固定型气体驱动射流泵采油装置设计

固定型气体驱动射流泵采油装置设计

摘要：射流泵采油是常用的机采方式之一，由于其结构简单无运动部件，紧凑可靠，使用寿命长和检修方便等特点，射流泵不仅在油井采油应用广泛，而且还被用于陆上及海上探井试油、油井排酸及气井排液等。

本文研究的蒸汽驱动射流泵采油装置，主要通过运用伯努利方程、气体的质量守恒定理、气体的动量守恒定理进行分析计算。在对射流泵尺寸设计的基础上对拉瓦尔管进行了简单分析介绍；在研究蒸汽射流泵特性分析的基础上对以其他物质为动力液的采油装置进行了初步了解，并对蒸汽的流核做了初步的了解。蒸汽采油装置是通过压能转换成动能实现的，蒸汽在喉管内与地层液混合，将动能传递给地层液使其能量增大，从而将混合液举升到地面。以蒸汽为动力液，驱动喷射泵工作，开采过程中，高温高压蒸汽不仅为稠油举升提供能量，又能提高稠油温度，降低稠油粘度，改善井筒流动条件；此外，举升至井口的地层流体温度较高，流动性较好，可以有效的减小地面集输阻力。因此以蒸汽为动力液在射流泵采油技术的发展上有广阔的前景，本文在此就对蒸汽射流泵采油的装置加以设计计算。

关键词：固定型；蒸汽驱动；压力计算；射流泵；参数计算

Gas-driven Jet Pump Fixed Oil Equipment Design

Abstract：Jet pump oil is one of the ways commonly used in mining machines, because of its simple structure, no moving parts, compact and reliable, long life and easy maintenance features, jet pump is widely used not only in oil wells, but also for land and sea test oil wells, oil wells and gas discharge acid drainage and so on.

In this paper, steam-driven jet pump mining equipment, mainly through the use of the Bernoulli equation, the gas mass conservation theorem, gas analysis and calculation of conservation of momentum theorem. In the design of jet pump size based on the analysis of the Laval tube briefly introduced; steam jet pump in the study based on the characteristics of other substances in solution as the driving force conducted a preliminary understanding of oil production equipment, and nuclear steam flow made a preliminary understanding. Steam extraction device is converted into kinetic energy through the pressure can be achieved, the steam in the pipe and formation within the liquid mixture, the kinetic energy of fluid to pass to the formation energy increases, which will give rise to the ground mixture. Steam-powered solution, driven jet pump, the mining process, high temperature high pressure steam to provide energy not only for heavy lifting, but also improve heavy oil temperature, reduce the viscosity and improve the well bore flow conditions; addition, give rise to wellhead formation fluid temperature is higher, better mobility, can effectively reduce the ground gathering resistance. Therefore, the steam jet pump power fluid in the development of enhanced oil recovery technology has broad prospects in this article to steam jet pump device be designed calculation of oil.

Keywords: Fixed ；Steam-driven；Calculation of pressure；Jet pump；Parameter

calculation

目 录

第一章 前言 ........................................................... 1

1.1 研究的目的及意义 ............................................... 1 1.2 国内外研究现状 ................................................. 2

1.2.1 蒸汽射流泵在国外的发展状况 ............................... 2 1.2.2 蒸汽射流泵在国内研究状况 ................................. 5 1.3 应用情况 ....................................................... 6

1.3.1 石油开采 ................................................. 6 1.3.2 海水淡化系统 ............................................. 7 1.4 本文主要研究内容 ................................................ 8 第二章 蒸汽驱动射流泵结构设计方案 ..................................... 9

2.1 蒸汽射流泵工作原理介绍 .......................................... 9 2.2 总体结构设计 .................................................... 9 2.3 本章小结 ...................................................... 10 第三章 蒸汽喷射泵的特性分析 .......................................... 11

3.1 蒸汽在喷嘴中的流动特性 ......................................... 12 3.2 蒸汽射流核心与混合层的简单描述 ................................. 13 3.3 本章小结 ...................................................... 14 第四章 尺寸参数的设计及计算 ......................................... 15

4.1 相关字母的意义 ................................................ 15 4.2 计算参数 ...................................................... 17

4.2.1 蒸汽从地面到射流泵入口处的压力： ........................ 18 4.2.2 压力计算过程 ............................................ 18 4.2.3 喷嘴入口的压力计算 ...................................... 21 4.3 射流泵的尺寸设计 .............................................. 22

4.3.1 吸入液压力计算 .......................................... 22 4.3.2 射流泵喷嘴处的计算： .................................... 24 4.4 进液通道 ...................................................... 26

4.4.1 进液通道出口面积 ........................................ 26 4.4.2 进液通道出口液体的流速计算 .............................. 26 4.5 混合腔的设计 .................................................. 26 4.6 扩散管的计算 .................................................. 28 4.7 返排到地面余压的计算 .......................................... 29 4.8 部分零件的结构及尺寸 .......................................... 33

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4.9 本章小结 ...................................................... 35 第五章 零件的选材及强度的校核 ........................................ 37

5.1 零件材料的选取 ................................................ 37

5.1.1 喷嘴.、喉管、扩散管的材料 ............................... 37 5.1.2 工作筒的选材 ............................................ 37 5.1.3 导液管的选材 ............................................. 37 5.2 部分零件强度的校核 ............................................. 38

5.2.1 工作筒的校核 ............................................ 38 5.2.2 工作筒下接头处顶筒的校核 ................................ 39 5.3 本章小结 ...................................................... 41 参考文献 .............................................................. 43 致 谢 ................................................ 错误！未定义书签。

