符東宇 王雨生 姜超 嚴(yán)小勇 魯光亮 黃文杰 魏朝勇

1.中國石化西南油氣分公司勘探開發(fā)研究院；2.中國石化西南油氣分公司采氣一廠；

3.中國石化西南油氣分公司

川西坳陷中淺層氣藏生產(chǎn)井普遍進(jìn)入低壓低產(chǎn)階段，井筒積液問題嚴(yán)重制約了氣井的穩(wěn)產(chǎn)［1］。目前該區(qū)塊氣井排液依賴泡排、氣舉等排水采氣工藝，生產(chǎn)運(yùn)行維護(hù)成本較高。為了滿足氣井穩(wěn)產(chǎn)的同時降低運(yùn)維成本，引入了超音速霧化排采工藝。2014年蘇里格氣田率先將該工藝應(yīng)用到氣井排水采氣領(lǐng)域，旨在加強(qiáng)氣井排液，延長氣井穩(wěn)產(chǎn)期［2-3］。近年來，超音速霧化工藝的相關(guān)理論研究及應(yīng)用實(shí)踐規(guī)模逐步深入。張亮等［4］基于數(shù)值模擬對比分析了霧化噴管與傳統(tǒng)噴管的霧化效果差異，指出霧化噴管在加速氣流進(jìn)而霧化液滴上具有一定優(yōu)勢。高全杰等［5］應(yīng)用Fluent軟件對霧化噴管形成超音速氣流的過程進(jìn)行了數(shù)值模擬，并基于模擬結(jié)果提出了噴管結(jié)構(gòu)優(yōu)化方案。焦崢輝等［6］基于拉伐爾噴管基本原理，設(shè)計(jì)并開展了超音速霧化排水采氣工藝室內(nèi)實(shí)驗(yàn)，通過物模實(shí)驗(yàn)證明了超音速霧化工藝在氣井排水采氣領(lǐng)域的可行性。李虎等［3］參照氣井實(shí)際生產(chǎn)情況設(shè)計(jì)了室內(nèi)實(shí)驗(yàn)，通過對霧滴粒度分析明確了霧化效果的影響因素。Singh等［7］利用室內(nèi)實(shí)驗(yàn)評價了6種不同結(jié)構(gòu)噴管的霧化效果，并根據(jù)實(shí)驗(yàn)結(jié)果提出不同幾何結(jié)構(gòu)噴管的應(yīng)用條件。Chang等［8］開展了超音速霧化工藝室內(nèi)實(shí)驗(yàn)，基于實(shí)驗(yàn)優(yōu)化了工程參數(shù)，最終在蘇里格氣田3口氣井中成功開展了現(xiàn)場試驗(yàn)，提出超音速霧化排采技術(shù)，有效提升了試驗(yàn)井的攜液能力。

超音速霧化排水采氣工藝作為一種新興的排水采氣技術(shù)，目前對其工藝相關(guān)理論及現(xiàn)場應(yīng)用研究尚處于初步探索階段，且川西坳陷中淺層氣井生產(chǎn)特征復(fù)雜多樣，現(xiàn)有認(rèn)識難以直接用于指導(dǎo)該區(qū)塊排水采氣技術(shù)的現(xiàn)場實(shí)施。為此基于川西坳陷中淺層氣水同產(chǎn)氣井生產(chǎn)特征，依托數(shù)值模擬方法對工藝過程開展了模擬研究，對工藝效果影響因素進(jìn)行了敏感性分析，明確了工藝效果主控因素；基于數(shù)值模擬結(jié)果設(shè)計(jì)了工程參數(shù)，開展了現(xiàn)場試驗(yàn)。

1 超音速霧化排水采氣工藝機(jī)理

超音速霧化排水采氣工藝的核心部件是拉伐爾噴管，噴管由3部分組成，分別為收縮段、喉部及漸擴(kuò)段。整體形態(tài)是從入口處起，通徑由大變小逐漸收縮為一個通徑較小的喉道，喉道之后通徑逐漸增大直至出口處。Jiang等［9］給出了噴管結(jié)構(gòu)的數(shù)學(xué)模型

