張德榮 吳思?jí)?黃澤貴

1.西南石油大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院，成都，610500

2.中國石化中原油田生產(chǎn)管理處，濮陽，457001

0 引言

水力噴砂射孔是一種將混有一定濃度磨料的液體加壓，經(jīng)射孔器噴嘴噴出高速含砂射流，沖擊套管、水泥環(huán)和近井地層巖石，形成具有一定直徑和深度的孔眼狀油氣通道的技術(shù)，主要應(yīng)用于非常規(guī)油氣田改造、射孔完井及解堵增產(chǎn)作業(yè)中［1-4］。然而，現(xiàn)階段水力噴砂射孔器沖蝕磨損嚴(yán)重、使用壽命短已成為限制該技術(shù)發(fā)展應(yīng)用的關(guān)鍵因素。針對(duì)此，謝剛?cè)澹?］通過調(diào)研分析發(fā)現(xiàn)回濺腐蝕是造成射孔工具失效的主要原因，提出在噴嘴出口端面增加盤形防護(hù)板來緩解工具外部的腐蝕；黃中偉等［6］利用數(shù)值模擬方法研究了工具內(nèi)部流道易磨損區(qū)域的形成原因，但他們并未針對(duì)射孔工具提出改進(jìn)方案；錢國全等［7］通過理論分析總結(jié)水力噴砂射孔器的磨損規(guī)律，認(rèn)為在工具外部增加一體化保護(hù)蓋板可有效降低射孔液的反濺傷害；SURJAATMADJA 等［8］、STANOJCIC 等［9］均從射孔工具的工作機(jī)理角度分析了工具的沖蝕原因，尤其是反濺砂粒對(duì)工具外部的沖蝕。筆者在分析常用水力噴砂射孔器沖蝕磨損機(jī)理的基礎(chǔ)上，從工具結(jié)構(gòu)創(chuàng)新設(shè)計(jì)和噴嘴結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計(jì)兩個(gè)方面，對(duì)現(xiàn)階段常用水力噴砂射孔器進(jìn)行優(yōu)化，以延長其使用壽命。

1 常用水力噴砂射孔器沖蝕機(jī)理

1.1 幾何模型和邊界條件

現(xiàn)階段常用水力噴砂射孔器主要由工具本體和通過螺紋連接安裝在本體上的多個(gè)錐直形噴嘴組成［10-11］，見圖1a。射孔作業(yè)中，高壓磨料射流進(jìn)入射孔器內(nèi)腔，經(jīng)噴嘴加速后產(chǎn)生高速磨料射流，沖擊套管內(nèi)壁后從環(huán)空返出。由于該過程難以被直接觀察，筆者借助Fluent軟件對(duì)射孔液運(yùn)動(dòng)流場(chǎng)進(jìn)行模擬仿真，以便分析射孔器沖蝕磨損機(jī)理。采用離散相模型，將流體相作為連續(xù)相，磨料顆粒群作為離散相，連續(xù)相與離散相之間存在質(zhì)量、動(dòng)量和能量的交換。以水力噴砂射孔器為研究對(duì)象，射孔器內(nèi)腔、噴嘴內(nèi)腔和環(huán)空等流體域?yàn)橛?jì)算模型，見圖1b。模擬參數(shù)及邊界條件設(shè)置如下：液相為水；固相材料為石英砂，濃度設(shè)置為7%，密度為1 600 kg/m3，平均直徑為0.5 mm，采用雙相耦合模擬顆粒對(duì)壁面的影響。入口為射孔器內(nèi)腔上部，采用速度入口，最大速度為10 m/s；出口為射孔器與套管壁之間的環(huán)空，采用壓力出口，圍壓為10 MPa；壁面設(shè)置為reflect wall；假定流動(dòng)過程為等溫過程，不考慮傳熱問題［2］。

圖1 常用水力噴砂射孔器Fig.1 The commonly used hydraulic sandblasting perforator

1.2 反彈恢復(fù)系數(shù)和沖蝕磨損模型

磨料顆粒沖擊材料表面時(shí)，會(huì)發(fā)生反彈；該過程中顆粒速度的大小和方向均會(huì)發(fā)生改變。常用法向分量en和切向分量et來表示反彈恢復(fù)系數(shù)，其表達(dá)式［12］為

