砂巖孔隙型地?zé)峋岣邿嵝Чに嚪治?/h1>
2017-09-18 02:47李曉益何漢平段友智李一凡
石油鉆采工藝 2017年4期
李曉益何漢平段友智李一凡
1.中國(guó)石化石油工程技術(shù)研究院；2.中國(guó)石油華北油田分公司
砂巖孔隙型地?zé)峋岣邿嵝Чに嚪治?/p>
李曉益1何漢平1段友智1李一凡2
1.中國(guó)石化石油工程技術(shù)研究院；2.中國(guó)石油華北油田分公司
針對(duì)國(guó)內(nèi)砂巖孔隙型地?zé)峋谒疁叵鄬?duì)較低、缺乏提高熱效工藝的先導(dǎo)試驗(yàn)，開展了提高熱效工藝與井口水溫之間的適應(yīng)性研究。采用開口系統(tǒng)穩(wěn)定流動(dòng)熱力學(xué)模型，分別從地?zé)峋删┕?shù)和井筒隔熱工藝兩個(gè)方面計(jì)算了多條件下的井筒水溫曲線，對(duì)比了不同工藝方法下的增溫效果、成本和可操作性。研究表明：小排量抽水時(shí)，沿程熱損失和上層低溫高滲井段主出水，綜合導(dǎo)致井口水溫較低；大排量抽水時(shí)，井口水溫隨著日抽水量的增大而增大，但增溫幅度減小，日抽水量大于3 500 m3/d時(shí)增溫幅度非常小且趨勢(shì)趨平；主出水井段越深，井口水溫越高，合理設(shè)計(jì)地?zé)峋顾骱蜑V水管安裝深度，使得底層高溫?zé)醿?chǔ)層動(dòng)用起來(lái)，可以增加井口水溫8～18 ℃以上；單純?cè)黾颖脪焐疃染谒疁卦黾硬淮笥?.2 ℃；采用氮?dú)猸h(huán)空隔熱、氣凝膠隔熱、降低水泥環(huán)導(dǎo)熱系數(shù)和延長(zhǎng)固井段長(zhǎng)度，可以增加井口水溫0.23～1.3 ℃，但是成本較大，實(shí)現(xiàn)相對(duì)困難；延長(zhǎng)抽水鋼管長(zhǎng)度并外刷隔熱涂層，井口水溫增加0.6～1 ℃，預(yù)增成本相對(duì)較少，容易實(shí)現(xiàn)。擬合了井口水溫與日抽水量之間的函數(shù)方程，該函數(shù)方程可以快速預(yù)測(cè)相似結(jié)構(gòu)管柱砂巖孔隙型地?zé)峋煌帕肯碌木谒疁?。該研究結(jié)果可為砂巖孔隙型地?zé)峋谒疁仡A(yù)測(cè)、現(xiàn)場(chǎng)提高熱效工藝方式的選擇提供參考。
地?zé)峋?；井溫曲線；熱效工藝；井口水溫；日抽水量
隨著國(guó)內(nèi)能源需求的急劇增大以及霧霾等惡劣天氣所帶來(lái)的對(duì)環(huán)境問題的思考，具有綠色、環(huán)保、低能耗、可持續(xù)利用等特點(diǎn)的地?zé)豳Y源的開發(fā)越來(lái)越受到重視［1］。國(guó)內(nèi)已開發(fā)地?zé)豳Y源多處于中低溫水平，中低溫砂巖孔隙型地?zé)峋饕性诤颖?、河南、山東、遼寧、陜西等地。國(guó)內(nèi)已開展地?zé)峋@井、固井、成井、排采和尾水回灌技術(shù)研究［2-5］；朱明（2015）分析了利用地?zé)峋_采地?zé)崴^程中的溫度場(chǎng)模型并優(yōu)化了完井管柱結(jié)構(gòu)［6］，龐偉（2015）開展了地?zé)峋植可a(chǎn)段生產(chǎn)研究［7］，分析了日產(chǎn)量和套管尺寸對(duì)溫度的影響，缺乏利用不同隔熱保溫工藝提高井口水溫的定量分析；李曦濱（2000）開展過地?zé)崽锾岣呷∷疁囟鹊那熬疤接懀?］，并對(duì)從地質(zhì)構(gòu)造和水文地質(zhì)特征方面提高取水溫度的可行性進(jìn)行了定性評(píng)價(jià)，但缺乏分析數(shù)據(jù)來(lái)指導(dǎo)工藝方法的選擇；張培英（2007）綜合評(píng)述了通過增加出水量來(lái)提高井口水溫的洗井、酸化、井內(nèi)爆破等方法［9］，缺乏理論依據(jù)，無(wú)法定量分析出水量對(duì)井溫的影響和不同方法提高地?zé)峋谒疁氐男Ч?。?guó)外Ronald James Robinson（1974）分析了儲(chǔ)層參數(shù)對(duì)地?zé)衢_采效果的影響［10］，John Wirt Hornbrook（1994）研究了高溫蒸汽地?zé)峋⑷牒蜕a(chǎn)過程中吸附效果影響［11］，國(guó)外主要從地質(zhì)參數(shù)、井筒物性參數(shù)和滲流微觀機(jī)理方面研究了地?zé)峋a(chǎn)出和水溫問題，還未開展現(xiàn)場(chǎng)完井工藝和隔熱保溫工藝措施對(duì)于提高井口水溫方面的探討和研究工作。為了降低地?zé)峋矡釗p失，提高井口水溫，筆者運(yùn)用開口系統(tǒng)穩(wěn)定流動(dòng)熱力學(xué)模型，基于陜西咸陽(yáng)WR7井地?zé)峋膶?shí)測(cè)數(shù)據(jù)，計(jì)算了不同排量、不同主出水井段深度、不同下泵深度、油套環(huán)空氮?dú)飧魺帷⒊樗芡鈿饽z隔熱、抽水管外刷涂層隔熱、水泥環(huán)降低導(dǎo)熱系數(shù)和延長(zhǎng)固井段長(zhǎng)度等方法下的井溫曲線，對(duì)比了不同工藝方法的效果、成本和可操作性。擬合了井口水溫與日抽水量之間的函數(shù)方程。該研究可以減少不同工藝措施現(xiàn)場(chǎng)先導(dǎo)試驗(yàn)需要的經(jīng)驗(yàn)摸索時(shí)間和資金成本，為國(guó)內(nèi)砂巖孔隙型地?zé)峋谒疁氐目焖兕A(yù)測(cè)、現(xiàn)場(chǎng)提高熱效工藝的選擇提供了理論依據(jù)與指導(dǎo)。
1 常規(guī)地?zé)峋斫Y(jié)構(gòu)
Casing program of conventional geothermal well
目前的地?zé)峋鶕?jù)儲(chǔ)層類型主要采用以下兩種井身結(jié)構(gòu)（圖1）。砂巖孔隙型熱儲(chǔ)地?zé)峋阂婚_下套管固井，二開直接下套管，僅封固一開與二開套管重疊區(qū)域的部分層段，取水段接打孔管；基巖裂縫型熱儲(chǔ)地?zé)峋阂婚_及二開下套管固井，三開裸眼段取水。兩種地?zé)峋婚_都留有較大內(nèi)通徑的泵室段，用來(lái)下抽水鋼管懸掛安裝電潛泵，其深度通常為260～450 m。對(duì)于砂巖孔隙型儲(chǔ)層，采用密封止水懸掛器及膨脹橡膠止水器對(duì)二開井段進(jìn)行密封止水，防止上層低溫井段水被采出。地?zé)峋煌诔Ｒ?guī)油氣井下油管到動(dòng)液面以下位置抽采，只在泵室段下入泵水管和電潛泵抽水，泵管的下深有限，采水過程中流體與井筒接觸面積大，散熱面積大。
2 地?zé)峋矀鳠崮Ｐ?/h2>
Wellbore heat transfer model of geothermal well
將井筒內(nèi)的流體看作一個(gè)熱力系統(tǒng)，且為開口熱力系統(tǒng)，假設(shè)流體在井筒中作一維穩(wěn)定流動(dòng)，井筒到第二界面的傳熱為一維穩(wěn)定傳熱，第二界面到地層中的傳熱為一維非穩(wěn)定傳熱；井筒和地層中都只考慮徑向傳熱，不考慮井深方向傳熱；地溫只與深度有關(guān)，且為垂向深度的線性函數(shù)，不考慮地層中存在的地溫梯度突變現(xiàn)象（本文僅研究常規(guī)方式下提高地?zé)峋疅嵝Ъ夹g(shù)，不考慮地層中存在的地溫梯度突變對(duì)其影響）；不考慮流體流動(dòng)過程中與接觸面的相互做功。根據(jù)假設(shè)可以認(rèn)定流體為穩(wěn)定流動(dòng)過程，熱力學(xué)流動(dòng)參數(shù)滿足熱力學(xué)第一定律關(guān)于開口系統(tǒng)穩(wěn)定流動(dòng)的能量方程
圖1 常規(guī)地?zé)峋斫Y(jié)構(gòu)Fig. 1 Casing program of conventional geothermal well
式中，Q為1 kg工質(zhì)進(jìn)入系統(tǒng)后，系統(tǒng)從外界吸入的熱量，J/kg；H為工質(zhì)的比焓，J/kg；Vf為工質(zhì)的速度，m/s；h為工質(zhì)在重力場(chǎng)中的高度，m；Wi為工質(zhì)內(nèi)部功，J/kg。
從井筒到第二界面的徑向傳熱量為
式中，rto為抽水管外徑，mm；Uto為相對(duì)于抽水管外表面的總傳熱系數(shù)，W/（m2·K），包含抽水管內(nèi)流體與油管內(nèi)表面的對(duì)流換熱、抽水管內(nèi)壁到外壁的導(dǎo)熱、抽水管與套管之間的熱量傳遞、套管內(nèi)壁到外壁的導(dǎo)熱、套管外壁到水泥環(huán)之間的導(dǎo)熱；Tf為井筒內(nèi)流體溫度，K；Th為第二界面溫度，K；w為井筒內(nèi)流體質(zhì)量流量，kg/s；l為井深，m。
從第二界面向周圍地層的徑向傳熱量為
