趙健，張貴才，徐依吉，王瑞和，周衛(wèi)東，韓烈祥

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固液兩相流粒子沖蝕鉆頭內(nèi)流道磨損

趙健1, 2，張貴才1, 2，徐依吉1，王瑞和1，周衛(wèi)東1，韓烈祥3

(1. 中國石油大學(華東) 石油工程學院，山東 青島，266580；2. 中國石油大學(華東) 科學技術(shù)研究院，山東 東營，257061；3. 中國石油集團川慶鉆探工程有限公司鉆采工程技術(shù)研究院，四川 德陽，618300)

針對固液兩相流粒子沖蝕鉆頭內(nèi)流道磨損機制，應(yīng)用固液兩相流離散相模型(discrete phase model，DPM)，建立鉆頭內(nèi)流道沖蝕磨損的物理模型，獲得粒子參數(shù)對內(nèi)流道磨損的影響規(guī)律，并進行室內(nèi)實驗，驗證DPM模型的有效性。研究結(jié)果表明：粒子對鉆頭內(nèi)流道沖蝕磨損主要分布在內(nèi)流道收縮面，越靠近鉆頭中心軸線，磨損率越大；隨粒子入口速度的增大，內(nèi)流道平均磨損率增大；隨粒子直徑的增大，內(nèi)流道平均磨損率先減小后增大，最后趨于穩(wěn)定，當直徑為2.0 mm時平均磨損率最??；隨粒子體積分數(shù)的增大，內(nèi)流道平均磨損率近似呈直線增加；當粒子入口角度為50°時，內(nèi)流道平均磨損率最大；壓力對于內(nèi)流道磨損影響較??；進行100 h磨損實驗后，鉆頭內(nèi)流道的磨損率減小了0.80%。

固液兩相流；內(nèi)流道磨損；離散相模型；粒子參數(shù)；鉆頭

粒子沖擊鉆井技術(shù)通過在鉆井液中加入體積分數(shù)為1%~5%、直徑為0.5~5.0 mm的鋼質(zhì)粒子，鋼質(zhì)粒子和鉆井液混合后，通過井下鉆頭噴嘴高頻和高速噴出破碎巖石，實現(xiàn)了粒子沖擊和鉆頭機械聯(lián)合破巖，改變了常規(guī)鉆頭的破巖方式，極大提高了鉆頭破巖效率，但鋼質(zhì)粒子的加入會加大鉆頭內(nèi)流道的沖蝕磨 損[1?7]。固液兩相流沖蝕磨損是常見的材料磨損形式，該研究方向已取得較大進展，粒子沖擊速度對材料的沖蝕磨損率影響較大，沖蝕磨損率可用沖擊速度的冪函數(shù)表示[8?10]。WANG等[11?13]分析單粒子沖擊白口鑄鐵過程，建立粒子參數(shù)與破碎坑體積關(guān)系的數(shù)學模型，通過建立的固體顆粒沖擊磨損模型，應(yīng)用轉(zhuǎn)換系數(shù)確定磨損類型。HASHISH[14]應(yīng)用高速攝影技術(shù)分析磨料射流切割透明材料過程，表明沖擊角度會影響材料磨損類型。彎管沖蝕磨損中直徑300 μm磨料的沖蝕磨損率比直徑150 μm磨料的沖蝕磨損率高[15]。HADAVI 等[16?17]研究表明約87%粒子沖擊動能消耗在粒子沖擊磨損過程。MOMBER[12]發(fā)現(xiàn)當粒子沖擊速度較大時，材料磨損率和材料特性存在較好的擬合關(guān)系。NSOESIE等[18?21]發(fā)現(xiàn)當粒子沖擊合金時存在能夠改變合金磨損速率的臨界沖擊角度，彎管角度對液固流化床內(nèi)壓力速度分布有較大影響。直角彎管在90°轉(zhuǎn)角和下游水平管路中存在流動分離現(xiàn)象。董剛等[22?23]研究表明磨料形狀是影響材料沖蝕率的重要因素，改變固體顆粒直徑對葉片磨損的影響最大，對質(zhì)量流量的影響次之。鈍角磨料(石英砂)的主要沖蝕機制是缺陷部斷裂和基質(zhì)切削，尖角磨料(碳化硅)的主要沖蝕機制是骨料斷裂和基質(zhì)犁削[24]。鑄鋼、Cr20和Cr26白口鑄鐵沖蝕產(chǎn)生最大蝕磨損率的沖蝕角度均為45°[25]。大粒徑顆粒在葉片頭部發(fā)生大角度沖擊之后，會在葉片中后段再次發(fā)生小角度2次沖擊[26]。在高雷諾數(shù)下，顆粒無規(guī)則運動程度從中心到壁面呈現(xiàn)先增強后減弱的趨勢[27]。單位長度鉆桿磨損量隨沖蝕時間增加而逐漸增大[28]。通過以上分析可知粒子的速度、直徑、角度等參數(shù)對沖蝕磨損的影響較大，為本文研究粒子對鉆頭內(nèi)流道沖蝕提供了指導和借鑒，但以上研究基本為純水或金剛石、石英砂、石榴石等磨料的沖蝕磨損，而大直徑球形鋼質(zhì)粒子對鉆頭內(nèi)流道的沖蝕磨損研究較少，同時，前期沖蝕磨損的研究條件與實際鉆井現(xiàn)場差距較大，因此得出的結(jié)論有限制。本文作者應(yīng)用固液兩相流離散相(discrete phase model，DPM)模型，獲得粒子參數(shù)對鉆頭內(nèi)流道沖蝕磨損的影響規(guī)律，并進行室內(nèi)實驗驗證，模擬和實驗條件均符合鉆井現(xiàn)場條件，研究結(jié)果可為粒子沖擊鉆頭的設(shè)計與應(yīng)用提供參考。

