王江云，彭賢強(qiáng)，劉玲莉，李雅琴，王 娟

(1.中國(guó)石油大學(xué)(北京) 克拉瑪依校區(qū)，新疆 克拉瑪依 834000；2.中國(guó)石油大學(xué) 重質(zhì)油國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 102249；3.中國(guó)石油 長(zhǎng)城鉆探工程有限公司，北京 100101；4.中國(guó)石油 勘探開(kāi)發(fā)研究院，北京 100083)

在油氣井測(cè)試生產(chǎn)等石油天然氣工業(yè)過(guò)程中，常采用高壓節(jié)流油嘴等裝置給上游穩(wěn)定回壓，并通過(guò)改變節(jié)流油嘴孔徑有效控制進(jìn)、出口之間的壓差，從而實(shí)現(xiàn)油氣井測(cè)試及平穩(wěn)生產(chǎn)的目的[1]。在天然氣井測(cè)試及返排過(guò)程中，當(dāng)攜砂高壓天然氣流經(jīng)節(jié)流油嘴時(shí)，受孔狀截面突縮流道限制，流體壓力陡降，體積膨脹，高壓氣體形成高速射流，砂礫在射流卷吸作用下對(duì)油嘴節(jié)流孔后端壁面產(chǎn)生嚴(yán)重的沖蝕，極端情況下，僅2 min就能將油嘴“沖壞”，嚴(yán)重威脅人身及環(huán)境安全[2]。同時(shí)，高壓氣體節(jié)流膨脹出現(xiàn)顯著的溫降效應(yīng)，極易產(chǎn)生天然氣水合物，造成節(jié)流油嘴及后續(xù)管路冰堵的危險(xiǎn)[3]。

為了減弱高壓天然氣節(jié)流效應(yīng)產(chǎn)生的不利影響，眾多學(xué)者[4-13]以降低過(guò)流速度和消除射流旋轉(zhuǎn)磨削為目標(biāo)對(duì)節(jié)流油嘴內(nèi)長(zhǎng)單孔突縮流道結(jié)構(gòu)及流場(chǎng)進(jìn)行了廣泛研究，雖然取得了一定效果，但是都難以有效地抑制高壓降單孔節(jié)流效應(yīng)產(chǎn)生的高速射流卷吸沖蝕和溫降水合物的生成。筆者基于并聯(lián)節(jié)流方法提出了一種新型多孔節(jié)流裝置，采用了按照一定規(guī)律排布的多個(gè)孔道構(gòu)成油嘴內(nèi)芯，以期減少劇烈的節(jié)流后過(guò)流速度和溫降，并有效抑制沖蝕和天然氣水合物的生成幾率[14]。同時(shí)，運(yùn)用數(shù)值模擬的方法，基于歐拉-拉格朗日多相流模型方法，采用RNGk-ε湍流模型及Sutherland viscosity law可壓縮流體黏度修正模型和改進(jìn)的沖蝕模型對(duì)新型多孔固定節(jié)流油嘴內(nèi)的流動(dòng)沖蝕過(guò)程進(jìn)行數(shù)值模擬分析，考察高壓天然氣流經(jīng)新型多孔固定節(jié)流油嘴后，其內(nèi)部節(jié)流膨脹和溫降等流場(chǎng)分布規(guī)律，與等截面積固定節(jié)流油嘴對(duì)比，分析其抗沖蝕能力，為固定油嘴使用及耐沖蝕節(jié)流油嘴的結(jié)構(gòu)改進(jìn)提供理論指導(dǎo)。

1 固定式多孔節(jié)流油嘴幾何模型及網(wǎng)格劃分

圖1為JLG78-105 固定式節(jié)流油嘴結(jié)構(gòu)及其網(wǎng)格劃分。由圖1(a)可見(jiàn)，出、入口直徑均為D=78 mm，油嘴內(nèi)芯直徑d=10 mm。采用ICEM軟件對(duì)其進(jìn)行完全的結(jié)構(gòu)化六面體網(wǎng)格劃分，網(wǎng)格數(shù)為444572，為了有利于湍流發(fā)展及計(jì)算穩(wěn)定，進(jìn)、出口流域分別延長(zhǎng)5D和10D，如圖1(b)所示。計(jì)算過(guò)程中，油嘴水平放置，以油嘴入口管段中心線與出口管段中心線交點(diǎn)為坐標(biāo)原點(diǎn)，重力方向沿z軸負(fù)方向。圖2為多孔節(jié)流油嘴芯結(jié)構(gòu)示意圖。

