井筒溫度計(jì)算方法.doc

常規(guī)井井筒溫度場(chǎng)井筒內(nèi)溫度分布會(huì)影響鉆井液性能、鉆具應(yīng)力、井壁穩(wěn)定等，是鉆井過程中需要考慮到重要因素。常規(guī)井井筒中的微元能量平衡方程式為KiT-(to-ml)dl+(Gf+Gg)gdl-qdl=-WdT式中,Ki為從油管中的流體至地層間單位管長(zhǎng)的傳熱系數(shù)，W/（m），當(dāng)k為每平方米油管表面積的傳熱系數(shù)時(shí)，Ki=kd，W/（m）；T為油管中油氣混合物的溫度,，to為井底原始地層溫度,，m為地溫梯度,/m，通常m=0.030.035/m；l為從井底至井中某一深度的垂直距離；q為通過油管的石油析蠟時(shí)放出的熔解熱,分?jǐn)傆谌?作為內(nèi)熱源,對(duì)于含蠟很高的原油,內(nèi)熱源作用不應(yīng)忽略,W/m，Gf、Gg分別為產(chǎn)出石油和伴生氣通過油管的質(zhì)量流率,kg/s；(Gf+Gg)gdl為油氣混合物的舉升功,實(shí)際上可忽略不計(jì)；W=GfGf+GgGg為水當(dāng)量，W/；Gf、Gg相應(yīng)為石油和伴生氣的比熱,J/(kg)。1.2開式熱流體正循環(huán)井筒溫度場(chǎng)循環(huán)的熱流體從油管進(jìn)人井筒流向油井深處與產(chǎn)出原油混合,經(jīng)油套環(huán)形空間返回地面。開式熱流體正循環(huán)的能量平衡方程組如下K11，k13分別為油管內(nèi)外流體間、環(huán)形空間流體與地層間的傳熱系數(shù),W/（m）；W2為循環(huán)流體的水當(dāng)量,W/；W為從油管引出流體的水當(dāng)量,W/；T為循環(huán)熱流體的溫度,為從油管產(chǎn)出的油氣混合物其中包含了循環(huán)熱流體的溫度,。1.3電加熱井筒溫度場(chǎng)的計(jì)算空心桿恒功率電加熱的能量平衡方程組為Ki，kl1和kl3分別為產(chǎn)液與地層間、產(chǎn)液與油管管壁間和套管管壁與地層間的傳熱系數(shù),W/（m）。2.傳熱模型求解2.1油管中流體至水泥環(huán)外壁的傳熱由傳熱系數(shù)和熱阻定義，井筒內(nèi)到水泥環(huán)外壁的總傳熱系數(shù)為 3.計(jì)算實(shí)例4 現(xiàn)狀目前油井的溫度監(jiān)測(cè)大部分依然采用紅外測(cè)溫儀、紅外熱成像儀等單點(diǎn)式溫度傳感測(cè)量?jī)x，具體方法是在暫停油井生產(chǎn)的條件下將溫度測(cè)量?jī)x下入到油套環(huán)空的某一特定深度位置用來檢測(cè)其溫度。另外一些基于其他原理的新型井下溫度檢測(cè)設(shè)備如超聲波傳感器、激光傳感器等，也存在明顯不適應(yīng)油井測(cè)量的缺點(diǎn)：首先這些裝置無(wú)一例外的只能測(cè)量油套環(huán)空的單點(diǎn)溫度，無(wú)法實(shí)現(xiàn)空間分布式測(cè)溫；其次在測(cè)量的同時(shí)油井需要暫停生產(chǎn)，在影響油田產(chǎn)量的同時(shí)，所獲得的數(shù)據(jù)也無(wú)法真實(shí)反映油井在工作狀態(tài)下的溫度信息。再次，依靠傳統(tǒng)的溫度檢測(cè)方法僅僅獲得某一時(shí)刻的溫度數(shù)據(jù)，無(wú)法實(shí)現(xiàn)溫度的實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè)和跟蹤監(jiān)測(cè)，進(jìn)而無(wú)法了解熱采井環(huán)空溫度隨時(shí)間的變化趨勢(shì)。