鉆井工況沖蝕試驗(yàn)機(jī)噴嘴結(jié)構(gòu)參數(shù)數(shù)值模擬

邱亞玲，顏凌宇，張 然，張 維，周新志，董大為

鉆井工況沖蝕試驗(yàn)機(jī)噴嘴結(jié)構(gòu)參數(shù)數(shù)值模擬

邱亞玲1，顏凌宇1，張 然2，張 維1，周新志1，董大為3

（1.西南石油大學(xué) 機(jī)電工程學(xué)院，成都610500；2.中國石油大學(xué)（北京）石油工程學(xué)院，北京102249；3.河南晉開化工投資控股集團(tuán)有限責(zé)任公司，河南 開封475002）

噴嘴是沖蝕試驗(yàn)機(jī)的關(guān)鍵部件之一，其設(shè)計參數(shù)的合理與否將直接影響到?jīng)_蝕試驗(yàn)機(jī)試驗(yàn)結(jié)果的準(zhǔn)確性及試驗(yàn)效率。應(yīng)用計算流體動力學(xué)數(shù)值模擬技術(shù)，以鉆井液作為噴嘴的射流介質(zhì)，建立鉆井沖蝕工況所用錐直形噴嘴的有限元模型，對噴嘴的收縮角、長徑比、直徑、沖蝕距離等參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化，為噴嘴的參數(shù)設(shè)計提供依據(jù)。

沖蝕試驗(yàn)機(jī)；噴嘴；數(shù)值模擬；優(yōu)化設(shè)計

在油氣鉆井過程中，由于鉆井液壓力高、流速快且含沙量大，使得鉆井設(shè)備在施工過程中因沖蝕而引起的失效現(xiàn)象時常發(fā)生，尤其是節(jié)流閥、旋塞閥、節(jié)流管匯、鉆頭、鉆桿等沖蝕嚴(yán)重的設(shè)備均需要利用沖蝕試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行抗沖蝕壽命分析。噴嘴是沖蝕試驗(yàn)機(jī)的主要執(zhí)行元件，它利用其內(nèi)孔收縮截面，將沖蝕介質(zhì)的壓力能聚集起來并轉(zhuǎn)換成動能，最后以高速射流的形式向外噴射。高效的噴嘴應(yīng)具有較好的固相顆粒加速能力，使噴嘴出口處粒子與射流介質(zhì)的速度差盡可能小，從而更好地滿足沖蝕試驗(yàn)的要求［1］。因此，合理的噴嘴結(jié)構(gòu)參數(shù)將直接影響所設(shè)計沖蝕試驗(yàn)機(jī)的性能和試驗(yàn)結(jié)果的可靠度。

本文通過建立沖蝕試驗(yàn)機(jī)錐直形噴嘴的流場計算模型，研究噴嘴的收縮角、長徑比、直徑、沖蝕距離等參數(shù)對沖蝕試驗(yàn)機(jī)性能及試驗(yàn)結(jié)果的影響，為鉆井用沖蝕試驗(yàn)機(jī)的設(shè)計提供依據(jù)。

1 噴嘴類型及結(jié)構(gòu)參數(shù)

按照噴嘴內(nèi)孔截面形狀的不同可分為圓錐收斂形噴嘴、錐直形噴嘴、流線形噴嘴。本文主要研究非淹沒射流下，不同噴嘴結(jié)構(gòu)參數(shù)對射流的影響問題，由于錐直形噴嘴是目前最常用的一種連續(xù)射流噴嘴，使用十分廣泛，因此本文的主要研究對象為錐直形噴嘴，其結(jié)構(gòu)如圖1所示［2］。圖中：D為噴嘴入口直徑；α為噴嘴的收縮角；d為噴嘴的出口直徑；L1為圓柱段長度；L為噴嘴長度。

圖1 錐直形噴嘴結(jié)構(gòu)

