雄安新區(qū)地?zé)峋S套管閉式循環(huán)取熱技術(shù)研究

宋先知，張逸群，李根生，李瑞霞，于?超，李敬彬，郭嘯峰

雄安新區(qū)地?zé)峋S套管閉式循環(huán)取熱技術(shù)研究

宋先知1，張逸群1，李根生1，李瑞霞2，于?超1，李敬彬1，郭嘯峰2

(1. 中國石油大學(xué)(北京)油氣資源與探測國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 102249；2. 中國石化集團(tuán)新星石油有限責(zé)任公司，北京 100083)

地?zé)崮苁且环N含量豐富、成本相對低廉且分布廣泛的可再生能源．雄安新區(qū)地?zé)醿α控S富，亟需高效取熱的技術(shù)．地?zé)峋S套管閉式循環(huán)取熱技術(shù)是一種適用于中深層地?zé)?、兼具換熱效率高和“取熱不取水”等優(yōu)點(diǎn)的新型地?zé)衢_發(fā)模式．單井同軸套管閉式換熱系統(tǒng)由鉆入地?zé)岬貙又械拇怪本约熬仓谐释S位置關(guān)系的中心管組成．在此系統(tǒng)中，循環(huán)工質(zhì)從地面通過高壓泵被注入環(huán)空，通過熱對流和熱傳導(dǎo)從井壁提取熱量，然后通過中心管返回地面流經(jīng)熱交換器被利用．本文針對雄安新區(qū)地?zé)醿?，首先完成同軸套管保溫結(jié)構(gòu)、高導(dǎo)熱水泥的設(shè)計(jì)與研發(fā)；然后根據(jù)設(shè)計(jì)結(jié)果，對地?zé)醿幼畲螽a(chǎn)能、井下?lián)Q熱系統(tǒng)取熱效率及關(guān)鍵參數(shù)的影響規(guī)律進(jìn)行了數(shù)值模擬研究；最后在研究基礎(chǔ)上，開展同軸套管閉式循環(huán)取熱技術(shù)的現(xiàn)場試驗(yàn)，完成針對中低溫地?zé)豳Y源的同軸套管閉式循環(huán)取熱技術(shù)研究及分析，并基于現(xiàn)場情況對不同熱儲條件和保溫結(jié)構(gòu)進(jìn)行了經(jīng)濟(jì)性分析．研究結(jié)果表明，地?zé)峋S套管閉式循環(huán)取熱技術(shù)可以滿足對中深層地?zé)崮艿拈_發(fā)需求，設(shè)計(jì)的保溫結(jié)構(gòu)和高導(dǎo)熱水泥對取熱供熱有積極作用，形成了包括井身結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)、保溫結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)、井下高效取熱裝置開發(fā)等在內(nèi)的地?zé)峋咝嵬暾夹g(shù)體系．

地?zé)崮?；同軸套管換熱器；保溫結(jié)構(gòu)；數(shù)值模擬；現(xiàn)場試驗(yàn)；可行性分析

地?zé)崮苋∽缘貧ぃ怯傻叵赂邷厝蹘r通過對距離地面1～5km處的地下水進(jìn)行涌動(dòng)加熱而形成的能源[1]．我國地?zé)豳Y源占全球資源總量的比例約為8%，且廣泛分布在中西部地區(qū)，超過了全國地?zé)豳Y源總量的70%，地?zé)豳Y源非常豐富[2]．中國在地?zé)豳Y源的直接利用方面連續(xù)多年居世界前列．近年來，地?zé)峁┡诰┙蚣降貐^(qū)推廣使用．特別是雄安新區(qū)的雄縣地區(qū)，城區(qū)利用地?zé)峒泄嵋鸦緦?shí)現(xiàn)全覆蓋，堪稱全國首座“無煙城”，形成了業(yè)界發(fā)力推廣和復(fù)制的“雄縣模式”．

對于地?zé)豳Y源的開采，最常見的方法是直接采水取熱．但這種方法具有局限性，并且地下水的采出可能會引起一系列的問題，比如地下水位下降和地層塌陷等問題．國家“十三五”規(guī)劃提倡“取熱不取水”的方式開發(fā)利用地?zé)豳Y源，單井同軸套管閉式換熱系統(tǒng)完美契合該倡議．該系統(tǒng)實(shí)現(xiàn)了“取熱不取水”，避免了低滲地層的回灌限制以及對地下水和地層的污染．同時(shí)，該換熱系統(tǒng)主要通過地層水的強(qiáng)制對流、環(huán)空內(nèi)管的自然對流和井筒與地層的熱傳導(dǎo)進(jìn)行換熱，這種傳熱方式的效果在很大程度上優(yōu)于地埋式熱泵系統(tǒng)中通過土壤傳熱的效果．除此之外，該換熱系統(tǒng)通過整個(gè)與地層接觸的區(qū)域進(jìn)行換熱，換熱面積遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于單井U型管井下?lián)Q熱系統(tǒng)，且通過國外學(xué)者如Acu?a等[3]以及Wood等[4]的研究，證明同軸套管系統(tǒng)的壓耗和使用成本均比U型管系統(tǒng)低．因此，綜合適用范圍、取熱效率及環(huán)境保護(hù)等多種因素考慮，多數(shù)情況下單井同軸套管閉式換熱系統(tǒng)是進(jìn)行地?zé)衢_采的最佳選擇.

