基于CFD-DPM的射流泵中90°彎曲流道沖蝕仿真分析

王志亮，伍振華，王振松，張慢來，廖銳全

(1.長(zhǎng)江大學(xué)石油工程學(xué)院，湖北武漢 430100；2.中國(guó)石油天然氣集團(tuán)公司氣舉試驗(yàn)基地，新疆哈密 839009；3.吐哈油田工程技術(shù)研究院，新疆哈密 839009；4.長(zhǎng)江大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，湖北荊州 434023)

0 前言

近年來，由于油氣田開發(fā)已進(jìn)入到中后期[1]，油井內(nèi)的綜合含水率呈現(xiàn)出上升趨勢(shì)[2]。隨著當(dāng)前鉆井深度的不斷增大[3]以及水油比例的急劇增加，井內(nèi)油液采收率降低較明顯。若繼續(xù)利用常規(guī)采油技術(shù)對(duì)其進(jìn)行開采，則井內(nèi)油液的開采難度將會(huì)進(jìn)一步增大，并且所需的生產(chǎn)成本(油水分離費(fèi)、動(dòng)力費(fèi)等)也會(huì)逐漸增高。通過調(diào)研發(fā)現(xiàn)當(dāng)前魯東地區(qū)采用帶有深井射流泵的人工舉升或者復(fù)合舉升技術(shù)[4]來進(jìn)行增產(chǎn)，雖然該方法在一定程度上可以提高油液產(chǎn)量，但勝利油田因?qū)酉递^多[5]，當(dāng)開采到一定時(shí)間之后，層間矛盾進(jìn)一步增大(高壓油液阻礙低壓油液采出)[6]，使得系統(tǒng)效率降低明顯。 另外，當(dāng)被舉升的油液中混有細(xì)小砂粒時(shí)，油液中的砂粒將會(huì)對(duì)射流泵[7-8]產(chǎn)生一定沖蝕磨損[9]，一旦磨損嚴(yán)重或出現(xiàn)漏失，將會(huì)給企業(yè)造成巨大的經(jīng)濟(jì)損失，因此降低射流泵的沖蝕磨損程度、努力實(shí)現(xiàn)降本增效以及進(jìn)一步減少井下安全事故的發(fā)生，仍然是當(dāng)前采油工程中急需解決的問題。

為了提高泵效，并且降低其內(nèi)壁面上的沖蝕磨損，國(guó)內(nèi)外學(xué)者曾針對(duì)射流泵的基礎(chǔ)理論、性能優(yōu)化、壁面沖蝕等做了大量研究。在射流泵的理論研究方面，GOSLINE[10]對(duì)射流泵進(jìn)行了多次系統(tǒng)實(shí)驗(yàn)，通過整理與分析所得數(shù)據(jù)后，得到了射流泵的基本性能方程，并且在兩年后公布了實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)、實(shí)驗(yàn)結(jié)果以及所得理論。王常斌等[11]根據(jù)能量守恒不但推導(dǎo)出了射流泵的基本特性方程與泵效，還利用多元函數(shù)求極值的方法得到了其最優(yōu)參數(shù)方程；通過對(duì)摩擦損失系數(shù)等參數(shù)進(jìn)行分析后，進(jìn)一步得出摩擦損失系數(shù)直接影響最優(yōu)面積比，并間接影響射流泵的泵效。張晉華等[12-13]則運(yùn)用能量平衡的分析方法，推導(dǎo)出存在能量損失時(shí)射流泵的壓力比表達(dá)式，從而分析了喉管、擴(kuò)散管等零件的能量傳遞規(guī)律，最終得出能量、質(zhì)量傳遞的影響因素與作用機(jī)制。鄒晨海等[14]為了減少泵體內(nèi)的汽蝕現(xiàn)象發(fā)生，通過理論對(duì)射流泵中產(chǎn)生汽蝕的臨界沉沒深度進(jìn)行了一定公式推導(dǎo)，并利用實(shí)驗(yàn)間接得到了射流泵的最大吸程。

