張景躍 王宗明 于振興 周耀東 李文飛 夏文安

(1.中國石油大學(xué)(華東)新能源學(xué)院 2.國家知識產(chǎn)權(quán)局專利局專利審查協(xié)作江蘇中心 3.中石化勝利石油工程有限公司鉆井工藝研究院)

0 引 言

在石油鉆井中，鉆柱貼附井壁會造成鉆柱整體摩阻加大，影響鉆壓的傳遞，使驅(qū)動扭矩加大，降低鉆進速度[1]。而且鉆井井底壓持效應(yīng)[2]的存在容易造成鉆屑堆積井底，堵塞裂縫，形成巖屑重復(fù)破碎，也會影響鉆頭壽命和機械鉆速。無論是鉆柱摩阻還是井底的壓持效應(yīng)，都可以通過使用自激振蕩器來抑制。一方面，自激振蕩器產(chǎn)生的脈動射流會對鉆柱起到激勵振動作用，將鉆柱與井壁的靜摩擦轉(zhuǎn)化為動摩擦，實現(xiàn)動態(tài)減阻[3]；另一方面，自激振蕩器產(chǎn)生的脈動壓力在一定程度上可以克服井下巖屑的壓持效應(yīng)，并且脈動射流的駐點壓力最大值是普通連續(xù)射流的4～10倍[4-6]，能夠增強鉆頭的破巖效果。

目前，產(chǎn)生自激振蕩脈動射流的裝置主要是基于赫姆霍茲式和風(fēng)琴管式自激振蕩噴嘴[7-9]。赫姆霍茲式自激振蕩噴嘴依靠振蕩波在振蕩腔內(nèi)的傳播與反饋來產(chǎn)生脈動射流，振蕩波在流體中傳播速度較大，導(dǎo)致脈動頻率過高，達到102、103甚至更高的數(shù)量級。而且依靠空化原理形成自激脈動射流的自激空化裝置，不適用于鉆井高圍壓的工況[10]。

國內(nèi)外學(xué)者對自激振蕩脈動射流產(chǎn)生的機理以及自激振蕩裝置進行了較多研究。P.A.LUSH[11]對附壁射流振蕩器中射流產(chǎn)生偏轉(zhuǎn)的機理進行理論和試驗探究，研究結(jié)果表明，射流的偏轉(zhuǎn)其實是主射流受附著壁之間漩渦影響的結(jié)果。V.TESAR等[12]提出了一種新型的自激振蕩器，這種射流振蕩器特點是在結(jié)構(gòu)中加入了一個赫姆霍茲共振腔，通過振蕩波在振蕩腔內(nèi)的來回傳播發(fā)展，進而引發(fā)射流的振蕩，可以滿足大多數(shù)高頻振動應(yīng)用場合，但不滿足低頻振動應(yīng)用場合。雷純兵[13]創(chuàng)新性地設(shè)計了一種高圍壓條件下的脈動射流噴嘴，設(shè)計了附著壁及回流通道，可在一定程度上降低脈動射流的頻率。

對于井下作業(yè)高圍壓、大流量工況，為使自激振蕩器所產(chǎn)生的脈動射流頻率進一步降低，筆者在前人研究的基礎(chǔ)上，結(jié)合附壁射流效應(yīng)、渦激振動效應(yīng)以及流體反饋作用，提出了高圍壓低頻回流式自激振蕩器，并利用CFD方法分析了振蕩器內(nèi)部脈沖流動特性。所得結(jié)果可為振蕩器脈動頻率調(diào)節(jié)及新型自激振蕩器開發(fā)提供參考。

1 計算模型及參數(shù)確定

1.1 結(jié)構(gòu)設(shè)計與網(wǎng)格劃分

新型回流式自激振蕩器結(jié)構(gòu)如圖1所示。該回流式自激振蕩器主要包括本體、楔形整流塊及圓柱形整流塊等部件。本體左端為連接外螺紋，右端為連接內(nèi)螺紋。楔形整流塊和圓柱形整流塊安裝于本體中部，在本體內(nèi)依次形成射流入口、振蕩腔、回流通道、射流出口以及后振蕩壁、附著壁和前振蕩壁。

1—后振蕩壁；2—前振蕩壁；3—連接內(nèi)螺紋；4—圓柱形整流塊；5—附著壁；6—楔形整流塊；7—本體；8—連接外螺紋。

使用GAMBIT軟件對回流式自激振蕩器計算區(qū)域進行網(wǎng)格劃分。由于振蕩腔內(nèi)部結(jié)構(gòu)較為復(fù)雜，需要對計算區(qū)域進行split分塊。近壁區(qū)域采用邊界層網(wǎng)格，網(wǎng)格層數(shù)為5層。對整個計算區(qū)域采用cooper方式進行六面體結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分，計算模型網(wǎng)格劃分如圖2所示，綠色部分為邊界層網(wǎng)格。

