Processing math: 100%

考虑蒸汽超覆的稠油蒸汽吞吐产能预测模型

田亚鹏, 鞠斌山, 胡杰

田亚鹏, 鞠斌山, 胡杰. 考虑蒸汽超覆的稠油蒸汽吞吐产能预测模型[J]. 石油钻探技术, 2018, 46(1): 110-116. DOI: 10.11911/syztjs.2018028
引用本文: 田亚鹏, 鞠斌山, 胡杰. 考虑蒸汽超覆的稠油蒸汽吞吐产能预测模型[J]. 石油钻探技术, 2018, 46(1): 110-116. DOI: 10.11911/syztjs.2018028
TIAN Yapeng, JU Binshan, HU Jie. A Productivity Prediction Model for Heavy Oil Steam Huff and Puff Considering Steam Override[J]. Petroleum Drilling Techniques, 2018, 46(1): 110-116. DOI: 10.11911/syztjs.2018028
Citation: TIAN Yapeng, JU Binshan, HU Jie. A Productivity Prediction Model for Heavy Oil Steam Huff and Puff Considering Steam Override[J]. Petroleum Drilling Techniques, 2018, 46(1): 110-116. DOI: 10.11911/syztjs.2018028

考虑蒸汽超覆的稠油蒸汽吞吐产能预测模型

基金项目: 

国家科技重大专项"大型油气田及煤层气开发"子课题"胜利油田特高含水提高采收率技术"(编号:2016ZX05011-002)和国家科技重大专项"复杂油气田地质与提高采收率技术"(编号:2017ZX05009-005)联合资助。

详细信息
    作者简介:

    田亚鹏(1992-),男,陕西渭南人,2015年毕业于中国地质大学(北京)石油工程专业,在读硕士研究生,主要研究方向为油气田开发和油藏数值模拟。

    通讯作者:

    鞠斌山,jubs2936@163.com

  • 中图分类号: TE345

A Productivity Prediction Model for Heavy Oil Steam Huff and Puff Considering Steam Override

  • 摘要: 常规稠油油藏蒸汽吞吐产能预测模型假设注入蒸汽活塞式驱替原油,油层顶底加热面积相同,实际生产过程中,由于原油和蒸汽密度不同产生重力分异作用,出现蒸汽超覆现象,导致油层顶部加热面积大于底部加热面积。通过确定顶底盖层加热半径之间的关系,引入等效半径,在拟稳态产量公式基础上,建立了考虑蒸汽超覆的蒸汽吞吐产能预测模型。以孤岛油田M区块为例,分别采用本文模型、Marx模型和商业模拟器CMG计算产能。模拟结果表明,Marx模型由于未考虑蒸汽超覆现象造成热损失较小,预测产能偏高,平均相对误差为41%,而本文模型计算结果平均相对误差为12%,最小相对误差为7%,与商业软件计算结果较吻合。研究结果表明,考虑蒸汽超覆的稠油蒸汽吞吐产能预测模型具有一定可靠性,可用于稠油油藏蒸汽吞吐产能预测。
    Abstract: In the conventional productivity prediction model, steam huff and puff in heavy oil reservoirs is assumed to have a piston-type displacement,and considers the heating area to be the same from the top to the bottom of the reservoir.However,in an actual field application,the steam heat can transmit upward due to different oil and gas densities resulting in gravity differentiation,leading to a larger heating area at the top of the reservoir than that at the bottom(this phenomenon is called steam override).By determining the relationship between the heating radii of the top and bottom cap rocks,and introducing equivalent radius,a prediction model of steam huff and puff productivity in consideration of steam override was established on the basis of quasi-steady-state yield formula.Taking the M block in Gudao Oilfield as an example, the new model in this paper,the Marx model and a commercial simulator were used to calculate productivity.Simulation results indicated that the Marx model obtained a relatively high productivity because of without considering the steam override,with less heat loss and an average error up to 41%.However,our new model has an average relative error of 12% and a minimum relative error of 7%,which is consistent with the calculation results of the commercial software.The research results showed that the new productivity prediction model for steam huff and puff that takes into consideration steam override is reliable and could be put into practice.
  • 随着油气田勘探开发的不断深入,我国大部分油田都进入到开发中后期,高含水、低产液是其主要特点[1-3]。受启动排量的限制,常规的涡轮流量计在低流量条件下无法工作,目前绝大多数井下流量计都不能很好地解决低流量检测难题[4-8]。热式流量计是近年来发展较快的一类流量计,它是建立在热传导理论的基础上,利用流体和外部加热源之间热量交换的关系来测量流体流量,可以在低流速下获得更高的测量精度。热式流量计具有结构简单、复用性强、压力损失小、无可动部件、稳定性强、可靠性高和测量范围广等优势,特别适用于低产液油井微小流量测量[9-10]