在射流泵的性能優(yōu)化方面，龍新平等[15]以泵效最高為標(biāo)準(zhǔn)，利用數(shù)值仿真對(duì)不同喉管長(zhǎng)度的射流泵進(jìn)行了分析，發(fā)現(xiàn)當(dāng)噴嘴出口與喉管入口之間的面積比值逐漸增大時(shí)，喉管的最優(yōu)長(zhǎng)度也隨之增長(zhǎng)。YAMAZAKI等[16]則著重研究了喉管內(nèi)的摩擦因數(shù)等對(duì)泵效影響，當(dāng)其他條件一定時(shí)，若只減少喉管內(nèi)的摩擦因數(shù)，該射流泵的泵效將會(huì)有所提高。 XU等[17]利用CFD對(duì)環(huán)形射流泵進(jìn)行過數(shù)值模擬，在建立了精確的RBF模型與NSGA-II模型后，對(duì)環(huán)形射流泵的結(jié)構(gòu)與尺寸進(jìn)行優(yōu)化，最終得出優(yōu)化后的射流泵揚(yáng)程比相比未優(yōu)化的提高了31%左右。葛研軍等[18]則利用CFD對(duì)液氣射流泵中噴嘴到喉管的最優(yōu)長(zhǎng)度范圍開展了一定研究，最終得出噴嘴到喉管的長(zhǎng)度是噴嘴出口半徑的3倍時(shí)，該泵擁有最高的泵效值。ALDA和YAPICI[19]利用CFD對(duì)含有不同表面粗糙度的射流泵進(jìn)行了仿真，通過分析絕對(duì)粗糙度和相對(duì)粗糙度的變化，研究其對(duì)泵效的影響規(guī)律，最終發(fā)現(xiàn)選用SSTκ-ω模型可以較好地提高仿真精度，并且當(dāng)面積比為5.92、相對(duì)粗糙度為0.05時(shí)，射流泵的相對(duì)泵效將會(huì)下降60%左右。

在射流泵的壁面沖蝕方面，孫偉亮[20]研究了排渣過程中射流泵的壁面沖蝕磨損，進(jìn)行數(shù)值仿真后，發(fā)現(xiàn)巖屑粒徑或者密度的增大、泵內(nèi)壁面上所受到的最大沖蝕速率也呈現(xiàn)出上升趨勢(shì)；陶紹東[21]曾對(duì)射流排沙泵開展過沖蝕磨損研究，既分析了砂粒在泵體內(nèi)的運(yùn)動(dòng)軌跡，還分析了砂粒對(duì)射流泵的沖蝕磨損特性；杜亮[22]則利用CFD與DPM模型分析了磨料顆粒對(duì)射流泵內(nèi)壁面的沖蝕磨損情況，最終得出射流泵喉管處以及噴嘴的圓弧過渡段處所受磨損最為嚴(yán)重；劉旭[23]為了讓射流排砂泵能夠強(qiáng)制清除井內(nèi)的細(xì)砂，在射流排砂泵的底部加裝強(qiáng)制循環(huán)閥，與改進(jìn)前的射流泵進(jìn)行比較后，發(fā)現(xiàn)前者在排砂時(shí)間以及壁面的沖蝕磨損上都有所降低。

