CN115506760A - 一种提高凝析油气井筒举升效率的方法 - Google Patents
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Abstract
本发明涉及的是一种提高凝析油气井筒举升效率的方法，它包括：构建凝析油多相体系气相实际状态方程；定量表征考虑凝析油多相体系气液平衡状态的饱和蒸汽压；凝析油多相体系中二元相互作用系数与气液平衡常数的关联；确定凝析油多相体系中各烃类组分对应虚拟组分的最佳二元相互作用系数；建立凝析油多相体系相平衡状态下气液平衡常数的相关性回归模型；构建凝析油多相体系井筒举升提效方法。本发明解决凝析油气田开发的矿场开采工艺中，在考虑凝析油多相体系组分发生变化时，如何确定最佳二元相互作用系数，定量表征凝析油多相体系相平衡状态，以实现矿场开采工艺中井筒举升提效的问题。
Description
技术领域：
本发明涉及的是凝析油气田开发过程中，解决各烃类组分复杂多样的凝析油多相体系矿场开采时，利用二元相互作用系数表示凝析油多相体系各烃类组分的气液平衡常数，利用相关性原理定量表征凝析油多相体系各烃类组分相平衡状态，尤其是实现凝析油多相体系井筒举升提效的技术难题，具体涉及的是一种提高凝析油气井筒举升效率的方法。
背景技术：
在凝析油气田开发的矿场井筒流动、地面分离、运输、管道设计等诸多工艺过程模型化描述与提效中，由于凝析油轻烃组分占比高，极易形成气液两相共存的凝析油多相体系，故针对描述凝析油多相体系的相平衡状态，一直以来，不断形成了基于基本状态方程与经验公式迭代运算的平衡常数法、基于人工智能算法融合支持向量回归模型的饱和压力法、基于人工神经元网络深度学习的泡点压力法等确定方法，且这些方法在分析求解不同凝析油多相体系的相平衡状态参数中发挥着重要作用。其中以基本状态方程为基础的平衡常数法在表征气液组分平衡、维持逸度活度相等、关联烃类组分统一方面受到了青睐，气液平衡常数也成为了用以描述凝析油多相体系相平衡状态的本质特性参数，而气液平衡常数的定量表征便为凝析油气田矿场开采工艺井筒举升的提效提供了基本遵循。
然而，目前以基本状态方程为基础的平衡常数法在表征凝析油多相体系相平衡状态时，需要进行复杂的迭代过程，且在气液平衡常数确定时需要许多实验参数进行繁琐的经验相关性关联运算，尤其要求避免因缺乏收敛而导致运算时间过长，甚至造成气液平衡常数确定失败的问题，同时，在此方法中使用的二元相互作用系数会随着凝析油多相体系的烃类组成不同而产生差异，从而导致气液平衡常数确定难度急剧增大，凝析油多相体系相平衡状态的定量表征误差随之增加，有效提高其开采工艺井筒举升的效率也频受限制。所以，即便引入了气液平衡常数描述凝析油多相体系的相平衡状态，但传统的气液平衡常数确定方法尚未考虑凝析油多相体系内不同烃类组分分子之间相互作用的差异，从而无法避免大量的迭代运算，这直接影响到获取凝析油多相体系相平衡参数的时间成本和数值结果的准确性，进而破坏油气生产系统损耗负荷与整体举升效率的相互协调配合。这就提出了一种基于相关性原理获取最佳二元相互作用系数，从而确定气液平衡常数，实现对凝析油多相体系相平衡状态的定量表征及井筒举升效率的全面提升，突破传统方法确定气液平衡常数过程繁琐，特别是凝析油多相体系液相逸度表征复杂，以及二元相互作用系数不明确的局限和难题，科学设计通过相关性原理定量表征凝析油多相体系相平衡状态，进而构建提高凝析油气井筒举升效率的方法便显得尤为重要。
发明内容：
本发明的目的是提供一种提高凝析油气井筒举升效率的方法，这种提高凝析油气井筒举升效率的方法用于解决在考虑凝析油多相体系组分发生变化时，如何确定最佳二元相互作用系数，定量表征凝析油多相体系相平衡状态，以实现矿场开采工艺中井筒举升提效的问题。
本发明解决其技术问题所采用的技术方案是：这种提高凝析油气井筒举升效率的方法包括如下步骤：
步骤一、构建凝析油多相体系气相实际状态方程：
Z3-Z2+(A-B-B2)Z-AB＝0
其中，Z为组分压缩因子；以混合规则从相应的纯组分参数为基础，定义两个关于凝析油多相体系烃类组分性质的压缩因子参数
和
同时利用混合规则获取参数am、bm分别为：
上式中，xi为各液相烃类组分的摩尔分数；yi为各气相烃类组分的摩尔分数；Ψi和aij为混合规则中二元相互作用体系组分的相关系数，且
kij为二元相互作用系数；am和bm为凝析油多相体系的混合规则参数；ai为凝析油多相体系中第i种烃类组分的基本状态方程参数；aj为凝析油多相体系中第j种烃类组分的基本状态方程参数；αi为凝析油多相体系中第i种烃类组分的气体状态方程修正参数；αj为凝析油多相体系中第j种烃类组分的气体状态方程修正参数；
步骤二、定量表征考虑凝析油多相体系气液平衡状态的饱和蒸汽压；
式中：Psat为凝析油多相体系饱和蒸汽压，Pa；Ki为各烃类组分的气液平衡常数；fi L为各烃类组分的液相逸度；
为各烃类组分的气相逸度系数；xi为液相中各组分摩尔占比；
步骤三、凝析油多相体系中二元相互作用系数与气液平衡常数的关联；
在凝析油多相体系达到气液平衡状态时，各烃类组分气液平衡常数的迭代式：
上述式中，γi为液相中i组分的活度系数；P为平衡分离压力，Pa；
同时假设混合过程SE＝0和VE＝0，由正规溶液理论推导出液相中各烃类组分的活度系数公式为：
