易先中，彭灼，周元華，成芳，劉軍輝，盛治新，殷光品

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高壓壓裂液對(duì)JY-50壓裂彎管沖蝕行為影響的數(shù)值模擬

易先中1a,1b，彭灼1a,1b，周元華1a,1b，成芳1a,1b，劉軍輝2，盛治新3，殷光品4

（1.長(zhǎng)江大學(xué) a.機(jī)械工程學(xué)院 b.地?zé)豳Y源開(kāi)發(fā)研究所，湖北 荊州 434023； 2.克拉瑪依創(chuàng)業(yè)有限公司，新疆 克拉瑪依 834000；3.青島金江源工業(yè)裝備有限公司， 山東 青島 266111；4.湖北佳業(yè)石油機(jī)械股份有限公司，湖北 荊州 434022）

研究在水力壓裂作業(yè)中，高壓壓裂液對(duì)JY-50壓裂彎管沖蝕磨損的影響規(guī)律及其主要影響因素?；谝?固兩相流理論、FLUENT沖蝕模型，為消除誤差，應(yīng)用FLUENT 3次重復(fù)性分析并取平均值，得到支撐劑密度、粒徑、質(zhì)量濃度、壓裂液流速的變化對(duì)彎管沖蝕行為的影響。壓裂彎管的易沖蝕區(qū)域?yàn)閺澒芏慰拷隹诘膬?nèi)壁面外側(cè)區(qū)域和接近彎管出口的直管區(qū)域。隨著支撐劑密度和粒徑的增大，最大沖蝕速率均增大，支撐劑密度從2500 kg/m3增大到3500 kg/m3時(shí)，最大沖蝕速率增長(zhǎng)了0.69倍，粒徑從0.074 mm增大到0.54 mm時(shí)，最大沖蝕速率增長(zhǎng)了1.45倍，但二者對(duì)平均沖蝕速率數(shù)值影響變化不大。支撐劑質(zhì)量濃度的增大，導(dǎo)致沖蝕速率呈近似線性增大，從40 kg/m3增大到210 kg/m3時(shí)，最大沖蝕速率增長(zhǎng)了2.3倍，平均沖蝕速率增長(zhǎng)了1.526倍。流速?gòu)? m/s增大到25 m/s時(shí)，最大沖蝕速率平均增長(zhǎng)了34.30倍，平均沖蝕速率也增長(zhǎng)了34.85倍。對(duì)JY-50壓裂彎管沖蝕行為及影響進(jìn)行了數(shù)值模擬，獲得了壓裂液的參數(shù)變化對(duì)壓裂彎管的沖蝕影響規(guī)律，綜合最大沖蝕速率和平均沖蝕速率數(shù)值及其增長(zhǎng)倍數(shù)分析，壓裂液流速是沖蝕速率增長(zhǎng)的主要因素，對(duì)彎管沖蝕磨損影響顯著。

高壓壓裂液；沖蝕行為；彎管；沖蝕速率；磨損；數(shù)值模擬

頁(yè)巖儲(chǔ)層致密，滲透率極低，需要采取大規(guī)模的水力壓裂，才具備開(kāi)發(fā)價(jià)值[1]。高壓壓裂液作為壓裂工藝的重要組成部分，其對(duì)管線，尤其是彎管的沖蝕問(wèn)題顯得尤為突出。大量研究表明，彎管的沖蝕磨損比直管段約嚴(yán)重50倍[2-5]。沖蝕一般是指流體介質(zhì)攜帶固體顆粒并以一定的速度或角度對(duì)材料表面進(jìn)行沖擊所造成的磨損現(xiàn)象[6-8]，是引起材料破壞、設(shè)備失效的重要原因之一[9-11]。在壓裂施工過(guò)程中，一旦因沖蝕導(dǎo)致管線或彎管刺漏、破裂等事故，將發(fā)生嚴(yán)重的設(shè)備故障。如何準(zhǔn)確地預(yù)測(cè)壓裂液中固體顆粒對(duì)彎管的沖蝕磨損，找出彎管中最容易發(fā)生沖蝕磨損的位置，得到壓裂液的各典型工況參數(shù)對(duì)彎管的沖蝕磨損規(guī)律，是非常重要的工程課題。

