流体机械

组分	流量/（kg⋅min^-1）	节流压差/MPa	相对误差/%
CO₂	0.31	0.17	0.16	5.88
N₂	0.48	0.19	0.18	5.26
混合	0.76	0.33	0.31	6.06

组分	流量/（kg⋅min^-1）	节流压差/MPa	相对误差/%
CO₂	0.31	0.17	0.16	5.88
N₂	0.48	0.19	0.18	5.26
混合	0.76	0.33	0.31	6.06

编号	CO₂∶N₂∶CH₄ 体积比	CO₂∶N₂∶CH₄ 质量比	收缩段直径/mm	围压/MPa
1	1∶0∶0	1∶0∶0	2.5	20
2	0.5∶0.2∶0.3	0.68∶0.17∶0.15	2.5	20
3	0.5∶0.3∶0.2	0.65∶0.25∶0.10	2.5	20
4	0.4∶0.3∶0.3	0.57∶0.27∶0.16	2.5	20
5	0.2∶0.4∶0.4	0.34∶0.42∶0.24	2.5	20
6	0.4∶0.3∶0.3	0.57∶0.27∶0.16	4.5	20
7	0.4∶0.3∶0.3	0.57∶0.27∶0.16	6.5	20
8	0.4∶0.3∶0.3	0.57∶0.27∶0.16	8.5	20
9	0.4∶0.3∶0.3	0.57∶0.27∶0.16	2.5	15
10	0.4∶0.3∶0.3	0.57∶0.27∶0.16	2.5	25
11	0.4∶0.3∶0.3	0.57∶0.27∶0.16	2.5	30
12	0.4∶0.3∶0.3	0.57∶0.27∶0.16	2.5	35
13	0.4∶0.3∶0.3	0.57∶0.27∶0.16	2.5	40

编号	CO₂∶N₂∶CH₄ 体积比	CO₂∶N₂∶CH₄ 质量比	收缩段直径/mm	围压/MPa
1	1∶0∶0	1∶0∶0	2.5	20
2	0.5∶0.2∶0.3	0.68∶0.17∶0.15	2.5	20
3	0.5∶0.3∶0.2	0.65∶0.25∶0.10	2.5	20
4	0.4∶0.3∶0.3	0.57∶0.27∶0.16	2.5	20
5	0.2∶0.4∶0.4	0.34∶0.42∶0.24	2.5	20
6	0.4∶0.3∶0.3	0.57∶0.27∶0.16	4.5	20
7	0.4∶0.3∶0.3	0.57∶0.27∶0.16	6.5	20
8	0.4∶0.3∶0.3	0.57∶0.27∶0.16	8.5	20
9	0.4∶0.3∶0.3	0.57∶0.27∶0.16	2.5	15
10	0.4∶0.3∶0.3	0.57∶0.27∶0.16	2.5	25
11	0.4∶0.3∶0.3	0.57∶0.27∶0.16	2.5	30
12	0.4∶0.3∶0.3	0.57∶0.27∶0.16	2.5	35
13	0.4∶0.3∶0.3	0.57∶0.27∶0.16	2.5	40

压力/MPa	密度/（kg⋅m^-3）	比热容/（kJ⋅kg^-1⋅K^-1）	导热系数/（mW⋅m^-1⋅K^-1）	黏度/（mPa⋅s）
39.45	854.27	1.86	100.25	0.081 8
30.10	401.94	1.95	63.87	0.034 4
30.32	405.60	1.82	60.82	0.034 3
28.47	339.92	1.86	58.14	0.030 6
25.92	247.35	1.83	54.39	0.025 7

压力/MPa	密度/（kg⋅m^-3）	比热容/（kJ⋅kg^-1⋅K^-1）	导热系数/（mW⋅m^-1⋅K^-1）	黏度/（mPa⋅s）
39.45	854.27	1.86	100.25	0.081 8
30.10	401.94	1.95	63.87	0.034 4
30.32	405.60	1.82	60.82	0.034 3
28.47	339.92	1.86	58.14	0.030 6
25.92	247.35	1.83	54.39	0.025 7

多组分CO₂配注气嘴流动特性及影响规律研究

刘铭盛 ¹^,² , 杨玲智 ³ , 王海柱 ¹ , 王斌 ¹ , 于超 ² , 李冠华 ² , 孙廉贺 ¹^,² , 胡萧 ¹

流体机械 | 设计计算 2025,53(12): 47-57

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流体机械 |设计计算 2025 , 53 (12) : 47 -57

多组分CO₂配注气嘴流动特性及影响规律研究

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刘铭盛¹^,², 杨玲智³, 王海柱¹, 王斌¹, 于超², 李冠华², 孙廉贺¹^,², 胡萧¹

作者信息

¹中国石油大学（北京）油气资源与工程全国重点实验室，北京 102249

²加拿大阿尔伯塔大学，埃德蒙顿 T6G 2H5

³中国石油长庆油田分公司油气工艺研究所，西安 710018

通讯作者:

王海柱（1981），男，教授，博士生导师，主要从事高压水射流技术、超临界CO₂钻完井技术研究工作，通信地址：102249北京市昌平区府学路18号中国石油大学（北京）石油工程学院，E-mail：whz0001@126.com。

