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    水平氣井氣-水-油三相流動(dòng)壓降模型

    2022-06-09 09:51:26劉永輝曹玉峰王朗羅程程王旭魯光亮葉長(zhǎng)青楊建英
    斷塊油氣田 2022年3期
    關(guān)鍵詞:液率氣井氣相

    劉永輝 ,曹玉峰 ,王朗 ,羅程程 ,王旭 ,魯光亮 ,葉長(zhǎng)青 ,楊建英

    (1.西南石油大學(xué)石油與天然氣工程學(xué)院,四川 成都 610500;2.中國(guó)石油塔里木油田分公司,新疆 庫(kù)爾勒 841000;3.中國(guó)石化西南油氣分公司采氣一廠,四川 德陽(yáng) 618000;4.中國(guó)石油西南油氣田分公司,四川 成都 618300)

    0 引言

    國(guó)內(nèi)大部分油氣田已進(jìn)入開發(fā)中后期[1-2],產(chǎn)量降低導(dǎo)致井筒流動(dòng)規(guī)律更加復(fù)雜,氣-水-油三相混合流動(dòng)是井筒中常見的流動(dòng)現(xiàn)象[3]。對(duì)三相混合復(fù)雜流動(dòng)井筒壓降的準(zhǔn)確預(yù)測(cè)是氣井生產(chǎn)動(dòng)態(tài)分析、排水采氣工程設(shè)計(jì)的基礎(chǔ),對(duì)含凝析油氣井延長(zhǎng)高效生產(chǎn)時(shí)間至關(guān)重要。

    井筒壓降診斷方法包括測(cè)壓法和模型法。測(cè)壓法因工具限制,難以實(shí)現(xiàn)對(duì)井斜角超過40°以上的油管段進(jìn)行有效測(cè)試,且測(cè)試時(shí)效低,難以適應(yīng)水平氣井復(fù)雜多變的井下工況[4-5]。模型法依據(jù)建模思路可歸納為2種[6]:一種是基于室內(nèi)水-油混合液物性實(shí)驗(yàn),套用氣-液兩相流壓降相關(guān)理論及模型[7-9]。但是,由于實(shí)際生產(chǎn)氣井中油水混合的復(fù)雜性,其實(shí)沒有一種理論能夠精準(zhǔn)預(yù)測(cè)氣-水-油三相混合液流動(dòng)的井筒壓降[10]。另一種是針對(duì)泡狀流、段塞流和環(huán)狀流,基于氣泡運(yùn)動(dòng)的水動(dòng)力學(xué)特征建立物理模型,結(jié)合流體力學(xué)求得對(duì)應(yīng)流型的持液率,進(jìn)而得到壓降相關(guān)計(jì)算式[11-13]。不可忽略的是,由于攪動(dòng)流流態(tài)特征復(fù)雜,研究者們將其作為段塞流的一部分進(jìn)行了計(jì)算[14-16],然而,在實(shí)際生產(chǎn)氣井中,攪動(dòng)流為井筒流動(dòng)中的常態(tài)流型,其流動(dòng)特征與段塞流差異較大,將其作為段塞流會(huì)大大降低井筒壓降預(yù)測(cè)的準(zhǔn)確性。

    為了實(shí)現(xiàn)氣-水-油三相混合流動(dòng)的水平氣井井筒壓降的準(zhǔn)確預(yù)測(cè),本文系統(tǒng)地開展了氣-水-油三相井筒流動(dòng)模擬實(shí)驗(yàn)測(cè)試,分析了不同氣相表觀流速、液相表觀流速、含水率和傾斜角條件下井筒持液率的變化規(guī)律,綜合建立了新的持液率計(jì)算模型,確定了水平氣井井筒壓降計(jì)算新方法,為氣井生產(chǎn)方案設(shè)計(jì)提供了理論依據(jù),對(duì)維持氣井高效生產(chǎn)具有重要意義。

