鐘功祥 嚴(yán) 陶 趙肖安 鐘升級(jí) 宋 華

(西南石油大學(xué)石油天然氣裝備教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室)

0 引 言

天然氣井在經(jīng)歷了深入開采后逐漸進(jìn)入衰竭期，出現(xiàn)積液、產(chǎn)氣量銳減及污染嚴(yán)重等現(xiàn)象，大量產(chǎn)水氣井急需通過提高氣體攜液量的方式來(lái)減少井底積液，恢復(fù)氣井產(chǎn)氣能力[1]。射流泵作為一種適合輸送氣液兩相流流體的排采裝置已經(jīng)廣泛應(yīng)用于石油天然氣行業(yè)，其結(jié)構(gòu)相對(duì)簡(jiǎn)單，易于制造，具有抗磨損和抗腐蝕等特性[2]。井下渦流工具是一種新型排水采氣裝置，具有結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單且環(huán)保的優(yōu)點(diǎn)。國(guó)內(nèi)對(duì)渦流工具的研究逐漸加深，馮翠菊等[3]研究了氣藏氣井中渦流工具排水采氣工藝施工效果的影響因素；楊旭東等[4]將有限元分析的方法運(yùn)用到井下流體運(yùn)動(dòng)規(guī)律上，深入研究了井筒內(nèi)渦流排采機(jī)理；陳德春等[5]采用4因素4水平的正交試驗(yàn)，研究了不同氣液條件下渦流工具結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)流體速度的影響；陳杰等[6]通過5因素3水平正交試驗(yàn)對(duì)井下渦流工具結(jié)構(gòu)參數(shù)進(jìn)行了優(yōu)化；常永峰等[7]將射流器與渦流裝置有機(jī)結(jié)合，并對(duì)裝置的攜液情況進(jìn)行了研究。

基于射流與渦流的運(yùn)動(dòng)原理及傳能效率的綜合考慮，本文創(chuàng)新性地將兩種裝置結(jié)合在一起，提出一種射流渦流復(fù)合排水采氣裝置。以該裝置進(jìn)出口持液率差值作為試驗(yàn)指標(biāo)，采用正交試驗(yàn)法，通過導(dǎo)入不同參數(shù)組合，對(duì)其模型進(jìn)行有限元分析。根據(jù)優(yōu)化后結(jié)構(gòu)尺寸對(duì)持液率差值的影響，選擇最優(yōu)尺寸結(jié)構(gòu)組合。所得結(jié)果可為射流渦流復(fù)合排水采氣裝置的結(jié)構(gòu)優(yōu)化提供理論支撐。

1 射流渦流復(fù)合排水采氣裝置設(shè)計(jì)及研究方法

1.1 模型建立

本文將射流渦流復(fù)合排水采氣裝置作為研究對(duì)象，氣井典型工況參數(shù)如表1所示。

根據(jù)表1氣井典型工況參數(shù)，可以對(duì)井筒垂直兩相管流壓力梯度進(jìn)行計(jì)算，以確定排水采氣裝置的入口邊界條件。

1.2 關(guān)鍵件結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

射流渦流復(fù)合排水采氣裝置結(jié)構(gòu)示意圖如圖1所示。該裝置投放在井下一定位置后，混合流體通過能產(chǎn)生渦流體的旋流器使流體產(chǎn)生切向速度。由于氣液兩相密度不同，密度大的液體所受離心力更大，液體被甩到管壁附近，而氣體在管道中心呈螺旋狀上升，此時(shí)氣液分離，中心氣體繼續(xù)向上運(yùn)動(dòng)，通過導(dǎo)流筒進(jìn)入射流泵[7-8]。氣體經(jīng)過噴嘴后進(jìn)入喉管，由于噴嘴出口截面積減小，氣體經(jīng)過后速度變大，但壓力變小，將喉管外管壁上的液體通過小孔吸入。氣液兩相在喉管中混合完成動(dòng)量交換后進(jìn)入擴(kuò)散管。擴(kuò)散管入口流道截面積增大，混合流體的動(dòng)能進(jìn)一步轉(zhuǎn)化為壓力能，并從射流泵中噴出。

表1 氣井典型工況參數(shù)表Table 1 Typical operating parameters of gas wells

1—推桿；2—主體；3—小銷釘；4—打撈頭；5—卡瓦；6—膠筒架；7—膠筒；8—大銷釘；9—提拉塊；10—射流泵；11—導(dǎo)流筒；12—旋流器。

1.2.1 射流泵

射流泵主要由噴嘴、吸入室、喉管和擴(kuò)散管四大部分構(gòu)成[9]，如圖2所示。

圖2 射流泵基本結(jié)構(gòu)圖Fig.2 Basic structure of jet pump

采用經(jīng)典熱力學(xué)法對(duì)射流泵的結(jié)構(gòu)參數(shù)進(jìn)行計(jì)算[10]，相關(guān)計(jì)算公式如下：

Δpg=p1-p2

(1)

Δpc=p2-p3

(2)

(3)

(4)

L=1.3(d0-d1)

(5)

(6)

d2=1.58d3

(7)

L2=6d3

(8)

Lc=1.0d1

(9)

式中：Δpg為流體通過噴嘴后的壓降，Δpc為被吸流體升高壓力，v1為噴嘴出口流速，d1為噴嘴出口直徑，L為噴嘴長(zhǎng)度，d3為喉管混合室直徑，d2為喉管變徑段直徑，L2為喉管直徑混合室長(zhǎng)度，Lc為噴嘴距，p1為射流泵工作流體入口壓力，p2為混合流體的出口壓力，p3為射流泵引射流體入口壓力，g為引力常數(shù)，V0為工作流體體積流量，d0為噴嘴前部直徑。

1.2.2 旋流器

旋流器為外壁固定有凸起螺旋帶的實(shí)心圓柱，其螺旋面使通過它的氣液兩相流做旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)，密度較大的液體因?yàn)殡x心作用被甩向管壁，氣體則在中心位置向上運(yùn)動(dòng)。同時(shí)，旋流器減小了流動(dòng)的橫截面面積，導(dǎo)致流體流速變大且發(fā)生旋轉(zhuǎn)形成螺旋角。螺旋角隨著流體繼續(xù)向上運(yùn)動(dòng)持續(xù)不變，確保流體介質(zhì)的分層效應(yīng)和管壁的毛細(xì)效應(yīng)[11]。

旋流器主要設(shè)計(jì)參數(shù)包括螺旋翼高H、螺旋翼寬h、旋流器直徑d和螺旋角，其葉片部分關(guān)鍵結(jié)構(gòu)如圖3所示。翼寬取值范圍為2～9 mm，螺旋角度優(yōu)選區(qū)間為 45°～70°。

圖3 旋流器螺旋葉片部分關(guān)鍵結(jié)構(gòu)圖Fig.3 Key structure diagram of cyclone spiral blade

射流渦流復(fù)合排水采氣裝置結(jié)構(gòu)尺寸參數(shù)如表2所示。噴嘴、喉管以及旋流器為射流渦流復(fù)合排水采氣裝置的主要零件，噴嘴能確保氣體所產(chǎn)生的壓差將井筒內(nèi)的積液吸入喉管，喉管能保證氣液兩相完全混合，旋流器使氣液分離[12]。其中噴嘴從入口直徑段到出口直徑為由44 mm減小到16 mm的漸縮圓錐形，該結(jié)構(gòu)形狀可以減小水力損失。螺旋翼高與螺旋翼寬均選用4 mm，在優(yōu)化設(shè)計(jì)時(shí)，這兩個(gè)結(jié)構(gòu)參數(shù)始終為同一值，故本文中只考慮螺旋翼寬。

表2 射流渦流復(fù)合排水采氣裝置結(jié)構(gòu)尺寸Table 2 Structure dimensions of jet vortex composite drainage gas recovery device

1.2.3 銷釘

射流渦流復(fù)合排水采氣裝置中，小銷釘連接推桿與主體，且在裝置的投放過程中，小銷釘需要被剪斷，大銷釘為連接銷釘。

根據(jù)被連接件的厚度和標(biāo)準(zhǔn)，選擇圓柱銷釘，小銷釘設(shè)計(jì)個(gè)數(shù)為2，具體尺寸為：長(zhǎng)8 mm，直徑3 mm，材料為普通的碳素結(jié)構(gòu)鋼 Q235；大銷釘設(shè)計(jì)個(gè)數(shù)為4，直徑為5 mm,材料為優(yōu)質(zhì)碳素結(jié)構(gòu)鋼。

