基于小波多尺度变换的储气库井管柱非线性振动特性研究_闫行(1).pdf

 振动与冲击 第 38 卷第 20 期JOURNAL OF VIBRATION AND SHOCKVol．38 No．20 2019 基金项目 国家自然科学基金 51804330 ; 中央高校基本科研业务费专项资金 18CX02154A; 18CX06038A 收稿日期 2018 －09 －25修改稿收到日期 2019 －04 －18 第一作者 闫行 男， 博士生， 1989 年生 通信作者 闫怡飞 男， 博士， 讲师， 1984 年生 基于小波多尺度变换的储气库井管柱非线性振动特性研究 闫行1，闫怡飞2，闫相祯1 1． 中国石油大学 储运与建筑工程学院，山东 青岛266580; 2． 中国石油大学 机电工程学院，山东 青岛 266580 摘 要 为探究储气库井注采过程管柱非线性振动特性， 获得储气库井管柱在井筒内的动力特性和频域特征。根 据储气库井筒结构特点建立储气库井管柱非线性振动分析方法， 通过数值求解得到管柱非线性的数学方程; 根据振动模 型建立 ANSYS 仿真模型， 模拟分析管柱的固有特性并与数学模型结果进行对比， 同时对储气库井管柱进行瞬态动力学响 应分析， 得到管柱振动效果变化规律; 结合现场工况搭建储气库井管柱振动实验研究装置， 设计振动信号数据采集终端， 通过注气过程管柱非线性振动实验得到振动特征数据。以实际储气库井 J03- H1 为例， 分析注气过程管柱压力、 管壁速度 和幅值等振动效果变化规律。结果表明 同一生产条件下所建模型计算结果与 ANSYS 仿真结果基本一致; 随着管柱设计 的增长， 环空约束对管柱固有特性影响作用较大; 低频压力波动是诱发管柱振动的重要激励源; 随着注气量的增加， 各段 管柱振动效果变化明显， 呈周期性变化， 其中近注气口段和井斜段是储气库井管柱产生振动的高发区域， 在管柱安全生产 设计和运行时应做出相应的安全措施。 关键词 储气库井; 管柱; 小波多尺度变换; 非线性振动; 实验研究 中图分类号 TE37文献标志码 ADOI10． 13465/j． cnki． jvs． 2019． 20． 009 A study on nonlinear vibration characteristics of gas storage well string based on the wavelet multi- scale trans YAN Hang1， YAN Yifei2，YAN Xiangzhen1 1． College of Pipeline and Civil Engineering，China University of Petroleum，Qingdao 266580，China; 2． College of Mechanical and Electronic Engineering，China University of Petroleum，Qingdao 266580，China AbstractIn order to explore the nonlinear vibration characteristics of the pipe string in a gas storage well injection process，the dynamic characteristics and frequency domain characteristics of the string in the wellbore were obtained． Firstly，according to the structural characteristics of the gas storage wellbore，a nonlinear vibration analysis of the gas storage well string was established， and the mathematical equation of the nonlinearity of the tubular string was obtained by numerical solution． Secondly，an ANSYS simulation model was established according to the vibration model to simulate the inherentity of the r string． The characteristics were compared with the results of the mathematical model． Meanwhile， the transient dynamic response analysis of the