石油工程毕业论文

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敏感性稠油油藏火烧驱油油藏工程设计——以王庄-宁海地区郑408块为例评论推荐
全文加七四五六九零四六零
摘　　要:郑408块是国内外敏感性稠油油藏开展火烧驱油的首例，作者通过与火烧驱开发油藏筛选条件的对比、物模及数模研究，综合论证了敏感性稠油油藏火烧驱油的可行性，详细分析了火烧驱油的影响因素，开展了油藏工程优化设计，且已通过现场实施初见成效，为同类油藏的开发提供了借鉴和指导。

2014石油工程的毕业论文该写什么呢？

　　我写的是《粒子群优化算法的改进研究及在石油工程中的应用》，本文提出一种基于双适应值的量子粒子群优化算法。该算法将目标函数和约束条件分离，从而赋予每个粒子双适应值，并根据这两个适应值来决定粒子优劣，同时提出保持不可行解比例的自适应策略。

　　还不错吧，当时也是没时间写，还是学长给的莫'文网，专业的就是牛啊，很快就帮忙完成了

求石油工程专业的毕业论文

　　城市集中供热管网设计之浅见

　　[内容摘要] 通过分析城市集中供热管网设计中问题，对管网布置、直埋敷设等提出自己粗浅的看法
　　[主 题 词] 城市集中供热管网、布置类型、直埋敷设、补偿器应用、水力平衡

　　随着经济发展和居民生活质量的提高，城市集中供热因其易控制、能源利用率高，供热范围广和环境影响较低等优势得到迅速发展。但随着城市集中供热的推广和室内采暖系统采用热计量，也产生了一系列的问题。对城市集中供热管网设计也提出了更高的要求。本文就供热管网设计的几个技术问题进行分析。

　　一、城市集中供热管网布置类型
　　城市集中供热管网布置与热媒种类、热源与热用户相互位置有一定的关系，其布置应考虑系统的安全性和经济性。城市供热系统的特点是热用户分布区域广、分支多。在管网发生事故时，通常允许有若干小时的停供修复时间。有些热网为提高供热可靠性和应付供热发展的不确定性，在规划设计时就将热网象市政给水管网一样成网格状布置，但这样存在一定的问题，热网水力工况和控制的十分复杂，同时网格状管网投资非常高。在城市多热源联合供热时，有些规划设计时将热网主干线设计成环管网环状布置，用户管网是从大环网上接出的枝状管网，这种布置方式具有供热的后备性能，运行安全可靠，但热网水力工况和控制的也比较复杂，投资很高。
　　在充分考虑系统的安全性和经济性的前提下，笔者认为城市热力管网应是多条枝状管网放射型布置。在规划设计时，根据城市规模、热用户分布及热源位置布置几条输配主干线，在实施过程中根据供热能力和热用户情况，逐步完善不同的主干线。当城市供热主干线骨架形成后，适当敷设连通管，在正常工作时连通管上的阀门关闭，当主干线某段出事故时，可利用连通管进行供热。这种热网布置形式保证了枝状管网适应不确定热用户的发展，如果一条干管供热能力不够，敷设相邻干管时加大其供热能力就可以解决，以达到供热管网输配能力最优化，不必象环状管网那样先埋入较大管道去等负荷确定的热用户。

