Xem mẫu
- Petro ietnam
T¹p chÝ cña tËp ®oµn dÇu khÝ quèc gia viÖt nam - petrovietnam SỐ 9 - 2020
ISSN 2615-9902
- Petro ietnam
T¹p chÝ cña tËp ®oµn dÇu khÝ quèc gia viÖt nam - petrovietnam SỐ 9 - 2020
ISSN 2615-9902
TỔNG BIÊN TẬP
TS. Nguyễn Quốc Thập
PHÓ TỔNG BIÊN TẬP
TS. Lê Mạnh Hùng
TS. Phan Ngọc Trung
BAN BIÊN TẬP
TS. Trịnh Xuân Cường
TS. Nguyễn Minh Đạo
CN. Vũ Khánh Đông
TS. Nguyễn Anh Đức
ThS. Nguyễn Ngọc Hoàn
ThS. Lê Ngọc Sơn
KS. Cao Tùng Sơn
KS. Lê Hồng Thái
ThS. Bùi Minh Tiến
ThS. Nguyễn Văn Tuấn
TS. Phan Tiến Viễn
TS. Trần Quốc Việt
TS. Nguyễn Tiến Vinh
THƯ KÝ TÒA SOẠN
ThS. Lê Văn Khoa
ThS. Nguyễn Thị Việt Hà
THIẾT KẾ
Lê Hồng Văn
TỔ CHỨC THỰC HIỆN, XUẤT BẢN
Viện Dầu khí Việt Nam
TÒA SOẠN VÀ TRỊ SỰ
Tầng M2, Tòa nhà Viện Dầu khí Việt Nam - 167 Trung Kính, Yên Hòa, Cầu Giấy, Hà Nội
Tel: 024-37727108 | 0982288671 * Fax: 024-37727107 * Email: tcdk@pvn.vn
Ảnh bìa: Nhà máy Lọc dầu Dung Quất. Ảnh: BSR
Giấy phép xuất bản số 100/GP - BTTTT cấp ngày 15/4/2013 của Bộ Thông tin và Truyền thông
- Kết quả mô hình B-01 tới B-
45 41,66 1,6
39,46 39,81
40 37,42 1,4
35 32,99
29,64 1,2
30 25,48 1
25 22,75
0,8
%
20
14,45 0,6
15
10 0,4
5 0,2
0 0
14,94 15,77 16,6 17,015 17,43 18,26 19,92 20,75 21,58
Entrainment (%) HP (kg/s)
LP (kg/s) Poly. (Entrainment (%))
4
NGHIÊN CỨU KHOA HỌC
THĂM DÒ - KHAI THÁC DẦU KHÍ
4. Ảnh hưởng cấu tạo thiết bị 30. Xác định áp suất vỉa trong 49. Mối quan hệ giữa tướng đá
Ejector trong ứng dụng gia tăng quá trình khoan theo năng lượng và độ thấm ở giếng khoan bể
thu hồi khí và condensate tại mỏ riêng cơ học và hiệu suất khoan Nam Côn Sơn
Hải Thạch
40. Công nghệ thu gom, xử lý và
20. Ứng dụng mô hình điện dung vận chuyển khí đồng hành ở các
- điện trở mở rộng mỏ dầu khí của Liên doanh Việt -
vào vỉa bơm ép nước Nga “Vietsovpetro” tại Lô 09-1
- THĂM DÒ - KHAI THÁC DẦU KHÍ
TẠP CHÍ DẦU KHÍ
Số 9 - 2020, trang 20 - 29
Độ rỗng ISSN 2615-9902
ỨNG DỤNG MÔ HÌNH ĐIỆN DUNG - ĐIỆN TRỞ MỞ RỘNG
100 VÀO VỈA BƠM ÉP NƯỚC
Tạ Quốc Dũng1, Huỳnh Văn Thuận1, Phùng Văn Hải2, Lê Thế Hà3
1
Trường Đại học Bách khoa Tp. Hồ Chí Minh
90 2
3
Tổng công ty Thăm dò và Khai thác Dầu khí
Tập đoàn Dầu khí Việt Nam
Email: tqdung@hcmut.edu.vn
80 Tóm tắt
Nghiên cứu phát triển mô hình điện dung - điện trở mở rộng (CRMe, Extended capacitance - resistance models) cho vỉa dầu ở bể Cửu
Tần suất tích lũy (%)
Long, nơi nguồn năng lượng tự nhiên tác động gây nhiễu đến cơ chế năng lượng bơm ép nước, ảnh hưởng đáng kể đến độ tin cậy của kết
70 quả dự báo. Nhóm tác giả đã xây dựng và kết hợp mô hình CRMe và Gentil mở rộng, dự báo tổng sản lượng khai thác cộng dồn sát với số
liệu thực tế, từ đó dự báo nhanh tổng sản lượng thu được từ vỉa trong 805 ngày tiếp theo là gần 3,14 triệu thùng dầu.
Từ khóa: Bơm ép nước, mô hình điện dung - điện trở mở rộng, sản lượng khai thác cộng dồn, bể Cửu Long.
60 1. Giới thiệu giếng lại với nhau bằng cách sử dụng phương pháp hồi quy không
50
tuyến tính đa biến, để dự báo tổng lưu lượng thu được, từ số liệu
Mô hình dòng chảy trong vỉa và dòng điện
lịch sử khai thác và bơm ép [4]. Gentil (2005) tiếp tục công trình của
trong mạch điện RC đã được nghiên cứu bởi
Albertoni (2003) bằng giải thích ý nghĩa vật lý của phương trình hàm
Bruce (1943) [1]. Tác giả đã xây dựng mạng
truyền trong vỉa [5]. Yousef (2006) cải thiện mô hình bằng cách thay
40
lưới các đơn vị điện để thể hiện mạng lưới các
thế sự biến động số liệu bằng hằng số thời gian τ [6]. Vào năm 2007,
ô khối trong mô hình vỉa. Các đơn vị điện này
Liang và Sayarpour đã lần đầu tiên áp dụng CRM như một công cụ
được kết nối với nhau để mô phỏng trực tiếp
tối ưu hóa dự báo thu hồi dầu trong giai đoạn tiếp theo dựa trên lưu
lại ứng xử của vỉa dựa trên sự tương tự giữa
lượng bơm ép [7]. Sau nhiều lần chỉnh sửa và bổ sung các thông số,
30 dòng điện trong môi trường dẫn (dây dẫn) và
dòng chất lưu đi trong môi trường lỗ rỗng. Sau
đó Wiess (1951) đã cải tiến tốc độ xử lý và đồng
mô hình được đưa ra bởi Sayarpour (2008) có thể xem là lần cải tiến
mang lại nhiều hiệu quả nhất [8].
thời cải thiện độ chính xác trong dự báo cho Mô hình điện dung - điện trở đã bắt đầu được nghiên cứu ứng
20 ứng xử dòng chảy không ổn định trong vỉa dầu
[2]. Wahl (1962) đã áp dụng thành công mạng
dụng cho các mỏ tại Việt Nam [9]. Nhằm bổ sung và hoàn thiện mô
hình này để dự báo tổng sản lượng dầu khai thác cộng dồn trong các
trường hợp đặc biệt có tác động gây nhiễu từ nguồn năng lượng tự
điện dung - điện trở, bao gồm 2501 tụ điện liên
10
kết với 4900 điện trở, để phân tích cho bốn vỉa nhiên trong vỉa bơm ép nước, nhóm tác giả sẽ đề xuất phát triển mở
ở Saudi Arabia [3]. rộng các mô hình CRM truyền thống và mô hình Gentil để vừa đánh
Kết quả cho thấy, các nghiên cứu trước đều
0
tập trung vào tổ chức, thiết kế, thí nghiệm dựa Điện dung
trên mối liên hệ giữa dòng điện và dòng chất Điện trở
lưu trong vỉa. Một hệ thống toán học dựa trên
khái niệm tương tự do Larry Lake (2002) và Al- Giếng khai
0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 bertoni (2003) đã đề xuất mô hình kết nối các thác, Pwf
Vỉa khai thác Pavg
Ngày nhận bài: 5/5/2020. Ngày phản biện đánh giá và sửa chữa: 5 - 26/5/2020.
Độ rỗng Ngày bài báo được duyệt đăng: 13/8/2020. Hình 1. Mạng lưới điện dung - điện trở [3] Hình 2. Mô hình thủy lực vỉa [10]
20
20
49
DẦU KHÍ - SỐ 9/2020
RESEARCH AND DEVELOPMENT
Structural investigation of supersonic ejector for boosting low
KINH TẾ - QUẢN LÝ DẦU KHÍ
pressure wells in Hai Thach gas condensate field .................................4
58. Đào tạo phát triển đội ngũ
Application of extended capacitance - resistance models
lãnh đạo quản lý: Mô hình đề
for waterflooded reservoir .....................................................................20
xuất cho Tập đoàn Dầu khí Việt
Nam Pore pressure estimation during drilling based on
mechanical specific energy and drilling efficiency ...........................30
Gathering, processing and transporting technology for associated
gas from Vietsovpetro’s oil and gas fields in Block 09-1 .....................40
Relationship between lithofacies and permeability
in Nam Con Son basin wells ...................................................................49
Training and developing managerial leadership team:
A proposed model for Petrovietnam ...................................................58
- THĂM DÒ - KHAI THÁC DẦU KHÍ
TẠP CHÍ DẦU KHÍ
Số 9 - 2020, trang 4 - 19
ISSN 2615-9902
ẢNH HƯỞNG CẤU TẠO THIẾT BỊ EJECTOR TRONG ỨNG DỤNG GIA TĂNG
THU HỒI KHÍ VÀ CONDENSATE TẠI MỎ HẢI THẠCH
Trần Ngọc Trung1, Trần Vũ Tùng1, Lý Văn Dao1, Ngô Hữu Hải1, Triệu Hùng Trường2
1
Công ty Điều hành Dầu khí Biển Đông
2
Đại học Mỏ - Địa chất
Email: trungtn@biendongpoc.vn
Tóm tắt
Để tận thu khí và condensate tại các giếng đã suy giảm áp suất đồng thời với các giếng khác vẫn cho sản lượng và áp suất ổn định,
phương pháp sử dụng thiết bị bề mặt Ejector được nghiên cứu đánh giá tính khả thi về kỹ thuật và hiệu quả kinh tế. Đây là thiết bị đơn
giản, chi phí thấp, thời gian triển khai nhanh để gia tăng thu hồi cho các giếng suy giảm áp suất.
Bài báo trình bày phương pháp số để nghiên cứu hiệu suất của thiết bị Ejector dựa trên bộ thông số (tỷ số hút entrainment và tỷ số
nén). Dòng chảy của lưu chất bên trong thiết bị Ejector được mô phỏng thông qua kỹ thuật mô phỏng động lực học chất lỏng tính toán
(computational fluid dynamics). Kết quả nghiên cứu đã xây dựng mô hình có độ tin cậy cao và được sử dụng để đánh giá ảnh hưởng của
các thông số đến hiệu suất Ejector trong điều kiện làm việc tại mỏ khí condensate Hải Thạch. Thông qua kết quả mô hình, đường kính
họng vòi phun sơ cấp (Dt) và đường kính vùng thiết diện không đổi (Dmt) có ảnh hưởng lớn nhất đến hiệu suất của Ejector. Việc tăng hay
giảm so với giá trị tối ưu sẽ làm giảm hiệu suất thiết bị hoặc gây ra hiện tượng dòng chảy đảo lưu tại cổng thứ cấp. Bài toán tối ưu quy
hoạch phi tuyến đa mục tiêu cho ứng dụng gia tăng thu hồi khí và condensate cho mỏ Hải Thạch được xây dựng thông qua kết quả mô
phỏng các mô hình.
