雙管熱采井口的抗沖蝕磨損性能

裴峻峰, 王 兵, 殷舜時, 秦志堅, 邵金海, 徐延海

(1.常州大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院,江蘇常州 213016; 2.江蘇金石機(jī)械集團(tuán)有限公司,江蘇金湖 211600)

隨著蒸汽驅(qū)成為稠油轉(zhuǎn)換開發(fā)方式的重要技術(shù)[1],SAGD(蒸汽輔助重力泄油)雙管熱采井口裝置在新疆某油田得到廣泛應(yīng)用[2]。井口注入的為純蒸汽,返出的為油液混合物且含砂,含砂量為0.5%。由于返出液中不同粒度的砂粒動量作用,對井口設(shè)備造成了嚴(yán)重的沖蝕磨損損傷[3],甚至造成管壁穿孔現(xiàn)象的發(fā)生。因此,進(jìn)行雙管熱采井口的抗沖蝕磨損性能研究,進(jìn)而對SAGD井口裝置進(jìn)行材料改進(jìn)和結(jié)構(gòu)優(yōu)化十分必要。為了減輕化工裝備受多相流沖蝕磨損的影響,國內(nèi)外學(xué)者采用CFD模擬及相關(guān)實驗驗證等方法進(jìn)行了一定研究。Mansouri等[4]利用數(shù)值模擬的方法分析了不同砂粒類型、砂粒粒度對90°彎管的沖蝕磨損作用;Chen等[5]結(jié)合CFD軟件預(yù)測了90°、60°和45°彎頭的最大沖蝕速率及沖蝕位置;Mazdak等[6]在試驗研究的基礎(chǔ)上結(jié)合CFD軟件進(jìn)行了多相流不同入口速度的數(shù)值模擬;蔡峰等[7]總結(jié)和分析了在多相流體噴射下,流速、攻角等因素對沖刷腐蝕的影響。文獻(xiàn)[8]～[10]表明,針對單一流體力學(xué)影響因素在流場中的研究較成熟,而各單一影響因素對雙管熱采井口的沖刷磨損作用是相互影響的,在設(shè)計工作條件過程中無法確定最優(yōu)組合方案,且有可能丟失真正的最優(yōu)解。沖蝕磨損是一個十分復(fù)雜的過程,影響井口裝置過流部件壁面磨損速率的因素是多方面的,主要包括:多相流的流速、多相流中的含沙量、砂粒粒度、沖刷角等[11-12]。采用正交試驗設(shè)計研究多種因素在流場中的規(guī)律,進(jìn)行雙管熱采井口裝置受沖蝕磨損的仿真模擬對于確定最優(yōu)組合方案至關(guān)重要。筆者采用正交試驗設(shè)計方法[13-14],對不同工藝、結(jié)構(gòu)參數(shù)SAGD井口中多相流體進(jìn)行FSI單向流固耦合仿真分析,得到可降低多相流沖蝕磨損作用的井口優(yōu)化設(shè)計參數(shù)。

1 SAGD井口及計算模型

1.1 SAGD井口模型

SAGD井口裝置簡化模型半剖圖如圖1所示。左側(cè)注入蒸汽,蒸汽壓力為4.7 MPa;返出液(原油含砂)從井口底部流入,返出液體壓力為3.4 MPa,井口裝置右側(cè)流出,返出量為55 t/d;井口頂部為轉(zhuǎn)化接頭。返出液對管壁產(chǎn)生嚴(yán)重的沖刷磨損作用。沖蝕部位位于SAGD井口裝置簡化模型右側(cè),且返出液的流動是導(dǎo)致沖蝕現(xiàn)象發(fā)生的主要原因,所以對井口裝置右側(cè)部分進(jìn)行分析。

圖1 SAGD井口裝置簡化模型半剖圖Fig.1 Half sectional drawing of SAGD wellhead device

連續(xù)相為原油,密度為960 kg/m3,黏度為150 mPa·s;顆粒相為砂粒,密度為2 650 kg/m3,返出液中含砂質(zhì)量分?jǐn)?shù)為0.5%,砂粒粒度分布為:0.3～0.35 mm占12.59%;0.2～0.3 mm占22.46%;0.15～0.2 mm占15.30%;0.125～0.15 mm占17.08%;0.105～0.125 mm占10.28%;不足0.105 mm的占22.29%。SAGD井口頭本體材料為35CrMo,其密度為7 750 kg/m3,彈性模量為215 GPa,泊松比為0.28。