圖1 JLG78-105固定式節(jié)流油嘴結(jié)構(gòu)及其網(wǎng)格劃分Fig.1 Structure and grid generation of JLG78-105 throttle choke(a) Structure of JLG78-105 throttle choke;(b) Grid generation of the throttle choke

圖2 多孔節(jié)流油嘴芯結(jié)構(gòu)示意圖Fig.2 Structure of multi-hole throttle choke1—Outer barrel; 2—Inner core; 3—Throttle hole;A—A Sectional view

2 數(shù)學(xué)模型

2.1 湍流模型

RNGk-ε模型通過(guò)修正湍動(dòng)黏度來(lái)模擬平均流動(dòng)中的旋轉(zhuǎn)及旋轉(zhuǎn)流動(dòng)情況[15]，對(duì)于突擴(kuò)、突縮流動(dòng)具有較高預(yù)報(bào)精度。因此，采用RNGk-ε模型作為湍流模型來(lái)模擬高壓天然氣節(jié)流突擴(kuò)、突縮孔道內(nèi)局部漩渦流動(dòng)過(guò)程[16]。

2.2 多相流模型

高壓天然氣攜砂節(jié)流沖蝕過(guò)程，顆粒體積分?jǐn)?shù)小于10%，同時(shí)鑒于易與沖蝕模型相耦合，選用能夠考慮流體曳力、升力、湍流脈動(dòng)等作用對(duì)顆粒軌跡的影響，并能追蹤顆粒運(yùn)動(dòng)細(xì)節(jié)的離散相模型(Discrete phase model，DPM)[17]。

2.3 可壓縮流體的黏度修正

針對(duì)高壓差天然氣節(jié)流過(guò)程，氣體節(jié)流后壓力變化引起的體積膨脹導(dǎo)致的高速射流及溫降現(xiàn)象不可忽略。為真實(shí)再現(xiàn)節(jié)流效應(yīng)并提高計(jì)算精度，在計(jì)算過(guò)程中將流動(dòng)介質(zhì)視為可壓縮流體進(jìn)行計(jì)算，并對(duì)其黏度采用Sutherland viscosity law[18]的3參數(shù)法進(jìn)行修正。黏度計(jì)算公式為：

(1)

2.4 沖蝕模型

攜砂流體沖蝕損傷作用的影響因素主要有顆粒粒徑、顆粒壁面沖擊角及顆粒速度3個(gè)方面[19-20]。沖蝕速率表達(dá)式如公式(2)所示，其中C(dp)，f(α)，b(Vp) 3個(gè)函數(shù)關(guān)系依次對(duì)應(yīng)上述沖蝕損傷作用的3個(gè)主要因素。3個(gè)函數(shù)在現(xiàn)有數(shù)值模擬方法中一般為常數(shù)設(shè)置，導(dǎo)致計(jì)算結(jié)果與實(shí)際發(fā)生了嚴(yán)重的偏離。因此，基于沖蝕理論及實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)，采用自定義函數(shù)方法對(duì)Fluent中沖蝕模型中的顆粒粒徑、顆粒壁面沖擊角及顆粒速度等模型參量進(jìn)行了修正，并用于高壓天然氣節(jié)流氣-固流動(dòng)沖蝕過(guò)程的數(shù)值模擬計(jì)算。

(2)

3 計(jì)算條件的確定

以甲烷氣體替代天然氣作為模擬工質(zhì)，采用理想氣體狀態(tài)，其物性變化可滿足節(jié)流油嘴兩端高壓差變化時(shí)可壓縮流動(dòng)過(guò)程。根據(jù)實(shí)測(cè)工況，油嘴入口施加43.39 MPa壓力入口邊界條件；出口處假設(shè)流動(dòng)已局部單向化，施加2.50 MPa和23.50 MPa壓力出口邊界條件；其他壁面施加無(wú)滑移固壁的邊壁條件。計(jì)算過(guò)程中，對(duì)控制方程組的離散采用控制容積積分法以及二階迎風(fēng)差分格式，壓力速度耦合選擇SIMPLE算法。為保證計(jì)算穩(wěn)定性，采用了非穩(wěn)態(tài)求解器。

4 計(jì)算條件的確定

4.1 湍流模型的驗(yàn)證

將甲烷視為理想氣體，并將其高壓節(jié)流過(guò)程視為絕熱過(guò)程，忽略其能量損失及位能變化，則有[21]：

(3)

圖3 甲烷質(zhì)量流量隨壓力比變化規(guī)律Fig.3 The relationship between the mass flow rate and the pressure ratio

