气井携液机理与临界参数研究

７４　天　然气工业　２０１８年１月　气井携液机理与临界参数研究　耿新中　中国石化中原油田分公司天然气产销厂　摘要气井井筒携液工况诊断方法主要包括临界流速法和临界动能因子法。目前对于哪种方法更科学、更合理尚无定论，给　应用选择造成了困难。为此，从分析圆管流动的基本特征入手，对两相垂管流的携液机理与形式进行了再探讨。研究结果表明：①　两相垂管流积液的原因是气相无法保持连续，连续携液时液相存在的主要形式是管壁环膜，管流的基本流型是环雾流；②气流携液　的实质是能量驱动，携液工况变化的本质是单位体积气流动能的量变引起的两相流型的质变：③临界动能因子法体现了流体流动依　赖于能量驱动的物理学基本原理，携液机理符合圆管流动基本特征和能量守恒定律；④而临界流速法则忽视了横截面上流速存在径　向差异的管流基本特征，不符合两相垂管流条件下气流携液的实际情况，存在着局限性；⑤液相物性不同导致连续携液的临界动能　因子略有差别的管流基本特征，综合确定环雾流临界动能因子的通用取值为１Ｏ　Ｐａ。　。该研究成果揭示了两相垂管流气流携液的机理　与本质，明晰了采用不同模型所得结果差异大的根源，确立了通用的诊断方法和参数。　关键词　气井　携液机理　气液两相　垂管流　临界流速　动能因子Ｄ０Ｉ：１Ｏ．３７８７￣．ｉｓｓｎ．１０００—０９７６．２０１８．０１．００９　环雾流　Ｍｅｃｈａｎｉｓｍ　ａｎｄ　ｃｒｉｔｉｃａｌ　ｐａｒａｍｅｔｅｒｓ　ｏｆ　ｌｉｑｕｉｄ—ｃａｒｒｙｉｎｇ　ｂｅｈａｖｉｏｒｓ　ｉｎ　ｇａｓ　ｗｅｌｌｓ　Ｇｅｎｇ　Ｘｉｎｚｈｏｎｇ　（Ｎａｔｕｒａｌ　Ｇａｓ　Ｐｒｏｄｕｃｔｉｏｎ＆Ｓａｌｅ　Ｐｌａｎ￣Ｓｉｎｏｐｅｃ　Ｚｈｏｎｇｙｕａｎ　Ｏｉｌｉｆｅｌｄ　Ｃｏｍｐａｎｙ，Ｐｕｙａｎｇ，Ｈｅｎａｎ　４８７１６２，Ｃｈｉｎａ）　ＮＡＴＵＲ．ＧＡＳ　ＩＮＤ．ＶＯＬＵＭＥ　３８，ＩＳＳＵＥ　１，ｐｐ．７４·８０，１／２５／２０ｌ８．（ＩＳＳＮ　１０００—０９７６；Ｉｎ　Ｃｈｉｎｅｓｅ）　Ａｂｓｔｒａｃｔ：Ｃｕｒｒｅｎｔｌｙ，ｔｈｅ　ｃｒｉｔｉｃａｌ　ｖｅｌｏｃｉｔｙ　ｍｅｔｈｏｄ　ａｎｄ　ｔｈｅ　ｃｒｉｔｉｃａｌ　ｋｉｎｅｔｉｃ　ｅｎｅｒｇｙ　ｆａｃｔｏｒ　ｍｅｔｈｏｄ　ａｒｅ　ｍａｉｎｌｙ　ａｐｐｌｉｅｄ　ｆｏｒ　ｉｎ　ｉｄｅｎｔｉｌｙｉｎｇ　ｌｉｑ－　ｕｉｄ—ｃａｒｒｙｉｎｇ　ｂｅｈａｖｉｏｒｓ　ｉｎ　ｇａｓ　ｗｅｌｌｓ．Ｈｏｗｅｖｅｒ，ｉｔ　ｉｓ　ｕｎｃｌｅａｒ　ｗｈｉｃｈ　ｏｎｅ　ｉｓ　ｍｏｒｅ　ｓｃｉｅｎｔｉｆｉｃ　ａｎｄ　ｓｕｉｔａｂｌｅ．Ｉｎ　ｔｈｉｓ　ｐａｐｅｒ，ｔｈｅ　ｌｉｑｕｉｄ－ｃａｒｒｙｉｎｇ　ｍｅｃｈａｎｉｓｍ　ａｎｄ　ｐａｔｔｅｒｎｓ　ｉｎ　ｔｗｏ－ｐｈａｓｅ　ｖｅｒｔｉｃａｌ　ｐｉｐｅｓ　ｗｅｒｅ　ｒｅ－ｄｉｓｃｕｓｓｅｄ　ｉｎ　ｖｉｅｗ　ｏｆ　ｔｈｅ　ｂａｓｉｃ　ｆｅａｔｕｒｅｓ　ｏｆ　ａ　ｃｉｒｃｕｌａｒ　ｐｉｐｅ　ｆｌｏｗ．Ｔｈｅ　ｆｏｌｌｏｗｉｎｇ　ｒｅｓｕｌｔｓ　ｗｅｒｅ　ｏｂｔａｉｎｅｄ．Ｆｉｒｓｔ，ｌｉｑｕｉｄ　ａｃｃｕｍｕｌａｔｉｏｎ　ｉｎ　ｔｗｏ—ｐｈａｓｅ　ｖｅｒｔｉｃａｌ　ｐｉｐｅｓ　ｏｃｃｕｒｓ　ｐｒｅｄｏｍｉｎａｎｔｌｙ　ｄｕｅ　ｔｏ　ｔｈｅ　ｉｎｃａｐａｂｉｌｉｔｙ　ｔｏ　ｍａｉｎｔａｉｎ　ｇａｓ　ｃｏｎｔｉｎｕｏｕｓｌｙ．Ｉｎ　ｔｈｅ　ｃａｓｅ　ｏｆ　ｃｏｎｔｉｎｕｏｕｓ　ｌｉｑｕｉｄ－ｃａｒｒｙｉｎｇ，ｌｉｑｕｉｄ　ｅｘｉｓｔｓ　ｉｎ　ｔｈｅ　ｆｏｒｍ　ｏｆ　ａｎ　ａｎｎｕｌａｒ　ｆｉｌｍ　ａｒｏｕｎｄ　ｐｉｐｅ　ｗａｌｌｓ，ａｎｄ　ｐｉｐｅ　ｆｌｏｗ　ｉｓ　ｍａｉｎｌｙ　ａｎ　ａｎｎｕｌａｒ　ｍｉｓｔ　ｆｌｏｗ．Ｓｅｃｏｎｄ，ｔｈｅ　ｆｌｕｉｄ—ｃａｒｒｙｉｎｇ　ｂｅｈａｖｉｏｒ　ｏｆ　ｇａｓ　ｆｌｏｗ　ｉｓ，ｉｎ　ｆａｃｔ，ｉｎｄｕｃｅｄ　ｂｙ　ａｎ　ｅｎｅｒｇｙ　ｄｒｉｖｅ．Ａｌｔｅｒａｔｉｏｎ　ｉｎ　ｆｌｕ—　ｉｄ－ｃａｒｒｙｉｎｇ　ｃａｐａｃｉｔｉｅｓ　ｉｎｄｉｃａｔｅ　ｑｕａｌｉｔａｔｉｖｅ　ｃｈａｎｇｅｓ　ｉｎ　ｔｈｅ　ｆｌｏｗ　ｐａｔｔｅｒｎｓ　ｏｆ　ｂｏｔｈ　ｐｈａｓｅｓ　ｄｕｅ　ｔｏ　ｔｈｅ　ｑｕａｎｔｉｔａｔｉｖｅ　ｃｈａｎｇｅｓ　ｉｎ　ｔｈｅ　ｇａｓ　ｆｌｏｗ　ｅｎｅｒｇｙ　ｏｆ　ｕｎｉｔ　ｖｏｌｕｍｅ．