高凝油含蠟量高，凝固點(diǎn)高，在沿井筒向上流動(dòng)的過程中，當(dāng)油流溫度低于所含蠟的初始結(jié)晶溫度時(shí)，蠟容易析出并聚集，使原油逐漸失去流動(dòng)性，最終阻塞管線，嚴(yán)重影響開采效果。為解決這一問題，根據(jù)傳熱學(xué)基本原理，建立了適合高凝油井的井筒溫度場(chǎng)數(shù)學(xué)模型，通過實(shí)驗(yàn)得到了高凝油的黏溫曲線，進(jìn)而對(duì)濰北油田的高凝油井筒溫度場(chǎng)及流態(tài)轉(zhuǎn)變進(jìn)行了研究，指出了解決該油田油井結(jié)蠟問題的途徑，對(duì)實(shí)現(xiàn)高凝油的正常生產(chǎn)具有一定的指導(dǎo)意義。法姚傳進(jìn)Orkiszewski 的兩相流動(dòng)壓力降的計(jì)算方法求解井筒中的壓力分布。假設(shè)條件為了簡(jiǎn)化復(fù)雜的井下情況，作如下假設(shè)：（1）油井以定產(chǎn)量生產(chǎn)；（2）井筒到水泥環(huán)外緣間的傳熱為一維穩(wěn)態(tài)傳熱，水泥環(huán)外緣到地層間的傳熱為一維非穩(wěn)態(tài)傳熱，且不考慮沿井深方向的傳熱；（3）忽略地層導(dǎo)熱系數(shù)沿井深方向的變化；（4）井筒管柱材料、結(jié)構(gòu)、尺寸、熱物理性質(zhì)均勻一致；（5）動(dòng)液面以上環(huán)空介質(zhì)均勻分布，并且熱物理性質(zhì)不隨壓力下降而變化；（6）地層原始溫度為線性變化，地溫梯度已知；（7）圓筒井壁。物理模型如圖1所示。可以看出，井筒傳熱熱阻包括：油管內(nèi)壁對(duì)流換熱熱阻（Ro）、油管導(dǎo)熱熱阻（Rtub）、環(huán)空自然對(duì)流和輻射換熱熱阻（Rtc）、套管導(dǎo)熱熱阻（Rcas）、水泥環(huán)導(dǎo)熱熱阻（Rcem）和地層熱阻（Re）。根據(jù)圓筒壁傳熱原理，各傳熱熱阻為步驟（1）給定井身結(jié)構(gòu)及相關(guān)熱物理性質(zhì)參數(shù)；（2）選取合適的微元段，已知微元段下端的深度Hin、溫度Tin、壓力pin，假設(shè)計(jì)算段長(zhǎng)度h，假設(shè)微元段上端的溫度Toutl、壓力poutl；（3）計(jì)算微元段的平均溫度Tav和平均壓力pav，并求得此時(shí)流體全部物性參數(shù)；（4）計(jì)算微元段的各個(gè)換熱系數(shù)和環(huán)空當(dāng)量導(dǎo)熱系數(shù)；（5）計(jì)算油、套管的壁溫，計(jì)算產(chǎn)液的水當(dāng)量，計(jì)算微元段的上端溫度Tout2；（6）計(jì)算微元段相應(yīng)的流型界限，并確定流動(dòng)型態(tài)；（7）按流型計(jì)算微元段流體的平均密度及摩擦梯度；（8）計(jì)算對(duì)應(yīng)于h的壓力降p從而得微元段的上端壓力Tout2=pin p；（9）如果Tout2 小于原油凝固點(diǎn)，差值計(jì)算油井結(jié)蠟深度，并輸出計(jì)算結(jié)果；（10）如果| Tout1 Tout2| 1、|pout1 pout2|2,則該微元段溫度場(chǎng)計(jì)算完畢，進(jìn)入下一微元段計(jì)算；否則，令Tout1=（Tin+Tout2）/2、pout1=（pin+pout2）/2轉(zhuǎn)步驟；如此繼續(xù)下去，直到計(jì)算到井口為止?，F(xiàn)狀在以往井筒溫度場(chǎng)的研究中，有大批的研究人員對(duì)多孔介質(zhì)傳導(dǎo)問題作出了研究。