由圖3還可知，數(shù)值模擬結(jié)果與理論分析吻合較好，從而驗(yàn)證了湍流模型的準(zhǔn)確性，表明采用RNGk-ε模型能夠準(zhǔn)確預(yù)報(bào)高壓節(jié)流油嘴內(nèi)的流動(dòng)過(guò)程[22]。

4.2 多孔固定油嘴內(nèi)流動(dòng)分析

為了準(zhǔn)確分析高壓天然氣多孔節(jié)流效應(yīng)，以等截面積節(jié)流為基準(zhǔn)，等價(jià)于直徑10 mm固定節(jié)流油嘴截面積，分別設(shè)計(jì)了4孔5 mm直徑和9孔3.33 mm 直徑的多孔節(jié)流油嘴，考察單孔和不同節(jié)流多孔對(duì)高壓天然氣的節(jié)流效應(yīng)的影響規(guī)律。根據(jù)油嘴節(jié)流臨界壓力比關(guān)系可知，當(dāng)甲烷氣體臨界壓力比為0.54時(shí)，入口壓力43.39 MPa，出口壓力2.50 MPa和23.50 MPa油嘴內(nèi)流動(dòng)分別處于超臨界流動(dòng)和臨界流動(dòng)狀態(tài)。

4.2.1 超臨界狀態(tài)基本流場(chǎng)分析

圖4為單孔及多孔油嘴內(nèi)局部速度分布對(duì)比云圖。當(dāng)出口壓力為2.50 MPa時(shí)，出、入口壓力比為0.06，由臨界壓力比條件分析可知，此時(shí)油嘴內(nèi)甲烷氣體處于超臨界流動(dòng)狀態(tài)；氣流速率已經(jīng)大于壓力波的傳播速率，下游壓力的變化已無(wú)法逆向向上游傳播。由圖4可知，高壓天然氣經(jīng)過(guò)單孔及多孔節(jié)流后均在突縮流道出口突擴(kuò)處形成高速射流區(qū)。受節(jié)流降壓作用，氣體體積迅速膨脹形成高速射流影響區(qū)，在單孔10 mm節(jié)流油嘴突擴(kuò)處射流區(qū)域面積有最高速度；4孔5 mm和9孔3.33 mm形成射流影響區(qū)相對(duì)較小，且最高速度明顯降低。并且隨著節(jié)流孔數(shù)的增多，峰值速度逐漸降低，所形成的高速射流區(qū)所占節(jié)流后橫截面積更寬，整體截面速度更趨于均勻。

圖4 單孔及多孔油嘴內(nèi)局部速度分布對(duì)比Fig.4 Comparison of local velocity distribution in the single hole and multi-hole throttling choke p2=2.50 MPad/mm: (1) 10; (2) 4×5; (3) 9×3.33

圖5為單孔及多孔油嘴中心軸線上速度分布對(duì)比圖。由圖5可知，高壓天然氣經(jīng)過(guò)單孔和多孔突縮節(jié)流時(shí)，在節(jié)流油嘴芯處都出現(xiàn)了逐漸加速的過(guò)程。隨著孔數(shù)的增加，加速的過(guò)程就更加緩慢一些，且加速后最高速度數(shù)值也呈逐漸降低趨勢(shì)，處于超臨界狀態(tài)的流體在油嘴節(jié)流孔后端繼續(xù)膨脹加速，超過(guò)了當(dāng)?shù)芈曀?；隨后在油嘴后部壓力恢復(fù)區(qū)速度突然降低并逐漸趨于穩(wěn)定。

圖5 單孔及多孔油嘴中心軸線上速度分布對(duì)比Fig.5 Comparison of the central axial velocity distribution in the single hole and multi-hole throttling chokep2=2.50 MPa