式中，Vi L为凝析油多相体系中第i种烃类液态纯组分的摩尔体积，cm3/mol；
为凝析油多相体系中第j种烃类组分的体积分数，且j≠i；δj为凝析油多相体系中第j种烃类组分的溶解参数，j0.5.cm1.5；
为凝析油多相体系除第i种烃类组分之外的溶解参数均值；
气相各烃类组分逸度的相关式：
而：
式中，A0到A9为混合体系的相关参数，可查取；ωi为偏心因子；
为各纯液态组分在体系温度和压力下的逸度系数；Pri为各纯液态组分的对比压力；
和
为普遍化公式的中间参数；
将上述γi、
参数值带入各烃类组分气液平衡常数的迭代式进行多元变量降维，由于压缩因子参数A、B中存在二元相互作用系数变量，则此凝析油多相体系各烃类组分的气液平衡常数降维后成为二元相互作用系数的一元函数，即用以实现表征凝析油多相体系相平衡状态的气液平衡常数受二元相互作用系数单一变量控制；
步骤四、确定凝析油多相体系中各烃类组分对应C7+虚拟组分的最佳二元相互作用系数；
最终饱和蒸汽压误差表示为：
根据此误差公式，在0.01到0.50范围内不断对二元相互作用系数kij进行取值，以此构建纵坐标为饱和蒸汽压误差、横坐标为二元相互作用系数kij的误差曲线，进而选择曲线最低点即饱和蒸汽压误差极小值处，对应横坐标则为最佳二元相互作用系数；
步骤五、建立凝析油多相体系相平衡状态下气液平衡常数的相关性回归模型：
式中，Ki为第i种烃类组分的气液平衡常数；xj为与气液平衡常数强相关或中等相关的变量；h为强相关或中等相关的变量数目；mj、nj、CK为多变量回归模型中的幂函数参量，通过各烃类组分实验测试数据代入进行非线性回归获取；
步骤六、构建凝析油多相体系井筒举升提效方法；基于对凝析油多相体系相平衡状态的定量表征，针对不同的井筒工况条件，确定了在一定井筒温度、压力条件下，各烃类组分在气相和液相中的分配比例，即能够获得一定井筒温度、压力条件下各烃类组分在气相组分和液相组分中的摩尔比，当开采动态特征反映出这一摩尔比减小时，相应地给矿场增压气举工艺的压缩机增压，至各烃类组分在气相组分和液相组分中的摩尔比恢复到该井前期开采动态特征；当摩尔比增大时，相应地给增压气举工艺压缩机降压，至各烃类组分在气相和液相中的摩尔比恢复到该井前期开采动态特征，从而保证凝析油多相体系呈混相开采，有效实现对管柱内液柱密度的控制，提高举升效率。
上述方案中步骤一的具体方法：
在凝析油多相体系进行气液相态平衡表征中，根据基本状态方程，其解析形式有：
ai和bi为凝析油多相体系中第i种烃类组分的基本状态方程参数，根据混合规则以相应的纯组分参数来确定：
式中，Ωa，Ωb为基本状态方程参数0.427480和0.08664；Pci为各纯组分的临界压力，Pa；Tci为各纯组分的临界温度，K；T为平衡分离温度，K；P为平衡分离压力，Pa；R为摩尔气体常数，8.315J/(mol.K)；V为凝析油多相体系中气体体积，m3；
考虑到不同烃类组分分子结构对气体状态方程的影响，引入偏心因子修正系数mi，则修正参数αi可以用各烃类组分对比温度表示，有：
式中，Tri为各纯组分的对比温度，K；ωi为各烃类组分的偏心因子；
由于在对凝析油多相体系进行气液平衡状态表征时，气相分子体积不可忽略不计，凝析油多相体系中气相组分需受到实际气体状态方程限制，根据实际气体状态方程具体形式有：
PV＝ZRT
式中，Z为组分压缩因子；
则将实际气体状态方程与基本状态方程相关联，即构建凝析油多相体系气相组分实际状态方程形式，有：
Z3-Z2+(A-B-B2)Z-AB＝0
其中，以混合规则从相应的纯组分参数为基础，定义两个关于凝析油多相体系烃类组分性质的压缩因子参数
和
同时利用混合规则获取参数am、bm分别为：
式中，xi为各液相烃类组分的摩尔分数；yi为各气相烃类组分的摩尔分数；Ψi和aij为混合规则中二元相互作用体系组分的相关系数，且
kij为二元相互作用系数；am和bm为凝析油多相体系的混合规则参数；ai为凝析油多相体系中第i种烃类组分的基本状态方程参数；aj为凝析油多相体系中第j种烃类组分的基本状态方程参数；αi为凝析油多相体系中第i种烃类组分的气体状态方程修正参数；αj为凝析油多相体系中第j种烃类组分的气体状态方程修正参数。
上述方案中步骤二的具体方法：
凝析油多相体系中的重烃类组分在气液平衡状态表征中性质差异较小，则选取由凝析油多相体系中的C7+重组分作为虚拟组分，由纯组分的临界温度和临界压力来表征C7+虚拟组分的临界性质
有：
式中，
为凝析油多相体系中C7+组分的分子量；
为凝析油多相体系中C7+组分的临界压力，Pa；
为凝析油多相体系中C7+组分的临界温度，K；
为凝析油多相体系中C7+组分的临界沸点温度，K；
基于此C7+虚拟组分的临界压力、临界温度和临界沸点，结合Edmister规则计算C7+虚拟组分的偏心因子
具体形式有：
联立步骤一中的凝析油多相体系气相组分实际状态方程，结合一元三次方程的卡尔丹公式法，获得凝析油气液两相的压缩因子，将压缩因子带入液相逸度系数确定式中，得到凝析油多相体系各烃类组分的液相逸度系数与压缩因子参数的关联式：
式中，
为各烃类组分的液相逸度系数；
进而，获取凝析油多相体系中各烃类组分的液相逸度有：
式中，fi L为各烃类组分的液相逸度；