其中，Ramey和Willhite為井筒溫度場(chǎng)研究做出了深入的鋪墊性的研究。Ramey提出了著名的Ramey公式。公式結(jié)合了井筒內(nèi)的傳熱現(xiàn)象和地層中的導(dǎo)熱現(xiàn)象，公式中設(shè)定井筒中流體的溫度為一個(gè)函數(shù)。這個(gè)函數(shù)是由井筒深度和時(shí)間所決定的。Ramey公式可以看作是研究井筒傳熱的基礎(chǔ)，直到現(xiàn)在，這個(gè)公式還被廣泛應(yīng)用。Willhite對(duì)Ramey公式中的井筒總傳熱系數(shù)問題作出了計(jì)算，總結(jié)出了井筒傳熱系數(shù)的計(jì)算公式。由于研究傳熱問題比較困難，在建立了模型之后很難得到精確的解。1968年，一些研究人員在對(duì)鉆井液循環(huán)溫度的研究中使用了數(shù)值方法。1972年，研究員Keller在研究中，在只考慮鉆井液在縱向方向上的熱傳導(dǎo)而忽略了在軸向方向上的熱傳導(dǎo)的前提下，建立了數(shù)學(xué)模型，并且通過使用有限差分的方法來計(jì)算結(jié)果。1972年，E.J.Witterholt和M.P.Tixirer.給出了注水井中井筒和地層溫度的計(jì)算公式，包括關(guān)井的情況.1973年M.R.Curtis和E.J.witterholt提出了一種利用溫度測(cè)井確定生產(chǎn)井井筒中流速的方法。1975年R.C.Smith和R.J.Steffensen.對(duì)各種不同情況的注水溫度剖面進(jìn)行了解釋。1978年，J.O.Herrera, B.F.Birdwell,E,J.Hanzilk.編制了計(jì)算井筒熱損失的程序，結(jié)果表明在一定的條件下，熱損失可高達(dá)22%。1980年，Shiu和Beggs提出了求取Ramey公式中參數(shù)A的改進(jìn)方法。1982年，John Fagley,H.ScottFogler等人對(duì)關(guān)井前后井筒的熱傳遞進(jìn)行了數(shù)值模擬，提出關(guān)井前一段時(shí)間的熱注是一種解釋老井注入剖面的潛在的重要工具。1988年，R. M. Beirute等在地層內(nèi)存在徑向和縱向傳導(dǎo)的情況下，模擬了關(guān)井后的溫度剖面。1989年，Sagar將Ramey方法擴(kuò)展應(yīng)用于多相流，并考慮了動(dòng)能影響和Joule-Thompson效應(yīng)。1990年，學(xué)者Pruess在解決井筒溫度場(chǎng)的問題時(shí)，沒有采用Ramey模型，通過他的計(jì)算，得出了結(jié)論，即：Ramey公式在長(zhǎng)時(shí)間的情況下，比較準(zhǔn)確；而不適用于時(shí)間短時(shí)間的情況，這樣會(huì)產(chǎn)生較大的誤差。在90年代后，人們開展了大量的井筒溫度場(chǎng)相關(guān)研究，Hasan和Kabir預(yù)測(cè)了井筒內(nèi)流體的溫度，并分析了井筒內(nèi)溫度的分布規(guī)律。1991年，Hasan和Kabir在研究井筒兩相流的問題中，通過Ramey傳熱模型，使用傅立葉導(dǎo)熱定律對(duì)其進(jìn)行進(jìn)一步的描述。在計(jì)算中，通過使用迭代法計(jì)算井筒和地層之間的傳熱問題。1991年Grow在同樣的邊界條件下，對(duì)Durrant和Thambynayagam的模型進(jìn)行了重新計(jì)算，得到了不同的解，Grow表明Durrant和Thambynayagam的解不能滿足邊界條件，但結(jié)果表明Grow的解對(duì)短筒極為有效。