田家林 何虹志 楊 琳 楊應林 宮學成 胡志超 李居瑞

（1.西南石油大學機電工程學院 四川成都 610500； 2.中海油海洋石油工程（青島）有限公司 山東青島 266520）

在油氣井實際鉆井過程中，由于地層環(huán)境差異導致井下工況條件非常復雜，隨著新型鉆井技術的發(fā)展，各種新型鉆井工藝不斷被開發(fā)應用，導致鉆柱與井壁之間的鉆井摩阻影響因素呈現(xiàn)多樣性，使井下工具安全評價、鉆井過程減摩降阻與提速增效面臨新的挑戰(zhàn)[1-4]。越來越多的學者與研究機構也認識到該問題的重要性，經(jīng)過不斷探索研究，研制出不同類型的井下減摩降阻工具，應用于石油天然氣勘探開發(fā)領域，以實現(xiàn)鉆井過程中減摩降阻與提速增效[5-8]。

現(xiàn)有的減摩阻工具通常利用軸向沖擊與周向沖擊作用，將鉆井液的液壓能轉變?yōu)楣ぞ叩臋C械能，使工具產(chǎn)生振動，通過在鉆具組合中加入減摩阻工具，能夠有效降低鉆井摩阻，提高鉆進效率[9-10]。軸向減摩阻工具通過工具工作產(chǎn)生軸向振動，形成軸向沖擊力，改變鉆柱軸向受力條件，實現(xiàn)軸向振動減摩作用，相關工具有水力振蕩器、防滯動工具、連續(xù)管減摩器等[11-14]；周向減摩阻工具產(chǎn)生的周期性扭矩傳遞到鉆頭，為鉆頭破巖提供一個額外的周期性扭矩，可提高鉆頭破巖效率，常見的周向工具為扭力沖擊器[15]。但是常用的減摩阻工具存在結構復雜、耐沖蝕性能差、易受地層環(huán)境影響等缺點，限制了減摩阻工具的推廣應用。

因此，為簡化工具結構，提高工具使用壽命，筆者設計了一種射流振蕩減摩阻工具，并結合該工具的工作原理，進行了射流短節(jié)內部流體流動特性研究，通過CFD-Post處理得到數(shù)值模擬結果，最后通過實驗測試，驗證了數(shù)值模擬結果的正確性。研究結果可為射流振蕩減摩阻工具結構優(yōu)化設計提供幫助，也可為進一步展開射流振蕩減摩阻工具相關理論研究提供參考。

1 新型射流振蕩減摩阻工具結構設計

新型射流振蕩減摩阻工具由減震器和射流振蕩器兩部分組成，其具體結構如圖1所示。射流振蕩器安裝在減震器前端，在射流振蕩器內部設置射流短節(jié)。由于射流短節(jié)存在特定形狀的射流腔，當鉆井液進入射流振蕩器后，通過在射流腔內循環(huán)，按照特定的循環(huán)路線完成循環(huán)后，從流體出口流出，形成鉆井液工作壓降。

圖1 射流振蕩減摩阻工具結構示意圖Fig.1 Schematic diagram of jet oscillation friction reducing tool

當流體在射流短節(jié)內循環(huán)時，若首先形成向上的入射流，經(jīng)過射流短節(jié)上部輸入通道進入振蕩室，產(chǎn)生順時針渦流；當完成依附壁面轉換后，流體經(jīng)過下部輸入通道進入振蕩室，產(chǎn)生逆時針渦流，形成周期性的附壁與切換，形成流體的康達效應。在工作過程中，射流振蕩器將產(chǎn)生周期性的脈沖壓力波，并傳遞到射流振蕩器后端的減震器上，在脈沖壓力的作用下，減震器內部串聯(lián)的碟簧組出現(xiàn)周期性地壓縮與復位，使工具產(chǎn)生周期性的軸向振動，從而實現(xiàn)減摩阻作用。相對現(xiàn)有常用的水力振蕩器、射流工具等減摩工具，本文提出的射流振蕩減摩阻工具的射流振蕩器內部無運動件，依靠流體在循環(huán)流道內自動切換產(chǎn)生射流振蕩效果，從而實現(xiàn)減摩阻功能，而不是依靠運動部件的轉動來改變流體的流動特性，因此結構更簡單。