　　二、热力管道直埋敷设
　　供热管网直埋敷设由于占地面积小、工程造价低、施工周期短、保温性能好等特点，在实际工程中得到了广泛应用。正确认识热力管道直埋原理，合理选择敷设方式是很关键的。热水管道直埋与架空或管沟敷设主要不同之处在于直埋敷设的供热管道保温结构与周围土壤直接接触，管道热胀冷缩的过程受到土壤摩擦力约束，此时管道处于锚固状态，在热胀冷缩过程中产生的位移势能，被储存在管道壁上，使管道受力复杂化。管道直埋敷设方式可分为：无补偿直埋敷设、一次性补偿直埋敷设和有补偿直埋敷设三大类。
　　热力管道的敞开预热无补偿直埋敷设是一种“冷紧”式直埋。工艺过程是在管道焊接完毕后 ，对一定长度管道进行预热，管道受热产生变形，释放一部分热应力，同时对管沟进行回填夯实，利用土壤摩擦力将管道嵌固。这种敷设方式不需要设补偿器和固定支墩，其工程造价最低。但这种方法不仅施工复杂，而且管线预热只能改变管线的热态应力水平，而不能改变它的全补偿值，从管材疲劳的角度来看，在实际采用时应仔细斟酌。
　　一次性补偿直埋也是一种“冷紧”型直埋。工艺过程是：在管道焊接完毕沟槽回填后，对管道进行预热，管道热伸长被“一次性补偿器”吸收，此时立即将“一次性补偿器外壳和管道 焊死，使其不能再次伸缩，这样预热结束后，管道由于温降产生的热应力在管道中表现为拉应力，用以克服管道再次受热时的热应力。
　　有补偿直埋是目前应用最多的敷设方式，因其施工方便，所以得到广泛采用。实际工程中应尽量合理布置补偿器，使管道的补偿器分段长度接近最大安装长度，(管段由于移动所产生的土壤摩擦力在管道截面上产生的应力和材料许用应力相等，这个管段长度即最大安装长度)同时应保证补偿器在固定支墩两侧 对称布置，以减小固定支墩受力，降低支墩土建费用。另外对直线段“驻点”位置的固定支墩应考虑取消，以降低造价。对于小区二次热网，如果仅是为集中空调或地板辐射采暖服务，热媒温度65℃以下，实际工作温度较低，热应力较小，因此热网设计中可根据管网柔性考虑非预热的无补偿直埋敷设。
　　直埋敷设管线最大安装长度Lmax计算如下：
　　Lmax＝（2.4ƒ[δ]20-pdi/4s）A/(πDoFf) m
　　式中：A－－管道横截面积 mm2
　　Ff－－管道外表面摩擦力 N/ m2
　　ƒ－－应力范围的减小系数
　　di－－管道内径 mm
　　p－－设计压力 MPa
　　[δ]20－－钢材许用应力 MPa
　　Do－－保温管直径 m
　　s－－管道壁厚 mm
　　供热管网直埋敷设应注意下列有关事项：直埋管道尽可能直线敷设，管道自然弯曲应限制在5º以内；从主干线引出的分支干线处，应设“L”、”Z”型弯管；水平弯管处应力集中，受力较大，应增加弯头壁厚、加大弯头的曲率半径；在土壤下沉性属于二级或高于二级地区，直埋敷设要采取一定的措施。

