CC BY
16ДОБЫЧА НЕФТИ И ГАЗА
УДК 622.276.53/.6
С.Д. Карабаев1, e-mail: [email protected]
1 Федеральное государственное автономное образовательное учреждение высшего образования «Российский университет дружбы народов» (Москва, Россия).
Стендовые исследования взаимовлияния давления рабочей жидкости и газа в приемной камере на характеристики работы жидкостно-газового эжектора при изменяющихся длинах камеры смешения
Жидкостно-газовые эжекторы широко применяются при водогазовом воздействии на пласт с помощью насосно-эжекторных систем, утилизации попутного нефтяного газа, снижении затрубного давления на нефтяных скважинах, оборудованных установками электроприводных лопастных насосов, и т. д. Однако, несмотря на относительную простоту конструкции эжекторов, остается нерешенным ряд вопросов, связанных с подбором геометрических параметров данных устройств при различных давлениях рабочей жидкости перед соплом и газа в приемной камере. В статье представлены результаты исследования, направленного на изучение взаимовлияния давления рабочей жидкости и газа в приемной камере на характеристики работы жидкостно-газового эжектора при изменяющихся длинах камеры смешения. Лабораторные эксперименты проводились на стенде-макете насосно-эжекторной системы. В качестве рабочей жидкости использовалась проточная вода, в качестве газа - воздух. Струйный аппарат оснащался цилиндрической камерой смешения с диффузором и одноструйным диафрагменным соплом. Исследования проводились при различных длинах камеры смешения, причем отношение диаметра камеры смешения к диаметру сопла варьировалось от 13,13 до 29,7. Давление эжектируемого газа в приемной камере составляло 0,005-0,6 МПа, давление рабочей жидкости перед соплом - 0,705-1,85 МПа. В качестве режимного параметра, учитывающего взаимовлияние давления рабочей жидкости и газа в приемной камере эжектора, использовалось приведенное давление. Было установлено, что использование приведенного давления облегчает подбор оптимальных геометрических и режимных параметров жидкостно-газового эжектора. С уменьшением значения приведенного давления энергоэффективность эжектора возрастает, а оптимальная относительная длина камеры смешения сокращается, и наоборот. Результаты исследований могут быть применены в целях усовершенствования методик подбора оптимальных геометрических и режимных параметров жидкостно-газовых эжекторов.
Ключевые слова: жидкостно-газовый эжектор, струйный аппарат, водогазовое воздействие, утилизация попутного нефтяного газа, затрубное давление.
S.D. Karabaev1, e-mail: [email protected]
1 Federal State Autonomous Educational Institution for Higher Education "RUDN University" (Moscow, Russia).
Bench Studies of the Mutual Influence of Motive Fluid and Gas Pressure in the Receiving Chamber on the Performance of a Liquid-Gas Jet Apparatus at Varying Mixing Chamber Lengths
Liquid-jet gas pumps are widely used for water-gas stimulation with pump-ejector systems, utilization of associated petroleum gas, reduction of annular pressure in oil wells equipped with electric-driven vane pumps, etc. Meanwhile, in spite of relative simplicity of ejector design, a number of questions remain unsolved, related to selection of geometrical parameters of these devices at different pressures of working liquid before the nozzle and gas in the receiving chamber. The paper presents the results of research aimed at examination of mutual influence of working fluid and gas pressures in the receiving chamber on the liquid-jet gas pump's performance at various lengths of mixing chamber. The laboratory experiments were carried out on the test-bench of pump-ejector system. Running water was used as a working fluid, and air was used instead of gas. The jet apparatus was equipped with a cylindrical mixing chamber with a diffuser and a
34
№ 3-4 апрель 2021 ТЕРРИТОРИЯ НЕФТЕГАЗ
OIL AND GAS PRODUCTION
single-jet diaphragm nozzle. Studies were carried out with different mixing chamber lengths, the mixing chamber diameter to nozzle diameter ratio varying from 13.13 to 29.7. Ejected gas pressure in receiving chamber was 0.005-0.6 MPa, pressure of motive fluid in front of the nozzle was 0.705-1.85 MPa. As a mode parameter, which considers the mutual influence of pressure of motive fluid and gas pressure in the receiving chamber, reduced pressure was used. It was found that the use of reduced pressure facilitates the selection of optimal geometric and operating parameters of liquid-jet gas pumps. As the reduced pressure decreases, the energy efficiency of the ejector increases and the optimum relative length of the mixing chamber decreases, and vice versa.
