李澤華，王泓暉，趙天昊，田曉潔，劉貴杰

（中國(guó)海洋大學(xué) 工程學(xué)院，山東青島 266000）

0 引言

在水下采油樹(shù)中，水下節(jié)流閥可被視為系統(tǒng)的核心，通常用于在穩(wěn)態(tài)生產(chǎn)和瞬態(tài)流動(dòng)情況下，控制碳?xì)浠衔锷a(chǎn)流量以及氣體和水的注入。在實(shí)際生產(chǎn)活動(dòng)中，石油和天然氣流動(dòng)時(shí)攜帶的沙粒將會(huì)對(duì)水下節(jié)流閥造成嚴(yán)重的沖蝕損壞，對(duì)于籠套式水下節(jié)流閥，其沖蝕失效行為主要發(fā)生在籠套部件，而過(guò)大的體積損失將導(dǎo)致籠套式水下節(jié)流閥功能失效，引發(fā)水下生產(chǎn)系統(tǒng)停機(jī)事故，且該系統(tǒng)的服役工況特殊，維修難度大，維修費(fèi)用高，為此有必要探究水下節(jié)流閥沖蝕過(guò)程的預(yù)測(cè)方法，適時(shí)制定維護(hù)策略，保障水下生產(chǎn)過(guò)程的順利進(jìn)行。

針對(duì)水下節(jié)流閥的沖蝕預(yù)測(cè)方法，國(guó)內(nèi)外學(xué)者展開(kāi)了許多研究工作，GHARAIBAH 等［1］基于CFD（Computational Fluid Dynamics）分析節(jié)流閥中流體和顆粒流動(dòng)特性，提出了預(yù)測(cè)節(jié)流閥沖蝕退化的方法，討論了預(yù)測(cè)與試驗(yàn)結(jié)果之間產(chǎn)生差異的原因主要是忽略了因沖蝕引起的節(jié)流閥閥體結(jié)構(gòu)變化。HU 等［2］采用CFD 方法研究了節(jié)流閥開(kāi)度、鉆井液流量、鉆井液密度、固體顆粒質(zhì)量流量等鉆井參數(shù)對(duì)節(jié)流閥沖蝕特性的影響，并得到了固體顆粒對(duì)節(jié)流閥壁的沖蝕主要發(fā)生在閥芯端部等較有價(jià)值的結(jié)論。WALLACE 等［3］對(duì)流量系數(shù)和沖蝕速率進(jìn)行了試驗(yàn)研究，強(qiáng)調(diào)忽視沖蝕引起的閥體表面演變建?？赡苁菦_蝕速率預(yù)測(cè)不佳的部分原因［4］?？梢钥闯?，利用CFD 進(jìn)行沖蝕預(yù)測(cè)是一種合理且有效的方法，但大多數(shù)研究在利用該方法分析時(shí)，忽略了閥體材料表面在實(shí)際沖蝕作用下發(fā)生的材料去除現(xiàn)象，而該現(xiàn)象將會(huì)導(dǎo)致顆粒碰撞角、壁面受力情況和局部流速發(fā)生改變，從而將顆粒重新引向另一個(gè)沖蝕“熱點(diǎn)”，導(dǎo)致沖蝕速率隨之改變，加速了沖蝕過(guò)程，而其又反作用于沖蝕過(guò)程，二者的相互作用形成了沖蝕退化的動(dòng)態(tài)演變過(guò)程，從而導(dǎo)致數(shù)值模擬結(jié)果與實(shí)際情況存在差異。

針對(duì)上述問(wèn)題，本文考慮了籠套式水下節(jié)流閥在沖蝕作用下的動(dòng)態(tài)演變過(guò)程，以沖蝕試驗(yàn)樣本的表面演變特征為依據(jù)，更新有限元模型并進(jìn)行沖蝕過(guò)程仿真，構(gòu)建不同沖蝕狀態(tài)下的籠套式水下節(jié)流閥沖蝕仿真模型，最后利用RBF 神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)對(duì)沖蝕仿真結(jié)果進(jìn)行數(shù)據(jù)融合，建立籠套式水下節(jié)流閥融合沖蝕退化動(dòng)態(tài)演變的沖蝕速率預(yù)測(cè)模型，以提高沖蝕速率預(yù)測(cè)的準(zhǔn)確率。

