長柱塞防氣泵室內試驗及模擬研究

伍興東 李寧博 王照之 冷遠 陳建華

摘要：目前國內各油田開發逐步進入中后期，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計排氣結構，使進泵氣體由此返回環空，達到防止氣鎖和提高泵效的目的。然而，由于適用界限未知，且缺少經濟高效的評價手段，限制了其推廣應用。采用CFD方法，引入動網格技術，基于控制方程和波動方程，建立長柱塞防氣泵泵筒內氣液瞬態流動和泵閥運動規律數值模型；開展室內可視化試驗，驗證了建立數值模型的準確性，模型平均誤差為5.84%；基于數值模型，模擬分析了長柱塞防氣泵上、下沖程泵筒內部氣液兩相流動規律，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，當氣液比大于400 m3/m3時，長柱塞防氣泵泵效低于經濟泵效。

關鍵詞：高氣液比；防氣泵；可視化試驗；CFD；泵效

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

我國油田開發方式復雜，且多數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。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已經進入工業化應用階段，國內各大油田CO2EOR均進入中后期，氣竄導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老區采出井井筒氣液比最高接近800 m3/m3［34］。

常規抽油泵在應對高氣液比環境時，表現出了極大的不適應性。其一，氣體進泵后，影響了泵內液體的充滿程度，導致泵效急劇下降；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象。尤其是氣量較大時，氣體壓縮加劇，會造成氣鎖現象，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，且缺少經濟高效的評價手段，限制了其在現場應用的推廣。

第53卷第2期伍興東，等：長柱塞防氣泵室內試驗及模擬研究 石油礦場機械2024年3月針對上述問題，本文基于CFD方法，引入動網格技術，根據控制方程和波動方程，建立長柱塞防氣泵泵筒內氣液瞬態流動和泵閥運動規律數值模型，開展室內可視化試驗，驗證數值模型的準確性，并模擬分析長柱塞防氣泵上、下沖程泵筒內部氣液兩相流動規律，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選型提供理論依據和技術支撐。

1數值模型建立

1.1幾何模型及網格劃分

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構參數如表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參數

柱塞外徑/mm32 接箍內徑/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）網格劃分。

長柱塞防氣泵內流動復雜，尤其在固定閥、游動閥、排氣槽和排氣縫處。因此，考慮到網格的數量和關鍵位置處的計算精度，采用局部加密網格劃分技術，對流動復雜的區域進行加密處理，以保證計算結果的可靠性，網格劃分結果如圖2所示。

圖2長柱塞防氣泵網格劃分

1.2數值模型

式中：ui，uj為各時均速度分量，m/s；xi，xj為各坐標分量，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。因此，為了準確描述泵內的湍流流動，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；Gk為由平均速度梯度引起湍動能的產生項，J /s；Gb為由浮力引起湍動能的產生項，J/s；YM為由于在可壓縮湍流過渡的擴散產生的波動，J/s。

1.3邊界條件及動網格控制方法

1）邊界條件設置。

在井下實際工況下，泵的環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置為壓力入口。防氣泵在柱塞做上、下沖程往復運動時，井筒內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，需要引入動網格技術，模擬柱塞的運動規律，以反應不同沖程、沖次下泵出口的流動規律，從而來表征對應的流量和壓力變化。

2）動網格控制方法。

控制長柱塞防氣泵內部流場的關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，需要引入動網格技術，且根據閥的運動規律，編寫UDF程序，以模擬閥和柱塞的真實運動規律，耦合泵內流場求解。其中，柱塞的運動規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為閥部分網格數；m為閥質量，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值模型的可靠性，搭建了長柱塞防氣泵室內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、供液系統、測控系統和抽油機控制系統組成。其中，供氣系統由壓縮機和儲氣罐組成；供液系統包括離心泵和水箱；測控系統分別對應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，抽油機控制系統通過抽油桿連接柱塞做上、下往復運動，模擬長柱塞防氣泵工作過程。氣液分別由供氣、供液系統提供，進入井筒后，由抽油機控制系統，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、液流量數據，傳輸至無紙記錄儀保存。

2.2試驗現象及分析

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，但是氣泡的數量和大小存在一定的差異，隨著氣GLR（氣液比）的增加，氣泡數量和尺寸均增大，氣液兩相流動過程中出現了明顯的氣泡并聚和破碎現象；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變為了攪動流，井筒中氣液兩相流動呈現為典型的震蕩流動，氣液兩相分布復雜，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，而沒有發現明顯的段塞流，這是由于為了更接近井筒真實工況，試驗管柱采用內徑為62 mm的有機玻璃管，由于管徑過大，在該管徑下難以產生段塞流。

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象。由圖5a和5b可以看出，當GLR在25～100 m3/m3范圍內時，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氣體排至環空；如圖5c和5d所示，當GLR在325～750 m3/m3范圍內時，泵入口變為攪動流，大量氣體進泵，此時，觀察到排氣孔處的氣體以大氣泡為主，且處于連續排氣的狀態。

圖5不同氣液比下，長柱塞防氣泵排氣口處流動快照

2.3模擬結果對比分析

圖6為不同氣液比下，長柱塞防氣泵模擬結果與試驗結果的對比。從模擬結果來看，由于數值模型僅建立防氣泵內部流場，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，但模擬結果整體與試驗結果較為一致，能夠準確地反應出泵效隨氣液比的變化關系。通過將不同氣液比下的模擬值與試驗值進行對比，結果表明，本文建立的數值模型能夠較為準確地模擬不同工況下長柱塞防氣泵的泵效，與試驗測試數據對比，計算結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數值模擬分析

3.1上、下沖程分析

3.1.1上沖程模擬結果分析

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律，可以將上沖程階段柱塞帶動游動閥未經過排氣槽和經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，泵筒內的壓力分布呈現出下降的趨勢，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，泵筒內的壓力增加，最終在泵筒和環空的壓力處于一個平衡狀態時，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，固定閥將處于關閉狀態。

圖8上沖程過程中游動閥通過排氣槽后泵筒內液相分布變化

3.1.2下沖程模擬結果分析

同理，下沖程過程中，也需要將整個過程分為游動閥未經過排氣槽前和已經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，將泵筒內的氣體壓入排氣槽，再由排氣槽聯通排氣縫，最終排至環空中，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備。

圖9下沖程過程中游動閥通過排氣槽前泵筒內的液相分布

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，大量氣體持續被壓入排氣槽中；如圖10b所示，當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，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個區域，分別用Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ和Ⅳ在圖11中表示；其中，造成區域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；區域Ⅱ中出現泵效隨氣液比快速下降的現象，其原因是由于此時泵吸入口處的流型由段塞流轉變為攪動流；隨著氣液比繼續增加，區域Ⅲ中泵效下降趨勢略有平緩。以泵效為30%作為油田開發過程中的極限經濟泵效，對應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系如圖12所示，模擬結果表明沖程、沖次為1 m×3.46 min-1時，所對應的泵效最高，當氣液比開始增加，較長沖程表現出較差的適應性，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，泵入口處流型變為攪動流時，短沖程、高沖次表現出更好的適應性，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系

4 結論

1）選用油田常用的長柱塞防氣泵作為研究對象，通過適當簡化處理，繪制了物理模型和網格模型；采用CFD方法，引入動網格技術，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分布和泵閥運動規律數值模型。

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

3）模擬分析結果表明：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個區域，極限經濟泵效對應的氣液比為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，表現出較差的適應性；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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