1. 測量成果如何檢查驗收
檢查驗收的內容有：一、室內外檢查。
（1）控制測量成果的檢查。①測量控製版網的布設和標志埋設權是否符合要求；②各種觀測記錄和計算是否准確；③各類控制點的測量方法、限差、成果精度是否符合要求；④提交資料是否完整。
（2）房產調查成果的檢查。①房產調查要素的內容填寫是否齊全正確；②房屋權屬示意圖上的房屋權屬界限、四牆歸屬和一些符號等是否與房產圖的一致。
（3）房產要素測量成果的檢查。①測量方法、計算、成果是否准確；②測量要素是否齊全，對地物的取捨是否合理。
（4）房產圖的檢查。①比例尺是否滿足要求；②房產要素的表達是否齊全准確；③圖面精度與圖邊處理是否符合要求。
（5）面積測算的檢查。①房產面積的計算是否准確，精度是否符合要求；②用地面積的測算是否正確，精度是否符合要求；③共有共用面積的測算和攤分是否准確和合理。
二、成果驗收：（1）產品成果最終的驗收工作由任務的委託單位組織實施。驗收工作結束後要寫出檢查報告和驗收書。
（2）各級檢查驗收中發現的問題，要做好記錄並突出處理意見。
（3）上交成果驗收內容。
（4）成果質量的評定。
2. 靜力載荷測試成果的應用
載荷測試的主要成果是壓力－沉降量曲線（即P-S曲線）和變形模量。其成果主要用來確定地基容許承載力和預估建築物的沉降量。其他應用，有待今後不斷豐富和發展。
（一）確定地基容許承載力（或承載力標准值fk）
在確定地基土的容許承載力時，通常要考慮兩個因素，即：在多大荷載作用下地基土的變形達到逐漸穩定狀態；所產生的變形是否影響建築物的正常使用。
利用載荷測試成果確定地基承載力的方法，是以P-S曲線的特徵點所對應的壓力作為基本依據的。這兩個特徵點可以把P-S曲線分為三段，分別反映了地基土在逐級受壓以至破壞的三個變形階段，即直線變形階段、剪切變形或塑性變形破壞階段、整體剪切破壞階段（可參見圖4—3中的Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ區）。①在直線變形階段，地基土所受壓力較小，主要是壓密變形或似彈性變形，地基變形較小，處於穩定狀態。直線段端點所對應的壓力即為比例界限P0，可作為地基土的容許承載力。此點靠近塑性變形破壞階段，和臨塑荷載（由理論計算得來）Pcr很接近。②當壓力繼續增大超過比例界限時，在基礎（或承壓板）邊緣出現剪切破裂或稱塑性破壞。隨壓力繼續增大，剪切破裂區不斷向縱深發展，此段P-S關系呈曲線形狀。曲線末端（為一拐點）所對應的壓力即為極限界限，可作為地基土極限承載力P1。可通過極限承載力除以一定的安全系數（一般取2.5—3.0）的方法確定地基土容許承載力。③如果壓力繼續增加，承壓板（或基礎）會急劇不斷地下沉。此時，即或壓力不再增加，承壓板仍會不斷急劇下沉，說明地基發生了整體剪切破壞。
上述確定地基容許承載力的方法，一般適用於低壓縮性土，地基受壓破壞形式為整體剪切破壞，曲線上拐點明顯。
對於中、高壓縮性土，地基受壓破壞形式為局部剪切破壞或沖剪破壞，其P-S曲線上無明顯的拐點。這時可用P-S曲線上的沉降量S與承壓板的寬度（或換算成直徑）B之比等於0.02時所對應的壓力作為地基土容許承載力。對砂土和新近沉積的粘性土，則採用S/B=0.010—0.015時所對應的壓力為容許承載力。
（二）確定濕陷性黃土的濕陷起始壓力
我國北方廣泛分布著一種特殊土——黃土，其工程性質的一個顯著特點是，有些黃土具有濕陷性，即在一定壓力作用下，黃土受水浸濕後，結構迅速破壞，產生顯著附加沉降（陷）的性能。不言而喻，它對工程建築構成了致命危險。因此，在黃土地區進行工程地質勘察時，必須查明建築場區有無濕陷性黃土存在；如有，則要確定是自重濕陷還是非自重濕陷，非自重濕陷性黃土的起始壓力是多少。定量而准確地回答這些問題，最直接可靠、常用的方法就是黃土浸水載荷測試。
