煤層氣井管壁煤粉清洗彎曲射流影響因素分析

2023-12-19 13:28:38劉金海林建偉李耀全靖傳凱

石油機械 2023年12期

唐勇劉金海韋濤林建偉李耀全靖傳凱

(1.中海油能源發展股份有限公司采油服務分公司 2.中聯煤層氣有限責任公司神府分公司 3. 中國石油大學(華東))

0 引言

常規油氣資源的開發已無法滿足日益增長的能源消耗需求，進一步加強非常規油氣資源勘探開發尤為迫切。作為主要的非常規天然氣之一，煤層氣的商業規模開發可有效緩解能源供求矛盾。我國煤層氣開發地質條件復雜，煤質較脆，受開發過程中儲層改造和流體壓差作用易產生煤粉、煤泥、煤焦及其他固性顆粒[1-3](統稱煤粉)。煤粉在產氣通道內沉積會造成堵塞而影響滲流和降壓效果[4]。另外，進入井筒的部分煤粉在隨井液上升過程中易黏附于生產管柱、設備(泵)或發生井筒沉積，嚴重時將導致埋泵、卡泵、堵泵、泵閥難開啟以及磨損嚴重等一系列問題[5-6]，嚴重影響煤層氣井穩產高產。因此，井筒內沉積和管壁黏附煤粉的清洗對煤層氣井高效生產具有重要意義。

射流清洗是利用高壓水射流產生的強大沖擊力將結垢物從油管內壁剝離，該方法具有成本低、效率高、無污染等特點[7]，可用于煤層氣井管壁和井底煤粉的清洗。許多學者對水射流沖砂解堵[8-10]、沖擊破巖鉆井[11-14]、水射流煤礦開采[15-16]、管道除垢[17-21]等方面開展了大量的研究，取得了豐富的有益成果。然而煤層氣井管壁煤粉黏附與油田結垢和沉砂機理有本質區別，管壁附著物性質也差別較大，油田水射流除垢理論無法直接用于煤層氣井井筒管壁煤粉清洗。鑒于此，筆者依據設計的新型水力射流清洗噴頭裝置，建立煤層氣井管壁黏附煤粉清洗臨界流速模型，運用Fluent軟件進行仿真分析，對自旋轉噴頭彎曲射流流場進行了研究，揭示了不同噴嘴偏轉角、噴嘴直徑、噴頭轉速對彎曲射流流場的影響規律。研究結果可為煤層氣井管壁黏附煤粉的清洗提供依據。

1 技術分析

1.1 旋轉清洗噴頭結構

為實現井底沉積煤粉和管壁黏附煤粉的清洗，設計了煤層氣井井底-管壁/炮眼煤粉清洗專用自旋轉射流噴頭，如圖1所示。該裝置主要由噴頭、外殼、轉筒、推力軸承、底蓋和連接管柱等部分組成。其中噴頭內包括頂部1個噴嘴以及側面與噴頭軸線垂直的4個噴嘴。側面的4個噴嘴在截面上呈一定的偏轉角度。采用噴頭頂部噴嘴清洗井底沉積煤粉；利用噴頭側面和截面上存在一定的偏轉角，噴嘴實現管壁/炮眼黏附煤粉的清洗以及自旋轉。

1—連接管柱；2—大密封圈；3—轉筒；4—六角螺栓；5—底蓋；6、10—密封圈卡槽；7、11—小密封圈；8—推力軸承；9—外殼；12—噴頭；13—墊圈；14—噴嘴。

圖2 管壁/炮眼黏附煤粉力學模型Fig.2 Mechanical model of coal fines adhering to wellbore wall and perforation

1.2 工作原理

側面噴嘴在徑向存在一定的偏轉角度，其噴出的水流產生反推力形成扭矩促使噴頭轉動，用于清洗管壁和炮眼的煤粉。通過轉筒的臺階、底蓋以及外殼將2個推力軸承固定。轉筒、底蓋與外殼之間為間隙配合，并利用螺栓將推力軸承扣緊；密封圈密封防止泄露。清洗過程中，液體流經連續管到達旋轉噴頭，高壓清洗液從注入口注入，并從各噴嘴噴出形成高速射流，推動噴頭旋轉并清洗管壁。

由于噴頭的旋轉，使側面噴嘴噴射的流線彎曲而形成彎曲射流。故分析管壁/炮眼煤粉清洗臨界流速和噴頭旋轉的條件、以及各參數對自旋轉噴頭彎曲射流流場規律的影響，可為煤層氣井井底-管壁煤粉清洗關鍵工具的設計和優化提供依據。

