專利名稱：超深井稠油摻稀比例確定的優(yōu)化方法及其摻稀混配器的制作方法
超深井稠油摻稀比例確定的優(yōu)化方法及其摻稀混配器
技術(shù)領(lǐng)域：
本發(fā)明涉及一種稠油摻混方法及其及工具，特別是一種超深井稠油摻稀比例確 定的優(yōu)化方法和使用摻稀混配器。
背景技術(shù)：
眾所周知，釆取降粘的措施是開采稠油的有效手段。這些降粘措施包括火燒油 層、蒸汽吞吐、化學(xué)降粘、電加熱等。特別是，超深井的稠油具有其特殊性。由于
油層埋藏深度在5000m以上，地層溫度高達130。C，以上，因此，原油在儲層中具有 較好的流動性。但是，原油進入井筒后再向地面流動的過程中隨著井筒溫度的降低， 稠油的粘度隨之增大，將逐漸失去流動性。因此，對超深井的稠油開采而言，行之 有效的降粘手段應(yīng)該在井筒舉升過程中完成。研究表明，大部分超深井稠油的開采 需要采取井筒降粘的輔助措施，而摻稀工藝是各種降粘工藝中應(yīng)用效果最好、適用 性最廣的降粘工藝。隨著油田開發(fā)進程的不斷深入，摻稀井含水的上升，且摻稀井 數(shù)不斷增多，如何確定合理的摻稀比例，以最小的摻稀量，獲得最大的增油量是摻 稀工藝亟待解決的問題。

發(fā)明內(nèi)容
因此，本發(fā)明的找到一種超深井稠油摻稀比例確定及優(yōu)化方法，利用該方法能 夠達到如下目的
1、 能夠?qū)崿F(xiàn)對超深井稠油摻稀生產(chǎn)動態(tài)的模擬和分析。
2、 可定量分析、模擬超深井稠油摻稀生產(chǎn)動態(tài)，得出壓力、密度、粘度等參數(shù) 沿井筒的分布規(guī)律。
3、 并可根據(jù)油井的產(chǎn)能，對稠油摻稀比例及生產(chǎn)參數(shù)進行優(yōu)化。4、 優(yōu)選最佳的摻稀比例及摻入壓力。
5、 研制出一種新型井下?lián)交炱鳎?br> 6、 能夠指導(dǎo)現(xiàn)場采取合理的工作制度，劃分摻稀的經(jīng)濟界限，取得更高的經(jīng)濟 效益。
具體技術(shù)方案超深井稠油摻稀比例確定優(yōu)化的方法，包括以下步驟
1 )、建立多相流綜合壓降計算模型和超深井稠油原油物性模擬的修正模型；
2 )、推導(dǎo)出超深井稠油摻稀井的井筒中流體溫度梯度的計算方法；
3) 、進行超深井彎曲井段的多相流計算，并計算出井筒狀中的溫度、壓力、密度、 粘度參數(shù)的分布規(guī)律；
4) 、建立稠油摻稀生產(chǎn)動態(tài)分析模型；
5) 、對稠油摻稀比例及生產(chǎn)參數(shù)進行數(shù)據(jù)優(yōu)化。 所述的步驟1)中多相流綜合壓降計算模型的建立進一步包括
步驟1.1-1)、根據(jù)質(zhì)量守恒、動量守恒和能量守恒定理建立氣液兩相流的基本控制 方程模型；
步驟1.1-2)、根據(jù)管道中氣液兩相流動的描述簡化步驟1.1-1)的模型，首先，若
管道的長度遠遠大于管道直徑，就可認為管道橫截面的流動參數(shù)的平均值不變，即
流動參數(shù)僅在軸線方向變化；其次，在考慮流動結(jié)構(gòu)后，可將流場分為若干區(qū)域，
在各個區(qū)域內(nèi)，將流動處理為單相的或多相混合的；
步驟1.1-3)、根據(jù)壓力梯度表達式，確定傾斜管多相流壓降的計算方法。
步驟1. 1-1)根據(jù)質(zhì)量守恒、動量守恒和能量守恒定理建立氣液兩相流的基本控制方
程模型具體包括
A)、由質(zhì)量守恒原理，得到兩相流動的連續(xù)方程可表示為 式中
A—一為*相"=1，2)的密度，kg/m3;A — 一為*相"=1，2)的速度矢量，m/s; nt——相應(yīng)表面的單位外法向矢量；
在多相流動的流場中考慮一個固結(jié)于慣性坐標系被界面次(,)切割的確定的控制 體r，它由相界面4《)分為兩個分別由兩相占據(jù)的子空間域^W和「2W, ^W由表面 4W和4(0圍成，K(0由表面A(0和4W圍成，由4W和^W組成控制面； B)、由動量守恒原理知，
控制體K中動量對時間的變化率等于
(1) 單位時間通過控制面^進入的流體動量通量；
(2) 作用在控制體中和控制面上所有外力的合力，這些外力由體積力(即重力)和 表面力(即應(yīng)力張量)組成
式中
f—一是作用在流體上的單位質(zhì)量力，N;
Tk——為第k相流體在控制面上的應(yīng)力張量，它與應(yīng)變率之間的關(guān)系由流體的 本構(gòu)方程給出；
通常，應(yīng)力張量可表示為T = -; I + t
式中
/ --為壓力，Pa;
I ——為單位張量； t_一為粘性應(yīng)力張量； 對牛頓流體
r* =〃
:^ + — -7《一 +《卄 (1一3)
35:c,j fir.
17式中
//— 一為剪切粘性系數(shù)，Pa . s;
/t——稱為第二粘性系數(shù)，或整體粘性系數(shù)(bulk coefficient of viscosi ty); C)、由能量守恒原理知，
控制體中單位時間多相流體總能量(動能和內(nèi)能之和)的增量(即總能量對時間 的變化率)等于
(1) 單位時間通過控制面流入流體的能量通量；
(2) 作用在控制體和控制面上的所有外力(體力和表面力)在單位時間對流體所 作的功；
(3) 單位時間通過控制面?zhèn)魅氲臒嵬咳糠种?；表示?lt;formula>formula see original document page 18</formula>式中
^一一為第k相單位質(zhì)量流體的內(nèi)能，kJ/kg; ——為第k相熱流矢量，即單位時間通過單位面積的熱通量，kJ/(m2. s)。 所述的步驟1. 1-2 )根據(jù)管道中氣液兩相流動的描述簡化步驟1. 1-1 )中的計算 方法的步驟進一步包括
步驟1.1-2.1)、當采用均相流模型時，
如果多相混合物能看成均勻介質(zhì)，流動參數(shù)可取為各相介質(zhì)的平均值，進而可將 混合物平衡方程簡化為均相流平tf方程，這時要求①氣相和液相的速度相等，即、^v,v
②多相介質(zhì)已達到熱力學(xué)平衡狀態(tài)，壓力、密度等互為單值函數(shù)； 這條假設(shè)在等溫流動中是成立的，在不等溫穩(wěn)定流動中是基本成立的，在不穩(wěn) 定流動中則是近似的；
對于等截面管道中的穩(wěn)定流動此方程式可簡化為
r。Z O2、 . ^
一子=，+ 丁(" )+肌Sin9
(1-5)
這是計算壓降時最常用的方程式；
步驟l.l-2. 2)、當采用分相流;f莫型時，
分相流模型是把多相流動看成為各相分開的流動，介質(zhì)參數(shù)分別取各自獨立的物 性參數(shù)；為此，需要分別建立各相的流體動力特性方程式；這就需要預(yù)先確定各相 占有過流段面的份額(即真實含氣率)以及介質(zhì)與管壁的摩擦阻力和各相介質(zhì)之間的 摩擦阻力；這些數(shù)據(jù)利用實驗找出經(jīng)驗關(guān)系式；
分流模型的基本假設(shè)為
① 各相介質(zhì)分別有各自的平均流速，其數(shù)值根據(jù)所占的斷面積計算；
② 盡管各相之間可能有質(zhì)量交換，但相間處于熱力學(xué)平衡狀態(tài)，壓力、密度均為單 值函數(shù)；
對于等截面圓形管道中的穩(wěn)定流動，可推得壓力梯度方程式為
+肌尸sin 0
咖 M 2 J = ~ +附'—— fife A cfe
對分相流^^莫型，定常氣液兩相流的基本方程為:
必 A、w 」必t^p^A
(1-6)
、"1
+ -
2
2) y I ( 2 、
19定解條件為給定管道入口的壓力、溫度、氣相流量、液相流量、管道直徑、
管道長度、出口壓力；
式中管道各截面的氣相和液相速度、、v"混合物壓力P、氣相密度Pg、氣相
和液相內(nèi)能e" 以及，氣相和液相溫度&、 干度"，空隙率t沿管壁的熱
通量、壁面摩擦力7。，反映汽化潛熱的焓值、、內(nèi)熱發(fā)生率仏'。
所述的步驟1. 1-3)進一步包括以下步驟 步驟1. 1-3. 1 )、計算壓力梯度表達式
a)、均流模型的壓力梯度表達式
根據(jù)均流模型等截面管道中的穩(wěn)定流動壓力梯度表達式，總壓力梯度是摩阻壓 力梯度、重位壓力梯度和加速壓力梯度之和。或?qū)懗扇缦滦问?br> 、生
」1、&人、&人
(l國7)
在本發(fā)明中，采用Beggs Brill (貝格斯布里爾)方法計算總壓力梯度，其中包 括流態(tài)判別、持液率、沿程阻力系數(shù)及壓降的計算。 B)、分流模型的壓力梯度表達式 如果流動為分層流，采用層流模型來計算壓力梯度；
浙=2/0f;
7
《，(i-W
1—0
(1-8)
式中
