李千登 管志川 樊朝斌 劉銘剛 吳德松

(1. 中國石油大學(華東) 2. 中石化安全工程研究院有限公司 3. 中石化西南石油工程有限公司)

0 引 言

節(jié)流閥是節(jié)流管匯的關鍵部件之一，控壓鉆井過程中，通過調節(jié)節(jié)流閥開度來控制壓井作業(yè)時的井口回壓，使井底壓力與地層流體壓力保持理想的平衡關系，從而防止井涌、井噴等事故的發(fā)生。隨著石油、天然氣深層開發(fā)的持續(xù)深入，地層壓力預測的局限性愈發(fā)突出，鉆井過程中時常需要井控作業(yè)，壓井過程中對井控設備尤其是節(jié)流管匯耐沖蝕要求也越來越高。因此節(jié)流閥的重要性日益受到重視[1]，國內外學者從不同角度開展了節(jié)流閥抗沖蝕研究工作，包括：改進與優(yōu)化節(jié)流閥閥蓋、閥腔和閥芯的結構，使流場分布更為合理，壓力與流量能夠得到更好控制[2-4]；研究沖蝕機理及沖蝕規(guī)律，觀測材料沖蝕區(qū)的微觀形貌，尋找最優(yōu)的粒子攻擊角、入口流速和顆粒直徑等工況，指導節(jié)流閥設計制造和現(xiàn)場施工參數(shù)選擇[5-7]；針對節(jié)流閥閥芯工作環(huán)境的特點，通過拉伸和沖擊等物理機械性能試驗，選擇更耐沖蝕的硬質合金材料抵抗沖擊載荷，延長使用壽命[8-10]。

然而，在高壓液固兩相流沖蝕環(huán)境下，不同類型節(jié)流閥性能參數(shù)差異較大，尤其在現(xiàn)場搶險壓井的復雜工況下，節(jié)流閥的正確選擇和配置，對壓井成功至關重要?，F(xiàn)有的研究側重于對不同節(jié)流閥的點狀沖蝕、定性對比或單項流場分析，與實際工況出入較大。因此，有必要針對常用的筒式、楔形和孔板3種常見節(jié)流閥，研究其沖蝕規(guī)律，總結其性能特點，為節(jié)流壓井實戰(zhàn)提供決策依據(jù)[11]。

1 固-液兩相節(jié)流閥沖蝕模型建立

1.1 流體流動模型

流場計算是沖蝕計算的基礎，N-S方程反映了流體流動的基本力學規(guī)律[12]，其控制方程為：

(1)

(2)

(3)

式中：μ為黏度，Pa·s；I為單位張量。

節(jié)流閥內部流場為強湍流流動狀態(tài)，且無強漩流流動。因此，在忽略分子黏性影響的前提下，選用標準k-ε模型描述流場的強湍流流動，該模型具有較高的穩(wěn)定性和計算精度，收斂性也可滿足要求，可以較好預測節(jié)流閥內復雜的紊流流動。

標準k-ε模型如下：

(4)

(5)

式中：Gk為由平均速度梯度引起的湍動能k的產生項；ui為平均速度，m/s；k為湍流動能，J；ε為湍流耗散率，W/m3；xi、xj為空間坐標，m，i≠j；σk為k方程的湍流Prandtl數(shù)，取為1.0；σε為ε方程的湍流Prandtl數(shù)，取為1.3；Sk、Sε為源項；C1ε=1.44，C2ε=1.92，Cμ=0.09，均為經驗常數(shù)。

1.2 顆粒沖蝕模型

節(jié)流閥沖蝕磨損模擬計算過程復雜，假定在模型求解過程中，顆粒在運動中不發(fā)生相互作用、不破碎，并忽略其在沖擊過程中引起的擾動，以及對壁面沖蝕引起的流場變化。由于顆粒在鉆井液中固相顆粒體積分數(shù)較小，將固相顆粒視為離散相介質，選用離散相模型進行求解。固相顆粒在拉格朗日框架下運動方程可以表示為：

(6)

(7)

