煤層氣井同心管氣體射流排采特征分析

基金項目：中國石油天然氣股份有限公司前瞻性基礎性技術攻關項目“煤系地層‘三氣合采’立體開發技術研究”（2021DJ2304）；中石油煤層氣有限責任公司科學研究與技術開發項目“深層煤層氣效益開發關鍵技術研究及應用”（2021-KJ-04） ；山東省自然科學基金項目“深部煤層氣井筒變溫度場下水攜煤粉動態生長行為機理研究”（ZR2020MD038）。

劉印華，吳建軍，王云飛，等.煤層氣井同心管氣體射流排采特征分析107-115

Liu Yinhua，Wu Jianjun，Wang Yunfei，et al.Drainage characteristics of concentric tube gas jet in CBM wells107-115

為解決煤層氣井中有桿泵排采工藝存在的埋泵、卡泵及偏磨等問題，實現產氣中后期降低井底流壓、釋放解吸氣的目的，探索煤層氣井中后期低產液量情況下的排采工藝至關重要。基于可壓縮性的氣體介質，考慮射流泵排采工藝的技術特點，分析了煤層氣井井下同心管柱氣體射流泵排液原理，計算管柱環空內氣攜液條件，建立了同心管氣體射流泵噴嘴、喉管和擴散管等流動模型，考慮氣體射流的音障，分析了不同噴喉組合下的攜液特征。研究結果表明：初始注入氣量、壓力一定的情況下，噴嘴直徑越小，射流速度越大，攜液量越多；但噴嘴直徑越小，所需的注入氣量越小，氣體的流速易超過臨界流速導致流體特性發生改變；當產液量為3 m3/d，注氣壓力為6 MPa，噴嘴直徑為3.50 、4.02、5.00 mm時，所需的注入氣量分別為9 338、11 225、15 023 m3/d。氣體射流泵排液機理、氣體射流特征的研究結果可為同心管氣體射流泵工藝設計和現場試驗提供理論依據。

煤層氣井；同心管；氣體射流；射流音障；參數分析

TE242

A

014

Drainage Characteristics of Concentric Tube Gas Jet in CBM Wells

Liu Yinhua1， 2" Wu Jianjun1， 2" Wang Yunfei1， 2" Li Huanwen1， 2

Zhang Fenna3" Qi Yaoguang3" Jing Chuankai3

（1.Engineering Technology Research Institute of PetroChina Coalbed Methane Company Limited; 2.China United Coalbed Methane National Engineering Research Center Co.， Ltd.; 3.China University of Petroleum （East China））

During drainage by sucker rod pump in coalbed methane （CBM） wells， the pump may be buried， stuck and eccentrically worn. For reducing the bottomhole flowing pressure and releasing the desorbed gas in the mid-late stage of gas production， it is crucial to explore the drainage process for obtaining lower bottom hole pressure with low liquid production in the mid-late stage of CBM well production. Based on compressible gas medium， and considering the characteristics of drainage by jet pump， the drainage principle of downhole concentric tube gas jet pump in CBM well was analyzed， the liquid carrying conditions of gas in the annulus of string was calculated， and the flow model of the nozzle， throat and diffusion bell of the concentric tube gas jet pump was built. Taking into account the sonic barrier of gas jet， the liquid carrying characteristics under different nozzle-throat combinations were analyzed. The results show that， given initial gas injection volume and pressure， the smaller the nozzle diameter， the greater the jet velocity， and the more liquid is carried. Otherwise， the smaller the nozzle diameter， the smaller the gas injection volume is needed， the more easily the gas flow rate exceeds the critical flow velocity， thus leading to a change in fluid behavior. When the liquid production is 3 m3/d， the gas injection pressure is 6 MPa. When the nozzle diameter is 3.50， 4.02 and 5.00 mm， the required gas injection volume is 9 338， 11 225 and 15 023 m3/d respectively. The findings on the drainage mechanism and characteristics of gas jet pump provide theoretical basis for the technical design and field test of concentric tube gas jet pump.