圖6為單孔及多孔油嘴內(nèi)局部溫度分布對(duì)比云圖。由于高壓天然氣流經(jīng)單孔和多孔節(jié)流孔道時(shí)，節(jié)流面積驟減，壓力降低，體積膨脹，形成高速射流，造成強(qiáng)烈的擾動(dòng)和劇烈的摩擦，進(jìn)而產(chǎn)生摩擦損失、渦流損失、沖擊損失等，是一種典型的不可逆絕熱過(guò)程。節(jié)流后流速增大，壓力驟降，比容增大，流動(dòng)功則隨壓力降低而增大。因此根據(jù)能量守恒，天然氣內(nèi)能必然減小，又因節(jié)流后比容增大，氣體分子平均距離增大，分子的內(nèi)位能增大；絕熱過(guò)程無(wú)外界能量供給氣體，因此與作為溫度函數(shù)的氣體內(nèi)動(dòng)能必然減小，從而產(chǎn)生節(jié)流后的溫度降低效應(yīng)。由圖6可以看出，單孔及多孔油嘴芯突擴(kuò)處均形成低溫區(qū)，且冷核心區(qū)邊界隨著節(jié)流孔數(shù)的增多越不明顯。圖7為單孔及多孔油嘴中心軸線上溫度分布對(duì)比。由圖7可以看出，油嘴節(jié)流孔數(shù)越多溫降相對(duì)越緩慢，且在油嘴芯后端膨脹加速區(qū)溫降最低值也高于單孔油嘴；在壓力恢復(fù)區(qū)，整體流體溫度更易趨于穩(wěn)定。

圖6 單孔及多孔油嘴內(nèi)局部溫度分布對(duì)比Fig.6 Comparison of local temperature distribution in the single hole and multi-hole throttling chokep2=2.50 MPad/mm: (1) 10; (2) 4×5; (3) 9×3.33

圖7 單孔及多孔油嘴中心軸線上溫度分布對(duì)比Fig.7 Comparison of the central axial temperature distribution in the single hole and multi-hole throttling chokep2=2.50 MPa

圖8為單孔及多孔油嘴中心軸線上壓力分布對(duì)比。由圖8可以看出，高壓天然氣流經(jīng)節(jié)流油嘴芯突縮孔道后，壓力逐漸降低，油嘴芯節(jié)流孔數(shù)越多壓降相對(duì)越緩慢，經(jīng)節(jié)流孔后，超臨界流體繼續(xù)降壓膨脹，且在油嘴芯后端膨脹加速區(qū)壓降基本一致；在壓力恢復(fù)區(qū)，整體流體壓力趨于穩(wěn)定。

圖8 單孔及多孔油嘴中心軸線上壓力分布對(duì)比Fig.8 Comparison of the central axial pressure distribution in the single hole and multi-hole throttling chokep2=2.50 MPa

4.2.2 臨界狀態(tài)基本流場(chǎng)分析

當(dāng)出口壓力為23.50 MPa時(shí)，節(jié)流油嘴內(nèi)部處于臨界流動(dòng)狀態(tài)。圖9為單孔及多孔油嘴中心軸線上速度分布對(duì)比。由圖9可知，油嘴兩端壓差在臨界狀態(tài)時(shí)，高壓天然氣流經(jīng)油嘴的速度峰值在油嘴節(jié)流孔突擴(kuò)出口處，但所形成的高速射流峰值速度與節(jié)流孔道內(nèi)的速度較為接近，沒(méi)有出現(xiàn)超臨界狀態(tài)的節(jié)流后部的繼續(xù)加速現(xiàn)象。與超臨界狀態(tài)類似的是，隨著節(jié)流孔數(shù)的增加，多孔油嘴內(nèi)流體加速更加緩慢一些，從而減緩流體狀態(tài)的變化；同時(shí)隨著孔數(shù)的增多，在油嘴后端膨脹區(qū)，速度降低并恢復(fù)穩(wěn)定流動(dòng)的距離越短，這也和多孔油嘴在整個(gè)橫截面上形成的均勻多孔射流利于充分混合形成均勻流動(dòng)有直接關(guān)系。

圖10為單孔及多孔油嘴中心軸線上溫度分布對(duì)比圖。由圖10可知，與速度分布類似，隨著孔數(shù)的增多，油嘴孔內(nèi)溫降變緩，節(jié)流孔突擴(kuò)處也未出現(xiàn)超臨界狀態(tài)的繼續(xù)大幅度溫降現(xiàn)象，且油嘴后端膨脹區(qū)，溫度恢復(fù)穩(wěn)定距離變得更短，利于多級(jí)節(jié)流時(shí)，減小級(jí)間穩(wěn)定距離，有助于多節(jié)流裝置的小型化。

圖9 單孔及多孔油嘴中心軸線上速度分布對(duì)比Fig.9 Comparison of the central axial velocity distribution in the single hole and multi-hole throttling chokep2=23.50 MPa

圖10 單孔及多孔油嘴中心軸線上溫度分布對(duì)比Fig.10 Comparison of the central axial temperature distribution in the single hole and multi-hole throttling chokep2=23.50 MPa

