新型自激式波動射流發生裝置及其射流沖擊特性*

艾白布·阿不力米提 龐德新 劉永紅 孫長友 楊博源 王一全 李 輝

(1.中國石油大學(華東) 機電工程學院 2.中國石油新疆油田公司)

0 引 言

自激波動射流相比于連續射流的主要優勢在于其具有更大的瞬時沖擊能量[1]，將其合理地用于石油井下作業可進一步提升破巖、解堵、改造等作業效率[2-3]，提高單井產量。自激波動射流是流體在特定的裝置內進行一系列流態和能量轉換后形成的一種特殊射流狀態[4]，其裝置結構內一般不存在活動部件，以亥姆赫茲噴嘴結構[5]為典型代表。為了改善自激波動射流裝置波動效果，國內外學者提出了很多方法。文獻[6]根據流體網絡相似理論從產生自激振蕩波動射流的結構系統出發，研究了結構參數對亥姆赫茲噴嘴裝置的頻率特性影響規律；文獻[7]通過完成一些相關的試驗，分析射流、混合層分別與固體壁面之間的射流振蕩，得出亥姆赫茲噴嘴腔體長度、脈動頻率及波動射流速度之間的互相影響關系。但是截至目前，現有的自激式水力波動發生裝置仍普遍存在射流振幅小、瞬態沖擊力低、頻率不穩定和現場使用受限等問題[8-14]。鑒于此，筆者基于射流的附壁效應[15]，研制了一種結構簡單、性能穩定的新型自激式波動射流發生裝置，并利用數值模擬方法，對其波動發生機理進行了探究，分析了運行參數與射流圍壓對自激波動效果的影響[16]。研究結果可為自激式波動射流發生裝置的進一步優化提供依據。

1 結構及工作原理

1.1 自激式波動射流發生裝置結構

自激式波動射流發生裝置內部流道結構見圖1。裝置內部結構參數如下：裝置入口直徑d=50 mm，入口縮徑段直徑d1=9 mm，強制轉向圓直徑d2=19 mm，裝置共有4個直徑d3=5 mm的出口，反饋通道寬度w1=7 mm，分流通道寬度w2=10 mm，流道總寬度w3=66 mm，分流板噴距l1=95 mm，上出口與下出口間距l2=71 mm，裝置內腔厚度h=10 mm。

圖1 裝置內部流道主要結構參數示意圖Fig.1 Schematic diagram for main structure parameters of flow channel in the device

波動射流發生裝置實物如圖2所示。受限于現有加工技術，將自激式波動射流發生裝置分割為2部分進行加工，使用螺栓輔以平面密封膠進行裝配，實現自激裝置的實體構建。

圖2 波動射流發生裝置實物圖Fig.2 Pictures of wave jet generator

1.2 波動射流發生裝置工作原理

波動射流發生裝置內流體附壁及切換原理如圖3所示。當流體從裝置入口流入內部流道過程中，流體在收縮段加速形成高速射流，隨之射流與周邊流體發生動量交換并產生卷吸效應。由于內芯流道內流體空間有限，動量交換不能持續進行；當射流兩側壁面產生的卷吸不對稱時，進一步導致壓力平衡狀態被打破，其結果表現為射流向流體壓力小的一側偏轉，即產生射流附壁效應(見圖3a和圖3b)。附壁效應充分發展后，射流附壁至一側壁面，流體將沿壁面進一步向下流動，在流道形狀的制約下，大部分流體進入一次分流道內。在底部結構作用下，一部分流體從噴嘴射出形成高速射流；另一部分流體沿反饋通道向上流動，并在進口處沖擊高速射流，發生動量交換迫使主射流其切換附壁至另一側壁面，即完成射流附壁切換(見圖3c和圖3d)。綜上所述，入口射流束在不斷附壁切換過程中，在裝置出口形成規律的波動射流。

圖3 裝置內流體附壁及切換原理示意圖Fig.3 Schematic diagram for wall attachment and switching principle of fluid in the device

2 數值模擬計算

應用有限元分析軟件對裝置內部流動特性進行數值模擬分析，并應用快速傅里葉變換(FFT)分析裝置的脈動特性。

2.1 幾何模型與網格劃分

使用Meshing對裝置內部流體域進行網格劃分，采用四面體網格對流體域進行網格劃分，近壁面區域添加膨脹，作為邊界層網格，提高結構分析的表面計算精度，邊界層數為5，邊界層拉伸因子為1.2。調整曲率法向角，細化轉角處網格，控制狹縫間的網格層數為3，采用中等平滑網格，控制鄰近單元緩慢產生網格過渡。計算模型流體域網格劃分如圖4所示。

圖4 裝置流體域網格劃分示意圖Fig.4 Schematic diagram for grid division of fluid domain of the device