gas storage well string was carried out to obtain the vibration effect of the column． Finally，the vibration of the gas string of the gas storage well was constructed in combination with the site conditions． An experimental device was designed as the vibration signal data acquisition terminal，and the vibration characteristic data were obtained through the nonlinear vibration experiment of the pipe string during the gas injection process． Taking the actual gas storage well J03- H1 as an example，the variation of vibration effect such as column pressure，wall speed and amplitude of gas injection process was analyzed． The results show that the model calculation results under the same production conditions are basically consistent with the ANSYS simulation results． With the increase of the column design，the annulus constraints have a great influence on the inherent characteristics of the column; low frequency pressure fluctuation is the important factor to induce the column vibration． Excitation source; with the increase of gas injection volume，the vibration effect of each column was obviously changed，which changes periodically． The near ChaoXing gas injection section and the well inclined section are the high- incidence areas where the gas storage well string generatesvibration，and the column is safe． Corresponding safety measures should be taken during production design and operation． Key words underground gas storage; string; wavelet; nonlinear vibration; experiment 储气库井管柱作为地下储气库运行的主要工具， 面临地质构造复杂和大流量强注强采的苛刻要求， 其 服役周期的安全性是储气库井安全运行的关键问 题 ［1 －4 ］。在储气库井作业过程中， 井下压力波动、 井深 结构等产生的持续交变应力诱发注采管柱振动。同 时， 完井管柱受井身结构限制和油套间环空带压影响， 管柱发生振动位移时易产生碰撞和变形， 甚至造成气 体泄漏、 封隔器失效和管柱疲劳破坏等井下事故。因 此合理分析储气库井管柱非线性振动特性对储气库井 工程安全研究具有十分重要的意义 ［5 －8 ］。国内外研究 学者对管柱振动已经进行了大量研究， Lubinski 等 ［9 ］研 究了在轴压及内外压作用下油管发生的螺旋弯曲， 并 发现内压变化引起管柱失稳现象。阳明君等 ［10 ］对高产 气井带封隔器油管柱振动进行数值模拟， 分析结果表 明高速气流诱发管柱振动并造成底部管柱屈曲损失。 窦益华等 ［11 ］一方面建立改进的输流管道的水锤分析模 型， 并模拟研究了开关井工况下完井管柱振动的应力 分布， 发现开关井工况下完井管柱易发生剧烈振动。 以上研究为本文工作的开展奠定了良好的基础， 但未 充分考虑作业过程储气库井井筒结构对管柱的影响， 导致注采管柱非线性振动的研究还不够充分。 随着小波分析理论和算法的发展， 在工程应用分 析方面取得了良好的发展成果。