CN104850681A - 注入的蒸汽、氮气混合物的温度、压力、干度的计算方法 - Google Patents

Abstract

本发明提供了一种注入的蒸汽、氮气混合物的温度、压力、干度的计算方法，方法包括：计算蒸汽和氮气混合后的混合物初始温度、混合物初始气相干度和蒸汽干度；以蒸汽锅炉出口处为初始计算点，任意设定步长，计算地面管线井口处的井口温度、井口压力和井口干度分布；以井口为初始计算点，任意设定步长，计算井筒处的井筒温度、井筒压力和井筒干度分布；基于所述井筒温度、所述井筒压力和所述井筒干度分布指导油田现场进行相应工艺的实施。本发明具有良好的计算稳定性和较高的计算精度，为蒸汽+氮气混合体系在井筒注入参数的优化设计提供可靠的计算手段。

Description

注入的蒸汽、氮气混合物的温度、压力、干度的计算方法

技术领域

本发明涉及稠油热采注汽开发领域，尤其涉及稠油热采中计算注入的蒸汽、氮气混合物在地面管线和井筒中相关参数，具体来说就是一种注入的蒸汽、氮气混合物的温度、压力、干度的计算方法。

背景技术

注蒸汽是开采稠油有效而经济的方法，但是，注蒸汽技术本身还存在一些不足：单纯的注蒸汽成本高；井筒热损失大，蒸汽重力超覆；蒸汽黏性指进及非均质油藏中蒸汽沿高渗透层窜流，从而导致注入蒸汽的大量损失和体积波及系数降低。为此，提出使用氮气辅助注蒸汽的热力采油工艺。该工艺能减小蒸汽热损失，改善注汽效果，降低成本，提高原油采收率。

氮气与水蒸气混合物在井筒中称为二元两相流动。液相为饱和水，气相中既有氮气，又有饱和蒸汽。在流动过程中，随着混合物热量不断向地层散热，气相中的饱和蒸汽不断凝结，须重新达到气液相平衡，饱和蒸汽的分压力不断降低，干度不断下降。在这种情况下，由于氮气与水蒸气混合物的热力学性质与湿饱和蒸汽差别很大，现有的注汽参数计算模型无法对氮气和蒸汽混合物下井筒的温度场、压力场、干度场进行正确计算。

发明内容

本发明提供一种注入的蒸汽、氮气混合物的温度、压力、干度的计算方法，在蒸汽锅炉出口处蒸汽温度、蒸汽压力和蒸汽干度已知的条件下，推导出了蒸汽+氮气二元两相混合物在地面管线和井筒中温度、压力、干度分布的计算公式和计算过程，解决了现有的注汽参数计算模型无法对氮气和蒸汽混合物下井筒的温度场、压力场、干度场进行正确计算的问题。

本发明以地面管线、井筒传热和流动理论为基础，建立了氮气+蒸汽混合物沿地面管线和井筒流动与传热的数学模型，计算混合物沿地面管线和井筒的温度分布、压力分布干度分布。蒸汽+氮气二元两相混合物流动规律与传热模型的研究对稠油热采中利用蒸汽+氮气混合物注采工艺的进一步研究具有重要的指导意义和学术价值，对实际蒸汽+氮气混合体系在地面管线和井筒注入参数的优化设计具有重要的参考价值。

本发明的一种注入的蒸汽、氮气混合物的温度、压力、干度的计算方法，包括：利用迭代法计算蒸汽和氮气混合后的混合物初始温度、混合物初始气相干度和蒸汽干度；基于混合物初始温度、混合物初始气相干度和蒸汽干度，以蒸汽锅炉出口处为初始计算点，任意设定步长，计算地面管线井口处的井口温度、井口压力和井口干度分布；基于地面管线井口处的所述井口温度、所述井口压力和所述井口干度分布，以井口为初始计算点，任意设定步长，计算井筒处的井筒温度、井筒压力和井筒干度分布；基于所述井筒温度、所述井筒压力和所述井筒干度分布指导油田现场进行相应工艺的实施。

本发明提供一种注入的蒸汽、氮气混合物的温度、压力、干度的计算方法，在蒸汽锅炉出口处蒸汽温度、蒸汽压力和蒸汽干度已知的条件下，推导出了蒸汽+氮气二元两相混合物在地面管线和井筒中温度、压力、干度分布的计算公式和计算过程，通过该方法易于计算蒸汽+氮气二元两相混合物在地面管线和井筒中的热损失以及二元两相混合物的流动流体压力分布、温度分布、干度分布，具有良好的计算稳定性和较高的计算精度，计算结果更加精确，为蒸汽+氮气混合体系在井筒注入参数的优化设计提供可靠的计算手段。

应了解的是，上述一般描述及以下具体实施方式仅为示例性及阐释性的，其并不能限制本发明所欲主张的范围。

附图说明

下面的所附附图是本发明的说明书的一部分，其绘示了本发明的示例实施例，所附附图与说明书的描述一起用来说明本发明的原理。

图1为本发明实施例提供的地面管线单元的示意图。

图2为本发明实施例提供的井筒单元示意图。

图3为本发明实施例提供的一种注入的蒸汽、氮气混合物的温度、压力、干度的计算方法实施例一的流程图。

具体实施方式

为使本发明实施例的目的、技术方案和优点更加清楚明白，下面将以附图及详细叙述清楚说明本发明所揭示内容的精神，任何所属技术领域技术人员在了解本发明内容的实施例后，当可由本发明内容所教示的技术，加以改变及修饰，其并不脱离本发明内容的精神与范围。

本发明的示意性实施例及其说明用于解释本发明，但并不作为对本发明的限定。另外，在附图及实施方式中所使用相同或类似标号的元件/构件是用来代表相同或类似部分。

关于本文中所使用的“第一”、“第二”、…等，并非特别指称次序或顺位的意思，也非用以限定本发明，其仅为了区别以相同技术用语描述的元件或操作。

关于本文中所使用的方向用语，例如：上、下、左、右、前或后等，仅是参考附图的方向。因此，使用的方向用语是用来说明并非用来限制本创作。

关于本文中所使用的“包含”、“包括”、“具有”、“含有”等等，均为开放性的用语，即意指包含但不限于。

关于本文中所使用的“及/或”，包括所述事物的任一或全部组合。

关于本文中所使用的用语“大致”、“约”等，用以修饰任何可以微变化的数量或误差，但这些微变化或误差并不会改变其本质。一般而言，此类用语所修饰的微变化或误差的范围在部分实施例中可为20％，在部分实施例中可为10％，在部分实施例中可为5％或是其他数值。本领域技术人员应当了解，前述提及的数值可依实际需求而调整，并不以此为限。

关于本文中所使用的用词(terms)，除有特别注明外，通常具有每个用词使用在此领域中、在此申请的内容中与特殊内容中的平常意义。某些用以描述本申请的用词将于下或在此说明书的别处讨论，以提供本领域技术人员在有关本申请的描述上额外的引导。

本发明针对稠油热采开发领域中，使用氮气辅助注蒸汽的热力采油工艺，该工艺能衡量注汽质量的关键指标是到达井底的蒸汽干度和气相干度，因此需要精确计算地面管线和井筒的温度场、压力场、干度场分布情况，以保证到达井底时，井筒热损失减小，井底蒸汽干度和气相干度增大。而氮气+水蒸气混合物的热力学性质与单一的湿饱和蒸汽差别很大，原有的注汽参数计算模型无法对氮气和蒸汽混合物下地面管线和井筒的温度场、压力场、干度场进行正确计算。为此，本发明建立了能描述混合物在井筒中压力、温度、干度变化的两相流动数学模型，为蒸汽+氮气混合体系在井筒注入参数的优化设计提供可靠的计算手段。从而有利于指导油田现场进行相应工艺的实施。

图1为本发明实施例提供的地面管线单元的示意图。图2为本发明实施例提供的井筒单元示意图。参见图1与图2，在实现本发明的具体实施方式之前，需要进行数据准备，具体数据包括：

