重力热管稠油井井筒节能技术毕业论文.doc

中国石油大学（华东）本科毕业设计（论文）本 科 毕 业 设 计（论文）题目：重力热管稠油井井筒节能技术 摘 要在稠油开采中，为了减小传热损失，提高井口原油温度，可以采用重力热管井筒节能技术。这项技术充分利用井底产液的热能，通过热管的热量储蓄和传导作用，将井筒下部的部分热能传递给井筒上部管段的流体。本文基于重力热管工作原理，结合井筒传热模型及耦合热管传热理论建立井筒温度、压力计算模型，利用四阶Runge-Kutta法和B-B算法得到井筒流体的温度和压力分布，并编制了计算程序。计算结果表明，采用热管可以使井口流体温度提高接近3，当改变热管及井筒参数时，提高的温度会更多。关键词：重力热管；井筒传热模型；温度分布；压力分布；四阶Runge-Kutta方法； B-B算法ABSTRACTIn heavy oil recovery,in order to reduce the heat loss and improve the temperature of wellboreoil,we can use the energy-saving technologies of gravity heat pipe.This technology makes full use of the heat energy of well bottom liquid.Transfer part of the well bottom energy to the fluid of the wellbore upper pipe section by the savings and conduction of the heat pipe.This article is based on the theory that the gravity heat pipe works,establish the wellbore temperature and pressure distribution calculation model by combing with borehole heat transfer model and coupled heat pipe heat transfer theory. get the temperature and pressure distribution of the borehole fluid by the fourth-order Runge-Kutta method and B-B algorithm, and make program. calculation results show that the heat pipe allows the wellhead fluid temperature has increased by close to 3 degrees. When changing the parameters of the heat pipe and the wellbore, the temperature will be improved more.Keywords: Gravity heat pipe; Wellbore heat transfer model;Temperature distribution;Pressure distribution;the fourth-order Runge-Kutta method;B-B algorithm中国石油大学（华东）本科毕业设计（论文）目录第1章 前言11.1 国内发展现状11.2 存在的问题11.3 热管井筒降粘原理21.4 论文主要内容2第2章 热管换热器32.1 热管的发展及现状32.2 热管的工作原理32.3 热管的特性42.4 热管的传热极限42.5 重力热管42.6 重力热管的传热简析52.7 各段平均换热系数52.8 热管改善井筒流体温度分布原理5第3章 热管井筒降粘技术83.1 井筒物理模型83.2 井筒温度场计算83.3 井筒压力场计算123.4 物性参数和流动参数的计算183.5 数值求解19第4章 计算实例及分析204.1 油井生产的基础数据204.2 