圖11為單孔及多孔油嘴中心軸線上壓力分布對(duì)比圖。由圖11可知，與速度、溫度分布類似，隨著孔數(shù)的增多，油嘴芯節(jié)流孔道突縮段內(nèi)壓降變緩，油嘴后端膨脹區(qū)壓力恢復(fù)基本一致。這種多孔油嘴內(nèi)的靜壓變緩現(xiàn)象有利于減少油嘴芯內(nèi)部流體狀態(tài)的改變，可以抑制水合物生成及砂粒的沖蝕損傷。

表1為臨界狀態(tài)下單孔和多孔油嘴通過(guò)天然氣質(zhì)量流量對(duì)比。由表1可見(jiàn)，在相同入口和出口壓差條件下，多孔油嘴比單孔油嘴所能通過(guò)的天然氣質(zhì)量流量有所減少，且隨著孔數(shù)的增加，質(zhì)量流量下降得更多，孔數(shù)越多節(jié)流作用越強(qiáng)。

圖11 單孔及多孔油嘴中心軸線上壓力分布對(duì)比Fig.11 Comparison of the central axial pressure distribution in the single hole and multi-hole throttling chokep2=23.50 MPa

Numberof holesd/mmp1/MPap2/MPaQ/(kg·s-1)D-value/%11043.3923.504.28039204543.3923.504.0858654.74%93.3343.3923.504.0064856.85%

綜上所述，天然氣經(jīng)過(guò)單孔和多孔3種形式油嘴節(jié)流后溫度分布規(guī)律與速度分布規(guī)律類似，單孔10 mm油嘴低溫區(qū)域面積最大，形成冷核溫度更低；隨著節(jié)流孔數(shù)增多，4孔5 mm油嘴及9孔3.33 mm油嘴低溫區(qū)域面積較小，冷核區(qū)邊界越來(lái)越不明顯，且最低溫度也隨孔數(shù)增多逐漸增大；同樣兩端壓差條件，天然氣流經(jīng)多孔油嘴節(jié)流降壓后，體積膨脹形成的最高速度值低于單孔固定油嘴，同時(shí)多孔均勻射流減少了單孔射流形成的卷吸沖蝕損傷，并在多股射流的攪混作用下，冷核心能迅速混合，在后續(xù)油嘴腔體內(nèi)實(shí)現(xiàn)壓力恢復(fù)、溫度回升和速度降低穩(wěn)定現(xiàn)象；超臨界狀態(tài)相比臨界狀態(tài)，經(jīng)過(guò)節(jié)流孔道突縮區(qū)明顯節(jié)流降壓后，在突擴(kuò)區(qū)繼續(xù)降壓膨脹所形成膨脹射流及溫降更為明顯。由以上速度及溫度分布分析可知，多孔油嘴擁有較單孔節(jié)流油嘴更好的節(jié)流作用，可以明顯降低節(jié)流后峰值速度并升高冷核溫度，更好抑制顆粒沖蝕及防止天然氣水合物生成的能力。此外，油嘴兩端相同壓差條件下，多孔油嘴孔道數(shù)增多，局部阻力系數(shù)增大，導(dǎo)致相同過(guò)流面積下隨孔道數(shù)目的增大，通過(guò)油嘴的天然氣質(zhì)量流量有所下降。

4.3 多孔固定油嘴內(nèi)沖蝕特性分析

在單孔及多孔節(jié)流油嘴臨界狀態(tài)單相流場(chǎng)計(jì)算穩(wěn)定的基礎(chǔ)上，采用DPM模型結(jié)合沖蝕模型進(jìn)行節(jié)流油嘴內(nèi)沖蝕過(guò)程數(shù)值模擬。在計(jì)算過(guò)程中，含砂量為氣體質(zhì)量流量0.3%，中位粒徑291 μm，密度1550 kg/m3，假設(shè)油嘴內(nèi)流動(dòng)為臨界流動(dòng)狀態(tài)。

為了更好地獲取節(jié)流油嘴不同位置的沖蝕速率數(shù)值，按照?qǐng)D12油嘴不同位置示意圖來(lái)定義各位置名稱。其中(1)、(2)、(3)、(4)分別為油嘴節(jié)流突縮孔道前端面、突縮孔道環(huán)柱面、突縮孔道后端面和節(jié)流孔道后部突擴(kuò)膨脹區(qū)。

圖12 油嘴不同位置示意圖Fig.12 Schematic diagram of different positions of oil nozzle(1) Inlet-surface; (2) Nozzle; (3) Outlet-surface; (4) Expansion-zone

