井筒溫度計算方法.doc

常規(guī)井井筒溫度場井筒內(nèi)溫度分布會影響鉆井液性能、鉆具應(yīng)力、井壁穩(wěn)定等，是鉆井過程中需要考慮到重要因素。常規(guī)井井筒中的微元能量平衡方程式為KiT-(to-ml)dl+(Gf+Gg)gdl-qdl=-WdT式中,Ki為從油管中的流體至地層間單位管長的傳熱系數(shù)，W/（m），當k為每平方米油管表面積的傳熱系數(shù)時，Ki=kd，W/（m）；T為油管中油氣混合物的溫度,，to為井底原始地層溫度,，m為地溫梯度,/m，通常m=0.030.035/m；l為從井底至井中某一深度的垂直距離；q為通過油管的石油析蠟時放出的熔解熱,分攤于全井筒,作為內(nèi)熱源,對于含蠟很高的原油,內(nèi)熱源作用不應(yīng)忽略,W/m，Gf、Gg分別為產(chǎn)出石油和伴生氣通過油管的質(zhì)量流率,kg/s；(Gf+Gg)gdl為油氣混合物的舉升功,實際上可忽略不計；W=GfGf+GgGg為水當量，W/；Gf、Gg相應(yīng)為石油和伴生氣的比熱,J/(kg)。1.2開式熱流體正循環(huán)井筒溫度場循環(huán)的熱流體從油管進人井筒流向油井深處與產(chǎn)出原油混合,經(jīng)油套環(huán)形空間返回地面。開式熱流體正循環(huán)的能量平衡方程組如下K11，k13分別為油管內(nèi)外流體間、環(huán)形空間流體與地層間的傳熱系數(shù),W/（m）；W2為循環(huán)流體的水當量,W/；W為從油管引出流體的水當量,W/；T為循環(huán)熱流體的溫度,為從油管產(chǎn)出的油氣混合物其中包含了循環(huán)熱流體的溫度,。1.3電加熱井筒溫度場的計算空心桿恒功率電加熱的能量平衡方程組為Ki，kl1和kl3分別為產(chǎn)液與地層間、產(chǎn)液與油管管壁間和套管管壁與地層間的傳熱系數(shù),W/（m）。2.傳熱模型求解2.1油管中流體至水泥環(huán)外壁的傳熱由傳熱系數(shù)和熱阻定義，井筒內(nèi)到水泥環(huán)外壁的總傳熱系數(shù)為 3.計算實例4 現(xiàn)狀目前油井的溫度監(jiān)測大部分依然采用紅外測溫儀、紅外熱成像儀等單點式溫度傳感測量儀，具體方法是在暫停油井生產(chǎn)的條件下將溫度測量儀下入到油套環(huán)空的某一特定深度位置用來檢測其溫度。另外一些基于其他原理的新型井下溫度檢測設(shè)備如超聲波傳感器、激光傳感器等，也存在明顯不適應(yīng)油井測量的缺點：首先這些裝置無一例外的只能測量油套環(huán)空的單點溫度，無法實現(xiàn)空間分布式測溫；其次在測量的同時油井需要暫停生產(chǎn)，在影響油田產(chǎn)量的同時，所獲得的數(shù)據(jù)也無法真實反映油井在工作狀態(tài)下的溫度信息。再次，依靠傳統(tǒng)的溫度檢測方法僅僅獲得某一時刻的溫度數(shù)據(jù)，無法實現(xiàn)溫度的實時監(jiān)測和跟蹤監(jiān)測，進而無法了解熱采井環(huán)空溫度隨時間的變化趨勢。高凝油含蠟量高，凝固點高，在沿井筒向上流動的過程中，當油流溫度低于所含蠟的初始結(jié)晶溫度時，蠟容易析出并聚集，使原油逐漸失去流動性，最終阻塞管線，嚴重影響開采效果。為解決這一問題，根據(jù)傳熱學基本原理，建立了適合高凝油井的井筒溫度場數(shù)學模型，通過實驗得到了高凝油的黏溫曲線，進而對濰北油田的高凝油井筒溫度場及流態(tài)轉(zhuǎn)變進行了研究，指出了解決該油田油井結(jié)蠟問題的途徑，對實現(xiàn)高凝油的正常生產(chǎn)具有一定的指導意義。