綜上所述，射流泵中所用的動(dòng)力液幾乎都是人工注入的高壓流體，雖然將射流泵運(yùn)用到井內(nèi)可以有效提高采油效率，但其生產(chǎn)成本依然較高，并且當(dāng)被舉升的油液中混有細(xì)小砂粒時(shí)，油液中的砂粒將會(huì)對(duì)射流泵的內(nèi)壁面上產(chǎn)生一定沖蝕影響。為了降低射流泵內(nèi)壁面上的沖蝕磨損程度，進(jìn)一步提高采油效率以及減少生產(chǎn)成本等，本文作者提出了一種新型射流泵，通過分析其工作原理后，發(fā)現(xiàn)該泵很好地轉(zhuǎn)化了現(xiàn)有層間矛盾，而且進(jìn)一步實(shí)現(xiàn)了降本增效。由于該射流泵中存在一處90°彎曲流道，并且該流道為吸入液入口處的正對(duì)迎流壁面，為了得出砂粒(砂?；煸谖胍褐?對(duì)壁面的沖蝕磨損程度，利用CFD與DPM模型對(duì)其沖蝕過程進(jìn)行精確仿真，通過改變網(wǎng)格尺寸大小驗(yàn)證仿真模型的網(wǎng)格無關(guān)性與仿真結(jié)果的收斂性后，進(jìn)一步分析流體速度、砂粒直徑等對(duì)該流道的沖蝕影響規(guī)律。

1 射流泵的結(jié)構(gòu)與工作原理

當(dāng)油井內(nèi)含有多段不同壓力油層時(shí)，現(xiàn)有的深井射流泵雖然可以對(duì)高壓油液、低壓油液進(jìn)行開采，但層間矛盾較為突出，高壓油液會(huì)在自身壓力作用下進(jìn)入到低壓油層中，阻礙低壓油液的采出。為了降低采油難度，并且實(shí)現(xiàn)降本增效，提出了一種射流泵，其整體結(jié)構(gòu)如圖1所示，該射流泵由25個(gè)零部件裝配而成，整體結(jié)構(gòu)較簡(jiǎn)單。其安裝位置與工作原理如圖2所示，該射流泵是安裝在下封隔器與上封隔器之間，并且根據(jù)油井內(nèi)的實(shí)際工況還在不同位置加裝適當(dāng)長(zhǎng)度的油管柱，使得整個(gè)管柱串下放到井內(nèi)時(shí)，下封隔器的位置應(yīng)該大致位于高壓儲(chǔ)層與低壓儲(chǔ)層之間，而上封隔器的位置則應(yīng)該位于該射流泵的上方，并且能很好地將低壓儲(chǔ)層與其他儲(chǔ)層分隔開。

圖1 新型射流泵的整體結(jié)構(gòu)示意

圖2 射流泵對(duì)高低壓儲(chǔ)層的共采示意

在對(duì)井內(nèi)油液進(jìn)行開采時(shí)，由于高壓儲(chǔ)層中的液體壓力較大，該液體在能量和溫度的作用下，從井壁上已被射穿的小孔進(jìn)入到井內(nèi)，然后依靠自身的壓力從篩管壁上的篩孔進(jìn)入到管柱串的內(nèi)流道中，當(dāng)高壓油液順著管柱內(nèi)的流道進(jìn)入到射流泵中時(shí)，由于該工具的內(nèi)流道較小，使得高壓油液在經(jīng)過泵內(nèi)噴嘴射流后，產(chǎn)生了卷吸作用，并且在噴嘴出口處的附近區(qū)域形成了一定的負(fù)壓區(qū)，進(jìn)而在壓差作用下，低壓儲(chǔ)層中的油液從殼體短接上的橢圓形小孔進(jìn)入到工具內(nèi)，再經(jīng)過閥盤上的單向閥后，順著流道進(jìn)入到負(fù)壓區(qū)，此時(shí)2種液體只有一小部分已混合在一起，而這2種液體充分混合則是在喉管內(nèi)完成的。當(dāng)混合液進(jìn)入到擴(kuò)散管中時(shí)，由于擴(kuò)散管的中心流道是一種逐漸增大的擴(kuò)徑流道，該擴(kuò)徑流道將混合液的部分動(dòng)能再轉(zhuǎn)化成壓能，從而很好地提高了低壓儲(chǔ)層中的油液壓力。混合液在自身壓力作用下，順著所連接的油管柱進(jìn)入到抽油泵中后，最終被抽油泵舉升到地面，從而實(shí)現(xiàn)對(duì)高低壓油層中油液的共采。

