氣舉柱塞偏心環(huán)空間隙流場(chǎng)數(shù)值分析

田 柯，高爾斯，王 漢，崔 璐*，竇益華

(1.西安石油大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，西安 710065；2.中國(guó)石油煤層氣有限責(zé)任公司臨汾分公司，臨汾 042300；3.中國(guó)石油西南油氣田分公司工程技術(shù)研究院，成都 610031)

部分氣田在開(kāi)采后期會(huì)出現(xiàn)地層壓力降低、產(chǎn)氣量減少等現(xiàn)象，造成井筒底部積液，最終將氣層完全壓死以至關(guān)井[1]。因此，針對(duì)井筒內(nèi)積液[2]，需要借助外力將液體排出，恢復(fù)天然氣產(chǎn)能。目前普遍采用柱塞式氣舉裝置[3]進(jìn)行間歇式氣舉排液。柱塞氣舉裝置的工作原理是利用井底壓差推動(dòng)柱塞向上運(yùn)動(dòng)并舉升柱塞上部液體至井口，從而實(shí)現(xiàn)排水采氣[4-5]。這種裝置一方面提高了生產(chǎn)效率，避免氣體的無(wú)效損耗；另一方面可有效防止油井的結(jié)蠟、結(jié)垢，節(jié)省了清蠟防垢的時(shí)間和費(fèi)用[6]。

在柱塞上行過(guò)程中，由于柱塞外壁與油管內(nèi)壁之間存在縫隙，所以會(huì)出現(xiàn)氣體滑脫和液體漏失現(xiàn)象[7-8]，嚴(yán)重影響舉升效率。因此，對(duì)于氣舉柱塞的研究主要集中于結(jié)構(gòu)優(yōu)化和運(yùn)動(dòng)規(guī)律[9-11]。其中，柱塞的管內(nèi)通過(guò)性和氣舉效率取決于柱塞運(yùn)動(dòng)環(huán)空間隙尺寸，較大的間隙具有較好的通過(guò)性，但是容易漏液；而小間隙具有較好的密封性，但是柱塞容易卡堵。針對(duì)氣舉柱塞結(jié)構(gòu)對(duì)氣舉過(guò)程密封效果及運(yùn)動(dòng)特性的影響，學(xué)者們已深入研究了柱塞外壁開(kāi)槽與否[12-13]及環(huán)形凹槽形狀[14-15]對(duì)環(huán)空間隙密封特性的影響。為提升柱塞下井速度，張井龍等[16]、黃偉明等[17]研究了柱塞整體結(jié)構(gòu)對(duì)下降過(guò)程所受阻力的影響。針對(duì)柱塞運(yùn)動(dòng)規(guī)律的研究，趙昆鵬等[18]建立了柱塞氣舉瞬態(tài)泄漏量物理模型，得到了液體泄漏和舉升液柱含氣率的瞬態(tài)變化。Deng等[19]通過(guò)建立柱塞工作時(shí)實(shí)時(shí)位置與溫度、壓力之間的關(guān)系模型以預(yù)測(cè)柱塞的舉升特性。針對(duì)柱塞上行過(guò)程中環(huán)空間隙出現(xiàn)的氣液漏失現(xiàn)象，李麗等[20]對(duì)舉液過(guò)程進(jìn)行了氣液兩相模擬，分析柱塞氣液流動(dòng)特性及密封原理，得到了密封效果最佳的柱塞運(yùn)行速度及紊流槽尺寸比例。Zhao等[21]建立了一種計(jì)算效率高的流動(dòng)模型，研究了柱塞不同向上速度和氣體密度對(duì)環(huán)空氣液密封效果的影響，并提出了一種無(wú)因次系數(shù)以判別柱塞對(duì)柱塞密封性能的好壞。

