鉆井機(jī)器人偏心流道沖蝕實(shí)驗(yàn)及數(shù)值模擬研究

肖曉華，代繼樑，朱海燕，趙建國

1.西南石油大學(xué)網(wǎng)絡(luò)與信息化中心，四川 成都 610500；2.西南石油大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院，四川 成都 610500；3.油氣藏地質(zhì)及開發(fā)工程國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室·成都理工大學(xué)，四川 成都 610059

引言

連續(xù)油管水平井鉆井技術(shù)具有很多優(yōu)點(diǎn)，有望成為非常規(guī)油氣資源鉆井技術(shù)的替代方案。然而，目前連續(xù)油管鉆井在水平井中容易發(fā)生管串屈曲“鎖死”現(xiàn)象[1-2]，在一定程度上限制了其在水平井鉆井領(lǐng)域的推廣應(yīng)用。通常的解決方案是使用水力振蕩器或加入潤滑劑[3-5]來提高連續(xù)油管水平井段的延伸能力，但該方式?jīng)]有從根本上解決連續(xù)油管屈曲“鎖死”的問題，使得微小井眼水平井連續(xù)油管鉆井延伸能力仍然有限[6]。

為了提升微小井眼水平井連續(xù)油管鉆井水平段延伸能力和自動(dòng)化水平，提出了采用鉆井機(jī)器人牽引連續(xù)油管鉆井的方案[7-12（]圖1）。該方案將鉆井機(jī)器人置于連續(xù)油管與定向工具之間。通過鉆井液驅(qū)動(dòng)鉆井機(jī)器人，利用機(jī)器人為鉆具提供鉆壓的同時(shí)牽引連續(xù)油管前進(jìn)；該方案改變了連續(xù)油管的受力狀態(tài)，可明顯減少連續(xù)油管屈曲“鎖死”的現(xiàn)象。

鉆井機(jī)器人動(dòng)力學(xué)模型如圖2 所示，該方案的特點(diǎn)是：鉆井機(jī)器人能同時(shí)為連續(xù)油管和鉆具提供牽引力和鉆壓。為此鉆井液必須通過機(jī)器人內(nèi)部流道，作用于活塞缸和動(dòng)力鉆具才能為整個(gè)系統(tǒng)提供動(dòng)能。該方案對(duì)機(jī)器人的尺寸和牽引力要求極高，目前國內(nèi)外對(duì)于微小井眼連續(xù)油管鉆井機(jī)器人的研發(fā)仍處于概念設(shè)計(jì)或?qū)嶒?yàn)研究階段，僅美國WWT公司加工了一套試驗(yàn)樣機(jī)，該鉆井機(jī)器人樣機(jī)外徑尺寸較大，最小外徑為119.3 mm[13]，未達(dá)到微小井眼的尺寸要求。

圖1 鉆井機(jī)器人井下安裝位置示意圖Fig.1 Downhole installation position of drilling robot

圖2 鉆井機(jī)器人動(dòng)力學(xué)模型圖Fig.2 Dynamic model diagram of drilling robot

在有限的設(shè)計(jì)空間內(nèi)，連續(xù)油管鉆井機(jī)器人流道不僅要滿足鉆井液攜巖要求的過流面積，還必須為連續(xù)油管鉆井機(jī)器人預(yù)留其他零件的布置空間，這給連續(xù)油管鉆井機(jī)器人流道的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)造成了極大的困難。所以，流道的設(shè)計(jì)是鉆井機(jī)器人設(shè)計(jì)的重點(diǎn)之一。流道是影響鉆井機(jī)器人性能和使用壽命的關(guān)鍵。而影響流道壽命的主要因素是泥漿中固體粒子的沖蝕，但目前尚未有普適的沖蝕理論模型預(yù)測流道壽命[14-15]，沖蝕模型在不同條件下仍需通過實(shí)驗(yàn)確定和校正參數(shù)。因此，研究在鉆井泥漿條件下流道的沖蝕規(guī)律，設(shè)計(jì)滿足工程需要的微小井眼鉆井機(jī)器人的攜巖流道具有重要意義。

1 鉆井機(jī)器人攜巖流道結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計(jì)

1.1 基礎(chǔ)參數(shù)及方案設(shè)計(jì)