Ｔｈｉｒｄ，ｔｈｅ　ｃｒｉｔｉｃａｌ　ｋｉｎｅｔｉｃ　ｅｎｅｒｇｙ　ｆａｃｔｏｒ　ｔｅｃｈｎｉｑｕｅ　ｃａｎ　ｅｆｆｅｃｔｉｖｅｌｙ　ｒｅｆｌｅｃｔ　ｔｈｅ　ｂａｓｉｃ　ｐｈｙｓｉｃａｌ　ｔｈｅｏｒｉｅｓ　ｒｅｌａｔｅｄ　ｔｏ　ｅｎ—　ｅｒｇｙ—ｄｒｉｖｅｎ　ｆｌｕｉｄ　ｆｌｏｗｓ．Ｇｅｎｅｒａｌｌｙ　ｓｐｅａｋｉｎｇ，ｉｔｓ　ｆｌｕｉｄ－ｃａｒｒｙｉｎｇ　ｍｅｃｈａｎｉｓｍ　ｃｏｉｎｃｉｄｅｓ　ｗｅｌｌ　ｗｉｔｈ　ｔｈｅ　ｂａｓｉｃ　ｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓｔｉｃｓ　ａｎｄ　ｌａｗ　ｏｆ　ｅｎｅｒｇｙ　ｃｏｎｓｅｒｖａｔｉｏｎ　ｏｆ　ａｎ　ａｎｎｕｌａｒ　ｆｌｏｗ．Ｆｏｕｒｔｈ，ｗｉｔｈ　ｒａｄｉａｌ　ｄｉｆｆｅｒｅｎｃｅｓ　ｉｎ　ｃｒｏｓｓ—ｓｅｃｔｉｏｎａｌ　ｆｌｏｗ　ｖｅｌｏｃｉｔｉｅｓ　ｉｇｎｏｒｅｄ，ｔｈｅ　ｃｒｉｔｉｃａｌ　ｖｅｌｏｃｉｔｙ　ｍｅｔｈｏｄ　ｍａｙ　ｎｏｔ　ａｃｃｕｒａｔｅｌｙ　ｒｅｆｌｅｃｔ　ｔｈｅ　ａｃｔｕａｌ　ｆｌｕｉｄ—ｃａｒｒｙｉｎｇ　ｂｅｈａｖｉｏｒｓ　ｉｎ　ｔｗｏ－ｐｈａｓｅ　ｖｅｒｔｉｃａｌ　ｐｉｐｅｓ．Ｆｉｔｈ，ｄｉｆｆｅｒｅｎｃｅｓｆ　ｉｎ　ｐｈｙｓｉｃａｌ　ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ　ｏｆ　ｆｌｕ－　ｉｄｓ　ｌｅａｄ　ｔｏ　ｓｌｉｇｈｔ　ｖａｒｉａｔｉｏｎｓ　ｉｎ　ｃｒｉｔｉｃａｌ　ｋｉｎｅｔｉｃ　ｆａｃｔｏｒｓ　ｗｉｔｈ　ｃｏｎｔｉｎｕｏｕｓ　ｌｉｑｕｉｄ·ｃａｒｒｙｉｎｇ　ｆｌｏｗｓ．Ｇｅｎｅｒａｌｌｙ，ｔｈｅ　ｃｒｉｔｉｃａｌ　ｋｉｎｅｔｉｃ　ｅｎｅｒｇｙ　ｆａｃｔｏｒ　ｏｒ　ａｎｎｕｌｆａｒ　ｍｉｓｔ　ｆｌｏｗｓ　ｓｈａｌｌ　ｂｅ　１０　Ｐａ　．Ｔｈｅｓｅ　ｒｅｓｕｌｔｓ　ｈｉｇｈｌｉｇｈｔ　ｔｈｅ　ｆｌｕｉｄ—ｃａｒｒｙｉｎｇ　ｍｅｃｈａｎｉｓｍ　ａｎｄ　ｔｈｅ　ｎａｔｕｒｅ　ｏｆ　ｌｏｗｓ　ｉｆｎ　ｔｗｏ—ｐｈａｓｅ　ｖｅｒｔｉｃａｌ　ｐｉｐｅｓ，ｃｌａｒｉｆｙ　ｒｏｏｔ　ｃａｕｓｅｓ　ｆｏｒ　ｓｉｇｎｉｆｉｃａｎｔ　ｄｉｆｆｅｒｅｎｃｅｓ　ｉｎ　ｍｏｄｅｌｓ，ａｎｄ　ｄｅｆｉｎｅ　ｔｈｅ　ｕｎｉｖｅｒｓａｌ　ｄｉａｇｎｏｓｉｓ　ｔｅｃｈｎｉｑｕｅｓ　ａｎｄ　ｐａｒａｍｅｔｅｒｓ．　Ｋｅｙｗｏｒｄｓ：Ｇａｓ　ｗｅｌｌ；Ｌｉｑｕｉｄ·－ｃａｒｒｙｉｎｇ　ｍｅｃｈａｎｉｓｍ；Ｇａｓ－·ｌｉｑｕｉｄ　ｔｗｏ－ｐｈａｓｅ；Ｖｅｒｔｉｃａｌ　ｐｉｐｅ　ｆｌｏｗ；Ｃｒｉｔｉｃａｌ　ｖｅｌｏｃｉｔｙ；Ｋｉｎｅｔｉｃ　ｅｎｅｒｇｙ　ｆａｃｔｏｒ；Ａｎ·－　ｎｕｌａｒｍｉｓｔ　ｆｌＯＷ　作者简介：耿新中，１９７０年生，高级工程师；主要从事气田开发生产管理、气井措施作业与采气工艺技术应用方面的研究工作。地　址：（４８７１６２）河南省濮阳县柳屯镇。电话：（０３９３）４８７４９７０。ＯＲＣＩＤ：００００－０００２．４５２６－８５４０。Ｅ－ｍａｉｌ：ｇｅｎｇｘｉｎｚｈｏｎｇ＠１６３．ｃｏｍ　第３８卷第１期　开发工程　气井井筒携液工况诊断方法主要有两种：临界　流速法和临界动能因子法。临界流速法来源于理论　推导和实验研究，模型多差别大［１－１Ｈ；临界动能因子　法来源于区域性的实践统计［１２－１３］，不同区域得到的　诊断参数也不一致。到底哪种方法更科学、哪个模　型或者参数更合理，一直没有定论，造成了进行井　简携液工况诊断时方法及模型选择的无所适从，有　必要开展进一步的研究。　携液工况诊断方法简介　１．１临界流速法　临界流速法认为，气流流速决定了气流的携液　能力，连续携液时，液滴是液相存在的主要形式，雾　流是基本流型。假设液滴为圆球形，依据质点力学　理论，如果上升气流对液滴施加的拖曳力等于液滴的　重量，液滴将以滞止状态悬浮于气流中，此时的气流　流速即为气流携带液滴上行所需要的最小流速——　携液临界流速，可以用下式表示　”］：　Ｖｃ：｝ｆｌ　　ｊ—　　ｄｍ　ｌＪｌ　㈩　Ｌ　Ｉ　式中　表示携液临界流速，ｍ／ｓ；ｇ表示重力加速度，　９．８１　ｍ／ｓ　；Ｐ１表示液体密度，ｋｇ／ｍ３；Ｐ　表示气体密度，　ｋｇ／ｍ３；　表示无因次曳力系数；　表示液滴直径，ｍ。　除了重力和浮力外，悬浮液滴还要受到两种力　的影响：一种是由气流的冲击作用形成的使液滴趋于　变形破坏的速度压力（　），一种是由界面张力形　成的使液滴趋于保持完整性和圆球形的表面压力（ａ／　靠）。