1.黃土浸水載荷測試的基本要求
（1）承壓板面積不小於5000cm2;
（2）壓力增量取預估濕陷起始壓力的1/5，或採用10—20kPa;
（3）承壓板以外的試坑面積須鋪設5—10cm厚的砂礫石濾層；
（4）坑內注水，坑內水面應高於濾層頂面3cm;
（5）沉降觀測裝置的固定點不得受浸水影響。
2.黃土浸水載荷測試方法
確定濕陷性黃土的濕陷起始壓力Psh的浸水載荷測試可細分為單線法、雙線法和飽水單線法，可根據需要和條件選用。
（1）多點單線法：在同一土層中不少於三點（點距≤6m），分別做天然濕度下的載荷測試，載入到預定的浸水壓力（各點的浸水壓力可分別採用預估的濕陷起始壓力、大於和小於預估濕陷起始壓力50kPa）。穩定標准，採用相對穩定法，即將每個載荷測試的地基土浸水，測定浸水後的穩定沉降量，直至每小時的沉降量不大於0.1mm為止。則與每一級壓力等級相當的濕陷下沉量Ssh為
土體原位測試機理、方法及其工程應用
式中：S——天然條件下的沉降量（mm）;
Sw——浸水條件下的沉降量（mm）。
最後繪制P-Ssh曲線（見圖4—4）。取曲線轉折點所對應的壓力即為濕陷起始壓力Psh；如轉折點不明顯，則取Ssh/B=0.02所對應的壓力作為濕陷起始壓力（B為承壓板寬度）。
（2）飽水單線法：只做一個載荷測試。將設備安裝好後，即向試坑內浸水，使3.5倍承壓板直徑（或寬度）深度內的土層達到飽和。採用飽和含水量作為飽和標准指標，即浸水後土層含水量達飽和含水量（計算得到）的85%—90%時就認為是飽和了。然後，按相對穩定法進行載荷測試，繪出P-Sw曲線，Sw為飽水情況下承壓板的下沉量。濕陷起始壓力的求法同單線法。
（3）雙線法：在同一土層的不同地點（點距≤6m）分別做兩個試驗。一個試驗按相對穩定法在天然濕度下進行；一個試驗按飽水單線法在浸水條件下進行。兩試驗點應採用相同的壓力增量。結果可得到在同一級荷載（壓力）下的三個不同沉降量，即天然濕度下的沉降量、浸水條件下的沉降量及後者減去前者的濕陷量Ssh。最後，繪制P-Ssh曲線。求濕陷起始壓力的方法同多點單線法，詳見圖4—5。
以上列出了三種黃土浸水載荷測試方法。飽水單線法只需做一點，不受土層均勻程度差別的影響；多點單線法可在某一預定壓力時浸水，對測定某級壓力的浸水濕陷量比較合適；雙線法在理論上可以測定最大壓力以內任一壓力的濕陷量，對全面觀察土層在不同壓力下的濕陷性是較經濟的方法。由於雙線法和多點單線法要進行平行試驗，受土層的不均勻性影響較大。
須說明的是，當P-Ssh曲線上出現兩個轉折點時，可取兩個轉折點之間的中值所對應的壓力作為濕陷起始壓力；當曲線上無明顯轉折點時，可根據曲線形態取Ssh≥0.02B所對應的壓力作為濕陷起始壓力。對濕陷性小的土，取值大些；對濕陷性較大的土，取值小些。
圖4—4多點單線法求濕陷起始壓力
圖4—5雙線法求濕陷起始壓力
（三）計算基礎的沉降量
直接利用原位測試成果，特別是載荷試驗成果計算地基的變形量，較據室內試驗得出的壓縮模量計算更接近於實際。前者在國外應用甚廣。原蘇聯規定，用載荷試驗的變形模量計算地基變形量；日本用P-S曲線先算出地基系數，然後計算沉降量；歐美國家也有類似情況。我國曾習慣於用壓縮模量指標採用分層總和法計算地基沉降量，結果和實際沉降量差別較大。1974年頒布的《工業與民用建築地基基礎設計規范》（TJ7-74），在分層總和法的基礎上提出了一個較為簡便的計算公式，根據我國多年的建築經驗，在公式前加了一個經驗系數，以修正理論計算的誤差。盡管如此，仍不如採用原位測試得到的土的變形模量進行計算更符合實際。
