CN108694255B - 一种超临界气相驱替介质-凝析油气平衡相行为评价方法 - Google Patents

一种超临界气相驱替介质-凝析油气平衡相行为评价方法 Download PDF

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Abstract

本发明介绍一种超临界气相驱替介质‑凝析油气平衡相行为评价方法。该方法是在凝析气中注入超临界气相驱替介质，观测出注入过程中，存在着气气两相界面。在试验基础上，针对超临界气相驱替介质注入凝析气过程中存在界面的现象，从气相驱替介质二元流体混合物相行为分析入手，分析超临界气相驱替介质与凝析气接触中是否存在相变行为，建立存在界面现象的高温条件下超临界气相驱替介质凝析油气相平衡模型。

Description

一种超临界气相驱替介质-凝析油气平衡相行为评价方法
技术领域
本发明涉及相行为评价方法领域，特别涉及一种气气液三相相行为评价方法。
背景技术
针对目前大部分油、气田开发面临着需要进一步提高采收率和提高驱替效率的问题，国际范围内大力开展注入气相驱替介质驱油提高采收率技术的研发和应用，该技术在油藏资源开采领域提高采收率效果明显。在此思路的指导下，相关领域专家学者意图将气驱技术应用于凝析气开采领域，以提高凝析气采收率。但是，凝析气藏中注入气相驱替介质的相态和油藏中注入气相驱替介质完全不同，由于存在着气、液及超临界相混合问题，三相相平衡分析一直是一项前沿课题，特别是气气液(LVV)三相相行为评价目前未见报道。
凝析气藏是介于油藏和纯气藏之间的复杂类型的特殊油气藏，具有相态、流动特征复杂的特性。凝析气藏同时产天然气和凝析油，经济价值很高但开发很复杂，存在着凝析油和气体的相态变化和反凝析现象，开采时操作不当引起的相态波动会造成很大的凝析油地层损失量，因此需确定经济、合理、有效的开发方式以提高采收率。特别是陆相沉积储层具有储层低孔、低渗、非均质性强等特点，地层凝析气藏容易发生反凝析现象导致液锁，该条件下的凝析气藏开采难度大。现有技术中，表征超临界气相驱替介质与凝析气复杂相变目前主要为气(V)-液(L)两相相平衡，该模型过于简单，难于表征采用气相驱替介质驱替凝析气藏时相态随开采温度、压力和气相驱替介质注入量变化时三相之间(LVV)的复杂变化。尤其是凝析气藏井下环境多为高温、高压环境，开采难度较大，组织一次开采作业要耗费大量的人力物力，若不能准确、有效的评价驱替时待驱物和驱替物之间的相态关系，往往会耽误生产，严重时会发生反凝析污染，甚至破坏储层。
发明内容
本发明介绍一种超临界气相驱替介质-凝析油气平衡相行为评价方法。该方法是在凝析气相中注入超临界气相驱替介质，观测出注入过程中，存在着气气两相界面。在试验基础上，针对超临界气相驱替介质注入凝析气过程中存在界面的现象，从气相驱替介质二元流体混合物相行为分析入手，分析超临界气相驱替介质与凝析气接触中是否存在相变行为，建立存在界面现象的超临界气相驱替介质凝析气相平衡模型。
一种超临界气相驱替介质-凝析油气平衡相行为评价方法，包括以下步骤：
A)将井流物组成进行特征化，确定凝析气和凝析油的组成；
B)建立所述超临界气相驱替介质和所述凝析油气体系之间两相热力学模型，进行两相平衡计算，获得体系压力-温度关系；
C)根据所述体系压力-温度关系获得所述凝析油气体系和所述超临界气相驱替介质之间的非稳定相区，在所述非稳定相区条件下开展气态第三相计算，所述气态第三相为富气相驱替介质；
D)所述超临界气相驱替介质含量不同的条件下，在所述非稳定相区内计算富气相驱替介质的逸度；
根据所述富气相驱替介质的逸度计算所述富气相驱替介质与所述凝析油之间的平衡关系，获得所述富气相驱替介质与所述凝析油之间两相平衡状态下的热力学平衡常数；
根据所述富气相驱替介质的逸度计算所述凝析气与所述凝析油之间的平衡关系，获得所述凝析气与所述凝析油之间两相平衡状态下的热力学平衡常数；
E)建立三相平衡热力学模型，根据步骤D)获得的富气相驱替介质与凝析油之间的热力学平衡常数以及凝析气与凝析油之间的热力学平衡常数进行三相平衡热力学计算，并根据所述计算的结果绘制压力-组成相图；