作者简介:

刘铭盛（1998），男，博士研究生，主要研究方向为CO₂射流钻完井及增产理论与技术，E-mail：2022310167@student.cup.edu.cn。

Study on flow characteristics and influencing laws of multi‑component CO₂ injection nozzle

Mingsheng LIU¹^,², Lingzhi YANG³, Haizhu WANG¹, Bin WANG¹, Chao YU², Guanhua LI², Lianhe SUN¹^,², Xiao HU¹

Affiliations

¹State Key Laboratory of Petroleum Resources and Engineering，China University of Petroleum，Beijing 102249，China

²University of Alberta，Edmonton T6G 2H5，Canada

³PetroChina Changqing Oilfield Branch Oil and Gas Technology Research Institute，Xi'an 710018，China

出版时间: 2025-12-31 doi: 10.3969/j.issn.1005-0329.2025.12.006

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摘要

收起

针对现有分层配注气嘴在“大通径+强节流”结构方面的研究不足，以及CO₂，N₂，CH₄多组分注入工况复杂、气嘴流动特征不明等问题，提出将亥姆赫兹（Helmholtz）气嘴应用于分层配注中，建立了考虑多组分流体物性随温度、压力变化的真实气体流动模型，研究了不同组分浓度、气嘴收缩段直径、围压条件下的气嘴流动特性及影响规律。结果表明，相同体积流量下，Helmholtz气嘴节流压差随CO₂质量含量降低而显著降低，同纯CO₂对照组相比，当CO₂，N₂，CH₄三者质量比为0.34∶0.42∶0.24时，节流压差降幅可达69.56%；射流温度受CO₂质量含量影响显著，同纯CO₂对照组相比，当CO₂，N₂，CH₄三者质量比为0.65∶0.25∶0.10时，温度降增幅可达40.56%；高围压条件下，可形成高节流压差及更小的温度降；节流压差与气嘴收缩段直径的关系存在拐点，在特定气嘴直径组合条件下存在多级节流效应，能够实现节流效果自适应转移与调节，并具备高通过特性，因此，将Helmholtz气嘴作为分层配注气嘴的可行性较高。研究成果可为井下分层配注器结构设计和注气工艺参数优化提供理论基础。

关键词

多组分CO₂ / 分层配注 / 亥姆赫兹气嘴 / 节流压差 / 射流流场

Abstract

收起

In response to the insufficient research on existing stratified injection nozzles regarding the “large diameter+strong throttling” structure，as well as the complexity of multi‑component injection conditions involving CO₂，N₂，and CH₄ and the unclear flow characteristics of the nozzles，this study proposes applying the Helmholtz nozzle to stratified injection.A real gas flow model considering the variation of multi‑component fluid properties with temperature and pressure was established.The flow characteristics and influencing laws of the nozzle under different component concentrations，nozzle contraction section diameters，and confining pressures were investigated.The results show that under the same volumetric flow rate，the throttling pressure drop of the Helmholtz nozzle significantly decreases with a reduction in CO₂ mass fraction.Compared to the pure CO₂ control group，when the mass ratio of CO₂，N₂，and CH₄ is 0.34∶0.42∶0.24，the throttling pressure drop reduction can reach 69.56%.The jet temperature is significantly affected by the CO₂ mass fraction.Compared to the pure CO₂ control group，when the mass ratio of CO₂，N₂，and CH₄ is 0.65∶0.25∶0.10，the temperature drop increase can reach 40.56%.Under high confining pressure conditions，a high throttling pressure drop and a smaller temperature drop can be achieved.The relationship between the throttling pressure drop and the nozzle contraction section diameter exhibits an inflection point.Under specific nozzle diameter combinations，a multi‑stage throttling effect can be achieved，enabling adaptive transfer and adjustment of the throttling effect while maintaining high flow capacity.Therefore，the feasibility of using the Helmholtz nozzle as a stratified injection nozzle is high.The research findings can provide a theoretical basis for the structural design of downhole stratified injection tools and the optimization of gas injection process parameters.

Key words

multi‑component CO₂ / stratified injection / Helmholtz nozzle / throttling pressure drop / jet flow field

引用本文

刘铭盛, 杨玲智, 王海柱, 王斌, 于超, 李冠华, 孙廉贺, 胡萧. 多组分CO₂配注气嘴流动特性及影响规律研究. 流体机械, 2025 , 53 (12) : 47 -57 . DOI: 10.3969/j.issn.1005-0329.2025.12.006

Mingsheng LIU, Lingzhi YANG, Haizhu WANG, Bin WANG, Chao YU, Guanhua LI, Lianhe SUN, Xiao HU. Study on flow characteristics and influencing laws of multi‑component CO₂ injection nozzle[J]. Fluid Machinery, 2025 , 53 (12) : 47 -57 . DOI: 10.3969/j.issn.1005-0329.2025.12.006

