Đang tải... (xem toàn văn)
Bài viết 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).
THĂM DỊ - KHAI THÁC DẦU KHÍ TẠP CHÍ DẦU KHÍ Số - 2020, trang - 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 Công ty Điều hành Dầu khí Biển Đơng Đại học Mỏ - Địa chất Email: trungtn@biendongpoc.vn Tóm tắt Để tận thu khí condensate giếng suy giảm áp suất đồng thời với giếng khác cho sản lượng áp suất ổn định, phương pháp sử dụng thiết bị bề mặt Ejector nghiên cứu đánh giá tính khả thi kỹ thuật hiệu kinh tế Đây thiết bị đơn giản, chi phí thấp, thời gian triển khai nhanh để gia tăng thu hồi cho giếng suy giảm áp suất Bài báo trình bày phương pháp số để nghiên cứu hiệu suất thiết bị Ejector dựa thông số (tỷ số hút entrainment tỷ số nén) Dòng chảy lưu chất bên thiết bị Ejector mô thông qua kỹ thuật mô động lực học chất lỏng tính tốn (computational fluid dynamics) Kết nghiên cứu xây dựng mơ hình có độ tin cậy cao sử dụng để đánh giá ảnh hưởng thông số đến hiệu suất Ejector điều kiện làm việc mỏ khí condensate Hải Thạch Thơng qua kết mơ hình, đường kính họng vịi phun sơ cấp (Dt) đường kính vùng thiết diện khơng đổi (Dmt) có ảnh hưởng lớn đến hiệu suất Ejector Việc tăng hay giảm so với giá trị tối ưu làm giảm hiệu suất thiết bị gây tượng dòng chảy đảo lưu cổng thứ cấp Bài toán tối ưu quy hoạch phi tuyến đa mục tiêu cho ứng dụng gia tăng thu hồi khí condensate cho mỏ Hải Thạch xây dựng thông qua kết mơ mơ hình Từ khóa: Ejector, CFD, nâng cao thu hồi khí/condensate, mỏ Hải Thạch Giới thiệu Thiết bị Ejector phát minh nghiên cứu từ kỷ XIX, nhiên việc nghiên cứu ứng dụng gia tăng thu hồi cho mỏ dầu khí/condensate đẩy mạnh khoảng thập kỷ trở lại [1 - 4] Mô hình mơ dịng chảy chất lưu bên thiết bị Ejector giúp gia tăng khả thu hồi khí condensate xây dựng thông qua kỹ thuật mô động lực học chất lỏng tính tốn (CFD - computational fluid dynamics) [5] Phương pháp mơ CFD đóng vai trò quan trọng việc kiểm chứng lý thuyết để từ áp dụng thực nghiệm Mơ CFD nghiên cứu xây dựng cho hỗn hợp khí tự nhiên có thành phần cấu tử, tính chất vật lý tương tự điều kiện thực tế mỏ Hải Thạch Bài báo tập trung phân tích ảnh hưởng đến hoạt động Ejector giới hạn tỷ số hút, tỷ số áp suất Ngày nhận bài: 24/6/2020 Ngày phản biện đánh giá sửa chữa: 25/6 - 29/7/2020 Ngày báo duyệt đăng: 13/8/2020 DẦU KHÍ - SỐ 9/2020 xem xét khía cạnh hình học khác nhau, gồm vị trí vịi sơ cấp (NXP), đường kính vịi phun sơ cấp, đường kính chiều dài khu vực thiết diện khơng đổi, góc hội tụ buồng trộn Kết từ nghiên cứu so sánh tham khảo với nghiên cứu khác tối ưu cấu trúc thiết bị Ejector Trên sở đó, tốn tối ưu quy hoạch phi tuyến đa mục tiêu cho ứng dụng gia tăng thu hồi khí condensate cho mỏ Hải Thạch xây dựng từ kết mô mô hình Cơ sở lý thuyết phương pháp nghiên cứu Thiết bị Ejector phát minh ứng dụng vào năm 1858 Henry Giffard [6] Ejector thiết bị hướng dòng đơn giản với cổng chất lưu đầu vào (dòng chảy chất lưu sơ cấp/thứ cấp) cổng phân tán (diffuser) Nguyên lý thiết bị tạo áp suất âm khu vực buồng hút cách cho dòng chảy chất lưu áp suất cao qua khe hở hẹp vòi phun hội tụ để hút dòng áp suất thấp cổng thứ cấp PETROVIETNAM 2.1 Các thông số để phân tích đánh giá hiệu suất hoạt động thiết bị Ejector Hai thông số tỷ số hút entrainment tỷ số nén thường sử dụng để phân tích đánh giá hiệu suất thiết bị Ejector Tỷ số hút entrainment ω, biểu thị đặc trưng cho khả Ejector việc hút khối lượng chất lưu thứ cấp khối lượng chất lưu sơ cấp, xác định điều kiện đầu vào: = (1) Với ms khối lượng dòng chảy chất lưu thứ cấp, mp = khối lượng dòng chảy sơ cấp Trong trường hợp áp dụng mỏ Hải Thạch, giá trị khối lượng dòng chảy sơ cấp (mp) phải biến hàm mục tiêu Giá trị mp phải ln nhỏ mp-max, mp-max khối lượng dòng chất lưu sơ cấp tối đa huy động cho phương án Ngoài ra, tỷ số nén τ áp suất đầu với áp suất đầu vào thứ cấp thường coi tỷ số nén đặc trưng =của thiết bị: = (2) Trong đó: Tổng quan nghiên cứu xây dựng kiểm chứng mơ hình thiết bị Ejector Pb: Áp suất đầu hay áp suất ngược; Ps: Áp suất cổng thứ cấp 2.2 Các nhóm thông số ảnh hưởng đến hiệu suất thiết bị Ejector Nhiều nghiên cứu tập trung vào đánh giá xem xét khía cạnh khác ảnh hưởng đến hiệu suất hoạt động thiết bị Ejector cấu tạo hình học thiết kế Ejector; thơng số nhiệt độ áp suất vận hành hệ thống; đặc tính dịng chảy chất lưu Đầu tiên, thông số vận hành hệ thống nhiệt độ, áp suất lưu Schlieren • J.Fabri, R Siestrunck (1958) • H.Kuroda (1981) • Y-C.Hsia, A Krothapallit, D Baganofft (1988) • Y.Zhu, P.Jiang (2014) Shadowgraph • K.Kontis, H Zare - Behtash (2009) • AB.Little, Y Bartosiewicz, S Garimella (2015) • AB.Little, S Garimella (2016) lượng dòng chất lưu sơ cấp, thứ cấp áp suất ngược trực tiếp ảnh hưởng đến khả hoạt động hiệu suất Ejector [7, 8] Tiếp theo ảnh hưởng từ thông số khác đại diện cho đặc tính dịng chảy chất lưu hệ số nén, thành phần cấu tử, tính chất vật lý dòng chảy chất lưu [9] Vấn đề cần tối ưu hóa cấu trúc bên thiết bị Ejector để đạt hiệu suất làm việc cao Đã có nhiều nghiên cứu ảnh hưởng cấu tạo hình học lên hiệu suất hoạt động Ejector Trong ứng dụng Ejector cho hệ thống làm lạnh, kích thước cấu tạo khác nghiên cứu kể đến: vị trí vịi hội tụ (nozzle exit position - NXP) [10 - 13]; tỷ số diện tích (area ratio) [14 17]; kích thước buồng trộn [18]; kích thước góc phần khuếch tán (diffuser size and diverging angle); hình dạng vịi hội tụ [19 - 21]; chiều dài đường kính vùng thiết diện khơng đổi (constant area section) [22, 23] Tuy nhiên, kết đạt được, cơng trình thực tồn số mâu thuẫn Khó khăn việc thiết kế ứng dụng Ejector lựa chọn kích thước hình học khác chiều dài, góc độ hay đường kính để tìm phương án tối ưu cho điều kiện làm việc khác Light Scattering • P.Desevaux, Prenel cộng (1994) Các nghiên cứu gần xây dựng mơ hình mơ như: mơ hình nhiệt động lực học, mơ hình động lực học chất lỏng tính tốn để mơ phỏng, phân tích tối ưu hóa hoạt động Ejector Ngồi ra, cịn có nhiều nghiên cứu phương pháp kiểm chứng mơ hình (phương pháp thí nghiệm phương pháp kiểm chứng hình ảnh chuyển động dịng chảy chất lưu) nhằm đánh giá, so sánh, hiệu