㈠ 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。
㈡ 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。
㈢ 方法技術試驗與成果
為了更好地總結銅綠山銅鐵礦勘查技術，為銅綠山礦深部及外圍提供技術支撐，結合地質及地形情況，開展了高精度重力、磁法方法技術、可控源音頻大地電磁試驗工作。試驗工作始於2011年11月，布置在銅綠山4線、15線、19線，完成了剖面長度8760m。
(一)高精度磁法試驗
高精度磁法試驗採用的儀器是微機質子磁力儀GSM—19T，屬高精度微機質子磁力儀，儀器雜訊誤差及一致性誤差很小，滿足《地面高精度磁測技術規程》對儀器精度的要求。磁測試驗投入1個野外台班，一個日變觀測站。高精度磁法試驗總有效測點為876點，質檢點數為58點，經統計計算磁測質檢總均方誤差為±2.9nT(小於±5nT)，滿足規范要求。
(二)高精度重力試驗
高精度重力試驗共投入2台套CG-5型全自動重力儀，該儀器為加拿大生產，是目前我國引進最先進測地重力儀，完成1000個有效測點。按照設計和規范要求，試驗組質量檢查隨野外生產同時進行，質檢點在全測區基本均勻分布。完成重力有效點1000個，完成質量檢查點52個，檢查率5%。
(三)可控源音頻大地電磁試驗
試驗研究的場地選擇遵循從已知到未知的原則，在已知礦區根據方法理論上的有效性，選擇適合於工作區的探測裝置；探索有效的野外施工裝置、採集時間及軟體解釋等方面壓制強干擾的有效途徑，依據試驗研究本身的科學規律，研究組選擇了銅綠山礦4線、15線、19線作為試驗場區，試驗剖面長度近8km，試驗時間始於2011年11月。
(四)方法技術試驗成果
銅綠山4線(CSAMT)試驗成果：銅綠山4線(CSAMT)試驗工作野外施工時間為2011年11月至2012年1月，歷時2個多月，由湖北省地球物理勘察技術研究院聯合中國地質大學(北京)及中國冶金地質總局中南地質勘查院共同開展試驗工作。根據試驗要求，對測量裝置頻段、頻點設置，單個採集循環時間，場源AB長度，發射電流大小，收發距離，接受點距等逐一進行試驗。利用試驗採集數據，進行系列反演計算，並結合地質鑽探資料及岩礦石物性參數，繪制以下試驗成果圖(圖4-1)：
圖4-1 銅綠山銅鐵礦4線可控源音頻大地電磁測深反演綜合成果圖
1—中下三疊統嘉陵江組第三段灰岩；2—中下三疊統嘉陵江組第二段灰岩；3—中下三疊統嘉陵江組第一段白雲岩；4—下三疊統大冶組第四段大理岩；5—下三疊統大冶組第三段大理岩；6—石英二長閃長玢岩；7—矽卡岩；8—視電阻率等值線；9—鑽孔；10—銅礦體；11—鐵銅礦體；12—露采邊界
(五)銅綠山銅鐵礦方法技術試驗成果總結
綜合4線、15線、19線高精度重磁及可控源音頻大地電磁(CSAMT)試驗，對其方法技術及應用進行總結。
(1)傳統的重磁方法對勘查深部礦依然有效，在解釋時，結合地質及礦床特點及物性特徵綜合解釋。
(2)根據銅綠山礦接觸交代成礦特徵，在尋找深部隱伏礦時，一般表現為高磁異常和較高的重力異常，為深部找礦提供線索。
