劉巨保，李士偉，劉 聰

(1.東北石油大學(xué) 機(jī)械工程與科學(xué)學(xué)院，黑龍江 大慶 163318；2.大慶油田有限責(zé)任公司 第六采油廠，黑龍江 大慶 163318)

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新型組合式雙射流噴嘴結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計(jì)

劉巨保1，李士偉1，劉 聰2

(1.東北石油大學(xué) 機(jī)械工程與科學(xué)學(xué)院，黑龍江 大慶 163318；2.大慶油田有限責(zé)任公司 第六采油廠，黑龍江 大慶 163318)

為了研究新型組合式雙射流噴嘴的螺旋槽個(gè)數(shù)、收縮角、中心孔圓柱端直徑、長徑比對(duì)射流效果的影響規(guī)律，建立湍流有限元模型，根據(jù)現(xiàn)場實(shí)際工況對(duì)不同設(shè)計(jì)參數(shù)進(jìn)行了數(shù)值模擬分析。分析結(jié)果表明，在50 MPa工作壓力下，螺旋槽數(shù)為3時(shí)，中心孔和邊緣孔射流速度將達(dá)到最佳破巖效果；根據(jù)中心孔圓柱端射流速度，選取最優(yōu)收縮角為20°，最佳中心孔直徑0.4 mm；考慮湍動(dòng)能的影響，選取最佳長徑比為5。這些關(guān)鍵設(shè)計(jì)參數(shù)的優(yōu)化為進(jìn)一步提高新型組合式雙射流噴嘴的破巖效率具有重要意義。

射流鉆孔；數(shù)值模擬；噴嘴；結(jié)構(gòu)優(yōu)化

厚層定點(diǎn)深穿透水平鉆孔技術(shù)是深穿透水力射孔技術(shù)的進(jìn)一步發(fā)展和提高。通過厚層定點(diǎn)深穿透水平鉆孔，選擇性地鉆進(jìn)目的油層部位，可在套管、水泥環(huán)及儲(chǔ)層鉆出孔眼深、孔徑大、沒有壓實(shí)帶的水平孔，可有效穿透傷害區(qū)，改善流道性能，增大近井地帶的導(dǎo)流能力，挖潛低滲透厚層內(nèi)未動(dòng)用或動(dòng)用差的部位的剩余油，增加可采儲(chǔ)量，提高油田總體效益[1]。

厚層定點(diǎn)深穿透水平鉆孔技術(shù)主要依靠噴嘴將壓力轉(zhuǎn)變?yōu)楦叨染奂乃淞?，完成切割、破巖等工作。高壓水射流噴嘴的特點(diǎn)在于，集聚能量，集束射流，以獲得最大的射流打擊力。本文中新型組合式雙射流噴嘴既保持了旋轉(zhuǎn)射流出色的擴(kuò)孔切削能力，又充分發(fā)揮了錐形單孔射流破巖能力強(qiáng)的特點(diǎn)。由于組合噴嘴結(jié)構(gòu)新穎、流場復(fù)雜以及高壓高速工作特點(diǎn)，很難通過試驗(yàn)方法對(duì)其內(nèi)部流場進(jìn)行研究分析。噴嘴結(jié)構(gòu)直接影響到射流鉆孔能力，參考經(jīng)驗(yàn)設(shè)計(jì)的組合式噴嘴射流效果還有待進(jìn)一步提高。

本文將結(jié)合湍流理論模型對(duì)組合式雙射流噴嘴進(jìn)行數(shù)值模擬，對(duì)其關(guān)鍵參數(shù)優(yōu)化設(shè)計(jì)，找出在實(shí)際工況下射流的最優(yōu)結(jié)構(gòu)。從而提高射流鉆孔效率，增強(qiáng)高壓水射流切割半徑，對(duì)油田低滲透層原油開發(fā)具有重要的意義。

1 新型組合式雙射流噴嘴結(jié)構(gòu)特點(diǎn)