1.2 數(shù)值計算模型與方法

研究對象為高溫高壓井下裝備,受實際工況、試驗成本和時間限制,進(jìn)行室內(nèi)或現(xiàn)場試驗研究的難度極大,危險性較大。目前,利用ANSYS中FSI流固耦合模塊進(jìn)行靜態(tài)結(jié)構(gòu)分析、結(jié)構(gòu)強(qiáng)度研究的技術(shù)已相當(dāng)成熟[15]。ANSYS有限元分析軟件中的FSI單向流固耦合模塊非常適用于SAGD井口的多相流運(yùn)動狀態(tài)分析,因此可用來研究SAGD井口裝置沖蝕磨損規(guī)律和應(yīng)對措施。

為了研究井口裝置內(nèi)流體、固體在不同工藝參數(shù)、結(jié)構(gòu)參數(shù)下的流固耦合特性,通過ANSYS Workbench軟件提供的FSI模塊實現(xiàn)流場和結(jié)構(gòu)場的耦合,使用FLUENT、Static Structural模塊分別求解流體計算域和固體計算域[16-17]。FLUENT求解流體計算域可得到流體的流場參數(shù),Static Structural求解固體計算域可得到管壁受壓力或剪切應(yīng)力和分布情況,流場和結(jié)構(gòu)場之間的載荷數(shù)據(jù)傳遞通過耦合面實現(xiàn)[18]。

由于流體在固定金屬管道中流動時對管壁變形運(yùn)動的作用較小,流場受固體變形運(yùn)動的影響不大,因此流固耦合方式應(yīng)屬于弱耦合。本文研究的沖蝕磨損問題重點(diǎn)考慮的是流體對金屬材料的沖刷剝落和磨損作用。流體運(yùn)動使固體結(jié)構(gòu)產(chǎn)生壓力或剪切應(yīng)力[19],因此在單向流固耦合固體計算域部分重點(diǎn)分析管道壁面所受剪切應(yīng)力情況。

液固兩相流模擬采用DPM(Discrete Phase Model)離散相模型,將砂粒視為離散相,先求解連續(xù)相流動,直至連續(xù)相收斂;再將離散相粒子以不同的速度垂直進(jìn)口端入射,同時考慮連續(xù)相和離散相之間的相互作用,每5次迭代對粒子軌跡進(jìn)行一次更新。湍流模型選取適用范圍廣、精度合理的K-epsilon-Standard兩方程湍流模型進(jìn)行分析計算。近壁區(qū)域采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù),FLUENT求解器采用基于壓力法、求解不可壓縮流動的Pressure-Based隱式求解器,控制方程為SIMPLEC算法和QUICK差分格式。將流體域外表面設(shè)置為流體耦合面,固體域內(nèi)表面設(shè)置為固體耦合面,流體計算部分結(jié)束后,載荷數(shù)據(jù)由流體耦合面?zhèn)鬟f至固體耦合面?？紤]到井口內(nèi)部的特殊結(jié)構(gòu),離散相模型采用考慮流體曳力、升力、湍流脈動等作用對顆粒運(yùn)動軌跡的影響,能夠清晰地追蹤到顆粒的運(yùn)動軌跡。其中,曳力模型選用適用于顆粒計算的syamlal-obrien模型。FLUENT計算所得單位時間內(nèi)磨損速率的定義式[20]為

(1)

式中,C(dp)為顆粒粒徑函數(shù);f(α)為顆粒沖擊角函數(shù),b(vp)為顆粒速度函數(shù);Np為顆粒數(shù);mp為顆粒質(zhì)量流率;α為顆粒對壁面的沖擊角;vp為顆粒的運(yùn)動速度;Af為顆粒在壁面上的投影面積。

根據(jù)式(1),最大磨損率所得值為迭代計算結(jié)束后井口裝置內(nèi)壁面區(qū)域Re的最大值,最大磨損處為內(nèi)壁面區(qū)域最大磨損率所處位置。

1.3 方法驗證

由于進(jìn)行井口的沖蝕磨損試驗難度極大,很難進(jìn)行試驗研究。為了保證所進(jìn)行的數(shù)值模擬方法的可行性和模擬計算結(jié)果的準(zhǔn)確性,對文獻(xiàn)[21]中的結(jié)構(gòu)、受力工況與研究對象相似的控壓鉆井節(jié)流閥物理模型(節(jié)流閥三維模型見圖2),按照本文中選取的計算方法進(jìn)行驗證,得到如圖3所示的閥芯沖蝕磨損率云圖和表1的仿真數(shù)據(jù)與文獻(xiàn)數(shù)據(jù)對比。