CBM well; concentric tube; gas jet; jet sound barrier; parameter analysis

0" 引" 言

劉印華，等：煤層氣井同心管氣體射流排采特征分析

煤層氣作為主要的非常規天然氣之一［1］，其商業規模開發可有效緩解能源供求矛盾、減輕大氣污染并保障煤礦安全生產［2-3］。煤層氣的排采作為煤層氣開發的最后工程，是煤層氣開發的落腳點，在煤層氣高效開發中起著至關重要的作用［4-5］。目前煤層氣排采主要采用有桿泵排采方式［6-9］。而有桿泵排采方式在生產中存在以下問題：一是煤層氣井中后期產液量低，無法充滿泵筒，造成泵效低、卡泵等問題［10-12］，易導致頻繁修井；二是在大斜度井、水平井中由于井斜較大，有桿泵無法下入造斜段以下［13］，影響井底流壓下降幅度，無法實現煤層氣井中后期降低井底流壓、釋放解吸氣的目的。故針對煤層氣井中后期低產液量問題，探索如何獲得較低井底壓力的排采工藝具有重要意義。

煤層氣井下氣體射流泵排采工藝是在增壓氣舉舉升工藝的原理上［14-15］，結合水力射流泵排采工藝發展起來的，井下高壓氣體通過射流形成負壓進行排液，結合氣舉原理對液體進行舉升。煤層氣井下氣體射流泵兼顧水力射流泵的負壓射流吸液［16］和增壓氣舉的氣舉排液［17］等優點，可應用于煤層氣井中后期低產液量下的深抽吸降壓排采。

目前，射流泵的研究主要集中在通過液體介質射流抽排油、水、氣及砂等方面。在水力射流結構優化與選型［18-21］、水力射流泵排水采氣工藝技術［16，22-24］和水力射流排砂排煤粉［25-30］等方面取得了豐富的成果。氣體射流研究主要集中在航天航空和潛航領域的超音速氣體射流方面［31-32］，然而煤層氣井氣體射流泵采用可壓縮氣體作為射流介質，與不可壓縮的水作為介質時射流機理和規律差別較大，水力射流泵排液理論無法用于氣體射流泵。此外，煤層氣井氣體射流泵排采中高壓氣體通過噴嘴的射流速度低于聲速，而在氣體力學中，低于聲速和高于聲速的流動具有本質區別，故大于臨界狀態下的超音速氣體射流研究也無法適用于煤層氣井氣體射流泵排采。筆者根據深層煤層氣生產特征，在氣攜液理論和水力射流泵排采特性的基礎上，分析氣體射流泵排液機理、氣體射流特征，考慮氣體的可壓縮性建立了同心管氣體射流泵流動規律模型；揭示可壓縮介質在低于聲速射流時煤層氣井同心管氣體射流泵的排液規律，給出常用噴喉組合下不同排液量的注入參數，以期為同心管氣體射流泵排采工藝現場試驗提供理論依據。

1" 同心管氣體射流泵的排液規律

1.1" 氣體射流泵與水力射流泵對比分析

氣體射流泵技術是依據國外氣體介質射流泵、國內氣動加速泵、氣舉閥工作筒與G/L型射流泵而發展起來的一種氣舉負壓排液工藝。其原理為：地面增壓設備將氣體加壓，高壓氣體作為動力液通過同心管內管注入，到達井下射流泵噴嘴。高壓氣體通過射流泵噴嘴，將壓能和勢能轉化為動能，形成低壓、高速流體，使混合室形成低壓區，導致井液向低壓區流動。喉管的氣體動力液和吸入的井液進行動量交換后充分混合，混合液通過擴散管、同心管內管和外管環空進行排出。煤層氣由于射流泵的排水降壓從管套環空產出。

氣體射流泵與水力射流泵排采對比分析如表1所示。同心管氣體射流泵，不同于水力射流泵，其流體具有可壓縮性，射流時氣體流速過高，超過聲速時其流動會發生本質的變化，故氣體射流泵一般在低于聲速的狀態下工作。

同心管環空返出液為氣體和地層水的混合流體，通過氣攜液經由同心管油油環空中排出。油油環空中氣體流速達到臨界攜液流速時才能攜液，即為氣攜液的必要條件［33］。而達到臨界流速之后，氣體攜帶的液量決定了能否持續穩定攜液生產，此為氣攜液的充分條件。需同時滿足必要條件和充分條件，才能將吸入的地層液排出。而水力射流泵返出液為同一種流體，在油油環空返出通道中的壓差下穩定流動。

從表1可以看出，同心管氣體射流泵與同心管水力射流泵的排采原理差別較大，水力射流泵的相關理論無法應用于氣體射流泵。因此以可壓縮介質為研究對象，基于環空氣攜液理論建立煤層氣井同心管氣體射流泵流動規律模型，分析其排采特性。

1.2" 同心管氣體射流泵中氣體流動特性

由工程力學一元穩定流動連續方程可知：

dνν+dAA-dvv=0

（1）

式中：ν為比容，m3/kg；v為流體速度，m/s；A為噴管截面積，m2。

氣體流經漸縮管道時，流速v增大，壓力p和溫度T減小。氣體流經噴管的膨脹程度一般用噴管的出口壓力p2和進口壓力p1的比值β表示。氣體在漸縮噴管內絕熱流動的最大膨脹程度決定于臨界壓力比βc，即：