两种压力对抗的结果，决定了气流中最大液滴　的形状和大小。如果液滴是圆球形，则最大液滴的　直径与气流流速之间存在如下关系ｎ　：　斋　式中　表示界面张力系数，Ｎ／ｍ；　将式（２）代入式（１），可得到携液临界流速法　模型的通用表达式：　：　［　ｒ：　ｒ㈩　式中ｋ表示模型系数。　进而得到考虑截面持液率影响的携液临界产气　量计算式为：　－：１．９６×１０　—Ｄ２ｐ（１—２）ｖ￣　（４）　一　Ｚ　式中　表示携液临界产气量，１０　ｍ　／ｄ；Ｄ表示圆管　直径，ｍ；Ｐ表示压力，ＭＰａ；　表示截面持液率；Ｚ　表示气体偏差因子；　表示温度，Ｋ。　由式（３）可知，液滴的形状不同，则无因次曳　力系数取值不同，导致模型系数不同（表１），进而　造成携液临界流速的大小也不同。因此，基于对液　滴形状认识的不同，学者们研究并提出了很多不同　的临界流速法模型，由于模型系数的不同，导致携　液临界流速的计算结果差别很大。常见的模型如表１　中的模型Ｉ一Ⅵ。　表１　常见气流携液临界工况诊断模型与参数表　模型　液相描述　模型来源　模型系数临界动能因子／　ｐａｏ．５１．２临界动能因子法　临界动能因子法认为，气流的动能因子决定了　气流的携液能力，动能因子的大小与气流的流速和密　度有关　。　。受管流截面中液相占比不易确定的影响，　气流的实际流速很难准确求取，实际应用中，一般　用更容易获取的不考虑液相影响的表观参数来代替，　即　～／９￣．５＝３．０１ｘ１０－３号ｆ　㈣　式中Ｆ表示动能因子，Ｐａ　；１，表示流速，ｍ／ｓ；Ｑ表　示产气量，１０　ｍ　／ｄ；　表示气体相对密度。　实践表明，连续携液的最小动能因子近似为常　数，称为临界动能因子。用临界动能因子代替动能　因子，可以得到携液ｌ临界产气量的表达式：　Ｑ￣＝３３２．２３　（６）　式中　表示临界动能因子，ｐａ￣　。　天　然气工业　２０１８年１月　依据区域性的实践数据统计，本文参考文献　［１２—１３］分别把８．０和９．６作为临界动能因子，用于连　的流速，ｍ／ｓ；ｒ表示距轴线的距离，ｍ；ｒｏ表示圆管　半径，ｍ；　表示随雷诺数变化的指数。　续携液工况的判断，取得了良好的效果。因本文参考　文献［１２—１３］中动能因子计算式的系数与式（５）略有　一假设管流中存在液滴的话，气流将对液滴施加　定的速度压力（　）。对于单个液滴的表面横向　对称点来说，虽然ｐ　相等，但因为管流横截面上存　在流速的径向差异，不在圆管轴线处的液滴，其表　面横向对称点所对应的气流速度不同，受到的速度　压力（　）也不同。靠近圆管中　ｆｌ，的一边，流速高，　差别，为保证本文参数对比的一致性，按式（５）计算，　实践数据统计临界动能因子分别取值８．２６　Ｐａｏ　和９．９１　Ｐａ　（表１）。　２两相垂管流气流携液形式探讨　受到的速度压力大，速度压力在液滴表面形成的切　诊断方法和模型是否合理，取决于其与携液机　理是否符合。分析表明，目前广泛应用的临界流速法　虽然得到了业界的普遍认同，但仍然存在很多疑点，　突出表现在以下３个方面。　１）很多气井实测的井筒流压梯度很大，明显与　形成分散液滴和雾流流型所需的低液气比条件不符　合，但却仍然能够连续携液生产，说明连续携液的流　型未必只是雾流，液相存在的形式也并非只有液滴。　２）根据式（４）可知，截面持液率越大，即液　量越大，需要的携液临界产气量反而会越小，这显　３）根据可视化实验条件　，取Ｐｌ：１　０００　ｋｇ／ｍ　，　ａ＝０．０７６　Ｎ／ｍ，将实验模型ＩＩ代入式（２），计算得出　的液滴直径约为７．１９　ｍｍ，计算过程如下：　ａｍ＝—————　—————　　≥　多■　一／　·ｌ　ｍｍ　。　ｌ６．０３　ｌ　—ｃｒ（ｐ￣—－　ｐｇ）Ｊｌ　而实验条件提供的人工雾化液滴直径只有０．１５　ｍｍ，前者是后者的近４８倍。如果分散液滴确实是　液相存在的主要形式，由实验数据统计，根本就不可　能得到模型ＩＩ。反之，模型ＩＩ依据的实验数据，证　明了分散液滴肯定不是连续携液时液相存在的主要　形式。　以上疑点说明，以悬浮液滴和雾流流型为基础　的临界流速法并不合理。　２．１两相垂管流基本特征与气流携液形式分析　根据流体力学基本理论，圆管流动的基本特征　是管流横截面上流速存在径向差异ｎ　，即管流中　ｆｌ，　轴线处的流速最高，沿径向流速逐渐降低，如图１所　示，流速沿径向变化的表达式为：　／　、　ｖ０一　ｒｏ／Ｉ　式中ｖ，表示距轴线，处的流速，ｒｎ／ｓ；ｖ。