正文

收起

0　引言

收起

碳捕集、利用与封存（CCUS）是我国实现“碳达峰、碳中和”双碳战略目标的关键技术路径^［1-2］。近年来各石油企业积极响应国家碳减排政策，纷纷开展CCUS战略布局与现场应用。油气生产过程中会有大量CO₂，N₂，CH₄等伴生气产出^［3］，一般在现场进行粗略提纯后便回注到地层中。因此，产出气体的回注工艺需要考虑CO₂，N₂，CH₄等多种混合介质注入工况，尤其是在海上油气田的开发中更为常见^［3］，不仅可以利用气体回注提高油气采收率^［4］，还能实现CO₂的高效利用与碳封存^［5］，实现经济价值与环境价值的双赢。目前，常用的注气工艺可分为笼统注气和分层配注两种，我国油气田大部分以纵向分布为主，而在层间纵向上由于井下流体物性、地层有效厚度及渗透率等参数差异性较大，传统的笼统注入工艺在现场应用中逐渐暴露出层间干扰严重、部分薄差层注气受效程度低、井下调控难等问题^［6］，需采用分层配注工艺，实现储层精细化有效动用，是注气工艺未来的发展趋势。

气嘴作为分层配注中调节流体流动的装置，可形成节流压差，是实现分层有效调配的关键工具，如图1所示。与传统分层注水工艺行业追求的小摩阻、大流量系数的水嘴结构不同，气体注入建立节流压差更加困难，并且由于气嘴直径较小，存在冲蚀严重、杂物堵塞的风险。因此，亟需研发大通径、节流能力强的分层配注气嘴结构^［7］。

目前，已有一些学者对分层注气工艺及气嘴结构进行了初步研究。崔知栩等^［8］建立了CO₂在超临界状态下通过气嘴的压力损失计算模型；汪春浦等^［9］对典型气井井下节流参数进行了优化设计；李海成等^［10］研制了多级绕流气嘴，分析了实际工况条件下绕流气嘴的特性；李璇^［11］通过有限元分析方法设计出系列绕流气嘴结构，并绘制了气嘴节流特性图版；罗程程^［12］开展了超临界CO₂嘴流特性实验，拟合建立了注气量理论模型和多参数模型。当前研究主要关注于单一组分的CO₂在气嘴内的流动特性及其对分层注气的影响，并且气嘴结构多是基于简单架构的平直型气嘴或复杂架构的多级绕流气嘴，前者节流能力较弱，后者结构复杂，通过性较差。另一方面，在分层配注气嘴实验研究中，实验条件较简单，注气流量、温度、围压等参数难以达到现场井下工况，不能充分反映井下实际流动工况。此外，现场注气中一般都含有CO₂，N₂，CH₄等可压缩性多组分流体，尤其是在产出气回注工艺中多组分流体更为常见，与纯单质流体的密度、黏度、导热系数、比热容等物性差异极大，给气嘴节流压差的建立与流动特性的认识带来重大阻碍，理论研究缺乏，进而导致井下分层精细调控难。

针对上述问题，本文创新性提出将带有振荡腔结构的亥姆赫兹（Helmholtz）气嘴应用于井下分层配注中，以现场采出气中组分含量最高的CO₂，N₂，CH₄为研究对象，开展现场尺度的大排量、高温、高压气嘴流动数值模拟；建立考虑CO₂，N₂，CH₄多组分流体物性随温度、压力变化的真实气体流动模型，并利用计算流体力学（CFD）方法，研究不同组分浓度、气嘴收缩段直径、围压参数条件下的Helmholtz气嘴流动特性，分析气嘴内压力、温度、流速、湍流动能等多参数的变化规律，探索Helmholtz气嘴作为分层配注气嘴的可行性。研究成果可为井下分层配注器结构设计和注气工艺参数优化提供理论基础。

1　模型构建与验证

收起

1.1　计算流体力学模型

1.1.1　数学模型与求解方法

气嘴流动过程涉及传热和压缩性流体，因此，除了求解质量方程和动量方程外，还须求解能量方程。不同流体介质流动的基本控制方程一致，需要改变不同流体物性方程。多组分CO₂气嘴射流是流体的高速流动过程，与时间相关，因此，采用瞬态流动的质量守恒方程如下^［13］：

∂ ρ ∂ t + ∇ ⋅ (ρ u ⃗) = 0

（1）

式中，

ρ

为流体密度，kg/m³；t为时间，s；

u ⃗

为速度矢量，m/s。

将CO₂，N₂，CH₄多组分混合流体作为牛顿流体来考虑，动量方程采用Navier-Stokes方程^［14］，简化后的表达式如下：

ρ d u ⃗ d t = - ∇ p + μ Δ u ⃗

（2）

式中，

p

为流体微元体上的压力，Pa；

μ

为流体黏度，Pa⋅s。

能量方程表达式如下^［14］：

∇ (ρ u ⃗ T) = ∇ (k 1 C p g r a d T) + S T

（3）

式中，

T

为温度，

K

；

k 1

为流体的传热系数，

W / (m ⋅ K)

；

C p

为定压比热容，

J / (k g ⋅ K)

；

S T

为黏性耗散项，

K ⋅ s 2 / m 2

。

除上述基本方程外，还需多组分输运方程来描述多组分气体流动状态^［15］：

∂ (ρ c a) ∂ t + ∂ ∂ x i (ρ u i c a) = ∂ ∂ x i [D a ∂ (ρ c a) ∂ x i]