1992年，在鉆井作業(yè)過程中循環(huán)流體分布問題的研究中，根據(jù)Ramey模型，Hasan和Kabir把流體的溫度設(shè)定為函數(shù)（與深度和時(shí)間相關(guān)），通過對(duì)數(shù)學(xué)方程組的計(jì)算來求解這個(gè)問題。1994年，在不考慮徑向方向上套管及地層熱傳導(dǎo)的情況下，Hasan和Kabir針對(duì)于修井過程中的循環(huán)流體作出了研究，建立了相關(guān)的數(shù)學(xué)模型，分別考慮了在正循環(huán)以及反循環(huán)這兩種作業(yè)過程中循環(huán)流體的通解。1994年，F(xiàn)rederic Maubeuge等人提出了一個(gè)含多個(gè)生產(chǎn)層的溫度場(chǎng)模型，這個(gè)新的溫度場(chǎng)模型考慮了由于流體減壓以及流體和多孔介質(zhì)摩擦生熱引起的溫度變化，能夠預(yù)測(cè)井眼和地層中的流速和溫度。1998年，J.Romero在海洋鉆井井筒溫度分布的研究中提出了新的方法，他提出了一個(gè)數(shù)值模擬的計(jì)算機(jī)程序，這個(gè)程序可以評(píng)價(jià)海洋鉆井以及固井井筒的循環(huán)溫度分布。2004年，Jacques Hagoort修改了經(jīng)典的Ramey公式，尤其是注入井和生產(chǎn)井的井筒溫度計(jì)算的方法。由于Ramey模型在初始瞬時(shí)所計(jì)算出的溫度誤差較大，Jacques Hagoort使用一個(gè)圖形描述這個(gè)階段的長(zhǎng)度。同時(shí)，他還對(duì)Ramey模型進(jìn)行了驗(yàn)證，認(rèn)為其中井筒的總傳熱系數(shù)只適合于傅里葉無(wú)因次時(shí)間數(shù)較大的情況。國(guó)內(nèi)對(duì)于井筒溫度場(chǎng)的研究于上世紀(jì)90年代開始。1987年，王鴻勛和李平，考慮了井筒中原有積液與井筒、水泥環(huán)及地層的熱交換，提出了井筒不穩(wěn)態(tài)傳熱數(shù)值計(jì)算方法與計(jì)算程序。1994年，王彌康在研究稠油熱采中的注蒸汽問題時(shí)，認(rèn)為井筒的傳熱是穩(wěn)態(tài)傳熱而地層的傳熱是非穩(wěn)態(tài)傳熱，分別對(duì)這兩部分建立了數(shù)學(xué)模型，并對(duì)數(shù)學(xué)模型進(jìn)行了求解。1996年，王彌康把水蒸氣與稠油熱采結(jié)合研究，建立井筒與地層動(dòng)態(tài)溫度場(chǎng)的模型。1998年，朱德武等推出了凝析氣井井筒溫度分布計(jì)算公式，研究了溫度計(jì)算基礎(chǔ)數(shù)據(jù)求取方法，分析了產(chǎn)液量，產(chǎn)水量、井深及油管直徑對(duì)井口溫度的影響規(guī)律。1999年毛偉和梁政在假設(shè)井筒中的傳熱為穩(wěn)態(tài)傳熱，井筒周圍地層的傳熱為非穩(wěn)態(tài)傳熱的條件下，根據(jù)能量守恒定律建立了計(jì)算井筒溫度分布的數(shù)學(xué)模型，利用半解析和解析的方法進(jìn)行了計(jì)算。1999年，在分析影響井筒溫度分布的各種因素后，鐘兵通過能量守恒原理，建立了靜態(tài)和動(dòng)態(tài)下井筒溫度場(chǎng)的數(shù)學(xué)模型，對(duì)于模型的求解，他使用的是有限體積法。同年，鐘兵把鉆井過程中井內(nèi)流體流動(dòng)和流體傳導(dǎo)熱量的問題作為一個(gè)耦合的問題做出了研究，建立了模型，并進(jìn)行了求解。