The results of the research can be applied to improve methods of selection of optimum geometrical and regime parameters of liquid-gas ejectors.
Keywords: liquid-jet gas pump, jet apparatus, simultaneous water and gas injection, utilization of associated petroleum gas, annular pressure.
ВВЕДЕНИЕ
В настоящее время струйные аппараты, в частности жидкостно-газовые эжекторы (ЖГЭ), применяются в нефтегазовой отрасли для решения таких задач, как водогазовое воздействие (ВГВ) на пласт с применением насосно-эжек-торных систем, утилизация попутного нефтяного газа (ПНГ), снижение затруб-ного давления на нефтяных скважинах, оборудованных установками электроприводных лопастных насосов (ЭЛН), и др.
Однако, несмотря на несложную конструкцию ЖГЭ, остается нерешенным ряд вопросов, связанных с подбором геометрических параметров данных устройств при различных режимных факторах.
Так, в [4, 5] приведены результаты исследований, в ходе которых было зафиксировано существенное увеличение энергетической эффективности работы ЖГЭ при избыточных давлениях газа в приемной камере. Еще одним режимным фактором, влияющим на характери-
стики работы ЖГЭ, является давление рабочей жидкости Р, МПа, перед соплом [3]: с повышением Рр оптимальная относительная длина камеры смешения увеличивается, с понижением - уменьшается. Следовательно, оптимальная длина камеры смешения ЖГЭ также зависит не только от формы сопла и геометрического отношения площадей горловины и сопла, как показано в [6, 7], но и от величин давлений рабочей жидкости и газа в приемной камере [8]. При этом на сегодняшний день,
Рис. 1. Схема исследуемого жидкостно-газового эжектора:
1 - подвод; 2 - приемная камера; 3 - рабочее сопло; 4 - входная камера смешения; 5 - промежуточная камера смешения; 6 - камера смешения; 7 - переходник; 8 - входной диффузор; 9 - промежуточный диффузор; 10 - выходной диффузор; 11 - головка; 12 - дополнительная шайба; Dc, D - диаметры сопла и камеры смешения соответственно, мм; L - длина камеры смешения, мм; i - расстояние от среза сопла до входа в камеру смешения, мм
Fig. 1. Scheme of the investigated liquid-jet gas pump:
1 - supply; 2 - receiving chamber; 3 - nozzle; 4 - inlet mixing throat; 5 - intermediate mixing throat; 6 - mixing throat; 7 - adapter; 8 - inlet diffuser; 9 - intermediate diffuser; 10 - outlet diffuser; 11 - head; 12 - ring plate; Dc, D - nozzle and mixing throat diameters respectively, mm; L - mixing throat length, mm; i - distance from nozzle cut-off to mixing throat inlet, mm
Ссылка для цитирования (for citation):
Карабаев С.Д. Стендовые исследования взаимовлияния давления рабочей жидкости и газа в приемной камере на характеристики работы жидкостно-газового эжектора при изменяющихся длинах камеры смешения // Территория «НЕФТЕГАЗ». 2021. № 3-4. С. 34-40. Karabaev S.D. Bench Studies of the Mutual Influence of Motive Fluid and Gas Pressure in the Receiving Chamber on the Performance of a Liquid-Gas Jet Apparatus at Varying Mixing Chamber Lengths. Territorija "NEFTEGAS" [Oil and Gas Territory]. 2021;(3-4):34-40. (In Russ.)
