煤層氣井井間無干擾并網集輸裝置設計研究

雒佛庶 管爭榮 趙堯 陸建康

摘要：針對在煤層氣開發中各區塊都沒有考慮井況參數不同、區塊地層能量不同就直接并輸導致氣井產量減少問題，提出了采用無干擾并網集輸技術，利用高壓井能量輸送低壓井，并建立了一套無干擾并網集輸裝置的設計方法。介紹了無干擾并網集輸裝置的工作原理及結構，確定了以無干擾并網集輸裝置的噴射系數作為設計指標和計算依據，給出了計算無干擾并網集輸裝置結構尺寸的公式，通過該方法設計了無干擾并網集輸裝置。采用Fluent數值模擬方法對無干擾并網集輸裝置進行流場仿真，通過仿真模擬，揭示了裝置內部的流動規律，驗證了利用無干擾并網集輸裝置將低壓井從0.14 MPa增壓至0.19 MPa，實現利用高壓井帶動低壓井增壓輸送目的。仿真結果表明，當噴嘴直徑在42-46 mm時，為噴嘴直徑最佳參數范圍;當喉管直徑在54-56 mm時，為喉管直徑最佳參數范圍。

關鍵詞：煤層氣井;無干擾;并網集輸裝置

中圖分類號：TE375

文獻標志碼：A

文章編號：1009-9492f 2022）02-0078-04

0 引言

在煤層氣開發中，由于煤層氣埋藏深度淺、儲量豐度低、地層能量有限等原因，使得煤層氣井井底壓力低、單井產量低，進而給地面集輸帶來了輸送能量不足的問題，因此常需要加壓輸送。煤層氣田并網輸送的最基本單元是兩口井并網，若兩口井壓力、流量不同時，高壓高產井就會對低壓低產井形成較大的回壓，抑制了低壓井的產能，甚至壓死或倒灌[1]。一方面，多井并網后，壓力高、產量高的井會對壓力低、產量低的井造成很大的井口回壓，導致低壓井產量更低，甚者可能會使有些井并網后根本就沒有產量;另一方面，多井并網后，對于壓差較大的井，高壓高產井的一部分流量會倒灌進低壓低產井，嚴重影響了作業區的總產量，對氣田生產開發帶來很大的經濟損失。氣站并網同樣會出現類似現象。針對這一現狀，開展了無干擾并網集技術研究。

無干擾并網集輸裝置就是將高壓井的能量用作低壓井的動力，攜帶低壓井的流量，讓其可以按照自身的壓力流量正常進入輸氣管線。也就是說在并網點要形成一個讓低壓井流量匯人的環境，和高壓井流量混合后，吸收能量共同輸出。煤層氣井無干擾并網集輸工藝，如圖1所示。在不直接消耗機械能的情況下，提高流體的壓力，實現低壓氣井正常穩定生產，從而降低生產成本，為煤層氣井井間并網提供了一種新思路。

1 煤層氣井無干擾并網集輸裝置工作原理

煤層氣井無干擾并網集輸裝置T作原理是高壓煤層氣在噴嘴中加速形成超音速射流，而低壓煤層氣則由于與高壓煤層氣間的剪切作用被卷吸至吸收室，在喉管段形成低于低壓氣人口壓力的低壓區，低壓煤層氣在壓差作用下被吸吸人混合段與高速流動的煤層氣混合，形成具有一定速度的混合氣流，混合氣流從喉管段出來進入擴散段，壓力將繼續升高，在擴散管段出口處，混合氣流的壓力高于進入接收室時低壓煤層氣的壓力，從而實現了增壓效果。采用該裝置可充分利用高壓氣井的壓力能發揮低壓氣井的產能[2]。該裝置主體部分主要由高壓氣體入口段、低壓氣體入口段、工作噴嘴、喉管段、擴散管段等組成，如圖2所示。

2 煤層氣井無干擾并網集輸裝置設計

2.1 煤層氣井無干擾并網集輸裝置噴射系數的計算

噴射系數是表征無干擾并網裝置的主要性能指標之一[3]。從無干擾并網裝置的動量守恒關系出發，可得到噴射系數的計算式為：

式中：u為噴射系數;CP為高壓氣進口質量流量，kg/s;GH為低壓氣進口質量流量，kg/s。

2.2 煤層氣井無干擾并網集輸裝置幾何尺寸的計算

2.2.1 工作噴嘴設計計算

（1）確定工作噴嘴外形

若Ⅱ*PH/PP，出口速度為超音速，選擇縮放的拉伐爾噴管。

2.3 煤層氣井無干擾并網集輸裝置設計計算

煤層氣為混合氣體，主要成分為甲烷，因此以甲烷的性質代替煤層氣進行計算，甲烷在標準大氣壓20℃時，密度p=0.668 kg/m3。甲烷絕熱指數k=1.31。根據上述設計方法[4-5]，在設計工況參數（P P=0.24 MPa，Tp=36.9℃，PH=0.14 MPa，TH=20℃，Pc=0.19 MPa）下計算出煤層氣井無干擾并網集輸裝置的結構尺寸，如表l所示。煤層氣井無干擾并網集輸裝置的噴射系數u=0.43。

3 數值模擬分析

3.1 無干擾并網裝置的模型建立及網格劃分

根據上述計算結果，采用CFD軟件Fluent對無干擾并網裝置內部流場進行了模擬計算，驗證其計算的合理性;為了簡化計算本文采用二維模型[6-7]，對模型采用四面體結構網格劃分，最終的網格數為11 724，如圖3所示。

3.2 模擬結果及分析

采用上述的二維結構模型，選用基于壓力的隱式求解器，湍流模型采用k-epsilon模型。無干擾并網裝置內的工作介質選用甲烷氣，其邊界條件設為一個壓力出口和兩個壓力人口[8-10]。對所建立的CFD模型進行模擬計算[11-12]，計算得到的結果如圖4-6所示。