其中，θ為磨料顆粒沖擊角度，在Fulent軟件中θ的取值通常采用分段式，設(shè)置沖擊角度分別為0°、20°、30°、45°和90°。

沖蝕磨損率是沖蝕磨損程度的指標(biāo)，指單位時(shí)間內(nèi)高速磨料顆粒沖擊單位面積靶件時(shí)造成的材料損失速率。Fulent軟件中使用的沖蝕磨損率R 可表示［13-14］為

式中，k為磨料顆粒沖蝕數(shù)目；md為顆粒質(zhì)量；C(d)為顆粒直徑函數(shù)；f(θ)為沖擊角函數(shù)，對(duì)應(yīng)式（1）中設(shè)置的5種沖擊角度的取值［14］分別為f(0°)=0、f(20°)=0.8、f(30°)=1、f(45°)=0.5以及f(90°)=0.4；v為顆粒沖擊靶件時(shí)的速度；b(v)為速度函數(shù)；Aface為靶件受到?jīng)_蝕的面積。

1.3 數(shù)值模擬結(jié)果分析

從圖2中的仿真結(jié)果可以發(fā)現(xiàn)，常用水力噴砂射孔器的沖蝕磨損主要集中在以下區(qū)域：噴嘴入口附近、噴嘴內(nèi)流道及工具外壁的噴嘴出口附近。

圖2 常用水力噴砂射孔器仿真結(jié)果Fig.2 Simulation results of the commonly used hydraulic sandblasting perforator

通過分析射孔器結(jié)構(gòu)和射孔液的運(yùn)動(dòng)規(guī)律可以發(fā)現(xiàn)，造成射孔器上述區(qū)域沖蝕磨損嚴(yán)重的原因主要有以下4種：

（1）由射孔器結(jié)構(gòu)引起的沖蝕。常用水力噴砂射孔器上的噴嘴是通過螺紋連接在射孔器壁面的安裝孔內(nèi)的。由于射孔器內(nèi)腔為圓柱壁面，噴嘴端面通常為平面，因此，噴嘴端面與安裝孔壁面會(huì)形成2個(gè)“月牙形”凹槽，且該凹槽直接與噴嘴的連接螺紋接觸，由圖2a可以看出，該處是射孔器沖蝕嚴(yán)重的區(qū)域之一。此外，從圖2c中可以發(fā)現(xiàn)，該凹槽處成為磨料顆粒的主要滯留區(qū)之一，在液相的擾動(dòng)下，磨料顆粒會(huì)一直做微小運(yùn)動(dòng)，進(jìn)而對(duì)噴嘴的連接螺紋造成反復(fù)沖蝕，嚴(yán)重時(shí)會(huì)導(dǎo)致噴嘴脫落。

（2）由射孔液運(yùn)動(dòng)引起的沖蝕。高壓射孔液在射孔器內(nèi)腔運(yùn)動(dòng)到噴嘴入口處時(shí)，由于運(yùn)動(dòng)方向突然發(fā)生改變，在噴嘴入口區(qū)域的流體運(yùn)動(dòng)速度呈不規(guī)則的“扇形”分布，即從噴嘴上壁到下壁流體的速度呈從大到小的變化，見圖2b。呈現(xiàn)這種分布的原因在于，貼近射孔器內(nèi)腔壁面的流體在壓力作用下會(huì)迅速沿著噴嘴上壁面進(jìn)入噴嘴，這是一個(gè)在短時(shí)間內(nèi)加速的過程，該過程中流體攜帶磨料顆粒會(huì)不可避免地對(duì)噴嘴入口上壁處進(jìn)行沖蝕；而遠(yuǎn)離射孔器內(nèi)腔壁面的流體，則在離心力作用下，運(yùn)動(dòng)軌跡超過噴嘴入口直徑而撞擊在噴嘴入口下方的射孔器內(nèi)腔壁面上，進(jìn)而進(jìn)入噴嘴或滯留在射孔器內(nèi)腔，這種“過度射流”是造成噴嘴入口下壁處沖蝕的主要原因。

