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1、分类号 单位代码 11395 密 级 学 号 1505280215 学生毕业设计题 目海上热采井注多元热流体的井筒传热分析作 者院 (系)化学与化工学院专 业石油工程指导教师答辩日期 榆 林 学 院本科毕业论文诚信责任书本人郑重声明：所呈交的毕业设计（论文），是本人在导师的指导下独立进行研究所取得的成果。毕业设计（论文）中凡引用他人已经发表或未发表的成果、数据、观点等，均已明确注明出处。尽我所知，除文中已经注明引用的内容外，本论文不包含任何其他个人或集体已经公开发表或撰写过的研究成果。对本文的研究做出重要贡献的个人和集体，均已在文中以明确方式标明。本人毕业设计（论文）与资料若有不实，愿意承担一
2、切相关的法律责任。 论文作者签名: 年 月 日致谢摘要在海上稠油热采过程中，多元热流体作为注入介质，提高加热稠油油藏效率是其关键技术，通过有效的对稠油油藏进行加热，达到促进稠油流动的目的。在稠油加热过程中，海水会对其产生影响，导致井筒出现非常大的热损耗，在加剧能量消耗的同时，也会对稠油的质量与产量产生不利影响，因此海上稠油热采一直对如何降低海水的影响极为关注。本设计结合以前陆地井筒传热模型并考虑海上井的特殊井身结构以及影响较为严重的海上环境，专门为建立的海上热采模型配置了热水结构。本文首先验证、评估了海上热采井注的热流体传热模型，确定所建模型的准确性和可用性。其次是在不同条件下改变注入参数得出
3、影响井筒传热的因素。关键词：IVAbstractIn the process of thermal recovery of offshore heavy oil, one of the most important technologies is how to efficiently heat the heavy oil reservoir, so as to effectively reduce the viscosity of heavy oil and improve the liquidity of heavy oil, so that the heavy oil flows into
4、 the production Wells. Due to the influence of sea water, the heat loss of the well above the formation is very large, and the heat loss of the thermal fluid in the offshore wellbore to the environment directly affects the production of heavy oil. Therefore, it is very important to analyze the heat
5、loss in the wellbore of the offshore thermal fluid injection well.In this design, combined with the previous simple heat transfer model of land Wells and considering the special well body structure and external environment of offshore Wells, the heat transfer model of well bore with nominal hot wate
6、r injection in offshore thermal production Wells is established. Firstly, the accuracy and availability of the model are confirmed by verifying and evaluating the wellbore heat transfer model of multielement thermal fluid with hot water injection in offshore thermal production Wells. Secondly, the f