自20世紀(jì)80年代美國的Horne[5]教授第1次提出單井同軸套管閉式換熱系統(tǒng)以來，國內(nèi)外學(xué)者對單井同軸型換熱系統(tǒng)的理論模型及應(yīng)用進(jìn)行了大量研究[6-15]，主要包括循環(huán)方式及取熱影響因素等方面. 前人證明反循環(huán)可獲得比正循環(huán)更大的取熱功率，較大的地溫梯度、溫差、中心管熱阻、水泥導(dǎo)熱系數(shù)和流量可以提高取熱功率．國內(nèi)外學(xué)者在系統(tǒng)應(yīng)用方面也進(jìn)行了大量的探究，利用廢棄油氣井改造為地?zé)峋艿皆S多研究者的關(guān)注[16-26]，由于廢棄油氣井較多，改造費(fèi)用比新鉆井低得多，因此具有較高可行性.

前人的工作對地?zé)峋S套管閉式循環(huán)取熱技術(shù)的發(fā)展做出了重要貢獻(xiàn)，但是目前研究內(nèi)容主要集中在單井換熱系統(tǒng)的理論研究，缺乏一整套理論和現(xiàn)場相結(jié)合的技術(shù)體系，因此有必要開發(fā)一種地?zé)峋S套管閉式循環(huán)取熱綜合技術(shù)用于地?zé)衢_采．本文針對雄安新區(qū)地?zé)醿?，首先完成保溫結(jié)構(gòu)、高導(dǎo)熱水泥的設(shè)計(jì)與研發(fā)；然后根據(jù)設(shè)計(jì)結(jié)果，對地?zé)醿幼畲螽a(chǎn)能、井下?lián)Q熱系統(tǒng)取熱效率及關(guān)鍵參數(shù)的影響規(guī)律進(jìn)行了研究；最后在研究基礎(chǔ)上，開展地?zé)峋S套管閉式循環(huán)取熱技術(shù)的現(xiàn)場試驗(yàn)，完成針對中深層地?zé)豳Y源的單井取熱供熱可行性研究．

1?技術(shù)方案

1.1?單井同軸套管閉式換熱系統(tǒng)取熱機(jī)理

地?zé)釂尉S套管閉式換熱系統(tǒng)由鉆入地?zé)岬貙又械拇怪本约熬仓谐释S位置關(guān)系的中心管組成．系統(tǒng)的換熱過程如圖1所示．在此系統(tǒng)中，將循環(huán)工質(zhì)從地面通過高壓泵注入環(huán)空，由于溫度差異，環(huán)空中的循環(huán)工質(zhì)通過熱對流和熱傳導(dǎo)從井壁提取熱量，然后通過中心管返回地面，流經(jīng)熱交換器被利用．循環(huán)工質(zhì)在軸向流動(dòng)方向會發(fā)生熱對流．環(huán)空和地層之間由套管和水泥分隔，并在其內(nèi)部發(fā)生熱傳導(dǎo)．除此之外，在換熱工質(zhì)與周圍地層的溫差驅(qū)動(dòng)下，井筒與儲層之間的熱對流和熱傳導(dǎo)可以彌補(bǔ)井筒周圍的熱損耗，而且地層水的流動(dòng)可以加快熱傳導(dǎo)過程．由循環(huán)工質(zhì)提取出的地?zé)崮茉纯梢酝ㄟ^換熱器應(yīng)用于供暖或發(fā)電．

圖1?單井同軸套管閉式換熱系統(tǒng)示意

1.2?保溫結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

為了降低內(nèi)管中流體熱損失，提高換熱效率，設(shè)計(jì)研制了雙層保溫管[27]，主要包括鋼管、外管短節(jié)、底封、內(nèi)管短節(jié)和保溫短節(jié)．其中鋼管分為內(nèi)管與外管，可在兩者之間形成環(huán)空．具體結(jié)構(gòu)如圖2所示．

圖2?雙層真空保溫管結(jié)構(gòu)

首先將外管短節(jié)上端與鋼管相連，同時(shí)將底封與外管短節(jié)坐封，形成密閉空間，并將該外管管柱下入井中，到達(dá)預(yù)計(jì)位置后將其固定在井口位置．然后將其內(nèi)管短節(jié)從外部鋼管中逐漸下入，在內(nèi)外鋼管之間形成充滿空氣的環(huán)空．接著將內(nèi)管逐漸下入到外管短節(jié)位置，通過密封件密封，防止水流進(jìn)入內(nèi)外管之間的環(huán)空．繼續(xù)下入內(nèi)管，當(dāng)內(nèi)管短節(jié)到達(dá)底封位置，打開底封，繼續(xù)下入直至錐形面重合，實(shí)現(xiàn)有效坐封，對內(nèi)管進(jìn)行固定．此時(shí)，內(nèi)管與井筒連通，形成了水流通路．最后將保溫短節(jié)與外管相連接，在保溫短節(jié)的側(cè)面存在抽真空接口，可與真空泵相連接．通過以上措施，形成全尺寸空氣環(huán)空，干燥空氣的導(dǎo)熱系數(shù)為0.023W/(m·℃)，可以實(shí)現(xiàn)有效的隔熱保溫．但是從傳導(dǎo)散熱的角度考慮，在井口安裝保溫短節(jié)，并通過真空泵將內(nèi)外管環(huán)空中的氣體抽出形成真空，實(shí)現(xiàn)全尺寸的真空保溫，極大地降低了回水過程中的熱損失，提高了取熱功率．