無干擾并網裝置的速度、壓力云圖，如圖4-5所示。由圖可知，高壓井的煤層氣經過噴嘴后，速度急劇升高，而壓力迅速降低，并在噴嘴出口加速形成超音速射流，而低壓煤層氣則由于與高壓煤層氣間的剪切作用被卷吸至吸收室，在吸收室形成低于低壓氣入口壓力的低壓區，低壓煤層氣在壓差作用下被吸人喉管段與高速流動的煤層氣混合，形成具有一定速度的混合氣流，混合氣流從喉管段出來進入擴散段，混合流體的速度漸漸均衡，由動能轉變為勢能，壓力將繼續升高，在擴散管段出口處，混合氣流的壓力高于進入接收室時低壓煤層氣的壓力，從而實現了增壓效果。

高壓煤層氣井入口0.24 MPa，低壓煤層氣井入口0.14 MPa，低壓煤層氣進入喉管與高壓煤層氣混合后由無干擾并網裝置出口流出。無干擾并網裝置沿軸向壓力變化如圖6所示。

由圖6可知，設計的無干擾并網裝置在數值模擬計算中在軸線Om位置為高壓煤層氣井人口，此位置的入口壓力為0.23 MPa，軸線0.4 m位置處為混合室的位置，在此位置高壓煤層氣井的壓力經過噴嘴后壓力降低，此時能將低壓井煤層氣（0.14 MPa）吸入，并經由喉管段混合及擴散器增壓，出口壓力平均值可達到0.19 MPa，能滿足現場低壓氣井增壓需要。通過仿真計算無干擾裝置的噴射系數為0.42，這與設計的噴射系數0.43，誤差為2.4%，符合設計要求，這也驗證了設計結果的準確性。

4 無干擾并網集輸裝置結構對噴射系數影響

4.1 噴嘴直徑對無干擾裝置噴射系數影響

為了研究噴嘴直徑對無干擾并網裝置性能的影響，已有文獻表明，噴嘴直徑對無干擾并網裝置內部的速度、壓力都有一定的影響。本節針對不同噴嘴直徑的無干擾并網裝置進行模擬，探究噴嘴直徑不同時無干擾并網裝置內部流場的最優解。

圖7所示為7種不同噴嘴直徑的無干擾并網裝置在設計工況下的速度分布云圖，具體噴嘴直徑尺寸依次為r 36 mm、38 mm、40 mm、42 mm、46 mm、48 mm、50 mm，通過不同的噴嘴直徑來探究噴嘴直徑對內部速度場和溫度場的影響，分析是否產生回流對無干擾并網裝置性能進行分析，找出最佳參數。當噴嘴直徑42 mm、46 mm時混合室入口處無回流;噴嘴直徑48 mm時混合室入口處有少量回流;噴嘴直徑49 mm時混合室人口處有較多回流;噴嘴直徑36 mm、38 mm時混合室入口處有較明顯的大量回流。

如圖8所示，噴嘴直徑過大和過小都會使得噴射系數降低，混合室入口處產生回流，當噴嘴直徑42 mm、46 mm時混合室入口處無回流，可以確定無干擾并網裝置噴嘴直徑存在一個最佳范圍，當噴嘴直徑在42-46 mm時，為噴嘴直徑最佳參數。

4.2 喉管直徑對無干擾裝置噴射系數影響

為了研究喉管直徑對無干擾并網裝置性能的影響，本節針對不同喉管直徑的無干擾并網裝置進行模擬，探究喉管直徑不同時無干擾并網裝置內部流場的最優解。

圖9所示為7種不同喉管直徑的無干擾并網裝置在設計工況下的速度分布云圖，具體喉管直徑尺寸依次為r 48 mm、50 mm、52 mm、54 mm、56 mm、58 mm、60 mm，通過不同的喉管直徑來探究噴嘴直徑對內部速度場影響，分析是否產生回流對無干擾并網裝置性能進行分析，找出最佳參數。由圖9可知，當喉管直徑54 mm、56 mm時混合室入口處無回流;喉管直徑52 mm時混合室人口處有少量回流;喉管直徑50 mm、48 mm時混合室入口處有較多回流;喉管直徑58 mm、60 mm時混合室入口處有較明顯的大量回流。

如圖10所示，喉管直徑過大和過小都會使噴射系數降低，混合室入口處產生回流，當喉管直徑54 mm、56 mm時混合室入口處無回流，可以確定無干擾并網裝置喉管直徑存在一個最佳范圍，當喉管直徑在54-56 mm時，為喉管直徑最佳參數。

5 結束語

本文采用理論與仿真相結合的方法，提出了無干擾并網集輸工藝，建立了無干擾并網集輸裝置的設計理論，并根據某氣田現場工況參數，設計了無干擾并網集輸裝置，以及采用無干擾并網集輸裝置來解決煤層氣井井間并網集輸的改進措施。

本文通過數值模擬方法，采用Fluent分析了裝置內部的流動規律，并對結構進行優化設計。仿真試驗驗證了干擾并網集輸裝置將低壓井從0.14 MPa增壓至0.19 MPa，實現利用高壓井帶動低壓井增壓輸送目的。根據仿真結果，當噴嘴直徑在42 - 46 mm時，為噴嘴直徑最佳參數范圍;當喉管直徑在54 - 56 mm時，為喉管直徑最佳參數范圍。

最后針對無干擾并網裝置在煤層氣井井間并網集輸的仿真和實踐，證明使用無干擾并網集輸裝置，利用高壓井能量輸送低壓井煤層氣的工藝方案是可行的。

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