（3）由管柱振動(dòng)引起的沖蝕。由于施工環(huán)境和設(shè)備的影響，射孔管柱不可避免地會(huì)發(fā)生振動(dòng)；進(jìn)而導(dǎo)致部分受到較大離心力作用的流體在垂直于射孔器軸線的水平方向上做高速環(huán)狀運(yùn)動(dòng)。這種高速環(huán)狀運(yùn)動(dòng)主要發(fā)生在距離噴嘴入口下部一定距離的射孔器內(nèi)腔，在射孔器內(nèi)腔上造成沖蝕磨損。

（4）由工作環(huán)境引起的沖蝕。水力噴砂射孔器的作業(yè)環(huán)境通常在裸眼井或套管井中，且射孔間距較小，因此，從噴嘴噴出的高速含砂射孔液沖擊套管壁面后，由于運(yùn)動(dòng)受阻，流體運(yùn)動(dòng)發(fā)生反向，進(jìn)而形成一股高速反向射流沖擊射孔器外壁，該處的沖蝕與噴射間距有關(guān)。

2 優(yōu)化設(shè)計(jì)

2.1 工具結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計(jì)

針對(duì)由常用水力噴砂射孔器結(jié)構(gòu)缺陷造成的沖蝕磨損，本文提出一種新型連體式水力噴砂射孔器結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)方案，其結(jié)構(gòu)示意圖見圖3。

圖3 新型水力噴砂射孔器結(jié)構(gòu)示意圖Fig.3 Schematic diagram of new hydraulic sandblasting perforator

新型水力噴砂射孔器采用連體式結(jié)構(gòu)，工具本體由主筒體和射孔胎體構(gòu)成。主筒體上下兩端分別設(shè)置有公母扣；外壁中部設(shè)置一圈下沉臺(tái)階軸，內(nèi)腔中部設(shè)置一圈內(nèi)凹臺(tái)階孔；主筒體中部設(shè)置有多個(gè)徑向通孔。射孔胎體由碳化鎢粉末燒結(jié)而成，充分覆蓋主筒體外壁下沉臺(tái)階軸、內(nèi)腔內(nèi)凹臺(tái)階孔以及徑向通孔，固結(jié)在主筒體中部；射孔胎體上設(shè)置有噴射孔，噴射孔穿過徑向通孔連通主筒體內(nèi)外。

相比于現(xiàn)有常用水力噴砂射孔器結(jié)構(gòu)，新型水力噴砂射孔器具有以下優(yōu)點(diǎn)：①為避免噴嘴與工具連接處出現(xiàn)“月牙形”凹槽，通過在射孔胎體上直接設(shè)置所需噴射孔的方式，取代現(xiàn)有結(jié)構(gòu)中以螺紋連接的方式安裝噴嘴，能夠有效避免噴嘴脫落問題；②為緩解射孔器內(nèi)沖蝕、外反濺傷害，在本體內(nèi)腔、外壁固結(jié)耐沖蝕胎體層；③為保證射孔器的整體強(qiáng)度，主筒體材料選用合金鋼。

2.2 噴嘴內(nèi)流道結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計(jì)

磨料噴嘴是在射孔器上實(shí)現(xiàn)能量轉(zhuǎn)換、獲得高速噴砂射流的核心元件。噴砂射孔施工后的現(xiàn)場(chǎng)情況顯示，噴嘴是射孔器上沖蝕磨損最嚴(yán)重的部位，所以，針對(duì)噴嘴內(nèi)流道結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)是減少射孔器沖蝕磨損、延長使用壽命的一種有效措施。

2.2.1 結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

湯積仁等［15］通過對(duì)常用錐直形噴嘴的能量損失分析發(fā)現(xiàn)，噴嘴入口收縮段處的局部水頭損失是造成射流能量損失的主要原因，因此，本文針對(duì)噴嘴入口收縮段結(jié)構(gòu)，提出以下6種方案進(jìn)行對(duì)比分析，并優(yōu)選出射流性能最佳的噴嘴結(jié)構(gòu)。