2 射流泵中沖蝕磨損區(qū)域分析

通過分析射流泵的整體結(jié)構(gòu)后，發(fā)現(xiàn)該射流泵中動(dòng)力液都是先經(jīng)過篩管，再順著油管進(jìn)入到射流泵中。若在篩管正常工作下，動(dòng)力液中幾乎不含較大砂粒，使得混有細(xì)小砂粒的動(dòng)力液在流經(jīng)射流泵時(shí)，對(duì)射流泵的內(nèi)壁面沖蝕影響較小。由于吸入液的內(nèi)流道中存在一處90°的彎曲流道，并且該彎曲流道的內(nèi)壁面屬于吸入液入口處的正對(duì)迎流壁面(壁面受到砂粒的直接撞擊)，該處所受沖蝕磨損較為嚴(yán)重。為了分析出砂粒對(duì)該流道內(nèi)壁面的沖蝕磨損程度，便選取如圖1中虛線框內(nèi)的90°彎曲流道(紅色區(qū)域)進(jìn)行數(shù)值模擬以及影響因素分析。

3 計(jì)算方法與仿真模型的建立

3.1 連續(xù)相控制方程

在射流泵對(duì)油液的舉升過程中，因?yàn)楸皿w內(nèi)只存在單一液相，故泵中油液的流動(dòng)(連續(xù)介質(zhì)的流動(dòng))應(yīng)遵循流體力學(xué)中的納維-斯托克斯方程。假設(shè)油液為不可壓縮的流體，故可以在歐拉坐標(biāo)系中建立該流體的連續(xù)性方程和動(dòng)量方程。

連續(xù)性方程：

(1)

式中：ρ為流體的自身密度，kg/m3；t為時(shí)間，s；ux、uy、uz分別為流體微元在x、y、z軸方向上的速度分量，m/s。

動(dòng)量方程：

(2)

式中：p0為靜壓值，Pa；τij(i、j可以分別取x、y、z)為應(yīng)力的張量，Pa；fk(k可以分別取x、y、z)為重力的體積力，N/m3。

3.2 湍流模型的選擇

已知標(biāo)準(zhǔn)κ-ε模型與RNGκ-ε模型是目前進(jìn)行沖蝕仿真中最常用的湍流模型。通過查找資料可知，標(biāo)準(zhǔn)的κ-ε模型是一個(gè)半經(jīng)驗(yàn)公式，并且該模型還不能很好地處理湍流流體在經(jīng)過彎曲壁面時(shí)的流動(dòng)[24]。雖然標(biāo)準(zhǔn)κ-ε模型與RNGκ-ε模型有很多類似的地方，但后者的模型精度更高，并且還考慮了湍流漩渦，由于射流泵的內(nèi)部流場(chǎng)中會(huì)存在較強(qiáng)的旋流流動(dòng)，并且標(biāo)準(zhǔn)κ-ω模型在廣泛的流動(dòng)中相比RNGκ-ω模型精度低，故后面選用RNGκ-ε模型來進(jìn)行90°彎曲流道的沖蝕仿真分析。該湍流模型的具體方程為

YM+Sκ

(3)

(4)

式中：κ表示湍動(dòng)能，m2/s2；ε表示湍動(dòng)能耗散率，m2/s2；ui表示油液的速度，m/s；μeff表示油液的動(dòng)力黏度，kg/(m·s)；Gκ表示層流速度梯度而產(chǎn)生的湍流動(dòng)能，J；Gb表示由浮力產(chǎn)生的湍流動(dòng)能，J；C1、C2、C3、αε與ακ都為常量；Sκ和Sε表示用戶定義的源項(xiàng)；σκ、σε分別表示κ方程和ε方程中的湍流Prandtl數(shù)；YM表示在可壓縮流動(dòng)中，湍流脈動(dòng)膨脹到全局中對(duì)耗散率的貢獻(xiàn)項(xiàng)。

