何金寶

中國石油遼河油田分公司鉆采工藝研究院 （遼寧 盤錦 124010）

吸汽剖面精細化解釋方法研究

何金寶

中國石油遼河油田分公司鉆采工藝研究院 （遼寧 盤錦 124010）

通過吸汽剖面測試可以得到井下蒸汽干度分布和油層的吸汽情況，為注汽效果分析和注汽參數(shù)調(diào)整提供依據(jù)。由于數(shù)據(jù)分析的數(shù)學(xué)模型假設(shè)情況與實際注汽管線和井下管柱結(jié)構(gòu)相差較大，導(dǎo)致理論模型計算的沿程干度值偏高，計算結(jié)果直接影響下一步調(diào)整措施，因此采用注汽系統(tǒng)熱損失和井下蒸汽干度取樣測試結(jié)果對模型進行校正，給出了校正后的計算方法。通過實例計算可以看出，實際的蒸汽干度沿程分布低于校正前的理論計算值，計算結(jié)果更加貼近實際。

吸汽剖面；注汽管線；干度取樣；熱損失

稠油熱采井下動態(tài)監(jiān)測技術(shù)能夠提供熱采過程中注汽井、觀察井和生產(chǎn)井的動態(tài)參數(shù)，定性、定量地了解各油層的吸汽狀況、監(jiān)測注汽質(zhì)量、判斷注汽效果，為及時了解稠油油藏的開發(fā)動態(tài)、進行熱采方案調(diào)整及改善注蒸汽開發(fā)效果提供科學(xué)依據(jù)[1]。因此，稠油熱采井下動態(tài)監(jiān)測技術(shù)在稠油注汽生產(chǎn)中發(fā)揮著至關(guān)重要的作用。為了分析注汽效果，特別是油層的吸汽效果，通常進行吸汽剖面測試，利用高溫多參數(shù)測試儀[2]獲取井筒不同井深的溫度、壓力、流量等數(shù)據(jù)[3]，再通過對測試數(shù)據(jù)的分析解釋，尤其是各段油層吸汽量計算來判斷油層的吸汽效果。該方法以鍋爐出口的溫度、壓力和干度為計算起點，計算地面管線的熱損失得到井口蒸汽干度，以高溫吸汽剖面測試的溫度、壓力數(shù)據(jù)為基礎(chǔ)，進而計算得到井底的蒸汽干度值，整個計算過程涉及地面注汽管線和井筒傳熱計算，并給出相應(yīng)的熱損失情況。針對地面注汽管線熱損失[4]和井筒傳熱[5-6]的理論眾多學(xué)者進行了大量研究[7-8]，但目前計算地面管線熱損失的方法僅利用鍋爐出口參數(shù)和井口的溫度壓力數(shù)據(jù)，中間計算所用到的管線外表面溫度等數(shù)據(jù)采用試算迭代算法而得到，并假定整個注汽管線均為理想的管線加保溫層結(jié)構(gòu)，而蒸汽輸送熱損失包括注汽管線熱損失、閥門熱損失、支墩熱損失。據(jù)統(tǒng)計支墩熱損失占輸汽過程中熱損失的13.6%；閥門散熱損失占輸汽過程中熱損失的2.3%；注汽管線熱損失占84.1%[9]。保溫層受注汽、環(huán)境及人為影響會出現(xiàn)脫落、空隙或失效,導(dǎo)致傳熱系數(shù)與理論值相差很遠[10],最終導(dǎo)致井口干度計算誤差。井筒內(nèi)的干度分布是基于井下實測的溫度、壓力值計算得到，由于井下條件復(fù)雜，計算結(jié)果受管柱結(jié)構(gòu)和油層狀況影響很大。為了使地面注汽管線和井筒計算結(jié)果更加準確，并驗證井下干度的計算結(jié)果，引入注汽系統(tǒng)熱損失測試數(shù)據(jù)[11]和蒸汽干度取樣的結(jié)果[12-13]，將注汽管線外表面測試溫度和井下取樣干度作為模型計算的一部分，進而校正吸汽剖面計算的結(jié)果。