　　三、波纹管补偿在热力管网中的应用
　　在热力管网敷设中，补偿器是保证管道安全运行的重要部件。波纹管补偿以其体积小、重量轻、节省钢材、占地面积小、流动阻力小、不易渗漏，已开始占有举足轻重的地位，而且很有发展前景。目前波纹管制造突破了传统的材料和工艺，采用高弹性金属管经滚压一次成型，并采用多层金属结构，从而提高了其补偿能力和承压能力，应用新技术制造的波纹管补偿为其在热力管网中的应用提供了可靠的保证。
　　尽管波纹补偿器有很多优点，但它也有自身的缺点。例如轴向型波纹补偿器对主固定支架产生压力推力，管壁较薄不能承受扭力，设备投资高等。许多设计人员对波纹补偿器的认识还不够全面，因此在设计中存在计算和补偿管系选定不合理问题。
　　波纹管补偿器根据位移形式可基本分为轴向、横向、角向三类，每一类都有各自的优点和缺点，所以必须根据不同的使用条件，恰当地选用才能使波纹补偿器正常工作，做到波纹补偿器设计选型经济、合理。
　　轴向补偿 直管段上的膨胀节对沿膨胀节及管段的轴向方向拉伸与压缩进行补偿。膨胀节给出的额定补偿量包括拉伸、压缩位移的总和。轴向型补偿器。这是应用最多的也是最基本的型式。在工作时主要是利用其波纹部分的轴向变形来吸收管道的轴向位移。
　　横向补偿 是在“L”、“Z”、“Ⅱ”型管道中的补偿形式。通过成对的波纹管弯曲变形实现直线补偿。
　　角向补偿 管路补偿需要膨胀节作弯曲变形，它们往往是两个或三个角向式膨胀节组合使用，实现直线补偿。
　　铰链型补偿器 在结构上由波纹管、活动铰链、销轴组成。该补偿器可在同一平面内作角向偏转，因此可吸收管道在同一平面内的角位移。
　　万向铰链型补偿器 在结构上由波纹管、铰链和万向铰链组成。它可以在任意平面内作角向偏转，从而可吸收管道的任意平面内的角位移（空间角位移）。
　　波纹管的产品性能有两大类：其中一种是为满足使用必须保证的性能，如耐压、耐温、耐疲劳和弹性补偿等；另一类，如刚度、有效面积、材质等，它们不是使用所需要的，但它们对管系的设计及补偿器的使用有重要影响，所以对它们都要有充分的认识。
　　波纹补偿器的补偿能力源于波纹管的弹性变形，有拉伸、压缩、弯曲及它们的组合变形。补偿能力的大小，由设计者根据需要确定规定的额定补偿量，即表示在一定条件下具有的最大补偿能力。热力管网两固定点之间的最大长度是由管道失稳条件决定的，它与管径的大小及补偿器的补偿能力有关，一条管线无论如何复杂都可以通过设置固定支座将其分割成若干形状相对简单的独立管段，如直管段，L形管段，Z形管段等。波纹管补偿器的计算应从以下几方面着手。
　　（1）热力管道的热伸长量通常按下式计算：
　　Δx=α(t1-t2)L
　　其中：Δx —— 管道的热伸长量，mm;
　　α —— 钢管的线膨胀系数，mm/(m ℃),
　　t1 —— 管内介质温度，℃，管内介质指蒸汽、热水、过热水等;
　　t2 —— 管道安装时的温度,℃,
　　L —— 管道计算长度，m。
　　计算管道热伸长量，是为了确定补偿器的所需补偿量，或验算管道因热伸长而产生的压缩应力，所以对于管道的热伸长量应计算其最大值，即取冷态安装条件的最低温度和热态运行条件的最高温度之间的最大温差。由于管网安装的气候条件差异很大，因此t2不应有统一的取值，应根据当时的气候条件和施工环境，确定适当的管道安装温度。
　　（2）安装轴向型补偿器的管道轴向推力F，按下式计算：
　　Fx=Fp+Fm+Fs N
　　式中： Fp——内压力产生的推力， N
　　FS——波纹管补偿的弹性反力 N
　　Fm——管道活动支架的摩擦力 N
　　计算固定支架推力时，应按管道的具体敷设方式，参考上述公式按支架两侧管道推力的合力计算。
　　（3）管道应力验算
　　补偿器在内压作用下的失稳包括两种情况，即平面失稳和轴向柱状失稳。
　　A、 平面失稳 表现为一个或几个波纹的平面相对于波纹管轴线发生转动而倾斜，但其波平面的圆心基本在波纹管的轴线上。这是由于内压产生的子午向弯曲应力和周向薄膜应力的合力超过材料屈服强度，局部出现塑性变形所致。
　　B、 柱失稳 波纹管的波纹连续地横向偏移，使波纹管偏移后的实际轴线成弧形或S形（在多波情况下呈S形）。这种情况多数是因为波纹数太多，波纹管有效长度L跟内径d之比（L/d）太大造成的。为避免失稳情况发生，对管道应进行应力验算。
　　管道在工作状态下，由内压产生的折算应力按下式计算：
　　σeq＝P[0.5do－Y(s－α)]/ s－α ≤[σ]t MPa
　　P－设计压力 MPa
　　do－管线外径 mm
　　s－管线设计壁厚 mm
　　Y－温度对计算管线壁厚的修正系数
　　α－腐蚀裕量 mm
　　[σ]t－设计温度下的许用应力 Mpa