微小井眼水平井連續(xù)油管鉆井?dāng)y巖排量基本在7～10 L/s[16]，取極限流量10 L/s，根據(jù)鉆井現(xiàn)場實(shí)際，其他基礎(chǔ)參數(shù)見表1。

攜巖流道結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的難點(diǎn)在于其位于鉆井機(jī)器人內(nèi)部，且為了保證與鉆井機(jī)器人兩端連接件流道相通，鉆井機(jī)器人入口和出口流道兩端必須居中，但在鉆井機(jī)器人內(nèi)部又必須考慮留出盡可能大的空間放置控制單元，為此，提出了5 種鉆井機(jī)器人內(nèi)部流道的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)方案，如圖3 所示。

表1 流道設(shè)計(jì)理論參數(shù)表Tab.1 Flow channel design basic parameters

圖3 微小井眼連續(xù)油管鉆井機(jī)器人流道形狀截面圖Fig.3 Flow channel shape and section of coiled tubing drilling robot for micro hole

以上方案流道均需要兩端居中布置，因此，除圓環(huán)形流道和圓形中置流道外，其他3 種流道的中間部分為靠機(jī)器人本體下方的水平流道，水平流道與兩端流道通過傾斜流道連接。所以，本文設(shè)計(jì)的鉆井機(jī)器人內(nèi)部流道為三段式偏心結(jié)構(gòu)。

由圖3 可知，參照微小井眼尺寸，設(shè)定以鉆井機(jī)器人外徑為100 mm，壁厚5 mm，在相同的過流面積（當(dāng)量直徑為20 mm）下，彎月形偏心攜巖流道所預(yù)留空間寬度，達(dá)到85.00 mm，環(huán)形流道約77.46 mm，橢圓形偏心攜巖流道75.00 mm，偏心圓形流道65.00 mm，中置圓形流道可用寬度最小，僅為35.00 mm，因此，排除圓形中置流道方案。

流道的設(shè)計(jì)除考慮可用空間大小外，還需要考慮流道的流場特性，因此，下面將通過分析流道流場分布來進(jìn)一步優(yōu)選方案。

1.2 流道形狀優(yōu)選

攜巖流道需要使含砂流體順利流通，不能存在低速死區(qū)和過大壓耗，同時(shí)流速分布對(duì)流道沖蝕也有較大影響，有必要對(duì)不同形狀的流道進(jìn)行流速分析。利用ANSYS 建立當(dāng)量直徑為20 mm 的不同形狀流道模型，以泥漿為介質(zhì)，不同形狀流道泥漿流速分布云圖如圖4 所示。

從圖4 中可以看出，不同形狀流道的流速分布不同：圓形、圓環(huán)形、橢圓形流道的流速在邊界處最小，從邊界到流道中心逐漸增大，在中心處最大（圖4a，圖4b，圖4d）；而彎月流道內(nèi)側(cè)最小，從內(nèi)側(cè)到外側(cè)逐漸增加，在外側(cè)流速最大（圖4c），此種情況容易對(duì)流道造成沖蝕破壞，因此，彎月形流道不宜作為鉆井機(jī)器人流道。

對(duì)當(dāng)量直徑相同，但形狀不同的攜巖流道進(jìn)行穩(wěn)態(tài)流體運(yùn)動(dòng)仿真，得出相同當(dāng)量直徑不同形狀流道進(jìn)出口壓力，計(jì)算得不同流道的壓力損耗梯度如表2 所示。

由表2 可以看出，圓形流道環(huán)壓力損耗梯度最小，僅0.010 MPa/m，環(huán)形流道壓力損耗梯度最大，達(dá)到0.031 MPa/m，比橢圓形流道高出158.3%，故環(huán)形流道壓力損耗梯度太高會(huì)導(dǎo)致壓耗過高不宜作為流道。雖然圓形和橢圓形流道壓力損耗梯度較小，但橢圓流道目前加工困難，綜合以上分析，圓形偏心攜巖流道為目前最佳選擇。

圖4 不同形狀流道泥漿流速分布云圖Fig.4 Cloud chart of mud flow velocity distribution in channels of different shapes

表2 不同形狀流道的壓耗對(duì)比Tab.2 Comparison of pressure and consumption in different flow channels

1.3 流道直徑參數(shù)優(yōu)選

因?yàn)榱鞯乐睆綄?duì)內(nèi)部空間和壓耗均有影響，故在確定了流道截面形狀后，還需確定圓形偏心攜巖流道的直徑以及通過數(shù)值仿真驗(yàn)證整個(gè)流道壽命。