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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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元流的方法对液体喷射泵性能进行了分析，并用有限差方法求出其数值解。1972 年、1975 年英国流体力学研究会(BHRA)主持召开了第一届和第二届喷射泵及喷射器学术会议。出版了会议论文集和文摘目录。

在苏联 1931～1940 年在中央流体力学研究所 K.K 巴乌林(Баулии)和全苏热工研究所彼劳曼(Берман)的导领下提出了喷射泵的计算方法和变工况下喷射泵的性能方程。1944～1948年中央流体力学研究所和苏联科学院，在 C.A.赫里斯季阿诺维奇(Хр-истионовиц)领导下对喷射器的计算方法进行了系统研究。他们考虑了在混合室入口截面上工作和引射流体存在着不同静压力的情况下，工作流体为超临界膨胀的喷射器的工作特点，推导出 这类喷射器第二极限状态方程。

1950 年 П.Н 勉涅夫(Каменев)、1960 年 Е.Я 索科洛夫(Соколов)及 Б.Э弗里德曼(Фридман)等都分别发表了三本喷射泵专著。值得指出的是 Г.Н阿勃拉摩维奇(Абромович)在发展喷射泵理论基础和紊动射流理论方面做了大量的工作。 1.2.2 蒸汽射流泵在国内研究状况

我国从20世纪50年代初开始从国外引进喷射泵及喷射器技术资料及样机，并在生产中应用一些科研、设计和高等学校等单位开始进行了研究和设计应用工作。20世纪80年代喷射泵技术已经迅速地推广应用到国民经济各部门，取得了不少成果1983年11月中国机械工程学会流体工程学会，在武汉水利电力学院主持召开了首届全国喷射泵及喷射器学术讨论会；1986年1月在杭州举行了第二届全国喷射技术学术讨论会；会上交流的论文，反映了我国建国以来喷射泵技术的理论及应用研究积累，对推动这门学科在我国的发展起了重要的作用。

在国内陆宏圻运用流体力学理论,采用一元流简化方法,同时考虑泵内各控制面流速不均匀的影响,推导出两级及单级液气射流泵的基本性能方程。陆宏圻和王德茂运用两相流体力学理论,推导了液气2液两相流体射流泵的基本方程,考虑了几何参数的影响和液气混合条件对泵性能的影响,导出了液气速度滑移的动量修正系数和速度不均匀的动量系数,并通过试验对理论结果进行了验证。陆宏圻整理了国外学者及本人的大量研究成果,出版了5射流泵技术的理论与应用6 一书, 标志着国内射流泵理论走向成熟。

廖定佳不仅用试验从宏观上研究了液气射流泵的特性,还从内部流场的角度,用数值求解的方法研究了液气射流泵内各参数的变化。他对3个面积比的液气射流泵在不同含气体积分数下进行了试验研究, 测得了压力、流量、含气体积分数等宏观物理量, 分析了含气体积分数对射流泵性能的影响。讨论了用贴体坐标方法把有限空间不规则区域变为规则区域的变换技术,并用混合有限分析法的离散格式,用贴体坐标方法获得了单相及液气两相射流泵内流动数值模拟的结果。

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纵观国内外学者对液气射流泵的研究情况,其研究方法大致可分为以下 3类：

(1) 根据试验资料直接提出液气射流泵性能的经验公式。用该方法获得的经验公式一般比较简单,使用方便,工程界应用较多。但该公式的适应范围小,同时也不能揭示出流体流动的内部机理。对液气射流泵的理论研究和设计缺乏指导意义；

(2) 应用流体力学的基本理论, 结合实验确定待定参数的半理论半经验方法。这种方法计算的表达式较复杂,但随公式的假设条件和考虑角度的不同,能不同程度地反映射流泵内的流态及卷吸机理,从而对进一步深入研究液气射流泵起到借鉴和指导作用；

(3) 应用数值模拟方法,并采用试验验证的方法进行研究。数值模拟方法通过求解粘性流体动力学方程组来获得液气射流泵内部的各种流动参数, 有利于从细观上研究其内部传质传能机理。

1.3 应用情况

液气射流泵具有无运动部件、结构简单、工作域。液气射流泵在渔业养殖中可以

作为增氧机; 从电站汽轮机的冷凝器抽不凝气; 用于从压力容器中抽取各种有毒、易爆、易燃等特殊性质的气体; 在消防上液气射流泵用于从着火的建筑中抽排烟雾;在污水生化处理上, 射流曝气装置 (液气射流泵)通过紊动扩散作用, 使空气中的氧溶解于污水, 为分解有害物质提供了能量; 液气射流泵作为喷射制冷的主要或辅助设备, 提高了制冷系统的COP ;日本科学家尝试用液气射流泵装置系统来提高浅海港口的含氧量, 恢复受到破坏的底栖鱼类和甲壳类生物的栖息环境; 印度科学家将液气射流 泵用于海水淡化系统, 提高了海水淡化效率, 降低了开采成本; 美国科学家将液气射流泵用于深海含自由气体层的石油开采中, 降低了开采成本, 提高了产量; 在美国 NASA - Marshall飞行中心的研究者设计的流动沸腾测试装置中, 液气射流泵是重要组成部分, 为设计出高效太空应用的两相传热控制系统提供了可靠的试验数据。下面介绍液气射流泵应用的2个特例[20]。 1.3.1 石油开采

在深海石油开采中, 为解决含气体积分数高且距离采油主平台距离较远的卫星井的石油开采问题, 美国德克萨斯州大学的Carvalho发明了ESJP（the Electrica lSub mersible Jet Pump) 系统, 成功地将气举和降低成本结合起来, 解决了这一问题。对于含气体积分数高的油井, 必须在电潜泵开采前进行油气分离, 否则很容易造成电潜泵的汽蚀, 影响油井产量。同时, 还必须铺设排气管路, 对于距离主平台较远的卫星井, 铺设排气管路的成本是非常昂贵的。另外, 深海距离主平台较远的卫星井需要 较大的压力来克服重力和沿程阻力, 工程中常采用的提升方法是气举。ESJP系统在卫星油井中的应用简图如图 1-3[2]所示。

