CN102877835A - 一种火驱过程中水平生产井井温预测方法 - Google Patents

Abstract

本发明公开了一种火驱油层过程中水平生产井井温预测方法，该方法包括：根据水平生产井井段中的微元体热平衡条件建立泄油段微元体温度预测模型和非泄油段微元体温度预测模型；根据水平生产井井段的边界条件，泄油段微元体温度预测模型以及非泄油段微元体温度预测模型建立水平生产井井温预测模型；根据输入的火驱油层过程中水平生产井的油层参数、井筒数据及流体数据以及建立的水平生产井井温预测模型生成水平生产井井温预测结果。

Description

一种火驱过程中水平生产井井温预测方法

技术领域

本发明设计稠油油藏火驱开采技术，具体的讲是一种火驱过程中水平生产井井温预测方法。

背景技术

我国稠油资源较为丰富，约占总资源量的20%以上，但随着稠油的不断开发，有些储量依靠常规的开发手段难以实现有效动用，THAI^TM火驱作为一项稠油开发新的工艺，具有采收率高、成本低、热能利用率高、油藏适应性广等优点，越来越受到人们的重视，成为稠油难动用储量的有效接替技术。

而在重力火驱过程中如何有效的预测生产井筒内任意一点的温度，保证井筒内温度在一个合理的范围之内，满足保证井下和地面的设备安全，又满足流体具有良好的流动性，成为这一工艺技术能否顺利实施的关键，目前已有的一些井温预测方法，多数都是适用于高温气井，并且是在井筒为直井的情况下，而针对THAI^TM火驱中的流体是稠油和气体的混合物，且采用水平井生产，还没有相应的方法来进行井温预测。

发明内容

本发明实施例提供了一种火驱油层过程中水平生产井井温预测方法，该方法包括：

根据水平生产井井段中的微元体热平衡条件建立泄油段微元体温度预测模型和非泄油段微元体温度预测模型；

根据水平生产井井段的边界条件，所述的泄油段微元体温度预测模型以及非泄油段微元体温度预测模型建立水平生产井井温预测模型；

获取火驱油层过程中水平生产井的油层参数、井筒数据及流体数据，根据建立的水平生产井井温预测模型生成水平生产井井温预测结果。

为让本发明的上述和其他目的、特征和优点能更明显易懂，下文特举较佳实施例，并配合所附图式，作详细说明如下。

附图说明

为了更清楚地说明本发明实施例或现有技术中的技术方案，下面将对实施例或现有技术描述中所需要使用的附图作简单地介绍，显而易见地，下面描述中的附图仅仅是本发明的一些实施例，对于本领域普通技术人员来讲，在不付出创造性劳动性的前提下，还可以根据这些附图获得其他的附图。

图1为本发明火驱油层过程中水平生产井井温预测方法的流程图；

图2为微元体热量传递示意图；

图3为火烧水平生产井井筒示意图；

图4为输入油层参数、井筒数据及流体数据的界面示意图；

图5为井温预测的预测结果。

具体实施方式

下面将结合本发明实施例中的附图，对本发明实施例中的技术方案进行清楚、完整地描述，显然，所描述的实施例仅仅是本发明一部分实施例，而不是全部的实施例。基于本发明中的实施例，本领域普通技术人员在没有做出创造性劳动前提下所获得的所有其他实施例，都属于本发明保护的范围。

本发明公开了一种火驱油层过程中水平生产井井温预测方法，如图1所示，该方法包括如下步骤：

步骤S101，根据水平生产井井段中的微元体热平衡条件建立泄油段微元体温度预测模型和非泄油段微元体温度预测模型；

步骤S102，根据水平生产井井段的边界条件，所述的泄油段微元体温度预测模型以及非泄油段微元体温度预测模型建立水平生产井井温预测模型；

步骤S103，获取火驱油层过程中水平生产井的油层参数、井筒数据及流体数据，根据建立的水平生产井井温预测模型生成水平生产井井温预测结果。

本发明实施给出一种THAI^TM火驱过程中水平生产井井温预测方法，可计算出井筒内流体温度分布情况，解决目前重力火烧水平生产井井筒内流体温度无法预测的难题，为控制井筒内流体温度提供依据。

