自推進(jìn)噴嘴井筒內(nèi)流場(chǎng)數(shù)值模擬

莫麗，王軍

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自推進(jìn)噴嘴井筒內(nèi)流場(chǎng)數(shù)值模擬

莫麗，王軍

(西南石油大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院，四川成都，610500)

以深穿透水平鉆孔自推進(jìn)噴嘴為模擬對(duì)象，根據(jù)模型和實(shí)測(cè)井眼建立流場(chǎng)模型，采用標(biāo)準(zhǔn)?雙方程模型，對(duì)不同后噴孔布置下的自推進(jìn)噴嘴井筒內(nèi)流場(chǎng)進(jìn)行數(shù)值模擬。研究結(jié)果表明：井筒內(nèi)，由于后噴孔射流的抽吸作用，2個(gè)相鄰射流之間會(huì)形成一個(gè)漩渦區(qū)，該漩渦由其發(fā)生位置的不同，可對(duì)井底返流形成阻礙或卷吸加速作用；后噴孔射流本身對(duì)井底返流有加速攜帶作用；沿井筒徑向，漩渦區(qū)速度由井壁向噴嘴處逐漸增大，這將加劇噴嘴和高壓軟管的沖蝕；將后噴孔由3個(gè)均布改為6個(gè)均布，改進(jìn)后噴嘴射流形成的漩渦區(qū)面積只為改進(jìn)前的25%，且漩渦區(qū)速度降低最多達(dá)6 m/s，充分發(fā)揮了射流本身和漩渦區(qū)的特點(diǎn)，可有效提高自推進(jìn)噴嘴流場(chǎng)的攜巖效率，延長(zhǎng)其使用壽命。

深穿透；水平鉆孔；自推進(jìn)噴嘴；井筒內(nèi)流場(chǎng)；數(shù)值模擬

深穿透水平鉆孔技術(shù)是利用高壓泵將液體泵入高壓軟管，再經(jīng)高壓噴嘴形成射流沖擊破碎巖石形成孔道的水平井鉆孔工藝，具有泄油面積大、單井產(chǎn)量高、穿透度大、儲(chǔ)量動(dòng)用程度高、改善周圍流場(chǎng)等優(yōu)點(diǎn)。在對(duì)厚度薄、滲透率低、大黏度稠油油氣藏以及煤層氣的開發(fā)中已被證明是極佳的鉆孔方式[1?4]?，F(xiàn)使用的徑向水平鉆孔射流鉆頭主要有旋轉(zhuǎn)射流單孔噴嘴以及多孔噴嘴。射流噴嘴的使用壽命和工作性能除了與其工作參數(shù)有關(guān)外，還與其結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)和井底流場(chǎng)特性有很大關(guān)系。多孔噴嘴由于其在井底狹小而有限的空間中存在多股射流，在射流與射流、射流與井壁、射流與噴嘴的相互作用下，其井底的流場(chǎng)極其復(fù)雜。國內(nèi)外已經(jīng)有很多學(xué)者開展了水射流破巖成孔時(shí)鉆頭與井底的流場(chǎng)分析研究[5?10]，通過對(duì)流場(chǎng)的分析，得出射流破巖時(shí)井底的流場(chǎng)特性，從而指導(dǎo)射流噴嘴結(jié)構(gòu)進(jìn)行改進(jìn)，但這些分析均基于旋轉(zhuǎn)射流噴嘴或者非自推進(jìn)式多孔噴嘴。對(duì)于自推進(jìn)式噴嘴，胡坤等[11?14]對(duì)其自推進(jìn)機(jī)理、推進(jìn)力以及各不同參數(shù)組合下噴嘴的破巖效果進(jìn)行了分析，但對(duì)后噴孔的布置，以及由于后噴孔射流導(dǎo)致的井筒內(nèi)流場(chǎng)變化影響分析還鮮有人涉及?；诖?，本文作者運(yùn)用計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)技術(shù)(CFD)開展自推進(jìn)噴嘴井筒內(nèi)流場(chǎng)數(shù)值模擬研究，并提出改進(jìn)措施。