2 噴嘴仿真模型的建立

由于噴嘴結(jié)構(gòu)的對稱性，可將噴嘴的有限元模型簡化為二維軸對稱結(jié)構(gòu)。由于射流的速度大，射流外部流場區(qū)域較大，為了表示噴嘴的結(jié)構(gòu)，圖中省略了部分射流外部流場的區(qū)域。由于噴嘴的結(jié)構(gòu)尺寸較小，使得噴嘴內(nèi)部以及噴嘴出口附近的速度梯度都比較大，因此需要對噴嘴內(nèi)部、出口處和入口處等主要區(qū)域進(jìn)行網(wǎng)格細(xì)化［3］，所建噴嘴射流仿真計算模型的網(wǎng)格模型如圖2所示。

圖2 噴嘴射流仿真網(wǎng)格模型

噴射流體一般為高湍流動流體，因此采用標(biāo)準(zhǔn)的k-ε模型［4］，其輸運(yùn)方程為

式中：Gk為由于平均速度梯度引起的湍動能k的產(chǎn)生項(xiàng)；Gb為由于浮力引起的湍動能k的產(chǎn)生項(xiàng)；YM為可壓縮湍流中脈動擴(kuò)張的貢獻(xiàn)項(xiàng)；C1ε、C2ε、C3ε為方程的經(jīng)驗(yàn)常數(shù)項(xiàng)，取C1ε＝1.44，C2ε＝1.92，C3ε＝0.09；σε、σk分別為與湍動能k和耗散率ε相對應(yīng)的Prandtl數(shù)，取σε＝1.3、σk＝1.0［5］；Sk、Sε為用戶自定義的源項(xiàng)。

3 數(shù)值仿真及結(jié)果分析

本文以鉆井液密度1 200 kg／m3、動力黏度0.02 Pa·s［6］為例，取噴嘴收縮角分別為11°、12°、13°、14°、15°、16°；長徑比l1／d分別為2∶1、3∶1、4∶1；出口速度為100 m／s；利用流體力學(xué)分析軟件Fluent對噴嘴射流的最優(yōu)收縮角和長徑比以及噴嘴出口直徑為0.003～0.006 m、鉆井液流速在10～100 m／s條件下的噴嘴射流的最優(yōu)沖蝕距離進(jìn)行了研究。

3.1 噴嘴流場計算結(jié)果分析

以收縮角為16°的噴嘴為例，分析噴嘴的內(nèi)外射流形式。圖3a為錐直形噴嘴內(nèi)外射流的整體速度云圖，圖3b為錐直形噴嘴出口處速度云圖的局部放大圖，可以看出：噴嘴射流速度的產(chǎn)生部位主要在噴嘴收縮段處；鉆井液射流介質(zhì)經(jīng)過噴嘴收縮段的加速后，與噴嘴外的空氣之間發(fā)生了劇烈的摩擦及動量交換，并在射流前進(jìn)的過程中不斷卷吸周圍的空氣，因此噴嘴射流的軸向速度是逐漸衰減的；隨著噴嘴射流距離的增大，射流介質(zhì)不斷將能量傳遞給與之接觸的空氣，射流介質(zhì)周邊的空氣速度也隨之增大，從而使得射流介質(zhì)出現(xiàn)了微小的發(fā)散流動狀態(tài)，同時在噴嘴出口處有一段速度基本不變的區(qū)域被稱為“等速核區(qū)”。

圖3 錐直形噴嘴的內(nèi)外射流速度云圖

16°收縮角噴嘴射流的軸向速度曲線如圖4所示，可以得出：鉆井液的最大射流速度出現(xiàn)在噴嘴的出口處，并且速度值小于100 m／s，這主要是由于噴嘴的局部壓力損失和沿程壓力損失造成的；噴嘴的射流速度在噴射收縮段逐漸增大，隨著射流距離的增大，射流速度逐漸減少，并且射流速度在距離噴嘴出口較近的區(qū)域衰減較快，隨后速度衰減較慢。

圖4 16°收縮角噴嘴射流的軸向速度

3.2 噴嘴不同收縮角對射流的影響

噴嘴直徑取5 mm時，不同收縮角噴嘴射流的軸向速度曲線如圖5所示，可以看出：隨著噴嘴收縮角的增大，噴嘴的射流速度逐漸減小。比較圖中不同曲線的斜率可知，不同收縮角噴嘴的射流穩(wěn)定性基本一致，分析得出：收縮角度為11°時的射流速度最大。

