海上油井不停泵除砂清砂工藝及射流泵優化設計

李天賜，顏廷俊，羅昌華，沈 瓊

(1.北京化工大學 機電學院，北京100029；2.中海油能源發展股份有限公司 工程技術分公司，天津 300452)

海上油井不停泵除砂清砂工藝及射流泵優化設計

李天賜1，顏廷俊1，羅昌華2，沈 瓊2

(1.北京化工大學 機電學院，北京100029；2.中海油能源發展股份有限公司 工程技術分公司，天津 300452)

為解決海上油井采出液含砂對潛油電泵造成的磨損問題，提出了海上油井不停泵除砂清砂工藝。該工藝采用固液旋流除砂器進行油砂分離，使用射流泵將被分離出并沉淀在井底的砂礫清除出井底。依據某油井參數進行了結構初步設計，并通過正交試驗及Fluent軟件優選出了射流泵的最佳結構參數：面積比0.25、喉嘴距3.45 mm、喉管長36.8 mm、噴嘴錐角14°、喉管入口斜角60°。海上油井不停泵除砂清砂工藝既可延長潛油電泵檢泵周期，又不占用平臺空間，緩解了海上平臺空間緊張的問題。

油井；清砂；固液旋流除砂器；射流泵；參數優化

海上油井開采過程中使用的填砂壓裂、聚合物驅油等技術使得產液攜砂能力增強，部分油井出砂日益嚴重[1-2]。如果不進行合理防治，地層砂會加快潛油電泵的磨損，致使檢泵周期大幅縮短，成本上升。為解決油井產液攜砂問題，國內外常用防砂管進行隔砂，但對于有些油藏仍然會發生潛油電泵葉輪和泵軸發生磨損現象。通過在泵軸及葉輪易磨損部位使用耐磨的貴金屬材料，雖然緩解了砂礫的磨損，但從現場試驗結果來，效果并不理想，而且成本也大幅提高[3-6]。另外，研究者還提出利用安裝在井下的潛油電泵為射流泵提供動力液，靠射流泵將油砂混合液混輸至井口的方式[7]，但這種采油方式存在處理量小，效率低等不足。海上油井不停泵井下除砂清砂一體化系統使用固液旋流除砂器進行液砂分離，分離后的凈化油液進入到潛油電泵，使潛油電泵恢復至無砂工況下的正常使用狀態；分離出來的砂礫在井底聚集到一定量后，經射流泵低壓吸入口吸入，并通過排出管排出至海上平臺[8]。提高了潛油電泵的檢泵周期，降本增效；又不占平臺面積，緩解了海上平臺空間緊張的問題。

1 除砂原理

工藝管柱如圖1所示。依次按凈化采出液排出管、潛油電泵、分離器、保護器、電機、固液旋流除砂器、射流泵自上而下安裝。

油層中的油、水、砂混合液切向進入固液旋流除砂器后進行旋流分離，凈化后的油、水混合液經溢流管流入保護罩與潛油電泵的間隙后，進入潛油電泵的進液口，經泵增壓后被送至潛油電泵出口，通過凈化采出液排出管舉升到平臺；經固液旋流除砂器分離出的砂礫沉積到井底，待分離出來的砂礫在井底聚集到一定量后，手動開啟采油平臺上的射流泵排砂管線井口控制閥，再逐漸關小井口采出液控制閥，通過調節變頻器提高潛油電泵轉速，使潛油電泵的采出液壓力增大，液壓控制閥自動開啟，高壓采出液作為清砂動力液沿射流泵動力液管進入射流泵，經噴嘴降壓，與井底壓力產生壓差，積砂在壓差作用下進入射流泵吸砂入口，與動力液一起被混輸至平臺井口；待清砂作業完成后，降低潛油電泵轉速至原轉速，手動全開平臺井口采出液控制閥，漸漸關閉平臺上的射流泵排砂管線井口控制閥，潛油電泵正常采油。該工藝在不停泵的情況下，分別完成正常采油與清砂工序，延長了潛油電泵檢修周期，提高了開采效率。此外，潛油電泵部分高壓采出液作為動力液，省去海上平臺提供動力液的裝置，緩解海上采油平臺空間緊張問題。

a 工藝管柱

b A-A剖面

2 固液旋流除砂器結構設計

某平臺油井數據為：套管尺寸177.8 mm(7英寸)、下泵深度800 m、沉沒度400 m，油井采出液量300 m3/d，采出液含砂0.3%。采用的固液旋流除砂器原理如圖2所示。