同理，得到凝析油多相体系中各烃类组分的气相逸度，有：
式中，fi V为各烃类组分的气相逸度；
为各烃类组分的气相逸度系数；
根据Rachford-Rice方程，由凝析油多相体系相态平衡时各烃类组分在液相和气相的摩尔占比关系，引入各烃类组分气液平衡常数有：
式中，nV为凝析油多相体系中气相的摩尔占比；Ki为各烃类组分的气液平衡常数，Zi为各烃类组分在整体凝析油多相体系中的摩尔占比；
在凝析油多相体系达到泡点时，体系内各烃类组分摩尔占比Zi等于液相中各组分摩尔占比xi，则满足恒等表达式有：
由于凝析油多相体系达到相平衡状态的条件为各烃类组分的液相逸度和气相逸度相等，即：
fi L＝fi V
则将气液平衡状态下，将气相逸度定义式中气相逸度替换为液相逸度，饱和蒸汽压表达式为：
式中，Psat为凝析油多相体系饱和蒸汽压，Pa；
将各烃类组分的气液平衡常数用
代入饱和蒸汽压表达式中，饱和蒸汽压定量表征为：
上述方案中步骤四的具体方法为：
根据各烃类组分实际饱和蒸汽压，对步骤二中的饱和蒸汽压进行误差分析，其误差分析式为：
式中，
为各烃类组分饱和蒸汽压，Pa；
按步骤三中各烃类组分气液平衡常数为二元相互作用系数的一元函数，在步骤二内，饱和蒸汽压由气液平衡常数进行定量表征，则将基于基本状态方程所求解出的压缩因子记作二元相互作用系数的一元函数形式有：
Z＝f(kij)
将此一元函数形式代入气相逸度系数关联式中有：
结合对数转换规则，有气相逸度系数为：
同理，获取凝析油多相体系的液相活度为：
将γi、
代入步骤二的饱和蒸汽压定量表征中，有：
则最终饱和蒸汽压误差表示为：
根据此误差公式，在0.01到0.50范围内不断对二元相互作用系数kij进行取值，以此构建纵坐标为饱和蒸汽压误差、横坐标为二元相互作用系数kij的误差曲线，进而选择曲线最低点即饱和蒸汽压误差极小值处，对应横坐标则为最佳二元相互作用系数。
上述方案中步骤五的具体方法为：
凝析油多相体系相平衡状态对应的各烃类组分气液平衡常数与组分类别、组分组成、压力和温度等系统变量存在内在相关性，将步骤四确定的最佳二元相互作用系数回代入步骤三中，对各烃类组分实验测试数据求解对应凝析油多相体系的气液平衡常数，将每组各烃类组分实验测试的烃类组分组成及相应压力和温度作为变量，并以幂函数形式分别进行气液平衡常数单一变量的回归；
为分析凝析油多相体系中烃类组分组成、压力和温度与气液平衡常数相关性的强弱程度，以单一变量回归模型的相关系数R2为指标，将相关系数R2≤0.2作为弱相关、0.2＜R2≤0.6作为中等相关、0.6＜R2作为强相关，剔除单一变量回归模型为弱相关的变量，简化相平衡状态下气液平衡常数的相关变量，则气液平衡常数单一变量相关性回归模型具体形式为：
式中，Ki为第i种烃类组分的气液平衡常数；xj为与气液平衡常数相关的变量，包括各烃类组分组成、体系温度和体系压力；m、n、C为单一变量回归模型的幂函数参量，通过各烃类组分实验测试数据代入进行非线性回归获取；
将弱相关变量剔除降维后，同样以每组烃类组分的实验测试结果和步骤三、步骤四中确定的气液平衡常数为基础，采用幂函数的形式，对中等、强相关变量叠加进行凝析油多相体系相平衡状态下气液平衡常数多变量回归，确定气液平衡常数多变量回归模型中的幂函数参量，则最终气液平衡常数多变量相关性回归模型具体形式为：
式中，Ki为第i种烃类组分的气液平衡常数；h为强相关或中等相关的变量数目；mj、nj、CK为多变量回归模型中的幂函数参量，通过各烃类组分实验测试数据代入进行非线性回归获取。
本发明具有以下有益效果：
(一)本发明充分考虑到凝析油多相体系进行相平衡状态表征中所运用的基本状态方程与实际压力、温度之间的关系，基于基本状态方程引入二元相互作用系数，同时兼顾实际气体状态方程，构建凝析油多相体系实际状态方程，为相平衡状态下气液平衡常数的表征提供前提条件。在此基础上求解各烃类组分的压缩因子，联立逸度公式分别形成气相逸度和液相逸度的关联式，保证科学化、定量化实现对凝析油多相体系的相平衡状态描述。
(二)本发明考虑到凝析油多相体系中的重组分在平衡气液分离时所受影响较小，选取凝析油多相体系中的C7+重组分作为虚拟组分，不仅可以简化凝析油组分确定范围，而且大幅减少二元相互作用系数未知量数目，有效降低获取最佳二元相互作用系数的难度，同时结合Rachford-Rice方程，引入各烃类组分的气液平衡常数，从而定量表征凝析油多相体系气液平衡状态的饱和蒸汽压，有益于将相平衡状态的外在饱和蒸汽压与内在本质气液平衡常数相关联，为凝析油多相体系气液平衡常数相关性回归模型的建立提供数据源。
(三)本发明获取混合体系中最佳二元相互作用参数，既着眼于凝析油多相体系达到相平衡状态时，饱和蒸汽压与气液平衡常数的内在关联、烃类组分压缩因子与二元相互作用系数之间的函数关系，同时兼顾烃类组分实际饱和蒸汽压数据，定义饱和蒸汽压误差分析式，结合相平衡状态下气、液两相逸度相等的先决条件，通过二元相互作用系数kij在0.01～0.5范围内遍历求解饱和蒸汽压，则可构建以纵坐标为饱和蒸汽压误差、横坐标为二元相互作用系数kij的误差曲线，既能够揭示C7+虚拟组分二元相互作用系数对饱和蒸汽压与气液平衡常数的影响机制，又能够以图像法获取最佳二元相互作用系数数值，有效解决了对饱和蒸汽压误差函数形式复杂、不连续而带来无法微分求极值的问题，能够为真实工况凝析油多相体系相分离系统中，相平衡参数的确定及相应烃类组分基础物性的丰富与拓展提供新思路。