chuẩn nâng cao độ xác kết mơ hình Sự kết hợp mơ kiểm chứng mơ hình đưa đánh giá chi tiết dòng chảy chất Rayleight Scattering Laser Tomography Direct Photography • P.Desevaux, Prenel cộng (1995) • Desevaux (2001) • T.Marynowski, P Desevaux, Y Mercadier (2009) • A.Bouhanguel, P Desevaux, E Gavignet (2011) • Y -H.Zhu, Wang cộng (2016) • J.Zhu & Elbel, (2018) • Y.li, Deng cộng (2018) Hình Phương pháp kiểm chứng hình ảnh dịng chảy chất lưu (flow visualization) DẦU KHÍ - SỐ 9/2020 THĂM DỊ - KHAI THÁC DẦU KHÍ lưu, phát điểm cục bộ, dị thường áp suất hay lưu lượng bên cấu tạo thiết bị Ejector Trong số nghiên cứu xem xét, có kỹ thuật kiểm chứng hình ảnh dịng chảy chất lưu khác sử dụng để hiểu rõ kiểu dòng chảy Tuy nhiên, phương pháp Schlieren Shadowgraphy chủ yếu sử dụng chứng minh độ xác hiệu Thơng thường có phương án mơ tốn học hoạt động dòng chất lưu trạng thái ổn định (steady state) tức thời (transient modelling) Các nghiên cứu chủ yếu tập trung vào việc thực mô trạng thái ổn định Đối với mô tức thời thiết bị Ejector ứng dụng gia tăng thu hồi từ giếng suy giảm áp suất, chưa có nghiên cứu cụ thể Ngun nhân việc giải phương trình sai phân địi hỏi rời rạc hóa Δt phải nhỏ vận tốc dòng lớn, đặc biệt khu vực gần vòi phun Do vậy, để đạt trạng thái ổn định địi hỏi khối lượng tính tốn vơ lớn Ngồi ra, thơng số dịng sơ cấp thứ cấp áp suất, nhiệt độ thành phần cấu tử thay đổi liên tục, dẫn đến khó khăn tính hiệu mô tức thời Keenan Neumann lần giới thiệu mơ hình nhiệt động lực học 1-D dựa lý thuyết động lực khí lý tưởng Ejector [24] Trong đó, báo cáo khoa học thực cách sử dụng phương pháp CFD để mô hoạt động thiết bị Ejector đạt kết mơ tích cực mặt dòng chảy cục bên Ejector khoảng năm 1990 - 2000 [25, 26] Phương pháp CFD chứng minh khả việc mơ phỏng, phân tích dịng chảy chất lưu bên Ejector tối ưu hóa hoạt động Ejector điều kiện hoạt động, hình dạng cấu tạo chất lưu hoạt động khác Mô CFD cho phép xem xét tượng chế độ dòng chảy khác xảy Ejector như: sóng xung kích, tượng trộn lẫn, dịng chảy lớp cận biên, thay đổi pha, tính nén được, dịng chảy siêu âm, dịng chảy phức tạp Nhìn chung, mơ hình CFD có độ xác cao nhiên lại phức tạp, đòi hỏi nhiều thời gian nỗ lực tính tốn so với mơ hình nhiệt động lực học khoảng cách so với kết thí nghiệm thực địa (sai số tỷ lệ hút entrainment khoảng 10 - 13,2% [27 - 31]) Nghiên cứu gia tăng thu hồi khí condensate cho giếng suy giảm áp suất mỏ Hải Thạch 4.1 Đối tượng phạm vi nghiên cứu Ejector sử dụng nhằm gia tăng khả thu hồi khai thác dầu khí giới thiệu lần DẦU KHÍ - SỐ 9/2020 Clanton giải pháp tận dụng lượng thân thiện với môi trường sử dụng lượng lãng phí qua van điều tiết đầu giếng hệ thống cơng nghệ dầu khí [32] Ứng dụng Ejector gia tăng thu hồi dầu khí thường sử dụng phương án lấy khí từ đầu máy nén khí từ giếng cao áp lân cận làm nguồn chất lưu dẫn động Có phương án lấy khí áp cao khác để thu hồi khí/condensate mỏ Hải Thạch, sử dụng khí khơ thương mại cao áp đầu máy nén khí dùng khí từ giếng có áp suất cao lưu lượng lớn [5]: 4.2 Lựa chọn mơ hình nhiễu loạn (turbulence model mơ thiết bị Ejector) Liên quan đến thông số vận hành khối lượng dòng chảy tỷ số hút entrainment, mơ hình nhiễu loạn (turbulence model) mơ CFD dựa k-ε k-ω chứng minh hoạt động tốt có ưu riêng Tuy nhiên, mơ hình nhiễu loạn khác có khơng qn việc dự đốn đặc tính dịng chảy cục (như biên dạng cấu trúc sóng xung kích, giá trị biên dạng vận tốc, áp suất…) phát sinh mâu thuẫn so sánh kết đạt Bartosiewicz Aidoun thử nghiệm mơ hình nhiễu loạn khác [33], mô hệ thống Ejector cách xem xét trường hợp khơng có dịng chảy thứ cấp để làm sáng tỏ cường độ sóng xung kích Bằng cách này, tìm thấy ưu điểm cho mơ hình nhiễu loạn k-ε RNG k-ω-SST Trong đó, mơ hình nhiễu loạn k-ω-SST chứng minh ưu việc dự đoán tượng trộn lẫn luồng chất lưu sơ cấp thứ cấp Trong nghiên cứu khác, Zhu Jiang [34] nghiên cứu cấu trúc sóng xung kích sinh bên Ejector cách áp dụng mơ hình k-ε Realizable, k-ε RNG, k-ε Standard mơ hình k-ω-SST bên cạnh việc kiểm chứng mơ hình hình ảnh dịng chảy chất lưu Trong số mơ hình thử nghiệm, k-ε RNG cho kết phù hợp với thí nghiệm sử dụng phương pháp Schlieren quang học Ngồi ra, mơ hình k-ε Realizable, k-ε RNG k-ω-SST cho kết giống việc dự đốn vị trí sóng xung kích Một nghiên cứu tương tự Little Garimella thực [35], báo cáo mơ hình rối k-ε RNG cho kết tương đồng với phương pháp kiểm chứng hình ảnh dịng chảy chất lưu Bằng cách tăng cường độ mịn khu vực biên cận biên Ejector, Little Garimella thu nhiều kết xác thơng qua mơ hình k-ω-SST mơ hình đạt đặc tính dịng chảy cận biên cơng trình Barkosiewicz cộng [36] Tuy nhiên, việc PETROVIETNAM tăng độ mịn lưới kèm với khối lượng tính tốn lớn Do đó, mơ hình rối k-ε RNG sử dụng rộng rãi nghiên cứu có ưu độ xác khối lượng tính tốn 4.3 Mơ hình động lực học chất lỏng tính tốn cho phương án sử dụng Ejector Mơ hình CFD cho phương án sử dụng Ejector xây dựng cho dòng chất lưu chịu nén, dòng rối trạng thái ổn định với chi tiết Bảng Dịng chảy chất lưu phương trình truyền nhiệt lựa chọn đối xứng qua trục dựa cấu tạo vật lý thiết bị đồng thời giúp giảm thời gian tính tốn cho mơ hình Mơ hình mơ CFD xây dựng có thành phần cấu tử hỗn hợp khí dựa liệu thành phần giếng khí đầu máy nén mỏ Hải Thạch để đảm bảo thời gian tính tốn độ xác mơ dịng chảy lưu chất Kết thảo luận 5.1 Phân tích yếu tố ảnh hưởng tỷ lệ hút entrainment với điều kiện áp dụng mỏ Hải Thạch Nhược điểm Ejector nghiên cứu trước [7, 28, 42] hiệu suất thiết bị Ejector thấp, đặc biệt trường hợp áp suất đầu cao áp suất dòng thứ cấp thấp Cấu trúc Ejector nghiên cứu mỏ Hải Thạch [5] phát triển từ hình dạng tối ưu [7, 42, 43] Tuy nhiên, khác với nghiên cứu này, nhóm tác giả chạy mơ điều kiện áp suất ngược khác để kiểm chứng Đây điều kiện vận hành bình tách cơng nghệ số giàn PQP-HT Thực tế, tương tác thơng số kích thước hình dạng khác Ejector khí tự nhiên ảnh hưởng chúng nghiên cứu trình tối ưu hóa tỷ lệ hút entrainment Ejector hoạt động điều kiện 12 MPa áp suất sơ cấp, MPa áp suất thứ cấp 5,2 MPa áp suất đầu [7] Ngồi ra, mơ hình CFD kiểm chứng so sánh