1 研究對(duì)象及其數(shù)值模型

1.1 研究對(duì)象

為了研究水下節(jié)流閥的沖蝕退化動(dòng)態(tài)演變過(guò)程，本文選用籠套式水下節(jié)流閥作為研究對(duì)象，水下節(jié)流閥籠套如圖1 所示。在仿真環(huán)境中，選擇密度為867.5 kg/m3、動(dòng)態(tài)黏度為0.05 kg/（m·s）的原油。顆粒固體為陶瓷砂，粒子的平均直徑為0.002 75 m，體積密度為2 670 kg/m3，假設(shè)節(jié)流閥內(nèi)的流體為不可壓縮湍流［2］，研究對(duì)象內(nèi)部結(jié)構(gòu)示意如圖2（a）所示，再結(jié)合布爾運(yùn)算對(duì)籠套式水下節(jié)流閥的內(nèi)部流場(chǎng)進(jìn)行抽取，抽取后進(jìn)行網(wǎng)格劃分，經(jīng)過(guò)收斂性分析最終采用最小網(wǎng)格數(shù)1 315 109 個(gè)，其網(wǎng)格模型如圖2（b）所示。

圖1 水下節(jié)流閥籠套Fig.1 Underwater throttle valve cage

圖2 節(jié)流閥內(nèi)部結(jié)構(gòu)及模型網(wǎng)格劃分Fig.2 Internal structure and model meshing of throttle valve

1.2 水下節(jié)流閥沖蝕退化仿真模型

籠套式水下節(jié)流閥的沖蝕損傷是由于油氣資源在開(kāi)采過(guò)程中，流體從井內(nèi)攜帶的泥沙顆粒對(duì)閥體不斷沖擊引起的材料脫離，是一個(gè)受多種因素協(xié)同影響的復(fù)雜過(guò)程。已有眾多學(xué)者針對(duì)不同材料和不同工況建立了沖蝕模型［5-8］，本文使用Alhert 提出的沖蝕經(jīng)驗(yàn)式（1）對(duì)籠套式水下節(jié)流閥沖蝕過(guò)程實(shí)施分析與計(jì)算：

式中，Er為沖蝕率，kg/（m2·s）；Np為與壁碰撞的固體顆粒數(shù)，無(wú)量綱；˙m為固體顆粒的質(zhì)量流量，kg/s；C（dp）為固相顆粒粒徑的函數(shù)，計(jì)算式見(jiàn)式（3）；f（α）為固體顆粒碰撞角α的函數(shù)，計(jì)算式見(jiàn)式（2）；v 為固體顆粒相對(duì)于壁面的速度，m/s；b（v）為固體顆粒相對(duì)速度的函數(shù)；Af為撞擊閥體表面的單位面積，m2。

根據(jù)閥體材料和文獻(xiàn)［9］中顆粒碰撞規(guī)律，對(duì)其進(jìn)行定義：

式中，x，y，z 為常數(shù)，其參數(shù)選取見(jiàn)表1；dp為顆粒的直徑，m；HB 為布氏硬度；FS為顆粒的形狀因子，球形顆粒的形狀因子為0.2。

表1 參數(shù)選取Tab.1 Parameter selection

1.3 邊界條件設(shè)定

本文中仿真模型采用恒定速度入口邊界，離散相選取Escape 邊界條件；出口采用流量邊界，離散相選取Escape 邊界條件；選取標(biāo)準(zhǔn)壁面邊界條件（Wall），顆粒和壁面選擇反射（Reflect）類型；仿真計(jì)算模型進(jìn)口采用速度邊界條件，出口采用壓力出口邊界條件，湍流模型采用Standard 模型，壓力修正Simple 算法分別建立了連續(xù)相的仿真模型和求解方法，邊界條件見(jiàn)表2。

表2 邊界條件設(shè)定Tab.2 Boundary condition setting

2 沖蝕試驗(yàn)