2000年，李淑蘭對(duì)稠油油井加熱過程中井筒溫度出現(xiàn)拐點(diǎn)現(xiàn)象進(jìn)行了分析，分析認(rèn)為對(duì)稠油油井進(jìn)行熱處理時(shí)，如熱水洗井、井筒注熱流體降粘等，井筒中往往存在拐點(diǎn)，但并不絕對(duì)，這與處理井況、熱流體的流量、溫度等有關(guān)。2001年，高學(xué)仕等人利用有限元分析軟件ANSYS分析了井筒的瞬態(tài)傳熱，分析結(jié)果表明，隨著注入的進(jìn)行，在模型任一位置的徑向熱流量均逐漸減小，能量損耗隨著注入周期的延長(zhǎng)而下降，因此，適當(dāng)延長(zhǎng)注入周期有利十節(jié)省能源，如果不能延長(zhǎng)注入時(shí)間，則可以通過適當(dāng)?shù)卦龃髥挝粫r(shí)間的注入量來降低能量損失。2001年，郭春秋和李穎川在假設(shè)井筒內(nèi)傳熱為穩(wěn)態(tài)傳熱、地層傳熱為不穩(wěn)態(tài)傳熱的情況下，進(jìn)行了氣井壓力溫度預(yù)測(cè)綜合數(shù)值模擬。2002年，董長(zhǎng)銀和張琪在考慮環(huán)空產(chǎn)出液與油管摻入液及地層之間的雙重傳導(dǎo)作用，同時(shí)考慮了有液體相變導(dǎo)致的焦耳一湯母森效應(yīng)，建立了稠油泵井筒流體溫度分布數(shù)學(xué)模型，并研究了溫度分布隨時(shí)間的變化規(guī)律。趙金洲和任書泉建立了注液過程中井筒內(nèi)液體與周圍地層換熱的隱式差分模型，對(duì)井筒內(nèi)的溫度場(chǎng)進(jìn)行了計(jì)算。宋輝利用有限元法對(duì)井筒不穩(wěn)定溫度場(chǎng)進(jìn)行了計(jì)算，并分析了異常條件(停注、停止熱水循環(huán)等)對(duì)井筒溫度場(chǎng)的影響。曲海潮等人提出了利用簡(jiǎn)便、易行的熱阻熱容算式取代傳統(tǒng)使用的有限差分法來離散建立的數(shù)學(xué)模型，模擬研究中，綜合考慮了熱傳導(dǎo)、對(duì)流換熱、熱輻射等傳熱方式，并根據(jù)實(shí)際情況將導(dǎo)熱系數(shù)、液體密度、比熱等熱物性參數(shù)當(dāng)作變量來處理。2002年，根據(jù)傳熱學(xué)的理論，何世明建立了井筒內(nèi)流體和井壁傳熱的數(shù)學(xué)模型，并對(duì)模型進(jìn)行求解（通過使用有限差分的方法）。2008年，李志明和汪泓研究了我國(guó)超深（6500m）稠油的井筒溫度場(chǎng)，進(jìn)行了井筒溫度超深稠油的井筒溫度剖面計(jì)算。由以上綜述可知，井筒內(nèi)溫度場(chǎng)的研究已引起了眾多學(xué)者重視。影響因素經(jīng)過實(shí)驗(yàn)證明，影響井筒內(nèi)溫度分布的要素有很多，其中包含地層的導(dǎo)熱參數(shù)；地層比熱參數(shù)；油管的導(dǎo)熱參數(shù)；油管的比熱參數(shù)；水泥環(huán)的導(dǎo)熱參數(shù)；水泥環(huán)的比熱參數(shù)。同時(shí)，井筒內(nèi)的原油物性等要素也對(duì)井筒的溫度分布造成一定的影響。本文主要介紹原油物性、產(chǎn)量、地層壓力、原油的含水量（含氣量）、地層溫度場(chǎng)等對(duì)井筒內(nèi)溫度分布影響的相關(guān)要素，以便進(jìn)一步分析井筒溫度場(chǎng)。1）原油的含蠟量越高，在舉升過程中井筒內(nèi)原油熱損失越大。（2）油井的產(chǎn)量越低，井筒溫度剖面就越接近井筒的靜溫剖面；油井的產(chǎn)量越高，井筒的溫度剖面就越遠(yuǎn)離井筒的靜溫剖面。（3）地層的壓力越高，井筒溫度剖面越遠(yuǎn)離井筒的靜溫剖面。