式中，δq2為第二界面向周圍地層的徑向傳熱量，J/kg；λe為地層傳熱系數(shù)，W/（m2·K）；Te為地層溫度，K；f（τ）為地層瞬態(tài)傳熱函數(shù)，無(wú)因次。
對(duì)于總傳熱系數(shù)的詳細(xì)推導(dǎo)，以及整個(gè)傳熱能量方程、井筒流體熱損失的推導(dǎo)，可以參見注蒸汽開采及深井井筒流動(dòng)與熱交換方面的相關(guān)文獻(xiàn)［12］。井筒內(nèi)流體溫度分布的完整數(shù)學(xué)公式為
式中，lin為主出水段長(zhǎng)度，m；G為地溫梯度，℃/m；Tfn為主出水段井筒內(nèi)流體溫度，K；Tein為主出水段地層溫度，K；p為流體壓力，Pa；cpm為流體的定壓比熱，J/（kg·K）；cjm=（?Tf/?p）h，K/Pa。
3 施工參數(shù)對(duì)提高熱效的影響
Effects of construction parameters of thermal ef fi ciency improvement
以咸陽(yáng)市文熱7#定向地?zé)峋╓R7井）為例，進(jìn)行了施工參數(shù)提高地?zé)峋疅嵝Ъ夹g(shù)分析。
3.1 基本參數(shù)
Basic parameters
WR7井井身結(jié)構(gòu)主體為二開，一開固井至445.62 m，二開從580 m開始造斜，完鉆井深3 000 m，垂 直 井 深 2 831 m。 泵 室 管：?339.7 mm×（0～445.62） m 國(guó)產(chǎn)無(wú)縫鋼管，壁厚 9.65 mm，鋼級(jí)J55；技術(shù)套管：?177.8 mm×（410.31～3 000） m，壁厚9.19 mm，鋼級(jí)N80；泵水管：?108 mm×（0～100）m，壁厚4 mm，線密度10.85 kg/m；地層及巖石導(dǎo)熱系數(shù)1.59 W/（m·K），熱容1 256.9 J/（kg·K）；水泥環(huán)導(dǎo)熱系數(shù)0.98 W/（m·K），熱容837.9 J/（kg·K）；地層流體壓力梯度為正常壓力梯度，地面溫度7.16 ℃，地溫梯度3.57 ℃/100 m；套管導(dǎo)熱系數(shù)45.34 W/（m·K），熱容460.9 J/（kg·K）。進(jìn)行3次抽水試驗(yàn)：（1）大落程，降深29.4 m，排量3 308 m3/d，井口水溫77℃ ；（2）中落程，降深 26.1 m，排量 3 153 m3/d，井口水溫 76 ℃ ；（3）小落程，降深 6.5 m，排量 1 549 m3/d，井口水溫72 ℃。熱儲(chǔ)層位置及物性見表1。
表1 WR7井熱儲(chǔ)層位置及物性Table 1 Location and physical property of thermal reservoir in Well WR7
3.2 井筒水溫?cái)M合及不同排量下的水溫曲線
Wellbore water temperature fi tting at different pumping rates
根據(jù)WR7井抽水試驗(yàn)排量數(shù)據(jù)和對(duì)應(yīng)井口水溫，采用公式（4）基于不同的主出水深度值進(jìn)行試算，擬合對(duì)應(yīng)排量下的井口水溫和井筒水溫曲線，見圖2。
圖2 不同抽水速度時(shí)井溫曲線擬合Fig. 2 Well temperature log ftting at different pumping rates
從圖2可以看出，排量3 308 m3/d、井口水溫77 ℃時(shí)，試算的主出水段深度為2 180 m；當(dāng)排量3153 m3/d、井口水溫76 ℃時(shí)，試算的主出水段深度為2 140 m；當(dāng)排量1 549 m3/d、井口水溫72 ℃時(shí)，試算的主出水段深度為2 100 m。從試算得到的主出水深度來(lái)看，抽水時(shí)地?zé)峋⒎侨伯a(chǎn)水，較小排量產(chǎn)水時(shí)，主出水深度上移。參考類似的砂巖孔隙型地?zé)峋樗^程中的實(shí)測(cè)井溫曲線（文獻(xiàn)［7］中例圖2，例圖2中JT1地?zé)峋a(chǎn)水過程中2 200～2 300 m以下井筒水溫與正常地溫梯度水溫一致），驗(yàn)證了以上試算的正確性。砂巖孔隙型地?zé)峋∷伍L(zhǎng)達(dá)1 000～1 500 m，采用較小流速抽水時(shí)，一方面水流速慢而沿程熱損失相對(duì)較大，另一方面抽水量小，主要出水段為上部相對(duì)低溫的高孔高滲熱儲(chǔ)層，綜合導(dǎo)致井口水溫較低。地?zé)峋ň畷r(shí)，需要合理設(shè)計(jì)，采取措施避開上部低溫高孔高滲熱儲(chǔ)層，并將抽水速度設(shè)定在較大的合理值。
圖3為主出水深度分別為2 180 m、2 400 m、2600 m和2 800 m，不同日抽水量條件下的井口水溫。從圖3可以看出，在砂巖孔隙型地?zé)峋５膮?shù)范圍內(nèi)，不同日抽水量條件下，4條不同主出水深度時(shí)井口水溫曲線之間的間隔比值一致。說(shuō)明相同日抽水量條件下，不同主出水深度時(shí)的井口水溫除以對(duì)應(yīng)的主出水深度，得到的值會(huì)呈現(xiàn)一定的線性關(guān)系，并且在改變排量條件下，井口水溫除以對(duì)應(yīng)的主出水深度得到的值會(huì)呈現(xiàn)同樣的線性關(guān)系。見圖4，圖4中y值為單位主出水深度條件下的井口水溫（該值為計(jì)算得到的井口水溫減去地面溫度后除以主出水深度值）。從圖4可以看出，即使主出水深度不同，相同排量時(shí)，單位主出水深度條件下的井口水溫重合?？紤]到砂巖孔隙型地?zé)峋黧w結(jié)構(gòu)為?241.3 mm井筒+?177.8 mm鋼套管和打孔管，鋼材質(zhì)熱傳導(dǎo)系數(shù)大于水的熱傳導(dǎo)系數(shù)，不影響井壁內(nèi)地?zé)崴臒醾鲗?dǎo)，影響地?zé)峋矁?nèi)水的溫度主要為地層巖石熱傳導(dǎo)系數(shù)和地層溫度，原始地溫曲線為線性，綜合推斷出對(duì)于此類地?zé)峋樗^程中，井口水溫與主出水深度呈一定的線性函數(shù)關(guān)系。
圖3 不同主出水深度和不同日抽水量時(shí)的井口水溫Fig. 3 Wellhead water temperature at different daily water pumping capacities in different main water producing depths
圖4 不同排量時(shí)單位出水深度條件下的井口水溫Fig. 4 Wellhead water temperature at different fow rates in unit water producing depth
根據(jù)圖4中擬合的函數(shù)方程，可知井口水溫與日抽水量成四次方函數(shù)關(guān)系，井口水溫與日抽水量的函數(shù)關(guān)系如下
式中，T井口和T地面分別為井口水溫和地面溫度，℃；L為主出水深度，m；x為日抽水量，m3/d。
對(duì)于砂巖孔隙型地?zé)峋?，?dāng)?shù)販靥荻菺不同時(shí)，井口水溫與日抽水量的函數(shù)方程如下
圖5為基于函數(shù)方程（6）計(jì)算的主出水深度2180 m時(shí)，不同日抽水量時(shí)的溫度增量曲線，從圖5可以看出，井口水溫隨著日抽水量的增大而增大，等增排量下的增溫幅度隨著日抽水量的增大而減小，當(dāng)日抽水量大于3 500 m3/d時(shí)，日抽水量增加500 m3/d而增加的井口溫度小于0.3 ℃，趨勢(shì)趨于平行直線，可見地?zé)峋F(xiàn)場(chǎng)應(yīng)用時(shí)通過增加日抽水量而增加井口水溫的方法存在極限。
圖5 日抽水量每增加500 m3/d時(shí)井口水溫度增量Fig. 5 Incremental wellhead water temperature for the increasing of daily water pumping capacity by 500 m3/d
3.3 不同主出水深度抽水后水溫曲線
Water temperature curve after water pumping in different main water producing depths
取地?zé)崴畠?chǔ)層2、3和4的中間點(diǎn)1 975 m、2 452 m和2 806 m作為主出水井深，基于式（6）計(jì)算的日抽水量3 500 m3/d時(shí)井溫曲線見圖6。
圖6 不同熱儲(chǔ)層中點(diǎn)主出水時(shí)井溫曲線Fig. 6 Well temperature log while main water producing at different central points of thermal reservoir