有热管和无热管时流体温度204.3 井筒流体压力场214.4 不同产量下井筒产液温度214.5 不同热管内径产液温度224.6 不同热管长度下产液温度224.7 井底温度不同时产液温度234.8 不同热管下入深度时产液温度234.9工质在不同定性温度下产液温度244.10 原油物性的影响244.11 产量为25t/d时，有无热管条件井筒产液温度254.12 安全长度比254.13 优化充液率254.14 热管的传热极限26第5章 结论27致谢28参考文献29附录30第1章 前言第1章 前言1.1 国内发展现状稠油油藏以其储集层中饱含高粘度重质原油或天然沥青而区别于一般油藏。重质原油由于粘度高，在油层中流动性能差，因此高质原油的高效率的开采比较困难。从20世纪初热力采油已逐渐成为开采这类原油的有效方法1。稠油分布范围广，由于蕴藏有巨大的稠油资源量而被世界各产油国所重视，随着热力开采技术的发展，开采规模在逐步扩大，产量在不断增长，稠油热采在石油工业中已经占有重要的位置。在这类油田开发过程中，我国大多采用蒸汽驱、蒸汽吞吐等热采工艺和化学驱的方法使得更多的原油流向井底，但在井筒举升的过程中，原油的黏度受温度的影响很大，因此井筒伴热方法在稠油开发中得到广泛的应用。目前常用的井筒伴热方法主要有热流体循环法和电加热法两种。这两种方法在井筒伴热过程中均获得很好的效果，但都有缺陷。能耗大、成本高，在生产运行中常出现电缆故障、电加热抽油杆故障及控制柜故障等复杂问题。重力热管是一种新兴的井筒伴热方式，其最大的优点就是节约能源，另外还具有结构简单、无需维护、自行运转等特点。针对热管在采油中的广泛应用，1995年李菊香等2提出了采油井井筒内的热管利用可行性理念。近期国内马春红、吴晓东、毕勇、刘永建等人对重力热管伴热改善井筒热损失技术进行了初步探索，在华北油田进行了实验，并获得成功。但其一根空心抽油杆作为一根热管，这会使热管产生携带极限，影响热管的正常工作。本文主要计算一根抽油杆作为多个热管时对井筒流体温度产生的影响，并分析热管参数、油田产量、井底温度等因素对热管作用的影响。1.2 存在的问题(1)由于井下深度通常在几千米左右，原油外运管道距地面的深度也很大， 因而热管的长度将会很长3，如将原油直接抽至外运管道，热管的长度将会很长。由空心抽油杆制成的重力热管，其超长特性是在热管研究和应用领域未曾遇到的新问题，不仅其内部工质的两相流可能遇到各种难以克服的阻力和障碍，而且热管内部填充的工质本身会承受由其自重而产生很高的静液柱压力。在这样高的压力下，工质能否产生沸腾和蒸发还有待于确定。(2)为了避免热管工作时可能会出现携带现象而选择了较大管径的管材作为热管壁，在不增加抽油机负荷的前提下，输油管的管径也随之增大。(3)由于热管很长，因而管内工作介质的蒸汽流动阻力增大，从而引起热管冷却段内的蒸汽压降低，使冷却段内的蒸汽温度低于加热段内的蒸汽温度，引起热管内部蒸汽温度的非均匀性，或者热管内蒸汽可能难以流到终点。1.3 热管井筒降粘原理在稠油开采中，由于粘度较大以及粘度对温度的敏感特性，稠油生产井中的产出液由井底流向井口的过程中由于散热、降温而造成流动阻力急剧增加，流动性变差，特别是在近井口地带易出现滞留、堵塞，抽油机负荷过载，影响油井正常生产。采用虹吸管热管井筒热能技术是一种新兴的井筒伴热方式，这项技术充分利用井底的高品位热能，通过热管的热量储蓄和传导作用，将井底流体的部分热能传递给近井口管段的流体，起到均衡井筒温度场，减小传热损失，提高井口原油温度的作用，防止井口流体冷凝，减小流动阻力，从而实现低能耗加热井筒流体。重力热管与普通热管最大的区别在于重力热管没有吸液芯，冷凝工质靠重力回流到蒸发段，因此决定了重力热管的热源必然在冷源的下部。重力热管伴热采油方式，是指抽油机井中的空心抽油杆经过特殊加工处理后，再添加工作液、抽空、密封连接制成超长重力热管，然后安装在井筒内，形成热管生产井。在重力热管井中，井筒底部的高温流体和上部低温流体为重力热管的工作提供了连续的热源和冷源。在吸热段，油井底部的高温流体将热量传递给热管，热管内液态工质不断吸收产出液的热量，液态工质逐渐蒸发，大量的热量由蒸汽以潜热形式携带到上部热管空间；在平衡段，热管管壁温度与井筒内流体温度相等，两者之间无热量传递，此段在设计中可省略。