基于CFD的自進(jìn)式噴嘴參數(shù)優(yōu)化

王常斌 王 敏 徐 洋 魏 巍

（東北石油大學(xué)，黑龍江大慶 163318）

基于CFD的自進(jìn)式噴嘴參數(shù)優(yōu)化

王常斌 王 敏 徐 洋 魏 巍

（東北石油大學(xué)，黑龍江大慶 163318）

為了有效穿透井眼污染帶，擴(kuò)大泄油面積，提高油藏采收率，最終實(shí)現(xiàn)增產(chǎn)增注的目的。通過建立噴嘴三維模型，采用Fluent軟件進(jìn)行模擬，研究自進(jìn)式噴頭在不同前后噴嘴直徑、前后噴嘴角度下的流場特性，利用流場中速度的分布規(guī)律結(jié)合公式計(jì)算出反沖力、破巖力、推進(jìn)力的變化趨勢。結(jié)果表明：隨著后噴射角直徑和前噴射角角度的增大，反沖力、推進(jìn)力增大，破巖力減??；隨著前噴射角直徑和后噴射角度的增大，反沖力和推進(jìn)力減小，破巖力增大。最終得到噴嘴的匹配方案，為實(shí)際生產(chǎn)提供了可靠依據(jù)。

水力噴射鉆孔；高壓水射流；自進(jìn)式破巖；數(shù)值模擬

20世紀(jì)以來，水力噴射技術(shù)在油田中的應(yīng)用越來越廣泛［1-2］。目前，美國公司研制的JetDril射孔體系已經(jīng)得到了較成熟的應(yīng)用，但由于油藏特性和形態(tài)不同，還需要進(jìn)一步改善［3-5］。國內(nèi)自1994年始，在大慶、吐哈、遼河等油田進(jìn)行了試驗(yàn)，但仍存在噴射距離短、近井帶污染等缺點(diǎn)［6-8］。隨著CFD軟件的可靠性不斷提高，利用計(jì)算機(jī)仿真研究水力噴射鉆孔技術(shù)對實(shí)際應(yīng)用有很大參考價(jià)值。因此，筆者應(yīng)用Fluent軟件模擬不同參數(shù)下的噴嘴噴射情況，從而建立起高效的噴嘴匹配方案。

1 數(shù)學(xué)模型

噴頭噴射過程中的水射流示意圖如圖1所示。其中，后噴嘴噴射角度θ1，前噴嘴噴射角度θ2，后孔直徑d1，前孔直徑d2。噴頭入口流量Q0為28 L/min，壓力p為60 MPa，d2為0.4 mm，d1為0.5 mm，θ2為30°，θ1為55°，前后噴孔數(shù)量均為4個(gè)。

圖1 噴頭射流示意圖

對連續(xù)射流，在噴嘴出口截面內(nèi)外兩點(diǎn)間應(yīng)用伯努利方程，忽略兩點(diǎn)間的高度差，可得出如下關(guān)系式［9］

式中，ρ1、ρ2分別為噴嘴內(nèi)、外液體密度，kg/m3； p1、p2分別為噴嘴內(nèi)、外靜壓力，MPa；v1、v2分別為內(nèi)、外流體平均流速，m/s。

在兩點(diǎn)間應(yīng)用連續(xù)方程，并且A＝πd2/4，ρ1=ρ2，即可得出

由于p1＞＞p2，（d2/d1）4＜＜1，同時(shí)將ρ=998 kg/m3代入式（2），得出射流流速

式中，v為射流流速，m/s；p為射流壓力，MPa。

由q=vA計(jì)算出射流流量

式中，q為射流流量，L/min；d為噴嘴出口直徑，mm。

在實(shí)際應(yīng)用中，射流反沖力是一個(gè)基本參數(shù)。在噴嘴出口截面內(nèi)外兩點(diǎn)間應(yīng)用動(dòng)量定理［9］得

式中，F(xiàn)為單位時(shí)間內(nèi)作用在單位體積流體上的力，N；Δt為作用時(shí)間，s；m為單位體積流體質(zhì)量，kg；v1、v2分別為噴嘴出口截面內(nèi)、外流體平均流速，m/s。

由作用力等于反作用力可知，上式中F的反值即為射流反沖力值Ff?？紤]到m/Δt=ρq，在噴嘴出口截面內(nèi)外兩點(diǎn)間應(yīng)用連續(xù)性方程，經(jīng)推導(dǎo)后可得