Từ khóa: Ejector, CFD, nâng cao thu hồi khí/condensate, mỏ Hải Thạch.
1. Giới thiệu xem xét các khía cạnh hình học khác nhau, gồm vị trí vòi
sơ cấp (NXP), đường kính vòi phun sơ cấp, đường kính và
Thiết bị Ejector đã được phát minh và nghiên cứu từ
chiều dài khu vực thiết diện không đổi, góc hội tụ buồng
thế kỷ XIX, tuy nhiên việc nghiên cứu ứng dụng trong gia
trộn. Kết quả từ nghiên cứu này cũng được so sánh tham
tăng thu hồi cho mỏ dầu và khí/condensate mới chỉ được
khảo với các nghiên cứu khác về tối ưu cấu trúc thiết
đẩy mạnh trong khoảng 2 thập kỷ trở lại đây [1 - 4].
bị Ejector. Trên cơ sở đó, bài toán tối ưu quy hoạch phi
Mô hình mô phỏng dòng chảy chất lưu bên trong tuyến đa mục tiêu cho ứng dụng gia tăng thu hồi khí và
thiết bị Ejector giúp gia tăng khả năng thu hồi khí condensate cho mỏ Hải Thạch đã được xây dựng từ kết
condensate được xây dựng thông qua kỹ thuật mô phỏng quả mô phỏng các mô hình.
động lực học chất lỏng tính toán (CFD - computational
2. Cơ sở lý thuyết và phương pháp nghiên cứu
fluid dynamics) [5]. Phương pháp mô phỏng CFD đóng vai
trò quan trọng trong việc kiểm chứng lý thuyết để từ đó Thiết bị Ejector đầu tiên được phát minh và ứng
có thể áp dụng thực nghiệm. Mô phỏng CFD trong nghiên dụng vào năm 1858 bởi Henry Giffard [6]. Ejector là thiết
cứu này được xây dựng cho hỗn hợp khí tự nhiên có thành bị hướng dòng đơn giản với 2 cổng chất lưu đầu vào
phần cấu tử, tính chất vật lý tương tự như điều kiện thực (dòng chảy chất lưu sơ cấp/thứ cấp) và 1 cổng phân tán
tế tại mỏ Hải Thạch. (diffuser). Nguyên lý cơ bản của thiết bị là tạo ra áp suất
Bài báo tập trung phân tích ảnh hưởng đến hoạt động âm tại khu vực buồng hút bằng cách cho dòng chảy chất
của Ejector trong giới hạn của tỷ số hút, tỷ số áp suất khi lưu áp suất cao đi qua khe hở hẹp của vòi phun hội tụ để
hút dòng áp suất thấp tại cổng thứ cấp.
Ngày nhận bài: 24/6/2020. Ngày phản biện đánh giá và sửa chữa: 25/6 - 29/7/2020.
Ngày bài báo được duyệt đăng: 13/8/2020.
4 DẦU KHÍ - SỐ 9/2020
- PETROVIETNAM
2.1. Các thông số để phân tích và đánh giá hiệu suất lượng dòng chất lưu sơ cấp, thứ cấp và áp suất ngược trực
hoạt động của thiết bị Ejector tiếp ảnh hưởng đến khả năng hoạt động và hiệu suất của
Ejector [7, 8]. Tiếp theo là ảnh hưởng từ các thông số khác
Hai thông số là tỷ số hút entrainment và tỷ số nén
đại diện cho đặc tính dòng chảy chất lưu như hệ số nén,
thường được sử dụng để phân tích và đánh giá hiệu suất
thành phần cấu tử, tính chất vật lý của dòng chảy chất
của thiết bị Ejector. Tỷ số hút entrainment ω, biểu thị đặc
lưu [9]. Vấn đề là cần tối ưu hóa cấu trúc bên trong thiết
trưng cho khả năng của Ejector trong việc có thể hút được
bị Ejector để đạt được hiệu suất làm việc cao nhất. Đã có
khối lượng chất lưu thứ cấp trên khối lượng chất lưu sơ
nhiều nghiên cứu về ảnh hưởng của cấu tạo hình học lên
cấp, được xác định bởi điều kiện đầu vào:
hiệu suất hoạt động của Ejector. Trong ứng dụng Ejector
= (1) cho hệ thống làm lạnh, các kích thước cấu tạo khác nhau
được nghiên cứu có thể kể đến: vị trí vòi hội tụ (nozzle exit
Với ms là khối lượng dòng
= chảy chất lưu thứ cấp, mp là position - NXP) [10 - 13]; tỷ số diện tích (area ratio) [14 -
khối lượng dòng chảy sơ cấp. 17]; kích thước buồng trộn [18]; kích thước và góc phần
Trong trường hợp áp dụng tại mỏ Hải Thạch, giá trị khuếch tán (diffuser size and diverging angle); hình dạng
khối lượng dòng chảy sơ cấp (mp) phải là biến trong hàm vòi hội tụ [19 - 21]; chiều dài và đường kính vùng thiết
mục tiêu. Giá trị mp phải luôn nhỏ hơn mp-max, trong đó diện không đổi (constant area section) [22, 23]. Tuy nhiên,
mp-max là khối lượng dòng chất lưu sơ cấp tối đa có thể huy ngoài kết quả đã đạt được, trong các công trình đã thực
động được cho từng phương án. Ngoài ra, tỷ số nén τ giữa hiện vẫn tồn tại một số mâu thuẫn. Khó khăn chính của
áp suất đầu ra với áp suất đầu vào thứ cấp thường được việc thiết kế và ứng dụng Ejector là lựa chọn được các kích
coi là tỷ số nén đặc trưng =của thiết bị: thước hình học khác nhau về chiều dài, góc độ hay đường
kính để có thể tìm được phương án tối ưu cho từng điều
= (2) kiện làm việc khác nhau.
Trong đó: 3. Tổng quan các nghiên cứu về xây dựng và kiểm
Pb: Áp suất đầu ra hay áp suất ngược; chứng mô hình thiết bị Ejector
Ps: Áp suất tại cổng thứ cấp. Các nghiên cứu gần đây đã xây dựng các mô hình mô
phỏng như: mô hình nhiệt động lực học, mô hình động lực
2.2. Các nhóm thông số ảnh hưởng đến hiệu suất của học chất lỏng tính toán để mô phỏng, phân tích và tối ưu
thiết bị Ejector hóa hoạt động của Ejector. Ngoài ra, còn có nhiều nghiên
Nhiều nghiên cứu tập trung vào đánh giá và xem xét cứu về phương pháp kiểm chứng mô hình (phương pháp
các khía cạnh khác nhau đã ảnh hưởng đến hiệu suất hoạt thí nghiệm và phương pháp kiểm chứng bằng hình ảnh
động của thiết bị Ejector như cấu tạo hình học và thiết kế về sự chuyển động của dòng chảy chất lưu) nhằm đánh
của Ejector; thông số nhiệt độ và áp suất vận hành của hệ giá, so sánh, hiệu chuẩn và nâng cao độ chính xác kết quả
thống; đặc tính dòng chảy chất lưu. Đầu tiên, các thông của mô hình. Sự kết hợp giữa mô phỏng và kiểm chứng
số vận hành của hệ thống như nhiệt độ, áp suất và lưu mô hình đã đưa ra các đánh giá chi tiết về dòng chảy chất
Rayleight Laser Direct
Schlieren Shadowgraph Light Scattering
Scattering Tomography Photography
• J.Fabri, • K.Kontis, • P.Desevaux, • P.Desevaux, • T.Marynowski, • Y. -H.Zhu, Wang
R. Siestrunck H. Zare - Behtash Prenel và cộng Prenel và cộng P. Desevaux, và cộng sự
(1958) (2009) sự (1994) sự (1995) Y. Mercadier (2016)
• H.Kuroda • AB.Little, • Desevaux (2009) • J.Zhu & Elbel,
(1981) Y. Bartosiewicz, (2001) • A.Bouhanguel, (2018)
• Y-C.Hsia, S. Garimella P. Desevaux, • Y.li, Deng và
A. Krothapallit, (2015) E. Gavignet cộng sự (2018)
D. Baganofft • AB.Little, (2011)
(1988) S. Garimella
• Y.Zhu, P.Jiang (2016)
(2014)
Hình 1. Phương pháp kiểm chứng bằng hình ảnh dòng chảy chất lưu (flow visualization)
DẦU KHÍ - SỐ 9/2020 5
- THĂM DÒ - KHAI THÁC DẦU KHÍ
lưu, phát hiện các điểm cục bộ, dị thường về áp suất hay bởi Clanton như là một giải pháp tận dụng năng lượng và
lưu lượng bên trong cấu tạo thiết bị Ejector. Trong số các thân thiện với môi trường khi sử dụng năng lượng lãng
nghiên cứu được xem xét, có các kỹ thuật kiểm chứng phí đi qua van điều tiết đầu giếng của hệ thống công
bằng hình ảnh dòng chảy chất lưu khác nhau được sử nghệ dầu khí [32]. Ứng dụng của Ejector trong gia tăng
dụng để hiểu rõ hơn về các kiểu dòng chảy. Tuy nhiên, các thu hồi dầu khí thường sử dụng 2 phương án cơ bản là
phương pháp Schlieren và Shadowgraphy chủ yếu được lấy khí từ đầu ra của máy nén khí hoặc từ giếng cao áp lân
sử dụng vì đã chứng minh được độ chính xác và hiệu quả. cận làm nguồn chất lưu dẫn động. Có 2 phương án lấy khí
áp cao khác nhau để thu hồi khí/condensate tại mỏ Hải
Thông thường có 2 phương án mô phỏng toán học
Thạch, đó là sử dụng khí khô thương mại cao áp tại đầu
hoạt động dòng chất lưu là trạng thái ổn định (steady
ra máy nén khí và dùng khí từ giếng có áp suất cao và lưu
state) và tức thời (transient modelling). Các nghiên cứu
lượng lớn nhất [5]:
chủ yếu tập trung vào việc thực hiện mô phỏng trạng thái
ổn định. Đối với mô phỏng tức thời thiết bị Ejector trong 4.2. Lựa chọn mô hình nhiễu loạn (turbulence model
ứng dụng gia tăng thu hồi từ giếng suy giảm áp suất, cho trong mô phỏng thiết bị Ejector)
đến nay chưa có nghiên cứu nào cụ thể. Nguyên nhân
chính là do việc giải phương trình sai phân đòi hỏi sự rời Liên quan đến thông số vận hành như khối lượng
rạc hóa Δt phải rất nhỏ vì vận tốc dòng rất lớn, đặc biệt dòng chảy và tỷ số hút entrainment, cả 2 mô hình nhiễu
khu vực gần vòi phun. Do vậy, để đạt được trạng thái ổn loạn (turbulence model) trong mô phỏng CFD dựa trên k-ε
định đòi hỏi khối lượng tính toán vô cùng lớn. Ngoài ra, và k-ω đều được chứng minh là hoạt động khá tốt và có
thông số dòng sơ cấp và thứ cấp như áp suất, nhiệt độ và ưu thế riêng. Tuy nhiên, những mô hình nhiễu loạn khác
thành phần cấu tử thay đổi liên tục, dẫn đến khó khăn và nhau có sự không nhất quán trong việc dự đoán đặc tính
tính hiệu quả của mô phỏng tức thời. dòng chảy cục bộ (như biên dạng cấu trúc sóng xung kích,
giá trị biên dạng của vận tốc, áp suất…) và do đó phát
Keenan và Neumann lần đầu tiên giới thiệu mô hình
sinh mâu thuẫn trong khi so sánh các kết quả đạt được.