7、actors affecting the heat transfer of the well are obtained by changing the injection parameters under different conditions.Key words: 目录摘要IAbstractII1 绪论11.1 选题的目的及意义11.2 井筒传热研究现状12 海上含多元热流体井筒传热模型建立42.1 海上热采井井筒传热模型42.2 空气段与海水段52.3 地层段82.4 环境温度103 海上井筒注多元热流体井筒传热分析123.1 海上井筒注含热水多元热流体计算模型123.1.1 井筒压力计
8、算模型123.1.2 井筒温度计算模型123.2 海上热采井注多元热流体井筒传热模型验证133.3 海上热采井注多元热流体井筒热损评估163.4 海上热采井注含蒸汽多元热流体热损评估184 关键因素对井筒热损失的影响204.1 海上热采井注多元热流体关键因素对井筒热损影响204.1.1 注入流量的影响204.1.2 注入温度的影响214.1.3 注入压力的影响224.1.4 不同注入比的影响234.1.5 隔热油管导热率影响254.1.6 隔热油管深度的影响264.1.7 注入时间的影响274.1.8 井筒结构的影响284.1.9 海水段深度的影响294.1.10 环境温度的影响304.2 海
9、上井筒注含蒸汽多元热流体关键因素对井筒热损影响314.2.1 注入流量的影响314.2.2 注入温度的影响324.2.3 注入压力的影响334.2.4 不同注入比的影响344.2.5 蒸汽的注入干度影响354.2.6 隔热油管导热率的影响365结论38参考文献39致谢41榆林学院本科毕业设计1 绪论1.1 选题的目的及意义在海上稠油热采过程中，提高加热稠油油藏效率是其关键技术，通过有效的对稠油油藏进行加热，达到促进稠油流动的目的。在稠油加热过程中，海水会对其产生影响，导致井筒出现非常大的热损耗，在加剧能量消耗的同时，也会对稠油的质量与产量产生不利影响，因此海上稠油热采一直对如何降低海水的影响极
10、为关注。多元热流体井筒流动与传热模型的设计是以道尔顿定律为基础的，在设计时，同时考虑理想气体的混合规则，以此为设计原则，发现设计与实际并没有完全重合，二者之间存在一定的误差；同时，在井筒内注入热水多元流体房等方面的分析上，该模型同样不具有适用性。为了提高分析的精度与能力，适用于海上分析的模型应运而生。本设计考虑到井筒需要工作在海洋中，工作环境与设计结构都不同于传统模型。通过对海上井筒不同层段的传热情况分析，利用海上井筒注热水多元流体井筒传热和海上井筒注含蒸汽多元流体传热模型，在低压与高压的情况下，通过改变注入多元热流体的注入参数（热水流量、氮气流量、二氧化碳流量、注入温度、注入压力），利用以往
11、的计算情况进行分析，从而得出影响因素。1.2 井筒传热研究现状注多元热流体吞吐热力采油是一种新型的采油技术，在稠油的采集率方面，具有较高的优越性。以发生条件的不同作为划分的标准，可以将多元热流体发生器分为三种相态，分别是： (1)含过热蒸汽；(2)含饱和蒸汽；(3)含热水。在上述三种相态中，含过热蒸汽相态的发生器应用范围较广，研究成果也多是该类型发生器的研究。（1）国内发展现状林日亿20等是我国最早一批建立注蒸汽 氮气井筒流动与传热模型的学者，通过该模型的建立，他们完成了在井筒中，含蒸汽多元热流体的传热规律与流动情况的分析；而后，基于同样的学术目的，李兆敏21等同样建立了井筒流动与传热模型，该
12、模型以含蒸汽的发生器为基础。杨德伟12等对比四种筒内蒸汽摩阻压降计算方法发现Friedel法和Begges Bril1法可以较为精准的预测井筒内蒸汽压力和千度。倪学锋13同样对井筒流动过程进行了分析，分析的方面包括物性参数变化、摩擦力等。冯少波14等建立了注蒸汽井筒-地层温度场模型，建立的原则参考能量守恒与质量守恒，对井筒内温度场的分布、消耗等进行了分析。周体尧15等将过热蒸汽PVT数据体引入分析中，对井筒内的整齐相变进行了考量，并通过改变井筒内的温度、压力等可变条件，分析了井筒内的加热范围与温度分布。王弥康11等人的研究是基于国外的研究成果进行的，他们认为Hasan-Kabir模型可以有效的
