调制信号来改变调压电路输出电压 [ 4 ] 。 3.2. 调频模块硬件电路 3.2.1. 调频电路 为解决钻井过程中高温、高压、强机械冲击及泥浆的存在等恶劣工作环境状况下导向系统可靠性问题，作为调频调压电源模块其主要变换应包括两个方面：首先应将涡轮发电机所提供的单相交流220 V经高频变压器的输出交流信号变为直流，这通常由调压部分来完成。然后将所得到的直流用调频电路将其转换为设定频率的交流信号，并通过单片机 89C 51的外部中断INT1、INT0，在中断程序中通过查表修改相应定时器的初始值，使频率在一定范围内可调。外部中断子程序实现按键触发，改变输出触发脉冲频率，实现逆变电路电压频率可调功能。通过单片机调频按键改变定时器设定初值，从而实现模块调频 [ 4 ] 。 调频电路设计采用桥式逆变式 [ 5 ] 如图3所示，图中电容C的选取不需过多考虑，只要满足实际应用压差即可。桥式逆变电路中的开关器件对输入输出压差要求既不能过大也不能过小以及电流不能过大等应用要求，因为如果压差过大，则转换效率急速降低且逆变器件易击穿损坏；反之如果压差过小，则调频效率降低；而如果输出电流过大必将导致器件自身的高温保护或热击穿。考虑到这些因素，调频电路中可选用IPP26CN10N作为开关元件V 1 ~V 4 (查手册知：IPP26CN10N额定工作电压为100 V，电流为35 A，开通和关断时间分别为14 ns和16 ns)，能够满足设计需要。 3.2.2. 调频模块控制连接 调压模块控制的核心部件也采用 89C 51单片机，其控制原理及过程与调压模块控制大体相似，只是所连接的单片机端口不同，调频控制所连接的单片机的外部中断端口为INT1、INT0，在中断程序中通过查表修改相应定时器的初始值，从而实现频率上调或下调 [ 4 ] 。 图3. 调频主电路 3.3. 保护电路 保护电路如图4所示，其工作原理是：若由于导向系统工作环境或工况要求使得主电路实际电压(电流)大于设计参数设定电压(电流)时，高频变压器输出的交流信号经互感器TR，按TRAN-2P2S型互感器TR比例关系变换成与模块所需要的信号同级的标准二次电压信号；再经整流桥BR将其转化为直流电压信号；为提高保护可靠性，还需将此信号经旁路滤波电容C，输出稳定的直流信号；该稳定的直流信号将与由运放构成的比较器里所设定的额定值U 1 :A相比较，当实际电压小于或者等于额定电压时，比较器输出低电平0，信号经过逻辑与门和非门不会使单片机内部程序发生中断，模块电路正常运行，而当实际电压大于额定电压时，比较器输出高电平1，从而使单片机响应中断，发出保护信号，实现电路的继电保护 [ 6 ] 。 3.4. 显示模块及与外部的连接 考虑到供电模块工作时，需要设置相关的工作参数，且模块运行状态需得到直观显示，故还需设置显示模块。可以选取LED作显示器件，LED的引脚可直接与单片机的IO端口连接，为全系统提供显示。 3.5. 驱动模块的设置 因为单片机产生的PWM信号较弱，无法有效驱动全模块中的功率器件MOS管，同时鉴于模块的稳定性、单片机的保护等因素的考量，必须设置相应的驱动。图5所示是常用的驱动电路，其基本原理为，由干电池和单片机产生的PWM信号驱动MOS管，选取合适的电阻(如R 1 = R 2 = 1 kΩ)，最大限度降低驱动电路自身的功耗。PWM信号送到三极管T(8550)的基极，控制T的集电极和发射极之间的开通与关断，以此控制MOS管漏极和源极的导通与关断，实现全模块驱动。
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user: 4. 软件设计 供电模块软件设计分为调频调压模块的软件设计和保护模块的软件设计。 4.1. 调频调压模块的软件设计 调压控制芯片根据输入的调压要求，通过中断加查询的方式确定输入值，进行查表获得相应的赋值，以此调节PWM的占空比，并控制相应的继电器动作，从而实现调压。 系统中设置按键的输入、显示、报警等功能，对按键的处理采用中断加查询的控制方式，主要由外部中断INT0和P0、P3口完成。同时，LED采用扫描方式，进行电压输出值的扫描显示，主要由P2、P1完成，当程序出现故障时通过外部端口指示灯和电压显示不正常来报警。