艾白布·阿不力米提 龐德新 劉永紅 孫長友 楊博源 王一全 李 輝

(1.中國石油大學(xué)(華東) 機(jī)電工程學(xué)院 2.中國石油新疆油田公司)

0 引 言

自激波動射流相比于連續(xù)射流的主要優(yōu)勢在于其具有更大的瞬時沖擊能量[1]，將其合理地用于石油井下作業(yè)可進(jìn)一步提升破巖、解堵、改造等作業(yè)效率[2-3]，提高單井產(chǎn)量。自激波動射流是流體在特定的裝置內(nèi)進(jìn)行一系列流態(tài)和能量轉(zhuǎn)換后形成的一種特殊射流狀態(tài)[4]，其裝置結(jié)構(gòu)內(nèi)一般不存在活動部件，以亥姆赫茲噴嘴結(jié)構(gòu)[5]為典型代表。為了改善自激波動射流裝置波動效果，國內(nèi)外學(xué)者提出了很多方法。文獻(xiàn)[6]根據(jù)流體網(wǎng)絡(luò)相似理論從產(chǎn)生自激振蕩波動射流的結(jié)構(gòu)系統(tǒng)出發(fā)，研究了結(jié)構(gòu)參數(shù)對亥姆赫茲噴嘴裝置的頻率特性影響規(guī)律；文獻(xiàn)[7]通過完成一些相關(guān)的試驗(yàn)，分析射流、混合層分別與固體壁面之間的射流振蕩，得出亥姆赫茲噴嘴腔體長度、脈動頻率及波動射流速度之間的互相影響關(guān)系。但是截至目前，現(xiàn)有的自激式水力波動發(fā)生裝置仍普遍存在射流振幅小、瞬態(tài)沖擊力低、頻率不穩(wěn)定和現(xiàn)場使用受限等問題[8-14]。鑒于此，筆者基于射流的附壁效應(yīng)[15]，研制了一種結(jié)構(gòu)簡單、性能穩(wěn)定的新型自激式波動射流發(fā)生裝置，并利用數(shù)值模擬方法，對其波動發(fā)生機(jī)理進(jìn)行了探究，分析了運(yùn)行參數(shù)與射流圍壓對自激波動效果的影響[16]。研究結(jié)果可為自激式波動射流發(fā)生裝置的進(jìn)一步優(yōu)化提供依據(jù)。

1 結(jié)構(gòu)及工作原理

1.1 自激式波動射流發(fā)生裝置結(jié)構(gòu)

自激式波動射流發(fā)生裝置內(nèi)部流道結(jié)構(gòu)見圖1。裝置內(nèi)部結(jié)構(gòu)參數(shù)如下：裝置入口直徑d=50 mm，入口縮徑段直徑d1=9 mm，強(qiáng)制轉(zhuǎn)向圓直徑d2=19 mm，裝置共有4個直徑d3=5 mm的出口，反饋通道寬度w1=7 mm，分流通道寬度w2=10 mm，流道總寬度w3=66 mm，分流板噴距l(xiāng)1=95 mm，上出口與下出口間距l(xiāng)2=71 mm，裝置內(nèi)腔厚度h=10 mm。

圖1 裝置內(nèi)部流道主要結(jié)構(gòu)參數(shù)示意圖Fig.1 Schematic diagram for main structure parameters of flow channel in the device

波動射流發(fā)生裝置實(shí)物如圖2所示。受限于現(xiàn)有加工技術(shù)，將自激式波動射流發(fā)生裝置分割為2部分進(jìn)行加工，使用螺栓輔以平面密封膠進(jìn)行裝配，實(shí)現(xiàn)自激裝置的實(shí)體構(gòu)建。