(3)相對於常規電測深勘探深度淺、解析度低的特點，可控源音頻大地電磁測深法(CSAMT)以其勘探深度大、解析度高的特點，其CSAMT方法對地質體的電性變化反應非常靈敏，CSAMT數據經反演之後的資料可以比較准確地反映地質體的界面。
(4)銅綠山CSAMT方法技術試驗，勘探深度達到1400m，雖不能直接指示礦體的賦存位置，但是通過對電阻率剖面電性特徵有效的分析，可以推斷可能賦存礦體的部位。
(5)利用新技術、新方法勘查深部金屬礦時，重力—磁法—電法組合方法效果較好，並要求技術人員充分了解工區的大概地質情況、地層岩性、岩體可能的分布狀況，充分了解不同地質體的物性參數特徵，如電性特徵、密度特徵、磁性特徵。
(6)通過試驗剖面的數據處理，CSAMT法視電阻率剖面仍比較准確地反映地質體的變化情況，其深部電性結構表現為中高電阻率過渡特徵，而過去為非低阻特徵。因此，「高磁—高重—中高阻過渡電性異常」是銅綠山找礦方法技術模式，為本區尋找類似礦床指明方向。
㈣ 簡述霍桑的試驗及其取得的主要研究成果
1924~1932年 ，以哈佛大學教授G.E.梅奧為首的一批學者在美國芝加哥西方電氣公司所屬的霍桑工廠進行的一系列實驗的總稱。研究者預先設想，在一定范圍內，生產效率會隨照明強度的增加而增加，但實驗結果表明，不論增加或減少照明強度都可以提高效率。隨後，研究者又試驗不同的工資報酬、福利條件、工作與休息的時間比率等對生產效率的影響，也沒有發現預期的效果。發現在不同福利條件下，工人始終保持了高產量。在此基礎上，梅奧等又對廠內2100名職工進行了訪談，讓職工自由抒發意見，也造成職工的士氣高漲，產量大幅度上升。霍桑實驗第一次把工業中的人際關系問題提到首要地位，並且提醒人們在處理管理問題時要注意人的因素，這對管理心理學的形成具有很大的促進作用。梅奧根據霍桑實驗，提出了人際關系學說。這一學說為西方管理科學和管理工作指出了新的方向。1924～1932年 ，以哈佛大學教授G.E.梅奧為首的一批學者在美國芝加哥西方電氣公司所屬的霍桑工廠進行的一系列實驗的總稱。研究者預先設想，在一定范圍內，生產效率會隨照明強度的增加而增加，但實驗結果表明，不論增加或減少照明強度都可以提高效
什麼是霍桑實驗？ 霍桑實驗是由梅奧教授作為顧問參與的，與1927——1932年間在芝加哥西方電氣公司霍桑工廠進行的一系列實驗，包括照明實驗，大規模訪談，對接線板接線工作室的研究幾個階段。研究的最初目的是想找出勞動物質條件與勞動生產率之間的
3.簡述霍桑實驗取得的主要研究成果。4.領導的有效性(可以從任一理論來解釋)5.計劃和其他職能間的關系6.組織結構的形式及優缺點分享到:
（1）車間照明變化對生產效率影響的各種實驗； （2）工作時間和其他條件對生產效率影響的各種實驗； （3）了解員工工作態度的訪談實驗； （4）影響員工積極性的群體實驗。 (一)照明實驗 照明試驗(1924～1927年)的目的是為了弄清照明強度對生產效
霍桑實驗共分四階段： 一、照明實驗。時間從1924年11月至1927年4月。 當時關於生產效率的理論占統治地位的是勞動醫學的觀點，認為影響工人生產效率的是疲勞和單調感等，於是當時的實驗假設便是「提高照明度有助於減少疲勞，使生產效率提高」。可是
5.簡述霍桑實驗取得的主要研究成果.答:霍桑實驗的結論是:群體的社會准則或標準是決定工人個人行為的關鍵要素.行為和情緒是密切相關的;群體對個人的行為有巨大影響