13、分析井筒工作中所损失的热能，并建立了稳定传热与非稳态导热模型。黄永华19和年永乐30等人建立了注热水和注整齐流动与传热模型，该模型建立的基础是瞬态导热函数，在具体的分析方面，具有分析结果精度高的特点。（2）国外发展现状Dong22,23等以李兆敏模型为设计基础，分析了多元热流体的流动与传热过程，其分析模型结构采取了垂直式与水平式两种，分析结果具有结构对比的效果。研究表明，在这两种模型中，理想气体混合物是由多元热流体转化的，将其放置到高压环境中即可得到。同时，还对传热问题进行了分析，利用道尔顿定律建立了流动与传热模型，该模型适用于陆地。Ramey1,2等在传热分析方面，是最早建立热采井井筒模型进
14、行的，他们建立的模型可以分为两个部分，分别为纵向流动与沿径方向的传热，其中纵向流动是热流体延井筒进行的，而沿径方向流动是指与地层的传热交互，通过与外部环境的交流，分析温度分布。Ramey认为，可以用瞬态导热方程表示非稳态传热，代表井筒与地层传热过程，瞬态导热方程提出后，逐渐得到了学术界的认可，成为了相关研究的基础理论。瞬态导热方程一方面为后来的研究人员提供便利3,4，另一方面又被研究人员完善。但是，瞬态导热方程同样存在一定的缺陷，在具体的分析中，没有考虑到相变、摩擦力等方面的影响，因此Ramey模型在分析热采井井筒内注多相流传热时误差较大，而对于单相流体井筒传热分析精度较高。Carslaw和J
15、aejar16首先对地层中的传热机理进行了分析，该机理具有非稳态性，以瞬态导热方程为研究基础，精确的推到了底层传热过程。Cheng17等在进行传热过程分析时，优先考虑了热容的影响，在此基础上，通过运用瞬态导热方程机型分析，结果表明，瞬态导热方程在周期内底层传热计算方面，具有独到的分析特点，分析结果不仅具有精度，而且分析周期较长，可以普遍推广。Satter5等在Ramey模型基础上建立了热采井井筒注蒸汽流动与传热过程，建立过程中，将蒸汽相变因素引入其中。Willhite6等经过研究，推导出了井的总传热系数，并在热采井井筒传热模型的基础上得到了瞬态导热方程在初期的方程结构。 Wooley G R7
16、和Faroup8等建立的模型与以往不同，具有复杂的特点，分别对不同结构的井筒传热过程进行了分析，并考虑了摩擦力对传热的影响。 Chiu9等建立出垂直井筒热损失的半解析模型，并创新型的建立了斜井式模型。 Sagar10在进行井内温度分析时，考虑到了多相流动能变化的影响。查阅资料，了解井筒模型建立方法以及相关资料1.4 设计路线确定模型的准确性和可用性海上井筒注含蒸汽多元热流体井筒热损评估海上热采井注多元热流体井筒评估得出结论在高压和低压条件下，通过改变不同注入参数，分析影响井筒传热因素对海上注多元热流体井筒传热模型进行评估与验证建立海上注多元热流体井筒传热模型2 海上含多元热流体井筒传热模型建立
17、2.1 海上热采井井筒传热模型由于海上热采井自上而下的外部环境不同，分别为空气段、海水段、淤泥段、地层段。因此海上热采井注多元热流体井筒结构如图2.1所示。图2-1 海上热采井井筒结构为了将海上油井注多元热流体传热模型进行简化，做出以下假设：(1)保持井筒结构相同的初始压力与温度，注入同样数量的热流体； (2)在井筒中流动时，多元热流体各组分是稳定成分，可以与热水保持分离状态，不会溶解于热水中，从而导致结构发生变化；(3)将封闭器安装于井筒底部，当流动部分处于内管部位时，多元热流体会按照正常的轨道流动，不会进入油套管中，同时，本步骤需要忽略接箍在环形空间造成的尺寸作用；(4)将隔水导管设置于空
18、气段与海水段之间且深入到泥线以下，井筒中不会渗入海水；(5)属于一维稳态传热方式有处于空气段和海水段之间的油管中心到空气和海水间的区域以及位于地层段油管中心到水泥环外缘的区域；而具有非稳态特征的一维传热则在水泥环外援或地层部位；(6)不计油管内液膜层和污垢层的影响。2.2 空气段与海水段井筒与空气或者海水之间为一维稳态传热。井筒油管中心到水泥环外缘的结构分别是内层油管、隔热层、外层油管、环空、套管和水泥层，多元热流体在这些部位的传热具有稳态性能，属于一维领域。其中，井筒中心到隔水导管的总热阻是蒸汽或多元热流体和内层油管间的对流热阻、内层油管的导热热阻、隔热层的导热热阻、隔层油管的导热热阻、环空