1—切向入口；2—砂礫；3—中心流；4—橫擾流板；5—豎擾流板；6—靜置區。圖2 固液旋流除砂器原理

含砂井液沿切線方向進入固液旋流除砂器上方的切向入口，在離心力作用下，密度較大的砂礫從流體中分離，附著在固液旋流除砂器內壁邊緣，在豎擾流板作用下向下沉淀進入靜置區；密度較小的無砂流體進入固液旋流除砂器中央，形成中心流，運動到橫擾流板后，在橫擾流板的支撐下反轉向上，沿中心方向向上運動，實現油砂分離。凈化后的采出液進入潛油電泵，并被舉升到平臺井口。根據上述設計參數，優選出外徑?139.7 mm、壁厚4 mm的固液旋流除砂器的最佳切向入口傾角為35°，入口槽寬14 mm、高62 mm，橫擾流板直徑為?110 mm。油砂分離效率高達98%以上[9]。

3 射流泵結構設計

由固液旋流除砂器分離出的砂礫需經射流泵清砂作用排出井底。根據油井的工況參數及射流泵下泵深度900 m，選用25.4 mm(1英寸)連續油管做為射流泵動力液管與排砂管。依據沖砂水力計算公式[10]，求得射流泵動力液量為55 m3/d，出口最低壓力10.7 MPa，動力液入口壓力15.6 MPa。由動力液量及出、入口壓力值，得到噴嘴出口直徑為?2.4 mm。設計的射流泵結構如圖3所示。

1—混合出口；2—噴嘴；3—清砂口；4—吸砂口；5—動力液入口。圖3 射流泵結構

4 射流泵結構優化

射流泵結構設計計算時給出的面積比、喉嘴距、喉管長、噴嘴錐角、喉管入口斜角等參數只是一定的范圍值，對應不同工況需要做具體優選。由于變量較多，為此進行正交試驗，優選出射流泵最佳結構參數。

4.1 正交試驗設計

射流泵的面積比通常取0.235～0.400；最優喉嘴距為0.5～1.5d0(d0為噴嘴直徑)；喉管長為5～8dx(dx為喉管直徑)；工況壓力在30倍大氣壓以上時，噴嘴收縮角采用8～14°；喉管入口斜角為0～60°。綜合以上各因素、水平，確定采用5因素4水平正交表進行正交試驗分析。

4.2 邊界條件設置

為保證不同正交試驗對應的射流泵動力液入口壓力、油砂吸入壓力一致，將動力液入口、油砂吸入口邊界條件設置為壓力入口；為實現清除井底積砂，射流泵出口需達到一定壓力值，所以將擴散管出口設置為壓力出口。由于射流泵內部流場存在強烈的湍流流動，選用 Realizableκ-ε紊流模型。模擬采用有限體積法對射流泵的計算域進行離散，由于一階迎風格式具有絕對穩定性，可以提高離散精度，考慮到計算機性能，選用一階迎風格式對計算域進行空間離散計算。

4.3 仿真計算結果對比分析

使用射流泵排砂口捕捉砂礫數占泵入口跟蹤砂礫總數的百分比值作為射流泵性能的判斷依據。根據16組正交試驗分析結果，繪制不同類型射流泵排砂口捕捉砂礫數占泵入口跟蹤砂礫總數百分比曲線，如圖4所示。圖4中，橫坐標試驗號1～16代表對應的16種不同射流泵結構。其中試驗號4、11、14對應的3種射流泵結構參數如表1所示。

圖4 射流泵排砂口捕捉砂礫數占泵入口跟蹤砂礫數百分比曲線

試驗號面積比喉嘴距/mm喉管長/mm噴嘴錐角/(°)喉管入口斜角/(°)40.250.5d05dx80110.351.2d08dx1060140.400.8d07dx860

從圖4可以看出，試驗號4、11、14所對應的3種結構射流泵在泵出口捕捉到的砂礫數占泵入口跟蹤砂礫總數百分比值較高，清除井底積砂效果相對較好。其中試驗號4中跟蹤的砂礫全被捕捉，11、14被捕捉到的砂礫占泵入口砂礫總數的97.1%。出現未被捕捉到的砂礫主要是由于流體在射流泵內流動時出現回流。吸砂管與噴嘴連接處局部速度矢量如圖5所示。

a 試驗號4

b 試驗號11

c 試驗號14

由圖5可見，試驗號11、14中吸砂管與噴嘴連接處有明顯的回流、流動紊亂現象，而試驗號4的速度矢量顯示流場流動平穩，沒有回流現象。因此，試驗號4所對應的射流泵清除井底積砂效果更好一些。