當建築物基礎寬度兩倍深度范圍內的地基土為均質時，可利用載荷測試沉降量推算建築基礎的沉降量：
對砂土地基
對粘性土地基
式中：Sj——預估的基礎沉降量（cm）;
S——載荷與基礎底面壓力值相等時的載荷測試承壓板的沉降量（cm）;
b——基礎短邊寬度（cm）;
B——承壓板寬度（cm）。
3. 測量成果應使用啥筆記錄
記錄在紙上的測量成果應能長期保持，所以容易褪色、容易塗改的筆都不能用。可以據此判斷哪些筆可以用。個人意見，僅供參考。
4. 靜力載荷測試資料的整理及測試成果
1.壓力－沉降量關系曲線
（1）首先，應對載荷測試的原始數據進行檢查和校對，整理出荷載與沉降量、時間與沉降量匯總表。然後，繪制壓力P與沉降量S關系曲線（圖4—3）。該曲線是確定承載力、地基土變形模量和土的應力－應變關系的重要依據。
（2）在載荷試驗中，由於各種因素的影響，會使P-S曲線偏離坐標原點。這時，應對P-S關系曲線加以校正，也就是校正沉降量觀測值。其方法有：
圖4—3壓力與沉降量關系曲線
P0—比例界限；PL－極限界限；Ⅰ—壓實階段；Ⅱ—剪變階段；Ⅲ—破壞階段
①圖解法：在按原始試驗數據繪制的P-S關系曲線上找出比例界限點。從比例界限點引一直線，使比例界限前的各沉降點均勻靠近直線，直線與縱坐標交點的截距即為S0。將直線上任一點的S、P和S0代入下式，求得P-S曲線直線段的斜率C。
因S=S0+CP
故
②最小二乘法：其計算式如下：
土體原位測試機理、方法及其工程應用
解（4—2）方程組，得：
土體原位測試機理、方法及其工程應用
式中，N為直線段加荷次數；其他符號意義同前。
以上兩式中，除S為變數外，其餘均可預先計算成現成表格，用時可查表4—1、表4—2。
表4—1每級荷載間隔為100kPa時的有關值
表4—2每級荷載間隔為50kPa時的有關值
③求得P-S曲線直線段截距S0及斜率C後，就可用下述方法對原始沉降觀測值S進行校正。對比例界限以前各點，根據C,P值按（4—5）式校正：
土體原位測試機理、方法及其工程應用
對於比例界限以後各點，按（4—6）式校正：
土體原位測試機理、方法及其工程應用
式中，S′為沉降量校正值；其他符號意義同前。
（3）根據校正後的S′值繪制P-S′（壓力－沉降量）關系曲線，即一般稱的P-S曲線。
2.曲線特徵值的確定
（1）當P-S曲線具有明顯的直線段及轉折點時，一般將轉折點所對應的壓力定為比例界限值，將曲線陡降段的漸近線和橫坐標的交點定為極限界限值（圖4—3）。
（2）當曲線無明顯直線段及轉折點時（一般為中、高壓縮性土），可用下述方法確定比例極限。
①在某一級荷載壓力下，其沉降增量△Sn超過前一級荷載壓力下的沉降增量△Sn-1的2倍（即△Sn≥2△Sn-1）的點所對應的壓力，即為比例界限。
②繪制lgP-lgS(或
3.計算變形模量E0
土的變形模量是指土在單軸受力，無側限情況下的應力與應變之比。由於土是彈塑性體，其變形包括土的彈性變形和塑性變形，故可稱為總變形模量，其值可由載荷試驗成果P-S曲線的直線變形段，按彈性理論公式求得，僅適用於土層屬於同一層位的均勻地基。當承壓板位於地表時：
土體原位測試機理、方法及其工程應用
式中：P,S——分別為P-S曲線直線段內一點的壓力值（kPa）及相應沉降值（cm）;
B——承壓板的寬度或直徑（cm）；
μ——土的泊松比，其值見表4—3；
ω——承壓板形狀系數。剛性方形板，ω＝0.886；剛性圓形板，
表4—3土的泊松比μ值（側膨脹系數）
當承壓板位於地表面以下時，應乘以深度修正系數I1：
土體原位測試機理、方法及其工程應用
式中，I1為承壓板埋深h時的修正系數；當h≤B，
對非均質土層，可用小承壓板於不同深度處進行載荷測試，將承壓板影響范圍內的土層作為均質土處理。
5. 旁壓測試成果整理