圖2 文獻(xiàn)中節(jié)流閥三維模型Fig.2 3D model of valve throttle in literature

圖3 閥芯沖蝕磨損率云圖Fig.3 Erosion rate contours of value plug

數(shù)據(jù)全域最大磨損率/(10-4kg·m-2·s-1)壓降/MPa 仿真2.075.57 文獻(xiàn)2.0 (仿真結(jié)果)5.86(試驗結(jié)果)

由圖3可知,沖蝕磨損嚴(yán)重區(qū)域位于閥芯底部側(cè)面,且全域最大沖蝕磨損率為2.07×10-4kg/(m2·s)。對比文獻(xiàn)[21]中的試驗結(jié)果、仿真結(jié)果與運(yùn)用本文選用的計算模型與方法所得出的沖蝕規(guī)律,二者在沖蝕區(qū)域、沖蝕磨損率數(shù)值吻合度很高。由表1可知,將模型驗證仿真數(shù)據(jù)全域最大磨損率與文獻(xiàn)中仿真數(shù)據(jù)做對比,二者吻合很好,準(zhǔn)確率達(dá)到97%;將模型驗證仿真數(shù)據(jù)壓降與文獻(xiàn)中試驗數(shù)據(jù)壓降做對比,二者吻合也很好,準(zhǔn)確率達(dá)到95%,故驗證了選取計算模型和方法的正確性與可行性。

1.4 有限元網(wǎng)格無關(guān)性驗證

在數(shù)值模擬中有限元網(wǎng)格的數(shù)量可能會對計算結(jié)果產(chǎn)生影響,所以需要對網(wǎng)格無關(guān)性進(jìn)行驗證。計算模型中連續(xù)相為原油,顆粒相為砂粒,砂粒直徑取0.2 mm。邊界條件為:入口速度0.1 m/s,操作壓力3.4 MPa,出口端自由流出。網(wǎng)格加密比取1.414,將SAGD井口裝置流場的有限元網(wǎng)格數(shù)分別劃分為224 300、547 800和1 435 800,得到對應(yīng)的全域最大磨損率分別為1.86×10-11、1.89×10-11和1.77×10-11kg/(m2·s),針對不同網(wǎng)格數(shù)得到井口全域最大磨損率的變化情況,如圖4所示。

圖4 網(wǎng)格數(shù)與全域最大磨損率關(guān)系Fig.4 Relationship between grid number and global maximum wear rate

在圖4中,全域最大磨損率數(shù)據(jù)的平均值為1.84×10-11kg/(m2·s),標(biāo)準(zhǔn)差為6.245×10-13kg/(m2·s)。數(shù)據(jù)離散程度小,且標(biāo)準(zhǔn)差遠(yuǎn)小于平均值;網(wǎng)格最疏與最密時,其對應(yīng)的全域最大磨損率誤差為4.83%,誤差控制在5%以內(nèi),說明網(wǎng)格數(shù)繼續(xù)增加對SAGD雙管熱采井口全域最大磨損率的模擬結(jié)果影響不大,則驗證了網(wǎng)格無關(guān)性,從而說明本文計算網(wǎng)格的確定是可行的。在驗證了網(wǎng)格無關(guān)性的前提下,綜合考慮計算時間和計算精度,因此取網(wǎng)格數(shù)為1 435 800可滿足計算精度要求。

2 正交試驗設(shè)計與結(jié)果分析

SAGD雙管熱采井口裝置內(nèi)的返出液流場影響因素、因素水平數(shù)較多。針對本文情況,影響因素共5個,每一個因素有4組水平數(shù)。如果進(jìn)行全面試驗,需進(jìn)行45(即1 024)組試驗,難度極大[22]。研究的是5因素4水平問題,采用正交設(shè)計方法只須進(jìn)行16組試驗,且選法具有正交性和均衡分散性的優(yōu)點(diǎn),進(jìn)行16組試驗?zāi)茌^好地達(dá)到試驗?zāi)康?從而篩選出最佳的因素水平組合,對其結(jié)構(gòu)參數(shù)和材料改進(jìn)提出科學(xué)的優(yōu)化建議。