4.3.1 速度分布

射流泵內部流動速度云圖如圖6所示。進入射流泵的動力液經噴嘴射流作用，噴出速度增加到最大值，有流核存在。隨著流體向下游流動，流核區域流速逐漸減小，射流邊界層伴隨著流體的流動逐漸擴大至流動截面。當射流邊界層擴展到壁面時，流核消失，動力液與引射流體混合接近均勻，流速趨于一致。

a 試驗號4

b 試驗號11

c 試驗號14

對比試驗號4、11、14所對應的3種結構射流泵速度云圖可見，由于試驗號11、14所對應射流泵的喉管直徑相對小且喉管過短，動力液在喉管中與被吸流體混合不充分，核流區到擴散管才消失，導致射流泵清砂性能降低；而試驗號4對應射流泵的喉管直徑和喉管長度更為合適，喉管中流體混合均勾，在擴散管中部區域流體完成混合，充分利用了整個射流空間，因而清砂性能更高。

從擴散管區域分析，試驗號4對應的射流泵中，混合流體在擴散管內部充分發展到了擴散管的整個截面，說明擴散角與速度場分布相適應，而試驗號11、14所對應射流泵的擴散管中，泵速度沒有充滿整個擴散管截面，泵性能降低。

4.3.2 壓力分布

圖7為3種結構射流泵中心軸壓力對比曲線，系列1、2、3曲線分別對應試驗號4、11、14的射流泵中心軸壓力曲線。

圖7 射流泵中心軸壓力對比

圖7中橫坐標x表示射流泵中心軸在軟件坐標系中的位置，橫坐標從左到右的數值對應射流泵從動力液入口到混合液出口中心軸位置。由圖7可以看出，3種結構射流泵的最低壓力點均出現在喉管入口處，但試驗號11、14所對應的2種射流泵的最低壓力點處的壓力比試驗號4所對應射流泵的最低壓力值低，這是由于隨著動力液與引射流體的混合區域的降低，動力液與引射流體未實現充分混合，造成了喉管增壓速度變慢的原因。此外，在整個擴散管區域內，試驗號11、14所對應2種射流泵的整體壓力波動較大。

綜合分析砂礫捕捉情況、速度云圖分布、中心軸壓力曲線，得出試驗號4對應的射流泵清砂性能較好。即射流泵的面積比為0.25、喉嘴距為3.45 mm、喉管長為36.8 mm、噴嘴錐角為14°、喉管入口斜角為60°。

5 結論

1) 針對海上油井采出液含砂及砂埋油層的問題，設計了海上油井不停泵除砂清砂裝置及一體化工藝，在不停泵的情況下分別完成采油與清砂工序。油砂混合液進入潛油電泵之前先經過固液旋流除砂器進行油砂分離，達到凈化采出液的目的，提高潛油電泵的使用壽命。

2) 為清除井底積砂，設計了由潛油電泵高壓采出液作為動力液的清砂用射流泵，在不停泵的情況下及時將井底積砂清除。解決了原有的檢泵周期短，成本高的問題。

3) 利用正交試驗法進行結構參數優化，優選出的射流泵的面積比為0.25、喉嘴距為3.45 mm、喉管長為36.8 mm、噴嘴錐角為14°、喉管入口斜角為60°。驗證了射流泵的清除井底積砂功能，進而驗證固液旋流除砂器和射流泵聯合除砂清砂一體化工藝的可行性。

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[10] 楊祖榮，劉麗英．化工原理[M]．2版．北京：化學工業出版社，2009．

Non-stop Pump Desanding and Sand Cleaning Technology in OffshoreOil Wells and Optimum Design of Jet Pump

LI Tianci1，YAN Tingjun1，LUO Changhua2，SHEN Qiong2

(1.College of Electromechanical，Beijing University of Chemical Technology，Bejing 100029，China；2.Energy Technology & Services Limited，CNOOC，Tianjin 300452，China)

In order to solve the problem of the wear of submersible pump caused by the sand-containing produced fluid in offshore oil wells，this paper proposed the non-stop pump desanding and sand cleaning technology in offshore oil wells.This technology adopted solid-liquid cyclone desander to separate the oil and sand，and a jet pump was used to remove the sand that had been separated and deposited in the bottom of the well.The preliminary design of the jet pump structure was carried out according to the parameters of the well and the optimal structure parameters of the jet pump such as area ratio of 0.25，throat distance of 3.45 mm，throat length of 36.8 mm，nozzle cone angle of 14°，throat inlet angle of 60° were optimized by orthogonal test and Fluent software.The non-stop pump desanding and sand cleaning technology in offshore oil wells not only improves the inspection cycle of submersible pump but also does not occupy the space of the platform and alleviates the problem of space shortage of offshore platforms.

oil well；sand removal；solid-liquid cyclone desander；jet pump；parameter optimization

1001-3482(2017)04-0032-06

2017-01-06

李天賜(1991-)，女，碩士研究生，主要研究方向為流體機械，E-mail：1342180984@qq.com。

TE952

A

10.3969/j.issn.1001-3482.2017.04.009