旁壓試驗的主要成果是旁壓P-S、P-V曲線，可從曲線上求出一些和土的性質有關的參數。
1.數據校正
在繪制P-S曲線之前，須對試驗記錄中的各級壓力及其相應的測管水位下降值進行校正：
（1）壓力校正，其公式為：
土體原位測試機理、方法及其工程應用
式中：P——校正後的壓力（kPa）;
Pm——壓力表讀數（kPa）;
Pw——靜水壓力（kPa）;
Pi——彈性膜約束力曲線上與測管水位下降值對應的彈性膜約束力（kPa）。靜水壓力，可採用下式計算（圖5—22）：
無地下水時
有地下水時
式中：h0——測管水面離孔口的高度（m）;
Z——地面至旁壓器中腔中點的距離（m）;
hw——地下水位離孔口的距離（m）；
γw——水的重度（10kN/m3）;
（2）測管水位下降值，其校正公式為：
土體原位測試機理、方法及其工程應用
圖5—22靜水壓力計算示意圖
式中：S——校正後的測管水位下降值（cm）;
Sm——實測測管水位下降值（cm）；
α——儀器綜合變形校正系數（cm/kPa）；其它符號意義同前。
2.繪制壓力P與測管水位下降值S曲線
（1）先定坐標。國外多以縱坐標為壓力P（kPa），橫坐標為測管水位下降值S（cm）。和一般材料的應力－應變曲線繪制格式相同。比例尺選用1cm代表100kPa或1cm測管水位下降值，也可根據具體情況選定。對於坐標系，也可以規定橫坐標為壓力P，縱坐標為水位下降值S，與載荷曲線繪制格式類似。對於同一個勘測或研究單位，最好統一格式，以便比較，但格式的差異不影響試驗成果的解釋。
（2）繪制曲線時，先連直線段，再用曲線板連曲線部分，曲線與直線的連接處要圓滑。
另外，有時用P-V曲線代替P-S曲線。設Vm為測管內的體積變形量（cm3），其換算公式為：
土體原位測試機理、方法及其工程應用
式中：A——測管內截面積（cm2）;
S——測管水位下降值（cm）。
從S換算到V後，按下式對體積V進行校正：
土體原位測試機理、方法及其工程應用
式中：V——校正後的體積（cm3）;
Vm——Pm+Pw所對應的體積（cm3）；
其它符號意義同前。
校正後，即可繪制P-V曲線。
3.曲線特徵值的確定和計算
利用旁壓試驗確定地基土參數，首先要從旁壓試驗的P-S或P-V曲線上求取特徵值。下面先分析一下典型的預鑽式旁壓曲線特徵。
（1）旁壓器在逐級受壓的情況下，孔壁土體相應經歷了三個變形階段，反映在P-S（或P-V）曲線上，可以明顯劃分為三個區，見圖5—23。
圖5—23預鑽式旁壓曲線及特徵值
①恢復區：該區壓力逐漸由零增加到P0m，曲線下凸，斜率△P/△V由小變大，直到在P0m處趨於直線段。其原因是：開始時旁壓器彈性膜膨脹，不受孔壁土體的阻力，只填充了膜與孔壁之間的空隙，進而將成孔後因應力釋放而向孔內膨脹的土體擠壓回原來位置。這個階段的終點壓力為P0m（對應的體積增量為V0m）。
從理論上講，曲線中直線段的起點P0m應相當於測試深度處土的靜止側壓力P0。但是，由於預先鑽孔，因孔壁土體受到了擾動等，P0m值一般都大於P0值。Baguelin（1973）等比較了P0m和P0（P0由自鑽式旁壓曲線求得）隨深度變化的情況。在粘土層的各個深度上，P0m都大於P0，但兩條曲線基本平行，故它們的差值接近於一個常值。
②似彈性區：指P-S曲線上的近似直線段，壓力由P0m增至Pf，直線段的終點壓力稱為臨塑壓力Pf（也稱屈服壓力或比例極限），對應的體積增量為Vf。該區段內的土層變形，可視為線性變形階段。各類土預鑽旁壓曲線的這一直線段，都比較明顯。