（4）

式中，

c a

为组分

a

的质量分数；

D a

为组分

a

的质量扩散系数，m

2

/s。

由于研究对象为直射流流场，气嘴内外流场均为高雷诺数区域，该条件下更适用标准k-ε两方程湍流模型。

可压缩流动湍动能方程^［13］：

∂ (ρ k 2) ∂ t + ∂ (ρ k 2 u i) ∂ x i = ∂ ∂ x j [(μ + μ t σ k) ∂ k 2 ∂ x j] + G k + G b - ρ ε - ρ Y M + S k

（5）

可压缩流动湍流耗散率方程^［13］：

∂ (ρ ε) ∂ t + ∂ (ρ ε u i) ∂ x i = ∂ ∂ x j [(μ + μ t σ ε) ∂ ε ∂ x j] + C 1 ε ε k 2 × (G k + C 3 ε G b) - C 2 ε ρ ε 2 k 2 + S ε

（6）

式中，k₂为湍动能，m²/s²；μ_t为湍流黏度，Pa⋅s；σ_k，σ_ɛ湍流模型无量纲常数；

G k

，

G b

分别为因平均速度梯度、浮力引起的湍动能项；ε为湍流耗散率，m²/s³；

Y M

为单位质量可压缩湍流脉动扩张的贡献，m²/s³；S_k，S_ɛ分别为湍动能源项、湍流耗散率源项；u_i为时均速度，m/s；

C 1 ε

，

C 2 ε

，

C 3 ε

为常数。

流体物性方面，CO₂，N₂，CH₄多组分混合流体对温度、压力非常敏感，各项物性参数随温度、压力变化具有强烈的非线性变化特征。因此，理想气体状态方程不能适用于真实流体物性计算。美国国家标准技术研究所（National Institute of Standards and Technology，NIST）开发的REFPROP软件^［16］，可以计算包括CO₂，N₂，CH₄在内的各种单质流体热动力学和传输特性。对于由多种混合物组成的天然气流体，其混合物状态方程来自GERG-2008，其通过采用适用于混合物的Helmholtz能量混合规则来计算^［17］。GERG-2008已被ISO 20765-2采纳为天然气热力学性质计算的标准方法^［18］，且用于物性计算一般可维持≤0.1%的相对不确定度^［19］。VARZANDEH等^［20］对GERG-2008与PR/SRK等状态方程进行了系统对比，指出在更宽条件范围内GERG-2008更稳健。Helmholtz能量（A）是描述一个封闭系统的热力学势，其在不同物质间的状态方程中起着核心作用。对于多组分气体混合物，其总Helmholtz能量可以表示为各组分能量的加权和^［17］：

A m i x (T, V, {n i}) = ∑ i = 1 N n i A i (T, V)

（7）

式中，

n i

为组分

i

的摩尔数；

N

为混合物中总组分数；

A i

为每个组分

i

的Helmholtz能量；

T

，

V

分别为温度、体积。

在广义混合规则下，混合物的Helmholtz能量不仅考虑了各组分的单独贡献，还涉及各组分之间的相互作用：

A m i x = ∑ i = 1 N n i A i (T, V) + ∑ i = 1 N ∑ j > i N n i n j V f i j (T)

（8）

式中，

f i j (T)

为描述组分

i

和

j

之间相互作用的函数，通常依赖于温度

T

。

式（8）等号右边第一项是自作用项，将混合物看成各纯组分在同一温度、压力下各自独立地对体系Helmholtz能的贡献再相加，不包含与其他组分的“异相互作用”；等号右边第二项代表了组分之间的相互作用能量，体现了混合物的非理想性。相关数据已集成于REFPROP数据库中，并且由于REFPROP的准确性和对多组分流体的广泛适用性，许多研究团队已将其用于CO₂流动的研究。本研究在Ansys-Fluent中通过TUI命令的方式，直接调用基于REFPROP数据库的NIST真实气体模型，无需使用用户自定义函数（UDF）或动态链接库（DLL），可以有效简化操作步骤，避免了使用UDF或外部DLL时的编程和编译需求。此外，在计算中创建NIST查询表，用于存储不同温度和压力条件下的流体物性数据，并将这些数据以离散表格的形式保存下来，能减少大量的重复调用，不仅可以显著提升求解速度，还能增强物性数据的稳定性，提升求解过程的稳健性。

1.1.2　几何模型与网格划分

Helmholtz气嘴属于自激振荡（自共振）喷嘴，其典型结构由收缩段（上游喷口）、振荡腔及扩张段（下游喷口）构成。该气嘴无运动部件，适合井下或高压环境集成，能够显著增强射流的湍动能与涡结构强度，主要应用于水射流清洗、除鳞、表面处理、切割、破岩，以及气动流动控制等领域^［21］。基于文献［22］在研究超临界CO₂射流时设计的Helmholtz气嘴结构基础上，文中建立了分层配注Helmholtz气嘴射流流场的三维几何模型，如图2所示。