根據(jù)不同的保溫需求，現(xiàn)場可以綜合考慮保溫效果及成本等因素，選擇不同的保溫管長度．

1.3?高導(dǎo)熱水泥

在套管和儲層中間有一層固井水泥，它是儲層和套管換熱的媒介，水泥和地?zé)醿又苯咏佑|，通過熱傳導(dǎo)將熱量傳遞給套管，因此水泥導(dǎo)熱系數(shù)對整個(gè)換熱過程的影響不可忽視．筆者設(shè)計(jì)了一種地?zé)峋畬?dǎo)熱型固井水泥，對水泥石進(jìn)行了導(dǎo)熱系數(shù)、抗壓強(qiáng)度、孔隙度等參數(shù)的測定，并對其進(jìn)行電鏡掃描檢測，研究了影響地?zé)峋畬?dǎo)熱型固井水泥石導(dǎo)熱系數(shù)的關(guān)鍵因素．得到了以下結(jié)論．

(1) 環(huán)境溫度影響地?zé)峋畬?dǎo)熱型固井水泥石的導(dǎo)熱系數(shù)．環(huán)境溫度越高，地?zé)峋畬?dǎo)熱型固井水泥石導(dǎo)熱系數(shù)越低．

(2) 石墨的高導(dǎo)熱性能、水泥石的孔隙度是影響水泥石導(dǎo)熱系數(shù)的主要因素，一方面石墨的高導(dǎo)熱性能可以提高水泥石導(dǎo)熱系數(shù)，另一方面石墨增加導(dǎo)致孔隙度增大，進(jìn)而降低了水泥石導(dǎo)熱系數(shù)．石墨的含量從0增加到0.05時(shí)，石墨的導(dǎo)熱性能起主要作用，水泥石導(dǎo)熱系數(shù)增大；石墨的含量從0.05增加到0.20時(shí)，孔隙的隔熱效果起主要作用，水泥石導(dǎo)熱系數(shù)降低，如圖3所示．鐵的含量從0增加到0.20，鐵的高導(dǎo)熱性能和孔隙度的減小共同提高了水泥石的導(dǎo)熱系數(shù)．銅的含量從0增加到0.20，銅的高導(dǎo)熱性能和孔隙度的減小共同提高了水泥石的導(dǎo)熱系數(shù)．

(3) 石墨、鐵、銅的含量從0增加到0.20時(shí)，水泥石的抗壓強(qiáng)度都在降低．在滿足水泥石抗壓強(qiáng)度提高水泥石導(dǎo)熱系數(shù)的條件下，建議石墨的添加比例在0～0.15之間，鐵的添加比例在0～0.20之間，銅的添加比例在0～0.20之間．

圖3?水泥石導(dǎo)熱系數(shù)隨石墨含量的變化

1.4?井下溫度監(jiān)測技術(shù)

為測試單井同軸套管閉式換熱系統(tǒng)取熱過程中井筒內(nèi)溫度分布規(guī)律，本文設(shè)計(jì)了固定直讀式和移動(dòng)直讀式兩種溫度測試方案，分別如圖4和圖5所示．對于固定直讀式測溫方案，該系統(tǒng)可同時(shí)下入多根熱電偶電纜，分別對內(nèi)外管的不同層位進(jìn)行監(jiān)測，用于生產(chǎn)中的井下狀況長期監(jiān)測，一次下井可以連續(xù)工作至少18個(gè)月，監(jiān)測溫度數(shù)據(jù)，避免了間斷監(jiān)測的數(shù)據(jù)的不連貫性，對生產(chǎn)方案調(diào)整及開發(fā)規(guī)劃提供了有力的數(shù)據(jù)支持．而移動(dòng)式測溫方案，通過地面測井車電纜滾筒運(yùn)動(dòng)，帶動(dòng)井下監(jiān)測儀移動(dòng)，可以監(jiān)測不同深度的溫度數(shù)據(jù)．該方案可以測得多個(gè)測點(diǎn)，得到井筒的溫度剖面，并且測試簡便，操作簡單．

圖4?固定直讀式實(shí)時(shí)溫度測試方案示意

圖5?移動(dòng)直讀式實(shí)時(shí)溫度測試方案示意

2?數(shù)值模擬

2.1?單井同軸套管閉式換熱系統(tǒng)流動(dòng)傳熱模型

2.1.1?環(huán)空和中心管中流體流動(dòng)傳熱方程

在該模型中，采用非等溫管流來描述環(huán)空和中心管中換熱工質(zhì)的流動(dòng)和傳熱過程．按照實(shí)際幾何特征進(jìn)行建模與數(shù)值模擬，相關(guān)的守恒等式為

當(dāng)計(jì)算環(huán)空中的流量時(shí)，引入水力直徑代替環(huán)空的內(nèi)徑p，即

式中：eq為水力直徑，m；1為環(huán)空內(nèi)徑，m；2表示環(huán)空外徑，m．

2.1.2?地?zé)醿又辛黧w流動(dòng)傳熱方程

在地?zé)醿又?，考慮到儲層巖石與地?zé)崃黧w之間的局部熱平衡假設(shè)，則有

式中：為儲層的孔隙度；s為儲層巖石的密度，kg/m3；s為儲層巖石的熱容量，J/(kg·℃)．

一般來說，地?zé)醿又械牧黧w流動(dòng)可由達(dá)西定律來描述，動(dòng)量方程和質(zhì)量守恒方程為

2.2?模型假設(shè)及初始值

本文建立了考慮井筒和儲層流體流動(dòng)傳熱過程的三維非穩(wěn)態(tài)數(shù)值模型．在該模型中，包括套管、水泥和巖石在內(nèi)的固體部分被認(rèn)為是均勻、各向同性的．此外，它們的熱物理性質(zhì)恒定且與溫度無關(guān)．地下水流的方向?yàn)檠厮椒较蛄鲃?dòng)．利用非等溫管流模型對環(huán)空和內(nèi)管中流體的流動(dòng)進(jìn)行描述．模型中忽略了循環(huán)工質(zhì)的徑向流動(dòng)，使用一維模型模擬管道流動(dòng)剖面．