本发明实施例中做如下假设：

（1）地层为无限大平面；

（2）传热为稳态传热；

（3）井筒及地层中的热损失是径向的，不考虑沿井深方向的传热；

（4）井筒中任一截面上各点的温度均相等。

取井底为坐标原点，垂直向上为正。如图2所示，为微元体热量传递示意图，在油管上取长为dz的微元体，根据能量守恒定律：气体流经微元体时，以对流方式流入微元体的热量等于流出微元体的热量加上微元体向第二接触面传递的热量。

流入微元体的热量为：

Q_t（z）=w_tC_pmT_f（z）    （1）

流出微元体的热量为：

Q_t（z+dz）=w_tC_pmT_f（z+dz）    （2）

鉴于所取微段dz相对较短，在微段内的径向传热可近似地按微段起点井筒与井筒/地层界面的温差计算。如此，气体向第二接触面径向传递的热量可近似表达为：

Q_r1（z）=2πr_toU_to（T_f-T_h）dz    （3）

由微元体的热量平衡条件：

Q_t（z）=Q_t（z+dz）+Q_r1（z）    （4）得：

$w_t{C}_{\mathrm{pm}}\frac{{\∂T}_f}{{\∂}_Z}{2\mathrm{\πr}}_{\mathrm{to}}{U}_{\mathrm{to}}(T_h-T_f)---\left(5\right)$

同理，从第二接触面向周围地层的径向传热量为：

Q_r2（z）=2πk_e（T_h-T_e）dz    （6）

显然，从井筒传到第二接触面的热量等于从第二接触面传给周围地层的热量。于是由（3）、（6）式得（7）式：

$T_h=\frac{k_e{T}_e+r_{\mathrm{to}}{U}_{\mathrm{to}}{T}_f}{k_e+r_{\mathrm{to}}{U}_{\mathrm{to}}}---\left(7\right)$

将（7）式代入（5）式得：

$w_t\·C_{\mathrm{pm}}\·\frac{{\∂T}_f}{{\∂}_Z}=\frac{{2\mathrm{\πr}}_{\mathrm{to}}{U}_{\mathrm{to}}{k}_e(T_e-T_f)}{k_e+r_{\mathrm{to}}{U}_{\mathrm{to}}}---\left(8\right)$

令 $A_1=\frac{{2\mathrm{\πr}}_{\mathrm{to}}{U}_{\mathrm{to}}{k}_e(T_e-T_f)}{k_e+r_{\mathrm{to}}{U}_{\mathrm{to}}},$

则（8）式变为：

$\frac{{\∂T}_f}{{\∂}_Z}=A_1\·\frac{T_e-T_f}{C_{\mathrm{pm}}}---\left(9\right)$

其中，

z为井深，m；

T_e为边界温度，℃；

C_pm定压比热；

T_f为井中流体温度，℃；

r_t0为油管外径，ｍ；

U_to为垂直段总的传热系数，J/(ms℃)；

w_t为质量流量，kg/s；

k_e为地层导热系数，J/(ms℃)。

对于泄油区，地层流体温度高于井筒内流体温度，因此公式（9）适用于除泄油段以外的井段，对于泄油区，还需计算地层流体对井筒加热的热量，地层流体对井筒微元体加热的热量为Q_r3（z）

Q_r3（z）=k_e（T₀-T_f）dz；    （10）

根据热平衡条件可知：

Q_t（z）+Q_r3（z）=Q_t（z+dz）+Q_r1（z）；    （11）

$\frac{{\∂T}_f}{\∂z}=A_2\·\frac{T_e-T_f}{C_{\mathrm{pm}}}+\frac{k_e}{w_t}\·\frac{T_0^{\′}-T_f}{C_{\mathrm{pm}}},$ 其中： $A_2=\frac{2\·\mathrm{\π}\·r_{t0}\·u_{t0}\·k_e}{w_t\·(k_e+r_{t0}\·u_{t0})}.---\left(12\right)$

