地面噴射引流器結構參數優化及工作性能模擬

基金項目：中國石油天然氣集團有限公司西南油氣田公司科研項目“噴射氣舉工藝影響因素及設計方法優化研究”（JS2022-66J）。

王志彬，阿布大雙，馮春宇，等.地面噴射引流器結構參數優化及工作性能模擬124-131

Wang Zhibin，ABU Dashuang，Feng Chunyu，et al.Structural parameter optimization and working performance simulation of surface jet drainage system124-131

為了解決地面噴射引流器的結構參數及工作參數對其工作性能影響規律性認識的問題，以及地面噴射引流工藝效果不顯著的問題，以四川某井組為例，利用氣動力函數法初步設計了噴射器的結構參數；采用數值模擬方法，以引射系數為性能指標參數，分析了氣相噴射器的內部流場；同時對氣相噴射器的結構進行了優化，得到了結構尺寸參數和運行工況參數對引射系數的影響規律及噴射器最佳結構尺寸。研究結果表明，在設計工況下噴嘴出口倒角對引射性能的影響較小，角度在3.5°～5.0°均能較好工作，噴嘴距的長度與噴嘴喉部直徑比為1.5，混合管截面段與噴嘴喉部最佳直徑比為1.64。壅塞狀態（臨界流）下，增大引射壓力能夠提升引射系數，降低出口壓力并不能提高引射系數；非壅塞狀態下，增大工作壓力、引射壓力和減小出口壓力均能提升引射系數。研究結果可為地面噴射引流效果的因素及規律提供新的認識，并為噴射器結構參數優化設計提供重要理論依據。

噴射器；數值模擬；結構優化；引射系數；壅塞現象；激波

TE242

A

016

Structural Parameter Optimization and Working Performance

Simulation of Surface Jet Drainage System

Wang Zhibin1" ABU Dashuang1" Feng Chunyu1" Sun Fengjing2" Ma Huiyun2

（1.National Key Laboratory of Oil and Gas Reservoir Geology and Exploitation，Southwest Petroleum University;2.Engineering Technology Research Institute，PetroChina Southwest Oil amp; Gas Field Company）

The impacts of structural parameters and working parameters of the surface jet drainage system on its working performance are unknown，and the process effect of the system is not significant.Taking a well group in Sichuan as an example，the structural parameters of the gas ejector were preliminarily designed by using the aerodynamic function method.Then，the internal flow field of the gas ejector was analyzed through numerical simulation with the ejector coefficient as the performance index parameter.Furthermore，the structure of the gas ejector was optimized.Finally，the impacts of two parameters （structure size and operating condition） on the ejector coefficient and the optimal structure size of the ejector were determined.The results show that under the designed conditions，the nozzle outlet chamfer has little impact on the ejection performance，and the nozzle can work well at the chamfer angle of 3.5°～5.5°.The ratio of the nozzle distance to the nozzle throat diameter is 1.5，and the optimum diameter ratio between the section of the mixing tube and the nozzle throat is 1.64.In choked （critical flow） state，increasing the ejection pressure can improve the ejection coefficient，but decreasing the outlet pressure cannot elevate the ejection coefficient.In unchoked state，the ejection coefficient can be improved by increasing the working pressure and ejection pressure and decreasing the outlet pressure.The research provides new insights on the effect of surface jet drainage and also valuable basis for optimizing the structural parameters of the ejector.

ejector;numerical simulation;structural optimization;ejector coefficient;choking phenomenon;shock wave

0" 引" 言

王志彬，等：地面噴射引流器結構參數優化及工作性能模擬

現場實踐表明，經過多年開發后，部分氣井的井口壓力逐漸低于集氣站的進站壓力，導致井口產出的氣體無法進站；同時，部分井的井口壓力較高，井口產出的流體需要通過節流降壓才能進站。此外，在同一井場，新投產的井和投產已久的老井之間存在著較大的井口壓差，采用原有老井的采氣管線無法同時對高、低壓井進行采氣，會導致井間干擾嚴重，低壓井被迫關井停產。