2.1 正交試驗中井口材料

選取的材料為35CrMo、16Mn、1Cr13、35CrMo基體+WC-12Co涂層。35CrMo合金鋼為SAGD井口現(xiàn)用鋼材料;16Mn為低合金高強(qiáng)度結(jié)構(gòu)鋼,密度為7 870 kg/m3,彈性模量為212 GPa,泊松比為0.31,為本次試驗對比用鋼;1Cr13為馬氏體不銹鋼,密度為7 750 kg/m3,彈性模量為216 GPa,泊松比為0.28,被廣泛應(yīng)用于石油化工行業(yè)中[23];WC-12Co涂層為HVOF超音速火焰噴涂至基體表面產(chǎn)生,噴涂處理溫度為200 ℃,涂層厚度為0.08 mm,密度為15 630 kg/m3,彈性模量為719 GPa,泊松比為0.27。在350 ℃以下時,碳化鎢涂層具有良好的耐磨性[24-25]。

2.2 指標(biāo)、因素及水平選取

試驗指標(biāo)分別為流域內(nèi)距離壁面1.0 mm直線上的軸向速度、徑向速度與管壁的最大磨損率及壁面剪切應(yīng)力。對于軸向速度這一指標(biāo)來說,試驗結(jié)果越大,則流域內(nèi)返出液的流動性越好;對于徑向速度、管壁的最大磨損率及壁面剪切應(yīng)力,這3個指標(biāo)的試驗結(jié)果越小,則管壁受沖刷磨損的影響越小,SAGD雙管熱采井口的壽命越長。試驗因素分別選取入口端速度、顆粒粒度、過渡圓角半徑、壁厚和管材種類(為方便表示,將35CrMo基體+WC-12Co涂層簡寫為WC-12Co涂層)。

2.3 試驗方案設(shè)計

正交表選用L16(45)正交表。利用單向流固耦合模塊,通過試驗分別得出上述因素及水平對軸向速度、徑向速度與管壁的最大磨損率及壁面剪切應(yīng)力的影響。其中,軸向速度、徑向速度與管壁的最大磨損率屬于流體計算域分析部分,壁面剪切應(yīng)力為固體計算域分析部分。試驗計劃與結(jié)果如表2所示(A、B、C、D、E分別代表返出液入口端速度(m/s)、顆粒粒度(mm)、過渡圓角半徑(mm)、壁厚(mm)和管材種類),表2中軸向速度、徑向速度試驗結(jié)果為距離壁面1.0 mm直線上流場參數(shù)的均值。

表2 正交試驗計劃與結(jié)果

2.4 極差分析與多指標(biāo)綜合平衡分析

在極差分析中,某一列中的K1、K2、K3、K4,極差R為最大值與最小值之差。極差R越大,說明該因素的水平變化對試驗指標(biāo)的影響越大,即該因素影響程度越高。多指標(biāo)綜合平衡分析法是通過分別討論各因素對指標(biāo)的影響后,選擇每一個因素對應(yīng)的最佳水平,綜合分析得出優(yōu)方案。通過對16組試驗的結(jié)果分析,得到了極差分析結(jié)果,如表3所示。

由表3可知:對軸向速度指標(biāo),優(yōu)化方案是A4E2C1B4D1;對徑向速度指標(biāo),優(yōu)化方案是A1C2E4B2D1;對全域最大磨損率指標(biāo),優(yōu)化方案是C3B1E4D3A1;對壁面切應(yīng)力指標(biāo),優(yōu)化方案是A1C4B1E1D3,這4個方案不完全一致,因此采用多指標(biāo)綜合平衡的分析方法。

(1)入口速度A對各指標(biāo)的影響:在表3中,對3個指標(biāo)(軸向速度、徑向速度和壁面切應(yīng)力)來說,入口速度的極差都是最大的,入口速度是影響最大的因素;對最大磨損率這一指標(biāo)來說,水平的變化對該指標(biāo)影響不大。對4個指標(biāo)綜合考慮,入口速度以取0.1 m/s為最好。

表3 極差分析

(2)顆粒粒度B對各指標(biāo)的影響。由表3可知,對4個指標(biāo)來說,顆粒粒度水平的變化對軸向速度、徑向速度的影響較小;對壁面切應(yīng)力、最大磨損率這兩個指標(biāo)來說,顆粒粒度以取0.125 mm為最好。

(3)過渡圓角半徑C對各指標(biāo)的影響。由表3可知,過渡圓角半徑水平變化對軸向速度、徑向速度影響不大;對壁面切應(yīng)力、最大磨損率這兩個指標(biāo)來說,過渡圓角半徑以取8 mm為最好。