    1 實(shí)驗(yàn)裝置及方法

    氣-水-油三相井筒流動(dòng)可視化模擬實(shí)驗(yàn)裝置如圖1所示。實(shí)驗(yàn)管道為長(zhǎng)5 m、內(nèi)徑40 mm的有機(jī)玻璃管,實(shí)驗(yàn)介質(zhì)為空氣、水和凝析油。

    圖1 實(shí)驗(yàn)裝置流程

    實(shí)驗(yàn)裝置由供給系統(tǒng)和測(cè)控系統(tǒng)兩部分組成:供給系統(tǒng)主要包括空氣壓縮機(jī)、儲(chǔ)氣(油、水)罐、離心泵、流量計(jì)等,負(fù)責(zé)將流體混合并運(yùn)輸至實(shí)驗(yàn)管柱;測(cè)控系統(tǒng)主要包括壓力傳感器、無(wú)紙記錄儀、高速攝影儀等,主要記錄實(shí)驗(yàn)現(xiàn)象及實(shí)驗(yàn)相關(guān)數(shù)據(jù)。

    實(shí)驗(yàn)方法:壓縮機(jī)將空氣壓縮至儲(chǔ)氣罐中,以提供較平穩(wěn)的供氣壓力,空氣、水和凝析油由供給系統(tǒng)進(jìn)入測(cè)試管段,模擬三相混合流動(dòng)過程,測(cè)量測(cè)試管段兩端的流動(dòng)壓降,同時(shí)快速關(guān)閉管段兩端閥門測(cè)量井筒持液率,使用高速攝像儀記錄管內(nèi)流動(dòng)過程,觀察在不同流動(dòng)條件下的流型發(fā)展及轉(zhuǎn)變。

    實(shí)驗(yàn)參數(shù)如表1所示,在不同含水率、傾斜角和氣液流速的條件下,模擬井筒內(nèi)氣-水-油三相流的流動(dòng)。

    表1 實(shí)驗(yàn)參數(shù)

    2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果

    2.1 流型

    在垂直管流動(dòng)中,液相表觀流速恒定(vsl=0.01 m/s)時(shí),隨著氣相表觀流速vsg的增加,依次觀察到泡狀流、段塞流、攪動(dòng)流和環(huán)狀流4種流型(見圖2,每種流型含水率 fw從左到右依次為100%,75%,50%,0)。

    圖2 垂直管流動(dòng)狀態(tài)快照

    1)vsg=0.05 m/s時(shí)為泡狀流。fw為100%時(shí),氣泡較為均勻地分散在液相中向上“竄動(dòng)”,隨著油相加入,液相表面張力降低,氣泡變小且更加分散;在fw為0的純油流動(dòng)中,細(xì)小氣泡充滿整個(gè)流道。2)vsg=0.50 m/s時(shí)為段塞流。在fw為100%和0的流動(dòng)中觀察到泰勒氣泡,由于油水混合發(fā)生乳化,在fw為75%,50%的流動(dòng)中,段塞流特征不穩(wěn)定。3)vsg=7.00 m/s時(shí)為攪動(dòng)流,管道中攪動(dòng)強(qiáng)烈,油水乳化現(xiàn)象愈加明顯。4)vsg=22.00 m/s時(shí)為環(huán)狀流,液膜貼著管壁呈波紋狀向上流動(dòng)。

    在泡狀流向段塞流、段塞流向攪動(dòng)流轉(zhuǎn)換界限中,含水率的影響比較小。fw為75%和50%時(shí),攪動(dòng)流流型區(qū)域擴(kuò)展,攪動(dòng)流向環(huán)狀流轉(zhuǎn)換界限向更高的氣相流速推移。這是因?yàn)椋涸诘蛌sg下,油水混合乳化不充分,混合液物性差異變化較小,對(duì)流動(dòng)特征影響較??;在高vsg下,混合液在強(qiáng)攪動(dòng)作用下乳化嚴(yán)重,且在管壁四周形成滑脫層,導(dǎo)致液膜更易“反轉(zhuǎn)”,環(huán)狀流出現(xiàn)在更高的氣相流速條件下。