（1）方案一：錐直形噴嘴。其內(nèi)流道由圓錐形入口收縮段和圓柱形出口段組成，目前該種噴嘴是使用最為廣泛的一種噴嘴。

（2）方案二：圓弧入口錐直形噴嘴。其內(nèi)流道以錐直形噴嘴為基礎(chǔ)，在入口處設(shè)置有一段圓?。愃频箞A角）。

（3）方案三：橢圓形噴嘴。入口段流道母線為橢圓曲線的一部分，出口段設(shè)置為圓柱段。根據(jù)橢圓方程有：

式中，H為噴嘴總長度；H0為噴嘴出口圓柱段長度；r1為噴嘴收縮段入口半徑；r0為噴嘴收縮段出口半徑。

（4）方案四：等變速形噴嘴。入口段流道母線是一條等變速曲線，出口段流道是直圓柱形。該噴嘴特點(diǎn)是入口曲線段內(nèi)流體速度變化率為常數(shù)，由此可以得到

式中，va為噴嘴斷面平均速度；qV為噴嘴入口流量。

由式（4）和式（5）可得到等變速曲線方程［16］：

（5）方案五：基于維多辛斯基曲線的收縮噴嘴。該噴嘴的內(nèi)流道入口收縮段母線為維多辛斯基曲線的一部分。根據(jù)維多辛斯基公式［17］有

式中，c為收縮比；l為基于維多辛斯基曲線的入口收縮段長度。

（6）方案六：流線型噴嘴。其內(nèi)流道母線為流線形。根據(jù)流線方程［18］有

式中，β為流道角，取值范圍為0～85°。

曲線上半段取式（8）的正值，曲線下半段取式（8）的負(fù)值。

2.2.2 結(jié)構(gòu)優(yōu)選

為了對(duì)比分析上述新型噴嘴與傳統(tǒng)錐直形噴嘴的射流性能，以單個(gè)噴嘴為研究對(duì)象，建立物理模型（圖4），設(shè)置相同的尺寸參數(shù)、湍流模型、離散相模型、邊界條件及算法，利用Fluent軟件對(duì)上述6種方案進(jìn)行數(shù)值模擬及結(jié)果對(duì)比分析。

圖4 噴嘴模型圖Fig.4 Nozzle model diagram

2.2.2.1 速度分布

通常情況下，噴嘴的最大射流速度和射流等速核長度被視為噴嘴射流性能的2個(gè)重要指標(biāo)。由于各方案噴嘴的結(jié)構(gòu)參數(shù)相同，所以噴嘴的最大射流速度差異不大，因此，為了更好地比較各方案噴嘴的射流性能，結(jié)合射孔器上噴嘴的來流特點(diǎn)，將射流等速核長度和噴嘴入口速度分布作為對(duì)比指標(biāo)，不同方案下的射流軸線速度和噴嘴入口速度分布曲線見圖5和圖6。對(duì)于噴嘴而言，入口處速度差越大，上下端壁面沖蝕腐蝕速率差越大，則噴嘴截面不能繼續(xù)保持圓形，將嚴(yán)重影響其流量系數(shù)。

圖5 射流軸線速度分布Fig.5 Velocity distribution of jet axis

圖6 噴嘴入口速度分布Fig.6 Velocity distribution of nozzle inlet

由圖5可以看出，各方案噴嘴射流的軸線速度分布趨勢(shì)基本相同，等速核長度差別不大，故等速核長度并不能很好地作為區(qū)分指標(biāo)。而從圖6a中的噴嘴入口處速度分布可以看出，方案一、方案五、方案六3種方案噴嘴的入口速度分布均呈現(xiàn)在上壁面處速度最大，隨后從上壁至下壁速度依次遞減的分布；方案二、方案三、方案四3種方案噴嘴入口處的速度分布則呈現(xiàn)先增大后減小的分布。相較而言，上壁處流體運(yùn)動(dòng)速度越大，則該處的沖蝕磨損越嚴(yán)重，因此，從速度分布來看，方案二、方案三、方案四的噴嘴性能更優(yōu)。