1 數(shù)值模型

粒子與鉆井液形成的固液兩相流會對鉆頭內(nèi)流道產(chǎn)生沖蝕磨損，應(yīng)用固液兩相流離散相(DPM)模型，通過Fluent軟件求解[29?31]，將鉆井液假設(shè)為連續(xù)流動介質(zhì)，粒子為離散、不連續(xù)的固體顆粒介質(zhì)，即鉆井液為連續(xù)相，粒子為分散相，對連續(xù)相求解采用Euler方法，對分散相描述則采用Lagrange方法。

1.1 控制方程

定義液相為不可壓縮流體，其流動方程用連續(xù)性方程和N?S方程表示[29?31]：

1.2 離散相模型及磨損方程

通過分散相粒子運動方程計算其運動軌跡，粒子運動方程為[17, 30, 32]

Fluent磨損計算模型，沖蝕磨損公式[17, 30]為

1.3 幾何建模及條件設(shè)置

將建立的物理模型導入Gambit軟件中完成網(wǎng)格劃分，如圖1(b)所示。定義模擬環(huán)境和各項參數(shù)，粒子密度為7.8 g/cm3，水力直徑為0.08 m，入射粒子速度指數(shù)設(shè)為2.4，直徑函數(shù)值為1.8×10?9，模擬固液兩相流粒子沖蝕鉆頭內(nèi)流道的磨損特性。

(a) 物理模型；(b) 網(wǎng)格劃分

2 模擬結(jié)果分析

2.1 粒子運動軌跡

當粒子速度為10 m/s、直徑為2.0 mm、體積分數(shù)為5%時，鉆頭內(nèi)流道內(nèi)粒子運動軌跡如圖2所示。由圖2可見：0 s時粒子進入鉆頭內(nèi)流道，0.025 s時粒子達到內(nèi)流道收縮面，部分粒子開始撞擊收縮面并反彈，反彈粒子在流體流動阻力作用下速度降為0 m/s后，開始繼續(xù)沿著流體運動方向流動，最終被流體攜帶至噴嘴流道內(nèi)。因此，粒子到達鉆頭內(nèi)流道收縮面后會分成2部分，其中，一部分直接進入噴嘴流道，另一部分需要經(jīng)過不斷反彈后進入噴嘴流道。