其优点是既保留了传 统傅里叶分析的优点， 又弥补了其无法进行局部分析 的不足， 适用于湍流及众多非线性科学等领域。国内 外已有的工程应用成果体现了目前小波分析方法的发 展方向， 为本文研究工作的开展奠定了良好的基础和 参考价值 ［12 －13 ］。 为探究储气库井注气过程管柱非线性振动特性， 首先， 根据储气库井筒结构特点建立储气库井管柱非 线性振动分析方法， 通过数值求解得到管柱非线性的 数学方程; 其次， 根据振动模型建立 ANSYS 仿真模型， 模拟分析管柱的固有特性并与数学模型结果进行对 比， 同时对储气库井管柱进行瞬态动力学响应分析， 得 到管柱振动效果变化规律; 最后， 结合现场工况搭建储 气库井管柱振动实验研究装置， 设计振动信号数据采 集终端， 通过注气过程管柱非线性振动实验得到振动 特征数据。以实际储气库井 J03- H1 为例， 分析注气过 程管柱压力、 管壁速度和幅值等振动效果变化规律。 为深入开展储气库井注采管柱振动分析提供了一种新 的思路和方法。 1储气库井管柱非线性振动分析方法 1． 1柔性约束下管柱力学模型 基于弹性力学和管柱力学相关理论， 建立储气库 井管柱力学分析模型 ［14 －15 ］， 如图 1 所示。考虑注采管 柱生产实际工作条件， 井身结构和井下工具分布较为 复杂， 包括表层套管、 技术套管、 生产套管、 环空填充 液、 注采管柱、 永久封隔器、 尾管等。为了便于进行数 值分析， 假定井下管柱为长直杆件， 并且是各向同性、 均匀连续的线弹性体; 将井下管柱看成一个整体， 平均 分为 n 等分。图 1 还给出了衰竭油气藏储气库井注采 过程 i 段管柱力学分析模型。图中 hi、 r 和 R 分别表示 研究注采管柱 i 分段的长度和内外径。 图 1储气库井管柱力学分析模型 Fig． 1 Non- linear vibration mechanics model of well string of gas storage reservoir 油套管间填充环空保护液， 其作用是减轻套管头 或封隔器承受的油藏压力， 降低油管柱与环空之间的 压差等， 由于多组分填充液具有优异的剪切稳定性和 温粘特性， 可产生具有液体弹簧效果的柔性约束， 因此 分析模型中添加变刚度弹簧结构。 根据图 1 所示油套横截断面， 在初始状态下管内 压为 p0， 液体体积为 v， 当管柱受持续激励发生径向位 移时， 环空压力为 p1， 液体体积变化为 Δv。假定环空内 温度为常数， 则环空填充液的弹簧效应力为 Δf Δp Δv A2 i v Δx kiΔx 1 25振 动 与 冲 击2019 年第 38 卷 ChaoXing 式中 Δp p1－ p0， 增大或减少液体体积 v， 从而改变弹 簧的刚度 k。 当 Δv→0 时， k df dx － dpai dv/Ai β A2 i vi 2 式中 液体弹簧刚度 k ， 与体积弹性模量、 环空横截面 积成正比。 1． 2管柱非线性振动计算模型 基于 Rayleigh- Love 杆理论和管柱力学 ［15 ］， 储气库 井第 i 段注采管柱的非线性振动方程 3 可表示为 EiAi 2ui z 2 Aiδi 2ui z 2 t － ρAi 2ui z 2 － v2 i R 2 i － r2 i 4ui z 2 t 2 － Δf － fi0 3 式中 Ei， Ai ， ρ i， vi ， δ i分别表示第 i 部分井下管柱的弹性 模量、 横截面积、 密度、 Poisson 比、 阻尼系数; ui ui z， t 表示第 i 部分井下管柱的纵向位移; fi表示第 i 部分 井下管柱上、 下端面单位长度作用力之和。用 ci表示 井下管柱接触面上单位长度方向上的纵向剪切复刚 度， Δf 为环空压力值。则 fi及 Ai可以表示为 fi ciui z， t 4 Ai π R2 i － r2 i 5 相邻井下管柱微元段分界面两侧的位移需满足的 连续性条件为 ui －1 z， t z hi －1 ui z， tz hi ui z， t z hi ui 1 z， tz hi { 1 6 令 φi z， t Ei 2ui z 2 δ i 3ui z 2 t ρ iv 2 i R 2 i － r2 i 4ui z 2 t 2， 则截面力需满足的连续性条件 φi －1 z， t z hi －1 φ i z， tz hi φi z， t z hi φ i 1 z， tz hi { 1 7 1． 3小波变换求解管柱非线性 储气库循环注采过程是多时间尺度的持续过程， 小波函数变换可分析并给出管柱频域信息。同时， 与 傅里叶函数变换相比， 小波函数在求解非线性动力学 方程时， 时域和频域上都具有很好的局域性， 能够提高 求解计算精度和效率。