林日億, 齊尚超, 沈文麗, 楊建平,王新偉, 王宏遠(yuǎn), 王詩(shī)中, 舒正棟

(1.中國(guó)石油大學(xué)儲(chǔ)運(yùn)與建筑工程學(xué)院,山東青島 266580;2.中國(guó)石油大學(xué)山東省油氣儲(chǔ)運(yùn)安全省級(jí)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,山東青島 266580; 3.恒逸實(shí)業(yè)(文萊)有限公司熱電部,浙江杭州 311215; 4.中國(guó)石化工程建設(shè)有限公司, 北京100101;5.Arizona State University, Tempe 85281; 6.中國(guó)石油遼河油田分公司SAGD開(kāi)發(fā)項(xiàng)目管理部,遼寧盤(pán)錦 124010;7.中國(guó)石油新疆油田分公司采油一廠,新疆克拉瑪依 834000)

蒸汽輔助重力泄油(steam assisted gravity drainage簡(jiǎn)稱SAGD)是目前針對(duì)超稠油及特稠油的一項(xiàng)有效開(kāi)發(fā)技術(shù),與傳統(tǒng)熱采方式相比,SAGD開(kāi)采技術(shù)的穩(wěn)產(chǎn)周期長(zhǎng)、穩(wěn)產(chǎn)期產(chǎn)量高、最終采收率高[1-3];一般將SAGD開(kāi)發(fā)周期分為循環(huán)預(yù)熱、蒸汽腔上升、蒸汽腔擴(kuò)展、蒸汽腔下降4個(gè)階段,預(yù)熱階段預(yù)熱效果的好壞是影響SAGD整體開(kāi)發(fā)的一項(xiàng)重要因素[4-5]。循環(huán)預(yù)熱是SAGD開(kāi)發(fā)初期一種有效的預(yù)熱方式,循環(huán)預(yù)熱指蒸汽在不進(jìn)入油層或極少進(jìn)入油層情況下,蒸汽在水平井中循環(huán)一周,主要靠熱傳導(dǎo)方式加熱油層,實(shí)現(xiàn)熱聯(lián)通的預(yù)熱方式[6-7]。探究循環(huán)預(yù)熱階段蒸汽沿程分布規(guī)律對(duì)循環(huán)預(yù)熱調(diào)控及注汽參數(shù)的合理選擇有重要意義,對(duì)于SAGD循環(huán)預(yù)熱,通常采用雙油管平行管柱結(jié)構(gòu),采用長(zhǎng)油管注汽,短油管采液的循環(huán)方式;傳統(tǒng)水平井注蒸汽井筒流動(dòng)傳熱計(jì)算模型中僅考慮注入蒸汽與油層換熱情況,計(jì)算通常為由水平井趾端至跟端的單向計(jì)算,循環(huán)預(yù)熱井筒相對(duì)復(fù)雜,循環(huán)預(yù)熱過(guò)程須同時(shí)考慮長(zhǎng)油管與環(huán)空、環(huán)空與油層換熱及沿程蒸汽相變情況,計(jì)算通常包括由長(zhǎng)油管內(nèi)趾端至跟端以及油管篩管環(huán)空內(nèi)跟端至趾端雙程計(jì)算,且須反復(fù)迭代計(jì)算。筆者在傳統(tǒng)水平井注蒸汽流動(dòng)傳熱模型基礎(chǔ)上,綜合考慮來(lái)流回流換熱及蒸汽相變情況,建立循環(huán)預(yù)熱井筒的流動(dòng)傳熱方程,并通過(guò)編程求解蒸汽壓力、干度等特性參數(shù)沿水平井變化規(guī)律,對(duì)循環(huán)流速及注汽干度進(jìn)行敏感性分析,對(duì)循環(huán)預(yù)熱注汽速度、注汽干度、注汽時(shí)間3個(gè)參數(shù)進(jìn)行整體聯(lián)合優(yōu)化。