新型組合式雙射流噴嘴由外殼、導(dǎo)流槽、端蓋組成，如圖1所示。噴孔位于導(dǎo)流槽上，如圖2，分為圓錐中心孔和螺旋導(dǎo)流邊緣孔。

1—端蓋；2—導(dǎo)流槽；3—外殼。

流體進(jìn)入新型組合式雙射流噴嘴后在導(dǎo)流槽處以低速流分別進(jìn)入錐形中心孔流道和螺旋邊緣流道，在收縮角和螺旋流道的作用下分別完成加速運(yùn)動(dòng)。中心孔形成能量集中的高速?zèng)_擊流，邊緣鉆孔主要提供強(qiáng)大的擴(kuò)孔破碎能力，共同作用下完成水力射孔，新型雙射流噴嘴具有在巖石上鉆大直徑和大深度孔眼的特點(diǎn)[2]。

組合式雙射流噴嘴螺旋導(dǎo)流槽主要有圓錐形收縮噴嘴和螺旋導(dǎo)流邊緣噴嘴組成，分別實(shí)現(xiàn)中心孔噴射和邊緣孔噴射。噴嘴設(shè)計(jì)參數(shù)如表1。

表1 噴嘴設(shè)計(jì)參數(shù)

2 組合式雙射流噴嘴數(shù)值模擬

由于噴嘴流動(dòng)屬于自由射流，因此組合式雙射流噴嘴連續(xù)性方程應(yīng)滿足流體流動(dòng)的連續(xù)性方程和N-S方程；組合式雙射流處于高湍流狀態(tài)，計(jì)算選取標(biāo)準(zhǔn)模型為噴嘴控制方程。

考慮到組合式雙射流噴嘴計(jì)算區(qū)域的形狀比較復(fù)雜，利用Solidworks完成流體域模型建立，如圖3所示。在使用ANSYS劃分網(wǎng)格時(shí)采用非結(jié)構(gòu)四面體網(wǎng)格，非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格可以消除結(jié)構(gòu)網(wǎng)格中節(jié)點(diǎn)的結(jié)構(gòu)性限制能夠更加好的適應(yīng)處理邊界。組合式雙射流噴嘴的有限元分析模型[3-4]如圖4。

由于射流工作介質(zhì)(水)在高壓作用下發(fā)生劇烈的動(dòng)量交換與紊動(dòng)擴(kuò)散。本文計(jì)算采用標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型，材料選擇Water。組合式雙射流噴嘴的邊界條件為：入口邊界條件設(shè)置為速度入口，入口速度為9.6 m/s，壓力為50 MPa，設(shè)置出口為自由出口?？紤]到計(jì)算流體為液態(tài)水且不可壓縮，選擇由耦合隱式算法中的SIMPLE求解器。松弛因子和離散形式選擇默認(rèn)即可[5-6]。

圖3 噴嘴計(jì)算區(qū)域

圖4 有限元分析模型

3 組合式雙射流噴嘴數(shù)值模擬結(jié)果

組合式雙射流噴嘴速度云圖如圖5所示。流體經(jīng)入口進(jìn)入圓錐收縮段，速度呈遞增趨勢(shì)，在噴嘴圓柱端速度達(dá)到最大，圓柱端形成明顯的等速核，兩側(cè)邊緣孔也呈現(xiàn)較大射流速度。核心段速度值越大，射流的能量越集中，射流的破壞性能越好。在邊緣孔處同樣以很大的速度向周圍發(fā)散形成較大區(qū)域的高速射流，對(duì)巖石的切削、破碎將非常有利。

a 軸向截面

b 徑向截面

4 噴嘴結(jié)構(gòu)參數(shù)優(yōu)化

水力射流鉆孔主要是靠高速水流作用在巖石表面上的沖擊力來完成巖石破碎，因此影響水力射流破巖效果最直接因素是噴嘴提供的射流速度大小。所以，本文結(jié)構(gòu)優(yōu)化時(shí)將主要參考結(jié)構(gòu)對(duì)射流速度的影響，得出相應(yīng)的分析結(jié)果。