③塑性發展區：指孔壁壓力大於Pf以後的曲線段。曲線呈上凸形，斜率由大變小，表明土體中的塑性區的范圍不斷發展和擴大。從理論上講，當曲線斜率趨於零時，即使壓力不再增加，體變也會繼續發展，表明土體已完全達到破壞狀態，其相應的壓力稱為極限壓力PL。實測時，由於測管水量限制，常常不出現這種情況，而是用體變增量達到或超過某一界限值時所對應的壓力PL表示，PL稱為名義上的極限壓力。
（2）根據預鑽式旁壓P-S曲線的特徵，可以求取三個特徵值：
①靜止側壓力P0：可以用計演算法或圖解法求取P0值。
i.計演算法：
土體原位測試機理、方法及其工程應用
式中：ζ——靜止土側壓力系數，按土質而定；一般砂土、粉土取0.5，粘性土取0.6，淤泥取0.7；
γ——土的重度，地下水位以下為飽和重度（kN/m3）;
h——測試點深度（m）;
u——測試點的孔隙水壓力（kPa）；正常情況下，它極接近於由地下水位算得的靜
水壓力，即在地下水位以上，u=0；在地下水位以下，按下式計算：
土體原位測試機理、方法及其工程應用
符號意義同前，此種方法要預估ζ。
ii.圖解法：由於P0m值一般都大於P0值，因此基於圖解法求P0的基本想法均是往小的方向修正P0m。應用較多的方法有：
a.將旁壓曲線直線段延長，與S（v）軸相交，由交點作P軸平行線與P-S曲線相交，其交點對應的壓力即為P0。
b.上述作圖法受成孔質量影響很大，一般無規律性。現又提出一種新的作圖法（圖5—24）。
圖5—24交點法求P0值（據王長科）
根據P-S曲線特徵，開始的曲線段因土的擾動所致，直線段表示土處於未擾動狀態的似彈性段，作曲線段的初始切線和直線段的延長線相交，其交點對應的壓力即為P0，其物理意義比較明確（擾動和原狀土接觸點），表示土的原位水平應力值。該法考慮了成孔擾動的影響，合理簡便。經檢驗，P0值隨深度增加而增大，和理論計算值基本符合，而又比理論計算更符合實際，不用估算ζ值，完全由旁壓曲線即可求得P0值。該法要求在試驗初期採用小等級加荷，以便所測的旁壓曲線能准確反映原狀土和孔周擾動土的應力變形特性。
②臨塑壓力Pf：可按下列方法之一確定：
i.直線段的終點所對應的壓力為臨塑壓力Pf。
ii.可按各級壓力下的30s到60s的測管水位下降值增量△S60-30（或體積增量△V60-30），或30s到120s的測管水位下降值增量△S120-30（或△V120-30）同壓力P的關系曲線輔助分析確定，即P－△S60-30或P－△S120-30，其折點所對應的壓力即為臨塑壓力Pf。
③極限壓力PL：按下列方法之一確定：
i.手工外推法：憑眼力將曲線用曲線板加以延伸，延伸的曲線應與實測曲線光滑而自然地連接，並呈趨向與S（或V）軸平行的漸近線時，其漸近線與P軸的交點即為極限壓力PL。
ii.倒數曲線法：把臨塑壓力Pf以後的曲線部分各點的測管水位下降值S（或體積V取倒數1/S（或1/V），作P-1/S（或P-1/V）關系曲線（近似直線），在直線上取1/（2S0+Sc或（1/（2V0+Vc））所對應的壓力即為極限壓力PL。
iii.在工程實踐中，常用雙倍體積法確定極限壓力PL。
土體原位測試機理、方法及其工程應用
式中：VL——PL所對應的體積增量（cm3）;
Vc——旁壓器中腔初始體積（cm3）;
V0——彈性膜與孔壁接觸時的體積增量，即直線段與V軸交點的值（cm3），國內
常用測管水位下降值S表示，即：
土體原位測試機理、方法及其工程應用
式中：SL——PL所對應的測管水位下降值（cm）;
Sc——與中腔原始體積相當的測管水位下降值，PY型國產旁壓儀為32.1cm;
S0——直線段與S軸的交點所代表的測管水位下降值（cm）。
VL或SL所對應的壓力即為PL。
在試驗過程中，由於測管中液體體積的限制，使試驗往往滿足不了體積增量達到2V0+Vc（即相當孔穴原來體積增加一倍）的要求。這時，需憑眼力用曲線板將曲線延伸，延伸的曲線與實測曲線應光滑自然地連接，取SL（或VL）所對應的壓力作為極限壓力PL。
