天然氣水合物噴射破碎壓控滑套 沖蝕磨損特性研究

唐洋，何胤，姚佳鑫，孫鵬

（西南石油大學(xué)，成都 610500）

針對海底埋深淺、膠合性差等特點(diǎn)[1]的水合物開采，周守為[2-4]提出了“天然氣水合物固態(tài)流化開采”的新工藝，通過噴射破碎壓控滑套，將水合物鉆進(jìn)和開采過程合為一體[5-7]。在天然氣水合物噴射破碎壓控滑套作業(yè)過程中，壓控滑套需要反復(fù)使用，非常容易受到?jīng)_蝕磨損，一旦發(fā)生沖蝕磨損，會(huì)影響滑套的開啟和關(guān)閉情況，使得水合物開采不能正常進(jìn)行。因此，對其進(jìn)行相關(guān)的沖蝕磨損分析具有非常重要的意義。

隨著計(jì)算流體力學(xué)和CFD 等仿真軟件的快速發(fā)展，國內(nèi)外學(xué)者對流體沖蝕磨損行為已有一定的研究。易先中等[8]對水力壓裂液對彎管的沖蝕進(jìn)行了分析，得到了流速、粒徑、密度等參數(shù)對沖蝕率的影響規(guī)律。蔣碩碩等[9]對流線型孔板流量計(jì)進(jìn)行了液固兩相流沖蝕磨損數(shù)值模擬，分析了不同形狀流量計(jì)的沖蝕情況。黃志強(qiáng)等[10]通過理論推導(dǎo)和室內(nèi)實(shí)驗(yàn)，研究了鉆桿的沖蝕磨損規(guī)律。黃勇等[11]對反循環(huán)鉆井中水龍頭彎管磨損進(jìn)行了數(shù)值模擬，預(yù)測了沖蝕發(fā)生位置。王國榮等[12]采用離散相模型（DPM）和半經(jīng)驗(yàn)材料去除模型，預(yù)測鉆井節(jié)流閥質(zhì)量損失和沖蝕分布，得到了一種減輕沖蝕的方法。Jafari 等[13]分析了四種耐磨鋼板的沖蝕性能，分析了硬度、抗沖蝕性和耐磨度之間的關(guān)系。胡炳濤等[14]采用數(shù)值模擬的方法，研究了不同工況介質(zhì)的物性參數(shù)對彎管的沖蝕失效影響。Habib 等[15]通過數(shù)值模擬的方法，分析了變徑管液固兩相沖蝕問題，得到了入口液相速度、顆粒粒徑及收縮比等參數(shù)對變徑管的沖蝕磨損影響。劉娟等[16]分析了水力機(jī)械中沖蝕磨損規(guī)律及抗磨措施研究進(jìn)展，并提出了水力機(jī)械沖蝕磨損的研究發(fā)展方向和前景預(yù)測。王明波等[17]通過數(shù)值模擬分析了鉆桿內(nèi)加厚區(qū)鉆井液流動(dòng)和巖屑顆粒沖蝕情況。由此可知，通過分析數(shù)值發(fā)現(xiàn)，工具沖蝕情況對于工具設(shè)計(jì)和應(yīng)用有著重要指導(dǎo)意義，現(xiàn)有的沖蝕磨損分析都只是得到了普遍性規(guī)律，對工具不同部位的沖蝕面積、最大沖蝕率沒有進(jìn)行詳細(xì)分析，也沒有給出具體的可參考意見。同時(shí)，固態(tài)流化開采工藝是我國首先提出的工藝，壓控滑套作為噴射破碎的主要部分，其可靠性至關(guān)重要，而目前國內(nèi)外尚無對滑套的沖蝕磨損分析，這限制了該工具的設(shè)計(jì)和使用。

綜上，本文基于歐拉-拉格朗日算法的DPM 沖蝕預(yù)測模型，建立天然氣水合物噴射破碎壓控滑套沖蝕磨損模型，對不同物性鉆井液流經(jīng)不同參數(shù)結(jié)構(gòu)的壓控滑套進(jìn)行數(shù)值模擬，預(yù)測了在滑套工作過程中易發(fā)生磨損沖蝕的區(qū)域，并通過分析工具易沖蝕區(qū)域的最大沖蝕率和沖蝕面積變化情況，得到了相關(guān)的影響規(guī)律，提出了相應(yīng)的參考取值，以期對壓控滑套的設(shè)計(jì)和優(yōu)選提供指導(dǎo)，有利于豐富和推動(dòng)我國水合物固態(tài)流化開采工藝的進(jìn)一步發(fā)展。