2.2 邊界條件與湍流模型

以水為計算流體介質，入口邊界條件采用速度入口，速度為2.65 m/s；出口邊界條件采用壓力出口，壓力為0；壁面無滑移，近壁面處采用標準壁面函數法處理。湍流模型采用RNGk-ε模型，梯度插值方案采用高斯-格林基于單元體，采用PISO算法進行壓力與速度的耦合計算。由于網格扭曲率較高，解除鄰近修正和畸變修正之間的關聯關系，并采用二階迎風格式進行壓力項的空間離散，整個計算過程屬于瞬態求解問題；為了加快收斂速度,采用快速近似求解器求解壓力和速度方程；為了保證求解穩定性，人工黏度設置為0.2，壓力松弛系數設置為0.8,時間步長為1×10-3s,計算時間為1 s。

2.3 網格無關性驗證

為了保證計算結果的科學性和準確性，確定計算所需的合適的網格數量，將模型劃分為不同的網格數量，設置相同的邊界條件及初始化，計算相同的步數，對比噴嘴出口的頻率。頻率隨網格數量的變化如圖5所示。頻率隨網格數增加逐漸減小，當網格數超過30萬時，繼續增加網格數量，計算結果的變化不會超過10%。為了得到較為精確的解，最終選取的計算模型網格數量為3 973 594。

圖5 頻率隨網格數量的變化Fig.5 Variation of frequency with number of grids

3 數值模擬結果分析

3.1 裝置內部流場特性

通過對波動射流發生裝置內部流場進行數值模擬，分析波動射流裝置的內部流場特性。圖6為不同時刻裝置內部的流場速度云圖。圖6a為初始時刻內部流場示意圖。圖7為漩渦的增大與偏轉示意圖。

由圖6可知，在裝置內部存在射流的附壁效應和流體的反饋作用。流體從入口進入縮徑段形成高速射流束進入裝置內腔(見圖6a)，由于射流的附壁效應，主射流貼附在內腔右側壁面，距離最近的上部出口在左側，先形成左側循環，導致左側反饋通道的流量遠大于右側反饋通道的流量(見圖6b)。左側反饋通道內流體流至內腔與主射流發生接觸時，主射流的高速流體與反饋通道流體存在速度差，發生剪切作用產生漩渦(見圖6c)。隨著回流的持續作用，主射流與內腔右側壁面之間的漩渦不斷增大向下運移，將主射流推動至內腔另一側；而主射流與左側壁面之間的漩渦將進入左側反饋通道，然后損耗并消失在反饋通道內，如圖6d及圖7所示；形成右側反饋通道循環，再次產生漩渦(見圖6e)；漩渦不斷增大、偏轉，將主射流推動至內腔另一側。這一相似過程將重復進行，使主射流向右側偏轉到如圖6b的位置。如此反復，主射流不斷地附壁和偏轉以此產生波動射流。

圖6 裝置內部流場速度云圖Fig.6 Cloud chart for flow field velocity in the device

圖7 漩渦的增大與偏轉示意圖Fig.7 Schematic diagram of vortex enlargement and deflection

3.2 出口波動射流特性

圖8為波動射流發生裝置出口處的速度波動時域圖。由圖8可知，裝置出口處的射流波動效果明顯，出口速度在180～300 m/s之間脈動，上部噴嘴脈動曲線波峰對應下部噴嘴脈動曲線波谷，上部噴嘴與下部噴嘴脈動曲線相位差0.5個周期，上部噴嘴與下部噴嘴脈動幅值相差不大，且脈動波形較好。圖9為波動射流裝置出口速度時域圖經過快速傅里葉變換(FFT)后得到的頻譜圖。由圖9可知，裝置出口脈動頻率為11.99 Hz，且頻率穩定。綜合上述時域圖波形及頻譜圖分析結果可以看出，裝置波動特性較好，脈動頻率穩定。

圖8 噴嘴出口速度時域圖Fig.8 Time domain diagram of nozzle exit velocity

圖9 噴嘴出口頻譜圖Fig.9 Frequency spectrum of nozzle exit

3.3 主射流雷諾數對裝置脈動性能的影響

在油田現場應用中，期望裝置在出口產生較高幅值的波動射流，以此來提高井底能量轉換效率。對裝置運行參數產生影響的主要因素為泵注流量，為此，消除結構尺寸的影響，利用數值模擬計算方法研究主射流雷諾數對裝置脈動效果的影響并進行分析，模擬參數如表1所示。全過程監測裝置出口形成射流的平均流速變化，得到雷諾數對裝置波動效果的影響規律，如圖10所示。

由于上、下噴嘴出口流速脈動幅值與頻率相近，下面以下噴嘴為例對裝置的脈動性能進行研究。當主射流雷諾數由1.72×106增大至5.15×106時，出口流速幅值隨雷諾數的增大而逐漸增大；雷諾數對裝置的頻率影響較小(1 Hz以內)，當主射流雷諾數大于2.58×106時，頻率基本穩定在11.99 Hz。若要增加裝置的脈動幅值，可以適當增加主射流的雷諾數。

表1 模擬參數Table 1 Simulation parameters

圖10 雷諾數對裝置波動效果的影響規律Fig.10 Influence laws of Reynolds number on wave effect of the device