（4）原油中的含水量越大，原油攜帶的熱量越多；原油中的含氣量越大，舉升中井筒中原油溫度溫度熱損失越大。（5）地溫梯度越大，原油在井筒的流動(dòng)過程中的熱損失越大。Ramey方法 時(shí)光根據(jù)數(shù)學(xué)方法來描述井筒內(nèi)的傳熱問題，一般情況下有兩種方法，一種是基于Ramey模型的解析或半解析法；另外一種是以井筒內(nèi)的守恒定律、井筒溫度場(chǎng)內(nèi)的平衡原理為基礎(chǔ)，換句話說就是要以質(zhì)量守恒定律、動(dòng)量守恒定律、能量守恒定律為建立微分方程的基礎(chǔ)。應(yīng)以井筒的幾何形狀、井筒的物理特性為基礎(chǔ)，建立井筒坐標(biāo)系。由于描述井筒溫度場(chǎng)的數(shù)學(xué)公式較為復(fù)雜，通常需要做出相應(yīng)假設(shè)。只有在知道井筒內(nèi)傳熱問題的初始條件以及邊界條件之后，才可以確定控制方程的唯一解。Hasan方法 焉琳琳（1）本文基于Hasan 模型，考慮不同產(chǎn)層的流體溫度差異，提出了一種適用于智能井多層合采的井筒流體溫度計(jì)算模型。通過文獻(xiàn)驗(yàn)證，該模型預(yù)測(cè)誤差在0.8以內(nèi)，相對(duì)誤差小于1.5%，可以用于深水智能井溫度場(chǎng)預(yù)測(cè)。（2）不同工作制度下，即關(guān)井、只開采下部產(chǎn)層、只開采上部產(chǎn)層和兩層同采時(shí)，井筒溫度場(chǎng)以流量控制閥和泥線為節(jié)點(diǎn)表現(xiàn)出不同的分段特點(diǎn)，溫度梯度曲線可以劃分為明顯的3 段。井筒溫度在流量控制閥處溫度突變，在泥線處存在最大溫度梯度，在井筒壓力分布和管柱變形等分析時(shí)需要作為重要節(jié)點(diǎn)研究。壓裂井溫度場(chǎng)計(jì)算反循環(huán)井井筒溫度場(chǎng)李昊2 井筒溫度的影響因素分析如果將井筒和整個(gè)循環(huán)系統(tǒng)看作一個(gè)熱動(dòng)力系統(tǒng)。根據(jù)能量守恒原理, 壓井作業(yè)時(shí), 由于此時(shí)已經(jīng)停鉆, 向該系統(tǒng)輸入能量主要是通過泥漿泵完成的。在此過程中可以控制的因素包括:泥漿入口溫度、泥漿密度、泥漿傳熱性質(zhì)以及循環(huán)排量等參數(shù);此外井筒溫度還會(huì)受到環(huán)境溫度、井眼結(jié)構(gòu)等因素的影響。為了確定不同因素對(duì)井筒溫度的相對(duì)影響, 本文利用一個(gè)井筒溫度預(yù)測(cè)程序?qū)τ绊懸?guī)律進(jìn)行模擬分析。在分析井筒溫度的影響因素時(shí), 采用井身結(jié)構(gòu)為直井的算例井, 其基本井身參數(shù)如下:井深3 000m ;鉆桿內(nèi)徑為0 .05 m , 外徑為0 .063 m ;套管內(nèi)徑為0 .23 m , 外徑為0 .25 m ;水泥環(huán)直徑為0 .3 m 。地層比熱容0 .83 kJ/(kg K);地層導(dǎo)熱系數(shù)2 .2W/(m K), 地層密度2 .64 g/cm3 , 泥漿密度2 .29g/cm3 ;泥漿比熱容1 .68 J/(kg K);泥漿熱傳導(dǎo)系數(shù)1 .732 W/(m K);排量0 .036 m3/ s 。2 .1 壓井液入口溫度對(duì)井筒溫度的影響圖2(a)為相同排量下, 不同壓井液入口溫度條件下, 反循環(huán)壓井井筒溫度變化圖。從圖中可以看出, 當(dāng)壓井液入口溫度從15 上升到45 時(shí), 井底泥漿溫度大約增加了4 。