nhiệt động lực học 1-D dựa trên lý thuyết về động lực khí
Bartosiewicz và Aidoun đã thử nghiệm 6 mô hình nhiễu
lý tưởng của Ejector [24]. Trong khi đó, các báo cáo khoa
loạn khác nhau [33], đầu tiên mô phỏng hệ thống Ejector
học đầu tiên được thực hiện bằng cách sử dụng phương
bằng cách xem xét trường hợp không có dòng chảy thứ
pháp CFD để mô phỏng hoạt động thiết bị Ejector đã đạt
cấp để làm sáng tỏ cường độ sóng xung kích. Bằng cách
được kết quả mô phỏng tích cực về mặt dòng chảy cục bộ
này, đã tìm thấy ưu điểm cho các mô hình nhiễu loạn k-ε
bên trong Ejector trong khoảng những năm 1990 - 2000
RNG và k-ω-SST. Trong khi đó, mô hình nhiễu loạn k-ω-SST
[25, 26]. Phương pháp CFD đã chứng minh được khả năng
chứng minh được ưu thế trong việc dự đoán hiện tượng
trong việc mô phỏng, phân tích dòng chảy chất lưu bên
trộn lẫn của 2 luồng chất lưu sơ cấp và thứ cấp. Trong
trong các Ejector và tối ưu hóa hoạt động của Ejector ở các
nghiên cứu khác, Zhu và Jiang [34] đã nghiên cứu cấu
điều kiện hoạt động, hình dạng cấu tạo và chất lưu hoạt
trúc sóng xung kích sinh ra bên trong Ejector bằng cách
động khác nhau. Mô phỏng CFD cho phép xem xét các
áp dụng các mô hình k-ε Realizable, k-ε RNG, k-ε Standard
hiện tượng và chế độ dòng chảy khác nhau xảy ra trong
và mô hình k-ω-SST bên cạnh việc kiểm chứng mô hình
Ejector như: các sóng xung kích, hiện tượng trộn lẫn, dòng
bằng hình ảnh dòng chảy chất lưu. Trong số các mô hình
chảy tại lớp cận biên, thay đổi pha, tính nén được, dòng
được thử nghiệm, k-ε RNG cho kết quả phù hợp nhất với
chảy siêu âm, dòng chảy phức tạp... Nhìn chung, mô hình
các thí nghiệm sử dụng phương pháp Schlieren quang
CFD có độ chính xác cao hơn tuy nhiên lại phức tạp, đòi
học. Ngoài ra, mô hình k-ε Realizable, k-ε RNG và k-ω-SST
hỏi nhiều thời gian và nỗ lực tính toán hơn so với mô hình
cho kết quả giống nhau trong việc dự đoán vị trí của các
nhiệt động lực học và vẫn còn khoảng cách so với kết quả
sóng xung kích. Một nghiên cứu tương tự đã được Little
thí nghiệm hoặc thực địa (sai số tỷ lệ hút entrainment
và Garimella thực hiện [35], báo cáo mô hình rối k-ε RNG
khoảng 10 - 13,2% [27 - 31]).
cho kết quả tương đồng với phương pháp kiểm chứng
4. Nghiên cứu gia tăng thu hồi khí và condensate cho bằng hình ảnh dòng chảy chất lưu. Bằng cách tăng cường
các giếng suy giảm áp suất tại mỏ Hải Thạch độ mịn tại khu vực biên và cận biên của Ejector, Little và
Garimella đã thu được nhiều kết quả chính xác hơn thông
4.1. Đối tượng và phạm vi nghiên cứu
qua mô hình k-ω-SST và mô hình đó đã đạt được các đặc
Ejector được sử dụng nhằm gia tăng khả năng thu tính dòng chảy cận biên như đã được chỉ ra bởi các công
hồi trong khai thác dầu khí được giới thiệu lần đầu tiên trình của Barkosiewicz và cộng sự [36]. Tuy nhiên, việc
6 DẦU KHÍ - SỐ 9/2020
- PETROVIETNAM
tăng độ mịn của lưới đi kèm với khối lượng tính toán bị Ejector thấp, đặc biệt là trong trường hợp áp suất đầu ra
lớn hơn. Do đó, mô hình rối k-ε RNG đang được sử cao hoặc áp suất dòng thứ cấp thấp. Cấu trúc Ejector được
dụng rộng rãi trong các nghiên cứu do có ưu thế về độ nghiên cứu tại mỏ Hải Thạch [5] được phát triển từ hình dạng
chính xác cũng như khối lượng tính toán ít hơn. tối ưu [7, 42, 43]. Tuy nhiên, khác với các nghiên cứu này,
nhóm tác giả chạy mô phỏng trong 2 điều kiện áp suất ngược
4.3. Mô hình động lực học chất lỏng tính toán cho 2
khác nhau để kiểm chứng. Đây là các điều kiện vận hành
phương án sử dụng Ejector
bình tách công nghệ số 1 tại giàn PQP-HT. Thực tế, sự tương
Mô hình CFD cho 2 phương án sử dụng Ejector tác giữa 9 thông số về kích thước và hình dạng khác nhau
được xây dựng cho dòng chất lưu chịu nén, dòng của Ejector khí tự nhiên và ảnh hưởng của chúng đã được
rối và trạng thái ổn định với chi tiết như trong Bảng nghiên cứu trong quá trình tối ưu hóa tỷ lệ hút entrainment
1. Dòng chảy chất lưu và phương trình truyền nhiệt của Ejector hoạt động tại điều kiện 12 MPa áp suất sơ cấp,
được lựa chọn là đối xứng qua trục dựa trên cấu tạo 2 MPa áp suất thứ cấp và 5,2 MPa áp suất đầu ra [7]. Ngoài
vật lý của thiết bị đồng thời giúp giảm thời gian tính ra, mô hình CFD được kiểm chứng khi so sánh với kết quả
toán cho mô hình. thực nghiệm của Chong, Hu và cộng sự [8]. Kết quả mô hình
CFD và thí nghiệm có sai số trung bình khoảng 0,6% tại chế
Mô hình mô phỏng CFD được xây dựng có các
độ tới hạn (nghẹt đôi). Dựa trên kết quả của mô hình CFD,
thành phần cấu tử hỗn hợp khí dựa trên dữ liệu
phương pháp Kriging kết hợp với giải thuật di truyền, nhóm
thành phần giếng và khí tại đầu ra máy nén tại mỏ
tác giả đã kết luận rằng góc hội tụ của vòi phun và chiều dài
Hải Thạch để đảm bảo thời gian tính toán và độ chính
vòi phun tính từ đoạn hội tụ không có tác động lên giá trị
xác mô phỏng dòng chảy lưu chất.
tỷ lệ hút entrainment. Ngoài ra, góc nghiêng của đường thứ
5. Kết quả và thảo luận cấp chỉ có tác động nhỏ lên tỷ lệ hút entrainment trong thiết
kế tối ưu. Mô hình Kriging dựa trên bộ dữ liệu mô phỏng đã
5.1. Phân tích các yếu tố ảnh hưởng tỷ lệ hút entrain-
không thể dự báo được ảnh hưởng của chiều dài ống trộn.
ment với điều kiện áp dụng tại mỏ Hải Thạch
Trong khi đó, đường kính ống trộn, vị trí NXP, góc nghiêng
Nhược điểm của Ejector đã được chỉ ra trong của đường thứ cấp là các thông số có ảnh hưởng lớn nhất
các nghiên cứu trước đó [7, 28, 42] là hiệu suất thiết đến tỷ lệ hút entrainment. Phương pháp tối ưu dựa trên mẫu
Bảng 1. Chi tiết mô hình CFD cho 2 phương án sử dụng Ejector tại mỏ Hải Thạch
Thông số Diễn giải
Tính phụ thuộc thời gian Trạng thái ổn định.
Phương pháp phân chia cấu Phân chia mắt lưới tứ giác (quadrilateral). Xác định tính độc lập của tỷ lệ hút entrainment và biên
trúc dạng áp suất so với số ô mắt lưới.
- Thuật toán SIMPLE cho mối quan hệ giữa áp suất và vận tốc dòng chất lưu;
Bộ giải
- Tính đối lưu (convective terms) được rời rạc hóa dựa trên sơ đồ “second order upwind” [27].
Mô hình nhiễu loạn k-ε Re-Normalization Group.
- Theo áp suất và nhiệt độ cho các phương án 1 và 2 [5]
Miền tính toán - Miền tính toán (boundary condition) cho dòng sơ cấp và thứ cấp là theo điều kiện “pressure inlet”
trong khi đầu ra của Ejector có miền tính toán là “pressure outlet”.
Khu vực cận tường được xử lý dưới dạng “standard wall function” vì đã chứng minh được kết quả
Vùng cận tường
chính xác cho các tính toán khu vực cận tường cho dòng chảy chất lưu có Reynold cao [23, 37].
- Hỗn hợp khí bao gồm methane, ethane, propane, nitrogen và carbon dioxide [5]
- Phương trình khí thực Peng Robison cho tỷ trọng hỗn hợp khí;
Chất lưu
- Độ nhớt, nhiệt dung riêng hay độ dẫn nhiệt cửa chất lưu được lấy từ NIST (National Institute of
Standards and Technology) được gọi là REFPROP (Reference Fluid Thermodynamic and Transport
Properties Database) [38].
Độ hội tụ được tính toán cho từng vòng lặp. Vòng lặp sẽ dừng lại khi phần dư nhỏ hơn 10−6 cho các
Độ hội tụ
phương trình liên tục, động lượng và năng lượng.
- Tỷ lệ hút entrainment đặc trưng cho khả năng có thể hút được khối lượng chất lưu thứ cấp trên
khối lượng chất lưu sơ cấp tại điều kiện đầu vào;
Thông số quan sát
- Đồ thị lưu lượng dòng thứ cấp so với áp suất dòng thứ cấp;
- Lưu lượng dòng sơ cấp cho từng phương án.
Độc lập cấu trúc Phương pháp xác định hệ số cấu trúc lưới hội tụ (Grid Convergence Index - GCI) giúp định lượng
mạng lưới được độ hội tụ của kết quả mô hình mô phỏng gồm rất nhiều mắt lưới [39 - 41].