2 自旋轉條件和清洗臨界流速模型

2.1 自旋轉條件分析

自旋轉射流噴頭利用射流反作用力所產生的扭矩作為旋轉動力，噴嘴射流方向與旋轉噴頭截面呈一定偏轉角以形成驅動扭矩。扭矩需要克服的阻力主要來自2方面：推力軸承上的摩擦阻力、小密封圈與轉筒之間的摩擦阻力。

根據流體力學動量定理可知：

(1)

則該噴嘴動量定理方程為：

(2)

式中：b0為噴嘴直徑，m；Fq為射流產生的反作用力，N；p0為噴嘴出口壓力，Pa；pa為大氣壓力，Pa。

則噴嘴射流產生的反作用力Fq為：

(3)

射流提供的扭矩M0為：

M0=nhFq

(4)

式中：M0為射流提供的力矩，N·m；n為噴嘴的數量，個；h為從軸心到噴嘴射流方向的垂直距離，m。

推力球軸承產生的摩擦阻力矩Mt為：

Mt=ntftFtRt

(5)

式中：Mt為推力球軸承產生的摩擦阻力矩，N·m；nt為推力軸承的個數；ft為推力球軸承摩擦因數；Ft為六角螺栓對于底蓋的預緊力，N；Rt為推力球軸承的半徑，m。

小密封圈與轉筒之間的摩擦阻力矩Mm為：

Mm=nmfmFmSm

(6)

式中：Mm為小密封圈與轉筒之間的摩擦阻力矩，N·m；nm為小密封圈的個數；fm為密封圈與轉筒之間的摩擦因數；Fm為密封圈與轉筒之間的壓力，N；Sm為密封圈與轉筒的接觸長度，m。

故旋轉射流噴頭能夠發生自旋轉的條件為：

M0>Mt+Mm

(7)

將式(4)～式(6)代入式(7)，可得發生自旋轉需滿足噴嘴出口流速u0：

(8)

2.2 管壁/炮眼煤粉清洗臨界流速分析

假設黏附在炮眼中的煤粉為半徑相同的球形顆粒，其形狀不隨流體的沖刷作用產生變化且顆粒間無化學反應；煤粉顆粒主要受到顆粒間的液橋力、范德華力和自身重力等影響，忽略其顆粒間作用力；由于炮眼直徑很小，可認為只受到旋轉彎曲射流的沖擊區影響。

在清洗時黏附煤粉顆粒受自身重力FG、射流的沖洗力Fp、范德華力Ff和液橋力Fm等。

顆粒所受流體沖洗力Fp為：

(9)

射流由旋轉噴頭側面噴嘴噴出后，由于噴頭的旋轉運動，使得射流軸線發生較為明顯的彎曲變形，彎曲切線與射流軸向的夾角定義為偏轉角度β，如圖3所示。

圖3 旋轉彎曲射流偏轉分析Fig.3 Deflection analysis of rotating curved jetting

在射流偏轉區中，旋轉彎曲射流軸線上的流體速度um與噴嘴出口流速u0之間的關系為：

(10)

式中：um為彎曲射流軸線上速度，m/s；A、B和t為擬合系數。

自旋轉后，管壁黏附顆粒所受的流體沖洗力Fpx為：

(11)

式中：β為偏轉角度，(°)。

范德華力Ff為：

(12)

式中：Z為Hamaker常數，J；D為兩球形顆粒的表面間距，mm。

煤粉顆粒間液橋力如圖4所示，液橋力Fm為：

圖4 液橋力Fig.4 Liquid bridge force

Fm=πΔprs2sin2φ+2πγrssinφsin(ψ+φ)

(13)

式中：Δp為液體-蒸汽界面上的毛細抽吸壓差，N/m2；由Laplace-Young方程給出：

(14)

式中：γ為地層液的液體表面張力，N/m；r1和r2為液橋表面曲率半徑，m。

對黏附在管壁和炮眼的煤粉進行受力分析，如圖5所示。根據力矩平衡原理，射流沖洗力使得黏附煤粉發生滾動移除的條件為：

圖5 黏附煤粉顆粒受力Fig.5 Force on adhered coal fine particles

Fpxrscos(α+θ)>(Fm+Ff)rssin2θ+FGrscosθ

(15)

將式(11)～式(13)帶入式(15)，可得到一定粒徑下，炮眼黏附煤粉顆粒的流體臨界流速um1為：

(16)

由此，可得煤粉沖洗所需噴嘴出口臨界流速u0為：

(17)

3 自旋轉射流噴頭模擬分析

3.1 三維模型建立

以SolidWorks構建自旋轉射流噴頭三維模型，如圖6和圖7所示。

圖7 噴頭三維工作圖Fig.7 Three-dimensional working diagram of the nozzle

側面噴嘴呈一定角度λ從而產生扭矩使其旋轉。建立不同噴嘴直徑b0(1.5、2.0、3.0 mm)、噴嘴偏轉角λ(40°、50°、55°、60°)的模型進行仿真分析。