圖2 計算模型網(wǎng)格劃分

1.2 計算條件與邊界設(shè)置

應(yīng)用Fluent軟件、采用RNGk-ε湍流模型，對振蕩器振動本體內(nèi)部流場進行數(shù)值模擬。計算條件及邊界設(shè)置如下：

(1)根據(jù)現(xiàn)場數(shù)據(jù)，選取鉆井液密度為1 300 kg/m3，動力黏度相應(yīng)設(shè)置為0.015 Pa·s。

(2)入口采用壓力入口條件，壓力為15.5 MPa；出口采用壓力出口條件，壓力為14.5 MPa。

(3)固體壁面設(shè)為靜止壁面。

1.3 網(wǎng)格無關(guān)性與結(jié)果正確性驗證

計算發(fā)現(xiàn)，當網(wǎng)格數(shù)超過60萬時，脈動頻率趨于一個穩(wěn)定值，繼續(xù)增加網(wǎng)格數(shù)量到100萬，計算結(jié)果與60萬時的頻率變化幅度相差不足1%。為了得到較為精確的解，最終選取的計算模型網(wǎng)格數(shù)量為643 230。

王暉[14]利用測力傳感器、高速攝像機等信息采集裝置，配合射流裝置組合成試驗系統(tǒng)。該試驗系統(tǒng)中自振噴頭的主要參數(shù)為：上噴嘴直徑d1=0.8 mm，下噴嘴直徑d2=1.2 mm，振蕩腔長度LC=3.5 mm，振蕩腔寬度DC=8 mm。采用上述數(shù)學(xué)模型進行數(shù)值模擬，圖3為數(shù)值模擬結(jié)果與王暉的試驗結(jié)果對比圖。由圖3可見，模擬結(jié)果與試驗結(jié)果較為接近，誤差在10%以內(nèi)，驗證了模型的可用性和結(jié)果的正確性。

圖3 試驗頻率與模擬頻率對比圖

2 振蕩器脈沖流動特性

2.1 內(nèi)部流場特性

圖4為自激振蕩器內(nèi)部流場的典型流動過程。由圖4可見，流場中存在流體反饋、渦漩推動作用以及附壁效應(yīng)。

圖4 自激振蕩器內(nèi)部流動過程圖

由圖4a可見，在t=1.839 95 s時，主射流由于上附著壁與主射流間的渦漩作用被推至下附著壁上，然后經(jīng)過圓柱形整流塊的繞流后主射流向上彎曲，大部分流體直接從出口流出，少部分流體由于彎曲幅度較大直接從上回流通道入口流入，繼續(xù)增強上附著壁與主射流間的渦漩作用。另外，還有部分緊貼下附著壁的流體未經(jīng)圓柱形整流塊繞流直接進入下回流通道，開始形成回流。此時大部分主射流流體直接流出出口。

由圖4b可見，在t=1.854 95 s時，隨著上部漩渦的增大，越來越多的緊貼于下附著壁的流體流入下回流通道，導(dǎo)致在下回流通道的出口形成了一個初生渦漩。該初生渦漩會逐漸增大并向下游移動，將下回流通道出口附近原本緊貼在下附著壁的主射流推開一段距離。雖然大部分主射流仍然還貼在下附著壁上面，但是進入上回流通道的流體大大減少。

由圖4c可見，在t=1.879 95 s時，初生渦漩增大到一定規(guī)模，會使主射流完全偏離下附著壁，并貼附在上附著壁上，大部分主射流從圓柱形整流塊的上方通過了；但由于繞流作用的存在，主射流的下半部分會向下偏轉(zhuǎn)，這就使得一部分流體流入下回流通道實現(xiàn)回流，另一部分則直接從出口流出。

由圖4d可見，在t=1.884 80 s時，主射流的主體已經(jīng)被推至上附著壁面，發(fā)育完成，向下游移動的渦漩也已經(jīng)達到最大值并充滿下游區(qū)域。下游部分向下彎曲的流體大部分還是直接從出口流出，少部分流體由于彎曲幅度較大進入下回流通道，還有部分緊貼上附著壁的經(jīng)前振蕩壁的反饋流入上回流通道形成回流，該狀態(tài)即圖4a所示狀態(tài)的對稱狀態(tài)，僅僅是上下切換而已。隨著上回流通道回流量的增多，上回流通道出口處的初生渦漩將會產(chǎn)生，繼續(xù)重復(fù)圖4b～圖4c的過程。

回流式自激振蕩器內(nèi)部主射流完成一次偏轉(zhuǎn)的過程，也是主射流在2個附著壁之間來回擺動1次所需時間的。主射流之所以可以來回偏轉(zhuǎn)，就是由于經(jīng)前振蕩壁反饋的回流流體產(chǎn)生的渦漩增大并向下游移動、推動附壁流動偏離壁面、結(jié)合圓柱繞流的結(jié)果。

2.2 出口脈沖射流特性

圖5為振蕩器出口的速度頻譜圖和壓力頻譜圖。由圖5可知，兩張頻譜圖變化規(guī)律相似，振蕩器計算區(qū)域的出口處所形成的脈動射流頻率為24.178 Hz，相比于傳統(tǒng)自激振蕩器產(chǎn)生的102數(shù)量級射流頻率，有較大幅度下降，為其適用于低頻工況打下堅實的基礎(chǔ)。

