氣井井口快速解堵一體化裝置研制與應用

劉 鵬，雷建永，楊全蔚，王 宏

（中國石油長慶油田分公司第二采氣廠工藝所，陜西榆林 719000）

長慶油田第二采氣廠地處鄂爾多斯盆地，新投產氣田主要采用“井下節流、井口不加熱、不注醇、中低壓集氣、井口帶液計量、井間串接、常溫分離、二級增壓、集中處理”等獨具特色的蘇里格氣田地面工藝建設模式[1-2]。由于冬春季節持續時間長、氣溫低，氣井生產投產實施過程中井筒和地面易堵塞，嚴重影響氣井的正常生產和產能的發揮，尤其是冬季供氣高峰期，如何快速解堵，降低氣井非正常關井次數，是提高氣井開井時率，保證氣井產能和生產安全的基礎。

統計分析第二采氣廠127口新投產易堵氣井的生產情況，堵塞的主要原因是氣井快速投產前放噴不徹底，投產后氣井壓裂砂、壓裂返排液、地層液等進入井筒和集氣管線，導致井筒和集氣管線堵塞，以及生產中因氣井和集氣管線參數變化導致的管線積液、天然氣水合物、固體雜質等堵塞井筒和管線和冬季局部冰堵等，重點是生產初期砂堵和積液堵塞，嚴重影響氣井井筒和集氣管線的生產時效和安全。因此，本文針對氣井投產初期的返排砂和積液堵塞問題，創新研制集快速返排、高效氣液固分離、加熱防凍、調壓和智能控制等功能于一體的氣井井口快速解堵裝置。一方面通過裝置應用，快速排出近井地帶殘余壓裂液和積液，保證氣井的產能發揮，是氣井測試階段的有益補充；另一方面，通過井口多相分離處理，避免砂和液進入集氣管線，根本上解決集氣管線積液帶來的凍堵和集氣效率問題，為氣井的安全生產和集氣管線的高效集輸奠定基礎。

1 設計參數的確定

統計127余口易堵氣井（全為井下節流氣井）生產參數（圖1），井口油壓為1.1～8.7MPa，平均油壓為4.03MPa，井口套壓為2.3～15.2MPa，平均套壓為7.96MPa，氣井產氣量為0.11～ 4.84×104m3/d，平均產氣量為1.4×104m3/d，平均氣水比為0.6m3/104m3，氣井壓裂砂粒直徑為0.425～0.85mm，單井日出砂量約為250mL，氣井井口平均流動溫度為4～12℃，天然氣相對密度為0.59，臨界壓力為4.6MPa，臨界溫度為196K。

圖1 易堵氣井生產動態

結合易堵氣井快速投產和解堵的需要，綜合考慮氣井生產壓力、產量、環境參數和現場實施條件，確定裝置的設計參數為：處理氣量5×104m3/d，處理液量1m3/h，除砂端設計壓力10MPa，氣液分離端設計壓力4.0MPa，裝置整體成撬，在易堵氣井間移動作業。

2 工藝方案及工作過程分析

根據裝置設計參數及功能需求，確定快速解堵一體化裝置由高壓分砂、流體電加熱（電水套爐）、調壓、T 型緩沖氣液分離等主要功能單元組成，如圖2所示。主要工藝方案如下：①裝置前端利用高效除砂裝置，利用重力沉降和過濾分離原理實現砂的分離，內部采用耐磨陶瓷，提高除砂器的安全可靠性；②裝置后端采用T 型管式緩沖、重力沉降和聚集分離機理，實現氣液高效緩沖、段塞捕集和聚集分離，通過與移動放空火炬撬配套使用或將分離接入集氣管網，實現快速放空解堵或井口氣的回收利用；③裝置除砂單元和氣液分離單元之間配置減壓裝置，T 型緩沖氣液分離器為中壓，保證后端容器安全和快速排液；④自備汽油發電機，提供減壓前氣液介質加熱水套爐的電加熱負荷，以及保溫防凍和控制系統的電力，電加熱水套爐根據監測調壓閥后氣流溫度自動進行加熱電流調節；⑤裝置進口設置電動緊急截斷閥，預防快速解堵后氣井井口油壓快速上升導致裝置超壓的風險，高壓和中壓端均設置壓力監控裝置，與電動緊急截斷閥連鎖控制。

圖2 裝置工藝方案

裝置工作過程：氣井出口氣液混合物（含壓裂砂）依次經過截斷球閥、電動緊急截斷閥進入除砂器，分砂后的氣液混合物進入電加熱水套爐盤管，加熱后經減壓閥減壓后的氣液混合物進入T 型緩沖氣液分離器器，T 型緩沖段分離出的氣相進入氣液分離器的重力沉降段，經捕霧段（碰撞分離）接入集氣管路或放空火炬撬，分離出的液相經液位控制排入撬底座短暫存儲，通過污水罐車外運，避免液相進入集氣管道導致管線積液。