因此， 本文引入小波函数求解 注采管柱的非线性振动方程， 其中小波函数公式为 ［13 ］ w a， b 〈u t ， ψa， b t 〉 1 槡 a∫ u t ψ* t － b a dt 8 式中 w0为小波的中心频率。 考虑井下管柱受持续激励初始阶段， 第 i 部分井 下管柱的初始位移和速度均等于 0， 通过小波函数对方 程 3 进行变换得到 9 EAit22Aiδit 2ρ iA 2 iv 2 i π 2Ui z 2 － 2ρ i Ckt 2 U i－ ki Δx Ai t20 9 式中 Ui Ui z， s 为 ui z， t 的小波变换。 为便于求解， 设定 α EAit23Aiδit 6ρ iA 2 iv 2 i π 10 β 6ρi Cit2 11 ζi ki Δx Ai t2 12 则上式方程可简化为 α 2Ui z 2 － βUi － ζ i0 13 解得 Ui z， s C1er1 C2er2 14 式中 r1 β β2－2 槡 αδ 2α ， r2 β － β2－2 槡 αδ 2α 由式 8 ， 式 9 可知因此方程有解。将两个关系代入解的 C1、 C2的关系是边界确定系数。 储气库地层可看作是无限大地层 D≥0， t≥0 ， 初 始储层压力为 ， 则从井筒注气的过程可以看作流体成 平面径向流流入地层， 因此注气后地层压力随时间 t 和 半径 D 的关系 ［16 ］ 为 qi z， t P0 Ggiμ 4πKh － Ei－ z2 4χ [] t 15 式中 Ggi为注气重量流量， χ 为导压系数。 令 Fi z， t φ z， t Ai， 则井下底部管柱振动应满 足以下条件 Fi z， t z 0 qi z， t 0 16 Ui z， s h0 17 将两个关系代入解的 C1、 C2的关系式 r2m r1n C1 r2m － r1n C2 α2qi z， s βA i 18 C1er1 C2er20 19 式中 m Ei δ it; n ρiv 2 iAit 2 /π 代入求得 C1 α2qi z， s r2m er2－ er1 r1n er2 er1[] βA i 20 C2 － α2qi z， s r2m er2－ er1 r1n er2 er1[] βA i 21 井下完井管柱 ti时刻振动位移为 ui z， s α2 er1－ er2 qi z， s r2m er2－ er1 r1n er 2 er1[] βA i 22 相应的振动频域公式为 35第 20 期闫行等 基于小波多尺度变换的储气库井管柱非线性振动特性研究 ChaoXing ui z， iw α2 er1－ er2 qi z， iw r2m er2－ er1 r1n er2 er1[] βA i 23 为求解井筒管柱的固有频率， 将式 3 进行无量纲 化得到式 24 2wi ξ2 τ i 3wi ξη － 2wi η2 － γ i 4wi ξ2η2 － Δf fi wi0 24 式中 wi ui/h; ξ z/h; η t/ h E/ 槡 ρ 通过分离系数法求解式 27 可得到井筒内管柱的 多阶频率值， 其中第一、 二阶的储气库井管柱频率值分 别为 w1 1 h2 cπE R2 i － r2 i ρ n2－n2 2－4n1n 槡 3 2n 槡 1 25 w2 1 h2 cπE R2 i － r2 i ρ n2n2 2－4n1n 槡 3 2n 槡 1 26 其中 n1 1 4γiπ2 1 γiπ2 n2 1 4γiπ2 Δf fi γiπ2 1 4γiπ 2 Δf f i γiπ 2 －4γ iπ 2 n3 Δf fi 4π2 Δf fi π2        2工程实例分析 2． 1现场数据 某衰竭油气藏储气库 J03 区块井群位于华南地域， 由原主力生产井改建而成， 均具有天然良好的密封构 造。建成后用以满足目前陕京线、 陕京二线、 西气东输 等长输管线对储气库季节及安全调峰气量的迫切需 求 ［17 ］， 因此储气库群设计和安全运行要求比较高。本 文主要针对储气库井 J03- H1 进行分析， 现场地质工况 包括 储层条件 储层以成层分布的溶蚀孔洞为主， 岩性 致密; 储库数据 原始地层压力 30． 4 MPa， 储层厚度 12 m， 压力系数 0． 18; 场地条件 地震峰值加速度 0． 15g， 地震基本烈度 Ⅶ度。 表 1储气库设计参数 Tab． 1 Parameters of underground gas storage 运行压 力/MPa 下深/ m 渗透率/ μm 2 孔隙 度/ 设计库 容量/m3 工作气 量/m3 储层 厚度/m 注气 时间/天 10 ～403 174 2．46 10 －316．2 ～22．3 10．4 1085 ～8 1081090 2． 2三维有限元模型建立 借助 ANSYS 软件以现场工况参数建立衰竭油气 藏储气库井管柱注气过程非线性振动有限元分析模 型。