    目前,热式流量检测方法的研究主要集中在恒功率式和恒温差式2种控制算法的优化方面[11-13]。其中,恒功率式是以恒定功率给测速探测器加热,通过测量测速探测器与流体环境的温差来计算流量,具有测量范围大、设计结构简单等特点,但对于极低流量的测量,由于测速探测器强迫对流换热减小,恒定的加热功率会在测速探测器周围产生梯度很大的温度场,不适合阵列化检测[14]。恒温差式是通过保持测速探测器与流体环境温差恒定,通过测量加热功率的变化来计算流量[15-18],具有响应速度快、低流量测量精度高等特点,但是受测速探测器热惯性及滞后效应的影响,其建立稳定恒温差温度场的速度较慢,且易受环境温度波动的影响,造成测量结果不稳定[19-20]。针对上述问题,笔者提出了一种基于热传导时域积分的流量测量方法,其优势在于充分利用测速探测器在整个测量周期内与周围流体之间的强迫对流换热关系,极大地提高了井下流量测量的精确度和稳定性。

    热式流量测量系统采用双探测器结构,其中一个为测温探测器,由温度传感器和密闭腔体组成,放置在流体的上游,用来测量流体环境温度;另一个为测速探测器,由加热器、温度传感器和密闭腔体组成,放置在流体的下游,用来测量流体的流速(见图1)。测量时2个探测器浸入流体中,二者间隔一定距离。

    图  1  热式流量测量系统结构示意
    Figure  1.  Structure of thermal flow rate measurement system

    测量过程中给测速探测器内部加热器供电使其产生热量,根据传热学原理,在热平衡状态下测速探测器与周围流体的对流换热关系为[21]

    H=(k1+k2v0.5)(θhθe) (1)

    式中:H为换热功率(表示测速探测器与流体之间换热的快慢),W;v为被测流体的流速,m/s;θh为测速探测器的温度,℃;θe为测温探测器的温度(即流体所在环境的温度),℃;k1k2为被测流体各物性参数的统一参量。

    在压力不变的条件下,对于给定的探测器和恒定温度的被测流体,k1k2反映此时被测流体的导热率、普朗特数等物性参数的综合计算结果,可视为常量。由式(1)可见,在流体物性参数k1k2恒定的条件下,换热功率与流体流速之间有明确的解析关系,通过测量测速探测器与周围流体之间换热的快慢,即可估算出被测流体的流速;若管道的横截面积已知,可进一步计算流体的流量。

    测速探测器采用周期性间歇式恒功率加热的工作模式。系统一个工作周期开始时,测速探测器内部的加热器开始加热,当测速探测器的温度达到系统设定的阈值温度θth时,加热器停止加热,直至该工作周期结束。随着测速探测器内加热器周期性加热,测速探测器温度也会呈现周期性变化,其工作流程如图2所示。

    图  2  测速探测器内部加热器的工作时序和内部温度变化规律
    Figure  2.  Working sequence and internal temperature variation law of internal heater of velocity detector

