超稠油组合油嘴放喷装置的研究与应用

高忠敏，杨 波，陈伟东

(中国石油辽河油田分公司，辽宁 盘锦 124109)

0 引 言

在超稠油井放喷过程中一般通过更换不同孔径的油嘴控制产液量，随着油井压力逐渐下降，油嘴孔径依次由2、4、6、8、10 mm逐级增大。为了防止放喷过程中生产压差过大，导致油井出砂，规定放喷液量控制在25～35 t/d，井口放喷温度不得超过110 ℃。由于油嘴孔径变化为梯级变化，每更换一级油嘴，放喷液量会大幅波动，影响超稠油井放喷效率[1-7]。在放喷末期，含水大幅下降，油液黏度增加，稠油凝结在油嘴孔处，造成油嘴孔堵死，频繁出现放喷“假死”状态，延长了油井放喷时间，影响油井放喷转下泵的时机。针对上述问题，研制了组合油嘴放喷技术，通过优化设计异形过流口形状和位置，稳定放喷阶段产液量，缩短放喷时间，提高生产时效。

1 工艺结构及原理

组合油嘴放喷装置主要由过流阀套、柱形阀芯、外壳、涡街流量计、驱动手轮、丝杠、O型密封圈、推力轴承等组成(图1)。

图1 组合油嘴结构示意图Fig.1 The schematic diagram of the combined nozzle structure

安装组合油嘴放喷装置时，利用卡箍将过流阀套与放喷井井口阀门连接，通过高压胶皮软管将涡街流量计出口与油井回油流程连接。放喷时，先打开油井生产阀门，然后根据设定的油井放喷产量，逆时针转动驱动手轮，在推力轴承的作用下，柱形阀芯可以精确调整位移，向远离过流阀套方向移动，井液通过过流阀套内壁的异形过流口进入弧形过流道(图2)，然后流入后端的外壳腔体内。由于双层O型密封圈的密封作用，井液不会进入到丝杠的驱动部分，而是通过外壳侧壁焊接的出口管线经涡街流量计初步计量后，通过回油管线，汇集到计量间，进行准确计量。

图2 过流阀套结构示意图Fig.2 The schematic diagram ofthe structure of the overflow valve pocket

2 工艺参数

过流阀套的内径为40 mm，阀套外螺纹型号为M70×1.5，轴向长度为60 mm；异形过流口最大长度为33 mm，最大宽度为10 mm；弧形过流道开孔角度为135 °，开孔宽度为6 mm；柱形阀芯外径为40 mm，前端倒角为45 °；最大放喷流量为150 m3/d，耐压为15 MPa，耐温为320 ℃。

3 工艺优化设计

3.1 异形过流口形状优化

超稠油井放喷时，井口压力与时间为非直线关系(图3)。按井口压力变化趋势，可分为平稳期、急速期、缓速期3个阶段[8-12]。

图3 放喷阶段井口压力变化关系曲线Fig.3 The relationship curve ofwellhead pressure change during blowoff

由于各井放喷液量之间的差异，平稳期最长可达20 d以上。急速期最短时间为1.5～2.0 h，最长可达100.0～150.0 h。由于油水混合不均匀，此阶段是油井放喷“假死”现象的常发阶段。当油井井口压力降至0.5 MPa时，需要调换油嘴，启动接力泵辅助抽吸生产，即进入了缓速期。此时由于井底压力降低，原油中的气组分大量析出，出现井口高温但无液量产出现象，严重影响地面设备安全生产，需要重新控制井口阀门开度，以控制井底气组分的析出[13]。

结合放喷过程中3个阶段的压力、温度、含水及放喷阶段过流面积与产出量的关系，将异形过流口的形状按照各阶段特点设置为不同曲率，保证放喷产量的平稳(图4)。

图4 异形过流口截面结构Fig.4 The cross-section structure of special shaped overflow outlet

异形过流口前段与油井放喷平稳期对应，中段与急速期对应，末段与缓速期对应。在放喷过程中，平稳期生产时间长，井口压力下降较缓，含水在90%以上，井口温度高，此时异形过流口截面形状为等腰三角形，随着柱形阀芯的后移，过流截面面积以固定比例增加，与油井平稳期压力下降曲线斜率相对应。