根据THAI^TM火驱油层过程的模型，将整个井筒共分为水平段和垂直段两大部分，其中水平段中具有泄油区和非泄油区，如图3所示，水平段201中，泄油区202长度为h₀。

对水平段温度计算步骤如下：

首先对水平段取自变量为l：

火烧前缘到脚尖（0≤l≤l₁时），T_e=T₀+g_tz_max，故计算公式为：

$\frac{{\∂T}_{f1}}{\∂l}=A_1\·\frac{T_0+g_T\·Z_{\max }-T_{f1}}{C_{\mathrm{pm}}}$

泄油区（l₁≤l≤l₁+h₀时），T_e=T₀+g_tz_max，T₀=（T₀₁+T₀₂）/2，故计算公式为： $\frac{{\∂T}_{f1}}{\∂l}=A_2\·\frac{T_0+g_T\·Z_{\max }-T_{f1}}{C_{\mathrm{pm}}}+\frac{k_e}{w_t}\·\frac{(T_{01}+T_{02})/2-T_{f1}}{C_{\mathrm{pm}}};$ 其中，

z_max—垂深，m；

T₀₁-前缘温度，℃；

T₀₂-边界温度，℃；

g_T-地温梯度，℃/m；

h₀-泄油区长度，ｍ；

T_f1-井中流体温度，℃；

泄油区边界到脚跟（l₀+h₀≤l≤l_max时），T_e=T₀+g_tz_max，故计算公式为：

$\frac{{\∂T}_{f1}}{\∂l}=A_1\·\frac{T_0+g_T\·Z_{\max }-T_{f1}}{C_{\mathrm{pm}}}$

对于垂直段的温度计算：

对于垂直段T_e=g_t(z_max-z)，故计算公式为：

$\frac{{\∂T}_{f2}}{\∂z}=A_1\·\frac{g_T\·z_{\max }-g_T\·z-T_{f2}}{C_{\mathrm{pm}}}$

0≤z≤z₁，r_h=r_h1，r_co=r_co1；

z₁≤z≤z_max，r_h=r_h2，r_co=r_co2；

T_f2（z=0）=T_f1（l=l_max）；

z—井深，m；

z_max—垂深，m；

z₁—一开井筒下深置；

g_T—地温梯度，℃/m；

T_f1、T_f2—井中流体温度，℃；

r_h1、r_h2分别为二开和一开井的筒外径，ｍ；

r_co1、r_co2分别为二开和一开的套管外径，ｍ。

其中，对于上述公式中热物性参数总传热系数U_to和定压比热C_pm的确定：

在（12）式中，总传热系数U_to的计算是关键，Ramey、Willhite和Hasan& Kabir对总传热系数的计算方法进行了详细研究。他们认为井筒中流体向周围地层传热主要经过以下几个环节：

（1）高温流体经对流把热量传给油管内壁；

（2）通过导热把热量从油管内壁传到外壁；

（3）以对流和辐射形式将热量从油管外壁经油套环空传到套管内壁；

（4）以导热形式把热量从套管内壁传到套管外壁；

（5）通过导热把热量从套管外壁经水泥环传给地层。

他们根据井筒中稳态传热的假设得出了计算总传热系数的公式。

$U_{t0}={[\frac{r_{t0}}{r_{\mathrm{ti}}\·h_f}+\frac{r_{t0}\·\ln (r_{t0}/r_{\mathrm{ti}})}{k_{\mathrm{tab}}}+\frac{1}{h_c+h_r}+\frac{r_{t0}\·1n\left(r_{\mathrm{co}/r_{\mathrm{ci}}}\right)}{k_{\mathrm{cas}}}+\frac{r_{t0}\·1n(r_h/r_{\mathrm{co}})}{k_{\mathrm{cem}}}]}^{-1}---\left(16\right)$