F)判断所述压力-组成相图是否收敛，所述压力-组成相图收敛，则获得所述富气相驱替介质的热力学参数；
所述压力-组成相图发散，则重复步骤D)至E)，直至所述压力-组成相图收敛。
在一个实施例中，所述的评价方法，其特征在于，所述步骤B)包括以下步骤：
a)用PR状态方程计算体系中各组分的逸度，所述PR状态方程为：
Z3-(1-B)Z2+(A-3B2-2B)Z-(AB-B2-B3)＝0
其中：
Figure GDA0003021640460000031
Figure GDA0003021640460000032
Figure GDA0003021640460000033
Z为压缩因子；A为A参数；B为B参数；P为压力；Ai、Aj为第i、j组分的A参数；Bi为第i组分的B参数；kij为第i、j组分的二元相关系数；xi，xj为第i、j组分的摩尔百分数；vi，vj为第i、j组分的分子扩散体积；n为体系中组分总个数；T为温度；
b)计算体系摩尔质量等比例线；
c)建立体系泡点线计算模型；
d)建立体系露点线计算模型；
e)绘制体系压力-温度相图。
在一个实施例中，所述的评价方法，其特征在于，所述步骤C)应用PR状态方程开展超临界气相驱替介质和凝析气两相闪蒸计算以获得所述非稳定相区。
在一个实施例中，所述的评价方法，其特征在于，步骤a)所述各组分的逸度计算公式为：
Figure GDA0003021640460000034
其中，fi为第i组分逸度；
Figure GDA0003021640460000035
为第i组分逸度系数；n为体系中组分总个数；Z为压缩因子；A为A参数；B为B参数；P为压力；Ai、Aj为第i、j组分的A参数；Bi为第i组分的B参数；kij为第i、j组分的二元相关系数；xi为第i组分的摩尔百分数。
在一个实施例中，所述的评价方法，其特征在于，步骤b)所述体系摩尔质量等比例线采用如下模型获得：
Figure GDA0003021640460000041
其中，xiv和xil分别代表平衡时气相、液相中的第i组分的摩尔组成；fnl为液相中第n组分的逸度；fnv为气相中第n组分的逸度；ki为第i组分的热力学平衡常数；fil为凝析油第i组分逸度；Zi为第i组分的压缩因子；n为体系中组分总个数；fiv为混合气相第i组分逸度；P为压力；T为温度。
在一个实施例中，所述的评价方法，其特征在于，步骤c)所述泡点线计算模型为：
Figure GDA0003021640460000042
其中，xiv和xil分别代表平衡时气相、液相中的第i组分的摩尔组成；fnl为液相中第n组分的逸度；fnv为气相中第n组分的逸度；ki为第i组分的热力学平衡常数；fil为凝析油第i组分逸度；Zi为第i组分的压缩因子；n为体系中组分总个数；fiv为混合气相第i组分逸度；P为压力；T为温度。
在一个实施例中，所述的评价方法，其特征在于，步骤d)所述露点线计算模型为：
Figure GDA0003021640460000043
其中，xiv和xil分别代表平衡时气相、液相中的第i组分的摩尔组成；fnl为液相中第n组分的逸度；fnv为气相中第n组分的逸度；ki为第i组分的热力学平衡常数；fil为凝析油第i组分逸度；Zi为第i组分的压缩因子；n为体系中组分总个数；fiv为混合气相第i组分逸度；P为压力；T为温度。
在一个实施例中，所述的评价方法，其特征在于，所述步骤D)开展富气相驱替介质的气相逸度计算时区分不同热力学平衡常数，计算公式为：
Figure GDA0003021640460000051
其中：
a＝α(T)·ac
Figure GDA0003021640460000052
m＝0.37464+1.54226ω-0.26992ω2
Tr＝T/Tc
Figure GDA0003021640460000053
b＝0.77796·R·Tc/Pc