với kết thực nghiệm Chong, Hu cộng [8] Kết mơ hình CFD thí nghiệm có sai số trung bình khoảng 0,6% chế độ tới hạn (nghẹt đôi) Dựa kết mơ hình CFD, phương pháp Kriging kết hợp với giải thuật di truyền, nhóm tác giả kết luận góc hội tụ vịi phun chiều dài vịi phun tính từ đoạn hội tụ khơng có tác động lên giá trị tỷ lệ hút entrainment Ngoài ra, góc nghiêng đường thứ cấp có tác động nhỏ lên tỷ lệ hút entrainment thiết kế tối ưu Mơ hình Kriging dựa liệu mô dự báo ảnh hưởng chiều dài ống trộn Trong đó, đường kính ống trộn, vị trí NXP, góc nghiêng đường thứ cấp thơng số có ảnh hưởng lớn đến tỷ lệ hút entrainment Phương pháp tối ưu dựa mẫu Bảng Chi tiết mơ hình CFD cho phương án sử dụng Ejector mỏ Hải Thạch Thơng 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 tỷ lệ hút entrainment biên trúc dạng áp suất so với số mắt lưới - Thuật tốn SIMPLE cho mối quan hệ áp suất vận tốc dịng chất lưu; Bộ giải - Tính đối lưu (convective terms) rời rạc hóa dựa sơ đồ “second order upwind” [27] Mơ hình nhiễu loạn k-ε Re-Normalization Group - Theo áp suất nhiệt độ cho phương án [5] Miền tính tốn - Miền tính tốn (boundary condition) cho dịng sơ cấp thứ cấp theo điều kiện “pressure inlet” đầu Ejector có miền tính tốn “pressure outlet” Khu vực cận tường xử lý dạng “standard wall function” chứng minh kết Vùng cận tường xác cho tính tốn khu vực cận tường cho dịng chảy chất lưu có Reynold cao [23, 37] - Hỗn hợp khí bao gồm methane, ethane, propane, nitrogen 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 lấy từ NIST (National Institute of Standards and Technology) gọi REFPROP (Reference Fluid Thermodynamic and Transport Properties Database) [38] Độ hội tụ tính tốn cho vịng lặp Vịng lặp dừng lại phần dư nhỏ 10−6 cho Độ hội tụ phương trình liên tục, động lượng lượng - Tỷ lệ hút entrainment đặc trưng cho khả hút khối lượng chất lưu thứ cấp khối lượng chất lưu sơ cấp 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 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 độ hội tụ kết mơ hình mơ gồm nhiều mắt lưới [39 - 41] DẦU KHÍ - SỐ 9/2020 THĂM DỊ - KHAI THÁC DẦU KHÍ Bảng Thơng số vận hành kích thước cấu tạo Ejector khí tự nhiên nghiên cứu mỏ Changqing, Trung Quốc Tác giả Thông số vận hành (Chong, Yan cộng sự, 2009) [42] = 12 , = 80.000 = 24.000 , , = (mm) (mm) (độ) 9,6 38,4 28o 5,4 9,4 47 14o , = 5,2 = 11 đế 13 , = đế = 5,1 đế 5,6 (W.Chen, Chong cộng sự, 2013) [28] (mm) , (độ) = 1,43o Bảng Kích thước tối ưu theo nghiên cứu Hassan Amin, Elbadawy cộng đạt thơng qua 216 kích thước khác [7] Kích thước tối ưu Dải thay đổi cho 216 kích thước (mm) (độ) (độ) 4,6 11,2071 7,0631 4,6 - 14 - 15 (mm) 6,4717 (mm) 8,822 (độ) 13,5 (mm) 8,3 (độ) 5,5723 (mm) 72,4 (mm) 2,938 = 1,4069 5,06 - 6,67 = 1,9178 - 39 13,5 - 38 = 1,8045 7,13 - 13,662 - 15 = 15,7391 7,13 - 276 = 0,6387 - 4,6 từ 1,55 - 60 từ - từ từ 1,1 - 1,45 0,2174 - 8,4783 đại diện sử dụng kết hợp với mô CFD chứng minh tính hiệu nghiên cứu tối ưu hóa cấu tạo hình học ảnh hưởng thông số lên tỷ lệ hút entrainment Ejector khí tự nhiên Cũng sử dụng phương pháp tối ưu thông qua mô CFD mẫu Ejector đại diện (surrogate based optimization technique) kết hợp với giải thuật tiến hóa đa mục tiêu (multi-objective evolutionary algorithm), Carrilo, Sanchez cộng nghiên cứu tối ưu hóa đặc điểm cấu tạo thiết bị Ejector pha sử dụng cho hệ thống làm lạnh [44] Nhóm tác giả báo cáo kết nghiên cứu mô CFD giúp gia tăng 55% áp suất ngược, 110% tỷ lệ hút cho Ejector dùng khơng khí lý tưởng tăng 10% áp suất ngược, 35% tỷ lệ hút cho Ejector dùng CO2 với tính chất khí thực Ngồi ra, đường kính vịi phun sơ cấp đường kính phần thiết diện khơng đổi có ảnh hưởng lớn đến hiệu suất thiết bị Những thông số cấu tạo khác thiết bị có ảnh hưởng nhỏ khơng có ảnh hưởng Các thông số kết mô CFD cho điều kiện áp dụng mỏ Hải Thạch liệt kê chi tiết Phụ lục Trong nghiên cứu Chen, Chong cộng thiết kế Ejector khí tự nhiên hoạt động điều kiện sơ cấp 11 - 13 MPa, thứ cấp - MPa áp suất đầu từ 5,1 - 5,6 MPa, cho kết tỷ lệ hút entrainment tối ưu đạt 34,9% [28] Trong đó, nghiên cứu Hassan Amin, Elbadawy thiết kế Ejector hoạt động điều kiện 12 MPa áp suất sơ cấp, MPa áp suất thứ cấp 5,2 MPa áp suất đầu DẦU KHÍ - SỐ 9/2020 từ 1,55 - 2,97 Lmt θpd Dp θpc Lt θD θs NXP Dmt Hình Các kích thước hình học ảnh hưởng đến tỷ lệ hút entrainment theo nghiên cứu Hassan Amin, Elbadawy cộng [7] Chế độ tới hạn - nghẹt đôi = Chế độ cận tới hạn - nghẹt đơn ↓ Chế độ đảo lưu < Tỉ lệ hút (entrainment ratio) Thông số * (Áp suất ngược tới hạn) Hình Đồ thị tỷ số hút entrainment so với áp suất ngược [6] cho kết tỷ lệ hút entrainment tối ưu 19,45% thông qua mô CFD sử dụng methane làm lưu chất hoạt động [7] 5.1.1 Hiệu suất thiết bị Ejector theo chế độ Hiệu suất Ejector chia làm chế độ: chế độ tới hạn - nghẹt đôi (critical mode), chế độ cận tới hạn - nghẹt đơn (subcritical) chế độ đảo lưu (backflow mode) [45] PETROVIETNAM Kết Press -Trial -01 đến 08 với Pp = 12 MPa, Ps = 3,5 MPa % 40 1,8 35 1,6 30 1,4 1,2 25 20 0,8 15 0,6 10 0,4 Entrainment (%) HP (kg/s) LP (kg/s) Poly (Entrainment (%)) 0,2 31,5 36 40,5 45 49,5 54 Áp suất ngược (bar) 58,5 63 67,5 Hình Kết thử nghiệm đồ thị tỷ lệ hút entrainment so với áp suất ngược điều kiện mỏ Hải Thạch % 45 Kết Press -Trial -10 đến 18 với Pp = 12 MPa, Pb = 4,5 MPa 1,8 40 1,6 35 1,4 30 1,2 25 20 0,8 15 0,6 10 0,4 0,2 35 31,5 28 24,5 21 17,5 14 10,5 LP (kg/s) Entrainment (%) Linear (Entrainment (%)) HP (kg/s) Áp suất thứ cấp (bar) Hình Kết mơ đồ thị tỷ lệ hút entrainment so với áp suất thứ cấp điều kiện mỏ Hải Thạch PH = MPa PH = 10 MPa PH = 12 MPa GL (x104m3/d) PH = MPa PH = 11 MPa PH = 13 MPa 1,0 1,5 2,0 2,5 3,0 3,5 PL = (MPa) 4,0 4,5 5,0 5,5 Hình Kết thử nghiệm đồ thị tỷ lệ hút entrainment so với áp suất thứ cấp điều kiện mỏ Trung Quốc (trong PH = áp suất sơ cấp, PL áp suất thứ cấp) [42] Tại chế độ cận tới hạn, tỷ số hút entrainment không đổi so với áp suất ngược giá trị định (gọi áp suất ngược tới hạn - critical back pressure) tỷ số hút entrainment bắt đầu giảm áp suất ngược tăng Trong Hình 4, khối lượng dịng sơ cấp khơng đổi áp suất