19、中流体的对流和辐射热阻、套管的导热热阻、水泥环的导热热阻、隔水导管的热阻井筒与空气或海水的对流热阻的总和。空气段和海水段结构图如图2.2所示。图2-2 海水和空气中的井筒结构多元热流体从空气段流动到海水段的同时散发着热量，其传热具有稳态性能，属于一维领域，所以井筒内的传热总热阻是微元段dz内各热阻之和，表示为： （2-1）式中 rto多元热流体内层油管外半径，m； rti多元热流体内层油管内半径，m；rgo多元热流体隔热油管外半径，m；rgi多元热流体隔热油管内半径，m；rko多元热流体隔水导管外半径，m；rki多元热流体隔水导管内半径，m；rh水泥环外缘半径，m；rco多元热流体套管外半径，
20、m；rci多元热流体套管内半径，m；hf多元热流体的热对流换热系数，Wm-2k-1；hk环空中的辐射换热系数，Wm-2k-1；hc环空中的热对流换热系数，Wm-2k-1；tub多元热流体油管壁热导率，Wm-1k-1；ins多元热流体隔热层导热率，Wm-1k-1；cem多元热流体水泥环热导率，Wm-1k-1；cas井筒套管壁热导率，Wm-1k-1；由于井筒内流体、内层油管结构对热系数具有较大的影响，而钢材又具有较好的导热性，所以油管壁和套管热阻非常小以至于可以忽略不计。因此，井筒热阻可简化为： （2-2）一般将高压氮气注入到环空井筒中以减少热损失，从而达到隔热的目的。外管温度和隔热油管壁对环空辐
21、射换热系数和对流换热系数从在影响。在环空中氮气的对流系数hc为：式中 a热导率，Wm-1k-1； （2-3） 其中格拉晓夫数Gr为： （2-4）式中 环空氮气的体积膨胀系数； 密度，kgm-3；粘度，pas；多元热流体内层油管温度，K；多元热流体外层油管，K；普朗特数Pr为： （2-5）井筒间的辐射换热系数hr为：（2-6）式中 斯蒂芬波尔兹曼常数；油管的外表面的辐射系数；油管的内表面的辐射系数。由于海水和空气在海水段和空气段从在一定流动速度，所以在该段的的传热过程具有强制性，在海水段换热时应利用文献所给出的经验公式来分析海水的密度、导热率和热容比等物性参数。S.W.Churchill和M.B
22、ernstein24提出了一个新的准则关系式，该关系式适用于整个实验过程，具体如下： （2-7）其中 （2-8）井筒散热量在微元dz内可计为: （2-9）井筒综合传热系数与井筒总热阻之间的关系为： （2-10）式中 热阻，m2.K.W-1;多元热流体内层油管截面积，cm2；多元热流体外层油管截面积，cm2；Uto井筒综合传热系数，Wm-2k-1；因此海水到油管中心的井筒综合传热系数为： （2-11）.3 地层段 随着地层深度的增加，海上热采井的结构会发生变化，一开始为了防止海水流入井筒，一般会在最外层使用隔水材料包裹，形成隔水导管，井筒单位微元结构如图2.3所示；将最外层的隔水导管去除后，井筒
23、结构为图2.4所示。从下图可知，井筒油管中心与水泥环外缘之间的传热过程，具有稳态性能，属于一维领域，是海水采井与地层的传热过程的一部分，另一部分是水泥环外缘到地层之间的传热过程，该过程具有非稳态性的特征，上述两部分构成了传热的全过程。（1）油管中心到水泥环外缘的一维稳态传热本文分的传热结构依次为内层油管、隔热层、外层油管、环空、套管和水泥环。介于海上热采井与地层两者之间的热惯性相差甚远，可认为海上热采井井筒结构的热阻不随时间变化。如图2.3。图2-3 地层段井筒结构从井筒油管中心到隔水管外缘的海上热采井井筒综合传热系数为： （2-12）由于井筒结构会随井筒深度的变化而变化，随着深度增加，其结构
24、如图所示：图2-4 井筒结构从井筒油管中心到隔热水层外缘的海上热采井井筒综合传热系数为： （2-13）（2）水泥层外缘到地层的导热一般会有一层较浅的淤泥位于地层之上，其与水泥环之间的传热方式属于一维稳态传热。海上热采井井筒到淤泥的单位深度损失可以用： （2-14）式中 e地层导热率，Wm-1k-1； Te初始地层温度，K； Ti井筒外表面温度，K。井筒水泥环外缘到地层的传热方式属于非稳态传热，其微元段散热可表示为： （2-15）式中，ft瞬态导热函数； Th水泥环外缘壁面温度，K。 本设计采用准确度较高的Cheng17考虑井筒热容影响的瞬态导热函数的精确解。 （2-16）整个海上热采井井筒的单