柱塞在油管內(nèi)運(yùn)動(dòng)的環(huán)空間隙流動(dòng)，是影響環(huán)空上下壓差和柱塞運(yùn)動(dòng)的關(guān)鍵因素之一。間隙節(jié)流效果好，減小環(huán)空對(duì)流，可以增加柱塞下部上頂力，使柱塞更快、更容易到達(dá)井口。目前基于環(huán)空間隙氣液泄漏現(xiàn)象并在柱塞動(dòng)力學(xué)模型理論推導(dǎo)、氣舉運(yùn)動(dòng)過(guò)程實(shí)驗(yàn)研究以及環(huán)空流場(chǎng)密封性能模擬等多方面的研究中均以柱塞上行程與油管保持同心為重要假設(shè)，但在柱塞實(shí)際運(yùn)動(dòng)中，柱塞受力會(huì)使其軸線(xiàn)相對(duì)于油管軸線(xiàn)產(chǎn)生偏移和傾斜，形成柱塞偏心狀態(tài)。油氣開(kāi)采過(guò)程中偏心環(huán)空運(yùn)動(dòng)研究中已有諸多針對(duì)鉆井液偏心環(huán)空流場(chǎng)的研究，其證明在不同偏心狀態(tài)下環(huán)空渦動(dòng)流場(chǎng)特性不同[22]。而柱塞偏心運(yùn)動(dòng)也將影響其運(yùn)行狀態(tài)和環(huán)空間隙的氣體滑脫和液體回落現(xiàn)象，從而影響柱塞的實(shí)際運(yùn)動(dòng)和密封效果。為此，采用氣液兩相數(shù)值計(jì)算方法，探究環(huán)空間隙氣液兩相逆流現(xiàn)象的柱塞密封機(jī)理，分析柱塞上行時(shí)偏心狀態(tài)的流場(chǎng)特性以及偏心對(duì)柱塞氣舉特性的影響，為柱塞結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)與優(yōu)化，以及天然氣井柱塞氣舉工藝改進(jìn)提供參考。

1 數(shù)值模擬

1.1 數(shù)值方法

在柱塞運(yùn)動(dòng)過(guò)程中，為了更好地追蹤柱塞與油管環(huán)空間隙間發(fā)生的氣體上竄和液體漏失現(xiàn)象。采用重整化群(renormalization group,RNG)RNGk-ε湍流模型(k為湍動(dòng)能，ε為耗散率)計(jì)算可能出現(xiàn)的二次流和旋流等環(huán)空復(fù)雜流動(dòng)[23]。多相流模型采用VOF(volume of fluid)模型[20]，通過(guò)求解單一的動(dòng)量方程并跟蹤整個(gè)領(lǐng)域中每種流體的體積分?jǐn)?shù)來(lái)模擬兩種或多種非混相流體，預(yù)測(cè)自由流動(dòng)界面穩(wěn)態(tài)或瞬態(tài)流動(dòng)參數(shù)[23]。模型的控制方程如下。

通過(guò)求解單相或多相的體積分?jǐn)?shù)的連續(xù)方程來(lái)確定跟蹤相與相之間的界面，對(duì)于第q相，體積分?jǐn)?shù)方程為

(1)

動(dòng)量方程取決于通過(guò)屬性ρ和μ的所有相的容積比率，方程為

?vT)]+ρg+F

(2)

式(2)中：v為速度，m/s；μ為動(dòng)力黏度，Pa·s；p為靜壓，Pa；ρg為重力引起的體積力；g為重力加速度，m/s2；ρ為密度，kg/m3；F為外部的體積力。

能量方程在各相中同樣共享，可表示為

(3)

式(3)中：T為溫度，K；keff為有效熱導(dǎo)率；Sh為源項(xiàng)，包括輻射以及其他體積熱源；E為總能量。

1.2 幾何模型

柱塞結(jié)構(gòu)及多級(jí)紊流槽結(jié)構(gòu)如圖1所示，為便于研究柱塞多道密封機(jī)理，將紊流槽分為五組。油管內(nèi)徑62 mm，柱塞最大外徑59 mm，柱塞長(zhǎng)度294 mm。同心環(huán)空間隙為1.5 mm，為研究不同偏心程度的柱塞密封機(jī)理，模擬偏心距e(O1O2)為0、0.3、0.6、0.9、1.2、1.5 mm不同環(huán)空流場(chǎng)，其截面如圖2所示。為消除入口段長(zhǎng)度對(duì)環(huán)空流場(chǎng)的影響，設(shè)置入口段長(zhǎng)度為1.2 m，計(jì)算域總長(zhǎng)為2.94 m。采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格進(jìn)行網(wǎng)格劃分，并對(duì)凹槽區(qū)域進(jìn)行局部加密，以保證數(shù)值模擬的計(jì)算精度，柱塞環(huán)空流場(chǎng)及局部網(wǎng)格加密圖如圖3所示。