该模型由气嘴前流入段、Helmholtz气嘴内部空间（包括收缩段、振荡腔和扩张段）和外流场区域三部分组成。气嘴前流入段直径10 mm、长度10 mm，外流场直径10 mm、长度80 mm。外流场长度设置为气嘴长度的5倍以上，可使气嘴射流形态充分发展，从而提高计算稳定性与精度。将气嘴入口设为速度入口边界，将外流场的壁面及出口设为压力出口边界，其压力值为环境围压，其他边界都设为壁面边界。在划分体网格时，网格单元采用混合网格，即以六面体单元为主，在适当位置采用四面体、锥形、楔形的单元，保证网格质量。采用局部网格划分法，在压力梯度较大的气嘴直线段及气嘴收缩段、扩张段加密网格。

1.2　网格无关性验证

流体计算往往存在由网格尺度引起的误差，因此需要进行网格无关性验证。文中选取了不同划分方法的网格模型，针对气嘴收缩段直径2.5 mm、入口流速10 m/s、入口温度70 ℃、出口围压20 MPa、出口温度60 ℃模拟条件，进行试算与分析。验证标准如下：（1）迭代计算能够稳定收敛；（2）网格疏密对计算结果影响较小。

由于研究对象为流体在射流气嘴内的运动，因此，对气嘴及气嘴后流场的网格密度与划分方式进行了调整，得到3种网格数量方案：方案1、方案2、方案3对应网格单元数量分别为181 831，252 013，303 150。选择轴线温度及总压力作为评价指标，模拟结果如图3所示。可以看出，方案2与方案3之间的变化最小，变化幅度均小于0.5%，说明继续增大网格数量对计算精度影响很小。综合考虑计算所占用的时间、内存及结果变化，本研究优选网格方案3。

1.3　气嘴节流实验验证

采用目前应用最广泛的平直型气嘴（内径2 mm、长度10 mm）开展气嘴节流实验，目的在于用更可控、工艺简单、安全边界更大的气嘴结构来验证模型的准确性。由于CH₄为易燃易爆介质，在高压、高速射流条件下实验风险显著，因此，在围压5 MPa、温度30 ℃条件下，仅开展CO₂，N₂及CO₂+N₂混合流体（体积比1∶2）气嘴节流实验，监测一定流量下气嘴前后节流压差，并与数值模拟结果对比验证模型的准确性。

为避免相变干扰，在实验前利用REFPROP（GERG-2008）对上述工况进行单相性判定。对于单组分实验组，围压5 MPa、温度30 ℃工况下CO₂，N₂均为单相，且CO₂为气态，N₂为超临界态。对于CO₂+N₂（体积比1∶2）两组分实验组，掺入N₂降低了凝液倾向，无两相分离。考虑气嘴节流导致的轴向温度降，对最不利点（气嘴扩张段附近）进行了温度监测，未观察到冷凝/雾滴形成、传感器液击或压力波异常。因此，实验期间不存在混相（气液两相）问题。

实验流程与测点布置如图4所示。以CO₂，N₂两组分混合流体气嘴节流实验为例，实验系统主要组成部件包括CO₂气瓶、N₂气瓶、缓冲罐、空气压缩机、气体增压泵、水浴储罐、高温水箱、围压釜、保温高压管线、温度表、压力表、数据采集系统、高压管线等。CO₂和N₂利用分压法在缓冲罐中充分混合并实现组分占比控制，在空气压缩机驱动下经气体增压泵对混合流体增压，并在水浴储罐内通过高温水箱供水进行水浴加热，直至实验设置的初始温度；再通过保温高压管线将混合流体输送至与高温水箱连接的围压釜内，通过水浴加热控制围压釜内的环境温度。围压釜内安装有平直型气嘴，通过温度探针监测釜内温度，气嘴前端的注气管线上安装有压力计，监测气嘴前压力。温度计探针尖端距离气嘴末端的轴向距离为50 mm，气嘴前压力计到气嘴距离为280 mm。

气嘴节流实验前，将放空阀关闭，开启增压泵并调节注气阀，不断向围压釜内进行注气，直至达到预设围压。通过控制水浴储罐出口的注气阀控制注入流量，并通过气体流量计实时监测。气嘴节流实验中，开启放空阀，同时不断调节注气阀开度来平衡注气导致的围压升高，进而维持围压稳定在预设值。一旦围压稳定持续5 s后，认为注气达到了平衡态，读取此时气嘴前的压力数值，与围压的差值即为节流压差。实验测试与数值模拟对比结果见表1。数值模拟节流压差与实验实测值相对误差为5.26%~6.06%，满足本研究对模型验证的精度要求。

本实验旨在为数值模型进行基本有效性验证，并非通过实验对Helmholtz气嘴流动开展全面规律研究。受平台流量能力与安全边界限制，试验未覆盖CH₄及更高压差和更大流量工况。含CH₄与更复杂边界条件的影响在数值模拟部分进一步讨论。

