伍興東 李寧博 王照之 冷遠 陳建華

摘要：目前國內(nèi)各油田開發(fā)逐步進入中后期，高氣液比油井舉升問題日益突顯，長柱塞防氣泵在原有泵筒外設(shè)計排氣結(jié)構(gòu)，使進泵氣體由此返回環(huán)空，達到防止氣鎖和提高泵效的目的。然而，由于適用界限未知，且缺少經(jīng)濟高效的評價手段，限制了其推廣應(yīng)用。采用CFD方法，引入動網(wǎng)格技術(shù)，基于控制方程和波動方程，建立長柱塞防氣泵泵筒內(nèi)氣液瞬態(tài)流動和泵閥運動規(guī)律數(shù)值模型；開展室內(nèi)可視化試驗，驗證了建立數(shù)值模型的準(zhǔn)確性，模型平均誤差為5.84%；基于數(shù)值模型，模擬分析了長柱塞防氣泵上、下沖程泵筒內(nèi)部氣液兩相流動規(guī)律，以及沖程、沖次對泵效率的影響，明確了其適用的氣液比范圍，當(dāng)氣液比大于400 m3/m3時，長柱塞防氣泵泵效低于經(jīng)濟泵效。

關(guān)鍵詞：高氣液比；防氣泵；可視化試驗；CFD；泵效

中圖分類號：TE933.3文獻標(biāo)識碼：Adoi：10.3969/j.issn.10013482.2024.02.002

我國油田開發(fā)方式復(fù)雜，且多數(shù)進入開采中后期階段。此時地層能量不足，需要通過人工舉升和注水注氣的方式維持生產(chǎn)。機械采油具有成本低、效率高和較可靠的特點，廣泛運用于各大油田。然而，目前井筒舉升過程中，由于地層原油脫氣和注氣井氣竄等原因造成的高氣液比問題日益顯著。其中，順北油田埋藏深度超過7 300 m，采用衰竭式開采，地層壓力下降極快，使得地層原油在井筒中脫氣嚴重，井筒氣液比最高達500 m3/m3；吐哈油田采用機抽的753口井中，有621口井的氣液比已經(jīng)達到200 m3/m3以上，氣體對泵效影響嚴重［12］。其次，在“雙炭”愿景下，CCUS已經(jīng)進入工業(yè)化應(yīng)用階段，國內(nèi)各大油田CO2EOR均進入中后期，氣竄導(dǎo)致的機采井井筒高氣液比問題嚴重，吉林油田和大慶油田等CO2EOR老區(qū)采出井井筒氣液比最高接近800 m3/m3［34］。

常規(guī)抽油泵在應(yīng)對高氣液比環(huán)境時，表現(xiàn)出了極大的不適應(yīng)性。其一，氣體進泵后，影響了泵內(nèi)液體的充滿程度，導(dǎo)致泵效急劇下降；其二，高氣液比條件下，抽油泵的游動閥和固定閥受氣體的影響，打開和閉合時存在延遲的現(xiàn)象。尤其是氣量較大時，氣體壓縮加劇，會造成氣鎖現(xiàn)象，使得抽油泵無法正常工作［513］。長柱塞防氣泵針對高氣液比的工作特點，在長泵筒的上部設(shè)計排氣孔，以提高泵筒的充滿程度，防止氣鎖。然而，長柱塞防氣泵適用氣液比界限未知，且缺少經(jīng)濟高效的評價手段，限制了其在現(xiàn)場應(yīng)用的推廣。

第53卷第2期伍興東，等：長柱塞防氣泵室內(nèi)試驗及模擬研究 石油礦場機械2024年3月針對上述問題，本文基于CFD方法，引入動網(wǎng)格技術(shù)，根據(jù)控制方程和波動方程，建立長柱塞防氣泵泵筒內(nèi)氣液瞬態(tài)流動和泵閥運動規(guī)律數(shù)值模型，開展室內(nèi)可視化試驗，驗證數(shù)值模型的準(zhǔn)確性，并模擬分析長柱塞防氣泵上、下沖程泵筒內(nèi)部氣液兩相流動規(guī)律，以及氣液比和沖程、沖次對泵效的影響，以明確長柱塞防氣泵的適用氣液比范圍，為高氣液比油井防氣工藝技術(shù)選型提供理論依據(jù)和技術(shù)支撐。