(四)本发明考虑到凝析油多相体系复杂多样，而用以表征凝析油多相体系达到相平衡状态时，各烃类组分气液平衡常数与烃类组分类别、组分摩尔占比以及相平衡环境等因素相关，则将这些因素变量针对气液平衡常数进行单一变量回归，并以相关系数R2为指标，分析各变量与气液平衡常数的相关程度，进而对中等及强相关变量叠加，构建气液平衡常数多变量回归模型，在实现温度、压力、烃类组分对气液平衡常数相关性定量表征的同时，又能够大幅度减少气液平衡常数的重复迭代运算过程，为更加科学、深入地揭示相关变量对气液平衡常数的影响规律提供了有益的方法。
(五)本发明以基本状态方程与实际气体状态方程为基础，建立含有压缩因子的凝析油多相体系实际状态方程，并结合气、液两相逸度的确定式，引入气液平衡常数，定量表征了凝析油多相体系气液平衡状态的饱和蒸汽压，通过Chao-Seader模型将二元相互作用系数与气液平衡常数相关联，进而构建以二元相互作用系数为自变量的饱和蒸汽压误差曲线，以此获取C7+虚拟组分的最佳二元相互作用系数，同时将此系数代入烃类组分实验测试数据中获取相平衡时各烃类组分的气液平衡常数，采用幂函数形式建立凝析油多相体系相平衡状态下气液平衡常数的相关性回归模型，进而根据开采过程井筒工况条件气液平衡常数的变化，制定增压气举工艺压缩机的增、降压操作方案，实现凝析油多相体系在井筒混相开采，控制管柱内液柱密度，提高举升效率，原理明确、可行，方法科学、可靠。打破现有仅通过基本状态方程求解气液平衡常数时，液相逸度迭代运算不便的局限，提供一种以二元相互作用系数为中间参量，通过相关性原理构建气液平衡常数回归模型，定量表征凝析油多相体系相平衡状态的方法，科学性、可操作性及实用性强，既能够为凝析油多相体系烃类组分与相平衡环境因素对气液平衡常数影响机制的再现与深刻揭示提供有益的科学方法，又可丰富凝析油多相体系组分相态转变与热力学性质理论，同时也为加快凝析油气田矿场高效低能耗开采工艺技术的开发与应用提供了理论手段和依据。
(六)本发明解决在凝析油气田开发的矿场开采工艺中，以基本状态方程为基础，利用二元相互作用系数表示凝析油多相体系各烃类组分气液平衡常数的问题，尤其是解决在考虑凝析油多相体系组分发生变化时，如何确定最佳二元相互作用系数，定量表征凝析油多相体系相平衡状态，以实现矿场开采工艺中井筒举升提效的问题。
附图说明：
图1为本发明方法的原理示意图；
1.凝析油多相体系2.各烃类组分3.气相组分4.液相组分5.二元相互作用系数6.气相逸度7.液相逸度8.气液相平衡界面。
具体实施方式：
下面结合附图对本发明做进一步的说明：
如图1所示，凝析油多相体系1中的各烃类组分2根据环境温度与压力会形成不同相态，并共存于凝析油多相体系1中，其中，气相组分3的分子排列散乱，分子间距大，而液相组分4的分子空间分布相对密集，因此在不同的各烃类组分2分子之间二元相互作用系数5存在差异，同时在气相逸度6及液相逸度7的推动力与逸散能力作用下，各烃类组分2分子不断地在气相组分3与液相组分4中迁移，最终当气相组分3和液相组分4相互转换速率达到动态平衡时，凝析油多相体系1处于相平衡状态，气相组分3与液相组分4之间形成稳定的气液平衡界面8。
这种提高凝析油气井筒举升效率的方法包括如下步骤：：
(一)在凝析油多相体系1进行气液相态平衡表征中，根据基本状态方程，其解析形式有：
ai和bi为凝析油多相体系中第i种烃类组分的基本状态方程参数，根据混合规则以相应的纯组分参数来确定：
上述式中，Ωa，Ωb为基本状态方程参数0.427480和0.08664；Pci为各纯组分的临界压力，Pa；Tci为各纯组分的临界温度，K；T为平衡分离温度，K；P为平衡分离压力，Pa；R为摩尔气体常数，8.315J/(mol.K)；V为凝析油多相体系中气体体积，m3。
考虑到不同烃类组分分子结构对气体状态方程的影响，引入偏心因子修正系数mi，则修正参数αi可以用各烃类组分对比温度表示，有：
上述式中，Tri为各纯组分的对比温度，K；ωi为各烃类组分的偏心因子。
由于在对凝析油多相体系进行气液平衡状态表征时，气相分子体积不可忽略不计，凝析油多相体系中气相组分需受到实际气体状态方程限制，根据实际气体状态方程具体形式有：
PV＝ZRT
上述式中，Z为组分压缩因子。
则将实际气体状态方程与基本状态方程相关联，即构建凝析油多相体系气相组分实际状态方程形式，有：
Z3-Z2+(A-B-B2)Z-AB＝0
其中，以混合规则从相应的纯组分参数为基础，定义两个关于凝析油多相体系烃类组分性质的压缩因子参数
和
同时利用混合规则获取参数am、bm分别为：
上述式中，xi为各液相烃类组分的摩尔分数；yi为各气相烃类组分的摩尔分数；Ψi和aij为混合规则中二元相互作用体系组分的相关系数，且
kij为二元相互作用系数；am和bm为凝析油多相体系的混合规则参数；ai为凝析油多相体系中第i种烃类组分的基本状态方程参数；aj为凝析油多相体系中第j种烃类组分的基本状态方程参数；αi为凝析油多相体系中第i种烃类组分的气体状态方程修正参数；αj为凝析油多相体系中第j种烃类组分的气体状态方程修正参数。
由此完成凝析油多相体系气相实际状态方程的构建。