圖2 波動射流發(fā)生裝置實(shí)物圖Fig.2 Pictures of wave jet generator

1.2 波動射流發(fā)生裝置工作原理

波動射流發(fā)生裝置內(nèi)流體附壁及切換原理如圖3所示。當(dāng)流體從裝置入口流入內(nèi)部流道過程中，流體在收縮段加速形成高速射流，隨之射流與周邊流體發(fā)生動量交換并產(chǎn)生卷吸效應(yīng)。由于內(nèi)芯流道內(nèi)流體空間有限，動量交換不能持續(xù)進(jìn)行；當(dāng)射流兩側(cè)壁面產(chǎn)生的卷吸不對稱時，進(jìn)一步導(dǎo)致壓力平衡狀態(tài)被打破，其結(jié)果表現(xiàn)為射流向流體壓力小的一側(cè)偏轉(zhuǎn)，即產(chǎn)生射流附壁效應(yīng)(見圖3a和圖3b)。附壁效應(yīng)充分發(fā)展后，射流附壁至一側(cè)壁面，流體將沿壁面進(jìn)一步向下流動，在流道形狀的制約下，大部分流體進(jìn)入一次分流道內(nèi)。在底部結(jié)構(gòu)作用下，一部分流體從噴嘴射出形成高速射流；另一部分流體沿反饋通道向上流動，并在進(jìn)口處沖擊高速射流，發(fā)生動量交換迫使主射流其切換附壁至另一側(cè)壁面，即完成射流附壁切換(見圖3c和圖3d)。綜上所述，入口射流束在不斷附壁切換過程中，在裝置出口形成規(guī)律的波動射流。

圖3 裝置內(nèi)流體附壁及切換原理示意圖Fig.3 Schematic diagram for wall attachment and switching principle of fluid in the device

2 數(shù)值模擬計(jì)算

應(yīng)用有限元分析軟件對裝置內(nèi)部流動特性進(jìn)行數(shù)值模擬分析，并應(yīng)用快速傅里葉變換(FFT)分析裝置的脈動特性。

2.1 幾何模型與網(wǎng)格劃分

使用Meshing對裝置內(nèi)部流體域進(jìn)行網(wǎng)格劃分，采用四面體網(wǎng)格對流體域進(jìn)行網(wǎng)格劃分，近壁面區(qū)域添加膨脹，作為邊界層網(wǎng)格，提高結(jié)構(gòu)分析的表面計(jì)算精度，邊界層數(shù)為5，邊界層拉伸因子為1.2。調(diào)整曲率法向角，細(xì)化轉(zhuǎn)角處網(wǎng)格，控制狹縫間的網(wǎng)格層數(shù)為3，采用中等平滑網(wǎng)格，控制鄰近單元緩慢產(chǎn)生網(wǎng)格過渡。計(jì)算模型流體域網(wǎng)格劃分如圖4所示。

圖4 裝置流體域網(wǎng)格劃分示意圖Fig.4 Schematic diagram for grid division of fluid domain of the device

2.2 邊界條件與湍流模型

以水為計(jì)算流體介質(zhì)，入口邊界條件采用速度入口，速度為2.65 m/s；出口邊界條件采用壓力出口，壓力為0；壁面無滑移，近壁面處采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)法處理。湍流模型采用RNGk-ε模型，梯度插值方案采用高斯-格林基于單元體，采用PISO算法進(jìn)行壓力與速度的耦合計(jì)算。由于網(wǎng)格扭曲率較高，解除鄰近修正和畸變修正之間的關(guān)聯(lián)關(guān)系，并采用二階迎風(fēng)格式進(jìn)行壓力項(xiàng)的空間離散，整個計(jì)算過程屬于瞬態(tài)求解問題；為了加快收斂速度,采用快速近似求解器求解壓力和速度方程；為了保證求解穩(wěn)定性，人工黏度設(shè)置為0.2，壓力松弛系數(shù)設(shè)置為0.8,時間步長為1×10-3s,計(jì)算時間為1 s。