在放热段，流体沿井筒向上流动时热量不断散失，温度降低，热管管壁温度高于井筒内流体温度，热管内蒸汽遇冷开始凝结为液体，放出大量潜热。这些热量传递给给井筒内的流体使其不断升温。液态工质靠重力沿管壁向下流动，进入下一循环相变过程。热管内的工质不断吸热汽化、冷凝放热，将下部流体的热量通过热管传递给上部流体，在不消耗外来能量的情况下，提高了近井口产出液的温度，提高了近井口井筒内流体的流动能力。1.4 论文主要内容1调研国内外用于井筒降粘伴热的热管技术，分析其研究现状和存在的问题；2热管节能条件下井筒中流动与传热规律研究：基于虹吸热管吸收井底产液热量，并将热量传给上部流体的作用，建立热管和流体在井筒中的流动、传热方程并求解，确定井筒中压力温度分布规律；3热管参数对井筒流体温度、压力分布的影响：分析热管尺寸和工艺参数对井筒产液温度和压力的影响，优化热管结构尺寸和生产数。20第2章 热管换热器第2章 热管换热器2.1 热管的发展及现状热管及由此而构成的热管热交换器作为一种新型的高效热交换器，其传热能力是铜的数百倍，比普通金属高几百倍至数千倍，有“热超导体”之称4。热管可用于空间技术，也可为电子工业所采用，用来冷却电子管、半导体元件、和集成电路板等电子元件，并用于机械、电机部件的冷却。20世纪70年代热管应用于医用手术刀，随后应用的新领域是能源工程，用于节约能源和新能源的开发。国外用于余热回收和空调的热管换热器已部分商品化，并开展了热管技术在太阳能和地热方面的研究。1972年，我国第一根自制钠热管成功的投入运行，接着研制了以氨、水、导热油为工质的热管，之后从航天技术到民用工业，热管技术都取得进展并获得应用5。80年代以来，我国的热管研究和开发重点放在节能和能源的综合利用，相继开发了热管气-气换热器、热管气-水换热器、热管蒸汽发生器、高温热管蒸汽发生器等热管产品。当前热管技术已日趋成熟，由热管组成的热管换热器具有传热效率高、结构紧凑、流体阻损小，有利于控制露点腐蚀等优点。当前我国热管技术发展有两大主题：一是推广应用，将现有较为成熟的热管产品标准化、系列化、规范其设计、制造、检测质量，使之成为工业生产的常规设备，从而深入推广热管技术的应用；二是开发研究，充分发挥热管技术的特点，综合其他学科，近一步开发研究新型高效传热传质设备，使一些传统设备发生变革，提高系统的安全可靠性和效率。2.2 热管的工作原理热管由管壳、吸液芯（或称管芯）和传递热能的工作液体（工质）等组成的一个高真空封闭系统。热管工作时，让其一端置于较高温度流体处，而让另一端置于较低温度流体处，传热现象便开始产生。热流由高温流体首先穿过金属管壁传给吸液芯，吸液芯内的工作液体受热开始蒸发，蒸汽向热管的另一端流动。由于热管的另一端置于低温流体处，所以当气体到达另一端时便开始冷凝成液体，同时热量由气体传给吸液芯及金属管壁，进而传给热管外部的低温流体。冷凝后的流体因毛细作用自冷凝部分又流回了蒸发部分，如此流体循环不息，热量便由高温处传到了低温处，这便是热管的传热原理。因为热管内的蒸发和冷凝现象在几乎相同的气压下进行，管内的温差非常小。热管两端外壳的温差主要由于管内外壁面的热传导，热量经过毛细物体由工作液到气体所致。总之，热管在结构和原理上最突出的一点是毛细物体及毛细现象的应用。由于毛细现象的作用，在冷凝部分的液体不需外力的作用而流回到蒸发部分，这是热管成为一个完全独立而没有活动零件的导热装置。管壳是由高导热率、耐压、耐热应力的材料制造的能承受一定压力的完全密闭的管状容器，内部空腔抽成真空，真空度一般为1.310-40.13Pa。管壳材料的选择，取决于热管内充装的工质和工作环境情况。吸液芯是紧贴管壁由毛细多孔结构的材料制成，一般为金属丝网或烧结的金属粉末、多孔陶瓷、以衬里形式贴紧内壁以减小接触热阻，吸液芯一方面把工质液体分布到整个管壳内壁面，另一方面提供冷凝液回流的方式和动力。液态工质是热管工作时传递热量的工作介质，要求有较高的气化潜热、导热系数、密度、较低的粘度、熔点、和适当的沸点、这些对流动和传热都有好处。热管按照各部分的功能分为三段：从外界吸收热量的一端为蒸发段，中间一段为绝热段，向外界散发热量的一端为冷凝段。