1 天然氣水合物噴射破碎壓控滑套工作機(jī)理

固態(tài)流化開采工藝主要是通過雙層管結(jié)構(gòu)實(shí)現(xiàn)， 即：外層管內(nèi)通過泵入的高壓海水驅(qū)動(dòng)渦輪馬達(dá)，進(jìn)而帶動(dòng)內(nèi)層的渦輪泵旋轉(zhuǎn)，同時(shí)利用高壓海水，由噴頭處射出破碎水合物；而內(nèi)層管則通過渦輪泵的旋轉(zhuǎn)，抽吸被噴射破碎的水合物。

壓控滑套工具結(jié)構(gòu)如圖1 所示。其原理是：利用鉆井液在流過壓控滑套時(shí)，滑套內(nèi)部產(chǎn)生局部壓力損失和沿程損失，通過改變鉆井液流量大小，使滑套上下移動(dòng)，實(shí)現(xiàn)壓力控制其開啟和關(guān)閉。水合物開采過程為鉆井-回拖開采-鉆井的循環(huán)過程，可避免常規(guī)鉆進(jìn)和開采反復(fù)起下鉆的過程。

鉆進(jìn)階段，通入的鉆井液流量較小，對滑套的推力小于彈簧的初始彈力，滑套上的射流孔被外筒體擋住，鉆井液從過流通道下流，如圖1 所示，紅線為流體方向。

回拖開采過程，回拖管柱，同時(shí)增加鉆井液流量，對滑套的推力增大，滑套壓縮彈簧進(jìn)一步向下移動(dòng)，滑套上的射流孔露出，下行流道被封堵塊堵住，射流噴頭開始噴射破碎作業(yè)。同時(shí)，自鎖機(jī)構(gòu)實(shí)現(xiàn)自鎖，避免因?yàn)榱髁孔兓沟没滓苿?dòng)，進(jìn)而影響噴射效率。滑套關(guān)閉狀態(tài)如圖2 所示，紅線為流體方向。

下一步鉆進(jìn)過程，再次增加鉆井液流量，使得自鎖機(jī)構(gòu)解鎖，然后減小鉆井液流量，滑套受到彈簧力回彈，流體再次從過流通道下流，射流噴頭停止作業(yè)，重復(fù)鉆井階段工作進(jìn)行下一步鉆井。

圖1 滑套開啟狀態(tài)圖 Fig.1 Diagram of sliding sleeve at open state

圖2 滑套關(guān)閉狀態(tài)圖 Fig.2 Diagram of sliding sleeve at closed state

2 壓控滑套沖蝕磨損數(shù)值模擬

2.1 幾何模型和參數(shù)

圖3 滑套流域圖 Fig.3 Flow area diagram of sliding sleeve

如圖3 所示，在滑套內(nèi)流體的流動(dòng)區(qū)域，沖蝕容易發(fā)生在流道突然頸縮的區(qū)域，如圖3 中標(biāo)識的A、 B、C 處，同時(shí)對下部出口處進(jìn)行網(wǎng)格細(xì)化，如圖4所示。壓控滑套沖蝕磨損模型相關(guān)參數(shù)如表1 所示。

圖4 網(wǎng)格細(xì)化圖 Fig.4 Mesh refinement

表1 鉆井液基本參數(shù) Tab.1 Basic parameters of drilling fluid

2.2 仿真計(jì)算模型

沖蝕磨損是指材料被流體介質(zhì)攜帶固體顆粒以一定的速度或者角度沖擊材料表面，出現(xiàn)磨損的現(xiàn)象[18-19]。沖蝕磨損一般用沖蝕磨損率表示，即固體顆粒沖刷材料造成的磨損速率。根據(jù)壓控滑套中的流體流動(dòng)情況、流體介質(zhì)和滑套的材質(zhì)，本文選用了適用于石英砂沖擊碳鋼表面的DPM 模型[20-21]：

式中，Nε 為法向反彈系數(shù)，Tε 為切向反彈系數(shù)。

標(biāo)準(zhǔn) -K ∈方程如式(4)、(5)所示：

式中，ε 為湍流耗散率（m2/s3）；k 為湍流動(dòng)能（J）；μ 為動(dòng)力黏度（Pa·s）；iμ 為湍流黏度（Pa·s）；kG 為平均速度梯度引起的湍動(dòng)能k 的產(chǎn)生項(xiàng)，kσ =1；