    具体工作流程为:1)利用外部控制电路给测速探测器内部加热器提供5 V工作电压使其产生热量(见图2(a)中红色加热区域),供电始于t1时刻;2)加热器产生的热量会通过测速探测器外壁向周围流体扩散,同时引起测速探测器的温度升高,升温始于t1时刻;3)测速探测器设置一个阈值温度θth,当检测到测速探测器的温度达到阈值温度θth时,停止为测速探测器内部的加热器供电,该时刻记为t2。测速探测器的升温曲线如图2(b)中t1t2段所示,记为升温阶段tup;4)根据热惯性效应,测速探测器的温度达到阈值温度θth后还会再升高一段时间,随后温度会缓慢降低至阈值温度θth,此时刻记为t3图2(b)中t2t3曲线段记为跨越阶段tcross;5)在没有热量补充的前提下,周围流体的流动会带走测速探测器内部剩余的热量,测速探测器进入降温阶段,假设在t4时刻测速探测器温度降低至与环境温度持平,t3t4曲线段记为降温阶段tdown;6)为了确保下一次加热之前测速探测器内部的温度与环境温度保持一致,加热器继续保持断电状态,此阶段测速探测器内部与外部流体之间几乎没有温度差,t4t5曲线段记为温度保持阶段tkeep

    测速探测器内部的加热器按照图2(a)中的时序工作时,测速探测器的温度会按照图2(b)中的曲线在tuptcrosstdowntkeep等4个阶段轮流往复。因此,进一步分析测速探测器温度曲线的变化规律,有助于提出更加合理的检测方案。

    将测速探测器浸入到流体中,在初始状态下,测速探测器与流体环境温度相同,二者温差为零,因此二者之间的热量传递也几乎为零。若从某一时刻起,给测速探测器内部的加热器提供恒定功率的电能使其产生热量,随着测速探测器温度升高,热量会通过测速探测器外壁向周围流体扩散。因此,测速探测器与周围流体之间的温差及二者之间的换热功率都是随加热时间t变化的量,分别记为Δθ(t)和H(t)。因此,式(1)可改写为:

    H(t)=(k1+k2v0.5)Δθ(t) (2)

    式中,Δθ(t)为测速探测器与流体环境的温差,也可视为测速探测器升高的温度,℃。

    根据热平衡原理,可得:

    Qau = QhtQds (3)

    式中:Qht为测速探测器内部的加热器产生的热量,J;Qau为测速探测器当前累积的热量,J;Qds为测速探测器向流体耗散的热量,J。

    测速探测器增加的热量Qau可通过自身温度的变化反映出来,其关系式为:

    Qau = chmΔθ(t) (4)

    式中:ch为测速探测器平均比热容,J/(kg·℃);m为测速探测器的质量,kg。

    加热器产生的热量Qht等于系统对加热器提供的电能,所以有:

    Qht = W = Pt (5)

    式中:W为加热器消耗的电能,J;P为加热器加热时的电功率,W。

    测速探测器耗散的热量是一个与时间有关的积分表达式,升温过程中,测速探测器向周围流体传导的热量为:

    Qds = t0H(t)dt (6)

    综合式(2)—式(5),可得出测速探测器与流体温差Δθ(t)与时间t的关系式:

    chmΔθ(t) = Ptt0(k1+k2v0.5)Δθ(t)dt (7)

    为了分析测速探测器在不同流量条件下以恒定功率加热过程中的温度变化规律,利用Matlab进行数值模拟。设流体管道的直径为124 mm,测速探测器的直径为5 mm,长度为30 mm,测试流体为纯水,加热器的加热功率为1.25 W,将测速探测器和被测流体相关参数代入式(7),得到不同流量条件下恒功率加热过程中测速探测器与流体环境温差的变化曲线,见图3

    图  3  测速探测器加热过程中的温度变化曲线
    Figure  3.  Temperature variation curve of velocity detector during heating