当蒸发段受热时，毛细材料中的液体自热源吸热蒸发产生蒸汽，蒸汽在压差的作用下沿中间通道高速流向另一端冷凝段，蒸汽在蒸发段向冷源放出潜热后冷凝成液体，液体工质在管芯毛细压力和重力等的回流动力作用下，再沿毛细多孔材料返回蒸发段，如此循环往复，将热量从一端传到另一端。2.3 热管的特性(1)具有极高的导热性。(2)具有热流密度变换能力。(3)具有低热阻的等温面。(4)热流方向的可逆性。(5)热二极管与热开关特性。(6)恒温特性。(7)对环境的广泛适应性。(8)可远距离传热。2.4 热管的传热极限(1)黏性极限 (2)声速极限 (3)携带极限 (4)毛细极限 (5)冷凝极限 (6)沸腾极限 (7)连续流动极限 (8)冷冻启动极限2.5 重力热管 重力热管又称两相闭式热虹吸管，与普通热管一样，利用工质的蒸发和冷凝来传递热量，且不需要外加动力而工质自行循环5。但与普通热管不同的是热管管内没有吸液芯，冷凝液从冷凝段返回到蒸发段不是靠吸液芯所产生的毛细力，而是靠冷凝段自身的重力，因此重力热管的工作具有一定的方向性，蒸发段必须置于冷凝段的下方，这样才能使冷凝液靠自身重力得以返回到蒸发段。2.6 重力热管的传热简析重力热管内部过程包括两相流和相变传热7。将重力热管的全部传热过程分成三个区域，并建立相应的传热模型。(1) 在重力热管的冷凝段是饱和蒸汽的层流膜状凝结，遵循Nusselt的竖直平板层流膜状凝结理论。(2) 在重力热管蒸发段液池内，当热流密度较小时，进行的是自然对流蒸发，当热流密度较大时，是液池内的核态沸腾。(3) 在重力热管蒸发段以上部分，当热流密度较小时，进行的是冷凝段膜的层流膜状蒸发，当热流密度较大时，是冷凝段膜的核态沸腾。2.7 各段平均换热系数蒸发段8： (2-1)冷凝段8： (2-2)式中，l为工作液液体密度，kg/m3；l为工作液导热系数，W/m；g为重力加速度，m/s2；Cpl为工作液体比热容，J/kg ；v工作液密度饱和蒸汽密度，kg/m3 ；qe为井筒流体传递给热管吸热段平均热流密度，W/m2；hfg为工作液汽化潜热，J/kg；l为工作液动力粘度，kg/ms；pin为工作液饱和蒸汽压，Pa；pa为大气压，Pa；Ts为工作液饱和蒸汽温度，；Tw为热管管壁壁温，。2.8 热管改善井筒流体温度分布原理2.8.1 总述热管改善井筒流体温度分布剖面的原理是基于无芯两相闭式热虹吸管(又称重力热管)的传热机理2。将热虹吸管的全部传热过程分为3个区域(见图2-1)：在热虹吸管蒸发段液池内，当热流密度较小时，进行的是自然对流蒸发；当热流密度较大时，是液池内的核态沸腾。在热虹吸管蒸发段液池以上部分，当热流密度较小时，进行的是冷凝液膜的层流膜状蒸发；当热流密度较大时，是冷凝液膜的核态沸腾。在热虹吸管的冷凝段内，遵循Nusselt的竖直平板层流膜状凝结理论，饱和蒸汽呈层流膜状凝结。图2-1两相闭式热虹吸管工作原理井筒中的热管是利用机抽井中现成的空心抽油杆经特殊加工处理形成的重力热管，或在其他采油方式井的井筒流体中直接下入重力热管。井筒底部高温流体和井筒上部低温流体为井筒重力热管工作提供了连续的热源和冷源。井筒中重力热管的传热与典型重力热管相似，也分为吸热段、平衡段和放热段3个区域（见图2-2）。在不同区域热管工作原理不同。 图2-2 热管井井筒传热过程示意图2.8.2 吸热段原理吸热段工作原理与典型重力蒸发段传热机理一样，热管内分为液池和液膜两部分，随外界流体所传递进来的热流密度不同，分别处于蒸发和沸腾换热状态。油井底端高温流体连续流经热管段时，井筒流体热量部分传递给油管到地层之间的空间，部分传递给热管，温度逐渐降低。热管内工作液在温差作用下，不断吸收连续产出液的热量，使其温度升高，工作液逐渐蒸发。当热管壁面过热度达到一定值时，热管开始工作，发生部分过冷沸腾。随着工作液吸收热量的不断增加，热管管壁温度近一步提高，液池内工作液和管壁上液膜的换热逐渐变成稳定的核态沸腾，大量的热量由蒸汽以潜热形式携带到上部热管空间。2.8.3 平衡段工作原理平衡段内热管管壁温度与井筒流体温度相等，两者之间处于热平衡而无热量传递。井筒流体热量损失主要体现在流体向油管外空间及地层的热传递过程。2.8.4 放热段工作原理流体沿井筒向上流动时热量不断散失，温度降低，因而进入热管放热段。