黃壯，宋順平，李小鵬，夏成宇，黃和祥，許煒，何宇航

(1.長江大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院,湖北荊州 434023；2.中國石油集團(tuán)川慶鉆探工程有限公司長慶鉆井總公司，陜西西安 710016)

0 前言

為了提高水力噴砂射孔技術(shù)的射流壓力，本文作者在井下增壓鉆井技術(shù)的基礎(chǔ)上設(shè)計(jì)了能應(yīng)用于水力噴砂射孔的井下水力增壓器。在井下水力增壓器中，活塞的運(yùn)動是決定增壓器實(shí)現(xiàn)能量轉(zhuǎn)換、獲得高壓射流的關(guān)鍵。因此，針對活塞運(yùn)動過程的研究對井下水力增壓器的性能好壞和增壓效率具有重要的意義。

自20世紀(jì)90年代以來，井下增壓技術(shù)開始了長足的發(fā)展，國內(nèi)外研究者們先后研制了各種基于不同原理的井下增壓裝置，并對其增壓性能進(jìn)行了大量的研究。但這些研究往往只分析活塞加壓過程對增壓器增壓效果的影響，忽略活塞回程時引起的變化，對增壓器性能的分析不全面。針對上述問題，本文作者根據(jù)井下水力增壓器活塞正反行程中流體實(shí)際運(yùn)動情況建立相應(yīng)的流體域模型，利用Fluent動網(wǎng)格技術(shù)研究增壓器在工作過程中的工作性能，并分析增壓器工作頻率與固有頻率之間的關(guān)系，通過試驗(yàn)驗(yàn)證該裝置的可行性，以期為后續(xù)增壓器的進(jìn)一步優(yōu)化設(shè)計(jì)提供依據(jù)。

1 井下水力增壓器工作原理

如圖1所示，井下水力增壓器主要由輸入流道、輸出流道、換向?qū)U、換向塊、活塞、擋塊、單向閥、高壓流道等部分組成。在工作過程中，該裝置由液體提供動力，通過換向塊的移動控制活塞上下腔與不同流道的連通，以改變活塞上下兩端的壓力差，將液體的壓力能轉(zhuǎn)化為活塞往復(fù)運(yùn)動的機(jī)械能，將部分液體增壓至超高壓，然后帶動磨料沖擊套管、水泥環(huán)以及地層巖石，實(shí)現(xiàn)水力噴砂射孔技術(shù)井下增壓的目的；其余液體則從低壓流道流出，起到清洗井底巖屑的作用。

圖1 井下水力增壓器基本結(jié)構(gòu)

2 工作性能分析

2.1 理論控制模型

2.1.1 動網(wǎng)格控制模型

活塞的運(yùn)動會引起活塞腔流域形狀的改變，這種變化的流場是動邊界流場的基本形式，因此需要應(yīng)用動網(wǎng)格技術(shù)。利用動網(wǎng)格技術(shù)計(jì)算活塞腔流域需要考慮動邊界移動的影響，列表達(dá)式如下：

(1)

式中：為通用變量；為控制體積，m；為液體密度，kg/m；?為控制體積的邊界；為動網(wǎng)格邊界移動速度，m/s；為速度矢量，m/s；為源項(xiàng)；為擴(kuò)散系數(shù)。

2.1.2 活塞運(yùn)動UDF編譯

為了清楚描述活塞在活塞腔中的運(yùn)動過程并獲得準(zhǔn)確的計(jì)算結(jié)果，需要利用UDF編譯活塞在活塞腔中的運(yùn)動函數(shù)?；钊诨钊恢械倪\(yùn)動主要由活塞兩端的壓力以及自身的重力產(chǎn)生，每個時刻的加速度由上個時刻的迭代產(chǎn)生，可得活塞增壓過程中第個迭代時間步長內(nèi)加速度函數(shù)為

(2)