1.2.4 卡瓦

卡瓦選用分瓣式卡瓦，卡瓦瓣數(shù)為4，齒面形狀為表面溝槽式?？ㄍ哐滥＝Y(jié)構(gòu)示意圖如圖4所示?？ㄍ呓Y(jié)構(gòu)參數(shù)如表3所示。圖4中，λ為卡瓦有卡瓦牙部分長(zhǎng)度，γ為卡瓦座與卡瓦之間的夾角，s為卡瓦牙的齒間距，h為卡瓦牙齒高，θ1為卡瓦牙的齒前角，θ2為卡瓦牙的齒后角。

圖4 卡瓦牙模結(jié)構(gòu)示意圖Fig.4 Sketch map of slip die structure

在射流渦流復(fù)合排水采氣裝置中，卡瓦最大外徑受油管內(nèi)徑62 mm限制，所以選擇卡瓦最大外徑為56 mm，分瓣卡瓦為4瓣，卡瓦牙模的環(huán)形包角β< 90°，所受懸掛載荷不大，因此卡瓦牙模的環(huán)形包角不用取得過大。

表3 卡瓦結(jié)構(gòu)參數(shù)Table 3 Slip structure parameters

2 內(nèi)部流場(chǎng)數(shù)值模擬分析

2.1 幾何模型建立

利用Solidworks軟件構(gòu)建射流渦流復(fù)合排水采氣裝置的三維實(shí)體模型，如圖5所示。導(dǎo)入 ICEM CFD 進(jìn)行前處理，可生成計(jì)算網(wǎng)格。

圖5 射流渦流復(fù)合排水采氣裝置三維模型圖Fig.5 3D model of jet vortex composite drainage gas recovery device

2.2 網(wǎng)格劃分

圖6為射流渦流復(fù)合排水采氣裝置仿真幾何模型的網(wǎng)格劃分情況，采用四面體與六面體結(jié)合的非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格進(jìn)行劃分，模型一共劃分為89萬(wàn)個(gè)單元[13]。

圖6 幾何模型的網(wǎng)格劃分圖Fig.6 Mesh generation of geometric models

2.3 邊界條件設(shè)置

本文在進(jìn)行流體仿真前需要對(duì)氣井工況做出如下簡(jiǎn)化假設(shè)：

(1)在井筒中，氣液兩相流的流動(dòng)狀態(tài)趨于穩(wěn)定。

(2)井筒內(nèi)氣體為不可壓縮流體。

(3)根據(jù)表1氣井典型工況參數(shù)，計(jì)算出垂直兩相管流壓力梯度和體積分?jǐn)?shù)，因此模型采用混合流體入口速度為 1.24 m/s，入口液相體積分?jǐn)?shù)為0.01[14]。出口設(shè)置為充分流出邊界(Outflow)[15]。

2.4 數(shù)值模擬計(jì)算方法

(1)控制方程：由于研究模型為牛頓流體并且流動(dòng)過程中沒有熱量交換，所以無(wú)需考慮能量方程[16]。

(2)湍流模型：氣液兩相流，涉及到湍流運(yùn)動(dòng)和螺旋渦流流場(chǎng)內(nèi)的流動(dòng)，選擇標(biāo)準(zhǔn)的k-ε模型[17]。

(3)離散格式：本文研究的是螺旋渦流流動(dòng)，屬于強(qiáng)旋轉(zhuǎn)流，選擇QUICK 差分格式[18]。

(4)壓力和速度耦合：SIMPLEC 方法計(jì)算復(fù)雜的湍流流動(dòng)時(shí)，可以提高收斂性，達(dá)到計(jì)算精度要求[13]。

2.5 初步結(jié)果分析

為方便對(duì)比內(nèi)部流場(chǎng)參數(shù)的變化過程，從而更直觀地顯示計(jì)算結(jié)果，創(chuàng)建了裝置的軸向剖面，如圖7所示。該方法更便于觀察流場(chǎng)流動(dòng)情況。