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图1-3 ESJP系统在深海距离主采油平台较远的卫星油井中的应用简图

1）电缆； 2）井口； 3）电潜泵； 4）油井； 5）储层； 6）输油管道； 7）处理设备； 8） 液气射流泵

该系统是在电潜泵的入口安装一个旋转式液气后在吸入室形成低压区, 将气体吸入喉管, 液气发生混合形成密度较小的液气混合物, 经过扩压管增压后具有较高的压力来克服重力和阻力。可见ES2JP将气举和降低铺设管路成本完美结合了起来, 是对液气射流泵的创新应用。 1.3.2 海水淡化系统

随着人口的快速增长和工业化进程的加快, 对淡水的需求量越来越大, 各国学者都对海水淡化进行研究来解决这个问题。而海水淡化最主要的障碍是成本太高。因此, 使用可再生能源进行海水淡化技术近几年迅速发展, 如使用太阳能、海洋热能、地热能、火电站余热等。印度科学家 Kumar等人研发了 1套以液气射流泵为辅助设备的利用火电厂余热进行海水淡化的系统。液气射流泵用作对蒸发室抽真空, 降低蒸发室压力从而降低海水沸点,使其容易蒸发, 达到净化海水的目的。其工作原理如图 1-4[2]所示。

图1-4 射流泵真空海水淡化系统工作原理简图

1）海水淡化装置； 2）毛细管； 3）阀1； 4）阀2 5）射流泵

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6) 管道加压泵； 7） 阀3； 8）放水塞； 9）冷水泵； 10）阀4

11）泵； 12）锅炉 13)发电装置； 14）汽轮机； 15）发电机 16）冷凝器 17）蒸发器 18）活塞泵 19）阀5 20）热水泵

用热水泵将热水从热电厂冷凝器中抽出, 通过阀 5进入蒸发室对海水加热使其蒸发。从蒸发室出来的海水分成 3部分, 第 1部分通过阀 2直接排放到海里; 第 2部分通过阀 3到加压泵作为液气射流泵的工作流体, 用于制造蒸发室所需要的真空度;第 3部分则根据需要间歇性通过阀 1扩展装置, 转化为蒸发室供应所需的海水。蒸发室中由于液气射流泵对其进行了抽真空, 使其内部压力降低, 海水沸点降低, 加热蒸发后, 由直接从海中抽出的冷海水通过阀 4对水蒸气进行冷却形成淡水, 不断地从容积泵排走。冷却后的海水则排入到热电厂的冷凝器中, 对从汽轮机中出来的蒸汽进行冷却, 则冷海水变成热海水用于循环。

1.4 本文主要研究内容

(1) 对射流泵整体结构进行初步设计，原理进行介绍、对零件进行初步的结构尺寸设计；

(2) 对射流泵特性做初步的分析，对拉瓦尔管进行简单的图形原理分析介绍、对流核做初步的介绍；

（3） 对射流泵的喷嘴、喉管、扩散管、以及相关的压力进行计算并做简单的初步分析；

（4） 对所选制造的零件进行材料选取，并对之制造好的零件的薄弱环节进行校核验算。

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第二章 蒸汽驱动射流泵结构设计方案

2.1 蒸汽射流泵工作原理介绍

射流泵是利用射流紊动扩散作用，来传递能量和质量的流体机械和混合反

应设备。它由喷嘴、喉管入口、扩散管及吸入室等部件组成蒸汽由井口经保温油管，流动到蒸汽喷射泵的动力液入口，经喷嘴近似等熵膨胀流动，把部分蒸汽焓转化成动能，形成高速射流，地层流体(引射流体)由泵的吸入口进入引油室，在混合室中，工作蒸汽与引射流体直接接触，工作蒸汽向引射流体传递热量、质量和动量，由于本研究只考虑气体和液体均匀混合，气体不发生液化，所以得到压力较高的混合气液体。蒸汽射流泵的结构原理图见图2-1

图2-1 蒸汽射流泵的结构原理图

1——工作筒上接头 2——导液管 3——工作筒 4——O型密封圈 5——喷嘴堵头 6——O型密封圈 7——中心筒上接头 8——O型密封圈 9——喷嘴

10——喉管 11——中心筒 12——扩散管1

13——扩散管2 14——十字交叉通道 15——中心筒下接头 16——下接头筒 17——球阀 18——工作筒下接头 工作时蒸汽从导液管进入，进入喷嘴经喷嘴后气体的速度增大很多，压力明显下降，从而使喷嘴外围吸入室的压力低于地层液压力，顶开球阀地层液被压进射流泵内，通过工作筒与中心筒之间的环空部分进入进入吸入室。地层液在喉管内与蒸汽混合，混合均匀后进入扩散管后，混合体在扩散管内压力明显升高，速度减小，混合体通过十字过液通道进入套管与油管之间的环空部分，由于混合液出口压力很高能顺利将混合液压出返排到地面。

2.2 总体结构设计

射流泵的基本结构部件是由工作筒、中心筒和导液管组成的。工作筒上下端采用母扣与公扣的螺纹与油管连接。中心筒与导液管之间为过度配合，导液管与工作筒之

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间为过度配合，为了使地层液进入到混合室在中心筒的上接头的壁上有四个直径5mm的孔。为了便于喉管和扩散管的拆装与维修设计通过螺纹连接中心筒与上下接头，为了便于生产制造扩散管的制造分成两部分制造。在中心筒下接头和工作筒上各开四个直径为10mm的孔，同时通过一个十字过液通道连接中心筒与工作筒的孔以便混合液体的通过。为了便于装卸工作筒下接头与工作筒之间的连接也用螺纹连接。球阀选材实用45号碳素钢。工作筒的上下接头用油管特有的螺纹结构设计，采用16/1的螺纹斜度进行制造。

