重力熱管稠油井井筒節能技術畢業論文-資料下載頁

　　

【正文】 產液溫度，如圖47。圖47 井底溫度不同時產液溫度由圖可見，井底溫度越高，熱管的作用越明顯，即流體出口溫度越高。井底流體溫度越到，流體與熱管的熱流密度越大。井底流體的溫度直接決定加熱段吸收熱量的多少，也決定了放熱段釋放熱量的多少。 不同熱管下入深度時產液溫度經編程計算得到不同熱管下入深度時產液溫度，如圖48。圖48不同熱管下入深度時產液溫度由圖可見，熱管下入井筒的深度越大，產液出口溫度越到。因為下入深度越大，吸收和釋放的熱量越大，因此產液溫度越高。所以要把重力熱管下到井底。工質為水時，不同定性溫度下的物性參數如表41。表41 不同定性溫度下的物性參數參數溫度液體密度(kg/m3)蒸汽密度(kg/m3)動力粘度（Pas）液體比熱（kJ/kgK）汽化潛熱（kJ/kg）導熱系數（W/mK）飽和蒸汽壓（Mpa）40℃50℃60℃經編程計算得到不同定性溫度下產液溫度，如圖49。圖49 不同定性溫度下產液溫度由圖可見，定性溫度越高，井筒產液溫度越高。主要是因為定性溫度高，使蒸發段和換熱段的換熱系數增大，增大了吸熱量和放熱量，所以產液出口溫度高。為了保證重力熱管的正常工作，可以取定性溫度為50℃。 原油物性的影響原油物性（主要是凝固點）取決于含蠟量及烷烴碳數的高低[11]。原油物性決定重力熱管能否在井筒伴熱過程中發揮預期的效果。井底流體溫度為65℃，若不改變油井產量，重力熱管下到井底時，℃左右，如果原油析蠟溫度高于此溫度，重力熱管將不能抑制原油的凝固，因此不能解決生產問題。 產量為25t/d時，有無熱管條件井筒產液溫度經編程計算得到結果，如圖411。圖411 產量為25t/d時，有無熱管時產液溫度由圖可得，在產量為25t/d時，℃,℃，低于原油的拐點溫度45℃，此時需要使用熱管來提高井筒流體的出口溫度，防止原油的粘度急劇降低，增大流動阻力。 安全長度比每根熱管都有其可承受的管內最高工作壓力Pv以及相應的最高工作溫度[Tv],管內工作溫度超過這一溫度則不安全，即易出現“暴管”。熱端過長時，易出現工作溫度Tv升高而超過安全溫度，因此熱端與冷端的長度比必須小于安全長度比。安全長度比按下式計算 (41)式中，[L]是安全長度比；KK2分別是熱端和冷端的傳熱系數，W/m2K；[Tv]是管內允許承受的最大壓力下工質的飽和溫度，K；TT2分別為熱流體和冷流體的溫度，K。由于在此井筒熱管中[Tv]較大，TT2相差很小，所以原式可寫為 (42)取程序中算得的平均數，K1=384 W/m2K，K2=1540 W/m2K，計算得到[L]為4。 優化充液率充液量過小，在熱管底端將出現干涸極限，充液量過大，既引起不穩定傳熱，又影響傳熱效果，Feldman[1]等得到的最佳充液量為熱管總容積的18%～20%。 熱管的傳熱極限 (43) (44)式中，KT是溫度參數，為傾角，0度；為表面張力，；是相當于熱管總容積的充液比，18%；代入計算得Qmax=863w。同時， (45) (46) (47)代入數值后得l=871m，即一根重力熱管的最大長度為871m。32第5章 結論第5章 結論 ，空心抽油桿為工質提供了工作環境，其作為一種井筒伴熱方式是完全可行的。重力熱管無需補充外來能量，因此能夠節約大量的能源。，以生產井中基礎數據為依據，算得的提高溫度接近3℃。井筒中流體壓力近似等梯度地下降。、油田產量、井底流體溫度、熱管內徑、熱管下入深度、工質的定性溫度的提高而提高。，該技術的很多技術細節問題還有待于近一步研究，建議開展更廣泛的室內研究和現場試驗，在理論和實驗研究中不斷完善井筒熱管傳熱技術。例如較長的熱管對于工質的正常蒸發沸騰的具體影響不確定。 中國石油大學（華東）本科畢業設計（論文）致 謝本文是在林日億老師的悉心指導下完成的，從論文的選題到論文的撰寫，林老師都給予我很大的幫助，林老師嚴謹的治學態度和勤奮的鉆研精神，給我留下了深刻的印象，使我受益匪淺。在此向林老師表示衷心的感謝和深深的敬意。同時也要感謝在論文過程中給予我很大幫助和支持的老師和同學。參考文獻[1]羅英俊，(上、下冊).北京:石油工業出版社,2005:3853.[2]，2006，27（1）:115117.[3][J].油氣井測試，2003，12(3):13.[4]莊駿,，1998:6782.[5]吳金星，韓東方，.[6]王淑彥，11(44):84708474[7]:中國鐵道出版社，:3542.[8]李菊香,[J].能源研究與應用，:2124.[9]林日億,梁金國,楊德偉,(3):105108.[10]吳曉東,，28(1):6063.[11]::5468.[12]黃善波，:1726.[13]Faghri A. Heat pipe science and technology[M].London,UK:Tayloramp。Francis Press,1995.[14]Hasan A R,kabir C S .Heat transfer during two phase flow in wellbore:partⅡwellbore fluid temperature [J].1991.[15]Imura H,Kusuda H,Ogota transfer in twophase closedtype thermosyphons [J].Heat TransferJapanese Research,1979.附 錄附錄Aif ((*T%50)=0amp。amp。(*T%50)=19) {for(。){ Kl2=*pow(p1,)*pow(lmd1,)*pow(c1,)*pow(,)*pow(Qe,)*pow(Pin,)/(pow(Pa,)*pow(p2,)*pow(r,)*pow(u1,))。 te=Qe/Kl2+yw。 K=ch(yw,xw)。 for(j=0。j4。j++) { yf=(Kl2*(ymte)*ZL+K*(+*(*T)))/reliu。 PF=rou*g+ftp*Gm*Gm/(4*(Rr1)*rou*ap*ap)。 *T=xw+u[j]。 ym=yw+u[j]*yf。 y=y+u[j+1]*yf/。 PM=PW+u[j]*PF。 P[0]=P[0]+u[j+1]*PF/。 } Qe1=reliu*yf/ZLK*(+*(*T))/ZL。 if(fabs(QeQe1)2) break。 else Qe=Qe1。 } return y。附錄B if(u2lamp。amp。nfrl1||u2=lamp。amp。nfr=l3) { a=。 b=。 c=。 d=。 e=。 f=。 xg=。 cc=()*log(d*pow(u2,e)*pow(nlv,f)*pow(nfr,xg))。 } else if (u2amp。amp。nfr=l1||u2=amp。amp。nfrl4) { a=。 b=。 c=。cc=0。 } else { a=。 b=。 c=。d=。 e=。 f=。 xg=。 cc=()*log(d*pow(u2,e)*pow(nlv,f)*pow(nfr,xg))。 } hl=a*pow(u2,b)/pow(nfr,c)。 fai=+*cc。 hl=hl*fai。 routp=roul*hl+roug*()。 y2=u2/pow(hl,2)。 if(y2amp。amp。y2) s=log(*)。 else {s=+*log(y2)*pow(log(y2),2)。 s=s+*pow(log(y2),4)。 s=log(y2)/s。 } ftpns=exp(s)。 fns=+(nrens,)。 ftp=fns*ftpns。