(4)壁厚D對各指標(biāo)的影響。由表3可知,對軸向速度指標(biāo)來說,壁厚以取21.8 mm為最優(yōu);壁厚水平變化對徑向速度影響不大;對最大磨損率指標(biāo)來說,壁厚以取21.8 mm為最優(yōu);對壁面切應(yīng)力指標(biāo)來說,壁厚以取17.8 mm為最優(yōu)。綜合考慮,壁厚以取21.8 mm為最好。

(5)管材種類E對各指標(biāo)的影響。由表3可知,對徑向速度、最大磨損率和壁面切應(yīng)力這3個指標(biāo)來說,指標(biāo)值越小越好,管材種類以取35CrMo基體+WC-12Co涂層為佳;對軸向速度指標(biāo)來說,管材種類的水平變化對試驗結(jié)果影響不大。故對4個指標(biāo)綜合考慮,管材種類以取35CrMo基體+WC-12Co涂層為佳。

2.5 第二次正交試驗結(jié)果方差分析

極差分析和綜合平衡分析法雖然得到各試驗因素的主次順序及優(yōu)方案,而方差分析法既可以找出對各指標(biāo)有顯著影響的因素,又可以分析出顯著影響因素的最佳水平。在極差分析過程中,管材種類取35CrMo基體+WC-12Co涂層時,3個指標(biāo)的極差R均最大。在第一次正交試驗中未安排空白列。在方差分析中通過正交表中的空白列可以估算隨機(jī)誤差。為了提高分析的準(zhǔn)確性、可靠性,進(jìn)行第二次正交試驗,加入空白列,管材種類選用35CrMo基體+WC-12Co涂層,并對第二次正交試驗軸向速度、全域最大磨損率和壁面剪切應(yīng)力這3個重要指標(biāo)的試驗結(jié)果進(jìn)行誤差估計和方差分析。方差分析中所涉及公式為

(2)

f=K-1 ,

(3)

V=S/f,

(4)

F=vf/ve.

(5)

式中,S為因素偏差平方和;K為因素水平數(shù);n為試驗總次數(shù);Ti為水平i對應(yīng)數(shù)據(jù)之和;T為試驗數(shù)據(jù)之和;f為自由度;v為均方和;vf和ve分別為因素均方和和誤差均方和。

第二次正交試驗方差分析結(jié)果見表4。Fa為因素對試驗結(jié)果的影響程度。

表4 第二次正交試驗的方差分析

由表4可知,對于軸向速度,根據(jù)F確定其主次順序為A→C→B→D,其中入口速度的F遠(yuǎn)大于F0.001(3,3),入口速度高度顯著,可信度達(dá)99.9%;對全域最大磨損率,主次因素順序為C→B→D→A,過渡圓角半徑影響顯著,可信度為90%;壁面剪切應(yīng)力的主次因素順序為C→A→B→D,過渡圓角半徑影響顯著,可信度達(dá)97.5%。兩個指標(biāo)的過渡圓角半徑影響顯著,可信度均超過90%。

綜上所述,各影響因素及對應(yīng)水平應(yīng)確定為入口速度A1、過渡圓角半徑C4、顆粒粒度B1、壁厚D3,管材種類結(jié)合極差分析法及綜合平衡法選擇E4作為優(yōu)方案。

3 流固耦合模擬結(jié)果分析

3.1 典型方案與優(yōu)方案的流固耦合模擬

由表2可知,方案3、方案7的指標(biāo)結(jié)果與另外14組的指標(biāo)結(jié)果相比較好,屬于典型方案。因此,按照第二次正交試驗中的因素水平設(shè)置,對方案3、方案7和優(yōu)方案進(jìn)行流固耦合對比模擬。對于流體分析部分,得到如圖5所示雙管井口的內(nèi)壁面磨損分布云圖;對于固體分析部分,得到如圖6所示壁面剪切應(yīng)力分布云圖。

圖5 井口內(nèi)壁面磨損分布云圖Fig.5 Erosion distribution contours of wellhead on inner wall

將全域最大磨損率設(shè)為8.48×10-12kg/(m2·s),目的是在相同磨損率情況下比較不同方案中的井口壁面受沖蝕磨損范圍。由于3種方案中的SAGD雙管熱采井口工藝參數(shù)、結(jié)構(gòu)參數(shù)不同,對應(yīng)的壁面磨損分布云圖存在較大差異。由圖5可知,優(yōu)方案中壁面受磨損的范圍明顯小于方案3和方案7。在優(yōu)方案磨損云圖中,全域最大磨損率為8.48×10-12kg/(m2·s);在方案3和方案7磨損云圖中,出現(xiàn)了因磨損率值大于設(shè)定值而導(dǎo)致部分云圖無法顯示的現(xiàn)象,進(jìn)一步說明了優(yōu)方案中SAGD井口受返出液沖蝕磨損的作用最小,使用壽命更長,優(yōu)化的效果顯著。但固體壁面受沖蝕磨損影響是不可避免的。