1數(shù)值模型建立

1.1幾何模型及網(wǎng)格劃分

1）幾何模型。

本文選用油田常用的長柱塞防氣泵作為研究對象，不考慮泵筒和柱塞間的間隙影響，認為泵筒的內(nèi)徑與長柱塞的外徑相等，將長柱塞防氣泵物理模型做一定簡化處理后的結(jié)構(gòu)參數(shù)如表1所示，并以此建立長柱塞防氣泵物理模型，具體模型如圖1所示。

表1長柱塞防氣泵主要技術(shù)參數(shù)

柱塞外徑/mm32 接箍內(nèi)徑/mm56 接箍長度/m0.60 排氣縫寬/m0.02排氣縫長/m0.10接箍位置泵筒中部

2）網(wǎng)格劃分。

長柱塞防氣泵內(nèi)流動復(fù)雜，尤其在固定閥、游動閥、排氣槽和排氣縫處。因此，考慮到網(wǎng)格的數(shù)量和關(guān)鍵位置處的計算精度，采用局部加密網(wǎng)格劃分技術(shù)，對流動復(fù)雜的區(qū)域進行加密處理，以保證計算結(jié)果的可靠性，網(wǎng)格劃分結(jié)果如圖2所示。

圖2長柱塞防氣泵網(wǎng)格劃分

1.2數(shù)值模型

式中：ui，uj為各時均速度分量，m/s；xi，xj為各坐標(biāo)分量，m；p為流體時均壓力，Pa；v為流體運動黏度，m2/s；u′iu′j為時均速度矢量分量，m/s。

考慮氣液通過長柱塞防氣泵的閥和排氣裝置處，會存在一定的湍流效應(yīng)。因此，為了準(zhǔn)確描述泵內(nèi)的湍流流動，選取計算精度高，且適用范圍廣的Standard k ε模型，其表達式如下：

式中：σk為k方程的湍流Prandtl數(shù)；Gk為由平均速度梯度引起湍動能的產(chǎn)生項，J /s；Gb為由浮力引起湍動能的產(chǎn)生項，J/s；YM為由于在可壓縮湍流過渡的擴散產(chǎn)生的波動，J/s。

1.3邊界條件及動網(wǎng)格控制方法

1）邊界條件設(shè)置。

在井下實際工況下，泵的環(huán)空存在一定的動液面，使得泵入口處具有一定的沉沒壓力，因此，需要根據(jù)真實井的掛泵深度和動液面高度，確定沉沒壓力，將泵入口邊界條件可以設(shè)置為壓力入口。防氣泵在柱塞做上、下沖程往復(fù)運動時，井筒內(nèi)是一個氣液被吸入泵筒，并排出流入油管，最終舉升至地面的過程。此時，防氣泵出口無法用壓力出口或者速度出口來進行表征，需要引入動網(wǎng)格技術(shù)，模擬柱塞的運動規(guī)律，以反應(yīng)不同沖程、沖次下泵出口的流動規(guī)律，從而來表征對應(yīng)的流量和壓力變化。

2）動網(wǎng)格控制方法。

控制長柱塞防氣泵內(nèi)部流場的關(guān)鍵是游動閥和固定閥的開啟和閉合，而閥的運動則由流場中的重力和壓力共同控制。為此，需要引入動網(wǎng)格技術(shù)，且根據(jù)閥的運動規(guī)律，編寫UDF程序，以模擬閥和柱塞的真實運動規(guī)律，耦合泵內(nèi)流場求解。其中，柱塞的運動規(guī)律可由波動方程進行描述，而固定閥和游動閥的開啟條件則可滿足如下公式：