噴射器能夠利用高壓氣井的能量對低壓氣井進行增壓，使井口產出氣外輸。我國在解決高、低壓井并管生產時井間干擾的問題上取得了一定的成果。張書平等［1］在靖邊氣田開展了現場試驗，實現了低壓氣井的連續生產。林新宇［2］在大牛地氣田進行了高、低壓噴射引流試驗，成功將進站壓力降至1 MPa，解決了管網氣井生產困難的問題?？挛钠娴龋?］在涪陵頁巖氣田進行了優化噴射引流工藝試驗，并成功將井口壓力降低了25%。金鑫等［4］將噴射引流工藝運用到煤層氣井，解決了高壓井對串聯低壓井產能的制約問題。前人的研究中將噴射引流工藝成功應用于現場試驗并成功解決了生產困難的問題，但是缺乏噴射器內部流場特征的分析和一些流體特性對噴射性能的影響。

噴射器內部流場會出現一些復雜的流體現象，如激波、壅塞等，其中激波的產生會導致能量的損失，影響噴射器的工作性能。為了有效改善噴射器的工作性能，眾多學者［5-8］對噴射器內部的流動規律進行了研究，并揭示了激波的分布和強度及壅塞狀態對噴射器性能的影響。此外，一些學者［9-12］研究了結構參數和工況參數對噴射器性能的影響，但并未得到規律性認識，所以當前地面噴射引流工藝參數的設計水平不高、引射效果不佳。

本文采用索科洛夫提出的氣體動力函數法［13］進行噴射器初始結構參數設計，通過Fluent軟件分析其內部流場流動規律，對相關參數進行數值優化，并分析了結構參數和工作參數對其性能的影響。研究結果可為地面噴射引流效果的影響因素及規律提供新的認識，并為噴射器結構參數優化設計提供重要理論依據。

1" CFD方法

1.1" 控制方程

對于流體流動問題，Fluent需要求解連續性方程和動量守恒方程。對于可壓縮或涉及傳熱的流動，Fluent還需求解能量方程。模型的控制方程如下［14］。

連續性方程：

ρt+xi（ρui）=0（1）

動量守恒方程：

t（ρui）+xi（ρuiuj）=-pxi+τijxi（2）

能量守恒方程：

t（ρE）+xiui（ρE+p）=

→·αeffTxi+→·uj（τij）（3）

τij=μeffuixj+ujxi-23μeffukxkδij（4）

式中：t為時間，s；ρ為密度，kg/m3；u為速度矢量，m/s；p為靜壓力，Pa；T為溫度，K；E為以速度平方反映物體動能大小，m2/s2；τ為應力張量，Pa；下標i、j、k為空間向量；αeff為有效熱傳導系數，W/m·K；μeff為有效動力黏度，Pa·s；δij為Kronncker delta函數。

1.2" 幾何結構和網格劃分

噴射器的幾何結構如圖1所示，主要由噴嘴、接收室、混合室和擴散器組成。噴射器的設計工況如表1所示。噴射器的主要結構參數如表2所示。

基于上述設計工況和結構尺寸，建立噴射器的三維模型。相對于二維模型，三維模型考慮了結構和內部流場的非對稱因素，因此其結果更加合理［15］。

利用ICEM進行結構化網格劃分，并進行了網格收斂性研究［16］。將網格數分別設定為224 940、518 982、813 157、1 113 379和1 474 917。結果顯示，當網格數量為111萬時，引射系數逐漸趨于穩定。因此，選取111萬網格用于數值模擬。網格模型如圖2所示。

1.3" 數值模擬方法

采用Fluent18.0軟件作為CFD模型的求解器?？刂品匠逃苫趬毫Φ那蠼馄髑蠼猓?7-19］。流體介質均為甲烷，密度按真實氣體設置，因而流體視為“真實流體”，數值模擬能夠反映流動的真實情況［20］。