　　四、推广使用水力平衡元件，提高水输送系数
　　在供热系统中，热媒介质由闭式管路系统输送至各用户。对于一个设计合理，并能够按设计工况运行的供热管网，其各用户应均能获得相应的设计流量，以满足其负荷要求。但在实际运行当中，由于缺乏消除环路剩余压头的水力平衡元件，大部分管网系统近段环路的剩余压头只能靠管线管径的变化来消除，而且目前管网上控制阀门既无调节功能，又没有流量显示，使得部分环路及末端用户的流量，并不按设计要求输配。水力失调直接导致热力失调，供热系统存在的冷热不均现象，主要原因就是系统的水力失调亦即流量分配不均所致。
　　水力失调度计算如下：水力失调度X=实际流量G’/设计流量Gsj
　　当水力失调度X 远远大于1 时，根据散热器性能曲线可以看出，此时平均室温的增长缓慢；当X远远小于1时，平均室温的减少幅度明显增加。热力工况失调形成了“大流量，小温差”的运行方式。实际上大流量运行方式并没有从根本上消除系统的水力失调，反而带来了能耗的增加。即大流量要求大水泵，增加了电耗；大流量形成了大热源，热源低负荷运行降低了热源热效率，管网小温差运行增加了输送能耗，还影响了散热器的散热效率。除此之此，大流量还降低了系统的可调性，即系统流量过大，近端多余的流量无法调剂到末端，甚至出现回水温度过高的假象。结果增加了整个供热系统的热耗，降低了输水系统的热效率。
　　规范中规定“设计中应对采暖系统进行水力平衡计算，确保各环路水量符合设计要求。在室外各环路及建筑物入口处采暖供水管（或回水管）路上应安装平衡阀或其它水力平衡元件，并进行水力平衡调试”。为搞好管网的初调节，在一、二次管网的各个分支处和各热力入口处装置调节性能好的平衡调节阀，以保证各环路水量符合设计要求。
　　目前市场水力平衡元件主要有手动调节阀（平衡阀）和自动调节阀（自力式调节阀）两大类，其具体选用应结合系统运行方式的不同，分别对待。对于手动调节阀来说，流量G=KV ∆P，式中K V为手动调节阀阀口的流量系数，∆P为手动调节阀阀口两侧的压差。K V的大小取决于开度，开度固定，K V即为常数，那么只要∆P 不变，则流量G不变，安装后可替代原有管网控制阀门。而自力式调节阀从结构上说，是一个双阀组合，由手动孔板和自动孔板组成一个有机的整体，手动孔板是按设计流量进行调控的锁定机构，自动孔板是保证设计流量恒定的控制机构。当流经手动孔板流量大于设计流量时，自动孔板的阀瓣上移，减少自动孔板的断面，从而减少通过调节阀的流量，使其与设计流量相符。反之亦然。
　　当系统的运行调节为质调节时，可以采用自力式调节阀，因为这种调节方式只改变供水温度，而与系统的水力工况无关，即在不改变系统的水力工况的情况下，把调节传达到每个用户和设备。采用自力式流量控制阀，可以吸收网路的压力波动，维持被控负载的流量恒定。采用自力式压差控制阀可以吸收网路的压力波动，以维持施加于被控环路上的压差恒定。
　　当系统的运行调节采用集中量调节(水泵的变频调节等)时，不能采用自力式调节阀。因为这种调节是通过改变水量实现的，因而调节时改变了系统的水力工况，所以若采用自力式调节阀，势必造成出现流量分配的混乱。显然，由于自力式调节阀的存在而造成了系统集中调节的不能实现。这时若采用手动调节阀(比如平衡阀)，则系统总流量增减时，各支路、各用户的流量可以同比例增减，即系统的集中调节可以传达至每一个末端装置。当系统采用分阶段改变流量的质调节时，虽然每个阶段流量不变。但若采用自力式调节阀，每个流量阶段要对控制流量或控制压差进行设定，给运行管理带来很大不便，所以不宜采用。