βc=pcp1=2ε+1εε-1

（2）

式中：βc為臨界壓力比，無量綱；pc為氣體在漸縮噴管中膨脹所能達到的最低壓力，或稱為臨界壓力，MPa；ε為氣體絕熱指數，對于空氣ε=1.4，從而得到βc=0.528。

氣體流速達到音速a（臨界速度）時，對應于臨界壓力pc。在氣體力學中，低于音速和高于音速的流動具有本質區別，常以馬赫數Ma劃分流體流動的類型。當Ma＜1時，截面積A增大，速度v降低；當Ma＞1時，截面積A增大，速度v升高。

為保證流動穩定性，氣體射流速度應低于音速。一般取Ma＜0.5，氣體在水中的音速為1 449 m/s，故氣體在水中的極限射流速度為724.5 m/s；氣體在空氣中的音速為340 m/s，極限射流速度為170 m/s。

2" 同心管氣體射流泵排采流動規律

采用同心管氣體射流泵排采，高壓氣體由同心管內管注入，氣體通過井下噴嘴射流后，負壓抽吸地層液通過喉管、擴散管充分混合，最后氣液混合液由油油環空排出。

同心管氣體射流泵排采流動建?？煞殖?個部分：①混合液由油油環空排出時，環空氣攜液流動；②氣體經射流泵入口射流，至擴散管混合液排出；③同心管內管注入時，單相氣體管內流動。依據3個部分分別建立模型。

2.1" 返出混合液油油環空排出條件

氣液混合物由油油環空排出時需滿足氣攜液的必要條件和充分條件。

2.1.1" 油油環空氣攜液必要條件

油油環空返出的液體由氣體攜帶排出，在井下射流泵排出口處對氣液混合液進行分析。依據李閩模型計算其臨界攜液流量，具體為：

v1j=2.5（ρl-ρg）σρ2g0.25

（3）

式中：vlj為臨界攜液流速，m/s;ρl為液體的密度，kg/m3;ρg為氣體的密度，kg/m3，σ為液體表面張力，N/m。

對于48.0 mm（1.9 in）油管+73.0 mm（27/8" in）油管的同心管柱和48.0 mm油管+89.0 mm（31/2 in）油管的同心管柱，不同井下射流泵排出口壓力p2下，其臨界攜液流量如表2和圖1所示。依據氣攜液排出所需的臨界攜液流量，相同條件下48.0 mm油管與73.0 mm油管組合的油油環空所需的臨界攜液流量較小，優先選用該組合作為同心管射流泵管柱，有利于液體排出。

對射流泵排出口位置進行分析，井內溫度為30 ℃時，48.0 mm油管+73.0 mm油管環空氣攜液臨界攜液流速v為15.59 m/s，如圖1所示。

different discharge port pressures p2

2.1.2" 油油環空氣攜液充分條件

氣舉攜液分析計算方法由克雷洛夫院士首先提出，基于油井氣舉攜液分析，給出油井在最優工況下設定的產液量。氣舉排水采氣生產總注入氣最優值時的氣液比為：

Rtg=0.604×10-2Lρ1gLl-pa+ptfD-0.5pa-ptflgpaptf

（4）

式中：Rtg為氣液比，無量綱；L為舉升深度，m；Ll為油管液柱高度，m；D為油管內徑，mm；pa為氣舉閥油套環空處的壓力，MPa；ptf為井口油壓，MPa。

油油環空氣攜液返排穩定生產時，油油環空氣攜液充分混合，整個舉升高度為氣液混合段。設同心管外管內徑為D1，內管外徑為D2，引用有效管徑d=D1-D2，由式（4）氣舉攜液理論可知，注氣最優氣液比為注入最少的氣能攜帶最多液體量時的氣液比，即氣攜液生產時的臨界氣液比。故環空中氣攜液穩定生產時臨界氣液比為：

Rlj=0.604×10-2H-hρ1gH-p2+pyyD1-D2-0.5p2-pyylgp2pyy

（5）

式中：Rlj為臨界氣液比，無量綱；H為下泵深度，m；h為泵的沉沒度，m；H-h為舉升深度，m；D1為同心管外管內徑，mm；D2為同心管內管外徑，mm；pyy為井口油油環空壓力，MPa。