2 流場特性數(shù)值模擬分析

2.1 模型建立

2.1.1 幾何模型建立

根據(jù)射流振蕩減摩阻工具的結構設計，按照表1中的主要結構參數(shù)，建立射流短節(jié)內部流體計算域結構模型，結構模型包括入水管流域、上下控制端口流域、上下輸入流道流域、上下直線流道流域、彎曲流道流域、振蕩室流域與出入口流域等，如圖2所示。

表1 射流短節(jié)主要結構參數(shù)Table1 Main structural parameters of jet joint

圖2 射流短節(jié)內部流體計算域結構模型Fig.2 Computational domain structure model of fluid in jet joint

2.1.2 控制方程

射流振蕩減摩阻工具以鉆井液為輸送介質，鉆井液進入射流短節(jié)后，經(jīng)過內部流道，射流振蕩器產(chǎn)生振蕩作用。忽略鉆井液所受到的體積力，并且鉆井液不與外界發(fā)生熱交換。結合射流短節(jié)內流體的流動狀態(tài)，選擇RNGk-ε湍流模型，該模型由瞬時納維-斯托克斯方程（N-S）演化而來，針對N-S方程進行時間平均后即可得到雷諾平均N-S方程[16]：

式（1）中：ρ為流體密度，kg／m3；t為時間，s；x i、x j、x k分別表示分量符號（i=1、2、3，j=1、2、3，k=1、2、3）分別表示雷諾平均速度分量，m／s；μ為動力黏度，N·s／m2ˉp為平均壓強，Pa′分別表示平均脈動流速分量，m／s；δij為克羅內克張量分量。

通過布西涅斯克假設，可以將雷諾應力與平均速度梯度相關聯(lián)起來，其雷諾應力模型為[16]

其中

式（2）、（3）中：μt為湍流黏度，Pa·s；k為湍流動能，m2／s2；ε為湍流動能耗散率，m2／s3；C為經(jīng)驗常數(shù)，取C=0.09。

在RNGk-ε模型中，湍動能k和湍流動能耗散率ε分別由式（4）、（5）表示[17]

式（4）、（5）中：C1、C2為經(jīng)驗常數(shù)，取C1=1.44、C2=1.92；σk為湍流動能的普朗特數(shù)，取σk=1；σε為湍流動能耗散率的普朗特數(shù)，取σε=1.3。

2.1.3 定解條件

在同一網(wǎng)格模型中，改變入口流量大?。?、4、6、8和10 L／s）進行計算，得到射流振蕩減摩阻工具工作時射流短節(jié)內流體部分參數(shù)的變化規(guī)律。在計算過程中，計算模型的入口定義為速度邊界條件，出口定義為壓力出口，出口壓力定義為一個大氣壓。計算模型入口、出口湍流強度和水力直徑可以通過式（6）計算得到[18]。

式（6）中：I為湍流強度，%；Re為雷諾數(shù)；Dh為水力直徑，m；υ為流體流速，m／s；A為過流面積，m2；Cl為過流截面周長，m。

不同入口流量條件下的邊界條件參數(shù)見表2。

表2 不同入口流量條件下的邊界條件參數(shù)Table2 Boundary condition parameters under different inlet flow conditions

2.2 模擬計算結果分析

通過數(shù)值模擬計算，得到不同入口流量條件下射流振蕩減摩阻工具射流短節(jié)內部流體工作參數(shù)，包括壓力場、速度場等計算結果，并對不同位置的流體工作參數(shù)進行監(jiān)測和分析，主要對流體入口、流體出口、分流中心點以及流體中心截面的參數(shù)變化進行監(jiān)測，具體位置如圖3所示。