根據(jù)表1 的數(shù)據(jù)和圖3 的流道設(shè)計(jì)參數(shù)，建立計(jì)算模型，計(jì)算出不同流道進(jìn)出口壓力值，得到壓耗結(jié)果如圖5 所示。

由圖5 可知，流道壓耗與直徑成反比，隨著鉆井機(jī)器人流道的增大，壓耗逐漸減小，當(dāng)流道直徑小于20 mm 時(shí)壓耗增大明顯，當(dāng)流道直徑大于20 mm時(shí)，壓耗變化不大，考慮鉆井機(jī)器人內(nèi)部空間限制，選取20 mm 為流道內(nèi)徑較為合適。

圖5 圓形流道直徑對(duì)壓耗的影響Fig.5 The relationship between circular channel diameter and pressure

圓形偏心攜巖流道工作在高壓、高速固液兩相流動(dòng)的工況下，需要考慮兩相流體沖蝕?，F(xiàn)有仿真模擬軟件的沖蝕模型適應(yīng)范圍不一，關(guān)鍵參數(shù)通常需要根據(jù)工況進(jìn)行校正；同時(shí)，實(shí)驗(yàn)通常難以完全模擬工況。

為得到較為準(zhǔn)確的流道壽命預(yù)測結(jié)果，下文將結(jié)合沖蝕實(shí)驗(yàn)和數(shù)值模擬進(jìn)行流道沖蝕壽命和傾角優(yōu)選的研究。

2 理論沖蝕模型

本文采用ANSYS-FLUENT 中的沖蝕模型，見式（1）。該模型簡潔且結(jié)果便于與失重法測量的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比，所得結(jié)果為單位面積單位時(shí)間內(nèi)去除的材料質(zhì)量。

模型中，速度和粒徑參數(shù)值在此類沖蝕模擬中一般取C=1.8×10?9，b=2.6[17-18]。為得到準(zhǔn)確的模擬結(jié)果，通過實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)選取合適取值。

模型設(shè)置中還包括沖擊角和壁面反彈系數(shù)。不同沖擊角下粒子對(duì)壁面的沖擊效能不同，該參數(shù)多以分段線性函數(shù)定義，取適用于石英砂與碳鋼的分段線性沖擊角函數(shù)[19]，見表3。

圖6 圓形流道試件及流道偏心傾角Fig.6 Circular channel specimen and inclination diagram

表3 沖擊角參數(shù)設(shè)置Tab.3 Impact angle parameter setting

壁面反彈系數(shù)，其物理含義為碰撞前后速度分量的比值，表示粒子碰撞壁面的能量交換和損失[20]。本文采用的壁面反彈系數(shù)為

3 圓形偏心攜巖流道沖蝕實(shí)驗(yàn)

3.1 實(shí)驗(yàn)設(shè)備及實(shí)驗(yàn)流程

由于主要觀察流體對(duì)轉(zhuǎn)折處的沖蝕作用，且流道為對(duì)稱結(jié)構(gòu)，故試件選擇為完整流道的一半。選擇與鉆井機(jī)器人相同的材料制作流道樣品，并在轉(zhuǎn)角處設(shè)置法蘭連接便于觀察，流道偏心傾角為5°，如圖6 所示。

由于本次實(shí)驗(yàn)的主要目的在于校驗(yàn)沖蝕模型和觀察沖蝕位置形態(tài)，試件直徑對(duì)實(shí)驗(yàn)結(jié)果的影響不大，可以忽略，所以本次實(shí)驗(yàn)為了降低成本，試件選用了與鉆井機(jī)器人材料相同的現(xiàn)成管材，沒有再進(jìn)行機(jī)械加工，樣件內(nèi)徑為17.4 mm，略小于20.0 mm。圖7 所示為搭建的由泥漿泵、水箱、循環(huán)管路組成的實(shí)驗(yàn)臺(tái)架，試件安裝于實(shí)驗(yàn)臺(tái)，如圖8 所示，實(shí)驗(yàn)流程如圖9 所示。

實(shí)驗(yàn)過程為循環(huán)操作，試件安裝完成后，啟動(dòng)泥漿泵和水箱中的攪拌器，沖蝕到達(dá)設(shè)定時(shí)間后停泵拆下試件，期間攪拌器不停，防止泥沙沉降。