法姚傳進Orkiszewski 的兩相流動壓力降的計算方法求解井筒中的壓力分布。假設(shè)條件為了簡化復(fù)雜的井下情況，作如下假設(shè)：（1）油井以定產(chǎn)量生產(chǎn)；（2）井筒到水泥環(huán)外緣間的傳熱為一維穩(wěn)態(tài)傳熱，水泥環(huán)外緣到地層間的傳熱為一維非穩(wěn)態(tài)傳熱，且不考慮沿井深方向的傳熱；（3）忽略地層導熱系數(shù)沿井深方向的變化；（4）井筒管柱材料、結(jié)構(gòu)、尺寸、熱物理性質(zhì)均勻一致；（5）動液面以上環(huán)空介質(zhì)均勻分布，并且熱物理性質(zhì)不隨壓力下降而變化；（6）地層原始溫度為線性變化，地溫梯度已知；（7）圓筒井壁。物理模型如圖1所示?？梢钥闯觯矀鳠釤嶙璋ǎ河凸軆?nèi)壁對流換熱熱阻（Ro）、油管導熱熱阻（Rtub）、環(huán)空自然對流和輻射換熱熱阻（Rtc）、套管導熱熱阻（Rcas）、水泥環(huán)導熱熱阻（Rcem）和地層熱阻（Re）。根據(jù)圓筒壁傳熱原理，各傳熱熱阻為步驟（1）給定井身結(jié)構(gòu)及相關(guān)熱物理性質(zhì)參數(shù)；（2）選取合適的微元段，已知微元段下端的深度Hin、溫度Tin、壓力pin，假設(shè)計算段長度h，假設(shè)微元段上端的溫度Toutl、壓力poutl；（3）計算微元段的平均溫度Tav和平均壓力pav，并求得此時流體全部物性參數(shù)；（4）計算微元段的各個換熱系數(shù)和環(huán)空當量導熱系數(shù)；（5）計算油、套管的壁溫，計算產(chǎn)液的水當量，計算微元段的上端溫度Tout2；（6）計算微元段相應(yīng)的流型界限，并確定流動型態(tài)；（7）按流型計算微元段流體的平均密度及摩擦梯度；（8）計算對應(yīng)于h的壓力降p從而得微元段的上端壓力Tout2=pin p；（9）如果Tout2 小于原油凝固點，差值計算油井結(jié)蠟深度，并輸出計算結(jié)果；（10）如果| Tout1 Tout2| 1、|pout1 pout2|2,則該微元段溫度場計算完畢，進入下一微元段計算；否則，令Tout1=（Tin+Tout2）/2、pout1=（pin+pout2）/2轉(zhuǎn)步驟；如此繼續(xù)下去，直到計算到井口為止。現(xiàn)狀在以往井筒溫度場的研究中，有大批的研究人員對多孔介質(zhì)傳導問題作出了研究。其中，Ramey和Willhite為井筒溫度場研究做出了深入的鋪墊性的研究。Ramey提出了著名的Ramey公式。公式結(jié)合了井筒內(nèi)的傳熱現(xiàn)象和地層中的導熱現(xiàn)象，公式中設(shè)定井筒中流體的溫度為一個函數(shù)。這個函數(shù)是由井筒深度和時間所決定的。Ramey公式可以看作是研究井筒傳熱的基礎(chǔ)，直到現(xiàn)在，這個公式還被廣泛應(yīng)用。Willhite對Ramey公式中的井筒總傳熱系數(shù)問題作出了計算，總結(jié)出了井筒傳熱系數(shù)的計算公式。由于研究傳熱問題比較困難，在建立了模型之后很難得到精確的解。1968年，一些研究人員在對鉆井液循環(huán)溫度的研究中使用了數(shù)值方法。1972年，研究員Keller在研究中，在只考慮鉆井液在縱向方向上的熱傳導而忽略了在軸向方向上的熱傳導的前提下，建立了數(shù)學模型，并且通過使用有限差分的方法來計算結(jié)果。1972年，E.J.Witterholt和M.P.Tixirer.