以上P0、Pf、PL的單位均為kPa。
6. 列舉生活中測量工作或成果有哪些
工程測量工作內容業主交點—校測坐標、標高起始依據—場地控制網測量專—建築物的定位放線—基礎屬放線—建築物的主體放線—建築物的定期沉降觀測方面。
1. 工程定位放線
項目部進場後首先對業主提供的施工定點陣圖進行圖上校核，以確保設計圖紙的准確。
其次與業主一道對現場的坐標點和水準點進行交接驗收，發現誤差過大時應與業主或設計院共同商議處理方法，經確認後方可正式定位。
現場建立控制坐標網和水準點。現場平面控制網的測設方法見後。水準點由永久水準點引入，水準點應採取保護措施，確保水準點不被破壞。
工程定位後要經建設單位和規劃部門驗收合格後方可施工。
2.平面測量控制網設立
根據本工程的建築物平面設計形狀，採用矩形測量控制網進行控制。
7. 旁壓測試成果整理及影響試驗成果的主要因素
旁壓試驗最後得到壓力與變形的關系曲線(即P-S、P-V曲線)，可從曲線上求出一些和土的性質有關的參數。由於儀器設備、工程地質條件等復雜性，試驗曲線存在一些誤差，為了克服這些誤差，必須要進行校正。
一、數據校正
在繪制P-S曲線之前，需要對試驗記錄中的各級壓力及其相應的測管水位下降值進行校正：
1.壓力校正
P=Pm+Pw+Pi (6-11)
式中：P為校正後的壓力(kPa)；Pm為壓力表讀數(kPa)；Pw為靜水壓力(kPa)；Pi為彈性膜約束力曲線上與測管水位下降值對應的彈性膜約束力(kPa)。
2.測管水位下降值，其校正公式為：
S=Sm-(Pm+Pw)·α (6-12)
式中：S為校正後的測管水位下降值(cm)；Sm為實測測管水位下降值(cm)；α為儀器綜合變形校正系數(cm/kPa)；其他符號意義同前。
二、繪制旁壓壓力P與測管水位下降值S曲線
1.坐標軸的確定
通常採用縱坐標為壓力P(kPa)，橫坐標為測管水位下降值S(cm)繪制P-S曲線。繪制旁壓曲線的比例尺要合適，一般情況下採用以橫坐標1cm代表體積變數100cm3或1cm測管水位下降值，縱坐標1cm代表100kPa，或根據具體情況選擇比例尺的標准，圖幅尺寸要求一般為10×10(cm2)。
2.繪制曲線
先連直線段，再用曲線板連曲線部分。曲線與直線的連接處要圓滑。
另外，有時用P-V曲線代替P-S曲線。設Vm為測管內的體積變數(cm3)，換算公式為：
Vm=S·A (6-13)
式中：A為測管內截面積(cm3)；S為測管水位下降值(cm)。
從S換算到V後，按下式對體積V進行校正：
V=Vm-(Pm+Pw)·α (6-14)
式中：V為校正後的體積(cm3)；Vm為Pm+Pw所對應的體積(cm3)；其他符號意義同前。校正後，即可繪制P-V曲線。
三、曲線特徵值的確定和計算
利用旁壓試驗確定土體的工程地質性質指標，首先要從旁壓試驗的曲線上幾個特徵段落上確定其特徵值。典型的預鑽式旁壓曲線有三個變形階段(見圖6-9中P-S(或P-V)曲線)。
圖6-9 預鑽式旁壓曲線及特徵值
1.初始階段及特徵值的確定
該區段壓力逐漸由零增加到
根據梅納德理論，曲線中直線段的起點
(1)計演算法 按下式計算：
P0=ξ(γh-μ)+μ (6-15)
式中：ξ為靜止土側壓力系數(按土質而定)；一般砂土、粉土取0.5；粘性土取0.6；淤泥取0.7；γ為土的重度(地下水位以下為飽和重度)(kN/m3)；h為測試點深度(m)；μ為測試點的孔隙水壓力(kPa)。
正常情況下，它極接近於由地下水位算得的靜水壓力，即在地下水位以上，μ=0；在地下水位以下時，按下式計算：
μ=γw(Z-hw) (6-16)
符號意義同前。此種方法要預估ξ值。
(2)圖解法 由於