圖2 鉆頭內(nèi)流道粒子運動軌跡

2.2 內(nèi)流道沖蝕磨損

當粒子速度為10 m/s、直徑為2.0 mm、體積分數(shù)為5%時，鉆頭內(nèi)流道沖蝕磨損如圖3所示。由圖3可見：粒子對內(nèi)流道沖蝕磨損主要分布在內(nèi)流道收縮面，越靠近鉆頭中心軸線，磨損率越大，內(nèi)流道收縮面與噴嘴流道連接處沖蝕磨損率最大。其原因主要有2個方面：一方面，從碰撞次數(shù)方面分析，越靠近收縮面中心，粒子碰撞收縮面的次數(shù)越多，因此，磨損越嚴重；另一方面，從沖擊速度方面分析，越靠近鉆頭中心軸線，粒子和流體的運動速度越大，撞擊壁面的速度越大，因此，沖蝕磨損率越大。

圖3 鉆頭內(nèi)流道沖蝕磨損情況

方向沖蝕磨損投影如圖4所示。從圖4可見：沿著方向(內(nèi)流道收縮面的徑向方向)，從壁面到鉆頭中心軸線沖蝕磨損率逐漸增大；當為?40~?20 mm和20~40 mm時，從內(nèi)流道壁面到鉆頭中心軸線，磨損率緩慢增大；當為?20~20 mm時，沖蝕磨損率迅速增大。

2.3 入口速度的影響

當粒子直徑為2.0 mm、體積分數(shù)為5%、入口角度為0°時，入口速度對鉆頭內(nèi)流道沖蝕磨損的影響如圖5所示。由圖5可見：隨著入口速度增大，內(nèi)流道的平均磨損率和最大磨損率均增大，當入口速度大于10 m/s時，2種磨損率迅速增加；隨著入口速度增大，粒子動能迅速增加，對內(nèi)流道表面的沖擊力不斷增大，沖蝕磨損更加嚴重，因此，磨損率不斷增加。在現(xiàn)場應(yīng)用時，可適當增大內(nèi)流道入口直徑來降低粒子入口速度，從而減少鉆頭對內(nèi)流道的沖蝕磨損。

圖4 x方向內(nèi)流道磨損投影

1—平均磨損率；2—最大磨損率。

2.4 粒子直徑影響

不同粒子直徑的鉆頭內(nèi)流道磨損情況如圖6所示。從圖6可見：5.0 mm粒子沖蝕內(nèi)流道磨損范圍比0.5 mm粒子沖蝕磨損范圍大；雖然0.5 mm粒子沖蝕磨損范圍小，但沖蝕磨損率比5.0 mm的大。

當入口速度為10 m/s、體積分數(shù)為5%、入口角度0°時，粒子直徑對鉆頭內(nèi)流道沖蝕磨損的影響如圖7所示。由圖7可見：隨著粒子直徑不斷增大，內(nèi)流道平均磨損率先減小后增大，最后基本不變。在相同粒子體積分數(shù)下，粒子直徑的增大會導致粒子總數(shù)量減少，從而減少沖擊內(nèi)流道壁面的粒子數(shù)量，同時直徑增大會增大沖蝕磨損區(qū)域(圖6)，數(shù)量減少和沖蝕區(qū)域增大，都會降低鉆頭內(nèi)流道磨損率。但直徑增大會增加粒子對壁面的沖擊力，從而增大磨損。當粒子直徑小于2.0 mm時，沖擊數(shù)量減小和沖蝕區(qū)域減小作用起主導作用，因此，粒子沖蝕磨損率逐漸減小。但隨著粒子直徑繼續(xù)增大，沖擊力的增大起主導作用，因此，粒子沖蝕磨損率會增大。當粒子直徑大于3.0 mm后，2方面原因相互制約達到穩(wěn)定，沖蝕磨損率基本不變。所以，從減少沖蝕磨損方面考慮，最優(yōu)的粒子直徑為2.0 mm。隨著粒子直徑增大，最大磨損率逐漸減小。在相同體積分數(shù)下，粒子直徑增加，數(shù)量減少，且直徑越大，沖蝕磨損范圍越大(圖6)，所以，粒子對內(nèi)流道壁面同一位置的沖蝕磨損率變小，粒子直徑增大，最大磨損率逐漸減小。