隨著計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)和CFD等仿真軟件的快速發(fā)展，國(guó)內(nèi)外都對(duì)此有了一定的研究。馮進(jìn)等[12]利用數(shù)值試驗(yàn)，分析比較了在不同沖蝕模型中，沖蝕位置的分布、沖擊速度和粒徑對(duì)沖蝕率的影響。陳錚等[13]根據(jù)流速、剪切力等參數(shù)變化情況，結(jié)合高溫環(huán)烷酸腐蝕機(jī)理，預(yù)測(cè)并驗(yàn)證了異徑偏心彎管易腐蝕的部位。梁光川等[14]運(yùn)用FLUENT軟件，針對(duì)不同流速，對(duì)彎頭內(nèi)部流場(chǎng)進(jìn)行了數(shù)值模擬，分析壓力、速度等流動(dòng)參數(shù)的變化情況，分析了流場(chǎng)對(duì)彎頭沖蝕造成的影響，驗(yàn)證了彎頭處較易腐蝕的部位。國(guó)外學(xué)者DESALE G R[15]通過(guò)測(cè)試八種不同粒徑的固體，得出了腐蝕速率與固體顆粒尺寸之間呈指數(shù)分布關(guān)系。目前針對(duì)于高壓高速壓裂液對(duì)彎管的沖蝕磨損研究及規(guī)律還不夠完善，本文對(duì)壓裂液流過(guò)90o彎管這一典型的易沖蝕部件的沖蝕特性進(jìn)行了數(shù)值模擬，得出了在壓裂作業(yè)過(guò)程中，工況參數(shù)對(duì)沖蝕易發(fā)區(qū)域的影響，并得出了相關(guān)規(guī)律。

1 幾何模型及參數(shù)

以JY-50型壓裂彎管為研究對(duì)象。選用彎曲度為90o，內(nèi)徑為47.75 mm，曲率半徑為95.5 mm的JY-50型彎管建立模型，進(jìn)行沖蝕磨損分析，材質(zhì)為PCrNi3Mo，工作壓力為75~150 MPa。為了使流體在管道內(nèi)充分流動(dòng)，確保彎管內(nèi)流場(chǎng)穩(wěn)定，取連接直管部分長(zhǎng)度2=95.5 mm。網(wǎng)格劃分采用六面體網(wǎng)格，并在彎管壁面添加適當(dāng)?shù)倪吔鐚樱员ＷC更真實(shí)準(zhǔn)確地模擬壁面處的流體流動(dòng)。彎管幾何模型如圖1所示，壓裂液物理性能的基本參數(shù)見(jiàn)表1。

圖1 彎管幾何模型

表1 基本參數(shù)

Tab.1 Basic parameters

2 彎管三維紊流流場(chǎng)數(shù)值模擬

綜合考慮在水力壓裂作業(yè)過(guò)程中，壓裂液快速流經(jīng)管道時(shí)，管道內(nèi)部流體為復(fù)雜的液-固兩相流三維紊流流場(chǎng)，對(duì)彎管的數(shù)值模擬選用DPM模型。其中，連續(xù)相為液相，離散相為壓裂液支撐劑固體顆粒，并忽略離散相之間的相互作用，滿足粒子負(fù)載流動(dòng)模式[16]。采用在Eulerian坐標(biāo)系下計(jì)算連續(xù)相流場(chǎng)，在Lagrangian坐標(biāo)系下求解計(jì)算離散相中顆粒的運(yùn)動(dòng)軌跡方程。管道內(nèi)三維紊流流場(chǎng)采用標(biāo)準(zhǔn)-模型，壓力-速度耦合采用SIMPLE方法，并作如下假設(shè)：不考慮外界溫度對(duì)流體粘度的影響；忽略重力對(duì)流體流速的影響；不考慮流體流動(dòng)導(dǎo)致彎管振動(dòng)等影響因素。

2.1 控制方程

質(zhì)量守恒方程[17]：

動(dòng)量守恒方程，慣性坐標(biāo)系下：

能量方程：

2.2 湍流模型

標(biāo)準(zhǔn)-模型的湍動(dòng)能和耗散率方程形式為：

2.3 彎管內(nèi)壁面沖蝕磨損模型

壓裂彎管內(nèi)壁面沖蝕速率的大小與顆粒質(zhì)量流量、沖擊速度、粒徑大小、顆粒特性等因素有關(guān)，根據(jù)文獻(xiàn)定義[18]，即：