　　五、结束语
　　热力管线工程运行是否正常直接关系到居民生活质量，在设计过程中应遵循技术先进、经济合理、安全适用的原则，作为一项系统工程，从管网的设计到管道的 制造、安装及管网的启动运行，每个环节都直接影响着工程的成败。而一项好的设计可以使产品的性能得以充分发挥，可以最大限度地减少施工中的困难，可以降低工程造价。因此，我们的设计一定要做到严谨合理，为工程的成功提供可靠的前提保证，如若不然，不仅增加工程造价，同时还由于设计不当而削弱了热力管线运行的安全性和可靠性。

求一篇关于石油工程方面的毕业论文

海洋石油工程高压电气试验
摘要
为保证海洋石油平台电气设备的安全、可靠运行，对新建平台电气设备须进行交接试验，对已投入运
行的平台电气设备需定期做预防性试验.针对平台常用电气设备的试验提出了具体操作方法、试脸标准和
注意事项.
关键词:海洋石油工程;绝缘缺陷;耐压试验
.
1己l全.
1711刁
变压器绕组直流电阻的测量是变压器试验中一个重要的试验项目。它可以检查出绕组内部导线的
焊接质量、引线与绕线的焊接质量、绕线所用导线的规格是否符合设计要求、分接开关和引线与套管
等载流体的接触是否良好、三相电阻是否平衡等。
电力电缆绝缘试验不宜采用交流耐压试验，而宜采用直流耐压试验。高压电器设备一般都通过交
流耐压试验对其主绝缘耐压强度进行试验，而电力电缆由于其电容量较大，往往受到试验设备容量的
限制，很难进行工频交流耐压试验。另外，交流耐压试验有可能在油纸绝缘电缆空穴中产生游离放电
而损害电缆.同样高的交流电压损害电缆绝缘强度远大于直流电压。因此，直流耐压试验便成为检查
电缆绝缘性能的常用方法。
2交接试验安全操作规程
(l)电气试验人员必须取得上岗操作资格。大型试验要配备足够的试验人员，严禁单人独岗操
作。
(2)电气试验人员必须严格遵守电气试验标准规程，按相应电压等级的电气交接试验作业指导
书所制定的试验程序进行试验。
(3)使用电气试验仪器设备前应仔细阅读使用说明书，试验人员应充分了解被试设备和所用试
验设备、仪器、仪表的性能，严禁使用有缺陷及有可能危及人身安全的试验设备。
(4)电气试验现场应满足对试验人员的人身及试验设备安全条件。
(5)电气试验人员应严格遵守临时用电有关规定，电源开关应具备漏电保护性能，并有足够的
容量。
(6)使用电气试验设备时，外壳必须接地，接地线必须是截面不小于4InznZ的多股软铜线。接
地必须良好可靠，不得将接地线接在非正式接地体上。
〔7)被试设备金属外壳应可靠接地，加压引线应牢固，并应尽量短。
(8)现场高压试验区域及被试设甚的各部位端头，应设临时遮栏或警戒绳，并挂标示牌和设专
人普戒，试验人员及警戒人员不得擅自离岗，严防外人误入遮栏接触高压。
(9)进行高压试验时，必须有监护人监视操作，需使用通讯器材的，应保证通讯畅通。
(10)耐压试验升压速度为3kV/s;耐压试验结束后，应将试验电压降至零后再断开电源。
(11)使用中的一切高压设备，如已拆除接地线或高压短接线，即认为已有电压，人体不得接近。
(12)高压试验设备的高压电极，未试前应用接地棒接地，被试设备做完耐压试验以后应接地充
分放电。
(13)电力电缆、电力电容器等大电容量的电气设备试验后，应用带电阻的接地棒充分放电，然
后再直接接地或短接放电。已经投入运行的电力电缆、电力电容器等大电容量的电气设备高压试验前
应首先充分放电，然后方可进行接线、试验。
(14)使用兆欧表测量绝缘电阻时，被测设备要确实与电源断开，试验中防止人体接触，试验后
必须充分放电。
(15)试验过程中若发现异常情况，应立即将电压降至零，然后断开电源，并经放电接地后方可
进行检查。未查出原因前不得继续试验。
(16)进行互感器变比试验时，应避免电流互感器二次开路、电压互感器二次短路，以免发生人
身或设备事故。
(17)雷雨、大风天气应停止室外高压试验。
3试验方法
3.1电力变压器、电力电缆耐压试验标准
(1)电力变压器和电抗器交流耐压试验电压标准(kv):
电气设备交流耐压试验时加至试验标准电压后的持续时间，无特殊说明时，应为lmin。电气设