表示轴线处　向拖曳力分量和径向推力分量也较大。液滴的运动　将呈现如下特征：　１）受速度压力和上下压差的共同影响，规则的　圆球形状将无法保持，液滴势必会产生变形。　２）液滴表面横向对称点受到的切向拖曳力分量　的差异，会对液滴施加一个切向旋转合力，使液滴　产生旋转。受旋转离心效应的影响，变形液滴的静　态理论形状雎罐　根本无法保持，其动态形状必然趋近　于圆椭球。这就是实验观察到的液滴是持续旋转的　近圆椭球而非其他形状的原因［９】。　３）液滴表面横向对称点受到的径向推力分量的　差异，会对液滴施加一个偏向推动合力，使得液滴运　移的总趋势将不会是直上直下，在向上运移的同时，　总是会趋于向管壁方向偏移，最终抵达并附着于管　壁形成环膜，悬浮液滴携液形式失去基础，基于悬　浮液滴和雾流流型的临界流速法，实际上无从谈起。　２．２两相垂管流气流携液的形式探讨　在两相垂管流中，如果液相不能被连续携带，　将会逐渐形成积液，其表现必然是气相的不连续；反　之，如果能够保持气相的连续性，则不论液相是什　么存在形式ｎ　，都必定处于被连续携带的状态。　根据两相垂管流流型划分，连续气相在过渡流　形成，在环雾流时趋于稳定。本文参考文献［１７］指出，　只要截面持液率不大于２４％，就可以保持气相的连　续性。如此大的持液率，液相显然不会仅仅是悬浮　液滴，流型也显然不会是雾流，而只能是环雾流或　接近环雾流的过渡流。　在环雾流中，液相以管壁环膜和中心气流中的　液滴两种形式存在［９，１４１，气流携液呈现如下特征（图　１）。　在连续气相条件下，管壁环膜被中心气流连续　携带上行。同时受气流的拖曳影响，气液界面处会　不断分离出液滴进入中心气流［１４１。　由于管流横截面上流速存在径向差异的影响，　第３８卷第１期　液滴　环腆　速度』｛　力·Ｉ＿一　管流　切向拖曳力卜　截面　向推力《一　油管　液滴运移方向　Ｌ流流速●∈－　图１　两相垂管流气流携液及液滴受力示意图　中心气流中的液滴总是会产生偏向移动汇入管壁环　膜。因此，管壁环膜将成为气流连续携液时液相存　在的主要形式，而不是分散的液滴。这就是实验数　据统计得到的临界流速法模型ＩＩ和模型ＩＩＩ与实验的　前提条件不一致的原因　Ｊ。　气流拖曳力的强弱决定了液滴分离的数量并影　响气流中液滴的浓度：液滴的浓度又决定了气流中　液滴汇入管壁环膜的数量。当气流拖曳力增强，液　滴分离数量大于汇入环膜数量时，环膜渐薄；反之，　环膜渐厚。伴随气流拖曳力的变化，逐步形成管壁　２　环膜与气流之间液滴交换的动态平衡。　～２—　当气流拖曳力足够强，管壁环膜的液滴分离数　量总是大于汇入数量时，环膜逐渐消失，最后呈现　一一　　为完全的雾流。因此，雾流只是环雾流的一个零液　膜特例。在可视化实验【９　中，观察井口连续携液时，　明显存在液相环膜，本身就证明了环膜流携液形式的　客观存在。为了观察井底积液，需要更高的气流流速　以清除管壁液膜，这就是实验得到的模型ＩＩ（零液膜）　要比模型ＩＩＩ（有液膜）的携液临界流速大的原因。　综上所述，两相垂管流积液的原因不是悬浮液　滴不能被携带，而是气相无法保持连续。气流连续携　液时液相存在的主要形式是管壁环膜，管流的基本　流型是环雾流。ＩＩ缶界流速法忽视了横截面上流速存在　径向差异这一管流基本特征，错把有限截面的管流　当成横截面上流速无差异的无限大空间层流去研究，　适用场景与积液定义错误，不符合两相垂管流条件　下气流携液的实际，是一个认识误区。　３临界动能因子法的适应性分析　由上文可知，临界流速法不适用于管流携液工况　的诊断。对于临界动能因子法，本文参考文献［１２—１３］　７７　虽然给出了连续携液临界动能因子的实践统计值，但　并未对动能因子的物理意义和理论可靠性进行讨论，　因而没有得到业界广泛的认同，对于其适应性，有　必要开展进一步的研究。　３．１　临界动能因子的物理意义　气体密度公式为：　Ｍ　Ｐｇ　）　式中　表示气体质量，ｋｇ；　表示气体体积，ｍ　。　将式（８）代入式（５），并对动能因子和临界动　能因子表达式进行变换，推导可得：　：　ｆ１　　／　１　／　（９）　：２　０＿５　ｌ　Ｉ　０）　ｓ／　（１式中Ｅ表示动能，Ｊ；Ｅ，表示临界动能，Ｊ。　可见，动能因子是单位体积气流所具有的动能　的函数。临界动能因子的物理意义是：满足连续携　液工况时单位体积气流所需具有的最小动能即临界　动能。　３．