(二)考虑到凝析油多相体系1中的重烃类组分在气液平衡状态表征中性质差异较小，则选取由凝析油多相体系1中的C7+重组分作为虚拟组分，由纯组分的临界温度和临界压力来表征C7+虚拟组分的临界性质
有：
上述式中，
为凝析油多相体系中C7+组分的分子量；
为凝析油多相体系中C7+组分的临界压力，Pa；
为凝析油多相体系中C7+组分的临界温度，K；
为凝析油多相体系中C7+组分的临界沸点温度，K。
基于此C7+虚拟组分的临界压力、临界温度和临界沸点，结合Edmister规则计算C7+虚拟组分的偏心因子
具体形式有：
联立步骤(一)中的凝析油多相体系1气相组分3实际状态方程，结合一元三次方程的卡尔丹公式法，可获得凝析油多相体系1的气相组分3、液相组分4的压缩因子，由此将压缩因子带入液相逸度系数公式中，得到凝析油多相体系1各烃类组分2的液相逸度系数与压缩因子参数的关联式：
上述式中，
为各烃类组分的液相逸度系数。
进而，获取凝析油多相体系1中各烃类组分2的液相逸度7有：
上述式中，fi L为各烃类组分的液相逸度。
同理，可以得到凝析油多相体系1中各烃类组分2的气相逸度6，有：
上述式中，fi V为各烃类组分的气相逸度；
为各烃类组分的气相逸度系数。
根据Rachford-Rice方程，由凝析油多相体系1相态平衡时各烃类组分2在液相组分7和气相组分6的摩尔占比关系，引入各烃类组分2气液平衡常数有：
上述式中，nV为凝析油多相体系中气相的摩尔占比；Ki为各烃类组分的气液平衡常数，Zi为各烃类组分在整个凝析油多相体系中的摩尔占比。
在凝析油多相体系1达到泡点时，体系内各烃类组分2摩尔占比Zi等于液相组分4中各组分摩尔占比xi，则满足恒等表达式有：
由于凝析油多相体系1达到相平衡状态的条件为各烃类组分2的液相逸度7和气相逸度6相等，即：
fi L＝fi V
则将气液平衡状态下，将气相逸度6定义式中的气相逸度6替换为液相逸度7，则饱和蒸汽压可以表达为：
上述式中，Psat为凝析油多相体系饱和蒸汽压，Pa。
将各烃类组分2的气液平衡常数用
代入上式中，饱和蒸汽压可定量表征为：
由此完成考虑凝析油多相体系气液平衡状态的饱和蒸汽压定量表征。
(三)考虑到步骤(二)的饱和蒸汽压定量表征中，气液平衡常数会随着各烃类组分2在气相组分3与液相组分4中摩尔占比不同而发生变化，则根据Chao-Seader模型，在凝析油多相体系1达到气液平衡状态时，给定各烃类组分2气液平衡常数的迭代式：
上述式中，γi为液相中i组分的活度系数；P为平衡分离压力，Pa。
同时假设混合过程SE＝0和VE＝0，由正规溶液理论推导出液相组分4中各烃类组分2的活度系数公式为：
上述式中，Vi L为凝析油多相体系中第i种烃类液态纯组分的摩尔体积，cm3/mol；
为凝析油多相体系中第j种烃类组分的体积分数，且j≠i；δj为凝析油多相体系中第j种烃类组分的溶解参数，j0.5.cm1.5；
为凝析油多相体系除第i种烃类组分之外的溶解参数均值。
当获取液相中各烃类组分2的活度系数后，凝析油多相体系1达到气液平衡状态时需满足各烃类组分2在气相逸度6与液相逸度7相等，此时由步骤(二)中状态方程确定气相内各烃类组分2的逸度系数，得到气相中各烃类组分2的气相逸度6的相关式：
而：
上述式中，A0到A9为混合体系的相关参数，可查取；ωi为偏心因子；
为各纯液态组分在体系温度和压力下的逸度系数；Pri为各纯液态组分的对比压力；
和
为普遍化公式的中间参数。
将上述方程获取的γi、
参数值，带入前述各烃类组分气液平衡常数的迭代式进行多元变量降维，由于压缩因子参数A、B中存在二元相互作用系数5这一变量，则此凝析油多相体系1各烃类组分2的气液平衡常数降维后成为二元相互作用系数5的一元函数，即用以实现表征凝析油多相体系1相平衡状态的气液平衡常数受二元相互作用系数5单一变量控制。
由此实现了凝析油多相体系中二元相互作用系数与气液平衡常数的关联。
(四)根据各烃类组分2的实际饱和蒸汽压，对步骤(二)中的饱和蒸汽压进行误差分析，其误差分析式为：
上述式中，
为各烃类组分饱和蒸汽压，Pa。
按步骤(三)中各烃类组分2气液平衡常数为二元相互作用系数5的一元函数，而在步骤(二)内，饱和蒸汽压又可由气液平衡常数进行定量表征，则将基于基本状态方程所解出的压缩因子记作二元相互作用系数5的一元函数形式有：
Z＝f(kij)
将此一元函数形式代入气相逸度系数关联式中有：
结合对数转换规则，有气相逸度系数为：
同理，获取凝析油多相体系1的各烃类组分2液相活度为：
按步骤(三)获取γi、
参数后，代入步骤(二)的饱和蒸汽压定量表征中，有：
则最终饱和蒸汽压误差可以表示为：
根据此误差公式，在0.01到0.5范围内不断对二元相互作用系数5进行取值，以此构建纵坐标为饱和蒸汽压误差、横坐标为二元相互作用系数5的误差曲线，进而选择曲线最低点即饱和蒸汽压误差极小值处，对应横坐标则为最佳二元相互作用系数5。
由此完成凝析油多相体系中各烃类组分对应C7+虚拟组分的最佳二元相互作用系数确定。
(五)考虑到凝析油多相体系1相平衡状态对应的各烃类组分2气液平衡常数与组分类别、组分组成、压力和温度等系统变量存在内在相关性，则将步骤(四)确定的最佳二元相互作用系数5回代入步骤(三)中，针对各烃类组分实验测试数据求解对应凝析油多相体系1的气液平衡常数，将每组各烃类组分2实验测试条件中的烃类组分组成及相应压力和温度作为变量，并以幂函数形式分别进行气液平衡常数单一变量回归。