2.2.1 速度場分析

結合數(shù)值計算過程，流體在射流短節(jié)內的流動存在附壁與切換現(xiàn)象，以入口流速為3.056 m／s的初始條件為例，整個附壁與切換過程中的流速變化如圖4所示。由圖4可以看出，在初始階段，流體經(jīng)過入水管直線流道進入擴散段后，首先完成均勻射流，隨著時間的增加，流體開始沿著上部輸入通道進行切換，直到大部分流體依附于上部輸入通道；然后進行中間切換，再逐漸依附于下部輸入通道，完成流體在射流短節(jié)內的附壁切換過程。從模擬過程可以看出，射流振蕩器工作正常，流體在射流短節(jié)內能夠順利完成附壁與切換過程。

圖3 模擬監(jiān)測界面位置示意圖Fig.3 Schematic diagram of simulation monitoring interface location

圖4 射流振蕩減摩阻工具模擬過程（入口流速為3.056 m／s）Fig.4 Simulation process of jet oscillation friction reducing tool（inlet velocity is 3.056 m／s）

通過建立監(jiān)測截面，分別得到不同初始條件下射流短節(jié)內部流體中心截面上的速度分布云圖。通過CFD-Post得到不同入口流速條件下的x-y平面內的速度計算結果，如圖5所示。從圖5可以看出，當流速較低時，流體進入射流短節(jié)后在振蕩室內做無規(guī)律運動，大部分流體通過流體出口流出，較少部分流體通過上下直線流道回流至彎曲流道（圖5a）；當流體入口流速增加到一定數(shù)值大小后，流體在振蕩室內形成規(guī)則的旋流，在上下直線流道內不存在回流（圖5d）；當流體入口流速繼續(xù)增大，振蕩室內流體的旋流狀態(tài)變紊亂，上下直線流道內再次出現(xiàn)回流現(xiàn)象（圖5f）。

圖5 不同入口流速下的速度計算結果Fig.5 Results of velocity calculation at different inlet velocities

2.2.2 壓力場分析

通過速度場分析，完成了射流短節(jié)內部流體的流動狀態(tài)研究，使流體在射流短節(jié)內的循環(huán)路線得到驗證，為進一步開展射流振蕩減摩阻工具內部流場研究，進行射流短節(jié)內流體的壓力場分析，得到不同入口流速下的壓力場計算結果，如圖6所示。

圖6 不同入口流速下的壓力計算結果Fig.6 Pressure calculation results at different inlet flow rates

由圖6可以看出，流體入口位置壓力最大，隨著流體在射流短節(jié)內循環(huán)，流體壓力逐漸降低，在流體出口位置，流體壓力最低；在上下輸入通道位置壓力分布差異比較明顯，在流體流速更大位置壓力反而相對更低，這是由于流體在射流短節(jié)內存在附壁切換現(xiàn)象；在上下直線流道和控制端口位置，流體壓力也與流體流速分布規(guī)律相反；流體經(jīng)過入水管流道和擴散段后，由于與分流劈之間存在水力沖擊作用，在分流中心點處壓力大小明顯高于附近位置的壓力。

2.2.3 分流中心點壓力分析

結合壓力場分析結果，分析分流中心點的壓力變化，得到不同入口流量條件下分流中心點的壓力變化曲線，結果如圖7所示，其中在數(shù)值計算過程中，計算時間步均為5 000步，每一步時長為0.01 s。

圖7 不同入口流速條件下，分流中心點壓力變化曲線Fig.7 Pressure change curve of the shunt center point under different inlet velocity conditions

由圖7可以看出，隨著入口流量增大，即入口流速增加，分流中心點處壓力逐漸增大；隨著計算時間的增加，一段時間后模擬的6種入口流量條件下的分流中心點壓力均出現(xiàn)周期性壓力波動，與模擬得到的附壁切換現(xiàn)象保持一致；不同入口流速條件下，當流體在射流短節(jié)內均勻射流時分流中心點壓力波動范圍與壓力值相對較小，當流體在射流短節(jié)內產(chǎn)生附壁切換現(xiàn)象后，分流中心點位置的壓力開始出現(xiàn)周期性波動，但周期性壓力波動平穩(wěn)后，其周期均保持在10 s左右。