(a) 0.5 mm；(b) 5.0 mm

1—平均磨損率；2—最大磨損率。

2.5 粒子體積分數(shù)影響

當粒子直徑為2.0 mm、入口速度為10 m/s、入口角度為0°時，粒子體積分數(shù)對鉆頭內(nèi)流道沖蝕磨損的影響如圖8所示。由圖8可見：隨粒子體積分數(shù)增大，內(nèi)流道平均磨損率近似呈直線增加。粒子體積分數(shù)增大導致同等體積下粒子數(shù)量增多，因此，單位時間內(nèi)撞擊內(nèi)流道次數(shù)增多；體積分數(shù)增大后，粒子間會相互碰撞，增加了碰撞次數(shù)以及碰撞范圍，因此，體積分數(shù)增大會增大內(nèi)流道的平均磨損率。隨粒子體積分數(shù)不斷增大，最大磨損率先增大，后趨于平緩。粒子體積分數(shù)增大后，粒子沖蝕內(nèi)流道同一區(qū)域次數(shù)增加，因此，最大磨損率不斷增大。當粒子體積分數(shù)大于5%后，粒子之間碰撞干擾加劇，撞擊內(nèi)流道壁面同一位置的粒子會發(fā)生相互干擾，影響壁面同一位置的磨損率，因此，當粒子體積分數(shù)大于5%后，最大磨損率趨于平緩。

1—平均磨損率；2—最大磨損率。

2.6 入口角度的影響

當粒子體積分數(shù)為5%、直徑為2.0 mm、入口速度為10 m/s時，入口角度對鉆頭內(nèi)流道沖蝕磨損的影響如圖9所示(入口角度為粒子流入方向和鉆頭中心軸線的夾角)。由圖9可知：隨入口角度不斷增加，平均磨損率先增大后減小，當入口角度為50°時，平均磨損率最大。隨入口角度的增大，粒子以傾斜方式?jīng)_擊內(nèi)流道壁面，運動軌跡越來越紊亂，反彈粒子數(shù)量逐漸增多，粒子和壁面碰撞次數(shù)不斷增加，因此，平均磨損率先不斷增大，當入口角度為50°時，粒子運動軌跡最紊亂，粒子軌跡呈現(xiàn)“漩渦”狀，此時，粒子撞擊內(nèi)流道壁面的次數(shù)最多，因此，平均磨損率最大。隨入口角度繼續(xù)增大，粒子流動軌跡逐漸規(guī)則，撞擊內(nèi)流道壁面的次數(shù)開始減少，因此，當入口角度大于50°后，平均磨損率開始減小。隨粒子入口角度增大，最大磨損率先增大后減小，當入口角度為20°時，最大磨損率達最大值。隨入口角度增大，內(nèi)流道收縮面處沖蝕磨損區(qū)域開始逐漸聚集，磨損區(qū)域開始減小，單位面積上粒子撞擊的數(shù)量增大，因此，最大磨損率開始增大。當入口角度為20°時，最大磨損率達到最大值；入口角度繼續(xù)增大，部分粒子不經(jīng)過收縮面，而從壁面直接反彈，對收縮段磨損減小，因此，最大磨損率開始減小。