    图3(a)可以看出,随着加热器持续加热,测速探测器与环境温度之间的温差会逐渐增大至恒定值,此时加热功率等于散热功率,处于热平衡状态。图3(b)为图3(a)的局部放大图,可以看出,流量越小,测速探测器温度升高的速度越快,反之亦然。若设置一个阈值温度θth(例如1.0 ℃),在加热功率恒定的前提下,流量越小,达到阈值温度的时间越短;流量越大,达到阈值温度的时间越长。

    经过一段时间的恒功率加热后,测速探测器的内部会有热量累积而导致温度升高。停止加热后测速探测器累积的热量会以热传导的方式逐渐耗散到流体中,直至测速探测器与流体之间的温差为零。假设加热停止时,测速探测器剩余的热量为Qlt,探测器与流体之间的温差为Δθ0,根据热平衡原理可得:

    Qau = QltQds (8)

    综合式(4)、式(6)和式(8),可得:

    chmΔθ(t) = chmΔθ0t0(k1+k2v0.5)Δθ(t)dt (9)

    假定Δθ0=1.0 ℃,利用Matlab进行数值模拟,得到不同流量条件下测速探测器冷却过程中的温度变化曲线,见图4

    图  4  测速探测器冷却过程中的温度变化曲线
    Figure  4.  Temperature variation curve of velocity detector during cooling

    图4(a)可以看出:测速探测器中的加热器停止加热后,受到周围流体的冲刷,测速探测器内部的热量随之不断扩散到流体中,测速探测器与流体之间的温差会逐渐减小至零;流体的流速越大,测速探测器温度降低的速度就越快。图4(b)为图4(a)的局部放大图,可以看出:在测速探测器与流体之间的温差不等于零之前,流体的流量越大,单位时间内测速探测器内部温度下降得就越快,其温度就越低;反之,流体的流量越小,测速探测器内部温度下降得就越慢,其温度也越高。

    通过前面对测速探测器在加热及冷却过程中温度变化曲线的数值模拟和试验验证,得到不同流量条件下测速探测器一个工作周期的温度变化曲线,如图5所示。

    图  5  不同流量条件下测速探测器的温度变化曲线
    Figure  5.  Temperature variation curve of velocity detector under different flow rates

    图5可以看出:小流量条件下,测速探测器温度升高的速度快,从环境温度升至阈值温度所需时间短,而温度降低的速度缓慢;大流量条件下,测速探测器温度升高的速度缓慢,从环境温度升至阈值温度所需时间较长,而温度降低的速度较快。因此,测速探测器的温度变化曲线隐含着流体流量信息,合理利用测速探测器温度变化的规律,可为流体的流量提供有效测量方法。

    进一步分析图5中测速探测器内部温度曲线的变化规律,假设环境温度为θe,阈值温度为θth,将升温曲线与直线x=t2和直线y=θe围成的封闭区域视为加热区域,其面积称作加热面积,记为SH,如图6(a)所示;跨越曲线及降温曲线与x=t2x=t4y=θe围成的封闭区域视为冷却区域,其面积称作冷却面积,记为SC,如图6(b)所示。显然,加热面积和冷却面积随流量变化而变化。当流体的流量最小时(例如0 m3/d),由于流体处于静止,根据传热学原理,测速探测器热量被带走的速度最慢,此时探测器内部温度上升速度最快,加热面积SH最小,记为SH0,而温度降低速度最慢,冷却面积SC最大,记为SC0;当流体处于流动状态时,流量越大,热量被带走的就越多。因此,加热面积随着流量增大呈单调递增,冷却面积随着流量增大呈单调递减。

    图  6  加热及冷却面积示意
    Figure  6.  Heating and cooling areas

    流量为0 m3/d时,加热面积SH0图7(a)所示,冷却面积SC0图7(b)所示。若当前被测流体的加热面积和冷却面积已知,分别记为SHxSCx(见图7(c)和7(d))。为了更好地反映冷热面积变化特征与流量之间的单调递增关系,引入了一个参数流量相关量F(无量纲),F与面积的关系记为:

    图  7  流量检测方案示意
    Figure  7.  Schematics of flow rate detection design
    F=(SHxSH0)+(SC0SCx) (10)

    式(10)表明:被测流体流量为0 m3/d时,SHx =SH0SCx =SC0,此时F=0;随着流量增大,SHx逐渐增大,SCx逐渐减小,因为二者此消彼长,所以F值也随之增大,与流量呈单调递增关系,符合一般测量规律。

    根据实际测量需要,设计了检测系统硬件结构,主要由温度传感器、A/D转换模块、加热器、加热驱动模块、采集控制器和CAN通信模块组成(见图8)。A/D转换模块可以实时采集测温探测器和测速探测器中温度传感器的温度模拟信号,并转换为温度数字信号传送给采集控制器;采集控制器根据系统工作时序,通过加热驱动模块来控制测速探测器中的加热器。同时,采集控制器将温度数据和面积计算结果通过CAN通信模块传送至井下遥传短节。

    图  8  检测系统硬件结构
    Figure  8.  Hardware structure of detection system

    根据检测系统硬件结构,设计并制作了流量检测电路板,包括逻辑控制板和加热驱动板。逻辑控制板的主要功能是系统工作时序控制、探测器温度采集及与井下遥传短节设备之间通信;加热驱动板的主要功能是根据系统控制时序为加热器提供间断恒功率的电能。2块电路板独立设计,能够将数字电路与模拟电路分隔开,避免模块之间相互干扰。此外,2块电路板平行对齐安装在仪器平板骨架两侧,较好地解决了空间占用和散热的问题。

    为了验证测量方法的可行性,搭建了流量测试试验平台,主要由水箱、水泵、标准流量计、模拟井筒、测温探测器、测速探测器、流量检测电路、CAN分析仪及计算机等部分组成(见图9)。试验时,以自来水为试验流体,试验流体在水泵的驱动下在水箱和模拟井筒中循环流动,通过调节水泵的转速,可以模拟井筒内流量为0~30 m3/d的测试条件。

    图  9  流量测试试验平台
    Figure  9.  Experimental platform for flow rate measurement

    通过调节水泵的转速调整流量,流量间隔为6 m3/d,流量依次设置为0,6,12,18,24和30 m3/d,采集不同流量下一个工作周期中测速探测器与测温探测器之间的温差变化,结果如图10所示(图10中,红色曲线为测速探测器开始加热直至温度升高到设定阈值温度的过程,为探测器升温阶段tup,其积分面积视为加热面积SH;蓝色曲线为测速探测器温度超过阈值温度直至温度降低至工作周期结束的过程,为探测器跨越阶段tcross和降温阶段tdown的组合,其积分面积视为冷却面积SC)。系统的工作周期为60 s,温度采样间隔为0.5 s,因此一个工作周期的采样数量为120个。

    图  10  不同流量条件下测速探测器与流体之间温差变化
    Figure  10.  Variation of temperature difference between velocity detector and fluid under different flow rates

    图10可以看出,随着流量增大,峰值温度、到达阈值温度的时刻、加热面积与冷却面积等方面均发生了变化,具体表现在:1)无流体流动的条件下,阈值温度到达时刻约在采样点序号16处,随着流量增大,阈值温度到达时刻的序号后移,例如在流量为6~30 m3/d时,阈值温度到达时刻的序号分别为23,24,24,25和25。这表明阈值温度到达时刻与低流量存在一定的单调相关性,但随着流量增大,这种关系逐渐减弱。2)峰值温度随着流量增大呈单调递减规律,但这一规律并不明显,例如流量分别为12和18 m3/d时的峰值温度分别为12 994和12 665,二者相差很小。因此,利用峰值温度来测量流量不能获得良好的分辨率。3)采用时域分段积分的方法计算曲线的加热面积和冷却面积,可见加热面积与流量呈单调递增趋势,冷却面积与流量呈单调递减趋势(见图10(a)—图10(e)右上角图例中数值)。这表明,时域分段积分法可以从曲线的微小变化趋势中提取流量信息,能够充分利用探测器在加热和冷却过程中与周围流体的强迫对流热交换效应,较好地解决了低流量测量的难题。