圖5 振蕩器出口頻譜圖

3 結(jié)構(gòu)參數(shù)對脈動特性的影響

由于井下自激振蕩工具1階固有振動頻率一般較低，而且自激振蕩工具的響應(yīng)頻率受工具長度和徑向尺寸影響較大。下面應(yīng)用數(shù)值模擬方法，探究圓柱形整流塊半徑、回流通道寬度、振蕩腔長度及前振蕩壁夾角等4個振蕩器結(jié)構(gòu)參數(shù)對脈動射流頻率的影響規(guī)律[15]。

使用控制變量法探究單一結(jié)構(gòu)參數(shù)與脈動射流頻率的變化關(guān)系，控制其他結(jié)構(gòu)參數(shù)不變。根據(jù)前期計算結(jié)果，選取基準參考組合：前振蕩壁夾角α=120°，后振蕩壁外圓角半徑R=42 mm,振蕩器振蕩腔長度L=190 mm，回流通道寬度d=15 mm，圓柱形整流塊半徑r=12 mm，圓形整流塊距定位尺寸為m=50 mm，具體結(jié)構(gòu)如圖6所示。

圖6 結(jié)構(gòu)參數(shù)示意圖

3.1 圓柱形整流塊半徑的影響

回流式自激振蕩器引入圓柱形整流塊，強化了繞流效應(yīng)。在此取圓柱形整流塊半徑在10～20 mm范圍，每隔2 mm變化1次，其他參數(shù)值與參考組合保持一致，進行數(shù)值模擬，射流頻率隨圓柱形整流塊半徑的變化趨勢如圖7所示。由圖7可知，隨著圓柱形整流塊半徑的增大，脈動射流頻率整體上呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢，可根據(jù)不同的需求選擇合適的圓柱形整流塊半徑。

圖7 脈動射流頻率隨圓柱形整流塊半徑變化趨勢

3.2 回流通道寬度的影響

回流式自激振蕩器將楔形整流塊邊緣處設(shè)計為小段圓弧過渡，回流通道寬度在10～25 mm范圍，其他結(jié)構(gòu)參數(shù)值與參考組合保持一致，最終選擇7組結(jié)構(gòu)參數(shù)進行模擬研究。圖8為脈動射流頻率隨回流通道寬度變化關(guān)系。由圖8可知，脈動射流頻率在d=13 mm處達到最大值，之后的流動頻率受回流通道寬度的影響不大，在24 Hz上下變化。

圖8 脈動射流頻率隨回流通道寬度變化趨勢

3.3 振蕩腔長度的影響

圖9為脈動射流頻率隨腔長的變化趨勢。由圖9可見，脈動射流頻率隨振蕩腔長度的增大而減小，二者呈二次曲線型分布。曲線的擬合公式為：y=0.000 723 795x2-0.432 03x+80.379 45

圖9 脈動射流頻率隨腔長變化趨勢

(1)

式中：自變量x為振蕩腔長度，mm；因變量y為脈動射流頻率，Hz。

因為振蕩腔長度越長，對應(yīng)的附著壁長度以及回流通道長度就越長，射流振蕩過程中附著在上、下附著壁以及通過回流通道所需時間也相應(yīng)延長，故振蕩1次的周期得到延長，振蕩頻率也會隨著腔長的增長而降低。

式(1)可用于其他結(jié)構(gòu)參數(shù)不變時，通過腔長的改變來控制脈動射流頻率，使其適合自激振蕩工具的固有振動頻率，達到強化激勵的作用。

3.4 前振蕩壁夾角的影響

取前振蕩壁夾角在80°～180°范圍，每隔20°均勻變化，其他參數(shù)值與參考組合保持一致，計算得到脈動射流頻率隨前振蕩壁夾角的變化趨勢，如圖10所示。由圖10可知，隨著前振蕩壁夾角α的增大，脈動射流頻率隨前振蕩壁夾角α的增大呈現(xiàn)出先減小后增大的趨勢，且在α=120°處最小。在回流式自激振蕩器設(shè)計中，推薦前振蕩壁夾角α取120°。

圖10 脈動射流頻率隨前振蕩壁夾角變化趨勢

4 結(jié) 論

(1)基于回流自激振蕩原理，開發(fā)了一種適于高圍壓條件的低頻回流式自激振蕩器；應(yīng)用Fluent軟件對自激振蕩器內(nèi)部流場進行了數(shù)值模擬，揭示了附壁流動、漩渦推動、圓柱繞流以及碰撞反饋造成主射流在振蕩腔內(nèi)來回擺動、出口射流脈動的根本原因。

(2)基于控制變量法探究了幾個關(guān)鍵參數(shù)對脈動射流頻率的影響規(guī)律，結(jié)果發(fā)現(xiàn)：隨著圓柱形整流塊半徑增大，頻率先增大后減?。换亓魍ǖ缹挾瘸^一定值，頻率變化不明顯；隨著振蕩腔長度增加，頻率單調(diào)減小；隨前振蕩壁夾角增大，脈動射流頻率存在極小值。