圖7 射流渦流復(fù)合排水采氣裝置軸向剖面示意圖Fig.7 Sketch map of axial section of jet vortex composite drainage gas recovery device

從圖7可見，端面 F1 為流場(chǎng)入口截面，端面 F2 至端面 F10 為射流渦流復(fù)合排水采氣裝置內(nèi)部流場(chǎng)截面，端面 F11 為裝置后流場(chǎng)截面，端面 F12 為流場(chǎng)出口截面。

運(yùn)用Fluent對(duì)射流渦流復(fù)合排水采氣裝置進(jìn)行數(shù)值仿真模擬，可得液相體積分?jǐn)?shù)分布云圖(見圖8)、壓力場(chǎng)分布云圖(見圖9)及流體速度場(chǎng)分布云圖(見圖10)。從圖8、圖9、圖10可知，在裝置入口處，混合流體具有較大的壓力，接著通過旋流器，壓力急劇下降，并出現(xiàn)反復(fù)的情況，進(jìn)入射流泵后，在噴嘴處出現(xiàn)一個(gè)極低壓力，后續(xù)壓力趨于平穩(wěn)。速度與壓力變化趨勢(shì)相反，保持一個(gè)先上升、后下降、最后趨于平穩(wěn)的狀態(tài)。經(jīng)過旋流器后，進(jìn)入射流泵的液體體積分?jǐn)?shù)下降明顯。

圖8 液相體積分?jǐn)?shù)云圖Fig.8 Cloud chart of liquid volume fraction

圖9 壓力分布云圖Fig.9 Cloud chart of pressure distribution

圖10 流體速度分布云圖Fig.10 Cloud chart of fluid velocity distribution

3 正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)

本文選擇正交試驗(yàn)方法，利用正交表來(lái)設(shè)計(jì)多因素試驗(yàn)，選用部分試驗(yàn)來(lái)代替全部試驗(yàn)；然后對(duì)試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行數(shù)學(xué)分析，從而得到該裝置結(jié)構(gòu)參數(shù)的最優(yōu)水平組合[19]。

3.1 正交表的設(shè)計(jì)

本文選擇了6個(gè)結(jié)構(gòu)參數(shù)作為裝置攜液能力研究的影響因素，包括噴嘴直徑A、喉管直徑B、喉管長(zhǎng)度C、螺旋角D、螺旋翼寬E及旋流器直徑F。根據(jù)工況需要，對(duì)各因素的結(jié)構(gòu)參數(shù)值等距浮動(dòng)取5個(gè)值，即每種因素取5個(gè)水平并在一定的取值范圍內(nèi)進(jìn)行分析對(duì)比，具體數(shù)值見表4。

表4 因素水平Table 4 Levels of study factors

制定合適的正交表，確定試驗(yàn)因素和試驗(yàn)因素水平，然后按照標(biāo)準(zhǔn)正交表的分布原則設(shè)計(jì)正交試驗(yàn)的方案，選擇L25(56)的正交表，如表5所示。

表5 試驗(yàn)方案設(shè)計(jì)Table 5 Design of test schemes

3.2 試驗(yàn)指標(biāo)

為評(píng)價(jià)不同結(jié)構(gòu)尺寸的作用效果，本文將裝置進(jìn)出口持液率差值作為正交試驗(yàn)的試驗(yàn)指標(biāo)[20]。

持液率是指真實(shí)含液率，又稱截面含液率，表示某個(gè)流動(dòng)截面內(nèi)液相面積占總面積的比例。持液率Hl的計(jì)算公式如下：

(10)

式中：A為過流面積，A1為液相的過流截面面積，Ag為氣相的過流截面面積。

進(jìn)出口持液率差值是指入口與出口截面處液體所占整個(gè)截面份額的差值，持液率差值越小表示工具的攜液能力越強(qiáng)，排水采氣的效果也就越好。

4 試驗(yàn)方案及優(yōu)化結(jié)果分析

4.1 正交試驗(yàn)方案

按照表5中25種正交試驗(yàn)方案，利用Solidworks軟件建立25種不同結(jié)構(gòu)參數(shù)的射流渦流復(fù)合排水采氣裝置的三維模型，如圖11所示。