2.4 邊界條件

在運(yùn)用Fluent計(jì)算過(guò)程中，進(jìn)口邊界條件定義為速度進(jìn)口（velocity inlet），出口邊界定義為自由流出（outflow），設(shè)置進(jìn)口處壓裂液流體和支撐劑顆粒的速度大小相等、方向相同。壁面條件為Wall壁面，在DPM模型中采用reflect類型，反彈系數(shù)依據(jù)A. Forder和K. R. Ahlert等[19-20]的研究成果取值，動(dòng)能、能量、湍流耗散率的離散均選用二階迎風(fēng)格式。

3 結(jié)果及討論

3.1 沖蝕磨損位置及分析

為得到彎管易沖蝕磨損位置，取壓裂液支撐劑顆粒視密度為=3000 kg/m3，顆粒粒徑=0.35 mm，黏度=30 mPa·s，流速為=15 m/s。經(jīng)FLUENT分析，彎管易沖蝕區(qū)域如圖2所示。

因?yàn)榱黧w密度和黏度較高，此時(shí)曳力成為固體顆粒運(yùn)動(dòng)的主要因素。壓裂液固體顆粒對(duì)彎管的沖蝕發(fā)生在彎管內(nèi)壁面外側(cè)區(qū)域，在入口直管段沖蝕磨損較小。由圖2可知，易沖蝕區(qū)域主要有兩處：彎管段靠近出口的內(nèi)壁面外側(cè)區(qū)域，此處沖蝕磨損最為嚴(yán)重；接近彎管出口的直管區(qū)域。同時(shí)，最大沖蝕率也發(fā)生在彎管段靠近出口的內(nèi)壁面外側(cè)區(qū)域。

3.2 支撐劑密度對(duì)沖蝕結(jié)果的影響

為了研究支撐劑密度對(duì)沖蝕結(jié)果的影響，取壓裂液黏度為25 mPa·s，顆粒粒徑=0.32 mm，支撐劑質(zhì)量濃度為n=80 kg/m3。根據(jù)實(shí)際工況，支撐劑視密度=2500~3500 kg/m3，選取合適梯度（=2500、2700、3000、3200、3500 kg/m3），以流速為=15、20、25 m/s做3次數(shù)值模擬分析。圖3為選取在流速為=20 m/s下，支撐劑密度為=2500、3000、3500 kg/m3時(shí)的最大沖蝕速率云圖。計(jì)算得到的支撐劑密度與最大沖蝕速率和平均沖蝕速率的關(guān)系曲線如圖4所示。

圖2 彎管沖蝕區(qū)域云圖

圖3 不同支撐劑密度下的最大沖蝕速率云圖（v=20 m/s）

圖4 支撐劑密度對(duì)彎管沖蝕速率影響

如圖4a所示，隨著支撐劑顆粒密度從2500 kg/m3逐步遞增到3500 kg/m3，在三種流速情況下，計(jì)算平均值得到最大沖蝕速率增長(zhǎng)了0.69倍。對(duì)于流速，支撐劑質(zhì)量濃度、質(zhì)量流量等均為定值情況下，彎管的最大沖蝕速率也逐步增大。由于粒徑為定值，支撐劑密度增大，即單個(gè)固體顆粒的密度變大，使得單個(gè)固體顆粒質(zhì)量變大，即單個(gè)固體顆粒的沖擊動(dòng)能也變大，導(dǎo)致彎管的最大沖蝕速率也相應(yīng)變大。又由于黏度、粒徑為定值，對(duì)于支撐劑密度相同的情況下，也可以得出流速越大，其最大沖蝕速率越大。如圖4b所示，隨著支撐劑密度變大，但其與平均沖蝕速率關(guān)系波動(dòng)不大。這是由于在質(zhì)量流量為定值下，雖然固體顆粒質(zhì)量變大，但流入彎管的支撐劑固體顆粒數(shù)量卻相應(yīng)地減少，即固體顆粒與彎管內(nèi)壁面發(fā)生碰撞、沖擊從而導(dǎo)致內(nèi)壁面發(fā)生沖蝕的區(qū)域面積變少，因此支撐劑密度的變化對(duì)彎管平均沖蝕速率影響不大。