式中：CD為拖曳力系數(shù)；dp為顆粒直徑，m；Re為雷諾數(shù)。

模擬過程中，固體壁面的沖蝕速率與顆粒沖擊速度、入侵角度和顆粒性質等多個因素相關，其沖蝕速率計算公式為[13]：

(8)

式中：Rerosion為沖蝕磨損速率，kg/(m2·s)；mp為顆粒質量流率，kg/s；Aface為計算單元的表面積，m2；C(dp)為顆粒直徑的函數(shù)；α為顆粒的侵入角，rad；f(α)為侵入角的函數(shù)；v為顆粒相對壁面的速度，m/s；b(v)為此相對速度的函數(shù)。

2 數(shù)值計算與結果分析

2.1 物理模型建立

以常見的筒式、楔形和孔板3種節(jié)流閥物理結構為基礎，在不影響沖蝕規(guī)律、保證模擬結果與實際工況具有可比性的前提下，對結構進行適當簡化，建立如圖1所示的幾何模型。3種節(jié)流閥的出口和入口直徑均為78 mm，楔形閥閥芯坡度為33°。模型以流體入口端面為源面，采用四面體網格進行單元劃分。在ANSYS Fluent流體分析模塊中設置流體流入和流出端為壓力邊界，計算時入口(流入端)壓力恒定。計算模型和湍流模型常數(shù)按標準k-ε模型設置，選擇Coupled Solver 算法求解。

圖1 3種節(jié)流閥物理模型

筒式節(jié)流閥如圖1a所示，其閥芯采用圓柱形結構設計，閥芯閥座結構對稱，對下游設備無單側沖蝕，且可調換方向安裝，降低成本。

楔形節(jié)流閥如圖1b所示，其閥芯采用楔形結構，流體不對稱對下游設備存在單側線性切割沖蝕。為了解決該問題，在下游配置了耐沖蝕短節(jié)和改變流態(tài)的防沖蝕靶。但在最大開度情況下，由于部分閥芯仍置于閥座中，不滿足全通徑要求。

孔板節(jié)流閥如圖1c所示，其閥瓣的流通截面形狀為扇形，閥瓣分為上、下兩部分。固定下閥瓣，旋轉上閥瓣，可以調整流通面積實現(xiàn)對流量的控制和調節(jié)。存在的問題主要是軸向力較大，開度調節(jié)費力，節(jié)流口及側沖沖蝕嚴重。

2.2 邊界條件及載荷工況

在構造物理模型的基礎上，假定：節(jié)流閥壁面無滑移，鉆井液為黏性、均質、不可壓縮流體，閥內無徑向流體流動及熱傳導，且流體在入口處已處于充分發(fā)展的湍流狀態(tài)。采用穩(wěn)態(tài)模擬對比3種節(jié)流閥的抗沖蝕性能，設定其基本計算工況為：入口壓力30 MPa，出口壓力20 MPa，顆粒質量流率20 kg/s，顆粒直徑0.6 mm，摩擦因數(shù)0.5。

2.3 模擬結果分析

依據(jù)上述邊界條件，模擬得到3種閥壓力場分布(見圖2)和顆粒速度場分布(見圖3)。流體從入口處進入節(jié)流閥內部，沖蝕前流線分布均勻、壓力與速度相對穩(wěn)定，經閥芯與閥座組成的節(jié)流區(qū)域，在節(jié)流面上流場流線聚集、壓力減小、運動速度增大，節(jié)流后對下游產生不同程度的沖蝕。

由圖2可知：在相同入口壓力的情況下，由于筒式閥節(jié)流面積大，不存在憋壓現(xiàn)象，但在節(jié)流前存在壓力下降區(qū)域，而楔形和孔板節(jié)流閥在沖蝕閥芯前壓力值分布均勻且恒定，與入口壓力基本保持一致；在3種閥內，壓力經過節(jié)流閥閥芯會迅速下降，壓力梯度變化大，其中，孔板閥閥芯承壓面積最大，上閥瓣整體承壓；筒式閥及楔形閥經過節(jié)流區(qū)域后，沿著下游節(jié)流方向存在壓力遞減。