备交流耐压试验，试验电压和持续时间以业主规格书为准。
(2)电力变压器测量绕组连同套管的直流电阻，应符合下列规定:
①测量应在各分接头的所有位置上进行。
②1600kvA及以下容量等级三相变压器，各相测量的相互差值应小于平均值的4%，线间测得值
的相互差值应小于平均值的2%;1600kvA以上三相变压器，各相测得值的相互差值应小于平均值的
2%;线间测得值的相互差值应小于平均值的l%。
③变压器的直流电阻，与同温下产品出厂实测数据比较，相应变化不应大于2%;’不同温度下电
阻值按照以下公式换算。
T+tZ
RZ=RIX
—T+tl式中Rl、R2为分别为温度在t1、t2(℃)时的电阻值(Q);T为计算用常数，铜导线取235，
铝导线取225。
④由于变压器结构等原因，差值超过本条第二款时，可只按本条第三款进行比较。但应说明原
因。
(3)试验环境条件:
①试验环境温度不低于5℃:相对湿度:不高于80%。
②试验区域内无交叉施工、无振动、无强电、磁场干扰等妨碍试验的工作。
③高压试验时，在试验区域内不得有造成其他人危险的因素。
④电源电压波动幅度不超过士5%;电源电压的畸变率不超过5%，试验电源频率与额定频率之差
应在额定频率的l%以内。
(4)试验前的准备工作:
①制定试验技术方案，进行技术交底。
②布置试验场地，对正常试验和特殊性试验必须有试验接线图。
③试验接线后需经第二人按结线图复查，以保证接线正确。
④试验前应检查工作电源及接地是否可靠。
(5)冲击合闸试验:
在额定电压下对变压器进行冲击合闸试验，应进行5次，每次间隔宜为smin，无异常现象。
合闸试验宜在变压器高压侧进行;对中性点接地的电力系统，冲击试验时变压器的中性点必须
发电机变压器组中间连接无操作断开点的变压器，可不进行冲击合闸试验。
(6)检查相位:
检查变压器的相位必须与电网相位一致。
(7)18kv/30kv及以下电压等级的橡塑绝缘电缆直流耐压试验电压，应按下式计算:
Ut二4XUo;
电缆额定电压Uo/U;
U为电缆额定线电压:
U。为电缆导体对地或对金属屏蔽层间的额定电压;
Ut为直流耐压试验电压。
①直流耐压试验程序:
·
试验时试验电压可分4~6阶段均匀升压，每阶段停留lmin，并读取泄漏电流值。试验电
至规定值后维持15min，其间读取lmin和15min时的泄漏电流，如果巧min后泄漏电流减小，
为试验合格，否则认为电缆不能满足要求。测量时应消除杂散电流的影响。
·
对额定电压为0.6/IkV的电缆可用IOO0v或25O0v兆欧表测量导体对地绝缘电阻代替直
压试验。
·
根据工艺要求，橡塑电缆应测量外护套、内衬层的绝缘电阻，每公里绝缘电阻不应低于
MQ。
②交流耐压试验，应符合下列规定:
橡塑电缆优先采用20~3OOHz交流耐压试验。试验程序试验接线如下所示。
·
布里试验设备，联接各部件，各设备应有一点接地。
·
检查电源处于关断位置，电压调节应(零位)。
·
检查过压整定开关，整定为试验电压1.05一1.1倍。
·
开机接通电源开关。
·
参数设置按设置键选择调整，按调整键进行设定，设定完毕按确认键。
·
调谐按高压通按钮。
表1橡塑电缆ZOHz一300Hz交流耐压试验电压和时间表
额定电压Uo/kv
18/30及以下
21/35~64/110
试验电压/Kv
2.5Uo(或2Uo)
时间/min
5(或60)
2UO
(8)悬式绝缘子和支柱绝缘子的实验项目，应该包括测量绝缘电阻及交流耐压试验。
①绝缘电阻值，应符合下列规定:
.
用于330kv及以下电压等级的悬式绝缘子的绝缘电阻值，不应低于300MQ;用于SOOkv
等级的悬式绝缘子，不应低于sooM。。
.35kv以下电压等级的支柱绝缘子，不应低于SOOMQ。
·
采用2500V兆欧表测量绝缘子绝缘电阻值，可按同批产品数量的10%抽查。
·
棒式绝缘子不进行此项试验。
·
半导体釉绝缘子的绝缘电阻，符合产品技术条件的规定。
②交流耐压试验，应符合下列规定:
·35kv及以下电压等级的支柱绝缘子，可在母线安装完毕后一起进行，试验电压应符合
的规定。