本節(jié)將對(duì)水下節(jié)流閥的籠套部件進(jìn)行沖蝕試驗(yàn)，試驗(yàn)設(shè)備如圖3 所示。選擇XLT3325IR 柱塞泵空壓機(jī)對(duì)試驗(yàn)油液進(jìn)行增壓，采用威爾泰流量計(jì)對(duì)管道內(nèi)油液流量進(jìn)行監(jiān)控，用威爾泰溫控儀、WL-801 壓力變送器和WL-LWGA 流量變送器對(duì)試驗(yàn)油液在流經(jīng)籠套式節(jié)流閥前后的壓力、溫度和流量變化進(jìn)行監(jiān)控，為避免信號(hào)不同步造成的誤差，數(shù)據(jù)采集卡同步采集壓力、流量和溫度數(shù)據(jù)。油液流經(jīng)裝有密度為2 670 kg/m3的陶瓷砂箱后，將攜帶砂礫對(duì)水下節(jié)流閥籠套部件進(jìn)行沖擊，最終經(jīng)過(guò)濾網(wǎng)過(guò)濾流回油箱，由控制器控制節(jié)流孔開(kāi)度，砂礫流量通過(guò)沙箱出口處流量控制器調(diào)節(jié)。本試驗(yàn)將對(duì)水下節(jié)流閥在沖蝕時(shí)間為3 600 s、5 400 s 和7 200 s，3 個(gè)時(shí)間節(jié)點(diǎn)的壓力差、溫度變化、流量變化、籠套部件質(zhì)量損失以及對(duì)籠套部件各個(gè)節(jié)流孔處的沖蝕凹陷深度進(jìn)行測(cè)量并記錄試驗(yàn)數(shù)據(jù)，進(jìn)行3 組重復(fù)試驗(yàn)。

圖3 沖蝕試驗(yàn)示意Fig.3 Erosion experimental schematic

3 數(shù)據(jù)與表面演化模型虛實(shí)融合方法

本文以籠套式水下節(jié)流閥在不同沖蝕時(shí)間下的沖蝕深度變化特征為閥體有限元模型的更新依據(jù)。在沖蝕過(guò)程中，顆粒速度Vp在沖蝕區(qū)域的中心降低到零，厚度損失較小，該部位被稱為駐點(diǎn)，隨后顆粒速度在目標(biāo)表面附近徑向增加，導(dǎo)致高度腐蝕Er 區(qū)域［10］為顆粒撞擊閥體表面時(shí)的沖擊角度，如圖4 所示。

圖4 顆粒表面沖蝕原理示意Fig.4 Schematic diagram of particle surface erosion

本文對(duì)籠套式水下節(jié)流閥融合沖蝕退化動(dòng)態(tài)演變的有限元模型建立方法如下：首先，采用觸針式表面輪廓儀分別對(duì)水下節(jié)流閥的籠套部件在3 600，5 400，7 200 s 時(shí)的沖蝕深度變化數(shù)據(jù)進(jìn)行提取，建立沖蝕凹陷深度曲線，如圖5 所示，可以看出在5 400～7 200 s 中，1 號(hào)節(jié)流孔受沖蝕作用影響，其深度變化趨于緩和，對(duì)于3 號(hào)節(jié)流孔而言，在這一沖蝕時(shí)間段中沖蝕面積擴(kuò)大速度和沖蝕深度加深程度均高于1 號(hào)節(jié)流孔處。

圖5 不同時(shí)間1 號(hào)、3 號(hào)節(jié)流孔沖蝕深度變化Fig.5 Erosion depth change of No.1 and No.3 orifices at different times

其次，運(yùn)用SolidWorks 在VB 中進(jìn)行二次開(kāi)發(fā)，構(gòu)建多個(gè)隨沖蝕過(guò)程演變的水下節(jié)流閥籠套部件有限元模型如圖6 所示。在編程過(guò)程中首先打開(kāi)該模型，其次對(duì)該模型的尺寸參數(shù)通過(guò)SolidWorks 中的草圖尺寸驅(qū)動(dòng)變量，將模型尺寸參數(shù)與VB 界面中的文本框建立聯(lián)系，并對(duì)參數(shù)賦值，從而對(duì)水下節(jié)流閥籠套部件在不同沖蝕時(shí)間下的有限元模型進(jìn)行更新。

圖6 SolidWorks 二次開(kāi)發(fā)流程Fig.6 SolidWorks re-development flow chart

本文根據(jù)不同沖蝕時(shí)間下的節(jié)流孔沖蝕凹陷深度建立水下節(jié)流閥籠套部件表面演變模型，如圖7 所示。在前7 200 s 的沖蝕過(guò)程中，沖蝕點(diǎn)處質(zhì)量去除最多，受沖蝕影響較為嚴(yán)重的部位主要集中在籠套部件上的1 號(hào)和3 號(hào)節(jié)流孔，這與本文第3 節(jié)的數(shù)值仿真模擬結(jié)果相吻合。