活塞復(fù)位過程中第個迭代時間步長內(nèi)加速度函數(shù)為

(3)

式中：()為第個迭代時間步長內(nèi)活塞運(yùn)動的加速度，m/s；和分別為活塞上側(cè)的邊界上第個網(wǎng)格的壓力(MPa)和面積(m)；和分別為活塞下側(cè)的邊界上第個網(wǎng)格的壓力(MPa)和面積(m)。

第個迭代時間步長內(nèi)速度公式為

()=(-1)+()Δ

(4)

式中：()為第個迭代時間步長內(nèi)活塞運(yùn)動速度，m/s；Δ為每一步迭代的時間步長，s。

在每次迭代的時間步長內(nèi)，F(xiàn)luent先計(jì)算UDF函數(shù)中的加速度，然后將加速度值傳遞給Fluent求解器，以求解每一步迭代中的邊界運(yùn)動速度值。

2.2 增壓行程仿真分析

2.2.1 活塞腔增壓模型和網(wǎng)格劃分

為了精確分析活塞增壓行程中增壓器的增壓特性，根據(jù)增壓器基本結(jié)構(gòu)和增壓行程中流體流動方式建立活塞腔流體域增壓模型。該流體域模型尺寸如下：初始段液體長度為10 mm，活塞的厚度為50 mm，活塞行程為500 mm，活塞腔的直徑為66 mm，活塞桿的直徑為56 mm，活塞腔的入口面積為3.42×10m，活塞腔的出口面積為5.03×10m。將流體域模型導(dǎo)入Fluent中，為提高網(wǎng)格質(zhì)量，網(wǎng)格劃分時采用六面體結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格和O形切分，且流體域網(wǎng)格邊界之間采用Interface配對進(jìn)行數(shù)據(jù)傳遞，最終形成如圖2所示的六面體結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格。

圖2 活塞腔流體域增壓模型

2.2.2 邊界條件及動網(wǎng)格更新

將流體域模型填充液態(tài)水，且將其置于大氣壓環(huán)境中，根據(jù)輸入壓力技術(shù)要求和流體流動方式，將活塞腔上端入口面設(shè)置為壓力入口，總壓設(shè)為30 MPa，靜壓設(shè)為0.1 MPa，將出口面設(shè)置為壓力出口，出口壓力設(shè)為0.1 MPa。計(jì)算條件設(shè)置采用Simple算法，迭代時間步長取0.000 005 s，迭代步數(shù)取6 000步。動網(wǎng)格設(shè)置采用動態(tài)層更新法實(shí)現(xiàn)活塞腔網(wǎng)格更新，并選用常值比例法進(jìn)行網(wǎng)格層的分割。

2.2.3 增壓過程仿真結(jié)果分析

圖3為增壓行程中不同時刻活塞腔壓力云圖?？芍?增壓行程中活塞下腔的壓力變化可以分為起始段和穩(wěn)態(tài)段。在起始段，活塞上腔的壓力比活塞下腔大，由此形成壓差，該壓差推動活塞下行，并對活塞下腔的液體加壓，從而導(dǎo)致活塞下腔的壓力升高。隨后由于噴嘴憋壓的影響，噴嘴處也建立起壓力，因此隨著活塞繼續(xù)下移，活塞下腔的壓力逐漸趨于穩(wěn)定。在穩(wěn)態(tài)段，其壓力均值約為103 MPa，活塞下腔的壓力從0.015 s后開始進(jìn)入穩(wěn)態(tài)段。

圖3 增壓行程中不同時刻活塞腔壓力云圖

為了清楚分析增壓行程中噴嘴處流體出射速度變化規(guī)律，提取如圖4所示的噴嘴處向流體出射速度云圖進(jìn)行研究?？芍?增壓行程中噴嘴處流體出射速度隨時間呈現(xiàn)出先增大后逐漸趨于穩(wěn)定的運(yùn)動規(guī)律，同時越靠近噴嘴中心區(qū)域其流體出射速度越大。在穩(wěn)態(tài)段，向流體出射速度穩(wěn)態(tài)均值約為460 m/s，其出射速度在0.02 s附近進(jìn)入穩(wěn)態(tài)段。