提高壓井液注入溫度,就相當(dāng)于增加了向井筒內(nèi)泵入了較多的能量, 可使井底溫度增加, 增加的幅度與泥漿入口溫度的增加幅度有關(guān), 但壓井液入口溫度對(duì)井筒溫度分布影響不明顯。2 .2 壓井液密度對(duì)井筒溫度的影響圖2(b)為在井深3 000 m 、泥漿排量、泥漿比熱和循環(huán)時(shí)間等參數(shù)相同的條件下, 使用密度分別為1 .2 , 1 .4 , 1 .6 g/cm3 的壓井液得到的井筒溫度剖面的對(duì)比關(guān)系曲線。部分溫度差異可以用流動(dòng)摩擦較大來解釋, 與1 .2 g/cm3 的壓井液相比, 使用1 .6 g/cm3 的壓井液時(shí)由于壓井液比重較高, 立管壓力導(dǎo)致要向系統(tǒng)加入額外的功率。增加較大的功率最終產(chǎn)生較高的井底溫度, 除了這個(gè)原因, 泥漿比重的增加主要通過增加壓井液中重晶石的含量, 重晶石的增加會(huì)降低鉆井液的比.3 壓井液導(dǎo)熱系數(shù)對(duì)井筒溫度的影響圖3(a)為在井深3 000 m 、排量、壓井液比熱和循環(huán)時(shí)間等參數(shù)相同的條件下, 使用導(dǎo)熱系數(shù)為1 .0 , 1 .42 , 1 .73 W/(m K)和1 .95 W/(m K)的泥漿得到的井筒溫度剖面的對(duì)比關(guān)系曲線。導(dǎo)熱系數(shù)反映了壓井液在軸向和徑向上導(dǎo)熱熱阻的大小。隨著導(dǎo)熱系數(shù)的增大, 靠近井底的溫度越高, 當(dāng)導(dǎo)熱系數(shù)變化幅度達(dá)到50 %左右時(shí), 井筒環(huán)空溫度發(fā)生了較為明顯的變化。由此可見, 壓井液導(dǎo)熱系數(shù)的變化, 對(duì)預(yù)測(cè)井筒溫度分布有重要影響。根據(jù)圖3(a)數(shù)據(jù)顯示, 在井筒上部井內(nèi)溫度較低時(shí), 熱量傳遞主要以對(duì)流為主, 鉆井液導(dǎo)熱對(duì)井內(nèi)溫度分布影響較小;在井筒下部井內(nèi)溫度較高時(shí), 因?qū)醾鬟f的熱量就越來越大, 從而影響整個(gè)井筒溫度的分布。因而, 要準(zhǔn)確預(yù)測(cè)井內(nèi)溫度, 鉆井液導(dǎo)熱系數(shù)和鉆井液的對(duì)流傳熱系數(shù)一樣重要, 應(yīng)該引起足夠的重視,否則, 必將給溫度的預(yù)測(cè)結(jié)果帶來較大誤差。2 .4 壓井液比熱容對(duì)井筒溫度的影響圖3(b)為在井深3 000 m 、排量和循環(huán)時(shí)間等參數(shù)相同的條件下, 使用比熱容為1 .2 , 1 .5 , 1 .7 ,1 .9 J/(kg K)的壓井液得到的井筒溫度剖面的對(duì)比關(guān)系曲線。從圖中可以看出:當(dāng)其他參數(shù)不變時(shí),井筒溫度隨壓井液比熱容的增大而降低。這種現(xiàn)象產(chǎn)生的原因是:隨著比熱容的增大, 溫度升高需要吸收更多的熱量。壓井液比熱對(duì)井溫的影響比導(dǎo)熱系數(shù)更明顯, 主要是因?yàn)樵谝欢ㄅ帕亢腿肟跍囟认嗤瑮l件下, 井筒從地層獲得的熱量趨于穩(wěn)定。在壓井液向下流動(dòng)過程中, 在獲得相同熱量后, 高比熱壓井液比低比熱壓井液溫度升高較慢。2 .5 壓井排量對(duì)井筒溫度的影響圖4(a)為排量分別為:0 .003 , 0 .006 , 0 .009 ,0 .018 , 0 .036 , 0 .068 m3 /s 壓井排量條件下得到的井筒溫度剖面對(duì)比曲線。從圖中可看出:排量較低的情況下