DẦU KHÍ - SỐ 9/2020 7
- THĂM DÒ - KHAI THÁC DẦU KHÍ
Bảng 2. Thông số vận hành và kích thước cấu tạo Ejector khí tự nhiên được nghiên cứu tại mỏ Changqing, Trung Quốc
Tác giả Thông số vận hành
(mm) (mm) (mm) (độ) (độ)
(Chong, Yan và = 12 , = 80.000 , = 3 ,
6 9,6 38,4 28o
cộng sự, 2009) [42] = 24.000 , = 5,2
(W.Chen, Chong và = 11 đế 13 , = 3 đế 5 ,
5,4 9,4 47 14o = 1,43o
cộng sự, 2013) [28] = 5,1 đế 5,6
Bảng 3. Kích thước tối ưu theo nghiên cứu của Hassan Amin, Elbadawy và cộng sự đạt được thông qua 216 bộ kích thước khác nhau [7]
Thông số
(mm) (độ) (độ) (mm) (mm) (độ) (mm) (độ) (mm) (mm)
4,6 11,2071 7,0631 6,4717 8,822 13,5 8,3 5,5723 72,4 2,938
Kích thước
tối ưu
= 1,4069 = 1,9178 = 1,8045 = 15,7391 = 0,6387
Dải thay đổi 4,6 4 - 14 1 - 15 5,06 - 6,67 1 - 39 13,5 - 38 7,13 - 13,662 1 - 15 7,13 - 276 0 - 4,6
cho 216 bộ từ
kích thước từ 1,1 - 1,45 0,2174 - 8,4783 từ 1,55 - 2,97 từ 1,55 - 60 từ 0 - 1
đại diện đã được sử dụng kết hợp với mô phỏng CFD Lmt
θpd
đã chứng minh được tính hiệu quả trong nghiên cứu
Dp θs θD
tối ưu hóa cấu tạo hình học và ảnh hưởng của từng θpc
thông số lên tỷ lệ hút entrainment của Ejector khí tự Lt NXP Dmt
nhiên. Cũng sử dụng phương pháp tối ưu thông qua
Hình 2. Các kích thước hình học ảnh hưởng đến tỷ lệ hút entrainment theo nghiên cứu
mô phỏng CFD các mẫu Ejector đại diện (surrogate của Hassan Amin, Elbadawy và cộng sự [7]
based optimization technique) kết hợp với giải thuật
tiến hóa đa mục tiêu (multi-objective evolutionary Chế độ cận tới hạn - nghẹt
algorithm), Carrilo, Sanchez và cộng sự đã nghiên cứu đơn ↓
Chế độ tới hạn - nghẹt đôi
tối ưu hóa đặc điểm cấu tạo thiết bị Ejector 1 pha sử = Chế độ đảo lưu < 0
dụng cho hệ thống làm lạnh [44]. Nhóm tác giả đã
Tỉ lệ hút (entrainment ratio)
báo cáo kết quả nghiên cứu mô phỏng CFD giúp gia
tăng 55% áp suất ngược, 110% tỷ lệ hút cho Ejector
dùng không khí lý tưởng và tăng 10% áp suất ngược,
35% tỷ lệ hút cho Ejector dùng CO2 với tính chất khí
thực. Ngoài ra, đường kính vòi phun sơ cấp và đường
kính phần thiết diện không đổi có ảnh hưởng lớn
nhất đến hiệu suất thiết bị. Những thông số cấu tạo
khác của thiết bị có ảnh hưởng rất nhỏ hoặc không
có ảnh hưởng.
*
Các thông số và kết quả mô phỏng CFD cho điều (Áp suất ngược tới hạn)
kiện áp dụng tại mỏ Hải Thạch được liệt kê chi tiết Hình 3. Đồ thị tỷ số hút entrainment so với áp suất ngược [6]
trong Phụ lục 1. Trong nghiên cứu của Chen, Chong
và cộng sự thiết kế Ejector khí tự nhiên hoạt động tại và cho kết quả tỷ lệ hút entrainment tối ưu là 19,45% thông qua
điều kiện sơ cấp là 11 - 13 MPa, thứ cấp là 3 - 5 MPa và mô phỏng CFD sử dụng methane làm lưu chất hoạt động [7].
áp suất đầu ra từ 5,1 - 5,6 MPa, cho kết quả tỷ lệ hút
5.1.1. Hiệu suất của thiết bị Ejector theo các chế độ
entrainment tối ưu đạt được là 34,9% [28]. Trong khi
đó, nghiên cứu của Hassan Amin, Elbadawy thì thiết Hiệu suất Ejector được chia làm 3 chế độ: chế độ tới hạn
kế Ejector hoạt động tại điều kiện 12 MPa áp suất sơ - nghẹt đôi (critical mode), chế độ cận tới hạn - nghẹt đơn
cấp, 2 MPa áp suất thứ cấp và 5,2 MPa áp suất đầu ra (subcritical) và chế độ đảo lưu (backflow mode) [45].
8 DẦU KHÍ - SỐ 9/2020
- PETROVIETNAM
Kết quả Press -Trial -01 đến 08 với Pp = 12 MPa, Ps = 3,5 MPa
40 1,8
35 1,6
30 1,4
1,2 Entrainment (%)
25
1
%
20 HP (kg/s)
0,8 LP (kg/s)
15
0,6 Poly. (Entrainment (%))
10 0,4
5 0,2
0 0
31,5 36 40,5 45 49,5 54 58,5 63 67,5
Áp suất ngược (bar)
Hình 4. Kết quả thử nghiệm đồ thị tỷ lệ hút entrainment so với áp suất ngược trong điều kiện mỏ Hải Thạch
Tại chế độ cận tới hạn, tỷ số hút entrainment là
Kết quả Press -Trial -10 đến 18 với Pp = 12 MPa, Pb = 4,5 MPa
45 1,8 không đổi so với áp suất ngược cho đến một giá trị
40 1,6 nhất định (gọi là áp suất ngược tới hạn - critical back
35 1,4 pressure) và tỷ số hút entrainment bắt đầu giảm khi
30 1,2 áp suất ngược tăng. Trong Hình 4, khối lượng dòng sơ
1 cấp không đổi khi áp suất ngược tăng tuy nhiên khối
25
lượng dòng thứ cấp sẽ giảm do bị nghẽn. Nếu áp suất
%
20 0,8
ngược thấp hơn giá trị áp suất ngược tới hạn, dòng
15 0,6
chất lưu sơ cấp và thứ cấp đều bị nghẽn, tỷ lệ hút
10 0,4
entrainment là không đổi. Chế độ này còn được gọi
5 0,2
là chế độ vận hành tới hạn theo áp suất ngược. Tuy
0 0 nhiên, khi áp suất ngược lớn hơn giá trị tới hạn, thiết
35 31,5 28 24,5 21 17,5 14 10,5
Entrainment (%) LP (kg/s) bị Ejector sẽ đi vào chu trình cận tới hạn. Tỷ lệ hút
HP (kg/s) Linear (Entrainment (%)) entrainment sẽ bị giảm đột ngột do giảm dòng chảy