热管管壁高于井筒流体温度，管内蒸汽遇冷开始冷凝，并变为液体，以层流膜状形式凝结而放出大量潜热。这些热量通过管壁传递给井筒流体，流体吸热升温，直到井口。工作液液膜靠重力沿管壁向下流动，进入下一循环相变过程。通过井筒热管内部工作液反复吸收汽化、冷凝放热的过程，将深部流体部分热量通过热管传递给上部流体，在不消耗外来能量的情况下，提高了近井口产出液温度，从而从整体上改变了井筒流体温度分布剖面，改善了近井口井筒内流体的流动性。第3章 热管井筒降粘技术第3章 热管井筒降粘技术3.1 井筒物理模型3.1.1 井筒结构井筒结构如图3-1所示。采用Ramey和Satter的方法，从油井到水泥环外缘间的热量传递过程为一维稳定传热，水泥环外缘至地层为一维不稳定传热，忽略地层导热系数沿井深方向的变化，并视为一个常数。图3-1 井筒结构3.1.2 假设条件依据常规生产井井筒传热的特点和重力热管传热特性，对热管井井筒传热模型作如下假设6：井筒中的流体为一维稳态且垂直流动；热管处于稳定工作状态，井筒热管内的蒸汽呈饱和状态，热管内部工质视为等温；原油中不含气；不考虑由于摩擦所引起的热力学影响；油、套管环空中介质在整个井筒中均匀分布，且热物理性质近似不变。同流动中的流体热对流相比，井筒中的流体在垂直方向的热传导忽略不计。热管不设置平衡段。3.2 井筒温度场计算 3.2.1 油管中心至水泥环外缘的传热由稳态传热公式得 (3-1)式中，k为传热系数，W/m2K；R为总传热热阻, m2K/W；tf为产液温度，；th为水泥环外缘温度，；dz为井筒长度，m；dq为单位时间内长度上的热损失，W。热阻R包括以下5部分：(1)液膜层和污垢层对流换热热阻： (3-2)式中，h1为液膜和污垢对流换热系数，W/（m2K）；r1为油管内半径，m。(2)油管的导热热阻： (3-3)式中，tub为油管导热系数，W/（m）；r2为油管外半径，m。(3)环空的自然对流和辐射换热的热阻： (3-4)其中， (3-5)在井筒条件下， (3-6)式中，hc为环空内自然对流换热系数，W/(m2)，hr为环空内辐射换热系数，W/(m2)。为黑体辐射常数，其值为5.67310-8(W/m2K4)。Tto、Tti为油管外、套管内温度，K。及是油管外壁及套管内壁的辐射系数，无因次。根据Dropkin等人的实验，有 (3-7)其中 ， (3-8) (3-9)式中，htc为环空介质的等效导热系数（也称环空介质当量导热系数），即在环空平均温度及压力下，包括自然对流影响的环空液体的综合导热系数，W/(m2)。为环空介质的热膨胀系数，；为环空中介质在平均温度下的密度，kg/m2；Cp为环空中介质在平均温度下的定压比热，J/(kg)。Gr为葛拉晓夫数，Pr为普朗特数。(4)套管的导热热阻： (3-10)式中，cas为套管的导热系数，W/(m)；r4为套管外半径，m；r3为套管内半径，m。(5)水泥环的导热热阻： (3-11)式中，cem为水泥环导热系数,W/(m)；r5为水泥环外缘半径，m。在这五项中，R2、R4其值太小，可忽略不计，若以油管外表面为基准面积，总传热热阻R可写为 (3-12)总传热系数k为 (3-13)3.2.2 水泥环外缘至地层的导热由于这是不稳定的热传导，随时间而变化，用公式可表示为 (3-14)其中， (3-15)式中，为初始地层温度。，K；为地表温度，K；为地温梯度，K/m；z为井深，m；为地层导热系数，W/（mK）；为无因次地层导热时间函数。为地层热扩散系数，m2/s。 由于井筒内到水泥环外壁的传热与水泥环外壁到地层的传热相等，所以有 (3-16)假设k,计算得到Th,验证假设的正确。如果正确则计算传热量Q；否则，重新假设k计算。3.2.3 流体温度分布计算 井下深部无热管段流体温度计算地层流体沿井筒上升时，由于向周围地层散热，其温度逐渐降低。以井底为坐标原点，垂直向上为正。根据能量守恒定律，其能量平衡方程式为 (3-17)式中，时，。式（10）的通解为 (3-18)对常规开采井，可得 (3-19)式中，为井筒流体温度，；为井筒深度，m；为井筒产出液温度，；为井底原始地层温度，；为地温梯度，/m；为产出液水当量，W/；K为单位管长到地层间的传热系数，W/m。 