    以 vsg=7m/s,vsl=0.01 m/s,fw=50%為例,隨著傾斜角(θ)逐漸趨向0°,管內(nèi)流動(dòng)特征發(fā)生明顯變化(見圖3,圖中從左至右 θ依次為 75°,45°,15°,0°)。

    圖3 不同傾斜角度下流動(dòng)狀態(tài)快照

    由圖3可知:θ=75°時(shí),出現(xiàn)重力分異現(xiàn)象,底部液膜變厚,頂部液膜變??;θ=45°時(shí),重力分異特征愈加明顯,更多液相下沉到管道底部,導(dǎo)致氣相不能有效舉升液相,液相在管道中回落聚集成一段液塞,而后在氣相的推動(dòng)下向上推移,如此循環(huán)往復(fù);θ=15°時(shí),基本形成了獨(dú)立氣相流動(dòng)通道,分層波浪流特征明顯;θ=0°時(shí),為分層波浪流,氣液界面處,氣相拖曳著液相向前牽移。整體來(lái)看,θ從90°減小到45°時(shí),段塞流的氣、液流速范圍增大;θ從45°減小到0°時(shí),層狀流特征愈加明顯。

    2.2 壓降

    氣液混合上升流動(dòng)的總壓降由重力壓降、摩阻壓降及加速度項(xiàng)構(gòu)成,由于加速度項(xiàng)占比甚小,工程計(jì)算中通常將其忽略。總壓降和重力壓降計(jì)算式分別為

    式中:Δp為壓差,Pa;H 為三相混合液體的高度,m;ρg,ρl分別為氣相密度、液相密度,kg/m3;g為重力加速度,m/s2;HL為持液率; (Δp/H )3P為總壓降; (Δp/H )3P,H為重力壓降; (Δp/H )3P,R為摩阻壓降。

    對(duì)本實(shí)驗(yàn)而言,由于空氣密度很小,可忽略氣相對(duì)重力壓降的影響,因此重力壓降中的H可由測(cè)量的持液率計(jì)算得到,而摩阻壓降則可以由壓力傳感器測(cè)量的總壓降減去重力壓降得到。

    圖 4 為不同含水率條件下(vsl=0.01 m/s,θ=90°)測(cè)試管段總壓降、重力壓降和摩阻壓降隨氣相表觀流速的變化關(guān)系。1)隨vsg的增加,總壓降呈先減小、后緩慢上升的趨勢(shì),重力壓降隨vsg的增加持續(xù)減小。非環(huán)狀流時(shí),摩阻壓降在0值附近有微小幅度波動(dòng),甚至出現(xiàn)了負(fù)值。這是因?yàn)殡S著vsg的減小,氣芯難以攜帶液膜向上流動(dòng),液膜出現(xiàn)反向回落,此時(shí)管壁摩擦?xí)?duì)液膜提供一個(gè)向上的“支撐力”,阻止液體回流。2)隨fw的減小,總壓降呈現(xiàn)先增加后減小的趨勢(shì)。其他流動(dòng)條件相同時(shí),fw為75%時(shí)壓降最大,fw為50%,100%時(shí)次之,fw為0時(shí)最小。這是因?yàn)椋河退榛瘜?dǎo)致氣相攜帶乳化的液相更加困難,從而使更多的液相“滯留”在井筒中,井筒中的持液率增加,進(jìn)一步導(dǎo)致井筒壓降增加;當(dāng)fw為0時(shí),由于油的密度比水小,氣相更容易將單相油攜帶出井筒,所以此時(shí)壓降最小。

    圖4 含水率對(duì)壓降的影響

    從壓降整體分布上看,非環(huán)狀流時(shí),井筒中的摩擦阻力非常小,總壓降約等于重力壓降。因此,準(zhǔn)確預(yù)測(cè)井筒壓降最關(guān)鍵的參數(shù)為井筒持液率。