㈤ 試驗成果及建議取值
根據剪切面位置和岩性特徵,按線性相關性要求:當試樣數分別為7、6、5、4時,對應相關系數臨界值分別為0.76、0.81、0.88、0.95,以臨界值為基準,進行逐步回歸分析,剔除異常點,增加補充樣點。經過12組71個樣的天然和飽水狀態下的攜剪試驗,歷經采樣-制樣-試驗-調參,獲得樞紐區開挖工程邊坡軟弱岩體的結構面抗剪強度指標(表6-6)。
表6-6 軟弱結構面攜剪試驗成果
注:飽水攜剪樣佔61.54%;天然攜剪樣佔38.46%。
從表6-6結果可以發現,以軟弱結構面或軟岩做剪切面的攜剪試驗,同一組的屈服抗剪強度是峰值抗剪強度的85%,殘余抗剪強度最低,而和峰值抗剪強度沒有一個很好的對應關系。2#RXN原狀飽水C、φ建議值取低的原因,主要來自於泥化夾層岩組的X射線粉晶衍射測試和顆粒分析結果。這兩個試驗,證明2#RXN的剪切層不僅存在次生黏土礦物(見表3-2),而且具有黏土的特性。從泥化夾層粒度分析曲線圖(圖6-17)可以得出,該泥化夾層為粉質黏土。
圖6-17 2#RXN泥化夾層粒度分析曲線圖
綜合考慮各種地質因素,對邊坡所發育的軟弱結構面抗剪強度參數給出建議取值(表6-7)。
表6-7 軟弱結構面攜剪試驗建議取值
注:實際工程中一般按試驗結果值的屈服抗剪強度的內摩擦角φ和內聚力C的80%左右折減(2#RXN原狀飽水除外)。
在紫坪鋪水利樞紐工程各單體邊坡中,就軟弱結構面的岩性因素而言,一般有如下的屈服抗剪強度(C、)φ變化規律:含炭屑砂岩型結構面屈服抗剪強度>炭質頁岩型結構面屈服抗剪強度>泥化夾層型結構面屈服抗剪強度>軟岩夾煤線型結構面屈服抗剪強度(表6-8)。
表6-8 工程邊坡軟岩不同類型的軟弱結構面屈服抗剪強度
㈥ 關於實驗成果的作文
小實驗大收獲
今天下午，我們在教室里進行了一次小實驗。
原本，我們在教室里靜靜的埋頭寫作文，連針掉在地上的聲音都能聽見，周圍都是「刷刷」急促的寫字聲。突然曹老師打破了沉寂，提出了一個話題，就是這個話題引起了我們的注意，所有低著的頭都慢慢抬起----做一個小實驗。
實驗的材料很簡單：一本英語書、一本社會書。
拿著兩個材料干什麼了呢？我們疑惑不解，曹老師似乎看出了我們的心思，於是連忙說出怎樣實驗：拿兩本頁數差不多的書，然後一本一頁的重疊。
聽完曹老師對實驗的簡介，我們各自從書包里抽出這兩本書，按老師的要求一頁一頁的重疊。大功告成，疊好了變成了一本厚厚的書接下來該怎麼辦了呢？旋轉？從高處往低處扔？······一大團疑惑出現在我們腦海里。曹老師接著說：「然後你們把這兩本書分開結果會怎樣？」我們懷著好奇的心情而把這兩本書分開了，這很容易呀！可為什麼周圍有好多人分不開來了呢？曹老師面帶笑容不說出答案讓我們猜。我們互相討論了可總是說不到點子上。
於是，曹老師忍不住想向我們解釋出了其中的道理：因為有些人經常翻書，摩擦力較多；有些人不經常翻書，摩擦力就少。摩擦力多的容易分開，而摩擦力小的就很難分開，有時甚至分不開。
真實生活處處皆學問呀！一個小小的實驗，竟引來這么多的道理。真是不試不知道，一試嚇一跳呀！
望採納。
㈦ 試驗資料整理及成果應用