当油井放喷进入急速期，放喷产出物成分复杂，含水迅速下降至30%～50%，产出物黏度大幅增加，井口压力也快速下降，同时会伴有一定脱气现象，在井口产出物中会含有约20%～30%的油蒸汽，极易出现段塞式放喷，即井口只出气不出液。当气体排出完毕后，前端的油液由于黏度高，会造成放喷油嘴堵塞，导致井口不出液也不出气，出现放喷“假死”状态。针对急速期的特点，将异形过流口中段设置为变曲率结构，前端曲率大，后端曲率小。随着柱形阀芯的后移，在前段等腰三角形结构过流截面的基础上快速增加过流截面，以弥补由于油液黏度升高造成的过流口堵塞。当进入中段后期，井底压力低，为防止过流截面增加过快造成的井底脱气，在增加过流面积的同时，相应减少了曲率，在保证过流能力的同时，防止井底压力下降过快，造成井底脱气。

当油井进入放喷末期，即缓速期，井口压力降至0.5 MPa时，需要启动接力泵辅助抽吸放喷，按照工作制度要求，需要拆除油嘴，在无控制的情况下启泵抽吸放喷。若在无控制情况下利用接力泵辅助抽吸放喷，由于出口压力由0.5 MPa迅速下降为负压，生产压差会大幅增加，此时井底脱气现象更加严重，造成井底高温油蒸汽及水蒸汽快速上窜至井口，出现只出气不出液且高温的情况，对机泵及后续的生产管理带来隐患。异形过流口末段将过流截面积增加量设计为逐渐减小的趋势，防止生产压差迅速增大导致井底脱气，避免井口出现只出气不出液且高温的情况。

根据油井常见放喷初始压力，利用Solidworks Flow Simulation进行流速模拟[14-17]，生成不同放喷初始压力下异形过流口截面数据(图4、表1，R为过渡圆的半径)。

表1 异形过流口尺寸数据Table 1 The dimensional data of special shaped overflow outlet

按照表1尺寸制备3套组合油嘴放喷装置，在不同初始放喷压力的井试用10井次，验证异形过流口截面设计的合理性(表2)。

由表2可知：变曲率过流截面对油井井底能量的释放起到了很好的缓冲作用，在保证放喷连续性的同时，有效控制井底脱气引起的放喷“假死”现象，同时对放喷压力、温度也有很好的调控作用，对油井平稳放喷、减少油井放喷压力激动作用明显。

表2 异形过流口试用井生产数据Table 2 The production data of trial wells with special shaped overflow outlets

3.2 异形过流口位置优化

放喷出现“假死”现象的另一原因，是油液流动压力在井口的无用损耗造成的，由于温度下降，黏度增加，稠油凝结在阀口，造成流通截面逐渐变小。为减小油液流动压力的损耗，考虑调整异形过流口位置。将异形过流口设置于出口管线一侧和设置于出口管线对侧(图5)，利用Solidworks Flow Simulation软件分析过流口开度(K)为30%、60%、90% 时的流线分布情况[18](图6)。

图5 异形过流口设置方位示意图Fig.5 The schematic diagram of the setting position of the special shaped overflow outlet

由图6可知：随着开度增加，经过异形过流口的压力损失明显减小，异形过流口开度为30%、60%、90%时的压力损失分别为0.012～0.018 MPa、0.004～0.006 MPa、0.002～0.003 MPa。异形过流口位置对流线分布影响明显，当异形过流口设置于出口管线一侧时，随着过流口开度增加，流线更加集中，在外壳腔内的存留越少；当异形过流口设置于出口管线对侧时，随着开度增加，流线更加紊乱，液体在外壳腔内存留越多，对后续液体进入出口管线会形成较大的阻力。

图6 不同异形过流口位置时的流线分布Fig.6 The streamline distribution at different positions of special-shaped overflow outlet