1 物理模型及控制方程

1.1 物理模型

噴嘴外徑為10 mm，內(nèi)徑為7 mm，噴嘴體前端有3個(gè)均布的前噴孔，直徑為0.6 mm，與軸線距離為2 mm，夾角為15°；研究過程中在噴嘴體上不同位置布置3~6個(gè)后噴孔，以便考察后噴孔對(duì)井筒內(nèi)流場(chǎng)的影響，后噴孔與軸線夾角為20°。噴嘴結(jié)構(gòu)示意圖如圖1所示。

(a) 側(cè)視圖；(b) 主視圖

在入口總流量、前噴孔過流面積相等、后噴孔過流面積、噴嘴推進(jìn)力基本相等的條件下，對(duì)3種噴孔組合(表1)條件下的噴嘴進(jìn)行模擬，噴孔布置方式如圖2所示，以研究后噴孔安裝位置和個(gè)數(shù)對(duì)井筒內(nèi)流場(chǎng)的影響。

自推進(jìn)噴嘴推進(jìn)力按下式計(jì)算[14]：

式中：p為破巖力，N；1為前噴孔數(shù)，個(gè)；1為前噴孔直徑，mm；1為前噴孔傾角；為射流壓力，MPa；f為反沖力，N；2為后噴孔數(shù)，個(gè)；2為后噴孔直徑，mm；2為后噴孔傾角；為推進(jìn)力，N。

表1 模擬噴嘴結(jié)構(gòu)參數(shù)

(a) 方案1；(b) 方案2；(c) 方案3

在實(shí)際鉆孔過程中，由于地層巖性的各向異性以及噴嘴的振動(dòng)使噴嘴并不是沿一條固定的軸線運(yùn)動(dòng)，最終成孔并非圓形。沿井眼深度方向?qū)ζ溥M(jìn)行10等分(記為測(cè)量點(diǎn)1~10)，并于每個(gè)等分點(diǎn)處沿井眼直徑方向每45°測(cè)量井眼直徑后取平均值并對(duì)平均值取整后為模型井眼直徑(如計(jì)算平均值為16.11 mm，取16.00 mm)，部分實(shí)測(cè)井眼直徑如表2所示。取噴距(噴嘴前噴孔出口處到井底的垂直距離)為2.5 mm，井底簡(jiǎn)化為平面；循環(huán)介質(zhì)為水，并以軸正向?yàn)閲娮烨斑M(jìn)方向，建立計(jì)算域模型如圖3所示。采用非均勻網(wǎng)格單元，在噴嘴出口及井底采用加密網(wǎng)格。

表2 實(shí)測(cè)井眼測(cè)量直徑

(a) 計(jì)算域模型；(b) 網(wǎng)格

1.2 控制方程

自推進(jìn)噴嘴井底及井筒內(nèi)流場(chǎng)皆為復(fù)雜的湍流流動(dòng)，視水為不可壓縮流體，文中采用標(biāo)準(zhǔn)?雙方程模型進(jìn)行數(shù)值模擬，其控制方程如下[15]。

連續(xù)方程：

動(dòng)量方程：

湍動(dòng)能方程：

式中：為流體密度；和為速度張量，和為1，2，3，為，和坐標(biāo)軸方向，1；為質(zhì)量力張量；為湍動(dòng)能；為湍動(dòng)能耗散；為流體黏度；eff為有效黏度；t為湍流黏度； P為黏性力和浮力的湍動(dòng)能產(chǎn)生項(xiàng)；C，，，σ和σ為常數(shù)，分別取0.09，1.44，1.92，1.0和1.3。

1.3 邊界條件設(shè)置

本文采用CFX軟件進(jìn)行數(shù)值模擬，邊界條件設(shè)置如下：

1) 入口條件：以噴嘴入口為流體入口，入口流量為23 L/min，湍流強(qiáng)度為5%；

2) 出口條件：以噴嘴外徑與井壁之間的環(huán)空頂部為出口，設(shè)出口處流動(dòng)已得到充分發(fā)展，出口平均靜壓為20 MPa，整個(gè)出口均勻分布，以模擬井下2 km井況；