3 主要設備選型

1）除砂器

氣井生產初期的壓裂返排砂可能引起下游管線、節流管匯、分離器、加熱爐、閥門等地面設備堵塞，產生諸如增加設備、加大管線清砂和維修工作量、危害人體健康、污染環境等一系列問題。在井口快速解堵一體化裝置設置除砂器，可有效保護氣田地面系統設備免受高速含砂流體的沖蝕，減少對下游地面設備的損害，防止出砂堵塞管線或設備，保障地面集氣的安全可靠。

該氣田壓裂返排砂按粒徑劃分基本上屬于粗粒砂（1～ 0.5mm），考慮一體化裝置要在多口井移動服務，由于不同井之間出砂濃度、砂礫尺寸都不盡相同，而且氣井快速解堵過程中工況不穩定，為了確保除砂器操作條件及使用性能具有廣泛適應性，因此采用重力沉降和過濾分離除砂工藝，除砂器結構采用立式結構，如圖3所示。

圖3 除砂器結構圖

2）電加熱水套爐

根據易堵氣井井口操作環境、生產工況條件及裝置移動作業需要，結合電加熱水套爐熱效率高、干凈清潔、易于控制和適應性強等特點，確定采用電加熱水套爐對除砂后的介質進行加熱。電加熱水套爐由電加熱器、水套爐殼體、受熱盤管、控制操作盤和配管系統等構成，如圖4所示，與常規水套加熱爐相比，除供熱熱源不同外，加熱原理相同。通過控制水浴溫度來控制傳熱溫度梯度，將電加熱水套爐出口介質溫度與設定值控制在±1℃內，以滿足調壓和防凍堵的需要。

圖4 電加熱水套爐結構圖

氣田生產初期易堵氣井的典型特征是工況不穩定、存在嚴重段塞流，為了實現快速排液和減少液相進入集氣管道，最有效的辦法是提高氣液分離器效率。為此，采用T 型緩沖和氣液分離合一設備（圖5），連接多個T 型管形成一種結構緊湊、體積小的多相流預分離裝置[3-6]，通過結構進行優化，提高段塞緩沖能力和預分離效果，使大量氣相直接進入分離器后端，最大程度減少液面波動和氣液摻混機會，提高氣液分離效果，降低管線積液堵塞風險。

3）T 型緩沖氣液分離器

氣液分離器結構見圖5。

圖5 氣液分離器結構圖

4）配管及輔助系統

（1）為了實現快速放空，除砂器和電水套加熱爐配管與氣井油管尺寸一致，后續氣相出口采用DN100 的管道，避免后續節流，影響氣井快速解堵。分離器液相排出端配管為DN25，配套閥門包括截斷閥、緊急截斷電動閥、減壓閥、安全閥等，根據設計壓力等級、配管尺寸及閥門選用手冊[7]配備。

（2）控制系統采用防爆控制箱，參數監測和PLC 置于防爆箱內，發電機固定于撬上，使用時從撬上卸下，放到安全距離以外，通過防爆電纜連接到控制箱上。

（3）裝置設備采用內涂層防腐和犧牲陽極防腐方案，底撬、碳鋼管道及管道支吊架采用涂層防腐，底漆采用醇酸防銹底漆，面漆采用醇酸磁漆。

4 關鍵工藝參數的確定

1）除砂器結構尺寸因為出砂量與天然氣的體積流量相比要小得多，因此氣井井筒中的流動屬于稀疏氣固兩相流，也就是從流態化的角度來看，氣相與固相的密度之比很小，固相顆粒的體積濃度可以忽略不計；顆粒相受到管壁的摩阻及固相顆粒之間相互影響作用也忽略不計，則砂粒的沉降速度計算式[8]為：

式中，w為砂粒沉降速度，m/s；Dm為砂粒直徑，μm；ρW和ρL分別為重質和輕質相的密度，kg/m3；CD為阻力系數，無量綱。根據設計基礎數據，利用公式（1）計算得到壓裂返排砂在氣相中的最小沉降速度為0.882m/s，在液相（水）中的最小沉降速度為0.808m/s。參照立式分離器直徑計算方法[9]計算除砂器直徑：

式中，D為除砂器直徑，m；Qgk為氣體工況流量，m3/s；η為除砂器截面積的利用系數，無量綱，一般取0.75～0.8。根據設計基礎數據，利用公式（2）計算得到除砂器的直徑為171.82mm，考慮壓力和工況的變化，取除砂器直徑為250mm，除砂器筒體高度不小于1 000mm，內部濾砂網選用50目。

2）電加熱水套爐及發電機參數

根據氣田易堵氣井的產量、氣質、運行參數、最大節流溫降和水合物生成溫度，忽略加熱中液相部分，電加熱水套爐的熱負荷計算式為：

式中，Q為電加熱爐熱負荷，kW；Qg為氣體標況流量，m3/s；ρg為天然氣標況密度，kg/m3；ΔT為減壓閥壓降導致的溫降，℃；Th為減壓閥后壓力對應的水合物生成溫度，℃，5為加熱溫度的安全余量。根據易堵氣井生產參數，計算電加熱水套爐的熱負荷除6口井熱負荷要求大于6kW 以外，其余熱負荷要求均小于6kW，為此取6kW 作為電加熱水套爐的有效熱負荷進行設計，考慮電加熱器熱效率為0.8，則電加熱器功率為7.5kW，為此選用2.5kW 的電加熱器3組，根據氣井的參數進行靈活選用和調節，對于大于6kW 的少數幾口井，現場考慮配套加防凍劑、控壓等措施，保證設備運行安全。電加熱水套爐采用無相變換熱，因為水的比熱遠大于天然氣，所以認為一定范圍內的進口狀態波動對恒溫水浴的溫度影響較小，即取一定值進行設計，則換熱面積計算式為：