圖13為不同角度單孔油嘴芯壁面沖蝕損傷分布云圖，圖中云圖中缺失處為沖蝕損傷所致金屬壁厚減薄缺失區(qū)域。由圖13可知，節(jié)流油嘴芯入口端面及出口端面沖蝕速率最大，受節(jié)流效應(yīng)影響，高壓天然氣經(jīng)突縮孔道節(jié)流降壓體積膨脹，在突擴(kuò)處高速射流形成卷吸作用促使顆粒在油嘴突縮孔道后端面不斷的高速磨削造成嚴(yán)重的沖蝕損傷，這與實(shí)際工業(yè)應(yīng)用中油嘴芯的損傷位置完全吻合，最先失效的減薄的位置往往出現(xiàn)在油嘴孔道的末端面，驗(yàn)證了流動(dòng)及沖蝕計(jì)算的準(zhǔn)確性。

圖13 單孔油嘴芯壁面沖蝕損傷分布云圖Fig.13 The contour of erosion rate distribution on the single hole throttling choke(a) Throttling choke inlet view; (b) Throttling choke outlet view

表2為臨界狀態(tài)單孔及多孔油嘴各部分平均沖蝕速率對(duì)比。由圖12所示油嘴各部位沖蝕速率面平均所的數(shù)值對(duì)比可得，單孔及多孔節(jié)流油嘴中，沖蝕最嚴(yán)重的部位均為節(jié)流油嘴芯突擴(kuò)膨脹區(qū)。單孔油嘴沖蝕速率量值最高，隨節(jié)流孔數(shù)增多，沖蝕速率逐漸降低，抗沖蝕能力逐漸增強(qiáng)。此外，在節(jié)流油嘴節(jié)流突縮孔道前端和突縮孔道環(huán)柱面，單孔和多孔節(jié)流油嘴沖蝕量值基本接近。在突縮孔道后端面和節(jié)流孔道后部突擴(kuò)膨脹區(qū)受多孔平行射流影響，多孔油嘴流速、溫度、壓力恢復(fù)的速度均超過(guò)單孔油嘴，故從數(shù)值明顯看出，此處的沖蝕速率隨孔數(shù)增加明顯降低，說(shuō)明油嘴芯孔數(shù)的增加能有效的減少油嘴出口可壓縮流體膨脹增速帶來(lái)的砂粒沖蝕損傷。

表2 臨界狀態(tài)單孔及多孔油嘴沖蝕速率對(duì)比Table 2 Comparison of the erosion rate in the single hole and multi-hole throttling choke at critical state

通過(guò)高壓天然氣單孔及多孔節(jié)流效益和沖蝕特性分析可以看出，基于多孔并聯(lián)機(jī)理的多孔節(jié)流油嘴芯可以有效的降低節(jié)流后的高速射流峰值速度和減小冷核心溫降及沖蝕損傷，并促使節(jié)流后突擴(kuò)區(qū)速度、溫度、壓力分布更均勻，易于流動(dòng)區(qū)域穩(wěn)定，能夠抑制溫降導(dǎo)致天然氣水合物的生成及油嘴堵塞，同時(shí)減小高流速流體的沖蝕，延長(zhǎng)油嘴的使用壽命，及減少多級(jí)節(jié)流油嘴間穩(wěn)定距離，促進(jìn)節(jié)流裝置小型化發(fā)展。

5 結(jié) 論

(1)基于歐拉-拉格朗日多相流模型方法，采用RNGk-ε湍流模型和Sutherland viscosity law可壓縮流體黏度修正模型及改進(jìn)的沖蝕模型，對(duì)單孔及多孔節(jié)流油嘴內(nèi)的節(jié)流效應(yīng)及流動(dòng)沖蝕特性進(jìn)行了分析，獲得了不同參數(shù)條件下單孔和多孔油嘴內(nèi)的速度、溫度、壓力及沖蝕分布規(guī)律。

(2)對(duì)比分析單孔及多孔節(jié)流效應(yīng)可知，隨著高壓天然氣經(jīng)過(guò)多孔突縮節(jié)流后形成多股膨脹平行射流，減少了射流卷吸作用；相同節(jié)流面積時(shí)，隨著孔數(shù)的增多，多孔節(jié)流油嘴擁有較單孔節(jié)流油嘴更好的降低節(jié)流后峰值速度及升高冷核溫度、更好抑制沖蝕及防止天然氣水合物生成的能力。

(3)相同條件下，與相同節(jié)流面積的單孔節(jié)流油嘴相比，多孔節(jié)流油嘴內(nèi)突縮孔道后端面和節(jié)流孔道后部突擴(kuò)膨脹區(qū)沖蝕損傷量值隨著孔數(shù)的增多明顯降低，有助于抑制攜砂高壓氣體節(jié)流產(chǎn)生嚴(yán)重沖蝕損傷的問(wèn)題。