圖4 增壓行程中不同時刻噴嘴處流體速度云圖

2.3 復(fù)位行程仿真分析

2.3.1 活塞腔復(fù)位模型網(wǎng)格劃分和邊界條件設(shè)置

為了精確分析活塞復(fù)位行程中增壓器的各項(xiàng)特性，根據(jù)增壓器基本結(jié)構(gòu)和復(fù)位行程中流體流動方式建立活塞腔流體域復(fù)位模型。如圖5所示，在復(fù)位模型中，初始段液體長度為40 mm，活塞腔入口面積為1.54×10m，活塞腔的出口1面積為5.03×10m、出口2面積為1.26×10m；復(fù)位行程仿真設(shè)置與增壓行程仿真設(shè)置一致，其中，邊界條件設(shè)置中，壓力入口總壓設(shè)為30 MPa，靜壓設(shè)為0.1 MPa，壓力出口1和壓力出口2均設(shè)為0.1 MPa。

圖5 活塞腔流體域復(fù)位模型

2.3.2 復(fù)位過程仿真結(jié)果分析

圖6為復(fù)位行程中不同時刻活塞腔壓力云圖?？芍簭?fù)位行程中活塞腔的壓力變化也可以分為兩個階段，起始段和穩(wěn)態(tài)段。在起始段，從進(jìn)口進(jìn)入的流體中一小部分從出口1經(jīng)高壓流道從噴嘴射出，由于出口1的直徑比進(jìn)口小很多，該處形成憋壓，因此大部分流體進(jìn)入活塞下腔，致使活塞下腔的壓力升高。而此時活塞上腔與增壓器外部連通，壓力低，因此活塞在壓差的作用下上行。在活塞上行的過程中，活塞上腔的壓力先升高后逐漸趨于穩(wěn)定。還可以看出：活塞上腔的壓力在=0.006 s附近進(jìn)入穩(wěn)態(tài)段，且穩(wěn)態(tài)壓力均值為3 MPa。

圖6 復(fù)位行程中不同時刻活塞腔壓力云圖

為了分析增壓器的工作特性，將增壓行程和復(fù)位行程的計(jì)算結(jié)果加以整理得出如圖7所示的活塞運(yùn)動對增壓器增壓特性影響曲線?？芍夯钊鰤哼^程是影響增壓器增壓效果的關(guān)鍵因素，且增壓行程中活塞運(yùn)動時間為0.027 2 s，復(fù)位行程中活塞運(yùn)動時間為0.029 3 s。分析圖7(a)可知：與復(fù)位行程相比，增壓行程中活塞運(yùn)動的速度略大，活塞運(yùn)動速度進(jìn)入穩(wěn)定所用的時間越短。分析圖7(b)可知：增壓行程中經(jīng)過增壓后的高壓流體穩(wěn)態(tài)速度出射均值為352 m/s，復(fù)位行程中流體穩(wěn)態(tài)速度出射均值為190 m/s，且在復(fù)位行程中流體出射速度在=0.002 5 s附近進(jìn)入穩(wěn)態(tài)段。分析圖7(c)可知：增壓行程中經(jīng)過增壓后的流體穩(wěn)態(tài)壓力均值為103 MPa，復(fù)位行程中由于活塞上腔與增壓器外界連通，所以活塞上腔壓力低，其壓力均值為3 MPa。