3) 壁面條件：設(shè)壁面為無滑移固壁；

4) 計(jì)算中假設(shè)噴嘴軸線與井眼軸線重合，即噴嘴不存在偏心與振動(dòng)[11]。

對(duì)于湍流計(jì)算項(xiàng)采用一階格式，壓力與速度的耦合采用SIMPLE算法，并以高精度離散格式及有限體積法進(jìn)行計(jì)算。

2 模擬結(jié)果及分析

2.1 井筒內(nèi)流場(chǎng)特性分析

多股射流沖擊井底，各射流引起的漫流在井底相互碰撞后會(huì)向上舉升，在舉升的過程中，流體攜帶的巖屑就隨之排到井筒環(huán)空中；在噴孔射流沖擊井底的正面時(shí)，漫流碰撞井壁后由于受到井底射流的卷吸以及井壁與噴嘴之間有限空間的限制，一部分流體會(huì)回流產(chǎn)生漩渦，另一部分則沿井壁向上運(yùn)動(dòng)返出，由于漩渦的產(chǎn)生使漫流攜出的巖屑被再次卷入井底，這對(duì)噴嘴的破巖效率有一定影響。由井底返出的流體在進(jìn)入井筒后一段距離內(nèi)穩(wěn)定下來形成穩(wěn)定的環(huán)空單向流動(dòng)。當(dāng)后噴孔存在時(shí)，返出流體的流動(dòng)狀態(tài)在井筒內(nèi)必然會(huì)受其影響而發(fā)生變化。

2.1.1 方案1流場(chǎng)特性分析

圖4所示為無后噴孔噴嘴井底返流流線與自推進(jìn)噴嘴方案1井底返流流線的對(duì)比圖。圖4中區(qū)域Ⅰ為射流漫流碰撞后舉升流體區(qū)，區(qū)域Ⅱ?yàn)榱黧w漩渦區(qū)。由圖4(a)可以看到：當(dāng)沒有后噴孔時(shí)，井筒內(nèi)流體沒有強(qiáng)烈的擾動(dòng)，在進(jìn)入環(huán)空后很短一段距離內(nèi)就趨于平穩(wěn)。圖4(b)和圖4(c)分別為方案1中，2個(gè)后噴孔之間和正對(duì)后噴孔位置的流線圖。由圖4(b)可以看出：由于后噴孔的存在，自推進(jìn)噴嘴井筒內(nèi)的流場(chǎng)變得復(fù)雜。首先，井底返流在井筒內(nèi)受到后噴孔射流的影響經(jīng)過了更長(zhǎng)的距離才形成穩(wěn)定流；其次，由區(qū)域Ⅰ可以看到，在2個(gè)后噴孔射流之間，流體在此處形成了范圍較寬的漩渦區(qū)，并且2個(gè)后噴孔形成的漩渦在中間發(fā)生碰撞、擠壓，這是由于后噴孔噴射出的流體速度遠(yuǎn)大于井底返流的速度，在射流出口處產(chǎn)生的抽吸作用使在兩射流之間的低速流體回流，進(jìn)而形成漩渦；再者，由區(qū)域Ⅱ看到，由于速度的差別，井底漫流碰撞舉升形成的返流在與后噴孔射流形成的漩渦發(fā)生碰撞后，被漩渦阻止，出現(xiàn)向兩側(cè)回流形成新的漩渦；這些漩渦的存在使由井底返出的巖屑在井筒內(nèi)必須經(jīng)歷更復(fù)雜的運(yùn)動(dòng)才能被排出，這種現(xiàn)象對(duì)井底巖屑的返排不利。由圖4(c)可見：原來回流向井底形成漩渦的流體中的一部分在后噴孔射流的作用下，開始向環(huán)空出口處運(yùn)動(dòng)，這主要是因?yàn)?，后噴孔射流速度較大，其向環(huán)空中噴射時(shí)在出口處產(chǎn)生抽吸作用，這種抽吸作用使速度相對(duì)較小的回流流體被卷入射流中，這種抽吸作用對(duì)井底巖屑的返排有積極的作用。

