马钢2^#热镀锌机组和热镀锌汽车板的生产概况

详细介绍了热镀锌汽车内外板的要求以及马钢2^#热镀锌机组的主要技术参数、工艺流程、生产设备和热镀锌汽车内外板的生产情况。     

多级脉冲爆燃压裂作用过程耦合模拟

针对多级脉冲爆燃压裂作用过程瞬态性、多场耦合复杂性,建立多级脉冲爆燃压裂过程耦合求解方法,并进行模拟计算和矿场应用分析。将多级脉冲爆燃压裂作用过程分解为火药爆燃加载、压挡液柱运动、射孔孔眼泄流、裂缝起裂和裂缝延伸5个子系统,基于给定的基本假设建立各子系统的动力学模型,并借助节点系统分析方法得出多级脉冲爆燃压裂过程耦合求解方法,既可定量计算合理装药量,又可对爆燃压力、裂缝形态进行定量动态预测。通过模拟计算分析了多级脉冲爆燃压裂过程中爆燃压力、压挡液气液界面位移、裂缝长度的变化规律,并将全过程按时间分为5个阶段。矿场应用结果表明:基于该方法开展的多级脉冲爆燃压裂在设计药量下可成功压裂油层并降低破裂压力,确保后期措施顺利进行。图6表1参30     

陈家庄油田陈373 块蒸汽吞吐后转CO2—化学剂复合吞吐研究

针对胜利油区陈家庄油田陈373块油层有效厚度小、纯总比低、蒸汽吞吐生产效果差的问题,实验研究了CO2—化学剂复合对该区块原油物性的作用效果,并利用CMG油藏数值模拟软件,研究了蒸汽吞吐后转CO2—化学剂复合吞吐的生产效果。结果表明,在化学剂实现有效降粘的基础上,气体溶解有一定的降粘辅助作用,两者复合对原油有良好的协同降粘效果,在油藏温度和压力条件下,对原油的降粘率达到98.97%,原油粘度为化学剂单独作用时的18.4%;CO2—化学剂复合吞吐能补充地层能量,扩大原油粘度的降低范围,提高生产效果,蒸汽吞吐6周期后转复合吞吐4个周期的平均周期产油量为480.5 t,比蒸汽吞吐高252.4 t,总产出投入比为1.64。该结果为陈373块薄层特稠油油藏蒸汽吞吐后转换开发方式提供了依据。     

水平井水平段长度优化与分析研究

针对水平井水平段长度设计的重要性和目前设计方法的局限性,基于CN13-P7井区和BAE901-P1井区的地质资料,利用油藏数值模拟软件CMG建立了三维非均质地质模型,优化了CN13-P7井区蒸汽吞吐开采和BAE901-P1井区常规开采时水平井水平段最优长度,分析了渗透率、地面原油粘度、控制面积、底水等对水平段长度影响的敏感性,建立了CN13和BAE901区块水平井水平段最优长度的回归方程。结果表明,对水平井水平段最优长度影响程度由大到小依次是底水、渗透率、地面原油粘度、控制面积;水平段最优长度回归方程的计算结果与油藏数值模拟结果的平均相对误差分别为2.29%、1.74%、1.66%、2.08%,可用于指导CN13和BAE901区块水平井水平段长度设计,对同类油田具有重要的借鉴作用。     

非均质油藏水平井分段变密度射孔优化模型

基于油藏数值模拟技术,耦合油藏渗流、井壁流体入流、井筒流体管流,建立三维三相水平井分段变密度射孔优化设计模型。分析了水平井跟(趾)端与中部渗流差异、避射段、渗透率非均质、油层厚度非均质、孔隙度非均质、井筒压降、最大射孔密度、射孔优化原则等8个因素对水平井分段变密度射孔孔密与入流剖面的影响及流体黏度、套管直径、管壁粗糙度对井筒压降的影响。结果表明,跟(趾)端与中部渗流差异、避射段、渗透率非均质性、油层厚度非均质性对分段变密度射孔有显著影响;考虑与不考虑水平井跟(趾)端与中部渗流差异可能会得出相反的孔密优化结果;避射段的存在会影响流体入流剖面;国内陆上大多数水平井分段变密度射孔不必考虑井筒压降的影响。塔河油田AT9-7H井预测与实际生产指标对比表明,该模型具有较高的精度。     

下泵深度及抽油杆柱组合优化设计方法

确定下泵深度与抽油杆柱组合是抽油机井生产参数设计的重要内容．文中运用二阶段单纯形法和０．６１８法建立了有杆抽油井下泵深度又抽油杆柱组合优化设计模型,并编制了相应的计算软件进行实例计算。结果表明该方法精确、有效,适用于工程计算。     

下泵深度及抽油杆柱组合优化设计方法

确定下泵深度与抽油杆柱组合是抽油机井生产参数设计的重要内容。文中运用二阶段单纯形法和0．618法建立了有杆抽油井下泵深度及抽油杆柱组合优化设计模型,并编制了相应的计算软件进行实例计算。结果表明该方法精确、有效、适用于工程计算。     

海拔对燃具燃烧性能的影响分析

针对海拔对家用燃气灶和家用燃气快速热水器燃烧性能的影响,分别在昆明市和天津市进行了燃气灶和燃气热水器燃烧性能试验,提出实测热负荷理论偏差、实测热负荷近似理论偏差计算公式。高海拔地区燃具实测热负荷下降,与低海拔地区相比,实测热负荷实际偏差与实测热负荷理论偏差非常接近,二者相对误差的绝对值小于4%。实测热负荷理论偏差主要与试验地点的环境压力、环境温度有关。与低海拔地区相比,高海拔地区试验中,天然气燃具实测热负荷偏差为-10.90%,液化石油气燃具实测热负荷偏差为-10.43%;高海拔地区燃气灶CO体积分数由于试验用锅不同而存在偏高或偏低的现象,燃气热水器CO体积分数均偏高;高海拔地区燃气灶NO_x体积分数下降比例均超过50%,燃气热水器NO_x体积分数下降比例在50%左右。海拔对燃具实测热负荷、污染物排放量均有较大影响,因此在高海拔地区使用燃具,应充分考虑海拔对燃具燃烧性能的影响。     

基于昆明基准大气压力高海拔燃具热负荷计算

基于K-means聚类算法,确定昆明基准大气压力为81.1 kPa。提出昆明实测热负荷和昆明实测折算热负荷的计算公式。昆明实测热负荷与实测热负荷计算结果相同,昆明实测折算热负荷比实测折算热负荷低10%左右。昆明实测折算热负荷与昆明实测热负荷比较接近,两者偏差为4%～7%,实测折算热负荷与实测热负荷偏差为16%～19%。在燃具铭牌上标注标称额定负荷、昆明额定热负荷,表明燃具在不同使用环境的额定热负荷,以利于用户准确选择燃具。