1.4　模拟方案

基于控制变量法开展不同组分流体气嘴流动数值模拟，在相同流入段入口流速（10 m/s，对应初始体积流量67.82 m³/d）、入口温度（70 ℃）、出口温度（60 ℃）条件下，分析了不同流体组分、气嘴收缩段直径及出口围压对Helmholtz气嘴流动特性的影响规律。模拟方案如表2所示。由于流入段达到最终稳定流动状态时的温度、压力与0 ℃、1个大气压标准状况时不同，会导致流体的密度、压缩性等物性参数不同。此外，改变流体组分、收缩段直径、围压均会改变最终稳定流动状态时的排量。因此，为方便将模拟中的排量与实际现场工况排量进行对比，需要综合考虑流体物性、温度、压力来进行换算。通过换算发现，相同入口流速（10 m/s）条件下的流体排量，换算为标准状况下为5 121~29 405 m³/d，与现场工况的注气排量量级一致，克服了室内实验的局限性。

2　气嘴流动影响因素分析

收起

2.1　流体组分影响

图5示出不同流体组分条件下气嘴内总压力、流速分布。总压是动压和静压的总和，即

P 总 = P 静 + 0.5 ρ v 2

（其中，

ρ

为密度，kg/m³；

v

为速度，m/s）。从图5可以发现，流体轴线总压力呈现两次突增后急速降低，并最终趋于稳定的分布规律。这是由于Helmholtz气嘴收缩段（对应图中10 mm坐标处）及扩张段（对应图中21.5 mm坐标处）存在两处流道面积的突变，导致流动状态改变，进而表现为流体总压力的突增与骤降。第一处总压突增与骤降发生在气嘴收缩段，由于流动截面积减小，混合流体的流速上升，导致静压力随之下降，但同时会导致动压部分显著增大，并且动压的增加可以弥补静压降低的部分，因此总压增大。随后流体由气嘴进入振荡腔内，流动截面积增大，且振荡腔内部湍流和涡流逐渐形成，产生动能耗散，总压骤降。同理，第二处总压骤降发生在气嘴扩张段，此处流动截面积增大，混合流体的流速开始降低，并引起湍流和涡流，产生动能耗散，总压进一步降低。此后，由于气嘴外部流域面积的逐渐增大，总压逐渐降低，并最终与出口围压形成平衡。

此外，随着CO₂质量占比的逐渐减小，混合流体密度降低，总压突变幅度逐渐减弱。同时，收缩段直径2.5 mm的Helmholtz气嘴在相同的入口流速条件下，纯CO₂流经气嘴的节流压差最大，高达19.45 MPa。节流压差随着CO₂的质量含量降低而降低，当CO₂，N₂，CH₄质量比为0.34∶0.42∶0.24时，节流压差降至5.92 MPa，同纯CO₂对照组相比，降幅为69.56%。

图6示出不同流体组分条件下气嘴温度分布。从图6可以看出，轴向温度的变化与压力分布不同，沿着流体流动方向，在Helmholtz气嘴收缩段流道突然变小，流速急剧升高，并达到峰值流速，且伴随着温度的骤降，随后在流道面积相对较大的振荡腔内逐渐升温，最终流出气嘴扩张段，进入外流场后温度升温至与气嘴外部环境温度达到平衡，此过程中流速均呈现减小的趋势。此外，同纯CO₂对照组相比，随着流体组分中CO₂质量占比由100%降至57%过程中，射流温度降与最高流速呈现增大的变化规律。在本研究的组分浓度类别中，相比于纯CO₂，温度降及最高流速的增幅最大分别为40.56%，7.66%（对应质量比CO₂∶N₂∶CH₄=0.65∶0.25∶0.10）。表明在一定的CO₂质量占比变化范围内（57%~100%），流体组分对温度降存在显著影响，而对井下射流最高流速影响较弱。

当CO₂质量占比进一步降低时，温度降及流速的变化规律又发生变化。相比于其他三种组分，纯CO₂流体与质量比为0.34∶0.42∶0.24的混合流体呈现更相近的变化趋势。这与不同组分的物性及入口的质量流量等多参数组合影响有关。利用GERG-2008天然气混合多组分物性模型，计算得到入口温度70 ℃、不同压力下的流体密度、定压比热容、导热系数及黏度，见表3。图7示出了不同组分条件下气嘴流动参数变化关系。从表3和图7可知，纯CO₂在入口温度、压力条件下为超临界态，密度、导热系数和黏度均最大，因此在相同初始流速时，入口质量流量最大，进而导致气嘴内的节流压差和能量损失最大，而最高流速和温度降均最小。相对地，质量比为0.34∶0.42∶0.24的混合流体的密度、导热系数和黏度均最小，因此在相同流速条件下，入口质量流量和节流压差最小。以上结果说明，在应用Helmholtz气嘴开展多组分非纯CO₂分层注气施工时，气嘴形成的节流压差较小，并且在一定的CO₂质量占比范围内（本研究中为57%~100%），温度降显著增大。这种工况下需要井口提高注入流体温度，并采取一定增大节流压差的措施，以防止井下射流冰堵并增大分层注气量的调控范围。

2.2　气嘴收缩段直径影响

以CO₂，N₂，CH₄质量比0.57∶0.27∶0.16为例，在相同的初始体积流量2.826 m³/h和Helmholtz气嘴扩张段直径条件下，改变气嘴收缩段直径开展了气嘴流动模拟，结果见图8。