热管吸热段与油管内流体及地层传热计算以热管底端为坐标原点，垂直向上为正，在油管流体上取长为的微元段体，其能量平衡方程式如下 (3-20)其中， 分别由式（2-1）和式（3-16）求得。式（3-20）的通解为 (3-21)式中，teo为热管蒸发段底端流体温度，其他参数的含义及单位在上面公式中已介绍。 热管放热段与油管内流体及地层传热计算以热管底端为坐标原点，垂直向上为正。在油管流体上取长为dl的微元体，其能量平衡方程式如下 (3-22)其中 分别由式（2-2）和式（3-16）求得。式（3-22）的通解为 (3-23)式中，teo为热管冷凝段底端的温度，。3.3 井筒压力场计算3.3.1 常见的气液两相流计算模型 均相流模型 均相流模型是把气液混合物看作为一种均匀介质，因此可以把气液管路当作单相管路来处理，在均相流模型中做出了两个假设：(1)气相和液相的速度相等，由于气液速度相等，因此管路还具有截面含气率和体积含气率相等，流动密度和真实密度相等等特点；(2)气液两相介质已达到热力学平衡状态，气液相间无热量传递，故流动介质的密度仅是压力的单值函数。显然，气泡流（特别是分散气泡流）和弥散流比较接近均相流模型的假设，而层流，波浪流和环状流等均相流模型的假设条件偏差很大。 分相流模型分相流模型把管路气液两相的流动看作气液各自的分别流动。为此需首先确定气液相在管路内各自占的流通面积，即截面含气率，和截面含液率，再把气相和液相都按单相管路处理并记入相间作用，最后将气液相的方程加以合并。目前，截面含气率（或含液率）和相间相互作用等数据主要依靠实验求得。在把流体力学基本方程式应用于分相流模型时也作两条假设：(1)气液两相有各自的按所占流通面积计算的平均速度；(2)气液两相间可能有质量交换，但气液两相介质处于热力学平衡状态，相间无热量的传递。显然，分层流，波浪流，环状流等流型与分相流模型的假设条件比较相符，但其它流型的偏差较大。 流型模型首先分清两相流流型，然后根据各流型的特点，分析流动特性并建立关系式，这种处理方法称流型模型。显然，流型模型处理方法能更深入的揭示两相间各种模型的流体力学特性，故近年来这一分析方法受到理论界得重视并取得一定的理论研究成果。但是由于流型分界尚未完全统一，这种模型的理论研究成果还不能普遍的用于实践。3.3.2 压降公式的推导井筒内油气水两相管流的压力降是摩擦损失、势能变化和动能变化的综合结果，即垂直多相管流的压力梯度，是三个压降之和：静水压力梯度、耗于摩阻的压力梯度以及耗于加速度的压力梯度。根据动量方程，其压力降是摩擦能量损失、位能变化和动能变化之和，压力降公式可表示为 =+ (3-24)通过推导得出 (3-25)式中，m为气液两相真实密度，kg/m3；ftp为两相流摩擦系数；Gm为气液两相质量流量，kg/s；d为油管内径，m；vm为气液两相混合流速，m/s；vsg为气相的表观流速，m/s；为管线与水平线的夹角。3.3.3 B-B算法用B-B方法计算压力分布的步骤：从已知压力p1出发，假定一个p2值，这两个压力点之间的距离为z，算出摩阻系数，进而可计算出p，可得到另一个p2，将两个值进行比较，如果不相等，将p2赋予，如此循环下去，直到相等为止，计算步骤如下：(1)算出在这二个压力点之间平均压力； (3-26)其中，井筒深度，m；为在处的压力，MPa。(2)确定在平均深度处的水蒸气平均温度，该值可由温度场得到；(3)算出在平均压力和平均温度条件下液相和气相的密度、流体含气率；(4)算出水蒸气的混合密度（流量密度）、就地的气体和液体的流量； (3-27) (3-28) (3-29)式中，m为流体密度，kg/m3；q为水蒸气注入量，m3/s；ql为液相流量，m3/s；q为气相流量，m3/s。(5)算出就地的表观气、液流速； (3-30) (3-31) (3-32)式中，sg为液相表观流速，m/s；sl为气相表观流速，m/s；Ap为油管截面积，m2；m为混合物表观流速，m/s。(6)算出单位截面积上的气、液，以及总的质量流量； (3-33) (3-34) (3-35)式中，Gl为单位截面积上的气相质量流量，kg/m2s ；Gg为单位截面积上的液相质量流量，kg/m2s；Gm为单位截面积上总的质量流量，kg/m2s。(7)算出入口的液体含量（体积含液率）； (3-36)式中，为体积含液率。