此模型使用河北省雄安新區(qū)地?zé)崽镏械囊豢诘責(zé)岣脑炀M(jìn)行驗(yàn)證．所選地?zé)峋捎米灾髟O(shè)計(jì)的保溫技術(shù)．相關(guān)熱物性參數(shù)見表1．考慮到改造成本和生產(chǎn)利潤，此井的設(shè)計(jì)為半保溫．筆者在井中進(jìn)行了一系列的取熱實(shí)驗(yàn)．在本研究中，默認(rèn)參數(shù)基于地?zé)崽锏膶?shí)際數(shù)據(jù)，具體參數(shù)如表2所示．對于井筒中的工作流體，初始溫度被認(rèn)為與地層溫度相同．地溫梯度為0.027℃/m，井底初始溫度為57℃．此外，儲層基質(zhì)中原始地下水流速度約為40m/a，平均孔隙度為0.2．從現(xiàn)場條件來看，入口溫度和流量分別保持在9℃和23m3/h．此外，在儲層邊界處無流動(dòng)，模型的頂部和底部邊界被認(rèn)為是絕熱表面．考慮到中國北方的采暖期，筆者設(shè)定模型的生產(chǎn)時(shí)間為120d.

表1?相關(guān)物性參數(shù)

Tab.1?Related physical parameters

表2?模擬案例的默認(rèn)參數(shù)

Tab.2?Default parameters for simulation cases

2.3?模型網(wǎng)格劃分及無關(guān)性驗(yàn)證

在此模型中，通過三維建模對周圍儲層中的傳熱和其中熱流體的流動(dòng)進(jìn)行模擬．在井筒模型的建立中，使用非等溫管流模型模擬環(huán)空和保溫中心管內(nèi)的流體流動(dòng)傳熱過程，其中環(huán)空和內(nèi)管用一維直線表示．該模型由兩個(gè)域組成，即三維域和一維域，它們通過()項(xiàng)進(jìn)行耦合．在COMSOL軟件中，可以使用耦合運(yùn)算符來完成該操作，該運(yùn)算符可以將變量從源域映射到具有不同維度的目標(biāo)域．一維域環(huán)空和內(nèi)管模型的建立也采用相同的方法，這樣可以減少計(jì)算時(shí)間并確保計(jì)算精度，如圖6所示．

圖6?模型耦合過程

對于模擬網(wǎng)格的劃分，本文采用掃掠網(wǎng)格的方法，如圖7所示．在源表面(上表面)上使用三角形網(wǎng)格進(jìn)行劃分，然后沿著軸向掃描網(wǎng)格到相對的目標(biāo)表面(底表面)以產(chǎn)生三棱柱單元．在網(wǎng)格的劃分中，為了避免邊界效應(yīng)，要對頂部和底部邊界附近的網(wǎng)格進(jìn)行細(xì)化．

圖7?數(shù)值模擬網(wǎng)格劃分方案

為了確保模擬結(jié)果與網(wǎng)格數(shù)無關(guān)，筆者計(jì)算出具有不同網(wǎng)格數(shù)的單井同軸閉式地?zé)嵯到y(tǒng)的出口溫度，如圖8所示．根據(jù)圖8可以得出，隨著網(wǎng)格數(shù)的增加，計(jì)算時(shí)間急劇增加．當(dāng)網(wǎng)格數(shù)超過52000時(shí)，出口溫度幾乎保持不變．但是，當(dāng)網(wǎng)格數(shù)小于30000時(shí)，不同網(wǎng)格數(shù)對應(yīng)的模擬結(jié)果完全不同．因此，考慮到計(jì)算時(shí)間和精度，在以下研究中劃分網(wǎng)格數(shù)為52000的模擬是合理的．

圖8?不同網(wǎng)格數(shù)所對應(yīng)的出口溫度及計(jì)算時(shí)間

2.4?溫度場分析

圖9是120d之后的垂直溫度剖面和底部溫度剖面．120d時(shí)，影響半徑達(dá)到約10m．這表明與儲層直徑相比，該井的波及范圍很小，這證明了所選計(jì)算區(qū)域是合理的．而且，這表明熱傳遞主要發(fā)生在徑向上．在井眼周圍存在低溫區(qū)域，該低溫區(qū)域隨著生產(chǎn)時(shí)間的增加而緩慢變大．由于地下水流動(dòng)，底面溫度分布并不完全對稱．

模型還針對系統(tǒng)采取不保溫、半保溫(900m保溫管)以及全保溫的情況，分析了井內(nèi)溫度分布，如圖10所示．在全保溫條件下，環(huán)空中流體的溫度隨井深近似呈線性增加，出口溫度僅比井底溫度略高，這是因?yàn)樵谒戏颠^程中保溫管的絕熱層可以隔絕環(huán)空和中心管中流體之間的熱量交換，而井內(nèi)流體和管道壁之間的摩擦使得中心管內(nèi)溫度略微升高．但是，井筒中流體的溫度在不保溫條件下會急劇變化，這表明中心管和環(huán)空內(nèi)流體之間的換熱很強(qiáng)，這對流體從地?zé)醿又刑崛崃渴遣焕模郯残聟^(qū)熱儲屬于中深層地?zé)豳Y源，用于開采地?zé)岬木话爿^深，因此考慮到現(xiàn)場施工的成本以及經(jīng)濟(jì)效益，一般采用半保溫的措施．