當油油環空中氣液比大于臨界氣液比Rlj時可實現氣攜液穩定生產。穩定生產時氣體攜帶液體的最大臨界攜液量Qlmax為：

Qlmax=QgRlj=

QgD1-D2-0.5p2-ptflgp2pyy0.604×10-2H-hρ1gH-p2+pyy

（6）

若攜液量為Ql，則所需的氣體量Qg為：

Qg=0.604×10-2H-hρ1gH-p2+pyyD1-D2-0.5p2-pyylgp2pyyQγl

（7）

根據氣攜液經驗及參考資料分析，氣攜液隨著液量增大，所需氣量增幅會變大，系數γ可根據氣攜液試驗得出，對于煤層氣井γ一般取1.8～2.7。

氣體射流泵出口處的氣體流量應大于攜液量為Ql時所需的氣量Qg，這樣才能將吸入的地層液Ql攜出。

不同壓力下的氣體攜液量如圖2所示。壓力越大，攜液量越大。根據氣量及相應攜液量，結合臨界攜液流速和射流泵的出口壓力，依據能量守恒、動量守恒和質量守恒可計算出噴嘴處的速度和氣體流量，進而計算出噴嘴的臨界直徑。

2.2" 氣體射流泵特征方程

射流泵入口處壓力p1可由同心管內管注入管柱井口壓力得到：

p1=GgH+pz-fg

（8）

式中：Gg為氣體壓力梯度，MPa/m；fg為同心管內管中氣體摩阻，MPa；pz為同心管內管井口壓力，MPa。

射流泵排出口壓力p2可由油油環空排出通道計算：

p2=GmH+fm+pyy

（9）

式中：Gm為油油環空中氣液混合流體壓力梯度，MPa/m；fm為油油環空氣液混合摩阻，MPa。

射流泵入口處到噴嘴與喉管交界處截面，氣體為可壓縮流體。忽略高度差，由能量守恒可得：

kk-1p1ρ1gg+v21g2g=

kk-1phρhgg+v2hg2g

（10）

式中：k為壓縮系數，無量綱；ρ1g為噴嘴入口處氣體的密度，kg/m3；v1g為噴嘴入口處氣體的流速，m/s；ph為噴嘴與喉管交界處截面壓力，MPa；ρhg為噴嘴與喉管交界處截面氣體的密度，kg/m3；vhg為噴嘴與喉管交界處截面氣體的流速，m/s；g為重力加速度，m/s2。

引入噴嘴流速系數φ1可得：

v2hg=2φ21gkk-1p1ρ1gg+v21g2g-kk-1phρhgg

（11）

以地層液吸入口、噴嘴與喉管交界處截面為研究對象，由能量守恒可得：

p3ρ1gg+v2L2g=phρLg+v2hL2g+f2

（12）

式中：p3為地層液進泵壓力，MPa；ρL為地層液密度，kg/m3；vL為地層液進泵入口處液體的流速，m/s；vhL為噴嘴與喉管交接處截面液體的流速，m/s；f2為該段的摩阻損失，m。

喉管段由動量方程可得：

φ2ρgqgvhg+ρLqLvhL-

ρgqg+ρLqLvmh=pk-phAh

（13）

式中：φ2為喉管流速系數；vmh為喉管中氣液混合液流速，m/s；pk為喉管出口即擴散管入口處壓力，MPa；Ah為喉管面積，m2。

擴散管由能量守恒可得：

pkρmg+v2mh2g=p2ρmg+v2mk2g+f3（14）

式中：ρm為氣液混合液密度，kg/m3；vmk為擴散管出口氣液混合液流速，m/s；f3為該段的摩阻損失，m。

假設氣液在喉管和擴散管中充分混合后氣液比不變，且從擴散管進入油油環空排出時需滿足臨界氣液比，則有：

ρm=Rtg1+Rtgρg+11+RtgρL

（15）

式中：Rtg為氣液比，無量綱；且滿足Rtg≥R1j時，在油油環空中可穩定氣攜液生產。

射流泵出口速度vm需大于氣攜液必要條件的臨界攜液流速（式（3）），即vm＞vlj。

2.3" 高壓氣體注入中心管流動方程

高壓氣體注入中心管的流動方程可由煤層氣體穩定流動能量方程推導。在氣體穩定流動時，任一截面處流入與流出的質量守恒、功與熱交換為定值。同心管內管的流動滿足能量平衡法則，假設從井口到射流泵入口沒有功的輸出和輸入，對于氣體流動，動能損失相對于總的能量損失可以忽略不計。于是可得：

dpρ+gdh+fv2gdh2d=0（16）

分離變量并積分，可得流動氣柱段的壓差為：

∫p1pzZpTp2+1.322×10-18fq2scZ2T2d5dp=

∫H00.034 18γgdh

（17）

式中：vg為氣體流速，m/s；γg為氣體相對密度，無量綱；Z為偏差示數，無量綱；T為氣體溫度，K；f為摩阻系數，無量綱；qsc為產氣量，m3/d；d為管柱直徑，m。