所建模型采用管单元 Pipe288 单元模拟， 选取单元 具有拉压、 弯曲和扭转性能。单元的每个节点有 6 个 自由度。数值积分采 Newton- CoteS 积分。为模拟油套 间环空填充液的黏弹性作用， 在注采管柱有限元模型 的每个单元两端添加非线性弹簧单元 Combin39， 添加 方向包括管轴方向、 水平方向和垂直方向。储气库井 管柱三维有限元模型图如图 2 所示， 假定 Combin39 单 元只允许有轴向变形， 管柱选用 φ114． 3 14． 22 钢制 管材， 其基本参数见表 2。 表 2储气库注气管柱参数 Tab． 2 Parameters of reservoir 管柱/mm 密度/ kgm －3 弹性模 量/ MPa 泊松比 膨胀系 数/10 －6℃ 导热系数/ ［W mK －1］ φ114．3 14．227 800 2．1 1050．3012．245．0 a 注采管柱有限元模型 b 注采管柱弹簧单元效果图 图 2储气库井管柱三维有限元模型图 Fig． 2 Three- dimensional finite element model of the gas storage well string 2． 3管柱固有特性分析 为验证储气库井管柱非线性振动分析方法的准确 性和精度 ［19 －20 ］， 笔者采用 Matlab 软件编制了本文的计 算模型， 对储气库井 J03- H1 的某一生产工况进行了模 拟计算， 同时利用三维有限元模型对同一生产工况的 注采管柱进行多周期的谐响应分析。模拟条件设定注 气压力 35 MPa， 管柱轴向力为 20 kN， 相位角为 0， 载荷 频率范围为 0 ～ 0． 5 Hz。并将本文模型计算所得管柱 频率结果与有限元模型计算结果进行了对比， 如图 3 所示。 图 3 给出了本文有无考虑环空约束计算结果与谐 响应分析结果的对比。由计算结果对比可知， 当油管 柱长度一定时， 考虑环空带压约束 CAP 所得固有频 45振 动 与 冲 击2019 年第 38 卷 ChaoXing 图 3同一工况管柱固有频率对比曲线 Fig． 3 The curve of relationship between length and nature frequency for two conditions 率值较未考虑环空带压约束 NAP 的计算值更大， 与 有限元分析结果比较接近。当管长约 400 m 时， NAP 的固有频率值约为 0． 378 10 －1 Hz， CAP 的计算值约 为 0． 391 10 －1 Hz， 两者差值在 3． 35， 且数值计算值 为 0． 402 10 －1 Hz， 表明本文模型计算结果的具备一 定稳定性。 由图3 可知， 随着管长的增加， 环空带压约束对管柱 的固有频率影响逐渐增加， 两种边界条件下固有频率的 差值不断增大。当管长小于 300 m 时， 环空约束对管柱 固有频率影响作用不大， 当管长约200 m 时， NAP 的固有 频率值为 0． 865 10 －1 Hz， CAP 的管柱固有频率值为 0．874 10 －1 Hz， 差值约在 1． 06; 当管长超过 400 m 后， CAP 的管柱频率值明显大于 NAP 的频率值， 当管长 约 600 m 时， NAP 的管柱频率值为 0． 129 10 －1 Hz， CAP 的管柱固有频率值为 0． 161 10 －1 Hz， 差值约在 24． 01; 当管长约 800 m 时， NAP 的固有频率值为 0． 118 10 －1 Hz， CAP 的管柱固有频率值为 0． 149 10 －1 Hz， 差值约在 26． 48。结果说明当管柱足够长 时， 进行相关管柱安全设计时必须要考虑油套环空对 注采管柱的约束作用。 图4 给出储气库井管柱系统阻尼对管柱振动影响分 析图。由结果曲线可以看出， 当激扰频率接近管柱某一 阶频率时， 管柱幅值会急剧变大， 产生了“马鞍状” 峰值 结构， 明显大于其它频率所产生的幅值， 可认定该工况下 管柱发生共振， 相应激扰频率为诱发管柱共振的激扰频 域。当阻尼 δ 0．10 时， 管柱发生 “马鞍状” 特性的激扰 频率分别为0．030 1 Hz、 0． 054 6 Hz、 0． 090 2 Hz， 对应的 模拟幅值为0．357 m、 0．185 m 和0．122 m， 与软件输出结 果差值分别为 9． 23、 4． 86 和 4． 91， 表明幅值特性 计算结果可信。 同时由图 4 a ～ c 可知， 随着阻尼的增加， 对于 同一激扰频率下， 阻尼不同管柱的幅值也会相应发生 改变。当管柱系统阻尼 δ 分别为 0． 10、 0． 15、 0． 20 时， 管柱“马鞍状”特性幅 值 f 0． 030 1 Hz 分 别 0． 357 m、 0． 