圖1 柱塞模型結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Plunger model structure diagram

R1為油管直徑；R2為柱塞直徑；O1為油管橫截面圓心；O2為柱塞橫截面圓心圖2 偏心環(huán)空結(jié)構(gòu)示意圖Fig.2 Eccentric annulus structure diagram

1為對(duì)模型內(nèi)柱塞及環(huán)空間隙流場(chǎng)局部放大；2為對(duì)模型內(nèi)柱塞紊流槽內(nèi)網(wǎng)格劃分局部放大圖3 柱塞環(huán)空流場(chǎng)及網(wǎng)格示意圖Fig.3 Plunger annulus flow field and grid diagram

1.3 邊界條件

鑒于柱塞在油管中的實(shí)際運(yùn)動(dòng)情況[24]，入口邊界為速度入口；上方邊界為自然流出；柱塞壁面運(yùn)動(dòng)速度為5 m/s；油管內(nèi)壁設(shè)置絕熱壁面，以使模擬條件接近柱塞真實(shí)工況。天然氣井中的流動(dòng)介質(zhì)主要成分為甲烷，并根據(jù)氣井內(nèi)實(shí)際工況，考慮天然氣的可壓縮性，結(jié)合熱力學(xué)公式計(jì)算特定溫度、壓力下的氣體物性參數(shù)。其具體數(shù)值如表1所示。

表1 邊界條件及物性參數(shù)Table 1 Boundary conditions and physical parameters

2 氣舉柱塞密封機(jī)理

若要提高柱塞的密封效果，減少環(huán)空間隙竄氣量和漏液量，則針對(duì)柱塞上行舉液過(guò)程的密封機(jī)理研究尤為重要。通過(guò)模擬柱塞上行過(guò)程不同時(shí)刻環(huán)空同心流場(chǎng)，分析流場(chǎng)內(nèi)氣液兩相逆流現(xiàn)象規(guī)律，研究柱塞外壁多道紊流槽的密封機(jī)理，為優(yōu)化多道凹槽密封結(jié)構(gòu)的幾何參數(shù)，改善柱塞密封效果，減少竄氣量和漏液量提供理論基礎(chǔ)。

紊流槽內(nèi)氣體體積分?jǐn)?shù)變化如圖4所示，氣體體積分?jǐn)?shù)隨紊流槽位置上升而逐漸減低。其中時(shí)間t=2 s時(shí)環(huán)空間隙內(nèi)紊流槽氣體占比由70.2%降低至0，且從第Ⅰ組紊流槽到第Ⅱ組間降低了63.3%，說(shuō)明此時(shí)氣體上竄現(xiàn)象主要發(fā)生在接近柱塞底部紊流槽；t=10 s時(shí)，氣體占比由97.9%降低至67.6%。這是由于隨著柱塞不斷運(yùn)動(dòng)，下方氣體沿環(huán)空間隙上竄至上一級(jí)紊流槽，并逐漸進(jìn)入柱塞上方的液體區(qū)域。同時(shí)第Ⅳ組紊流槽氣體占比由0增加至78.3%，每組槽內(nèi)氣體體積分?jǐn)?shù)均隨柱塞運(yùn)動(dòng)時(shí)間增加而上升；但在8～10 s氣體體積分?jǐn)?shù)變化較小，第Ⅱ～第Ⅴ組紊流槽的變化值均約為15%，說(shuō)明隨著運(yùn)動(dòng)時(shí)間的增加，氣體體積分?jǐn)?shù)變化越慢，且各槽組變化率逐漸一致，環(huán)空紊流槽內(nèi)相分布變化趨于平衡。同心環(huán)空流場(chǎng)的左右側(cè)氣體體積分?jǐn)?shù)偏差均在±2%，即柱塞與油管同軸運(yùn)動(dòng)時(shí)，柱塞左右兩側(cè)環(huán)空流場(chǎng)基本相同，呈對(duì)稱(chēng)性。