1 地面注汽管線計算方法改進

在計算過程中，整個地面管線具有相同的結(jié)構(gòu)、導(dǎo)熱參數(shù)和環(huán)境溫度等，因此計算過程需要給定計算步長。在計算熱損失和干度時，需要假定管線的外表面溫度，然后通過計算得到外表面溫度。當2次計算的結(jié)果滿足誤差時，認為假定的外表面溫度即為實際溫度、計算得到的熱損失和干度即為實際參數(shù)，整個計算過程忽略了注汽管線接頭、閥門、變徑等造成的局部阻力損失，管線門廊中的垂直段的流動狀態(tài)也被忽略。由于實際注汽管線保溫層受多種因素的影響會導(dǎo)致導(dǎo)熱系數(shù)出現(xiàn)較大變化，閥門、接頭和支架部位也經(jīng)常缺失保溫層，導(dǎo)致實際管線表面溫度要遠高于理論計算值，因此引入注汽系統(tǒng)熱損失測試到的管線外表面溫度數(shù)據(jù)。以實測的外表面溫度為基準計算保溫層輻射換熱系數(shù)，得到真實的強迫對流換熱熱阻，同時計算出每段管線的熱損失，最終計算出整個管線的干度分布。在計算過程中，每段管線和保溫層的參數(shù)如管段長度、傾角、保溫層導(dǎo)熱系數(shù)、實際保溫層厚度、實測外表面溫度、實測環(huán)境溫度均由注汽系統(tǒng)熱損失測試結(jié)果給定，采用公式（1）計算管外壁至大氣的輻射換熱系數(shù)（hfc″）。

式中：ε為管壁外黑度；Ta為空氣平均溫度 （實測），℃；Tw為絕熱層外壁溫度（實測），℃。

式中：λa為空氣的導(dǎo)熱系數(shù)，kcal/（h·m·℃）；Re為雷諾數(shù)，Re=νaDs/υa；νa為風(fēng)速（實測），m/s；υa為空氣的運動黏度，m2/s；Ds為絕熱層外徑（實測），m；C，n根據(jù)Re按照表1選取。

由公式（2）管線對流換熱系數(shù)hfc′

表1 不同雷諾數(shù)下的C、n值

式中：hfc=hfc′+hfc″，kcal/（m2·h·℃）；rins為管線的外半徑，m。

由此得到該管段實際的熱損失為：管線外表面熱阻（R5）：

在計算過程中采用公式（5）～（8）計算管段之間的局部阻力損失。

式中：Δpw為液體單向流的局部壓強損失，Pa；X為馬蒂內(nèi)利參數(shù)；ρl為液相平均密度，kg/m3；ρg為汽相平均密度，kg/m3；μl為液相平均黏度，mPa·s；μg為汽相平均黏度，mPa·s。

式中：ζ為局部阻力系數(shù)；g為重力加速度，m/s2；vm為液體的平均流速，m/s。

2 井筒熱損失計算方法改進

井筒內(nèi)干度的沿程分布計算是以井口為節(jié)點，利用井口的溫度、壓力、干度、注汽量計算得到井筒內(nèi)的蒸汽干度分布；吸汽剖面測試到的參數(shù)為溫度、壓力、流量，井筒內(nèi)的干度分布是根據(jù)溫度壓力實測數(shù)據(jù)計算得到，計算結(jié)果只能通過調(diào)整相關(guān)系數(shù)進行校正，但校正過程受主觀因素影響較大；而干度取樣的結(jié)果恰恰彌補了這一點，井下取樣可以取得井下多點的蒸汽樣品，化驗得到對應(yīng)的干度，用此干度值校正4參數(shù)計算的干度，較好的避免了計算過程的人為干預(yù)。在取樣深度處用取樣干度值對計算結(jié)果進行校正，通過多個點的校正使計算得到的井筒干度分布更加符合實際情況。

3 實例計算

某注汽井在注汽階段先后進行了注汽系統(tǒng)熱損失測試、高溫吸汽剖面測試和井下任意點干度取樣測試，測試時的注汽參數(shù)見表2，井下取樣結(jié)果見表3。

表3 井下取樣干度

分別采用改進前的計算模型和改進后的模型對地面管線及井筒內(nèi)的蒸汽干度分布進行計算，改進前的模型計算得到的管線外表面溫度與實測的溫度對比結(jié)果如圖1所示。從圖1可以看出，地面管線受保溫層狀況的影響，外表面溫度并不均勻，最高溫度達到303.8℃，平均溫度148.56℃。改進前計算模型計算得到的管線外壁溫度基本不變，平均溫度為54.8℃。由于熱損失是影響干度的主要因素，這樣的差異勢必對干度計算結(jié)果產(chǎn)生較大的影響，干度計算結(jié)果如圖2所示。從圖2可以看出，由實測管線外壁溫度計算得到的管線沿程干度低于改進前的干度值，在管線外表面溫度較高的管段，干度降低梯度增大，終點干度值較低，在保溫效果較好的區(qū)域，干度降低幅度小，符合干度隨熱損失變化的規(guī)律。

圖1 地面管線外表面溫度實測與計算對比曲線

圖2 地面管線干度分布計算結(jié)果對比

分別將地面管線計算得到的井口干度值輸入到改進前的模型和用干度取樣校正的模型中計算井筒內(nèi)蒸汽干度分布，計算結(jié)果見表4。從表4可以看出，改進前的模型計算得到的井底干度普遍偏高，最終計算得到喇叭口出口1 371.9m處的干度為58.2%，利用干度取樣的結(jié)果對模型校正后，計算的到喇叭口出口處的干度為44.9%。