拆下的試件用清水沖洗靜置相同時(shí)間后，用高精度電子秤稱重，用游標(biāo)卡尺測量各法蘭端面的內(nèi)徑，記錄數(shù)據(jù)并重復(fù)實(shí)驗(yàn)。

圖7 實(shí)驗(yàn)臺(tái)架實(shí)物圖Fig.7 Experimental facility

圖8 試件安裝效果Fig.8 Specimen installation effect

圖9 實(shí)驗(yàn)流程Fig.9 Experimental process

3.2 實(shí)驗(yàn)沖蝕點(diǎn)的沖蝕規(guī)律

試件流道轉(zhuǎn)折處采用法蘭連接，將兩個(gè)轉(zhuǎn)折處分為4 個(gè)測量面，每個(gè)測量面取兩個(gè)相互垂直的測量方向，觀察測量流道截面的變化，各測量面位置如圖10 所示；各面選取兩個(gè)正交的測量方向如圖11所示，各測量面的不同測量方向的數(shù)據(jù)在圖12 中以測點(diǎn)1-1、1-2 的方式標(biāo)出，第一個(gè)數(shù)字表示測量面位置，第二個(gè)數(shù)字表示測量方向。

在實(shí)驗(yàn)過程中，可明顯地觀察到法蘭連接面出現(xiàn)的沖蝕現(xiàn)象。圖11 所示為沖蝕較為明顯的測量面2，實(shí)驗(yàn)初期約3 h 后的情況見圖11a，此時(shí)法蘭連接面出現(xiàn)較為明顯坡狀沖蝕痕跡，隨著實(shí)驗(yàn)的進(jìn)程，沖蝕坡逐漸加深加長，在沖蝕進(jìn)行到約90 h 后，沖蝕坡由外向內(nèi)發(fā)展至深處，沖蝕邊界明顯，如圖11b所示，沖蝕坡最深處長度約為16.88 mm，深度約為1.35 mm。

圖10 測量面示意圖Fig.10 Schematic diagram of measuring surface

圖11 測量面2 沖蝕前后對(duì)比Fig.11 Contrast before and after erosion of measuring surface 2

沖蝕轉(zhuǎn)角處不同測量面，不同方向的沖蝕量不同。測量面1 和測量面3 口徑變化相對(duì)較小，相對(duì)沖蝕損失量小；測量面2 和測量面4 則沖蝕損失量略大。

對(duì)各測量面的不同測量方向的端面內(nèi)徑進(jìn)行測量，如圖12 所示。

圖12 各測點(diǎn)端口直徑-時(shí)間關(guān)系圖Fig.12 Diameter of port vs.time of each measuring point

總體上，在實(shí)驗(yàn)前10 h，各處口徑增長較快，隨后繼續(xù)緩慢增加。但沿流速方向轉(zhuǎn)角的測量面，即測量面2，測量面4 的沖蝕損失始終大于前側(cè)。由圖11，圖12 可知，轉(zhuǎn)角處的沖蝕點(diǎn)沿周向分布不均，總體上在轉(zhuǎn)角外側(cè)較為集中，流道沖蝕后形狀逐漸趨近于偏心喇叭形，在流道設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)予以考慮。通過游標(biāo)卡尺測量發(fā)現(xiàn)，流道深處內(nèi)徑變化相對(duì)于測試面附近小得多，故偏心攜巖流道轉(zhuǎn)角處的質(zhì)量損失最大，是流道沖蝕損失的主要部分。

3.3 沖蝕速率分析

沖蝕對(duì)樣件整體造成的質(zhì)量損失隨時(shí)間的關(guān)系如圖13 所示，呈近似線性；根據(jù)失重計(jì)算沖蝕速率，得到?jīng)_蝕速率散點(diǎn)圖如圖14 所示。

由于實(shí)驗(yàn)條件和測量誤差，試件的沖蝕速率存在一定波動(dòng)，通過曲線擬合可以發(fā)現(xiàn)沖蝕速率逐漸趨于穩(wěn)定，與測量面的口徑變化規(guī)律一致，所得試件的沖蝕速率為10.0～25.5 mg/(m2·s)。