25、位质量累积热损失可表示为： （2-17）式中 sumq单位质量累积散热量，KJKg-1； wt注入流量，kgs-1。2.4 环境温度井筒外部环境随深度增加其结构变化以此为：空气段、海水段和地层段。介于空气段一般在50米左右，高度比较低，因此默认温度在垂直高度上保持不变。 （2-18）海水温度并不是一成不变的，它会受到多方面的影响，从而产生变化。在众多影响因素中，深度的影响较为直接。可将南、北纬45度之间区域内海水垂直分布可分为混合层、温跃层、恒温层25。温跃层以下的海水温度与海面温度之间的相关性较小，温跃层以下的海水温度一般要通过实际测量得到，以海水温度的变化曲线为基础，由Levirtus26
26、的数据库拟合的海水温度随深度变化公式为27,28： （2-19）式中 -130.137；2.30713；402.73177。 Te1沿垂直深度的海面温度，K； Te2沿水平深度的海面温度，K；y与海面的垂直距离，m。随着井筒深度的增加，地层温度会按一定温度梯度增加。 （2-20）因此井筒高度变化导致环境温度变化为: （2-21）式中 井筒深度，m；空气中的井筒深度，m;海水中的井筒深度，m。由于边界条件的作用，海流并不会均匀的流向垂直深度。综合考虑影响海水流速波动的因素，海水流速表示为29： （2-22）式中 海水速度，ms-1；最大海水速度，ms-1；距离海面的距离，m；海的深度，m。3 海
27、上井筒注多元热流体井筒传热分析3.1 海上井筒注含热水多元热流体计算模型将含热水的多元热流体注入井筒时，气液两相流（二氧化碳、氮气及热水）组成的井筒内的多元热流体。由于传热作用，随着多元热流体的流动，井筒内的热量会随之发生变化，从而导致压力的改变。3.1.1 井筒压力计算模型势能、动能以及摩擦损失共同变化影响井筒内多元热流体压力的变化。通过质量守恒方程和动量守恒方程可知：位差压降、摩擦压降、加速压降是多元热流体内部的主要压降，压降方程为： （3-1）同样采用精度较高的Beggs-Brill方法22，计算出含热水多元热流体摩擦阻力系数和气夜混合物密度m。3.1.2 井筒温度计算模型多种类型的热流
28、体中，二氧化碳和氮气组成的气体混合物在高温高压下其状态与理想气体相比较两者相差甚远，因此，在研究气体混合状态改变时，要采用实际气体混合法进行运算。在计算气体的多组分系统时，使用逸度而不是压力进行计算，因为采用这种运算方式，原有的只适用于理想气体运算的公式，也能被应用在实际气体混合物的运算中，以降低实际气体混合中不同组份带来的影响。该设计以实际气体状态方程及实际气体混合法则为理论基础，在计算多元热流体的井温度时构建数据模型。假设热氧化碳、氮气焓值作为压力与温度的函数，热水的焓值作为温度的函数，根据能量守恒方程，可以得到以下公式： （3-2） （3-3）式中 多元热流体晗值，JKg-1；多元热流体
29、流速，ms-1；水的质量分数；水晗值，JKg-1；二氧化碳的质量分数；二氧化碳的晗值，JKg-1；二氧化碳摩擦阻力系数；氮气的质量分数；氮气摩擦阻力系数。联立（3-2）（3-3）并求导： （3-4）3.2 海上热采井注多元热流体井筒传热模型验证从2008年起，进行海上多元热流体吞吐实验，实验井为渤海的B14m、B2s。通过该实验可以得出该方式可以明显提高采油量，使海上单井抽油开采能力大幅度提高，较过去产能同比增长1.530倍。参照图3.1、3.2当中内容：将该论文所建立的模型压力与温度的计算结果与渤海油田B14m井的实测数据进行比较，压力的平均误差为0.67%，温度的平均误差为1.4。通过对比
30、所得：本文够建的基于海上井筒注多元热流体传热模型，能够将井筒注含热水多元热流体中的温度和压力分布状态进行准确预测，不仅如此，该模型还能将井筒中的热水情况进行计算。图3.1表示的是，同一天不同时间段和不同天数时压力的改变情况，图3.2代表的是，同一天不同时间段和不同天数时温度的改变情况。图3-1 压力模型验证 图3-2 温度模型验证表3.1代表的是十月一号，B14m油井的多元热流体数据，图3.3代表井筒内压力，图3.4代表井筒内温度，当增加井筒深度后，多元热流体压力增大，同时降低了热流体的温度。表3-1 注入参数时间热水流量/ kgs-1N2流量/ kgs-1CO2流量/ kgs-1注入温度/注