式中，r為收縮段半徑，mm；rc為喉部半徑，mm；r1為入口半徑，mm；x為噴管橫向位置，mm；L為收縮段長度，mm；r2為漸擴(kuò)段半徑，mm；φ為擴(kuò)張角，°；l2為漸擴(kuò)段長度，mm。

馬赫數(shù)(Ma)是表征氣流進(jìn)入超音速噴管后速度的關(guān)鍵指標(biāo)

式中，A為過流斷面橫截面積，m2；A1為喉部橫截面積，m2；Ma為馬赫數(shù)，無因次；γ為比熱比，無因次。

從圖1可以看出，馬赫數(shù)會隨著橫截面積的減小而增大，當(dāng)?shù)竭_(dá)橫截面積最小的喉部時，馬赫數(shù)為1，也就是形成了音速氣流；隨后隨著橫截面積增大，馬赫數(shù)則繼續(xù)增大，形成了超音速氣流。此后超音速氣流將對積液進(jìn)行沖擊、剪切，形成微米級霧滴［10］。井底積液經(jīng)噴管霧化后，能夠使噴管上部的井筒流態(tài)向霧狀流轉(zhuǎn)變，從而依靠氣井自身攜液能力將井底積液攜帶出井筒［11］。

圖1馬赫數(shù)與流場橫截面積關(guān)系Fig.1 Relationship between Mach number and the flow field section area

2 數(shù)值模擬

2.1 物理模型

在川西中淺層氣藏使用的超音速霧化噴管采用對稱設(shè)計(jì)，其結(jié)構(gòu)參數(shù)均取自所用噴管實(shí)物(圖2)，超音速霧化噴管結(jié)構(gòu)參數(shù)如表1所示。為了獲得精確解并且提高模型的求解效率，在建模過程中作如下假設(shè)：(1)流經(jīng)超音速噴管流體為單相甲烷氣體以及地層水；(2)超音速噴管入口壓力由氣井套壓反算井底，假設(shè)氣井套管無積液。

圖2超音速霧化噴管實(shí)物Fig.2 Photo of supersonic atomization nozzle

表1超音速霧化噴管結(jié)構(gòu)參數(shù)Table 1 Structural parameters of supersonic atomization nozzle

2.2 數(shù)學(xué)模型

流體在超音速噴管中的流動過程遵循連續(xù)性方程、動量方程以及能量方程［12］，其中連續(xù)性方程如下

超音速噴管內(nèi)流體須滿足動量方程

依據(jù)能量守恒定律，噴管內(nèi)的流體須滿足能量方程

式中，ρ為流體密度，kg/m3；u為x方向流體速度，m/s；v為y方向流體速度，m/s；p為流場壓力，Pa；τxx、τyx、τxy、τyy為黏性應(yīng)力分量，Pa；fx、fy分別為x、y方向上的單位質(zhì)量力，m/s2；E為流體微團(tuán)總能，J/kg；keff為有效熱傳導(dǎo)系數(shù)，W/(m·K)；hj為組分j的焓，J/kg；Jj為組分j的擴(kuò)散通量；τeff為有效應(yīng)力張量，Pa；Sh為體積熱源項(xiàng)；ΔT為流體溫度梯度，K。

2.3 模型求解方法

選用Fluent軟件對上述氣液兩相流經(jīng)超音速噴管的過程進(jìn)行流場數(shù)值仿真，流場選擇定常穩(wěn)定模型，求解器采用耦合隱式模型，湍流模型選擇k-ε模型，采用SIMPLE方法進(jìn)行求解，多相流則選擇Vof模型。輸出的求解數(shù)據(jù)采用MATLAB進(jìn)行后期處理分析，求解流程見圖3。

圖3超音速霧化噴管流體各類參數(shù)計(jì)算流程Fig.3 Calculation procedure of different parameters of fluids in the supersonic atomization nozzle