采用迭代方法進行求解，由同心管內管井口壓力p2，得到射流泵入口壓力p1。

綜上所述，由油油環空排出方程及條件、氣體射流泵特征方程和同心管內管氣體流動方程構成了同心管氣體射流泵排采流動規律模型。

3" 計算實例

3.1" 氣體射流泵排采攜液分析

目前氣體射流泵的噴嘴和喉管組合主要有3.50 mm/7.50 mm、4.02 mm/12.50 mm、5.00 mm/12.50 mm等3種，其面積比分別為0.23、0.10和0.16。

射流泵入口壓力為8 MPa、注入氣量一定時，不考慮氣體射流的音障和損耗，按理想噴嘴特性計算。常用的3種噴喉組合不同氣量的攜液量如圖3所示。從圖3可以看出，在初始注入氣量、壓力一定的情況下，噴嘴直徑越小，射流速度越大，攜液量越多，但隨著注入氣量的增加，攜液量增量趨于變緩。不考慮氣體射流的音障，噴嘴直徑為3.50、4.02和5.00 mm的極限攜液量分別為36、28和16 m3/d。在一定攜液量下噴嘴直徑越大所需的注入氣量越大，當攜液量為5 m3/d時，噴嘴直徑為3.50、4.02和5.00 mm所需的注入氣量分別為10 726、11 629、14 927 m3/d。

在噴嘴流速一定時可計算不同噴喉組合下的臨界攜液量。3種噴喉組合下的臨界攜液量如圖4所

nozzle-throat combinations

示。從圖4可以看出，在噴嘴氣體射流速度一定的情況下，噴嘴越大，攜液量越大，但所需注入氣體量越大。氣體射流速度在極限速度724.5 m/s下，3種噴喉組合的攜液量達到極限的攜液量。3.50 mm/7.50 mm、4.02 mm/12.50 mm、5.00 mm/12.5 mm噴喉組合下的極限攜液量分別為53.16、70.13、108.49 m3/d，所需標況下的注入氣體積分別為11.88×104、15.67×104、24.25×104 m3/d。

從上述分析可以看出，產液量在5～20 m3/d時，優選4.02 mm/12.50 mm噴喉組合。

3.2" 現場應用

基礎參數：鄂爾多斯盆地東緣某區塊深層煤層氣井B井采用同心管循環氣舉排液，當增壓氣舉無法滿足降低井底流壓的要求時，采用同心管氣體射流泵進行排采。同心管外管直徑為73 mm，內管直徑為48 mm，下泵深度為1 900 m，該井產液1～5 m3/d。

當注氣壓力為6、8和10 MPa時，改變噴嘴直徑，分析所需注氣量與產液量變化情況，結果如圖5所示。注氣壓力一定時，相同的噴喉組合下，產液量越大所需的注入氣量越大；在相同的排液量和注入壓力下，從3個噴喉組合對比分析來看，噴嘴直徑越小，所需的注入氣量越小。

injection pressures and nozzle-throat combinations

從圖5可以看出，相同的噴喉組合下，產液量越大所需的注入氣量越大。當產液量為1 m3/d、噴嘴直徑為4.02 mm、注入壓力為6 MPa時，所需的注入氣量約為7 790 m3/d；當產液量為5 m3/d時，所需的注入氣量約為13 318 m3/d。在相同的排液量和注入壓力下，噴嘴直徑越小，所需的注入氣量越小。當產液量為3 m3/d，注氣壓力為6 MPa，噴嘴直徑為3.50、4.02、5.00 mm時，所需的注入氣量分別為9 338、11 225、15 023" m3/d。

當注氣壓力為10 MPa，產液量為3 m3/d，噴嘴直徑為4.02 mm時，所需的注入氣量約為6 735 m3/d；當產液量為5 m3/d時，所需的注入氣量約為7 990 m3/d。在相同的排液量和注入壓力下，從3個噴喉組合對比分析來看，噴嘴直徑越小，所需的注入氣量越小。當產液量為3 m3/d，注氣壓力為10 MPa，噴嘴直徑為3.50、4.02、5.00 mm時，所需的注入氣量分別為5 602、6 734、9 014 m3/d。