电压调整输出的PWM信号由P2.0口输出。定时器T0主要完成按键中的2S定时查询，定时器T1主要完成P2.0的定时中断输出， 图4. 保护电路模块 图5. 驱动电路 主程序主要完成初始值的设置，包括TMOD、TCON、IP、IE等单片机内各程序以及端口输出的初始状态和工作方式。 而调频模块的软件设计主要分为外部中断调频处理，产生频率控制信号和T0过压过流保护处理。由于电路要实现可调频功能，因此将程序编写分为各个模块，主程序对系统进行初始化。主程序主要实现初值设置、循环显示功能和输出触发脉冲功能，体现了对单片机内部触发和外电路显示的控制思路。调压系统外部中断控制子程序实现按键触发改变输出触发脉冲频率，实现逆变电路电压频率可调功能。通过改变R 1 、R 2 的值，改变定时器设定初值，调整触发频率。图6所示为调频调压模块的主程序流程图。 4.2. 保护模块的软件设计 保护模块软件设计流程图如图7所示，保护中断子程序对逆变电路中高压、过流起到中断响应作用。当外部电压或电流过高时通过对单片机的T1口输入电平实现对逆变电路的中断。同时P0.0端口输出高电平，使相应继电器断开，对主电路进行保护。
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user: 5. 调试结果 按以上方案，笔者实际制作出一款调频调压供电模块，该模块能够稳定地输出电压在5~36 V范围内连续可调、输出频率在1~15 kHz范围内连续可调的正弦交流信号，经笔者在实验室的调试(调试过程另文叙述)，获得了较理想的输出正弦波。结果表明，模块输出幅度频率可在设定范围自由准确调节，输出信号稳定平整，输出质量高。 由于该设计方案中调压模块和调频模块电路彼此独立，实现了全模块输出电压与频率的独立调节，所设保护电路能有效保护其安全可靠。该供电模块不仅保留了传统的调频调压电源的基本性能，且模块 图6. 调压、调频控制主程序流程图 图7. 保护模块程序图 功耗小，工作稳定，可靠性高。若能采用较好的制作工艺，依据钻井导向设备的具体构造与供电的环境与场合使之嵌入并固化，必能很好地满足钻井导向系统中各类工况下的供电实际需求。
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user: 摘 要 姬塬油田长8层由于注水井储层物性较差，结垢较严重，孔喉堵塞，前期储层改造污染，造成注水井高压欠注。研究注水井的解堵深穿透缓速酸DSP-106体系，该酸液体系溶蚀能力能达到氟硼酸、氢氟酸的溶蚀能力，具有较好的缓蚀性能，有效地改善了岩心的渗透率，且没有出现岩心破损、岩屑脱落现象，不会破坏岩石骨架。2016年4月在池2X井实施降压增注工艺，日增注11 m 3 ，注水压力下降2.9 MPa，视吸水指数平均提高3.17倍，降压增注效果明显，酸化后完全达到配注要求。 关键词 :降压增注，深穿透缓速酸，酸化流动性，低渗透
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user: 1. 引言 姬塬油田长8层注水井储层物性较差，均为致密长石砂岩，孔隙喉道小；储层渗透率主要分布在0.09~0.95 mD的范围，渗透率级差在1.07~13.57之间，储层属于低孔–超低渗储层，泥质绝对含量介于9.03%~20.93%，泥质含量高 [ 1 ] [ 2 ] 。笔者以姬塬油田长8层为研究对象，通过分析造成目标油藏注水高压的原因，研究注水井的解堵深穿透缓速酸DSP-106体系和适合于目标油藏的降压增注工艺，以达到较长时间实现降压增注的目的，通过矿场试验验证降压增注工艺的降压增注效果。
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user: 2. 试验药品与仪器 1) 试验药品 HCl、HF、HBF 4 、丙酮、无水乙醇，化学纯；深穿透缓速酸DSP-106，缓蚀剂SA1-3B，工业品。 2) 试验仪器 降压增注驱替装置(创新石油科技有限公司)，扫描电子显微镜(日本岛津)。