2.4 計(jì)算結(jié)果驗(yàn)證

選用Wyslouzil等［13］發(fā)表的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)對本文計(jì)算結(jié)果進(jìn)行對比，由于該文獻(xiàn)中的實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)嚴(yán)謹(jǐn)，所得數(shù)據(jù)被大量用于霧化噴管數(shù)值模擬的相關(guān)驗(yàn)證［7,14］。數(shù)值模擬結(jié)果表明，通過本文數(shù)值模擬計(jì)算所得的霧化噴管內(nèi)部壓力值p與入口壓力p0比值與文獻(xiàn)實(shí)驗(yàn)結(jié)果高度吻合，證明本文采用的數(shù)值模擬方法可得到穩(wěn)定可靠計(jì)算結(jié)果。

3 算例及參數(shù)敏感性分析

3.1 基本算例

選取川西坳陷中淺層氣藏超音速霧化排水采氣工藝試驗(yàn)井SF38-8井作為算例進(jìn)行分析，該井的基本情況如下：日產(chǎn)氣量0.72×104m3/d，日產(chǎn)水量0.5 m3/d，井口套壓5.1 MPa，井口溫度25℃，產(chǎn)層中深1 499 m，下入井深1 465 m，喉部直徑3.2 mm。

基于以上基礎(chǔ)數(shù)據(jù)，可以得到超音速霧化噴管入口處的氣液兩相速度、壓力、溫度等參數(shù)值，再將其帶入圖3所示求解步驟可得到本文所選算例井噴管內(nèi)的馬赫數(shù)、壓力、溫度分布?？傮w來看，各參數(shù)的劇烈變化均發(fā)生在超音速噴管的喉部至漸擴(kuò)段。如圖4a所示，馬赫數(shù)在漸縮段變化較小，在超音速噴管喉道處達(dá)到1，證明流體速度達(dá)到了音速，此后流體進(jìn)入漸擴(kuò)段后被進(jìn)一步加速，馬赫數(shù)急劇上升，在出口處達(dá)到3.5，此時按照設(shè)計(jì)要求形成了超音速氣流。圖4b展示了噴管內(nèi)部流體壓力的分布情況，在進(jìn)入噴管喉部節(jié)流壓降效應(yīng)明顯，壓力經(jīng)過持續(xù)下降，最終使得噴管入口處與出口處的壓力之比達(dá)到3.8。圖4c則展示了噴管內(nèi)流體溫度分布，由圖4c可以看出，隨著流體進(jìn)入噴管喉部后被持續(xù)加速，溫度呈現(xiàn)逐步降低的過程，入口處與出口處的溫差可達(dá)到18℃。

3.2 參數(shù)敏感性分析

3.2.1 入口壓力

超音速霧化噴管的入口壓力能夠表征氣井自身能量，獲得入口壓力值的方法主要是通過井口套壓反算井底流壓，再根據(jù)氣井井筒流態(tài)情況從井底流壓算至噴管入口處。為了能夠明確氣井能量對于超音速霧化排水采氣工藝效果的影響，在模型中保持其他參數(shù)不變，改變噴管入口壓力，取得的噴管中線馬赫數(shù)分布情況如圖5所示。

圖4超音速霧化噴管內(nèi)馬赫數(shù)、壓力及溫度分布Fig.4 Mach number, pressure and temperature distribution in the supersonic atomization nozzle

圖5不同入口壓力下超音速噴管中部馬赫數(shù)分布曲線Fig.5 Mach number distribution in the middle section of supersonic atomization nozzle at different inlet pressures

從圖5中可以看出，馬赫數(shù)沿著噴管逐漸增加，在噴管喉部(無因次距離為0.5)處達(dá)到音速；隨著入口壓力的增大，流體速度達(dá)到音速的位置越靠前；由喉部進(jìn)入漸擴(kuò)段后繼續(xù)加速，馬赫數(shù)增幅顯著變大，最后均在出口處形成超音速氣流。對比不同入口壓力下的馬赫數(shù)分布曲線發(fā)現(xiàn)，隨著入口壓力從2 MPa升至10 MPa，噴管內(nèi)的馬赫數(shù)分布呈上漲趨勢，但上漲程度較小。