    为了进一步测试热传导时域积分法的有效性和分辨率,在0~30 m3/d范围内按照2 m3/d间隔进行流量试验,每个流量条件下重复3次,每次连续采集20个样本,得到不同流量条件下系统计算的F平均值及其误差(见表1)。根据表1中的试验数据,绘制得到F与实际流量的关系曲线及误差波动范围,如图11所示。

    表  1  系统流量测量结果分析
    Table  1.  Measurement results analysis of system flow rate
    流量/
    (m3·d−1
    F平均值F正向绝对误差F正向相对误差,%F负向绝对误差F负向相对误差,%
    002 3463 807
    2150 3101 5731.0473 0842.052
    4247 0431 9280.7802 8731.163
    6289 2532 1560.7451 4920.516
    8303 1193 1941.0541 7870.590
    10315 1523 2231.0232 8950.919
    12325 8782 4380.7482 3360.717
    14334 1522 1750.6511 6500.494
    16343 1041 2580.3672 6440.771
    18351 1042 2460.6402 0350.580
    20358 7612 0440.5701 3590.379
    22365 9201 5960.4361 9790.541
    24371 1611 7610.4742 2020.593
    26376 0532 0400.5422 1070.560
    28380 2792 1940.5771 3170.346
    30384 9991 2750.3311 9280.501
    下载: 导出CSV 
    | 显示表格
    图  11  F值与流量关系曲线
    Figure  11.  Relationship between F value and flow rate

    图11可以看出:F值与流量之间呈良好的单调递增关系,0~6 m3/d超低流量区间的曲线斜率较大,6~30 m3/d流量区间二者近似呈线性关系,这与理论分析基本一致;系统测量误差在−2.05%~1.05%范围内波动,说明系统测量误差较小,重复性极好;从分辨率角度看,单位流量系统正负向误差的平均值约为2 500,考虑流体湍流、探测器倾斜等不利因素和系统的冗余量,合理假设系统单位流量的最小分辨单位为平均误差的2倍,约为5 000,则根据曲线的斜率可以计算得到,系统在0~6 m3/d超低流量区间的分辨率可达0.5 m3/d;随着流量增大(6~30 m3/d),系统的灵敏度会有所降低,但分辨率仍然能够达到1.0 m3/d。

    1)从信号与系统的角度研究流量探测器在加热和冷却阶段内部温度变化特性与周围流体流速之间的变化关系,建立了热传导时域积分特性与流量之间的数学模型,针对传统恒功率和恒温差热式流量计在井下流量测量中的不足,提出了基于热传导时域积分的井下流量测量方法。

    2)试验研究结果表明,该方法能够稳定有效地检测流体的流量,在0~6 m3/d超低流量条件下的分辨率可达0.5 m3/d,在6~30 m3/d流量条件下的分辨率为1.0 m3/d。

    3)测量过程中阈值温度的设置极为关键,若阈值温度设置过高,会导致测速探测器产生热量累积,从而引起系统测量误差;若阈值温度设置过低,会导致测速探测器温度变化幅度小,从而引起系统分辨率降低。因此,阈值温度是下一阶段研究的问题之一。