圖13 總重量隨時(shí)間變化圖Fig.13 Diagram of total weight vs.time

圖14 沖蝕速率-時(shí)間關(guān)系圖Fig.14 Diagram of erosion rate vs.time

4 數(shù)值模擬研究

4.1 計(jì)算模型設(shè)置

根據(jù)實(shí)驗(yàn)試件的實(shí)際尺寸，建立仿真模型，其流體模型示意圖見圖15。流道轉(zhuǎn)折處前段長度超過了內(nèi)徑的3 倍，保證了進(jìn)入轉(zhuǎn)折處流體能充分模擬實(shí)際情況。

圖15 流體模型示意圖Fig.15 Fluid model diagram

采用歐拉-拉格朗日方法建立流動(dòng)模型，由于流量大，內(nèi)徑小，采用Realizablek?ε 湍流模型；對(duì)流體區(qū)域采用高質(zhì)量結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分，測得最終節(jié)點(diǎn)數(shù)為27 556，網(wǎng)格單元數(shù)為24 163。

4.2 邊界條件設(shè)置及模型參數(shù)計(jì)算

根據(jù)所設(shè)定的沖蝕模型，模型由式（1）定義。壁面邊界條件參數(shù)設(shè)置由式（2）及表3 決定。實(shí)驗(yàn)中出口壓力經(jīng)計(jì)算約為0.9 MPa，設(shè)為壓力出口；打開DPM（離散相）模型，設(shè)置固相注入，根據(jù)實(shí)驗(yàn)中含砂量波動(dòng)約0.3%～0.5%，對(duì)應(yīng)調(diào)整注入固相的質(zhì)量流量，其他實(shí)驗(yàn)參數(shù)如表4 所示。

表4 模擬參數(shù)Tab.4 Simulation parameters

在含砂量分別為0.3%、0.4%和0.5%條件下，獨(dú)立調(diào)整粒徑參數(shù)和速度參數(shù)進(jìn)行數(shù)值模擬，驗(yàn)證不同模型參數(shù)在相同實(shí)驗(yàn)條件下的沖蝕速率，所得沖蝕速率變化見圖16，圖17。

圖16 粒徑參數(shù)與沖蝕速率關(guān)系圖Fig.16 Relation between particle size parameter and erosion rate

圖17 速度參數(shù)與沖蝕速率關(guān)系圖Fig.17 Relation between velocity parameter and erosion rate

由圖16、圖17 可見，粒徑參數(shù)與速度參數(shù)對(duì)模型的結(jié)果均有明顯影響。根據(jù)前人所做研究可知，顆粒粒徑對(duì)沖蝕影響更為顯著[21-22]，同時(shí)在實(shí)驗(yàn)中流量相對(duì)穩(wěn)定，流速與理論值差距不大，粒徑參數(shù)應(yīng)是實(shí)驗(yàn)中影響沖蝕速度的主控因素。故本文選擇以調(diào)整粒徑參數(shù)，完成實(shí)際尺寸流道的沖蝕壽命數(shù)值模擬和選擇最佳偏心傾角，取數(shù)值模擬結(jié)果在沖蝕速率區(qū)間（圖16 中陰影范圍）的兩次模擬取值的中間值，最終選取的參數(shù)為C=2.25×10?10，b=2.6。

4.3 流道沖蝕傾角優(yōu)選及壽命計(jì)算

鉆井機(jī)器人三段式偏心攜巖流道最終結(jié)構(gòu)如圖18 所示，在設(shè)計(jì)壁厚5 mm，出口壓力60 MPa，含砂量0.5%，粒徑0.08 mm 情況下，通過前文確定的模型參數(shù)和結(jié)構(gòu)參數(shù)，得到如圖19 所示的三段式偏心攜巖流道沖蝕云圖。

圖18 三段式偏心攜巖流道結(jié)構(gòu)模型Fig.18 The structural model of eccentric entrainment channel

圖19 三段式偏心攜巖流道傾角對(duì)沖蝕的影響云圖Fig.19 Cloud map of influence of offset erosion on inclination angle of eccentric camshaft

由圖19 可見，三段式偏心圓形流道的沖蝕較為集中的位置為流道轉(zhuǎn)角處外側(cè)，且沿周向分布不均；且傾角越大，沖蝕點(diǎn)集中越明顯，沖蝕位置和效果與前文實(shí)驗(yàn)一致。同時(shí)偏心攜巖流道傾角對(duì)水力壓降影響不大，具體結(jié)果如表5 所示。