從圖6可以看出，熱儲(chǔ)層2、3和4中點(diǎn)主出水時(shí)，井口水溫分別為71.5 ℃、 85 ℃和95 ℃，主出水段為地?zé)醿?chǔ)層3和地?zé)醿?chǔ)層4中點(diǎn)時(shí)，相對(duì)試抽水時(shí)的最高77 ℃分別增加了8 ℃和18 ℃，增溫效果非常明顯。對(duì)于超長(zhǎng)取水段的砂巖孔隙型地?zé)峋?，為了提高水溫，建議根據(jù)鄰井砂巖熱儲(chǔ)層供水能力，結(jié)合對(duì)日抽水量和井口水溫的最低要求，合理設(shè)置止水器和打孔濾水管的安裝深度，使得底層高溫?zé)醿?chǔ)層動(dòng)用起來(lái)，保證地?zé)峋诔鏊疁囟取?/p>
4 井筒隔熱保溫措施對(duì)提高熱效的影響
Effects of wellbore heat insulation and preservation measures on thermal ef fi ciency improvement
通過增加油管外隔熱保溫層，即增加串聯(lián)熱阻的方法，采用式（4）分析不同的隔熱保溫工藝對(duì)地?zé)峋a(chǎn)水的增溫效果。
4.1 變抽水管深度及氮?dú)猸h(huán)空隔熱
Pumping pipe depth change and annulus nitrogen heat insulation
常規(guī)地?zé)峋樗摴軖毂孟律?00 m左右，圖7為改變抽水鋼管下深至400 m，以及通過改變井筒管柱結(jié)構(gòu)，封閉泵以上的油套環(huán)空并氮?dú)飧魺?，取氮?dú)鈱?dǎo)熱系數(shù)0.023 W/（m·K），比熱容1 004 J/（kg·K），密度1.22 kg/m3，3 308 m3/d抽水后水溫曲線，見圖7，可以看出，抽水管由下深100 m變成400 m時(shí)（限制在泵室管內(nèi)），井口水溫由77.3 ℃升至77.5 ℃，增溫0.2 ℃，當(dāng)抽水管下深400 m，且油套環(huán)空氮?dú)飧魺釙r(shí)，井口水溫78.64 ℃，提高井口水溫1.34 ℃。
圖7 改變抽水管下深及環(huán)空隔熱后水溫曲線Fig. 7 Water temperature curve after the change of pumping pipe depth and the annulus heat insulation
4.2 抽水管外纏氣凝膠氈隔熱
Heat insulation by wounding the outside of pumping pipe with aerogel felt
常見的氣凝膠為二氧化硅氣凝膠，是一種防熱隔熱性能非常好的輕質(zhì)納米多孔非晶固體材料，分別采用厚度為6 mm、10 mm的氣凝膠氈來(lái)對(duì)泵水管進(jìn)行隔熱保溫，氣凝膠氈的導(dǎo)熱系數(shù)0.018 W/（m·K），熱容528 J/（kg·K），密度200 kg/m3，抽水管下深400 m，3 308 m3/d抽水后水溫曲線見圖8。
圖 8 抽水管外氣凝膠氈隔熱后水溫曲線Fig. 8 Water temperature curve after wounding the outside of pumping pipe with aerogel felt
從圖8可以看出，采用6 mm和10 mm厚氣凝膠氈隔熱時(shí)，井口水溫分別為78.54 ℃和78.59 ℃，相對(duì)100 m純鋼管無(wú)隔熱時(shí)的77.3 ℃分別提高了1.24 ℃和 1.29 ℃。
4.3 抽水管外刷隔熱涂層隔熱
Heat insulation by painting the outside of pumping pipe with insulating coating
選取常規(guī)隔熱涂料，導(dǎo)熱系數(shù)0.08 W/（m·K），復(fù)合硅酸鹽隔熱涂料，導(dǎo)熱系數(shù)0.03 W/（m·K），材料干密度280 kg/m3，熱容900 J/（kg·K），在抽水管外刷涂層隔熱，抽水管下深400 m，3 308 m3/d抽水后水溫曲線見圖9。
圖 9 抽水管外刷隔熱涂層抽水后水溫曲線Fig. 9 Water temperature curve after painting the outside of pumping pipe with insulating coating
從圖9可以看出，常規(guī)隔熱涂料厚1 mm和3 mm時(shí)，井口水溫77.68 ℃和77.94 ℃，相對(duì)100 m純鋼管無(wú)隔熱時(shí)的77.3 ℃分別增溫0.38 ℃和0.64 ℃，復(fù)合硅酸鹽隔熱涂料1 mm和3 mm厚度時(shí)，井口水溫77.92 ℃和78.3 ℃，相對(duì)100 m純鋼管無(wú)隔熱時(shí)的77.3 ℃分別增溫0.62 ℃和1 ℃。
4.4 隔熱水泥漿固井隔熱
Insulating slurry cementing for heat insulation
假設(shè)隔熱水泥漿固井后水泥環(huán)導(dǎo)熱系數(shù)為0.58 W/（m·K），以及常規(guī)水泥漿導(dǎo)熱系數(shù)為0.98 W/（m·K），固井至 1 656 m，抽水管下深 400 m，從以3 308 m3/d抽水后井溫曲線可以看出，水泥環(huán)導(dǎo)熱系數(shù)變成0.58 W/（m·K）且抽水鋼管長(zhǎng)400 m時(shí)井口水溫77.53 ℃；常規(guī)水泥固井至1 656 m且抽水鋼管400 m時(shí)，井口水溫78.2 ℃，相對(duì)鋼管100 m下深時(shí)77.3 ℃分別上升了0.23 ℃和0.9 ℃。
5 提高熱效方法對(duì)比綜合評(píng)價(jià)
Comprehensive comparison and evaluation on thermal ef fi ciency improvement methods
對(duì)原100 m抽水管掛泵3 308 m3/d抽水時(shí)的增溫效果、預(yù)增成本和實(shí)現(xiàn)難易程度進(jìn)行了對(duì)比分析，分析結(jié)果見表2。
表2 不同提高熱效方法的效果及實(shí)現(xiàn)難易程度Table 2 Effect and implementation diffculty of different thermal effciency improvement methods
通常當(dāng)?shù)責(zé)崴帕?00 m3/h，溫度提高1 ℃可以增加2 900 m2的供暖面積，年平均增加6～9萬(wàn)元。從表2可以看出，地?zé)峋删伴_展數(shù)值計(jì)算，優(yōu)化止水器和打孔濾水管下深而優(yōu)化地?zé)峋鞒鏊紊疃?，可提高地?zé)峋谒疁?～18 ℃以上，且新增材料成本幾乎為0，相對(duì)效果最優(yōu)；單純改變泵掛深度，成本只需延長(zhǎng)抽水鋼管的長(zhǎng)度，但是提高熱效有限；采用氮?dú)猸h(huán)空隔熱、氣凝膠氈隔熱、降低水泥環(huán)導(dǎo)熱系數(shù)和延長(zhǎng)固井段長(zhǎng)度，可以增加井口水溫0.23～1.3 ℃，但是成本較大，并且實(shí)現(xiàn)起來(lái)比較困難；抽水鋼管外刷隔熱涂料隔熱，涂料厚度由1 mm增至3 mm時(shí)，井口水溫增加0.6～1 ℃，預(yù)增成本相對(duì)較少，容易實(shí)現(xiàn)，除了從地?zé)峋昃胧┨岣呔谒疁赝?，井筒隔熱保溫方面建議采用延長(zhǎng)抽水鋼管外刷隔熱涂層的措施來(lái)提高井口水溫。
6 結(jié)論與建議
Conclusions and suggestions
（1）地?zé)峋∨帕砍樗?，沿程熱損失和上層低溫高孔高滲井段主出水綜合導(dǎo)致井口低溫，大排量抽水提高井口水溫存在極限，有效動(dòng)用的儲(chǔ)層深度為提高井口水溫的主要因素。
（2）井口水溫與主出水深度呈線性關(guān)系，與日抽水量成四次方函數(shù)關(guān)系，給出了井口水溫與主出水深度和日抽水量的函數(shù)方程，該函數(shù)方程可以預(yù)測(cè)相似結(jié)構(gòu)管柱的砂巖孔隙型地?zé)峋谝阎鞒鏊疃葧r(shí)常規(guī)日抽水量條件下的井口水溫。
（3）建議在地?zé)峋删^程中，合理設(shè)置止水器和打孔濾水管的安裝深度，使得下層高溫地?zé)崴畠?chǔ)層動(dòng)用起來(lái)，增加井口水溫；同時(shí)增加抽水管下深，并對(duì)抽水管外刷隔熱涂層進(jìn)行保溫，以較低的成本降低抽水過程中熱損失，增加熱效。