圖6 井口內(nèi)壁面剪切應(yīng)力分布云圖Fig.6 Shear stress distribution contours of wellhead on inner wall

由圖6可知,3種方案的井口內(nèi)壁面受剪切應(yīng)力作用范圍趨于一致,最大壁面剪切應(yīng)力存在較大差異。優(yōu)方案中最大壁面剪切應(yīng)力小于方案3和方案7,井口內(nèi)壁面受沖蝕磨損作用最小,可延長井口裝置的使用壽命。

3.2 優(yōu)方案組內(nèi)流固耦合對比模擬

選用優(yōu)方案,將流域內(nèi)距井口裝置出口段壁面2.0、3.0、4.0、5.0 mm處直線上的數(shù)據(jù)分別導(dǎo)出,探究近壁面處返出液(含砂)對管壁的沖蝕磨損影響。得到如圖7所示的近壁面不同距離徑向、切向速度對比。

圖7(a)中,由于近壁面距離不同,4組位置處的徑向速度存在差異。分析可知,距離壁面的位移增大,徑向速度增大;反之,徑向速度減小。當(dāng)軸向位移達(dá)到0.082 9 m(距起始點(diǎn)36 mm)處,徑向速度達(dá)到最大值,返出液對管壁材料的沖蝕剝損最嚴(yán)重,這與工程實際相符合,準(zhǔn)確模擬了沖蝕輪廓。在選用優(yōu)方案的井口參數(shù)后,返出液在近壁面2 mm處的最大徑向速度較小,大大延長SAGD井口的使用壽命。

圖7(b)中,由于近壁面距離不同,4組位置處切向速度存在一定差異。分析可知,由于返出液中的固相顆粒與壁面發(fā)生碰撞,距離壁面的位移減小,切向速度減小;反之,切向速度增大。當(dāng)軸向位移達(dá)到0.060 57 m(距起始點(diǎn)36 mm)處,切向速度較大,返出液對管壁材料的沖蝕剝損較嚴(yán)重,這與工程實際完全符合。

綜上所述,經(jīng)單向流固耦合模擬及正交法優(yōu)化后的SAGD井口結(jié)構(gòu)參數(shù)和工藝參數(shù)為入口端速度0.1 m/s,顆粒粒度0.125 mm,過渡圓角半徑取為8 mm,管壁壁厚21.8 mm,管材種類取35CrMo基體+WC-12Co涂層,此設(shè)計可以有效地延長SAGD井口的使用壽命。

圖7 近壁面不同距離徑向和切向速度對比Fig.7 Comparison of radial and tangential velocity at different distances

4 結(jié) 論

(1)解釋了多相流體距壁面位移對井口壁面受沖蝕磨損的影響規(guī)律:距出口段起始點(diǎn)36 mm至一定范圍內(nèi),管壁受沖蝕磨損影響最嚴(yán)重;距壁面位移在一定范圍內(nèi)增大,徑向速度和切向速度均增大,沖蝕磨損作用增強(qiáng)。

(2)采用正交試驗設(shè)計方法,通過同時改變SAGD雙管熱采井口裝置的多種結(jié)構(gòu)參數(shù)和工藝參數(shù)分析其受返出液沖蝕磨損的影響,解釋了主要結(jié)構(gòu)參數(shù)、工藝參數(shù)對返出液流場內(nèi)軸向速度、徑向速度、湍流強(qiáng)度、全域最大磨損率和壁面剪切應(yīng)力的影響規(guī)律。

(3)得到經(jīng)FSI單向流固耦合模擬及正交法優(yōu)化后的SAGD井口結(jié)構(gòu)參數(shù)和工藝參數(shù)為入口端速度0.1 m/s,顆粒粒度0.125 mm,過渡圓角半徑8 mm,管壁壁厚21.8 mm,管材種類取35CrMo基體+WC-12Co涂層。

(4)SAGD井口內(nèi)壁面受返出液沖蝕磨損的弱化效果顯著。解釋并驗證了所選取計算模型與方法的正確性、可行性。

:

[1] 郭春生,徐明海,薛世峰,等.水平井注蒸汽非穩(wěn)態(tài)傳熱與流動分析[J].中國石油大學(xué)學(xué)報(自然科學(xué)版),2016,40(4):116-120.