(a) 無后噴孔噴嘴井底返流流線圖；(b) 方案1的2個(gè)后噴孔之間的流線圖；(c) 方案1正對(duì)后噴孔流線圖

2.1.2 方案2流場(chǎng)特性分析

圖5所示為噴嘴方案2井筒內(nèi)流場(chǎng)流線圖。由圖5(a)可見：在2個(gè)后噴孔之間同樣存在2個(gè)相互接觸的漩渦區(qū)，其面積和結(jié)構(gòu)與方案1的基本一致。在方案2中，漩渦區(qū)Ⅰ所對(duì)應(yīng)的位置為井底回流漩渦區(qū)，在位置處，由于后噴孔射流抽吸形成的漩渦作用，向井底回流的流體，在漩渦的卷吸下進(jìn)入漩渦然后被抽吸到后噴孔射流中噴射出去，這有利于井底巖屑的返排。從圖5(b)可以看到：一方面，井底漫流碰撞舉升形成的返流一部分被后噴孔射流攜帶加速，這在一定程度上加快了井底流體的向上舉升作用；另一方面，由于抽吸形成的漩渦卷吸作用，井底舉升流體中的一部分被卷入漩渦中，這在一定程度上加大了巖屑運(yùn)動(dòng)軌跡的復(fù)雜程度。

(a) 2個(gè)后噴孔之間流線圖；(b) 2正對(duì)后噴孔流線圖

2.1.3 方案3流場(chǎng)特性分析

對(duì)于自推進(jìn)噴嘴，后噴孔帶來的影響不可避免。但合理設(shè)計(jì)后噴孔的位置，利用其影響效應(yīng)中的有利部分，將漩渦盡量發(fā)生在井底回流漩渦區(qū)上方，同時(shí)利用后噴孔射流本身具有較高速度的優(yōu)勢(shì)，帶動(dòng)井底返流，有助于巖屑的返排。

圖6所示為方案3井筒內(nèi)流線圖。由圖6(a)可以看到：方案1和方案2中的漩渦區(qū)被嵌入中間的噴孔射流分開，形成了方案3中區(qū)域Ⅰ所示的新漩渦區(qū)，其面積比方案1和方案2的有明顯減小；并且，除在井底漫流碰撞舉升返流(圖6(b)Ⅰ)、前噴孔射流正面井底回流漩渦區(qū)的返流流體運(yùn)動(dòng)得到加強(qiáng)外，如圖6(a)Ⅰ中位置所示，后噴孔射流之間更小、更密的漩渦使井底回流漩渦中更多的流體被抽吸卷入到后噴孔射流中以更快的速度排出。在圖6(a)還可以看到區(qū)域Ⅱ的存在，此區(qū)域內(nèi)流線出現(xiàn)了一定程度的彎曲與偏轉(zhuǎn)但并未出現(xiàn)回流現(xiàn)象，這主要是由于射流運(yùn)動(dòng)到此處后速度還比較大，射流距離比較短，使相互之間的干擾變得強(qiáng)烈，導(dǎo)致流體運(yùn)動(dòng)發(fā)生振動(dòng)，此區(qū)域的存在對(duì)流體的返排影響較小。

(a) 2個(gè)后噴孔之間流線圖；(b)正對(duì)后噴孔流線圖

2.2 井筒內(nèi)速度分析

為了分析后噴孔射流在井筒內(nèi)引起的流速變化，過后噴孔射流環(huán)空中心作直線1和直線4(方案3中過射流中心直線為2條，分別正對(duì)回流漩渦區(qū)及正對(duì)漫流舉升區(qū))，以及于后噴孔射流之間環(huán)空中心作直線2(方案1和方案2位于面內(nèi)，方案3位于面內(nèi))，如圖7所示。