Áp suất thứ cấp (bar) thứ cấp. Nếu tiếp tục gia tăng áp suất ngược, thiết
bị Ejector sẽ không thể tạo ra tỷ lệ hút entrainment
Hình 5. Kết quả mô phỏng đồ thị tỷ lệ hút entrainment so với áp suất thứ cấp
trong điều kiện mỏ Hải Thạch nữa, sẽ có hiện tượng dòng chảy ngược từ đầu sơ cấp
sang đầu thứ cấp [46]. Do đó ngay cả khi có thể duy
5
trì được lưu lượng và áp suất dòng sơ cấp thì việc thay
PH = 8 MPa PH = 9 MPa đổi áp suất ngược có thể không tạo ra được tỷ lệ hút
4 PH = 10 MPa PH = 11 MPa tối ưu hoặc tạo ra dòng chảy đảo lưu.
PH = 12 MPa PH = 13 MPa
Ngoài ra, kết quả mô phỏng còn chỉ ra đồ thị tỷ
3 lệ hút so với áp suất thứ cấp trong điều kiện mỏ Hải
GL (x104m3/d)
Thạch. Khối lượng dòng sơ cấp là không đổi trong
2 điều kiện áp suất thứ cấp giảm. Trong khi đó, tỷ lệ hút
và khối lượng dòng thứ cấp là tuyến tính theo áp suất
thứ cấp. Mô hình mô phỏng tại mỏ Hải Thạch trong
1
trường hợp này là tương đồng với đồ thị đạt được từ
thử nghiệm thực địa tại trạm khí của mỏ Changqing
0 (Petro China) như Chong, Yan và cộng sự [42]. Trong
1,0 1,5 2,0 2,5 3,0 3,5 4,0 4,5 5,0 5,5
PL = (MPa) nghiên cứu công bố năm 2009, Chong, Yan và cộng
Hình 6. Kết quả thử nghiệm đồ thị tỷ lệ hút entrainment so với áp suất thứ cấp trong điều kiện sự đã báo cáo rằng lưu lượng dòng khí tự nhiên sơ
mỏ tại Trung Quốc (trong đó PH = áp suất sơ cấp, PL áp suất thứ cấp) [42] cấp tăng tuyến tính với sự gia tăng của áp suất sơ cấp
DẦU KHÍ - SỐ 9/2020 9
- 10
Phụ lục 1. Kết quả mô hình với các kích thước và điều kiện khác nhau
HP LP Discharge
Dt Dp Dmt Lmt Lt Entrainment HP Flow LP Flow
Mô hình NXP Press Press Press
(mm) (mm) (mm) (mm) (mm) (%) (kg/s) (kg/s)
(bar) (bar) (bar)
Trail A-01
6,118 -11,96 11,2071 7,0631 12,9434 8,822 13,5 16,6 5,5723 72,4 2,938 120 30 45 -45,49 0,61159 -0,27822
đến A-11
THĂM DÒ - KHAI THÁC DẦU KHÍ
DẦU KHÍ - SỐ 9/2020
Trail A-21
5,244 -11,96 11,2071 7,0631 12,9434 8,822 13,5 16,6 5,5723 72,4 2,938 120 30 40 -40,45 0,449665 -0,181894
đến A-33
Trail A-41
3,22 -5,98 11,2071 7,0631 6,4717 8,822 13,5 8,3 5,5723 72,4 2,938 120 30 40 -33,40 0,158375 -0,0529
đến A-51
Trail A-61
3,68 - 5,98 11,2071 7,0631 6,4717 8,822 13,5 8,3 5,5723 72,4 2,938 120 30 45 0,49% 0,207079 0,0010139
đến A-69
Trail B-01
9,2 11,2071 7,0631 12,9434 8,822 13,5 14,94 - 21,58 5,5723 72,4 2,938 120 30 45 22,75 1,38219 0,31144
đến B-09
Trail B-11
9,2 11,2071 7,0631 12,9434 8,822 13,5 14,94 -28,22 5,5723 72,4 2,938 120 30 40 22,74 1,3822 0,3144
đến B-21
Trail B-31
4,6 11,2071 7,0631 6,4717 8,822 13,5 6,64 - 14,94 5,5723 72,4 2,938 120 30 40 12,01 0,346197 0,0415637
đến B-42
Trail B-51
4,6 11,2071 7,0631 6,4717 8,822 13,5 6,64 -13,28 5,5723 72,4 2,938 120 30 45 12,01 0,346198 0,0415912
đến B-60
Trail C-01
9,2 11,2071 7,0631 12,9434 7,4987 -26,466 13,5 16,6 5,5723 72,4 2,938 120 30 45 37,30 1,3812 0,515273
đến C-13
Trail C-21
9,2 11,2071 7,0631 12,9434 7,4987 -26,466 13,5 16,6 5,5723 72,4 2,938 120 30 40 37,43 1,37966 0,516387
đến C-33
Trail C-41
4,6 11,2071 7,0631 6,4717 3,5288 -35,288 13,5 8,3 5,5723 72,4 2,938 120 30 40 39,59 0,323727 0,128176
đến C-53
Trail C-61
4,6 11,2071 7,0631 6,4717 3,5288 - 35,288 13,5 8,3 5,5723 72,4 2,938 120 30 45 39,59 0,323727 0,128172
đến C-73
Trail D-01
9,2 11,2071 7,0631 12,9434 8,822 10,8 -20,25 16,6 5,5723 72,4 2,938 120 30 45 37,46 1,37656 0,515715
đến D-07
Trail D-11
9,2 11,2071 7,0631 12,9434 14,822 10,8 - 20,25 16,6 5,5723 72,4 2,938 120 30 40 37,38 1,37772 0,514967
đến D-17
Trail D-21
4,6 11,2071 7,0631 6,4717 8,822 9,45 -21,6 16,6 5,5723 72,4 2,938 120 30 40 39,26 0,346234 0,13594
đến D-28
Trail D-31
4,6 11,2071 7,0631 6,4717 8,822 9,45 - 21,6 16,6 5,5723 72,4 2,938 120 30 45 39,26 0,346234 0,135922
đến D-38
Trail E-01
9,2 11,2071 7,0631 12,9434 20,822 13,5 16,6 6,5723 57,92 - 94,12 2,938 120 30 45 31,67 1,37744 0,4362
đến E-06
Trail E-11
9,2 11,2071 7,0631 12,9434 20,822 13,5 16,6 6,5723 57,92 - 94,12 2,938 120 30 40 37,17 1,37738 0,51194
đến E-16
Trail E-21
4,6 11,2071 7,0631 6,4717 8,822 13,5 16,6 5,5723 14,48 -130,32 2,938 120 30 40 39,72 0,346162 0,137495
đến E-31
Trail E-41
4,6 11,2071 7,0631 6,4717 8,822 13,5 16,6 5,5723 14,48 -130,32 2,938 120 30 45 31,56 0,346162 0,10926
đến E-51
- PETROVIETNAM
và không phụ thuộc vào áp suất thứ cấp [42]. Lưu lượng quả mô phỏng CFD. Ngoài ra, có thể áp dụng Ejector sớm
dòng thứ cấp và tỷ lệ hút entrainment của khí tự nhiên hơn so với kế hoạch suy giảm áp của giếng HT (áp suất thứ
đều tăng tuyến tính với sự gia tăng áp suất thứ cấp dưới cấp vẫn còn cao hơn áp suất thiết kế).
mỗi điều kiện áp suất sơ cấp.
5.1.2. Đường kính họng vòi phun sơ cấp Dt
Nghiên cứu ảnh hưởng của việc thay đổi điều kiện vận
hành dòng sơ cấp và thứ cấp, Peeran và Sarshar [47] báo Trong các nghiên cứu [7, 28, 42], giá trị Dt luôn cố
cáo rằng nếu tổng lưu lượng của đường sơ cấp và thứ cấp định. Trong nghiên cứu về tối ưu 216 cấu tạo Ejector của
giảm lớn hơn 25% thì phải cần thay đổi họng hội tụ để Hassan, Elbadawy và cộng sự, giá trị Dt cố định tại 4,6 mm
đảm bảo hiệu suất thiết bị. Do đó, việc có thể giám sát và trong khi các giá trị khác được thay đổi [7]. Tuy nhiên, có
đảm bảo chế độ hoạt động tối ưu của thiết bị theo thời thể thấy đường kính họng vòi phun sơ cấp Dt là giá trị gây
gian thực (sử dụng các thiết bị đo đạc thực địa) khi so sánh ảnh hưởng rất lớn đến khối lượng dòng sơ cấp và qua đó
với kết quả mô phỏng CFD là vô cùng cần thiết [31]. Kết ảnh hưởng đến tỷ lệ hút như Hình 7 - 10.
quả của mô hình CFD cho phép tính toán phương án vận Từ các đồ thị kết quả mô hình trên, có thể thấy luôn có
hành thiết bị bằng cách so sánh hiệu suất của thiết bị theo giá trị Dt tối ưu để tỷ lệ hút cao nhất. Tuy nhiên, khi giá trị
thời gian thực (sử dụng các thiết bị đo đạc thực địa) với kết
Kết quả mô hình A -01 tới A -
60 2,5
48,1
44,94
40,9 40,4
37,42
40 31,4 2
25,53
19,39 17,17
20 11,38 1,5
Entrainment (%)
0 1 HP (kg/s)
%
6,118 6,9 7,36 7,82 8,28 8,74 9,2 9,66 10,12 11,04 11,96
LP (kg/s)
-20 0,5
-40 0
-45,49%
-60 -0,5
Hình 7. Kết quả mô hình với bộ thông số A-01 đến A-11 trong điều kiện áp suất ngược = 4,5 MPa
Kết quả mô hình A-21 tới A-
100 2,5
78,4
80 71,13
63,01 65 2
60 53,74 Entrainment (%)
44,55 1,5 HP (kg/s)
36,95
40 30,47
25,04 LP (kg/s)
20,65 17,01
20 11,58 1
%
0
5,244 5,681 6,118 6,9 7,36 7,82 8,28 8,74 9,2 9,66 10,12 11,04 11,96 0,5
-20
0
-40
-40,45%
-60 -0,5
Đường kính Dt (mm)
Hình 8. Kết quả mô hình với bộ thông số A-21 đến A-33 trong điều kiện áp suất ngược = 4 MPa
DẦU KHÍ - SỐ 9/2020 11
- THĂM DÒ - KHAI THÁC DẦU KHÍ
Dt cao hơn hoặc thấp hơn giá trị Dt tối
Kết quả mô hình A- 41 tới A- MPa ưu này thì tỷ lệ hút giảm xuống hoặc
80 0,6 tạo ra dòng chảy đảo lưu tại cổng thứ
60,68 65,26 56,01 0,5
60 48,18 cấp. Lưu lượng dòng sơ cấp tăng tuyến
39,7 34,84 0,4 tính theo giá trị Dt. Với cùng một giá trị
40 28,79
18,46 19,91 0,3 Dt, khi áp suất ngược tăng lên thì lưu
20 13,21
%
0,2 lượng sơ cấp ko đổi. Trong khi đó, lưu
0 lượng dòng thứ cấp bị giảm đi và do đó
3,22 3,45 3,68 3,91 4,14 4,37 4,6 4,83 5,06 5,52 5,98 0,1
-20 0 giảm tỷ lệ hút. Ngoài ra, giá trị Dt tối ưu
thay đổi khi áp suất ngược thay đổi.
-40 -33,4% -0,1
Entrainment (%) HP (kg/s) LP (kg/s) 5.1.3. Đường kính vùng thiết diện không
đổi Dmt
Hình 9. Kết quả mô hình với bộ thông số A-41 đến A-51 trong điều kiện áp suất ngược = 4 MPa Nhóm tác giả tiến hành tăng
khoảng giá trị mô phỏng Dmt (từ 3,32 –
14,11 mm) và rộng hơn (từ 7,13 - 13,662
Kết quả mô hình A-61 tới A-69 với P = 4,5 MPa
mm) so với nghiên cứu của Hassan
60 55,99 0,6
Amin và cộng sự [7]. Kết quả của mô
50 48,18 0,5 hình B-01 đến B-60 được biểu diễn như
40 39,7 0,4 Hình 11 - 14.
34,85
32,36
30 28,78 0,3 Từ kết quả mô hình, có thể thấy khi
%
19,9 Dmt thay đổi thì khối lượng dòng sơ cấp
20 0,2
13,21 không đổi, tuy nhiên khối lượng dòng
10 0,1 thứ cấp thay đổi. Khi gia tăng giá trị Dmt
0,49
0 0 sẽ tạo ra hiện tượng đảo lưu tại cổng
3,68 3,91 4,14 4,37 4,6 4,83 5,06 5,52 5,98 thứ cấp, còn nếu Dmt quá thấp sẽ làm
Entrainment (%) HP (kg/s) LP (kg/s) giảm hiệu suất rất nhiều. Tại cùng một
giá trị Dmt, việc gia tăng áp suất ngược
sẽ làm giảm hiệu suất hoặc tạo ra dòng
Hình 10. Kết quả mô hình với bộ thông số A-61 đến A-69 trong điều kiện áp suất ngược = 4,5 MPa đảo lưu.
Ngoài ra, giá trị Dmt tối ưu thay đổi
Kết quả mô hình B-01 tới B- khi áp suất ngược thay đổi.
45 41,66 1,6
39,46 39,81 5.1.4. Vị trí vòi hội tụ NXP
40 37,42 1,4
35 32,99
29,64 1,2 Khi thay đổi giá trị vị trí NXP thì tỷ
30 25,48 1 lệ hút entrainment, khối lượng dòng sơ
25 22,75
0,8 cấp và thứ cấp gần như không thay đổi
%
20
14,45 0,6 (Hình 15). Tỷ lệ hút entrainment, khối
15
0,4 lượng dòng sơ cấp và thứ cấp không
10
5 0,2 thay đổi tại cùng một giá trị NXP khi giá
0 0 trị áp suất đầu ra thay đổi. Ngoài ra, giá
14,94 15,77 16,6 17,015 17,43 18,26 19,92 20,75 21,58 trị tối ưu của NXP không thay đổi khi áp
Entrainment (%) HP (kg/s) suất đầu ra thay đổi. Do đó, ảnh hưởng
LP (kg/s) Poly. (Entrainment (%)) của NXP đến tỷ lệ hút rất nhỏ.
Theo nghiên cứu của W.Chen và
cộng sự [28], giá trị vị trí vòi hội tụ tối
Hình 11. Kết quả mô hình với bộ thông số B-01 đến B-09 trong điều kiện áp suất ngược = 4,5 MPa ưu nằm trong khoảng 3,6 - 7,2 mm.
12 DẦU KHÍ - SỐ 9/2020
- PETROVIETNAM
Trong nghiên cứu của Hassan Amin [7],
Kết quả mô hình B -11 tới B - giá trị tối ưu NXP là 8.822 mm. Khi áp
80 59,3 58,53 1,6
dụng cùng một cấu tạo Ejector như của
53,68 55,61
60 45 Hassan Amin và cộng sự [7] cho điều
37,17 41,13 1,1
kiện mỏ Hải Thạch, giá trị vị trí vòi hội tụ
40 22,74 29,64 25,58
tối ưu là 9,7042 mm.