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[石油工程]气藏水平井合理配产

摘 要
目前，运用水平井开发油气藏受到越来越多的油田工作者推崇。但用水平井开发气藏要受到多种因素的制约，诸如渗透率各向异性、水平井长度、气层厚度、水平井位置、地层损害程度等，对于低渗透气藏还要考虑启动压力梯度、应力敏感等因素的影响。不同的气藏类型，其所考虑的因素也有所不同，产能公式求解也相应不同。运用水平气井流入动态曲线分析可以更直观的分析参数变化所引起的产量变化关系，了解影响产能的因素。
本文就气藏水平井合理配产方面，总结了各类气藏水平井开发的实用公式，讨论了气藏开发的影响因素，分析了相关因素对水平井产量和流入动态的影响，最终得到了气藏水平井开发的实用范围及特点。在获得确定气藏水平井产能实用公式基础上，根据气藏水平井配产的相关方法，通过实例分析，了解了气藏水平井长度、避水程度因素对水平井产能的影响，绘制了无阻流量增量随避水程度变化的关系曲线图，最终确定了合理的水平段长度和避水程度，最后应用经验法配产，获得了该井的合理产量。

关键词：气藏；水平井；影响因素；配产

目 录
1 绪论 1
1.1立论依据及研究的目的及意义 1
1.2国内外研究现状 1
1.2.1水平气井产能公式的提出 1
1.2.2水平井产能分析概要 2
1.2.3气井配产研究 3
1.2.4气藏水平井产能影响因素 4
1.2.5气井配产限制因素 5
1.3本文的研究目标、技术路线及所完成的工作 6
1.3.1研究目标 6
1.3.2技术路线 6
1.3.3本文完成的工作 6
2 气藏水平井开发公式及影响因素分析 7
2.1裂缝性气藏水平井求解公式 8
2.1.1非达西流动对水平井产能的影响 9
2.1.2裂缝性有水气藏水平井公式及分析 12
2.2凝析气藏水平井的公式及分析 12
2.3启动压力梯度和应力敏感效应对低渗透气藏水平井产能的影响 13
2.4气藏水平井产能影响因素 19
2.4.1气层厚度及水平井段长度的影响 20
2.4.2各向异性的影响 21
2.4.3地层损害的影响 22
2.5底水驱气藏水平井 24
2.5.1底水锥进气井临界产量确定常用方法 24
2.5.3边、底水气藏气井开采特征 25
2.6气井工作制度分析 26
2.7水平气井流入动态曲线分析 27
2.7.1水平气井长度对水平气井流入动态曲线的影响 27
2.7.2气层厚度对水平气井流入动态曲线的影响 28
2.7.3各向异性对水平气井流入动态曲线的影响 29
2.7.4地层损害对水平气井流入动态曲线的影响 31
3 气藏水平井合理配产方法 33
3.1气藏配产方法 33
3.1.1经验法 33
3.1.2系统分析方法 33
3.2各种方法剖析 34
3.2.1经验法剖析 34
3.3.1.1单点法 35
3.2.1.2指数式 37
3.2.1.3二项式 39
3.2.2节点分析法剖析 42
3.2.3在节点分析基础上引入时间变量的配产方法 42
3.3优化配产方法 43
4 实例计算 44
5 结论及建议 49
5.1结论 49
5.2建议 49
谢 辞 50
参考文献 51