^——無因次參數(shù)；用Xiao (1990)等人的計算方法來確定的；
由(l-8)式可見，在求得式中《值及空隙率^的相關(guān)規(guī)律后，就可求得傾斜氣液 兩相分層流的壓力梯度； 步驟1. 1-3. 2 )、確定綜合壓降的計算方法
根據(jù)上述壓力梯度方程，就可以求出傾斜管多相流動的壓降，其計算流程如下所示 (A)、從入口出發(fā)，并給定一個Ap;(B)、計算出在？、 f下的物性參數(shù)，進行流動型態(tài)判別，當為
(Cl)、分離流，則利用分流模型壓差公式(1-5)計算壓差， (C2)、間歇流，則利用均流模型壓差公式(l-6)計算壓差， (C3)、分散流，則利用均流模型壓差公式(l-6)計算壓差， (D)、算出AL，重復(fù)上述步驟一直到ZAX等于兩個測壓點之間的距離。
所述的步驟1 )中超深井稠油原油物性模擬的修正模型的建立進一步包括: 步驟1. 2-1)、溶解油氣比采用Vazquez和Beggs的研究結(jié)果，即
式中&為溶解油氣比，m3/m3;"為壓力(絕對)，kPa;(為溫度，。C; &為689. 5kPa 表壓下天然氣的相對密度；CP'為標準狀況下，原油的API密度；c'為系數(shù)； 采用以下方法進行修正
式中K,為修正系數(shù)；c,為修正后的系數(shù)值；
步驟1. 2-2 )、原油體積系數(shù)丑。的典型計算方法是Standing公式和Vazquez-Beggs公 式'-
當壓力;^A時，這兩個公式所得到的模擬曲線具有相似的變化規(guī)律，但近似相差 某一常數(shù)；
當壓力PA時，由于Vazquez-Beggs公式考慮了飽和壓力&的影響，在^處曲 線出現(xiàn)轉(zhuǎn)折，而Standing曲線不存在轉(zhuǎn)折點；
考慮飽和壓力的影響，油田原油體積系數(shù)s。的模擬計算公式表示為
式中 <為Standing公式計算出的原油體積系數(shù)，m3/m3; s/為Vazquez-Beggs公式 計算出的原油體積系數(shù)，m3/m3;
C,, =K,.C, (' = 1，2，3)
(1-10)試數(shù)據(jù)，根據(jù)
Andrde粘溫關(guān)系式得出稠油粘度隨溫度的變化關(guān)系
A=Wr (1-12) 式中jjt為Andrde公式計算出的原油粘度，mPa. s; T為測試的絕對溫度，K; a， b 為常數(shù)；根據(jù)室內(nèi)實驗測定兩個溫度下的粘度值代入上式就可求得常數(shù)a,b，實測值 較多時，采用最小二乘法求得a和b值；
步驟1. 2-4 )、考慮壓力對粘度的影響時常用下式表示為
0.15 p
~ u 10
0.0239 +0.01638 ^
(1-13)
式中p為單元段中平均的原油壓力，Pa; y p為脫氣原油在壓力p下的粘度，mPa. s; 步驟1.2-5)、考慮溶解氣對粘度的影響時，溶解氣的影響表征為
(1隱14)
其中= 10.715(5.6155, +100)-05'5 ， B = 5.44(5.615^ +150)一0 338 。
所述步驟1. 2-5 )中進一步包括在實際應(yīng)用中通過油田上實測的PVT數(shù)據(jù)進行 修正
將 、B及A括號中的數(shù)據(jù)看作常數(shù)，即令(=///,則//。=(:1(5.615^+100)"(:;
通過實測數(shù)據(jù)，用插值法求得d、 C2,無模擬數(shù)據(jù)時，d、 C2取理論值，即C產(chǎn)IO. 715, C產(chǎn)-O. 515。
步驟2 )推導(dǎo)出超深井稠油摻稀井井筒中流體溫度梯度的計算方法具體的包括 在常規(guī)生產(chǎn)時井筒流體溫度分布計算通常，自噴與常規(guī)有桿泵抽油是指井筒不加 熱抽油，溫度沿井筒的分布，可用下列公式計算
S = fe。 — 。 +附〃 )—附f^#"—D + (,erf —附A )+附t
式中，e為深度h處產(chǎn)液的溫度，。C; e。為井口的溫度、，。C; m為地溫梯度，°C/m; H 為井深，m ; W為產(chǎn)出液水當量(流量與比熱之積)；k,為油氣混合物與地層間傳熱 系數(shù)，W/(m.°C);。為井底地層溫度，°C; h為從井底向上起算的距離，m。所述的步驟2 )推導(dǎo)出超深井稠油摻稀井井筒中流體溫度梯度的計算方法具體的
包括在油套環(huán)空摻流體工藝井筒流體溫度分布計算計算井筒溫度分布時將井身 結(jié)構(gòu)分為兩段
第一段為熱載體循環(huán)段，從井口至泵的入口處，在該段內(nèi)，井筒溫度分布可根據(jù) 正、反循環(huán)情況進行計算；第二段為泵的入口至油層中部，由于該段流體流動近似 于常規(guī)井中流體流動，因此，可按常規(guī)井進行分析計算井筒溫度分布；
熱流體在流向地層深處的過程中，由于傳導(dǎo)、對流作用， 一方面通過套管、水泥 環(huán)，向地層傳遞熱量，另一方面又要經(jīng)過與地層產(chǎn)出液體混合，加熱產(chǎn)出液體，根 據(jù)傳熱學(xué)知識與能量平衡原理，可得出能量平衡方程式
附
'9
「+w 「，
、、1 J1、 ^A1 J
VA 乂
+附"
(1-16)
-附
式中d與C2的值分別為
'ur， 『，
c，
丄—
Wft3 1 .
『- R R '
|附
附
/2A/ + L +政+
er'A/ +<。 +附A, +
it
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,_『，fT，
IV,3 ftn
—e力
附一,"/^'A, — /A
式中n與巧的值分別為: 1
"5
6 =
A/il +、3 ^
『 JT，
A/il卞 3
+ ,
+ & it 、24Jt ^
『 w，
+ -
W 『
2 乂
+ 、3
■ +
所述的步驟2 )推導(dǎo)出超深井稠油摻稀井井筒中流體溫度梯度的計算方法具體 的包括油管摻流體工藝井筒流體溫度分布計算<formula>formula see original document page 24</formula>
式中『為地面產(chǎn)出混合液體的水當量，w/。c;用為油層產(chǎn)出液體水當量，w/。c; 『2為井筒注入液體水當量，w/。c; 為沿井深任一點處注入液體的溫度，。c; e為 沿井深任一點處混合液體的溫度，。c; h為由井口算起沿井筒的深度，m; / ,為注
入液體在井筒中摻入點深度，m; /^為油管內(nèi)流體與環(huán)空中流體之間的傳熱系數(shù)， W/(m。C); *,,3為環(huán)空內(nèi)流體與地層之間的傳熱系數(shù)，w/(m。c); 。為地表年平均溫度(即 恒溫層溫度)，。c; /,為注入液在地面時的溫度，。c; ^為摻入深度處注入流體的溫 度，。c; e)為在摻入深度處油層產(chǎn)出流體的溫度，。c; e,為在摻入深度處混合流體 的溫度，。c; w為地溫梯度，。C/m。
所述的步驟3)具體包括建立井眼軌跡計算模型
彎曲井筒內(nèi)的壓降計算是以壓力梯度方程式為基礎(chǔ)，在該式中，涉及到了管道 與水平方向的夾角0，在計算壓降時，可以把彎曲井段分成若干個斜直段，而每段的
傾斜角是不同的，要得到各段的平均井斜角，就需要計算出該井段兩端點處的井斜 角；此外，由于流體的溫度是與垂深相聯(lián)系的，所以還需要有計算井眼軌跡垂深的
24方法；
如果將井眼軌跡假設(shè)為空間螺旋線或自然曲線，則有16]
,+^^(") (1-18) "—厶^
巡;-、(sing—s—) (1-19) -《4
式中￡為計算點的井深，m;"為計算點的井斜角，。；M為計算點與上測點間的垂 深增量，m。
所述的步驟4)具體包括處理摻稀動態(tài)參數(shù)生產(chǎn)參數(shù) 步驟4. 1)、產(chǎn)液量的計算
在摻稀生產(chǎn)過程中，油井的真實產(chǎn)量應(yīng)該等于井口實測產(chǎn)量減掉摻入稀油產(chǎn)量，
即
2c0 二G實測—do 一2w (1一20) 式中込。為油井的真實日產(chǎn)量，mVd; 為油井的實測日產(chǎn)液量，m3/d;込。為 油井日摻入的稀油量，m3/d;么為日產(chǎn)水量，m3/d。 步驟4. 2)、含水百分比的計算 在摻稀生產(chǎn)過程中，根據(jù)含水百分比的定義可知，
^實測
式中人,為體積含水率；
步驟4. 3)、摻稀比例的計算
(1-21)
(1-22)+&。
式中y;。為摻入稀油的體積分數(shù)。
步驟4. 4)、摻稀井井筒中分段壓力分布規(guī)律的確定
在摻稀采油工藝中，如果將過流斷面取在油井井底入口、井口和摻稀油入口，程，即