2.3 網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證

為了保證計(jì)算結(jié)果的科學(xué)性和準(zhǔn)確性，確定計(jì)算所需的合適的網(wǎng)格數(shù)量，將模型劃分為不同的網(wǎng)格數(shù)量，設(shè)置相同的邊界條件及初始化，計(jì)算相同的步數(shù)，對比噴嘴出口的頻率。頻率隨網(wǎng)格數(shù)量的變化如圖5所示。頻率隨網(wǎng)格數(shù)增加逐漸減小，當(dāng)網(wǎng)格數(shù)超過30萬時，繼續(xù)增加網(wǎng)格數(shù)量，計(jì)算結(jié)果的變化不會超過10%。為了得到較為精確的解，最終選取的計(jì)算模型網(wǎng)格數(shù)量為3 973 594。

圖5 頻率隨網(wǎng)格數(shù)量的變化Fig.5 Variation of frequency with number of grids

3 數(shù)值模擬結(jié)果分析

3.1 裝置內(nèi)部流場特性

通過對波動射流發(fā)生裝置內(nèi)部流場進(jìn)行數(shù)值模擬，分析波動射流裝置的內(nèi)部流場特性。圖6為不同時刻裝置內(nèi)部的流場速度云圖。圖6a為初始時刻內(nèi)部流場示意圖。圖7為漩渦的增大與偏轉(zhuǎn)示意圖。

由圖6可知，在裝置內(nèi)部存在射流的附壁效應(yīng)和流體的反饋?zhàn)饔?。流體從入口進(jìn)入縮徑段形成高速射流束進(jìn)入裝置內(nèi)腔(見圖6a)，由于射流的附壁效應(yīng)，主射流貼附在內(nèi)腔右側(cè)壁面，距離最近的上部出口在左側(cè)，先形成左側(cè)循環(huán)，導(dǎo)致左側(cè)反饋通道的流量遠(yuǎn)大于右側(cè)反饋通道的流量(見圖6b)。左側(cè)反饋通道內(nèi)流體流至內(nèi)腔與主射流發(fā)生接觸時，主射流的高速流體與反饋通道流體存在速度差，發(fā)生剪切作用產(chǎn)生漩渦(見圖6c)。隨著回流的持續(xù)作用，主射流與內(nèi)腔右側(cè)壁面之間的漩渦不斷增大向下運(yùn)移，將主射流推動至內(nèi)腔另一側(cè)；而主射流與左側(cè)壁面之間的漩渦將進(jìn)入左側(cè)反饋通道，然后損耗并消失在反饋通道內(nèi)，如圖6d及圖7所示；形成右側(cè)反饋通道循環(huán)，再次產(chǎn)生漩渦(見圖6e)；漩渦不斷增大、偏轉(zhuǎn)，將主射流推動至內(nèi)腔另一側(cè)。這一相似過程將重復(fù)進(jìn)行，使主射流向右側(cè)偏轉(zhuǎn)到如圖6b的位置。如此反復(fù)，主射流不斷地附壁和偏轉(zhuǎn)以此產(chǎn)生波動射流。

圖6 裝置內(nèi)部流場速度云圖Fig.6 Cloud chart for flow field velocity in the device

圖7 漩渦的增大與偏轉(zhuǎn)示意圖Fig.7 Schematic diagram of vortex enlargement and deflection

3.2 出口波動射流特性

圖8為波動射流發(fā)生裝置出口處的速度波動時域圖。由圖8可知，裝置出口處的射流波動效果明顯，出口速度在180～300 m/s之間脈動，上部噴嘴脈動曲線波峰對應(yīng)下部噴嘴脈動曲線波谷，上部噴嘴與下部噴嘴脈動曲線相位差0.5個周期，上部噴嘴與下部噴嘴脈動幅值相差不大，且脈動波形較好。圖9為波動射流裝置出口速度時域圖經(jīng)過快速傅里葉變換(FFT)后得到的頻譜圖。由圖9可知，裝置出口脈動頻率為11.99 Hz，且頻率穩(wěn)定。綜合上述時域圖波形及頻譜圖分析結(jié)果可以看出，裝置波動特性較好，脈動頻率穩(wěn)定。

