不关井分体式排水采气柱塞结构优化研究

张井龙 王尊策 徐 艳 刘春璐

（1.东北石油大学机械科学与工程学院；2.黑龙江省石油石化多相介质处理及污染防治重点实验室）

随着石油储备日益减少、 开采难度越来越大，天然气已经成为当今社会生产和生活中不可或缺的清洁能源。 随着储层压力下降，气田产气量下降，产气井不同程度地形成积液，造成减产，甚至“压死”，最终导致水淹停产［1～3］。

柱塞排水采气技术在国内外应用较成熟、广泛，也是最经济有效的气井排水采气技术之一［4～6］。 它是在井筒中柱塞作为气、液两相之间的机械隔离界面，能够较好地防止气体窜流和液体回落。 常规柱塞举升一次后，需长时间关井，等待柱塞下落和压力恢复，影响排水效率和气井连续生产。 分体式柱塞为不关井式柱塞，可实现连续气举。 其柱塞体与密封体依靠自重下落，到达井底柱塞缓冲座后， 柱塞体和密封件组合为一体，形成密封。 井底天然气压力逐渐恢复使柱塞上下部形成压差，推动柱塞上行，将柱塞上部液体举升到地面。 柱塞运行至井口后，二者分离，再次下落，并不断循环。

分体式柱塞在目前的应用中存在以下问题：当产气量较大时，分体式柱塞下井速度较慢或无法下井［1］；存在气体滑脱、液体漏失而导致密封性差的问题。 因此，应进行必要的优化设计，根据密封机理应对柱塞外壁环槽进行优化设计来提升密封性能与下井速度能力，进而提高排水采气效率。

为了提高柱塞密封性能，国内外学者开展了一系列研究。 段进贤等采用数值计算的方法对开槽与未开槽柱塞进行数值计算，以气窜速度为评价依据，证实了开槽柱塞的密封性能更好［7，8］。 李庭玉进一步对柱塞外部矩形环槽的结构参数和数量进行了优选［9］。刘永辉等利用Fluent软件模拟了5种形式的密封槽结构， 结果表明直角梯形槽产生的节流作用最为显著［6］。 Longfellow N等对水平井柱塞进行优化设计，提出密封槽与喷射孔相结合的方法以提高柱塞外部湍流密封能力［10］。 笔者以数值计算与室内实验相结合的方法，开展分体式柱塞密封性能与下井能力的研究，对其内外部结构进行优化设计。

1 分体式柱塞性能评价方法

1.1 密封性能评价方法

以柱塞结构的阻力系数CD作为评价柱塞密封性能的指标［10］，其表达式如下：

式中 A——柱塞在来流方向上的面积，m2；

F——阻力，N；

V——流体与柱塞间的相对速度，m/s；

ρ——流体密度，kg/m3。

当柱塞被举升时，作用力来自于驱动柱塞上升的气流。 在一定的速度与密度范围内，阻力系数基本为定值，其数值越大，代表柱塞对流经的流体阻碍作用越明显，密封性能就越好。

1.2 下井能力评价方法

柱塞下行时，作用力同样来自于柱塞通过油管中气体或液体时产生的阻力，以重力与阻力平衡时的柱塞下行速度v作为评价指标：

式中 Aap——环空投影面积，m2；

At——油管面积，m2；

vg——入口速度，m/s。

2 计算模型

2.1 数学计算模型

假设系统不存在热交换，无需满足能量守恒定律。 同时，在仅考虑不可压流动状态下，忽略重力作用的影响，湍流瞬时控制方程可以简化为如下形式［11］：

由于柱塞为内外部不规则的棒状结构，从而导致柱塞周围流体流动状况比较复杂。 RNG k-ε模型是标准k-ε模型针对模拟强旋流或者有弯曲壁面的流动出现失真问题的改进模型，用于柱塞内外部流场的模拟，是一种较为理想与经济的模型。

其中，μeff=μ+μt，μt=ρCμk2/ε，Cμ=0.0845，αk=αε=1.39，C*1ε=C1ε-η（1-η/η0）/（1+βη3），C1ε=1.42，C2ε=1.68，η=2（Eij·Eij）1/2k/ε，Eij=（∂ui/∂xj+∂uj/∂xi）/2，η0=4.377，β=0.012。