(井底產(chǎn)油入口能量_摻入前產(chǎn)出液的能量損失)+ (摻入液入口能量-摻入前摻 入液能量損失)-摻混后混合液的能量損失+泵給流體的能量=井口混合液的剩余能
量 (卜23)
由式(1-23)可推導(dǎo)出摻稀井井筒壓力的分布規(guī)律如方程(1-24)，即
/ , U A/j4 + Ap3 - Ap2 + (1-24) 式中 ^為油井的流壓，MPa; A為井口油壓，MPa; 4為摻混后混合液的壓降，MPa; ~3摻入點以下泵排出口以上油氣水的壓降，MPa, 2泵的增壓，MPa，如果是自噴 井，則^^=0; A/^地層到泵吸入口油氣水的壓降，MPa。
所述的步驟5 )對稠油摻稀比例及生產(chǎn)參數(shù)進行數(shù)據(jù)優(yōu)化具體的為摻稀井的動態(tài) 生產(chǎn)參數(shù)的優(yōu)化在油井舉升工況分析過程中，當油壓為己知時，可以以井底為求 解點；首先根據(jù)油井的產(chǎn)能，做出油井的流入曲線A，即IPR曲線；若已知油壓， 則設(shè)定一組產(chǎn)量，即改變摻稀比例，通過井筒多相流計算可得一組流壓，此壓力與 產(chǎn)量的關(guān)系曲線便為的油井的流出曲線B ;把這兩條曲線繪制在同一坐標系中，其 交點b便為該系統(tǒng)在所給條件下在井底得到的解，即在所給條件下可獲得的油井最 大產(chǎn)量及相應(yīng)的井底流壓；與其相對應(yīng)的摻稀比例就是最優(yōu)摻稀比例。
本發(fā)明對于因原油入井后流動困難，需要采取井筒輔助降粘措施的油井均適用。 井筒輔助降粘措施包括井筒摻稀降粘、摻活性水降粘及摻水降粘。
本發(fā)明中還設(shè)計了 一種超深井稠油摻稀混配器，
所述混配器包括內(nèi)管，外管，上、下封堵，混配器上、下接頭和一組摻混出口； 所述內(nèi)管、外管通過上封堵和下封堵同心焊接固定形成噴嘴座；所述一組摻混出口 為斜孔，開設(shè)在所述噴嘴座的內(nèi)外管壁上；
所述稀油通過摻混出口噴出后，與井筒內(nèi)流動流體充分混合；稀油以自由射流的方式射入， 一邊射入稀油， 一邊混合，與抽油管內(nèi)稠油進行動量交換。
在具體的設(shè)計中，所述一組摻混出口為2-8個；且所述每個摻混出口包括內(nèi)
管斜孔，噴嘴架和噴嘴；所述內(nèi)管斜孔設(shè)置在所述內(nèi)管壁上，所述噴嘴設(shè)置在外管 壁上，且噴嘴與井筒流體流動方向成角度；所述噴嘴與井筒流體流動方向的角度為 30度 60度。所述噴嘴架為設(shè)置在所述內(nèi)、外管之間的通路，用于連接所述內(nèi)管斜 孔和噴嘴。
在實際的應(yīng)用中，所述的摻混出口為4個，所述的噴嘴架11為圓錐體，且所述 噴嘴為圓錐體。
在具體的應(yīng)用中，所述混配器通過所述上、下接頭與油管螺紋連接，且在混配
器下方固定有封隔器；
所述混配器設(shè)置在井筒內(nèi)部的方式有反摻稀和正摻?。环磽较》绞綖樗龌炫?器內(nèi)管內(nèi)徑與油管內(nèi)徑相同，以保證采油管不變徑；正摻稀方式為所述混配器外管 外徑與油管外徑相同。
基于該方法及使用本申請所述的摻混器，在現(xiàn)場進行了五十余井次的實驗，結(jié) 果表明，利用該方進行的摻稀降粘舉升工藝，較之以往摻稀比例確定方法相比，在 其它生產(chǎn)條件都不改變的條件下，所需摻稀比例平均降低25. 8%，可見摻稀效益明顯 提高。
本發(fā)明對于因原油入井后流動困難，需要采取井筒輔助降粘措施的油井均適用。井筒輔助降粘措施包括井筒摻稀降粘、摻活性水降粘及摻水降粘。
隨著油田開發(fā)進程的不斷深入及快速發(fā)展的經(jīng)濟對原油的需求，稠油的開采份額越來越大，國內(nèi)外需采取井筒輔助降粘措施的油井會越來越多，因此該發(fā)明在國內(nèi)外均具有廣闊的應(yīng)用前景。
為了能更進一 步了解本發(fā)明的特征以及技術(shù)內(nèi)容，以下結(jié)合本發(fā)明的具體實施例及附圖進行說明。但所舉附圖及實施例并非用來對本發(fā)明加以限制。


圖l是本發(fā)明方法中的控制體與控制面的示意圖。
圖2是本發(fā)明方法中的壓降計算流程圖。
圖3是本發(fā)明方法的摻稀井井筒內(nèi)壓力分布圖。
圖4是本發(fā)明方法的流壓與產(chǎn)量之間的關(guān)系曲線。
圖5是本發(fā)明方法的摻稀井產(chǎn)量與壓力之間的關(guān)系圖。
圖6是本發(fā)明方法的最優(yōu)摻稀比例的確定示意圖。
圖7是本發(fā)明摻稀混配器的正^L圖的結(jié)構(gòu)示意圖。
圖8是本發(fā)明摻稀混配器的左視圖的結(jié)構(gòu)示意圖。
圖9是本發(fā)明摻稀混配器的主視圖的結(jié)構(gòu)示意圖。
圖IO是本發(fā)明與摻稀混配器連接的摻稀井筒結(jié)構(gòu)示意圖的反摻方式示意圖。圖11是本發(fā)明與摻稀混配器連接的摻稀丼筒結(jié)構(gòu)示意圖的正摻方式示意圖。
具體實施方式
本發(fā)明提出了超深井變流變模式的多相流綜合壓降計算模型和超深井稠油原油物性模擬的修正模型，其結(jié)果與PVT曲線具有良好的相關(guān)性。根據(jù)摻稀方式給出了超深井稠油摻稀井并筒中流體溫度梯度的計算方法。通過引入井眼軌跡的描述與計算技術(shù)，成功地解決了超深井彎曲井段的多相流計算問題，從而可以計算出任意井眼形狀中的參數(shù)分布規(guī)律。在此基礎(chǔ)上，建立了稠油摻稀生產(chǎn)動態(tài)分析模型，實現(xiàn)了對超深井稠油摻稀生產(chǎn)動態(tài)的模擬和分析，并據(jù)此可對稠油摻稀比例及生產(chǎn)參數(shù)進行優(yōu)化，為使加入的稀油能夠更加均勻地摻混到稠油中去，發(fā)明出一種新型井下?lián)交炱鳎F(xiàn)場應(yīng)用收到了良好的效果。
建立多相流綜合壓降計算模型和超深井稠油原油物性模擬的修正模型首先，建立多相流綜合壓降的計算模型。
1、氣液兩相傾斜管流的基本控制方程的建立，主要介紹氣液兩相流動的基本理論。
1.1、氣液兩相流的基本控制方程
為得到兩相流控制方程，我們首先考慮包括兩個相的一個確定的控制體的積分平衡定律，再由該體積分導(dǎo)出對每一相有效的偏微分方程。
如圖1所示，在多相流動的流場中考慮一個固結(jié)于慣性坐標系被界面^(,)切割的
確定的控制體r ,它由相界面4W分為兩個分別由兩相占據(jù)的子空間域^(f)和^W,
^W由表面4W和4W圍成，^W由表面A(0和4(0圍成，由4(0和A(0組成控制面。
假設(shè)控制體內(nèi)氣液兩相具有明顯的相界面，各種交換只能通過相界面進行，且控制體內(nèi)氣液兩相符合以下平衡定律。為簡便起見，這里忽略表面張力的作用。1).質(zhì)量守恒
假定所取的控制體內(nèi)沒有源和匯。由質(zhì)量守恒原理，得到兩相流動的連續(xù)方程可表示為
f U)A"Fl +*U)/V/r2 = — U)PlUl 'n盧'—L",U2 "一2 (")
式中
A——為"目"=1，2)的密度，kg/m3;
29Ut——為/fe相U-l， 2)的速度矢量，m/s;
——相應(yīng)表面的單位外法向矢量。
2).動量守恒
控制體F中動量對時間的變化率等于(l)單位時間通過控制面^進入的流體動量通量；(2)作用在控制體中和控制面上所有外力的合力，這些外力由體積力(即重力)和表面力(即應(yīng)力張量)組成
_ + U嚴+ L嚴 (1一2)
式中
f一一是作用在流體上的單位質(zhì)量力，N;
Tk一一為第k相流體在控制面上的應(yīng)力張量，它與應(yīng)變率之間的關(guān)系由流體的本構(gòu)方程給出。通常，應(yīng)力張量可表示為
T = 一/71 + T
式中
p——為壓力，Pa;
——為單位張量；t— _為粘性應(yīng)力張量。對牛頓流體
式中
+喊*
~ (1-3)
〃——為剪切粘性系數(shù)，Pa . s;
A:——稱為第二粘性系數(shù)，或整體粘性系數(shù)(bulk coefficient ofviscosity)。
303).能量守恒
由能量守恒原理知，控制體中單位時間多相流體總能量(動能和內(nèi)能之和，這里
未計及勢能)的增量(即總能量對時間的變化率)等于(l)單位時間通過控制面流入間對流體所作的功；(3)單位時間通過控制面?zhèn)魅氲臒嵬咳糠种汀１硎緸?br> <formula>formula see original document page 31</formula>
(l國4)
式中
q—一為第ir相單位質(zhì)量流體的內(nèi)能，kJ/kg;