①井身结构及有关热物理性质：液膜层对流换热系数h_f；地面管线钢管内半径r_i；污垢层对流换热系数h_p；管壁导热系数λ_p；地面管线钢管外半径r_o；隔热层导热系数λ_ins；地面管线外半径r_ins；强迫对流换热系数h_c；水泥环导热换热系数λ_cem；井眼半径r_h；隔热管深度H；隔热管导热系数λ_ins；油管导热系数λ_tub；套管导热系数λ_cas；环空流体的导热系数K_ha；隔热管内管内半径r₁；隔热管内管外半径r₂；隔热管外管内半径r₃；隔热管外管外半径r₄；套管内半径r_ci；套管外半径r_co；地面管线表面温度T_a。

②井口注入参数：井口注汽压力P₀；井口蒸汽温度T₀；井口氮气温度T_N2(即未混合之前氮气温度T_N2)；注汽速率M_s；注氮气体积流速V₃；注汽时间t_s。

③地层热物性：地温梯度a；地表温度T_ins；地层导热系数λ_e。

图3为本发明实施例提供的一种注入的蒸汽、氮气混合物的温度、压力、干度的计算方法实施例一的流程图，如图3所示，所述注入的蒸汽、氮气混合物的温度、压力、干度的计算方法包括：

S101：利用迭代法计算蒸汽和氮气混合后的混合物初始温度、混合物初始气相干度和蒸汽干度；

S102：基于混合物初始温度、混合物初始气相干度和蒸汽干度，以蒸汽锅炉出口处为初始计算点，任意设定步长，计算地面管线井口处的井口温度、井口压力和井口干度分布；以及

S103：基于地面管线井口处的所述井口温度、所述井口压力和所述井口干度分布，以井口为初始计算点，任意设定步长，计算井筒处的井筒温度、井筒压力和井筒干度分布；

S104：基于所述井筒温度、所述井筒压力和所述井筒干度分布指导油田现场进行相应工艺的实施。

参照图3，本发明能够获得地面管线的温度、压力、干度分布，可以精确计算地面管线和井筒的温度场、压力场、干度场分布情况，以保证到达井底时，井筒热损失减小，井底蒸汽干度和气相干度增大；能够对对氮气和蒸汽混合物下地面管线和井筒的温度场、压力场、干度场进行正确计算。本发明建立了能描述混合物在井筒中压力、温度、干度变化的两相流动数学模型，为蒸汽+氮气混合体系在井筒注入参数的优化设计提供可靠的计算手段。从而有利于指导油田现场进行相应工艺的实施。

请参照图3，本发明的一具体实施例中，所述通过迭代法计算蒸汽和氮气混合后混合物的初始温度T和蒸汽干度X具体包括：

(1)通过克拉珀珑方程ρ₃′＝PM/RT计算井口注入氮气的密度ρ₃′，其中，M为蒸汽和氮气混合后混合物的摩尔质量；R为普适气体常量，R的取值为8.31441±0.00026J/(mol·K)，T为氮气和蒸汽混合后混合物的初始温度，P为氮气和蒸汽混合后混合物的总压力；

(2)通过公式m₁＝M_s×X₀、m₂＝M_s×(1-X₀)、m₃＝V₃×ρ₃计算m₁、m₂、m₃，其中，m₁为锅炉出口处饱和蒸汽的质量流量，单位为kg/s；m₂为锅炉出口处水的质量流量，单位为kg/s；m₃为初始氮气质量流量，单位为kg/s；Ms为饱和蒸汽的流速，单位为kg/s；X₀为锅炉出口处蒸汽的干度；V₃为标准状态下的氮气体积流速，单位为m³/s；ρ₃为标准状态下的氮气的密度，单位为kg/m³；

(3)令X＝X₀，V₃＝V′₃，ρ₃＝ρ′₃，代入公式m₁′＝M_s×X、m₂′＝M_s×(1-X)、m₃′＝V₃′×ρ₃′计算m′₁，m′₂，m′₃，其中，X为饱和蒸汽的干度；V′₃为温度T、压力P下的氮气体积流速，单位为m³/s；ρ′₃为温度T、压力P下的氮气的密度，单位为kg/m³；m′₁为氮气和蒸汽混合后饱和蒸汽的质量流量，单位为kg/s；m′₂为氮气和蒸汽混合后水的质量流量，单位为kg/s；m′₃为氮气和蒸汽混合后氮气的质量流量，单位为kg/s；

(4)根据能量守恒定律将初始计算得到的m₁、m₂、m₃、m′₁，m′₂，m′₃代入公式 $C_1{m}_1{T}_s+C_2{m}_2{T}_s+C_3{m}_3{T}_{N_2}=(C_1{m_1}^{\′}+C_2{m_2}^{\′}+C_3{m_3}^{\′})$ T计算氮气和蒸汽混合后混合物的初始温度T，其中，C₁为水蒸汽的比热容，为2.1kJ/(kg·℃)；C₂为水的比热容，为4.2kJ/(kg·℃)；C₃为氮气的比热容，为1.038kJ/(kg·℃)；T_s为锅炉出口处饱和蒸汽的温度，单位为℃；T_N2为锅炉出口处氮气的温度，即未混合之前氮气温度，单位为℃；

(5)通过公式计算混合后蒸汽的压力其中，为气相中饱和蒸汽所占的分压力，单位为MPa；Y_H2O为气相中的饱和蒸汽的摩尔百分数；

(6)通过公式ρ₃′＝PM/RT、 计算氮气和蒸汽混合后混合物的总压力P，其中，为水的摩尔质量，单位为kg/mol；为氮气的摩尔质量，单位为kg/mol；由于m₃＝V₃×ρ₃、ρ₃′＝PM/RT中计算V₃和ρ₃′用到P，而公式m₃＝V₃×ρ₃中计算m₃需要用到V₃和ρ₃，因此需要迭代计算氮气和蒸汽混合后混合物的总压力P，具体步骤包括：

1)首先假设一个P，代入公式ρ₃′＝PM/RT计算V₃和ρ₃；

2)将计算得到的V₃和ρ₃代入m₃＝V₃×ρ₃；

3)将计算得到的m₃代入公式计算Y_H2O；

4)将计算得到的Y_H2O代入公式计算P′，如果|P′-P|＜ε，则循环结束，否则返回第1)步继续计算，其中，P′为迭代后的P；ε为无穷小的常数；

(7)通过公式L_V＝273×(374.15-T)^0.38、X＝X₀-C₁×(T_s-T)/L_V计算水蒸汽干度X，其中，L_V为干饱和蒸汽的热焓，单位为kJ/kg；C₁为水蒸气的比热容，单位为kJ/kg.℃：

(8)将X代入m₁″＝M_s×X、m₂″＝M_s×(1-X₀)计算m″₁和m″₂，将P和T代入m₃″＝V′₃×ρ₃′、ρ₃′＝PM/RT计算m″₃，其中，m″₁为迭代后的m′₁；m″₂为迭代后的m′₂；m″₃为迭代后的m′₃；

(9)再次将m″₁、m″₂、m″₃代入以下公式：

$C_1{m}_1{T}_s+C_2{m}_2{T}_s+C_3{m}_3{T}_{N_2}=(C_1{m_1}^{\′\′}+C_2{m_2}^{\′\′}+C_3{m_3}^{\′\′})T^{\′}$ 计算氮气和蒸汽混合后的温度T′，如果|T′-T|＜ε，则循环结束，否则返回第(5)步继续计算，其中，T′为迭代后的T；ε为无穷小的常数。

通过以下公式计算蒸汽和氮气混合后的混合物初始气相干度X′：

$X^{\′}=\frac{V_m}{V}$

其中，X′为混合物初始气相干度，V_m为气相中气体(饱和水蒸气和氮气)的体积流速，单位为m³/s；V为混合物总体积流速，单位为m³/s；

$V_m=V_{N2}^{\′}+\frac{M_{s}X}{{\mathrm{\ρ}}_1}$

其中：V′_N2为压力P、温度T下的氮气体积，单位为m³；ρ₁为饱和水蒸汽中蒸汽的密度，单位为kg/m³；M_s为饱和蒸汽的流速，单位为kg/s；X为饱和蒸气的干度；

${V=V}_3^{\′}+\frac{M_{s}X}{{\mathrm{\ρ}}_1}+\frac{M_s(1-X)}{{\mathrm{\ρ}}_2}$

其中，ρ₂为饱和水蒸汽中水的密度，kg/m³；V′₃为温度T、压力P下的氮气体积流速，单位为m³/s。

请参照图3，本发明的一具体实施例中，基于混合物初始温度、混合物初始气相干度和蒸汽干度，以蒸汽锅炉出口处为初始计算点，任意设定步长，计算地面管线井口处的井口温度、井口压力和井口干度分布具体包括：