圖8 噴嘴出口速度時域圖Fig.8 Time domain diagram of nozzle exit velocity

圖9 噴嘴出口頻譜圖Fig.9 Frequency spectrum of nozzle exit

3.3 主射流雷諾數(shù)對裝置脈動性能的影響

在油田現(xiàn)場應(yīng)用中，期望裝置在出口產(chǎn)生較高幅值的波動射流，以此來提高井底能量轉(zhuǎn)換效率。對裝置運(yùn)行參數(shù)產(chǎn)生影響的主要因素為泵注流量，為此，消除結(jié)構(gòu)尺寸的影響，利用數(shù)值模擬計(jì)算方法研究主射流雷諾數(shù)對裝置脈動效果的影響并進(jìn)行分析，模擬參數(shù)如表1所示。全過程監(jiān)測裝置出口形成射流的平均流速變化，得到雷諾數(shù)對裝置波動效果的影響規(guī)律，如圖10所示。

由于上、下噴嘴出口流速脈動幅值與頻率相近，下面以下噴嘴為例對裝置的脈動性能進(jìn)行研究。當(dāng)主射流雷諾數(shù)由1.72×106增大至5.15×106時，出口流速幅值隨雷諾數(shù)的增大而逐漸增大；雷諾數(shù)對裝置的頻率影響較小(1 Hz以內(nèi))，當(dāng)主射流雷諾數(shù)大于2.58×106時，頻率基本穩(wěn)定在11.99 Hz。若要增加裝置的脈動幅值，可以適當(dāng)增加主射流的雷諾數(shù)。

表1 模擬參數(shù)Table 1 Simulation parameters

圖10 雷諾數(shù)對裝置波動效果的影響規(guī)律Fig.10 Influence laws of Reynolds number on wave effect of the device

3.4 圍壓對裝置脈動性能的影響

波動射流裝置性能隨圍壓的變化如圖11所示。

圖11 圍壓對波動效果的影響Fig.11 Influence of confining pressure on wave effect

波動射流發(fā)生裝置在油井內(nèi)工作時，裝置的工作環(huán)境是幾千米的井下，射流環(huán)境一般存在5～50 MPa不等的圍壓。為反映本裝置在井下實(shí)際的工作狀態(tài)，對存在不同圍壓時(0、10、20、30、40和50 MPa)裝置脈動頻率性能進(jìn)行模擬，模擬時，排量800 L/min，流量0.013 m3/s，裝置入口速度2.65 m/s，主射流雷諾數(shù)3.44×106。0～50 MPa圍壓下波動頻率范圍為11.51～11.99 Hz，可見圍壓對裝置的脈動頻率影響很小。只要保證裝置入口流量一定，裝置出口流速的脈動幅值和頻率隨著圍壓的變化基本保持不變。

4 波動射流發(fā)生裝置沖擊特性物模試驗(yàn)

4.1 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

為了進(jìn)一步驗(yàn)證裝置產(chǎn)生的波動射流沖擊特性，2021年1月在實(shí)驗(yàn)室對裝置開展了沖擊特性全尺寸物模試驗(yàn)，試驗(yàn)系統(tǒng)如圖12所示，主要由水罐、壓裂泵車、波動射流裝置、壓力傳感器、載荷傳感器、采集系統(tǒng)和計(jì)算機(jī)組成。壓力傳感器型號為CYB13HC，測量范圍0～70 MPa，精確度級別0.3%；載荷傳感器型號JLBu-0.1-1.2 t，靈敏度2.0±0.1 mV/V，綜合精度0.1%；數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)為動靜態(tài)應(yīng)變儀，型號為uT8516，應(yīng)變輸入范圍0～±120 000 με，測量分辨率0.1 με，動態(tài)范圍120 dB，采樣頻率5.12 kHz。

圖12 沖擊特性物模試驗(yàn)系統(tǒng)Fig.12 Physical model test system of impact characteristics