qt——為第ir相熱流矢量，即單位時間通過單位面積的熱通量，kJ/(m2. s)。我們一共得到三組(氣相、液相、界面)九個方程(六個平衡方程、三個界面方程)來描述氣液兩相流動。這三組方程描述的是氣相、液相和界面在流場中的瞬時狀態(tài)，就整體流場而言，它們是不連續(xù)的，不能直接通過常用的數(shù)學(xué)方法來求解。為了達到求解的目的，必須對它們進行連續(xù)化使其成為類似單相流的方程組。所謂連續(xù)化，就是用平均的方法，把方程改造成在一定尺度內(nèi)既保留原流場的起伏變化特性，又表現(xiàn)出連續(xù)性。這里的平均，可以按時間間隔進行，稱為時間平均；也可以按空間(長度、面積或體積)間隔進行，稱為空間平均。不管按時間平均還是按空間平均，都必須滿足前面提出的原則，即在最大尺度內(nèi)需保證平均后仍保留原流場的波動特性，在最小尺度內(nèi)達到必要的連續(xù)特性。1.2、管道中氣液兩相流動的描述
如果僅僅研究管道中氣液兩相流動，上迷描述多相流的方程組可以得到很大的簡化。首先，若管道的長度遠遠大于管道直徑，就可認為管道橫截面的流動參數(shù)的平 均值不變，即流動參數(shù)僅在軸線方向變化。其次，在考慮流動結(jié)構(gòu)后，可將流場分 為若干區(qū)域，在各個區(qū)域內(nèi)，將流動處理為單相的或多相混合的。例如當流型已知 且各相分離較好時(如分層流或環(huán)狀流)，采用這種方法就比較簡便。這樣就可以得 到不同的描述流動的模型。
為了方便，實際使用上述流動模型時，還往往根據(jù)流動性質(zhì)的不同，將其劃分 為均相流模型和分相流模型。下面將給出具體的表達式。
1).均相流模型
如果多相混合物能看成均勻介質(zhì)，流動參數(shù)可取為各相介質(zhì)的平均值，進而可將 混合物平衡方程簡化為均相流平衡方程。
這時要求①氣相和液相的速度相等，即、="=1;。
②多相介質(zhì)已達到熱力學(xué)平衡狀態(tài)，壓力、密度等互為單值函數(shù)。 這條假設(shè)在等溫流動中是成立的，在不等溫穩(wěn)定流動中是基本成立的，在不穩(wěn)定流 動中則是近似的。
對于等截面管道中的穩(wěn)定流動此方程式可簡化為
cfe^tfe 、 (l-5) 這是計算壓降時最常用的方程式。
2 ).分相流模型
分相流模型是把多相流動看成為各相分開的流動，介質(zhì)參數(shù)分別取各自獨立的 物性參數(shù)。為此，需要分別建立各相的流體動力特性方程式。這就需要預(yù)先確定各 相占有過流段面的份額(即真實含氣率)以及介質(zhì)與管壁的摩擦阻力和各相介質(zhì)之間 的摩擦阻力。目前，這些數(shù)據(jù)主要是利用實驗找出經(jīng)驗關(guān)系式。
基本假設(shè)
分流模型的基本假設(shè)為① 各相介質(zhì)分別有各自的平均流速，其數(shù)值根據(jù)所占的斷面積計算；
② 盡管各相之間可能有質(zhì)量交換，但相間處于熱力學(xué)平衡狀態(tài)，壓力、密度等
均為單值函數(shù)。
以環(huán)狀流動為例對分流模型進行了說明；但是，分流模型的基本方程式與流動 所具有的特殊流動結(jié)構(gòu)無關(guān)。
對于等截面圓形管道中的穩(wěn)定流動，可推得壓力梯度方程式為
--=--h附 -
cfe A fife
對分相流模型，定常氣液兩相流的基本方程為
+ g~ sin P
(1-6)
cfe — A
、2
s肌4s^V+gi^ "
￡a、
歲
I 「 + + 丁1
/ 2
1 +g
乂"l
』sin 6 = &
定解條件為給定管道入口的壓力、溫度、氣相流量、液相流量、管道直徑、
管道長度、出口壓力。
需要求解的未知量有管道各截面的氣相和液相速度、，v,、混合物壓力p、 氣相密度&、氣相和液相內(nèi) 能、、^ , 相關(guān)未知量有氣相和液相溫度7;、 7;,干度
X,空隙率^，沿管壁的熱通量々，壁面摩擦力r。，反映汽化潛熱的焓值化g、內(nèi)熱發(fā)
生率&。
一共14個未知量，已經(jīng)有六個方程，需要補充與均相流模型類似的8個方程， 且為本領(lǐng)域技術(shù)人員能知悉的，故，這里不再贅述。
這樣，氣液兩相流分相流模型也是一個封閉的定解問題。 1.3、傾斜管多相流壓降的計算方法
在石油工程中，傾斜管多相流的工藝計算主要包括流型判別、持液率計算和壓降
33計算。流型判別和持液率計算的目的是得到盡可能準確的壓降分布。在采油過程中， 準確的壓降數(shù)據(jù)對于優(yōu)化設(shè)計采油方案、監(jiān)測油井的生產(chǎn)動態(tài)和改善油田的開發(fā)效 果具有重要意義。在稠油注蒸汽熱采過程中，壓降計算是進行注汽設(shè)計的基礎(chǔ)，對 油井注汽工況的分析具有重要意義。不僅可以進行注汽參數(shù)敏感性分析，優(yōu)選注汽 參數(shù)、合理設(shè)計汽量，而且可為井下分層配汽器的設(shè)計提供必要的理論基礎(chǔ)。本文 在壓降計算中，給出一種綜合壓降計算模型，即針對不同流動型態(tài)的特點，分別采 用以下兩種壓降計算方法。
1.3.1、壓力梯度表達式
1 ).均流模型的壓力梯度表達式
根據(jù)均流模型等截面管道中的穩(wěn)定流動壓力梯度表達式，總壓力梯度是摩阻壓
力梯度、重位壓力梯度和加速壓力梯度之和?；?qū)懗扇缦滦问?br> +
乂2
(1-7)
乂3
在本發(fā)明中，采用Beggs Brill (貝格斯布里爾)方法計算總壓力梯度，其中包 括流態(tài)判別、持液率、沿程阻力系數(shù)及壓降的計算。 B)、分流模型的壓力梯度表達式 如果流動為分層流，采用層流模型來計算壓力梯度；
命=2/X
玍 7
、2
A2 + gsin<9 +
7
、2
丄
《,(卜W
(1-8)
式中
《——無因次參數(shù)；用Xiao (1990)等人的計算方法來確定的；
由(1-8)式可見，在求得式中"值及空隙率^的相關(guān)規(guī)律后，就可求得傾斜氣液
兩相分層流的壓力梯度；
步驟l.l-3. 2)、確定綜合壓降的計算方法
根據(jù)上述壓力梯度方程，就可以求出傾斜管多相流動的壓降，其計算流程如下所示
34(A) 、從入口出發(fā)，并給定一個Ap;
(B) 、計算出在》、f下的物性參數(shù)，進行流動型態(tài)判別，當為 (Cl)、分離流，則利用分流模型壓差公式(1-5)計算壓差， (C2)、間歇流，則利用均流模型壓差公式(l-6)計算壓差， (C3)、分散流，則利用均流模型壓差公式(1-6)計算壓差，
(D)、算出AL，重復(fù)上述步驟一直到SM等于兩個測壓點之間的距離。
步驟1)中超深井稠油原油物性模擬的修正模型的建立進一步包括: 步驟1. 2-1)、溶解油氣比釆用Vazquez和Beggs的研究結(jié)果，即
r API ^。
S, =0.1781CA,(0.1450p)C2 exp化
(l隱9)
1.8/+ 492
式中S,為溶解油氣比，mVm3; p為壓力(絕對)，kPa; ^為溫度，°C;《、為689. 5kPa 表壓下天然氣的相對密度；A^為標準狀況下，原油的API密度；C,為系數(shù)； 采用以下方法進行修正
(i = 1,2,3) (1-10)
式中^為修正系數(shù)；c,為修正后的系數(shù)值；
步驟1.2-2)、原油體積系數(shù)s。的典型計算方法是Standing公式和 VazQuez-Beggs公式
當壓力/^A時，這兩個公式所得到的模擬曲線具有相似的變化規(guī)律，但近似相差 某一常數(shù)；
當壓力PA時，由于Vazquez-Beggs公式考慮了飽和壓力A的影響，在&處曲 線出現(xiàn)轉(zhuǎn)折，而S tand ing曲線不存在轉(zhuǎn)折點；
考慮飽和壓力的影響，油田原油體積系數(shù)s。的模擬計算公式表示為
<formula>formula see original document page 35</formula> (1-1 1)
式中Standing公式計算出的原油體積系數(shù)，mVm3; s/為Vazquez-Beggs公式計算出的原油體積系數(shù)，m3/m3。
步驟L2-3)、在計算稠油的粘度時，首先要根據(jù)實驗室的粘溫測試數(shù)據(jù)，根據(jù) Andrde粘溫關(guān)系式得出稠油粘度隨溫度的變化關(guān)系
〃，(1-12) 式中ju,為Andrde公式計算出的原油粘度，mPa. s; T為測試的絕對溫度，K; a， b 為常數(shù)；根據(jù)室內(nèi)實驗測定兩個溫度下的粘度值代入上式就可求得常數(shù)a，b,實測值 較多時，采用最小二乘法求得a和b值；
步驟1.2-4)、考慮壓力對粘度的影響時常用下式表示為