    2.3 持液率影響因素

    2.3.1 氣相表觀流速

    圖5為vsl=0.01 m/s時(shí)HL隨vsg的變化曲線(紅色虛線為指數(shù)擬合線,藍(lán)色虛線為對(duì)數(shù)擬合線)。

    圖5 持液率隨氣相表觀流速的變化

    由圖5可以看出:1)隨vsg的增大,HL先迅速下降,后緩慢降低。這是因?yàn)樵谂轄盍骱投稳鲿r(shí),井筒液相為連續(xù)相,氣體動(dòng)能不足,井筒持液率高,隨著vsg增加,氣相逐漸占據(jù)主導(dǎo),液相逐漸成為非連續(xù)相,氣體能有效帶出井筒“滯留”液體,使得HL迅速下降;而在高vsg時(shí),井筒HL較低,vsg增加導(dǎo)致HL降低幅度有限。2)低vsg時(shí),對(duì)數(shù)擬合比指數(shù)擬合具有更高的擬合精度。因此,對(duì)比Mukherjee-Brill模型的指數(shù)經(jīng)驗(yàn)關(guān)系式,采用對(duì)數(shù)擬合能更好地預(yù)測(cè)井筒壓降隨vsg的變化趨勢(shì)。

    vsg對(duì)HL的影響規(guī)律可表示為

    式中:φ1,φ2為常數(shù)。

    2.3.2 液相表觀流速

    圖6為fw為100%時(shí)HL隨vsl的變化曲線。由圖可知,不同vsg下,HL與vsl均呈現(xiàn)良好的線性關(guān)系。這是由于液體首先占據(jù)管壁周向位置,vsl的增加會(huì)導(dǎo)致液膜變厚或液塞變長(zhǎng),井筒滯留的液量更多。vsl對(duì)HL的影響規(guī)律可表示為

    圖6 持液率隨液相表觀流速的變化

    式中:g1,g2為常數(shù)。

    2.3.3 傾斜角度

    當(dāng)vsg=0.5 m/s,vsl=0.01 m/s時(shí),隨管道傾斜角的增加,HL呈現(xiàn)先增加后減小的變化(見圖7)。

    圖7 持液率隨傾斜角的變化

    θ增加時(shí),液體所受重力使液體流動(dòng)速度減小,增加了滑脫與持液率;隨著θ進(jìn)一步增加,液膜沿管道內(nèi)壁周向分布更加均勻,液體在管道中搭接起來(lái),減小了兩相間的滑脫,同時(shí)降低了HL。分析實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)發(fā)現(xiàn),持液率與傾斜角呈二次項(xiàng)變化關(guān)系,與Mukherjee和Brill[17]提出的持液率計(jì)算公式中傾斜角對(duì)持液率的影響規(guī)律表征具有一致性。二者關(guān)系可表示為

    式中:f1,f2,f3為常數(shù)。

    2.3.4 含水率

    圖8顯示了HL隨fw的減小呈先增加后減小的趨勢(shì)。隨著fw減小,油、水在氣體攪動(dòng)作用下混合,流體黏度的增大致使沿管壁流動(dòng)的流體所受阻力加大,導(dǎo)致更多的液相滯留在管道中,HL增加;當(dāng)fw減小至60%左右時(shí),混合液黏度開始降低,氣體攜液效果增加,HL降低。以vsg=7 m/s,vsl=0.01 m/s流動(dòng)條件為例,fw為75%時(shí)HL最大,fw為0時(shí)HL最小,含水率不同造成的最大持液率差值可達(dá)10.5百分點(diǎn)。經(jīng)分析發(fā)現(xiàn),持液率與含水率呈二次項(xiàng)變化關(guān)系,可表示為

    圖8 持液率隨含水率的變化

    式中:k1,k2,k3為常數(shù)。

    3 新壓降模型的建立及驗(yàn)證

    3.1 數(shù)學(xué)模型

    由上述分析可知,壓降預(yù)測(cè)的關(guān)鍵是準(zhǔn)確預(yù)測(cè)井筒持液率。因此,本文建立壓降模型的核心是擬合建立新的持液率模型。在環(huán)狀流時(shí),摩阻壓降的計(jì)算要考慮相間滑脫因素,引用文獻(xiàn)[17]的計(jì)算方法,而在非環(huán)狀流時(shí),不考慮摩擦阻力。