1—平均磨損率；2—最大磨損率。

2.7 壓力影響分析

當入口角度為0°、速度為10 m/s、直徑為2.0 mm時，壓力對鉆頭內(nèi)流道沖蝕磨損的影響如圖10 所示。由圖10可知：隨著壓力不斷增大，平均磨損率和最大磨損率基本不變，說明壓力對內(nèi)流道的磨損影響較小。在其他條件不變，改變內(nèi)流道壓力時，雖然系統(tǒng)壓力升高，但較穩(wěn)定，粒子運動軌跡沒有較大變化，因此，壓力對內(nèi)流道平均磨損率和最大磨損率的影響均較小。

1—平均磨損率；2—最大磨損率。

3 沖蝕磨損實驗

3.1 實驗設(shè)備

粒子沖蝕鉆頭內(nèi)流道實驗裝置主要包括磁選機、旋轉(zhuǎn)儲罐、射流混漿器、鉆頭鋼套、循環(huán)管線、泥漿罐、振動篩、砂泵等。粒子經(jīng)過射流混漿器注入，與鉆井液混合，粒子在鉆井液攜帶下沖蝕鉆頭內(nèi)流道后，經(jīng)過磁選機將粒子分離，分離后的粒子儲存到旋轉(zhuǎn)儲罐中，旋轉(zhuǎn)儲罐再將儲存的粒子輸送至射流混漿器中，粒子不斷循環(huán)對鉆頭內(nèi)流道造成持續(xù)沖蝕(鉆頭安裝在鉆頭鋼套內(nèi))，實驗裝置如圖11所示。

圖11 磨損實驗裝置實物圖

鉆頭內(nèi)流道沖蝕磨損實驗共進行100 h。實驗進行50 h后，增加泵壓、排量，繼續(xù)進行50 h，實驗參數(shù)如表1所示。

表1 實驗參數(shù)

注：鉆井液漏斗黏度指鉆井液通過馬氏漏斗的時間。

3.2 結(jié)果分析

100 h鉆頭內(nèi)流道沖蝕磨損結(jié)果如圖12所示。由圖12可知：實驗的后50 h，即排量增大后，粒子入口速度增大，因此，磨損率高于前50 h的磨損率，數(shù)值模擬結(jié)果與實驗結(jié)果基本吻合，驗證了DPM模型的有效性。實驗50 h時鉆頭內(nèi)流道磨損率減小了0.19%，100 h時鉆頭內(nèi)流道磨損率減小了0.80%，磨損不 嚴重。

實驗完鉆頭內(nèi)流道磨損如圖13所示。由圖13可知：內(nèi)流道沖蝕磨損主要集中在收縮面，驗證了數(shù)值模擬結(jié)果，雖然收縮面處存在一定磨損，但沖蝕并不嚴重。實驗鉆井液排量與鉆井現(xiàn)場液排量一致。

1—實驗平均磨損率；2—模擬平均磨損率；3—鉆頭質(zhì)量。

(a) 鉆頭內(nèi)流道；(b) 內(nèi)流道收縮

4 結(jié)論

1) 粒子達到鉆頭內(nèi)流道收縮面后會分成2部分：一部分直接進入噴嘴流道，另一部分需要經(jīng)過不斷反彈后進入噴嘴流道。粒子對內(nèi)流道沖蝕磨損主要分布在內(nèi)流道收縮面，越靠近鉆頭中心軸線，磨損率越大，收縮面與噴嘴流道連接處磨損率最大。

2) 隨入口速度增大，內(nèi)流道平均磨損率和最大磨損率均增大。當入口速度大于10 m/s時，這2種磨損率迅速增加，現(xiàn)場應(yīng)用時可適當增大內(nèi)流道入口直徑以降低粒子入口速度，從而減少磨損。隨著粒子直徑不斷增大，內(nèi)流道平均磨損率先減小后增大，最后基本不變。當粒子直徑為2.0 mm時，平均磨損率最小，隨粒子直徑增大，最大磨損率逐漸減小。