0,15 /
〃u 10
(1-13)
式中p為單元段中平均的原油壓力，Pa; Mp為脫氣原油在壓力P下的粘度，mPa. s; 步驟1.2-5)、考慮溶解氣對粘度的影響時，溶解氣的影響表征為
(l扁")
其中X = 10.715(5.615\ +100)—。515, 5 = 5.44(5.615^ +150)—
、-0.338
步驟1. 2-5 )中進一步包括在實際應(yīng)用中通過油田上實測的PVT數(shù)據(jù)進行修正 將 、B及A括號中的數(shù)據(jù)看作常數(shù)，即令<:=〃/，則/i。二d(5.615^+100"C;
通過實測數(shù)據(jù)，用插值法求得^、 C2，無模擬數(shù)據(jù)時，d、 C2取理論值，即C產(chǎn)IO. 715,
C2=-0. 515。
步驟2 )推導(dǎo)出超深井稠油摻稀井井筒中流體溫度梯度的計算方法具體的包括 在常規(guī)生產(chǎn)時井筒流體溫度分布計算通常，自噴與常規(guī)有桿泵抽油是指井筒不加 熱抽油，溫度沿井筒的分布，可用下列公式計算
e = [^。 — ~ +附〃 )—附fr》^("—d + _附a )+附t (1-15)
式中，e為深度h處產(chǎn)液的溫度，。C; e。為井口的溫度，。C; m為地溫梯度，°C/m; H
36為井深，m ; W為產(chǎn)出液水當量(流量與比熱之積)；、t為油氣混合物與地層間傳熱 系數(shù)，W/(in.°C);^為井底地層溫度，°C; h為從井底向上起算的距離，m。
步驟2 )推導(dǎo)出超深并稠油摻稀井井筒中流體溫度梯度的計算方法具體的包括 在油套環(huán)空摻流體工藝井筒流體溫度分布計算計算井筒溫度分布時將井身結(jié)構(gòu)分 為兩段
第一段為熱栽體循環(huán)段，從井口至泵的入口處，在該段內(nèi)，井筒溫度分布可根據(jù) 正、反循環(huán)情況進行計算；第二段為泵的入口至油層中部，由于該段流體流動近似 于常規(guī)井中流體流動，因此，可按常規(guī)井進行分析計算井筒溫度分布；
熱流體在流向地層深處的過程中，由于傳導(dǎo)、對流作用， 一方面通過套管、水泥 環(huán)，向地層傳遞熱量，另一方面又要經(jīng)過與地層產(chǎn)出液體混合，加熱產(chǎn)出液體，沖艮 據(jù)傳熱學(xué)知識與能量平衡原理，可得出能量平衡方程式
0 =
i +
1 +
《 。+附/,+
附
(1-16)
fn，
-m
式中G與G的值分別為:
C1=.
《
、乂 —
『一『，w，
『2
附
, +~ +附 +
,一 W， 『，
+,。十/wA, +
A/3 A/1 『—『，W，
、
森" A^,
m力卜(,-/'
柳—,,/(, —
式中^與,2的值分別為
3
.ft
4
炎
4
+
+
+
+
s一
+
II
II步驟2 )推導(dǎo)出超深井稠油摻稀井井筒中流體溫度梯度的計算方法具體的包括:
油管摻流體工藝井筒流體溫度分布計算
<formula>formula see original document page 38</formula>式中『為地面產(chǎn)出混合液體的水當量，w/。c; ^為油層產(chǎn)出液體水當量，w/。c; ^為井筒注入液體水當量，w/。c;,為沿井深任一點處注入液體的溫度，。c; e為 沿井深任一點處混合液體的溫度，。c; h為由井口算起沿井筒的深度，m; A,為注 入液體在井筒中摻入點深度，m; ^為油管內(nèi)流體與環(huán)空中流體之間的傳熱系數(shù)，
W/(m。C);、為環(huán)空內(nèi)流體與地層之間的傳熱系數(shù)，W/(m。C); f。為地表年平均溫度(即
恒溫層溫度)，。c; A為注入液在地面時的溫度，。C; f,為4參入深度處注入流體的溫 度，。c; e)為在摻入深度處油層產(chǎn)出流體的溫度，nc; e,為在摻入深度處混合流體
的溫度，°C; m為地溫梯度，。C/m。
步驟3)具體包括建立井眼軌跡計算模型
彎曲井筒內(nèi)的壓降計算是以壓力梯度方程式為基礎(chǔ)，在該式中，涉及到了管道與水平方向的夾角e,在計算壓降時，可以把彎曲井段分成若干個斜直段，而每段的傾 斜角是不同的，要得到各段的平均井斜角，就需要計算出該井段兩端點處的井斜角； 此外，由于流體的溫度是與垂深相聯(lián)系的，所以還需要有計算井眼軌跡垂深的方法； 如果將井眼軌跡假設(shè)為空間螺旋線或自然曲線，則有
『+^M") (1-18) 姐="—、(sin"-sin"J (卜19)
式中i為計算點的井深，m; 為計算點的井斜角，° ; A/z為計算點與上測點間的垂 深增量，ra。
步驟4 )具體包括處理摻稀動態(tài)參數(shù)生產(chǎn)參數(shù) 步驟4. 1)、產(chǎn)液量的計算
在摻稀生產(chǎn)過程中，油井的真實產(chǎn)量應(yīng)該等于并口實測產(chǎn)量減掉摻入稀油產(chǎn)量，
即
Qco = C實測_ (2^ 一 (1_2 0)
式中 a。為油井的真實曰產(chǎn)量，mVd; 2，為油丼的實測曰產(chǎn)液量'mVd;仏。為
油井日摻入的稀油量，mVd; ^為日產(chǎn)水量，mVd。 步驟4. 2)、含水百分比的計算 在摻稀生產(chǎn)過程中，根據(jù)含水百分比的定義可知，
/w=#^ (1-21)
式中/ 為體積含水率；
步驟4. 3)、摻稀比例的計算
式中/,。為摻入稀油的體積分數(shù)。
厶。=g:。 (1-22)
39步驟4. 4)、摻稀井井筒中分段壓力分布規(guī)律的確定
在摻稀采油工藝中，如果將過流斷面取在油井井底入口 、井口和摻稀油入口 ，對所取控制體進行能量分析，根據(jù)能量平衡原理總可得到如下的方程，即
(井底產(chǎn)油入口能量-摻入前產(chǎn)出液的能量損失)+ (摻入液入口能量-摻入前摻入液能量損失)-摻混后混合液的能量損失+泵給流體的能量=井口混合液的剩余能
量 (1-23)由式(1-23)可推導(dǎo)出摻稀井井筒壓力的分布規(guī)律如方程(1-24)，即
p, =p4+ 4+ 3 ,2(1-24)式中 pf為油井的流壓，MPa; pk為井口油壓，MPa; 4p4為摻混后混合液的壓降，MPa;~3摻入點以下泵排出口以上油氣水的壓降，MPa, ~2泵的增壓，MPa,如果是自噴井，則々2=0; A^地層到泵吸入口油氣水的壓降，MPa。
根據(jù)上述的原油物性模擬以及井筒內(nèi)的溫度分布規(guī)律、密度分布規(guī)律、粘度分布規(guī)律等理論，可以求解壓力梯度方程式，直到油層為止，從而得到各參數(shù)沿井筒的分布規(guī)律。但是，上述計算過程是在已知井筒內(nèi)溫度梯度的前提下進行的，而溫度梯度又與摻稀有關(guān)，所以需要使用迭代法求解。
如果井口油壓和井底流壓都是已知的，則可以通過計算油并的物性參數(shù)，對摻稀井的實際工作特性進行分析。
數(shù)據(jù)優(yōu)化對稠油摻稀比例及生產(chǎn)參數(shù)進行數(shù)據(jù)優(yōu)化。
根據(jù)能量平衡原理并結(jié)合本文所給摻稀井井筒中分段壓降的計算方法，可對摻稀比例、摻稀后的降粘率、摻入稀油的比重及產(chǎn)液的含水、摻入深度等進行參數(shù)敏感性分析，從而搞清各參數(shù)對摻稀井動態(tài)的影響，為稠油摻稀降粘方案的制定提供理論依據(jù)。另外，可通過對摻稀井動態(tài)生產(chǎn)的模擬結(jié)果，對油井的摻稀比例進行優(yōu)化。
在油井舉升工況分析過程中，當油壓為己知時，可以以井底為求解點。首先根據(jù)油井的產(chǎn)能，做出油井的流入曲線A,即IPR曲線。若已知油壓，則設(shè)定一組產(chǎn)量，即改變摻稀比例，通過井筒多相流計算可得一組流壓，此壓力與產(chǎn)量的關(guān)系曲線便為的油井的流出曲線3 。把這兩條曲線繪制在同一坐標系中，其交點b便為該系統(tǒng)在所給條件下在井底得到的解，即在所給條件下可獲得的油井最大產(chǎn)量及相應(yīng)的井
底流壓(如圖4所示)。與其相對應(yīng)的摻稀比例就是最優(yōu)摻稀比例。
基于上述發(fā)明內(nèi)容，可研制開發(fā)相關(guān)稠油摻稀生產(chǎn)動態(tài)分析與優(yōu)化設(shè)計模擬系
統(tǒng)，并在現(xiàn)場進行了 50余井次的實驗和應(yīng)用，收到了良好的效果?，F(xiàn)以某油田的一口環(huán)空摻稀自噴井XB-l井為例，其基礎(chǔ)數(shù)據(jù)如表l所示,計算結(jié)果如圖5， 6所示。該井的最佳摻稀比為1.15,與現(xiàn)場試驗結(jié)果吻合較好。應(yīng)用本發(fā)明的方法，得出