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user: 3. 试验方法 3.1. 溶蚀性能评价方法 首先按照质量分数配制好酸液并编号，烘干滤纸并称滤纸质量m p ；其次称量等质量为m 1 的岩粉放入对应的酸液中并将其一起放入水浴锅中，2 h后取出、过滤；再将过滤后的岩粉与滤纸一起烘干并称其质量m 2 ；最后计算每种酸液对应的溶蚀率。 3.2. 缓蚀性能评价方法 参照标准SY/T 5405-1996“酸化缓蚀剂评价指标和实验方法”。首先用石油醚清洗N80钢片，在无水乙醇中浸泡1 min后取出用冷风吹干，放入干燥器20 min后称重，测量其尺寸；再将配好的酸液倒入放置在水浴锅的烧杯中，N80钢片悬挂在烧杯中，保证全部浸泡在酸液中；4 h后取出钢片，立即用蒸馏水冲洗，再用软刷刷洗；最后用丙酮、无水乙醇清洗，并将其放在滤纸上，称重。 3.3. 酸化流动试验方法 取处理好的岩心放入夹持器中施加相应围压，开启恒流泵，驱替基液储罐活塞，排除管线中的空气，根据岩心渗透率大小选定驱替压力 [ 3 ] 。在一定的压差下测定基液通过岩心流动时的渗透率；流量稳定后，注入酸液，观察岩心渗透率变化，注入处理液达到要求的PV数；驱替稳定后，注入基液，确定酸化返排后地层渗透率的改善情况。基液测定渗透率为基准渗透率K 0 ，酸液测得的渗透率为K i ，作出K i /K 0 -PV i 关系曲线，即可分析该注酸顺序下酸化效果。
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user: 4. 试验结果与讨论 4.1. 溶蚀性能 对比4种酸的溶蚀性。盐酸体系：① 8%HCl，② 10%HCl，③ 12%HCl；土酸体系：④ 12%HCl+2%HF，⑤ 12%HCl+3%HF；氟硼酸体系：⑥ 8%HCl + 6%HBF 4 ，⑦ 8%HCl + 8%HBF 4 ，⑧ 8%HCl + 10%HBF 4 ；深穿透缓速酸DSP-106体系：⑨ 50%DSP-106，⑩ 40%DSP-106，⑪ 33%DSP-106，⑫ 28%DSP-106，⑬ 25%DSP-106(配方中的百分数为质量分数)。溶蚀率结果如图1所示。 4种酸液体系对岩石的溶蚀率均是随着酸液浓度的增加而增加。盐酸体系对砂岩的溶蚀率是随着质量分数的增加，其增长幅度不大。 土酸体系中随着HF质量分数的增加，其溶蚀率明显增大，12%HCl + 2%HF溶蚀率明显大于12%HCl体系；其中12%HCl + 3%HF的溶蚀率达到了28.49%，存在过度溶蚀岩石骨架的风险。氟硼酸随着HBF 4 质量分数的增大，溶蚀率明显增大，当HBF 4 质量分数达到10%时，氟硼酸的溶蚀率为15.73%。深穿透缓速酸DSP-106体系的溶蚀率随着DSP-106质量分数的增大明显增加；深穿透缓速酸25%DSP-106的溶蚀率达到了14.53%，与8%HCl + 10%HBF 4 溶蚀率相当。 图1. 不同酸液体系的溶蚀率 显然，深穿透缓速酸DSP-106体系可以达到现有的土酸、氟硼酸体系对砂岩岩石的溶蚀率，这是因为DPS-106的主要成分为多环螯合酸+有机瞵酸。评价了多环螯合剂和不同质量分数的有机膦酸缓速性能，试验结果如图2所示，7%多环螯合酸+5%有机瞵酸缓速性能最优。深穿透缓速酸DSP-106体系具有能同金属配合的28个O，10个OH － 和8个PO 3 － ，属于多齿螯合剂，易形成多个螫合环，且络合物在广泛pH值范围内皆具有极强稳定性；DPS-106水解平衡常数仅为1.5 × 10 −6 ，水解反应速度很慢，故可以在酸化中达到深穿透的目的；DPS-106分子中还含有N、O等杂原子，杂原子上有的未共用电子对能与金属缺电子d轨道反馈成键，与金属元素形成络合物，从而兼顾防垢性能 [ 4 ] 。 4.2. 酸液缓蚀性能 模拟地层温度 60 ℃ ，进行酸液对N80钢片的腐蚀试验，根据钢片腐蚀前后质量变化，分析酸液缓蚀性能。评价结果如表1所示， 60 ℃ 下深穿透缓速酸DSP-106腐蚀速率最小，只有0.8533 g/(m 2 ·h)。腐蚀前后形态对比如图3所示，钢片腐蚀均匀，没有出现点蚀、坑蚀现象；说明深穿透缓速酸具有较好的缓蚀性能。参考SY/T 5405—1996行业标准，深穿透缓速酸DSP-106体系达到行业一级要求。 