將式（3）代入式（6），得

式中，F(xiàn)f為水流反沖力，N。

將式（4）代入式（7），可得出射流反沖力的另一表達(dá)式［10］

對于本算例反沖力的表達(dá)式應(yīng)為

式中，n為噴嘴數(shù)量，個(gè)；θ1為后噴嘴噴射角度，°；d1為后噴嘴直徑，mm。

對于本算例破巖力表達(dá)式

式中，F(xiàn)p為水流破巖力，N；θ2為前噴嘴噴射角度，°；d2為前噴嘴直徑，mm。

自進(jìn)式噴頭推進(jìn)力等于反向噴嘴反沖力與破巖力之差，其表達(dá)式

式中，F(xiàn)t為推進(jìn)力，N。

2 數(shù)值模擬及分析

建立不同前、后噴嘴噴射角度和前、后噴嘴直徑，以此得到流場的分布形態(tài)，并對流場進(jìn)行分析，以了解射流流場特性，從而指導(dǎo)噴嘴設(shè)計(jì)。

三維模型的建立如圖2所示，其中，前、后噴嘴各4個(gè)，噴頭由兩個(gè)圓柱體和一個(gè)半球形組成，圓柱形巖層高30 mm，底邊直徑20 mm，采用淹沒射流。對整個(gè)模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分，在Gambit中進(jìn)行邊界條件設(shè)置，指定連續(xù)類型后進(jìn)行模擬計(jì)算，模擬過程中采用k-ξ湍流模型。

圖2 模型的網(wǎng)格劃分圖

改變參數(shù)來模擬噴頭噴射情況，經(jīng)迭代、收斂后，分別創(chuàng)建XY平面，前噴孔平面和后噴孔平面，最終得到噴頭各個(gè)平面速度云圖見圖3。

2.1 后噴孔直徑

對同一噴嘴而言，隨著噴嘴直徑減小，噴孔最大速度會(huì)逐漸增大，射流能量也隨之集中，破壞性能逐步增強(qiáng)，但破壞區(qū)域越來越小。在實(shí)際選擇噴嘴直徑時(shí)，往往要和進(jìn)口壓力匹配好。如果噴嘴直徑過大，泵流量供應(yīng)不足時(shí)，會(huì)導(dǎo)致噴射的水流不足，噴嘴破壞能力不夠［11］，所以這里選擇壓力為60 MPa。前孔直徑為0.40 mm、前噴角為30°、后噴角為55°時(shí)，改變后噴孔直徑d1分別為0.50、0.55、0.60、0.65、0.70 mm，模擬后選取各噴射孔的最大速度，然后結(jié)合公式（9）、（10）和（11）。圖4為模擬后的反沖力、破巖力和推進(jìn)力隨后噴射孔直徑增加的變化圖。

圖3 模擬后不同平面的速度云圖

圖4 3種力在不同后噴孔直徑d1下的變化

由圖4可知，隨著后噴射孔直徑d1的增大，反沖力整體趨勢增大，而破巖力逐漸減小，這就導(dǎo)致推進(jìn)力整體趨勢增大，并且推進(jìn)力增大趨勢較大。為了使噴頭作業(yè)效果達(dá)到最佳狀態(tài)，且3種力都不至于太小，這里選擇后噴射孔直徑d1為0.55～0.65 mm之間比較合適。

2.2 前噴孔直徑

選擇后噴孔直徑為0.7 mm、前噴角為30°、后噴角為55°，改變前噴孔直徑d2分別為0.40、0.42、0.44、0.46、0.48 mm，計(jì)算出模擬后的3種力。圖5為模擬后反沖力、破巖力和推進(jìn)力隨前噴孔直徑增加的變化圖，可以看出，隨著前噴射孔直徑d2的增大，反沖力呈減小趨勢，破巖力呈增大趨勢，導(dǎo)致推進(jìn)力整體呈減小趨勢。其中，反沖力和推進(jìn)力的減小趨勢較大。因此，為了使噴頭達(dá)到較好的破巖效果，在這里選擇前噴射孔直徑d2在0.40～0.44 mm之間。

圖5 3種力在不同前噴孔直徑d2下的變化

2.3 后噴射孔角度

對于不同安裝角度噴嘴，模擬結(jié)果相差很大［11］。并且，它對于噴射范圍起著決定性的作用，因此，在模擬過程中，噴射角度會(huì)作為一個(gè)重要參數(shù)來優(yōu)化。

建立前孔直徑為0.40 mm、后孔直徑為0.50 mm、前噴角為30°時(shí)，改變后噴角θ1分別為55°、60°、65°、70°，計(jì)算出模擬后的3種力。圖6為模擬后反沖力、破巖力和推進(jìn)力隨后噴角的變化圖。