圖11 25組工具三維模型圖Fig.11 3D models of 25 sets of tools

利用 Fluent 軟件，以入口速度 1.24 m/s，入口液體體積分?jǐn)?shù) 0.01 為初始條件，對(duì) 25 種模型進(jìn)行仿真分析，將進(jìn)出口持液率差值作為試驗(yàn)指標(biāo)。通過將Fluent仿真計(jì)算的25組模擬結(jié)果與射流渦流復(fù)合排水采氣裝置進(jìn)出口持液率差值進(jìn)行對(duì)比，篩選出排液效果最優(yōu)的結(jié)構(gòu)尺寸參數(shù)組合。

4.2 正交試驗(yàn)結(jié)果

試驗(yàn)結(jié)果如表6所示，排液效果如圖12所示。

表6 正交試驗(yàn)方案與結(jié)果Table 6 Orthogonal test scheme and results

由表6以及圖12可看出，以進(jìn)出口持液率差值為試驗(yàn)指標(biāo)對(duì)正交試驗(yàn)方案模擬的試驗(yàn)結(jié)果顯示，第12組裝置持液率差值最小，第11組次之，持液率差值最大的為第1組。通過對(duì)比，第1組排液效果最差，第12組排液效果最好。

圖12 25種正交試驗(yàn)方案的裝置排液效果Fig.12 Drainage effect of 25 orthogonal test schemes

4.3 試驗(yàn)方差分析

正交試驗(yàn)方差分析結(jié)果如表7所示。由表7可以看出，A 因素水平(即噴嘴直徑)的改變對(duì)試驗(yàn)結(jié)果有顯著影響，即排水采氣效果受噴嘴直徑影響最大，其次為旋流器直徑F，而B因素水平(即喉管直徑)對(duì)裝置作用效果影響最小。由此可得最佳水平組合為：噴嘴直徑15 mm，喉管直徑15 mm，喉管長(zhǎng)度140 mm，螺旋角55°，螺旋翼寬3 mm，旋流器直徑40 mm。

4.4 裝置結(jié)構(gòu)參數(shù)的影響規(guī)律分析

4.4.1 噴嘴直徑對(duì)持液率的影響

噴嘴直徑對(duì)排液效果的影響如圖13所示。

表7 正交試驗(yàn)方差分析結(jié)果Table 7 Variance analysis results of orthogonal tests

圖13 噴嘴直徑對(duì)排液效果的影響Fig.13 Influence of nozzle diameter on drainage effect

由圖13可以看出，噴嘴直徑在5～15 mm之間，進(jìn)出口持液率差值隨著噴嘴直徑的增大而減小，即排液能力隨著噴嘴直徑的增大而逐漸增大，當(dāng)噴嘴直徑在15 mm時(shí)排液效果最好，噴嘴直徑再增大后，則排液能力又呈下降趨勢(shì)。

4.4.2 喉管直徑對(duì)持液率的影響

喉管直徑對(duì)排液效果的影響如圖14所示。由圖14可以看出，喉管直徑在10～30 mm之間，進(jìn)出口持液率差值隨著喉管直徑的增大而變化，在喉管直徑為15 mm時(shí)，持液率差值達(dá)到一個(gè)最低點(diǎn)，而當(dāng)喉管直徑繼續(xù)增大，持液率差值又開始上升，喉管直徑20 mm時(shí)上升到極值。繼續(xù)增大喉管直徑持液率差值降低，排液效果提高，喉管直徑達(dá)到25 mm時(shí)，持液率差值降低到極值后又上升，排液效果降低。其中喉管直徑15 mm與25 mm相比，15 mm時(shí)持液率差值小，排液效果最好。