TERRITORIJA NEFTEGAS - OIL AND GAS TERRITORY No. 3-4 April 2021
35
ДОБЫЧА НЕФТИ И ГАЗА
Таблица 1. Типоразмеры жидкостно-газового эжектора при различных значениях диаметров сопла Dt и камеры смешения D , а также длины камеры смешения L
кс
Table 1. Dimensions of the liquid-jet gas pump with different nozzle diameters Dt and mixing throat D and mixing throat length L
Диаметр сопла Dc, мм Nozzle diameter D , mm с Диаметр камеры смешения D , мм Mixing throat diameter D , mm D /D кс с Длина камеры смешения L , мм Mixing throat length L , mm Относительная длина камеры смешения L /D кс кс Relative length of mixing throat L/D
3,3 5,4 1,64 60 11,11
110 20,37
160 29,63
Таблица 2. Давление жидкости перед соплом Pp и газа в приемной камере P жидкостно-газового эжектора Table 2. Liquid pressure upstream of nozzle Pf and gas pressure in receiving chamber P of liquid-jet gas pump
Давление газа в приемной камере Pnp, МПа Gas pressure in receiving chamber Pnp, MPa Давление жидкости перед соплом Pf, МПа Liquid pressure upstream of nozzle Pf, MPa
0,005 0,705 1,005 1,255
0,1 0,80 1,10 1,35
0,2 0,90 1,20 1,45
0,3 1,00 1,30 1,55
0,4 1,10 1,40 1,65
0,5 1,20 1,50 1,75
0,6 1,30 1,60 1,85
Рис. 2. График зависимости коэффициента полезного действия Г] от приведенного давления VP при различных длинах камеры смешения
Fig. 2. Plot of efficiency т) versus reduced pressure VP for different mixing throat lengths
насколько можно судить по публикациям, исследования совместного влияния давлений рабочей жидкости и газа в приемной камере не проводились.
ЦЕЛЬ И МЕТОДЫ ИССЛЕДОВАНИЯ
Целью работы, результаты которой представлены в данной статье, было исследование характеристик работы ЖГЭ при изменении длины камеры смешения при взаимовлиянии давлений рабочей жидкости перед соплом и газа в приемной камере. Лабораторные исследования были проведены на стенде-макете для изучения характеристик работы насосно-эжек-торной системы. Более подробное описание системы и методики проведения испытаний на стенде-макете представлены в [5]. В качестве силового насоса применялся электроцентробежный насос CR1-25 (Grundfos), оснащенный однофазным электродвигателем мощностью 1,5 кВт, с номинальной подачей 0н = 1 м3/ч. В качестве исследуемого струйного аппарата применялся ЖГЭ (рис. 1) с цилиндрической камерой смешения и диафрагменным соплом. Угол раскрытия диффузора составлял 6°. В качестве рабочей жидкости и газа применялись проточная вода
36
№ 3-4 апрель 2021 ТЕРРИТОРИЯ НЕФТЕГАЗ
Производство кабельно-проводниковой продукции
Нефтесервисный холдинг «ТАГРАС»
СИСТЕМ А* СЕРВИС
423450 Россия, Республика Татарстан, г. Альметьевск, ул. Базовая, д. 2 Телефон:+7(8553) 389-400, л ^ +7(8553) 31-84-94 А
В [email protected] ^^к ■ www.sistemaservis.ru
ДОБЫЧА НЕФТИ И ГАЗА
и воздух соответственно. Расстояние 1, мм, от среза сопла до входа в камеру смешения подбиралось в соответствии с [9] и регулировалось с помощью дополнительной шайбы 12. Длина камеры смешения ¿кс, мм, регулировалась с помощью съемных секций 5 и 6. Стоит отметить, что лабораторный стенд ввиду замкнутой системы работы позволяет проводить исследования как при атмосферном, так и при избыточных давлениях в приемной камере ЖГЭ.
Типоразмеры ЖГЭ, собранных из имеющихся деталей, представлены в табл. 1, давление рабочей жидкости перед соплом и давление газа в приемной камере -в табл. 2.