2.3 本章小结

综上所述，本节主要完成了一下两个方面的工作：

一方面对蒸汽射流泵从蒸汽进入射流泵到地层液混合返排到地面的整个过程进行了分析介绍，并绘制了初步的原理图；另一方面对总体结构进行介绍分析、制定初步的计算。

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第三章 蒸汽喷射泵的特性分析

射流泵是利用射流紊动扩散作用，来传递能量和质量的流体机械和混合反应设

备。它由喷嘴、喉管入口、扩散管及吸入室等部件组成。喷射泵的名称和种类很多，目前还没有统一的分类方法，常用的有三种方法：第一种是按工作及被吸流体的性质和物理状态分类。第二种是按工作与被吸流体混合过程的热力学特点分类。第三种是按用途及结构分类，表 3-1[6]列出了按第一种方法对喷射泵的分类结果。

表3-1 喷射泵的分类

介质状态 类别 工作流体 吸入流体 液体 液体 散状固体或泥浆 气体 液气混合流体 液体 气体 射流泵 气体 散状固体 液体 液体喷射泵 液体喷射泵 固体喷射喷或浆喷射泵 液气喷射泵 射流混合器 气体射流泵 气力输送射流泵 蒸汽热水射流泵 名称 喷射器 目前油田喷射泵采油井使用的泵绝大部分是以水或油作为动力液，由于水或油的热焓小，加热能力低，对于特超稠油的加热效果不是很理想，无法有效降粘，而蒸汽热焓比水和油热焓高得多，用蒸汽代替水作为动力液来举升稠油，可以使稠油粘度降得更低，从而更大幅度减小举升过程中的流动阻力。本节将对以蒸汽作为动力液的喷射泵的举升特性进行探讨。

蒸汽由井口经保温油管，流动到蒸汽喷射泵的动力液入口，经喷嘴近似等熵膨胀流动，把部分蒸汽焓转化成动能，形成高速射流，地层流体(引射流体)由泵的吸入口进入引油室，而引射流体则由于与工作蒸汽间极强的剪切作用被卷吸至混合室，在混合室中，工作蒸汽与引射流体直接接触，工作蒸汽向引射流体传递热量、质量和动量，由于本研究只考虑气体和液体均匀混合，气体不发生液化，所以得到压力较高的混合气液体。

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图3-1 拉瓦尔喷管蒸汽喷射泵结构原理示意图

3.1 蒸汽在喷嘴中的流动特性

对于气体和蒸汽的流动，特别对可压缩气体而言，音速是一个很重要的特征参数，由物理学可知，音速是微弱的扰动在连续介质中的传播速度，在气态工质中，这种微弱扰动的传播，可以认为是在其中交替发生的可逆绝热膨胀和夸张过程，气体的流速等于当地音速时，该流速称为临界流速，用C表示。

喷射泵喷嘴的类型直接影响着蒸汽射流的特性，喷管一般分为渐缩喷管和拉瓦尔喷管两种，拉瓦尔喷管的结构是由一定形状的渐缩管和渐扩管组成。本设计的喷嘴采用拉瓦尔喷管。

3.1.1 蒸汽在拉瓦尔喷管中的降压增速特性

蒸汽在喷管中的流动过程可以认为是稳定一维等熵流动过程，流动过程中蒸汽

降压增速，当蒸汽速度为马赫数M <1 的亚音速气流进入喷管后，蒸汽的流速不断增加，压力不断降低，当蒸汽压力降低到临界压力P 时，蒸汽的压力将停止降低，此时，蒸汽的流速为当地声速C，喷嘴的流量也达到最大流量；对于拉伐尔喷管，蒸汽在拉伐尔喷管的截面积最小的喉部达到声速后压力继续降低，蒸汽的速度继续增加，从而产生M >1 的超音速气流。拉瓦尔管的速度压力变化曲线见图3-2[6].

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图3-2 拉瓦尔喷管及速度压力变化

由于液相相对于气体的质量惯性大得多，当气体射流的流量很小时，射流周围形成低压区，周围液体会涌进喷嘴，然后又被射流带出喷嘴，因此气体射流的流动不稳定，使得气体的排放产生波动，当增加气流流量使得喷嘴出口处气流达到声速时，便可有效地改善流动不稳定和液体壅塞情况，把这种射流喷嘴出口处压力等于周围环境压力的工况称之为适配工况，当射流在喷嘴出口处的气体压力高于环境压力时，气体离开喷嘴后会继续膨胀，这种工况称之为欠膨胀射流工况。

另外，Simpson和Chan实验研究了蒸汽射流的平均传热系数，他们发现亚声速射流和声速射流的情况完全不同，亚声速射流的平均传热系数只有声速射流的 1/10-1/5，所以为保证射流的稳定性和较高的换热效率，应该把蒸汽射流设计为欠膨胀工况射流。

3.2 蒸汽射流核心与混合层的简单描述

蒸汽射入稠油中，对其射流核心和混合层的分析可以借鉴水中蒸汽射流的研究成果对其进行描述。水中蒸汽射流与水中气体射流有着相似的特征，当喷嘴出口速度为亚声速时，流动是不稳定的，当出口速度达到或超过声速时在出口处可以形成稳定的核心区。所以为了保证蒸汽射流稳定，应该把蒸汽射流设计为欠膨胀工况射流。