∑ni=1FiAi-mg>0? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? （3）

式中：Fi為閥某一面積上受到的壓力或重力，N/m2；Ai為單位面積，m2；n為閥部分網(wǎng)格數(shù)；m為閥質(zhì)量，kg。

基于上述分析，閥開啟和閉合過程中的加速度可以表示為：

a=∑ni=1piAi-mgm? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? （4）

2模型驗證

2.1試驗裝置及回路

為了驗證本文所建立數(shù)值模型的可靠性，搭建了長柱塞防氣泵室內(nèi)可視化模擬試驗裝置，如圖3所示。試驗裝置主要由供氣系統(tǒng)、供液系統(tǒng)、測控系統(tǒng)和抽油機控制系統(tǒng)組成。其中，供氣系統(tǒng)由壓縮機和儲氣罐組成；供液系統(tǒng)包括離心泵和水箱；測控系統(tǒng)分別對應(yīng)井底和井口的液體流量計、氣體流量計和壓力計，通過測量分離器出口的液體流量和入口處的液體流量，以計算不同條件下的長柱塞防氣泵泵效；最后，抽油機控制系統(tǒng)通過抽油桿連接柱塞做上、下往復(fù)運動，模擬長柱塞防氣泵工作過程。氣液分別由供氣、供液系統(tǒng)提供，進入井筒后，由抽油機控制系統(tǒng)，通過長柱塞防氣泵將氣液抽至井口，從井口進入氣液分離器，分別計算氣、液流量數(shù)據(jù)，傳輸至無紙記錄儀保存。

2.2試驗現(xiàn)象及分析

圖4為不同氣液比下，長柱塞防氣泵入口處的氣液兩相流動現(xiàn)象。由圖4a和4b可以看出，泵入口處的流型為泡狀流，但是氣泡的數(shù)量和大小存在一定的差異，隨著氣GLR（氣液比）的增加，氣泡數(shù)量和尺寸均增大，氣液兩相流動過程中出現(xiàn)了明顯的氣泡并聚和破碎現(xiàn)象；如圖4c和4d所示，隨著氣液比GLR的進一步增加，泵入口處的流型由泡狀流直接轉(zhuǎn)變?yōu)榱藬噭恿?，井筒中氣液兩相流動呈現(xiàn)為典型的震蕩流動，氣液兩相分布復(fù)雜，氣體空隙率進一步增大，長柱塞防氣泵的充滿程度大幅降低。整個試驗過程井筒中僅觀察到了泡狀流和攪動流，而沒有發(fā)現(xiàn)明顯的段塞流，這是由于為了更接近井筒真實工況，試驗管柱采用內(nèi)徑為62 mm的有機玻璃管，由于管徑過大，在該管徑下難以產(chǎn)生段塞流。

圖4不同氣液比下，長柱塞防氣泵吸入口處流動快照

圖5為不同氣液比下，長柱塞防氣泵排氣孔處的氣液兩相流動現(xiàn)象。由圖5a和5b可以看出，當(dāng)GLR在25～100 m3/m3范圍內(nèi)時，氣液比較小，排氣孔處的氣體以小氣泡為主 ，并且以間歇的方式將泵內(nèi)氣體排至環(huán)空；如圖5c和5d所示，當(dāng)GLR在325～750 m3/m3范圍內(nèi)時，泵入口變?yōu)閿噭恿鳎罅繗怏w進泵，此時，觀察到排氣孔處的氣體以大氣泡為主，且處于連續(xù)排氣的狀態(tài)。