給出了注水井中井筒和地層溫度的計算公式，包括關(guān)井的情況.1973年M.R.Curtis和E.J.witterholt提出了一種利用溫度測井確定生產(chǎn)井井筒中流速的方法。1975年R.C.Smith和R.J.Steffensen.對各種不同情況的注水溫度剖面進行了解釋。1978年，J.O.Herrera, B.F.Birdwell,E,J.Hanzilk.編制了計算井筒熱損失的程序，結(jié)果表明在一定的條件下，熱損失可高達22%。1980年，Shiu和Beggs提出了求取Ramey公式中參數(shù)A的改進方法。1982年，John Fagley,H.ScottFogler等人對關(guān)井前后井筒的熱傳遞進行了數(shù)值模擬，提出關(guān)井前一段時間的熱注是一種解釋老井注入剖面的潛在的重要工具。1988年，R. M. Beirute等在地層內(nèi)存在徑向和縱向傳導的情況下，模擬了關(guān)井后的溫度剖面。1989年，Sagar將Ramey方法擴展應(yīng)用于多相流，并考慮了動能影響和Joule-Thompson效應(yīng)。1990年，學者Pruess在解決井筒溫度場的問題時，沒有采用Ramey模型，通過他的計算，得出了結(jié)論，即：Ramey公式在長時間的情況下，比較準確；而不適用于時間短時間的情況，這樣會產(chǎn)生較大的誤差。在90年代后，人們開展了大量的井筒溫度場相關(guān)研究，Hasan和Kabir預(yù)測了井筒內(nèi)流體的溫度，并分析了井筒內(nèi)溫度的分布規(guī)律。1991年，Hasan和Kabir在研究井筒兩相流的問題中，通過Ramey傳熱模型，使用傅立葉導熱定律對其進行進一步的描述。在計算中，通過使用迭代法計算井筒和地層之間的傳熱問題。1991年Grow在同樣的邊界條件下，對Durrant和Thambynayagam的模型進行了重新計算，得到了不同的解，Grow表明Durrant和Thambynayagam的解不能滿足邊界條件，但結(jié)果表明Grow的解對短筒極為有效。1992年，在鉆井作業(yè)過程中循環(huán)流體分布問題的研究中，根據(jù)Ramey模型，Hasan和Kabir把流體的溫度設(shè)定為函數(shù)（與深度和時間相關(guān)），通過對數(shù)學方程組的計算來求解這個問題。1994年，在不考慮徑向方向上套管及地層熱傳導的情況下，Hasan和Kabir針對于修井過程中的循環(huán)流體作出了研究，建立了相關(guān)的數(shù)學模型，分別考慮了在正循環(huán)以及反循環(huán)這兩種作業(yè)過程中循環(huán)流體的通解。1994年，F(xiàn)rederic Maubeuge等人提出了一個含多個生產(chǎn)層的溫度場模型，這個新的溫度場模型考慮了由于流體減壓以及流體和多孔介質(zhì)摩擦生熱引起的溫度變化，能夠預(yù)測井眼和地層中的流速和溫度。1998年，J.Romero在海洋鉆井井筒溫度分布的研究中提出了新的方法，他提出了一個數(shù)值模擬的計算機程序，這個程序可以評價海洋鉆井以及固井井筒的循環(huán)溫度分布。2004年，Jacques Hagoort修改了經(jīng)典的Ramey公式，尤其是注入井和生產(chǎn)井的井筒溫度計算的方法。由于Ramey模型在初始瞬時所計算出的溫度誤差較大，Jacques Hagoort使用一個圖形描述這個階段的長度。同時，他還對Ramey模型進行了驗證，認為其中井筒的總傳熱系數(shù)只適合于傅里葉無因次時間數(shù)較大的情況。國內(nèi)對于井筒溫度場的研究于上世紀90年代開始。