［1］ 國(guó)家能源局，財(cái)政部，國(guó)土資源部，住房和城鄉(xiāng)建設(shè)部.關(guān)于促進(jìn)地?zé)崮荛_發(fā)利用的指導(dǎo)意見［Z］. 國(guó)能新能［2013］ 48 號(hào)，2013-1-10.National Energy Administration, Ministry of Finance,Ministry of Land and Resources. Guiding opinions on enhancing the development of geothermal resources［Z］.National Energy Administration, New Energy（2013）48,2013-1-10.
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（修改稿收到日期 2017-06-05）
〔編輯 景 暖〕
Analysis on the thermal ef fi ciency improvement process for geothermal well in porous sandstone
LI Xiaoyi1, HE Hanping1, DUAN Youzhi1, LI Yifan2
1. SINOPEC Research Institute of Petroleum Engineering, Beijing 100101, China;2. CNPC Huabei Oil field Company, Renqiu 062552, Hebei, China
In China, the wellhead water temperature of geothermal well in porous sandstone is lower and pilot tests on thermal effciency improvement process are defcient. To solve these problems, the adaptability between the thermal effciency improvement process and the wellhead water temperature was investigated in this paper. The water temperature curves of wellbore under various conditions were calculated from two aspects (i.e., geothermal well completion parameters and wellbore heat insulation technology) respectively by using the steady-fow thermodynamic model of open system. Then, different processes were compared from the aspects of warming effect, cost and operability. It is indicated that when the water is pumped at low rate, the wellhead water temperature is lower due to the joint effect of on-way heat loss and water production of low-temperature permeable hole section in the upper part. When the water is pumped at high rate, the wellhead water temperature increases with the daily water pumping capacity, but its increasing speed slows down. When the daily water pumping capacity is higher than 3 500 m3/d, the temperature increasing speed is quite low and tends to fatten. The deeper the main water producing hole section, the higher the wellhead water temperature. The wellhead water temperature can be increased by 8-18 ℃ if the high-temperature thermal reservoir at the bottom is produced by designing rationally the installation depthof water stopping device and perforated pipe in the geothermal well. If only the pump setting depth is increased, the increase of wellhead water temperature is less than 0.2 ℃. If annulus nitrogen heat insulation or aerogel heat insulation is adopted, the thermal conductivity of cement sheath is decreased or the cementing section is extended, the wellhead water temperature can be increased by 0.23-1.3 ℃, but its cost is high and its implementation is diffcult. If the steel pumping pipe is extended and the insulating coating is painted, the wellhead water temperature can be increased by 0.6-1 ℃, and this process can be implemented easily with lower cost. Finally, the functional equation between the wellhead water temperature and the daily water pumping capacity was ftted. It is shown that by virtue of this functional equation, the wellhead water temperature of geothermal wells with the similar string structure in porous sandstone at different fow rates can be predicted quickly. The research results provide the theoretical basis and guide for the prediction of wellhead water temperature of geothermal wells in porous sandstones and the selection of thermal effciency improvement process on site.
geothermal well; well temperature log; thermal effciency process; wellhead water temperature; daily water pumping capacity
李曉益，何漢平，段友智，李一凡.砂巖孔隙型地?zé)峋岣邿嵝Чに嚪治觯跩］ .石油鉆采工藝，2017，39（4）：484-490.
TK529
A
1000 – 7393（ 2017 ） 04 – 0484 – 07
10.13639/j.odpt.2017.04.016
:LI Xiaoyi, HE Hanping, DUAN Youzhi, LI Yifan. Analysis on the thermal effciency improvement process for geothermal well in porous sandstone［J］. Oil Drilling & Production Technology, 2017, 39(4): 484-490.