3 實驗驗證

為了分析研究仿真分析結果的準確性，按照設計參數(shù)加工了一套射流振蕩減摩阻工具進行實驗測試，其中射流短節(jié)如圖8所示。實驗方案如圖9所示，射流振蕩減摩阻工具以水平方式放置，采用一端固定一端軸向游動，將減震器端使用機械機構進行夾持，保證左端不產(chǎn)生軸向移動，射流振蕩器端游動。采用雙泵系統(tǒng)對測試工具進行供液，泵1和泵2從水箱中吸水，經(jīng)過出口總閥、入水軟管進入射流振蕩減摩阻工具，由右端流出，經(jīng)過出水管流回水箱。實驗過程中，所用的流體介質均為清水，通過流量壓力監(jiān)測控制臺實現(xiàn)流量與壓力的監(jiān)測與調節(jié)。

結合實驗測試方案進行實驗測試，實驗現(xiàn)場如圖10所示。每次調節(jié)泵輸入流量后，待射流振蕩減摩阻工具工作平穩(wěn)后，通過數(shù)據(jù)采集儀器進行壓力數(shù)據(jù)采集。

圖8 新型射流振蕩減摩阻工具射流短節(jié)Fig.8 Jet joint of the new jet oscillation friction reducing tool

圖9 測試設備安裝方案示意圖Fig.9 Schematic diagram of test equipment installation scheme

圖10 射流振蕩減摩阻工具實驗現(xiàn)場Fig.10 Jet oscillation friction reducing tool test site

將壓力測試結果與數(shù)值模擬計算結果進行對比，得到實驗測試結果與仿真計算結果對比圖，如圖11所示。由圖11可以看出，實驗測試結果與仿真計算結果得到的壓力參數(shù)與入口流速之間的變化規(guī)律基本一致。在射流振蕩減摩阻工具工作過程中，隨著入口流量的增加，射流振蕩減摩阻工具的入口壓力與出口壓力均逐漸增加，出口壓力大小增加緩慢，而入口壓力增加速度較快，測試壓降變化規(guī)律與入口壓力變化規(guī)律保持一致。但實驗測試得到的壓力參數(shù)大小低于數(shù)值模擬得到的壓力參數(shù)，其原因在于實驗測試過程中，壓力測試點為測試管線進出口位置，而數(shù)值模擬計算結果的壓力參數(shù)對應于射流短節(jié)流體出入口位置，并且在測試過程中，測試管線存在一定的漏失，都將導致測試結果低于數(shù)值模擬計算結果。

圖11 實驗測試結果與仿真結果對比Fig.11 Comparison of experimental test results and simulation results

在其他條件不變的情況下，依次改變泵的輸入流量，測試不同流量下工具的頻振動率與加速度，測試現(xiàn)場如圖12所示，測試結果見表3。從表3測試結果可以看出，隨著入口流量增大，工具的振動頻率變快，振動幅度變大。

圖12 射流振蕩減摩阻工具振動測試Fig.12 Vibration test of jet oscillation friction reducing tool

表3 不同流量條件下的振動測試結果Table3 Vibration test results under different flow conditions

4 結論

1）針對現(xiàn)有鉆井工藝中井下減摩阻工具結構復雜、工作過程易受地層環(huán)境影響等問題，設計了一種新型射流振蕩減摩阻工具，該工具通過射流短節(jié)內產(chǎn)生的工作壓降，形成脈沖壓力波，作用在減震器上產(chǎn)生軸向振動，以改變鉆柱受力狀態(tài)，降低鉆井摩阻。新型射流振蕩減摩阻工具的射流振蕩器內部無運動件，結構更加簡單，依靠流體在循環(huán)流道內自動切換產(chǎn)生射流振蕩效果，實現(xiàn)減摩阻功能。

2）數(shù)值模擬分析和實驗研究結果表明，本文設計的新型射流振蕩減摩阻工具內部流場隨著入口流量的增加，入口壓力與出口壓力均逐漸增加，出口壓力增加緩慢，入口壓力增加速度則較快；實驗測試壓降變化規(guī)律與入口壓力變化規(guī)律保持一致，驗證了射流振蕩減摩阻工具結構設計的合理性和可靠性，可為實現(xiàn)射流振蕩減摩阻工具的現(xiàn)場實際應用提供參考。