(a) 方案1和方案2分析線；(b) 方案3分析線

不同方案直線1和直線4處速度曲線如圖8所示。由圖8(a)可以看到：方案1和方案2因其后噴孔直徑更大射流強(qiáng)度更高，其最大速度比方案3的更大，而在井筒中的衰減速度慢于方案3的速度，方案3的速度更快趨于穩(wěn)定；另外，處于井底回流漩渦區(qū)上方的后噴孔射流(方案1和方案3中的直線1)，有使回流漩渦區(qū)的正向速度部分向負(fù)向轉(zhuǎn)變的趨勢(shì)，說明射流的抽吸作用確實(shí)帶動(dòng)了部分回流的流體向環(huán)空排出；其次，由處于井底漫流撞擊舉升區(qū)的后噴孔射流速度曲線(方案2中的直線1，方案3中的直線4)可以看到，方案2因其射流強(qiáng)度更大，使抽吸作用出現(xiàn)在 18.234 mm處，早于方案3的16.574 mm，最終卷入射流前一刻的速度在11.578 mm處方案2為6.67 m/s略高于方案3的5.36 m/s，可以確認(rèn)后噴孔射流對(duì)井底返流起到了加速攜帶作用。

(a) X方向速度曲線；(b) Y方向速度曲線；(c) Z方向速度曲線

由圖8(b)和圖8(c)可以看到：在環(huán)空速度穩(wěn)定之前，各方案中方向的速度都出現(xiàn)了正負(fù)交替的現(xiàn)象；而方向的速度在井底到穿過射流之間的一段出現(xiàn)了比較大的變化，其后雖也有正負(fù)交替現(xiàn)象出現(xiàn)，但幅度極小。因此，在后噴孔射流之間的漩渦區(qū)之外，流體經(jīng)過井底返出到井筒內(nèi)后，在一段距離內(nèi)是螺旋上升的。

圖9所示為不同方案直線2處的速度曲線。由圖9(a)可見：方案3的后噴孔射流引起的漩渦范圍比方案1和2的小，只約為前2種方案的25%，其速度最大值為9.93 m/s，且更早趨于穩(wěn)定；方案1引起的漩渦在靠近井底的一端，由于受到井底漫流撞擊舉升流體的阻礙而有所收縮，其范圍要稍比方案2的小，其速度最大值為15.38 m/s，也小于方案2的16.25 m/s。由圖9(b)和圖9(c)可以看到：在離開井底后方案1和方案2中和方向的速度，只在漩渦區(qū)有小幅的振動(dòng)后快速趨于0 m/s。

(a) X方向速度曲線；(b) Y方向速度曲線；(c) Z方向速度曲線

通過漩渦速度最大處沿井筒徑向作直線3(見圖7，方案1和在面內(nèi)，方案3在面內(nèi))。圖10所示為直線3處的速度曲線。由圖10可見：各方案中沿井筒徑向，2個(gè)漩渦接觸處的速度靠近噴嘴處均大于靠近井壁處的速度，因?yàn)楹髧娍咨淞饕砸欢ǖ膬A角由噴嘴向環(huán)空及井壁噴射，噴孔周圍的流體在后噴孔射流的抽吸作用下，會(huì)出現(xiàn)向噴孔靠近的趨勢(shì)。這種現(xiàn)象將加劇攜帶有巖屑的井底返流對(duì)噴嘴及高壓軟管的沖蝕，從而降低其壽命。還可知方案3中，漩渦的平均速度與靠近噴嘴處速度都比方案1和方案2的小，且噴嘴處速度降低最多達(dá)6 m/s。

1—方案1；2—方案2；3—方案3

2.3 噴嘴所受流動(dòng)阻力分析

噴嘴在井筒中運(yùn)動(dòng)受到的流體阻力可分為流動(dòng)摩擦阻力和壓差阻力。其中，流動(dòng)摩擦阻力可按下式計(jì)算[16]：

式中：f為流動(dòng)摩擦阻力；為管長(zhǎng)，m；為管徑，m；為流速，m/s；為重力加速度，m/s2；為水力摩阻系數(shù)；為雷諾數(shù)；Δ為平均粗糙度，μm；Δ/為相對(duì)粗糙度。