圖6-10 交點法求P0值
(據王長科)
根據P-S曲線特徵，開始的曲線段因受土的擾動所致，直線段表示土處於末擾動狀態的似彈性段。作曲線段的初始切線與直線段的延長線相交，其交點對應的壓力即為P0值。其物理意義較明了，是擾動土和原狀土接觸點，表示土的原位水平應力值。該法考慮了成孔擾動的影響，合理簡便。經檢驗，P0值隨深度增加而增大，和理論計算值基本相符合。而又比理論計算更符合實際，不用估算ξ值，完全由旁壓曲線即可求得P0值。只不過該法要求在試驗初期採用小等級加荷，以便所測的旁壓曲線能准確地反映原狀土和孔周擾動土的應力變形特性。
2.似彈性變形階段及區臨塑壓力Pf值的確定
指P-S曲線上的近似直線段，壓力由
臨塑壓力Pf可按下列方法之一確定：
(1)直線段的終點所對應的壓力為臨塑壓力Pf；
(2)可按各級壓力下的30 s 到60 s 的測管水位下降值增量 ΔS60～30(或體積增量ΔV60～30)，或30 s到120 s的測管水位下降值增量ΔS120～30(或V120～30)同壓力P的關系曲線輔助分析確定，即P-ΔS60～30或P-ΔS60～30，其曲線拐點所對應的壓力即為臨塑壓力Pf。
3.塑性變形發展階段和水平極限壓力PL值的確定
指孔壁壓力大於Pf以後的曲線段。曲線呈上凸形，斜率由大變小，表明土體中的塑性區的范圍不斷發展和擴大。從理論上講，當曲線斜率趨於零時，即使壓力不再增加，體變也會繼續發展，表明土體已完全達到破壞狀態，其相應的壓力稱為極限壓力PL。實測時，由於測管水量限制，常常不出現這種情況，而是用體變增量達到或超過某一界限值時所對應的壓力PL表示。PL稱為名義上的極限壓力。極限壓力PL按下列方法之一確定：
(1)手工外推法：憑眼力將曲線用曲線板加以延伸，延伸的曲線應與實測曲線光滑而自然地連接，並呈趨向與S(或V)軸平等的漸近線，其漸近線與P軸的交點即為極限壓力PL。
(2)倒數曲線法：把臨塑壓力Pf以後的曲線部分各點的測管水位下降值S(或體積V)，取倒數1/S(或1/V)，作P-1/S(或P-1/V)關系曲線(近似直線)，在直線上取1/(2S0+Sc)或(1/(2V0+Vc))所對應的壓力，即為極限壓力PL。
(3)在工程實踐中，常用雙倍體積法確定極限壓力PL。
VL=Vc+2V0 (6-17)
式中：VL為PL所對應的體積增量(cm3)；Vc為旁壓器中腔初始體積(cm3)；V0為彈性膜與孔壁接觸時的體積增量，即直線段與V軸交點的值(cm3)。
國內常用測管水位下降值S表示，即：
SL=Sc+2S0 (6-18)
式中：SL為PL所對應的測管水位下降值(cm)；Sc為與中腔原始體積相當的測管水位下降值(cm)；S0為直線段與S軸的交點所代表的測管水位下降值(cm)。
VL或SL所對應的壓力即為PL。
在試驗過程中，由於測管中液體體積的限制，使試驗往往滿足不了體積增量達到(2V0+Vc)即相當孔穴原來體積增加一倍的要求。這時，需憑眼力用曲線板將曲線延伸，延伸的曲線與實測曲線，應光滑自然地連接，取SL(或VL)所對應的壓力作為極限壓力PL。
四、影響旁壓測試成果精度的主要因素
旁壓試驗受多種因素的制約。有資料表明：影響旁壓試驗成果的主要有鑽孔質量、加壓方式、旁壓儀構造和規格、變形穩定標准及地下水等因素。
1.鑽孔質量
由於預鑽式旁壓測試要預先鑽孔，然後在鑽孔中做測試，所以成孔質量對保證測試的精度及成果的獲取甚為重要，是旁壓測試成敗的關鍵。