(1) 流動型態(tài)是影響多相流動能量損失的重要因素。不同的流態(tài)不但影響兩相流動的力學(xué)關(guān)系，而且還影響其傳熱和傳質(zhì)性質(zhì)。當產(chǎn)氣量較低時，井筒中的流態(tài)多為段塞流和泡狀流。
(2) 原油粘度與溶解油氣比具有很好的相關(guān)性，而壓力、溫度等因素對原油粘度的影響可認為已隱含在溶解油氣比的計算中，本方法給出了超深井稠油原油物性模擬的修正模型，其結(jié)果與PVT曲線具有良好的相關(guān)性。
(3) 本方法把井眼軌跡的描述與計算技術(shù)溶入多相管流的計算中，成功地解決了超深井彎曲井段的多相流計算問題，從而可以計算出任意井眼形狀中的參數(shù)分布規(guī)律。
(4) 水對井筒中油、氣流動的總影響還不甚清楚，目前多按油、水混合物的體積含水率來處理水的影響。但是，各相及混相密度的計算必須考慮隨壓力、溫度等的變化規(guī)律。
(5) 根據(jù)能量平衡原理及多相流體力學(xué)原理建立了稠油摻稀生產(chǎn)動態(tài)分析模型，實現(xiàn)了對超深井稠油摻稀生產(chǎn)動態(tài)的模擬和分析，并據(jù)此可對稠油摻稀比例及生產(chǎn)參數(shù)進行優(yōu)化，現(xiàn)場應(yīng)用收到了良好的效果。為深層稠油摻稀井的摻稀生產(chǎn)方案設(shè)計提供了科學(xué)的方法和依據(jù)。
41使用本發(fā)明的方法采用一種摻稀混配器，如圖7、 8、 9所示，該摻稀混配器包
括外管l、上封堵2、內(nèi)管3、混配器上接頭4、第一摻混孔5、第二摻混孔6、第四摻混孔7、第三摻混孔8、混配器下接頭9、下封堵IO，噴嘴架ll。
摻混器結(jié)構(gòu)為內(nèi)管3、外管1通過上封堵2、下封堵10同心焊接在一起，統(tǒng)稱噴嘴座；噴嘴座內(nèi)外壁上開有4個均勻分布的斜孔(笫一摻混孔5、第二摻混孔6、第四摻混孔7、第三摻混孔8、)，圓錐形的噴嘴架11通過內(nèi)外壁的小孔安裝在噴嘴座上，圓錐形的噴嘴與井筒流體流動方向成30~60° 。噴嘴通過焊接安裝在噴嘴架11上，噴嘴形狀為圓錐形。稀油通過噴嘴噴出后，與井筒內(nèi)流動流體充分混合。邊界是抽油管，稀油以自由射流的方式射入， 一邊射入稀油， 一邊混合，與抽油管內(nèi)稠油進行動量交換。
使用摻稀混配器時，井下?lián)较」苤南虏啃栌蟹飧羝?，其特點是摻入壓力不直接作用于油層，不會產(chǎn)生倒灌現(xiàn)象。摻稀方法分為套管摻稀，也叫反摻；和油管摻稀，也叫正摻兩種。對于稠油自噴井，采用混配器摻稀，有正摻、反摻兩種工藝形式，其井筒結(jié)構(gòu)示意圖如圖IO、 ll所示。其中10表示摻入稀油，20表示地層產(chǎn)液，30表示封隔器，40表示摻混器，50表示混合產(chǎn)液，60表示油管外徑。摻混器通過螺紋與油管連接，在反摻時摻混器內(nèi)管內(nèi)徑與油管內(nèi)徑相同，以保證采油管不變徑；在正摻時，摻混器外管外徑與油管外徑相同，以保證油套環(huán)形空間不變徑，最終目的減少舉升井筒內(nèi)的局部壓力損失。
表l xb-i井基礎(chǔ)數(shù)據(jù)
油層中深[m]5522. 67原油粘度[mPa. s]l達氣相對密度0.81
袖層中溫[m]128. 03原油粘溫系數(shù)A4. 3075摻入點深度[m]5449. 65
套管尺寸[腿]177.8原油粘溫系數(shù)B0. 513含水率[%]0. 15
油層靜壓[MPa]61.81摻液粘溫系數(shù)A3. 561摻液相對密度0. 85
飽和壓力[MPa]16摻液粘溫系數(shù)B0. 4274摻液粘度[mPa. s]50
原油相對密度0. 991生產(chǎn)氣油比22摻液溫度[c]25
綜上所述，對于本領(lǐng)域的普通技術(shù)人員來說，可以根據(jù)本發(fā)明的技術(shù)方案和技術(shù)構(gòu)思作出其他各種相應(yīng)的改變和變形，而所有這些改變和變形都應(yīng)屬于本發(fā)明所述的權(quán)利要求的保護范圍。
權(quán)利要求
1一種超深井稠油摻稀比例確定及優(yōu)化的方法，其特征在于包括以下步驟1)、建立多相流綜合壓降計算模型和超深井稠油原油物性模擬的修正模型；2)、推導(dǎo)出超深井稠油摻稀井的井筒中流體溫度梯度的計算方法；3)、進行超深井彎曲井段的多相流計算，并計算出井筒中的溫度、壓力、密度、粘度參數(shù)的分布規(guī)律；4)、建立稠油摻稀生產(chǎn)動態(tài)分析模型；5)、對稠油摻稀比例及生產(chǎn)參數(shù)進行優(yōu)化。
2. 根據(jù)權(quán)利要求1所述的超深井稠油摻稀比例確定及優(yōu)化的方法，其特征在于所 述的步驟1)中多相流綜合壓降計算模型的建立進一步包括步驟1.1-1)、根據(jù)質(zhì)量守恒、動量守恒和能量守恒定理建立氣液兩相流的基本控 制方程模型；步驟1.1-2)、根據(jù)管道中氣液兩相流動的描述簡化步驟1.1-1)的模型，首先， 若管道的長度遠遠大于管道直徑，就可認為管道橫截面的流動參數(shù)的平均值不變， 即流動參數(shù)僅在軸線方向變化；其次，在考慮流動結(jié)構(gòu)后，可將流場分為若干區(qū)域， 在各個區(qū)域內(nèi)，將流動處理為單相的或多相混合的；步驟l. 1-3)、根據(jù)壓力梯度表達式，確定傾斜管多相流壓降的計算方法。
3. 根據(jù)權(quán)利要求2所述的超深井稠油摻稀比例確定及優(yōu)化的方法，其特征在于步 驟1.1-1)根據(jù)質(zhì)量守恒、動量守恒和能量守恒定理建立氣液兩相流的基本控制方程 模型具體包括A)、由質(zhì)量守恒原理，得到兩相流動的連續(xù)方程可表示為<formula>formula see original document page 2</formula>式中A—一為*相(^:=1,2)的密度，kg/m3;Ut——為*相"=1,2)的速度矢量，m/s; n4——相應(yīng)表面的單位外法向矢量。 在多相流動的流場中考慮一個固結(jié)于慣性坐標系被界面乓W切割的確定的控制 體r,它由相界面4W分為兩個分別由兩相占據(jù)的子空間域^W和^W， ^W由表面 4(0和J/W圍成，K(0由表面乓W和4(0圍成，由4(0和4(f)組成控制面； B)、由動量守恒原理知，控制體r中動量對時間的變化率等于(1) 單位時間通過控制面^進入的流體動量通量；(2) 作用在控制體中和控制面上所有外力的合力，這些外力由體積力(即重力)和 表面力(即應(yīng)力張量)組成<formula>formula see original document page 3</formula>式中f一一是作用在流體上的單位質(zhì)量力，N;Tt一一為第k相流體在控制面上的應(yīng)力張量，它與應(yīng)變率之間的關(guān)系由流體的 本構(gòu)方程給出；通常，應(yīng)力張量可表示為<formula>formula see original document page 3</formula>式中尸——為壓力，Pa; I為單位張量； T一一為粘性應(yīng)力張量。 對牛頓流體T汰=;"<formula>formula see original document page 4</formula>式中〃——為剪切粘性系數(shù)，Pa . s;——稱為第二粘性系數(shù)，或整體粘性系數(shù)(bulk coefficient of viscosity^ C)、由能量守恒原理知，控制體中單位時間多相流體總能量(動能和內(nèi)能之和)的增量(即總能量對時間 的變化率)等于(1) 單位時間通過控制面流入流體的能量通量；(2) 作用在控制體和控制面上的所有外力(體力和表面力)在單位時間對流體所 作的功；(3) 單位時間通過控制面?zhèn)魅氲臒嵬咳糠种?；表示?lt;formula>formula see original document page 4</formula>式中e*_—為第k相單位質(zhì)量流體的內(nèi)能，kJ/kg;q*_ —為第k相熱流矢量，即單位時間通過單位面積的熱通量，kJ/(m2. s)