中國(guó)石化股份公司科技部項(xiàng)目“地?zé)峋P(guān)鍵技術(shù)研究”（編號(hào)：10500000-14-ZC0607-0003）。
李曉益（1984-），2012年畢業(yè)于中國(guó)石油大學(xué)（北京）油氣井工程專業(yè)，現(xiàn)主要從事完井、采油工藝技術(shù)研究工作。通訊地址：（100101）北京市朝陽(yáng)區(qū)北辰東路8號(hào)北辰時(shí)代大廈706室。電話：010-84988628。E-mail: lixy6.sripe@sinopec.com
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李曉益何漢平段友智李一凡
1.中國(guó)石化石油工程技術(shù)研究院；2.中國(guó)石油華北油田分公司
砂巖孔隙型地?zé)峋岣邿嵝Чに嚪治?/p>
李曉益1何漢平1段友智1李一凡2
1.中國(guó)石化石油工程技術(shù)研究院；2.中國(guó)石油華北油田分公司
針對(duì)國(guó)內(nèi)砂巖孔隙型地?zé)峋谒疁叵鄬?duì)較低、缺乏提高熱效工藝的先導(dǎo)試驗(yàn)，開展了提高熱效工藝與井口水溫之間的適應(yīng)性研究。采用開口系統(tǒng)穩(wěn)定流動(dòng)熱力學(xué)模型，分別從地?zé)峋删┕?shù)和井筒隔熱工藝兩個(gè)方面計(jì)算了多條件下的井筒水溫曲線，對(duì)比了不同工藝方法下的增溫效果、成本和可操作性。研究表明：小排量抽水時(shí)，沿程熱損失和上層低溫高滲井段主出水，綜合導(dǎo)致井口水溫較低；大排量抽水時(shí)，井口水溫隨著日抽水量的增大而增大，但增溫幅度減小，日抽水量大于3 500 m3/d時(shí)增溫幅度非常小且趨勢(shì)趨平；主出水井段越深，井口水溫越高，合理設(shè)計(jì)地?zé)峋顾骱蜑V水管安裝深度，使得底層高溫?zé)醿?chǔ)層動(dòng)用起來(lái)，可以增加井口水溫8～18 ℃以上；單純?cè)黾颖脪焐疃染谒疁卦黾硬淮笥?.2 ℃；采用氮?dú)猸h(huán)空隔熱、氣凝膠隔熱、降低水泥環(huán)導(dǎo)熱系數(shù)和延長(zhǎng)固井段長(zhǎng)度，可以增加井口水溫0.23～1.3 ℃，但是成本較大，實(shí)現(xiàn)相對(duì)困難；延長(zhǎng)抽水鋼管長(zhǎng)度并外刷隔熱涂層，井口水溫增加0.6～1 ℃，預(yù)增成本相對(duì)較少，容易實(shí)現(xiàn)。擬合了井口水溫與日抽水量之間的函數(shù)方程，該函數(shù)方程可以快速預(yù)測(cè)相似結(jié)構(gòu)管柱砂巖孔隙型地?zé)峋煌帕肯碌木谒疁?。該研究結(jié)果可為砂巖孔隙型地?zé)峋谒疁仡A(yù)測(cè)、現(xiàn)場(chǎng)提高熱效工藝方式的選擇提供參考。
地?zé)峋?；井溫曲線；熱效工藝；井口水溫；日抽水量
隨著國(guó)內(nèi)能源需求的急劇增大以及霧霾等惡劣天氣所帶來(lái)的對(duì)環(huán)境問題的思考，具有綠色、環(huán)保、低能耗、可持續(xù)利用等特點(diǎn)的地?zé)豳Y源的開發(fā)越來(lái)越受到重視［1］。國(guó)內(nèi)已開發(fā)地?zé)豳Y源多處于中低溫水平，中低溫砂巖孔隙型地?zé)峋饕性诤颖?、河南、山東、遼寧、陜西等地。國(guó)內(nèi)已開展地?zé)峋@井、固井、成井、排采和尾水回灌技術(shù)研究［2-5］；朱明（2015）分析了利用地?zé)峋_采地?zé)崴^程中的溫度場(chǎng)模型并優(yōu)化了完井管柱結(jié)構(gòu)［6］，龐偉（2015）開展了地?zé)峋植可a(chǎn)段生產(chǎn)研究［7］，分析了日產(chǎn)量和套管尺寸對(duì)溫度的影響，缺乏利用不同隔熱保溫工藝提高井口水溫的定量分析；李曦濱（2000）開展過地?zé)崽锾岣呷∷疁囟鹊那熬疤接懀?］，并對(duì)從地質(zhì)構(gòu)造和水文地質(zhì)特征方面提高取水溫度的可行性進(jìn)行了定性評(píng)價(jià)，但缺乏分析數(shù)據(jù)來(lái)指導(dǎo)工藝方法的選擇；張培英（2007）綜合評(píng)述了通過增加出水量來(lái)提高井口水溫的洗井、酸化、井內(nèi)爆破等方法［9］，缺乏理論依據(jù)，無(wú)法定量分析出水量對(duì)井溫的影響和不同方法提高地?zé)峋谒疁氐男Ч?。?guó)外Ronald James Robinson（1974）分析了儲(chǔ)層參數(shù)對(duì)地?zé)衢_采效果的影響［10］，John Wirt Hornbrook（1994）研究了高溫蒸汽地?zé)峋⑷牒蜕a(chǎn)過程中吸附效果影響［11］，國(guó)外主要從地質(zhì)參數(shù)、井筒物性參數(shù)和滲流微觀機(jī)理方面研究了地?zé)峋a(chǎn)出和水溫問題，還未開展現(xiàn)場(chǎng)完井工藝和隔熱保溫工藝措施對(duì)于提高井口水溫方面的探討和研究工作。為了降低地?zé)峋矡釗p失，提高井口水溫，筆者運(yùn)用開口系統(tǒng)穩(wěn)定流動(dòng)熱力學(xué)模型，基于陜西咸陽(yáng)WR7井地?zé)峋膶?shí)測(cè)數(shù)據(jù)，計(jì)算了不同排量、不同主出水井段深度、不同下泵深度、油套環(huán)空氮?dú)飧魺帷⒊樗芡鈿饽z隔熱、抽水管外刷涂層隔熱、水泥環(huán)降低導(dǎo)熱系數(shù)和延長(zhǎng)固井段長(zhǎng)度等方法下的井溫曲線，對(duì)比了不同工藝方法的效果、成本和可操作性。擬合了井口水溫與日抽水量之間的函數(shù)方程。該研究可以減少不同工藝措施現(xiàn)場(chǎng)先導(dǎo)試驗(yàn)需要的經(jīng)驗(yàn)摸索時(shí)間和資金成本，為國(guó)內(nèi)砂巖孔隙型地?zé)峋谒疁氐目焖兕A(yù)測(cè)、現(xiàn)場(chǎng)提高熱效工藝的選擇提供了理論依據(jù)與指導(dǎo)。
1 常規(guī)地?zé)峋斫Y(jié)構(gòu)
Casing program of conventional geothermal well
目前的地?zé)峋鶕?jù)儲(chǔ)層類型主要采用以下兩種井身結(jié)構(gòu)（圖1）。砂巖孔隙型熱儲(chǔ)地?zé)峋阂婚_下套管固井，二開直接下套管，僅封固一開與二開套管重疊區(qū)域的部分層段，取水段接打孔管；基巖裂縫型熱儲(chǔ)地?zé)峋阂婚_及二開下套管固井，三開裸眼段取水。兩種地?zé)峋婚_都留有較大內(nèi)通徑的泵室段，用來(lái)下抽水鋼管懸掛安裝電潛泵，其深度通常為260～450 m。對(duì)于砂巖孔隙型儲(chǔ)層，采用密封止水懸掛器及膨脹橡膠止水器對(duì)二開井段進(jìn)行密封止水，防止上層低溫井段水被采出。地?zé)峋煌诔Ｒ?guī)油氣井下油管到動(dòng)液面以下位置抽采，只在泵室段下入泵水管和電潛泵抽水，泵管的下深有限，采水過程中流體與井筒接觸面積大，散熱面積大。
2 地?zé)峋矀鳠崮Ｐ?/h2>
Wellbore heat transfer model of geothermal well
將井筒內(nèi)的流體看作一個(gè)熱力系統(tǒng)，且為開口熱力系統(tǒng)，假設(shè)流體在井筒中作一維穩(wěn)定流動(dòng)，井筒到第二界面的傳熱為一維穩(wěn)定傳熱，第二界面到地層中的傳熱為一維非穩(wěn)定傳熱；井筒和地層中都只考慮徑向傳熱，不考慮井深方向傳熱；地溫只與深度有關(guān)，且為垂向深度的線性函數(shù)，不考慮地層中存在的地溫梯度突變現(xiàn)象（本文僅研究常規(guī)方式下提高地?zé)峋疅嵝Ъ夹g(shù)，不考慮地層中存在的地溫梯度突變對(duì)其影響）；不考慮流體流動(dòng)過程中與接觸面的相互做功。根據(jù)假設(shè)可以認(rèn)定流體為穩(wěn)定流動(dòng)過程，熱力學(xué)流動(dòng)參數(shù)滿足熱力學(xué)第一定律關(guān)于開口系統(tǒng)穩(wěn)定流動(dòng)的能量方程
圖1 常規(guī)地?zé)峋斫Y(jié)構(gòu)Fig. 1 Casing program of conventional geothermal well
式中，Q為1 kg工質(zhì)進(jìn)入系統(tǒng)后，系統(tǒng)從外界吸入的熱量，J/kg；H為工質(zhì)的比焓，J/kg；Vf為工質(zhì)的速度，m/s；h為工質(zhì)在重力場(chǎng)中的高度，m；Wi為工質(zhì)內(nèi)部功，J/kg。
從井筒到第二界面的徑向傳熱量為
式中，rto為抽水管外徑，mm；Uto為相對(duì)于抽水管外表面的總傳熱系數(shù)，W/（m2·K），包含抽水管內(nèi)流體與油管內(nèi)表面的對(duì)流換熱、抽水管內(nèi)壁到外壁的導(dǎo)熱、抽水管與套管之間的熱量傳遞、套管內(nèi)壁到外壁的導(dǎo)熱、套管外壁到水泥環(huán)之間的導(dǎo)熱；Tf為井筒內(nèi)流體溫度，K；Th為第二界面溫度，K；w為井筒內(nèi)流體質(zhì)量流量，kg/s；l為井深，m。