АЛГОРИТМ РАСЧЕТОВ И РЕЗУЛЬТАТЫ ИССЛЕДОВАНИЯ
На основе результатов стендовых измерений были рассчитаны напорно-энер-гетические характеристики ЖГЭ, причем коэффициент полезного действия (КПД) эжектора при откачке газа т]г определяли по формуле [10]:
(1)
где Ц = 0гпр/0р - коэффициент инжек-ции эжектора в условиях приемной камеры при откачке газа; 0г пр - объемный расход откачиваемого газа на приеме эжектора, м3/с; 0р - объемный расход рабочей жидкости, м3/с; Рс, Рпр - давление на выходе из эжектора и в приемной камере ЖГЭ, МПа. Относительный безразмерный перепад давлений рассчитывался по формуле:
АРс_Рс-Р„р
ДЯ Р-Р '
Р Р пр
(2)
Рис. 3. Трехмерный график зависимости коэффициента полезного действия от приведенного давления VP при различных длинах камеры смешения
Fig. 3. Three-dimensional graph of efficiency versus reduced pressure VP for different mixing throat lengths
где АРс - перепад давления, создаваемый струйным аппаратом, МПа; АРр -перепад давления в рабочем сопле эжектора, МПа.
Для учета совместного влияния давлений активной жидкости и пассивного газа использовалось приведенное давление л/Р, вычислявшееся по формуле, в которой используются абсолютные значения давлений [11]:
4р= ¡^Л
р -р'
' пр ' п
(3)
где Рп - давление пара активной жидкости в приемной камере, МПа. В рамках исследования значение давления пара активной жидкости Рп не учитывалось по причине его несущественности для условий эксперимента. В результате проведенных исследований были получены напорно-энер-гетические характеристики для всех значений 4Р при различных длинах камеры смешения, по которым определялись наибольшие показатели КПД и соответствующий им безразмерный напор АРс/АРр. Далее по полученным данным были построены графики зависимости КПД от приведенного давления л/Р при изменении оптимальной относительной длины камеры смешения ¿кс/ 0кс (рис. 2), перенесенные в дальнейшем в трехмерную плоскость (рис. 3). Было, в частности, установлено, что с увеличением 4Р КПД снижается с разной интенсивностью в зависимости от ¿кс. Так, при снижении 4Р с 3,5 до 1,5 КПД эжектора с короткой камерой сме-
шения (¿кс/Dкс = 13,13) уменьшается с 32 до 16 %, а при длинной (¿кс/0кс = 28,75) - с 31 до 24 %. Выявлено также, что в диапазоне VР = 1,5...2,5 наибольшая эффективность достигается при средних значениях длины камеры смешения (¿кс/ £кс = 20,94), а при значениях -¡Р > 2,5 более высокие значения г| достигаются при ¿кс/ £кс > 20,94. Полученные результаты согласуются с выводами работ [4, 5], авторы которых в ходе стендовых исследований получили увеличение эффективности ЖГЭ при повышении давления эжектируемо-го газа в приемной камере при прочих равных условиях. Повышение давления газа в приемной камере при сохранении давления рабочей жидкости перед соплом приводит к снижению значения приведенного давления 4Р. Стоит также отметить, что максимальные значения КПД при ¿кс/Dкс = 28,75 достигаются в диапазоне у[Р = 1,5.2,0 и далее с уменьшением приведенного давления эффективность начинает
38
№ 3-4 апрель 2021 ТЕРРИТОРИЯ НЕФТЕГАЗ
OIL AND GAS PRODUCTION
Рис. 4. График зависимости безразмерного напора APc/AP от приведенного давления Vap при различных длинах камеры смешения
Fig. 4. Plot of dimensionless head АРс/АРр versus reduced pressure VAP for different mixing throat lengths
Рис. 5. Трехмерный график зависимости безразмерного напора АРс/АРр от приведенного давления VP при различных длинах камеры смешения
Fig. 5. Three-dimensional plot of dimensionless head АРс/АРр versus reduced pressure VP for different mixing throat lengths
снижаться. При более коротких камерах смешения наибольшая энергетическая эффективность достигается при 4Р < 1,5. Следовательно, значения приведенного давления в диапазоне 1,0-2,0 характеризуются максимальным КПД. В работе [11] наибольшие значения КПД были получены в диапазоне приведенного давления 3,6-4,2, однако исследования характеристик работы ЖГЭ были проведены при йкс/ Dc = 6,5. То есть при высокопроизводительном низконапорном ЖГЭ максимальная энергетическая эффективность была достигнута при более высоких значениях приведенного давления, чем при высоконапорном низкопроизводительном ЖГЭ (йкс/Dc = 1,64).
