气井井口快速解堵一体化装置研制与应用

2020-11-17雷建永杨全蔚

化工设计通讯 2020年11期

刘鹏，雷建永，杨全蔚，王宏

（中国石油长庆油田分公司第二采气厂工艺所，陕西榆林 719000）

长庆油田第二采气厂地处鄂尔多斯盆地，新投产气田主要采用“井下节流、井口不加热、不注醇、中低压集气、井口带液计量、井间串接、常温分离、二级增压、集中处理”等独具特色的苏里格气田地面工艺建设模式[1-2]。由于冬春季节持续时间长、气温低，气井生产投产实施过程中井筒和地面易堵塞，严重影响气井的正常生产和产能的发挥，尤其是冬季供气高峰期，如何快速解堵，降低气井非正常关井次数，是提高气井开井时率，保证气井产能和生产安全的基础。

统计分析第二采气厂127口新投产易堵气井的生产情况，堵塞的主要原因是气井快速投产前放喷不彻底，投产后气井压裂砂、压裂返排液、地层液等进入井筒和集气管线，导致井筒和集气管线堵塞，以及生产中因气井和集气管线参数变化导致的管线积液、天然气水合物、固体杂质等堵塞井筒和管线和冬季局部冰堵等，重点是生产初期砂堵和积液堵塞，严重影响气井井筒和集气管线的生产时效和安全。因此，本文针对气井投产初期的返排砂和积液堵塞问题，创新研制集快速返排、高效气液固分离、加热防冻、调压和智能控制等功能于一体的气井井口快速解堵装置。一方面通过装置应用，快速排出近井地带残余压裂液和积液，保证气井的产能发挥，是气井测试阶段的有益补充；另一方面，通过井口多相分离处理，避免砂和液进入集气管线，根本上解决集气管线积液带来的冻堵和集气效率问题，为气井的安全生产和集气管线的高效集输奠定基础。

1 设计参数的确定

统计127余口易堵气井（全为井下节流气井）生产参数（图1），井口油压为1.1～8.7MPa，平均油压为4.03MPa，井口套压为2.3～15.2MPa，平均套压为7.96MPa，气井产气量为0.11～ 4.84×104m3/d，平均产气量为1.4×104m3/d，平均气水比为0.6m3/104m3，气井压裂砂粒直径为0.425～0.85mm，单井日出砂量约为250mL，气井井口平均流动温度为4～12℃，天然气相对密度为0.59，临界压力为4.6MPa，临界温度为196K。

图1 易堵气井生产动态

结合易堵气井快速投产和解堵的需要，综合考虑气井生产压力、产量、环境参数和现场实施条件，确定装置的设计参数为：处理气量5×104m3/d，处理液量1m3/h，除砂端设计压力10MPa，气液分离端设计压力4.0MPa，装置整体成撬，在易堵气井间移动作业。

2 工艺方案及工作过程分析

根据装置设计参数及功能需求，确定快速解堵一体化装置由高压分砂、流体电加热（电水套炉）、调压、T 型缓冲气液分离等主要功能单元组成，如图2所示。主要工艺方案如下：①装置前端利用高效除砂装置，利用重力沉降和过滤分离原理实现砂的分离，内部采用耐磨陶瓷，提高除砂器的安全可靠性；②装置后端采用T 型管式缓冲、重力沉降和聚集分离机理，实现气液高效缓冲、段塞捕集和聚集分离，通过与移动放空火炬撬配套使用或将分离接入集气管网，实现快速放空解堵或井口气的回收利用；③装置除砂单元和气液分离单元之间配置减压装置，T 型缓冲气液分离器为中压，保证后端容器安全和快速排液；④自备汽油发电机，提供减压前气液介质加热水套炉的电加热负荷，以及保温防冻和控制系统的电力，电加热水套炉根据监测调压阀后气流温度自动进行加热电流调节；⑤装置进口设置电动紧急截断阀，预防快速解堵后气井井口油压快速上升导致装置超压的风险，高压和中压端均设置压力监控装置，与电动紧急截断阀连锁控制。

图2 装置工艺方案

装置工作过程：气井出口气液混合物（含压裂砂）依次经过截断球阀、电动紧急截断阀进入除砂器，分砂后的气液混合物进入电加热水套炉盘管，加热后经减压阀减压后的气液混合物进入T 型缓冲气液分离器器，T 型缓冲段分离出的气相进入气液分离器的重力沉降段，经捕雾段（碰撞分离）接入集气管路或放空火炬撬，分离出的液相经液位控制排入撬底座短暂存储，通过污水罐车外运，避免液相进入集气管道导致管线积液。