4.1 螺旋槽個(gè)數(shù)對(duì)射流速度的影響

單孔射流中，只有中心孔射流與巖石發(fā)生耦合作用，組合式雙射流噴嘴由于存在中心孔射流和邊緣孔旋轉(zhuǎn)射流，使流場更加復(fù)雜。旋轉(zhuǎn)射流主要有螺旋導(dǎo)流槽以及邊緣孔產(chǎn)生，其作用主要是利用旋轉(zhuǎn)射流完成徑向巖石的切削、破碎作用。旋轉(zhuǎn)槽個(gè)數(shù)的設(shè)計(jì)將對(duì)旋轉(zhuǎn)射流產(chǎn)生重要的影響，合理的與中心孔射流流量匹配將有效提高射流鉆孔的能力。旋轉(zhuǎn)槽通常采用n+1模式分布，本文將分別對(duì)(n=1，2，3，4)分布模式展開分析。

由圖6可知，當(dāng)螺旋槽數(shù)n=2時(shí)，等核速度為170 mm/s；當(dāng)螺旋槽數(shù)n=5時(shí)，等核速度為90 mm/s。可見，隨著螺旋槽個(gè)數(shù)的增加，在噴嘴中心孔圓柱端處的等核速度逐漸減小。核心段速度值越大，射流的能量越集中，射流的破壞性能越好。

圖6 中心軸線速度與螺旋槽數(shù)關(guān)系

由圖7可知，螺旋槽數(shù)越多，其中心孔射流速度和邊緣孔射流速度越小。主要是因?yàn)殡S著螺旋槽數(shù)的增加，邊緣孔過流面積增加，導(dǎo)致中心孔流量減小，使得中心孔射流速度和邊緣孔射流速度都將減小。本文根據(jù)研究分析發(fā)現(xiàn)當(dāng)螺旋槽數(shù)過少時(shí)，雖然中心孔射流速度和邊緣孔射流速度較大，但此時(shí)中心孔射流速度相對(duì)邊緣孔射流速度差較大，導(dǎo)致沖擊流過于集中，造成破巖面積小，邊緣孔速度將不能夠起到擴(kuò)孔作用，容易產(chǎn)生細(xì)長孔。

綜上分析，螺旋槽數(shù)越少，中心孔圓柱端等核速度值越大，等核速度是射流鉆孔的重要指標(biāo)；但是螺旋槽數(shù)過少將導(dǎo)致中心孔射流速度與邊緣孔射流速度相差較大，這樣將造成沖擊流過于集中，邊緣切削流不足以提供擴(kuò)孔易形成細(xì)長孔。綜合考慮后選擇螺旋槽數(shù)n=3，既滿足中心孔等核速度，同時(shí)邊緣孔射流速度又能滿足擴(kuò)孔切削需要。

圖7 出口徑向速度與螺旋槽數(shù)關(guān)系

4.2 收縮角對(duì)射流速度的影響

為研究收縮角對(duì)噴嘴射流效果的影響，分別對(duì)收縮角15、20、30和45°這4種收縮角下噴嘴進(jìn)行了研究分析。

不同收縮角對(duì)中心孔射流速度的關(guān)系如圖8所示。收縮角20°時(shí)，中心孔圓柱端速度最大；在收縮角為45°時(shí)，中心孔圓柱端射流速度最小。這表明中心孔收縮角過小將造成中心孔節(jié)流，降低流速，削弱噴嘴的沖擊作用；當(dāng)中心孔收縮角過大時(shí)，此時(shí)會(huì)造成收縮角內(nèi)部流場形成較強(qiáng)渦流，影響流動(dòng)穩(wěn)定性并造成能量損失。根據(jù)以上分析選取20°為最優(yōu)收縮角。