3.3 DPM離散相模型

在Lagrangian坐標(biāo)系下，當(dāng)連續(xù)相為流體、攜帶相為固體顆粒的運(yùn)動(dòng)過程中，顆粒的力學(xué)平衡方程為

(5)

式中：up為固相顆粒的速度，m/s；ρp為固相顆粒的密度，kg/m3；Dp為固相顆粒的直徑，mm；Cn為曳力的系數(shù)；Re為流體的相對(duì)雷諾數(shù)；F為單位顆粒受到的壓力梯度以及質(zhì)量力。

在射流泵對(duì)油液(混有細(xì)小砂粒的油液)的舉升過程中，油液中的顆粒會(huì)與壁面發(fā)生碰撞并反彈。為了準(zhǔn)確描述顆粒的運(yùn)動(dòng)過程，加入一個(gè)顆粒與壁面的碰撞反彈模型。目前很多學(xué)者都是選用GRANT和TABAKOFF[25]提出的彈性恢復(fù)系數(shù)來描述顆粒與壁面之間的碰撞。這種彈性恢復(fù)系數(shù)的表達(dá)式為

(6)

式中：en為法向彈性恢復(fù)系數(shù)；et為切向彈性恢復(fù)系數(shù)；θ為顆粒碰撞壁面時(shí)的弧度值，rad。

3.4 沖蝕磨損的量化計(jì)算

為了量化壁面所受的沖蝕磨損程度，提出運(yùn)用單位面積上的沖蝕深度對(duì)其進(jìn)行量化，該公式不但可以求出單位時(shí)間內(nèi)的最大沖蝕深度，而且還能求出一個(gè)壁面上受到?jīng)_蝕磨損并出現(xiàn)漏失的最短時(shí)間，其公式如下：

(7)

R′er×T=D

(8)

式中：ρw為受到?jīng)_蝕時(shí)壁面材料的密度，kg/m3；Rer為沖蝕磨損的速率，kg/(m2·s)；R′er為單位密度下的沖蝕速度，m/s；T為沖蝕時(shí)間，s；D為單位面積上的沖蝕磨損深度，m。

3.5 90°彎曲流道的沖蝕仿真模型建立

根據(jù)射流泵中90°彎曲流道的自身基本結(jié)構(gòu)，利用三維建模軟件SolidWorks(簡(jiǎn)稱SW)與有限元分析軟件Fluent共同進(jìn)行仿真模型構(gòu)建。為了提高仿真精度，按照1∶1的比例建立模型。其仿真模型如圖3所示，該模型上一共設(shè)置了5個(gè)邊界，其中入口邊界2個(gè)(Inlet1、Inlet2)、出口邊界1個(gè)(Outlet)、壁面邊界5個(gè)(Wall 1與Wall 2-1、Wall 2-2、Wall 2-3、Wall 2-4)。

圖3 仿真模型的邊界設(shè)定

根據(jù)實(shí)際的基本工況參數(shù)，計(jì)算出了低壓油液的入口流量約為1.28 kg/s，于是將入口邊界設(shè)定為質(zhì)量流量入口，并且這2個(gè)入口處的流量都為0.64 kg/s，對(duì)于模型中的出口邊界Outlet，則將它設(shè)置為壓力出口。最后還假定了砂粒的粒徑大小為1 mm、密度為2 600 kg/m3以及其質(zhì)量流量約為入口處流量的2%。