圖2 3種節(jié)流閥壓力場分布

由圖3可知，筒式節(jié)流閥固相顆粒在流場中分布較為均勻。該閥閥芯為圓柱形，過流面為對稱環(huán)形，流體流過節(jié)流面時，徑向的沖蝕得到抵消，減小了對下游設備的沖蝕，但會產生環(huán)狀的沖蝕，受力的集中區(qū)域為閥芯與閥座節(jié)流面最小的區(qū)域，顆粒最大運動速度為1.322×102m/s。

圖3 3種節(jié)流閥顆粒速度場分布

楔形節(jié)流閥閥芯與閥座結合的部位，流通通道變窄，流體加速，固相顆粒在該區(qū)域沖蝕速度高，因此造成了閥芯部位及中下游變徑處的沖蝕，顆粒的最大運動速度可達到1.591×102m/s。

由于流體沿著出口端一側壁面連續(xù)沖蝕，孔板節(jié)流閥流體中的固相顆粒對閥門及下游單側的沖蝕更嚴重。從圖3可知，閥門出口端流速集中、顆粒速度增大，流體經閥瓣后流動方向發(fā)生明顯偏轉，且沿壁面的流速較大，沖蝕范圍較大，閥門的壽命將縮短，顆粒最大運動速度為1.299×102m/s。

閥芯的失效與否對節(jié)流閥節(jié)流效果的好壞起決定性作用，因此對3種閥芯截面的沖蝕速率進行分析很有必要。3種節(jié)流閥閥芯沖蝕速率分布如圖4所示。在筒式節(jié)流閥中，節(jié)流面積大，顆粒沖蝕速度相對較小，因此閥芯的沖蝕速率低，最大沖蝕速率為8.74×10-6kg/(m2·s)；在楔形節(jié)流閥中，節(jié)流面積較小，顆粒沖蝕速度高，造成閥芯沖蝕速率增大，最大沖蝕速率為9.80×10-5kg/(m2·s)；而在孔板閥中，雖然顆粒最大運動速度較楔形節(jié)流閥低，但由于節(jié)流面積進一步縮小，引起單位面積閥芯上顆粒的沖蝕頻率增大，由此造成閥芯的沖蝕速度加快，其最大沖蝕速率可達到1.57×10-4kg/(m2·s)。因此在模擬條件下3種節(jié)流閥抗沖蝕能力的順序為：筒式閥>楔形閥>孔板閥。

圖4 3種節(jié)流閥閥芯沖蝕速率分布

3 試驗驗證

3.1 試驗方案

為驗證數(shù)值模擬結果，在元壩12-1井進行現(xiàn)場試驗。將3種節(jié)流閥安裝到一套105 MPa的節(jié)流管匯上，按相同的試驗方法、流程和工藝分別對這3種節(jié)流閥進行動態(tài)模擬驗證。流體流動的路線由3路組成，試驗介質采用鉆井液和氮氣混合，鉆井液密度1.80 g/cm3，含砂體積分數(shù)0.20%，氮氣排量2.2 m3/min，鉆井液和氮氣的混合比控制在1∶1至1∶2之間。安裝后關閉節(jié)流管匯閥門的前端水龍帶及鉆井泵出水閥進行壓力試驗，試壓38 MPa，穩(wěn)壓10 min，壓降0.2 MPa，無滲漏，合格。

現(xiàn)場試驗參數(shù)如表1所示。利用F1600H鉆井泵和現(xiàn)場氣密封檢測車將氣體和鉆井液注入到節(jié)流管匯，通過調節(jié)節(jié)流閥開度，控制壓力和排量，檢驗3種節(jié)流閥在實施節(jié)流壓井時的可靠性、耐沖蝕性和對井控技術與井控工藝要求的符合性、適應性。

表1 3種節(jié)流閥沖蝕模擬現(xiàn)場試驗參數(shù)