圖8 中心軸線速度與收縮角關(guān)系

4.3 中心孔圓柱端直徑對(duì)射流速度的影響

在射流破壞過程中，通常是利用射流的核心段進(jìn)行破壞，射流核心段的速度值越大，對(duì)射流破壞靶體越有利。對(duì)同一噴嘴而言，隨著噴嘴直徑的減小，射流核心段速度值越來越大，射流的能量越來越集中，射流的破壞性能也越來越好，但破壞區(qū)域越來越小。在實(shí)際選擇噴嘴直徑時(shí)，需要和進(jìn)口壓力匹配好。噴嘴直徑太大，如果泵流量供應(yīng)不足，會(huì)導(dǎo)致水流不夠，噴嘴的破壞能力不足。另外還需要考慮噴嘴是否有堵塞的危險(xiǎn)。本文研究的是純水射流，在工作中從水池出來的水先通過過濾器過濾，不會(huì)有堵塞情況發(fā)生。

噴嘴設(shè)計(jì)時(shí)參考如下公式：

(1)

式中：d為噴嘴出口截面直徑；q是射流體積流量；p為射流壓力；u為流量系數(shù)。

在實(shí)際中泵出來的水流要經(jīng)過軟管，進(jìn)入噴嘴然后射出。在這個(gè)過程中有沿程損失和局部損失，其中沿程損失和軟管質(zhì)量、直徑、長度、布置有關(guān)。局部損失牽涉到噴嘴的內(nèi)部結(jié)構(gòu)，局部尺寸的突變，會(huì)加劇湍流特性，渦和負(fù)壓的產(chǎn)生，伴隨著能量損失。由于各種參數(shù)都無法用解析方式準(zhǔn)確得到，所以噴口直徑也無法精確確定，只能根據(jù)上面的經(jīng)驗(yàn)公式分析，選擇噴口直徑。本文根據(jù)設(shè)計(jì)計(jì)算分別對(duì)中心孔圓柱端直徑(0.3、0.4、0.5、0.6 mm)分析。分析結(jié)果如圖9，基本上隨著孔徑的顯著增大，中心孔圓柱端射流速度明顯減小。但在中心孔圓柱端直徑為0.4 mm時(shí)，中心孔圓柱端速度最大，當(dāng)直徑為0.3 mm時(shí)，中心孔圓柱端速度次之。主要是因?yàn)榭讖竭^小將增大沿程阻力損失，同時(shí)造成邊緣孔流量增大中心孔流量減小，反而會(huì)造成中心孔圓柱端速度下降。因此，中心孔圓柱端選擇直徑0.4 mm將是新型組合式雙射流噴嘴最優(yōu)設(shè)計(jì)尺寸。

圖9 不同中心孔直徑對(duì)射流速度的影響

4.4 長徑比對(duì)射流速度的影響

圓柱段長度l和噴嘴中心孔圓柱端直徑d1的比值稱為長徑比，是影響射流狀態(tài)的另一個(gè)重要參數(shù)。它直接影響到噴嘴的流動(dòng)阻力、流量系數(shù)等。它的大小決定了噴孔是薄壁孔還是細(xì)長孔，從而使經(jīng)過噴孔的水流具有不同的流動(dòng)狀態(tài)。根據(jù)流體力學(xué)原理，細(xì)長孔具有較高的流量系數(shù)，因此把壓力能轉(zhuǎn)化成噴射速度的效率更高。隨著圓柱段的增大，出口速度會(huì)有所增加，但是射流的密集性的長度卻隨之減小。因此對(duì)已經(jīng)確定噴嘴出口直徑的水射流噴嘴而言，圓柱段存在著一最佳值。本文根據(jù)已優(yōu)化圓柱端直徑0.4 mm，只改變圓柱端長度分別在長徑比(l/d1=3，4，5，6)4種情況下展開分析。

長徑比主要是對(duì)中心孔射流速度產(chǎn)生影響，長徑比將影響中心孔圓柱段內(nèi)流體運(yùn)動(dòng)所受的阻力，同時(shí)長徑比變化會(huì)引起液體在圓柱端的擾動(dòng)，造成湍流性能變化。

由圖10可知，隨著長徑比的增加，中心孔圓柱端等速核也變長。但中心孔圓柱端最大速度基本一致，不隨長徑比的變化而變化。雖然長徑比變大會(huì)造成額外的能量損失，但噴嘴處于高速高壓狀態(tài)下工作，其影響將非常小。