２动能因子与圆管流动能量损耗　根据能量守恒定律，气体圆管流动的能量方程　如下　：　＝　＋ｐｇ＋　Ｐｇｇ　　ｓｉｎ０＋㈩¨¨　　式中日表示管段长度，ｍ；０表示管段与水平面的夹角，　㈠；　、ｔｏｇｖ　、　ｉ　删表示总压　能损失项、动能变化项、势能变化项和摩阻损失项，　Ｐａ／ｍ；厂表示无因次摩阻系数。　式（１Ｉ）中，动能变化项、势能变化项反映了　气相自身流动物性参数变化所损耗的能量，摩阻损　失项则反映了气相克服管壁摩阻等其他因素所损耗　的能量，与摩阻系数（厂）有关。对比式（５），摩阻　损失项可变换为：　：　Ｆ。　（１２）　２Ｄ　２Ｄ　在连续携液的环雾流工况下，如果把管壁环膜　的内表面看作是气流单相流动的边界，摩阻损失项就　反映了气流克服环膜自重与管壁问的流动摩阻，并　赋予环膜连续向上流动的动能所损耗的能量，与动能　天　然气工业　２０１８年１月　因子的平方成正比。用气液两相之间的摩阻系数（　）、　临界流速（ｖ。）、临界动能因子（　）分别替代ｌ厂、　、　Ｆ后，可得：　由式（１４）可知，临界动能因子不变，截面持　液率增大时，中心气流的实际临界动能因子也增大，　单位体积气流的实际临界动能更是呈几何级数增长，　！　式中　．：鱼Ｆ　（１３）　符合更多的液体需要更大的能量携带的常识。　由式（１５）可知，不论截面持液率如何变化，　表示气液两相之间的摩阻系数。　由式（１３）可见，临界动能因子的平方与气流　用临界动能因子计算出的携液临界产气量均不变。对　比临界流速法携液临界产气量计算式（４）得到的“截　面持液率越大，即液量越大，需要的携液临界产气量　反而越小”的反常结论，临界动能因子法显然更合理。　综上所述，临界动能因子法直观地体现了流体　携带液体环膜上行最小需要损耗的能量成正比，反　映了气流连续携液所需要损耗的能量的大小，携液　机理更符合能量守恒定律。　３．３动能因子与两相流型　根据式（９）、（１０）、（１２）看出，动能因子代表　了气流携液能力的大小。流型为环雾流时，随动能因　子增大，气流拖曳力增强，液滴自环膜分离的数量大　于汇入数量，环膜渐薄，直至形成零环膜的雾流流型；　反之，环膜渐厚，直至形成气液两相均不连续的段　塞流流型。管流携液工况变化的本质是动能因子（单　位体积气流所具有的动能）的量变引起的两相流型　的质变。　需要说明的是，当生产液气比较高，管流中截　面持液率恒大于２４％时，将无法形成连续的气相，　管流中将总是呈现出气液交互的段塞流特征，此时，　动能因子再大，携液也不连续。但因为动能因子足　够大，气流携液的能量充足，气井未必会积液停产。　这种现场经常出现的现象是临界流速法无法解释的，　但用临界动能因子法解释，就是一种正常现象。　３．４临界动能因子法的适应性　由上文可知，在临界动能因子的计算中，并未　考虑截面持液率，只是一个表观值。如果考虑截面　持液率，对式（１０）和式（６）分别进行变换，可分　别得到中心气流的实际临界动能因子和实际ｌ临界产　气量的计算式：　２￣５　（Ｅ￣Ｉ。。　＝　…　／Ｑ￣ｓ＝３３２．２３　（１＿２　）Ｄ２　ｕ￣ｐＯ．５３３２　．２３　————　；　—．ｐ　：　’＝　（１５）（）　（　Ｚ　）　～　式中　表示实际临界动能因子，Ｐａ　；　表示实际　临界动能，Ｊ；Ｑ。。表示实际临界产气量，１０　ｍ　／ｄ；　Ｄ　表示与　对应的中心气柱直径，ｍ。　流动依赖于能量驱动的物理学基本原理，携液机理　符合能量守恒定律和管流特征，诊断参数具有白适　应性，在携液工况诊断方面，具有本质合理性。　下面，对个别临界流速法模型进行携液工况诊　断的结果与现场实际也相符合的原因进行分析。　将式（３）代入式（５），受截面持液率影响，　Ｖ＝（１一　）　，又因为Ｐ　＜＜Ｐ。，对式（１４）进行变换，　推导可得：　ｒ　７Ｏ．２５　Ｆ：（１一　）　０－：（１一　）　ＩＬ　＿Ｃｒ（ｐＩ－ｐｇ）＿Ｊｌ×　　５≈（１—２）ｋ（ｃｒＰｌ　０．２５　（１６）　因为盯、Ｐ　变化很小，（０　０　２，变化更小。根据式　（１６），截面持液率很小时，每一个临界流速法模型　分别对应着一个临界动能因子取值区间（表１），同　一气藏的盯、Ｐ．近似不变，则动能因子近似为一个常数，　如果这个动能因子恰好接近于连续携液的临界动能　因子，两相流动处于环雾流或接近于环雾流的过渡　流流型，就不会产生明显的积液，则表面上看这个　模型就是与现场实际相符合的，但实际上却仅仅是　一个巧合。　