4. 根據(jù)權(quán)利要求2所述的超深井稠油摻稀比例確定及優(yōu)化的方法，其特征在于 所述的步驟1. 1-2 )根據(jù)管道中氣液兩相流動的描述簡化步驟1. 1-1 )中的計算方法的步驟進一步包括步驟1.1-2.1)、當采用均相流模型時，如果多相混合物能看成均勻介質(zhì)，流動參數(shù)可取為各相介質(zhì)的平均值，進而可將 混合物平衡方程簡化為均相流平衡方程，這時要求①氣相和液相的速度相等，即、=;;,=V這條假設(shè)在等溫流動中是成立的，在不等溫穩(wěn)定流動中是基本成立的，在不穩(wěn) 定流動中則是近似的；對于等截面管道中的穩(wěn)定流動此方程式可簡化為這是計算壓降時最常用的方程式； 步驟1.1-2. 2)、當采用分相流模型時，分相流模型是把多相流動看成為各相分開的流動，介質(zhì)參數(shù)分別取各自獨立的物 性參數(shù)；為此，需要分別建立各相的流體動力特性方程式；這就需要預(yù)先確定各相 占有過流段面的份額(即真實含氣率)以及介質(zhì)與管壁的摩擦阻力和各相介質(zhì)之間的 摩擦阻力；這些數(shù)據(jù)利用實驗找出經(jīng)驗關(guān)系式；分流模型的基本假設(shè)為① 各相介質(zhì)分別有各自的平均流速，其數(shù)值根據(jù)所占的斷面積計算；② 盡管各相之間可能有質(zhì)量交換，但相間處于熱力學(xué)平衡狀態(tài)，壓力、密度均為單值函數(shù)；對于等截面圓形管道中的穩(wěn)定流動，可推得壓力梯度方程式為②多相介質(zhì)已達到熱力學(xué)平衡狀態(tài)，壓力、密度等互為單值函數(shù);(1誦5)(1-6)對分相流模型，定常氣液兩相流的基本方程為:<formula>formula see original document page 6</formula>定解條件為給定管道入口的壓力、溫度、氣相流量、液相流量、管道直徑、 管道長度、出口壓力；式中管道各截面的氣相和液相速度、、"、混合物壓力P、氣相密度&、氣相和液相內(nèi)能^、 e"以及，氣相和液相溫度^、 K，干度x，空隙率、沿管壁的熱通量t壁面摩擦力&，反映汽化潛熱的焓值 、內(nèi)熱發(fā)生率&。
5. 根據(jù)權(quán)利要求2所述的超深井稠油摻稀比例確定及優(yōu)化的方法，其特征在于 所述的步驟1. 1-3)進一步包括以下步驟 步驟1. 1-3. 1 )、計算壓力梯度表達式A)、均流模型的壓力梯度表達式根據(jù)均流模型等截面管道中的穩(wěn)定流動壓力梯度表達式，總壓力梯度是摩阻壓 力梯度、重位壓力梯度和加速壓力梯度之和?；?qū)懗扇缦滦问?lt;formula>formula see original document page 6</formula>在本發(fā)明中，采用Beggs Brill (貝格斯布里爾)方法計算總壓力梯度，其中包 括流態(tài)判別、持液率、沿程阻力系數(shù)及壓降的計算。 B)、分流模型的壓力梯度表達式 如果流動為分層流，采用層流模型來計算壓力梯度；<formula>formula see original document page 6</formula>式中《——無因次參數(shù)；用Xiao(1990)等人的計算方法來確定的；由(l-8)式可見，在求得式中^值及空隙率^的相關(guān)規(guī)律后，就可求得傾斜氣液兩相分層流的壓力梯度；步驟l. 1-3. 2)、確定綜合壓降的計算方法根據(jù)上述壓力梯度方程，就可以求出傾斜管多相流動的壓降，其計算流程如下所示(A) 、從入口出發(fā)，并給定一個Ap;(B) 、計算出在》、f下的物性參數(shù)，進行流動型態(tài)判別，當為 (Cl)、分離流，則利用分流模型壓差公式(l-5)計算壓差， (C2)、間歇流，則利用均流模型壓差公式(1-6)計算壓差， (C3)、分散流，則利用均流模型壓差公式(l-6)計算壓差，(D)、算出AL，重復(fù)上述步驟一直到ZAZ等于兩個測壓點之間的距離。
6 根據(jù)權(quán)利要求1所述的超深井稠油摻稀比例確定及優(yōu)化的方法，其特征在于 所述的步驟1 )中超深井稠油原油物性模擬的修正模型的建立進一步包括 步驟1. 2-1)、溶解油氣比采用Vazquez和Beggs的研究結(jié)果，即|_ ^ API ~|1 c3 1 8,+ 492 (1-9)式中S,為溶解油氣比，mVm3;戶為壓力(絕對)，kPa;'為溫度，°C; ^為689.5kPa 表壓下天然氣的相對密度；A^為標準狀況下，原油的API密度；c'為系數(shù)； 采用以下方法進行修正C,*=i:, .C, (i = 1,2,3) (1-10)式中x,為修正系數(shù)；c/為修正后的系數(shù)值；步驟1. 2-2 )、原油體積系數(shù)s。的典型計算方法是Standing公式和Vazquez-Beggs公 式當壓力^A時，這兩個公式所得到的模擬曲線具有相似的變化規(guī)律，但近似相差某一常數(shù)；當壓力PA時，由于Vazquez-Beggs公式考慮了飽和壓力^的影響，在^處曲線出現(xiàn)轉(zhuǎn)折，而S tand ing曲線不存在轉(zhuǎn)折點；考慮飽和壓力的影響，油田原油體積系數(shù)s。的模擬計算公式表示為 式中s/為Standing/〉式計算出的原油體積系H m3/m3; s/'為Vazquez—Beggs/>式計算出的原油體積系數(shù)，m3/m3;步驟l. 2-3)、在計算稠油的粘度時，首先要根據(jù)實驗室的粘溫測試數(shù)據(jù)，根據(jù)Andrde粘溫關(guān)系式得出稠油粘度隨溫度的變化關(guān)系A(chǔ)=fl, (1-12)式中h為Andrde公式計算出的原油粘度，mPa. s; T為測試的絕對溫度，K; a, b為常數(shù)；根據(jù)室內(nèi)實驗測定兩個溫度下的粘度值代入上式就可求得常數(shù)a，b,實測值較多時，采用最小二乘法求得a和b值；步驟1. 2-4 )、考慮壓力對粘度的影響時常用下式表示為 (1-13)式中p為單元段中平均的原油壓力，Pa; iap為脫氣原油在壓力p下的粘度，mPa. s;步驟1.2-5)、考慮溶解氣對粘度的影響時，溶解氣的影響表征為A=《 (l-")其中4 = 10.715(5.615^ +100)德，5 = 5.44(5.615^ +150)_
7 根據(jù)權(quán)利要求6所述的超深井稠油摻稀比例確定及優(yōu)化的方法，其特征在于所述步驟1. 2-5 )中進一步包括在實際應(yīng)用中通過油田上實測的PVT數(shù)據(jù)進行修正將A、 B及A括號中的數(shù)據(jù)看作常數(shù)，即令〔=///，則；/^q(5.615^+100)c2C;通過實測數(shù)據(jù)，用插值法求得d、 C2，無模擬數(shù)據(jù)時，d、 &取理論值，即C產(chǎn)IO. 715,O-O. 515。
8. 根據(jù)權(quán)利要求1所述的超深井稠油摻稀比例確定及優(yōu)化的方法，其特征在于所述的步驟2)推導(dǎo)出超深井稠油摻稀井井筒中流體溫度梯度的計算方法具體的包括在常規(guī)生產(chǎn)時井筒流體溫度分布計算通常，自噴與常規(guī)有桿泵抽油是指井筒不加熱抽油，溫度沿井筒的分布，可用下列公式計算<formula>formula see original document page 9</formula>式中，e為深度h處產(chǎn)液的溫度，°C; e。為井口的溫度、，°C; m為地溫梯度，°C/m; H為井深，m ; W為產(chǎn)出液水當量(流量與比熱之積)；k,為油氣混合物與地層間傳熱系數(shù)，W/(m.°C);u為井底地層溫度，°C; h為從井底向上起算的距離，m。
9. 根據(jù)權(quán)利要求1所述的超深井稠油摻稀比例確定及優(yōu)化的方法，其特征在于所述的步驟2)推導(dǎo)出超深井稠油摻稀井井筒中流體溫度梯度的計算方法具體的包括在油套環(huán)空摻流體工藝井筒流體溫度分布計算計算井筒溫度分布時將井身結(jié)構(gòu)分為兩段第一段為熱載體循環(huán)段，從井口至泵的入口處，在該段內(nèi)，井筒溫度分布可根據(jù)正、反循環(huán)情況進行計算；第二段為泵的入口至油層中部，由于該段流體流動近似于常規(guī)井中流體流動，因此，可按常規(guī)井進行分析計算井筒溫度分布；熱流體在流向地層深處的過程中，由于傳導(dǎo)、對流作用， 一方面通過套管、水泥環(huán)，向地層傳遞熱量，另一方面又要經(jīng)過與地層產(chǎn)出液體混合，加熱產(chǎn)出液體，根據(jù)傳熱學(xué)知識與能量平衡原理，可得出能量平衡方程式<formula>formula see original document page 9</formula>式中G與C2的值分別為:<formula>formula see original document page 10</formula>式中^與。的值分別為 1<formula>formula see original document page 10</formula>