由式(10)可知：當(dāng)和一定時(shí)，f只與和有關(guān)，由莫狄摩擦因數(shù)圖可得，當(dāng)流體處于完全湍流狀態(tài)(＞10 000)時(shí)，與無關(guān)，只與Δ/有關(guān)。本文中井筒中流體處于完全湍流狀態(tài)，且Δ/可視為定值，從而f與2呈正比例關(guān)系。由前面的分析我們已經(jīng)得到3個(gè)方案最終出口速度都趨于一致，但是方案1和方案2下漩渦區(qū)和后噴孔射流速度比方案3的大，由此可以得出，方案3噴嘴所受的流動(dòng)摩擦阻力比方案1和方案2的小，這將提高噴嘴的工作效率。

方案1與方案2中噴嘴前后壓差基本相等，方案3中噴嘴前后壓差與方案1和方案2的差值為 0.1 MPa，其值較小故可忽略影響。

3 結(jié)論

1) 對(duì)于自推進(jìn)噴嘴，由于后噴孔射流的作用，井筒內(nèi)2股后噴孔射流之間會(huì)產(chǎn)生漩渦，漩渦的產(chǎn)生會(huì)加劇井底返流的運(yùn)動(dòng)路徑復(fù)雜性；后噴孔位置的布置，對(duì)井筒內(nèi)流場(chǎng)有很大影響；前后噴孔重合的布置方式對(duì)井底返流的影響最大，將嚴(yán)重影響流體返排的效率。

2) 后噴孔射流產(chǎn)生的抽吸作用對(duì)井底返流有一定的加強(qiáng)作用，其間形成的漩渦在合適的位置可以起到卷吸井底回流漩渦流體的效果。

3) 利用后噴孔射流的特點(diǎn)，在保證對(duì)前噴孔射流流量以及整體推進(jìn)力影響不大的前提下，改進(jìn)后6個(gè)后噴孔噴嘴，其產(chǎn)生的漩渦區(qū)面積只有3個(gè)后噴孔時(shí)的25%，并且漩渦區(qū)的速度也比3個(gè)后噴孔時(shí)的小，這種結(jié)構(gòu)有利于提高井底返流的返出效率，以及減小攜巖返流對(duì)噴嘴及高壓軟管的沖蝕，延長(zhǎng)其使用壽命。

4) 6個(gè)后噴孔噴嘴所受流動(dòng)摩擦阻力比3個(gè)后噴孔噴嘴的?。蝗欢鋲翰钭枇β员?個(gè)后噴孔的大，但差值較小對(duì)噴嘴的影響可以忽略。

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Numerical simulation for wellbore flow field of self-propelled nozzle

MO Li, WANG Jun

(School of Mechatronic Engineering, Southwest Petroleum University, Chengdu 610500, China)

Taking the self-propelled nozzle used in deep penetrate horizontal drilling as the object, wellbore flow field numerical simulation under different back nozzle holes arrangements of self-propelled nozzle was obtained by?two equation turbulence model according to the model and bore hole diameter. The results show that a swirl is formed between two adjacent jets because of pumping effect of back nozzle jet within the wellbore. The swirls may be blockers or promoters to bottom regurgitation based on different positions. Besides, the back nozzle jet can also be an accelerator to the bottom regurgitation. Along wellbore radial direction, the flow velocity of the swirl zone increases from wall to nozzle, which aggravates erosion of the nozzle and high-pressure hose. After changing quantity of the back nozzle hole from 3 to 6, the swirl area is only 25% of the one before the improvement, and swirl velocity has a 6 m/s drop at most. These falling indexes indicate that the quantity changing can make full use of characteristic of the swirl zone and jet flow itself, and they can improve the self-propelled nozzle rock carrying efficiency and increase working life.

deep penetrate; horizontal drilling; self-propelled nozzle; wellbore flow field; numerical simulation

10.11817/j.issn.1672-7207.2015.10.014

TE248

A

1672?7207(2015)10?3656?07

2014?10?12；

2014?12?06

國家科技重大專項(xiàng)(2011ZX05037-002)(Project (2011ZX05037-002) supported by National Science and Technology Major Program of China)

莫麗，副教授，碩士研究生導(dǎo)師，從事石油機(jī)械的教學(xué)和科研設(shè)計(jì)等研究；E-mail：moli3913@126.com

(編輯 劉錦偉)