圖7 籠套模型有限元模型更新Fig.7 Updating of finite element model of cage model

由籠套式水下節(jié)流閥在3 600～5 400 s 的沖蝕情況可得，位于入口管道處的1 號(hào)節(jié)流孔受沖蝕作用影響最為嚴(yán)重，主要是由于油液在從入口管通道經(jīng)過(guò)節(jié)流孔，進(jìn)入閥腔的過(guò)程中，由于節(jié)流孔的阻礙作用，1 號(hào)節(jié)流孔孔壁受到油液與其攜帶砂礫的沖擊最大，閥體材料去除量最多，3 號(hào)節(jié)流孔內(nèi)壁受到入口通道的流體與砂礫沖擊影響與沖蝕面積擴(kuò)張速度次之。

對(duì)在沖蝕過(guò)程中的水下節(jié)流閥的籠套部件每隔300 s 進(jìn)行一次稱重，記錄其質(zhì)量損失變化并通過(guò)下式計(jì)算沖蝕速率：

式中，ΔM 為水下節(jié)流閥的籠套部件在沖蝕作用前后的質(zhì)量之差，kg，T 為沖蝕時(shí)間，s。

由式（5）得出籠套式水下節(jié)流閥沖蝕速率試驗(yàn)數(shù)據(jù)，作為第4 節(jié)中籠套式水下節(jié)流閥融合沖蝕退化動(dòng)態(tài)演變的沖蝕速率預(yù)測(cè)模型預(yù)測(cè)結(jié)果的衡量標(biāo)準(zhǔn)。下文將對(duì)本節(jié)所建立的融合沖蝕數(shù)據(jù)的不同時(shí)間尺度、不同閥體表面形貌下的模型進(jìn)行沖蝕仿真試驗(yàn)，并對(duì)其仿真結(jié)果進(jìn)行分析。

4 數(shù)值模擬試驗(yàn)與結(jié)果分析

本節(jié)利用ANSYS FLUENT 仿真軟件，對(duì)不同時(shí)間尺度、不同表面形貌的籠套式水下節(jié)流閥有限元模型進(jìn)行仿真試驗(yàn)和結(jié)果分析，討論籠套式水下節(jié)流閥在不同時(shí)間尺度下，以閥體表面形貌演變?yōu)樽宰兞繒r(shí)，對(duì)內(nèi)部流場(chǎng)的沖蝕速率和節(jié)流壓差的影響，并利用籠套式水下節(jié)流閥數(shù)值模擬試驗(yàn)，建立融合沖蝕作用動(dòng)態(tài)演變過(guò)程的籠套式水下節(jié)流閥沖蝕速率數(shù)據(jù)集。

4.1 水下節(jié)流閥內(nèi)部沖蝕特性

本文對(duì)水下節(jié)流閥在結(jié)構(gòu)完整、沖蝕1 h 含缺口和沖蝕2 h 含缺口3 種情況的沖蝕過(guò)程進(jìn)行了分析，研究了當(dāng)水下節(jié)流閥閥體表面結(jié)構(gòu)發(fā)生改變時(shí)，對(duì)沖蝕速率的影響。圖8 示出了水下節(jié)流閥3 號(hào)節(jié)流孔處的沖蝕速率云圖?？梢钥闯鏊鹿?jié)流閥在工作過(guò)程中，當(dāng)入口速度、流體密度、固體顆粒密度等對(duì)沖蝕速率影響較大的因素不變的情況下，受沖蝕作用影響最大的部位為籠套部件的節(jié)流孔。

圖8 水下節(jié)流閥籠套沖蝕云圖Fig.8 Erosion contour of underwater throttle valve cage

從圖9 中可以看出，在沖蝕時(shí)間一定時(shí)，籠套式水下節(jié)流閥在沖蝕作用下，閥體表面出現(xiàn)缺口后的總體沖蝕速率低于籠套式水下節(jié)流閥結(jié)構(gòu)完整時(shí)的沖蝕速率，即閥體受到的沖蝕作用發(fā)生材料去除時(shí)，沖蝕作用將被導(dǎo)向下一個(gè)“熱點(diǎn)”部位，由此可以看出，籠套式水下節(jié)流閥在流體沖蝕作用下發(fā)生的材料去除對(duì)于沖蝕作用研究有著不可忽略的影響。