为分析凝析油多相体系1中烃类组分组成、压力和温度与气液平衡常数相关性的强弱程度，以单一变量回归模型的相关系数R2为指标，将相关系数R2≤0.2作为弱相关、0.2＜R2≤0.6作为中等相关、0.6＜R2作为强相关，从而可剔除单一变量回归模型为弱相关的变量，进一步简化相平衡状态下气液平衡常数的相关变量，则气液平衡常数单一变量相关性回归模型具体形式为：
上述式中，Ki为第i种烃类组分的气液平衡常数；xj为与气液平衡常数相关的变量，如各烃类组分组成、体系温度和体系压力；m、n、C为单一变量回归模型的幂函数参量，可通过各烃类组分实测试验数据代入进行非线性回归获取。
将弱相关变量剔除降维后，同样以每组烃类组分2实验测试结果和步骤(三)、(四)中确定的气液平衡常数为基础，采用幂函数的形式，对中等、强相关变量叠加进行凝析油多相体系1相平衡状态下气液平衡常数多变量回归，进而确定气液平衡常数多变量回归模型中的幂函数参量，则最终气液平衡常数多变量相关性回归模型具体形式为：
上述式中，Ki为第i种烃类组分的气液平衡常数；xj为与气液平衡常数强相关或中等相关的变量；h为强相关或中等相关的变量数目；mj、nj、CK为多变量回归模型中的幂函数参数，可通过各烃类组分实验测试数据代入进行非线性回归获取。
由此实现凝析油多相体系相平衡状态下气液平衡常数的相关性回归模型建立。
重复上述步骤，改变凝析油多相体系的烃类组分类别、摩尔比、体系温度与压力，可建立不同凝析油多相体系、不同相态平衡环境时，体系饱和蒸汽压与各烃类组分气液平衡常数的定量表征，通过图像法获取C7+虚拟组分的最佳二元相互作用系数，构建凝析油多相体系相平衡状态下气液平衡常数的相关性回归模型，从而利用各烃类组分的气液平衡常数定量表征凝析油多相体系相平衡状态。
(六)基于对凝析油多相体系1相平衡状态的定量表征，针对不同的井筒工况条件，便可明确在一定井筒温度、压力条件下，各烃类组分2在气相组分3和液相组分4中的分配比例，也就是说能够获得一定井筒温度、压力条件下各烃类组分2在气相组分3和液相组分4中的摩尔比，当开采动态特征反映出这一摩尔比减小时，相应地给矿场增压气举工艺的压缩机增压，至各烃类组分2在气相组分3和液相组分4中的摩尔比恢复到该井自喷开采期开采动态特征，当摩尔比增大时，相应地给增压气举工艺压缩机降压，至各烃类组分2在气相组分3和液相组分4中的摩尔比恢复到该井自喷开采期开采动态特征，从而保证凝析油多相体系1延续呈混相开采，有效实现对管柱内液柱密度的控制，确保开采过程举升效率提高。
凝析油多相体系达到气液平衡时的分离压力P采用真空压力表测试获得；凝析油多相体系达到气液平衡时的分离温度T采用温度传感器测试获得；凝析油多相体系达到气液平衡时各纯组分临界压力Pci和临界温度Tci由石油化设计工手册中有机物和无机物的特性数据表获得。
烃类组分的实际饱和蒸汽压通过石油炼制设计数据图表集查取；烃类组分采用气相色谱法测试获得。
此发明主要为六步法，即凝析油多相体系气相实际状态方程的构建、考虑凝析油多相体系气液平衡状态的饱和蒸汽压定量表征、凝析油多相体系中二元相互作用系数与气液平衡常数的关联、凝析油多相体系中各烃类组分对应C7+虚拟组分的最佳二元相互作用系数确定、凝析油多相体系相平衡状态下气液平衡常数的相关性回归模型建立、以及凝析油多相体系井筒举升提效方法的构建。其中第一步以基本状态方程为基础，结合实际气体状态方程引入各烃类组分的压缩因子，构建凝析油多相体系气相实际状态方程；二、三、四为突破凝析油多相体系相平衡状态表征时，用于气液平衡常数确定的关键性二元相互作用系数缺失，进而对运算带来的不便，将组分性质差异不大的C7+重组分作为虚拟组分，通过凝析油多相体系达到相平衡状态时，需满足气液两相逸度相等的条件，分别实现饱和蒸汽压、气液平衡常数与二元相互作用系数之间的关联，同时结合各烃类组分数据定义饱和蒸汽压误差分析式，并以此为指标，确定最佳二元相互作用系数取值，这也是相关性原理定量表征凝析油多相体系相平衡状态的关键；第五步充分考虑了凝析油多相体系的相平衡状态与各烃类组分组成、体系压力、体系温度等因素之间的相关性，利用幂指数形式对各因素分别进行气液平衡常数单一变量回归，以相关系数R2反映各因素与气液平衡常数的相关程度，并剔除弱相关因素后，对中等相关、强相关变量叠加进行凝析油多相体系气液平衡常数多变量回归，从而定量表征凝析油多相体系的相平衡状态；第六步基于对凝析油多相体系相平衡状态的定量表征，通过气液平衡常数的变化，制定增压气举工艺压缩机的增、降压操作方案，使凝析油多相体系在井筒混相开采，从而实现凝析油多相体系井筒举升提效方法构建。由此，为不同凝析油多相体系、不同相态平衡环境下，凝析油多相体系相平衡状态的定量表征与井筒举升提效提供了可靠的手段与科学方法，同时对于促进烃类组分高效开采工艺技术在凝析油气田矿场的推广应用及精细化管理、破解凝析油多相体系热力学相态参数表征不明确导致开采举升效率低、能耗高的难题具有重要作用，也对智能化凝析油气田高效开发与“双碳”目标背景下绿色凝析油气田一体化建设具有积极驱动作用。