表4 井筒干度計算與取樣結(jié)果對照表

4 結(jié)論

1）受注汽管線保溫層狀況的影響，地面管線各段熱損失量比理論值大，且直觀的反應(yīng)在管線外表面的溫度上，受其影響，管線內(nèi)注入蒸汽的干度明顯低于模型改進前管線內(nèi)計算得到的干度，最終導(dǎo)致井口干度計算的誤差，這將直接影響井下蒸汽干度的分布。

2）干度取樣測試取樣點數(shù)有限，因此僅能通過有限的幾點取樣干度值對理論模型進行校正，校正后模型計算出的干度值低于校正前的理論計算值。

3）注入蒸汽在注入地層過程中，受實際的地面管線和井下管柱結(jié)構(gòu)的影響與理論模型假設(shè)情況相去甚遠，因此造成理論模型計算偏差，由此計算得到井下的注汽參數(shù)誤差較大，不利于注汽效果分析并指導(dǎo)下一步注汽調(diào)整。

4）采用注汽系統(tǒng)熱損失測試和井下蒸汽干度取樣測試的結(jié)果對地面管線、井筒蒸汽干度計算的數(shù)學(xué)模型進行校正后，模型計算結(jié)果更加接近實際情況，有效的提高了注汽效果分析的準確性。

[1]朱忠海,唐海濤．國內(nèi)稠油熱采井下動態(tài)監(jiān)測技術(shù)現(xiàn)狀[J]．石油儀器,2006,20（4）：5-7．

[2]趙業(yè)衛(wèi),崔士斌,鄧中先,等．高溫五參數(shù)吸汽剖面精細化測試技術(shù)[J]．中國化工裝備,2004,17（z1）：285-290．

[3]郭宏帥,王 萌,魯 港,等．關(guān)于吸汽剖面測試中油層吸汽量計算方法研究[J]．中外能源,2013,18（2）：51-53．

[4]侯志杰．稠油區(qū)熱采注汽管網(wǎng)優(yōu)化與注煙道氣工藝技術(shù)研究[D]．大連：大連理工大學(xué),2002：8-14．

[5]師耀利．注過熱蒸汽井筒-油藏系統(tǒng)熱傳遞規(guī)律研究[D]．東營：中國石油大學(xué),2011：20-25．

[6]王忠華.隔熱油管傳熱劑影響因素研究[D].大慶：大慶石油學(xué)院,2009：4-10.

[7]李 輝．稠油熱采注蒸汽地面管線與井筒水力熱力學(xué)耦合模型研究[D]．成都：西南石油大學(xué),2005：25-28．

[8]孫永濤．蒸汽驅(qū)全程熱損及注汽參數(shù)優(yōu)選研究[D]．大慶：大慶石油學(xué)院,2007：14-27．

[9]王本臣,孔慶華,張 雁,等．注汽管線保溫材料傳熱計算及性能分析 [J]．中國石油和化工標準與質(zhì)量，2013,33（16）：42-43．

[10]江道川,瞿建華,王彥華,等．稠油熱采注汽干線節(jié)能改造[J]．內(nèi)蒙古石油化工，2012（9）：61-62．

[11]陳 捷．稠油注汽系統(tǒng)能耗測試方法與效果評價[J]．石油工業(yè)技術(shù)監(jiān)督,2010,26（2）：11-15．

[12]汪 虓．可控式井下蒸汽干度取樣器研制及應(yīng)用[J]．石油儀器,2013,27（6）：1-4．

[13]尚思賢．淺層稠油井下蒸汽干度測試技術(shù)[J]．新疆石油科技,1997,7（2）：30-36．

The steam dryness distribution and the steam absorption condition in reservoir can be obtained by testing the steam absorption profile,which provides the basis for the analysis of steam injection effect and the adjustment of steam injection parameters.There is a great difference between the hypotheses for data analysis mathematical model and the actual structure situation of steam injection pipeline and downhole string,which results in the steam dryness calculated by theoretical model is higher than actual steam dryness and therefore directly affects the next adjustment measures.The theoretical model for the calculation of steam dryness is corrected by the test results of the steam injection system heat loss and the sampling of downhole steam dryness,and the corrected calculation method is given.The case calculation results show that the corrected steam dryness distribution is lower than the calculated steam dryness distribution by the theoretical model,and it is more close to reality.

steam injection profile;steam injection pipeline;dryness sampling;heat loss

國家科技重大專項“渤海灣盆地遼河坳陷中深層稠油開發(fā)技術(shù)示范工程”(編號：2011ZX05053)。

何金寶（1983-），男，主要從事油氣田開發(fā)方面的工作。

尉立崗

2017-05-27