1 模型建立

1.1 基本假設(shè)

井筒物理模型如圖1所示。其中長(zhǎng)油管下入水平段趾端B點(diǎn),短油管下入水平段跟端A點(diǎn),水平段采取篩管完井;蒸汽由長(zhǎng)油管注入,至水平段B點(diǎn)進(jìn)入長(zhǎng)油管與篩管環(huán)空,沿環(huán)空返回環(huán)空A點(diǎn),最后進(jìn)入采油管柱采出[8-9]。循環(huán)預(yù)熱水平段與豎直段相比與油層接觸距離長(zhǎng)、面積大,蒸汽在井筒中流動(dòng),由于存在摩擦及向油層散熱,沿程蒸汽溫度、壓力、比焓、干度逐漸變化,后部甚至出現(xiàn)過(guò)冷水。為方便計(jì)算,假設(shè):①A點(diǎn)入口處蒸汽壓力、溫度、干度保持恒定;②蒸汽流體沿井筒為一維穩(wěn)態(tài)流動(dòng),同一截面流體流動(dòng)流速、壓力、溫度相等[10];③從長(zhǎng)油管至篩管外緣為穩(wěn)態(tài)傳熱,篩管外緣至油層為非穩(wěn)態(tài)傳熱[11];④由于注汽壓力較低,循環(huán)預(yù)熱階段注采比接近1∶1,不考慮蒸汽進(jìn)入地層,循環(huán)預(yù)熱過(guò)程僅靠熱傳導(dǎo)加熱油層[12];⑤油層物性不變。

結(jié)合傳統(tǒng)水平井注蒸汽模型[13]與現(xiàn)場(chǎng)實(shí)際SAGD井筒物理模型建立數(shù)學(xué)模型及傳熱方程。

1.2 流動(dòng)數(shù)學(xué)模型

蒸汽在油管及環(huán)空微元段內(nèi)穩(wěn)定流動(dòng),不考慮蒸汽進(jìn)入地層可得蒸汽流動(dòng)質(zhì)量守恒方程:

(1)

式中,is為蒸汽質(zhì)量流量,kg/s;環(huán)空方程中負(fù)號(hào)表示規(guī)定水平段沿跟端至趾端為正方向。

蒸汽沿程流動(dòng)時(shí),壓力梯度主要包括重力壓力梯度、摩阻壓力梯度和加速度壓力梯度,由井筒微元段動(dòng)量守恒可得蒸汽沿程流動(dòng)動(dòng)量守恒方程為

(2)

式中,pt和pan分別為長(zhǎng)油管和環(huán)空內(nèi)流體壓力,Pa;ρt和ρa(bǔ)n分別為長(zhǎng)油管和環(huán)空內(nèi)平均密度,kg/m3;υt和υan分別為長(zhǎng)油管和環(huán)空內(nèi)流體平均流速,m/s;Lo為環(huán)空特征尺度,m;dti和dto分別為長(zhǎng)油管內(nèi)、外徑,m;dsi為篩管內(nèi)徑,m;ft和fan分別為長(zhǎng)油管和環(huán)空沿程阻力系數(shù);θ為管柱軸線與水平方向夾角,水平段中θ取0。

根據(jù)熱力學(xué)第一定律,單位時(shí)間內(nèi)傳給控制體的熱能等于控制體的內(nèi)能增加量減去摩擦力做的負(fù)功。穩(wěn)定流動(dòng)條件下可得到能量守恒方程為

(3)

式中,ht和han分別為長(zhǎng)油管和環(huán)空返流比焓,J/kg;dQs和dQm1分別為dz長(zhǎng)度長(zhǎng)油管內(nèi)蒸汽向環(huán)空返流散熱量、環(huán)空返流向油層散熱量,W;dW為dz長(zhǎng)度管壁摩擦力做功,W/m。

定解條件為

(4)