其中，

h_c—环空对流传热系数，J/(s·m²·℃)；

h_f-油管内流体与管壁之间的传热系数，J/(s·m²·℃)；

h_o—海水的对流换热系数，J/(s·m²·℃)；

h_r—环空辐射传热系数，J/(s·m²·℃)；

k_cas—套管导热系数，J/(s·m·℃)；

k_cem—水泥环导热系数，J/(s·m·℃)；

k_e—地层导热系数，J/(s·m·℃)；

k_tub—油管导热系数，J/(s·m·℃)；

r_ci—套管内径，m；

r_co—套管外径，m；

r_h—井眼半径，m；

r_h1、r_h2—分别为二开和一开井的筒外径，ｍ；

r_co1、r_co2—分别为二开和一开的套管外径，ｍ；

r_ti—油管内径，m；

r_to—油管外径，m。

根据Ramey的经验法则，井筒流体和油管内表面之间的传热系数hf是非常大的，其热阻可以忽略不计，可以认为Tf＝Tti（即油管内流体温度等于油管内壁温度）。油管和套管的导热系数要比水泥环和地层的导热系数大得多，且油管壁和套管壁一般都很薄，可以忽略油管和套管造成的温降，即Tti=Tto（油管内壁温度等于油管外壁温度），Tci=Tco（套管内壁温度等于套管外壁温度）。这样，（16）式简化为：

$u_{\mathrm{to}}={[\frac{1}{h_c+h_r}+\frac{r_{t0}\·\ln (r_h/r_{\mathrm{co}})}{k_{\mathrm{cem}}}]}^{-1}---\left(17\right)$

对于未固井的水平段，没有水泥环，故：U_t0=h_c+h_r。

对定压比热C_pm的确定：

C_pm＝∑w_ti·C_pi

在重力火驱过程中，本发明实施例中认为产出流体中主要含有以下几种组分：原油、水、氮气、二氧化碳、氧气和甲烷，其定压比热分别为：

$C_{\mathrm{poil}}=\frac{1.6848+0.00339\·T_f}{\sqrt{{\mathrm{\ρ}}_{\mathrm{oil}}}}$

C_pw＝10^-9·T_f ⁴-5×10^-7·T_f ³+9×10^-5·T_f ²-0.0049·T_f+4.2151C_pwg＝2×10^-13·T_f ⁶-2×10^-10·T_f ⁵6×10^-8·T_f ⁴-9×10^-6·T_f ³

  +0.0006·T_f ²-0.0145·T_f+1.856

C_pn2＝2×10^-12·T_f ⁴-4×10^-9·T_f ³+3×10^-6·T_f ²-0.0005·T_f+1.0552C_pco2＝8×10^-13·T_f ⁴-2×10^-9·T_f ³+5×10^-7·T_f ²+0.0007·T_f+0.825C_po2＝10^-12·T_f ⁴-3×10^-9·T_f ³+2×10^-6·T_f ²-0.0002·T_f+0.9232C_pch4＝2×10^-12·T_f ⁴-6×10^-9·T_f ³+4×10^-6·T_f ²-0.0026·T_f+2.1648

$A=\frac{2\·\mathrm{\π}\·r_{t1}\·u_{t1}\·k_e}{w_t\·(k_e+r_{t1}\·u_{t1})},$ u_t1=h_c+h_r=4.4

T_f1（l=0）=T₁

通过上述描述，确定THAI^TM火驱水平生产井井筒的不同井段中的温度预测模型，进行温度预测时，通过外设输入火驱油层过程中水平生产井的油层参数、井筒数据及流体数据，如图4所示，为输入油层参数、井筒数据及流体数据的界面，其中油层参数包括：水泥环导热系数、地层导热系数、地温梯度、地表温度、泄油区长度、前缘温度、泄油区边界温度、流入流体温度以及燃烧前缘脚尖距离；井筒数据包括：井眼直径、油管外径、套管外径、二开深度、水平段长度及油层深度；流体数据包括：日产气量、日产油、气体温度、气体压力、氮气体积分数、二氧化碳体积分数、氧气体积分数、甲烷体积分数、原油体积分数、水的体积分数以及原油相对密度。如图5所示，为进行井温预测的预测结果。

通过上述确定的模型对THAI^TM火驱水平生产井井筒温度进行了预测，并根据井温的预测结果对该生产井进行了降温注水，取得了良好的开发效果，说明本模型对温度的预测是符合实际情况的。