４临界动能因子取值研究　对于临界动能因子的数值，目前还没有成熟的　理论计算方法。现场实践数据统计（表１）是一个有　益的探索，但通用性依据不足。　本文参考文献［１４］用硅油＋空气体系对填料表　面液膜垂向流动特征开展的数值模拟研究表明，气　流的动能因子不同，液膜的流动特征不同。随着动　能因子增大，气流携液能力逐渐增强，液膜先后呈　现出与两相垂管流的气泡流、段塞流、过渡流、环　膜流、雾流等流型完全类似的流动特征。其中：动　能因子为５．４ｌ８　Ｐａ　时，局部液膜整体向上流动，呈　第３８卷第１期　开发工程　现过渡流特征；动能因子为６．７７２　ｐａ￣　时，全部液膜　ｐａ￣　应该是一个保持动态平衡的中间值。则截面持液　整体向上流动、并伴随着液滴自液膜的分离与汇入，　呈现环雾流特征。因此，硅油＋空气体系环雾流的　临界动能因子应介于５．４１８　Ｐａ　与６．７７２　ｐａ￣　之间。　因为盐水与硅油的　与Ｐ　不同，不同气藏产出水的　与Ｐ．也会有所差异，按式（１６）类比计算，盐水＋　天然气体系的环雾流临界动能因子应介于７．１２５　Ｐａ　与９．９０７　Ｐａｕ。之间（表２）。　表２临界动能因子　对照表　Ｐａ　注：硅油：ｔｒ＝０．２１４Ｎ／ｍ；Ｐｌ＝９６９ｋｇ／ｍ　；盐水：ｔｒ＝０．０６２～０．０７６Ｎ／ｍ　Ｐ１＝１　０００～１　２５０ｋｇＣｍ　下面，依据本文提出的携液机理，　对连续携液　……　…　环雾流的临界动能因子进行分析计算。　由式（９）、（１０）可知，临界动能因子必然对应　着一个临界流速，尽管这个流速不同于临界流速法　中的临界流速，但作为环雾流的零液膜特例，满足　零液膜工况时的最小气流流速却可以看成是雾流的　临界流速。根据可视化实验过程，为了观察井底积　液而完全清除管壁环膜得到的模型ＩＩ，携液工况更　符合雾流特征　】。因为实验液气比极低，零液膜时　很小，由式（１６），模型ＩＩ可以近似简化为：　≈ｋ（Ｏｐ＇１）。　＝６．０３（ｏ，＇ｏ１）。　（１７）　考虑不同气藏　与　，的大小不同，雾流的临界　动能因子取值区间为１６．９１～１８．８２　Ｐａ　，计算过程　如下：　６．０３（０．０６２×１　ｏｏｏ）　‘Ｄ＝１６．９１　Ｐａ。　－６．０３（０．０７６×１　２５０）”。’＝１　８．８２　Ｐａ。·　当截面持液率为２４％时，假设中心气流自身满　足雾流工况的临界动能因子条件，则折算到整个管流　截面的临界动能因子取值区间为１２．８５～１４．３１　Ｐａ　，　计算过程如下：　１６．９１×（１—２４％）：１２．８５　Ｐａ　１８．８２×ｆ１—２４％）：１４．３１　Ｐａ　但是，因为雾流是环膜无法保持的工况条件，　如果中心气流保持雾流的临界动能因子，环膜将会　逐渐减少，趋于形成零环膜。因此，１２．８５～１４．３１　率为２４％时，环雾流的临界动能因子取值区间应为　８．７９～９．７９　Ｐａ。～，计算过程如下：　１２．８５×２—１６．９１：８．７９Ｐａ。·　１４．３１×２—１８．８２＝９．７９Ｐａ。·　与表２数据对比，可以看出，按照本文提出的　携液机理，结合实验模型分析【９】计算得到的临界动　能因子，与数值模拟ｎ　和实践统计　得到的数值　基本一致。证实了本文关于携液机理与携液形式分　析的合理性。　综上所述，动能因子越大，气流携液能力越　强。同一气藏的　与Ｐ　近似不变，连续携液环雾流　的临界动能因子近似为常数；不同气藏的盯与Ｐ　不　同，临界动能因子虽不同但差别小，取值区间为　８．７９～９．７９　ｐａ￣～，选取较大值近似取整为１０　ｐａ￣～，　对任意气藏具有通用性。　５结论与认识　、　、　１）两相垂管流积液的原因不是悬浮液滴不能被　携带，而是气相无法保持连续。连续携液的主要形　式是管壁环膜流动，基本流型是环雾流。　２）气流携液的实质是能量驱动，两相垂管流携　液工况变化的本质是单位体积气流动能的量变引起　的两相流型的质变。　３）以动能因子为基础的临界动能因子法，直观　地体现了流体流动依赖于能量驱动的物理学基本原　理，携液机理符合两相管流基本特征和能量守恒定　律，具有本质合理性；以悬浮液滴和雾流流型为基础　的临界流速法，忽视了横截面上流速存在径向差异　这一管流基本特征，适用场景与积液定义错误，是　一个认识误区。　４）连续携液临界动能因子近似为常数，受液相　物性影响，不同气藏略有差别。综合实验分析、实　践统计和数值模拟结果，提出环雾流临界动能因子　的通用取值为１０　ｐａ￣～。　参考文献　【１］Ｔｕｒｎｅｒ　ＲＧ，Ｈｕｂｂａｒｄ　ＭＧ＆ＤｕＰｅｒ　ＡＥ．