在基本控制方程与湍流模型的基础上，通过编写UDF程序， 实现柱塞在油管中运行的数值模型。 柱塞在油管内运动的动网格计算为典型的被动型动网格，即其边界运动规律是未知的，利用六自由度模型（6DOF）计算边界上的力，以受力平衡为依据，求取边界的运动。

2.2 流动介质特性

以甲烷作为数值计算的流动介质，以天然气体积系数Bg计算井筒内天然气密度ρNC，即：

式中 p——井筒压力；

T——井筒温度；

Z——气体偏差系数；

ρSC——地面标准条件下天然气的密度。

3 分体式柱塞内外部结构对柱塞性能影响规律的数值分析

3.1 柱塞外部环槽结构的优化

3.1.1 环槽结构对密封性能的影响

柱塞表面加工有一定形状的环槽，当流体流经柱塞表面时， 会产生不同程度的涡流或湍流，降低流体流动所具有的能量， 从而达到密封效果。 利用所建立的数值计算模型，在相同的边界条件（速度入口，流量100 000m3/d；压力出口，压力3MPa，环境温度55℃）下，计算不同槽形、结构参数对流体流动的影响，通过流体流动形态和流动阻力来评价柱塞的紊流密封效果，不同密封槽结构参数见表1。

表1 不同密封槽结构参数

以油田常用的23/″8英寸油管为井筒，油管内径为62mm，参考现有柱塞结构，密封环槽结构外径统一选取59.3mm。对表1中4种结构进行二维网格划分，并对间隙内网格进行加密处理，槽内网格采用边界适应性更好的非结构网格，其网格划分情况如图1所示。

图1 不同密封槽结构网格划分情况

图2 不同密封槽形下局部速度矢量图

通过对比观察每种槽形下的局部速度矢量图（图2）可以发现，涡流对流体流速的影响较大，当流体刚好流过槽的左壁面时，槽中由于涡流引起的低速流体沿壁面向上流动与上部流体混合，导致间隙中靠近槽一边的流体流速降低；当流体继续流动到达槽的右壁面时，在壁面的阻挡作用下流体流速进一步降低，其中一部分流体沿右壁面向下流动，形成涡流，另一部分流体减速后继续向前流动。 在整个流动过程中，槽中不断地形成涡流，从而对流体的正常流动造成一定程度的干扰，使得流动更加困难。

图3 不同密封槽结构的阻力系数

如图3所示，4种密封槽结构产生的阻力系数由大到小依次为：圆弧形槽、正直角梯形槽、矩形槽和反直角梯形槽。 因矩形槽和反直角梯形槽未形成足够的涡旋强度，故其阻力系数要明显的小于其他两种槽型，其中反直角梯形的阻力系数最小。

3.1.2 圆弧形密封槽尺寸对密封性能的影响

以圆弧形槽结构为基础，开展槽深、槽宽对密封性能影响规律的研究，以优选环槽尺寸。 圆弧形槽的结构示意如图4所示。 通过调整圆弧形槽的槽宽和槽深实现圆弧形槽结构的优化组合，设计的优化参数组合见表2。

图4 圆弧形密封槽结构示意图

表2 圆弧形密封槽结构优化

由图5可以看出， 随着圆弧形密封槽槽深的增加，其密封性能有所提高。 由于分体式柱塞内部孔径比较大，为了保证一定的强度，不能一味地增加槽深，结合槽宽对密封性能的影响规律曲线，选槽深7mm、槽宽16mm的圆弧形槽为优化结构。

图5 不同圆弧形槽的阻力系数

3.2 柱塞内孔结构的优化

分体式柱塞内孔主要为柱塞下井提供通道，使之能在不关井的情况下顺利下入井内。 外壁以密封性能最好的圆弧形槽为密封结构，设计分体式柱塞外部结构。 参考文丘里喷嘴结构，设计柱塞内孔结构，其基本结构如图6所示，由左至右依次为收缩段、喉管段与扩散段，其关键参数为收缩角α、喉管直径d和扩散角β。

图6 文丘里管结构示意图

最终设计文丘里内孔结构柱塞如图7所示。并设计相同外壁结构的通孔型柱塞作为对照模型，其结构如图8所示。

图7 文丘里内孔分体式柱塞结构示意图

图8 通孔型分体式柱塞结构示意图

根据油管与柱塞尺寸，参考常用文丘里管结构参数设计了结构参数组合（表3），采用L16（43）正交实验组合，以下井速度为优化目标，开展基于数值计算的正交实验分析，正交实验方案与结果分析见表4，对正交实验结果进行方差分析，结果列于表5。