(1)初始蒸汽压力P₀，总压力Pz0，初始的蒸汽温度T₀，初始的蒸汽干度X₀，气相干度x′₀，则将蒸汽锅炉出口作为第一个节点，在节点上端：P_i＝P₀，T_i＝T₀，P_Zi＝P_Z0，X_i＝X₀，X_qi＝x′₀；

(2)通过公式 $R=\frac{1}{2\mathrm{\π}{h}_f{r}_i}+\frac{1}{2\mathrm{\π}{h}_p{r}_i}+\frac{1}{2\mathrm{\π}{\mathrm{\λ}}_p}\ln \frac{r_0}{t_i}+\frac{1}{2\mathrm{\π}{\mathrm{\λ}}_{\mathrm{ins}}}\ln \frac{r_{\mathrm{ins}}}{r_o}+\frac{1}{2\mathrm{\π}{h}_{\mathrm{fc}}{r}_{\mathrm{ins}}}$ 计算地面管线的总热阻R，其中，h_f为液膜层对流换热系数，单位为W/m².℃；r_i为地面管线钢管内半径，单位为m；h_p为污垢层对流换热系数，单位为W/m².℃；λ_p为管壁导热系数，单位为W/m².℃；r_o为地面管线钢管外半径，单位为m；λ_ins为隔热层导热系数，单位为W/m².℃；r_ins为地面管线外半径，单位为m；h_fc为强迫对流换热系数，单位为W/m².℃；

(3)通过公式计算单位长度dl段热损失dQ，其中，T_ins为地面管线表皮温度；

(4)通过公式 $\frac{\mathrm{dP}}{\mathrm{dl}}=\frac{[{\mathrm{\ρ}}_l{H}_l+{\mathrm{\ρ}}_g(1-H_l)]g\sin \mathrm{\θ}+\frac{\mathrm{\λGv}}{2D{A}_p}}{1-\frac{[{\mathrm{\ρ}}_l{H}_l+{\mathrm{\ρ}}_g(1-H_l)]{\mathrm{vv}}_{\mathrm{sg}}}{P}}$ 计算dl段压降损失dp，下一节点蒸汽压力P_i+1＝P_i-dp，其中，P为混合物的压力(绝对)，单位为Pa；l为轴向流动的距离，单位为m；ρ_l为液相密度，单位为kg/m³；ρ_g为气相密度，单位为kg/m³；H_l为持液率，单位为m³/m³；g为重力加速度，单位为m/s²；θ为管道与水平方向的夹角，单位为度；λ为两相流动的沿程阻力系数；G为混合物的质量流量，单位为kg/s；v为混合物的流速，单位为m/s；v_sg为气相的折算速度，单位为m/s；D为管道直径，单位为m；A_p为管道截面积，单位为m²；

(5)通过饱和蒸汽温度压力公式T_s＝195.94P^0.225-17.8计算下一节点蒸汽温度T_i+1；

(6)通过公式计算下一节点蒸汽干度X_i+1；

(7)通过公式ρ₃′＝PM/RT、 计算下一节点混合气体的总压力P_Zi+1；

(8)通过公式 $X^{\′}=\frac{V_m}{V},V_m=V_{N_2}^{\′}+\frac{M_{s}X}{{\mathrm{\ρ}}_1},$ $V=V_{N_2}^{\′}+\frac{M_{s}X}{{\mathrm{\ρ}}_1}+\frac{M_s(1-X)}{{\mathrm{\ρ}}_1}$ 计算下一节点饱和蒸汽和氮气的气相干度计算X_qi+1，其中，X’为整个混合系统的气相干度；V_m为气相中气体(饱和水蒸气和氮气)的体积流速，单位为m³/s；V为混合物总体积流速，单位为m³/s；V′_N2为压力P、温度T下的氮气体积，单位为m³；ρ₁为饱和水蒸汽密度，单位为kg/m³；X为水蒸汽干度；

(9)令i＝i+1，l＝l+dl，P_i＝P_i+1，T_i＝T_i+1，P_Zi＝P_Zi+1，X_i＝X_i+1，X_qi＝X_qi+1，返回第(4)步继续迭代计算下一节点的温度、压力、干度，若l≥管线长度，则迭代结束。

请再次参照图3，本发明的一具体实施例中，基于地面管线井口处的所述井口温度、所述井口压力和所述井口干度分布，以井口为初始计算点，任意设定步长，计算井筒处的井筒温度、井筒压力和井筒干度分布具体包括：

(1)初始蒸汽压力P₀，混合物总压力Pz0，初始蒸汽温度T₀，初始蒸汽干度X₀，混合物的气相干度x′₀，则以蒸汽锅炉出口开始为第一个节点，在节点上端：P_i＝P₀，T_i＝T₀，P_Zi＝P_Z0，X_i＝X₀，X_qi＝x′₀；

(2)通过公式 $\frac{\mathrm{dP}}{\mathrm{dl}}=\frac{[{\mathrm{\ρ}}_l{H}_l+{\mathrm{\ρ}}_g(1-H_l)]g\sin \mathrm{\θ}+\frac{\mathrm{\λGv}}{2D{A}_p}}{1-\frac{[{\mathrm{\ρ}}_l{H}_l+{\mathrm{\ρ}}_g(1-H_l)]{\mathrm{vv}}_{\mathrm{sg}}}{P}}$ 计算dl段压降损失dp，下一节点蒸汽压力P_i+1＝P_i-dp，其中，P为混合物的压力(绝对)，单位为Pa；l为轴向流动的距离，单位为m；ρ_l为液相密度，单位为kg/m³；ρ_g为气相密度，单位为kg/m³；H_l为持液率，单位为m³/m³；g为重力加速度，单位为m/s²；θ为管道与水平方向的夹角，单位为度；λ为两相流动的沿程阻力系数；G为混合物的质量流量，单位为kg/s；v为混合物的流速，单位为m/s；v_sg为气相的折算速度，单位为m/s；D为管道直径，单位为m；A_p为管道截面积，单位为m²；

(3)通过饱和蒸汽温度压力公式T_S＝195.94P^0.225-17.8计算下一节点蒸汽温度T_i+1；

(4)迭代计算该段的总导热系数；具体步骤包括：

1)给U2设定初始值，初始值为5，其中U2为井筒单元的总导热系数；

2)通过公式计算T_h，其中，T_h为水泥环温度；λ_e为地层导热系数，单位为W/m².℃；T_e为原始地层温度，单位为℃，T_e＝T_ins+adl，T_ins为地表温度，单位为℃，a为地温梯度，dl为单位长度；r₂为隔热管内管外半径，单位为m；f(t)为无因次地层导热时间函数，α为热扩散系数，单位为m²/h，r_h为井眼半径；

3)通过公式dQ＝2πr₂U₂(T-T_h)dl， 计算其中，r_h为井眼半径，单位为m；dQ为单位长度dl段热损失；

4)通过公式 $T_4=T-\frac{1}{2\mathrm{\π}}(\frac{1}{{\mathrm{\λ}}_{\mathrm{tub}}}\ln \frac{r_2}{r_1}+\frac{1}{{\mathrm{\λ}}_{\mathrm{ins}}}\ln \frac{r_3}{r_2}+\frac{1}{{\mathrm{\λ}}_{\mathrm{tub}}}\ln \frac{r_4}{r_3})\·\frac{\mathrm{dQ}}{\mathrm{dl}},$ 以及 $T_{\mathrm{ci}}=T_h-\frac{1}{2\mathrm{\π}}(\frac{1}{{\mathrm{\λ}}_{\mathrm{casb}}}\ln \frac{r_{\mathrm{co}}}{r_{\mathrm{ci}}}+\frac{1}{{\mathrm{\λ}}_{\mathrm{cem}}}\ln \frac{r_w}{r_{\mathrm{co}}})\·\frac{\mathrm{dQ}}{\mathrm{dl}},$ 计算隔热管外管外壁温度T₄和套管内壁温度T_ci，其中，T_h为水泥环温度；λ_tub为油管导热系数，单位为W/m².℃；λ_ins为绝热层材料导热换热系数，单位为W/m².℃；r₁为隔热管内管内半径，单位为m；r₂为隔热管内管外半径，单位为m；r₃为隔热管外管内半径，单位为m；r_ci为套管内半径，单位为m；r_co为套管外半径，单位为m；λ_casb为套管导热系统，单位为W/m².℃；