湍流模型選取Realizable k-ε模型，流場求解采用Coupled算法。在初始化時，定義壓力的離散格式為二階，動量方程、湍動能、湍流耗散等設置為二階迎風格式。流體介質入口設置為壓力入口邊界，混合流體出口設為壓力出口邊界，壁面采用標準壁面函數，且假定壁面絕熱、無滑移。

1.4" CFD模擬結果與試驗比較

為了驗證湍流模型選擇及數值模擬結果的正確性，將本文的數值模擬結果與已發表文獻的試驗數據［20］進行對比，驗證算例的噴射器尺寸引用文獻中的結構尺寸，做可靠性驗證。圖3對比了工作壓力和引射壓力分別為0.45和0.12 MPa時出口壓力對引射系數的影響規律。在所選取的工況下，仿真結果與試驗結果有著良好的一致性，最小引射系數差值為0.072，最大引射系數誤差僅為0.18，在可以接受的誤差范圍內。因此，認為該噴射器三維CFD模型的模擬結果準確。此外，誤差的出現可能是由于文獻中缺乏完整的噴射器結構尺寸，導致仿真結果與試驗數據存在一定的誤差。

coefficient at different outlet pressures

2" 結果和討論

2.1" 內部流動特征

在研究相關參數對噴射器引射性能的影響之前，對模擬的流動結構進行了內部流場及流體流動特征分析。圖4、圖5、圖6分別為設定工況下的馬赫數云圖、壓力云圖及沿中心軸線和噴射器壁面的靜壓分布。

高壓工作流體通過噴嘴的漸縮段時，流體呈亞音速流動；在流動過程中，流體壓能轉化為動能，流速持續上升，流體壓力持續下降，在噴嘴喉部達到音速。在噴嘴的漸擴段部分，流體發生膨脹產生超音速射流，并在噴射器出口周圍形成一個低壓區。

在噴嘴出口處，由于壓縮激波的作用，流體靜壓急劇上升，其靜壓大于接收室內靜壓（見圖5和圖6），因而流體能夠實現再次膨脹并進行加速。射流核心與周圍流體間存在靜壓差，為了保持其壓差，產生了斜激波和膨脹波，如圖4所示。由于2股流體之間的速度差較大，在2股氣流之間存在剪切應力層。工作流體在壓差作用下開始攜帶速度較低的引射流體，并與引射流體進行剪切混合，剪切混合過程實現了動量的交換，使得工作流體速度逐漸降低，引射流體速度不斷升高。

在混合管中部，大部分被引射流體的速度達到音速。流體靠近剪切應力層時，極少量流體的速度略快于音速；流體靠近壁面時，由于流體的黏性作用，其流速低于音速。隨著射流核心速度的降低及引射流體速度的升高，2股流體混合均勻，混合管中不再產生斜激波和膨脹波。在擴散管入口處，混合流體進一步減速，動能向壓能轉化（見圖5），壓力升高，直至達到出口壓力條件。

2.2" 結構參數對引射系數的影響

采用控制變量法，通過改變噴嘴出口倒角β、噴嘴距l0及混合管直徑d2來研究結構參數對噴射器性能的影響。

2.2.1" 噴嘴出口倒角的影響

圖7為噴嘴出口倒角β對引射系數的影響。由圖7可知，出口倒角β=3.5°時，引射系數最大。偏離β=3.5°時，引射系數都會減小。圖7中：pp為工作液體壓力，Pa；ps為引射流體壓力，Pa；pb為混合流體出口壓力，Pa。

出口倒角的大小會影響噴嘴出口處激波的強度，出口倒角越大激波強度越大，因激波強度變大而造成的能量損失也會增大，不利于引射系數。β=0°時，能量損失最小，但其噴嘴出口處的速度最小，對引射流體的加速作用最弱，因而引射系數較低。如圖8所示。