本发明中应用了具体实施例对本发明的原理及实施方式进行了阐述，以上实施例的说明只是用于帮助理解本发明的方法及其核心思想；同时，对于本领域的一般技术人员，依据本发明的思想，在具体实施方式及应用范围上均会有改变之处，综上所述，本说明书内容不应理解为对本发明的限制。

Claims (9)

1.一种火驱油层过程中水平生产井井温预测方法，其特征在于，所述的方法包括：

根据水平生产井井段中的微元体热平衡条件建立泄油段微元体温度预测模型和非泄油段微元体温度预测模型；

根据水平生产井井段的边界条件，所述的泄油段微元体温度预测模型以及非泄油段微元体温度预测模型建立水平生产井井温预测模型；

根据输入的火驱油层过程中水平生产井的油层参数、井筒数据、流体数据以及建立的水平生产井井温预测模型生成水平生产井井温预测结果。

2.如权利要求1所述的方法，其特征在于，所述的根据水平生产井井段中的微元体热平衡条件建立泄油段微元体温度预测模型和非泄油段微元体温度预测模型包括：根据水平生产井井段中气体流入微元体的热量、流出微元体热量以及井段中气体向第二接触面径向传递的热量建立非泄油段微元体温度预测模型；其中，

所述的气体流入微元体的热量为：Q_t（z）=w_tC_pmT_f（z）；

所述的气体流出微元体的热量为：Q_t（z+dz）=w_tC_pmT_f（z+dz）；

所述的气体流入第二接触面径向传递的热量为：

Q_r1（z）=2πr_toU_to（T_f-T_h）dz；

根据热平衡条件确定非泄油段微元体温度预测模型为：

$\frac{{\∂T}_f}{\∂z}=A_1\·\frac{T_e-T_f}{C_{\mathrm{pm}}},$ $A_1=\frac{{2\mathrm{\πr}}_{\mathrm{to}}{U}_{\mathrm{to}}{k}_e(T_e-T_f)}{k_e+r_{\mathrm{to}}{U}_{\mathrm{to}}};$ 其中，

z为井深，m；

T_e为边界温度，℃；

C_pm定压比热；

T_f为井中流体温度，℃；

r_t0为油管外径，ｍ；

U_to为垂直段总的传热系数，J/(ms℃)；

w_t为质量流量，kg/s；

k_e为地层导热系数，J/(ms℃)。

3.如权利要求1所述的方法，其特征在于，所述的根据水平生产井井段中的微元体热平衡条件建立泄油段微元体温度预测模型和非泄油段微元体温度预测模型包括：根据水平生产井井段中气体流入微元体的热量、流出微元体热量、井段中气体向第二接触面径向传递的热量以及泄油段地层流体对井筒加热的热量建立泄油段微元体温度预测模型；其中，

所述的气体流入微元体的热量为：Q_t（z）=w_tC_pmT_f（z）；

所述的气体流出微元体的热量为：Q_t（z+dz）=w_tC_pmT_f（z+dz）；

所述的气体流入第二接触面径向传递的热量为：

Q_r1（z）=2πr_toU_to（T_f-T_h）dz；

所述的泄油段地层流体对井筒加热的热量为：

Q_r3（z）=k_e（T₀-T_f）dz

根据热平衡条件确定泄油段微元体温度预测模型为：

$\frac{{\∂T}_f}{\∂z}=A_2\·\frac{T_e-T_f}{C_{\mathrm{pm}}}+\frac{k_e}{w_t}\·\frac{T_0^{\′}-T_f}{C_{\mathrm{pm}}},$ $A_2=\frac{2\·\mathrm{\π}\·r_{t0}{\·u}_{t0}\·k_e}{w_t\·(k_e+r_{t0}\·u_{t0})};$ 其中，

z为井深，m；

Te为边界温度，℃；

T_f为井中流体温度，℃；

r_t0为油管外径，ｍ；

U_to为垂直段总的传热系数，J/(ms℃)；

k_e为地层导热系数，J/(ms℃)；

C_pm为定压比热；

w_t为质量流量，kg/s。

4.如权利要求1所述的方法，其特征在于，所述的根据水平生产井井段的边界条件，所述的泄油段微元体温度预测模型以及非泄油段微元体温度预测模型建立水平生产井井温预测模型包括：