3.2 試驗結果及分析

現(xiàn)場試驗結果表明，筒式節(jié)流閥能在(30±5) MPa壓力下穩(wěn)定運行，但期間瞬時最高泵壓達44 MPa，并伴隨多次瞬時壓力升高。分析認為：試驗時閥芯直端面正好接近閥座斜斷面尾部，與閥座間空隙較小，大顆粒物質在過流面很小的情況下通過時，壓力波動較大；楔形節(jié)流閥能在(12.5±2.5) MPa壓力下穩(wěn)定運行，穩(wěn)定效果好，但由于該閥是楔形結構，不能實現(xiàn)截流效果，控壓范圍窄；孔板節(jié)流閥在試驗過程中泵壓多次從高壓瞬時跌落至4 MPa，開關活動閥后壓力又能升高至原壓力，最后一次壓力從14 MPa降至4 MPa，時間為1 min，認為該閥損壞，停止試驗。分析原因是閥座與閥芯之間存在空隙，且空隙的大小存在變數(shù)，所以不能做到有效控壓。

3種節(jié)流閥閥芯沖蝕結果如圖5所示。

圖5 3種節(jié)流閥閥芯沖蝕結果

從節(jié)流閥的沖蝕情況可知：筒式閥閥芯距離頂端9.5 mm處有一環(huán)狀沖蝕痕，寬2.6 mm，沖蝕處直徑50.4 mm，閥座無明顯蝕痕，下游抗沖蝕短節(jié)無沖蝕痕跡；楔形閥閥芯楔形面端面出現(xiàn)貫穿沖蝕痕跡，較筒式閥蝕痕明顯，閥座無明顯蝕痕，采用了防沖蝕短節(jié)后，下游抗沖蝕能力也得到了加強；孔板閥閥芯通孔及閥座孔無沖蝕痕跡，上閥瓣表面、閥座套底部及四周有明顯的沖蝕痕跡，蝕痕最深5 mm，下游短節(jié)與閥連接處有沖蝕痕跡，蝕痕最深1 mm，長10 mm，沖蝕痕跡總長70 mm。

兩相比較，沖蝕模擬時主要模擬顆粒引起的沖蝕作用，得到設定參數(shù)下理想結果。現(xiàn)場試驗時，由于鉆井液中混入了氮氣，在相同壓降條件下，流體速度更高，由此引起更高的顆粒運動速度，將加快顆粒的沖蝕作用；同時，在高壓環(huán)境中，鉆井液中混入的氮氣易發(fā)生空化沖蝕作用，同樣將加快閥芯組件損傷。通過對比分析，現(xiàn)場試驗結果與數(shù)值模擬結果吻合。3種節(jié)流閥綜合性能對比結果如表2所示。

表2 3種節(jié)流閥綜合性能對比

4 結論及建議

通過建立離散相沖蝕模型，模擬分析了在高壓液固兩相流沖蝕作用下，筒式閥、楔形閥和孔板閥3種節(jié)流閥的沖蝕性能，并通過現(xiàn)場試驗對模擬結果進行了驗證，得到如下結論。

(1)建立了3種節(jié)流閥沖蝕仿真物理模型，得到了壓力場、速度場及閥芯沖蝕速率分布。在同等條件下，抗沖蝕能力依次為筒式閥>楔形閥>孔板閥。

(2)現(xiàn)場沖蝕試驗結果與模擬結果吻合，證明本文建立的離散相模型能準確地模擬高壓液固兩相流流場下的節(jié)流閥沖蝕形貌分布。

(3)綜合考慮耐沖蝕能力、節(jié)流壓井可靠性及井控工藝要求的符合性，在三高井105 MPa節(jié)流管匯中主節(jié)流應使用筒式閥，輔助節(jié)流應使用楔形閥，不建議使用孔板閥，楔形閥可使用于70 MPa及以下節(jié)流管匯中。

為確保筒式閥能在壓井過程中壓力穩(wěn)定，應對節(jié)流控制箱進行改造，可通過壓力自動調節(jié)實現(xiàn)過程壓力穩(wěn)定；在使用楔形閥時，應密切關注節(jié)流閥下游至防沖蝕靶之間的沖蝕問題，建議在變徑處優(yōu)化結構或采用耐強沖蝕材質。為確保海相井的施工安全，節(jié)流管匯的手動平板閥應能滿足帶壓(壓力在40 MPa以上)開關靈活，建議手動平板閥配置省力機構或采用新型手動平板閥。