2.2.2" 噴嘴距的影響

噴嘴距l0為噴嘴出口到混合管入口的相對距離。合理選擇噴嘴距可以有效提高噴射器的效率。

圖9為噴嘴距l0對引射系數的影響。由圖9可知，噴嘴距l0=9 mm時，其引射系數最大。

圖10和圖11分別為不同噴嘴距下流體的馬赫數云圖和沿中心軸線的靜壓變化曲線。工作流體與引射流體在剪切應力層中進行動量交換，使得引射流體的速度上升。如圖10所示，在噴嘴距l0=7 mm時，遠處的引射流體的馬赫數為0.11，在混合管入口處的引射流體的馬赫數為0.41。由此可知，兩者的動量交換可以有效提升引射流體的速度，被攜帶的引射流體流量變大，從而使引射系數變大。噴嘴距的增大，使射流核心隨著噴嘴出口向左移動，增大了工作流體與引射流體的接觸面積，從而提高了兩者間動量交換的效率?？梢哉J為，噴嘴距的增大提高了引射系數，但噴嘴距過大將會產生反作用。由圖9可知，噴嘴距超過9 mm后，引射系數反而減小。

如圖11所示，隨著噴嘴距的增大，混合管中流體壓力也隨之增大，壁面反作用力會抵消流體在接收室漸縮過渡段內的動量，導致流體在這個過程中損失了一部分動能。從圖10可以看到，當噴嘴距l0=24 mm時，馬赫數為0.1的引射流體經工作流體加速后，馬赫數僅為0.18。由此可知，隨著噴嘴距的增大，動量損失也會增加，進而使引射系數減小。

2.2.3" 混合管直徑的影響

圖12為混合管直徑d2對引射系數的影響?；旌瞎苤睆絛2=9.6 mm時，引射系數最大?；旌瞎軓叫∮?.6 mm時，引射系數隨著混合管直徑的增大而增大；混合管直徑大于9.6 mm時，引射系數隨著混合管直徑的增大而減小?；旌瞎苤睆竭^大或過小，引射系數都會隨管徑變化而迅速降低。

圖13和圖14分別為不同混合管直徑下流體的速度云圖和沿中心軸線的靜壓變化曲線。隨著混合管直徑d2的增大，引射流體在混合管的流動截面也增大，通過的引射流體流量隨之增大。

當混合管直徑d2=7.1 mm時，流體在混合管內的流動截面較小，引射流體無法全部進入混合管。如圖13和圖14所示，在擴散管入口處壓力急劇下降，速度急劇上升，即產生強激波，致使能量損失較大，不利于噴射器的運行，引射系減小。當混合管直徑d2=9.6 mm時，在壓差作用下，被攜帶進入混合管的引射流體流量增大，引射系數增大。當混合管直徑d2=12.1 mm時，高速工作流體受到大量低速流體的影響，流體充分混合，但在混合管內的速度降低，動能減小，致使壓力上升，混合流體無法克服出口壓力的影響，因此部分引射流體回流，引射系數減小，最終降為負值。

2.3" 工況參數對引射系數的影響

圖15為不同工作壓力下出口壓力與引射系數的關系曲線。在不同工作壓力下，噴射器的運行情況主要呈現3種狀態，即壅塞、非壅塞和回流。隨著出口壓力降低，引射系數不斷增大，出口壓力低于臨界點后，引射系數保持穩定。

圖16為不同出口壓力下的速度云圖。A、B工況出口壓力小于臨界壓力，噴射器處于壅塞狀態，即混合管內的引射流體的有效面積和射流核心的速度基本不變，因此，引射流體流量不變，引射系數不變。C工況出口壓力大于臨界壓力而小于回流壓力，混合管出口處的激波消失，管內射流核心的速度降低，對引射流體的加速作用減弱，引射流體流量減小，引射系數減小。D工況出口壓力大于回流壓力，噴射器出現逆流現象，引射流體無法克服出口壓力的影響，只能沿管壁往回流。