符號(hào)說(shuō)明：

Aface——顆粒沖蝕面積，m2；

b(Vp)——顆粒速度的函數(shù)；

C(dp)——顆粒粒徑的函數(shù)；

d——節(jié)流油嘴內(nèi)芯節(jié)流孔出入口直徑，mm；

dp——顆粒粒徑，mm；

dch——油嘴直徑，mm；

D——節(jié)流油嘴出入口直徑，mm；

D-value——單孔及多孔節(jié)流油嘴質(zhì)量流率偏差百分比，%；

E——計(jì)算沖蝕速率，kg/(m2·s)；

f(α)——顆粒沖擊角的函數(shù)；

i——顆粒序號(hào)；

κ——?dú)怏w絕熱指數(shù)；

Nparticles——顆?？倲?shù)；

p1——油嘴入口端面處的壓力，MPa；

p2——油嘴出口端面處的壓力，MPa；

qsc——標(biāo)準(zhǔn)狀態(tài)下通過(guò)油嘴的氣體流量，m3/d；

qmax——通過(guò)油嘴理論最大氣體質(zhì)量流量，kg/s；

Q——臨界狀態(tài)下通過(guò)油嘴的氣體質(zhì)量流量，kg/s；

Rerosion——理論沖蝕速率，kg/(m2·s)；

S——按氣體種類確定的常數(shù)；

T——?dú)怏w溫度，K；

T0——絕對(duì)溫度，K；

Tc——節(jié)流孔道中心軸線上氣體溫度，℃；

T1——油嘴入口端面的溫度，K；

v——流體速度，m/s；

Vp——顆粒速度，m/s；

z——軸向坐標(biāo)，mm；

Z1——入口處氣體的壓縮因子；

α——顆粒沖擊角，°；

μ——?dú)怏w的動(dòng)力黏度，Pa·s；

μ0——?dú)怏w在0℃時(shí)的動(dòng)力黏度，Pa·s；

γg——?dú)怏w的相對(duì)密度。

[1] 葉長(zhǎng)青, 劉建儀, 吳革生, 等. 氣井井下雙節(jié)流油嘴設(shè)計(jì)方法[J].天然氣工業(yè), 2007, 27(10): 73-75.(YE Changqing, LIU Jianyi, WU Gesheng, et al. Design of down hole double-throttling choke for gas wells[J].Natural Gas Industry, 2007, 22(10): 73-75.)

[2] 江健, 趙祚培, 袁勇, 等. 加砂壓裂后期測(cè)試地面流程安全控制技術(shù)初探[J].天然氣工業(yè), 2002, 22(1): 57-61.(JIANG Jian, ZHAO Zuopei, YUANYong, et al. Safety control technique in surface flowing process in the later stage of sand fracturing testing[J].Natural Gas Industry, 2002, 22(1): 57-61.)

[3] 黃船, 胡長(zhǎng)翠, 潘登, 等. 地面測(cè)試中天然氣水合物影響分析及工藝技術(shù)對(duì)策[J].鉆采工藝, 2007, 30(1): 10-13.(HUANG Chuan, HU Changcui, PAN Deng, et al. Effects analysis of natural gas hydrate in surface testing and technology countermeasures[J].Drilling &Production Technology, 2007, 30(1): 10-13.)

[4] SALAMA M M, VENKATESH E S. Evaluation of API RP 14E erosional velocity limitations for offshore gas well[J].Offshore Technology Conference, 1983.

[5] 高勝, 孫文. JLG65-35節(jié)流閥油嘴的流場(chǎng)分布及磨損分析[J].化工機(jī)械, 2013, 40(6): 805-807.(GAO Sheng, SUN Wen. Flow field distribution and erosion analysis of JLG65-35throttle valve ripples[J].Chemical Engineering & Machinery, 2013, 40(6): 805-807.)

[6] 王磊. 節(jié)流油嘴損壞原因分析[J].內(nèi)蒙古石油化工, 2010, (5): 38-40.(WANG Lei. Chokes damage analysis[J].Inner Mongolia Petrochemical, 2010, (5): 38-40.)

[7] 魏存祥, 滕龍, 王勇剛, 等. 固定節(jié)流閥流場(chǎng)數(shù)值模擬研究[J].石油礦場(chǎng)機(jī)械, 2008, 37(5): 47-49.(WEI Cunxiang, TENG Long, WANG Yonggang, et al. Numerical simulation for flow field of fixed throttle[J].Oil Field Equipment, 2008, 37(5): 47-49.)