1Gε=1.44，2Cε=1.92，εσ =1.3。

3 結(jié)果及分析

3.1 沖蝕磨損位置及分析

為了分析壓控滑套易沖蝕磨損位置，先設(shè)置鉆井液中固體顆粒直徑d=0.2 mm，密度為ρ=1500 kg/m3，液體入口流速為10 m/s，黏度為20 mPa·s。經(jīng)過數(shù)值模擬分析，壓控滑套易沖蝕區(qū)域分布如圖5 所示。固體顆粒因?yàn)榱黧w曳力的作用對滑套內(nèi)部進(jìn)行沖蝕，從圖5 中可以看出，易發(fā)生沖蝕區(qū)域主要有三處：滑套過流通道、封堵塊面及內(nèi)壁面。封堵塊面處于滑套流體出口，受到流體顆粒的直接沖擊，沖蝕最為嚴(yán)重，平均沖蝕率和最大沖蝕率都最大。流體顆粒沖擊到封堵塊平面后，會(huì)向兩側(cè)移動(dòng)，內(nèi)壁面的沖蝕也較為明顯。由于流體通道驟縮，過流通道口沖蝕也很明顯。

圖5 滑套沖蝕位置分布 Fig.5 Erosion position distribution of sliding sleeve

3.2 顆粒粒徑的影響

為了研究不同直徑大小的顆粒對沖蝕磨損行為的影響，根據(jù)實(shí)際工況，選取顆粒直徑分別為0.1、0.3、0.4、0.5、0.6、0.7、0.8、0.9、1.1 mm。在相同的入口速度、質(zhì)量流量、封堵塊與滑套距離下進(jìn)行數(shù)值模擬仿真，計(jì)算得到的顆粒直徑與最大沖蝕率的關(guān)系如圖6 所示，圖7 所示為不同直徑下的顆粒沖蝕面積云圖。

從圖6 可以看出，隨著顆粒直徑的增加，壓控滑套封堵塊面、過流通道和內(nèi)壁面的最大沖蝕磨損率都隨之增加，粒徑從0.1 mm 增長到1.1 mm 時(shí)，最大沖蝕率（取三個(gè)位置平均值）增大了63.4 倍。但是在不同的直徑區(qū)間下的顆粒增速不同：在d=0～0.3 mm時(shí)，封堵塊面、過流通道和內(nèi)壁面的增速很慢，幾乎不發(fā)生變化；在d=0.3～0.7 mm 時(shí)，三個(gè)區(qū)域增速變快；在d＞0.7 mm 時(shí)，過流通道最大沖蝕率不隨著顆粒直徑的增加而增加，而封堵塊面和內(nèi)壁面的最大沖蝕率隨著顆粒直徑的增加而繼續(xù)線性增加。根據(jù)圖7的沖蝕面積云圖可以發(fā)現(xiàn)，顆粒直徑增大，壓控滑套封堵塊面、過流通道和內(nèi)壁面的沖蝕面積也隨之增加。由此可知，滑套在使用時(shí)，其顆粒直徑越小越好，以小于0.3 mm 為宜，超過0.7 mm 后對滑套的沖蝕破壞劇增。

圖6 最大沖蝕率與顆粒直徑的關(guān)系 Fig.6 Relationship between maximum erosion rate and particle diameter

圖7 沖蝕面積與顆粒直徑的關(guān)系 Fig.7 Relationship between erosion area and particle diameter

3.3 封堵塊與滑套底端距離的影響

在其他環(huán)境因素一致的情況下，分析了封堵塊與滑套底端之間距離的變化對滑套沖蝕情況的影響?；兹齻€(gè)易沖蝕區(qū)域最大沖蝕率和沖蝕面積的變化情況如圖8、圖9 所示。當(dāng)距離從55 mm 降低到5 mm時(shí)，最大沖蝕率（三個(gè)位置平均值）增大了3.8 倍。隨著距離增加，滑套過流通道處的最大沖蝕率有輕微降低，但是變化不明顯。而滑套封堵塊面和內(nèi)壁面的沖蝕變化情況則可以分為三個(gè)階段：在L=5～15 mm時(shí)，隨著距離增加，最大沖蝕率急劇下降；在L=15～ 30 mm 時(shí)，內(nèi)壁面繼續(xù)下降，不過降低速度減緩；而在L=30～50 mm 時(shí)，則趨于穩(wěn)定，基本不發(fā)生變化，表示此時(shí)沖蝕情況不受距離影響。同時(shí)，從沖蝕面積云圖（圖9）中可以看到，隨著距離增加，內(nèi)壁面的沖蝕面積顯著減小，而封堵塊面和過流通道則沒有明顯變化。故在進(jìn)行設(shè)計(jì)時(shí)，應(yīng)使得封堵塊和滑套底端距離大于30 mm，此時(shí)滑套各部位沖蝕磨損較小。

圖8 最大沖蝕率與封堵塊到滑套距離的關(guān)系 Fig.8 Relationship between maximum erosion rate and distance between sealing block and sliding sleeve

圖9 沖蝕面積與封堵塊到滑套距離的關(guān)系 Fig.9 Relationship between erosion area and distance between sealing block and sliding sleeve