  • [1] 曹嫣镔,刘冬青,唐培忠,等.泡沫体系改善草20区块多轮次吞吐热采开发效果技术研究[J].石油钻探技术,2006,34(2):65-68. CAO Yanbin,LIU Dongqing,TANG Peizhong,et al.Improving multiple steam stimulation effects with foam fluids in the Cao-20 Block[J].Petroleum Drilling Techniques,2006,34(2):65-68.
    [2] 尉雪梅.稠油蒸汽吞吐辅助层内水热催化裂解数值模拟研究[J].石油钻探技术,2015,43(3):103-108. WEI Xuemei.Numerical simulation of steam huff-and-puff assisted catalytic aquathermolysis on heavy oil[J].Petroleum Drilling Techniques,2015,43(3):103-108.
    [3] 张红玲,张琪,刘秋杰.水平井蒸汽吞吐生产动态研究[J].石油钻探技术,2002,30(1):56-58. ZHANG Hongling,ZHANG Qi,LIU Qiujie.Study on transient performance for horizontal well with steam stimulation[J].Petroleum Drilling Techniques,2002,30(1):56-58.
    [4] 佟琳,张国军,康爱红.不同助排方式改善蒸汽吞吐效果实验及数值模拟[J].油气地质与采收率,2015,22(2):93-97. TONG Lin,ZHANG Guojun,KANG Aihong.Experiment of steam stimulation effect improved by different assisted methods and its numerical simulation[J].Petroleum Geology and Recovery Efficiency,2015,22(2):93-97.
    [5] 王代流.多层合采稠油油藏蒸汽吞吐后期油藏物性特征:以孤岛油田中二中Ng5砂层组为例[J].油气地质与采收率,2013,20(3):68-71. WANG Dailiu.The study of physical properties characteristics after mature steam stimulation in multi-layer heavy oil reservoir:taking Zhongerzhong Ng5 in Gudao Oilfield as an example[J].Petroleum Geology and Recovery Efficiency,2013,20(3):68-71.
    [6] 吴晓东,张玉丰,刘彦辉.蒸汽吞吐井注汽工艺参数正交优化设计[J].石油钻探技术,2007,35(3):1-4. WU Xiaodong,ZHANG Yufeng,LIU Yanhui.Steam stimulated wells gas injection orthogonal optimization design[J].Petroleum Drilling Techniques,2007,35(3):1-4.
    [7] 刘东.热采水平井加热半径计算新模型[J].中国海上油气,2015,27(3):84-90. LIU Dong.A new model for calculating heating radius of thermal recovery horizontal wells[J].China Offshore Oil and Gas,2015,27(3):84-90.
    [8] 何聪鸽,范子菲,许安著,等.裂缝性稠油油藏蒸汽吞吐产能预测模型[J].地质科技情报,2016,35(4):98-102. HE Congge,FAN Zifei,XU Anzhu,et al.A model for productivity prediction of fractured heavy oil reservoir in cyclic steam stimulation[J].Geological Science and Technology Information,2016,35(4):98-102.
    [9] 刘春泽,程林松,刘洋,等.水平井蒸汽吞吐加热半径和地层参数计算模型[J].石油学报,2008,29(1):101-105. LIU Chunze,CHENG Linsong,LIU Yang,et al.Calculating models for heating radius of cyclic steam stimulation and formation parameters in horizontal well after soaking[J].Acta Petrolei Sinica,2008,29(1):101-105.
    [10] 倪学锋,程林松.水平井蒸汽吞吐热采过程中水平段加热范围计算模型[J].石油勘探与开发,2005,32(5):108-112. NI Xuefeng,CHENG Linsong.Calculating models for heating area of horizontal wellbore in steam stimulation[J].Petroleum Exploration and Development,2005,32(5):108-112.
    [11]

    MARX J W,LANGENHEIM R H.Reservoir heating by hot fluid injection[J].Petroleum Transactions,AIME,1959,216:312-315.

    [12]

    WILLMAN B T,VALLEROY V V,RUNERG G W,et al.Laboratory studies of oil recovery by steam injection[J].Journal of Petroleum Technology,1961,13(7):681-690.

    [13]

    MANDL G,VOLEK C W.Heat and mass transport in steam-drive processes[J].SPE Journal,1969,9(1):59-79.