    由于實(shí)驗(yàn)是在低壓下開展的,與實(shí)際氣井中井筒壓力差距較大,因此有必要采用對(duì)應(yīng)的無(wú)因次準(zhǔn)數(shù)來(lái)實(shí)現(xiàn)高、低壓的“轉(zhuǎn)化”。在常用工程壓降模型中,通常采用無(wú)因次準(zhǔn)數(shù)來(lái)轉(zhuǎn)化實(shí)驗(yàn)與實(shí)際氣井高、低壓力的不同,如Duns-Ros模型和Mukherjee-Brill模型中采用的氣、液速度準(zhǔn)數(shù),其計(jì)算公式分別為

    式中:Nvsg為氣相速度準(zhǔn)數(shù);Nvsl為液相速度準(zhǔn)數(shù);σ為氣液表面張力,N/m。

    由式(7)可知,氣相速度準(zhǔn)數(shù)是一個(gè)僅關(guān)于氣相流速、液體密度和氣液表面張力的函數(shù)。而在高、低壓不同的條件下,相同的氣相流速對(duì)應(yīng)的無(wú)因次準(zhǔn)數(shù)幾乎相同,氣體密度變化導(dǎo)致的氣液兩相流動(dòng)員規(guī)律卻可能大相徑庭。因此,本文考慮壓力變化對(duì)氣體密度的影響較大,將氣相密度ρg融合到氣相速度準(zhǔn)數(shù)計(jì)算中,得到新的氣相速度準(zhǔn)數(shù):

    3.2 模型驗(yàn)證

    采用實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)、文獻(xiàn)中高產(chǎn)氣井?dāng)?shù)據(jù)和川西氣田生產(chǎn)氣井實(shí)測(cè)壓降數(shù)據(jù),將本文建立的壓降模型(新模型)與 Beggs-Brill模型(B-B)、Mukherjee-Brill模型(M-B)、Duns-Ros模型(D-R)、Hagedorn-Brown 模型(H-B)和 Orkiszewski模型(ORK)[17-21]進(jìn)行了對(duì)比評(píng)價(jià)。計(jì)算結(jié)果如表2所示。

    表2 模型計(jì)算誤差統(tǒng)計(jì)結(jié)果

    3.2.1 實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)比

    本文建立的壓降模型計(jì)算值的平均絕對(duì)誤差為17.08%,平均相對(duì)誤差僅為0.97%,明顯優(yōu)于參與評(píng)價(jià)的其余模型。圖9為新模型計(jì)算值與實(shí)驗(yàn)值對(duì)比分布,由圖可見,數(shù)據(jù)點(diǎn)較均勻地分布在45°線(圖中紅虛線)兩側(cè),其中84.2%的數(shù)據(jù)點(diǎn)位于誤差±30%以內(nèi),計(jì)算值與實(shí)驗(yàn)值吻合度較高。

    圖9 新模型計(jì)算值與實(shí)驗(yàn)測(cè)試數(shù)據(jù)對(duì)比

    3.2.2 文獻(xiàn)數(shù)據(jù)對(duì)比

    對(duì)文獻(xiàn)[22]公布的國(guó)外多個(gè)氣田氣-水-油三相同氣井中34井次測(cè)試數(shù)據(jù)進(jìn)行分析評(píng)價(jià)。參與評(píng)價(jià)的氣井產(chǎn)氣量為 2.6×104~57.5×104m3/d,產(chǎn)液量為 1.4~264.0 m3/d,含水率為0~40.7%,井口測(cè)試壓力為3.1~19.4 MPa,井底測(cè)試壓力為4.5~26.8 MPa。