目前还未见到有关水中蒸汽射流核心波系结构的研究报导，我们根据在静止水中欠膨胀气体射流的研究成果推断蒸汽射流的流动结构：Cumo和Tin 对水中蒸汽射流轴线上的压力进行了测量，实验结果与曹勇所得到的水下气体射流的结果类似，即射流轴线上的静压幅值发生振荡，并且压力振幅沿轴线逐渐减小，逐步实现射流压力和环境背压的均一化，说明水下蒸汽欠膨胀射流同气体欠膨胀射流一样，在近场区内存在膨胀和压缩过程。Kim和Baskava等人测量了适配和欠膨胀两种工况下水中蒸汽射流的轴向温度变化，欠膨胀蒸汽射流的温度幅值在轴线上会发生振荡，这也说明了射流在近场区内会出现膨胀和压缩过程。由于蒸汽遇水冷凝加快了蒸汽的能量损失速度，所以蒸汽射流的压力振幅沿轴线衰减速度比气体快。同气体射流一样，由于高速

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蒸汽射流和静止环境介质在速度和密度(包括温度)等流动参数方面有明显的差异，流场会出现切向分界面。对于粘性流体，这种间断而形成的剪切涡层不断卷吸周围流体进入射流。不论射流是层流还是湍流状态，粘性流体中原始的间断界面都会由于射流流体和环境介质之间质量、动量和能量的输运交换而逐渐平滑化，变成一个速度、密度和温度连续分布的射流混合层。卷吸进入射流的液体取得动量而随同原来射出的汽体向前流动，原来的气体失去动量而降低速度，持续的卷吸和掺混作用的结果使混合层不断加厚，而流速则不断降低。由于水滴的惯性远大于汽体分子，因此卷入射流混合层的液滴往往与气体之间存在着速度滑移和温度跳跃，气相和液相可以通过相间传递达到某个平衡状态，所需时间与水滴粒径和气体粘性有关。

从多相流流型的角度来看，水下高速蒸汽射流在喷嘴出口附近核心区内为单相的气态型。由于湍流的掺混作用，沿径向方向，气体向环境水侧扩散，水向气侧扩散，形成了混合层，混合层中靠近气体一侧，气体为连续相，水滴为离散相；混合层靠近水一侧，气体为离散相，分散在连续的液相水中。通常将气相所占的体积百分数定义为空隙率。显然空隙率在喷嘴出口附近轴线处为 1，在液相水中为 0。在混合层中，空隙率沿径向从 1 迅速过渡到0。随着射流沿轴向的发展，混合层逐渐变厚，初始段结束。射流进入基本段后，射流轴线处的流型变为液滴型，空隙率小于 l，整个射流演化为气液两相射流，包含有液滴型和气泡型两种流态。

气液两相混合层的发展是表征射流动力学型态的重要方面，它表明了射流气体与环境介质的掺混效果，距喷嘴出口不同距离处截面上的空隙率分布是射流掺混的定量度量。

3.3 本章小结

（1） 本章对射流泵的种类进行介绍，常用的有三种方法：第一种是按工作及被吸流体的性质和物理状态分类。第二种是按工作与被吸流体混合过程的热力学特点分类。第三种是按用途及结构分类，对蒸汽喷射泵的性能进行初步分析；

（2） 蒸汽在喷嘴中的流动特性以及拉瓦尔管的介绍，对于拉伐尔喷管，蒸汽在拉伐尔喷管的截面积最小的喉部达到声速后压力继续降低，蒸汽的速度继续增加，从而产生M >1 的超音速气流；

（3） 对蒸汽流核初步分析和混合层的描述，水中蒸汽射流与水中气体射流有着相似的特征，当喷嘴出口速度为亚声速时，流动是不稳定的，当出口速度达到或超过声速时在出口处可以形成稳定的核心区。

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第四章 尺寸参数的设计及计算

假设条件：

（1） 蒸汽在整个过程中不与外界发生热交换； （2） 蒸汽在与油液混合后蒸汽不发生液化；

（3） 引射流体的动量与工作蒸汽的动量比较起来可以忽略； （ （4） 整个过程蒸汽的温度是不发生变化的。

图4-1蒸汽射流泵结构示意图

4.1 相关字母的意义

AG????蒸汽喷嘴的喉部面积，m2; AGC????蒸汽喷嘴的出口面积，m2; AM????混合腔喉部截面积，m2; AWC???进水通道出口面积，m2; cp???水的定压比热，KJ/?kg.?c?;

d2???油管的内径，m; d2???油管的外径，m;

，D1????蒸汽喷嘴进口直径，m; D2????蒸汽喷嘴喉部直径，m; D3????蒸汽喷嘴出口直径，m;

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D4?????混合腔喉部直径，m; GW????吸入液的质量流量，kg/s; GG?????进气流量，kg/s;

H????井的深度，m;

h1??????蒸汽喷嘴进口段斜度； h2?????蒸汽喷嘴出口段斜度；h3?????混合腔进口斜度;

h4?????混合腔出口段斜度；hG?????进气焓值，KJ/kg;

hGS????等熵膨胀时蒸汽喷嘴的出口焓值，KJ/kg;

LM????混合腔喉部平直段直径，m; LN????喷嘴出口与混合腔喉部的距离，m;

n?????射流泵内的喷射换热单元数； P0????地面注入蒸汽的压力，MPa;

Pf????注入蒸汽在油管内的沿程阻力损失，MPa;

PG?????射流泵内的进气压力，MPa； PGC????蒸汽喷嘴出口压力,MPa; PW????进液压力,MPa;

PWC???进液通道出口压力，MPa;

PM????混合腔喉部压力，MPa; Pat????当地大气压，MPa; P返????返排到地面的压力，MPa;

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TG????蒸汽温度，?C;