圖9?120d時(shí)井底溫度剖面及垂直溫度分布

圖10?120d時(shí)井內(nèi)流體溫度分布曲線

2.5?敏感性分析及產(chǎn)能預(yù)測

前人已經(jīng)針對不同的儲層參數(shù)對取熱效果的影響進(jìn)行了大量的分析，而在確定的儲層條件下，不同的工藝參數(shù)對換熱效率的影響不同．本文針對雄安新區(qū)西柳村某地?zé)峋緮?shù)據(jù)，對保溫管長度、流量、入口溫度等工藝參數(shù)進(jìn)行分析及優(yōu)選，對下一步現(xiàn)場試驗(yàn)進(jìn)行理論指導(dǎo)．

2.5.1?保溫管長度

保持其他參數(shù)不變，改變保溫管的長度，計(jì)算得到出口溫度和取熱功率隨保溫管長度的變化曲線，如圖11所示．

由圖11可以看出，出口溫度和取熱功率均會隨保溫管長度增加而增大，保溫管長度對取熱效果有顯著影響．這是因?yàn)楸毓艿慕^熱層會阻礙管內(nèi)流體向環(huán)空散熱，增強(qiáng)換熱效果．當(dāng)保溫管長度為0～900m時(shí)，出口溫度迅速增加；當(dāng)保溫管長度超過900m后，出口溫度的增加逐漸放緩．因此，考慮到現(xiàn)場實(shí)際情況，采取半保溫措施(保溫管長度900m)是較為合理的．但是若要取得更好的取熱效果，增加保溫管長度是必要的．

圖11 出口溫度與取熱功率隨保溫管長度的變化曲線

2.5.2?流體流量

保持其他參數(shù)不變，改變流體流量，計(jì)算得到10～50m3/h條件下的出口溫度隨流體流量的變化曲線與取熱功率隨流體流量的變化曲線如圖12所示．

圖12 在不同流量條件下出口溫度與取熱功率隨時(shí)間的變化曲線

由圖12可知，在生產(chǎn)初期的7d內(nèi)，取熱功率和出口溫度均迅速降低，這是由于流體和儲層之間的初始溫差較大并且井筒附近無法得到及時(shí)的熱補(bǔ)償；在60d后會進(jìn)入穩(wěn)產(chǎn)區(qū)，此時(shí)的出口溫度和取熱功率都趨于穩(wěn)定，因此按照120d時(shí)的計(jì)算結(jié)果對產(chǎn)能及經(jīng)濟(jì)效益進(jìn)行評價(jià)比較合理．

出口溫度與取熱功率隨流量變化如圖13所示，隨著流量的增加，出口溫度先降低，然后升高，流量臨界值為35m3/h，出口功率則是隨著流量的增大逐漸增大．這是因?yàn)橐环矫?，由于通過相同直徑的管段的較高的體積流量導(dǎo)致較高的流速，因此減少了工質(zhì)與儲層之間的傳熱時(shí)間，從而降低了出口溫度．另一方面，體積流量的增加導(dǎo)致流量的增加，從而增加了管道流量的雷諾數(shù)．這將增強(qiáng)流動(dòng)的湍流強(qiáng)度，從而促進(jìn)管道中工作流體的強(qiáng)制對流傳熱，增加了工質(zhì)與管壁之間的摩擦，從而提高了出口溫度．而流量增加，工質(zhì)與管壁之間的摩擦?xí)鰪?qiáng)，這樣會導(dǎo)致循環(huán)壓耗增加，從而導(dǎo)致生產(chǎn)成本急劇增加．因此現(xiàn)場可以根據(jù)所需的出口溫度和成本來確定合理流量．

圖13?出口溫度與取熱功率隨流量變化曲線

2.5.3?入口溫度

出口溫度與取熱功率隨入口溫度的變化如圖14所示，隨著入口溫度的提高，出口溫度線性增加，取熱功率線性降低．根據(jù)計(jì)算結(jié)果，取熱功率曲線的斜率近似為-6.62kW/℃，表明入口溫度會顯著影響系統(tǒng)取熱效果．因此為了提高系統(tǒng)產(chǎn)能，根據(jù)實(shí)際情況可以適當(dāng)降低入口溫度．而根據(jù)當(dāng)?shù)貤l件，水的入口溫度選用9℃．

圖14?出口溫度與取熱功率隨入口溫度變化曲線

2.5.4?水泥導(dǎo)熱系數(shù)

保持其他參數(shù)不變，改變固井水泥的導(dǎo)熱系數(shù)，計(jì)算得到0.1～1.2W/(m·℃)下的出口溫度隨水泥導(dǎo)熱系數(shù)的變化曲線與取熱功率隨水泥導(dǎo)熱系數(shù)的變化曲線如圖15所示．

圖15 出口溫度與取熱功率隨水泥導(dǎo)熱系數(shù)變化曲線

水泥的導(dǎo)熱系數(shù)和地層相比較低，這阻礙了井筒和地層之間的熱量傳遞，筆者系統(tǒng)分析了水泥導(dǎo)熱系數(shù)的影響．由圖15可知，水泥導(dǎo)熱系數(shù)對系統(tǒng)的取熱效果影響顯著．系統(tǒng)的出口溫度和取熱功率均隨水泥導(dǎo)熱系數(shù)先迅速提高，然后增速放緩，增速的臨界值為0.4W/(m·℃)．水泥導(dǎo)熱系數(shù)最大時(shí)的取熱功率相比最小時(shí)的取熱功率提高了114.63%．因此，在現(xiàn)場應(yīng)用具有較高導(dǎo)熱系數(shù)的固井水泥對系統(tǒng)取熱效果具有積極作用．

3?現(xiàn)場試驗(yàn)