由試驗測記的百分表讀數εy，εc和εg，根據式(5-5)、(5-6)可求出飽和粘性土的原狀和重塑狀態的不排水剪強度Cu和C′u。若採用電測式十字板剪切儀資料則可用式(5-7)、(5-8)計算強度Cu和C′u值。根據Cu和C′u值據式(5-11)可計算出土的靈敏度St。
一、十字板強度與室內三軸強度的比較
十字板測得的不排水剪強度，與室內三軸不排水強度相比，能更好反映土的天然結構和應力狀態。國內、外學者曾將十字板資料與室內試驗資料進行對比。
1.國內對飽和軟粘土所做的比較試驗
我國曾在東南沿海一帶做過大量的比較試驗，以比較十字板強度與無側限抗壓強度及三軸不排水強度之間的差異。所用的試樣都是以薄壁取土器鑽取的高質量的未擾動土樣。所有土樣的塑性指數Ip=15～24，粘粒(d＜0.005mm)含量為9%～50%。由34個土樣整理得qu/2-Cu關系式，其關系用下式表示：
表5-3 現場十字板剪切試驗記錄表
qu/2=Cu-0.03 (5-12)
由34個土樣整理出三軸不固結不排水剪強度Cuu-Cu關系式：
Cuu=Cu-0.037 (5-13)
表5-4 十字板強度與三軸固結不排水強度的比較
之後，在進行福建莆田北洋海堤，浙江舟山大成塘海堤及溫嶺東海塘海堤現場試驗時，都曾比較三軸固結不排水剪的Ccu與十字板試驗的Cu、qu的試驗(十字板試驗的Cu、φu指標的取得，是將十字板強度沿深度的變化換算為十字板強度Cu與垂直固結壓力的關系式確定出來)。所得結果如表5-4所列。
2.國外對靈敏軟粘土所做的比較試驗
1972年，Bjerrum提出對填土工程地基，根據假設滑動面所通過的方向分別採用三軸壓縮、單剪、三軸拉伸三種試驗測定不排水抗剪強度，以三者的平均值代表整個滑動面的平均抗剪強度(圖5-5)。
圖5-5 現場不同位置的抗剪強度與室內剪切試驗的關系
20世紀80年代後期，在兩個場地做了十字板試驗與室內強度試驗的比較。室內試驗為K0結狀態下的不排水三軸壓縮及拉伸試驗、單剪不排水剪切試驗。此外，還測定了有效上覆壓力σ′v0及先期固結壓力σ′p等值。
表5-5 各種歸一化不排水抗剪強度的平均值
兩個場地為高靈敏度的海相粘土，其靈敏度由淺層的 St=30 至深處的近於St=400。靜止側壓力系數K0=0.55，Ip=10%～17%。兩處的十字板強度Cu(FV)、三軸壓縮τc、三軸拉伸τe、單剪τd及平均強度τave，以相應深度的先期固結壓力σ′p對上述各種強度進行歸一化。在5.5～12.5m范圍內算出各種歸一化不排水抗剪強度的平均值，列於表5-5。
由表可以看出，兩個場地的τave/σ′p與Cu(FV)/σ′p平均值是相等的，與τd/σ′p也相當一致。這說明：如室內的固結不排水試驗是在現場應力條件下進行固結的，則十字板試驗強度與室內歸一化不排水抗剪強度是相同的。
研究資料表明：十字板抗剪強度隨剪切速率的增大而增大，而一般加荷速率比工程實際的加荷速率大。
Bjerrum依據軟基上築堤的破壞實例，繪出理論的破壞安全系數與地基土的塑性指數的關系，如圖5-6所示。在綜合分析比較實測的十字板強度與實際破壞工程反算的平均強度的基礎上，提出了綜合的修正系數μ，以修正後的十字板不排水抗剪強度作為設計值，即：
Cu(設計值)=μ·Su(實測值) (5-14)