圖4 紊流槽內(nèi)氣體體積分?jǐn)?shù)變化Fig.4 Variation of gas volume fraction in turbulent tank

由圖5中同心環(huán)空流場(chǎng)氣相的分布情況可知，隨著迭代時(shí)間的不斷變化，柱塞環(huán)縫與紊流槽內(nèi)氣體逐漸增多，而氣體在逐漸通過(guò)多道密封槽后，紊流槽內(nèi)出現(xiàn)氣液混合現(xiàn)象。這是由于氣體先以氣泡形式由下部的紊流槽通過(guò)狹小的環(huán)縫并逐漸進(jìn)入上一級(jí)的紊流槽，同時(shí)凹槽底部液體逐漸上浮，促使上部氣體與液體相互影響并竄向上一級(jí)紊流槽；大量氣泡在流經(jīng)環(huán)縫時(shí)存在破裂和融合，出現(xiàn)攪拌流型，進(jìn)入上一級(jí)紊流槽并逐漸形成氣塞填滿(mǎn)紊流槽。柱塞運(yùn)動(dòng)前期，上竄氣體大多以獨(dú)立的小氣泡形式通過(guò)環(huán)縫，且隨著柱塞不斷上行，上竄氣體以大片的連續(xù)氣塊形式填滿(mǎn)紊流槽促使漏液量逐漸減少。

圖5 不同時(shí)刻同心環(huán)空流場(chǎng)氣相分布云圖Fig.5 Gas phase distribution cloud map of concentric annular flow field at different times

由圖5、圖6可知，各紊流槽內(nèi)氣相占比隨著紊流槽高度顯著減少。同時(shí)氣體的主要流動(dòng)區(qū)域?yàn)榭拷凸艿膬?nèi)壁面，當(dāng)井下氣體膨脹推動(dòng)柱塞向上運(yùn)動(dòng)時(shí)，氣體首先沿柱塞下方倒角處進(jìn)入環(huán)空流場(chǎng)，此時(shí)流道突然變窄、氣流速度急劇增大。隨后槽內(nèi)出現(xiàn)低速區(qū)，這是由氣體在“上爬”場(chǎng)進(jìn)入每一級(jí)紊流槽時(shí)流道突然擴(kuò)大，并形成強(qiáng)烈漩渦造成的；同時(shí)部分氣體會(huì)與柱塞經(jīng)由井內(nèi)液體段塞區(qū)域下落后凹槽內(nèi)“遺留”的液體撞擊混合，此時(shí)氣液兩相在紊流槽中的擾動(dòng)造成較大的能量耗散。所以環(huán)空區(qū)域氣體體積分?jǐn)?shù)沿柱塞紊流槽位置上升而減少。

圖6 同心環(huán)空流場(chǎng)速度分布云圖Fig.6 Velocity distribution cloud map of concentric annular flow field

綜上所述，經(jīng)過(guò)多級(jí)紊流密封槽后，部分氣體動(dòng)能因形成漩渦而逐級(jí)耗散，且部分氣體因與液體發(fā)生反應(yīng)而造成能量耗散。這說(shuō)明柱塞外壁的多級(jí)紊流槽結(jié)構(gòu)可以有效降低上竄氣體的動(dòng)能，并減少大量氣體經(jīng)由環(huán)空間隙處上竄現(xiàn)象的發(fā)生；同時(shí)部分氣體塊填滿(mǎn)紊流槽并有效防止大量液體下落。

3 柱塞偏心狀態(tài)對(duì)環(huán)空流場(chǎng)的影響

實(shí)際工程中，由于柱塞軸向受力、氣體膨脹不確定性等因素，柱塞多以偏心狀態(tài)在管內(nèi)運(yùn)動(dòng)，因此，環(huán)空間隙流場(chǎng)將不沿軸線(xiàn)中心對(duì)稱(chēng)。如圖7所示，計(jì)算得到柱塞不同偏心距運(yùn)動(dòng)時(shí)環(huán)空間隙流場(chǎng)，得到紊流槽密封性能隨偏心距變化的規(guī)律。