20 0,6
%
5.1.5. Góc hội tụ buồng trộn cấp θS và chiều
0 0,1 dài vùng thiết diện không đổi Lmt
14,94 15,77 16,6 17,015 17,43 18,26 19,92 20,75 21,58
-20
Khi thay đổi θS và Lmt thì giá trị tỷ lệ
-0,4
-40 hút entrainment, khối lượng dòng sơ cấp
-37% và thứ cấp thay đổi rất nhỏ theo như kết
-60 -0,9
Entrainment (%) HP (kg/s) LP (kg/s) Poly. (Entrainment (%)) quả mô hình từ D-01 đến E-51. Tỷ lệ hút
entrainment, khối lượng dòng sơ cấp và
thứ cấp không thay đổi tại cùng một giá
Hình 12. Kết quả mô hình với bộ thông số B-11 đến B-21 trong điều kiện áp suất ngược = 4 MPa trị θS và Lmt ngay cả khi giá trị áp suất đầu
ra thay đổi. Ngoài ra, thay đổi giá trị θS
và Lmt không ảnh hưởng đến khối lượng
Kết quả mô hình B-31 tới B - dòng sơ cấp. Góc hội tụ buồng trộn tối
120 104,22 0,4
102,67 ưu theo nghiên cứu của Wu và cộng sự
87,61 0,35
100 [48], W.Chen và cộng sự [49] là 14o. Còn
74,17 0,3
80 trong nghiên cứu của Hassan Amin,
0,25
56,26 51,23 Elbadawy và cộng sự, 2019 thì giá trị tối
60 47,68 0,2
%
39,7 ưu θS là 13,5o. Áp dụng các kích thước
32,32 0,15
40 25,39 khác theo nghiên cứu của Hassan Amin
12,01 0,1
20 7,78 và cộng sự [7] cho điều kiện tại mỏ Hải
0,05
0 Thạch giá trị tối ưu θS cũng là 13,5o.
0
6,64 7,47 7,885 8,3 8,715 9,13 9,96 11,62 12,45 13,28 14,11 14,94
Ngoài ra, các nghiên cứu về tỷ lệ
Entrainment (%) HP (kg/s) LP (kg/s) Poly. (Entrainment (%))
giữa tối ưu có các kết quả rất khác
nhau. Tỷ lệ này tối ưu tại 4,0 theo Chong
và cộng sự [42]; 5,0 theo Wu và cộng sự
Hình 13. Kết quả mô hình với bộ thông số B-31 đến B-42 trong điều kiện áp suất ngược = 4 MPa
[48] và W.Chen và cộng sự [49]; trong
khoảng từ 2 - 8 theo W.Chen và cộng sự
Kết quả mô hình B -51 tới B- [28]. Trong khi đó, giá trị Lmt tối ưu theo
100 0,4
nghiên cứu của Hassan Amin và cộng sự
80 74,12 [7] là 72,4mm và tỷ lệ = 15,739. Khi
0,3
60 56,26 áp dụng kích thước từ nghiên cứu của
47,68
39,7 0,2 Hassan Amin và cộng sự [7] vào điều kiện
40 32,32
25,38 22,8 mỏ HT thì giá trị Lmt gần như không tạo
20 12,01 0,1
%
ra khác biệt trong dải thay đổi từ 14,48 -
0 130,32 mm, tương ứng với tỷ lệ trong
6,64 7,47 7,885 8,3 8,715 9,13 9,96 11,62 12,45 13,28 0
-20 -11,81 khoảng từ 3,15 - 28,3.
-0,1
-40 5.2. Tối ưu ứng dụng gia tăng thu hồi
-60 -47,65 -0,2 khí condensate tại mỏ Hải Thạch
Entrainment (%) HP (kg/s) LP (kg/s) Poly. (Entrainment (%))
Với từng điều kiện thông số vận
hành thiết bị, luôn có một bộ thông số
Hình 14. Kết quả mô hình với bộ thông số B-51 đến B-60 trong điều kiện áp suất ngược = 4,5 MPa cấu trúc giúp đạt được tỷ lệ hút tối ưu.
DẦU KHÍ - SỐ 9/2020 13
- THĂM DÒ - KHAI THÁC DẦU KHÍ
Kết quả mô hình C -41 tới C-
42 41,22 41,48 0,4
40,87
40,51 40,67
40,03 39,7 39,97 0,35
40 39,59 39,05
39,69 39,17
0,3
38 Entrainment (%)
0,25
36 34,96 0,2 HP (kg/s)
%
0,15 LP (kg/s)
34
0,1
32
0,05
30 0
3,5288 5,55786 7,0576 7,9398 8,822 9,7042 10,5864 11,4686 12,3508 14,1152 17,644 26,466 35,288
Chiều dài NXP (mm)
Hình 15. Kết quả mô hình với bộ thông số C-41 đến C-53 trong điều kiện áp suất ngược = 4 MPa
Bất kỳ sự thay đổi lớn nào của điều kiện vận
Kết quả mô hình D - 21 tới D -
39,8 39,71 0,4 hành đường sơ cấp và thứ cấp (thường là
39,7
39,59 39,6 0,35 giảm so với ban đầu) thì hiệu suất làm việc
39,6 39,52 của Ejector sẽ thay đổi đột ngột, có thể
0,3 phải thay đổi hình dạng và kích thước các
39,4
39,26 0,25 bộ phận bên trong thiết bị Ejector để có
thể duy trì và cải thiện hiệu suất làm việc.
39,2 39,13 0,2
%
Để giải quyết vấn đề thay đổi áp suất, lưu
39 0,15
39,0 lượng của đường sơ cấp và thứ cấp, Peeran
0,1 và Sarsha đề xuất phương án thiết kế tổng
38,8 quát [47] cho phép thay đổi các bộ lõi bên
0,05 trong như: vòi phun, họng hội tụ (mixing
38,6 0 tube) mà không cần phải thiết kế lại thiết
9,45 10,8 12,15 13,5 14,85 16,2 18,9 21,6
bị Ejector (như đầu kết nối, thân thiết bị
Entrainment (%) HP (kg/s) LP (kg/s)
Góc hội tụ buồng trộn (độ) hay bệ đỡ). Một bộ lõi sẽ được thiết kế tối
ưu tương ứng cho một dải vận hành nhất
Hình 16. Kết quả mô hình với bộ thông số D-21 đến D-28 trong điều kiện áp suất ngược = 4 MPa
định. Bằng cách thay đổi các bộ phận bên
Kết quả mô hình D-31 tới D- trong, thiết bị Ejector có thể gia tăng hiệu
39,8 39,71 0,4
39,7 suất trở lại nhanh chóng và tiết kiệm. Tại
39,59 39,6 0,35
39,6 39,52 các thời điểm khác nhau ứng với việc suy
0,3 giảm áp suất dòng sơ cấp, có thể chế tạo
39,4 các bộ phận bên trong để sẵn sàng thay
39,26 0,25
thế. Phương pháp được sử dụng để tính
39,2 39,13 0,2 toán được số lượng các bộ lõi bên trong
%
39 0,15 Ejector theo nghiên cứu của Maulana
39,0
Araci, Al-Ashaab và cộng sự, được gọi là
0,1
Set-Based Concurrent Engineering (SBCE).
38,8
0,05 Phương pháp này rất cần thiết trong việc
38,6 0 gia tăng thu hồi khí trong thời gian dài với
9,45 10,8 12,15 13,5 14,85 16,2 18,9 21,6
các điều kiện vận hành liên tục thay đổi
Entrainment (%) HP (kg/s) LP (kg/s)
Góc hội tụ buồng trộn (độ) hoặc có nhiều giếng khác nhau cần được
gia tăng thu hồi. Thực tế, việc thu hồi khí
Hình 17. Kết quả mô hình với bộ thông số D-31 đến D-38 trong điều kiện áp suất ngược = 4,5 MPa
14 DẦU KHÍ - SỐ 9/2020
- PETROVIETNAM
Kết quả mô hình E -21 tới E-
39,85 0,4
39,80 0,35
39,75 0,3
0,25 Entrainment (%)
39,70
0,2
%
39,65 HP (kg/s)
0,15
39,60 LP (kg/s)
0,1
39,55 0,05
39,50 0
14.48 28,96 43,44 50,68 57,92 65,16 72,4 86,88 101,36 115,84 130,32
Chiều dài thiết diện không đổi (mm)
Hình 18. Kết quả mô hình với bộ thông số E-21 đến E-31 trong điều kiện áp suất ngược = 4 MPa
Kết quả mô hình E-41 tới E -
39,85 39,83 39,82 0,4
39,81
39,80 39,77 0,35
39,75 39,72 0,3
39,7 39,71
39,69 39,7 0,25 Entrainment (%)
39,70 39,67 0,2
%
39,65 HP (kg/s)
39,62 0,15
39,60 LP (kg/s)
0,1
39,55 0,05
39,50 0
14,48 28,96 43,44 50,68 57,92 65,16 72,4 86,88 101,36 115,84 130,32
Chiều dài thiết diện không đổi (mm)
Hình 19. Kết quả mô hình với bộ thông số E-41 đến E-51 trong điều kiện áp suất ngược = 4,5 MPa
của nhiều giếng khí như của BIENDONG POC sẽ cần nhiều thông số khác của cấu tạo thiết bị có ảnh hưởng rất nhỏ
bộ lõi Ejector được tính toán và thiết kế trước nhằm tối ưu hoặc không có ảnh hưởng. Do đó, để có thể tìm được cấu
khả năng thu hồi cũng như đảm bảo việc vận hành thiết tạo (hoặc nhiều bộ cấu tạo) Ejector tối ưu cho điều kiện
bị thường xuyên. Nhóm tác giả đã đánh giá việc áp dụng mỏ Hải Thạch thì hàm ràng buộc phải gồm:
phương pháp SBCE trong nghiên cứu phát triển sản phẩm
và mô phỏng CFD đạt được hiệu quả tốt do giảm các mẫu ⎧ = , , , , , , , =
thử, đẩy nhanh quá trình nghiên cứu và tối ưu được lượng ⎪
≤
sản phẩm thu hồi [50]. ⎨ > 0
⎪
Dựa trên kết quả của mô hình CFD, nghiên cứu này ⎩ = 4,5
đã chỉ ra kích thước đường kính họng vòi phun sơ cấp Dt,
Trong đó, mp-max là giá trị lưu lượng tối đa của phương
đường kính vùng thiết diện không đổi Dt có ảnh hưởng
lớn nhất đến tỷ lệ hút entrainment. Trong khi đó, các giá trị
án 1 (40 triệu ft3 chuẩn/ngày)à và phương án 2 (10,5 triệu
⎧ = , , , , , , , =
ft chuẩn/ngày).