式中，F為換熱盤管面積，m2；K為總傳熱系數，W/（m2.K）；Δtm為對數平均溫差，；t1、t2分別為電加熱水套爐進出口天然氣溫度，℃；T為水浴溫度，℃；其余參數含義同前。根據裝置設計參數及電加熱爐熱負荷，計算得到水套加熱爐盤管規格為φ76×5mm，單根長度為1.25m，共10根，布置方式如圖4。綜合考慮電加熱水套爐、緊急截斷電動閥、伴熱保溫及控制系統電力消耗，配置雙缸汽油發電機一臺，額定功率10kVA（最大功率13kVA），額定電壓220V。

3）T 型緩沖氣液分離器結構尺寸

T 型管式分離器作為兩相分離器前的氣液預處理設備，一方面可以緩沖段塞流到來時產生的壓力波動，臨時儲備瞬時增加的液體；另一方面要分離出氣液兩相中的氣相，其基本結構是T 型管，其正常工作依賴于流型，當在T 型管內的流動是分層流時，會達到一個理想的氣液分離效果。垂直氣體支管直徑與主管直徑的比值較小時有利于氣液的分離，但是這個比值不能太小，防止氣體支管內的抽吸作用引起液體夾帶。當來流到達主管不是分層流時，在主管分兩段要滿足段塞流向分層流的轉變，Taitel 和Dukler[10]的轉變準則為：

式中，vg為段塞流轉變為分層流速度，m/s：hL為液相高度，m；Di為主管道內徑，m；AG為氣體流通面積，m2；AL為液體流通面積，m2；ρLi為液相密度，kg/m3；ρg為氣相密度，kg/m3；g 為重力加速度，m/s2。

當主管段氣相的實際速度小于轉變速度vg時，管道內的流型為分層流，主管內徑要大于來流管匯的內徑，一方面減小氣相和液相的速度，有利于液塞的耗散和快速解堵；另一方面增加了管式分離器的容積，可以緩沖更大的液塞，根據已知參數，計算能得到T 型復合管系中部緩沖分離匯管直徑為DN250（φ273×12），上部集氣和下部集液匯管直徑為DN200（φ219×10），匯管之間連接支管的規格為DN100（φ108×6），支管高度為公稱直徑的3倍。

根據給定參數，該分離器的氣體負荷占絕對支配作用，根據重力式兩相分離器設計理論，滿足氣體負荷約束的分離器直徑和筒體有效長度計算式[9]為：

式中，d為氣液分離器直徑，mm；Leあ為氣液分離器筒體有效長度，m；T為分離器工作溫度，K；p為分離器工作壓力，MPa；Z為氣相壓縮因子；Qg為處理天然氣量，m3/s；Dm為液滴直徑，μm，其余參數含義同前。根據設計參數計算得到分離器的規格為DN800×3 200mm，參考GB150-2011《壓力容器》計算筒體壁厚12mm，封頭壁厚為14mm，實際結構設計中根據分離器內部組件安裝和布局需要適當調整。

5 裝置應用分析

根據裝置的設計結果試制樣機1套，在工廠內完成組撬、水壓強度試驗和氣密封試驗，全部達到設計要求。在現場進行快速安裝和試驗，現場連接如圖6所示，直接將原井口緊急截斷閥組（或井口計量閥組）連接短管處斷開，通過快速接頭和高壓軟管直接與快速解堵一體化撬的進出口相連，出口通過三通連接到放空火炬撬，撬內發電機從撬上移出置于安全距離外。現場試驗結果見表1，由此可見，裝置應用后，氣井的油套壓及產能均得到較大提升，氣液分離和分砂效果顯著，完全滿足長慶油田第二采氣廠易堵氣井快速解堵作業需求，裝置維護、操作和管理更加安全方便，降低了成本，提高了設備利用率。

圖6 現場安裝示意

表1 現場試驗結果

6 結論與建議

1）氣井井口快速解堵一體化裝置應快速投產，集快速返排、高效分砂、加熱防凍、調壓、氣液分離和控制等功能于一體，通過快速移動作業，為有效解決氣井快速投產初期出砂、出水導致的井筒和地面堵塞難題提供了現場裝備。

2）裝置不僅可以用于新投產井快速解堵，也可用于井筒積液和管線積液的快速返排，市場前景十分廣闊。

3）裝置應用效果顯著，完全滿足長慶油田第二采氣廠易堵氣井快速解堵作業需求，裝置維護、操作和管理更加安全方便，降低了成本，提高了設備利用率。

4）裝置應用中，建議加大氣井的動態監測和分析，注重裝置與工藝配套，進一步提高裝置的應用范圍，提升裝置應用效果。