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第一章 前言
1.1 研究的目的及意义
目前稠油的开发主要是通过注蒸汽吞吐与井筒有杆泵举升相结合的开发模式来
开采，但原油粘度高给井筒举升和地面输送带来了一系列问题，国内外对稠油油藏的井筒举升和地面输送主要采用井筒电加热和地面集输管线掺水的方式解决，从目前的生产情况来看该工艺主要存在以下问题：
(1) 井筒电加热采油工艺投资大，耗能高，增加了生产成本；
(2) 井筒电加热系统的空心杆、电缆和控制系统技术要求高，事故率高，维修频繁，造成生产成本投入大；
(3) 井筒内泵下加热工艺不过关，稠油流动阻力大、进泵困难，泵效低； (4) 地面掺水工艺流程复杂、管理难度大，污水对管线腐蚀严重，生产费用高； (5) 非垂直井中采用有杆泵采油存在抽油杆偏磨严重，泵筒凡尔关闭不严等情况，导致有杆泵采油效率偏低的现象。
图1-1 蒸汽射流泵采油工艺示意图
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由于蒸汽喷射泵无运动部件，可以彻底解决非垂直井和出砂井中存在的抽油杆偏磨严重不足。蒸汽降粘与井筒电加热降粘相比，不仅降低能耗，同时还简化了地面流程和蒸汽吞吐转周的作业工序，使稠油开采的设备投入和生产成本大大降低迄今为止，人们对常规水力喷射泵举升优化设计、注蒸汽井井筒温度和压力分布预测以及油水混合物的流变性等方面都进行了一定深度的研究，但对以湿饱和蒸汽为动力液的蒸汽喷射泵稠油举升工艺研究比较少，本文在此对蒸汽射流泵进行理论研究，设计更加合理的蒸汽喷泵，为使蒸汽喷射泵更好地应用于稠油油藏开采，方便现场使用。
1.2 国内外研究现状
1.2.1 蒸汽射流泵在国外的发展状况
高温高压湿饱和蒸汽沿油管注入向下流动到井下蒸汽喷射泵的过程中，由于流体与地层之间存在温差，湿饱和蒸汽必定会向四周散失热量，蒸汽干度降低；同时由于蒸汽流动过程中各种阻力的存在，蒸汽的压力也是不断变化的，所以，沿井筒蒸汽的压力、温度、干度、密度等参数都是不断变化的。
20 世纪 60 年代兴起注蒸汽开采稠油热潮时，Farong.A.L.就提出了以流体流动状态分析和气体滑脱理论为基础的两相流动和传热综合模型，后来，Ramey 和 Satter 利用这一计算思想，通过建立和使用更符合实际情况的简化模型研究了蒸汽注入过程中的热损失，但这些早期模型只考虑了能量平衡，未考虑蒸汽在井筒内压力的变化，这对较深的井或注入速率较大的情况具有较大的误差。
四十多年来国内外学者对注蒸汽井井筒动态预测又作了大量的深入研究，注意到了由于重力、摩擦力和加速度引起的压力损失，建立和发展了许多综合各种不同气液两相流相关式的蒸汽注入井筒动态预测模型，这些模型往往是采用不同的上升两相流动压降关系式来描述湿蒸汽下降流特性。其中重要的有以下模型：
(1) Earlougher(1969)模型，它采用了Hagedorn-Brown两相流相关式来计算蒸汽在管线中流动时的压力分布；
(2) Foutanlla-Aziz(1982)模型，采用了Beggs-Brill(1973)，Aziz 等人(1972)和 Yamazakl-Yamaguchi(1979)的两相流相关式来计算蒸汽在管线中流动时压降；
(3) Yao-Syhester(1987)模型，采用气液环雾流模型(1987)来计算蒸汽在管线中流动时的压降。
以上三个模型都假设：热量从井筒到水泥环外缘为一维稳定传热，而从水泥环外缘到地层间为一维不稳定热过程，但处理非稳态导热的方法有所不同，多数采用解析或半解析方法，少数采用数值解方法。还有一些模型如：FarougAli(1981)模型，采用了 Gould 等人(1974)，Chierici 等人(1974)和 Dus-Ros(1961)的不同流态下的两相流相关式来计算蒸汽沿管线流动时的压力损失，并且运用了更为复杂的有限差分方
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法，允许井筒内和周围地层中的传热都是非稳态的。
然而，在上述模型所采用的两相流相关式中除Beggs-Brill 相关式的解之外，其它均只能用于垂直或近似垂直的井。注蒸汽井井筒不同模型的区别主要是描述蒸汽流动的动量方程中对摩阻压降的处理方法不同，处理方法不同，其结果明显不同。经过 Foutanlla-Aziz计算比较指出，在所采用的三个相关式中Beggs-Brill 相关式的计算结果最接近实测值。