4.3. 岩心酸化流动性 4.3.1. 土酸酸化流动效果 土酸体系酸化效果曲线如图4所示，注入土酸后渗透率开始降低，可能是酸液与储层岩石接触后形成CaF 2 、MgF 2 等沉淀，从而造成孔隙堵塞，随着注酸量的增多，渗透率降低更加显著，酸化效果很差。从土酸流过岩心端面SEM照片(图5)可以看出，土酸对岩心端面不仅有着较强溶蚀性，还导致骨架剥离，从而使得黏土颗粒发生了运移，造成了二次伤害 [ 5 ] 。 图2. 多环螯合剂和有机膦酸缓速性能 Table 1 Evaluation of corrosion performance of acid solution syste 酸液 缓蚀剂质量分数/% 钢片尺寸(长 × 宽 × 厚)/mm 腐蚀前质量/g 腐蚀后质量/g 腐蚀速率/(g·(m 2 ·h) − 1 ) 土酸 1 49.82 × 9.92 × 2.98 10.7565 10.7436 2.5036 氟硼酸 1 50.00 × 9.97 × 3.08 10.6945 10.6879 1.2594 深穿透缓速酸 1 49.89 × 9.90 × 2.99 10.7607 10.7563 0.8533 表1. 酸液体系腐蚀性能评价 注：土酸配方为12%HCl + 2%HF；氟硼酸配方为8%HCl + 8%HBF 4 ；深穿透缓速酸配方为50%DSP-106；试验缓蚀剂为SA1-3B。 图3. 60 ℃ 钢片腐蚀前后形态对比 图4. 土酸酸化效果曲线 图5. 土酸流过岩心端面SEM照片(×500倍) 4.3.2. 深穿透缓速酸DSP-106酸化流动效果 试验选用深穿透缓速酸DSP-106(质量分数50%)酸化效果曲线如图6所示，酸驱替后渗透率逐渐降低幅度较大，之后渗透率逐步升高，最终渗透率提高3.65倍，酸化改造效果显著。说明深穿透缓速酸DSP-106体系可以作为连续注入酸化酸液体系。从DSP-106流过岩心端面SEM照片(图7)可以看出，由于DSP-106具有较低的酸液反应速率，使得酸液对岩心端面的溶蚀较均匀，且明显改善了岩心的渗流通道。
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user: 5. 现场试验 池2X井于2012年9月投注，截至2015年12月已累计注水20，478 m 3 ；该井自2015年1月以来，因井口压力高，未能按照配注要求注水，油压18.0 MPa，日欠注4 m 3 ，2015年6月对该井进行酸化，油压下降至15.6 MPa，但有效期较短，后该井油压上升至19.0 MPa，日均欠注12 m 3 ，要求再次对该井实施酸化降压增注措施。 2016 年 4 月 16 日 深穿透缓速酸DSP-106体系连接酸化管线、泵车。8:40试压25 MPa不刺不漏；8:50开始对池2X井连续注入酸化作业，施工开始时以600 L/h的速度正挤酸液3.5 m 3 ，压力为19.5 MPa；16:50为了使酸液快速注入目标储层，先把DSP-106酸液体系与水按质量比1:1.8配制好，关闭注水阀门，然后以1200 L/h的速度正挤酸液；17:30左右酸液到达地层，压力从22.5 MPa逐渐下降到20.8 MPa，酸岩发生了反应，之后压力出现先缓慢上升后逐渐下降的过程，最后达到15.1 MPa；18:50又恢复到1200 L/h的注酸速度，直到酸化结束。 该井酸化前注水压力18.0 MPa，实注1 m 3 /d，日配注15 m 3 。酸化结束后，注水压力15.1 MPa，压力下降2.9 MPa，实注12 m 3 /d，远高于措施前的注水，酸化解堵有效(表2)。 图6. 深穿透缓速酸DSP-106酸化效果曲线 图7. 深穿透缓速酸DSP-106流过岩心端面SEM照片(×500倍) Table 2 Comparison of the measures of Chi 2X wel 现场施工 油压/MPa 套压/MPa 日配注量/m 3 日注入量/m 3 视吸水指数/(m 3 ·(d·MPa) −1 ) 措施前 18.0 18.0 15 1 0.2645 措施后 15.1 15.1 10 12 0.8380 表2. 池2X井措施前后指标对比