在同一噴喉組合下，改變注氣壓力，在相同的產液量下，隨著注氣壓力的變大，所需的注入氣量越小。噴嘴直徑為3.5 mm，注氣壓力由6 MPa增加到10 MPa，產液量為3 m3/d時，其所需的注氣量由9 338 m3/d減少至5 602 m3/d；噴嘴直徑為5.0 mm，注氣壓力由6 MPa增加到10 MPa，產液量為3 m3/d時，其所需的注氣量由15 023 m3/d減少至9 014 m3/d。

4" 結論及認識

（1）采用同心管氣體射流泵排采，高壓氣體由同心管內管注入，井下氣體射流后氣液混合液由油油環空排出。油油環空需滿足氣攜液的必要條件和充分條件。

（2）相同的噴喉組合下，產液量越大所需的注入氣量越大；在相同的排液量和注入壓力下，噴嘴直徑越小，所需的注入氣量越小，但噴嘴直徑越小氣體的流速越高，易超過臨界流速而使流體特性發生改變。

（3）同心管氣體射流泵由于射流介質為氣體，具有可壓縮性，故在射流排采時需考慮氣體射流的音障。由于氣體的可壓縮性和音障，使氣體射流泵排采與水力射流泵排采特征有較大的區別。

（4）氣體射流泵排采時，可采用本井氣、臨井氣或管道返輸氣作為氣源，設備投資相對較低。氣體射流泵排采工藝可滿足煤層氣井低產液量排采技術的需要，有廣闊的應用前景。

［1］

王辰龍，韓金良，劉奕杉，等．煤層氣開發工程關鍵技術研究現狀及發展趨勢分析［J］．工程技術研究，2021，6（3）：247-248．

WANG C L， HAN J L， LIU Y S， et al. Research status and development trend analysis of key technologies in coalbed methane development engineering［J］. Engineering and Technology Research， 2021， 6（3）： 247-248.

［2］" 王雙明，孫強，喬軍偉，等．論煤炭綠色開采的地質保障［J］．煤炭學報，2020，45（1）：8-15．

WANG S M， SUN Q， QIAO J W， et al. Geological guarantee of coal green mining［J］. Journal of China Coal Society， 2020， 45（1）： 8-15.

［3］" 徐鳳銀，侯偉，熊先鉞，等．中國煤層氣產業現狀與發展戰略［J］．石油勘探與開發，2023，50（4）：669-682．

XU F Y， HOU W， XIONG X Y， et al. The status and development strategy of coalbed methane industry in China［J］. Petroleum Exploration and Development， 2023， 50（4）： 669-682.

［4］" 黃中偉，李國富，楊睿月，等．我國煤層氣開發技術現狀與發展趨勢［J］．煤炭學報，2022，47（9）：3212-3238．

HUANG Z W， LI G F， YANG R Y， et al. Review and development trends of coalbed methane exploitation technology in China［J］. Journal of China Coal Society， 2022， 47（9）： 3212-3238.

［5］" 李瑞，盧義玉，葛兆龍，等．地面井卸壓的煤層氣開發新模式［J］．天然氣工業，2022，42（7）：75-84．

LI R， LU Y Y， GE Z L， et al. A new CBM development mode： surface well pressure relief［J］. Natural Gas Industry， 2022， 42（7）： 75-84.

［6］" 鞏澤文，劉愷德，白優，等．彬長礦區煤層氣排采設備優化研究［J］．煤炭科學技術，2019，47（12）：156-160．

GONG Z W， LIU K D， BAI Y， et al. Study on optimization of coalbed methane drainage equipment in Binchang Mining Area［J］. Coal Science and Technology， 2019， 47（12）： 156-160.

［7］" 胡天豪，鄒浪．淺談氣井降壓排水采氣方法［J］．石化技術，2022，29（10）：99-101．

HU T H， ZOU L. Discussion on depressurization drainage and gas production method of gas well［J］. Petrochemical Industry Technology， 2022， 29（10）： 99-101.

［8］" 楊光．低壓低產氣井排水采氣工藝技術［J］．化學工程與裝備，2022（7）：145-146．

YANG G. Drainage and gas production technology for low pressure and low production gas wells［J］. Chemical Engineering amp; Equipment， 2022（7）： 145-146.

［9］" 李金平，潘軍，李勇，等．基于流動物質平衡理論的煤層氣井定量化排采新方法［J］．天然氣工業，2023，43（6）：87-95．

LI J P， PAN J， LI Y， et al. A new CBM well quantitative production method based on the ow material balance theory［J］. Natural Gas Industry， 2023， 43（6）： 87-95.