式中：Cu為設計採用的不排水抗剪強度；Su為十字板試驗的實測強度；μ為修正系數，隨土的塑性指數而變。
圖5-6 軟基上築堤的理論破壞安全系數與地基土塑性指數的關系
圖5-7為μ-Ip關系。由圖可見：Ip越低，μ值越高。其後，一些研究結果進一步驗證Bjerrum公式的合理性。
圖5-7 修正系數μ與Ip的關系曲線
二、成果應用
十字板剪切試驗成果可按地區經驗來確定地基承載力、單樁承載力，計算邊坡穩定，並判別軟粘土的固結歷史。
1.計算軟土地基承載力
根據中國建築科學研究院、華東電力設計院的經驗，地基容許承載力可按式(5-15)估算：
fk=2Cu+γh (5-15)
式中：fk為地基承載力標准值(kPa)；Cu為修正後的十字板強度(kPa)；γ為土的重度(kN/m3)；h為基礎埋深(m)。
日本中瀨明男(1963)利用圖5-8給出地面處條形荷載下地基極限承載力公式：
土體原位測試與工程勘察
式中：λ為Cu-h直線的斜率；t為Cu-h直線段的延長線在h軸上的截距；B為條形荷載的寬度。
圖5-8 Cuh關系
根據式(5-16)，結合荷載、上部結構和地質條件，取安全系數1.5～2.0，計算地基容許承載力。
2.軟土地基抗滑穩定性分析
用十字板能較准確圈定滑動面位置，並為復核和採取工程措施提供可靠的抗剪強度指標。
對飽和軟粘土地基施工期的穩定問題，採用φ=0 分析方法，其抗剪強度應選天然強度，可選十字板強度、無側限抗壓強度或三軸不固結不排水強度。
在20世紀50～60年代，國內、外都以破壞工程實例總結使用十字板強度的經驗。瑞典的Cadling和Odenstad(1950)根據11處滑坡工程，以十字板強度計算安全系數，其平均值為1.03。南京水利科學研究院根據多年的經驗積累認為，以十字板強度用總應力分析方法進行穩定分析時，穩定安全系數選用1.30左右。交通部港口工程規范(1978年版)規定，當採用快剪指標時，選K=1.0～1.2，而採用十字板強度，選K=1.1～1.3；而JTJ250-98版中，籠統提到K=1.1～1.3，仍意味著對不同強度選不同的K值。
3.估算樁的端阻力和側阻力
樁端阻力
qp=9Cu (5-17)
樁側阻力
qs=α·Cu (5-18)
式中：α為與樁類型、土類、土層順序等有關的系數。
根據樁端阻力qp和樁側阻力qs可以估算單樁極限承載力。
4.檢驗軟土地基的加固效果
實踐表明：十字板強度能十分敏感地反映出地基強度增長的狀態，故已經成為檢驗加固效果的主要手段。
例如，浙江杜湖土壩地基加固效果的檢驗，時間的跨度長達10年，有很好的規律性，見圖5-9。
圖5-9 1970～1980年浙江杜湖土壩地基加固效果檢驗
5.判定軟土的固結歷史
根據Cu-h曲線，可以判定飽和軟土的固結歷史。如果Cuh曲線大致呈一通過地面原點的直線，可以判定為正常固結土；若Cu-h直線不通過原點，而與縱坐標的向上延長軸線相交，則可判定為超固結土。
參考文獻
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王鍾琦，孫廣忠，劉雙光等.1986.《岩土工程測試技術》，北京：中國建築工業出版社
張喜發，劉超臣，欒作田，張文殊.1984.《工程地質原位測試》[M].北京：地質出版社