式中,p0為水平段長(zhǎng)油管內(nèi)A點(diǎn)處蒸汽壓力,Pa;h0為A點(diǎn)蒸汽比焓,J/kg。

1.3 傳熱數(shù)學(xué)模型

長(zhǎng)油管流體向環(huán)空散熱量為

dQs=kt(Tt-Tan)dz,

(5)

其中

(6)

式中,kt為傳熱系數(shù),W/(m2·K);Tt和Tan分別為長(zhǎng)油管和環(huán)空中流體溫度,K;hti和hto分別為長(zhǎng)油管內(nèi)壁和外壁的強(qiáng)迫對(duì)流換熱系數(shù),W/(m2·K);λt為油管導(dǎo)熱系數(shù),W/(m·K)。

環(huán)空流體向油層散熱量為

dQm1=kan(Tan-To)dz.

(7)

其中

(8)

f(t)可用Chiu[14-15]公式計(jì)算為

(9)

式中,kan為傳熱系數(shù),W/(m2·K);f(t)為油層導(dǎo)熱的時(shí)間函數(shù);han為環(huán)空內(nèi)壁強(qiáng)迫對(duì)流換熱系數(shù),W/(m2·K);λs為篩管導(dǎo)熱系數(shù),W/(m·K);λo為油層導(dǎo)熱系數(shù),W/(m·K);dsi和dso分別為篩管內(nèi)、外徑,m;a為油層導(dǎo)溫系數(shù),m2/s;t為預(yù)熱時(shí)間,s。

1.4 摩擦力做功

蒸汽與管壁接觸存在摩擦力,摩擦力做功[16]表示為

(10)

式中,τ為管壁摩擦阻力,N;υ[i]和υ[i+1]分別為第i和第i+1節(jié)點(diǎn)所在截面平均流速,m/s。

管壁摩擦阻力τ可表示為

(11)

式中,f為流體與管壁摩擦系數(shù);d為管壁內(nèi)徑,m。

流體摩阻系數(shù)f為

(12)

其中

Res=dυρ/μ.

式中,Res為流體雷諾數(shù),對(duì)于環(huán)空d取環(huán)空特征尺度Lo;Δ為管壁相對(duì)粗糙度,無(wú)量綱。

蒸汽從長(zhǎng)油管A點(diǎn)注入,沿程向油層散失熱量,在環(huán)空中可能轉(zhuǎn)化為過(guò)冷水,對(duì)于單相流,由于密度隨壓力變化較小,壓降方程中dυ/dz=0;兩相流的密度及壓降方程中阻力系數(shù)參考B-B進(jìn)行計(jì)算[17],兩相流其他物性參數(shù)及單相流物性參數(shù)的計(jì)算參考Witney給定方法[18],兩相流及單相流強(qiáng)迫對(duì)流換熱系數(shù)的計(jì)算參考Akers給定方法[19]。

2 模型求解

方程(1)～(12)構(gòu)成了SAGD循環(huán)預(yù)熱蒸汽流動(dòng)傳熱數(shù)學(xué)模型,計(jì)算過(guò)程采用差分方法進(jìn)行反復(fù)迭代計(jì)算。計(jì)算分為長(zhǎng)油管沿程計(jì)算和環(huán)空沿程計(jì)算。步驟為:①長(zhǎng)油管內(nèi)以A點(diǎn)為起點(diǎn),進(jìn)行節(jié)點(diǎn)劃分,通過(guò)兩相流壓降、傳熱模型以上一節(jié)點(diǎn)壓力和干度為狀態(tài)參量進(jìn)行下一節(jié)點(diǎn)計(jì)算,直至算至B點(diǎn)結(jié)束;②環(huán)空內(nèi)以B點(diǎn)為起點(diǎn),上節(jié)點(diǎn)壓力和干度為狀態(tài)參量進(jìn)行下節(jié)點(diǎn)計(jì)算;③由下節(jié)點(diǎn)蒸汽焓值與飽和蒸汽焓值對(duì)比進(jìn)行環(huán)空相態(tài)判斷,若仍為濕蒸汽轉(zhuǎn)至②,直至判斷為過(guò)冷水轉(zhuǎn)至④;④環(huán)空中根據(jù)單相流、傳熱模型以上節(jié)點(diǎn)壓力和溫度為狀態(tài)參量進(jìn)行下節(jié)點(diǎn)計(jì)算,直至算至B點(diǎn);⑤將沿程壓力、溫度、干度等計(jì)算結(jié)果與上一次計(jì)算結(jié)果對(duì)比,若誤差不滿足最小誤差要求,轉(zhuǎn)至第一步重新計(jì)算,直至誤差滿足最小誤差要求,計(jì)算結(jié)束。