(8)算出弗洛德准数NFR、液相粘度l、气相粘度g、混合粘度m以及液相的表面张力； (3-37) (3-38) (3-39) (3-40)式中，NFR为弗洛德准数，无因次；l为液相粘度，mPas；g为气相粘度，mPas；m为混合粘度，mPas。(9)算出无滑脱雷诺数及液相流速准数； (3-41) (3-42)(10)为确定流动为水平时可能存在的流态谱式，要先算出各相关参数 ；L1 ,L2, L3和 L4为四个流型区的分隔线，分区线的方程为 (3-43) (3-44) (3-45) (3-46) (11)用下列范围确定流态谱式；分异型：EL0.01及NFR 或 EL0.01及NFR；过渡型：EL0.01及NFR；间隔型：0.01EL0.4及NFR 或 EL0.4及NFR；分散型： EL0.4及NFR 或 EL0.4及NFR；(12)算出水平滞留量（水平截面持液率）； (3-47)式中的，分别按表3-1每种流型而定。 表3-1 不同流态的选值流态谱式分异型0.980.48460.0868间隔型0.8450.53510.0173分散型1.0650.58240.0609(13)算出斜度校正系数； (3-48)式中的，和分别按下表3-2不同流动状态选值。 表3-2 不同流态的选值流态谱式分异型，上坡0.0113.7683.5891.614间隔型，上坡2.960.3050.44730.0978分散型，上坡不必校正 各种流型的下坡：=4.70，=-0.3692，=0.1244，=-0.5056。(14)算出液相滞留量的斜度校正系数，对垂向井来说： (3-49)(15)算出液相滞留量及两相密度； (3-50) (3-51)(16)算出摩阻系数比； (3-52)式中， (3-53) (3-54)当值处于11.2区间时变为不定，所以当处于这一区间时，函数改用下公式 (3-55) (17)算出无滑脱的摩阻系数； (3-56) 或 (3-57)(18)算出两相摩阻系数； (3-58)(19)算出； (3-59)(20)算出； (3-60)(21)将与相比较，如果，则停止运行计算；否则，将赋予，重新计算，直到满足上式条件为止。3.4 物性参数和流动参数的计算3.4.1 地层油粘度的计算1 (3-61)式中，T为油的温度，K；uy为油的粘度，mPas。3.4.2 地层水粘度的计算1 (3-62)式中，T为水的温度，K；uw为油的粘度，mPas。3.4.3 液体粘度的计算 (3-63) 式中，uw，uy分别为水、油的粘度，mPas；ul为液体粘度，mPas。x为含水率，小数。3.4.4 天然气粘度的计算11 (3-64) (3-65) (3-66)式中，t为气体在温度t 时的动力粘度，Pas；为t=0、p106时的动力粘度，Pas，由查表得；T为热力学温度，；t为温度；p为气体的绝对压力，以大气压计，atm；为气体粘度，Pas。3.4.5 混合物粘度的计算 (3-67)式中，ul，ug分别为液体、气体的粘度，mPas；y为含气率，小数。3.4.6 表面张力的计算(1) 原油-天然气的表面张力11原油-天然气的表面张力可以按照下式计算： (3-68)式中，为原油-天然气的表面张力，mN/m。(2) 水-天然气的表面张力11卡茨等总结了霍克特（Hocott）和霍夫(Hough)等的工作，给出了预计水-天然气表面张力的曲线图。该图可以回归为下式 (3-69)式中，为水、天然气的表面张力，mN/m。当需要计算油、水混合物-天然气的表面张力时，可以取 (3-70)式中，为油、水混合物-天然气的表面张力，mN/m；，油、水混合物的体积含水率，无因次。3.4.7 气相密度的计算11 (3-71)式中，p是压力，Pa；T1是温度，K；g是气体密度，kg/m3。 3.4.8油密度的计算11 (3-72)式中，t表示温度, ；y式密度，kg/m3；3.4.9液体密度的计算 (3-73)式中，y为油的密度，kg/m3；l为液体密度，kg/m3；x为含水率，小数。3.4.10混合物密度 (3-74)式中，g是气体密度，kg/m3；l为液体密度，kg/m3；y为含气率，小数。3.5 数值求解热管井井筒传热包括热管与油管内流体间的换热、油管外壁到水泥环的稳态导热以及地层内非稳态导热。