Ａｎａｌｙｓｉｓ　ａｎｄ　ｐｒｅｄｉｃｔｉｏｎ　ｏｆ　ｍｉｎｉｍｕｍ　ｆｌｏｗ　ｒａｔｅ　ｆｏｒ　ｔｈｅ　ｃｏｎｔｉｎｕｏｕｓ　ｒｅｍｏｖａｌ　ｏｆ　ｌｉｑｕｉｄｓ　ｆｒｏｍ　ｇａｓ　ｗｅｌｌｓ［Ｊ］．ＪＰＬ　１９６９，２１（１１）：１４７５－１４８２．　【２］李闽，郭平，谭光天，气井携液新观点［Ｊ］．石油勘探与开发，　２００１，２８（５）：１０５－１０６．　Ｌｉ　Ｍｉｎ．Ｇｕｏ　Ｐｉｎｇ＆Ｔａｎ　Ｇｕａｎｇｔｉｎａ．Ｎｅｗ　ｌｏｏｋ　Ｏｌｌ　ｒｅｍｏｖｉｎｇ　ｌｉｑ—　８０　天　然气工业　２０１８年１月　ｕｉｄｓ　ｆｒｏｍ　ｇａｓ　ｗｅｌｌｓ［Ｊ］．Ｐｅｔｒｏｌｅｕｍ　Ｅｘｐｌｏｒａｔｉｏｎ　ａｎｄ　Ｄｅｖｅｌｏｐｍｅｎｔ，　２００１，２８（５）：１０５－１０６．　天然气工业，２０１５，３５（６）：５９－６３．　Ｚｈａｏ　Ｚｈｅｊｕｎ，Ｌｉｕ　Ｔｏｎｇ，Ｘｕ　Ｊｉａｎ，Ｚｈｕ　Ｊｉａｎｇ＆Ｙａｎｇ　Ｙｉ．Ｓｔａｂｌｅ　ｌｆｕｉｄ－ｃａｒｒｙｉｎｇ　ｃａｐａｃｉｔｙ　ｏｆ　ｇａｓ　ｗｅｌｌｓ［Ｊ］．Ｎａｔｕｒａｌ　Ｇａｓ　Ｉｎｄｕｓｔｙ，ｒ　２０１５，３５（６）：５９－６３．　【３】王毅忠，刘庆文．计算气井最小携液临界流量的新方法［Ｊ］．大　庆石油地质与开发，２００７，２６（６）：８２．８５．　Ｗａｎｇ　Ｙｉｚｈｏｎｇ＆Ｌｉｕ　Ｑｉｎｇｗｅｎ．Ａ　ｎｅｗ　ｍｅｔｈｏｄ　ｔｏ　ｃａｌｃｕｌａｔｅ　ｔｈｅ　ｍｉｎｉｍｕｍ　ｃｒｉｔｉｃａｌ　ｌｉｑｕｉｄｓ　ｃａｒｒｙｉｎｇ　ｆｌｏｗ　ｒａｔｅ　ｆｏｒ　ｇａｓ　ｗｅｌｌｓ［Ｊ］．Ｐｅ—　［１１］杨川东．采气工程［Ｍ】．北京：石油工业出版社，１９９７：４８—１４１．　Ｙａｎｇ　Ｃｈｕａｎｄｏｎｇ．Ｎａｔｕｒａｌ　ｇａｓ　ｐｒｏｄｕｃｔｉｏｎ　ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ［Ｍ］．Ｂｅｉ－　ｔｒｏｌｅｕｍ　Ｇｅｏｌｏｇｙ＆Ｏｉｌｉｆｅｌｄ　Ｄｅｖｅｌｏｐｍｅｎｔ　ｉｎ　Ｄａｑｉｎｇ，２００７，２６（６）：　８２－８５．　ｊｉｎｇ：Ｐｅｔｒｏｌｅｕｍ　Ｉｎｄｕｓｔｒｙ　Ｐｒｅｓｓ，１９９７：４８－１４１．　【１２］赵先进，姜青梅．用动能因子确定产水气井合理工作制度［Ｊ］．　断块油气田，１９９６，３（４）：６４．６７．　Ｚｈａｏ　Ｘｉａｎｊｉｎ＆Ｊｉａｎｇ　Ｑｉｎｇｍｅｉ．Ｄｅｔｅｒｍｉｎｉｎｇ　ｒｅａｓｏｎａｂｌｅ　ｗｏｒｋｉｎｇ　ｒｕｌｅｓ　ｆｏｒ　ｗａｔｅｒ　ｐｒｏｄｕｃｔｉｏｎｇａｓ　ｗｅｌｌｓ　ｗｉｔｈ　ｔｈｅ　ｋｉｎｅｔｉｃ　ｅｎｅｒｇｙ　ｆａｃ—　［４］彭朝阳．气井携液临界流量研究［Ｊ］．新疆石油地质，２０１０，　３　ｌ（１）：７２—７４．　Ｐｅｎｇ　Ｃｈａｏｙａｎｇ．Ｓｔｕｄｙ　ｏｎ　ｃｒｉｔｉｃａｌ　ｌｉｑｕｉｄ—ｃａｒｒｙｉｎｇ　ｆｌｏｗ　ｒａｔｅ　ｆｏｒ　ｇａｓ　ｗｅｌｌ［Ｊ］．Ｘｉｎｊｉａｎｇ　Ｐｅｔｒｏｌｅｕｍ　Ｇｅｏｌｏｇｙ，２０１０，３１（１）：７２—７４．　［５】何顺利，栾国华，杨志，公玉娟，申颖浩，郭雪晶．一种预测　低压气井积液的新模型［Ｊ］．油气井测试，２０１０，１９（５）：９－１３．　Ｈｅ　Ｓｈｕｎｌｉ，Ｌｕａｎ　Ｇｕｏｈｕａ，Ｙａｎｇ　Ｚｈｉ，ＧｏｎｇＶｕｊｕａｎ，ＳｈｅｎＹｉｎｇｈａｏ　＆Ｇｕｏ　Ｘｕｅｊｉｎｇ．Ａ　ｎｅｗ　ｍｏｄｅｌ　ｏｆｒ　ｐｒｅｄｉｃｔｉｎｇ　ｌｉｑｕｉｄ　ｌｏａｄｉｎｇ　ｉｎ　ｌｏｗ　ｅｎｅｒｇｙ　ｗｅｌｌｓ［Ｊ］．Ｗｅｌｌ　Ｔｅｓｔｉｎｇ，２０１０，１９（５）：９－１３．　［６］熊健，李凌峰，张涛．气井临界携液流量的计算方法［Ｊ］．天然　气与石油，２０１　１，２９（４）：５４—５６．　Ｘｉｏｎｇ　Ｊｉａｎ．Ｌｉ　Ｌｉｎｇｆｅｎｇ＆Ｚｈａｎｇ　Ｔａｏ．Ｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎ　ｏｆ　ｃｒｉｔｉｃａｌ　ｌｉｑ—　ｕｉｄ　ｃａｒｒｙｉｎｇ　ｌｆｏｗ　ｒａｔｅ　ｉｎ　ｇａｓ　ｗｅｌｌ［Ｊ］．Ｎａｔｕｒａｌ　Ｇａｓ　ｎａｄ　Ｏｉｌ，２０１１，　２９（４）：５４—５６．　［７】周德胜，张伟鹏，李建勋，宋鹏举．气井携液多液滴模型研［Ｊ］．　水动力学研究与进展：Ａ辑，２０１４，２９（５）：５７２—５７９．　