Таким образом, оптимальная длина камеры смешения зависит от отношения давления рабочей жидкости к давлению инжектируемого газа. С увеличением данного отношения оптимальные энергетические показатели достигаются в более длинных камерах смешения при прочих равных условиях. Это объясняется тем, что при более высоких рабочих давлениях процесс смешения жидкости и газа завершается на участке камеры смешения до начала диффузора. Оставшаяся часть камеры смешения создает гидравлическое сопротивление, снижающее КПД струйного аппарата [3]. Результаты исследования также подтвердили,что оптимальная длина камеры смешения зависит не только от соотношения Dкс/Dc и формы рабочего сопла, но и от давления рабочей жидкости и эжектируемого газа [8]. В ходе исследования были построены графики зависимости безразмерного напора АРс/АРр от приведенного давления 4Р при изменении соотношения Lкс/йкс (рис. 4-5). Было, в частности, установлено, что с увеличением у[Р наблюдается некоторое повышение значений АР /АР . Так, при L /й =
с' р ~ кс' кс
28,75 в диапазоне значений приведенного давления 1,5-3,5 значение АРс/АРр повышается с 0,2 до 0,238. Результаты стендовых исследований качественно совпадают с результатами экспериментов [11], продемонстрировавших зависимость напорных и энергетических характеристик от приведенного давления у[Р, и могут быть
TERRITORIJA NEFTEGAS - OIL AND GAS TERRITORY No. 3-4 April 2021
39
ДОБЫЧА НЕФТИ И ГАЗА
применены для усовершенствования методик подбора оптимальных геометрических параметров ЖГЭ для технологий водогазового воздействия на пласт и утилизации ПНГ, когда рабочим устройством является струйный аппарат. Возможна также оптимизация подбора эжекторов при откачке газа из затрубного пространства нефтяных скважин, эксплуатирующихся с применением установок ЭЛН.
ЗАКЛЮЧЕНИЕ
В рамках проведенного исследования было установлено, что: 1) использование приведенного давления -n/Р, учитывающего давление рабочей жидкости перед соплом и газа в приемной камере, облегчает методику подбора рациональных геометрических и режимных параметров ЖГЭ;
Литература:
1. Уразаков К.Р., Aбрамова Э.В., Топольников A.C, Миннигалимов Р.З. Технология увеличения добычи нефти из малопродуктивных скважин // Hефте-газовое дело: электронный научный журнал. 2013. № 4. С. 201-211.
2. Дроздов A.H., Дроздов H.A. Увеличение MH: водогазовое воздействие на пласт. Опыт эксплуатации насосно-эжекторной системы и пути совершенствования технологии ВГВ // Деловой журнал Neftegaz.RU. 2017. № 7 (67). С. 70-77.
3. Дроздов A.H., Дроздов H.A. Исследование характеристик эжектора для совершенствования технологии откачки газа из затрубного пространства при эксплуатации скважин электроцентробежными насосами // Hефтяное хозяйство. 2020. № 2. С. 54-57.
4. Егоров KI.A. Характеристики жидкостно-газового эжектора при различных давлениях в приемной камере // Территория «HЕФТЕГAЗ». 2006. № 4. С. 62-65.
5. Дроздов A.H., Карабаев С.Д., Олмасханов КП. и др. Исследование характеристик эжекторов для технологий нефтегазового и горного дела // Деловой журнал Neftegaz.RU. 2020. № 3,5 (99,5). С. 35-42.
6. Cunningham R.G. Gas Compression with the Liquid Jet Pump // ASME Publication. Journal of Fluids Engineering. 1974. No. 3. P. 112-128.