[8] 張祥來(lái). 固定節(jié)流閥特性分析[J].天然氣工業(yè), 2007, 27(5): 63-66.(ZHANG Xianglai. Study on features of fixed throttle valve[J].Natural Gas Industry, 2007, 27(5): 63-66.)

[9] VIEIRAR E, MANSOURI A, MCLAURY B S, et al. Experimental and computational study of erosion in elbows due to sand particles in air flow[J].Powder Technology, 2016, 288: 339-353.

[10] PARSI M, NAJMI K, NAJAFIFARD F, et al. A comprehensive review of solid particle erosion modeling for oil and gas wells and pipelines applications[J].Journal of Natural Gas Science and Engineering, 2014, 21: 850-873.

[11] PARSI M, VIEIRA R E, KESANA N, et al. Ultrasonic measurements of sand particle erosion in gas dominant multiphase churn flow in vertical pipes[J].Wear, 2015, 328-329: 401-413.

[12] FANG Q, XU H, SIDKY P S, et al. Erosion of ceramic materials by a sand/water slurry jet[J].Wear, 1999, 183-193.

[13] 王國(guó)榮, 楚飛, 陶思宇, 等. 控壓鉆井節(jié)流閥液-固兩相流沖蝕預(yù)測(cè)及驗(yàn)證[J].石油學(xué)報(bào), 2015, 36(6): 754-759.(WANG Guorong, CHU Fei, TAO Siyu, et al. Prediction and verification on liquid-solid two-phase flow erosion of managed pressure drilling throttle valve[J].Acta Petrolei Sinica, 2015, 36(6): 754-759.)

[14] 彭賢強(qiáng), 劉玲莉, 王江云. 油氣井測(cè)試用多孔油嘴: 中國(guó), 201620935365.8[P].2017.

[15] 郭勝江, 吳廣慶, 陳國(guó)邦. 適用于回流區(qū)流體力學(xué)模擬計(jì)算的三種高雷諾數(shù)湍流模型的比較[J].制冷學(xué)報(bào), 2005, 26(3): 26-29.(GUO Shengjiang, WU Guangqing, CHEN Guobang. Comparison of three high-Reynolds-number models in recirculation zones for simulation of computational fluid dynamics[J].Journal of Refrigeration, 2005, 26(3): 26-29.)

[16] 馮留海, 王江云, 毛羽, 等. 突擴(kuò)突縮管內(nèi)液-固沖蝕的數(shù)值模擬[J].石油學(xué)報(bào)(石油加工), 2014, 30(6): 1080-1085.(FENG Liuhai, WANG Jiangyun, MAO Yu, et al. Numerical simulation of liquid-solid erosion in sudden expansion and contraction tube[J].Acta Petrolei Sinica (Petroleum Processing Section), 2014, 30(6): 1080-1085.)

[17] 王江云, 馮留海, 張果, 等. 單入口雙進(jìn)氣道旋風(fēng)分離器內(nèi)沖蝕特性[J].石油學(xué)報(bào)(石油加工), 2016, 32(2): 289-296.(WANG Jiangyun, FENG Liuhai, ZHANG Guo, et al. Erosion characteristic in a single inlet cyclone separator with double passage[J].Acta Petrolei Sinica (Petroleum Processing Section), 2016, 32(2): 289-296.)

[18] SUTHERLAND W. The viscosity of gases and molecular force[J].Philosophical Magazine Series 5, 1893, 36(223): 507-531.

[19] HAUGEN K, KVERNVOLD O, RONALD A, et al. Sand erosion of wear-resistant materials: Erosion in choke valves[J].Wear, 1995, 186-187: 179-188.

[20] EDWARDS J K, MCLAURY B S, SHIRAZI S A. Supplementing a CFD code with erosion prediction capabilities[C].Proceedings of ASMEFEDSM, 1998, 1-5.

[21] 陳濤平. 石油工程[M].北京: 石油工業(yè)出版社, 2011, 277-279.

[22] 張耀玲, 王江云, 彭賢強(qiáng), 等. 測(cè)試井口固定油嘴內(nèi)的流體流動(dòng)特性[J].石油礦場(chǎng)機(jī)械, 2017, 46(1): 11-16.(ZHANG Yaoling, WANG Jiangyun, PENG Xianqiang, et al. Fluid flow characteristics of fixed throttle choke in gas well testing[J].Oil Field Equipment, 2017, 46(1): 11-16.)