5)通过公式 $h_r=\mathrm{\δ}{F}_{\mathrm{tci}}({T_4}^{*2}+{T_{\mathrm{ci}}}^{*2})(T_4^{*}+{T_{\mathrm{ci}}}^{*}),$ $T_4^{*}=T_4+273.15,$ $T_{\mathrm{ci}}^{*}=T_{\mathrm{ci}}+273.15,$ $\frac{1}{F_{\mathrm{tci}}}=\frac{1}{{\mathrm{\ϵ}}_0}+\frac{r_4}{r_{\mathrm{ci}}}(\frac{1}{{\mathrm{\ϵ}}_{\mathrm{ci}}}-1),$ $h_c=\frac{0.049{\left(G_r{P}_r\right)}^{0.33}{P}_r^{0.074}{K}_{\mathrm{ha}}}{r_4\ln \frac{r_{\mathrm{ci}}}{r_4}},$ $G_r=\frac{{(r_{\mathrm{ci}}-r_4)}^{3}g{{\mathrm{\ρ}}^2}_{\mathrm{an}}\mathrm{\β}(T_4-T_{\mathrm{ci}})}{{U_{\mathrm{an}}}^2},$ 计算油套环空内自然对流传热系数h_c和辐射传热系数h_r，其中，δ为Stefan-Boltzmann常数，2.189×10^-8W/(m²·K)；F_tci为油管或绝热管外壁表面向套管内壁表面辐射有效系数；T₄ ^*为T₄的开氏温度；T_ci ^*为T_ci的开氏温度；ε_o为隔热管外壁黑度；ε_ci为套管内壁黑度；Gr为Grashof数；Pr为Prandtl数；K_ha为环空流体的导热系数，单位为W/(m·K)；r₄为隔热管外管外半径，单位为m；g为重力加速度，单位为m/s²；ρ_an为环空流体在平均温度T_an下的密度，单位为kg/m³；U_an为环空流体在平均温度T_an下的粘度，单位为mPa·s；C_an为环空流体在平均温度T_an下的热容，单位为J(m³·K)；

6)计算新的总传热系数U′₂，其中U′₂为U₂的迭代值；

7)利用|U₂-U′₂|＜ε判断是否满足精度，判断重复或结束，其中ε为无限小的一常数；

(5)通过公式计算下一节点蒸汽干度X_i+1；

(6)通过公式ρ₃′＝PM/RT、 计算下一节点混合气体的总压力P_Zi+1；

(7)通过公式 $X^{\′}=\frac{V_m}{V},$ $V_m=V_{N_2}^{\′}+\frac{M_{s}X}{{\mathrm{\ρ}}_1},$ $V=V_{N_2}^{\′}+\frac{M_{s}X}{{\mathrm{\ρ}}_1}+\frac{M_s(1-X)}{{\mathrm{\ρ}}_2}$ 计算下一节点饱和蒸汽和氮气的气相干度计算X_qi+1，其中，ρ₁为饱和水蒸汽中蒸汽密度，单位为kg/m³；ρ₂为饱和水蒸汽中水的密度，单位为kg/m³；

(8)令i＝i+1，l＝l+dl，P_i＝P_i+1，T_i＝T_i+1，P_Zi＝P_Zi+1，X_i＝X_i+1，X_qi＝X_qi+1，返回第(2)步继续迭代计算下一节点的温度、压力、干度，若l≥隔热管长度，则迭代结束。

本发明的一具体实施例中，还可以通过Hagedorn-Brown算法公式和ρ_m＝ρ_lH+ρ_g(1-H₁)计算dl段压降损失dp，下一节点蒸汽压力P_i+1＝P_i-dp，其中，P为混合物的压力(绝对)，单位为Pa；l为轴向流动的距离，单位为m；ρ_g为气相密度，单位为kg/m³；ρ_l为液相密度，单位为kg/m³；ρ_m为混合物密度，单位为kg/m³；H₁为持液率；g为重力加速度，单位为m/s²；A为管道流通截面积，A＝πD²/4，单位为m²；D为管子内径，单位为m；G_m为混合物质量流量，单位为kg/s，其中，G_m＝G_g+G_l＝A(v_slρ₁+v_sgρ_g)，G_g为气相质量流量，单位为kg/s，G₁为液相质量流量，单位为kg/s，v_sl为气相表观流速，单位为m/s，v_sg为液相表观流速，单位为m/s，v_sl＝q_l/A，v_sg＝q_g/A，其中，q_g为气相体积流量，单位为m³/s，q_g为液相体积流量，单位为m³/s。

本发明另一具体实施方式中，还可以通过ORKISZEWSKI算法公式计算dl段压降损失dp，下一节点蒸汽压力P_i+1＝P_i-dp，其中，P为混合物的压力(绝对)，单位为Pa；l为轴向流动的距离，单位为m；W_m为混合物质量流量，单位为kg/s，W_m＝q_mcm_t，q_mc为地面脱气原油体积流量，单位为m/³s，m_t为伴随生产1m³地面脱气原油产出的油气水的总质量，单位为kg，对于稳定流动，mt为一常数；g为重力加速度，单位为m/s²；qG为气体体积流量；ρ_m为混合物的平均密度，单位为kg/m³；τ_f为摩阻压力梯度，单位为Pa/m；A为管道流通截面积，单位为m²。

参见图1～图3，本发明的基本思路包括：

首先假设本发明在如下条件下实现：

(1)流体流动状态为稳定流动；

(2)流体状态为蒸汽+氮气二元两相相流；

(3)井筒内传热为一维稳态传热；

(4)地层传热为一维不稳态传热，且服从Ramey的无因次时间函数；

(5)忽略地层导热系数沿井深方向的变化，并视为常数；

(6)油套管同心。

饱和蒸汽和氮气在锅炉出口处混合，由于是两种不同物性的流体，首先要计算蒸汽和氮气混合后混合物的温度T，由能量守恒定律得：

C₁m₁T_s+C₂T_sm₂+C₃T_氮气m₃＝(C₁m′₁+C₂m′₂+C₃m′₃)T

其中，C₁为水蒸汽的比热容，2.1kJ/(kg·℃)；C₂为水的比热容，4.2kJ/(kg·℃)；C₃为氮气的比热容，1.038kJ/(kg·℃)；T_s为锅炉出口处饱和蒸汽的温度，℃；m₁为锅炉出口处饱和蒸汽的质量流量，kg/s；m₂为锅炉出口处水的质量流量，kg/s；m₃为初始氮气质量流量，kg/s；m′₁为混合后饱和蒸汽的质量流量，kg/s；m′₂为混合后水的质量流量，kg/s；m′₃为混合后氮气质量流量，kg/s；T_氮气为锅炉出口处氮气的温度，即未混合之前氮气温度，单位为℃；。

m₁＝M_s×X₀

m₂＝M_s×(1-X₀)

m₃＝V₃×ρ₃

m′₁＝M_s×X

m′₂＝M_s×(1-X)

m′₃＝V′₃×ρ′₃

$\frac{{\mathrm{PV}}_3^{\′}}{T}=\frac{P_0{V}_3}{T_0}$

根据克拉珀珑方程，氮气在不同压力及温度下的密度计算为

ρ′₃＝PM/RT

其中，M为氮气的摩尔质量；R为普适气体常量，取值为8.31441±0.00026J/(mol·K)；X₀为锅炉出口处蒸汽的干度；M_s为饱和蒸汽的流速，kg/s；V₃为标准状态下的氮气体积流速，m³/s；ρ₃为标准状态下的氮气的密度，kg/m³；V′₃为温度T、压力P下的氮气体积流速，m³/s；ρ′₃为温度T、压力P下的氮气的密度，kg/m³；X为饱和蒸气的干度。

为了计算水蒸气和氮气混合物在井筒中流动过程的温度变化，将饱和水近似为理想液体。气相是由饱和蒸汽和氮气组成的混合气体，由混合气体分压力定律可知，饱和蒸汽的分压力与所占的摩尔百分数成正比，即