c(T)＝ccf(Tr)；cc为临界点改进体积修正项；Tr为对比温度；Tc为临界压力；Pc为临界压力；f(Tr)为温度改进系数；c(T)为体积修正项；P为压力；V为摩尔体积；ω为偏心因子，无因次；P为压力；T为温度。
在一个实施例中，所述的评价方法，其特征在于，所述步骤E)中的所述三相平衡热力学模型为：
Figure GDA0003021640460000054
Figure GDA0003021640460000055
Figure GDA0003021640460000056
其中，
Figure GDA0003021640460000057
为富气相驱替介质与凝析油之间的平衡常数，
Figure GDA0003021640460000058
为凝析气与凝析油之间的平衡常数，其计算方法为：
Figure GDA0003021640460000061
Figure GDA0003021640460000062
式中V1、V2分别代表平衡时富气相驱替介质、凝析气的摩尔分数；xiv1、xiv2和xil分别代表平衡时富气相驱替介质、凝析气和凝析油各相中的第i组分的摩尔组成；Zi代表油气体系中第i组分的总摩尔组成；
Figure GDA0003021640460000063
分别代表平衡时富气相驱替介质、凝析气相和凝析油各相中的第i组分的逸度，应用QNSS对上式迭代求解。
在一个实施例中，所述的评价方法，其特征在于，所述超临界气相驱替介质为超临CO2。
在一个实施例中，所述的评价方法，其特征在于，所述评价方法适用温度大于等于120℃。
本发明介绍的一种超临界气相驱替介质-凝析油气平衡相行为评价方法，考察了不同超临界气相驱替介质含量的条件下，超临界气相驱替介质与凝析气之间的相态变化，填补了气气液三相之间相态关系表征的空白。通过本发明介绍的方法，可以确定目标凝析气藏在某一地层温度下时，超临界气相驱替介质与凝析气之间的关系，进而确定两相之间的界面的稳定存在的条件及界面处相态变化的热力学条件，可指导超临界气相驱替介质的稳定埋存作业，为提高天然气和凝析油采收率提供指导。
附图说明
在下文中将基于实施例并参考附图来对本发明进行更详细的描述。其中：
图1是本发明一个实施例的方法流程图；
图2是本发明一个实施例获得的超临界CO2与凝析油气体系P-T(压力-温度)图；
图3是图2所示实施例获得的气气液三相P-X(压力-组成)相图。
具体实施方式
下面将结合附图对本发明作进一步说明。
本实施例中，采用超临界CO2作为气相驱替介质，模拟凝析气储层环境温度为132.18℃，参考压力为3200psi，试验流程概述见图1，图中虚线框内为三相计算流程。
一、井流物组成特征化。
通常情况下井流物组成复杂，在井内温度、压力环境下，井流物会形成闪蒸汽和闪蒸油。本实施例对Y凝析气藏Y1井的储层流体样品进行组分、含量分析。储层流体样品采用地面分离器气和分离器油复配而成。根据油田提供的现场资料(生产气/油比4046m3/m3；分离器油(地面油)的密度0.7517g/cm3；露点压力为37.62MPa)，在实验室复配地层流体，复配后的地层流体的气/油比为4046m3/m3，地面油密度为0.7769g/cm3，露点压力为37.62MPa。最后，根据实验室复配流体样品的气油比计算出复配流体样品的井流物组分，见表1Y1井的井流物组分、组成数据。
表1
Figure GDA0003021640460000071
注：C11+密度为0.8429；C11+分子量为199.56。
二、建立超临界CO2和凝析油气体系之间两相热力学模型，并进行两相平衡计算，获得体系P-T关系。
本步骤的目的是，将体系分为凝析油(液相)与超临界CO2和凝析气组成的混合气(气相)，计算气-液两相之间的平衡关系，并绘制P-T相图。通过应用PR状态方程(Peng-Robinson方程)，开展超临界CO2-凝析气两相闪蒸计算，获得超临界CO2与凝析气两相相平衡非稳定区。
PR状态方程为：
Z3-(1-B)Z2+(A-3B2-2B)Z-(AB-B2-B3)＝0 (1)
其中：
Figure GDA0003021640460000081