ngược tăng nhiên khối lượng dòng thứ cấp giảm bị nghẽn Nếu áp suất ngược thấp giá trị áp suất ngược tới hạn, dòng chất lưu sơ cấp thứ cấp bị nghẽn, tỷ lệ hút entrainment khơng đổi Chế độ cịn gọi chế độ vận hành tới hạn theo áp suất ngược Tuy nhiên, áp suất ngược lớn giá trị tới hạn, thiết bị Ejector vào chu trình cận tới hạn Tỷ lệ hút entrainment bị giảm đột ngột giảm dòng chảy thứ cấp Nếu tiếp tục gia tăng áp suất ngược, thiết bị Ejector tạo tỷ lệ hút entrainment nữa, có tượng dịng chảy ngược từ đầu sơ cấp sang đầu thứ cấp [46] Do trì lưu lượng áp suất dịng sơ cấp việc thay đổi áp suất ngược khơng tạo tỷ lệ hút tối ưu tạo dòng chảy đảo lưu Ngồi ra, kết mơ cịn đồ thị tỷ lệ hút so với áp suất thứ cấp điều kiện mỏ Hải Thạch Khối lượng dòng sơ cấp không đổi điều kiện áp suất thứ cấp giảm Trong đó, tỷ lệ hút khối lượng dịng thứ cấp tuyến tính theo áp suất thứ cấp Mơ hình mơ mỏ Hải Thạch trường hợp tương đồng với đồ thị đạt từ thử nghiệm thực địa trạm khí mỏ Changqing (Petro China) Chong, Yan cộng [42] Trong nghiên cứu công bố năm 2009, Chong, Yan cộng báo cáo lưu lượng dịng khí tự nhiên sơ cấp tăng tuyến tính với gia tăng áp suất sơ cấp DẦU KHÍ - SỐ 9/2020 10 Trail A-01 đến A-11 Trail A-21 đến A-33 Trail A-41 đến A-51 Trail A-61 đến A-69 Trail B-01 đến B-09 Trail B-11 đến B-21 Trail B-31 đến B-42 Trail B-51 đến B-60 Trail C-01 đến C-13 Trail C-21 đến C-33 Trail C-41 đến C-53 Trail C-61 đến C-73 Trail D-01 đến D-07 Trail D-11 đến D-17 Trail D-21 đến D-28 Trail D-31 đến D-38 Trail E-01 đến E-06 Trail E-11 đến E-16 Trail E-21 đến E-31 Trail E-41 đến E-51 Mơ hình NXP DẦU KHÍ - SỐ 9/2020 11,2071 7,0631 11,2071 7,0631 12,9434 7,4987 -26,466 11,2071 7,0631 12,9434 7,4987 -26,466 11,2071 7,0631 11,2071 7,0631 11,2071 7,0631 12,9434 11,2071 7,0631 12,9434 11,2071 7,0631 11,2071 7,0631 11,2071 7,0631 12,9434 11,2071 7,0631 12,9434 11,2071 7,0631 11,2071 7,0631 4,6 9,2 9,2 4,6 4,6 9,2 9,2 4,6 4,6 9,2 9,2 4,6 4,6 3,5288 -35,288 8,822 8,822 6,4717 6,4717 6,4717 6,4717 8,822 8,822 20,822 20,822 8,822 8,822 14,822 8,822 6,4717 3,5288 - 35,288 6,4717 6,4717 6,4717 11,2071 7,0631 4,6 8,822 11,2071 7,0631 12,9434 8,822 8,822 9,2 6,4717 8,822 11,2071 7,0631 12,9434 11,2071 7,0631 3,68 - 5,98 6,4717 9,2 11,2071 7,0631 3,22 -5,98 8,822 Dp (mm) 5,244 -11,96 11,2071 7,0631 12,9434 ࣂ 8,822 ࣂ 6,118 -11,96 11,2071 7,0631 12,9434 Dt (mm) 13,5 13,5 13,5 13,5 9,45 - 21,6 9,45 -21,6 10,8 - 20,25 10,8 -20,25 13,5 13,5 13,5 13,5 13,5 13,5 13,5 13,5 13,5 13,5 13,5 13,5 ࣂ 5,5723 5,5723 5,5723 5,5723 ࣂ 16,6 16,6 16,6 16,6 16,6 16,6 16,6 16,6 8,3 8,3 16,6 16,6 6,64 -13,28 6,64 - 14,94 72,4 72,4 72,4 72,4 72,4 72,4 72,4 72,4 72,4 72,4 72,4 72,4 72,4 72,4 72,4 72,4 Lmt (mm) 2,938 2,938 2,938 2,938 2,938 2,938 2,938 2,938 2,938 2,938 2,938 2,938 2,938 2,938 2,938 2,938 2,938 2,938 Lt (mm) 5,5723 14,48 -130,32 2,938 5,5723 14,48 -130,32 2,938 6,5723 57,92 - 94,12 6,5723 57,92 - 94,12 5,5723 5,5723 5,5723 5,5723 5,5723 5,5723 5,5723 5,5723 5,5723 5,5723 14,94 -28,22 5,5723 14,94 - 21,58 5,5723 8,3 8,3 16,6 16,6 Dmt (mm) Phụ lục Kết mơ hình với kích thước điều kiện khác 120 120 120 120 120 120 120 120 120 120 120 120 120 120 120 120 120 120 120 120 HP Press (bar) 30 30 30 30 30 30 30 30 30 30 30 30 30 30 30 30 30 30 30 30 LP Press (bar) 45 40 40 45 45 40 40 45 45 40 40 45 45 40 40 45 45 40 40 45 Discharge Press (bar) 31,56 39,72 37,17 31,67 39,26 39,26 37,38 37,46 39,59 39,59 37,43 37,30 12,01 12,01 22,74 22,75 0,49% -33,40 -40,45 -45,49 Entrainment (%) -0,27822 LP Flow (kg/s) -0,0529 0,3144 0,31144 0,346162 0,346162 1,37738 1,37744 0,346234 0,346234 1,37772 1,37656 0,323727 0,323727 1,37966 1,3812 0,10926 0,137495 0,51194 0,4362 0,135922 0,13594 0,514967 0,515715 0,128172 0,128176 0,516387 0,515273 0,346198 0,0415912 0,346197 0,0415637 1,3822 1,38219 0,207079 0,0010139 0,158375 0,449665 -0,181894 0,61159 HP Flow (kg/s) THĂM DỊ - KHAI THÁC DẦU KHÍ PETROVIETNAM khơng phụ thuộc vào áp suất thứ cấp [42] Lưu lượng dòng thứ cấp tỷ lệ hút entrainment khí tự nhiên tăng tuyến tính với gia tăng áp suất thứ cấp điều kiện áp suất sơ cấp mơ CFD Ngồi ra, áp dụng Ejector sớm so với kế hoạch suy giảm áp giếng HT (áp suất thứ cấp cao áp suất thiết kế) 5.1.2 Đường kính họng vòi phun sơ cấp Dt Nghiên cứu ảnh hưởng việc thay đổi điều kiện vận hành dòng sơ cấp thứ cấp, Peeran Sarshar [47] báo cáo tổng lưu lượng đường sơ cấp thứ cấp giảm lớn 25% phải cần thay đổi họng hội tụ để đảm bảo hiệu suất thiết bị Do đó, việc giám sát đảm bảo chế độ hoạt động tối ưu thiết bị theo thời gian thực (sử dụng thiết bị đo đạc thực địa) so sánh với kết mô CFD vô cần thiết [31] Kết mơ hình CFD cho phép tính tốn phương án vận hành thiết bị cách so sánh hiệu suất thiết bị theo thời gian thực (sử dụng thiết bị đo đạc thực địa) với kết 48,1 44,94 40,9 40 40,4 2,5 37,42 31,4 25,53 19,39 20 % Từ đồ thị kết mơ hình trên, thấy ln có giá trị Dt tối ưu để tỷ lệ hút cao Tuy nhiên, giá trị Kết mơ hình A -01 tới A - 60 Trong nghiên cứu [7, 28, 42], giá trị Dt cố định Trong nghiên cứu tối ưu 216 cấu tạo Ejector Hassan, Elbadawy cộng sự, giá trị Dt cố định 4,6 mm giá trị khác thay đổi [7] Tuy nhiên, thấy đường kính họng vịi phun sơ cấp Dt giá trị gây ảnh hưởng lớn đến khối lượng dịng sơ cấp qua ảnh hưởng đến tỷ lệ hút Hình - 10 6,118 6,9 17,17 7,36 7,82 8,28 8,74 9,2 9,66 10,12 11,04 1,5 11,38 11,96 -20 0,5 -40 -60 -45,49% Entrainment (%) HP (kg/s) LP (kg/s) -0,5 Hình Kết mơ hình với thơng số A-01 đến A-11 điều kiện áp suất ngược = 4,5 MPa Kết mơ hình A-21 tới A- 100 78,4 80 63,01 60 71,13 65 44,55 % -40 -60 36,95 30,47 20,65 20 -20 Entrainment (%) 53,74 40 2,5 5,244 5,681 6,118 6,9 7,36 7,82 8,28 8,74 9,2 9,66 1,5 25,04 10,12 17,01 11,58 11,96 0,5 11,04 HP (kg/s) LP (kg/s) -40,45% Đường kính Dt (mm) -0,5 Hình Kết mơ hình với thơng số A-21 đến A-33 điều kiện áp suất ngược = MPa DẦU KHÍ - SỐ 9/2020 11 THĂM DỊ - KHAI THÁC DẦU KHÍ MPa Kết mơ hình A- 41 tới A80 60,68 65,26 56,01 60 0,6 48,18 40 % -20 39,7 34,84 18,46 20 0,5 3,22 3,45 3,68 3,91 4,14 4,37 4,6 0,4 28,79 4,83 19,91 5,06 5,52 13,21 0,3 0,2 5,98 