$Y_{H2O}=\frac{P_{H2O}}{P}$

其中：P_H2O为气相中饱和蒸汽所占的分压力，MPa；Y_H2O为气相中的饱和蒸汽的摩尔百分数，％。

由混合气体分压关系，可得气相中水蒸气的摩尔百分数为

$Y_{H2O}=\frac{m_1}{M_{H2O}}/(\frac{m_1}{m_{H2O}}+\frac{m_3}{M_{N2}})$

其中，Y_H2O为气相中水蒸气的摩尔百分数，％；m₁和m₃分别为气相中饱和蒸汽、氮气的质量流量，kg/s；M_H2O和M_H2分别为水和氮气的摩尔质量，kg/mol。

根据计算饱和蒸汽的汽化潜热：

L_V＝273×(374.15-T)^0.38

水蒸汽干度指的是气相中饱和水蒸汽质量与液相中饱和水质量的比值，计算公式如下：

X＝X₀-C₁×(T_s-T)/L_V

其中，Q为热损失速度，kJ/s；L_V为干饱和蒸汽的热焓，kJ/.kg；C₁为水蒸气的比热容，单位为KJ/Kg.℃。

整个混合系统的气相干度指的是气相中气体(饱和水蒸汽和氮气)的体积与混合物总体积之比，计算公式如下：

$X^{\′}=\frac{V_m}{V}$

其中：V_m为气相中气体(饱和水蒸气和氮气)的体积流速，m³/s；V为混合物总体积流速，m³/s。

$V_m=V_{N2}^{\′}+\frac{M_{s}X}{{\mathrm{\ρ}}_1}$

其中：V′_N2为压力P、温度T下的氮气体积，m³；ρ₁为饱和水蒸汽中蒸汽的密度，kg/m³。

$V=V_3^{\′}+\frac{M_{s}X}{{\mathrm{\ρ}}_1}+\frac{M_s(1-X)}{{\mathrm{\ρ}}_2}$

其中：ρ₂为饱和水蒸汽中水的密度，kg/m³。

压力计算公式使用Beggs-Bill算法(具体计算详见张琪主编《采油工程原理与设计》P50)：

$\frac{\mathrm{dP}}{\mathrm{dl}}=\frac{[{\mathrm{\ρ}}_l{H}_l+{\mathrm{\ρ}}_g(1-H_l)]g\sin \mathrm{\θ}+\frac{\mathrm{\λGv}}{2D{A}_p}}{1-\frac{[{\mathrm{\ρ}}_l{H}_l+{\mathrm{\ρ}}_g(1-H_l)]{\mathrm{vv}}_{\mathrm{sg}}}{P}}$

其中，P为混合物的压力(绝对)，Pa；l为轴向流动的距离，m；ρ_l为液相密度，kg/m³；ρ_g为气相密度，kg/m³；H_l为持液率，m³/m³；g为重力加速度，m/s²；θ为管道与水平方向的夹角，度；λ为两相流动的沿程阻力系数，无因次；G为混合物的质量流量，kg/s；v为混合物的流速，m/s；v_sg为气相的折算速度，m/s；D为管道直径，m；A_p为管道截面积，m²。

地面管线单元示意图如图1所示，总热阻计算公式：

$R=\frac{1}{2\mathrm{\π}{h}_f{r}_i}+\frac{1}{2\mathrm{\π}{h}_p{r}_i}+\frac{1}{2\mathrm{\π}{\mathrm{\λ}}_p}\ln \frac{r_0}{t_i}+\frac{1}{2\mathrm{\π}{\mathrm{\λ}}_{\mathrm{ins}}}\ln \frac{r_{\mathrm{ins}}}{r_o}+\frac{1}{2\mathrm{\π}{h}_{\mathrm{fc}}{r}_{\mathrm{ins}}}$

式中：h_f为液膜层对流换热系数，W/m².℃；r_i为地面管线钢管内半径，m；h_p为污垢层对流换热系数，W/m².℃；λ_p为管壁导热系数，W/m².℃；r_o为地面管线钢管外半径，m；λ_ins为隔热层导热系数，W/m².℃；r_ins为地面管线外半径，m；h_fc为强迫对流换热系数，W/m².℃。

井筒单元示意图如图2所示，总导热系数计算公式：

$U_2=\frac{1}{2{\mathrm{\πr}}_2}{(\frac{r_2}{h_1{r}_1}+\frac{r_2}{{\mathrm{\λ}}_{\mathrm{tub}}}\ln \frac{r_2}{r_1}+\frac{r_2}{{\mathrm{\λ}}_{\mathrm{ins}}}\ln \frac{r_3}{r_2}+\frac{r_2}{{\mathrm{\λ}}_{\mathrm{tub}}}\ln \frac{r_4}{r_3}+\frac{r_2}{r_4(h_c+h_r)}+\frac{r_2}{{\mathrm{\λ}}_{\mathrm{cas}}}\ln \frac{r_{\mathrm{co}}}{r_{\mathrm{ci}}}+\frac{r_2}{{\mathrm{\λ}}_{\mathrm{cem}}}\ln \frac{r_h}{r_{\mathrm{co}}})}^{-1}$

其中，r₁为隔热管内管内半径，m；r₂为隔热管内管外半径，m；r₃为隔热管外管内半径，m；r₄为隔热管外管外半径，m；r_ci为套管内半径，m；r_co为套管外半径，m；r_h为井眼半径，m；h₁为液膜层和污垢层对流换热系数，W/m².℃；λ_tub为油管导热系数，W/m².℃；λ_ins为绝热层材料导热换热系数，W/m².℃；λ_cas为套管导热系数，W/m².℃；λ_cem为水泥环导热换热系数，W/m².℃。

单位长度dl段热损失为：

dQ＝2πr₂U₂(T-T_h)dl

$\mathrm{dQ}=\frac{T_h-T_e}{R_e}\·\mathrm{dl}=\frac{2\mathrm{\π}{\mathrm{\λ}}_e(T_h-T_e)}{f\left(t\right)}\mathrm{dl}$

$R_e=\frac{1}{2\mathrm{\π}{\mathrm{\λ}}_e}\ln \frac{f\left(t\right)}{r_h}=\frac{f\left(t\right)}{2\mathrm{\π}{\mathrm{\λ}}_e}$

其中，T_e为原始地层温度，℃；T_e＝T_ins+adl；T_ins为地表温度，℃；a为地温梯度，℃/m；λ_e为地层导热系数，W/m².℃；f(t)为无因次地层导热时间函数；r_h为井眼半径，单位为m； $f\left(t\right)=0.982\ln (1+1.81\sqrt{\frac{\mathrm{\αt}}{r_h}}),$ α为热扩散系数，m²/h。

水泥环温度为：

$T_h=\frac{{\mathrm{\λ}}_e{T}_e+T_s{r}_2{u}_{2}f\left(t\right)}{r_2{U}_{2}f\left(t\right)+{\mathrm{\λ}}_e}$

隔热管外管壁温度为：

$T_4=T-\frac{1}{2\mathrm{\π}}(\frac{1}{{\mathrm{\λ}}_{\mathrm{tub}}}\ln \frac{r_2}{r_1}+\frac{1}{{\mathrm{\λ}}_{\mathrm{ins}}}\ln \frac{r_3}{r_2}+\frac{1}{{\mathrm{\λ}}_{\mathrm{tub}}}\ln \frac{r_4}{r_3})\·\frac{\mathrm{dQ}}{\mathrm{dl}}$

套管内壁温度为：

$T_{\mathrm{ci}}=T_h-\frac{1}{2\mathrm{\π}}(\frac{1}{{\mathrm{\λ}}_{\mathrm{casb}}}\ln \frac{r_{\mathrm{co}}}{r_{\mathrm{ci}}}+\frac{1}{{\mathrm{\λ}}_{\mathrm{cem}}}\ln \frac{r_w}{r_{\mathrm{co}}})\·\frac{\mathrm{dQ}}{\mathrm{dl}}$

计算环空辐射传热系数：

$h_r=\mathrm{\δ}{F}_{\mathrm{tci}}(T_4^{*2}+T_{\mathrm{ci}}^{*2})(T_4^{*}+T_{\mathrm{ci}}^{*})$

$T_4^{*}=T_4+273.15$

$T_{\mathrm{ci}}^{*}=T_{\mathrm{ci}}+273.15$

$\frac{1}{F_{\mathrm{tci}}}=\frac{1}{{\mathrm{\ϵ}}_o}+\frac{r_4}{r_{\mathrm{ci}}}(\frac{1}{{\mathrm{\ϵ}}_{\mathrm{ci}}}-1)$