圖5不同氣液比下，長柱塞防氣泵排氣口處流動快照

2.3模擬結(jié)果對比分析

圖6為不同氣液比下，長柱塞防氣泵模擬結(jié)果與試驗結(jié)果的對比。從模擬結(jié)果來看，由于數(shù)值模型僅建立防氣泵內(nèi)部流場，無法表征氣液兩相進入泵前油管中的氣液兩相流動特性。因此，泵效隨氣液比變化曲線中數(shù)值模擬計算泵效較相同條件下試驗測試泵效略高，但模擬結(jié)果整體與試驗結(jié)果較為一致，能夠準(zhǔn)確地反應(yīng)出泵效隨氣液比的變化關(guān)系。通過將不同氣液比下的模擬值與試驗值進行對比，結(jié)果表明，本文建立的數(shù)值模型能夠較為準(zhǔn)確地模擬不同工況下長柱塞防氣泵的泵效，與試驗測試數(shù)據(jù)對比，計算結(jié)果平均絕對百分誤差為5.84%。

圖6相同條件下模擬泵效與試驗測試泵效對比

3數(shù)值模擬分析

3.1上、下沖程分析

3.1.1上沖程模擬結(jié)果分析

為了更清楚地分析上沖程過程中，氣液兩相在泵筒中的流動規(guī)律，可以將上沖程階段柱塞帶動游動閥未經(jīng)過排氣槽和經(jīng)過排氣槽后的兩個階段來進行描述，以明確各階段氣液分布和流動規(guī)律。

1）游動閥通過排氣槽前。

上沖程過程中游動閥未通過排氣槽前泵筒內(nèi)壓力和液相分布如圖7所示。從圖7a中可以看出，長柱塞防氣泵的游動閥未通過排氣槽時，泵筒內(nèi)的壓力分布呈現(xiàn)出下降的趨勢，這是由于游動閥向上運動，固定閥逐漸開啟，井筒中的氣液混合物被吸入泵筒中，導(dǎo)致壓力下降；圖7b為液相分布云圖和矢量圖，此時，游動閥將泵筒和排氣槽接箍相隔離，游動閥上部為液體。但從矢量圖可以看出，在與套管相連的排氣縫處，由微弱的氣體排出現(xiàn)象，可能是上次排氣過程中殘留在排氣槽中的氣體在壓力變化下造成的體積變化。

圖7上沖程過程中游動閥未通過排氣槽前泵筒內(nèi)壓力和液相分布

2）游動閥通過排氣槽后。

圖8 為上沖程過程中游動閥通過排氣槽后的液相體積分數(shù)云圖及矢量圖，從圖8a中可以看出，柱塞帶動游動閥向上通過排氣槽后，再壓差的作用下，排氣槽中的部分氣體又重新回到泵筒中。隨著排氣槽中流體不斷回流至泵筒中，泵筒內(nèi)的壓力增加，最終在泵筒和環(huán)空的壓力處于一個平衡狀態(tài)時，氣體將不再回流。此時，如圖8b所示，由于固定閥自身存在一定的重力，在該條件下，固定閥將處于關(guān)閉狀態(tài)。

圖8上沖程過程中游動閥通過排氣槽后泵筒內(nèi)液相分布變化

3.1.2下沖程模擬結(jié)果分析

同理，下沖程過程中，也需要將整個過程分為游動閥未經(jīng)過排氣槽前和已經(jīng)過排氣槽后兩個階段來進行分析。

1）游動閥通過排氣槽前。

圖9 為下沖程過程中游動閥通過排氣槽前液相體積分數(shù)云圖及矢量圖，從圖9中可以看出，整個下沖程過程中，實際上是長柱塞防氣泵的一個排氣過程，柱塞帶動游動閥下行，將泵筒內(nèi)的氣體壓入排氣槽，再由排氣槽聯(lián)通排氣縫，最終排至環(huán)空中，起到防氣的作用。在這個過程中，由于密度大的液體向下運動速度高于較輕的氣體，氣體比液體更容易轉(zhuǎn)向，氣體主要從排氣槽進入接箍，而液體向下運動進入泵筒底部，為下一個上沖程抽汲做準(zhǔn)備。