3.3 支撐劑粒徑對(duì)沖蝕結(jié)果的影響

圖5 不同支撐劑粒徑下的最大沖蝕速率云圖（m=25 mPa·s）

圖6 支撐劑顆粒粒徑對(duì)彎管沖蝕速率影響

如圖6a所示，支撐劑粒徑從0.074 mm增長(zhǎng)到0.54 mm時(shí)，最大沖蝕速率（取平均值）增長(zhǎng)了1.45倍。隨著支撐劑粒徑的逐步增大，彎管最大沖蝕速率隨之變大。當(dāng)支撐劑視密度為定值，粒徑變大時(shí)，支撐劑顆粒質(zhì)量隨之變大。即單個(gè)固體顆粒質(zhì)量變大，導(dǎo)致單個(gè)固體顆粒的沖擊動(dòng)能隨之變大，使得固體顆粒對(duì)彎管內(nèi)壁面造成更大程度的沖擊。雖然由于流速、質(zhì)量流量一定（單位時(shí)間內(nèi)通過(guò)彎管入口的支撐劑固體顆粒質(zhì)量為定值），支撐劑粒徑增大使顆粒質(zhì)量增大，導(dǎo)致單位時(shí)間內(nèi)通過(guò)彎管入口的支撐劑固體顆粒數(shù)量減少，但是單個(gè)固體顆粒的沖擊動(dòng)能增大，可以彌補(bǔ)因顆粒數(shù)量減少所造成的動(dòng)能損失。因此支撐劑粒徑的增大，仍然使得最大沖蝕速率變大。如圖6b所示，隨著支撐劑粒徑的增大，平均沖蝕速率比較平穩(wěn)。這是因?yàn)殡m然單個(gè)固體顆粒導(dǎo)致的最大沖蝕速率變大，但通過(guò)彎管的質(zhì)量流量為定值，單個(gè)固體顆粒的質(zhì)量增大，則單位時(shí)間內(nèi)通過(guò)彎管的固體顆粒數(shù)量減少，導(dǎo)致固體顆粒在單位時(shí)間內(nèi)一定面積上與彎管內(nèi)壁面發(fā)生碰撞次數(shù)減少，即發(fā)生沖蝕的次數(shù)減少，使得支撐劑粒徑的變化對(duì)平均沖蝕速率影響 較小。

3.4 支撐劑質(zhì)量濃度對(duì)沖蝕結(jié)果的影響

圖7 不同支撐劑質(zhì)量濃度下的最大沖蝕速率云圖（m=30 mPa·s）

圖8 支撐劑質(zhì)量濃度對(duì)彎管沖蝕速率影響

從圖8可以看出，支撐劑質(zhì)量濃度從40 kg/m3增大到210 kg/m3時(shí)，最大沖蝕速率增長(zhǎng)了2.30倍，平均沖蝕速率增長(zhǎng)了1.526倍。隨著支撐劑質(zhì)量濃度的增加，彎管內(nèi)壁面最大沖蝕速率和平均沖蝕速率均呈近似線性增長(zhǎng)。壓裂液質(zhì)量濃度增加，使得在單位時(shí)間、單位體積內(nèi)壓裂液中固體顆粒增加，則導(dǎo)致在單位時(shí)間、單位面積上與彎管內(nèi)壁的碰撞次數(shù)增多，從而使得最大沖蝕速率和平均沖蝕率均增大。

3.5 壓裂液流速對(duì)沖蝕結(jié)果的影響

從圖10可以看出，壓裂液流速對(duì)彎管沖蝕效果的影響十分明顯，最大沖蝕速率和平均沖蝕速率均有較大的變化。依據(jù)沖蝕磨損理論模型分析，當(dāng)壓裂液流速小于10 m/s時(shí)，壓裂液中固體顆粒的沖擊動(dòng)能較小，對(duì)彎管內(nèi)壁面造成的沖蝕效果較弱，所以最大沖蝕速率和平均沖蝕速率增長(zhǎng)較為平緩。當(dāng)壓裂液流速大于10 m/s時(shí)，隨著流速變大，最大沖蝕速率和平均沖蝕速率增長(zhǎng)較為急劇。因?yàn)榱魉倥c壓裂彎管的內(nèi)表面沖蝕速率呈指數(shù)函數(shù)關(guān)系，當(dāng)流速變大時(shí)，壓裂液中固體顆粒的沖擊動(dòng)能也隨之急劇變大，造成對(duì)彎管內(nèi)壁面較大的沖蝕效果。