其中，δ为Stefan-Boltzmann常数，2.189×10^-8W/(m²·K)；F_tci为油管或绝热管外壁表面向套管内壁表面辐射有效系数；ε_o为隔热管外壁黑度；ε_ci为套管内壁黑度；λ_casb为套管导热系数，单位为W/m².℃；表示T₄的开尔文温度，即绝对温度，单位为K：为T_ci的开氏温度，单位为K。

计算环空自然对流传热系数：

$h_c=\frac{0.049{\left(g_r{P}_r\right)}^{0.33}{P}_r^{0.074}{K}_{\mathrm{ha}}}{r_4\ln \frac{r_{\mathrm{ci}}}{r_4}}$

$G_r=\frac{{(r_{\mathrm{ci}}-r_4)}^{3}g{\mathrm{\ρ}}_{\mathrm{an}}^2\mathrm{\β}(T_4-T_{\mathrm{ci}})}{U_{\mathrm{an}}^2}$

$P_r=\frac{C_{\mathrm{an}}*U_{\mathrm{an}}}{K_{\mathrm{ha}}}$

其中，Gr为Grashof数；Pr为Prandtl数；K_ha为环空流体的导热系数，W/(m·K)；g为重力加速度，m/s²；ρ_an为环空流体在平均温度T_an下的密度，kg/m³；U_an为环空流体在平均温度T_an下的粘度，mPa·s；C_an为环空流体在平均温度T_an下的热容，J(m³·K)。

本发明提供一种计算蒸汽+氮气二元两相混合物在地面管线和井筒中温度、压力、干度分布的新方法，该方法是针对稠油热采开发领域中，使用氮气辅助注蒸汽的热力采油工艺，该工艺能衡量注汽质量的关键指标是到达井底的蒸汽干度和气相干度，因此需要精确计算地面管线和井筒的温度场、压力场、干度场分布情况，以保证到达井底时，井筒热损失减小，井底蒸汽干度和气相干度增大；而氮气+水蒸气混合物的热力学性质与单一的湿饱和蒸汽差别很大，原有的注汽参数计算模型无法对氮气和蒸汽混合物下地面管线和井筒的温度场、压力场、干度场进行正确计算；为此，本发明建立了能描述混合物在井筒中压力、温度、干度变化的两相流动数学模型，为蒸汽+氮气混合体系在井筒注入参数的优化设计提供可靠的计算手段，从而有利于指导油田现场进行相应工艺的实施。本发明所涉及的计算方法具有良好的计算稳定性和较高的计算精度，计算结果更加精确。

本发明具有非常好的稳定性和收敛性，更加适合计算机编程，因此，本发明实施例可在各种硬件、软件编码或两者组合中进行实施。例如，本发明的实施例也可为在数据信号处理器(Digital Signal Processor，DSP)中执行的执行上述程序的程序代码。本发明也可涉及计算机处理器、数字信号处理器、微处理器或现场可编程门阵列(FieldProgrammable Gate Array，FPGA)执行的多种功能。可根据本发明配置上述处理器执行特定任务，其通过执行定义了本发明揭示的特定方法的机器可读软件代码或固件代码来完成。可将软件代码或固件代码发展为不同的程序语言与不同的格式或形式。也可为了不同的目标平台编译软件代码。然而，根据本发明执行任务的软件代码与其他类型配置代码的不同代码样式、类型与语言不脱离本发明的精神与范围。

以上所述仅为本发明示意性的具体实施方式，在不脱离本发明的构思和原则的前提下，任何本领域的技术人员所做出的等同变化与修改，均应属于本发明保护的范围。

Claims (7)

1.一种注入的蒸汽、氮气混合物的温度、压力、干度的计算方法，其特征在于，所述注入的蒸汽、氮气混合物的温度、压力、干度的计算方法包括：

利用迭代法计算蒸汽和氮气混合后的混合物初始温度、混合物初始气相干度和蒸汽干度；

基于混合物初始温度、混合物初始气相干度和蒸汽干度，以蒸汽锅炉出口处为初始计算点，任意设定步长，计算地面管线井口处的井口温度、井口压力和井口干度分布；

基于地面管线井口处的所述井口温度、所述井口压力和所述井口干度分布，以井口为初始计算点，任意设定步长，计算井筒处的井筒温度、井筒压力和井筒干度分布；以及

基于所述井筒温度、所述井筒压力和所述井筒干度分布指导油田现场进行相应工艺的实施。

2.如权利要求1所述的注入的蒸汽、氮气混合物的温度、压力、干度的计算方法，其特征在于，通过迭代法计算蒸汽和氮气混合后的混合物初始温度T和蒸汽干度X具体包括：

(1)通过克拉珀珑方程ρ₃′＝PM/RT计算井口注入氮气的密度ρ₃′，其中，M为蒸汽和氮气混合后混合物的摩尔质量；R为普适气体常量，R的取值为8.31441±0.00026J/(mol·K)，T为氮气和蒸汽混合后混合物的初始温度，P为氮气和蒸汽混合后混合物的总压力；

(2)通过公式m₁＝M_s×X₀、m₂＝M_s×(1-X₀)、m₃＝V₃×ρ₃计算m₁、m₂、m₃，其中，m₁为锅炉出口处饱和蒸汽的质量流量，单位为kg/s；m₂为锅炉出口处水的质量流量，单位为kg/s；m₃为初始氮气质量流量，单位为kg/s；M_s为饱和蒸汽的流速，单位为kg/s；X₀为锅炉出口处蒸汽的干度；V₃为标准状态下的氮气体积流速，单位为m³/s；ρ₃为标准状态下的氮气的密度，单位为kg/m³；

(3)令X＝X₀，V₃＝V′₃，ρ₃＝ρ′₃，代入公式m₁′＝M_s×X、m₂′＝M_s×(1-X)、m₃′＝V′₃×ρ₃′计算m′₁，m′₂，m′₃，其中，X为饱和蒸汽的干度；V′₃为温度T、压力P下的氮气体积流速，单位为m³/s；ρ′₃为温度T、压力P下的氮气的密度，单位为kg/m³；m′₁为氮气和蒸汽混合后饱和蒸汽的质量流量，单位为kg/s；m′₂为氮气和蒸汽混合后水的质量流量，单位为kg/s；m′₃为氮气和蒸汽混合后氮气的质量流量，单位为kg/s；

(4)根据能量守恒定律将初始计算得到的m₁、m₂、m₃、m′₁，m′₂，m′₃代入公式 $C_1{m}_1{T}_s+C_2{m}_2{T}_s+C_3{m}_3{T}_{N_2}=(C_1{m_1}^{\′}+C_2{{m_2}^{\′}}_{}+C_3{m_3}^{\′})T$ 计算氮气和蒸汽混合后混合物的初始温度T，其中，C₁为水蒸汽的比热容，为2.1kJ/(kg·℃)；C₂为水的比热容，为4.2kJ/(kg·℃)；C₃为氮气的比热容，为1.038kJ/(kg·℃)；T_s为锅炉出口处饱和蒸汽的温度，单位为℃；T_N2为锅炉出口处氮气的温度，即未混合之前氮气温度，单位为℃；

(5)通过公式计算混合后蒸汽的压力其中，为气相中饱和蒸汽所占的分压力，单位为MPa；Y_H2O为气相中的饱和蒸汽的摩尔百分数；

(6)通过公式ρ₃′＝PM/RT、以及计算氮气和蒸汽混合后混合物的总压力P，其中，为水的摩尔质量，单位为kg/mol；为氮气的摩尔质量，单位为kg/mol；由于ρ₃′＝PM/RT中计算V₃和ρ₃′用到P，而公式m₃＝V₃×ρ₃中计算m₃需要用到V₃和ρ₃，因此需要迭代计算氮气和蒸汽混合后混合物的总压力P，具体步骤包括：