4 網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證

由于網(wǎng)格尺寸對(duì)CFD的求解精度影響較大，并且在網(wǎng)格總數(shù)過多時(shí)，有限元仿真的計(jì)算時(shí)間也會(huì)相應(yīng)增加。為了進(jìn)一步提高仿真精度，并且降低數(shù)值模擬的計(jì)算時(shí)間，對(duì)仿真模型進(jìn)行了8種不同網(wǎng)格尺寸的劃分，如表1所示。通過對(duì)比幾種劃分方法的仿真結(jié)果，發(fā)現(xiàn)隨著網(wǎng)格尺寸的減小，壁面上受到的平均沖蝕磨損率呈現(xiàn)出增大趨勢(shì)。當(dāng)網(wǎng)格尺寸為1～2 mm時(shí)，壁面上受到的平均沖蝕磨損率較接近，在3.35×10-7～3.44×10-7kg/(m2·s)之間波動(dòng)，可見該仿真結(jié)果既驗(yàn)證了模型的網(wǎng)格無關(guān)性，也說明了仿真結(jié)果的收斂性較好。為了更好地減少有限元仿真的運(yùn)算時(shí)間，后面對(duì)該仿真模型選用3號(hào)網(wǎng)格劃分方法。

表1 仿真模型的網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證

5 不同因素對(duì)90°彎曲流道的沖蝕分析

5.1 流體速度對(duì)90°彎曲流道的沖蝕影響

通過查閱文獻(xiàn)[21]發(fā)現(xiàn)流體速度是影響沖蝕磨損的主要因素之一，于是在其他條件一定的情況下，通過改變流體速度的大小來研究不同流速對(duì)射流泵中90°彎曲流道的沖蝕磨損影響。如圖4所示，提取不同流速下90°彎曲流道的內(nèi)壁面沖蝕磨損云圖，發(fā)現(xiàn)該壁面上所受沖蝕磨損較為嚴(yán)重。由于此壁面屬于吸入液的正對(duì)迎流壁面，攜帶有砂粒的吸入液在經(jīng)過該壁面時(shí)，吸入液中的砂粒會(huì)直接撞擊壁面，從而在壁面處產(chǎn)生沖蝕磨損。進(jìn)一步對(duì)該壁面上所形成的沖蝕磨損區(qū)域進(jìn)行分析時(shí)，發(fā)現(xiàn)受沖蝕的磨損區(qū)域成橢圓狀，并且該沖蝕區(qū)域的中心位置受到的沖蝕磨損相對(duì)較少，就其沖蝕區(qū)域而言與MANSOURI等[26]在90°情況下對(duì)目標(biāo)面進(jìn)行沖蝕磨損實(shí)驗(yàn)的研究結(jié)果基本保持一致。

圖4 不同流速下的內(nèi)壁面沖蝕磨損云圖

如圖5所示，分析不同流速下的壁面最大沖蝕率與每天的最大沖蝕厚度時(shí)，發(fā)現(xiàn)當(dāng)吸入液的流速增大時(shí)，最大沖蝕速率與每天的最大沖蝕厚度也隨之增大。這是由于混有砂粒的流體在增大自身速度時(shí)，流體中砂粒的速度也隨即增大，由動(dòng)能定理可知，如果砂粒的自身速度增大，那么砂粒的自身沖量也隨之增大，因此當(dāng)速度增大后的砂粒沖擊射流泵內(nèi)壁面時(shí)，壁面上的沖蝕磨損量也變大。在流速大于4 m/s時(shí)，還發(fā)現(xiàn)最大沖蝕速率與每天的最大沖蝕厚度的增大幅度變得更加明顯。