本发明通过解决各烃类组分复杂多样的凝析油多相体系矿场开采时，利用二元相互作用系数表示凝析油多相体系各烃类组分的气液平衡常数，利用相关性原理定量表征凝析油多相体系各烃类组分相平衡状态，实现凝析油多相体系井筒举升提效的技术难题。
Claims (6)
1.一种提高凝析油气井筒举升效率的方法，其特征在于包括如下步骤：
步骤一、构建凝析油多相体系气相实际状态方程：
Z3-Z2+(A-B-B2)Z-AB＝0
其中，Z为组分压缩因子；以混合规则从相应的纯组分参数为基础，定义两个关于凝析油多相体系烃类组分性质的压缩因子参数
和
同时利用混合规则获取参数am、bm分别为：
式中，xi为各液相烃类组分的摩尔分数；yi为各气相烃类组分的摩尔分数；Ψi和aij为混合规则中二元相互作用体系组分的相关系数，且
kij为二元相互作用系数；am和bm为凝析油多相体系的混合规则参数；ai为凝析油多相体系中第i种烃类组分的基本状态方程参数；aj为凝析油多相体系中第j种烃类组分的基本状态方程参数；αi为凝析油多相体系中第i种烃类组分的气体状态方程修正参数；αj为凝析油多相体系中第j种烃类组分的气体状态方程修正参数；
步骤二、定量表征考虑凝析油多相体系气液平衡状态的饱和蒸汽压；
式中：Psat为凝析油多相体系饱和蒸汽压，Pa；Ki为各烃类组分的气液平衡常数；fi L为各烃类组分的液相逸度；
为各烃类组分的气相逸度系数；xi为液相中各组分摩尔占比；
步骤三、凝析油多相体系中二元相互作用系数与气液平衡常数的关联；
步骤四、确定凝析油多相体系中各烃类组分对应C7+虚拟组分的最佳二元相互作用系数；
最终饱和蒸汽压误差表示为：
根据此误差公式，在0.01到0.50范围内不断对二元相互作用系数kij进行取值，以此构建纵坐标为饱和蒸汽压误差、横坐标为二元相互作用系数kij的误差曲线，进而选择曲线最低点即饱和蒸汽压误差极小值处，对应横坐标则为最佳二元相互作用系数；
步骤五、建立凝析油多相体系相平衡状态下气液平衡常数的相关性回归模型：
式中，Ki为第i种烃类组分的气液平衡常数；xj为与气液平衡常数强相关或中等相关的变量；h为强相关或中等相关的变量数目；mj、nj、CK为多变量回归模型中的幂函数参量，通过各烃类组分实验测试数据代入进行非线性回归获取；
步骤六、构建凝析油多相体系井筒举升提效方法；基于对凝析油多相体系相平衡状态的定量表征，针对不同的井筒工况条件，确定了在一定井筒温度、压力条件下，各烃类组分在气相和液相中的分配比例，即能够获得一定井筒温度、压力条件下各烃类组分在气相组分和液相组分中的摩尔比，当开采动态特征反映出这一摩尔比减小时，相应地给矿场增压气举工艺的压缩机增压，至各烃类组分在气相组分和液相组分中的摩尔比恢复到该井前期开采动态特征；当摩尔比增大时，相应地给增压气举工艺压缩机降压，至各烃类组分在气相和液相中的摩尔比恢复到该井前期开采动态特征，从而保证凝析油多相体系呈混相开采，有效实现对管柱内液柱密度的控制，提高举升效率。
2.根据权利要求1所述的提高凝析油气井筒举升效率的方法，其特征在于：所述的步骤一的具体方法：
在凝析油多相体系进行气液相态平衡表征中，根据基本状态方程，其解析形式有：
ai和bi为凝析油多相体系中第i种烃类组分的基本状态方程参数，根据混合规则以相应的纯组分参数来确定：
式中，Ωa，Ωb为基本状态方程参数0.427480和0.08664；Pci为各纯组分的临界压力，Pa；Tci为各纯组分的临界温度，K；T为平衡分离温度，K；P为平衡分离压力，Pa；R为摩尔气体常数，8.315J/(mol.K)；V为凝析油多相体系中气体体积，m3；
考虑到不同烃类组分分子结构对气体状态方程的影响，引入偏心因子修正系数mi，则修正参数αi可以用各烃类组分对比温度表示，有：
式中，Tri为各纯组分的对比温度，K；ωi为各烃类组分的偏心因子；
由于在对凝析油多相体系进行气液平衡状态表征时，气相分子体积不可忽略不计，凝析油多相体系中气相组分需受到实际气体状态方程限制，根据实际气体状态方程具体形式有：
PV＝ZRT
式中，Z为组分压缩因子；
则将实际气体状态方程与基本状态方程相关联，即构建凝析油多相体系气相组分实际状态方程形式，有：
Z3-Z2+(A-B-B2)Z-AB＝0
其中，以混合规则从相应的纯组分参数为基础，定义两个关于凝析油多相体系烃类组分性质的压缩因子参数
和
同时利用混合规则获取参数am、bm分别为：
3.根据权利要求2所述的提高凝析油气井筒举升效率的方法，其特征在于：所述的步骤二的具体方法：
凝析油多相体系中的重烃类组分在气液平衡状态表征中性质差异较小，则选取由凝析油多相体系中的C7+重组分作为虚拟组分，由纯组分的临界温度和临界压力来表征C7+虚拟组分的临界性质
有：
式中，
为凝析油多相体系中C7+组分的分子量；
为凝析油多相体系中C7+组分的临界压力，Pa；
为凝析油多相体系中C7+组分的临界温度，K；
为凝析油多相体系中C7+组分的临界沸点温度，K；
基于此C7+虚拟组分的临界压力、临界温度和临界沸点，结合Edmister规则计算C7+虚拟组分的偏心因子
具体形式有：
联立步骤一中的凝析油多相体系气相组分实际状态方程，结合一元三次方程的卡尔丹公式法，获得凝析油气液两相的压缩因子，将压缩因子带入液相逸度系数确定式中，得到凝析油多相体系各烃类组分的液相逸度系数与压缩因子参数的关联式：