热管与流体传热在热管外壁处耦合，流体与油管外井筒传热在油管壁处耦合。应用四阶Runge-Kutta12法编程计算，在具体的边界条件下，由下到上逐步迭代求解。其主要程序段见附录A。热管井筒中流体的压力分布应用B-B法计算，应用Runge-Kutta法编程，在具体边界条件下逐步迭代求解。其主要程序段见附录B。第4章 计算实例及分析第4章 计算实例及分析4.1 油井生产的基础数据油井生产的基础数据，如图4-1。图4-1 油井生产的基础数据4.2 有热管和无热管时流体温度经编程得到的有热管和无热管时流体温度，如图4-2。图4-2 有无热管时井筒流体温度从图中可以看出使用热管后，可以提高井筒流体温度。此时井底温度为65，无热管时流体出口温度为46.3，使用热管后，流体出口温度达到了49.1，提高了2.8。由油井生产数据可知，原油的拐点温度为45，加热管后提高了流体出口温度，增强了流体的流动性，减小了传热损失。4.3 井筒流体压力场经编程计算得到的井筒流体压力场，如图4-3。图4-3 井筒流体压力场由图可知，井筒流体压力近似等梯度的下降。有热管和无热管流体井口压力差不多，即热管对流体压力的影响并不大，流体压力可由抽油泵来调节。4.4 不同产量下井筒产液温度经编程计算得到的不同产量下井筒产液温度，如图4-4。图4-4 不同产量下井筒产液温度由图可见，在重力热管下入深度一定的条件下，油井产量越高，热管的作用越明显，即井口流体的温度越高。主要原因是油井的产量越高，油管内流体纵向的对流换热强度越大，油管内的流体温度普遍升高，从而增加重力热管吸热段吸收的热量和放热段释放的热量，因此近井口原油温度提高很多。4.5 不同热管内径产液温度经编程计算得到不同热管内径产液温度，如图4-5。图4-5不同热管内径下产液温度由图可见，热管内径越大，井口流体温度越高。主要是因为热管内径越大，蒸发段和冷凝段单位长度的传热系数增大，使蒸发段吸收的热量增多，冷凝段释放的热量增多，导致井口流体温度升高。由计算得到当热管内径为45mm时，使用热管比不用热管井口流体温度高出接近4.3。但油田生产中，受到油管内径的限制，热管内径不会太大。一般可取45mm。4.6 不同热管长度下产液温度经编程计算得到不同热管长度下产液温度，如图4-6。图4-6不同热管长度下产液温度由图可见，热管长度越长，井筒产液出口温度越高。当整个抽油杆作为一根热管时，使蒸发段长度为700m，冷凝段为650m，这种情况下井筒产液出口温度可提高6左右。主要原因是在井筒中下部产液温度较高，热管蒸发段吸收了大量的热量，到井筒中上部时，产液温度下降速度较快时，热管冷凝段放出大量的热量，减缓产液温度下降的速度，因此产液出口温度提高很多。但热管过长，会使热管的蒸发沸腾不能正常的发生，可能会产生携带极限。4.7 井底温度不同时产液温度经编程计算得到井底温度不同时产液温度，如图4-7。图4-7 井底温度不同时产液温度由图可见，井底温度越高，热管的作用越明显，即流体出口温度越高。井底流体温度越到，流体与热管的热流密度越大。井底流体的温度直接决定加热段吸收热量的多少，也决定了放热段释放热量的多少。4.8 不同热管下入深度时产液温度经编程计算得到不同热管下入深度时产液温度，如图4-8。图4-8不同热管下入深度时产液温度由图可见，热管下入井筒的深度越大，产液出口温度越到。因为下入深度越大，吸收和释放的热量越大，因此产液温度越高。所以要把重力热管下到井底。4.9工质在不同定性温度下产液温度工质为水时，不同定性温度下的物性参数如表4-1。表4-1 不同定性温度下的物性参数参数温度液体密度(kg/m3)蒸汽密度(kg/m3)动力粘度（Pas）液体比热（kJ/kgK）汽化潜热（kJ/kg）导热系数（W/mK）饱和蒸汽压（Mpa）40992.20.05116653.3e-64.1742430.961.8e-20.007350988.10.08302549.4e-64.1742407.063.5e-20.012360983.10.1302469.9e-64.1792382.764.8e-20.0199经编程计算得到不同定性温度下产液温度，如图4-9。图4-9 不同定性温度下产液温度由图可见，定性温度越高，井筒产液温