315 m 和 0． 225 m， 说明阻尼越大， 管柱发 生共振时所产生的幅值会越小。 图 4不同阻尼对管柱影响到幅频特性图 Fig． 4 The curve of the amplitude frequency and phase 根据油管完整性指数公式 ［21 －22 ］为 IIT γ‖max{ ψ1 ， ψ 2} δ η1 ， δ η2 []‖ 27 油管完整性指数 IIT 的取值范围为［ 0， 1］ 。当 IIT 1时， 油管失效; 当0 ＜ IIT ＜1 时， 油管完整性良好。 IIT 数值越接近 1， 说明油管更接近失效临界。本文模 拟结果对应的管柱完整性指数分别为 0． 86、 0． 74 和 0． 42， 其中管柱完整性指数最大值为 0． 86 ＜ 1 ， 可 知油管仍具备完整性， 但有发生变形失效的趋势。因 此， 增大管柱系统的阻尼可以有效减小共振所带来的 影响。 通过对注采管柱的固有频率特性及谐响应分析， 研究注采压力波动对注采管柱引起的激扰作用， 得到 激扰频率对管柱振动的诱发效果。同时考虑储气库多 周期的强采强注生产， 压力波动的瞬时性和多变性会 对诱发管柱振动产生较大影响， 因此需进一步对气藏 型储气库井管柱进行瞬态动力学响应分析 ［18 ］。 2． 4管柱瞬态动力响应分析 由于高速气流的不稳定性因素， 稳产过程中储气 库井保持的注采压力存在一定范围内的压力波动， 即 真实载荷存在一定波动范围。为更接近真实工况， 在 进行注采管柱瞬态动力响应分析时， 添加间歇随机波 动压力。图 5 所示对三维管柱模型施加的内压值。静 压 P0为30 MPa， 波动压差为10 MPa， 运行时间为30 s。 55第 20 期闫行等 基于小波多尺度变换的储气库井管柱非线性振动特性研究 ChaoXing 图 5模型施加的内压值 Fig． 5 Internal pressure values imposed by the model 图 6 a ～ c 所示为距离封隔器不同位置处管柱 瞬态动力响应分析结果。由图 6 可以得知， 当注采管 柱稳态注采过程中， 由于高速的天然气的不稳定性会 造成内压波动， 其波动会造成管柱轴向位移产生周期 性的扰动， 越接近封隔器位置， 管柱的振幅、 速度和加 速度会越小; 越远离封隔器位置， 其振幅、 速度和加速 度会越大。考虑距离封隔器距离越远， 管柱的柔度会 增加， 其弹性变形以及运动的空间也会增加。由此可 以得知， 稳定的注采过程近封隔器端管柱振动效果较 小， 且主要振动为管柱纵向振动。 图 6管柱瞬态动力响应分析结果 Fig． 6 Pipeline transient dynamic response analysis results 为研究压力波动对管柱振动频域的影响， 分别对 距离封隔器 100 m、 200 m、 300 m 和 400 m 的数值结果 进行变换分析， 如图 7 所示。结果表明 距封隔器不同 位置处测点的管柱振动频域分布趋势具有相似性， 当 处于低频压力激励区， 管柱的频域响应幅值较大， 说明 压力激励频率接近系统低阶固有频率时， 管柱将发生 明显振动， 即该工况下管柱发生共振， 由此可见低频压 力波动是生产过程管柱产生振动的重要激励源。 图 7模拟数据变化分析结果 Fig． 7 Simulation data change analysis results 同时从图 7 可知， 距离封隔器400 m、 300 m、 200 m 和 100 m 处的管柱振动幅值呈下降趋势， 其中距离封 隔器400 m 处的管柱最大幅值约为3． 18 mm， 距离封隔 器100 m 处的分析最大幅值约为1． 71 mm， 近封隔器端 的管柱振动幅值并未随管柱自身频率的降低而增长， 主要原因是井底封隔器对管柱具有良好的约束作用。 因此为减缓交变载荷所带来的疲劳效应， 可选用适宜 规格的封隔器装置以保障管柱安全生产。 3储气库井管柱非线性振动实验研究 3． 1实验装置设计 根据现场工况数据， 搭建实验装置。实验所用油 65振 动 与 冲 击2019 年第 38 卷 ChaoXing 管柱全长约 8． 5 m， 设计压力 10 MPa， 允许的最高压力 16 MPa ， 由不锈钢管构成。实验装置如图8 所示， 按照 “直井段 井斜段 水平段 储气库” 的模式设 置， 同时在起终点间设置 8 个测点， 设置位置分别在直 井段、 井斜段、 水平段等处， 可根据实验需要改变测点 位置。实验所用注气为带压空气， 带压空气与天然气 的物理性质相近， 能够满足实验效果和装置安全的需 要。该实验装置系统在设计时与实际的储气库井工况 进行了相似性分析 见表 3 ， 取得较好相似性结果， 可 以实现储气库井管柱注气过程非线性振动的监测和模 拟功能 。 图 8实验装置图 Fig． 