表3 正交实验因素水平

表4 正交实验方案与结果分析

（续表4）

表5 方差分析表

从表5中F值和临界值比较看出，A因素影响显著，B因素影响极显著，C因素影响不显著；各因素按重要性排序为喉管直径＞收缩角＞扩散角，在不考虑交互作用的情况下，优方案应取各因素最大K值所对应的水平，即为A4B3C3。 由于正交表中没有A4B3C3方案， 对该方案进行验证计算，得到该方案下井速度为3.28m/s。 相同条件下，通孔型分体式柱塞的下井速度仅为2.27m/s，文丘里内孔柱塞下井速度提升了44%， 表明文丘里型内孔显著地提升了分体式柱塞的下井能力。 因此，最终确定各因素最优水平值分别是收缩角50°，喉管直径32mm，扩散角16°。

3.3 优化后分体式柱塞内外流场及运行规律分析

柱塞体在气体中运行时内外速度场如图9所示，内孔采用了文丘里结构，在内孔处形成了更高的速度。 因为内孔收缩角合理的设计，使高速区主要位于渐扩的锥段内，所以形成的节流作用并不十分显著。

对优化后分体柱塞结构在不同工况下的下井规律进行了数值计算，得到了不同压力下的分体柱塞下井速度。 由图10可以看出，在井筒压力较小的情况下，分体式柱塞在不同产气量下的下井速度变化很大。 而随着井筒压力增加，则基本趋于稳定。 较大的工况范围内，分体柱塞下井速度都可以保持在一个较为合理的范围，保证了柱塞的高效运行。

图9 优化柱塞结构在气体中运行的速度分布

图10 优化后分体柱塞在不同工况下的下井速度

4 分体式柱塞性能的实验研究

对分体式柱塞性能进行实验研究，所采用的实验系统如图11所示，本实验装置主体管路为有机玻璃材料，便于观察与测量。 实验介质为压缩空气，井筒底部与顶部分别安装压力与流量的计量装置。

图11 实验系统示意图

对数值分析中优化选取的分体式柱塞外部密封环槽结构开展密封性能的室内实验研究，对数值计算的结果进行验证，并进一步分析其密封性能。

分别选取矩形槽、圆弧形槽、正直角梯形槽和反直角梯形槽结构开展实验，具体的结构参数为槽深7mm，槽宽16mm，槽底宽（正、反梯形槽）8mm。

在有机玻璃模拟井筒内对不同环槽组合结构进行启动压力与启动流量的测试。 以各结构刚开始运行为依据，确定每种结构的最小启动压力与流量，相同压力下启动流量更小或相同流量下启动压力更小的结构其密封性能更优。 不同工况下各结构的启动流量与阻力系数曲线分别如图12、13所示，结果与数值计算规律一致，与其他槽结构相比，相同条件下，圆弧形密封槽柱塞结构的启动流量更低，阻力系数更大。

图12 不同槽形启动流量

按优化后分体式柱塞结构加工分体式柱塞，开展分体式柱塞运行和排液的室内实验，以验证柱塞密封与排液性能。 实验结果表明，分体式塞能够顺利完成上行排液、 不关井自动回落过程，可成功实现不关井连续排液，在实验条件下单次即可将井筒内的液体全部排出， 液体基本无漏失。 对排液性能进行测试，分体式柱塞具有良好的排液效果，单次排液后，除了管壁少量附着的液体滑落下来之外， 绝大多数液体均被排出，而且实验工况下其排液漏失量均在1.00%以下（图14）。

图13 不同槽形阻力系数

图14 分体式柱塞单次排液漏失量占比

5 结论

5.1 柱塞在油管中运行时，外部环槽内形成了干扰环隙内流体流动的涡，从而达到湍流密封的效果。

5.2 以阻力系数为判别依据，对柱塞外部环槽的密封性能进行了评价，得出圆弧形槽为密封性能较优结构， 并确定其最优结构参数为槽深7mm，槽宽16mm。

5.3 以提升柱塞下井速度为目标，对分体式柱塞内孔结构开展了正交实验分析。 确定收缩角50°、喉管直径32mm、 扩散角16°的文丘里内孔为最优柱塞内孔结构，相比通孔型柱塞，下井速度提升了44%。

5.4 开展了密封结构的验证性实验与分体式柱塞运行及排液实验，验证了圆弧形槽为最优密封结构，优化设计出的分体式柱塞具有良好的排液性能。