31、入压力/Mpa2008/10/11.9470.25240.064913310.8图3-3 井筒压力分布图3-4 井筒温度分布3.3 海上热采井注多元热流体井筒热损评估表3-2 模拟井井筒参数井筒相关参数参数值井筒相关参数参数值内层油管内半径/m0.031水泥环外半径/m0.1236内层油管外半径/m0.0365地层热扩散系数/m2h-10.00037隔热油管内半径/m0.0509地层热导率/ Wm-1k-11.73隔热油管外半径/m0.0572注入流量/ kgs-12.5技术套管内半径/m0.0807注入压力/Mpa12技术套管外半径/m0.0889注入温度/120表层套管内半径/m0.156
32、8注入时间/d28表层套管外半径/m0.1699多元热流体不同组分注入比例（H2o、CO2、N2）0.8：0.04：0.16隔水导管管外半径/m0.254空气段井筒/m0-50油管壁热导率/ Wm-1k-150海水段井筒/m50-1500套管壁热导率/ Wm-1k-150海水段井筒/m1500-3000水泥环热导率/ Wm-1k-10.09井总长度/m3000地层热扩散系数/m2h-10.00037隔热油管视导热率/ Wm-1k-10.02根据现存的模拟经营有参数，预测井筒内的压力变化情况和温度高低，同时评估该井筒内的散热状况，观察图3.5后得出结论，含热水注多元热流体的温度在井筒内是先降低后
33、上升，但是压力是随着井筒提高不断上升。图3-6表示的是井筒的热力损耗情况，包含热水的多元热流体注入井底部时，其初始热量会有6%损失到环境中，由于热流体和海洋之间的温差较大，出现海洋的热损与形成热量有相差，导致海洋损失的热量占总热量损失的58%。图3-5 深水井压力和温度分布图3-6 深水井散热量3.4 海上热采井注含蒸汽多元热流体热损评估根据现存的模拟经营有参数，针对海上井筒注含热水多元热流体井筒内的压力及温度进行预测，并对井筒进行散热评估。通过图3.7中可以得出结论，含蒸汽多元热流体的温度和压力在井筒内是一直降低。图3岗表示井筒中的热力损耗情况，将具有蒸汽的多元热流体注入井筒底部时，它的热量
34、会比原有情况减少8.2个百分点，注入海洋后失去的热量是总热量的54%。图3-7 深水井压力和温度分布图3-8 深水井散热量4 关键因素对井筒热损失的影响4.1 海上热采井注多元热流体关键因素对井筒热损影响4.1.1 注入流量的影响注入流量对生产效率和经济效益有直接干扰，因此在设计多元的流体注入时，将注入流量作为热力采油的一个重要指标。 多元热流体在一次吞吐循环过程中的注入总量由注入流量决定，并且注入流量直接影响开采结果。注入越大范围的流量和尤长加热量，就会增加稠油的产出数量，而且多元的流体产生的气体会对，油藏造干扰效果越明显。反之，注入流量过大 稠油可能会被分解，生产井内可能渗流出注入的多元热
35、流体，从而导致油层的热量不足，热采的经济性会被降低。因此多元热流体注入量对海上井筒热损失影响的分析很必要。井筒热水损失受注入量的影响见下图表示：当保持注入条件恒定不变，当注入量越多，质量在平均每单位积累的热量损失会减小，虽然井筒散热强度增加，但是海水中的热损失明显降低。当注入量为1kg/s时，单位累计热量会损失40.9kJ/kg热量，海水中单位质量累计热损失为28.1kJ/kg，损失的总热量为69%，而注量变为1010kg/s时，单位累计损耗的热量降低到12.3kJ/kg，海水中单位质量累计热损失变为5.5kJ/kg，损失的总热量降低到45%。当输入量增多时，增加了流体密度，同时提升了流体压力
36、降速，流体的温度降低变缓，流体和环境产生了较大的温度差。加大输入流量时，减少了单位质量累积的热量损失。(a)单位井筒散热量(b)单位质量累积散热量图4-1 井筒热损失随注入流量变化情况4.1.2 注入温度的影响当温度增加后，降低了稠油的黏度，因为稠油对流量的温度非常敏感。但温度较高时，很多流体都能够使稠油的粘度降低，比如氮气和二氧化碳流体，然而温度较高的气体，下不易溶于原油，从而影响降粘。热流体在储层底部的温度和热量与注入温度有很大的关系，并且注入温度对井筒中多种热流体的特性有很大影响。如图4.2所示：在一定注入压力下随着注入温度的增加，热损也越来越大。当注入温度为80摄氏度时，单位质量会损失