    [14] 何聪鸽,穆龙新,许安著,等.稠油油藏蒸汽吞吐加热半径及产能预测新模型[J].石油学报,2015,36(12):1564-1570. HE Congge,MU Longxin,XU Anzhu,et al.A new model of steam soaking heating radius and productivity prediction for heavy oil reservoirs[J].Acta Petrolei Sinica,2015,36(12):1564-1570.
    [15] 侯健,陈月明.一种改进的蒸汽吞吐产能预测模型[J].石油勘探与开发,1997,24(3):53-56. HOU Jian,CHEN Yueming.An improved steam soak predictive model[J].Petroleum Exploration and Development,1997,24(3):53-56.
    [16] 曹建,蒲万芬,赵金洲,等.蒸气吞吐井产能预测方法[J].天然气工业,2006,26(3):98-99. CAO Jian,PU Wanfen,ZHAO Jinzhou,et al.Prediction of deliverability of huff and puff well[J].Natural Gas Industry,2006,26(3):98-99.
    [17] 杨戬,李相方,陈掌星,等.考虑稠油非牛顿性质的蒸汽吞吐产能预测模型[J].石油学报,2017,38(1):84-90. YANG Jian,LI Xiangfang,CHEN Zhangxing,et al.A productivity prediction model for cyclic steam stimulation in consideration of non-Newtonian characteristics of heavy oil[J].Acta Petrolei Sinica,2017,38(1):84-90.
    [18] 赖令彬,潘婷婷,秦耘,等.考虑蒸汽超覆的蒸汽驱地层热损失率计算方法[J].西北大学学报(自然科学版),2014,44(1):104-110. LAI Lingbin,PAN Tingting,QIN Yun,et al.A calculation method for heat loss considering steam overlap in steam flooding[J].Journal of Northwest University(Natural Science Edition),2014,44(1):104-110.
    [19]

    VAN LOOKEREN J.Calculation methods for linear and radial steam flow in oil reservoirs[J].Society of Petroleum Engineers Journal,1983,23(3):427-439.

    [20] 刘文章.稠油注蒸汽热采工程[M].北京:石油工业出版社,1997:64-133. LIU Wenzhang.Steam injection for heavy oil thermal recovery[M].Beijing:Petroleum Industry Press,1997:64-133.
    [21] 陈月明.注蒸汽热力采油[M].东营:石油大学出版社,1996:64-125. CHEN Yueming.Steam injection and thermal production[M].Dongying:China University of Petroleum Press,1996:64-125.
  • 期刊类型引用(7)

    1. 蔡楚楚,王江帅,付盼,邓嵩,殷文. 盐穴储气库老井封堵界面胶结强度试验研究. 石油机械. 2024(07): 93-97 . 百度学术
    2. 刘东伟. 浅谈海上油田修井技术现状. 中国石油和化工标准与质量. 2023(16): 92-94 . 百度学术
    3. 李鑫羽,周洪云,王蕾琦,孙鸿,韩磊,袁万鑫. 套管锻铣技术在柯20井储气库建井的应用. 钻探工程. 2023(06): 129-135 . 百度学术
    4. 付盼,王江帅,刘天恩,夏焱,邓嵩,唐政. 老井封堵段水泥塞-地层界面剥离失效数值模拟. 新疆石油天然气. 2023(04): 69-74 . 百度学术
    5. 郭科佑,李宁,项春芬,贺越腾,白延锋,董宏政,王帅. 大尺寸套管套铣鞋结构优化设计及应用. 钻采工艺. 2022(03): 109-113 . 百度学术
    6. 李复兴. 阿尔及利亚OMG723侧钻小井眼短半径水平井技术. 钻采工艺. 2020(06): 31-34+7-8 . 百度学术
    7. 张传凤. 金坛盐井套管锻铣关键技术研究与应用. 地质学刊. 2019(04): 696-700 . 百度学术

    其他类型引用(0)

计量
  • 文章访问数:  4311
  • HTML全文浏览量:  83
  • PDF下载量:  3692
  • 被引次数: 7
出版历程
  • 收稿日期:  2017-11-05
  • 修回日期:  2018-01-07
  • 刊出日期:  1899-12-31

目录

/

返回文章
返回