1987年，王鴻勛和李平，考慮了井筒中原有積液與井筒、水泥環(huán)及地層的熱交換，提出了井筒不穩(wěn)態(tài)傳熱數(shù)值計算方法與計算程序。1994年，王彌康在研究稠油熱采中的注蒸汽問題時，認為井筒的傳熱是穩(wěn)態(tài)傳熱而地層的傳熱是非穩(wěn)態(tài)傳熱，分別對這兩部分建立了數(shù)學模型，并對數(shù)學模型進行了求解。1996年，王彌康把水蒸氣與稠油熱采結(jié)合研究，建立井筒與地層動態(tài)溫度場的模型。1998年，朱德武等推出了凝析氣井井筒溫度分布計算公式，研究了溫度計算基礎(chǔ)數(shù)據(jù)求取方法，分析了產(chǎn)液量，產(chǎn)水量、井深及油管直徑對井口溫度的影響規(guī)律。1999年毛偉和梁政在假設(shè)井筒中的傳熱為穩(wěn)態(tài)傳熱，井筒周圍地層的傳熱為非穩(wěn)態(tài)傳熱的條件下，根據(jù)能量守恒定律建立了計算井筒溫度分布的數(shù)學模型，利用半解析和解析的方法進行了計算。1999年，在分析影響井筒溫度分布的各種因素后，鐘兵通過能量守恒原理，建立了靜態(tài)和動態(tài)下井筒溫度場的數(shù)學模型，對于模型的求解，他使用的是有限體積法。同年，鐘兵把鉆井過程中井內(nèi)流體流動和流體傳導熱量的問題作為一個耦合的問題做出了研究，建立了模型，并進行了求解。2000年，李淑蘭對稠油油井加熱過程中井筒溫度出現(xiàn)拐點現(xiàn)象進行了分析，分析認為對稠油油井進行熱處理時，如熱水洗井、井筒注熱流體降粘等，井筒中往往存在拐點，但并不絕對，這與處理井況、熱流體的流量、溫度等有關(guān)。2001年，高學仕等人利用有限元分析軟件ANSYS分析了井筒的瞬態(tài)傳熱，分析結(jié)果表明，隨著注入的進行，在模型任一位置的徑向熱流量均逐漸減小，能量損耗隨著注入周期的延長而下降，因此，適當延長注入周期有利十節(jié)省能源，如果不能延長注入時間，則可以通過適當?shù)卦龃髥挝粫r間的注入量來降低能量損失。2001年，郭春秋和李穎川在假設(shè)井筒內(nèi)傳熱為穩(wěn)態(tài)傳熱、地層傳熱為不穩(wěn)態(tài)傳熱的情況下，進行了氣井壓力溫度預(yù)測綜合數(shù)值模擬。2002年，董長銀和張琪在考慮環(huán)空產(chǎn)出液與油管摻入液及地層之間的雙重傳導作用，同時考慮了有液體相變導致的焦耳一湯母森效應(yīng)，建立了稠油泵井筒流體溫度分布數(shù)學模型，并研究了溫度分布隨時間的變化規(guī)律。趙金洲和任書泉建立了注液過程中井筒內(nèi)液體與周圍地層換熱的隱式差分模型，對井筒內(nèi)的溫度場進行了計算。宋輝利用有限元法對井筒不穩(wěn)定溫度場進行了計算，并分析了異常條件(停注、停止熱水循環(huán)等)對井筒溫度場的影響。曲海潮等人提出了利用簡便、易行的熱阻熱容算式取代傳統(tǒng)使用的有限差分法來離散建立的數(shù)學模型，模擬研究中，綜合考慮了熱傳導、對流換熱、熱輻射等傳熱方式，并根據(jù)實際情況將導熱系數(shù)、液體密度、比熱等熱物性參數(shù)當作變量來處理。2002年，根據(jù)傳熱學的理論，何世明建立了井筒內(nèi)流體和井壁傳熱的數(shù)學模型，并對模型進行求解（通過使用有限差分的方法）。2008年，李志明和汪泓研究了我國超深（6500m）稠油的井筒溫度場，進行了井筒溫度超深稠油的井筒溫度剖面計算。由以上綜述可知，井筒內(nèi)溫度場的研究已引起了眾多學者重視。