Figure GDA0003021640460000082
Figure GDA0003021640460000083
Z为压缩因子；A为A参数；B为B参数；P为压力；Ai、Aj为第i、j组分的A参数；Bi为第i组分的B参数；kij为第i、j组分的二元相关系数；xi，xj为第i、j组分的摩尔百分数；vi，vj为第i、j组分的分子扩散体积；
(1)用PR状态方程计算混合物中各组分的逸度。
①计算两相组成中各组分的Ai。
计算凝析气和超临界CO2两相组成中各组分的Ai，按以下公式进行计算。
Figure GDA0003021640460000084
Figure GDA0003021640460000085
Figure GDA0003021640460000091
Figure GDA0003021640460000092
其中，P为压力；R为热力学常数；T为热力学温度；Ωa为a的微观态数；Tr为对比温度，Tc为临界温度；Pc为临界压力。上述各项均为已知项。
②计算两相组成中各组分的Bi。
计算凝析气和超临界CO2两相组成中各组分的Bi，按以下公式进行计算。
Figure GDA0003021640460000093
Figure GDA0003021640460000094
其中，p为压力；R为热力学常数；T为热力学温度；Ωb为b的微观态数。上述各项均为已知项。
③计算混合物PR方程中的参数A。
PR方程中，混合物体系的参数A按以下公式进行计算。
Figure GDA0003021640460000095
其中，xi、xj均为已知项；kij通过公式(4)计算获得；Ai、Aj通过公式(5)计算获得。
④计算混合物PR方程中的参数B。
PR方程中，混合物体系的参数B按以下公式进行计算。
Figure GDA0003021640460000096
其中，xi已知，Bi通过公式(9)计算获得。
⑤求解PR方程。
将公式(11)、公式(12)计算获得的A、B值代入公式(1)，计算压缩因子Z。
⑥计算混合物某组分的逸度。
Figure GDA0003021640460000101
其中，fi：逸度；
Figure GDA0003021640460000102
逸度系数；其余各项将上述步骤中相应计算结果代入。
(2)计算体系摩尔质量等比例线
在P-T相图中，摩尔质量等比例线是指：由液量的摩尔质量nl点与体系总摩尔质量的比值为常数时的P、T状态点组成的相态特征线。方程组(14)是以摩尔质量表述的一般意义上两相的P-T相图计算热力学模型。将公式(13)计算获得的fi代入方程组(14)，获得相应的P-T关系。
Figure GDA0003021640460000103
其中，xiv和xil分别代表平衡时气相及液相中的第i组分的摩尔组成；fnl为液相中第n组分的逸度；fnv为气相中第n组分的逸度；ki为第i组分的热力学平衡常数。
选择PR、SRK状态方程，就可运用方程组(14)完成以摩尔质量为基准的油气烃类体系完整P-T相图计算。
(3)建立体系泡点线计算模型。
体系呈现为极少量气泡与总量为1摩尔的液相平衡共存。此时对应的P、T状态呈泡点状态，所有泡点状态点的连线即为泡点线，方程组(15)即为泡点线计算方程组。
Figure GDA0003021640460000111
(4)建立体系露点线计算模型。
体系呈现为极少量液滴与总量为1摩尔的气相平衡共存。此时对应的P、T状态点即为露点状态，所有露点状态点的连线即为露点线，方程组(16)即为露点线计算方程组。
Figure GDA0003021640460000112
(5)根据以上步骤计算结果绘制体系P-T相图。
根据公式(14)、(15)和(16)的计算结果绘制实验状态下的p-T相图，见图2。图中，虚线为泡点线通过公式(15)计算，实线为露点线通过公式(16)计算，灰色为等比例线通过公式(14)计算。
三、超临界CO2与凝析油气体系不稳定相区判断
从图2所示的P-T相图可以看出，当温度较高时，P-T相图不稳定，出现曲线上翘的发散特征，与其他线形不收敛。计算获得实验状态为132.18℃时，两相不稳定区为20-27MPa。可以判定，该两相不稳定区产生了富CO2气态第三相(V)。