3.1?試驗(yàn)前準(zhǔn)備

試驗(yàn)井位于河北省雄安新區(qū)，本是一口用于開采地?zé)崃黧w的直井，后來由于產(chǎn)能過低被廢棄．該地?zé)峋赉@深度2530m，成井深度2530m，目的層1800m溫度57℃，地溫梯度0.027℃/m．最大地層孔隙壓力梯度為1.1g/cm，位于1900m．

單井同軸套管閉式換熱系統(tǒng)現(xiàn)場試驗(yàn)的前期準(zhǔn)備工作包括試驗(yàn)場地的篩選、井身結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)和管柱強(qiáng)度校核、開發(fā)方案優(yōu)選、工藝參數(shù)設(shè)計(jì)和溫度測試方案設(shè)計(jì)，從鉆完井、開發(fā)和測試方面進(jìn)行了充分的設(shè)計(jì)，為現(xiàn)場試驗(yàn)的開展提供了理論指導(dǎo)，確保現(xiàn)場試驗(yàn)安全順利推進(jìn)．經(jīng)過前文分析，考慮到改造成本和生產(chǎn)成本，采用半保溫的結(jié)構(gòu)，即雙層保溫管長度900m．循環(huán)工質(zhì)選用水，根據(jù)數(shù)值模擬結(jié)果和現(xiàn)場實(shí)際條件選定的其他系統(tǒng)運(yùn)行參數(shù)如表3所示．

根據(jù)前文設(shè)計(jì)結(jié)果，下面按井深1900m進(jìn)行管柱強(qiáng)度校核．分別對雙層保溫管的內(nèi)外層管柱進(jìn)行校核，具體校核結(jié)果如表4所示．

表3?系統(tǒng)運(yùn)行參數(shù)

Tab.3?System parameters when working

表4?管柱校核結(jié)果

Tab.4?Design results of casing

做好管柱強(qiáng)度校核后對直井進(jìn)行改造，建立單井同軸閉式地?zé)嵯到y(tǒng)．在1800m處下入封隔器，并下入第2節(jié)設(shè)計(jì)的保溫管及井下測溫裝置．考慮到生產(chǎn)成本和適用性，本次試驗(yàn)選擇了固定直讀式測溫方案．該方案設(shè)計(jì)在入口、保溫管與井筒環(huán)空900m、保溫管內(nèi)900m、井底和出口5個(gè)位置處共布置5個(gè)測點(diǎn)，直徑4mm的電纜分別在900m和1800m處封裝2個(gè)測點(diǎn)，直徑3.5mm電纜在900m處封裝一個(gè)測點(diǎn)，然后將電纜與井口控制器相連．井口控制器溫度顯示精確到0.1℃，可用于生產(chǎn)數(shù)據(jù)的長期監(jiān)測．保溫管分為2-7/8和4-1/2兩種尺寸，分別下入1800m和900m．通過環(huán)空泵入冷水，冷水與地層換熱升溫，并從保溫油管上返至地面，通過地面管線進(jìn)入換熱泵；下入兩根測溫電纜，分別布置上述5個(gè)測溫點(diǎn)，水循環(huán)期間，測溫電纜實(shí)時(shí)收集溫度數(shù)據(jù)，上傳至地面接收裝置．井身結(jié)構(gòu)及測點(diǎn)分布如圖16?所示．

3.2?試驗(yàn)結(jié)果分析

井下?lián)Q熱器進(jìn)出水溫度隨運(yùn)行時(shí)間降低，并趨于穩(wěn)定；進(jìn)出口溫差隨進(jìn)水溫度的降低而增加，即進(jìn)水溫度越低取熱功率越大，如圖17所示．井下?lián)Q熱器取熱功率逐日下降并于2周左右趨于穩(wěn)定；穩(wěn)定時(shí)，試驗(yàn)井的取熱功率約為160kW，如圖18所示．將現(xiàn)場試驗(yàn)數(shù)據(jù)與數(shù)值模擬結(jié)果進(jìn)行對比，發(fā)現(xiàn)吻合較好，如圖19所示．試驗(yàn)效果達(dá)到預(yù)期，說明兼具換熱效率高和“取熱不取水”等優(yōu)點(diǎn)的地?zé)峋S套管閉式取熱技術(shù)應(yīng)用于地?zé)衢_采是可行的，并且存在進(jìn)一步優(yōu)化的可能．

在此基礎(chǔ)上，筆者進(jìn)行基于現(xiàn)場試驗(yàn)井況的不同熱儲條件和保溫結(jié)構(gòu)的經(jīng)濟(jì)性分析[30]．假設(shè)系統(tǒng)運(yùn)行壽命20a，分別計(jì)算了不同保溫情況以及不同地溫梯度的內(nèi)部收益率和動(dòng)態(tài)投資回收期，結(jié)果見表5．可以看出，隨著井底溫度和地溫梯度的增加，內(nèi)部收益率增加，投資回收期縮短；保溫長度對經(jīng)濟(jì)性影響顯著，增加保溫段長度可有效增加項(xiàng)目經(jīng)濟(jì)性；當(dāng)保溫長度較短時(shí)，不能提取足夠熱量以滿足項(xiàng)目經(jīng)濟(jì)性．

圖16?井身結(jié)構(gòu)及測點(diǎn)分布

圖17?井下?lián)Q熱器進(jìn)出口水溫及溫差逐時(shí)變化

圖18?井下?lián)Q熱器取熱功率逐日變化

圖19?模擬結(jié)果和現(xiàn)場數(shù)據(jù)對比

表5?不同熱儲條件和保溫結(jié)構(gòu)的經(jīng)濟(jì)性分析

Tab.5 Economic analysis of different reservoirs and thermal insulation structures