表5 不同傾斜角度仿真結(jié)果數(shù)據(jù)Tab.5 Simulation results of different tilt angles

結(jié)合前文分析，沖蝕主要表現(xiàn)形態(tài)為坡坑減薄，考慮流道材質(zhì)的變化，沖蝕對(duì)壁面的減薄速率為

故對(duì)管道沖蝕壽命計(jì)算可采用壁面沖蝕坑深度的時(shí)間積累表示

通過以上壽命量化方法，將式（1），式（3）和式（4）聯(lián)立，并取最大沖蝕速率，可得流道沖蝕壽命計(jì)算公式[23]如下

利用式（5），結(jié)合沖蝕的數(shù)值模擬結(jié)果，計(jì)算出了不同傾角參數(shù)下流道的最大工作時(shí)間，得到傾角與流道最大工作時(shí)間的變化規(guī)律，如圖20 所示。

由圖20 可知：（1）隨著三段式偏心攜巖流道傾角的增加，流道沖蝕速率增大，流道最大工作時(shí)間減小。（2）流道偏角與剩余空間成正比，流道偏心部分需要盡可能多的空間安裝控制模塊，故在滿足耐用性條件下選擇盡可能大的偏角。當(dāng)偏心攜巖流道相對(duì)于水平段流道軸線傾角大于6°時(shí)，數(shù)值模擬鉆井工況下最大工作時(shí)間低于300 h，未達(dá)到一般井下工具（如MWD，螺桿等）的工作壽命，不利于鉆井機(jī)器人的應(yīng)用，綜合考慮鉆井機(jī)器人內(nèi)部的空間需求，選擇偏心圓形流道最佳傾角為5°。

圖20 圓形偏心攜巖流道傾角對(duì)最大工作時(shí)間的影響Fig.20 Influence of offset erosion on inclination angle of eccentric camshaft

5 結(jié)論

（1）通過分析微小井眼水平井連續(xù)油管鉆井機(jī)器人的發(fā)展現(xiàn)狀和要求，提出了能同時(shí)解決連續(xù)油管水平井鉆井屈曲和提升自動(dòng)化能力的鉆井機(jī)器人方案，其中鉆井機(jī)器人內(nèi)部偏心攜巖流道設(shè)計(jì)是一個(gè)難點(diǎn)。

（2）結(jié)合機(jī)器人的尺寸要求，設(shè)計(jì)出了多種流道方案。通過分析，中置圓形流道不滿足空間需求；彎月形流道易沖蝕損壞；圓環(huán)形流道壓耗大；橢圓形流道目前加工困難，偏心圓形流道是現(xiàn)階段可行的最佳流道方案。

（3）分析偏心圓形流道不同當(dāng)量直徑對(duì)攜巖壓耗的影響，結(jié)果表明：鉆井機(jī)器人流道內(nèi)徑與壓耗呈反比，且當(dāng)內(nèi)徑小于20 mm 時(shí)壓耗陡升，綜合空間需求，20 mm 為可選最小流道直徑。

（4）采用了數(shù)值模擬-單元實(shí)驗(yàn)-數(shù)值模擬的研究方法，搭建了實(shí)驗(yàn)臺(tái)并進(jìn)行了沖蝕實(shí)驗(yàn)，得到了在實(shí)驗(yàn)參數(shù)下的實(shí)際沖蝕速率；同時(shí)發(fā)現(xiàn)沖蝕主要集中于偏心流道轉(zhuǎn)角處后側(cè)，且沖蝕流道截面形狀呈偏心喇叭狀。

（5）通過實(shí)驗(yàn)數(shù)值對(duì)模型進(jìn)行參數(shù)修正；采用粒徑參數(shù)為C=2.25×10?10，速度參數(shù)為b=2.6。最終對(duì)完整三段式偏心流道進(jìn)行沖蝕數(shù)值模擬研究，明確了傾角與沖蝕壽命的規(guī)律。在壁厚5 mm，傾角為5°條件下，流道的工作壽命超過300 h。模擬的主要沖蝕點(diǎn)位置和形態(tài)與實(shí)驗(yàn)一致，驗(yàn)證了最終模型的準(zhǔn)確性以及三段式偏心攜巖流道設(shè)計(jì)的可行性，為鉆井機(jī)器人進(jìn)一步設(shè)計(jì)和其他井下工具攜巖流道設(shè)計(jì)提供了參考。