從第二界面向周圍地層的徑向傳熱量為
式中，δq2為第二界面向周圍地層的徑向傳熱量，J/kg；λe為地層傳熱系數(shù)，W/（m2·K）；Te為地層溫度，K；f（τ）為地層瞬態(tài)傳熱函數(shù)，無(wú)因次。
對(duì)于總傳熱系數(shù)的詳細(xì)推導(dǎo)，以及整個(gè)傳熱能量方程、井筒流體熱損失的推導(dǎo)，可以參見注蒸汽開采及深井井筒流動(dòng)與熱交換方面的相關(guān)文獻(xiàn)［12］。井筒內(nèi)流體溫度分布的完整數(shù)學(xué)公式為
式中，lin為主出水段長(zhǎng)度，m；G為地溫梯度，℃/m；Tfn為主出水段井筒內(nèi)流體溫度，K；Tein為主出水段地層溫度，K；p為流體壓力，Pa；cpm為流體的定壓比熱，J/（kg·K）；cjm=（?Tf/?p）h，K/Pa。
3 施工參數(shù)對(duì)提高熱效的影響
Effects of construction parameters of thermal ef fi ciency improvement
以咸陽(yáng)市文熱7#定向地?zé)峋╓R7井）為例，進(jìn)行了施工參數(shù)提高地?zé)峋疅嵝Ъ夹g(shù)分析。
3.1 基本參數(shù)
Basic parameters
WR7井井身結(jié)構(gòu)主體為二開，一開固井至445.62 m，二開從580 m開始造斜，完鉆井深3 000 m，垂 直 井 深 2 831 m。 泵 室 管：?339.7 mm×（0～445.62） m 國(guó)產(chǎn)無(wú)縫鋼管，壁厚 9.65 mm，鋼級(jí)J55；技術(shù)套管：?177.8 mm×（410.31～3 000） m，壁厚9.19 mm，鋼級(jí)N80；泵水管：?108 mm×（0～100）m，壁厚4 mm，線密度10.85 kg/m；地層及巖石導(dǎo)熱系數(shù)1.59 W/（m·K），熱容1 256.9 J/（kg·K）；水泥環(huán)導(dǎo)熱系數(shù)0.98 W/（m·K），熱容837.9 J/（kg·K）；地層流體壓力梯度為正常壓力梯度，地面溫度7.16 ℃，地溫梯度3.57 ℃/100 m；套管導(dǎo)熱系數(shù)45.34 W/（m·K），熱容460.9 J/（kg·K）。進(jìn)行3次抽水試驗(yàn)：（1）大落程，降深29.4 m，排量3 308 m3/d，井口水溫77℃ ；（2）中落程，降深 26.1 m，排量 3 153 m3/d，井口水溫 76 ℃ ；（3）小落程，降深 6.5 m，排量 1 549 m3/d，井口水溫72 ℃。熱儲(chǔ)層位置及物性見表1。
表1 WR7井熱儲(chǔ)層位置及物性Table 1 Location and physical property of thermal reservoir in Well WR7
3.2 井筒水溫?cái)M合及不同排量下的水溫曲線
Wellbore water temperature fi tting at different pumping rates
根據(jù)WR7井抽水試驗(yàn)排量數(shù)據(jù)和對(duì)應(yīng)井口水溫，采用公式（4）基于不同的主出水深度值進(jìn)行試算，擬合對(duì)應(yīng)排量下的井口水溫和井筒水溫曲線，見圖2。
圖2 不同抽水速度時(shí)井溫曲線擬合Fig. 2 Well temperature log ftting at different pumping rates
從圖2可以看出，排量3 308 m3/d、井口水溫77 ℃時(shí)，試算的主出水段深度為2 180 m；當(dāng)排量3153 m3/d、井口水溫76 ℃時(shí)，試算的主出水段深度為2 140 m；當(dāng)排量1 549 m3/d、井口水溫72 ℃時(shí)，試算的主出水段深度為2 100 m。從試算得到的主出水深度來(lái)看，抽水時(shí)地?zé)峋⒎侨伯a(chǎn)水，較小排量產(chǎn)水時(shí)，主出水深度上移。參考類似的砂巖孔隙型地?zé)峋樗^程中的實(shí)測(cè)井溫曲線（文獻(xiàn)［7］中例圖2，例圖2中JT1地?zé)峋a(chǎn)水過程中2 200～2 300 m以下井筒水溫與正常地溫梯度水溫一致），驗(yàn)證了以上試算的正確性。砂巖孔隙型地?zé)峋∷伍L(zhǎng)達(dá)1 000～1 500 m，采用較小流速抽水時(shí)，一方面水流速慢而沿程熱損失相對(duì)較大，另一方面抽水量小，主要出水段為上部相對(duì)低溫的高孔高滲熱儲(chǔ)層，綜合導(dǎo)致井口水溫較低。地?zé)峋ň畷r(shí)，需要合理設(shè)計(jì)，采取措施避開上部低溫高孔高滲熱儲(chǔ)層，并將抽水速度設(shè)定在較大的合理值。
圖3為主出水深度分別為2 180 m、2 400 m、2600 m和2 800 m，不同日抽水量條件下的井口水溫。從圖3可以看出，在砂巖孔隙型地?zé)峋５膮?shù)范圍內(nèi)，不同日抽水量條件下，4條不同主出水深度時(shí)井口水溫曲線之間的間隔比值一致。說(shuō)明相同日抽水量條件下，不同主出水深度時(shí)的井口水溫除以對(duì)應(yīng)的主出水深度，得到的值會(huì)呈現(xiàn)一定的線性關(guān)系，并且在改變排量條件下，井口水溫除以對(duì)應(yīng)的主出水深度得到的值會(huì)呈現(xiàn)同樣的線性關(guān)系。見圖4，圖4中y值為單位主出水深度條件下的井口水溫（該值為計(jì)算得到的井口水溫減去地面溫度后除以主出水深度值）。從圖4可以看出，即使主出水深度不同，相同排量時(shí)，單位主出水深度條件下的井口水溫重合?？紤]到砂巖孔隙型地?zé)峋黧w結(jié)構(gòu)為?241.3 mm井筒+?177.8 mm鋼套管和打孔管，鋼材質(zhì)熱傳導(dǎo)系數(shù)大于水的熱傳導(dǎo)系數(shù)，不影響井壁內(nèi)地?zé)崴臒醾鲗?dǎo)，影響地?zé)峋矁?nèi)水的溫度主要為地層巖石熱傳導(dǎo)系數(shù)和地層溫度，原始地溫曲線為線性，綜合推斷出對(duì)于此類地?zé)峋樗^程中，井口水溫與主出水深度呈一定的線性函數(shù)關(guān)系。
圖3 不同主出水深度和不同日抽水量時(shí)的井口水溫Fig. 3 Wellhead water temperature at different daily water pumping capacities in different main water producing depths
圖4 不同排量時(shí)單位出水深度條件下的井口水溫Fig. 4 Wellhead water temperature at different fow rates in unit water producing depth
根據(jù)圖4中擬合的函數(shù)方程，可知井口水溫與日抽水量成四次方函數(shù)關(guān)系，井口水溫與日抽水量的函數(shù)關(guān)系如下
式中，T井口和T地面分別為井口水溫和地面溫度，℃；L為主出水深度，m；x為日抽水量，m3/d。
對(duì)于砂巖孔隙型地?zé)峋?，?dāng)?shù)販靥荻菺不同時(shí)，井口水溫與日抽水量的函數(shù)方程如下
圖5為基于函數(shù)方程（6）計(jì)算的主出水深度2180 m時(shí)，不同日抽水量時(shí)的溫度增量曲線，從圖5可以看出，井口水溫隨著日抽水量的增大而增大，等增排量下的增溫幅度隨著日抽水量的增大而減小，當(dāng)日抽水量大于3 500 m3/d時(shí)，日抽水量增加500 m3/d而增加的井口溫度小于0.3 ℃，趨勢(shì)趨于平行直線，可見地?zé)峋F(xiàn)場(chǎng)應(yīng)用時(shí)通過增加日抽水量而增加井口水溫的方法存在極限。
圖5 日抽水量每增加500 m3/d時(shí)井口水溫度增量Fig. 5 Incremental wellhead water temperature for the increasing of daily water pumping capacity by 500 m3/d
3.3 不同主出水深度抽水后水溫曲線
Water temperature curve after water pumping in different main water producing depths
取地?zé)崴畠?chǔ)層2、3和4的中間點(diǎn)1 975 m、2 452 m和2 806 m作為主出水井深，基于式（6）計(jì)算的日抽水量3 500 m3/d時(shí)井溫曲線見圖6。
圖6 不同熱儲(chǔ)層中點(diǎn)主出水時(shí)井溫曲線Fig. 6 Well temperature log while main water producing at different central points of thermal reservoir