3
Hàm đa mục tiêuà gồm việc đảm bảo tỷ lệ
khác là vị trí vòi hội tụ NXP, góc hội tụ buồng trộn và chiều ⎪
hút entrainment ω là tối đa. ≤ Ngoài ra, giá trị của áp suất
dài vùng thiết diện không đổi chỉ có ảnh hưởng nhỏ đến ⎨
thứ cấp⎪ mà tại đó Ejector vẫn > 0
cho tỷ lệ hút dương (gọi
hiệu suất thiết bị. Kết quả này tương đồng với nghiên cứu
là Ps-min
⎩) phải là tối thiểu. Như= vậy,
4,5 Ejector có thể tận thu
của Carrilo, Sanchez và cộng sự khi nghiên cứu tối ưu hóa
giếng tới áp suất thấp nhất. Do đó, hàm mục tiêu như sau:
đặc điểm cấu tạo thiết bị Ejector một pha sử dụng cho hệ
thống làm lạnh [44]. Nhóm tác giả nhận định đường kính à
vòi phun sơ cấp và đường kính phần thiết diện không
à
đổi có ảnh hưởng lớn nhất đến hiệu suất thiết bị. Những
DẦU KHÍ - SỐ 9/2020 15
- THĂM DÒ - KHAI THÁC DẦU KHÍ
6. Kết luận Tài liệu tham khảo
Việc xây dựng mô hình hoạt động chính xác của thiết [1] A.J.Green, Kevin Ashton, and A.T.Reade, “Gas
bị Ejector bằng phương pháp mô phỏng CFD hỗn hợp khí production improvements using ejectors”, Offshore
tự nhiên hỗ trợ hiệu quả cho việc nghiên cứu triển khai Europe, Aberdeen, United Kingdom, 7 - 10 September, 1993.
giải pháp gia tăng thu hồi cho mỏ khí, condensate. Tại DOI: 10.2118/26684-MS.
mỏ Hải Thạch, 2 phương án lấy khí từ giếng tốt nhất hoặc
[2] M.M.Sarshar, “Jet-boosting the profitability of
dùng khí tại đầu ra của máy nén khí cao áp để làm nguồn
marginal oil and gas fields”, World Pumps, Vol. 387, pp. 24 -
dẫn động để gia tăng thu hồi sử dụng thiết bị Ejector đã
26, 1998. DOI: 10.1016/S0262-1762(99)80605-1.
được mô phỏng CFD.
[3] Marco Villa, Giambattista De Ghetto, Francesco
Kết quả nghiên cứu đã đưa ra mô hình có độ tin
Paone, Giancarlo Giacchetta, and Maurizio Bevilacqua,
cậy cao và được sử dụng để nghiên cứu ảnh hưởng các
“Ejectors for boosting low-pressure oil wells”, SPE
thông số kích thước cấu tạo đến hiệu suất Ejector trong
Production & Facilities, Vol. 14, No. 4, pp. 229 - 234, 1999.
điều kiện làm việc tại mỏ Hải Thạch. Thông qua kết quả
DOI: 10.2118/59091-PA.
mô hình, đường kính họng vòi phun sơ cấp (Dt) và đường
kính vùng thiết diện không đổi (Dmt) có ảnh hưởng lớn [4] P.Andreussi, S.Sodini, V.Faluomi, P.Ciandri,
nhất đến hiệu suất của Ejector. Đường kính họng vòi A.Ansiati, F.Paone, C.Battaia, and G.De Ghetto, “Multiphase
phun sơ cấp ảnh hưởng chính đến khối lượng dòng chất ejector to boost production: First application in the Gulf of
lưu sơ cấp. Trong khi đó, đường kính vùng thiết diện Mexico”, Offshore Technology Conference, Houston, Texas, 5
không đổi tác động đến khối lượng dòng thứ cấp. Luôn - 8 May, 2003. DOI: 10.4043/15170-MS.
có một giá trị tối ưu của Dt và Dmt tương ứng với điều kiện [5] Trần Ngọc Trung, Triệu Hùng Trường, Ngô Hữu
áp suất sơ cấp, thứ cấp và áp suất ngược. Việc tăng hay Hải, Trần Vũ Tùng, và Lý Văn Dao, “Nghiên cứu xây dựng
giảm so với giá trị tối ưu của nó sẽ làm giảm hiệu suất mô hình mô phỏng động lực học chất lỏng tính toán
thiết bị hoặc gây ra hiện tượng dòng chảy đảo lưu tại (CFD) cho thiết bị Ejector sử dụng nâng cao tỷ lệ thu
cổng thứ cấp. Trong khi đó, vị trí vòi hội tụ NXP, góc hội hồi mỏ khí condensate Hải Thạch”, Tạp chí Dầu khí, Số 5,
tụ buồng trộn cấp θS và chiều dài vùng thiết diện không tr. 14 - 24, 2020.
đổi Lmt có ảnh hưởng rất nhỏ đến tỷ lệ hút entrainment,
[6] Bourhan M.Tashtoush, Moh'd A.Al-Nimr, and
khối lượng dòng sơ cấp và thứ cấp. Trong điều kiện tại
Mohammad A.Khasawneh, "A comprehensive review of
mỏ Hải Thạch, luôn có một giá trị tối ưu của bộ thông
ejector design, performance, and applications”, Applied
số bao gồm đường kính họng vòi phun sơ cấp (Dt) và
Energy, Vol. 240, pp. 138 - 172, 2019. DOI: 10.1016/j.
đường kính vùng thiết diện không đổi (Dmt), vị trí vòi hội
apenergy.2019.01.185.
tụ NXP, góc hội tụ buồng trộn cấp θS và chiều dài vùng
thiết diện không đổi Lmt cho mỗi giá trị áp suất ngược [7] Amin Hassan Amin, Ibrahim Elbadawy, E.Elgendy,
tương ứng với áp suất đầu vào hệ thống công nghệ. Cuối and M.Fatouh, “Effect of geometrical factors interactions
cùng, bài toán tối ưu quy hoạch phi tuyến đa mục tiêu on design optimization process of a natural gas ejector”,
cho ứng dụng gia tăng thu hồi khí và condensate cho mỏ Advances in Mechanical Engineering, Vol. 11, No. 9, 2019.
Hải Thạch được xây dựng thông qua kết quả mô phỏng DOI: 10.1177/1687814019880368.
các mô hình.
[8] Daotong Chong, Mengqi Hu, Weixiong Chen,
Phương hướng nghiên cứu tiếp theo về gia tăng thu Jinshi Wang, Jiping Liu, and Junjie Yan, “Experimental
hồi khí condensate bằng thiết bị Ejector bao gồm việc tối and numerical analysis of supersonic air ejector”, Applied
ưu hóa cấu tạo hình học Ejector khí tự nhiên với bộ thông Energy, Vol. 130, pp. 679 - 684, 2014. DOI: 10.1016/j.
số vận hành của mỏ Hải Thạch và Mộc Tinh trong tương lai apenergy.2014.02.023.
gần với bài toán quy hoạch phi tuyến đa mục tiêu. Ngoài
[9] Dariusz Butrymowicz, Kamil Śmierciew, Jarosław
ra, việc gia tăng thu hồi khí kéo dài tại 2 mỏ có thể sẽ đòi
Karwacki, and Jerzy Gagan, “Experimental investigations
hỏi nhiều bộ lõi khác nhau. Vì vậy, hướng nghiên cứu nữa
of low-temperature driven ejection refrigeration cycle
là tối ưu được số lượng thiết kế bộ lõi này và qua đó thu
operating with isobutane”, International Journal of
hồi được lượng sản phẩm lớn hơn tại cụm mỏ Hải Thạch
Refrigeration, Vol. 39, pp. 196 - 209, 2014. DOI: 10.1016/j.
- Mộc Tinh.
ijrefrig.2013.10.008.
16 DẦU KHÍ - SỐ 9/2020
- PETROVIETNAM
[10] Kanjanapon Chunnanond and Satha [19] Michal Palacz, Michal Haida, Jacek Smolka,
Aphornratana, “An experimental investigation of a Andrzej J.Nowak, Krzysztof Banasiak, and Armin
steam ejector refrigerator: the analysis of the pressure Hafner, “HEM and HRM accuracy comparison for the
profile along the ejector”, Applied Thermal Engineering, simulation of CO2 expansion in two-phase ejectors for
Vol. 24, No. 2, pp. 311 - 322, 2004. DOI: 10.1016/j. supermarket refrigeration systems”, Applied Thermal
applthermaleng.2003.07.003. Engineering, Vol. 115, pp. 160 - 169, 2017. DOI: 10.1016/j.
applthermaleng.2016.12.122.
[11] Satha Aphornratana and Ian W.Eames, “A
small capacity steam-ejector refrigerator: Experimental [20] Lei Wang, Jia Yan, Chen Wang, and Xianbi Li,
investigation of a system using ejector with movable “Numerical study on optimization of ejector primary nozzle
primary nozzle”, International Journal of Refrigeration, geometries”, International Journal of Refrigeration, Vol. 76,
Vol. 20, No. 5, pp. 352 - 358, 1997. DOI: 10.1016/S0140- pp. 219 - 229, 2017. DOI: 10.1016/j.ijrefrig.2017.02.010.
7007(97)00008-X.
[21] Kangkang Xue, Kaihua Li, Weixiong Chen,
[12] R.Yapıcı, H.K.Ersoy, A.Aktoprakoğlu, H.S.Halkacı, Daotong Chong, and Junjie Yan, “Numerical investigation
and O.Yiğit, “Experimental determination of the optimum on the performance of different primary nozzle structures
performance of ejector refrigeration system depending in the supersonic Ejector”, Energy Procedia, Vol. 105, pp.
on ejector area ratio”, International Journal of Refrigeration, 4997 - 5004, 2017. DOI: 10.1016/j.egypro.2017.03.1000.
Vol. 31, No. 7, pp. 1183 - 1189, 2008. DOI: 10.1016/j.
[22] Moon Soo Lee, Hoseong Lee, Yunho Hwang,
ijrefrig.2008.02.010.
Reinhard Radermacher, and Hee-Moon Jeong,
[13] Jia Yan, Wenjian Cai, and Yanzhong Li, “Geometry “Optimization of two-phase R600a ejector geometries
parameters effect for air-cooled ejector cooling systems using a non-equilibrium CFD model”, Applied Thermal
with R134a refrigerant”, Renewable Energy, Vol. 46, pp. 155 Engineering, Vol. 109, pp. 272 - 282, 2016. DOI: 10.1016/j.
- 163, 2012. DOI: 10.1016/j.renene.2012.03.031.” applthermaleng.2016.08.078.
[14] E.Rusly, Lu Aye, W.W.S.Charters, and A.Ooi, “CFD [23] K.Pianthong, W.Seehanam, M.Behnia,
analysis of ejector in a combined ejector cooling system”, T.Sriveerakul, and S.Aphornratana, “Investigation and
International Journal of Refrigeration, Vol. 28, No. 7, improvement of ejector refrigeration system using
pp. 1092 - 1101, 2005. DOI: 10.1016/j.ijrefrig.2005.02.005. computational fluid dynamics technique”, Energy
Conversion and Management, Vol. 48, No. 9, pp. 2556 -
[15] I.W.Eames, S.Wu, M.Worall, and S.Aphornratana,
2564, 2007. DOI: 10.1016/j.enconman.2007.03.021.