3.4 流體入口流速的影響

流速對滑套沖蝕影響巨大，設(shè)置速度分別為6、8、10、12、14 m/s，保持顆粒直徑、封堵塊位置、質(zhì)量流量等條件一致，得到不同流速下滑套的最大沖蝕率變化曲線（圖10）以及沖蝕云圖（圖11）。

圖10 最大沖蝕率與入口流速的關(guān)系 Fig.10 Relationship between maximum erosion rate and inlet velocity

圖11 沖蝕面積與入口流速的關(guān)系 Fig.11 Relationship between erosion area and inlet velocity

由圖10 可知，流速v 變化對滑套三個(gè)易沖蝕區(qū)域的沖蝕影響較大，隨著入口流速的增加，滑套易沖蝕區(qū)域的最大沖蝕率呈現(xiàn)指數(shù)增加趨勢。這是因?yàn)榱魉僭酱螅瑔挝粫r(shí)間內(nèi)固體顆粒沖擊滑套表面的次數(shù)越多，顆粒攜帶的沖擊動(dòng)能越大，因此沖蝕率越來越大。入口速度由6 m/s 增加到14 m/s 時(shí)，最大沖蝕率（三個(gè)位置平均值）增大了9.5 倍，而滑套易沖蝕區(qū)域的沖蝕面積沒有顯著變化，因此在壓控滑套的使用過程中應(yīng)該盡量控制入口流速較小。

3.5 質(zhì)量流量的影響

質(zhì)量流量是單位時(shí)間內(nèi)流體流過滑套的流體質(zhì)量，是體積流量和質(zhì)量濃度的乘積。設(shè)置流速不變，改變質(zhì)量流量大小，即分析不同的質(zhì)量濃度對沖蝕結(jié)果的影響情況。設(shè)置質(zhì)量流量分別為0.001、0.002、0.003、0.004、0.005、0.006、0.007 kg/s，所得滑套的三個(gè)易沖蝕區(qū)域最大沖蝕率變化情況和沖蝕云圖如圖12、圖13 所示。

圖12 最大沖蝕率與質(zhì)量流量的關(guān)系 Fig.12 Relationship between maximum erosion rate and mass flow

圖13 沖蝕面積與流體質(zhì)量流量的關(guān)系 Fig.13 Relationship between erosion area and fluid mass flow

如圖可見，隨著流體質(zhì)量流量r 的增大，壓控滑套的三個(gè)易沖蝕區(qū)域的最大沖蝕率呈線性增加，流體質(zhì)量流量由0.001 kg/s 增加到0.007 kg/s，最大沖蝕率增大了5.6 倍。這是由于隨著巖屑質(zhì)量流量的增加，單位時(shí)間內(nèi)進(jìn)入滑套的固體顆粒數(shù)量增多，磨損加劇。而隨著流體質(zhì)量流量增大，壓控滑套易沖蝕區(qū)域的沖蝕面積沒有發(fā)生明顯變化。因此，在保證鉆井液其他要求的前提下，可以降低其質(zhì)量濃度，達(dá)到降低沖蝕的目的。

4 結(jié)論

基于歐拉-拉格朗日算法的DPM 沖蝕預(yù)測模型，對天然氣水合物噴射破碎壓控滑套進(jìn)行了有效計(jì)算，研究了流固耦合作用下，滑套結(jié)構(gòu)參數(shù)和鉆井液物性參數(shù)對工具沖蝕的影響規(guī)律，得出以下結(jié)論：

1）沖蝕顆粒進(jìn)入滑套后，易沖蝕區(qū)域?yàn)榉舛聣K面、過流通道和內(nèi)壁面，在滑套直管段和上接頭入口處產(chǎn)生的磨損較小。設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)重點(diǎn)考慮和強(qiáng)化易沖蝕區(qū)域。

2）滑套易沖蝕區(qū)域最大沖蝕率及沖蝕面積隨著顆粒直徑增大而增大，在流體顆粒粒徑小于0.3 mm時(shí)，沖蝕情況較好。同時(shí)，粒徑從0.1 mm 變化到1.1 mm 時(shí)，平均最大沖蝕率增長了63.4 倍，超過其他影響因素，因此認(rèn)為粒徑是影響最大沖蝕率增長的主要因素。嚴(yán)格控制鉆井液固體顆粒粒徑大小，可以顯著降低沖蝕情況。

3）壓控滑套中滑套和封堵塊之間的距離對于封堵塊面和內(nèi)壁面的沖蝕情況影響較大，而對過流通道幾乎沒有影響?；缀头舛聣K面距離大于30 mm 后，距離改變對最大沖蝕率影響較低。

4）流體入口流速和質(zhì)量流量對滑套的沖蝕具有相似的影響規(guī)律，隨著流體入口流速和質(zhì)量流量的增大，滑套的最大沖蝕率線性增大，但易沖蝕區(qū)域的沖蝕面積變化不明顯。