3 計(jì)算實(shí)例

以某油田SAGD循環(huán)預(yù)熱井為例,應(yīng)用所建模型對(duì)循環(huán)預(yù)熱過(guò)程進(jìn)行計(jì)算,輸出蒸汽循環(huán)過(guò)程中壓力、溫度、干度沿程變化,長(zhǎng)油管與環(huán)空換熱和環(huán)空同油層換熱情況。模擬中所采用部分參數(shù):長(zhǎng)油管內(nèi)、外徑分別為73和 89 mm,篩管內(nèi)、外徑分別為220.5 和244.5 mm,油層初始溫度為31.4 ℃,管壁絕對(duì)粗糙度為0.05 mm,油層導(dǎo)溫系數(shù)為0.078 m2/d,油層導(dǎo)熱系數(shù)為2.35 W/(m·K),長(zhǎng)油管、篩管導(dǎo)熱系數(shù)均為43.2 W/(m·K)。

3.1 沿程壓力、溫度和干度分布

據(jù)文獻(xiàn)及現(xiàn)場(chǎng)生產(chǎn)經(jīng)驗(yàn)[20-22],注汽壓力的選擇應(yīng)接近油藏壓力或略高于油藏壓力(通常不超過(guò)0.5 MPa),這是因?yàn)楫?dāng)循環(huán)壓力明顯高于油藏壓力時(shí),環(huán)空中進(jìn)入油藏蒸汽變多,產(chǎn)液量會(huì)下降,不利于油藏的均勻加熱,特別對(duì)于非均質(zhì)油藏,甚至?xí)l(fā)汽竄,造成循環(huán)加熱失敗。鑒于所選油田區(qū)塊水平井所在層位油層壓力為5 MPa。考慮長(zhǎng)油管沿程壓降問(wèn)題,優(yōu)選A點(diǎn)長(zhǎng)油管注汽壓力為5.5 MPa。在A點(diǎn)注汽干度為0.7,循環(huán)流速80 t/d條件下,蒸汽壓力、溫度、干度沿程變化規(guī)律如圖2所示。

從圖2可以看出,蒸汽沿程壓降及溫降主要發(fā)生在長(zhǎng)油管內(nèi),當(dāng)水平段A點(diǎn)注汽壓力為5.5 MPa,干度為0.7,循環(huán)流速80 t/d條件下蒸汽返回環(huán)空A點(diǎn)時(shí)干度仍然大于0,在環(huán)空中蒸汽消耗汽化潛熱加熱油層。

循環(huán)預(yù)熱階段要求環(huán)空溫度盡快穩(wěn)定,一般要求環(huán)空溫度在循環(huán)2～3 d達(dá)到穩(wěn)定。長(zhǎng)油管末端B點(diǎn)及環(huán)空返回A點(diǎn)的蒸汽狀態(tài)參數(shù)對(duì)循環(huán)預(yù)熱有重要影響,為探究不同循環(huán)流速及注汽干度對(duì)循環(huán)預(yù)熱的影響,選用不同注汽速度(60～100 t/d),注汽干度(0.5～0.9)組合,循環(huán)預(yù)熱3 d,計(jì)算結(jié)果見(jiàn)表1。