1)首先假设一个P，代入公式ρ₃′＝PM/RT计算V₃和ρ₃；

2)将计算得到的V₃和ρ₃代入m₃＝V₃×ρ₃；

3)将计算得到的m₃代入公式计算Y_H2O；

4)将计算得到的Y_H2O代入公式计算P′，如果|P′-P|＜ε，则循环结束，否则返回第1)步继续计算，其中，P′为迭代后的P；ε为无穷小的常数；

(7)通过公式L_V＝273×(374.15-T)^0.38、X＝X₀-C₁×(T_s-T)/L_V计算水蒸汽干度X，其中，L_V为干饱和蒸汽的热焓，单位为kJ/kg；C₁为水蒸气的比热容，单位为kJ/kg.℃；

(8)将X代入m₁″＝M_s×X、m₂″＝M_s×(1-X₀)计算m″₁和m″₂，将P和T代入m₃″＝V′₃×ρ₃′、ρ₃′＝PM/RT计算m″₃，其中，m″₁为迭代后的m′₁；m″₂为迭代后的m′₂；m″₃为迭代后的m′₃；

(9)再次将m″₁、m″₂、m″₃代入以下公式：

$C_1{m}_1{T}_s+C_2{m}_2{T}_s+C_3{m}_3{T}_{N_2}=(C_1{m_1}^{\′\′}+C_2{m_2}^{\′\′}+C_3{m_3}^{\′\′})T^{\′}$ 计算氮气和蒸汽混合后的温度T′，如果|T′-T|＜ε，则循环结束，否则返回第(5)步继续计算，其中，T′为迭代后的T；ε为无穷小的常数。

3.如权利要求1所述的注入的蒸汽、氮气混合物的温度、压力、干度的计算方法，其特征在于，通过以下公式计算蒸汽和氮气混合后的混合物初始气相干度X′：

$X^{\′}\frac{V_m}{V}$

其中，X′为混合物初始气相干度，V_m为气相中气体(饱和水蒸气和氮气)的体积流速，单位为m³/s；V为混合物总体积流速，单位为m³/s；

$V_m=V_{N2}^{\′}+\frac{M_{s}X}{{\mathrm{\ρ}}_1}$

其中：V′_N2为压力P、温度T下的氮气体积，单位为m³；ρ₁为饱和水蒸汽中蒸汽的密度，单位为kg/m³；M_s为饱和蒸汽的流速，单位为kg/s；X为饱和蒸气的干度；

$V=V_3^{\′}+\frac{M_{s}X}{{\mathrm{\ρ}}_1}+\frac{M_s(1-X)}{{\mathrm{\ρ}}_2}$

其中，ρ₂为饱和水蒸汽中水的密度，kg/m³；V′₃为温度T、压力P下的氮气体积流速，单位为m³/s。

4.如权利要求1所述的注入的蒸汽、氮气混合物的温度、压力、干度的计算方法，其特征在于，基于混合物初始温度、混合物初始气相干度和蒸汽干度，以蒸汽锅炉出口处为初始计算点，任意设定步长，计算地面管线井口处的井口温度、井口压力和井口干度分布具体包括：

(1)初始蒸汽压力P₀，总压力Pz0，初始的蒸汽温度T₀，初始的蒸汽干度X₀，气相干度x′₀，则将蒸汽锅炉出口作为第一个节点，在节点上端：P_i＝P₀，T_i＝T₀，P_Zi＝P_Z0，X_i＝X₀，X_qi＝x₀；

(2)通过公式 $R=\frac{1}{2\mathrm{\π}{h}_f{r}_i}+\frac{1}{2\mathrm{\π}{h}_p{r}_i}+\frac{1}{2\mathrm{\π}{\mathrm{\λ}}_p}\ln \frac{r_0}{r_i}+\frac{1}{2\mathrm{\π}{\mathrm{\λ}}_{\mathrm{ins}}}\ln \frac{r_{\mathrm{ins}}}{r_o}+\frac{1}{2\mathrm{\π}{h}_{\mathrm{fc}}{r}_{\mathrm{ins}}}$ 计算地面管线的总热阻R，其中，h_f为液膜层对流换热系数，单位为W/(m²·℃)；r_i为地面管线钢管内半径，单位为m；h_p为污垢层对流换热系数，单位为W/(m²·℃)；λ_p为管壁导热系数，单位为W/(m·℃)；r_o为地面管线钢管外半径，单位为m；λ_ins为隔热层导热系数，单位为W/(m·℃)；r_ins为地面管线外半径，单位为m；h_fc为强迫对流换热系数，单位为W/(m²·℃)；

(3)通过公式计算单位长度dl段热损失dQ，其中，T_ins为地面管线表皮温度；

(4)通过公式 $\frac{\mathrm{dP}}{\mathrm{dl}}=-\frac{[{\mathrm{\ρ}}_l{H}_l+{\mathrm{\ρ}}_g(1-H_l)]g\sin \mathrm{\θ}+\frac{\mathrm{\λGv}}{2D{A}_p}}{1-\frac{[{\mathrm{\ρ}}_l{H}_l+{\mathrm{\ρ}}_g(1-H_l)]{\mathrm{vv}}_{\mathrm{sg}}}{P}}$ 计算dl段压降损失dp，下一节点蒸汽压力P_i+1＝P_i-dp，其中，P为混合物的压力(绝对)，单位为Pa；l为轴向流动的距离，单位为m；ρ_l为液相密度，单位为kg/m³；ρ_g为气相密度，单位为kg/m³；H_l为持液率，单位为m³/m³；g为重力加速度，单位为m/s²；θ为管道与水平方向的夹角，单位为度；λ为两相流动的沿程阻力系数；G为混合物的质量流量，单位为kg/s；v为混合物的流速，单位为m/s；v_sg为气相的折算速度，单位为m/s；D为管道直径，单位为m；A_p为管道截面积，单位为m²；

(5)通过饱和蒸汽温度压力公式T_S＝195.94P^0.225-17.8计算下一节点蒸汽温度T_i+1；

(6)通过公式计算下一节点蒸汽干度X_i+1；

(7)通过公式ρ₃′＝PM/RT、以及计算下一节点混合气体的总压力P_Zi+1；

(8)通过公式 $X^{\′}=\frac{V_m}{V},V_m=V_{N_2}^{\′}+\frac{M_{s}X}{{\mathrm{\ρ}}_1},V=V_{N_2}^{\′}+\frac{M_{s}X}{{\mathrm{\ρ}}_1}+\frac{M_s(1-X)}{{\mathrm{\ρ}}_1}$ 计算下一节点饱和蒸汽和氮气的气相干度计算X_qi+1，其中，X’为整个混合系统的气相干度；V_m为气相中气体(饱和水蒸气和氮气)的体积流速，单位为m³/s；V为混合物总体积流速，单位为m³/s；V′_N2为压力P、温度T下的氮气体积，单位为m³；ρ₁为饱和水蒸汽密度，单位为kg/m³；X为水蒸汽干度；

(9)令i＝i+1，l＝l+dl，P_i＝P_i+1，T_i＝T_i+1，P_Zi＝P_Zi+1，X_i＝X_i+1，X_qi＝X_qi+1，返回第(4)步继续迭代计算下一节点的温度、压力、干度，若l≥管线长度，则迭代结束。

5.如权利要求4所述的注入的蒸汽、氮气混合物的温度、压力、干度的计算方法，其特征在于，基于地面管线井口处的所述井口温度、所述井口压力和所述井口干度分布，以井口为初始计算点，任意设定步长，计算井筒处的井筒温度、井筒压力和井筒干度分布具体包括：

(1)初始蒸汽压力P₀，混合物总压力Pz0，初始蒸汽温度T₀，初始蒸汽干度X₀，混合物气相干度x′₀，则以井口开始为第一个节点，在节点上端：P_i＝P₀，T_i＝T₀，P_Zi＝P_Z0，X_i＝X₀，X_qi＝x′₀；

(2)通过公式 $\frac{\mathrm{dP}}{\mathrm{dl}}=-\frac{[{\mathrm{\ρ}}_l{H}_l+{\mathrm{\ρ}}_g(1-H_l)]g\sin \mathrm{\θ}+\frac{\mathrm{\λGv}}{2D{A}_p}}{1-\frac{[{\mathrm{\ρ}}_l{H}_l+{\mathrm{\ρ}}_g(1-H_l)]{\mathrm{vv}}_{\mathrm{sg}}}{P}}$ 计算dl段压降损失dp，下一节点蒸汽压力P_i+1＝P_i-dp，其中，P为混合物的压力(绝对)，单位为Pa；l为轴向流动的距离，单位为m；ρ_l为液相密度，单位为kg/m³；ρ_g为气相密度，单位为kg/m³；H_l为持液率，单位为m³/m³；g为重力加速度，单位为m/s²；θ为管道与水平方向的夹角，单位为度；λ为两相流动的沿程阻力系数；G为混合物的质量流量，单位为kg/s；v为混合物的流速，单位为m/s；v_sg为气相的折算速度，单位为m/s；D为管道直径，单位为m；A_p为管道截面积，单位为m²；

