【正文】 產(chǎn)液溫度，如圖47。圖47 井底溫度不同時產(chǎn)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(chǎn)液溫度經(jīng)編程計算得到不同熱管下入深度時產(chǎn)液溫度，如圖48。圖48不同熱管下入深度時產(chǎn)液溫度由圖可見，熱管下入井筒的深度越大，產(chǎn)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(chǎn)液溫度越高。所以要把重力熱管下到井底。工質(zhì)為水時，不同定性溫度下的物性參數(shù)如表41。表41 不同定性溫度下的物性參數(shù)參數(shù)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(shù)（W/mK）飽和蒸汽壓（Mpa）40℃50℃60℃經(jīng)編程計算得到不同定性溫度下產(chǎn)液溫度，如圖49。圖49 不同定性溫度下產(chǎn)液溫度由圖可見，定性溫度越高，井筒產(chǎn)液溫度越高。主要是因為定性溫度高，使蒸發(fā)段和換熱段的換熱系數(shù)增大，增大了吸熱量和放熱量，所以產(chǎn)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(shù)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(fā)揮預期的效果。井底流體溫度為65℃，若不改變油井產(chǎn)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(chǎn)問題。 產(chǎn)量為25t/d時，有無熱管條件井筒產(chǎn)液溫度經(jīng)編程計算得到結(jié)果，如圖411。圖411 產(chǎn)量為25t/d時，有無熱管時產(chǎn)液溫度由圖可得，在產(chǎn)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(nèi)最高工作壓力Pv以及相應的最高工作溫度[Tv],管內(nèi)工作溫度超過這一溫度則不安全，即易出現(xiàn)“暴管”。熱端過長時，易出現(xiàn)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(shù)，W/m2K；[Tv]是管內(nèi)允許承受的最大壓力下工質(zhì)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(shù)，K1=384 W/m2K，K2=1540 W/m2K，計算得到[L]為4。 優(yōu)化充液率充液量過小，在熱管底端將出現(xiàn)干涸極限，充液量過大，既引起不穩(wěn)定傳熱，又影響傳熱效果，F(xiàn)eldman[1]等得到的最佳充液量為熱管總?cè)莘e的18%～20%。 熱管的傳熱極限 (43) (44)式中，KT是溫度參數(shù)，為傾角，0度；為表面張力，；是相當于熱管總?cè)莘e的充液比，18%；代入計算得Qmax=863w。同時， (45) (46) (47)代入數(shù)值后得l=871m，即一根重力熱管的最大長度為871m。32第5章 結(jié)論第5章 結(jié)論 ，空心抽油桿為工質(zhì)提供了工作環(huán)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(jié)約大量的能源。，以生產(chǎn)井中基礎數(shù)據(jù)為依據(jù)，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(chǎn)量、井底流體溫度、熱管內(nèi)徑、熱管下入深度、工質(zhì)的定性溫度的提高而提高。，該技術(shù)的很多技術(shù)細節(jié)問題還有待于近一步研究，建議開展更廣泛的室內(nèi)研究和現(xiàn)場試驗，在理論和實驗研究中不斷完善井筒熱管傳熱技術(shù)。例如較長的熱管對于工質(zhì)的正常蒸發(fā)沸騰的具體影響不確定。 中國石油大學（華東）本科畢業(yè)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?shù)闹螌W態(tài)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(yè)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。