圖9 3 種表面下的沖蝕率變化Fig.9 Erosion rate change under three surfaces

4.2 水下節(jié)流閥內(nèi)部流場(chǎng)壓力特性

本文對(duì)籠套式水下節(jié)流閥內(nèi)部流體壓力分布情況進(jìn)行了分析，其壓力分布云圖如圖10、11 所示。流體從入口管道到進(jìn)入閥腔區(qū)域時(shí)一直為正壓，當(dāng)流入閥腔內(nèi)部時(shí)，由于受到節(jié)流孔的阻礙作用，壓力增大到7.12×104Pa，同時(shí)在節(jié)流孔附近產(chǎn)生回流區(qū)域，當(dāng)流體流入節(jié)流孔后時(shí)，閥芯內(nèi)部的壓力有所下降，達(dá)到1.88×104Pa，當(dāng)流體流入閥芯內(nèi)部和出口管道時(shí)，其壓力下降，并出現(xiàn)了負(fù)壓。

從圖10，11 中可以看出，與入口管道相連的籠套部件上的節(jié)流孔處受到的流體壓力沖擊最大，而受到流體沖蝕壓力最為集中的部位，發(fā)生閥體材料去除的可能性相比籠套式水下節(jié)流閥的其他部位更大［11］。

5 面向有限元模型更新的沖蝕速率預(yù)測(cè)

本文在對(duì)籠套式水下節(jié)流閥進(jìn)行基于沖蝕數(shù)據(jù)的模型更新之后，利用FLUENT 仿真軟件對(duì)在不同時(shí)間尺度和不同表面形貌下的籠套式水下節(jié)流閥進(jìn)行沖蝕仿真試驗(yàn)，本節(jié)將利用神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)對(duì)沖蝕仿真試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行擬合，以建立融合沖蝕退化動(dòng)態(tài)演變的籠套式水下節(jié)流閥沖蝕速率預(yù)測(cè)模型。

本節(jié)將首先利用BP 神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)對(duì)數(shù)據(jù)進(jìn)行特征提取以及數(shù)據(jù)結(jié)構(gòu)優(yōu)化，對(duì)沖蝕仿真試驗(yàn)數(shù)據(jù)采集點(diǎn)之間的沖蝕速率進(jìn)行數(shù)據(jù)補(bǔ)全與特征提取，其次，采用徑向基函數(shù)（RBF）神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)對(duì)沖蝕特征進(jìn)行擬合，實(shí)現(xiàn)對(duì)籠套式水下節(jié)流閥在沖蝕過(guò)程中與流體相互作用，發(fā)生沖蝕退化動(dòng)態(tài)演變時(shí)的沖蝕速率預(yù)測(cè)，為水下節(jié)流閥的預(yù)測(cè)性維護(hù)和早期微小故障診斷提供依據(jù)，其流程如圖12 所示。

圖12 水下節(jié)流閥沖蝕速率預(yù)測(cè)研究流程Fig.12 Flow chart of research on prediction of erosion rate of underwater throttle valve

5.1 數(shù)據(jù)采集

（1）本文對(duì)水下節(jié)流閥在沖蝕作用下的沖蝕速率數(shù)值模擬結(jié)果進(jìn)行采集，對(duì)水下節(jié)流閥在時(shí)間為300 s 時(shí)進(jìn)行一次采集，記錄其沖蝕速率，數(shù)值模擬時(shí)間步為0.5 s，采集到的總數(shù)據(jù)集為R={R1，R2，R3}，其中R1，R2和R3分別為水下節(jié)流閥在時(shí)間為3 600，5 400，7 200 s 內(nèi)的數(shù)據(jù)。

（2）將數(shù)值模擬沖蝕速率數(shù)據(jù)樣本輸入BP 神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)中，由于本數(shù)值模擬采集的數(shù)據(jù)樣本較少，故本文采用具有輸入層、隱藏層和輸出層的3 層BP 神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)結(jié)構(gòu)，最后輸出特征值為{x1，x2，…，x46}。