圖6為不同入口壓力下超音速霧化噴管中線壓力的分布情況。從圖6中可以看出，壓力在漸縮段變化較小，進(jìn)入喉部后壓力降幅顯著增大，而這一變化趨勢隨著入口壓力的增大而愈發(fā)明顯。進(jìn)入喉部達(dá)到音速時，入口處與此時的壓力比值達(dá)到1.35。當(dāng)流體進(jìn)入漸擴(kuò)段末端后，壓力變化情況趨于平穩(wěn)，最終入口壓力與出口壓力的比值均達(dá)到了2倍以上。綜合來看，入口壓力對超音速噴管內(nèi)部的馬赫數(shù)以及壓力分布有一定影響，當(dāng)氣井能量越充足時，超音速霧化噴管對于流體的加速效果越好。

圖6不同入口壓力下超音速噴管中部壓力分布曲線Fig.6 Pressure distribution in the middle section of supersonic atomization nozzle at different inlet pressures

3.2.2 產(chǎn)氣量

產(chǎn)氣量是衡量氣井帶液能力的重要指標(biāo)［15］。由于超音速霧化噴管與常規(guī)的井下節(jié)流工藝有一定的相似性，都具有井下節(jié)流作用，同樣需要根據(jù)氣井產(chǎn)氣量來優(yōu)選喉部直徑進(jìn)行配產(chǎn)［16］。為了研究氣井產(chǎn)氣量對于超音速霧化排水采氣工藝的影響，模擬了不同日產(chǎn)氣量下流體流經(jīng)超音速噴管的情況。不同日產(chǎn)氣量下，超音速霧化噴管中部速度分布曲線如圖7所示。從圖7可以看出，不同日產(chǎn)氣量下噴管內(nèi)的速度分布差異極小，僅在入口處有細(xì)微的差別。在其他入口參數(shù)不改變的情況下，氣流進(jìn)入噴管后經(jīng)過漸縮段、喉部及漸擴(kuò)段的加速均能達(dá)到超音速氣流。然而超音速霧化排采工藝需要?dú)饩揽孔陨頂y液能力將積液帶至噴管入口處，所以氣井的日產(chǎn)氣量需高于其臨界攜液流量。對于產(chǎn)氣量已經(jīng)低于臨界攜液流量的低壓低產(chǎn)井，則需要配合泡排等輔助帶液措施將積液帶至噴管入口處。

圖7不同產(chǎn)氣量下的超音速霧化噴管中部馬赫數(shù)分布情況Fig.7 Mach number distribution in the middle section of supersonic atomization nozzle at different gas production rates

3.2.3 氣液比

氣液比能夠表征氣井產(chǎn)氣及產(chǎn)水的關(guān)系，是衡量氣水同產(chǎn)氣井生產(chǎn)情況的重要指標(biāo)，所以，模擬了不同氣液比下的超音速霧化情況。如圖8所示，不同氣液比條件下的霧化噴管內(nèi)部速度分布曲線高度重合，這是由于產(chǎn)水氣井井筒內(nèi)的氣、液兩相速度差大，進(jìn)入噴管的低速液流會被高速氣流沖擊、剪切形成霧滴。由于在超音速噴管入口前井段需要依靠氣井自身攜液能力將氣井產(chǎn)液帶入噴管，氣液比能夠影響入口前井段的井筒流體，氣液比過低會增強(qiáng)液相滑脫，致使液體未進(jìn)入超音速噴管就回落形成井底積液，所以，在氣液比較低的情況下可以配合泡沫排水采氣工藝來改善井筒流態(tài)，提升舉升效率，最終提升霧化效果［15］，該結(jié)論與川西中淺層氣藏現(xiàn)場試驗(yàn)情況相吻合。

圖8不同氣液比下的超音速霧化噴管中部馬赫數(shù)分布情況Fig.8 Mach number distribution in the middle section of supersonic atomization nozzle at different gas/liquid ratios