3) 隨著粒子體積分數(shù)增大，內(nèi)流道平均磨損率近似呈直線增加，當體積分數(shù)大于5%后，最大磨損率趨于平緩；隨入口角度不斷增加，平均磨損率先增大后減小。當入口角度為50°時，平均磨損率最大，隨粒子入口角度增大，最大磨損率先增大后減小；當入口角度為20°時，最大磨損率最大；壓力對內(nèi)流道平均磨損率和最大磨損率的影響較小。

4) 進行50 h實驗后鉆頭內(nèi)流道磨損量率減小了0.19%，進行100 h實驗后鉆頭內(nèi)流道磨損率減小了0.80%，數(shù)值模擬結(jié)果與實驗結(jié)果基本吻合，驗證了DPM模型的有效性。鉆頭內(nèi)流道沖蝕磨損主要在收縮面，雖然內(nèi)流道存在一定磨損，但不嚴重。

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(編輯 劉錦偉)

Bit internal flow passage erosion by solid-liquid two-phase flow impact of particles

ZHAO Jian1, 2, ZHANG Guicai1, 2, XU Yiji1, WANG Ruihe1, ZHOU Weidong1, HAN Liexiang3

(1. College of Petroleum Engineering, China University of Petroleum, Qingdao 266580, China;2. Academy of Science and Technology, China University of Petroleum, Dongying 257061, China;3. Drilling & Production Engineering Technology Research Institute, Chuanqing Drilling Engineering Co. Ltd., CNPC, Deyang 618300, China)

In order to identity the mechanism of bit internal flow passage erosion by solid-liquid two-phase flow impact of particles, the discrete phase model (DPM) was applied to establish the physical model of bit internal flow passage erosion, and the effects of particle parameters on the bit internal flow passage erosion were obtained. Furthermore, the indoor experiments were carried on to verify the validity of the DPM model. The results show that the bit internal flow passage erosion of particles mainly distributes on the contraction surface of bit internal flow passage, and the closer to the bit center axis, the higher the erosion rate is. The average erosion rate of the internal flow passage increases with the increase of the inlet velocity of particles. As the particle diameter increases, the average erosion rate of the internal flow passage decreases first and starts to increases, and then tends to be stable. The minimum average erosion rate is obtained with a particle diameter of 2.0 mm. Furthermore, the average erosion rate of the internal flow passage increases linearly with an increase of the particle volume fraction. When the inlet angle is 50°, the maximum average erosion rate of the internal flow passage appears. In addition, the average erosion rate of the internal has been less affected by the pressure. The erosion loss of the internal flow passage decreases by 0.80% after 100 h erosion experiment.

solid-liquid two-phase flow; bit internal flow passage erosion; discrete phase model (DPM); particle parameters; drilling bit

10.11817/j.issn.1672-7207.2018.05.026

TE248

A

1672?7207(2018)05?1228?09

2017?05?09；

2017?06?28

第58批中國博士后基金資助項目(2015M582167)；山東省自然科學基金資助項目(ZR2016EL10)；中央高?；究蒲袠I(yè)務(wù)費專項資金資助項目(16CX02061A)；青島市應(yīng)用基礎(chǔ)研究項目(16-5-1-37-jch)；中石油科學研究與技術(shù)開發(fā)項目(2015F-1801)；山東省重點研發(fā)計劃項目(GG201709250112) (Project(2015M582167) supported by the 58th China Postdoctoral Science Foundation; Project (ZR2016EL10) supported by the Natural Science Foundation of Shandong Province; Project(16CX02061A) supported by the Fundamental Research Funds for the Central Universities; Project(16-5-1-37-jch) supported by the Qingdao Applied Basic Research Program; Project(2015F-1801) supported by the CNPC Scientific Research and Technology Development Program; Project(GG201709250112) supported by the Key Research and Development Plan of Shandong Province)

趙健，博士(后)，講師，從事射流破巖鉆井技術(shù)等研究；E-mail: zhaojian-666@163.com