5.2 預(yù)測(cè)結(jié)果與分析

根據(jù)RBF 神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)具有拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單、逼近能力強(qiáng)、不易陷入局部極小點(diǎn)及魯棒性好等優(yōu)點(diǎn)［12］，本文將利用RBF 網(wǎng)絡(luò)對(duì)數(shù)值模擬所獲得的沖蝕速率進(jìn)行數(shù)據(jù)擬合，并得到輸出值和試驗(yàn)數(shù)據(jù)的誤差，再根據(jù)均方誤差最小原則，求出輸出層的權(quán)值；最后，根據(jù)樣本信號(hào)對(duì)隱藏層和輸出層進(jìn)行權(quán)值校正，以提高輸出函數(shù)的逼近精度，由此來(lái)進(jìn)行籠套式水下節(jié)流閥沖蝕速率的數(shù)據(jù)回歸預(yù)測(cè)。由該模型輸出的結(jié)果為X={X1，X2，…，X23}，選取數(shù)據(jù)集的70%作為樣本訓(xùn)練集，30%作為測(cè)試集，采用均方根誤差（RMSE）來(lái)判定模型的準(zhǔn)確性，其模型預(yù)測(cè)結(jié)果如圖13，14 所示。

圖13 RBF 神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)訓(xùn)練集預(yù)測(cè)結(jié)果對(duì)比Fig.13 Comparison of RBF neural network training set prediction results

圖14 RBF 神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)測(cè)試集預(yù)測(cè)結(jié)果對(duì)比Fig.14 Comparison of RBF neural network test set prediction results

以通過(guò)式（5）得到的沖蝕速率為驗(yàn)證標(biāo)準(zhǔn)，從圖15 中可看出，本文建立的籠套式水下節(jié)流閥融合沖蝕退化動(dòng)態(tài)演變的沖蝕速率預(yù)測(cè)模型，經(jīng)過(guò)充分學(xué)習(xí)和訓(xùn)練后，比傳統(tǒng)的沖蝕速率仿真預(yù)測(cè)方法所得到的沖蝕速率預(yù)測(cè)值準(zhǔn)確率提升了12.3%，體現(xiàn)了本文利用數(shù)值模擬與試驗(yàn)數(shù)據(jù)融合方法的有效性。

圖15 沖蝕速率預(yù)測(cè)結(jié)果對(duì)比Fig.15 Comparison of erosion rate prediction results

6 結(jié)論

（1）本文通過(guò)虛實(shí)融合的方法，將仿真模型與試驗(yàn)結(jié)果相結(jié)合，建立了籠套式水下節(jié)流閥融合沖蝕退化動(dòng)態(tài)演變的沖蝕速率預(yù)測(cè)模型。結(jié)果表明隨著沖蝕的進(jìn)行，閥體內(nèi)壁面結(jié)構(gòu)變化對(duì)于沖蝕速率預(yù)測(cè)準(zhǔn)確率的影響不容忽視。

（2）通過(guò)對(duì)比發(fā)現(xiàn)本文所提出的基于數(shù)值模型與數(shù)據(jù)的水下節(jié)流閥沖蝕退化動(dòng)態(tài)演變模型與傳統(tǒng)沖蝕速率預(yù)測(cè)方法相比準(zhǔn)確率提高了12.3%，由此可見(jiàn)本文所提出的沖蝕速率預(yù)測(cè)方法對(duì)水下生產(chǎn)系統(tǒng)節(jié)流閥生產(chǎn)維護(hù)與維修運(yùn)營(yíng)具有指導(dǎo)作用。

（3）在后續(xù)的研究過(guò)程中，筆者擬進(jìn)一步對(duì)多個(gè)水下節(jié)流閥在水下采油樹(shù)中的工況條件下進(jìn)行重復(fù)試驗(yàn)，以收集水下節(jié)流閥在不同沖蝕階段內(nèi)的沖蝕退化信息，擴(kuò)大樣本容量，并對(duì)其進(jìn)行數(shù)值分析，從而對(duì)所提出的籠套式水下節(jié)流閥融合沖蝕退化動(dòng)態(tài)演變的沖蝕速率預(yù)測(cè)模型進(jìn)行修正，提高模型的準(zhǔn)確性，并且在水下采油樹(shù)的實(shí)際工程應(yīng)用中進(jìn)行測(cè)試，提高模型的實(shí)用性。