圖2 蒸汽特性參數(shù)沿程分布Fig.2 Distribution of steam characteristic parameters along wellbore

由表1可知,在相同注汽干度條件下,隨注汽速度增加,蒸汽返回A點(diǎn)的干度逐漸增加,環(huán)空中相變點(diǎn)距離A點(diǎn)越來(lái)越近,直至相變點(diǎn)越過(guò)環(huán)空內(nèi)A點(diǎn);在注汽干度為0.9時(shí),在所選取任意流速條件下相變點(diǎn)均在A點(diǎn)之后。在相同注汽速度條件下,隨注汽干度增加,返回A點(diǎn)干度逐漸增加,完成由過(guò)冷水向濕蒸汽的轉(zhuǎn)變。

為進(jìn)一步分析注汽干度、注汽速度對(duì)蒸汽沿程分布的影響并對(duì)其進(jìn)行優(yōu)化,以注汽干度0.7、不同注汽速度組合以及注汽速度80 t/d、不同注汽干度組合分別進(jìn)行對(duì)比分析。

表1 不同注汽速度、干度組合計(jì)算結(jié)果Table 1 Calculation results of different combinationof injection rate and dryness

3.2 注汽速度敏感性分析

注汽干度0.7,不同注汽速度下對(duì)應(yīng)干度、長(zhǎng)油管與環(huán)空換熱量、環(huán)空與油層換熱量的沿程分布結(jié)果如圖3～5所示。

圖3 不同注汽速度沿程干度分布Fig.3 Distribution of dryness during different steam injection rate conditions

圖4 不同注汽速度長(zhǎng)油管與環(huán)空流體換熱分布Fig.4 Distribution of heat transfer between tubing and annulus under different steam injection rate conditions

圖5 不同注汽速度環(huán)空流體與油層換熱分布Fig.5 Distribution of heat transfer between annulus and oil layer under different steam injection rate conditions

由圖3可以看出,增加注汽速度,蒸汽到達(dá)B點(diǎn)干度逐漸降低,環(huán)空返回A點(diǎn)干度逐漸增加,當(dāng)流速較高(100 t/d)時(shí),在接近環(huán)空A點(diǎn)處,由于長(zhǎng)油管向環(huán)空散熱量大于環(huán)空向油層的散熱量,出現(xiàn)干度上升現(xiàn)象;由圖4和圖5可以看出,相同注汽干度條件下,隨著注汽速度增加,長(zhǎng)油管與環(huán)空換熱量逐漸增加,且環(huán)空與油層換熱量沿程分布更加均勻;當(dāng)注汽速度為60 t/d時(shí),水平段跟端和趾端與油層換熱差值約為990 W,占平均換熱量(39.3 kW)的2.52%,但循環(huán)預(yù)熱是累積加熱的結(jié)果;循環(huán)預(yù)熱30 d后水平段跟端和趾端與油層換熱量差值達(dá)到2.57 GJ,所以改變注汽流速對(duì)循環(huán)預(yù)熱均勻進(jìn)行仍有較大影響。增加注汽速度有助于循環(huán)預(yù)熱的均勻進(jìn)行,但環(huán)空與油層換熱量相對(duì)減小。結(jié)合表1進(jìn)一步分析,發(fā)現(xiàn)注汽速度為80 t/d時(shí)在環(huán)空距離A點(diǎn)275 m處轉(zhuǎn)化為過(guò)冷水,影響了水平段均勻換熱。但增加注汽速度后返回流體的焓值較大,熱利用率會(huì)降低。綜合考慮加熱均勻性及預(yù)熱經(jīng)濟(jì)性,要求流體在環(huán)空中返回A點(diǎn)干度略大于0,且越小越好,在注汽干度為0.7時(shí)推薦注汽速度為80 t/d。

3.3 注汽干度敏感性分析

注汽速度為80 t/d,不同注汽干度下對(duì)應(yīng)干度、長(zhǎng)油管與環(huán)空換熱量、環(huán)空與油層換熱量的沿程分布結(jié)果如圖6～8所示。