圖9 不同流速下的最大沖蝕速率云圖（m=30 mPa·s）

圖10 壓裂液流速對(duì)彎管沖蝕速率影響

當(dāng)流速為25 m/s，黏度為20 mPa·s時(shí)，最大沖蝕速率能達(dá)到8.94×10-4kg/(m2·s)，壓裂液流速?gòu)? m/s增大到25 m/s時(shí)，最大沖蝕速率增長(zhǎng)了34.30倍，平均沖蝕速率增長(zhǎng)了34.85倍。當(dāng)流速增加時(shí)，沖蝕速率均呈指數(shù)增長(zhǎng)。可以認(rèn)為，流速的變化是導(dǎo)致彎管發(fā)生沖蝕的關(guān)鍵因素。

4 結(jié)論

1）易沖蝕區(qū)域?yàn)閺澒芏慰拷隹诘膬?nèi)壁面外側(cè)區(qū)域和接近彎管出口的直管區(qū)域，在入口直管段沖蝕磨損較小，最大沖蝕率也發(fā)生在彎管段靠近出口的內(nèi)壁面外側(cè)區(qū)域。故應(yīng)在易沖蝕區(qū)域重點(diǎn)加強(qiáng)監(jiān)測(cè)。

2）支撐劑密度和粒徑對(duì)彎管的沖蝕規(guī)律相似，隨著支撐劑密度和粒徑的增大，彎管的最大沖蝕速率增大，但卻對(duì)平均沖蝕速率影響較小。支撐劑質(zhì)量濃度增大，使得最大沖蝕率和平均沖蝕率均呈現(xiàn)出線性增大的趨勢(shì)。彎管的最大沖蝕速率和平均沖蝕速率隨著壓裂液流速的增大急劇增大。

3）綜合分析最大沖蝕速率和平均沖蝕速率數(shù)值及其增長(zhǎng)倍數(shù)，流速的變化導(dǎo)致最大沖蝕速率平均增長(zhǎng)了34.30倍，平均沖蝕速率增長(zhǎng)了34.85倍，其數(shù)值遠(yuǎn)超出其他影響因素。故認(rèn)為壓裂液流速是沖蝕速率增長(zhǎng)的主要因素，對(duì)彎管沖蝕磨損的影響顯著。

4）在實(shí)際水力壓裂作業(yè)過(guò)程中，應(yīng)綜合考慮實(shí)際井下壓裂工況和沖蝕磨損的影響因素，合理調(diào)整壓裂液流速，對(duì)于減小壓裂液固體顆粒對(duì)彎管造成的沖蝕磨損，增長(zhǎng)設(shè)備壽命有著重要的意義。

[1] 楊國(guó)圣, 張玉清. 涪陵頁(yè)巖氣工程技術(shù)實(shí)踐與認(rèn)識(shí)[M]. 北京: 中國(guó)石化出版社, 2015: 283. YANG Guo-sheng, ZHANG Yu-qing. Practice and understanding of shale gas engineering technology in fuling[M]. Beijing: Chinese Sinopec Press, 2015: 283.

[2] 孫家樞. 金屬的磨損[M]. 北京: 冶金工業(yè)出版社, 1992: 440-442. SUN Jia-shu. Wear of metals[M]. Beijing: Metallurgical Industry Press, 1992: 440-442.

[3] 黃楨, 李鷺光, 胡桂川. 天然氣井油管柱疲勞壽命預(yù)測(cè)[M]. 重慶: 重慶大學(xué)出版社, 2012: 81-82. HUANG Zhen, LI Lu-guang, HU Gui-chuan. Gas well tubing string fatigue life prediction[M]. Chongqing: Chongqing University Press, 2012: 81-82.

[4] 付林. 油煤漿輸送管道彎頭部位沖擊磨損預(yù)測(cè)與壁厚監(jiān)測(cè)[D]. 天津: 河北工業(yè)大學(xué). 2009. FU Lin. Impact wear prediction and wall thickness monitoring of the elbow region in the oil-coal slurry pipeline[D]. Tianjing: Hebei University of Technology, 2009.