［10］" 孟遙，趙一心，劉仲偉，等．天然氣排水采氣技術的若干問題研究［J］．石化技術，2022，29（12）：225-227．

MENG Y， ZHAO Y X， LIU Z W， et al. Research on several issues of natural gas drainage and gas production technology［J］. Petrochemical Industry Technology， 2022， 29（12）： 225-227.

［11］" 姚博明．排水采氣工藝技術分析及優化措施［J］．化學工程與裝備，2022（10）：96-97．

YAO B M. Analysis and optimization measures of drainage gas production technology［J］. Chemical Engineering amp; Equipment， 2022（10）： 96-97.

［12］nbsp; 莫日和，張芬娜，綦耀光，等．煤層氣井有桿泵內煤粉沉積的影響因素分析［J］．西南石油大學學報（自然科學版），2016，38（5）：143-150．

MO R H， ZHANG F N， QI Y G， et al. Movement of pulverized coal in sucker rod pump in coalbed methane well［J］. Journal of Southwest Petroleum University （Science amp; Technology Edition）， 2016， 38（5）： 143-150.

［13］" 劉國強，胡永彪，高爾斯，等．煤層氣L型水平井新型桿式泵排采工藝及應用［J］．特種油氣藏，2018，25（2）：164-168．

LIU G Q， HU Y B， GAO E S， et al. Recovery technology and application of a new rod pump in the coalbed methane L-type horizontal well［J］. Special Oil amp; Gas Reservoirs， 2018， 25（2）： 164-168.

［14］" 尚寶兵，吳華曉，李俊飛，等．渤海Q油田低產井反循環射流泵舉升技術［J］．油氣井測試，2019，28（6）：44-48．

SHANG B B， WU H X， LI J F， et al. Anti-circulation jet pump lifting technology for the low-production wells in Bohai Q oilfield［J］. Well Testing， 2019， 28（6）： 44-48.

［15］" 劉融．抽吸與氣舉排水采氣工藝方法研究［D］．大慶：東北石油大學，2022．

LIU R. Study on gas production technology of suction and gas lift drainage［D］. Daqing： Northeast Petroleum University， 2022.

［16］" 陳鳳官，綦耀光，王渭，等．煤層氣井水力射流泵排采的適應性研究［J］．石油和化工設備，2012，15（4）：8-10．

CHEN F G， QI Y G， WANG W， et al. Research on the adaptability of hydraulic jet pump drainage in coalbed methane wells［J］. Petro amp; Chemical Equipment， 2012， 15（4）： 8-10.

［17］" 蔣玉勇．氣舉排水采氣工藝適應性及優缺點探討［J］．中國石油和化工標準與質量，2019，39（2）：218-219．

JIANG Y Y. Discussion on the adaptability and advantages and disadvantages of gas lift drainage gas production process［J］. China Petroleum and Chemical Standard and Quality， 2019， 39（2）： 218-219.

［18］" RAHMAN F， UMESH D B， SUBBARAO D， et al. Enhancement of entrainment rates in liquid-gas ejectors［J］. Chemical Engineering and Processing： Process Intensification， 2010， 49（10）： 1128-1135.

［19］" 呂忠斌，王洋，劉潔瓊，等．射流泵噴嘴收縮角的取值［J］．江蘇大學學報（自然科學版），2015，36（3）：281-287．

LYU Z B， WANG Y， LIU J Q， et al. Value of nozzle falloff angle of jet pump［J］. Journal of Jiangsu University （Natural Science Edition）， 2015， 36（3）： 281-287.

［20］" 鄧金先，石雨冬，莊會濤，等．新型雙噴嘴射流泵水力特性的試驗研究［J］．石油機械，2017，45（2）：68-72．

DENG J X， SHI Y D， ZHUANG H T， et al. Experimental studies on the hydraulic performance of novel dual-nozzle jet pump［J］. China Petroleum Machinery， 2017， 45（2）： 68-72.

［21］" 李巖．水力射流泵的選型［J］．油氣田地面工程，2011，30（6）：32-33．

LI Y. Selection of hydraulic jet pump［J］. Oil-Gasfield Surface Engineering， 2011， 30（6）： 32-33.

［22］" 張世德，黎桉安，劉利軍，等．同心管射流泵排水采氣工藝技術及應用［J］．內蒙古石油化工，2018，44（12）：103-104．

ZHANG S D， LI A A， LIU L J， et al. Process and technology of drainage and gas recovery for concentric tube jet pump and its application［J］. Inner Mongolia Petrochemical Industry， 2018， 44（12）： 103-104.