1—壓力傳感器；2—自激式脈沖射流發(fā)生裝置；3—載荷傳感器；4—沖擊靶板。圖13 沖擊特性物模試驗(yàn)實(shí)物圖Fig.13 Image for physical model test of impact characteristics

沖擊特性物模試驗(yàn)實(shí)物圖如圖13所示。

試驗(yàn)時由1000型壓裂車為試驗(yàn)提供穩(wěn)定的泵注流量。在裝置運(yùn)行期間，裝置入口處的靜壓由壓力傳感器實(shí)時采集。裝置在4只噴嘴出口形成波動射流束，其中一只噴嘴正對沖擊靶板(噴距取10 mm)，沖擊靶板將所接收到的射流沖擊力傳遞至載荷傳感器，并由計(jì)算機(jī)實(shí)時采集波動射流沖擊力參數(shù)，確保試驗(yàn)數(shù)據(jù)采集的同步性和精準(zhǔn)性。

4.2 試驗(yàn)結(jié)果及其分析

波動射流發(fā)生裝置通過特殊流道產(chǎn)生壓力周期性變化的流體，其波動的頻率和噴射沖擊力幅值反映了裝置的工作特性，同時對波動射流效果產(chǎn)生直接影響。為確定該裝置的波動頻率及工作特性，試驗(yàn)分別試測了排量400、600、800、1 000和1 200 L/min下波動射流的沖擊力。為方便與數(shù)值模擬分析結(jié)果對比，將試驗(yàn)測得沖擊力反演為出口流速，結(jié)果如圖14所示。隨著試驗(yàn)排量的提高，裝置出口噴嘴形成的出口流速整體呈增長趨勢，其極值、幅值均與泵注排量呈正相關(guān)。試驗(yàn)結(jié)果反演速度幅值與數(shù)值模擬出口速度幅值變化趨勢基本一致，誤差為8.7%，如圖15所示，模擬結(jié)果較為可靠。

圖14 排量對裝置出口流速的影響Fig.14 Influence of displacement on outlet velocity of the device

圖15 試驗(yàn)與數(shù)值模擬脈動幅值曲線Fig.15 Pulsation amplitude curves of test and numerical simulation

5 結(jié) 論

本文應(yīng)用有限元分析軟件對自激式波動射流發(fā)生裝置內(nèi)部流動特性進(jìn)行分析，對裝置工作原理進(jìn)行了研究，同時應(yīng)用FFT分析了裝置的脈動特性，通過改變裝置的運(yùn)行參數(shù)及射流圍壓，分析了主射流雷諾數(shù)和圍壓對裝置脈動特性的影響規(guī)律，得到以下結(jié)論。

(1)對裝置內(nèi)部流場分析發(fā)現(xiàn)，通過反饋流道內(nèi)流體與主射流產(chǎn)生漩渦的增大與下移，對主射流產(chǎn)生干擾，使主射流在內(nèi)腔左右壁面間的區(qū)域往復(fù)擺動。

(2)上部噴嘴與下部噴嘴脈動曲線相位差0.5個周期，上部噴嘴與下部噴嘴脈動幅值相差不大，總體脈動波形完整且規(guī)律明顯，反應(yīng)出裝置的波動性能較為理想。

(3)出口流速幅值受主射流雷諾數(shù)影響較大，且成正比關(guān)系，裝置的脈動頻率基本不受主射流雷諾數(shù)的影響，當(dāng)主射流雷諾數(shù)大于2.58×106時，頻率基本穩(wěn)定在11.99 Hz。

(4)自激式波動射流發(fā)生裝置的脈動特性受圍壓影響較小，對深井和淺井都適用。

(5)試驗(yàn)結(jié)果表明：隨著排量的提高，裝置出口噴嘴流速整體呈增長趨勢，且其極值、幅值均與泵注排量呈正相關(guān)。模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果誤差為8.7%，進(jìn)一步驗(yàn)證了數(shù)值模擬方法用于瞬態(tài)射流過程預(yù)測的可行性。