圖9下沖程過程中游動閥通過排氣槽前泵筒內(nèi)的液相分布

2）游動閥通過排氣槽后。

圖10 為下沖程過程中游動閥通過排氣槽后的液相體積分數(shù)云圖及矢量圖。隨著柱塞帶動游動閥進一步向下運動，如圖10a所示，游動閥快抵達排氣槽位置時，大量氣體持續(xù)被壓入排氣槽中；如圖10b所示，當(dāng)游動閥完全通過排氣槽，泵筒和排氣槽再一次成為兩個相對獨立的封閉空間，在排氣槽內(nèi)，氣液混合物在重力的作用下，進行氣液分離，液體堆積在排氣槽底部，氣體向上流動，由排氣縫流入環(huán)空。

3.2氣液比影響分析

圖11為不同氣液比下，長柱塞防氣泵泵效的變化關(guān)系曲線，從圖中可以看出，變化過程可以分為“下降-快速下降-平緩下降”3個區(qū)域，分別用Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ和Ⅳ在圖11中表示；其中，造成區(qū)域Ⅰ泵效下降的原因是由于氣體開始流入管柱，氣泡較小，流動速度較慢，泵在抽吸過程中，幾乎將全部的氣體吸入泵中；區(qū)域Ⅱ中出現(xiàn)泵效隨氣液比快速下降的現(xiàn)象，其原因是由于此時泵吸入口處的流型由段塞流轉(zhuǎn)變?yōu)閿噭恿?；隨著氣液比繼續(xù)增加，區(qū)域Ⅲ中泵效下降趨勢略有平緩。以泵效為30%作為油田開發(fā)過程中的極限經(jīng)濟泵效，對應(yīng)長柱塞防氣泵的適用氣液比界限為400 m3/m3。

3.3沖程、沖次影響分析

不同沖程、沖次下長柱塞防氣泵泵效隨氣液比變化關(guān)系如圖12所示，模擬結(jié)果表明沖程、沖次為1 m×3.46 min-1時，所對應(yīng)的泵效最高，當(dāng)氣液比開始增加，較長沖程表現(xiàn)出較差的適應(yīng)性，這是由于泡狀流下，氣泡運動較慢，長沖程提供了較大的抽吸力，較短沖程相比，使得入泵氣體更多；隨著氣液比進一步增加，泵入口處流型變?yōu)閿噭恿鲿r，短沖程、高沖次表現(xiàn)出更好的適應(yīng)性，由于攪動流的氣液兩相流動特征，使得短沖程、高沖次這種工作制度，有更大幾率躲避氣體對泵效帶來的影響。

圖12不同沖程、沖次下長柱塞防氣泵泵效隨氣液比變化關(guān)系

4 結(jié)論

1）選用油田常用的長柱塞防氣泵作為研究對象，通過適當(dāng)簡化處理，繪制了物理模型和網(wǎng)格模型；采用CFD方法，引入動網(wǎng)格技術(shù)，基于時均NS控制方程和波動方程，建立長柱塞防氣泵氣液瞬態(tài)分布和泵閥運動規(guī)律數(shù)值模型。

2）搭建長柱塞泵室內(nèi)模擬試驗裝置，開展室內(nèi)可視化試驗，試驗觀察到泵入口處的流型為泡狀流和攪動流；基于試驗測試數(shù)據(jù)驗證了數(shù)值模型的準(zhǔn)確性，與試驗測試數(shù)據(jù)對比，本文建立的數(shù)值模型計算平均誤差為5.84%。

3）模擬分析結(jié)果表明：長柱塞防氣泵泵效變化過程可以分為“下降-快速下降-平緩下降”3個區(qū)域，極限經(jīng)濟泵效對應(yīng)的氣液比為400 m3/m3；泵吸入口為泡狀流時，氣泡流動較慢，較長沖程吸入更多氣體，表現(xiàn)出較差的適應(yīng)性；短沖程、高沖次工作制度有更大幾率躲避氣體對泵效帶來的影響。

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