TM????混合后的饱和温度，?C; TWC????出液温度，?C; TWJ????进液温度，?C;

u????射流泵引射系数；VGC????蒸汽喷嘴出口流速，m/s; VW????进液通道出口流速，m/s;

?G????蒸汽进口比容?G?1?汽，m3/kg;

?混????混合液的定压比容?混??S????蒸汽喷嘴效率，%；

1?混m3/kg;

?G????蒸汽喷嘴的流量系数，取0.9?0.99；

?????蒸汽喷嘴的压比

?????混合腔的收缩比； ?W???进液通道阻力系数；

?T???加热升温，?T?TWC?TWJ,?C；

?汽???注入蒸汽的密度，kg/m3; ?W???进液密度，kg/m3;

g????重力加速度，9.8N/kg;

?????圆周率，取3.14159；

?????确定混合腔喉部平直段长度的修正系数。

4.2 计算参数

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4.2.1 蒸汽从地面到射流泵入口处的压力：

（1） 假设条件：蒸汽在油管内均匀且不发生热交换； 采油原理如图4-2所示

图4-2.射流泵采油系统示意图

（2） 根据任务书可得已知条件：

Qn= 0.013 m3/min动力液流量; P0=12MPa注入动力液的压力; d2=62.5mm 油管的内径;

H——射流泵工作点相对于地面的垂直距离1500m。

4.2.2 压力计算过程

（1） 求进入泵的动力液压力p1

选择图1中0-0断面、1-1断面为计算断面。选择射流泵中心线所在的水平面作为计算基准。列0-0和1-1断面上的伯努利方程[4]

z0?P0???022g?z1?P1???022g?hw （4-1）

式中：z0——断面0-0相对于参考平面的高度; z1——断面1-1相对于参考平面的高度; v0——动力液在油管中的流速; p0——地面动力液压力;

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p1——断面1-1处动力液压力;

hw——0-0断面和1-1断面之间的阻力损失;

【2】

????动力液的重度，查《工程流体力学》??9399N/m3; 由已知条件可得：

z0?z1?H=1500m p0=12MPa

对0-0和1-1断面之间的管路：

Qn?v0??42 d2由已知条件得：

Qn=0.013 m3/min d2=67.5mm v0?4Qn?d22

=0.08m/s

阻力损失hw?hf?hj 式中：hf——沿程阻力损失

hj——局部阻力损失,本计算中可以忽略 根据达西定理：

hf???式中：?——沿程阻力系数

H?0? （4-2） d22g?可根据尼古拉斯实验曲线求解，尼古拉斯实验曲线可以分为五个阻力区，每个阻力区所在范围不同，特点也不同，导致了每个区有不同的沿程阻力系数。具体情况如下：

Ⅰ区 层流区 0

64 （4-3） Re13e??Ⅱ区 临界区 2320

??0.0025?R

19

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8?d?7Ⅲ区 水力光滑管区 4000?Re?22.2??

??????d?Ⅳ区 过渡区 22.2?????870.3164 0.25Re9?d?8?Re?597??

?????68???0.11??d?R??e??0.25

?d?Ⅴ区 水力粗糙管区 Re?597?????98

0.25??? ??0.11???d?

其中：d ——管路直径，此处 d?d2=67.5mm

?——管材的绝对粗糙度，查《水力学与水利机械》[2]表5-2可得对于油管为

无缝钢管，?=0.04~0.17mm 取0.08mm

Re——雷诺数 此处 Re??0D2，其中?,为动力液运动粘度，查《工程流体力学》[2]附录1 ,?可得?,=0.296×10-6 m2/s 所以

Re??0d2?, （4-4）

0.08?62.5?10?3 ? ?60.296?10?18243

8?d?722.2??=49045.3

????d?8597??=1.17?106

???9 20

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8?d?74000

???即，注入过程属于水力光滑管区

??0.3164?2.7?10?2 R0.25e将?代入

hH?f???d?0g 22 ?2.7?10?2?15000.0862.5?10?3?2?9.8 =19.6m 因为hj可忽略，即hw?hf 联立以上各式解得

2z0?200?P0???2g?z1?P1??2g?hwP1?P0??Z1?Z2?hw

P1?12?1069399?1500?19.6

P1?25.9MPa

4.2.3 喷嘴入口的压力计算

对喷射泵的导液管，取设计直径为?30，取长度为120mm,

（1） 在导液管中：

Q???n1?4?d2导 变换式子，带入数值

?1?4Q?d2

导 =

4?0.013?32

3.14???30?10????2?? ?0.95m/s

21

4-5）

（

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（2） 在导液管中的沿程阻力损失计算：

hw?hf?hj

在导液管的计算中，不考虑沿程阻力损失，只考虑局部损失hj，查《工程流体》296页的计算公式[2]：

hj??查的局部阻力系数??0.38

h?0.38?0.95?0.02m 2g?12g （4-6）

所以此处的局部损失忽略不计

这里取PG?25MPa

4.3 射流泵的尺寸设计

已知：

DG?0.14kg/s

PG?25MPa

TG?120?C注入的蒸汽温度

DW?0.093kg/s

P井?4MPa井地的地层液压力， 4.3.1 吸入液压力计算

本设计在射流泵吸入液体时设置了个单流球阀，球的材料选取有45号刚的，查《材料力学》[27]知?刚?7.85?103kg/m3，由于吸入时孔的直径为20mm,所以球的直径取24mm;计算地层液到喷嘴环形通道处的压力PW;

22

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图4-3 吸入液进入通道示意图

（1）m球??有V球 ??1有6?r3

??13

有6???D??2??3 ?7.85?103?1?3.14?24?10?3?6????2?? =3.45?10?3kg

（2）G球?m球g ?3.45?10?3?9.8 ?3.38?10?2N

（3） P?G球S S---------吸入孔的面积,m2;