(3)通过饱和蒸汽温度压力公式T_S＝195.94P^0.225-17.8计算下一节点蒸汽温度T_i+1；

(4)迭代计算该段的总导热系数；具体步骤包括：

1)给U2设定初始值，初始值为5，其中U2为井筒单元的总导热系数；

2)通过公式计算T_h，其中，T_h为水泥环温度；λ_e为地层导热系数，单位为W/(m·℃)；T_e为原始地层温度，单位为℃，T_e＝T_ins+adl，T_ins为地表温度，单位为℃，a为地温梯度，dl为单位长度；r₂为隔热管内管外半径，单位为m；f(t)为无因次地层导热时间函数，α为热扩散系数，单位为m²/h，r_h为井眼半径；

3)通过公式dQ＝2πr₂U₂(T-T_h)dl， 计算其中r_h为井眼半径，单位为m；dQ为单位长度dl段热损失；

4)通过公式 $T_4=T-\frac{1}{2\mathrm{\π}}(\frac{1}{{\mathrm{\λ}}_{\mathrm{tub}}}\ln \frac{r_2}{r_1}+\frac{1}{{\mathrm{\λ}}_{\mathrm{ins}}}\ln \frac{r_3}{r_2}+\frac{1}{{\mathrm{\λ}}_{\mathrm{tub}}}\ln \frac{r_4}{r_3})\·\frac{\mathrm{dQ}}{\mathrm{dl}},$ 以及 $T_{\mathrm{ci}}=T_h-\frac{1}{2\mathrm{\π}}(\frac{1}{{\mathrm{\λ}}_{\mathrm{casb}}}\ln \frac{r_{\mathrm{co}}}{r_{\mathrm{ci}}}+\frac{1}{{\mathrm{\λ}}_{\mathrm{cem}}}\ln \frac{r_w}{r_{\mathrm{co}}})\·\frac{\mathrm{dQ}}{\mathrm{dl}},$ 计算隔热管外管外壁温度T₄和套管内壁温度T_ci，其中，T_h为水泥环温度；λ_tub为油管导热系数，单位为W/(m·℃)；λ_ins为绝热层材料导热换热系数，单位为W/(m·℃)；r₁为隔热管内管内半径，单位为m；r₂为隔热管内管外半径，单位为m；r₃为隔热管外管内半径，单位为m；r_ci为套管内半径，单位为m；r_co为套管外半径，单位为m；λ_casb为套管导热系数，单位为W/(m·℃)；

5)通过公式 $h_r=\mathrm{\δ}{F}_{\mathrm{tci}}({T_4}^{*2}+{T_{\mathrm{ci}}}^{*2})(T_4^{*}+{T_{\mathrm{ci}}}^{*}),T_4^{*}=T_4+273.15,T_{\mathrm{ci}}^{*}=T_{\mathrm{ci}}+273.15,$ $\frac{1}{F_{\mathrm{tci}}}=\frac{1}{{\mathrm{\ϵ}}_0}+\frac{r_4}{r_{\mathrm{ci}}}(\frac{1}{{\mathrm{\ϵ}}_{\mathrm{ci}}}-1),h_c=\frac{0.049{\left(G_r{P}_r\right)}^{0.33}{P}_r^{0.074}{K}_{\mathrm{ha}})}{r_4\ln \frac{r_{\mathrm{ci}}}{r_4}},G_r=\frac{{(r_{\mathrm{ci}}-r_4)}^{3}g{{\mathrm{\ρ}}^2}_{\mathrm{an}}\mathrm{\β}(T_4-T_{\mathrm{ci}})}{{U_{\mathrm{an}}}^2},$ 计算油套环空内自然对流传热系数h_c和辐射传热系数h_r，其中，δ为Stefan-Boltzmann常数，2.189×10^-8W/(m²·K)；F_tci为油管或绝热管外壁表面向套管内壁表面辐射有效系数；T₄ ^*为T₄的开氏温度；T_ci ^*为T_ci的开氏温度；ε_o为隔热管外壁黑度；ε_ci为套管内壁黑度；Gr为Grashof数；Pr为Prandtl数；K_ha为环空流体的导热系数，单位为W/(m·K)；r₄为隔热管外管外半径，单位为m；g为重力加速度，单位为m/s²；ρ_an为环空流体在平均温度T_an下的密度，单位为kg/m³；U_an为环空流体在平均温度T_an下的粘度，单位为mPa·s；C_an为环空流体在平均温度T_an下的热容，单位为J(m³·K)；

6)计算新的总传热系数U′₂，其中U′₂为U₂的迭代值；

7)利用|U₂-U′₂|＜ε判断是否满足精度，判断重复或结束，其中ε为无限小的一常数；

(5)通过公式计算下一节点蒸汽干度X_i+1；

(6)通过公式ρ₃′＝PM/RT、以及计算下一节点混合气体的总压力P_Zi+1；

(7)通过公式 $X^{\′}=\frac{V_m}{V},V_m=V_{N_2}^{\′}+\frac{M_{s}X}{{\mathrm{\ρ}}_1},V=V_{N_2}^{\′}+\frac{M_{s}X}{{\mathrm{\ρ}}_1}+\frac{M_s(1-X)}{{\mathrm{\ρ}}_1}$ 计算下一节点饱和蒸汽和氮气的气相干度计算X_qi+1，其中，ρ₁为饱和水蒸汽中蒸汽密度，单位为kg/m³；ρ₂为饱和水蒸汽中水的密度，单位为kg/m³；

(8)令i＝i+1，l＝l+dl，P_i＝P_i+1，T_i＝T_i+1，P_Zi＝P_Zi+1，X_i＝X_i+1，X_qi＝X_qi+1，返回第(2)步继续迭代计算下一节点的温度、压力、干度，若l≥隔热管长度，则迭代结束。

6.如权利要求4或5所述的注入的蒸汽、氮气混合物的温度、压力、干度的计算方法，其特征在于，通过Hagedom-Brown算法公式和ρ_m＝ρ_lH+ρ_g(1-H₁)计算dl段压降损失dp，下一节点蒸汽压力P_i+1＝P_i-dp，其中，P为混合物的压力(绝对)，单位为Pa；l为轴向流动的距离，单位为m；ρ_g为气相密度，单位为kg/m³；ρ_l为液相密度，单位为kg/m³；ρ_m为混合物密度，单位为kg/m³；H₁为持液率；g为重力加速度，单位为m/s²；A为管道流通截面积，A＝πD²/4，单位为m²；D为管子内径，单位为m；G_m为混合物质量流量，单位为kg/s，其中，G_m＝G_g+g_l＝A(v_slρ_l+v_sgρ_g)，G_g为气相质量流量，单位为kg/s，G₁为液相质量流量，单位为kg/s，v_sl为气相表观流速，单位为m/s，v_sg为液相表观流速，单位为m/s，v_sl＝q_l/A，v_sg＝q_g/A，其中，q_g为气相体积流量，单位为m³/s，q_g为液相体积流量，单位为m³/s。

7.如权利要求4或5所述的注入的蒸汽、氮气混合物的温度、压力、干度的计算方法，其特征在于，通过ORKISZEWSKI算法公式计算dl段压降损失dp，下一节点蒸汽压力P_i+1＝P_i-dp，其中，P为混合物的压力(绝对)，单位为Pa；l为轴向流动的距离，单位为m；W_m为混合物质量流量，单位为kg/s，W_m＝q_mcm_t，q_mc为地面脱气原油体积流量，单位为m/³s，m_t为伴随生产1m³地面脱气原油产出的油气水的总质量，单位为kg，对于稳定流动，m_t为一常数；g为重力加速度，单位为m/s²；qG为气体体积流量；ρ_m为混合物的平均密度，单位为kg/m³；τ_f为摩阻压力梯度，单位为Pa/m；A为管道流通截面积，单位为m²。