圖7 活塞運(yùn)動過程對增壓器增壓性能的影響

通過上述分析可知:所設(shè)計(jì)的井下水力增壓器在增壓行程中可以將部分流體加壓至103 MPa，高壓流體出射速度可達(dá)352 m/s，基本能夠?qū)崿F(xiàn)利用高壓流體混合磨料進(jìn)行噴砂射孔壓裂作業(yè);在回程過程中，噴嘴處流體出射速度均值為190 m/s，噴射時間長，噴射穩(wěn)定，具備良好的混砂效果。

2.4 增壓器模態(tài)分析

井下水力增壓器在工作過程中，活塞的往復(fù)運(yùn)動會引起增壓器腔體的軸向振動，其工作頻率主要受到活塞行程長度影響。為避免增壓器的工作頻率和其固有頻率重合而引起共振現(xiàn)象進(jìn)而影響增壓器的使用壽命，需要對井下水力增壓器的固有頻率進(jìn)行分析，同時也為井下水力增壓器的行程設(shè)計(jì)提供理論依據(jù)。

在進(jìn)行增壓器模態(tài)分析時，考慮到增壓器實(shí)際工況，對增壓器的上端面施加固定約束，下端看作自由端，并對增壓器材料性能參數(shù)進(jìn)行如下定義：增壓器選用40CrNiMo材料，彈性模量=2.09×10Pa，泊松比=0.29，材料的密度=7 870 kg/m。在實(shí)際應(yīng)用中，低階模態(tài)的影響往往比高階模態(tài)要大，此次主要計(jì)算增壓器前6階固有頻率。計(jì)算結(jié)果如表1和圖8所示。

表1 增壓器前6階固有頻率

圖8 增壓器前6階振型

3 增壓器地面試驗(yàn)

為驗(yàn)證井下水力增壓器設(shè)計(jì)的可行性，在地面對增壓器進(jìn)行了功能性試驗(yàn)。井下水力增壓器地面測試裝置如圖9所示。試驗(yàn)過程中，泵進(jìn)出水閥門被打開，離心泵將儲水箱的水輸送至增壓器，增壓器開始工作;隨后，增壓器產(chǎn)生的高壓脈沖射流從噴嘴射出并沖擊凹槽擋板，最后回彈至蓄水池2中;增壓器低壓流體則從低壓出口流入蓄水池1中，兩個蓄水池的水通過回水管流入流砂箱，經(jīng)流砂箱過濾后流入儲水箱。

圖9 井下水力增壓器地面測試裝置示意

此次試驗(yàn)采用清水作為試驗(yàn)介質(zhì)，分別用泵排量為5.5 L/s、泵壓為1.8 MPa以及泵排量為7.6 L/s、泵壓為2.7 MPa的離心泵進(jìn)行試驗(yàn)，試驗(yàn)現(xiàn)場如圖10所示。通過試驗(yàn)可知：井下水力增壓器運(yùn)行穩(wěn)定，增壓器噴嘴出口明顯可見高壓脈沖射流，驗(yàn)證了井下水力增壓器的可行性，實(shí)現(xiàn)了水力噴砂射孔技術(shù)井下增壓的目的。

圖10 井下水力增壓器地面試驗(yàn)

4 結(jié)論

(1)結(jié)合井下增壓技術(shù)與水力噴砂射孔技術(shù)研制了井下水力增壓器，通過地面試驗(yàn)可知，該裝置運(yùn)行穩(wěn)定，未出現(xiàn)卡死的現(xiàn)象，能夠?qū)崿F(xiàn)井下增壓的目的。

(2)在活塞運(yùn)動單一行程中，活塞運(yùn)動速度、噴嘴處的流體出射速度、活塞腔流體壓力均隨時間呈現(xiàn)出先增大后逐漸趨于穩(wěn)定的規(guī)律。

(3)仿真分析表明：井下水力增壓器可以將部分液體壓力加壓至100 MPa以上，流體出射速度提升至350 m/s以上，增壓可靠，且該裝置工作頻率與固有頻率不重合，不會引起共振，工作性能良好，能有效應(yīng)用于水力噴砂射孔技術(shù)中。