圖10 長徑比對(duì)射流速度的影響

圖11反映了不同長徑比下中心孔周線上湍動(dòng)能分布。可見，隨著向噴嘴出口處靠近，湍動(dòng)能增加，升高到最導(dǎo)致后急劇減小。并且長徑比小于5時(shí)，隨著長徑比的增大，中心軸線上湍動(dòng)能減小。長徑比為3時(shí)，湍動(dòng)能最大，長徑比為5時(shí)湍動(dòng)能最小。

綜合以上分析，長徑比的改變對(duì)中心孔圓柱端速度影響很小，但長徑比的改變會(huì)增加圓柱端水流擾動(dòng)，影響湍動(dòng)能。湍動(dòng)能過大將導(dǎo)致射流不穩(wěn)定，引起鉆孔振動(dòng)。因此本文設(shè)計(jì)將采用湍動(dòng)能較小的長徑比5為最優(yōu)設(shè)計(jì)參數(shù)。

圖11 不同長徑比下湍動(dòng)能規(guī)律

5 結(jié)論

1) 采用數(shù)值模擬對(duì)新型組合式雙射流噴嘴進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)分析，得出了在實(shí)際工況下噴嘴螺旋槽個(gè)數(shù)、收縮角、中心孔圓柱端直徑、長徑比參數(shù)對(duì)射流效果的影響規(guī)律，并選出了最優(yōu)設(shè)計(jì)參數(shù)。

2) 模擬分析得出在50 MPa工作壓力下，新型組合式雙射流噴嘴最優(yōu)設(shè)計(jì)參數(shù)為：螺旋槽數(shù)為3時(shí)，中心孔和邊緣孔射流速度將達(dá)到最佳破巖效果；在收縮角為20°時(shí)，中心孔圓柱端射流速度最大，相同情況下更利于破巖。

3) 中心孔圓柱端直徑過小將引起節(jié)流，過大將不滿足泵輸送流量，當(dāng)在直徑為0.4 mm時(shí)，射流速度最大。

4) 長徑比對(duì)射流速度的影響較小，但是長徑比會(huì)引起噴嘴湍動(dòng)能變化，當(dāng)長徑比為5時(shí)，噴嘴的湍動(dòng)能最小。

5) 以上參數(shù)是新型組合式雙射流噴嘴在實(shí)際工況下的最優(yōu)參數(shù)設(shè)計(jì)。

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Optimization Design of the Novel Combined Double Jet Nozzle Structure

LI Jubao1，LI Shiwei1，LIU Cong2

(1.CollegeofMechanicalEngineering，NortheastPetroleumUniversity，Daqing163318，China；2.SixthOilProductionPlant，DaqingOilfieldCo.，Ltd.，Daqing163318，China)

In order to study the influence of the Spiral slot number，contraction angle，center hole cylinder end diameter，length diameter ratio and other key design parameters of the new combined double jet nozzle structure on the Jet effect.Establishing turbulence model and the numerical simulation analysis of different design parameters have been carried out according to the actual working conditions.Analysis results show that under the 50 MPa working pressure and when the spiral groove number is 3，the jet velocity of the center hole and the edge hole will reach the best rock breaking effect.According to the jet velocity of the cylinder end of the central hole，the optimal shrinkage angle is 20 degrees and the best center hole diameter is 0.4 mm.The best length to diameter ratio was 5 when considering the influence of turbulent kinetic energy.The optimization of the key design parameters have important significance for the new combined dual jet nozzle to further improve the efficiency of rock breaking.

jet drilling；numerical simulation；jet nozzle；structure optimization

2016-06-27

劉巨保(1963-)，男，山西大同人，博士生導(dǎo)師，工程力學(xué)專業(yè)學(xué)科帶頭人，E-mail：ljb@nepu.edu.cn。

1001-3482(2016)11-0034-05

TE952

A

10.3969/j.issn.1001-3482.2016.11.007