由圖7可知，隨著柱塞軸線(xiàn)與油管軸線(xiàn)之間偏心距的不斷增大，柱塞上行過(guò)程出現(xiàn)的氣液兩相逆流現(xiàn)象主要發(fā)生在環(huán)空間隙較大的一側(cè)。在同一時(shí)刻且偏心距為0.6 mm時(shí)，左右兩側(cè)間隙內(nèi)的氣液兩相現(xiàn)象已有較為明顯的偏差，此時(shí)氣體主要從間隙較大的一側(cè)不斷竄向上一級(jí)紊流槽，而有部分氣體以小氣泡形式從間隙較小的一側(cè)上竄。當(dāng)偏心距達(dá)到0.9 mm時(shí)，柱塞下側(cè)的極少量氣體可從左側(cè)環(huán)空間隙處上竄至柱塞上方的液體區(qū)域，此時(shí)左側(cè)間隙內(nèi)的氣體動(dòng)能經(jīng)下方紊流槽后，可通過(guò)以形成漩渦而轉(zhuǎn)化為熱能耗散、少量氣體與液體發(fā)生反應(yīng)造成能量耗散兩種方式基本耗盡，使得氣體基本無(wú)法上竄至上方液段；且間隙處存在液膜，在下部的紊流槽中氣體塊阻擋了液體下落。

圖7 同一時(shí)刻不同偏心距流場(chǎng)氣相分布云圖Fig.7 Gas phase distribution cloud map of flow field with different eccentricity at the same time

由圖8可知，隨著柱塞與油管間偏心距的不斷增大，紊流槽內(nèi)左側(cè)間隙較小處的介質(zhì)流速均低于右側(cè)間隙較大處，說(shuō)明當(dāng)柱塞運(yùn)行過(guò)程發(fā)生偏心狀態(tài)時(shí)，柱塞環(huán)空間隙內(nèi)的介質(zhì)主要在間隙較大的地方發(fā)生流動(dòng)；且當(dāng)偏心距大于0.6 mm時(shí)，右側(cè)間隙內(nèi)的介質(zhì)流速仍呈線(xiàn)性不斷增加，而左側(cè)間隙內(nèi)的介質(zhì)流速已低于柱塞的上行速度，此時(shí)左側(cè)紊流槽密封效果較好，有效降低了流場(chǎng)內(nèi)氣流速度，阻止氣體滑脫。

圖8 不同偏心距下柱塞紊流槽的介質(zhì)流速Fig.8 Medium velocities in turbulent grooves in plunger with different eccentricity

在圖9中，左側(cè)間隙內(nèi)氣相體積分?jǐn)?shù)隨偏心距增大不斷降低，直至柱塞一側(cè)貼緊油管運(yùn)動(dòng)時(shí)，該側(cè)紊流槽內(nèi)不發(fā)生氣體上竄；且當(dāng)偏心距大于0.9 mm時(shí)，間隙較大一側(cè)的氣相體積分?jǐn)?shù)隨偏心程度增大已不發(fā)生明顯變化，此時(shí)該側(cè)間隙內(nèi)的氣體體積分?jǐn)?shù)高達(dá)92.2%。同時(shí)，表2顯示當(dāng)偏心距為0.9 mm時(shí)，柱塞流場(chǎng)的竄氣量相比于同心狀態(tài)增加140.33%。說(shuō)明此時(shí)柱塞密封已失效，大量氣體經(jīng)由右側(cè)紊流槽穿過(guò)流場(chǎng)中的液體進(jìn)入柱塞上方的液段，發(fā)生嚴(yán)重的氣體滑脫現(xiàn)象。此外，柱塞在上行過(guò)程同時(shí)伴隨著液體漏失現(xiàn)象發(fā)生，當(dāng)偏心距為1.5 mm時(shí)，漏液量同比增加156.64%，柱塞環(huán)空單側(cè)間隙較大，上方液體以0.29 kg/s的速度流過(guò)柱塞下表面至下方氣體區(qū)域，此時(shí)柱塞單次循環(huán)液體泄漏量過(guò)大；而偏心距小于1.5 mm時(shí)，通過(guò)柱塞下表面的液體流速小于0.18 kg/s，與同心狀態(tài)對(duì)比增加量最大值僅為52.21%，說(shuō)明此時(shí)偏心距對(duì)漏液量的影響較小，紊流槽內(nèi)的上竄氣體可有效阻擋液體漏失。