預鑽式鑽孔試驗要求鑽孔垂直、光滑、橫截面呈完整的圓形才能運用彈性理論和軸對稱問題，來研究有關計算公式，否則應力分布不均勻，影響測試的結果；同時還應特別注意鑽孔大小必須與旁壓器直徑相匹配，鑽孔孔壁土體要盡可能少受擾動，只有這樣，才能保證測試成果可靠；否則，將使測試結果——旁壓曲線無法應用(圖6-11)。圖中只有一條旁壓曲線是正常的，其他曲線，由於成孔質量不合格而反常：縮孔曲線反映鑽孔太小或有縮孔現象，旁壓器被強行壓入鑽孔中。旁壓曲線前段消失，是因為測試前孔壁已受到擠壓，同時孔壁擠壓旁壓器，只有施加一定壓力後，旁壓器三腔體積才能恢復到原始狀態，所以只有壓力增加而無體積增量，求不出P0值；當孔壁被嚴重的擾動時，會形成較厚的松動圈，加荷後反映在曲線上有一長段呈弧形的上彎，說明擾動土層被壓密，此時因旁壓器的膨脹量所限，使試驗達不到要求，逐呈現圖中的曲線形態；若孔徑太大，曲線上形成一長段的S0，則測管中的水量有相當一部分用來填補旁壓器與孔壁之間的孔隙，造成測管中的水量不足，使試驗達不到極限壓力值。
圖6-11 旁壓曲線的幾何形狀
當土質較硬(如硬粘土、中密以上的砂、風化或半風化岩石以及某些砂礫石混合土)或鑽孔深度較大(如15m)時，使用人力手鑽有困難，可以採用機械鑽進。鑽進方法可分干法和濕法兩種。用干法鑽進，要鑽進一個回次提一次土，適用於穩定性較好的土層；對穩定性差的土層須用濕法鑽進，並用泥漿護孔。
2.加壓方式
加壓方式主要指加壓等級與加壓速率兩方面。
加壓等級的選擇和設計，是個重要的技術問題。試驗中，加壓等級選擇不當：如過密，則會延長試驗時間；如過稀，則不易在旁壓曲線上准確獲得P0及Pf值。
加壓等級要根據土質情況而定。土的力學強度越低，加壓等級越小：反之，則越大。
考慮旁壓曲線首段變化較大的特點。為准確確定P0值，應在首段加密觀測點，即一般土的臨塑壓力前，壓力級差要小一點，壓力增量適當減小。這樣可明確地確定P0和Pf值，待超過Pf值時，要適當放大級差，否則將影響工作效率。
3.穩定變形標準的影響
旁壓試驗的加壓穩定變形標准不同，對試驗有一定的影響，特別是對水平極限壓力的影響較大。1min和5min產生的孔隙水壓力是不相同的，土體排水的不同，其效果也不盡相同。國內規范規定了穩定時間為1min、2min為標准。
4.旁壓測試臨界深度影響
在均質土層中進行旁壓測試中，Pf或PL自地表隨埋深加大而明顯增加；但到某一深度之後，隨埋深加大基本上保持不變、或增加趨勢明顯減緩。這一深度，稱為旁壓測試的臨界深度。臨界深度隨砂土密實度的增加而增加，尤其是在砂土中表現明顯，一般臨界深度為1～3m。在粘性土中還未發現，應繼續研究。
產生臨界深度的原因是旁壓時有垂向變形，在臨界深度以內垂向變形明顯。在臨界深度以下，因上覆土壓力加大，限制了旁壓的垂向變形，基本上只有徑向變形。
應該指出，地下水位的變化和旁壓儀構造和規格的不同，也會影響測試成果的精度。水位的波動影響到壓縮模量的變化。所以，對這樣的地區進行旁壓試驗時就要考慮到地下水位的影響。
8. 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:qt為開始遞減第t月時日產量;qi為遞減前日產油;Di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y1i，其中CO2的摩爾含量為y1CO2，注入CO2氣組成為y2i，CO2摩爾含量為y2CO2。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:
松遼盆地三肇凹陷特低滲透扶楊油層開發理論與實踐
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。
9. 測量結果與測量成果有什麼區別
測量結果是你測出來的數據 （沒有經過驗證） 測量成果 是你測出來的數據 根據要求轉換成規定的格式（經過驗證無誤的） 做成標准格式 簽上你的公司 和你的名字