8 The Experimental setup 表 3实验油管柱规格与实际油管柱规格对比 Tab． 3 Comparison of experimental tubings and real tubings 类型 现场油管/mm 外径内径壁厚 实验油管/mm 外径内径壁厚 比例 参数114． 3 100． 53 6． 8853． 813． 3510． 2330∶1 所建实验系统包括硬件单元和数据采集单元。其 中硬件单元由空压机、 增压泵、 储气罐、 油管管路、 传感 器等组成， 实验硬件单元布置如图 9 所示。实验过程 中可由空压机提供流量， 由增压泵和储气罐提供带压 气体， 由气体流量质量控制器控制气体流入压力， 由差 压计测量每个实验管段的压差。 图 9地下储气库注采模拟硬件实验装置 Fig． 9 Simulation hardware experiment device for underground gas storage 为实时采集测点数据，所用数据采集单元可测量 每个管段测点的近壁压力、 位移和速度值， 即在测点位 置添加压力传感器 PM 、 位移传感器 DM 、 速度传感 器 VM 等数据元件。储气库非线性振动实验测点数 据元件分布如图 10 所示 。 图 10储气库非线性振动测点数据元件分布图 Fig． 10 Gas storage vibration data element distribution 该装置建立的储气库非线性振动的实时数据采集 系统 ， 还包括型号为 PCI- 1711 的常规数据采集卡以及 型号为 PCI- 4472 的动态数据数据采集卡， 均具有独特 的电路设计和完善的数据采集与控制功能。针对实验 信号的幅值和频率变化速度极快等情况， 所用采集卡 可以进行高速数据的采集， 最终保证了数据采集的实 时性和实验精度 。 3． 2实验流程 实验流程如下 实验采用气源为压缩空气， 气体经 压缩机加压， 通过冷干机和过滤器除去水分， 经过高压 缩机泵入铺设管段 ， 利用流量控制球阀实现气体稳压 流出后，同时打开模拟井底和井口的气体阀门， 带压气 体经 “直井段 井斜段 水平段” 进入模拟储库的 高压储罐， 保持带压气体流出并记录传感器反馈数据， 最后关闭气瓶， 待油管柱内带压气体释放完毕完成该 阶段实验， 并以此操作步骤最终完成衰竭油气藏储气 库井管柱注气过程非线性振动模拟实验。 3． 3实验结果分析 参考 Tijsseling 提出的简化条件 ［19 －20 ］， 忽略油管重 力对实验结果的影响， 且认为整个管路的转动惯量为 零。实验模拟工况 注气流量 30 104m3d －1， 沿程 压降为 8 MPa， 狗腿度为 9/30 m， 油压 33 MPa， 井口温 度 T 25℃， 得到油管柱近壁压力沿程分布实验结果并 与现场结果对比， 如表 4 所示。 表 4 给出了油管柱 A、 B、 C 和 D 等处测点 直井 段、 井斜段和水平段 的近壁压力沿程分布实验结果与 现场结果对比。结果表明， 实验测得各段压力分布与 现场结果的相对误差分别为 6． 27、 7． 58、 4． 82 和 5． 31， 满足实际工程需要， 并且本文实验测定结果的 方差最大为3． 85， 而现场结果方差最大为3． 99， 说明用 本文实验测 2 得的计算结果比现场结果波动要小， 可见 75第 20 期闫行等 基于小波多尺度变换的储气库井管柱非线性振动特性研究 ChaoXing 表 4油管柱近壁压力实验结果与现场结果对比 Tab． 4 Near- wall pressure test results and field results 编号 直井段/MPa 实验现场 井斜段/MPa 实验现场 水平段1/MPa 实验现场 水平段2/MPa 实验现场 121． 2320． 2020． 9719． 6818． 9218． 1717． 9817． 17 221． 1919． 5020． 9219． 0121． 4820． 5620． 4419． 47 320． 5618． 9620． 1718． 4623． 4222． 3022． 4221． 25 418． 8217． 7219． 6819． 1225． 7124． 4224． 7123． 32 511． 1710． 1925． 0524． 4025． 0623． 9423． 9722． 76 610． 539． 4224． 5421． 7923． 4222． 3422． 4221． 28 716． 3316． 6220． 8719． 0123． 0521． 9922． 0520． 93 817． 0216． 1416． 8115． 7622． 3221． 2921． 2520． 17 平均值17． 1716． 0921． 1219． 6322． 9221． 8521． 9520． 80 相对误差