[5] ALLEN C, BALL A. A review of the performance of engineering materials under prevalent tribological and wear situations in south africa industries[J]. Tribology international, 1996, 29(3): 105-116.

[6] 董剛, 張九淵. 固體粒子沖蝕磨損研究進(jìn)展[J]. 材料科學(xué)與工程學(xué)報(bào), 2003, 21(2): 307-312. DONG Gang, ZHANG Jiu-yuan. Developments of reserch on the solid particle erosion of materials[J]. Journal of materials science & engineering, 2003, 21(2): 307-312.

[7] 馬穎, 任峻, 李元東, 等. 沖蝕磨損研究的進(jìn)展[J]. 蘭州理工大學(xué)學(xué)報(bào), 2005, 31(1): 21-15. MA Ying, REN Jun, LI Yuan-dong, et al. Development of research on erosion of materials[J]. Journal of Lanzhou University of Technology, 2005, 31(1): 21-15.

[8] 陳思. 潛油電泵葉輪的沖蝕磨損研究[D]. 大慶: 東北石油大學(xué). 2016. CHEN Si. Research on erosion and protect in the electric submersible[D]. Daqing: Northeast Petroleum University. 2016.

[9] SY/T 6270—2012 石油鉆采高壓管匯的使用?維護(hù)?維修與檢測(cè)[S]. SY/T 6270—2012, Operation, maintenance, repair and inspection of high pressure manifolds for drilling and production operation[S].

[10] 王郭雨薇, 敬加強(qiáng), 梁全勝, 等. 輸氣管道砂沖蝕的模擬實(shí)驗(yàn)[J]. 材料科學(xué)與工程學(xué)報(bào), 2016, 34(2): 310-315. WANG Guo-yu-wei, JING Jia-qiang, LIANG Quan- sheng, et al. Experimental simulation research of sand erosion in gas pipeline[J]. Journal of materials science & engineering, 2016, 34(2): 310-315.

[11] 呂東莉, 練章華, 張濤. 基于有限元的20#鋼沖蝕磨損行為模擬[J]. 表面技術(shù), 2018, 47(6): 31-37. LYU Dong-li, LIAN Zhang-hua, ZHANG Tao. Finite element-based simulation on erosive wear behaviour of 20#steel[J]. Surface technology, 2018, 47(6): 31-37.

[12] 馮進(jìn), 張慢來(lái), 馮仲. 帶粒液流中圓形彎管的沖蝕模型研究[J]. 長(zhǎng)江大學(xué)學(xué)報(bào)(自科版), 2008, 5(3): 74-80. FENG Jin, ZHANG Man-lai, FENG Zhong. Research on erosion damage models for round-section elbow in liquid- particle flows[J]. Journal of Yangtze University (Natural science edition), 2008, 5(3): 74-80.

[13] 陳錚, 路偉, 趙志頂, 等. 基于Fluent的異徑偏心彎管環(huán)烷酸沖蝕分析[J]. 腐蝕與防護(hù), 2016, 37(4): 335-339. CHEN Zheng, LU Wei, ZHAO Zhi-ding, et al. Naphthenic acid erosion-corrosion analysis of eccentric reducing elbow pipe based on Fluent[J]. Corrosion & protection, 2016, 37(4): 335-339.

[14] 梁光川, 聶暢, 劉奇, 等. 基于FLUENT的輸油管道彎頭沖蝕分析[J]. 腐蝕與防護(hù), 2013, 34(9): 822-830. LIANG Guang-chuan, NIE Chang, LIU Qi, et al. Erosion- corrosion analysis of oil pipeline elbow based on FLUENT[J]. Corrosion & protection, 2013, 34(9): 822-830.

[15] DESALE G R, GANDHI B K, JAIN S C. Particle size effects on the slurry erosion of aluminium alloy (AA 6063) [J]. Wear, 2009, 266(11): 1066-1071.

[16] 周兆明, 練章華, 萬(wàn)夫. 高壓管匯沖蝕磨損的多相流仿真[J]. 計(jì)算機(jī)輔助工程, 2013, 22(5): 101-104. ZHOU Zhao-ming, LIAN Zhang-hua, WAN Fu. Multiphase flow simulation on erosion of high pressure manifold[J]. Computer aided engineering, 2013, 22(5): 101-104.