7. Соколов Е.Я., Зингер КМ. Струйные аппараты. 3-е изд., перераб. М.: Энергоатомиздат, 1989. 352 с.
8. Дроздов A.H., Дроздов H.A., Горбылева Я^., Горелкина Е.И. Применение струйных аппаратов в нефтепромысловом деле. М.: Изд-во «Спутник +», 2020. 391 с.
9. Дроздов A.H., Закенов С.Т., Карабаев С.Д. и др. Влияние расстояния от рабочего сопла до камеры смешения на характеристику жидкостно-газового эжектора // Hефтяное хозяйство. 2020. № 8. С. 92-95.
10. Дроздов A.H. Проблемы внедрения водогазового воздействия на пласт и их решения // Hефтяное хозяйство. 2014. № 8. С. 100-104.
11. Донец К.Г. Гидроприводные струйные компрессорные установки. М.: ООО «Hедра», 1990. 174 с.
References:
1. Urazakov K.R., Abramova E.V., Topolnikov A.S., Minnigalimov R.Z. Technology of Increasing Oil Production from Low-Productivity Wells. Neftegazovoe delo: elektronnyi nauchnyi zhurnal [Electronic Scientific Journal "Oil and Gas Business"]. 2013;(4):201-211. (In Russ.)
2. Drozdov A.N., Drozdov N.A. Increase in Oil Recovery Factor: Water-Gas Impact. Delovoy zhurnal Neftegaz.RU [Business magazine Neftegaz.RU]. 2017;7(67):70-77. (In Russ.)
3. Drozdov A.N., Drozdov N.A. Investigation of the Ejector Characteristics to Improve the Technology of Pumping Gas from the Annular Space during Well Operation by Electrical Submersible Pump Unit. Neftyanoe khozyaystvo [Oil Industry]. 2020;(2):54-57. (In Russ.)
4. Egorov Yu.A. Characteristics of Liquid-Gas Ejector at Varying Pressures in Receiving Chamber. Territorija «NEFTEGAZ» [Oil and Gas Territory]. 2006;(4):62-65. (In Russ.)
5. Drozdov A.N. Karabayev S.D., Olmaskhanov N.P. et al. Investigations of Characteristics of Ejectors for Oil and Gas and Mining Technologies. Delovoy zhurnal Neftegaz.RU [Business magazine Neftegaz.RU]. 2020;3.5(99.5):35-42. (In Russ.)
6. Cunningham R.G. Gas Compression with the Liquid Jet Pump. ASME Publication. Journal of Fluids Engineering. 1974;(3):112-128.
7. Sokolov E.Ya., Zinger N.M. Jet Apparatus. 3rd ed., revised. Moscow: Energoatomizdat Publ.; 1989. (In Russ.)
8. Drozdov A.N., Drozdov N.A., Gorbyleva Ya.A., Gorelkina E.I.. Application of Jet Devices in Oilfield Business. Moscow: Sputnik+ Publ., 2020. 391 p. (In Russ.)
9. Drozdov A.N., Zakenov S.T., Karabayev S.D. et al. Effect of Nozzle-to-Throat Spacing on Water-Jet Gas Pump Performance. Neftyanoe khozyaystvo [Oil Industry]. 2020;(8):92-95. (In Russ.)
10. Drozdov A.N. Problems in Wag Implementation and Prospects of Their Solutions. Neftyanoe khozyaystvo [Oil Industry]. 2014;(8):100-104. (In Russ.)
11. Donets K.G. Hydraulic Jet Compressor Units. Moscow: Nedra; 1990. (In Russ.)
2) при меньших значениях приведенного давления 4Р достигается более высокая энергетическая эффективность эжектора для высоконапорных низкопроизводительных ЖГЭ;
3) существует зависимость оптимальной относительной длины камеры смешения
¿кс/ 0кс от приведенного давления у[Р: с повышением значения приведенного давления увеличивается значение оптимальной относительной длины камеры смешения.
Публикация подготовлена при поддержке Программы РУДН «5-100».
40
№ 3-4 апрель 2021 ТЕРРИТОРИЯ НЕФТЕГАЗ