Ｚｈｏｕ　Ｄｅｓｈｅｎｇ，Ｚｈａｎｇ　Ｗｅｉｐｅｎｇ，Ｌｉ　Ｊｉａｎｘｕｎ＆Ｓｏｎｇ　Ｐｅｎｇｊｕ．　Ｍｕｌｔｉ－ｄｒｏｐｌｅｔ　ｍｏｄｅｌ　ｏｆ　ｌｉｑｕｉｄ　ｕｎｌｏａｄｉｎｇ　ｉｎ　ｎａｔｕｒａｌ　ｇａｓ　ｗｅｌｌｓ［Ｊ］　Ｃｈｉｎｅｓｅ　Ｊｏｕｒｎａｌ　ｏｆＨｙｄｒｏｄｙｎａｍｉｃｓ，２０１４，２９（５）：５７２－５７９．　【８］王自彬，李颖川．气井连续携液机理［Ｊ］＿石油学报，２０１２，　３３（４）：６８１—６８６．　Ｗａｎｇ　Ｚｉｂｉｎ＆Ｌｉ　Ｙｉｎｇｃｈｕａｎ．Ｔｈｅ　ｍｅｃｈａｎｉｓｍ　ｏｆ　ｃｏｎｔｉｎｕｏｕｓｌｙ　ｒｅｍｏｖｉｎｇ　ｌｉｑｕｉｄｓ　ｆｒｏｍ　ｇａｓ　ｗｅｌｌｓ［Ｊ］．Ａｃｔａ　Ｐｅｔｒｏｌｅｉ　Ｓｉｎｉｃａ，２０１２，　３３（４）：６８１—６８６．　【９】魏纳，李颖川，李悦钦，刘安琪，廖开贵，喻欣．气井积液可　视化实验【Ｊ］．钻采工艺，２００７，３Ｏ（５）：４３—４５．　Ｗｅｉ　Ｎａ，Ｌｉ　Ｙｉｎｇｃｈｕａｎｇ，Ｌｉ　Ｙｕｅｑｉｎ，Ｌｉｕ　Ａｎｑｉ，Ｌｉａｏ　Ｋａｉｇｕｉ＆Ｙｕ　Ｘｉｎ．Ｖｉｓｕａｌ　ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌ　ｒｅｓｅａｒｃｈ　ｏｎ　ｇａｓ　ｗｅｌｌ　ｌｉｑｕｉｄ　ｌｏａｄｉｎｇ［Ｊ］．　Ｄｒｉｌｌｉｎｇ＆Ｐｒｏｄｕｃｔｉｏｎ　Ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ，２００７，３Ｏ（５）：４３－４５．　［１０】赵哲军，刘通，徐剑，朱江，杨逸．气井稳定携液之我见［Ｊ］．　ｔｏｒ［Ｊ］．Ｆａｕｌｔ—Ｂｌｏｃｋ　Ｏｉｌ＆Ｇａｓ　Ｆｉｅｌｄ，１９９６，３（４）：６４－６７．　［１３］曹光强，李文魁，严弦，李隽，唐卿．气井临界流量计算模型　的优选［Ｊ】．石油钻采工艺，２０１ｌ，３３（１）：５３－５５．　Ｃａｏ　Ｇｕａｎｇｑｉａｎｇ，Ｌｉ　Ｗｅｎｋｕｉ，Ｙａｎ　Ｘｉａｎ，Ｌｉ　Ｊｕａｎ＆Ｔａｎｇ　Ｑｉｎｇ．　Ｓｔｕｄｙ　ｏｎ　ｔｈｅ　ｇａｓ　ｗｅｌｌ　ｃｉｒｔｉｃａｌ　ｒａｔｅ　ｍｏｄｅｌ　ｏｐｔｉｍｉｚｅ［Ｊ］．Ｏｉｌ　Ｄｒｉｌｌｉｎｇ　＆Ｐｒｏｄｕｃｔｉｏｎ　Ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ，２０１１，３３（１）：５３—５５．　［１４］李相鹏，郑水华．逆向气流对规整填料表面液膜流体动力学　特性的影响［Ｊ］．化工学报，２０１３，６４（９）：３１３０—３１３８．　Ｌｉ　Ｘｉａｎｇｐｅｎｇ＆Ｚｈｅｎｇ　Ｓｈｕｉｈｕａ．Ｉｎｆｌｕｅｎｃｅｓ　ｏｆ　ｃｏｕｎｔｅｒ－ｃｕｒｒｅｎｔ　ｇａｓ　ｆｌｏｗ　ｏｎ　ｈｙｄｒｏｄｙｎａｍｉｃｓ　ｏｆ　ｌｉｑｕｉｄ　ｆｉｌｍ　ｏｖｅｒ　ｓｔｒｕｃｔｕｒｅｄ　ｐａｃｋｉｎｇ　ｓｕｒｆａｃｅ［Ｊ］．ＣＩＥＳＣ　Ｊｏｕｒｎａｌ，２０１３，６４（９）：３１３０—３１３８．　［１５】章梓雄，董曾南．粘性流体力学［Ｍ］．北京：清华大学出版社，　１９９８：３５２－３５９．　Ｚｈａｎｇ　Ｚｉｘｉｏｎｇ＆Ｄｏｎｇ　Ｚｅｎｇｎａｎ．Ｖｉｓｃｏｕｓ　ｌｆｕｉｄ　ｍｅｃｈａｎｉｃｓ［Ｍ］．　Ｂｅｉｊｉｎｇ：Ｔｓｉｎｇｈｕａ　Ｕｎｉｖｅｒｓｉｔｙ　Ｐｒｅｓｓ，１９９８：３５２—３５９．　［１６】娄乐勤，耿新中．气井携液临界流速多模型辨析［Ｊ］．断块油气　田，２０１６，２３（４）：４９７—５００．　Ｌｏｕ　Ｌｅｑｉｎ＆Ｇｅｎｇ　Ｘｉｎｚｈｏｎｇ．Ｍｏｄｅｌｓ　ｏｆ　ｔｈｅ　ｃｒｉｔｉｃａｌ　ｌｉｑｕｉｄ　Ｃａｌ＇－　ｙｒｉｎｇ　ｆｌｏｗ　ｒａｔｅ　ｏｆｒ　ｇａｓ　ｗｅｌｌｓ［Ｊ］．Ｆａｕｌｔ—Ｂｌｏｃｋ　Ｏｉｌ　ａｎｄ　Ｇａｓ　Ｆｉｅｌｄ，　２０１６，２３（４）：４９７－５００．　［１７】宋鹏举．气体携液能力的液体临界含量实验研究［Ｄ］．西安：　西安石油大学，２０１３：３４．７６．　Ｓｏｎｇ　Ｐｅｎｇｊｕ．Ｃｏｎｔｅｎｔ　ｏｆ　ｔｈｅ　ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌ　ｓｔｕｄｙ　ｏｆ　ｈｔｅ　ｇａｓ　ｌｉｑｕｉｄ　ｃｒｉｔｉｃａｌ　ｌｉｑｕｉｄ　ｃａｒｒｙｉｎｇ　ｃａｐａｃｉｔｙ［Ｄ】．Ｘｉ’ａｎ：Ｘｉ’ｎａ　Ｓｈｉｙｏｕ　Ｕｎｉｖｅｒｓｉ—　ｔｙ，２０１３：３４—７６．　（修改回稿日期２０１７—１１－２０编辑孔玲）