圖9 不同偏心距下柱塞紊流槽的氣相體積分?jǐn)?shù)Fig.9 Gas volume fraction of turbulent groovesin plunger with different eccentricity

表2 不同偏心距柱塞與油管間隙的泄漏量Table 2 Leakage between plunger and tubing with different eccentricity

綜上所述，當(dāng)柱塞與油管軸線(xiàn)處于同心狀態(tài)作業(yè)時(shí)，柱塞外壁紊流槽的密封效果最好。隨偏心距逐漸增大，密封效果逐漸變差，直至偏心距大于0.9 mm時(shí)，出現(xiàn)密封失效，大量氣體發(fā)生滑脫。根據(jù)偏心狀態(tài)模擬結(jié)果，可推斷當(dāng)間隙小于0.9 mm時(shí)，柱塞紊流槽的密封性能較好，而當(dāng)間隙大于2.4 mm時(shí)，紊流槽密封失效；偏心距為1.5 mm時(shí)，液體以0.29 kg/s的速度漏至柱塞下表面的氣相區(qū)域。因此，在柱塞舉升過(guò)程中，偏心狀態(tài)對(duì)密封效果及舉升瞬態(tài)過(guò)程有著不可忽視的影響。

4 柱塞偏心對(duì)氣舉特性影響分析

柱塞氣舉是一個(gè)循環(huán)過(guò)程，井底流壓、井口油壓、舉升液量、產(chǎn)氣量等多種變量參數(shù)對(duì)其過(guò)程都有重要影響。而柱塞與油管之間空隙使得實(shí)際運(yùn)行過(guò)程為偏心運(yùn)動(dòng)，根據(jù)柱塞偏心狀態(tài)模擬結(jié)果表明，隨偏心距增加，柱塞上方液體沿環(huán)空間隙漏至柱塞下表面氣相區(qū)域的速率逐漸增大。柱塞舉升過(guò)程中的偏心狀態(tài)直接影響其密封效果的好壞，從而影響柱塞的舉液能力；且柱塞上行中存在壓力損失，因此在卡定器釋放柱塞時(shí)的啟動(dòng)壓力需要考慮環(huán)空壓差，以模擬所得壓差值ΔP修正柱塞運(yùn)動(dòng)方程[24-25]。則可計(jì)算柱塞推動(dòng)液體運(yùn)行至井口液體剛好漏完時(shí)柱塞的臨界啟動(dòng)壓力pd，其計(jì)算公式為

(4)

式(4)中：ps為井口油壓，Pa；ρgu為柱塞液面上方氣體的平均密度，kg/m3；H為柱塞卡定器深度，m；h為柱塞長(zhǎng)度，m；Hl為柱塞上面液柱長(zhǎng)度，m；Ff為柱塞及液柱與油管壁之間的摩阻力,N；d為油管直徑，m；A為油管面積，m2；M為柱塞質(zhì)量，kg；ρl為液柱密度，kg/m3；ΔP為環(huán)空壓差，Pa。

如圖10所示，井口油壓為5 MPa時(shí)，柱塞同心運(yùn)動(dòng)時(shí)臨界啟動(dòng)壓力值為5.65 MPa；偏心距為1.5 mm時(shí)壓力需達(dá)到5.87 MPa，說(shuō)明柱塞啟動(dòng)壓力臨界值隨偏心距增大而增大。若啟動(dòng)壓力低于臨界值時(shí)，柱塞上行至井口后液體段塞將全部漏失至柱塞下方，此時(shí)柱塞氣舉工藝未達(dá)到排水采氣目的。因此為排出井底積液，需考慮柱塞偏心運(yùn)動(dòng)時(shí)環(huán)空間隙的漏液情況，以使井下柱塞啟動(dòng)壓力大于對(duì)應(yīng)臨界值后釋放壓力。從而在實(shí)際操作中需要對(duì)井下地層氣或注入氣的壓力要求更高，或增加柱塞排液結(jié)束后關(guān)井恢復(fù)壓力的時(shí)長(zhǎng)，以使足夠的氣體膨脹能推動(dòng)柱塞正常、有效地舉升液體。