3 主要设备选型

1）除砂器

气井生产初期的压裂返排砂可能引起下游管线、节流管汇、分离器、加热炉、阀门等地面设备堵塞，产生诸如增加设备、加大管线清砂和维修工作量、危害人体健康、污染环境等一系列问题。在井口快速解堵一体化装置设置除砂器，可有效保护气田地面系统设备免受高速含砂流体的冲蚀，减少对下游地面设备的损害，防止出砂堵塞管线或设备，保障地面集气的安全可靠。

该气田压裂返排砂按粒径划分基本上属于粗粒砂（1～ 0.5mm），考虑一体化装置要在多口井移动服务，由于不同井之间出砂浓度、砂砾尺寸都不尽相同，而且气井快速解堵过程中工况不稳定，为了确保除砂器操作条件及使用性能具有广泛适应性，因此采用重力沉降和过滤分离除砂工艺，除砂器结构采用立式结构，如图3所示。

图3 除砂器结构图

2）电加热水套炉

根据易堵气井井口操作环境、生产工况条件及装置移动作业需要，结合电加热水套炉热效率高、干净清洁、易于控制和适应性强等特点，确定采用电加热水套炉对除砂后的介质进行加热。电加热水套炉由电加热器、水套炉壳体、受热盘管、控制操作盘和配管系统等构成，如图4所示，与常规水套加热炉相比，除供热热源不同外，加热原理相同。通过控制水浴温度来控制传热温度梯度，将电加热水套炉出口介质温度与设定值控制在±1℃内，以满足调压和防冻堵的需要。

图4 电加热水套炉结构图

气田生产初期易堵气井的典型特征是工况不稳定、存在严重段塞流，为了实现快速排液和减少液相进入集气管道，最有效的办法是提高气液分离器效率。为此，采用T 型缓冲和气液分离合一设备（图5），连接多个T 型管形成一种结构紧凑、体积小的多相流预分离装置[3-6]，通过结构进行优化，提高段塞缓冲能力和预分离效果，使大量气相直接进入分离器后端，最大程度减少液面波动和气液掺混机会，提高气液分离效果，降低管线积液堵塞风险。

3）T 型缓冲气液分离器

气液分离器结构见图5。

图5 气液分离器结构图

4）配管及辅助系统

（1）为了实现快速放空，除砂器和电水套加热炉配管与气井油管尺寸一致，后续气相出口采用DN100 的管道，避免后续节流，影响气井快速解堵。分离器液相排出端配管为DN25，配套阀门包括截断阀、紧急截断电动阀、减压阀、安全阀等，根据设计压力等级、配管尺寸及阀门选用手册[7]配备。

（2）控制系统采用防爆控制箱，参数监测和PLC 置于防爆箱内，发电机固定于撬上，使用时从撬上卸下，放到安全距离以外，通过防爆电缆连接到控制箱上。

（3）装置设备采用内涂层防腐和牺牲阳极防腐方案，底撬、碳钢管道及管道支吊架采用涂层防腐，底漆采用醇酸防锈底漆，面漆采用醇酸磁漆。

4 关键工艺参数的确定

1）除砂器结构尺寸因为出砂量与天然气的体积流量相比要小得多，因此气井井筒中的流动属于稀疏气固两相流，也就是从流态化的角度来看，气相与固相的密度之比很小，固相颗粒的体积浓度可以忽略不计；颗粒相受到管壁的摩阻及固相颗粒之间相互影响作用也忽略不计，则砂粒的沉降速度计算式[8]为：

式中，w为砂粒沉降速度，m/s；Dm为砂粒直径，μm；ρW和ρL分别为重质和轻质相的密度，kg/m3；CD为阻力系数，无量纲。根据设计基础数据，利用公式（1）计算得到压裂返排砂在气相中的最小沉降速度为0.882m/s，在液相（水）中的最小沉降速度为0.808m/s。参照立式分离器直径计算方法[9]计算除砂器直径：

式中，D为除砂器直径，m；Qgk为气体工况流量，m3/s；η为除砂器截面积的利用系数，无量纲，一般取0.75～0.8。根据设计基础数据，利用公式（2）计算得到除砂器的直径为171.82mm，考虑压力和工况的变化，取除砂器直径为250mm，除砂器筒体高度不小于1 000mm，内部滤砂网选用50目。