4 現(xiàn)場試驗(yàn)

SF38-8井為川西坳陷中淺層氣藏一口生產(chǎn)井，于2018年12月19日開展了超音速霧化排水采氣工藝先導(dǎo)試驗(yàn)，喉道直徑為3.2 mm，裝置位于霧化器上部，如圖9所示，下入深度為1 465 m。該井在下入超音速霧化噴管前產(chǎn)氣量為0.72×104m3/d，產(chǎn)水量為1 m3/d，自身攜液能力較差，氣井排液依賴于強(qiáng)度較大的泡沫排水采氣工藝。該井在開展超音速霧化排水采氣試驗(yàn)后停止了加注泡排；由于超音速噴管具有節(jié)流作用，試驗(yàn)開始后油壓下降3 MPa，產(chǎn)量略有下降，降至0.65×104m3/d。

圖9霧化噴管投撈裝置Fig.9 Atomization nozzle casting and fishing device

圖10為該井的綜合采氣曲線，從圖10可以看出SF38-8井在生產(chǎn)制度下調(diào)且無泡排輔助排液的情況下實(shí)現(xiàn)了依靠自身能量攜液平穩(wěn)生產(chǎn)。從試驗(yàn)前后的井筒流壓梯度來看(圖11)，該井應(yīng)用超音速霧化排采工藝后，井筒流壓梯度較應(yīng)用前有了較顯著的下降，表明井筒壓力損失減少，攜液能力增強(qiáng)。該試驗(yàn)井生產(chǎn)情況與前述模擬結(jié)果相符，通過減小液滴尺寸降低了氣井的臨界攜液流量。

圖10超音速霧化試驗(yàn)井SF38-8綜合采氣曲線Fig.10 Composite gas production curve of supersonic atomization test Well SF38-8

圖11超音速霧化試驗(yàn)井SF38-8井試驗(yàn)前后井簡流壓梯度Fig.11 Well flowing pressure gradient of supersonic atomization test Well SF38-8 before and after the test

5 結(jié)論

(1)基于超音速霧化排水采氣工藝在川西坳陷中淺層氣井的應(yīng)用情況建立了超音速噴管模型，根據(jù)氣井生產(chǎn)特征對模型進(jìn)行了求解，并驗(yàn)證了求解結(jié)果準(zhǔn)確性，最終得到了超音速霧化噴管內(nèi)的流體馬赫數(shù)、壓力、溫度分布。

(2)基于數(shù)值模擬研究，分析了各項(xiàng)參數(shù)對于霧化效果的影響。噴管漸縮段對于氣流速度、壓力及溫度等參數(shù)的影響較?。划?dāng)氣流進(jìn)入喉部后，各類參數(shù)開始發(fā)生劇烈變化；當(dāng)氣流經(jīng)噴管喉部被加速至音速后進(jìn)入噴管漸擴(kuò)段，各項(xiàng)參數(shù)數(shù)值變化趨勢變緩。

(3)對氣井重要生產(chǎn)特征參數(shù)進(jìn)行了敏感性分析。結(jié)果表明流體加速效果會隨著入口壓力的增大而增強(qiáng)，但在噴管結(jié)構(gòu)不變的條件下增強(qiáng)效果會逐步減弱；流體入口處壓力與被加速到音速時的壓力比為1.35，該數(shù)值可用于判斷工藝是否有效；產(chǎn)氣量及氣液比主要通過控制噴管入口前井段的攜液來影響工藝效果，被氣流攜帶進(jìn)入噴管內(nèi)部的積液將在超音速氣流的作用下實(shí)現(xiàn)霧化；噴管上、下游壓力比值越高的氣井對于超音速霧化排采工藝適應(yīng)性越好。

(4)基于現(xiàn)場試驗(yàn)情況，超音速霧化排采工藝可實(shí)現(xiàn)氣井井下節(jié)流的同時提升見水氣井的攜液能力，改善井筒流態(tài)，減小井筒壓力損失，對延長氣井穩(wěn)產(chǎn)期具有重要意義。