注：測算條件為取暖費(fèi)18元/m2，配套費(fèi)40元/m2，電費(fèi)0.5元/ (kW·h)，熱泵COP＝4.5，運(yùn)行全壽命20a．

4?結(jié)?論

地?zé)峋S套管閉式循環(huán)取熱技術(shù)是一種適用于中深層地?zé)?、兼具換熱效率高和“取熱不取水”等優(yōu)點(diǎn)的新型地?zé)衢_發(fā)模式．

(1) 針對雄安新區(qū)地?zé)醿?，完成保溫結(jié)構(gòu)、高導(dǎo)熱水泥的設(shè)計(jì)與研發(fā)以及井下溫度監(jiān)測技術(shù)的?設(shè)計(jì)．

(2) 根據(jù)設(shè)計(jì)結(jié)果，對地?zé)醿幼畲螽a(chǎn)能、井下?lián)Q熱系統(tǒng)取熱效率及關(guān)鍵參數(shù)的影響規(guī)律進(jìn)行了數(shù)值模擬研究，優(yōu)選出現(xiàn)場試驗(yàn)所需的工藝參數(shù)．

(3) 在數(shù)值模擬研究基礎(chǔ)上，在雄安新區(qū)開展地?zé)峋S套管閉式循環(huán)取熱技術(shù)的現(xiàn)場試驗(yàn)，完成針對中低溫地?zé)豳Y源的單井取熱供熱可行性研究．

(4) 研究結(jié)果表明，數(shù)值模擬結(jié)果和現(xiàn)場試驗(yàn)結(jié)果是吻合的，地?zé)峋S套管閉式循環(huán)取熱技術(shù)可以滿足對中深層地?zé)崮艿拈_發(fā)需求．設(shè)計(jì)的保溫結(jié)構(gòu)和高導(dǎo)熱水泥對取熱供熱有積極作用，保溫管長度和水泥導(dǎo)熱系數(shù)和取熱能力都呈正相關(guān)，在成本允許的情況下可以盡量增大保溫長度并配置高導(dǎo)熱系數(shù)的水泥用于固井來提高取熱效率．

(5) 由于本次現(xiàn)場試驗(yàn)應(yīng)用的是廢棄地?zé)岣脑炀瑳]有進(jìn)行高導(dǎo)熱水泥的實(shí)際應(yīng)用，后續(xù)研究可以在此基礎(chǔ)上展開．

［1］ 劉學(xué)章. 對流增速管強(qiáng)化井下?lián)Q熱器的傳熱研究[D]. 天津：天津大學(xué)，2012.

Liu Xuezhang. Research of Enhancing Heat Transfer in Down-Hole Heat Exchanger by Convective Promoter Pipe[D]. Tianjin：Tianjin University，2012(in Chinese).

［2］ 廖忠禮，張予杰，陳文彬，等. 地?zé)豳Y源的特點(diǎn)與可持續(xù)開發(fā)利用. 中國礦業(yè)，2006(10)：8-11.

Liao Zhongli，Zhang Yujie，Chen Wenbin，et al. Available persist exploitation and utilization of geothermal resources[J]. China Mining Magazine，2006 (10)：8-11(in Chinese).

［3］ Acu?a J，Mogensen P，Palm B. Evaluation of a coaxial borehole heat exchanger prototype[C]//2010 the 14th International Heat Transfer Conference. Washington，USA，2010：343-350.

［4］ Wood C J，Liu H，Riffat S B. Comparative performance of‘U-tube’and‘coaxial’loop designs for use with a ground source heat pump[J]. Applied Thermal Engineering，2012，37(37)：190-195.

［5］ Horne R N. Design considerations of a down-hole coaxial geothermal heat exchanger[J]. Geothermal Resources Council Transactions，1980，4：569-572.

［6］ Morita K，Osamu M，Kusunoki K. Down-hole coaxial heat exchanger using insulated inner pipe for maximum heat extraction[J]. Geothermal Resources Council Transactions，1985，9：45-50.

［7］ Morita K，Tago M. Development of the downhole coaxial heat exchanger system：Potential for fully utilizing geothermal resources[J]. Geothermal Resources Council Transactions，1995：83-92.

［8］ Beier R A，Acu?a J，Mogensen P，et al. Transient heat transfer in a coaxial borehole heat exchanger[J]. Geothermics，2014，51(7)：470-482

［9］ Morita K，Bollmeier W S，Mizogami H. Analysis of the results from the downhole coaxial heat exchanger(DCHE) experiment in Hawaii[J]. Geothermal Resources Council Transactions，1992，16：17-23.

［10］ Zhao J，Wang H，Li X，et al. Experimental investigation and theoretical model of heat transfer of saturated soil around coaxial ground coupled heat exchanger[J]. Applied Thermal Engineering，2008，28(2/3)：116-125.

［11］ Zanchini E，Lazzari S，Priarone A. Effects of flow direction and thermal short-circuiting on the performance of small coaxial ground heat exchangers[J]. Renewable Energy，2010，35(6)：1255-1265.

［12］ Morita K，Tago M，Ehara S. Case studies on small-scale power generation with the downhole coaxial heat exchanger[C]//2005 World Geothermal Congress. Antalya，Turkey，2005：1-8.

［13］ Holmberg H，Acu?a J，N?ss E，et al. Thermal evaluation of coaxial deep borehole heat exchangers[J]. Renewable Energy，2016，97：65-76.

［14］ Song X，Wang G，Wang Y，et al. Numerical analysis of heat extraction performance of a deep coaxial borehole heat exchanger geothermal system[J]. Energy，2018，164：1298-1310.

［15］ Song X，Zheng R，Li G，et al. Heat extraction performance of a downhole coaxial heat exchanger geothermal system by considering fluid flow in the reservoir[J]. Geothermics，2018，76：190-200.