“An experimental investigation of steam ejectors for
applications in jet-pump refrigerators powered by low- [24] J.H.Keenan and E.P.Neumann, “A Simple air
grade heat”, Proceedings of the Institution of Mechanical Ejector”, Transactions of American Society of Mechanical
Engineers, Part A: Journal of Power and Energy, Vol. 213, pp. Engineers, Vol. 64, 1942.
351 - 361, 1999. DOI: 10.1243/0957650991537734.
[25] Heuy-Dong Kim, Toshiaki Setoguchi, Shen Yu,
[16] Szabolcs Varga, Armando C.Oliveira, and and S.Raghunathan, “Navier-Stokes computations of the
Bogdan Diaconu, “Influence of geometrical factors on supersonic ejector-diffuser system with a second throat”,
steam ejector performance - A numerical assessment”, Journal of Thermal Science, Vol. 8, No. 2, pp. 79 - 8 3, 1999.
International Journal of Refrigeration, Vol. 32, No. 7, DOI:10.1007/s11630-999-0028-2.
pp. 1694 - 1701, 2009. DOI: 10.1016/j.ijrefrig.2009.05.009.
[26] James R.DeBonis, “Full Navier-Stokes analysis
[17] Yan Jia and Cai Wenjian, “Area ratio effects to the of a two-dimensional mixer/ejector nozzle for noise
performance of air-cooled ejector refrigeration cycle with suppression”, AIAA/SAE/ASME/ASEE 28th Joint Propulsion
R134a refrigerant”, Energy Conversion and Management, Conference and Exhibit, Nashville, Tennessee, 6 - 8 July, 1992.
Vol. 53, No. 1, pp. 240 - 246, 2012. DOI: 10.1016/j. DOI:10.2514/6.1992-3570.
enconman.2011.09.002.
[27] Weixiong Chen, Huiqiang Chen, Chaoyin Shi,
[18] Tony Utomo, Myongkuk Ji, Pilhwan Kim, Kangkang Xue, Daotong Chong, and Junjie Yan, “A novel
Hyomin Jeong, and Hanshik Chung, “CFD analysis on the ejector with a bypass to enhance the performance”.
influence of converging duct angle on the seam ejector Applied Thermal Engineering, Vol. 93, pp. 939 - 946, 2016.
performance”, 2008. DOI: 10.1016/j.applthermaleng.2015.10.067.
DẦU KHÍ - SỐ 9/2020 17
- THĂM DÒ - KHAI THÁC DẦU KHÍ
[28] Weixiong Chen, Daotong Chong, JunJie Yan, [37] Yinhai Zhu, Wenjian Cai, Changyun Wen, and
and Jiping Liu, “The numerical analysis of the effect of Yanzhong Li, “Numerical investigation of geometry
geometrical factors on natural gas ejector performance”, parameters for design of high performance ejectors”,
Applied Thermal Engineering, Vol. 59, No. 1, pp. 21 - 29, Applied Thermal Engineering, Vol. 29, No. 5 - 6, pp. 898 -
2013. DOI: 10.1016/j.applthermaleng.2013.04.036. 905, 2009. DOI: 10.1016/j.applthermaleng.2008.04.025.
[29] Weixiong Chen, Huiqiang Chen, Chaoyin [38] NIST Chemistry WebBook, NIST standard
Shi, Kangkang Xue, Daotong Chong, and Junjie Yan, reference database number 69, 2018. DOI: 10.18434/
“Impact of operational and geometrical factors on T4D303.
ejector performance with a bypass”, Applied Thermal [39] P.J.Roache, “Perspective: A method for uniform
Engineering, Vol. 99, pp. 476 - 484, 2016. DOI: 10.1016/j. reporting of grid refinement studies ”, Journal of Fluids
applthermaleng.2016.01.074. Engineering, Vol. 116, No. 3, pp. 405 - 413, 1994. DOI:
[30] Weixiong Chen, Kangkang Xue, Yingchun Wang, 10.1115/1.2910291.
Daotong Chong, and Junjie Yan, “Numerical assessment [40] P.J.Roache, “Quantification of uncertainty in
on the performance of two-stage ejector to boost the low- computational fluid dynamics”, Annual Review of Fluid
pressure natural gas”, Journal of Natural Gas Science and Mechanics, Vol. 29, pp. 123 - 160, 1997. DOI: 10.1146/
Engineering, Vol. 34, pp. 575 - 584, 2016. DOI: 10.1016/j. annurev.fluid.29.1.123.
jngse.2016.07.031.
[41] P.J.Roache, “Verification of codes and
[31] Weixiong Chen, Chenxi Huang, Daotong Chong, calculations”, AIAA Journal, Vol. 36, No. 5, pp. 696 - 702,
and Junjie Yan 2019, “Numerical assessment of ejector 1998. DOI: 10.2514/2.457.
performance enhancement by means of combined
[42] Daotong Chong, Junjie Yan, Gesheng Wu, and
adjustable-geometry and bypass methods”, Applied
Jiping Liu, “Structural optimization and experimental
Thermal Engineering, Vol. 149, pp. 950 - 959, 2019. DOI:
investigation of supersonic ejectors for boosting low
10.1016/j.applthermaleng.2018.12.052.
pressure natural gas”, Applied Thermal Engineering,
[32] G.W.Clanton, “Design and application of the gas Vol. 29, No. 14, pp. 2799 - 2807, 2009. DOI: 10.1016/j.
jet Ejector on marginal gas wells”, Journal of Petroleum applthermaleng.2009.01.014.
Technology, Vol. 18, No. 4, pp. 419 - 423, 1966. DOI:
[43] Weixiong Chen, Daotong Chong, Junjie
10.2118/1274-PA.
Yan, Sheng-Chao Dong, and Ji-Ping Liu, “Numerical
[33] Yann Bartosiewicz, Philippe Desevaux, investigation of Two-Phase flow in natural gas
Zine Aidoun, and Yves Mercadier, “CFD-Experiments Ejector”, Heat Transfer Engineering, Vol. 35, 2014. DOI:
integration in the evaluation of six turbulence models for 10.1080/01457632.2013.838069.
supersonic Ejectors modeling”, Proceedings of Integrating
[44] José Antonio Expósito Carrillo, Francisco José
CFD and Experiments Conference, Glasgow, UK, 2003.
Sánchez de La Flor, and José Manuel Salmerón Lissén,
[34] Yinhai Zhu and PeixueJiang, “Experimental “Single-phase ejector geometry optimisation by means of
and numerical investigation of the effect of shock wave a multi-objective evolutionary algorithm and a surrogate
characteristics on the ejector performance”, International CFD model”, Energy, Vol. 164, pp. 46 - 64, 2018. DOI:
Journal of Refrigeration, Vol. 40, pp. 31 - 42, 2013. DOI: 10.1016/j.energy.2018.08.176.
10.1016/j.ijrefrig.2013.11.008.
[45] B.J.Huang, C.B.Jiang, and F.L.Hu, “Ejector
[35] Adrienne B.Little and Srinivas Garimella, performance characteristics and design analysis of jet
“Shadowgraph visualization of condensing R134a flow refrigeration system”, Journal of Engineering for Gas
through ejectors”, International Journal of Refrigeration, Vol. Turbines and Power, Vol. 107, No. 3, pp. 792 - 802, 1985.
68, pp. 118 - 129, 2016. DOI: 10.1016/j.ijrefrig.2016.04.018. DOI: 10.1115/1.3239802.
[36] Y.Bartosiewicz, ZineAidoun, P.Desevaux, [46] Jianyong Chen, Sad Jarall, Hans Havtun, and
and Yves Mercadier, “Numerical and experimental Björn Palm, “A review on versatile ejector applications
investigations on supersonic ejectors”, International in refrigeration systems”, Renewable and Sustainable
Journal of Heat and Fluid Flow, Vol. 26, No. 1, pp. 56 - 70, Energy Reviews, Vol. 49, pp. 67 - 90, 2015. DOI: 10.1016/j.
2005. DOI: 10.1016/j.ijheatfluidflow.2004.07.003. rser.2015.04.073.
18 DẦU KHÍ - SỐ 9/2020
- PETROVIETNAM
[47] Syed M.Peeran and N.Beg S.Sarshar, “Novel [49] Weixiong Chen, Daotong Chong, Junjie Yan, and
examples of the use of surface jet pumps (SJPs) to enhance Jiping Liu, "Numerical optimization on the geometrical
production & processing. Case studies & lessons learnt”, factors of natural gas ejectors", International Journal of
North Africa Technical Conference and Exhibition, Cairo, Thermal Sciences, Vol. 50, No. 8, pp. 1554 - 1561, 2011. DOI:
Egypt, 15 - 17 April, 2013. DOI: 10.2118/165382-MS. 10.1016/j.ijthermalsci.2011.02.026.
[48] Gesheng Wu, Daotong Chong, Weixiong Chen, [50] Zehra C.Araci, Ahmed Al-Ashaab, Piotr
and Junjie Yan, “Supersonic ejector to boost production W.Lasisz, Jakub W.Flisiak, Muhd I.I.Maulana, Najam Beg,
from low pressure natural gas field”, International and Abdullah Rehman, "Trade-off curves applications
Conference on Computer Distributed Control and Intelligent to support Set-based design of a surface jet pump",
Environmental Monitoring, 19 - 20 February, 2011. DOI: Procedia CIRP, Vol. 60, pp. 356 - 361, 2017. DOI: 10.1016/j.
10.1109/CDCIEM.2011.146. procir.2017.01.028.
STRUCTURAL INVESTIGATION OF SUPERSONIC EJECTOR FOR BOOSTING
LOW PRESSURE WELLS IN HAI THACH GAS CONDENSATE FIELD
Tran Ngoc Trung1, Tran Vu Tung1, Ly Van Dao1, Ngo Huu Hai1, Trieu Hung Truong2
1
Bien Dong Petroleum Operation Company (BIENDONG POC)
2
Hanoi University of Mining and Geology
Email: trungtn@biendongpoc.vn
Summary
To recover gas and condensate at pressure-reducing wells simultaneously with other wells which still give stable flow rate and pressure, a
method using a surface device called ejector has been studied to evaluate its technical feasibility and economic efficiency. Ejector is a simple,
low-cost solution which can be deployed quickly to increase recovery for pressure-reduced gas condensate wells.
The paper presents a numerical method to study the ejector’s performance based on a set of parameters (entrainment and compression
ratios). The fluid flowing inside the Ejector is simulated using computational fluid dynamic (CFD) technique. The results of the CFD model was
used to study the effect of geometrical dimensions on the ejector’s performance under Hai Thach field’s operating conditions. The primary
nozzle (Dt) and the constant cross-sectional area diameter (Dmt) have the highest impact on the ejector’s performance. The diameter of the
primary nozzle (Dt) mainly affects the primary fluid flow. Meanwhile, the constant cross-sectional diameter (Dmt) affects the secondary
fluid flow. The multi-objective nonlinear programming optimisation technique for ejector application to increase the recovery of gas and
condensate for Hai Thach field was developed based on the simulation results of CFD models.
Key words: Ejector, CFD, boosting gas and condensate production, Hai Thach Field.
DẦU KHÍ - SỐ 9/2020 19
nguon tai.lieu . vn