從圖6可以看出，熱儲(chǔ)層2、3和4中點(diǎn)主出水時(shí)，井口水溫分別為71.5 ℃、 85 ℃和95 ℃，主出水段為地?zé)醿?chǔ)層3和地?zé)醿?chǔ)層4中點(diǎn)時(shí)，相對(duì)試抽水時(shí)的最高77 ℃分別增加了8 ℃和18 ℃，增溫效果非常明顯。對(duì)于超長(zhǎng)取水段的砂巖孔隙型地?zé)峋?，為了提高水溫，建議根據(jù)鄰井砂巖熱儲(chǔ)層供水能力，結(jié)合對(duì)日抽水量和井口水溫的最低要求，合理設(shè)置止水器和打孔濾水管的安裝深度，使得底層高溫?zé)醿?chǔ)層動(dòng)用起來(lái)，保證地?zé)峋诔鏊疁囟取?/p>
4 井筒隔熱保溫措施對(duì)提高熱效的影響
Effects of wellbore heat insulation and preservation measures on thermal ef fi ciency improvement
通過增加油管外隔熱保溫層，即增加串聯(lián)熱阻的方法，采用式（4）分析不同的隔熱保溫工藝對(duì)地?zé)峋a(chǎn)水的增溫效果。
4.1 變抽水管深度及氮?dú)猸h(huán)空隔熱
Pumping pipe depth change and annulus nitrogen heat insulation
常規(guī)地?zé)峋樗摴軖毂孟律?00 m左右，圖7為改變抽水鋼管下深至400 m，以及通過改變井筒管柱結(jié)構(gòu)，封閉泵以上的油套環(huán)空并氮?dú)飧魺?，取氮?dú)鈱?dǎo)熱系數(shù)0.023 W/（m·K），比熱容1 004 J/（kg·K），密度1.22 kg/m3，3 308 m3/d抽水后水溫曲線，見圖7，可以看出，抽水管由下深100 m變成400 m時(shí)（限制在泵室管內(nèi)），井口水溫由77.3 ℃升至77.5 ℃，增溫0.2 ℃，當(dāng)抽水管下深400 m，且油套環(huán)空氮?dú)飧魺釙r(shí)，井口水溫78.64 ℃，提高井口水溫1.34 ℃。
圖7 改變抽水管下深及環(huán)空隔熱后水溫曲線Fig. 7 Water temperature curve after the change of pumping pipe depth and the annulus heat insulation
4.2 抽水管外纏氣凝膠氈隔熱
Heat insulation by wounding the outside of pumping pipe with aerogel felt
常見的氣凝膠為二氧化硅氣凝膠，是一種防熱隔熱性能非常好的輕質(zhì)納米多孔非晶固體材料，分別采用厚度為6 mm、10 mm的氣凝膠氈來(lái)對(duì)泵水管進(jìn)行隔熱保溫，氣凝膠氈的導(dǎo)熱系數(shù)0.018 W/（m·K），熱容528 J/（kg·K），密度200 kg/m3，抽水管下深400 m，3 308 m3/d抽水后水溫曲線見圖8。
圖 8 抽水管外氣凝膠氈隔熱后水溫曲線Fig. 8 Water temperature curve after wounding the outside of pumping pipe with aerogel felt
從圖8可以看出，采用6 mm和10 mm厚氣凝膠氈隔熱時(shí)，井口水溫分別為78.54 ℃和78.59 ℃，相對(duì)100 m純鋼管無(wú)隔熱時(shí)的77.3 ℃分別提高了1.24 ℃和 1.29 ℃。
4.3 抽水管外刷隔熱涂層隔熱
Heat insulation by painting the outside of pumping pipe with insulating coating
選取常規(guī)隔熱涂料，導(dǎo)熱系數(shù)0.08 W/（m·K），復(fù)合硅酸鹽隔熱涂料，導(dǎo)熱系數(shù)0.03 W/（m·K），材料干密度280 kg/m3，熱容900 J/（kg·K），在抽水管外刷涂層隔熱，抽水管下深400 m，3 308 m3/d抽水后水溫曲線見圖9。
圖 9 抽水管外刷隔熱涂層抽水后水溫曲線Fig. 9 Water temperature curve after painting the outside of pumping pipe with insulating coating
從圖9可以看出，常規(guī)隔熱涂料厚1 mm和3 mm時(shí)，井口水溫77.68 ℃和77.94 ℃，相對(duì)100 m純鋼管無(wú)隔熱時(shí)的77.3 ℃分別增溫0.38 ℃和0.64 ℃，復(fù)合硅酸鹽隔熱涂料1 mm和3 mm厚度時(shí)，井口水溫77.92 ℃和78.3 ℃，相對(duì)100 m純鋼管無(wú)隔熱時(shí)的77.3 ℃分別增溫0.62 ℃和1 ℃。
4.4 隔熱水泥漿固井隔熱
Insulating slurry cementing for heat insulation
假設(shè)隔熱水泥漿固井后水泥環(huán)導(dǎo)熱系數(shù)為0.58 W/（m·K），以及常規(guī)水泥漿導(dǎo)熱系數(shù)為0.98 W/（m·K），固井至 1 656 m，抽水管下深 400 m，從以3 308 m3/d抽水后井溫曲線可以看出，水泥環(huán)導(dǎo)熱系數(shù)變成0.58 W/（m·K）且抽水鋼管長(zhǎng)400 m時(shí)井口水溫77.53 ℃；常規(guī)水泥固井至1 656 m且抽水鋼管400 m時(shí)，井口水溫78.2 ℃，相對(duì)鋼管100 m下深時(shí)77.3 ℃分別上升了0.23 ℃和0.9 ℃。
5 提高熱效方法對(duì)比綜合評(píng)價(jià)
Comprehensive comparison and evaluation on thermal ef fi ciency improvement methods
對(duì)原100 m抽水管掛泵3 308 m3/d抽水時(shí)的增溫效果、預(yù)增成本和實(shí)現(xiàn)難易程度進(jìn)行了對(duì)比分析，分析結(jié)果見表2。
表2 不同提高熱效方法的效果及實(shí)現(xiàn)難易程度Table 2 Effect and implementation diffculty of different thermal effciency improvement methods
通常當(dāng)?shù)責(zé)崴帕?00 m3/h，溫度提高1 ℃可以增加2 900 m2的供暖面積，年平均增加6～9萬(wàn)元。從表2可以看出，地?zé)峋删伴_展數(shù)值計(jì)算，優(yōu)化止水器和打孔濾水管下深而優(yōu)化地?zé)峋鞒鏊紊疃?，可提高地?zé)峋谒疁?～18 ℃以上，且新增材料成本幾乎為0，相對(duì)效果最優(yōu)；單純改變泵掛深度，成本只需延長(zhǎng)抽水鋼管的長(zhǎng)度，但是提高熱效有限；采用氮?dú)猸h(huán)空隔熱、氣凝膠氈隔熱、降低水泥環(huán)導(dǎo)熱系數(shù)和延長(zhǎng)固井段長(zhǎng)度，可以增加井口水溫0.23～1.3 ℃，但是成本較大，并且實(shí)現(xiàn)起來(lái)比較困難；抽水鋼管外刷隔熱涂料隔熱，涂料厚度由1 mm增至3 mm時(shí)，井口水溫增加0.6～1 ℃，預(yù)增成本相對(duì)較少，容易實(shí)現(xiàn)，除了從地?zé)峋昃胧┨岣呔谒疁赝?，井筒隔熱保溫方面建議采用延長(zhǎng)抽水鋼管外刷隔熱涂層的措施來(lái)提高井口水溫。
6 結(jié)論與建議
Conclusions and suggestions
（1）地?zé)峋∨帕砍樗?，沿程熱損失和上層低溫高孔高滲井段主出水綜合導(dǎo)致井口低溫，大排量抽水提高井口水溫存在極限，有效動(dòng)用的儲(chǔ)層深度為提高井口水溫的主要因素。
（2）井口水溫與主出水深度呈線性關(guān)系，與日抽水量成四次方函數(shù)關(guān)系，給出了井口水溫與主出水深度和日抽水量的函數(shù)方程，該函數(shù)方程可以預(yù)測(cè)相似結(jié)構(gòu)管柱的砂巖孔隙型地?zé)峋谝阎鞒鏊疃葧r(shí)常規(guī)日抽水量條件下的井口水溫。
（3）建議在地?zé)峋删^程中，合理設(shè)置止水器和打孔濾水管的安裝深度，使得下層高溫地?zé)崴畠?chǔ)層動(dòng)用起來(lái)，增加井口水溫；同時(shí)增加抽水管下深，并對(duì)抽水管外刷隔熱涂層進(jìn)行保溫，以較低的成本降低抽水過程中熱損失，增加熱效。