随着Helmholtz气嘴收缩段直径增大，节流压差并不是简单的递减关系。当气嘴收缩段直径从2.5 mm增大至8.5 mm时，节流压差先减小后增大，即ΔP_d_{=2.5 mm}>ΔP_d_{=8.5 mm}>ΔP_d_{=6.5 mm}>ΔP_d_{=4.5 mm}，且温度降、流速及湍流动能分布呈现出相同的变化规律。

图9示出不同气嘴收缩段直径下，质量流量、节流压差、温度降、最高流速参数统计结果。

从图9可以看出，在Helmholtz气嘴扩张段直径不变的条件下，质量流量、节流压差、温度降及最高流速随气嘴收缩段直径的变化规律存在拐点。对于本文研究对象，气嘴收缩段直径为4.5 mm是上述流动参数规律变化的拐点。分析发现，Helmholtz气嘴在特定的收缩段及扩张段直径组合条件下存在多级节流效应，能够实现节流自适应调节并具备高通过特性。

当气嘴收缩段和扩张段直径都比较小且接近的情况下，此时Helmholtz气嘴由于收缩段及扩张段流域的突变存在两次节流，因此压差最大，如图8（a）中2.5 mm气嘴的压力波动所示。当气嘴收缩段直径增大且与扩张段直径数值相差较大时，气嘴收缩段的节流效果减弱，扩张段的节流效果增强，并且随着收缩段直径的增大，收缩段的节流效果进一步减弱，甚至节流消失，反而扩张段的节流效果进一步增强。

如图8（a）所示，4.5 mm气嘴收缩段的一级节流压力波动十分小，6.5，8.5 mm气嘴收缩段并不存在节流的压力波动，而气嘴扩张段的二级节流压力波动逐渐增大。这是因为较大直径的收缩段带来的流体通量相对小直径收缩段条件下的更大，再加上此时振荡腔的湍流涡旋及滞留效应更强（见图10），使得Helmholtz气嘴总体的节流压差并不会随收缩段直径的增大而减小。即在气嘴收缩段直径增大过程中，主要的节流贡献由气嘴收缩段的一级节流向扩张段的二级节流自适应转移与调节，进而导致Helmholtz气嘴即使在较大收缩段直径结构下仍具有较好的节流效应。这种大直径的Helmholtz气嘴既能满足较好的节流压差，也能实现更好的通过性，尤其是在含固体杂质颗粒的流体注入工况下，具有防堵塞的突出优势。

2.3　地层围压影响

以CO₂，N₂，CH₄质量比0.57∶0.27∶0.16为例，在相同初始体积流量2.826 m³/h下，改变外流场出口围压开展了气嘴流动模拟研究，结果如图11所示。

从图可见，随出口围压的增大，节流压差增大，而温度降及最大流速减小。这是由于围压的增大，主要影响混合流体的流速和密度。高围压会限制射流的发展，降低峰值流速，围压15 MPa下，射流最高流速为258.82 m/s，围压增至40 MPa后，最高流速反而降至227.1m/s，降幅为12.26%。同时，围压由15 MPa增至40 MPa时，流场内混合流体平均密度由212.81 kg/m³增至449.85 kg/m³，增幅为111.39%。综合影响下导致流体的质量流量增大（见图12），最大增幅为74.73%，因此节流压差也增大，增幅高达42.99%。高围压、低流速条件下，混合流体温度降也随之减小，围压由15 MPa增至40 MPa时，温度降由36.64 ℃降至17.23 ℃，降幅为52.97%。以上结果表明，在高埋深、高围压条件下应用Helmholtz气嘴开展分层注气施工时，气嘴可形成高节流压差及更小的温度降，这有助于增大分层注气量的调控范围，并可减小气嘴射流形成井下冰堵的风险。

3　结论

收起

（1）相同注入流速条件下，Helmholtz气嘴节流压差随着CO₂的质量含量降低而显著降低，相比于纯CO₂，当CO₂，N₂，CH₄质量比为0.34∶0.42∶0.24时，混合流体节流压差降幅可达69.56%。

（2）在一定的CO₂质量占比变化范围内（57%~100%），流体组分对温度降存在显著的增幅影响，但对井下射流最高流速影响较弱。相比于纯CO₂，当CO₂，N₂，CH₄质量比为0.65∶0.25∶0.10时，混合流体温度降增幅可达40.56%。

（3）Helmholtz气嘴的节流压差并不是简单与气嘴收缩段直径呈负相关，而是存在拐点，并且Helmholtz气嘴在特定的收缩段及扩张段直径组合条件下存在多级节流效应，能够实现节流效果自适应转移与调节，并具备高通过特性，作为分层配注气嘴的可行性较高。

（4）在高埋深、高围压工况下，Helmholtz 气嘴可在分层注气过程中实现高效节流而不产生过大的温度降，这不仅有利于扩大分层注气量的调控区间，也有助于抑制射流降温引发的井下冰堵问题。

参考文献

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参考文献引证文献

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2025年第53卷第12期

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doi: 10.3969/j.issn.1005-0329.2025.12.006