3.4 圍壓對裝置脈動性能的影響

波動射流裝置性能隨圍壓的變化如圖11所示。

圖11 圍壓對波動效果的影響Fig.11 Influence of confining pressure on wave effect

波動射流發生裝置在油井內工作時，裝置的工作環境是幾千米的井下，射流環境一般存在5～50 MPa不等的圍壓。為反映本裝置在井下實際的工作狀態，對存在不同圍壓時(0、10、20、30、40和50 MPa)裝置脈動頻率性能進行模擬，模擬時，排量800 L/min，流量0.013 m3/s，裝置入口速度2.65 m/s，主射流雷諾數3.44×106。0～50 MPa圍壓下波動頻率范圍為11.51～11.99 Hz，可見圍壓對裝置的脈動頻率影響很小。只要保證裝置入口流量一定，裝置出口流速的脈動幅值和頻率隨著圍壓的變化基本保持不變。

4 波動射流發生裝置沖擊特性物模試驗

4.1 試驗設計

為了進一步驗證裝置產生的波動射流沖擊特性，2021年1月在實驗室對裝置開展了沖擊特性全尺寸物模試驗，試驗系統如圖12所示，主要由水罐、壓裂泵車、波動射流裝置、壓力傳感器、載荷傳感器、采集系統和計算機組成。壓力傳感器型號為CYB13HC，測量范圍0～70 MPa，精確度級別0.3%；載荷傳感器型號JLBu-0.1-1.2 t，靈敏度2.0±0.1 mV/V，綜合精度0.1%；數據采集系統為動靜態應變儀，型號為uT8516，應變輸入范圍0～±120 000 με，測量分辨率0.1 με，動態范圍120 dB，采樣頻率5.12 kHz。

圖12 沖擊特性物模試驗系統Fig.12 Physical model test system of impact characteristics

1—壓力傳感器；2—自激式脈沖射流發生裝置；3—載荷傳感器；4—沖擊靶板。圖13 沖擊特性物模試驗實物圖Fig.13 Image for physical model test of impact characteristics

沖擊特性物模試驗實物圖如圖13所示。

試驗時由1000型壓裂車為試驗提供穩定的泵注流量。在裝置運行期間，裝置入口處的靜壓由壓力傳感器實時采集。裝置在4只噴嘴出口形成波動射流束，其中一只噴嘴正對沖擊靶板(噴距取10 mm)，沖擊靶板將所接收到的射流沖擊力傳遞至載荷傳感器，并由計算機實時采集波動射流沖擊力參數，確保試驗數據采集的同步性和精準性。

4.2 試驗結果及其分析

波動射流發生裝置通過特殊流道產生壓力周期性變化的流體，其波動的頻率和噴射沖擊力幅值反映了裝置的工作特性，同時對波動射流效果產生直接影響。為確定該裝置的波動頻率及工作特性，試驗分別試測了排量400、600、800、1 000和1 200 L/min下波動射流的沖擊力。為方便與數值模擬分析結果對比，將試驗測得沖擊力反演為出口流速，結果如圖14所示。隨著試驗排量的提高，裝置出口噴嘴形成的出口流速整體呈增長趨勢，其極值、幅值均與泵注排量呈正相關。試驗結果反演速度幅值與數值模擬出口速度幅值變化趨勢基本一致，誤差為8.7%，如圖15所示，模擬結果較為可靠。

圖14 排量對裝置出口流速的影響Fig.14 Influence of displacement on outlet velocity of the device

圖15 試驗與數值模擬脈動幅值曲線Fig.15 Pulsation amplitude curves of test and numerical simulation

5 結 論

本文應用有限元分析軟件對自激式波動射流發生裝置內部流動特性進行分析，對裝置工作原理進行了研究，同時應用FFT分析了裝置的脈動特性，通過改變裝置的運行參數及射流圍壓，分析了主射流雷諾數和圍壓對裝置脈動特性的影響規律，得到以下結論。

(1)對裝置內部流場分析發現，通過反饋流道內流體與主射流產生漩渦的增大與下移，對主射流產生干擾，使主射流在內腔左右壁面間的區域往復擺動。

(2)上部噴嘴與下部噴嘴脈動曲線相位差0.5個周期，上部噴嘴與下部噴嘴脈動幅值相差不大，總體脈動波形完整且規律明顯，反應出裝置的波動性能較為理想。

(3)出口流速幅值受主射流雷諾數影響較大，且成正比關系，裝置的脈動頻率基本不受主射流雷諾數的影響，當主射流雷諾數大于2.58×106時，頻率基本穩定在11.99 Hz。

(4)自激式波動射流發生裝置的脈動特性受圍壓影響較小，對深井和淺井都適用。

(5)試驗結果表明：隨著排量的提高，裝置出口噴嘴流速整體呈增長趨勢，且其極值、幅值均與泵注排量呈正相關。模擬結果與試驗結果誤差為8.7%，進一步驗證了數值模擬方法用于瞬態射流過程預測的可行性。