2.2.2.2 動(dòng)壓分布

從6種噴嘴內(nèi)的動(dòng)壓分布云圖（圖7）可知：①由于來流方向與噴嘴入口截面平行，在離心力作用下，噴嘴入口截面處均存在不同程度的壓力差，且壓力突變主要發(fā)生在入口收縮段內(nèi)。②在相同條件下，方案一、方案五、方案六的噴嘴內(nèi)均存在不同程度的低壓旋渦區(qū)，且多分布在噴嘴收縮段上壁；低壓旋渦區(qū)的存在增加了射流能量的損耗。③方案二、方案三、方案四的噴嘴內(nèi)部不存在低壓旋渦區(qū)，但方案三和四方案的噴嘴內(nèi)部壓力分布更加均勻，射流發(fā)展更加充分。由此可知，從動(dòng)壓分布來看，方案三和方案四的噴嘴性能更優(yōu)。

2.2.2.3 沖蝕磨損分布

從沖蝕速率分布云圖（圖8）可知：①噴嘴的沖蝕磨損主要集中在收縮段的下壁面以及收縮段與圓柱段連接處，且收縮段為曲線形的噴嘴（方案三～方案六）在連接處的沖蝕磨損區(qū)域明顯少于方案一和方案二在連接處的沖蝕磨損區(qū)域。②在相同條件下，噴嘴內(nèi)部沖蝕速率從低到高依次為：方案一，方案二，方案四，方案三，方案六，方案五，且方案一和方案二中噴嘴的沖蝕磨損區(qū)域明顯多于其他方案的沖蝕磨損區(qū)域。由此可知，從沖蝕磨損來看，方案四的噴嘴性能更優(yōu)。

圖7 各方案噴嘴內(nèi)動(dòng)壓分布云圖Fig.7 Cloud image of dynamic pressure distribution in nozzle

圖8 各方案噴嘴內(nèi)沖蝕速率分布云圖Fig.8 Cloud image of erosion rate in nozzle

綜上所述，在相同來流條件下，方案四的等變速形噴嘴的綜合性能更優(yōu)。

3 新型水力噴砂射孔器性能評(píng)價(jià)

延長射孔器使用壽命的關(guān)鍵主要有兩方面：一方面，提高其射孔效率，縮短工作時(shí)間；另一方面，提高其耐沖蝕性能，因此，筆者以射流速度v和沖蝕速率R作為評(píng)價(jià)新型水力噴砂射孔器性能的指標(biāo)。借助Fluent軟件，建立新型水力噴砂射孔器的物理模型（圖9），設(shè)置與圖1b中模型相同的計(jì)算模型、邊界條件和算法，得到的模擬結(jié)果見圖10。

圖9 新型水力噴砂射孔器物理模型Fig.9 Physical model of new hydraulic sandblasting perforator

圖10 射孔器性能對(duì)比圖Fig.10 Performance comparison image of perforators

由圖10a和圖2b的軸向截面速度分布云圖可知：射孔器在不同層位間的噴嘴內(nèi)部速度分布并非完全相同，隨著射孔時(shí)間的增加，這種速度差異將造成上下層噴嘴之間的沖蝕速率不同，因此，有必要針對(duì)射孔器在不同層位的上噴嘴內(nèi)部速度分布進(jìn)行對(duì)比分析。由圖10c可知：在相同來流條件下，相比于常用射孔器，新型射孔器噴嘴的能量損失更少，射流速度更大，射孔效果更好；此外，新型射孔器上下層噴嘴之間的速度差更小。而對(duì)比圖10b和圖2a不難發(fā)現(xiàn)，新型射孔器的沖蝕磨損區(qū)域明顯少于常用射孔器的沖蝕磨損區(qū)域。由此可知，在相同條件下，新型射孔器的耐沖蝕性能更佳。

4 結(jié)論

（1）通過模擬常用水力噴砂射孔器內(nèi)流場(chǎng)分布和沖蝕速率分布發(fā)現(xiàn)，其沖蝕磨損主要集中在工具內(nèi)腔噴嘴入口處、噴嘴內(nèi)流道和工具外壁噴嘴出口處，而造成上述沖蝕磨損的原因有4個(gè)：射孔器結(jié)構(gòu)、射孔液運(yùn)動(dòng)特性、管柱振動(dòng)和工作環(huán)境。

（2）采用新型連體式工具結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)和等變速形噴嘴結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)能夠有效提高水力噴砂射孔器的射流性能和耐沖蝕性能。在相同來流條件下，新型水力噴砂射孔器的射流速度更大，上下層噴嘴之間的速度差更??；沖蝕磨損區(qū)域更少。