2）电加热水套炉及发电机参数

根据气田易堵气井的产量、气质、运行参数、最大节流温降和水合物生成温度，忽略加热中液相部分，电加热水套炉的热负荷计算式为：

式中，Q为电加热炉热负荷，kW；Qg为气体标况流量，m3/s；ρg为天然气标况密度，kg/m3；ΔT为减压阀压降导致的温降，℃；Th为减压阀后压力对应的水合物生成温度，℃，5为加热温度的安全余量。根据易堵气井生产参数，计算电加热水套炉的热负荷除6口井热负荷要求大于6kW 以外，其余热负荷要求均小于6kW，为此取6kW 作为电加热水套炉的有效热负荷进行设计，考虑电加热器热效率为0.8，则电加热器功率为7.5kW，为此选用2.5kW 的电加热器3组，根据气井的参数进行灵活选用和调节，对于大于6kW 的少数几口井，现场考虑配套加防冻剂、控压等措施，保证设备运行安全。电加热水套炉采用无相变换热，因为水的比热远大于天然气，所以认为一定范围内的进口状态波动对恒温水浴的温度影响较小，即取一定值进行设计，则换热面积计算式为：

式中，F为换热盘管面积，m2；K为总传热系数，W/（m2.K）；Δtm为对数平均温差，；t1、t2分别为电加热水套炉进出口天然气温度，℃；T为水浴温度，℃；其余参数含义同前。根据装置设计参数及电加热炉热负荷，计算得到水套加热炉盘管规格为φ76×5mm，单根长度为1.25m，共10根，布置方式如图4。综合考虑电加热水套炉、紧急截断电动阀、伴热保温及控制系统电力消耗，配置双缸汽油发电机一台，额定功率10kVA（最大功率13kVA），额定电压220V。

3）T 型缓冲气液分离器结构尺寸

T 型管式分离器作为两相分离器前的气液预处理设备，一方面可以缓冲段塞流到来时产生的压力波动，临时储备瞬时增加的液体；另一方面要分离出气液两相中的气相，其基本结构是T 型管，其正常工作依赖于流型，当在T 型管内的流动是分层流时，会达到一个理想的气液分离效果。垂直气体支管直径与主管直径的比值较小时有利于气液的分离，但是这个比值不能太小，防止气体支管内的抽吸作用引起液体夹带。当来流到达主管不是分层流时，在主管分两段要满足段塞流向分层流的转变，Taitel 和Dukler[10]的转变准则为：

式中，vg为段塞流转变为分层流速度，m/s：hL为液相高度，m；Di为主管道内径，m；AG为气体流通面积，m2；AL为液体流通面积，m2；ρLi为液相密度，kg/m3；ρg为气相密度，kg/m3；g 为重力加速度，m/s2。

当主管段气相的实际速度小于转变速度vg时，管道内的流型为分层流，主管内径要大于来流管汇的内径，一方面减小气相和液相的速度，有利于液塞的耗散和快速解堵；另一方面增加了管式分离器的容积，可以缓冲更大的液塞，根据已知参数，计算能得到T 型复合管系中部缓冲分离汇管直径为DN250（φ273×12），上部集气和下部集液汇管直径为DN200（φ219×10），汇管之间连接支管的规格为DN100（φ108×6），支管高度为公称直径的3倍。

根据给定参数，该分离器的气体负荷占绝对支配作用，根据重力式两相分离器设计理论，满足气体负荷约束的分离器直径和筒体有效长度计算式[9]为：

式中，d为气液分离器直径，mm；Leあ为气液分离器筒体有效长度，m；T为分离器工作温度，K；p为分离器工作压力，MPa；Z为气相压缩因子；Qg为处理天然气量，m3/s；Dm为液滴直径，μm，其余参数含义同前。根据设计参数计算得到分离器的规格为DN800×3 200mm，参考GB150-2011《压力容器》计算筒体壁厚12mm，封头壁厚为14mm，实际结构设计中根据分离器内部组件安装和布局需要适当调整。

5 装置应用分析

根据装置的设计结果试制样机1套，在工厂内完成组撬、水压强度试验和气密封试验，全部达到设计要求。在现场进行快速安装和试验，现场连接如图6所示，直接将原井口紧急截断阀组（或井口计量阀组）连接短管处断开，通过快速接头和高压软管直接与快速解堵一体化撬的进出口相连，出口通过三通连接到放空火炬撬，撬内发电机从撬上移出置于安全距离外。现场试验结果见表1，由此可见，装置应用后，气井的油套压及产能均得到较大提升，气液分离和分砂效果显著，完全满足长庆油田第二采气厂易堵气井快速解堵作业需求，装置维护、操作和管理更加安全方便，降低了成本，提高了设备利用率。