Witte在液气射流泵研究上考虑了液气射流泵喉管内液气混合压缩性的影响, 首次采用无因次欧拉数对液气射流泵进行理论和试验分析, 通过分析喉管流动过程, 提出了 /混合激波0的概念;优化射流泵结构,提出利用多喷嘴结构提高液气射流泵的效率。Higgins推导了液气射流泵包括阻力系数的一元关系式, 并将理论和试验结果进行比较。结果表明, 使用液气射流泵结构(喉管长度为喉管直径的4倍, 液气射流泵的最优喉管长度为4- 8倍的喉管直径)时等温压缩率为10%左右;在用透明喉管进行试验时发现, 液气射流泵的最优性能是液气混合完成于喉管出口。Betzler对液气射流泵做了进一步的分析,尤其是对扩散管,当液气混合发生在喉管内时, 其理论和试验吻合较好,通过优化液气射流泵结构,特别是在喉管长度增加到 23倍时, 等温压缩效率达到19 %。
通过分析试验结果, Witte和Cunningham都认为只要将合理的射流结构、最优喉管长度和最佳工况有机结合起来,液气射流泵的等温压缩率可以达到40%, 甚至更高。Witte利用19孔的多喷嘴结构使其达到40%。Cunningham和Dopkin研究了基于单喷嘴结构的射流破碎机理和最优喉管长度。
美籍学者Jiao博士扩展了Petir , Wilson和Smart基于质量和能量守恒的单相流模型, 得到了液2 液气射流泵的数学模型。他将喷嘴、喉管和扩散管的经验阻力系数综合考虑为无量纲的参数面积比、压力比和流量比的函数, 并通过大量试验确定了函数中的待定参数,得到了阻力系数的函数表达式。通过试验, 验证了Jiao两相流模型比PWS(Petir,Wilson,Smart)的单相流模型用于2 液气射流泵时更加精确。20世纪 90年代,美国石油工程协会的Corteville,Hoff man,Valetin等人通过液气射流泵试验研究获得了一些应用于工程的经验公式。
Nev试验研究了液气射流泵扩散管的性能。试验表明, 扩散管的性能与扩散管入口两相流体速度的不一致性和液气两相流在扩散管内均匀混合的发展程度有关。Car valho使用CFD软件 FI DAPC对液气射流泵喉管内的液气两相流流场进行了数值模拟。Kuma等人对用于海水净化系统的液气射流泵进行了试验研究, 主要研究了喷嘴到喉管入口距离对液气射流泵性能的影响, 研究结果发现最优距离为33mm。 1.2.2 射流泵在国内外研究现状
喷射泵技术的研究和应用已有100多年的历史，液体喷射泵性能方程
h??q,m,?s?是研究喷射泵压力、流量和几何尺寸之间关系的方程，它反映了泵内能
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量变化及各主要部件(喷嘴、喉管、扩散管和喉管进口段)对性能的影响，是设计喷射泵的理论依据，喷射泵结构及原理示意图见图 1-2。
图1-2 射流泵工作原理示意图
19世纪60年代，德国学者佐伊纳(G·Zeuner)根据动量定理，建立了喷射泵的
设计理论基础，1870年，他和 M·兰金(Runkin)进一步发展和完善了这个理论。 Zeuner 和 Runkin 的理论还不能解决喷射泵及喷射器的计算问题，直到20 世纪 30 年代由于流体力学及空气动力学的发展，推动了喷射泵及喷射器的应用和研究工作。1922 年 K·罗菲(Hoefer)进行了液气喷射泵对冷凝器抽真空试验。1933～1934年 J.E.高斯(Gosline)，M.P 奥必宁(Obrien)在加里福尼亚大学进行了系统的液体喷射泵试验研究工作，建立了它的基本性能方程，并应用于油井抽油。1939年G.V.福劳格(Flugel)建立了喷射泵及喷射器的计算方法。1942年J.A.霍夫(Coff)、C.H 霍根(Coogan)，提出了用二元方法计算气体喷射器。1948年D.斯立林(Citrini)，在分析了喷射泵的阻力损失后,提出了提高泵效率的途径。1951 年 T.W.劳德斯(Rodes)提出了用液体喷射泵抽送泥沙，并指出其经济性及可靠性。1952年J.W.麦科纳基(Maconaghy)，提出了喷射泵装置性能计算方法。1953～1954年 R.G 寇宁汉(Cunningham)研究了抽吸高粘滞性液体的喷射泵性能，1955～1956 年R.科格劳(Vogel)(德)研究了喷射泵的基本性能最优设计参数，提出喷射泵效率可以达到 40%。1956 年 S.T.波宁顿(Bonnigton)对水及水气喷射泵进行了详细的试验后，提出了喷射泵各部件的合理尺寸。并指出采用多喷嘴可缩短喉管长度。1956 年，美国热交换学会制定了蒸汽喷射器标准，1958德国学者 F.史处斯(Schulz)K.H.科苏劳(Fasal)写出了《喷射泵》专著。1964年 J.H 威特(Witte)提出利用 19 孔的多喷嘴流气喷射泵，使该泵的等温压缩效率超过 40％。1965 年 A.G.汉森(Hansen)提出液体喷射泵设计方法。1974年 R.G 寇宁(Cunnighum)对长喉管液气射泵进行了深入的研究。 1973～1975 年 B.J.希劳(B.J.Hill)及 G.B.吉尔贝特(G.B.Gilbert)等人用二
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