影響因素經(jīng)過實驗證明，影響井筒內(nèi)溫度分布的要素有很多，其中包含地層的導熱參數(shù)；地層比熱參數(shù)；油管的導熱參數(shù)；油管的比熱參數(shù)；水泥環(huán)的導熱參數(shù)；水泥環(huán)的比熱參數(shù)。同時，井筒內(nèi)的原油物性等要素也對井筒的溫度分布造成一定的影響。本文主要介紹原油物性、產(chǎn)量、地層壓力、原油的含水量（含氣量）、地層溫度場等對井筒內(nèi)溫度分布影響的相關(guān)要素，以便進一步分析井筒溫度場。1）原油的含蠟量越高，在舉升過程中井筒內(nèi)原油熱損失越大。（2）油井的產(chǎn)量越低，井筒溫度剖面就越接近井筒的靜溫剖面；油井的產(chǎn)量越高，井筒的溫度剖面就越遠離井筒的靜溫剖面。（3）地層的壓力越高，井筒溫度剖面越遠離井筒的靜溫剖面。（4）原油中的含水量越大，原油攜帶的熱量越多；原油中的含氣量越大，舉升中井筒中原油溫度溫度熱損失越大。（5）地溫梯度越大，原油在井筒的流動過程中的熱損失越大。Ramey方法 時光根據(jù)數(shù)學方法來描述井筒內(nèi)的傳熱問題，一般情況下有兩種方法，一種是基于Ramey模型的解析或半解析法；另外一種是以井筒內(nèi)的守恒定律、井筒溫度場內(nèi)的平衡原理為基礎(chǔ)，換句話說就是要以質(zhì)量守恒定律、動量守恒定律、能量守恒定律為建立微分方程的基礎(chǔ)。應(yīng)以井筒的幾何形狀、井筒的物理特性為基礎(chǔ)，建立井筒坐標系。由于描述井筒溫度場的數(shù)學公式較為復(fù)雜，通常需要做出相應(yīng)假設(shè)。只有在知道井筒內(nèi)傳熱問題的初始條件以及邊界條件之后，才可以確定控制方程的唯一解。Hasan方法 焉琳琳（1）本文基于Hasan 模型，考慮不同產(chǎn)層的流體溫度差異，提出了一種適用于智能井多層合采的井筒流體溫度計算模型。通過文獻驗證，該模型預(yù)測誤差在0.8以內(nèi)，相對誤差小于1.5%，可以用于深水智能井溫度場預(yù)測。（2）不同工作制度下，即關(guān)井、只開采下部產(chǎn)層、只開采上部產(chǎn)層和兩層同采時，井筒溫度場以流量控制閥和泥線為節(jié)點表現(xiàn)出不同的分段特點，溫度梯度曲線可以劃分為明顯的3 段。井筒溫度在流量控制閥處溫度突變，在泥線處存在最大溫度梯度，在井筒壓力分布和管柱變形等分析時需要作為重要節(jié)點研究。壓裂井溫度場計算反循環(huán)井井筒溫度場李昊2 井筒溫度的影響因素分析如果將井筒和整個循環(huán)系統(tǒng)看作一個熱動力系統(tǒng)。根據(jù)能量守恒原理, 壓井作業(yè)時, 由于此時已經(jīng)停鉆, 向該系統(tǒng)輸入能量主要是通過泥漿泵完成的。在此過程中可以控制的因素包括:泥漿入口溫度、泥漿密度、泥漿傳熱性質(zhì)以及循環(huán)排量等參數(shù);此外井筒溫度還會受到環(huán)境溫度、井眼結(jié)構(gòu)等因素的影響。為了確定不同因素對井筒溫度的相對影響, 本文利用一個井筒溫度預(yù)測程序?qū)τ绊懸?guī)律進行模擬分析。在分析井筒溫度的影響因素時, 采用井身結(jié)構(gòu)為直井的算例井, 其基本井身參數(shù)如下:井深3 000m ;鉆桿內(nèi)徑為0 .05 m , 外徑為0 .063 m ;套管內(nèi)徑為0 .23 m , 外徑為0 .25 m ;水泥環(huán)直徑為0 .3 m 。