四、在非稳定相区内计算富CO2气相、凝析气和凝析油之间的三相平衡关系，获得热力学平衡常数k值的初始值。
(1)在不同含量超临界CO2条件下，用公式(17)开展富CO2气相逸度计算。
Figure GDA0003021640460000113
Figure GDA0003021640460000121
其中：
a＝α(T)·ac (18)
Figure GDA0003021640460000122
m＝0.37464+1.54226ω-0.26992ω2(20)
Tr＝T/Tc (21)
Figure GDA0003021640460000123
b＝0.77796·R·Tc/Pc (23)
c(T)＝ccf(Tr)，m3/mol；cc为临界点改进体积修正项，m3/mol；Tr为对比温度，Tc为临界压力，Pc为临界压力，f(Tr)为温度改进系数，c(T)为体积修正项；p为压力，MPa；V为摩尔体积，m3/mol；ω为偏心因子，无因次。
凝析油的平衡计算采用公式(1)-(12)，计算结果见，表3、表5凝析油一列。
(2)计算气态两相k值。
根据富CO2气相的逸度，通过公式(4)对富CO2气相及凝析气相进行热力学平衡常数k值计算，计算结果见表2。
表2
Figure GDA0003021640460000124
五、建立三相平衡热力学模型，代入平衡常数k进行三相平衡热力学计算，绘制P-X相图。
建立三相相平衡模型(凝析油、富CO2气相和凝析气)，见公式(24)-(26)，并利用公式(24)-(26)进行三相相平衡闪蒸计算。
Figure GDA0003021640460000131
Figure GDA0003021640460000132
Figure GDA0003021640460000133
其中，平衡数
Figure GDA0003021640460000134
的引入是为了减少独立变量，其计算方法见公式(27)、(28)。
Figure GDA0003021640460000135
Figure GDA0003021640460000136
式中V1、V2分别代表平衡时富CO2气相、凝析气的摩尔分数；xiv1、xiv2和xil分别代表平衡时富CO2气相、凝析气和凝析油各相中的第i组分的摩尔组成；Zi代表油气体系中第i组分的总摩尔组成；
Figure GDA0003021640460000137
分别代表平衡时富CO2气相、凝析气和凝析油各相中的第i组分的逸度。
式中，已知量为Zi，未知量xiv1、xiv2、V1、V2未知量n+3个，独立方程n+3。设定
Figure GDA0003021640460000138
初始值，应用QNSS迭代求解。
六、计算结果
应用上述三相相平衡模型，计算储层温度(132℃)下不同超临界CO2含量压力的热力学参数(见图)，绘制P-X相图，见图3。从图中可以看出，当超临界CO2含量超过55％，压力在20-27MPa时，体系中会出现如同条带一样的气气液双气相区。这与实验观测的132℃，3200psi条件下，在PVT筒内先泵入超临界CO2，保持温度压力不变，从上部注入当前条件下平衡后的凝析气，可以看见明显的界面现象相一致。具体实验结果见表3不同相的摩尔百分数、表4不同组分的热力学参数、表5不同相的热力学参数。
表3
Figure GDA0003021640460000141
表4
Figure GDA0003021640460000142
表5
富CO<sub>2</sub>气相 凝析气 凝析油
Z压缩因子 0.2714 0.3845 0.4407
分子量，g/mol 44.59 23.15 103.61
焓，BUT/lbmol -1679.51 -830.37 -3178.52
密度，lb/ft3 32.1445 21.9580 46.0025
黏度，cp 0.0421 0.0284. 0.1169
摩尔百分数，％ 75 23 2