3.2 網格劃分

幾何模型網格的劃分在有限元分析當中尤為重要，劃分網格的質量以及模式將影響模擬的最終結果。且網格的劃分決定著模擬的計算時間、計算精度和收斂程度，如果網格劃分不當，則會造成模擬計算中負體積的產生以及浮點溢出等問題。

在煤層氣井清洗煤粉作業過程中，利用旋轉噴頭的旋轉清洗管壁上黏附的煤粉，側面噴嘴產生的推力形成扭矩為噴頭旋轉提供動力。在仿真中，旋轉射流噴頭置于?139.7 mm(5in)套管中，使用分界面對幾何區域進行劃分。為計算更加精確，以及避免容易產生負體積的情況出現，將幾何體進行分割并添加interface，使用滑移網格模型(Sliding Mesh Model，SMM)，如圖8所示。劃分后的網格單元質量平均在0.887 58(>0.8)，偏度最大值0.932 25(<0.98)，正交質量最小值0.067 75(>0.01)，網格總體質量良好。

圖8 網格劃分Fig.8 Meshing process

3.3 基本條件設置

基于所構建三維模型、基本結構參數及流場參數，采用Fluent軟件進行模擬試驗。入口采用速度入口、壓力出口。定義湍流方法為強度I和黏度比μt/μ，分別為：

I=0.16Re-0.125

(18)

(19)

式中：k為湍流動能，m2/s2；ε為湍流耗散率，m2/s3。

根據實際計算值，設置逆流湍流強度為5%，逆流湍流黏度比為10。

3.4 模擬結果分析

自旋轉射流噴頭通過噴嘴噴出的射流產生的反推力作為動力，在進行清洗作業時噴頭以一定角速度旋轉進行清洗，取不同噴嘴偏轉角λ、噴嘴直徑b0以及噴頭轉速ω進行模擬。

3.4.1 噴嘴偏轉角λ的影響分析

噴嘴偏轉角λ影響著射流沖擊管壁的角度。在旋轉速度和噴嘴直徑一定的情況下，4個不同偏轉角60°、55°、50°和40°的流場情況如圖9所示。從圖中可以看出，偏轉角λ越小，可為旋轉噴頭提供的扭矩越大。偏轉角λ越小，射流與管壁接觸面越大，即沖洗面積增大。

圖9 不同噴嘴偏轉角下流場Fig.9 Flow field under different nozzle deflection angles

3.4.2 噴嘴直徑b0的影響分析

圖10～圖12為3種不同噴嘴直徑1.5、2.0和3.0 mm下的流場分析。從圖10～圖12可以看出，噴嘴直徑越小，射流越集中。在轉速ω為200 r/min、噴嘴直徑b0為1.5 mm時，射流的能量損失最少，流體更靠近射流軸線。在動力液流量相同的情況下，噴嘴直徑越大對管壁黏附煤粉沖擊力越小。此外，噴嘴直徑b0在1.5、2.0以及3.0 mm時，管壁處射流所產生的最大沖擊力分別為41.0、20.0及1.4 MPa。從結果可以看出，噴嘴直徑越大，產生的射流最大流速會相應的減小；動力液入口流量為4.5 L/h，噴嘴直徑b0為1.5、2.0及3.0 mm時，所對應的最大射流流速分別為683、362及115 m/s。

圖10 不同噴嘴直徑下環空流場Fig.10 Annular flow fields of different nozzle diameters

圖11 不同噴嘴直徑下流速圖Fig.11 Flow velocity diagram under different nozzle diameters

3.4.3 不同轉速的影響分析

圖13～圖15為噴嘴直徑b0為1.5 mm，不同轉速ω下流場的分析。從圖13～圖15可以看出，旋轉噴頭轉速ω在200、400 r/min時，轉速ω對射流影響較小，射流沒有發生明顯的偏轉；轉速ω達到600 r/min時，由于周圍流體對射流的摻混作用以及能量交換影響，射流軸線發生輕微的偏轉；轉速ω達到800 r/min時，摻混作用更加明顯，致使射流發生明顯偏轉，射流軸線偏轉角度達到30°左右。轉速在200、400、600、800 r/min時，所對應的壁面最大沖擊力分別為41、38、31、22 MPa。由600 r/min增加到800 r/min，產生的最大沖擊力減小了29.03%。因此，轉速ω增加，射流對壁面產生的最大沖擊力下降，故在實際清洗作業時應合理選擇轉速。