地層比熱容0 .83 kJ/(kg K);地層導熱系數(shù)2 .2W/(m K), 地層密度2 .64 g/cm3 , 泥漿密度2 .29g/cm3 ;泥漿比熱容1 .68 J/(kg K);泥漿熱傳導系數(shù)1 .732 W/(m K);排量0 .036 m3/ s 。2 .1 壓井液入口溫度對井筒溫度的影響圖2(a)為相同排量下, 不同壓井液入口溫度條件下, 反循環(huán)壓井井筒溫度變化圖。從圖中可以看出, 當壓井液入口溫度從15 上升到45 時, 井底泥漿溫度大約增加了4 。提高壓井液注入溫度,就相當于增加了向井筒內(nèi)泵入了較多的能量, 可使井底溫度增加, 增加的幅度與泥漿入口溫度的增加幅度有關(guān), 但壓井液入口溫度對井筒溫度分布影響不明顯。2 .2 壓井液密度對井筒溫度的影響圖2(b)為在井深3 000 m 、泥漿排量、泥漿比熱和循環(huán)時間等參數(shù)相同的條件下, 使用密度分別為1 .2 , 1 .4 , 1 .6 g/cm3 的壓井液得到的井筒溫度剖面的對比關(guān)系曲線。部分溫度差異可以用流動摩擦較大來解釋, 與1 .2 g/cm3 的壓井液相比, 使用1 .6 g/cm3 的壓井液時由于壓井液比重較高, 立管壓力導致要向系統(tǒng)加入額外的功率。增加較大的功率最終產(chǎn)生較高的井底溫度, 除了這個原因, 泥漿比重的增加主要通過增加壓井液中重晶石的含量, 重晶石的增加會降低鉆井液的比.3 壓井液導熱系數(shù)對井筒溫度的影響圖3(a)為在井深3 000 m 、排量、壓井液比熱和循環(huán)時間等參數(shù)相同的條件下, 使用導熱系數(shù)為1 .0 , 1 .42 , 1 .73 W/(m K)和1 .95 W/(m K)的泥漿得到的井筒溫度剖面的對比關(guān)系曲線。導熱系數(shù)反映了壓井液在軸向和徑向上導熱熱阻的大小。隨著導熱系數(shù)的增大, 靠近井底的溫度越高, 當導熱系數(shù)變化幅度達到50 %左右時, 井筒環(huán)空溫度發(fā)生了較為明顯的變化。由此可見, 壓井液導熱系數(shù)的變化, 對預(yù)測井筒溫度分布有重要影響。根據(jù)圖3(a)數(shù)據(jù)顯示, 在井筒上部井內(nèi)溫度較低時, 熱量傳遞主要以對流為主, 鉆井液導熱對井內(nèi)溫度分布影響較小;在井筒下部井內(nèi)溫度較高時, 因?qū)醾鬟f的熱量就越來越大, 從而影響整個井筒溫度的分布。因而, 要準確預(yù)測井內(nèi)溫度, 鉆井液導熱系數(shù)和鉆井液的對流傳熱系數(shù)一樣重要, 應(yīng)該引起足夠的重視,否則, 必將給溫度的預(yù)測結(jié)果帶來較大誤差。2 .4 壓井液比熱容對井筒溫度的影響圖3(b)為在井深3 000 m 、排量和循環(huán)時間等參數(shù)相同的條件下, 使用比熱容為1 .2 , 1 .5 , 1 .7 ,1 .9 J/(kg K)的壓井液得到的井筒溫度剖面的對比關(guān)系曲線。從圖中可以看出:當其他參數(shù)不變時,井筒溫度隨壓井液比熱容的增大而降低。這種現(xiàn)象產(chǎn)生的原因是:隨著比熱容的增大, 溫度升高需要吸收更多的熱量。壓井液比熱對井溫的影響比導熱系數(shù)更明顯, 主要是因為在一定排量和入口溫度相同條件下, 井筒從地層獲得的熱量趨于穩(wěn)定。在壓井液向下流動過程中, 在獲得相同熱量后, 高比熱壓井液比低比熱壓井液溫度升高較慢。2 .5 壓井排量對井筒溫度的影響圖4(a)為排量分別為:0 .003 , 0 .006 , 0 .009 ,0 .018 , 0 .036 , 0 .068 m3 /s 壓井排量條件下得到的井筒溫度剖面對比曲線。從圖中可看出:排量較低的情況下