0,1 -40 -33,4% -0,1 HP (kg/s) Entrainment (%) LP (kg/s) 5.1.3 Đường kính vùng thiết diện khơng đổi Dmt Hình Kết mơ hình với thơng số A-41 đến A-51 điều kiện áp suất ngược = MPa Kết mô hình A-61 tới A-69 với P = 4,5 MPa 60 0,6 55,99 48,18 50 0,5 39,7 40 28,78 % 30 0,4 34,85 32,36 0,3 19,9 20 10 13,21 0,2 0,1 0,49 3,68 3,91 4,14 4,37 4,6 4,83 Entrainment (%) HP (kg/s) 5,06 5,52 5,98 LP (kg/s) Hình 10 Kết mơ hình với thơng số A-61 đến A-69 điều kiện áp suất ngược = 4,5 MPa 37,42 39,46 39,81 41,66 32,99 29,64 % 25,48 14,45 15,77 16,6 17,015 17,43 Entrainment (%) LP (kg/s) 18,26 19,92 20,75 21,58 HP (kg/s) Poly (Entrainment (%)) Hình 11 Kết mơ hình với thơng số B-01 đến B-09 điều kiện áp suất ngược = 4,5 MPa 12 DẦU KHÍ - SỐ 9/2020 Nhóm tác giả tiến hành tăng khoảng giá trị mô Dmt (từ 3,32 – 14,11 mm) rộng (từ 7,13 - 13,662 mm) so với nghiên cứu Hassan Amin cộng [7] Kết mơ hình B-01 đến B-60 biểu diễn Hình 11 - 14 Từ kết mơ hình, thấy Dmt thay đổi khối lượng dịng sơ cấp khơng đổi, nhiên khối lượng dòng thứ cấp thay đổi Khi gia tăng giá trị Dmt tạo tượng đảo lưu cổng thứ cấp, Dmt thấp làm giảm hiệu suất nhiều Tại giá trị Dmt, việc gia tăng áp suất ngược làm giảm hiệu suất tạo dịng đảo lưu Ngồi ra, giá trị Dmt tối ưu thay đổi áp suất ngược thay đổi Kết mơ hình B-01 tới B45 40 35 30 25 22,75 20 15 10 14,94 Dt cao thấp giá trị Dt tối ưu tỷ lệ hút giảm xuống tạo dòng chảy đảo lưu cổng thứ cấp Lưu lượng dịng sơ cấp tăng tuyến tính theo giá trị Dt Với giá trị Dt, áp suất ngược tăng lên lưu lượng sơ cấp ko đổi Trong đó, lưu lượng dịng thứ cấp bị giảm giảm tỷ lệ hút Ngồi ra, giá trị Dt tối ưu thay đổi áp suất ngược thay đổi 1,6 1,4 1,2 0,8 0,6 0,4 0,2 5.1.4 Vị trí vịi hội tụ NXP Khi thay đổi giá trị vị trí NXP tỷ lệ hút entrainment, khối lượng dòng sơ cấp thứ cấp gần khơng thay đổi (Hình 15) Tỷ lệ hút entrainment, khối lượng dịng sơ cấp thứ cấp khơng thay đổi giá trị NXP giá trị áp suất đầu thay đổi Ngoài ra, giá trị tối ưu NXP không thay đổi áp suất đầu thay đổi Do đó, ảnh hưởng NXP đến tỷ lệ hút nhỏ Theo nghiên cứu W.Chen cộng [28], giá trị vị trí vòi hội tụ tối ưu nằm khoảng 3,6 - 7,2 mm PETROVIETNAM Kết mơ hình B -11 tới B - 80 60 % 40 22,74 29,64 53,68 45 37,17 41,13 1,6 59,3 58,53 55,61 1,1 25,58 0,6 20 -20 0,1 14,94 15,77 16,6 17,015 17,43 18,26 19,92 20,75 21,58 -0,4 -40 -37% -60 -0,9 Poly (Entrainment (%)) LP (kg/s) HP (kg/s) Entrainment (%) Hình 12 Kết mơ hình với thơng số B-11 đến B-21 điều kiện áp suất ngược = MPa Kết mơ hình B-31 tới B 104,22 120 100 % 60 20 87,61 74,17 80 40 102,67 25,39 32,32 39,7 47,68 56,26 51,23 12,01 7,78 0,4 0,35 0,3 0,25 0,2 0,15 0,1 0,05 6,64 7,47 7,885 8,3 8,715 9,13 9,96 11,62 12,45 13,28 14,11 14,94 Poly (Entrainment (%)) LP (kg/s) HP (kg/s) Entrainment (%) Hình 13 Kết mơ hình với thơng số B-31 đến B-42 điều kiện áp suất ngược = MPa Kết mô hình B -51 tới B- 100 0,4 74,12 80 60 % 40 20 12,01 -20 6,64 25,38 7,47 32,32 7,885 39,7 47,68 0,3 56,26 0,2 22,8 8,3 8,715 9,13 9,96 11,62 12,45 13,28 -11,81 -40 -60 Entrainment (%) HP (kg/s) LP (kg/s) 0,1 -0,1 -47,65 -0,2 Poly (Entrainment (%)) Hình 14 Kết mơ hình với thơng số B-51 đến B-60 điều kiện áp suất ngược = 4,5 MPa Trong nghiên cứu Hassan Amin [7], giá trị tối ưu NXP 8.822 mm Khi áp dụng cấu tạo Ejector Hassan Amin cộng [7] cho điều kiện mỏ Hải Thạch, giá trị vị trí vịi hội tụ tối ưu 9,7042 mm 5.1.5 Góc hội tụ buồng trộn cấp θS chiều dài vùng thiết diện không đổi Lmt Khi thay đổi θS Lmt giá trị tỷ lệ hút entrainment, khối lượng dòng sơ cấp thứ cấp thay đổi nhỏ theo kết mơ hình từ D-01 đến E-51 Tỷ lệ hút entrainment, khối lượng dịng sơ cấp thứ cấp khơng thay đổi giá trị θS Lmt giá trị áp suất đầu thay đổi Ngoài ra, thay đổi giá trị θS Lmt không ảnh hưởng đến khối lượng dịng sơ cấp Góc hội tụ buồng trộn tối ưu theo nghiên cứu Wu cộng [48], W.Chen cộng [49] 14o Còn nghiên cứu Hassan Amin, Elbadawy cộng sự, 2019 giá trị tối ưu θS 13,5o Áp dụng kích thước khác theo nghiên cứu Hassan Amin cộng [7] cho điều kiện mỏ Hải Thạch giá trị tối ưu θS 13,5o Ngoài ra, nghiên cứu tỷ lệ tối ưu có kết khác Tỷ lệ tối ưu 4,0 theo Chong cộng [42]; 5,0 theo Wu cộng [48] W.Chen cộng [49]; khoảng từ - theo W.Chen cộng [28] Trong đó, giá trị Lmt tối ưu theo nghiên cứu Hassan Amin cộng [7] 72,4mm tỷ lệ = 15,739 Khi áp dụng kích thước từ nghiên cứu Hassan Amin cộng [7] vào điều kiện mỏ HT giá trị Lmt gần khơng tạo khác biệt dải thay đổi từ 14,48 130,32 mm, tương ứng với tỷ lệ khoảng từ 3,15 - 28,3 5.2 Tối ưu ứng dụng gia tăng thu hồi khí condensate mỏ Hải Thạch Với điều kiện thơng số vận hành thiết bị, ln có thông số cấu trúc giúp đạt tỷ lệ hút tối ưu DẦU KHÍ - SỐ 9/2020 13 THĂM DỊ - KHAI THÁC DẦU KHÍ 42 41,22 40 39,59 39,05 40,03 39,7 Kết mơ hình C -41 tới C41,48 40,51 39,97 39,69 40,67 0,4 40,87 0,35 39,17 0,3 % 38 36 34,96 34 0,25 Entrainment (%) 0,2 HP (kg/s) 0,15 LP (kg/s) 0,1 32 30 0,05 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 mơ hình với thơng số C-41 đến C-53 điều kiện áp suất ngược = MPa Kết mô hình D - 21 tới D 39,7 39,6 39,59 39,52 39,8 39,6 0,4 39,71 0,35 0,3 % 39,4 0,25 39,26 39,13 39,2 0,2 39 39,0 0,15 0,1 38,8 38,6 0,05 9,45 10,8 12,15 13,5 14,85 16,2 18,9 21,6 Entrainment (%) LP (kg/s) HP (kg/s) Góc hội tụ buồng trộn (độ) Hình 16 Kết mơ hình với thơng số D-21 đến D-28 điều kiện áp suất ngược = MPa 39,8 39,52 39,6 Kết mơ hình D-31 tới D39,71 39,7 39,6 39,59 0,4 0,35 0,3 % 39,4 0,25 39,26 39,13 39,2 0,2 39 39,0 0,15 0,1 38,8 38,6 0,05 9,45 10,8 12,15 13,5 14,85 16,2 HP (kg/s) Entrainment (%) Góc hội tụ buồng trộn (độ) 18,9 21,6 LP (kg/s) Hình 17 Kết mơ hình với thông số D-31 đến D-38 điều kiện áp suất ngược = 4,5 MPa 14 DẦU KHÍ - SỐ 9/2020 Bất kỳ thay đổi lớn điều kiện vận hành đường sơ cấp thứ cấp (thường giảm so với ban đầu) hiệu suất làm việc Ejector thay đổi đột ngột, phải thay đổi hình dạng kích thước phận bên thiết bị Ejector để trì cải thiện hiệu suất làm việc Để giải vấn đề thay đổi áp suất, lưu lượng đường sơ cấp thứ cấp, Peeran Sarsha đề xuất phương án thiết kế tổng quát [47] cho phép thay đổi lõi bên như: vòi phun, họng hội tụ (mixing tube) mà không cần phải thiết kế lại thiết bị Ejector (như đầu kết nối, thân thiết bị hay bệ đỡ) Một lõi thiết kế tối ưu tương ứng cho dải vận hành định Bằng cách thay đổi phận bên trong, thiết bị Ejector gia tăng hiệu suất trở lại nhanh chóng tiết kiệm Tại thời điểm khác ứng với việc suy giảm áp suất dịng sơ cấp, chế tạo phận bên để sẵn sàng thay Phương pháp sử dụng để tính tốn số lượng lõi bên Ejector theo nghiên cứu Maulana Araci, Al-Ashaab cộng sự, gọi Set-Based Concurrent Engineering (SBCE) Phương pháp cần thiết việc gia tăng thu hồi khí thời gian dài với điều kiện vận hành liên tục thay đổi có nhiều giếng khác cần gia tăng thu hồi Thực tế, việc thu hồi khí PETROVIETNAM Kết mơ hình E -21 tới E- 39,85 39,80 % 39,75 39,70 39,65 39,60 39,55 39,50 14.48 28,96 43,44 50,68 57,92 65,16 72,4 Chiều dài thiết diện không đổi (mm) 86,88 101,36 115,84 130,32 0,4 0,35 0,3 0,25 0,2 0,15 0,1 0,05 Entrainment (%) HP (kg/s) LP (kg/s) Hình 18 Kết mơ hình với thơng số E-21 đến E-31 điều kiện áp suất ngược = MPa 39,85 Kết mơ hình E-41 tới E - 39,83 39,81 39,80 % 39,75 39,72 39,70 39,67 39,65 39,82 39,77 39,69 39,7 39,71 39,7 39,62 39,60 39,55 39,50 14,48 28,96 43,44 50,68 57,92 65,16 72,4 Chiều dài thiết diện không đổi (mm) 86,88 101,36 115,84 130,32 0,4 0,35 0,3 0,25 0,2 0,15 0,1 0,05 Entrainment (%) HP (kg/s) LP (kg/s) Hình 19 Kết mơ hình với thông số E-41 đến E-51 điều kiện áp suất ngược = 4,5 MPa nhiều giếng khí BIENDONG POC cần nhiều lõi Ejector tính toán thiết kế trước nhằm tối ưu khả thu hồi đảm bảo việc vận hành thiết bị thường xuyên Nhóm tác giả đánh giá việc áp dụng phương pháp SBCE nghiên cứu phát triển sản phẩm mô CFD đạt hiệu tốt giảm mẫu thử, đẩy nhanh trình nghiên cứu tối ưu lượng sản phẩm thu hồi [50] Dựa kết mơ hình CFD, nghiên cứu kích thước đường kính họng vịi phun sơ cấp Dt, đường kính vùng thiết diện khơng đổi Dt có ảnh hưởng lớn đến tỷ lệ hút entrainment Trong đó, giá trị khác vị trí vịi hội tụ NXP, góc hội tụ buồng trộn chiều dài vùng thiết diện không đổi có ảnh hưởng nhỏ đến hiệu suất thiết bị Kết tương đồng với nghiên cứu Carrilo, Sanchez cộng nghiên cứu tối ưu hóa đặc điểm cấu tạo thiết bị Ejector pha sử dụng cho hệ thống làm lạnh [44] Nhóm tác giả nhận định đường kính vịi phun sơ cấp đường kính phần thiết diện khơng đổi có ảnh hưởng lớn đến hiệu suất thiết bị Những thông số khác cấu tạo thiết bị có ảnh hưởng nhỏ khơng có ảnh hưởng Do đó, để tìm cấu tạo (hoặc nhiều cấu tạo) Ejector tối ưu cho điều kiện mỏ Hải Thạch hàm ràng buộc phải gồm: ⎧ ⎪ ⎨ ⎪ ⎩ = , , , , , , , = ≤ > = 4,5 Trong đó, mp-max giá trị lưu lượng tối đa phương án (40 triệu ft3 chuẩn/ngày) phương án (10,5 triệu = , , , , , , , = ⎧ ft chuẩn/ngày) Hàm đa mục tiêu gồm việc đảm bảo tỷ lệ ⎪ ≤ Ngoài ra, giá trị áp suất hút entrainment ω tối đa ⎨ > thứ cấp cho tỷ lệ hút dương (gọi ⎪ mà Ejector ⎩) phải tối thiểu Như = vậy, 4,5 Ejector tận thu Ps-min giếng tới áp suất thấp Do đó, hàm mục tiêu sau: à DẦU KHÍ - SỐ 9/2020 15 THĂM DỊ - KHAI THÁC DẦU KHÍ Kết luận Tài liệu tham khảo Việc xây dựng mô hình hoạt động xác thiết bị Ejector phương pháp mơ CFD hỗn hợp khí tự nhiên hỗ trợ hiệu cho việc nghiên cứu triển khai giải pháp gia tăng thu hồi cho mỏ khí, condensate Tại mỏ Hải Thạch, phương án lấy khí từ giếng tốt dùng khí đầu máy nén khí cao áp để làm nguồn dẫn động để gia tăng thu hồi sử dụng thiết bị Ejector mô CFD [1] A.J.Green, Kevin Ashton, and A.T.Reade, “Gas production improvements using ejectors”, Offshore Europe, Aberdeen, United Kingdom, - 10 September, 1993 DOI: 10.2118/26684-MS Kết nghiên cứu đưa mơ hình có độ tin cậy cao sử dụng để nghiên cứu ảnh hưởng thơng số kích thước cấu tạo đến hiệu suất Ejector điều kiện làm việc mỏ Hải Thạch Thơng qua kết mơ hình, đường kính họng vịi phun sơ cấp (Dt) đường kính vùng thiết diện khơng đổi (Dmt) có ảnh hưởng lớn đến hiệu suất Ejector Đường kính họng vịi phun sơ cấp ảnh hưởng đến khối lượng dịng chất lưu sơ cấp Trong đó, đường kính vùng thiết diện khơng đổi tác động đến khối lượng dịng thứ cấp Ln có giá trị tối ưu Dt Dmt tương ứng với điều kiện áp suất sơ cấp, thứ cấp áp suất ngược Việc tăng hay giảm so với giá trị tối ưu làm giảm hiệu suất thiết bị gây tượng dòng chảy đảo lưu cổng thứ cấp Trong đó, vị trí vịi hội tụ NXP, góc hội tụ buồng trộn cấp θS chiều dài vùng thiết diện khơng đổi Lmt có ảnh hưởng nhỏ đến tỷ lệ hút entrainment, khối lượng dòng sơ cấp thứ cấp Trong điều kiện mỏ Hải Thạch, ln có giá trị tối ưu thông số bao gồm đường kính họng vịi phun sơ cấp (Dt) đường kính vùng thiết diện khơng đổi (Dmt), vị trí vịi hội tụ NXP, góc hội tụ buồng trộn cấp θS chiều dài vùng thiết diện không đổi Lmt cho giá trị áp suất ngược tương ứng với áp suất đầu vào hệ thống công nghệ Cuối cùng, toán tối ưu quy hoạch phi tuyến đa mục tiêu cho ứng dụng gia tăng thu hồi khí condensate cho mỏ Hải Thạch xây dựng thông qua kết mơ mơ hình Phương hướng nghiên cứu gia tăng thu hồi khí condensate thiết bị Ejector bao gồm việc tối ưu hóa cấu tạo hình học Ejector khí tự nhiên với thông số vận hành mỏ Hải Thạch Mộc Tinh tương lai gần với toán quy hoạch phi tuyến đa mục tiêu Ngoài ra, việc gia tăng thu hồi khí kéo dài mỏ địi hỏi nhiều lõi khác Vì vậy, hướng nghiên cứu tối ưu số lượng thiết kế lõi qua thu hồi lượng sản phẩm lớn cụm mỏ Hải Thạch - Mộc Tinh 16 DẦU KHÍ - SỐ 9/2020 [2] M.M.Sarshar, “Jet-boosting the profitability of marginal oil and gas fields”, World Pumps, Vol 387, pp 24 26, 1998 DOI: 10.1016/S0262-1762(99)80605-1 [3] Marco Villa, Giambattista De Ghetto, Francesco Paone, Giancarlo Giacchetta, and Maurizio Bevilacqua, “Ejectors for boosting low-pressure oil wells”, SPE Production & Facilities, Vol 14, No 4, pp 229 - 234, 1999 DOI: 10.2118/59091-PA [4] P.Andreussi, S.Sodini, V.Faluomi, P.Ciandri, A.Ansiati, F.Paone, C.Battaia, and G.De Ghetto, “Multiphase ejector to boost production: First application in the Gulf of Mexico”, Offshore Technology Conference, Houston, Texas, - May, 2003 DOI: 10.4043/15170-MS [5] Trần Ngọc Trung, Triệu Hùng Trường, Ngô Hữu Hải, Trần Vũ Tùng, Lý Văn Dao, “Nghiên cứu xây dựng