基于上述压力及流线分布特点分析，在过流阀套安装时，异形过流口应设置于出口管线一侧，以减少油液流经异形过流口后在外壳腔的留存时间及流经路径长度，提高能量利用率。

3.3 过流控制部件表面硬度强化

放喷初期井口压力高、流体温度高，对异形过流口的抗冲蚀性要求高，材料表面要求具有较高的硬度，以提高抗冲蚀能力[19-20]。考虑到加工便利性和成本，柱形阀芯和过流阀套所用材质为45钢，表面硬度稍低。为提高其表面硬度，采用了渗碳处理措施，在功率为10 kW的渗碳炉中进行CO2渗碳处理。检测表明：柱形阀芯和过流阀套钢材表面含碳量可达1.2%；表面硬度由35 HRC升至69 HRC，提升幅度高达1倍。渗碳处理措施大幅改善了45钢的表面耐磨性及抗冲蚀性，可满足异形过流口区域高强度冲刷的使用要求。通过对柱形阀芯与过流阀套使用情况跟踪调查发现，经过表面硬度强化处理，单套柱形阀芯与过流阀套应用10井次后，累计应用时长为3 022.0 h，柱形阀芯与异形过流口无明显冲蚀沟槽(图7)。

图7 柱形阀芯与过流阀套实物图Fig.7 The physical photo of cylindrical spool and overflow valve sleeve

4 技术应用效果

截至目前，在辽河油田杜813兴隆台南、杜84、曙127454兴隆台南3个区块113口超稠油井应用了组合油嘴放喷技术。经过统计分析可知，井口放喷压力可控性增强，产液量变化稳定，采油站外输液量稳定问题得到明显控制。与上一注汽周期相比，累计缩短放喷时间4 123.0 h，平均单井缩短放喷时间36.5 h，作业下泵后的复喷率由67.5%降至13.2%，提高了对放喷井产液量的控制能力。

杜813-39-K46井开发层位为兴隆台油层，射孔段为838.0～863.7 m，射开15.5 m、4层，2017年1月开始采用组合油嘴放喷技术控制放喷，累计应用8个周期。2017年12月，杜813-39-K46井进行第13周期热采注汽，周期注汽量为2 029 m3，于2018年1月12日进行放喷生产，通过组合油嘴放喷技术进行控制放喷。井口初始放喷压力为7.8 MPa，异形过流口采用表1中放喷初始压力为7.0～10.0 MPa对应的尺寸数据，启泵辅助抽吸前最高产液量为27.9 t/d，最低产液量为24.2 t/d，放喷产液量符合率为100%，放喷时间较上周期缩短62.0 h。下泵作业施工期间未出现复喷情况，热采转下泵一次成功，缩短了油井作业工期，较上阶段增油65.7 t。放喷阶段产液量及井口压力曲线见图8。

图8 杜813-39-K46放喷阶段产量变化情况

由图8可知：在放喷期前段，产液量保持稳中有降，井口压力呈固定速率下降。进入中段，当压力降至0.5～1.5 MPa，井口压力下降速度明显减缓，产液量小幅下降，井口无脱气现象，有效控制了井底脱气，杜绝了井口放喷“假死”现象的产生。启泵后，井口压力保持在0.5 MPa以下并平缓降低，产液量与井口压力下降呈对应关系。当井口压力降至0.1 MPa后，放喷能量接近枯竭，油井在低产液量运行，产液量保持相对平稳，直至井口压力趋零，放喷产液量为零，结束此轮放喷生产。

利用组合油嘴放喷技术可有效控制放喷过程中的井口压力下降速率，杜绝因井口压力下降过快，生产压差过大，井底原油脱气形成的井口放喷“假死”现象。对超稠油井放喷过程中的产液量调整具有很好的调控能力。

5 结论与建议

(1) 组合油嘴放喷技术通过异形过流口和柱形阀芯的配合，实现了油井放喷期井口压降与过流口截面积的有效匹配，可更加准确地调控放喷井产液量。

(2) 根据放喷压力，制订了异形过流口外形尺寸设计表，可针对不同油井、不同生产阶段定制不同过流口形状，为油井精细化管理提供技术支持。

(3) 由于超稠油水平井生产井段长，放喷周期长，急速期更长，井口放喷参数变化更加复杂，后续需要结合超稠油水平井放喷压力、产出物含水变化情况进行深化研究。