不同出口壓力下，工作壓力對噴射器的運行情況主要呈現3種規律，即遞減、先增后減、遞增，如圖17所示。由圖17可知：①噴射器處于壅塞狀態時，增大工作壓力，引射系數減??；噴射器處于非壅塞狀態時，增大工作壓力，引射系數增大。②在壅塞狀態下，混合管內的有效引射面積和射流核心速度保持穩定，無法攜帶更多引射流體，因此引射系數減小。③在非壅塞狀態下，混合管內的射流核心速度增大，能夠對引射流體進行加速，引射系數增大。

不同出口壓力下，噴射器的引射系數隨引射壓力的增大呈現出遞增的變化規律，如圖18所示。

由圖18可知，隨著引射壓力的增大，無論壅塞還是非壅塞狀態，引射系數都會增大。出口壓力不變時，引射流體壓力的增大，會使得引射流體流量增多，因此引射系數增大。

3" 結" 論

（1）利用氣體動力函數法進行初始結構參數的設計，結合數值模擬，優化初始結構參數，從而提高噴射器的性能。

（2）噴嘴出口倒角對噴射器的性能影響較小，噴喉距、混合管直徑是影響噴射器工作性能的2個重要結構參數，通過模擬得到了3個結構參數的最佳值。

（3）壅塞狀態下，工作壓力的增大使得引射系數減小，出口壓力的變化不會影響引射系數；非壅塞狀態下，工作壓力的增大使引射系數增大，出口壓力增大導致引射系數減小；無論處于什么狀態，引射壓力的增大都能使引射系數增大。

［1］

張書平，劉雙全，陳德見，等．天然氣噴射引流技術在靖邊氣田的應用試驗［J］．新疆石油天然氣，2008，4（增刊1）：113-119．

ZHANG S P，LIU S Q，CHEN D J，et al.Application test of natural gas injection drainage technology in Jingbian gas field［J］.Xinjiang Oil amp; Gas，2008，4（S1）： 113-119.

［2］" 林新宇．大牛地氣田噴射引流采氣工藝研究與應用［J］．天然氣技術與經濟，2017，11（3）：31-33，74．

LIN X Y.A gas recovery technology of jet drainage and its application to Daniudi Gasfield［J］.Natural Gas Technology and Economy，2017，11（3）： 31-33，74.

［3］" 柯文奇，何焱，張懷力．噴射引流工藝在涪陵頁巖氣井組的應用［J］．天然氣技術與經濟，2020，14（5）：40-43，51．

KE W Q，HE Y，ZHANG H L.Application of jet drainage technology to shale gas well group in Fuling shale gasfield［J］.Natural Gas Technology and Economy，2020，14（5）： 40-43，51.

［4］" 金鑫，謝帥，李帥，等．工況參數對低壓煤層氣井用噴射器性能影響研究［J］．水動力學研究與進展（A輯），2020，35（5）：656-662．

JIN X，XIE S，LI S，et al.Influence of operating parameters on ejector performance in low pressure coalbed methane well［J］.Chinese Journal of Hydrodynamics，2020，35（5）： 656-662.

［5］" 楊勇，李熠橋，沈勝強，等．蒸汽噴射器中的激波效應［J］．工程熱物理學報，2014，35（7）：1419-1423．

YANG Y，LI Y Q，SHEN S Q，et al.Shock effect in the steam ejector［J］.Journal of Engineering Thermophysics，2014，35（7）： 1419-1423.

［6］" 趙麗娟．蒸汽噴射器內的激波效應對噴射性能的影響［J］．機床與液壓，2019，47（20）：134-137．

ZHAO L J.The influence of shock wave effect on the performance of steam ejector［J］.Machine Tool amp; Hydraulics，2019，47（20）： 134-137.

［7］" LI Y Q，SHEN S Q，NIU C，et al.The effect of different pressure conditions on shock waves in a supersonic steam ejector［J］.Energies，2022，15（8）： 2903.

［8］" LAMBERTS O，CHATELAIN P，BARTOSIEWICZ Y.Numerical and experimental evidence of the Fabri-choking in a supersonic ejector［J］.International Journal of Heat and Fluid Flow，2018，69： 194-209.