［16］ Davis A P，Michaelides E E. Geothermal power production from abandoned oil wells[J]. Energy，2009，34：866-872.

［17］ Templeton J D，Ghoreishi-Madiseh S A，Hassani F，?et al. Abandoned petroleum wells as sustainable sources of geothermal energy[J]. Energy，2014，70：366-373.

［18］ Cheng W L，Li T T，Nian Y L，et al. An analysis of insulation of abandoned oil wells reused for geothermal power generation[J]. Energy Procedia，2014，61：607-610.

［19］ Cheng W L，Li T T，Nian Y L，et al. Evaluation of working fluids for geothermal power generation from abandoned oil wells[J]. Applied Energy，2014，118：238-245.

［20］ Noorollahi Y，Pourarshad M，Jalilinasrabady S，et al. Numerical simulation of power production from abandoned oil wells in Ahwaz oil field in southern Iran[J]. Geothermics，2015，55：16-23.

［21］ Alimonti C，Soldo E. Study of geothermal power generation from a very deep oil well with a wellbore heat exchanger[J]. Renewable Energy，2016，86：292-301.

［22］ R?ksland M，Basmoen T A，Sui D. Geothermal energy extraction from abandoned wells[J]. Energy Procedia，2017，105：244-249.

［23］ Caulk R A，Tomac I. Reuse of abandoned oil and gas wells for geothermal energy production[J]. Renewable Energy，2017，112：388-397.

［24］ Wight N M，Bennett N S. Geothermal energy from abandoned oil and gas wells using water in combination with a closed wellbore[J]. Applied Thermal Engineer-ing，2015，89：908-915.

［25］ Cui G，Ren S，Zhang L，et al. Geothermal exploitation from hot dry rocks via recycling heat transmission fluid in a horizontal well[J]. Energy，2017，128：366-377.

［26］ Zhang Y，Yu C，Li G，et al. Performance analysis of a downhole coaxial heat exchanger geothermal system with various working fluids[J]. Applied Thermal Engineer-ing，2019，163：114317-1-114317-13.

［27］ Song X Z，Li J B，Huang Z W，et al. Geothermal Well Double-Layer Vacuum Insulation Structure and Its Use Method：CN107166137B[P]. 2018-07-13.

［28］ Churchill S W. Friction factor equation spans all fluid-flow regimes[J]. Chemical Engineering，1977，84：91-92.

［29］ Gnielinski V. New equations for heat and mass transfer in the turbulent flow in pipes and channels[J]. International Chemical Engineering，1976，16：359-368.

［30］ Chen Z，Osodetz K G，Chen X. Economic appraisal of shale gas resources，an example from the Horn River shale gas play，Canada[J]. Petroleum Science，2015，12：712-725.

Performance Study of the Downhole Coaxial Closed-Loop Heat Exchange Technology in Xiong’an New Area

Song Xianzhi1，Zhang Yiqun1，Li Gensheng1，Li Ruixia2，Yu Chao1，Li Jingbin1，Guo Xiaofeng2

(1. State Key Laboratory of Petroleum Resources and Prospecting，China University of Petroleum-Beijing，Beijing 102249，China；2. Sinopec Star Petroleum Co.，Ltd.，Beijing 100083，China)

Geothermal energy is a resource-rich, low-cost and widely distributed energy. Xiong’an New Area is rich in geothermal resources and urgently needs efficient heat extraction technology. The downhole coaxial heat exchange technology is suitable for the development of medium-deep geothermal resources with advantages of high heat extraction efficiency and“heat extraction without water extraction”. The downhole coaxial heat exchange system consists of a vertical well drilled into the geothermal formation and a central tube in the wellbore in a coaxial position. In this system，the working fluid is injected into the annulus and extracted through the insulated inner tubing，forming a reverse circulation. The working fluid inside the annulus extracts heat via heat convection and heat conduction from the hot wellbore. This paper aims at the geothermal reservoir in Xiong’an New Area and has done the following work. First，the design and development of thermal insulation structure and high thermal conductivity cement was completed. Then，based on the design results，numerical simulations were carried out to study the maximum capacity of the geothermal reservoir，the heat extraction efficiency of the downhole heat exchange system and the influence of key parameters. Finally，a field trial of downhole coaxial heat exchange technology was conducted on the basis of the previous numerical simulation，and a performance study of the downhole coaxial closed-loop heat exchange technology was completed. And a related commercial analysis of different geothermal reservoir conditions and insulation structures was carried out based on the field condition. The research results show that the downhole coaxial heat extraction technology can meet the development needs of mid-deep geothermal energy resources. The designed insulation structure and high thermal conductivity cement have a positive effect on heat extraction. And a set of efficient heat extraction technology system for geothermal well have been formed，which include well structure design，insulation structure design，and development of high-efficiency downhole heat exchangers.

geothermal energy；downhole coaxial heat exchanger；thermal insulation structure；numerical simulation；field trial；feasibility analysis

TK529

A

0493-2137(2021)09-0971-11

10.11784/tdxbz202007023

2020-07-08；

2020-10-15.

宋先知（1982—??），男，博士，教授.

宋先知，songxz@cup.edu.cn.

國家重點(diǎn)研發(fā)計(jì)劃資助項(xiàng)目(2018YFC0604304，2016YFE0124600)；國家自然科學(xué)基金優(yōu)秀青年科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51822406).

Supported by the National Key Research and Development Program of China(No.2018YFC0604304，No.2016YFE0124600)，the National Natural Science Foundation of China Outstanding Youth Science Foundation(No.51822406).

(責(zé)任編輯：王曉燕)