mơ hình mơ động lực học chất lỏng tính tốn (CFD) cho thiết bị Ejector sử dụng nâng cao tỷ lệ thu hồi mỏ khí condensate Hải Thạch”, Tạp chí Dầu khí, Số 5, tr 14 - 24, 2020 [6] Bourhan M.Tashtoush, Moh'd A.Al-Nimr, and Mohammad A.Khasawneh, "A comprehensive review of ejector design, performance, and applications”, Applied Energy, Vol 240, pp 138 - 172, 2019 DOI: 10.1016/j apenergy.2019.01.185 [7] Amin Hassan Amin, Ibrahim Elbadawy, E.Elgendy, and M.Fatouh, “Effect of geometrical factors interactions on design optimization process of a natural gas ejector”, Advances in Mechanical Engineering, Vol 11, No 9, 2019 DOI: 10.1177/1687814019880368 [8] Daotong Chong, Mengqi Hu, Weixiong Chen, Jinshi Wang, Jiping Liu, and Junjie Yan, “Experimental and numerical analysis of supersonic air ejector”, Applied Energy, Vol 130, pp 679 - 684, 2014 DOI: 10.1016/j apenergy.2014.02.023 [9] Dariusz Butrymowicz, Kamil Śmierciew, Jarosław Karwacki, and Jerzy Gagan, “Experimental investigations of low-temperature driven ejection refrigeration cycle operating with isobutane”, International Journal of Refrigeration, Vol 39, pp 196 - 209, 2014 DOI: 10.1016/j ijrefrig.2013.10.008 PETROVIETNAM [10] Kanjanapon Chunnanond and Satha Aphornratana, “An experimental investigation of a steam ejector refrigerator: the analysis of the pressure profile along the ejector”, Applied Thermal Engineering, Vol 24, No 2, pp 311 - 322, 2004 DOI: 10.1016/j applthermaleng.2003.07.003 [11] Satha Aphornratana and Ian W.Eames, “A small capacity steam-ejector refrigerator: Experimental investigation of a system using ejector with movable primary nozzle”, International Journal of Refrigeration, Vol 20, No 5, pp 352 - 358, 1997 DOI: 10.1016/S01407007(97)00008-X [12] R.Yapıcı, H.K.Ersoy, A.Aktoprakoğlu, H.S.Halkacı, and O.Yiğit, “Experimental determination of the optimum performance of ejector refrigeration system depending on ejector area ratio”, International Journal of Refrigeration, Vol 31, No 7, pp 1183 - 1189, 2008 DOI: 10.1016/j ijrefrig.2008.02.010 [13] Jia Yan, Wenjian Cai, and Yanzhong Li, “Geometry parameters effect for air-cooled ejector cooling systems with R134a refrigerant”, Renewable Energy, Vol 46, pp 155 - 163, 2012 DOI: 10.1016/j.renene.2012.03.031.” [14] E.Rusly, Lu Aye, W.W.S.Charters, and A.Ooi, “CFD analysis of ejector in a combined ejector cooling system”, International Journal of Refrigeration, Vol 28, No 7, pp 1092 - 1101, 2005 DOI: 10.1016/j.ijrefrig.2005.02.005 [15] I.W.Eames, S.Wu, M.Worall, and S.Aphornratana, “An experimental investigation of steam ejectors for applications in jet-pump refrigerators powered by lowgrade heat”, Proceedings of the Institution of Mechanical Engineers, Part A: Journal of Power and Energy, Vol 213, pp 351 - 361, 1999 DOI: 10.1243/0957650991537734 [16] Szabolcs Varga, Armando C.Oliveira, and Bogdan Diaconu, “Influence of geometrical factors on steam ejector performance - A numerical assessment”, International Journal of Refrigeration, Vol 32, No 7, pp 1694 - 1701, 2009 DOI: 10.1016/j.ijrefrig.2009.05.009 [17] Yan Jia and Cai Wenjian, “Area ratio effects to the performance of air-cooled ejector refrigeration cycle with R134a refrigerant”, Energy Conversion and Management, Vol 53, No 1, pp 240 - 246, 2012 DOI: 10.1016/j enconman.2011.09.002 [18] Tony Utomo, Myongkuk Ji, Pilhwan Kim, Hyomin Jeong, and Hanshik Chung, “CFD analysis on the influence of converging duct angle on the seam ejector performance”, 2008 [19] Michal Palacz, Michal Haida, Jacek Smolka, Andrzej J.Nowak, Krzysztof Banasiak, and Armin Hafner, “HEM and HRM accuracy comparison for the simulation of CO2 expansion in two-phase ejectors for supermarket refrigeration systems”, Applied Thermal Engineering, Vol 115, pp 160 - 169, 2017 DOI: 10.1016/j applthermaleng.2016.12.122 [20] Lei Wang, Jia Yan, Chen Wang, and Xianbi Li, “Numerical study on optimization of ejector primary nozzle geometries”, International Journal of Refrigeration, Vol 76, pp 219 - 229, 2017 DOI: 10.1016/j.ijrefrig.2017.02.010 [21] Kangkang Xue, Kaihua Li, Weixiong Chen, Daotong Chong, and Junjie Yan, “Numerical investigation on the performance of different primary nozzle structures in the supersonic Ejector”, Energy Procedia, Vol 105, pp 4997 - 5004, 2017 DOI: 10.1016/j.egypro.2017.03.1000 [22] Moon Soo Lee, Hoseong Lee, Yunho Hwang, Reinhard Radermacher, and Hee-Moon Jeong, “Optimization of two-phase R600a ejector geometries using a non-equilibrium CFD model”, Applied Thermal Engineering, Vol 109, pp 272 - 282, 2016 DOI: 10.1016/j applthermaleng.2016.08.078 [23] K.Pianthong, W.Seehanam, M.Behnia, T.Sriveerakul, and S.Aphornratana, “Investigation and improvement of ejector refrigeration system using computational fluid dynamics technique”, Energy Conversion and Management, Vol 48, No 9, pp 2556 2564, 2007 DOI: 10.1016/j.enconman.2007.03.021 [24] J.H.Keenan and E.P.Neumann, “A Simple air Ejector”, Transactions of American Society of Mechanical Engineers, Vol 64, 1942 [25] Heuy-Dong Kim, Toshiaki Setoguchi, Shen Yu, and S.Raghunathan, “Navier-Stokes computations of the supersonic ejector-diffuser system with a second throat”, Journal of Thermal Science, Vol 8, No 2, pp 79 - 3, 1999 DOI:10.1007/s11630-999-0028-2 [26] James R.DeBonis, “Full Navier-Stokes analysis of a two-dimensional mixer/ejector nozzle for noise suppression”, AIAA/SAE/ASME/ASEE 28th Joint Propulsion Conference and Exhibit, Nashville, Tennessee, - July, 1992 DOI:10.2514/6.1992-3570 [27] Weixiong Chen, Huiqiang Chen, Chaoyin Shi, Kangkang Xue, Daotong Chong, and Junjie Yan, “A novel ejector with a bypass to enhance the performance” Applied Thermal Engineering, Vol 93, pp 939 - 946, 2016 DOI: 10.1016/j.applthermaleng.2015.10.067 DẦU KHÍ - SỐ 9/2020 17 THĂM DỊ - KHAI THÁC DẦU KHÍ [28] Weixiong Chen, Daotong Chong, JunJie Yan, and Jiping Liu, “The numerical analysis of the effect of geometrical factors on natural gas ejector performance”, Applied Thermal Engineering, Vol 59, No 1, pp 21 - 29, 2013 DOI: 