［1］ 國(guó)家能源局，財(cái)政部，國(guó)土資源部，住房和城鄉(xiāng)建設(shè)部.關(guān)于促進(jìn)地?zé)崮荛_發(fā)利用的指導(dǎo)意見［Z］. 國(guó)能新能［2013］ 48 號(hào)，2013-1-10.National Energy Administration, Ministry of Finance,Ministry of Land and Resources. Guiding opinions on enhancing the development of geothermal resources［Z］.National Energy Administration, New Energy（2013）48,2013-1-10.
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（修改稿收到日期 2017-06-05）
〔編輯 景 暖〕
Analysis on the thermal ef fi ciency improvement process for geothermal well in porous sandstone
LI Xiaoyi1, HE Hanping1, DUAN Youzhi1, LI Yifan2
1. SINOPEC Research Institute of Petroleum Engineering, Beijing 100101, China;2. CNPC Huabei Oil field Company, Renqiu 062552, Hebei, China
In China, the wellhead water temperature of geothermal well in porous sandstone is lower and pilot tests on thermal effciency improvement process are defcient. To solve these problems, the adaptability between the thermal effciency improvement process and the wellhead water temperature was investigated in this paper. The water temperature curves of wellbore under various conditions were calculated from two aspects (i.e., geothermal well completion parameters and wellbore heat insulation technology) respectively by using the steady-fow thermodynamic model of open system. Then, different processes were compared from the aspects of warming effect, cost and operability. It is indicated that when the water is pumped at low rate, the wellhead water temperature is lower due to the joint effect of on-way heat loss and water production of low-temperature permeable hole section in the upper part. When the water is pumped at high rate, the wellhead water temperature increases with the daily water pumping capacity, but its increasing speed slows down. When the daily water pumping capacity is higher than 3 500 m3/d, the temperature increasing speed is quite low and tends to fatten. The deeper the main water producing hole section, the higher the wellhead water temperature. The wellhead water temperature can be increased by 8-18 ℃ if the high-temperature thermal reservoir at the bottom is produced by designing rationally the installation depthof water stopping device and perforated pipe in the geothermal well. If only the pump setting depth is increased, the increase of wellhead water temperature is less than 0.2 ℃. If annulus nitrogen heat insulation or aerogel heat insulation is adopted, the thermal conductivity of cement sheath is decreased or the cementing section is extended, the wellhead water temperature can be increased by 0.23-1.3 ℃, but its cost is high and its implementation is diffcult. If the steel pumping pipe is extended and the insulating coating is painted, the wellhead water temperature can be increased by 0.6-1 ℃, and this process can be implemented easily with lower cost. Finally, the functional equation between the wellhead water temperature and the daily water pumping capacity was ftted. It is shown that by virtue of this functional equation, the wellhead water temperature of geothermal wells with the similar string structure in porous sandstone at different fow rates can be predicted quickly. The research results provide the theoretical basis and guide for the prediction of wellhead water temperature of geothermal wells in porous sandstones and the selection of thermal effciency improvement process on site.
geothermal well; well temperature log; thermal effciency process; wellhead water temperature; daily water pumping capacity
李曉益，何漢平，段友智，李一凡.砂巖孔隙型地?zé)峋岣邿嵝Чに嚪治觯跩］ .石油鉆采工藝，2017，39（4）：484-490.
TK529
A
1000 – 7393（ 2017 ） 04 – 0484 – 07
10.13639/j.odpt.2017.04.016
:LI Xiaoyi, HE Hanping, DUAN Youzhi, LI Yifan. Analysis on the thermal effciency improvement process for geothermal well in porous sandstone［J］. Oil Drilling & Production Technology, 2017, 39(4): 484-490.
中國(guó)石化股份公司科技部項(xiàng)目“地?zé)峋P(guān)鍵技術(shù)研究”（編號(hào)：10500000-14-ZC0607-0003）。
李曉益（1984-），2012年畢業(yè)于中國(guó)石油大學(xué)（北京）油氣井工程專業(yè)，現(xiàn)主要從事完井、采油工藝技術(shù)研究工作。通訊地址：（100101）北京市朝陽(yáng)區(qū)北辰東路8號(hào)北辰時(shí)代大廈706室。電話：010-84988628。E-mail: lixy6.sripe@sinopec.com
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