圖14 喉管直徑對(duì)排液效果的影響Fig.14 Influence of throat diameter on drainage effect

4.4.3 喉管長(zhǎng)度對(duì)持液率的影響

喉管長(zhǎng)度對(duì)排液效果的影響如圖15所示。由圖15可以看出，喉管長(zhǎng)度在100～180 mm之間，進(jìn)出口持液率差值隨著喉管長(zhǎng)度的增大而變化，喉管長(zhǎng)度在100 mm時(shí)排液效果最差，喉管長(zhǎng)度增加后，排液能力又較快提高。直到喉管長(zhǎng)度140 mm時(shí)，持液率差值最小，排液效果最佳，攜液能力最好。繼續(xù)增加喉管長(zhǎng)度，持液率差值升高，喉管長(zhǎng)度達(dá)到160 mm時(shí)，持液率差值達(dá)到極值，再增加喉管長(zhǎng)度，持液率差值反而降低，排液能力也只略微提高。

圖15 喉管長(zhǎng)度對(duì)排液效果的影響Fig.15 Influence of throat length on drainage effect

4.4.4 螺旋角對(duì)持液率的影響

旋流器螺旋角對(duì)排液效果的影響如圖16所示。由圖16可以看出，螺旋角在35°～55°之間，進(jìn)出口持液率差值隨著螺旋角的增大而變化，即螺旋角35°～45°排液能力隨著螺旋角的增大而逐漸減小，至螺旋角45°時(shí)排液效果最差，再增大角度，則排液能力提高。直到螺旋角55°時(shí)，持液率差值最小，排液效果最佳，攜液能力最好。

圖16 螺旋角對(duì)排液效果的影響Fig.16 Influence of spiral angle on drainage effect

4.4.5 螺旋翼寬對(duì)持液率的影響

旋流器螺旋翼寬對(duì)排液效果的影響如圖17所示。由圖17可以看出，螺旋翼寬取值在1～3 mm之間，隨著螺旋翼寬的增加，持液率差值減小，排液效果提高，其中3 mm時(shí)排液效果最佳，當(dāng)螺旋翼寬取值為1 mm時(shí)，攜液能力最差，當(dāng)螺旋翼寬取3 mm后隨著螺旋翼寬的進(jìn)一步增大，持液率差值增大，排液效果明顯降低。

圖17 螺旋翼寬對(duì)排液效果的影響Fig.17 Influence of spiral wing width on drainage effect

4.4.6 旋流器直徑對(duì)持液率的影響

旋流器直徑對(duì)排液效果的影響如圖18所示。由圖18可以看出，旋流器直徑在20～40 mm之間，隨著其直徑的增大，進(jìn)出口持液率差值整體緩慢減小，即排液能力隨著旋流器直徑的增大而逐漸增強(qiáng)，當(dāng)旋流器直徑在25～30 mm之間，持液率差值稍微有些升高，排液效果降低，當(dāng)旋流器直徑為40 mm 時(shí)，進(jìn)出口持液率差值最小，排液效果最好。

圖18 旋流器直徑對(duì)排液效果的影響Fig.18 Influence of cyclone diameter on drainage effect

5 結(jié) 論

(1)利用Solidworks軟件建立了射流渦流復(fù)合排水采氣裝置的三維模型，通過對(duì)邊界條件、控制方程、湍流模型及離散格式的選擇，并代入模型中進(jìn)行有限元計(jì)算，仿真分析了裝置在工作中各個(gè)位置的內(nèi)部流場(chǎng)參數(shù)變化過程，并確定了對(duì)其性能影響較大的結(jié)構(gòu)參數(shù)。

(2)通過正交優(yōu)化設(shè)計(jì)方法，將射流渦流復(fù)合排水采氣裝置6個(gè)因素作為研究對(duì)象，每個(gè)因素選擇5個(gè)水平值，利用L25(56)正交表進(jìn)行試驗(yàn)，并對(duì)試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行方差分析，研究了射流渦流排水采氣裝置結(jié)構(gòu)尺寸對(duì)攜液能力的影響，得出對(duì)試驗(yàn)指標(biāo)有顯著影響的因素為噴嘴直徑，影響最小的因素為喉管直徑。

(3)裝置最優(yōu)結(jié)構(gòu)尺寸組合，即最佳水平組合為：噴嘴直徑15 mm，喉管直徑15 mm，喉管長(zhǎng)度140 mm，螺旋角55°，螺旋翼寬3 mm，旋流器直徑40 mm。