圖6 不同注汽干度下沿程干度分布Fig.6 Drynesss distribution during different steam injection dryness conditions

圖7 不同注汽干度下長(zhǎng)油管與環(huán)空流體換熱分布Fig.7 Distribution of heat transfer between tubing and annulus under different steam injection dryness conditions

由圖6可以看出,隨注汽干度增加,蒸汽到達(dá)B點(diǎn)的干度逐漸增加。當(dāng)注汽干度較高(0.9)時(shí),在接近環(huán)空A點(diǎn)處,由于長(zhǎng)油管向環(huán)空散熱量大于環(huán)空向油層散熱量,導(dǎo)致出現(xiàn)干度上升現(xiàn)象。由圖7和圖8可以看出,相同注汽速度條件下,隨著注汽干度增加,長(zhǎng)油管與環(huán)空換熱量逐漸增加,且環(huán)空與油層換熱量沿井筒分布更加均勻;當(dāng)注汽干度為0.5時(shí),水平段跟端和趾端與油層換熱差值約為880 W,占平均換熱量(39.3 kW)的2.24%,循環(huán)預(yù)熱30 d后水平段跟端和趾端與油層換熱量差值達(dá)到2.28 GJ,所以改變注汽干度對(duì)循環(huán)預(yù)熱均勻進(jìn)行仍有較大影響。增加注汽干度,有助于循環(huán)預(yù)熱的均勻進(jìn)行,但環(huán)空與油層換熱量相對(duì)減小。結(jié)合表1進(jìn)一步分析,發(fā)現(xiàn)注汽干度為0.5時(shí)在環(huán)空距離A點(diǎn)300 m處轉(zhuǎn)化為過(guò)冷水,影響了水平段均勻換熱。但增加注汽干度后返回流體焓值會(huì)增大,熱利用率會(huì)降低。綜合考慮熱經(jīng)濟(jì)性和加熱的均勻性,在注汽速度為80 t/d時(shí),推薦注汽干度為0.7。

圖8 不同注汽干度下環(huán)空流體與油層換熱分布Fig.8 Distribution of heat transfer between annulus and oil layer under different steam injection dryness conditions

3.4 最佳參數(shù)圖版

在定循環(huán)預(yù)熱水平段A點(diǎn)注汽壓力條件下,以上分析分別從定注汽速度和定注汽干度角度優(yōu)選了注汽參數(shù),但實(shí)際選取時(shí)兩參數(shù)均不確定,但選取標(biāo)準(zhǔn)均為環(huán)空返回A點(diǎn)時(shí)干度剛好為0。為此,計(jì)算不同循環(huán)預(yù)熱時(shí)間(1、2、3 d)后,不同注汽速度(60～100 t/d)條件下環(huán)空返回A點(diǎn)時(shí)干度剛好為0的注汽干度,構(gòu)建環(huán)空返回A點(diǎn)干度剛好為0時(shí)注汽參數(shù)組合,計(jì)算結(jié)果如圖9所示。

由圖9中可知,在對(duì)應(yīng)時(shí)間,環(huán)空返回A點(diǎn)干度剛好為0時(shí)的注汽參數(shù)組合,注汽工況點(diǎn)在該曲線上時(shí),環(huán)空中返回A點(diǎn)時(shí)對(duì)應(yīng)蒸汽干度剛好為0;若注汽工況點(diǎn)在曲線上方,則蒸汽返回A點(diǎn)干度大于0,可以滿足均勻加熱,但從經(jīng)濟(jì)性考慮,工況點(diǎn)應(yīng)盡量接近相變曲線;若注汽工況點(diǎn)在曲線下方,則蒸汽返回A點(diǎn)干度小于0,不能滿足均勻加熱要求。圖9中,如注汽工況點(diǎn)位于1 d和3 d曲線之間,表示在第1 d時(shí)返回A點(diǎn)干度小于0,但至第3 d后蒸汽返回A點(diǎn)干度大于0,由實(shí)際要求可知,一般要求環(huán)空溫度在2～3 d內(nèi)達(dá)到穩(wěn)定,所以推薦注汽工況點(diǎn)位于1 d和3 d曲線之間,且盡量接近3 d曲線。