10 根據(jù)權(quán)利要求1所述的超深井稠油摻稀比例確定及優(yōu)化的方法，其特征在于 所述的步驟2)推導(dǎo)出超深井稠油摻稀井井筒中流體溫度梯度的計算方法具體的包 括油管摻流體工藝井筒流體溫度分布計算<formula>formula see original document page 10</formula>式中G與C2的值分別為:<formula>formula see original document page 10</formula>式中『為地面產(chǎn)出混合液體的水當量，w/°c; w為油層產(chǎn)出液體水當量，w/。c; ^為井筒注入液體水當量，w/。c; ^為沿井深任一點處注入液體的溫度，。c; e為 沿井深任一點處混合液體的溫度，。C; h為由井口算起沿井筒的深度，m; A,為注 入液體在井筒中摻入點深度，m;、為油管內(nèi)流體與環(huán)空中流體之間的傳熱系數(shù)， W/(m。C); 、3為環(huán)空內(nèi)流體與地層之間的傳熱系數(shù)，W/(m。C); f。為地表年平均溫度(即 恒溫層溫度)，。c; c為注入液在地面時的溫度，。c; o為摻入深度處注入流體的溫 度，。c; e)為在摻入深度處油層產(chǎn)出流體的溫度，。c; e,為在摻入深度處混合流體 的溫度，。c; w為地溫梯度，。C/m。
11 根據(jù)權(quán)利要求1所述的根據(jù)權(quán)利要求l所述的超深井稠油摻稀比例確定及優(yōu)化 的方法，其特征在于所述的步驟3)具體包括建立井眼軌跡計算模型彎曲井筒內(nèi)的壓降計算是以壓力梯度方程式為基礎(chǔ)，在該式中，涉及到了管道 與水平方向的夾角0,在計算壓降時，可以把彎曲井段分成若干個斜直段，而每段的 傾斜角是不同的，要得到各段的平均井斜角，就需要計算出該井段兩端點處的井斜 角；此外，由于流體的溫度是與垂深相聯(lián)系的，所以還需要有計算井眼軌跡垂深的 方法；如果將井眼軌跡假設(shè)為空間螺旋線或自然曲線，則有式中i為計算點的井深，m; 為計算點的井斜角，° ; w為計算點與上測點間的垂 深增量，m。
12 根據(jù)權(quán)利要求1所述的根據(jù)權(quán)利要求1所述的超深井稠油摻稀比例確定及優(yōu)化 的方法，其特征在于所述的步驟4)具體包括處理摻稀動態(tài)參數(shù)生產(chǎn)參數(shù)(1-18)(1-19)步驟4. 1)、產(chǎn)液量的計算在摻稀生產(chǎn)過程中，油井的真實產(chǎn)量應(yīng)該等于井口實測產(chǎn)量減掉摻入稀油產(chǎn)量，即<formula>formula see original document page 12</formula>(1一20) 式中 a。為油井的真實曰產(chǎn)量，m3/d; 2，為油井的實測曰產(chǎn)液量，ra3/d; a。為油井日摻入的稀油量，raVd; a為日產(chǎn)水量，mVd。步驟4. 2)、含水百分比的計算在摻稀生產(chǎn)過程中，根據(jù)含水百分比的定義可知，<formula>formula see original document page 12</formula> ("I) 實測式中人為體積含水率； 步驟4. 3)、摻稀比例的計算<formula>formula see original document page 12</formula>(1_22)式中,。為摻入稀油的體積分數(shù)。步驟4.4)、摻稀井井筒中分段壓力分布規(guī)律的確定在摻稀采油工藝中，如果將過流斷面取在油井井底入口、井口和摻稀油入口，對所 取控制體進行能量分析，根據(jù)能量平衡原理總可得到如下的方程，即(井底產(chǎn)油入口能量_摻入前產(chǎn)出液的能量損失)+ (摻入液入口能量-摻入前摻 入液能量損失)-摻混后混合液的能量損失+泵給流體的能量=井口混合液的剩余能 量 (1-23)由式(1-23)可推導(dǎo)出摻稀井井筒壓力的分布規(guī)律如方程(1-24)，即<formula>formula see original document page 12</formula>(1-24) 式中 Pf為油井的流壓，MPa; A為井口油壓，MPa; 4為摻混后混合液的壓降，MPa; A;^摻入點以下泵排出口以上油氣水的壓降，MPa， Ap2泵的增壓，MPa,如果是自噴 井，則~2=0; z^地層到泵吸入口油氣水的壓降，MPa。
13 根據(jù)權(quán)利要求1所述的超深井稠油摻稀比例確定及優(yōu)化的方法，其特征在于所數(shù)的優(yōu)化在油井舉升工況分析過程中，當油壓為己知時，可以以井底為求解點； 首先根據(jù)油井的產(chǎn)能，做出油井的流入曲線A,即IPR曲線；若已知油壓，則設(shè)定 一組產(chǎn)量，即改變摻稀比例，通過井筒多相流計算可得一組流壓，此壓力與產(chǎn)量的 關(guān)系曲線便為的油井的流出曲線B ;把這兩條曲線繪制在同一坐標系中，其交點b便 為該系統(tǒng)在所給條件下在井底得到的解，即在所給條件下可獲得的油井最大產(chǎn)量及 相應(yīng)的井底流壓；與其相對應(yīng)的摻稀比例就是最優(yōu)摻稀比例。
14 一種如權(quán)利要求1所述方法中應(yīng)用的超深井稠油摻稀混配器，其特征在于所述混配器包括內(nèi)管，外管，上、下封堵，混配器上、下接頭和一組摻混出 口；所述內(nèi)管、外管通過上封堵和下封堵同心焊接固定形成噴嘴座；所述一組摻混 出口為斜孔，開設(shè)在所述噴嘴座的內(nèi)外管壁上；所述稀油通過摻混出口噴出后，與井筒內(nèi)流動流體充分混合；稀油以自由射 流的方式射入， 一邊射入稀油， 一邊混合，與抽油管內(nèi)稠油進行動量交換。
15根據(jù)權(quán)利要求14所述的一種超深井稠油摻稀混配器，其特征在于所述一組摻混出口為2 - 8個；且所述每個摻混出口包括內(nèi)管斜孔，噴嘴架和 噴嘴；所述內(nèi)管斜孔設(shè)置在所述內(nèi)管壁上，所述噴嘴設(shè)置在外管壁上，且噴嘴與井 筒流體流動方向成角度；所述噴嘴架為設(shè)置在所述內(nèi)、外管之間的通路，用于連接 所述內(nèi)管斜孔和噴嘴。
16. 根據(jù)權(quán)利要求14所述的一種超深井稠油摻稀混配器，其特征在于 所述的摻混出口為4個，所述的噴嘴架為圓錐體，且所述噴嘴為圓錐體。
17. 根據(jù)權(quán)利要求15所述的一種超深井稠油摻稀混配器，其特征在于所述噴嘴 與井筒流體流動方向的角度為30度 60度。
18. 根據(jù)權(quán)利要求14-17之一所述的一種超深井稠油摻稀混配器，其特征在于 所述混配器通過所述上、下接頭與油管螺紋連接，且在混配器下方固定有封隔器；所述混配器通過螺紋與油管連接，連接的方式取決于摻稀方法，有兩種在反 摻時摻混器內(nèi)管內(nèi)徑與油管內(nèi)徑相同，以保證采油管不變徑；在正摻時，摻混器外 管外徑與油管外徑相同，以保證油套環(huán)形空間不變徑，最終目的減少舉升井筒內(nèi)的 局部壓力損失。
全文摘要
本發(fā)明是超深井稠油摻稀比例確定優(yōu)化的方法及其摻稀混配器，方法包括以下步驟1)建立多相流綜合壓降計算模型和修正模型；2)推導(dǎo)出摻稀井井筒中流體溫度梯度的計算方法；3)進行超深井彎曲井段的多相流計算，并計算出井眼形狀中參數(shù)的分布規(guī)律；4)建立稠油摻稀生產(chǎn)動態(tài)分析模型；5)對稠油摻稀比例及生產(chǎn)參數(shù)進行優(yōu)化。本發(fā)明實現(xiàn)對超深井稠油摻稀生產(chǎn)動態(tài)的模擬和分析。定量分析、模擬超深井稠油摻稀生產(chǎn)動態(tài)，得出壓力、密度、粘度等參數(shù)沿井筒的分布規(guī)律。并可根據(jù)油井的產(chǎn)能，對稠油摻稀比例及生產(chǎn)參數(shù)進行優(yōu)化。優(yōu)選出最佳的摻稀比例及摻入壓力。具有極強的工業(yè)實用性。
文檔編號B01F3/10GK101684727SQ200810223648
公開日2010年3月31日 申請日期2008年9月28日 優(yōu)先權(quán)日2008年9月28日
發(fā)明者萍 唐, 王步娥, 王雅茹, 石在虹, 蘇建政, 薛承瑾, 陳秋芬, 龍秋蓮 申請人:中國石油化工股份有限公司;中國石油化工股份有限公司石油勘探開發(fā)研究院