S?????20?10?3????2?? 所以吸入液在球阀处的压力损失P;

3.38?10?2P?3.14?(10?10?3)2 =107Pa

由于P<

23

4-7）4-8）4-9） （

（

（

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4.3.2 射流泵喷嘴处的计算：

(1) 蒸汽喷嘴采用拉瓦尔喷嘴，其喉部流通面积公式[7]： AG?DG （4-10）

60.638n?10?PG?Pa?tGVG?G蒸汽的定压比容，n为热单元交换系数，

查的?G=

1?，n=0.25

G代入数值计算的

A.14G?06

0.638?0.25?0.9?10?25?0.8?10.6?103?8.32mm2

图4-4 拉瓦尔蒸汽喷嘴结构示意图

（2） 蒸汽喷嘴喉部通流直径的计算公式[7]： D?4?A

G2? ?4?8.323.14 =3.3mm

（3）.蒸汽喷嘴的压比值计算公式[7]：

24

(4-11)

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??压比值取值范围为0.05~0.4 本设计中取?为0.15，代入数值的

PGC?Pat (4-12)

PG?Pat0.15?PGC?0.8

25?0..8 解得，

PGC?3.07MPa

这里取取PGC为3MPa

（4） 蒸汽喷嘴的出口流速计算公式[7]： VGC??S一般取0.8~0.95。

20?s?hG?hGS? (4-13)

本设计的喷嘴为拉瓦尔管式，蒸汽在通过喷嘴时为等熵热膨胀，注入蒸汽120?C,在等温条件下蒸汽在PG和PGC所对应的焓值，查《工程热力学》[1]附图3得;

hG?2690KJ/(kg?k) hGC?2420 KJ/(kg?k)

把数值代入，这里取?s=0.85，得

VGC?20?0.85?2690?2420??103

=203m/s

（5） 蒸汽喷嘴的出口截面积计算公式[7]： AGC代入数值

AGC?1.863?0.14

0.25?115vGCDG? (4-14) n?VGC ?22.6mm2

蒸汽喷嘴的出口直径计算公式4.蒸汽喷嘴的出口直径计算公式

D3? 25

4?AGC? (4-15)

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=

4?22.6 3.14=5.4mm

（6） 蒸汽喷嘴流动通道的几何结构应满足蒸汽膨胀为超音速流的需要。蒸汽喷嘴，其进口收缩段斜度 h1为 1/3～1/10，出口扩散段斜度 h2 为1/5～1/30，流动通道应光滑，蒸汽喷嘴进口直径 D1宜大于其喉部直径 D2 的2倍以上。

4.4 进液通道

4.4.1 进液通道出口面积

对中心进汽/环周进水型的喷射器，其进水通道为喷嘴出口外表面与混合腔进口内表面所组成的通道。 4.4.2 进液通道出口液体的流速计算

（1） 假设：液体在被吸入的过程没有水头损失 VW?2?106?PW?PWC??W (4-16)

VW????地层液在通道出口的流速，m/s;

进水通道压力PWC与喷嘴出口压力PGC可认为近似相等,

PWC?PGC

代入数值算的

VW?2?106?4?3? 0.8?103?50m/s

进水通道为收缩形通道，其出口面积计算为[7]： AWC? ?DW (4-17)

n?WVW0.093 30.25?0.8?10?50 ?18.5mm2

4.5 混合腔的设计

（1） 引射系数u的计算公式[6]

26

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GG u? (4-18)

GW=

代入数值

0.14 0.093u?1.5

气体和液体混合后的温度计算公式[6]：

hG?u?GTG T混??1?u??混 (4-19)

2690?103?1.5? ??88.3?C

1?39330.6?10 1?1?1.5?0.7?103（3） 混合腔内的流通道为为缩放行，其喉部面积的计算公式：

AM???AG?AWC? (4-20)

式中混合腔的收缩比?一般为0.1~1.5，按要求选取。 本设计中?取1.1，代入数值计算的

AM?1.1?8.32?18.5? =29.5mm2

图4-5 混合腔结构示意图

(4) 混合腔内的流动通道喉部直径计算公式：

27

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D4? ?4?AM?

4?29.5 3.14=6.13mm

这里取喉管直径为6mm

(5) 混合腔喉部平直段（喉管）的长度计算公式[5]：

LM?28(1?0.5PWC)D4PW

3???28?1?0.53??64?? (4-21)

=105mm

(6) 喷嘴与混合腔的距离(喉嘴距)LN的计算公式[5]：

LN?(3?7)D4 (4-22)

取LN=3D4

?3?6?18mm

4.6 扩散管的计算

（1） 扩散管长度LK[5]

LK?DD?D4??cot (4-23) 22D---扩散管出口直径，射流泵的外径为118mm,这里取DD?25mm，扩散角为

5?~8?，这里取扩散角为6? 将数值代入式子计算得

25?6?19 2 =180mm

（2） 喷嘴与混合腔的距离 lN 通过喷嘴、混合腔及壳体的配合来保证。喷射

LK?器应设计调整垫片以对LN进行调节。为方便喷射器的拆卸，延伸管长度应大于混合腔长度。

（3） 混合部分的几何结构尺寸

混合腔几何结构和尺寸应满足高速蒸汽与水流混合及升压的要求，其入口收缩段斜度

28

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h3为1/3～1/15；出口扩散段斜度 h4为 1/5～1/30，流动通道应光滑。

4.7 返排到地面余压的计算

（1） 混合室入口处的压力计算[6]： P2?PWGP?液2AM2?1?u? (4-24)

p2????混合腔入口处的压 力 ?液????液体的比容?? 代入数值：

0142?P2?4?10.8?103

2?29.521?液，m3/kg。

=3.9MPa

（2） 运用质量守恒计算混合腔末端流体的速度[6] V3?GP?GW?混P (4-25) AM速m度/s; V3????混合腔末端流体的， 查的混合液体的密度?混?0.7?103kg/m3;