从以上研究可以看出，在特定的超临界区内超临界CO2与凝析气之间会产生重力分异。对于目标凝析气藏，在地层温度，P＝25MPa下，超临界CO2与凝析气存在明显界面；超临界CO2气垫可实现稳定埋存，超临界CO2-凝析气过渡带则形成驱气的动力，是驱气的“弹簧”。可在这个压力范围内实施超临界CO2埋存及提高天然气和凝析油采收率。
综上所述，本发明介绍的一种超临界气相驱替介质-凝析油气平衡相行为评价方法，考察了不同超临界气相驱替介质含量的条件下，超临界气相驱替介质与凝析气之间的相态变化，填补了气气液三相之间相态关系表征的空白。通过本发明介绍的方法，可以确定目标凝析气藏在某一地层温度下时，超临界气相驱替介质与凝析气之间的关系，进而确定两相之间的界面的稳定存在的条件及界面处相态变化的热力学条件，可指导超临界气相驱替介质的稳定埋存作业，为提高天然气和凝析油采收率提供指导。
虽然已经参考优选实施例对本发明进行了描述，但在不脱离本发明的范围的情况下，可以对其进行各种改进并且可以用等效物替换其中的部件。尤其是，只要不存在结构冲突，各个实施例中所提到的各项技术特征均可以任意方式组合起来。本发明并不局限于文中公开的特定实施例，而是包括落入权利要求的范围内的所有技术方案。

Claims (10)

1.一种超临界气相驱替介质-凝析油气平衡相行为评价方法，包括以下步骤：
A)将井流物组成进行特征化，确定凝析气和凝析油的组成；
B)建立所述超临界气相驱替介质和所述凝析油气体系之间两相热力学模型，进行两相平衡计算，获得体系压力-温度关系；
C)根据所述体系压力-温度关系获得所述凝析油气体系和所述超临界气相驱替介质之间的非稳定相区，在所述非稳定相区条件下开展气态第三相计算，所述气态第三相为富气相驱替介质；
D)所述超临界气相驱替介质含量不同的条件下，在所述非稳定相区内计算富气相驱替介质的逸度；
根据所述富气相驱替介质的逸度计算所述富气相驱替介质与所述凝析油之间的平衡关系，获得所述富气相驱替介质与所述凝析油之间两相平衡状态下的热力学平衡常数；
根据所述富气相驱替介质的逸度计算所述凝析气与所述凝析油之间的平衡关系，获得所述凝析气与所述凝析油之间两相平衡状态下的热力学平衡常数；
E)建立三相平衡热力学模型，根据步骤D)获得的富气相驱替介质与凝析油之间的热力学平衡常数以及凝析气与凝析油之间的热力学平衡常数进行三相平衡热力学计算，并根据所述计算的结果绘制压力-组成相图；
F)判断所述压力-组成相图是否收敛，所述压力-组成相图收敛，则获得所述富气相驱替介质的热力学参数；
所述压力-组成相图发散，则重复步骤D)至E)，直至所述压力-组成相图收敛；
所述步骤D)开展富气相驱替介质的气相逸度计算时区分不同热力学平衡常数，计算公式为：
Figure FDA0003021640450000011
其中：
a＝α(T)·ac
Figure FDA0003021640450000021
m＝0.37464+1.54226ω-0.26992ω2
Tr＝T/Tc
Figure FDA0003021640450000022
b＝0.77796·R·Tc/Pc
c(T)＝ccf(Tr)；cc为临界点改进体积修正项；Tr为对比温度；Tc为临界压力；Pc为临界压力；f(Tr)为温度改进系数；c(T)为体积修正项；P为压力；V为摩尔体积；ω为偏心因子，无因次；T为温度；Z为压缩因子；R为热力学常数；φi v1为平衡时富气相驱替介质中的第i组分的逸度。
2.根据权利要求1所述的评价方法，其特征在于，所述步骤B)包括以下步骤：
a)用PR状态方程计算体系中各组分的逸度，所述PR状态方程为：
Z3-(1-B)Z2+(A-3B2-2B)Z-(AB-B2-B3)＝0
其中：
Figure FDA0003021640450000023
Figure FDA0003021640450000024
Figure FDA0003021640450000025
Z为压缩因子；A为A参数；B为B参数；P为压力；Ai、Aj为第i、j组分的A参数；Bi为第i组分的B参数；kij为第i、j组分的二元相关系数；xi，xj为第i、j组分的摩尔百分数；vi，vj为第i、j组分的分子扩散体积；n为体系中组分总个数；T为温度；