［9］" 夏在超，李建新，高德，等．幾何結構對噴射器性能影響的CFD分析及實驗研究［J］．制冷學報，2014，35（3）：45-49．

XIA Z C，LI J X，GAO D，et al.CFD analysis and experimental study on the effect of geometries for the performance of an ejector［J］.Journal of Refrigeration，2014，35（3）： 45-49.

［10］" 韓宇，郭立新，王曉冬，等．基于CFD模擬的噴射泵操作參數對泵抽氣性能的影響［J］．東北大學學報（自然科學版），2019，40（11）：1595-1599．

HAN Y，GUO L X，WANG X D，et al.Influence of operating parameters on the ejector performance based on CFD simulation［J］.Journal of Northeastern University （Natural Science），2019，40（11）： 1595-1599.

［11］" FU W N，LIU Z L，LI Y X，et al.Numerical study for the influences of primary steam nozzle distance and mixing chamber throat diameter on steam ejector performance［J］.International Journal of Thermal Sciences，2018，132： 509-516.

［12］" RAMESH A S，JOSEPH SEKHAR S.Analytical and numerical studies of a steam ejector on the effect of nozzle exit position and suction chamber angle to fluid flow and system performance［J］.Journal of Applied Fluid Mechanics，2017，10（1）： 369-378.

［13］" 索科洛夫，津格爾．噴射器［M］．黃秋云，譯．北京：科學出版社，1977：41-44．

SOKOLOV Е Я，ZINGER Н М.Injector［M］.Translated by HUANG Q Y.Beijing： Science Press，1977： 41-44.

［14］" DONG J M，HU Q Y，YU M Q，et al.Numerical investigation on the influence of mixing chamber length on steam ejector performance［J］.Applied Thermal Engineering，2020，174： 115204.

［15］" 韓立夫，劉鐵軍，劉道啟．基于ANSYS-Fluent的大氣噴射器三維仿真模擬和流場分析［J］．內蒙古工業大學學報（自然科學版），2021，40（4）：241-246．

HAN L F，LIU T J，LIU D Q.Three-dimensional simulation and flow field analysis of air ejector based on ANSYS-Fluent［J］.Journal of Inner Mongolia University of Technology （Natural Science Edition），2021，40（4）： 241-246.

［16］" HEMIDI A，HENRY F，LECLAIRE S，et al.CFD analysis of a supersonic air ejector.Part I： experimental validation of single-phase and two-phase operation［J］.Applied Thermal Engineering，2009，29（8/9）： 1523-1531.

［17］" 李川，何東升，楊儀偉，等.基于Fluent的井下流量控制閥流道研究［J］.石油機械，2022，50（3）：78-85.

LI C，HE D S，YANG Y W，et al.Flow channel study of downhole flow control valve based on fluent［J］.China Petroleum Machinery，2022，50（3）：78-85.

［18］" 李心成，張樹立，楊海龍，等基于Fluent的混砂罐排出性能影響分析［J］.石油機械，2023，51（3）：132-137，152.

LI X C，ZHANG S L，YANG H L，et al.Fluent-based influence analysis of discharge performance of sand blending tanks［J］.China Petroleum Machinery，2023，51（3）：132-137，152.

［19］" 鮑澤富，劉江.FLUENT在液動沖擊器使用配置研究中的應用［J］.石油機械， 2019， 47（6）：50-54.

BAO Z F，LIU J.FLUENT-based study of the configuration of hydraulic impactor［J］.ChinaPetroleumMachinery，2019，47（6）：50-54.

［20］" 李海軍．噴射器性能、結構及特殊流動現象研究［D］．大連：大連理工大學，2004．

LI H J.Study of the performance，configuration and particular flow phenomena of an ejector［D］.Dalian： Dalian University of Technology，2004.

第一王志彬，教授，生于1982年，2012年畢業于西南石油大學油氣田開發工程專業，獲博士學位，現從事油氣井井筒多相流及采油工程方面的研究和教學工作。地址：（610500）四川省成都市。電話：（028）83032440。email：swpuwzb@163.com。

2023-11-23

劉鋒