直通通道结构如图4所示。气体到达该结构将经历突然收缩、直通流动、突然扩张3个运动过程，分别对应3个能量损失阶段。

图4  直通结构的射流清管器

突然收缩过程产生的压降源于流体流经突缩结构，流线在旁通孔内形成最小收缩断面后开始膨胀，产生了压能损失。突缩结构的压能损失绝大部分来自于流线收缩到最小断面后的膨胀，MASSEY利用实验证实了这一观点。而最小收缩断面的位置与流动条件以及通道的截面积比有关，目前还没有准确的理论计算公式。然而IDELCHIK给出了计算突缩结构的压降系数经验公式，AZPIROZ等利用计算流体力学（CFD）模拟验证了Idelchik公式的正确性，突缩压降系数Kc的计算如式(6)所示。

旁通孔内部直通通道内的压能损失主要表现为流体的摩阻损失，直通流动的压降系数K_f可利用式(7)计算。

式中，f为范宁摩擦系数，与气体雷诺数有关，可利用Churchill公式计算。

突然扩张过程造成的能量损失是由于流体在经历突扩结构后，产生了流动分离，在下游形成了大回流区，使得流体微团之间产生相互碰撞造成的。突扩结构产生的压降具有严格的理论推导过程，突扩压降系数K_e可由Borda-Carnot公式计算，如式(8)所示。

综合式(6)、式(7)、式(8)可得直通结构的射流清管器总压降系数K_total，如式(9)。

从式(9)可见，直通结构的射流清管器总压降系数可由突缩、突扩、摩阻3部分压降系数线性累加计算，在这3个组成部分中，突扩结构的占比最大，摩阻压降占比最小，因此压降系数主要是结构参数的函数。

2.1.2  前端带折流板结构

射流清管器前端带折流板的结构如图5所示。折流板具备两方面作用：①利用气流对折流板的作用力，增大清管器的驱动力，有利于防止清管器的停滞；②对于需要涂覆腐蚀抑制剂的管线，可利用折流板的折射作用，使腐蚀抑制剂在管壁面分配更加均匀。

图5  带折流板结构射流清管器

由于增设了折流板，改变了气体的流动形式，使清管器前后端压降产生了变化。仍定义清管器的总压降系数为清管器前后的驱动压差与旁通孔内气体动压的比值。对比图4(b)和图5(b)，两种射流结构压降系数的区别在于突扩结构。对于流体从小通道流出经过前方挡板绕流后压降系数K_e的计算可采用IDELCHIK提出的公式，如式(10)。

HENDRIX等通过仿真模拟验证了式(11)可用于射流清管器前端带折流板的压降系数计算，误差在可接受的范围内。但对于式(10)适用条件外的情况未进行研究与验证。

2.1.3  内部带阀门结构

随着流动安全问题日益得到重视，安全清管的任务越发突出。射流清管器通过开设旁通孔降低清管速度而带来一系列显著优势的同时，也增加了清管器停滞或卡堵的风险。因此钢骨架内部带旁通控制阀门的射流清管器结构为解决卡堵风险提供了有效保障，极大地增强了清管器运行的稳定性与安全性，其简化结构如图6所示。

该结构具有如下的工作机制：在清管器正常运行过程中，阀门维持一定的开度，从而保证合适的旁通量；当清管器运行遇到阻碍时，清管器速度降低，前后压差增大，使阀门能够迅速关闭，从而极大地增加清管器的驱动压差，避免卡堵事故的发生。

图6  内部带旁通控制阀的射流清管器结构

对于该结构，总压降系数包含突缩压降系数K_c、突扩压降系数K_e、两段直通通道L₁和L₂对应的摩阻压降系数K₁和K_s、渐缩段的压降系数K_g以及气体通过阀门绕流产生的压降K_v，即总压降系数K_total，如式(12)。

对于突缩压降系数K_c、突扩压降系数K_e，可分别由式(6)、式(8)进行相应的计算。两段直通通道L₁和L₂对应的摩阻压降系数K₁和K_s可利用式(7)将L与d分别替换成L₁、d₁和L₂、d₂进行计算。而旁通孔内的阀门压降属于小封闭空间内的扰动，其压降系数的研究还未见相关报道，需待后续深入地研究。

以上总结了当前射流清管器结构的压降系数计算方法，通过分析可知，直通以及带折流板结构压降系数的研究已取得了一定的进展，研究手段采取理论分析和CFD模拟相结合，通过对比二者的计算结果，分析理论的适用性。由于内部阀门结构的压降系数研究目前还未取得进展，因此采取合适的CFD计算方法将是一个重要的突破。清管器在管道内是一个运动的过程，而当前射流清管流场压降计算均采用相对坐标方法，即以清管器为参考系，将清管器看作不动，其他物理量以相对于清管器的速度运动，难以反映真实的清管过程，故结合CFD动网格技术模拟清管器运动过程的流场分布、压降特点将有利于结果精度的提高。

2.2  旁通率

旁通率的优选是射流清管技术的核心。射流清管器的旁通率定义为射流通道内最小射流孔的面积 与管道截面积的比值，参照图4(b)，旁通率φ的计算见式(13)。

对于一个特定的油气田进行射流清管作业的可行性分析，首要任务便是确定清管器旁通孔的大小。旁通率的设计有两方面的限制：①过低的旁通率易使清管器的驱动力过大，造成清管器运行速度过快，导致积液在清管器前方堆积，形成大的清管段塞；②过高的旁通率易使作用在清管器上的力难以克服运行阻力，导致清管器运行产生震荡甚至卡堵。因此最佳的开孔大小是使清管段塞量最小，同时保证清管器不发生卡堵。

为了研究旁通率对速度的影响，考虑水平管内清管器的稳定运行，将式(5)进行适当的简化与合并后，可得清管器速度与旁通率的关系如式(14)。

考虑一个特定的生产工况（V_g不变）和一种旁通结构类型确定的射流清管器，不考虑摩擦力F_fric和压降系数K的变化，则从式(14)可得到清管器速度V_pig与旁通率φ成线性的变化关系。通过式(14)可绘制不同旁通率下的清管器速度与气速关系曲线，如图7所示。

图7  不同旁通率下清管器速度与气速的关系

从图7理论曲线可得，当旁通率为零时，清管器速度与气速一致，随着旁通率的增加，曲线右移，并呈线性关系变化，在同一气速下，旁通率越高，清管器的速度越低。然而IJSSELDIJK

利用直通结构的射流清管器进行室内实验，结果表明：随着清管器旁通率的增加，射流清管器的平均运行速度与气速之间线性程度越不明显，即与理论曲线的偏差越大，即旁通率对于清管器速度的影响并非理想的线性关系。由于气体可压缩性，旁通率的增加会在一定程度上增强清管器运动的黏滑效应，使清管器对管内摩阻的变化异常敏感，当运行遇到阻碍时，速度随即发生变化。

旁通率对于运行速度的影响还有待深入探讨与研究，同时清管器的运行速度与前方积液的运移规律以及终端的清管段塞量之间又存在密切联系，因此，将来的研究还应着重于分析旁通率与积液运移规律之间的耦合作用关系。