㈧ 試驗成果分析
1.剪應力-位移關系曲線
以剪應力為縱坐標,剪切位移為橫坐標,系統地繪制出τ-u關系曲線,分為沿原狀樣第一次剪切和沿破壞面第二次剪切兩組曲線。具體關系曲線如圖6-12所示。沿原狀樣第一次剪切,所獲得的抗剪強度為初次剪切強度。而沿破壞面所進行的第二次剪切,同樣可獲得抗剪強度,與初次剪切強度有所不同,稱為殘余抗剪強度。便於對比,兩組關系曲線一起給出。顯然,殘余抗剪強度明顯低於初次剪切強度。
2.抗剪強度參數取值方法
(1)取值依據與原則
本次攜剪試驗的屈服值是指曲線上曲率變化最大的點(簡稱曲率點,下同)。由圖6-12中所繪制的曲線,即可初步得出峰值抗剪強度、屈服抗剪強度和殘余抗剪強度。其取值方法如下:
1)選取初次剪應力-位移關系曲線上的峰值τmax,得到峰值抗剪強度。
2)一般在穩定性分析評價時,用比例極限值偏於安全保守,峰值抗剪強度則具有較大的風險性,殘余值一般已完全破壞,大都也只用在滑坡穩定性評價之中。因此,對這類結構面的參數取值,工程中多採用折衷的方法,即取屈服值。
屈服抗剪強度的選取:若在其沿原狀樣第一次剪切τ-u關系曲線(圖6-13)上,於峰值抗剪強度點之前,有明顯的屈服點,則可直接選取此點作為屈服抗剪強度。同時,這種曲線也類似於岩石應力-應變彈塑性(下凹型)曲線,這里稱為Ⅰ類屈服曲線。此點特徵明顯:在剪應力-位移關系曲線達到曲率點之前,剪應力(τ)增幅大於位移(u)增幅;該點之後,位移(u)增幅則大於應力增幅(τ)。若在峰值抗剪強度點之前,無明顯的屈服點,相似於岩石應力-應變塑彈性(上凹型)曲線,這里稱之為Ⅱ類屈服曲線。此時,可選峰值抗剪強度折減。工程試驗實踐,其折減系數一般取0.85左右,即峰值×0.85=屈服值(聶德新等,1999)。這兩種屈服點的取值方法不一樣。但經驗證,在Ⅰ類屈服曲線上取屈服實點所得的屈服抗剪強度和採用峰值抗剪強度折減所獲得的屈服抗剪強度近似,從表6-5可知,屈服實點值與峰值的比值均也在0.85左右。
表6-5 屈服實點值與峰值比值統計表
復雜軟岩特性及其高邊坡穩定性研究:以四川岷江紫坪鋪水電站為例
復雜軟岩特性及其高邊坡穩定性研究:以四川岷江紫坪鋪水電站為例
圖6-12 不規則樣抗剪試驗破壞時剪應力(τ)-水平位移(u)曲線
圖6-13 屈服值點選取示意圖
(2)確定抗剪強度指標
依據上述取值方法獲得各組剪樣抗剪強度值,繪制出正應力(σ)-剪應力(τ)關系曲線(圖6-14)。利用這些關系曲線,採用最小二乘法原理,對所選取的抗剪強度值進行線性擬合,可初步計算出每組剪樣的內摩擦角φ和內聚力C。
復雜軟岩特性及其高邊坡穩定性研究:以四川岷江紫坪鋪水電站為例
圖6-14 不規則樣抗剪試驗正應力(σ)-剪應力(τ)關系曲線
3.剪切帶含水率與屈服抗剪強度相關性分析
軟弱結構面與軟岩攜剪試驗後的剪切層含水率同屈服抗剪強度參數C、φ值存在著一定的對應關系(圖6-15,圖6-16)。從關系曲線圖中可以看出,屈服抗剪強度參數C、φ隨含水率的增加有降低的趨勢。
圖6-15 含水率同內聚力C值關系圖
圖6-16 含水率同內摩擦角φ值關系圖
4.結構面屈服強度特徵