10.1016/j.applthermaleng.2013.04.036 [37] Yinhai Zhu, Wenjian Cai, Changyun Wen, and Yanzhong Li, “Numerical investigation of geometry parameters for design of high performance ejectors”, Applied Thermal Engineering, Vol 29, No - 6, pp 898 905, 2009 DOI: 10.1016/j.applthermaleng.2008.04.025 [29] Weixiong Chen, Huiqiang Chen, Chaoyin Shi, Kangkang Xue, Daotong Chong, and Junjie Yan, “Impact of operational and geometrical factors on ejector performance with a bypass”, Applied Thermal Engineering, Vol 99, pp 476 - 484, 2016 DOI: 10.1016/j applthermaleng.2016.01.074 [38] NIST Chemistry WebBook, NIST standard reference database number 69, 2018 DOI: 10.18434/ T4D303 [30] Weixiong Chen, Kangkang Xue, Yingchun Wang, Daotong Chong, and Junjie Yan, “Numerical assessment on the performance of two-stage ejector to boost the lowpressure natural gas”, Journal of Natural Gas Science and Engineering, Vol 34, pp 575 - 584, 2016 DOI: 10.1016/j jngse.2016.07.031 [31] Weixiong Chen, Chenxi Huang, Daotong Chong, and Junjie Yan 2019, “Numerical assessment of ejector performance enhancement by means of combined adjustable-geometry and bypass methods”, Applied Thermal Engineering, Vol 149, pp 950 - 959, 2019 DOI: 10.1016/j.applthermaleng.2018.12.052 [32] G.W.Clanton, “Design and application of the gas jet Ejector on marginal gas wells”, Journal of Petroleum Technology, Vol 18, No 4, pp 419 - 423, 1966 DOI: 10.2118/1274-PA [33] Yann Bartosiewicz, Philippe Desevaux, Zine Aidoun, and Yves Mercadier, “CFD-Experiments integration in the evaluation of six turbulence models for supersonic Ejectors modeling”, Proceedings of Integrating CFD and Experiments Conference, Glasgow, UK, 2003 [34] Yinhai Zhu and PeixueJiang, “Experimental and numerical investigation of the effect of shock wave characteristics on the ejector performance”, International Journal of Refrigeration, Vol 40, pp 31 - 42, 2013 DOI: 10.1016/j.ijrefrig.2013.11.008 [39] P.J.Roache, “Perspective: A method for uniform reporting of grid refinement studies ”, Journal of Fluids Engineering, Vol 116, No 3, pp 405 - 413, 1994 DOI: 10.1115/1.2910291 [40] P.J.Roache, “Quantification of uncertainty in computational fluid dynamics”, Annual Review of Fluid Mechanics, Vol 29, pp 123 - 160, 1997 DOI: 10.1146/ annurev.fluid.29.1.123 [41] P.J.Roache, “Verification of codes and calculations”, AIAA Journal, Vol 36, No 5, pp 696 - 702, 1998 DOI: 10.2514/2.457 [42] Daotong Chong, Junjie Yan, Gesheng Wu, and Jiping Liu, “Structural optimization and experimental investigation of supersonic ejectors for boosting low pressure natural gas”, Applied Thermal Engineering, Vol 29, No 14, pp 2799 - 2807, 2009 DOI: 10.1016/j applthermaleng.2009.01.014 [43] Weixiong Chen, Daotong Chong, Junjie Yan, Sheng-Chao Dong, and Ji-Ping Liu, “Numerical investigation of Two-Phase flow in natural gas Ejector”, Heat Transfer Engineering, Vol 35, 2014 DOI: 10.1080/01457632.2013.838069 [44] José Antonio Expósito Carrillo, Francisco José Sánchez de La Flor, and José Manuel Salmerón Lissén, “Single-phase ejector geometry optimisation by means of a multi-objective evolutionary algorithm and a surrogate CFD model”, Energy, Vol 164, pp 46 - 64, 2018 DOI: 10.1016/j.energy.2018.08.176 [35] Adrienne B.Little and Srinivas Garimella, “Shadowgraph visualization of condensing R134a flow through ejectors”, International Journal of Refrigeration, Vol 68, pp 118 - 129, 2016 DOI: 10.1016/j.ijrefrig.2016.04.018 [45] B.J.Huang, C.B.Jiang, and F.L.Hu, “Ejector performance characteristics and design analysis of jet refrigeration system”, Journal of Engineering for Gas Turbines and Power, Vol 107, No 3, pp 792 - 802, 1985 DOI: 10.1115/1.3239802 [36] Y.Bartosiewicz, ZineAidoun, P.Desevaux, and Yves Mercadier, “Numerical and experimental investigations on supersonic ejectors”, International Journal of Heat and Fluid Flow, Vol 26, No 1, pp 56 - 70, 2005 DOI: 10.1016/j.ijheatfluidflow.2004.07.003 [46] Jianyong Chen, Sad Jarall, Hans Havtun, and Björn Palm, “A review on versatile ejector applications in refrigeration systems”, Renewable and Sustainable Energy Reviews, Vol 49, pp 67 - 90, 2015 DOI: 10.1016/j rser.2015.04.073 18 DẦU KHÍ - SỐ 9/2020 PETROVIETNAM [47] Syed M.Peeran and N.Beg S.Sarshar, “Novel examples of the use of surface jet pumps (SJPs) to enhance production & processing Case studies & lessons learnt”, North Africa Technical Conference and Exhibition, Cairo, Egypt, 15 - 17 April, 2013 DOI: 10.2118/165382-MS [49] Weixiong Chen, Daotong Chong, Junjie Yan, and Jiping Liu, "Numerical optimization on the geometrical factors of natural gas ejectors", International Journal of Thermal Sciences, Vol 50, No 8, pp 1554 - 1561, 2011 DOI: 10.1016/j.ijthermalsci.2011.02.026 [48] Gesheng Wu, Daotong Chong, Weixiong Chen, and Junjie Yan, “Supersonic ejector to boost production from low pressure natural gas field”, International Conference on Computer Distributed Control and Intelligent Environmental Monitoring, 19 - 20 February, 2011 DOI: 10.1109/CDCIEM.2011.146 [50] Zehra C.Araci, Ahmed Al-Ashaab, Piotr W.Lasisz, Jakub W.Flisiak, Muhd I.I.Maulana, Najam Beg, and Abdullah Rehman, "Trade-off curves applications to support Set-based design of a surface jet pump", Procedia CIRP, Vol 60, pp 356 - 361, 2017 DOI: 10.1016/j 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 Bien Dong Petroleum Operation Company (BIENDONG POC) 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 ... cho ứng dụng gia tăng thu hồi khí condensate cho mỏ Hải Thạch xây dựng thông qua kết mô mơ hình Phương hướng nghiên cứu gia tăng thu hồi khí condensate thiết bị Ejector bao gồm việc tối ưu hóa cấu. .. kính phần thiết diện khơng đổi có ảnh hưởng lớn đến hiệu suất thiết bị Những thông số khác cấu tạo thiết bị có ảnh hưởng nhỏ khơng có ảnh hưởng Do đó, để tìm cấu tạo (hoặc nhiều cấu tạo) Ejector. .. xác thiết bị Ejector phương pháp mô CFD hỗn hợp khí tự nhiên hỗ trợ hiệu cho việc nghiên cứu triển khai giải pháp gia tăng thu hồi cho mỏ khí, condensate Tại mỏ Hải Thạch, phương án lấy khí từ