圖9 水平段循環(huán)預(yù)熱最優(yōu)參數(shù)圖版Fig.9 Optimal parametric drawing of horizontal section cycle preheating

4 結(jié) 論

(1)循環(huán)預(yù)熱階段,沿程壓降、溫降主要發(fā)生在長(zhǎng)油管中,環(huán)空中蒸汽主要消耗汽化潛熱加熱油層;隨注汽干度、注汽速度增加,環(huán)空中相變點(diǎn)距離井筒水平段跟端A點(diǎn)越來(lái)越近,蒸汽返回環(huán)空A點(diǎn)干度(或溫度)逐漸增加,完成由過(guò)冷水向濕蒸汽轉(zhuǎn)變;當(dāng)流速較高(100 t/d)、注汽干度較高(0.9)時(shí)環(huán)空接近A點(diǎn)處出現(xiàn)干度拐點(diǎn)。

(2)循環(huán)預(yù)熱水平段循環(huán)流速越小、注汽干度越低,越有利于環(huán)空與油層換熱,但由于相變會(huì)導(dǎo)致加熱均勻性變差。

[1] ANDERSON M T, DAVID K. SAGD startup: leaving the heat in the reservoir[R].SPE 157918, 2012.

[2] VINCENT K D, MACKINNON C J, PALMGREN C T S. Developing SAGD operating strategy using a coupled wellbore thermal reservoir simulator[R].SPE 86970, 2004.

[3] CLARK H P, ASCANIO F A, van KRUIJSDIJK C P J W, et al. Method to improve thermal EOR performance using intelligent well technology: orion SAGD field trial [R].SPE 137133-MS, 2010.

[4] 霍進(jìn),桑林翔,劉名,等.風(fēng)城油田蒸汽輔助重力泄油啟動(dòng)階段注采參數(shù)優(yōu)化[J].新疆石油地質(zhì),2015,36(2):191-194.

HUO Jin, SANG Linxiang, LIU Ming, et al. Injection-production parameters optimization at startup phase of SAGD in Fengcheng Oilfield, Junggar Basin[J]. Xinjiang Petroleum Geology, 2015,36(2):191-194.

[5] 姜興玲.雙水平井SAGD循環(huán)預(yù)熱工藝研究與應(yīng)用[J].中外能源,2011,16(11):65-67.

JIANG Xingling. The study and application of circulation steam process in dual-horizontal well [J]. Sino-global Energy, 2011,16(11):65-67.

[6] 陳森,竇升軍,游紅娟,等.雙水平井SAGD循環(huán)預(yù)熱技術(shù)及現(xiàn)場(chǎng)應(yīng)用[J].新疆石油天然氣,2012,8(B03):6-10.

CHEN Sen, DOU Shengjun, YOU Hongjuan, et al. Application of SAGD recycle preheating technology to bilateral horizontal well [J]. Xinjiang Oil & Gas, 2012,8(B03):6-10.

[7] 席長(zhǎng)豐,馬德勝,李秀巒,等.雙水平井超稠油SAGD循環(huán)預(yù)熱啟動(dòng)優(yōu)化研究[J].西南石油大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版),2010,32(4):103-108.

XI Changfeng, MA Desheng, LI Xiuluan, et al. Study on SAGD Technology for ultra heavy oil in dual horizontal wells [J]. Journal of Southwest Petroleum University(Science & Technology Edition), 2010,32(4):103-108.

[8] 徐明海,任瑛,王彌康,等.水平井注蒸汽傳熱和傳質(zhì)分析[J].石油大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版),1993,17(5):60-65.