根据水平生产井井段的边界条件将水平生产井分为水平段和垂直段；

根据水平段的长度、泄油段微元体温度预测模型以及非泄油段微元体温度预测模型确定水平段井温预测模型；

根据垂直段井深及非泄油段微元体温度预测模型确定垂直段温度预测模型。

5.如权利要求4所述的方法，其特征在于，所述的根据水平段的长度变量l、泄油段微元体温度预测模型以及非泄油段微元体温度预测模型确定水平段井温预测模型包括：

对水平段的长度取自变量l；

自变量l处于火烧前缘到脚尖之间时，T_e=T₀+g_tz_max，井温预测模型计算公式为：

$\frac{{\∂T}_{f1}}{{\∂}_l}=A_1\·\frac{T_0+g_T\·z_{\max }-T_{f1}}{C_{\mathrm{pm}}},$ $A_1=\frac{{2\mathrm{\πr}}_{\mathrm{to}}{U}_{\mathrm{to}}{k}_e(T_e-T_f)}{k_e+r_{\mathrm{to}}{U}_{\mathrm{to}}};$

自变量l处于泄油区时，T_e=T₀+g_tz_max，T₀=（T₀₁+T₀₂）/2，井温预测模型计算公式为：

$\frac{{\∂T}_{f1}}{\∂l}=A_2\·\frac{T_0+g_T\·z_{\max }-T_{f1}}{C_{\mathrm{pm}}}+\frac{k_e}{w_t}\·\frac{(T_{01}+T_{02})/2-T_{f1}}{C_{\mathrm{pm}}};$

自变量l处于泄油区边界到脚跟之间时，T_e=T₀+g_tz_max，井温预测模型计算公式为：

$\frac{{\∂T}_{f1}}{\∂l}=A_1\·\frac{T_0+g_T\·z_{\max }-T_{f1}}{C_{\mathrm{pm}}},$ $A_1=\frac{{2\mathrm{\πr}}_{\mathrm{to}}{U}_{\mathrm{to}}{k}_e(T_e-T_f)}{k_e+r_{\mathrm{to}}{U}_{\mathrm{to}}}.$

6.如权利要求4所述的方法，其特征在于，所述的根据垂直段井深及非泄油段微元体温度预测模型确定垂直段温度预测模型包括：

对于垂直段T_e=g_t（z_max-z），故计算公式为：

$\frac{{\∂T}_{f2}}{\∂Z}=A_1\·\frac{g_T\·z_{\max }-g_T\·-T_{f2}}{C_{\mathrm{pm}}},$ $A_1=\frac{{2\mathrm{\πr}}_{\mathrm{to}}{U}_{\mathrm{to}}{k}_e(T_e-T_f)}{k_e+r_{\mathrm{to}}{U}_{\mathrm{to}}};$

其中，由于本模型是建立的二开的井筒模型上的，故

0≤z≤z₁，r_h=rh₁，r_co=r_col；

z₁≤z≤z_max，r_h=r_h2，r_co=r_co2；

T_f2（z=0）=T_f1（l=l_max）；其中，

z₁为一开井筒下深置；

r_h1、r_h2分别为二开和一开井的筒外径，ｍ；

r_co1、r_co2分别为二开和一开的套管外径，ｍ。

7.如权利要求1所述的方法，其特征在于，所述的油层参数包括：水泥环导热系数、地层导热系数、地温梯度、地表温度、泄油区长度、前缘温度、泄油区边界温度、流入流体温度以及燃烧前缘脚尖距离。

8.如权利要求1所述的方法，其特征在于，所述的井筒数据包括：井眼直径、油管外径、套管外径、二开深度、水平段长度及油层深度。

9.如权利要求1所述的方法，其特征在于，所述的流体数据包括：日产气量、日产油、气体温度、气体压力、氮气体积分数、二氧化碳体积分数、氧气体积分数、甲烷体积分数、原油体积分数、水的体积分数以及原油相对密度。

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