圖5 不同收縮角噴嘴的軸向速度

3.3 噴嘴長徑比對射流效果影響

噴嘴直徑為5 mm、收縮角為13°時，不同長徑比噴嘴軸向速度曲線如圖6所示，可以看出：不同長徑比噴嘴的速度曲線基本一致，隨著噴嘴長徑比的增大，噴嘴的射流速度逐漸減小［7-10］，而鉆井液在收縮段的加速效率卻越高；噴嘴長徑比為3時，即能保證噴嘴具有較高的射流速度又能使噴嘴具有較好的加速能力。

圖6 不同長徑比噴嘴軸向速度

3.4 不同噴嘴直徑下的最優(yōu)沖蝕距離

為了更好地模擬實(shí)際的沖蝕工況，本文以噴嘴的射流速度誤差不超過5%的射流距離作為噴嘴的最優(yōu)沖蝕距離。

圖7為不同直徑噴嘴在不同速度下射流的最優(yōu)沖蝕距離曲線，可以看出：隨著射流速度的增大，鉆井液的最優(yōu)沖蝕距離逐漸增大，但最優(yōu)沖蝕距離存在一個臨界值，并且隨著噴嘴直徑越大，臨界值越大。這一現(xiàn)象可以從0.003 m與0.004 m直徑噴嘴的曲線中看出，其主要原因是當(dāng)射流速度超過臨界值時，高速的鉆井液與氣體之間的動能交換逐漸增大，使噴嘴的霧化作用增強(qiáng)。因此可以得出：射流速度越大，噴嘴的霧化作用越明顯；隨著噴嘴直徑的增大，最優(yōu)沖蝕距離隨之增大，其主要原因是噴嘴直徑越大，噴嘴的霧化作用越小。

圖7 不同直徑噴嘴在不同射流速度下的最優(yōu)沖蝕距離曲線

由圖7可以得出在不同噴射速度條件下，不同直徑噴嘴的最優(yōu)沖蝕距離，如表1所示。

表1 不同噴射速度及噴嘴直徑的最優(yōu)沖蝕距離 m

4 結(jié)論

1） 以鉆井液為射流介質(zhì)時，11～16°收縮角的噴嘴具有相似的射流穩(wěn)定性，以最大射流速度為標(biāo)準(zhǔn)可以得出噴嘴的最優(yōu)收縮角度為11°。

2） 隨著長徑比增加，噴嘴的射流速度逐漸減小，而鉆井液在收縮段的加速效率卻越高。為此取噴嘴長徑比為3∶1，既能保證噴嘴具有較高的射流速度又能使噴嘴具有較好的加速能力。

3） 通過仿真得出：0.003～0.006 m直徑噴嘴在10～100 m／s噴射速度下鉆井液的最優(yōu)沖蝕距離，為進(jìn)行噴射沖蝕試驗(yàn)提供了準(zhǔn)確的沖蝕距離參數(shù)。

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Numerical Simulation of the Structure Parameter of the Erosion Testing Machine Nozzle in the Condition of Well Drilling Behavior

QIU Ya-ling1，YAN Ling-yu1，ZHANG Ran2，ZHANG Wei1，ZHOU Xin-zhi1，DONG Da-wei3
（1.College of Mechanical and Electronic Engineering，Southwest Petroleum University，Chengdu 610500，China；2.College of Petroleum Engineering，China University of Petroleum，Beijing 102249，China；3.Henan Jinkai Investment Holding Group，Kaifeng 475002，China）

The nozzle is one of the key components of the erosion testing machine，so its design parameter will directly influence the accuracy and the experimental efficiency of the erosion testing machine laboratory findings.Based on the fluid dynamics numerical simulation technique，the drilling fluid up for the fluid medium is made，and a cone shape finite element model for the welldrilling erosion behavior is built.The parameters of the contract angle，length／diameter ratio，diameter，erosion distance and so on are optimized，which provide the evidence for designing the nozzle parameters.

erosion testing machine；nozzle；numerical simulation；optimize design

TE927

A

1001-3482（2014）03-0047-05

2013-09-06

邱亞玲（1963-），女，四川營山人，教授，主要從事機(jī)械工程領(lǐng)域科研和教學(xué)工作，E-mail：qiuyaling＠126.com。