圖6 不同后噴角θ1下3種力的變化

由圖6可知，隨著后噴角θ1的增大，反沖力呈減小趨勢，破巖力呈增加趨勢，推進(jìn)力整體呈減小趨勢，并且減小趨勢較大，為了使噴頭破巖和前進(jìn)效果達(dá)到較高水平，3種力不宜過小，所以，這里選擇后噴角θ1為55°～60°之間。

2.4 前噴射孔角度

選擇前孔直徑為0.40 mm、后孔直徑為0.60 mm、后噴角為55°，改變前噴角θ2分別為5～60°，計(jì)算出模擬后3種力。圖7為模擬后反沖力、破巖力和推進(jìn)力隨前噴角增大的變化圖。

由圖7可知，隨著前噴角θ2增大，反沖力呈增大趨勢，破巖力呈減小趨勢，使推進(jìn)力整體呈增大趨勢。前噴嘴角度對射流結(jié)果有很大影響，如果角度過小，會(huì)出現(xiàn)噴頭無法前進(jìn)，達(dá)不到破巖目的。如果射流角度過大會(huì)出現(xiàn)噴射不到壁面，無法破巖，甚至堵塞孔道的現(xiàn)象，并且，為了使推進(jìn)力較大的同時(shí)，破巖力又不至于太小，所以最終選擇前噴角θ2在40°～50°之間。

圖7 不同前噴角θ2下3種力的變化

3 匹配方案

對于自進(jìn)式噴頭考慮的參數(shù)包括：前、后噴嘴直徑和前、后噴嘴角度等。結(jié)合以上模擬及計(jì)算結(jié)果，得到的參數(shù)匹配方案，見表1。

表1 噴嘴結(jié)構(gòu)參數(shù)的匹配方案

以上方案在實(shí)際的生產(chǎn)運(yùn)行中都是可以采用的，對于方案1、4、5，反沖力、破巖力和推進(jìn)力大小適中，可以直接采用，但是，方案4、5推進(jìn)力較?。粚τ诜桨?，它的破巖力相對較小，不利于破巖順利進(jìn)行；方案3的反沖力和破巖力雖然數(shù)值適中，但是推進(jìn)力過小，不利于噴嘴自進(jìn)。

4 結(jié)論

針對高壓水射流技術(shù)的不足，模擬不同噴嘴噴射情況，并根據(jù)噴嘴參數(shù)制定匹配方案，得到以下結(jié)果：后噴孔直徑增大，反沖力、推進(jìn)力增大，加快水力噴射鉆孔速度；前噴孔直徑增大，破巖力增大，推進(jìn)力減小，加速破巖效果；后噴嘴安裝角度增大，反沖力、推進(jìn)力隨之減小，降低了鉆孔速度；前噴嘴安裝角度增大，破巖力減小，推進(jìn)力增大，噴嘴自進(jìn)性強(qiáng)。

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［9］黃衛(wèi)星，陳文梅.工程流體力學(xué)［M］.北京：化學(xué)工業(yè)出版社，2001.

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CFD-based parameter optimization for self-propelled nozzle

WANG Changbin, WANG Min, XU Yang, WEI Wei
（Northeast Petroleum University, Daqing 163318, China）

In order to effectively penetrate borehole pollution belt and expand the drainage area, certain work was done to increase the oil recovery and ultimately realize the purpose of production and injection increasing. By building a three-dimensional model of the nozzle, with the help of simulation software Fluent, flow field characteristics of self-propelled nozzle was studied under the conditions of different nozzle diameter and different angle between fore and post nozzles. The trend of the recoil power, rock breaking power and propulsion power were calculated by combining flow field velocity distribution law with the relevant formula. The results show that with the increasing of post nozzle diameter and fore nozzle angle, the recoil power and propulsion power increase, and rock breaking power decreases; on the other hand, with the rising of fore nozzle diameter and post nozzle angle, the recoil power and rock breaking power decrease, and propulsion power increases. The matching program of nozzle obtained by above numerical simulation provides a reliable basis for the actual production.

hydraulic jet drilling; high-pressure water jet; self-propelled rock breaking; numerical simulation

TE248

A

2012-06-16）

〔編輯 景 暖〕

1000 - 7393（ 2013 ） 01 - 0108 - 04

王常斌，1964年生。2004年畢業(yè)于浙江大學(xué)力學(xué)系，主要從事石油工程和計(jì)算流體力學(xué)方面的研究工作，博士。E-mail：wcb0917@sina.com。聯(lián)系人：王敏，電話：13614644635。E-mail：wangminmin2006@sina.com。

王常斌，王敏，徐洋，等.基于CFD的自進(jìn)式噴嘴參數(shù)優(yōu)化［J］. 石油鉆采工藝，2013，35（1）：108-111.