接收时间：2025-06-07
首发时间：2026-10-22
出版时间：2025-12-31

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收稿日期：2025-06-07
修回日期：2025-10-13

基金

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¹中国石油大学（北京）油气资源与工程全国重点实验室，北京 102249

²加拿大阿尔伯塔大学，埃德蒙顿 T6G 2H5

³中国石油长庆油田分公司油气工艺研究所，西安 710018

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2种不同金属材料的力学参数

科 Family	属数 Number of genus	种数 Number of species	占总种数比例 Percentage of total species (%)	属 Genus	种数 Number of species	占总种数比例 Percentage of total species (%)
鹅膏菌科Amanitaceae	2	11	5.26	鹅膏菌属 Amanita	10	4.78
小菇科 Mycenaceae	2	12	5.74	丝盖伞属 Inocybe	5	2.39
多孔菌科 Polyporaceae	8	14	6.70	蜡蘑属 Laccaria	5	2.39
红菇科 Russulaceae	3	23	11.00	小皮伞属 Marasmius	6	2.87
				小菇属 Mycena	11	5.26
				光柄菇属 Pluteus	5	2.39
				红菇属 Russula	17	8.13
				栓菌属 Trametes	5	2.39

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TxT

组分	流量/（kg⋅min^-1）	节流压差/MPa	相对误差/%
CO₂	0.31	0.17	0.16	5.88
N₂	0.48	0.19	0.18	5.26
混合	0.76	0.33	0.31	6.06

组分

流量/（kg⋅min^-1）

节流压差/MPa

相对误差/%

实验

模拟

CO₂

0.31

0.17

0.16

5.88

N₂

0.48

0.19

0.18

5.26

混合

0.76

0.33

0.31

6.06

编号	CO₂∶N₂∶CH₄ 体积比	CO₂∶N₂∶CH₄ 质量比	收缩段直径/mm	围压/MPa
1	1∶0∶0	1∶0∶0	2.5	20
2	0.5∶0.2∶0.3	0.68∶0.17∶0.15	2.5	20
3	0.5∶0.3∶0.2	0.65∶0.25∶0.10	2.5	20
4	0.4∶0.3∶0.3	0.57∶0.27∶0.16	2.5	20
5	0.2∶0.4∶0.4	0.34∶0.42∶0.24	2.5	20
6	0.4∶0.3∶0.3	0.57∶0.27∶0.16	4.5	20
7	0.4∶0.3∶0.3	0.57∶0.27∶0.16	6.5	20
8	0.4∶0.3∶0.3	0.57∶0.27∶0.16	8.5	20
9	0.4∶0.3∶0.3	0.57∶0.27∶0.16	2.5	15
10	0.4∶0.3∶0.3	0.57∶0.27∶0.16	2.5	25
11	0.4∶0.3∶0.3	0.57∶0.27∶0.16	2.5	30
12	0.4∶0.3∶0.3	0.57∶0.27∶0.16	2.5	35
13	0.4∶0.3∶0.3	0.57∶0.27∶0.16	2.5	40

编号

CO₂∶N₂∶CH₄
体积比

CO₂∶N₂∶CH₄
质量比

收缩段直径/mm

围压/MPa

1∶0∶0

2.5

0.5∶0.2∶0.3

0.68∶0.17∶0.15

2.5

0.5∶0.3∶0.2

0.65∶0.25∶0.10

2.5

0.4∶0.3∶0.3

0.57∶0.27∶0.16

2.5

0.2∶0.4∶0.4

0.34∶0.42∶0.24

2.5

0.4∶0.3∶0.3

0.57∶0.27∶0.16

4.5

0.4∶0.3∶0.3

0.57∶0.27∶0.16

6.5

0.4∶0.3∶0.3

0.57∶0.27∶0.16

8.5

0.4∶0.3∶0.3

0.57∶0.27∶0.16

2.5

0.4∶0.3∶0.3

0.57∶0.27∶0.16

2.5

0.4∶0.3∶0.3

0.57∶0.27∶0.16

2.5

0.4∶0.3∶0.3

0.57∶0.27∶0.16

2.5

0.4∶0.3∶0.3

0.57∶0.27∶0.16

2.5

压力/MPa	密度/（kg⋅m^-3）	比热容/（kJ⋅kg^-1⋅K^-1）	导热系数/（mW⋅m^-1⋅K^-1）	黏度/（mPa⋅s）
39.45	854.27	1.86	100.25	0.081 8
30.10	401.94	1.95	63.87	0.034 4
30.32	405.60	1.82	60.82	0.034 3
28.47	339.92	1.86	58.14	0.030 6
25.92	247.35	1.83	54.39	0.025 7

压力/MPa

密度/（kg⋅m^-3）

比热容/（kJ⋅kg^-1⋅K^-1）

导热系数/（mW⋅m^-1⋅K^-1）

黏度/（mPa⋅s）

39.45

854.27

1.86

100.25

0.081 8

30.10

401.94

1.95

63.87

0.034 4

30.32

405.60

1.82

60.82

0.034 3

28.47

339.92

1.86

58.14

0.030 6

25.92

247.35

1.83

54.39

0.025 7