0.14?0.0931 ??6329.5?100.7?10=112m/s

（3） 对混合腔整体运用动量定理：

=

AM?P3?P2??GGVGC?GWVW??GG?GW?V3 (4-26)

力P，;a P3????混合腔出口处的压MP3?P2?GGVGC?GWVW??GG?GW?V3

AM0.14?203?0.093?50??0.14?0.093??112 2?629.5?10=8.83MPa

（4） 假设：气体和液体已在混合腔内完全均匀混合;由连续性方程计算扩散管

?3.9? 29

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出口出的速度V4。

V3AM?V4AD

AD扩散管出口的面积，m2;

V4?V3AM AD =

V3AM?DD24112?29.5?10?6? 3.14?252?10?64=6.7m/s

（5） 对扩散管出口处的压力P4用伯努利方程进行近似计算，扩散管的损失忽略不计

V3P4V4Z3???Z4??

?2g?2gP2 Z4?Z3?180mm;为扩散管的长度； P4????扩散管出口处的压力，MPa;

22??的893N0/m3。 ?混????混合液的重度，查代入数值：

P4?14.63MPa;

（6） 混合液从射流泵出来进入油管与套管之间的环空部分的速度V环的计算： 已知：

套管的内直径D套?124.3mm； 工作筒的外径直径这里取D5?73mm;

假设：从扩散管到油套环空部分的能量损失和压力损失忽略不计；

用流量连续性方程计算；

V4AD?V返A环?V返A套?A2

代入数值

?，?V4?DD42?V返??D2套?d242，?

30

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6.7?252?V返124.32?732

??V返?0.0.41m/s

（7） 从扩散管出口到返排地面整个过程气体和液体均匀混合，整个过程不与外界发生热交换，可近似用伯努利方程计算返排到地面的压力P返

Z4?阻力损失hw?hf?hj 式中：hf——沿程阻力损失

P4?混2PV4V??Z地?地?4?hw 2g?混2g hj——局部阻力损失,本计算中可以忽略 根据达西定理：

hf???HV4? d22g式中：?——沿程阻力系数

?可根据尼古拉斯实验曲线求解，尼古拉斯实验曲线可以分为五个阻力区，每个阻力区所在范围不同，特点也不同，导致了每个区有不同的沿程阻力系数。具体情况如下：

Ⅰ区 层流区 0

64 Re13e8??Ⅱ区 临界区 2320

??0.0025?R

?d?7Ⅲ区 水力光滑管区 4000?Re?22.2??

??????d?Ⅳ区 过渡区 22.2?????870.3164 0.25Re9?d?8?Re?597??

?????68???0.11??d?R??e??0.25

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9?d?Ⅴ区 水力粗糙管区 Re?597?????8

0.25??? ??0.11???d?

其中：d ——管路直径，此处D5=62.5mm

?——管材的绝对粗糙度，查《水力学与水利机械》[1]表5-2可得对于无缝钢

管油管，?=0.04~0.17mm 取0.08mm

Re——雷诺数 此处 Re?V返D5?混，其中混合液的运动粘度?混，查《工程流体力学》[2]附录1

可得?混=0.362×10-6 m2/s 所以

Re?V返D环?混?V返?D套?D5??混

0.41??124.3?73??10?3 ?

0.362?10?6 =58102

?d?722.2??=49045.3-

????d?8597??=1.07?106

????d? 所以， Re?597?????9/889

即，注入过程属于过度区

??68? ??0.11??d?R??e??0.25

0.2568??0.08? ?0.11??124.3?7358102??

=2.5?10?2 将?代入

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V返H? hf???

D套?D52g ?2.5?10?2? =108m 因为hj可忽略，即hw?hf=108m Z地?Z4?1500 将值代入伯努利方程的

15000.41 ??3?124.3?73??102?9.8P4?P返?混 代入数值

?Z地?Z4?hw

14.63?106?P返8930?1500?108

得： P返?0.31MPa

4.8 部分零件的结构及尺寸

以上的计算出的参数可初步确定出，喷嘴、喉管、扩散管等的结构和长度以及

定出工作筒，中心筒和导液管的总体尺寸也可定出。

图4-6 导液管的结构尺寸图

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图4-7 工作筒的结构尺寸图

图4-8 喷嘴的结构尺寸图

图4-9 喉管的结构尺寸图

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图4-10 扩散管1的结构尺寸图

图4-11 扩散管2的结构尺寸图

图4-12中心筒的结构尺寸图

4.9 本章小结

综上所述，本节共做了一下几个方面的工作：

（1） 用伯努利方程对喷嘴入口处的压力进行近似计算，计算了拉瓦尔管的直

径以及喉管的直径、喷嘴处的流速，处于亚音速；

（2） 喷嘴出口的压力计算，吸入地层液的压力计算，进入喉管后混合后的速

度，以及混合后的温度的近似计算，以及利用动量方程对喉管出口的压力进行计算；

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（3） 对扩散管出口的压力以及出口的流速进行计算，在此利用伯努利方程

对混合液进入套管和油管环空部分返排到地面的压力和流速机型计算； （4） 对喷嘴、喉管、扩散管、的尺寸配合方式进行初步画图分析，包括工作筒、中心筒、等零件尺寸进行初步画图分析。

（5） 通过计算得出拉瓦尔喷管喉部的直径为3.3mm,喉管的直径为6.1mm、长度为105mm,扩散管的长度为180mm。最后返排到地面的压力为0.31MPa，符合实际要求。

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