    劃分氣液比(GLR)區(qū)間,計(jì)算在不同氣液比區(qū)間內(nèi)各模型平均絕對(duì)誤差和平均相對(duì)誤差(見圖10)。結(jié)果顯示:新模型的預(yù)測(cè)精度最高,尤其在氣液比較高的區(qū)間,新模型能高精度預(yù)測(cè)井筒流動(dòng)壓降;新模型平均絕對(duì)誤差為6.32%,是參與模型評(píng)價(jià)中誤差最小的,其次是H-B模型、D-R模型、B-B模型和M-B模型,而ORK模型預(yù)測(cè)誤差較大。

    圖10 不同氣液比區(qū)間下各模型的計(jì)算誤差

    圖11為新模型測(cè)試值與計(jì)算值對(duì)比分布,其中80%的數(shù)據(jù)點(diǎn)處于誤差±10%以內(nèi),表明新模型對(duì)單井的預(yù)測(cè)精度較高。

    圖11 新模型計(jì)算值與文獻(xiàn)調(diào)研數(shù)據(jù)對(duì)比

    3.2.3 生產(chǎn)井實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)對(duì)比

    收集整理了國(guó)內(nèi)川西氣田12井次(其中11井次為積液氣井)的測(cè)壓數(shù)據(jù)。由于積液氣井井筒中出現(xiàn)壓力拐點(diǎn),因此利用井底測(cè)壓,計(jì)算到壓力拐點(diǎn)處對(duì)模型誤差進(jìn)行分析評(píng)估。氣井為水平氣井(包含傾斜和垂直管段),產(chǎn)氣量在 0.712 0×104~4.614 8×104m3/d。計(jì)算結(jié)果顯示,新模型平均絕對(duì)誤差為8.39%,平均相對(duì)誤差為2.73%,模型預(yù)測(cè)精度優(yōu)于其余模型。圖12顯示83%的數(shù)據(jù)點(diǎn)位于誤差10%以內(nèi),表明新模型對(duì)水平氣井井筒壓降具有較高的預(yù)測(cè)精度。

    圖12 新模型計(jì)算值與現(xiàn)場(chǎng)生產(chǎn)井實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)對(duì)比

    4 結(jié)論

    1)含水率對(duì)泡狀流向段塞流、段塞流向攪動(dòng)流轉(zhuǎn)換界限影響小,在含水率為75%,50%條件下流動(dòng)時(shí),攪動(dòng)流流型區(qū)域擴(kuò)展,攪動(dòng)流向環(huán)狀流轉(zhuǎn)換界限向更高的氣相表觀流速推移。

    2)非環(huán)狀流時(shí),井筒中的摩擦阻力非常小,摩阻壓降在0值附近波動(dòng),且不同含水率條件下具有一致性,準(zhǔn)確預(yù)測(cè)井筒壓降關(guān)鍵參數(shù)為持液率。

    3)持液率隨氣相表觀流速增加而減小,其變化規(guī)律與對(duì)數(shù)曲線吻合度最高;持液率隨液相表觀流速增大而增大,呈線性變化;持液率與含水率和傾斜角呈二次項(xiàng)變化關(guān)系。

    4)基于實(shí)驗(yàn)測(cè)試數(shù)據(jù),結(jié)合單因素敏感分析結(jié)果,采用氣、液相無(wú)因次準(zhǔn)數(shù),綜合考慮了氣相表觀流速、液相表觀流速、持液率和傾斜角的影響,建立了新的持液率計(jì)算模型。

    5)經(jīng)實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)、文獻(xiàn)數(shù)據(jù)和川西生產(chǎn)氣井現(xiàn)場(chǎng)測(cè)壓數(shù)據(jù)對(duì)新壓降模型進(jìn)行驗(yàn)證,表明新模型計(jì)算平均絕對(duì)誤差分別為17.08%,6.32%和8.39%,平均相對(duì)誤差分別為0.97%,2.98%和2.73%,預(yù)測(cè)精度明顯優(yōu)于參與評(píng)價(jià)的其余模型。

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