37、25.6kJ/kg的热量，在海水中损失的热量是12.9kJ/kg，会有51%的总热量损失。然而温度降低到140时，单位质量会损失35.2kJ/kg的热量，在海水中损失的热量是19.7kJ/kg，会有56%的总热量损失。随着多元热流体温度的增加，流体和环境的温差也会增加，从而导致热损失增加。(a)单位井筒散热量 (b)单位质量累积散热量图4-2 井筒热损失随注入温度变化情况4.1.3 注入压力的影响当注入不同压力时，位于井筒和处置成的多元流体会受到巨大干扰。谁的压力不同，到达储层的压力也会发生变化，当压力适宜时，能够促进石油的开采，并且有利于稠油受气体的作用。井底压力会对多元热流体进入储层存在影
38、响，井筒压力过低不利于多元热流体对油藏产生作用，刚打入的压力合适时，能够促进多元热流体对油藏的作用，增加稠油流动。根据图4.3可知，当温度恒定不变时，压力变化很少对热损失造成影响。这是因为压力主要对气体混合物造成干扰，不会影响热水的焓值，而这流体温度主要受热水影响，热水温度取决于注入温度的高低。(a)单位井筒散热量 (b)单位质量累积散热量图4-3 井筒热损失随注入压力变化情况4.1.4 不同注入比的影响与多元热流体发生器中注入柴油和空气，使它们充分燃烧产生的二氧化碳和氮气比值为1:4，但是气体混合物与热水的比值具备不稳定性。当温度较高时，水的热导率远远高于氮气和二氧化碳，产生的烟气漂浮在油藏
39、上部，会阻隔热量，以降低热量的损耗。当在稠油中加入气体和热水时，会使稠油发生变化，由于气体注入的缘故，降低了原油的粘稠度，使它的流动性增加，不仅如此，加入了气体还能使稠油渗流得到缓解，使残余油饱和度降低，增加热水的效果。当加入热水后，增加了井筒中多元热流体的温度，使之更好的作用于油藏，所以注入的热水含量，对到达储层的热量起到制约作用。根据图4-4可知，当增加热水量时，将会损失单位质量的其热量，降低了热量的损耗，减少气体混合物也会达到同等效果。当注入热水为0.5时，单位质量会损失34.3KJ/kg的热量，在海水中损失的热量是17.9kJ/kg，会有52%的总热量损失。然而热水增加至0.9时，单位
40、质量会损失30.7kJ/kg的热量，在海水中损失的热量是6.8kJ/kg，会有55%的总热量损失。出现这种现象的原因是，当增加热水量时，提高了流体密度，增加了压力下降的速度，使流体的温度变化迅速，降低了流体和环境的温差，致使散热量降低。(a)单位井筒散热量 (b)单位质量累积散热量图4-4 井筒热损失随多元热流体气液比例变化情况4.1.5 隔热油管导热率影响绝缘隔热导管一般用于海上井筒，以此来减少热损。如图4.5所示：海上井筒热损和保温油管导热系数关系密切，海洋中更为显著。保温油管导热系数的增加会引起单位累计热损量和单位深度散热量的增加，此作用对于海水热损失十分明显。(a)单位井筒散热量 (b
41、)单位质量累积散热量图4-5 井筒热损失随井筒隔热油管导热率变化情况4.1.6 隔热油管深度的影响处于不同深度的保温油管，热损失如图4.6所示：热损失会在没有保温油管的情况下，深度增加，其也会增加。由于单位深度热损失在大部分损失后会非常小，因此，累计热损失差别不大。单位质量累积热损失的最小值出现于隔热油管处于井筒的底部时。单位质量累积热损量在保温油管从0米到达2000米时为47.5kJ/kg，位于井筒最底下的保温油管，失去热量损失每单位质量是31.9kJ/kg。单位质量累积热损失在海水中从39.9kJ/kg降至17.3kJ/kg。(a)单位井筒散热量 (b)单位质量累积散热量图4-6 井筒热损
42、失随井筒隔热油管深度变化情况4.1.7 注入时间的影响海上井筒地层段传热中最重要的函数是瞬态热导函数f(t)，根据图4-7可知，当注入条件恒定不变，及时关注时间有所增加，但对热损失的影响却不明显。这大概是因为，含热水多元热流体会自行向稳定状态转变，环境与温度差异较小，导致的结果。(a)单位井筒散热量 (b)单位质量累积散热量图4-7 井筒热损失随井筒多元热流体注入时间变化情况4.1.8 井筒结构的影响常规冷采作为现阶段海上石油的主要开采形式，使得海上井筒与热采井井筒的结构呈现出显著的差异。根据图4.8说明：当注入条件一定，特别是海水中，热采井结构的热损小于常规生产井。采用热采井井筒结构后对于单位质量的累积热量损失从原来的40.7kJ/kg降低到31.9kJ/kg，而单位质量的海水