圖10 柱塞臨界啟動(dòng)壓力隨偏心距變化Fig.10 Critical starting pressure of plunger varies with eccentricity

假設(shè)柱塞上方液柱質(zhì)量為300 kg，結(jié)合式(4)計(jì)算不同偏心距下柱塞單次循環(huán)的舉液能力，結(jié)果如圖11所示。柱塞同心運(yùn)動(dòng)時(shí)，排液量為254.8 kg，而由于環(huán)空間隙泄漏至柱塞下方液體與氣體相混合，產(chǎn)出氣體攜帶的出液量為45.2 kg；而偏心距為1.5 mm時(shí)，排液量為184 kg，而出液量為116 kg，排液量與同心相比減少了27.8%，說(shuō)明柱塞單次循環(huán)排液量隨偏心距增大而減少。偏心后單次舉升的液體很少，會(huì)造成短期內(nèi)排液不及時(shí)，柱塞排水采氣效果大大降低；如果排液量過(guò)小，導(dǎo)致出液量大于排液量，將會(huì)造成排水采氣失效。因此為更有效地實(shí)現(xiàn)柱塞工藝，應(yīng)考慮柱塞偏心后對(duì)其排液量的影響，提高單次循環(huán)舉液能力。

圖11 柱塞舉液能力隨偏心距變化Fig.11 Lifting capacity of plunger varies with eccentricity

綜上所述，柱塞啟動(dòng)所需的臨界壓力值隨偏心距增大而增大，排液量隨之降低。為提高天然氣井采收率，應(yīng)考慮柱塞偏心后對(duì)井下卡定器釋放時(shí)啟動(dòng)壓力的影響，提高對(duì)關(guān)井憋壓和注氣作業(yè)的要求；也應(yīng)考慮偏心后環(huán)空漏液量增大對(duì)單次舉升排液量的影響，提高柱塞舉液能力。

5 結(jié)論

數(shù)值計(jì)算偏心柱塞環(huán)空間隙氣液兩相逆流流場(chǎng)參數(shù)，分析偏心環(huán)空柱塞密封特性及對(duì)舉升工藝的影響，為優(yōu)化柱塞結(jié)構(gòu)和氣舉工藝提供理論參考。得出如下結(jié)論。

(1)柱塞上行舉液過(guò)程中，柱塞外壁的多級(jí)紊流槽結(jié)構(gòu)可以有效降低上竄氣體的動(dòng)能，其中部分動(dòng)能因形成漩渦而轉(zhuǎn)化為熱能耗散，且部分氣體因與液體相互作用而造成能量耗散，可降低氣體流速，減少氣體上竄現(xiàn)象的發(fā)生；同時(shí)紊流槽內(nèi)大量氣體塊填滿(mǎn)紊流槽并有效防止液體下落。

(2)柱塞與油管軸線(xiàn)處于同心狀態(tài)作業(yè)時(shí)，柱塞外壁紊流槽的密封效果較好；隨著偏心距的增大，密封效果逐漸變差。偏心距為0.9 mm時(shí)，竄氣量較于同心狀態(tài)惡化140.33%；偏心距為1.5 mm時(shí)，液體以0.29 kg/s的速度漏至柱塞下方區(qū)域。

(3)柱塞偏心后導(dǎo)致啟動(dòng)時(shí)所需的臨界壓力增大，影響其對(duì)地層憋壓或注汽作業(yè)的要求；同時(shí)也會(huì)導(dǎo)致單次舉升的液量減小，減低其舉升排液效率，若出液過(guò)多會(huì)導(dǎo)致排水采氣工藝失效。