［23］" 于姣姣，李又武，李樂忠，等．同心雙管射流泵排采工藝參數設計及應用［J］．石油機械，2020，48（1）：95-101．

YU J J， LI Y W， LI L Z， et al. Design and application of drainage and gas recovery process parameters of concentric dual tubing jet pump［J］. China Petroleum Machinery， 2020， 48（1）： 95-101.

［24］" 白健華，劉義剛，王通，等．海上同心管射流泵注采一體化技術研究［J］．中國海上油氣，2021，33（2）：148-155．

BAI J H， LIU Y G， WANG T， et al. Research on injection-production integrated technology for offshore concentric-tube jet pump［J］. China Offshore Oil and Gas， 2021， 33（2）： 148-155.

［25］" 金博．水力射流排砂泵選型方法研究［J］．科技資訊，2012，10（9）：97．

JIN B. Research on the selection method of hydraulic jet sand pump［J］. Science amp; Technology Information， 2012， 10（9）： 97.

［26］" 沈競杰，黃天成，田曉寧，等．雙管水射流攜砂泵結構設計及流場仿真［J］．石油機械，2020，48（12）：101-108．

SHEN J J， HUANG T C， TIAN X N， et al. Structure design and flow field simulation of double-pipe water jet sand carrying pump［J］. China Petroleum Machinery， 2020， 48（12）： 101-108.

［27］" 韓岐清，李明忠，陳文徽，等．大斜度井水力攜砂技術及其優化［J］．石油學報，2016，37（增刊2）：117-121．

HAN Q Q， LI M Z， CHEN W H， et al. Hydraulic sand carrying technology and its optimization in high-inclination well［J］. Acta Petrolei Sinica， 2016， 37（S2）： 117-121.

［28］" 劉冰，綦耀光，張芬娜，等．煤層氣井射流沖煤粉裝置沖擊深度的研究［J］．煤炭學報，2014，39（4）：713-718．

LIU B， QI Y G， ZHANG F N， et al. The impinging depth of coal particles cleanout jet device for coalbed methane well［J］. Journal of China Coal Society， 2014， 39（4）： 713-718.

［29］" 吳壯坤，張宏錄，池宇璇，等.新型排采泵在延川南深層煤層氣井的改進及應用［J］. 油氣藏評價與開發， 2023， 13（4）： 416-423.

WU Z K， ZHANG H L， CHI Y X， et al. Improvement and application of new drainage pump of coalbed methane wells in south Yanchuan ［J］. Petroleum Reservoir Evaluation and Development， 2023， 13（4）：416-423.

［30］" 姚紅生，肖翠，陳貞龍，等. 延川南深部煤層氣高效開發調整對策研究［J］. 油氣藏評價與開發， 2022， 12（4）： 545-555.

YAO H S，XIAO C，CHEN Z L，et al. Adjustment countermeasures for efficient development of deep coalbed methane in southern Yanchuan CBM Field［J］. Petroleum Reservoir Evaluation and Development， 2022， 12（4）： 545-555.

［31］" 聶偉，岳勇，謝建華，等．基于氣體射流技術的風力機翼型特性仿真［J］．計算機仿真，2019，36（12）：97-101．

NIE W， YUE Y， XIE J H， et al. Simulation of wind airfoil profile based on gas jet technology［J］. Computer Simulation， 2019， 36（12）： 97-101.

［32］" 張小圓，李世鵬，楊保雨，等．潛航飛行體深水超音速氣體射流的流動穩定性研究［J］．兵工學報，2019，40（12）：2385-2398．

ZHANG X Y， LI S P， YANG B Y， et al. Analysis of the flow instability of supersonic gaseous jets for submarine vehicles working in deep water［J］. Acta Armamentarii， 2019， 40（12）： 2385-2398.

［33］" 秦峰，唐圣來，閆正和，等．水平氣井全井筒攜液模擬試驗研究［J］．石油機械，2022，50（2）：95-101．

QIN F， TANG S L， YAN Z H， et al. Simulation experiment of liquid carrying in whole wellbore of horizontal gas well［J］. China Petroleum Machinery， 2022， 50（2）： 95-101.

第一劉印華，高級工程師，生于1986年，2011年畢業于中國石油大學（華東）油氣井工程專業，獲碩士學位，從事采氣工藝研究工作。地址：（710003）陜西省西安市。電話：（029）68300132。email：42063054@qq.com。

通信作者：靖傳凱，email：jingchuank@163.com。

2023-11-10

任武