XU Minghai, REN Ying, WANG Mikang, et al. Analysis on mass and heat transfer in horizontal wellbore of steam injection well[J]. Journal of the University of Petroleum, China(Edition of Natural Science), 1993,17(5):60-65.

[9] 李景玲,朱志宏,竇升軍,等.雙水平井SAGD循環(huán)預(yù)熱傳熱計(jì)算及影響因素分析[J].新疆石油地質(zhì),2014,35(1):82-86.

LI Jingling, ZHU Zhihong, DOU Shengjun, et al. Heat transfer calculation and influence factors analysis for SAGD circulation phase in dual horizontal wells [J]. Xinjiang Petroleum Geology, 2014,35(1):82-86.

[10] 師耀利,杜殿發(fā),劉慶梅,等.考慮蒸汽相變的注過(guò)熱蒸汽井筒壓降和熱損失計(jì)算模型[J].新疆石油地質(zhì),2012,33(6):723-726.

SHI Yaoli, DU Dianfa, LIU Qingmei, et al. A calculation model for wellbore heat loss and pressure drop considering steam phase state changing in superheated steam injection well [J]. Xinjiang Petroleum Geology, 2012,33(6):723-726.

[11] 王彌康.注蒸汽井井筒熱傳遞的定量計(jì)算[J].石油大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版),1994,18(4):77-82.

WANG Mikang. Quantitative calculation of wellbore heat transmission for steam injection wells [J]. Journal of the University of Petroleum, China (Edition of Natural Science), 1994,18(4):77-82.

[12] BEST D A, LESAGE R P, ARTHUR J E. Steam circulation in horizontal wellbores [R].SPE/DOE 20203-MS, 1990.

[13] 王一平,李明忠,高曉,等.注蒸汽水平井井筒內(nèi)參數(shù)計(jì)算新模型[J].西南石油大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版),2010,32(4):127-132.

WANG Yiping, LI Mingzhong, GAO Xiao,et al. A new parameter calculation model for steam flooding horizontal wellbore [J]. Journal of Southwest Petroleum University(Science & Technology Edition), 2010,32(4):127-132.

[14] 萬(wàn)仁溥,羅英俊.采油技術(shù)手冊(cè)(八):稠油熱采工程技術(shù)[M].北京:石油工業(yè)出版社,1996:136-144.

[15] CHIU K, THAKUR S C. Modeling of wellbore heat losses in directional wells under changing injection conditions [R].SPE 22870-MS, 1991.

[16] 吳永彬,李秀巒,孫新革,等.雙水平井蒸汽輔助重力泄油注汽井筒關(guān)鍵參數(shù)預(yù)測(cè)模型[J].石油勘探與開(kāi)發(fā),2012,39(4):481-488.

WU Yongbin, LI Xiuluan, SUN Xinge, et al. A new analytical of model of heat communication judgment during heat circulation phase of dual-horizontal SAGD [J]. Petroleum Exploration and Development, 2012,39(4):481-488.

[17] 張琪.采油工程原理與設(shè)計(jì)[M].北京:石油大學(xué)出版社,2000:23-53.

[18] WITNEY U K. The international association for the properties of water and steam[M]. Germany:Erlangen,1997.

[19] HOLMAN J P.傳熱學(xué)[M].北京:人民教育出版社,1980:50-55.

[20] VINCENT K D, MACKINNON C J, PALMGREN C T S. Developing SAGD operating strategy using a coupled wellbore thermal reservoir simulator[R].SPE-86970-MS, 2004.

[21] VANEGAS J W, CUNHA L B, ALHANATI F J S. Impact of operational parameters and reservoir variables during the start-up phase of a SAGD process[R]. SPE-97918-MS, 2005.

[22] YUAN J Y, MCFARLANE R. Evaluation of steam circulation strategies for SAGD startup [J]. Journal of Canadian Petroleum Technology, 2011, 50(1): 20-32.