GUO Chunsheng, XU Minghai, XUE Shifeng, et al. Process analysis of unsteady heat transfer and fluid flow during steam injection via horizontal wells[J].Journal of China University of Petroleum(Edition of Natural Science),2016,40(4):116-120.

[2] 張兆祥,劉慧卿,楊陽,等.稠油油藏蒸汽驅(qū)評價新方法[J].石油學(xué)報,2014,35(4):733-738.

ZHANG Zhaoxiang, LIU Huiqing, YANG Yang, et al. A new method for the evaluation of steam flooding in heavy oil reservoirs[J].Acta Petrolei Sinica,2014,35(4):733-738.

[3] 王凱,李秀峰,王躍社,等.液固兩相流中固體顆粒對彎管沖蝕破壞的位置預(yù)測[J].工程熱物理學(xué)報,2014,35(4):691-694.

WANG Kai, LI Xiufeng, WANG Yueshe, et al. Prediction of solid particles in liquid solid two phase flow on erosion failure of elbow[J].Journal of Engineerring Thermal Physics,2014,35(4):691-694.

[4] AMIR M, HADI A, SOROOR K, et al. Improved CFD modeling and validation of erosion damage due to fine sand particles[J].Wear,2015, 338/339:339-350.

[5] CHEN Jukai, WANG Yueshe, LI Xiufeng, et al. Erosion prediction of liquid-particle two-phase flow in pipeline elbows via CFD-DEM coupling method[J].Powder Technology,2015,275:182-187.

[6] MAZDAK P, MADHUSUDEN A, VEDANTH S, et al. CFD simulation of sand particle erosion in gas-dominant multiphase flow[J].Journal of Natural Gas Science and Engineering,2015,27:706-718.

[7] 蔡峰,柳偉,樊學(xué)華,等.流體噴射條件下金屬材料沖刷腐蝕的研究進(jìn)展[J].摩擦學(xué)學(xué)報,2011,31(5):521-527.

CAI Feng, LIU Wei, FAN Xuehua, et al. Research on erosion corrosion of metallic materials under fluid jet impingement[J].Tribology,2011,31(5):521-527.

[8] 朱娟,張喬斌,陳宇,等.沖刷腐蝕的研究現(xiàn)狀[J].中國腐蝕與防護(hù)學(xué)報,2014,34(3):199-210.

ZHU Juan, ZHANG Qiaobin, CHEN Yu, et al. Research status of erosion corrosion[J].Chinese Journal of Corrosion and Protection,2014,34(3):199-210.

[9] 彭文山,曹學(xué)文.固體顆粒對液/固兩相流彎管沖蝕作用分析[J].中國腐蝕與防護(hù)學(xué)報,2015,35(6):556-562.

PENG Wenshan, CAO Xuewen. Analysis of the impact of solid particles on the erosion of liquid/solid two phase flow[J].Chinese Journal of Corrosion and Protection,2015,35(6):556-562.

[10] 袁惠新,殷偉偉,黃津,等.固液分離旋流器壁面磨損的數(shù)值模擬[J].化工進(jìn)展,2015,34(3):664-670.

YUAN Huixin, YIN Weiwei, HUANG Jin, et al. Numerical simulation of the wall attrition in solid-liquid hydrocyclones [J].Chemical Industry and Engineering Progress,2015,34(3):664-670.

[11] FARZIN D, EBRAHIM H, GHASEMZADEH A, et al. Erosion prediction for slurry flow in choke geometry[J].Wear, 2017,372/373:42-53.

[12] STACK M M, ABDULRAHMAN G H. Mapping erosion-corrosion of car-bon steel in oil-water solutions:Effects of velocity and applied potential[J].Wear,2012,274/275(3):401-413.

[13] 陳魁.應(yīng)用概率統(tǒng)計[M].北京:清華大學(xué)出版社,2009:262-293.

[14] 余洋,馮國慶,陳仁人,等.春10井區(qū)特稠油水平井蒸汽吞吐注采參數(shù)優(yōu)化研究[J].石油地質(zhì)與工程,2016,30(3):105-110.

YU Yang, FENG Guoqing, CHEN Renren, et al. Optimization of injection sampling parameters of horizontal wells for special heavy oil horizontal wells in Chun 10 well area[J].Petroleum Geology and Engineering,2016,30(3):105-110.