式中，
为各烃类组分的液相逸度系数；
进而，获取凝析油多相体系中各烃类组分的液相逸度有：
式中，fi L为各烃类组分的液相逸度；
同理，得到凝析油多相体系中各烃类组分的气相逸度，有：
式中，fi V为各烃类组分的气相逸度；
为各烃类组分的气相逸度系数；
根据Rachford-Rice方程，由凝析油多相体系相态平衡时各烃类组分在液相和气相的摩尔占比关系，引入各烃类组分气液平衡常数有：
式中，nV为凝析油多相体系中气相的摩尔占比；Ki为各烃类组分的气液平衡常数，Zi为各烃类组分在整体凝析油多相体系中的摩尔占比；
在凝析油多相体系达到泡点时，体系内各烃类组分摩尔占比Zi等于液相中各组分摩尔占比xi，则满足恒等表达式有：
由于凝析油多相体系达到相平衡状态的条件为各烃类组分的液相逸度和气相逸度相等，即：
fi L＝fi V
则将气液平衡状态下，将气相逸度定义式中气相逸度替换为液相逸度，饱和蒸汽压表达式为：
式中，Psat为凝析油多相体系饱和蒸汽压，Pa；
将各烃类组分的气液平衡常数用
代入饱和蒸汽压表达式中，饱和蒸汽压定量表征为：
4.根据权利要求3所述的提高凝析油气井筒举升效率的方法，其特征在于：所述的步骤三的具体方法为：
在凝析油多相体系达到气液平衡状态时，各烃类组分气液平衡常数的迭代式：
式中，γi为液相中i组分的活度系数；P为平衡分离压力，Pa；
同时假设混合过程SE＝0和VE＝0，由正规溶液理论推导出液相中各烃类组分的活度系数公式为：
式中，Vi L为凝析油多相体系中第i种烃类液态纯组分的摩尔体积，cm3/mol；
为凝析油多相体系中第j种烃类组分的体积分数，且j≠i；δj为凝析油多相体系中第j种烃类组分的溶解参数，j0.5.cm1.5；
为凝析油多相体系除第i种烃类组分之外的溶解参数均值；
气相各烃类组分逸度的相关式：
而：
式中，A0到A9为混合体系的相关参数，可查取；ωi为偏心因子；
为各纯液态组分在体系温度和压力下的逸度系数；Pri为各纯液态组分的对比压力；
和
为普遍化公式的中间参数；
将上述γi、
参数值带入各烃类组分气液平衡常数的迭代式进行多元变量降维，由于压缩因子参数A、B中存在二元相互作用系数变量，则此凝析油多相体系各烃类组分的气液平衡常数降维后成为二元相互作用系数的一元函数，即用以实现表征凝析油多相体系相平衡状态的气液平衡常数受二元相互作用系数单一变量控制。
5.根据权利要求4所述的提高凝析油气井筒举升效率的方法，其特征在于：所述的步骤四的具体方法为：
根据各烃类组分实际饱和蒸汽压，对步骤二中的饱和蒸汽压进行误差分析，其误差分析式为：
式中，
为各烃类组分饱和蒸汽压，Pa；
按步骤三中各烃类组分气液平衡常数为二元相互作用系数的一元函数，在步骤二内，饱和蒸汽压由气液平衡常数进行定量表征，则将基于基本状态方程所求解出的压缩因子记作二元相互作用系数的一元函数形式有：
Z＝f(kij)
将此一元函数形式代入气相逸度系数关联式中有：
结合对数转换规则，有气相逸度系数为：
同理，获取凝析油多相体系的液相活度为：
将γi、
代入步骤二的饱和蒸汽压定量表征中，有：
则最终饱和蒸汽压误差表示为：
根据此误差公式，在0.01到0.50范围内不断对二元相互作用系数kij进行取值，以此构建纵坐标为饱和蒸汽压误差、横坐标为二元相互作用系数kij的误差曲线，进而选择曲线最低点即饱和蒸汽压误差极小值处，对应横坐标则为最佳二元相互作用系数。
6.根据权利要求5所述的提高凝析油气井筒举升效率的方法，其特征在于：所述的步骤五的具体方法为：
凝析油多相体系相平衡状态对应的各烃类组分气液平衡常数与组分类别、组分组成、压力和温度等系统变量存在内在相关性，将步骤四确定的最佳二元相互作用系数回代入步骤三中，对各烃类组分实验测试数据求解对应凝析油多相体系的气液平衡常数，将每组各烃类组分实验测试的烃类组分组成及相应压力和温度作为变量，并以幂函数形式分别进行气液平衡常数单一变量的回归；
为分析凝析油多相体系中烃类组分组成、压力和温度与气液平衡常数相关性的强弱程度，以单一变量回归模型的相关系数R2为指标，将相关系数R2≤0.2作为弱相关、0.2＜R2≤0.6作为中等相关、0.6＜R2作为强相关，剔除单一变量回归模型为弱相关的变量，简化相平衡状态下气液平衡常数的相关变量，则气液平衡常数单一变量相关性回归模型具体形式为：
式中，Ki为第i种烃类组分的气液平衡常数；xj为与气液平衡常数相关的变量，包括各烃类组分组成、体系温度和体系压力；m、n、C为单一变量回归模型的幂函数参量，通过各烃类组分实验测试数据代入进行非线性回归获取；
将弱相关变量剔除降维后，同样以每组烃类组分的实验测试结果和步骤三、步骤四中确定的气液平衡常数为基础，采用幂函数的形式，对中等、强相关变量叠加进行凝析油多相体系相平衡状态下气液平衡常数多变量回归，确定气液平衡常数多变量回归模型中的幂函数参量，则最终气液平衡常数多变量相关性回归模型具体形式为：
式中，Ki为第i种烃类组分的气液平衡常数；h为强相关或中等相关的变量数目；mj、nj、CK为多变量回归模型中的幂函数参量，通过各烃类组分实验测试数据代入进行非线性回归获取。
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