根據野外層間錯動帶所進行的岩礦鑒定結果,和室內剪切層的詳細描述,攜剪試驗的剪切面(帶)有四種類型:泥化夾層、炭質頁岩、軟岩夾煤線、含炭屑砂岩或砂岩夾斷續煤線。其中前三類可歸為不同的軟弱結構面。由於工程中一般採用屈服值,所以這里只就屈服值的變化規律進行簡單的分析,且剪切強度特性與剪切方向有關。
(1)泥化夾層型結構面強度
在溢洪道下段內側邊坡1#排水洞2#采樣點所採集的泥化夾層結構面比較典型。原始的層狀岩層形成後,在後期多次強烈的構造作用下,將炭質頁岩、泥質粉砂岩、煤等軟質岩擠壓與研磨,形成未膠結的岩石碎屑粉末夾層。含泥質、貫通性是該類軟弱面的主要特徵。2#RXN、4#RXN兩組試樣其抗剪強度參數是:內聚力C一般在0.09～0.16MPa之間,平均為0.12MPa,內摩擦角φ變化在10.9°～33.9°之間,平均為22.7°。當泥化夾層中黏粒含量愈高、滑膩性礦物含量愈多或飽水時,其強度愈接近下限值,其黏聚強度可能降低到0.02MPa以下,反之則接近上限值。
(2)炭質頁岩型結構面強度
含炭質泥岩或泥頁岩結構面強度的綜合,受構造變形的影響較大。邊坡軟弱帶中所發育的炭質頁岩為層間剪切破碎帶的主體,其岩性軟弱,呈散體結構,壓縮變形量大,強度很低,岩體質量極差。1#LXT、2#RXT、5#RXT三組試樣其抗剪強度的參數是:內聚力C一般在0.06～0.22MPa之間,平均為0.13MPa,內摩擦角φ變化在18.5°～26.5°之間,平均為23.03°。若含泥較重,頁理鏡面較發育或飽水時,剪切強度兩參數可取下限值;若砂頁岩互層,構成了軟硬相間的岩性組合,在剪切過程中,其中細軟物質可以被擠緊,硬質砂性物則產生很大的摩阻力,因而剪切強度的兩參數可取靠近上限值。
(3)軟岩夾煤線型結構面強度
以確定含煤或夾煤線的結構面強度為主,大都呈碎裂狀,其煤層厚度不大且不穩定。軟岩夾煤線型結構面各單體邊坡發育不均一,受構造變形的影響較大。
1#LX、5#RXM、6#RL三組試樣其抗剪強度的參數是:內聚力C一般在0.05～0.18MPa之間,平均為0.09MPa,內摩擦角φ變化在11.9°～40.0°之間,平均為21.4°。剪切強度由其中軟弱部分所控制,一般不含或很少有充填物,未受膠結。當光滑破裂面愈平直、擦痕愈微細、微粗糙度愈小或飽水時,其抗剪強度愈接近下限值。反之,抗剪強度就愈接近上限值。
(4)含炭屑砂岩型結構面強度
涵蓋了泥質粉砂岩型和粉砂質泥岩型結構面強度,具條帶狀的泥質粉砂結構,定向構造。泥質粉砂岩岩性軟弱,遇水較迅速崩解。岩體結構屬鑲嵌碎裂結構,其質量較差,並具有較大的壓縮變形。3#LX抗剪強度的參數是:內聚力C為0.28MPa,內摩擦角φ為34.1°。在邊坡軟岩中,其結構面強度相對較大。
㈨ 穆瓦桑有哪些試驗成果
穆瓦桑除了制出單質氟以外，還設計出了一種用電弧加熱的特殊電爐，後人稱回它為穆瓦桑電爐答。這種電爐被廣泛用於加熱難熔的氧化物，不僅還原出大量的金屬(鉬、鉭、鈮等)，還製取出了很多的金屬氮化物、硼化物和碳化物。他也因在這兩方面的貢獻而獲得了1906年諾貝爾化學獎。但長期在有毒氣體的環境下工作，他的身體受到了嚴重危害，1907年2月20日，年僅54歲的穆瓦桑在巴黎去世。
㈩ 動力觸探試驗的主要成果是什麼
具有勘察與測試的雙重性能。根據穿心錘質量和提升高度的不同，動力觸探試驗一般分為輕型、重型、超重型動力觸探。