[17] 溫正. FLUENT流體計(jì)算應(yīng)用教程(第二版)[M]. 北京: 清華大學(xué)出版社, 2013: 77-78. WEN Zheng. FLUENT Course of application of fluid calculation (the Second edition)[M]. Beijing: Tsinghua University Press, 2013: 77-78.

[18] ZHANG Y, REUTERFORS E P, MCLAURY B S, et al. Comparison and measured particle velocities and erosion in water and air flows[J]. Wear, 2007, 263(1): 330-338.

[19] FORDER A, THEW M, HARRISON D. A numerical investigation of solid particle erosion experienced within oilfield control valves[J]. Wear, 1998, 216(2): 184-193.

[20] AHLERT K R. Effects of particle impingement angle and surface wetting on solid particle erosion of AISI 1018 stell[D]. Tulsa: The University of Tulsa, 1994.

Numerical Simulation for Erosion Behavior of High-pressure Fracturing Fluids on JY-50 Fracturing Bend Pipe

1a,1b,1a,1b,1a,1b,1a,1b,2,3,4

(1.a.School of Mechanical Engineering, b.Institute of Geothermal Resources Development, Yangtze University, Jingzhou 434023, China; 2.Karamay Chuangye Co., Ltd, Karamay 834000, China; 3.Qingdao Jinjiangyuan Industrial Equipment Co., Ltd, Qingdao 266111, China; 4.Hubei Jiaye Petroleum Machinery Co., Ltd, Jingzhou 434022, China)

The work aims to study the influence laws and main influence factors of high pressure fracturing fluid to JY-50 fracturing bend pipe in the process of hydraulic fracturing operation.Based on the liquid-solid two-phase flow theory and FLUENT erosion model, the FLUENT software was used for 3 times to repeat analysis and take the average to eliminate the error and obtain the effects of proppant density, particle size, mass concentration and change of fluid velocity on bend pipe erosion behavior.The easy erosion area of fracturing bend pipe was the curved section near the exit of the inner wall of the lateral area and close to the straight tube of bend pipe export area. As proppant density and particle size increased, the maximum erosion rate increased. When the density of proppant increased from 2500 kg/m3to 3500 kg/m3, the maximum erosion rate increased by 0.69 times. When diameter changed from 0.074 to 0.54 mm, the maximum erosion rate increased by 1.45 times, but the impact on the average erosion rate value was not obvious. The increasing proppant concentration led to the approximately linear increase of erosion rate. When the proppant concentration changed from 40 kg/m3to 210 kg/m3, the maximum erosion rate increased by 2.3 times and the average erosion rate increased by 1.526 times.When velocity ranged from 5 m/s to 25 m/s, the maximum erosion rate and the average erosion rate increased by 34.30 and 34.85 times, respectively. Through the numerical simulation for erosion behavior and effects on JY-50 pressure fracturing pipe, the erosion laws of pressure fracturing fluid parameters on pressure fracturing bend are obtained. Combined with the maximum erosion rate, average erosion numerical value and growth times analysis, fracturing fluid flow rate is the main factor for erosion rate growth and significantly affects the erosion wear of bend.

high pressure fracturing fluid; erosion behavior; bend pipe; erosion rate;wear; numerical simulation

2018-07-20；

2018-09-06

Supported by National Science and Technology Major Project (2016ZX05022006-004 and 2017ZX05009-003), Hubei Provincial Technical Innovation Major Project (2016ACA181), Petroleum and Chemical Engineering United Foundation Project of NSFC-CNPC (U1762214 and U1262108)

YI Xian-zhong (1963—), Male, Doctor, Professor, Doctoral supervisor, Research focus: oil and gas drilling machinery and intelligent. E-mail:yxz@yangtzeu.edu.cn

TG172; TH117

A

1001-3660(2019)02-0144-08

10.16490/j.cnki.issn.1001-3660.2019.02.021

2018-07-20；

2018-09-06

國(guó)家科技重大專項(xiàng)（2016ZX05022006-004，2017ZX05009-003），湖北省技術(shù)創(chuàng)新專項(xiàng)（2016ACA181），NSFC-石油化工聯(lián)合基金（U1762214，U1262108）

易先中（1963—），男，博士，教授，博士生導(dǎo)師，主要研究方向?yàn)橛蜌忏@采機(jī)械及其智能化。郵箱：yxz@yangtzeu.edu.cn