b)计算体系摩尔质量等比例线；
c)建立体系泡点线计算模型；
d)建立体系露点线计算模型；
e)绘制体系压力-温度相图。
3.根据权利要求2所述的评价方法，其特征在于，所述步骤C)应用PR状态方程开展超临界气相驱替介质和凝析气两相闪蒸计算以获得所述非稳定相区。
4.根据权利要求2所述的评价方法，其特征在于，步骤a)所述各组分的逸度计算公式为：
Figure FDA0003021640450000031
其中，fi为第i组分逸度；
Figure FDA0003021640450000032
为第i组分逸度系数；n为体系中组分总个数；Z为压缩因子；A为A参数；B为B参数；P为压力；Ai、Aj为第i、j组分的A参数；Bi为第i组分的B参数；kij为第i、j组分的二元相关系数；xi为第i组分的摩尔百分数。
5.根据权利要求2所述的评价方法，其特征在于，步骤b)所述体系摩尔质量等比例线采用如下模型获得：
Figure FDA0003021640450000033
其中，xiv和xil分别代表平衡时气相、液相中的第i组分的摩尔组成；fnl为液相中第n组分的逸度；fnv为气相中第n组分的逸度；ki为第i组分的热力学平衡常数；fil为凝析油第i组分逸度；Zi为第i组分的压缩因子；n为体系中组分总个数；fiv为混合气相第i组分逸度；P为压力；T为温度；nv为气相组分的总个数。
6.根据权利要求2所述的评价方法，其特征在于，步骤c)所述泡点线计算模型为：
Figure FDA0003021640450000041
其中，xiv和xil分别代表平衡时气相、液相中的第i组分的摩尔组成；fnl为液相中第n组分的逸度；fnv为气相中第n组分的逸度；ki为第i组分的热力学平衡常数；fil为凝析油第i组分逸度；Zi为第i组分的压缩因子；n为体系中组分总个数；fiv为混合气相第i组分逸度；P为压力；T为温度。
7.根据权利要求2所述的评价方法，其特征在于，步骤d)所述露点线计算模型为：
Figure FDA0003021640450000042
其中，xiv和xil分别代表平衡时气相、液相中的第i组分的摩尔组成；fnl为液相中第n组分的逸度；fnv为气相中第n组分的逸度；ki为第i组分的热力学平衡常数；fil为凝析油第i组分逸度；Zi为第i组分的压缩因子；n为体系中组分总个数；fiv为混合气相第i组分逸度；P为压力；T为温度。
8.根据权利要求1所述的评价方法，其特征在于，所述步骤E)中的所述三相平衡热力学模型为：
Figure FDA0003021640450000043
Figure FDA0003021640450000051
Figure FDA0003021640450000052
其中，
Figure FDA0003021640450000053
为富气相驱替介质与凝析油之间的平衡常数，
Figure FDA0003021640450000054
为凝析气与凝析油之间的平衡常数，其计算方法为：
Figure FDA0003021640450000055
Figure FDA0003021640450000056
式中V1、V2分别代表平衡时富气相驱替介质、凝析气的摩尔分数；xiv1、xiv2和xil分别代表平衡时富气相驱替介质、凝析气和凝析油各相中的第i组分的摩尔组成；Zi代表油气体系中第i组分的总摩尔组成；
Figure FDA0003021640450000057
分别代表平衡时富气相驱替介质、凝析气相和凝析油各相中的第i组分的逸度，应用QNSS对上式迭代求解；n为体系中组分总个数。
9.根据权利要求1至8任一项所述的评价方法，其特征在于，所述超临界气相驱替介质为超临CO2。
10.根据权利要求1至8任一项所述的评价方法，其特征在于，所述评价方法适用温度大于等于120℃。
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