[15] 宋學(xué)官,蔡林,張華.ANSYS流固耦合分析與工程實例[M].北京:中國水利水電出版社,2012:5-9.

[16] 高大鵬,王東,胡永樂.井筒與油藏耦合數(shù)值模擬技術(shù)現(xiàn)狀與發(fā)展趨勢[J].石油鉆采工藝,2015,37(3):53-60.

GAO Dapeng, WANG Dong, HU Yongle. Current status and development tread of coupled wellbore and reservoir numerical simulation technique[J].Oil Drilling and Production Technology,2015,37(3):53-60.

[17] 朱李,賴喜德,茍秋琴,等.基于ARMD和流固耦合的考慮地震載荷的水電機(jī)組轉(zhuǎn)動部件強(qiáng)度分析[J].水力發(fā)電學(xué)報,2015,34(8):112-117.

ZHU Li, LAI Xide, GOU Qiuqin, et al. Strength analysis of rotational parts of hydroelectric unit under seismic loads based on ARMD and FSI[J].Journal of Hydroelectric Engineering,2015,34(8):112-117.

[18] 王秀禮,盧永剛,袁壽其,等.基于流固耦合的核主泵汽蝕動力特性研究[J].哈爾濱工程大學(xué)學(xué)報,2015,36(2):213-217.

WANG Xiuli, LU Yonggang, YUAN Shouqi, et al. Dynamic characteristics analysis of the reactor coolant pump variation based on fluid-structure coupling[J].Journal of Harbin Engineering University,2015,36(2):213-217.

[19] 劉延鑫,王旱祥,王苗.海底管道局部沖刷數(shù)值模擬分析[J].中國石油大學(xué)學(xué)報(自然科學(xué)版),2012,36(6):118-122.

LIU Yanxin, WANG Hanxiang, WANG Miao. Numerical simulation analysis of local scour around submarine pipeline[J].Journal of China University of Petroleum(Edition of Natural Science),2012,36(6):118-122.

[20] 陳思,王尊策,呂鳳霞,等.基于離散相模型的電潛泵葉輪磨損數(shù)值計算[J].中國石油大學(xué)學(xué)報(自然科學(xué)版),2015,39(3):143-148.

CHEN Si, WANG Zunce, Lü Fengxia, et al. Numerical calculation of particle erosion within electric submersible pump based on discrete phase model[J].Journal of China University of Petroleum(Edition of Natural Science),2015,39(3):143-148.

[21] 王國榮,楚飛,陶思宇,等.控壓鉆井節(jié)流閥液-固兩相流沖蝕預(yù)測及驗證[J].石油學(xué)報,2015,36(6):754-759.

WANG Guorong, CHU Fei, TAO Siyu, et al. Erosion prediction and verification of fluid solid two phase flow in a controlled pressure drilling fluid[J].Acta Petrolei Sinica,2015,36(6):754-759.

[22] 戴顯英,郭靜靜,邵晨峰,等.CFD模擬RPCVD的正交法優(yōu)化設(shè)計與分析[J].西安電子科技大學(xué)學(xué)報,2013,40(4):72-78.

DAI Xianying, GUO Jingjing, SHAO Chenfeng, et al. Orthogonal optimal design and analysis of RPCVD simulation by CFD[J].Journal of Xidian University,2013,40(4):72-78.

[23] 裴峻峰,郭澤亮,殷舜時,等.激光熱處理對1Cr13井口用鋼抗硫化物應(yīng)力腐蝕性能的影響[J].材料熱處理學(xué)報,2015,36(5):184-190.

PEI Junfeng, GUO Zeliang, YIN Shunshi, et al. Effects of laser heat treatment on sulfide stress corrosion resistance of 1Cr13 steel for wellhead equipment[J].Transactions of Materials and Heat Treatment,2015,36(5):184-190.

[24] 閆玉濤,廉巨龍,徐元軍,等.碳化鎢涂層高溫摩擦磨損行為[J].東北大學(xué)學(xué)報,2014,35(6):858-862.

YAN Yutao, LIAN Julong, XU Yuanjun, et al. High temperature friction and wear behavior of WC coatings[J].Journal of Northeastern University,2014,35(6):858-862.

[25] 陳小虎.鋼材表面HVOF熱噴涂WC-Co涂層的制備及其性能研究[D].南京:南京航空航天大學(xué),2014.

CHEN Xiaohu. Study of coatings on steel sprayed by a novel high pressure HVOF[D].Nanjing:Nanjing University of Aeronautics and Astronautics,2014.