圖5 不同流速下的壁面最大沖蝕率與每天的最大沖蝕厚度

5.2 質(zhì)量流量對(duì)90°彎曲流道的沖蝕影響

砂粒的質(zhì)量流量也是影響沖蝕磨損的主要因素之一[27]，在其他條件一定的情況下，通過改變砂粒的質(zhì)量流量大小來研究不同質(zhì)量流量對(duì)射流泵中90°彎曲流道的沖蝕磨損影響。如圖6所示，提取不同質(zhì)量流量下90°彎曲流道的內(nèi)壁面沖蝕磨損云圖，發(fā)現(xiàn)受沖蝕磨損的區(qū)域大小并沒有隨著質(zhì)量流量的變化而發(fā)生較大改變，該沖蝕磨損區(qū)域依然是一個(gè)橢圓形狀，并且將橢圓中心位置所受到的沖蝕磨損程度與邊緣處進(jìn)行比較，得出中心位置所受到的沖蝕磨損程度依然相對(duì)較小。這是由于吸入液的流速較大，而吸入液入口處到?jīng)_蝕壁面的距離較短，使得壁面上受沖蝕區(qū)域不會(huì)隨著質(zhì)量流量的增大而產(chǎn)生明顯變化。雖然文中吸入液攜帶的砂粒是以90°的角度入射，但受沖蝕的壁面是一個(gè)弧形壁面，測(cè)量沖蝕磨損最為嚴(yán)重位置(橢圓形的邊緣處)與砂粒速度方向所成的角度后，發(fā)現(xiàn)該角度在30°左右。

圖6 不同質(zhì)量流量下的內(nèi)壁面沖蝕磨損云圖

如圖7所示，分析不同質(zhì)量流量下的壁面最大沖蝕率與每天的最大沖蝕厚度，發(fā)現(xiàn)當(dāng)砂粒的質(zhì)量流量增大時(shí)，最大沖蝕速率與每天的最大沖蝕厚度也隨之增大。這是由于砂粒的質(zhì)量流量增大后，單位體積內(nèi)吸入液的砂粒數(shù)量隨之增多，將會(huì)有多砂粒沖擊射流泵內(nèi)壁面，故壁面上所造成的沖蝕磨損量也越來越大。在砂粒質(zhì)量流量大于0.07 kg/s時(shí)，還進(jìn)一步發(fā)現(xiàn)了最大沖蝕速率與每天的最大沖蝕厚度的增大幅度在緩慢變小。

圖7 不同質(zhì)量流量下的壁面最大沖蝕率與 每天的最大沖蝕厚度

5.3 粒徑大小對(duì)90°彎曲流道的沖蝕影響

砂粒的粒徑大小對(duì)壁面沖蝕磨損影響較大，在其他條件一定的情況下，通過改變砂粒的粒徑大小來研究不同粒徑對(duì)射流泵中90°彎曲流道的沖蝕磨損影響。如圖8所示，提取不同粒徑下90°彎曲流道的內(nèi)壁面沖蝕磨損云圖，發(fā)現(xiàn)受沖蝕的磨損區(qū)域大小并沒有隨著粒徑的變化而發(fā)生較大改變，該沖蝕磨損區(qū)域依然是一個(gè)橢圓形狀，并且橢圓中心位置所受到的沖蝕磨損程度比邊緣處仍然較小。這是由于吸入液的流速較大，而吸入液入口處到?jīng)_蝕壁面的距離較短，使得壁面上受沖蝕區(qū)域不會(huì)隨著粒徑的增大而產(chǎn)生明顯變化。

圖8 不同粒徑下的內(nèi)壁面沖蝕磨損云圖

如圖9所示，分析不同粒徑下的壁面最大沖蝕率與每天的最大沖蝕厚度，發(fā)現(xiàn)當(dāng)粒徑增大時(shí)，最大沖蝕速率與每天的最大沖蝕厚度也隨之增大。這是由于砂粒粒徑增大時(shí)，砂粒本身的質(zhì)量也相應(yīng)增大，由動(dòng)量定理可知，如果砂粒的自身質(zhì)量增大，那么其慣性與動(dòng)量也變大，因此當(dāng)粒徑增大后的砂粒沖擊射流泵內(nèi)壁面時(shí)，壁面上所造成的沖蝕磨損量也變大。在粒徑大于0.7 mm時(shí)，還進(jìn)一步發(fā)現(xiàn)了最大沖蝕速率與每天的最大沖蝕厚度的增大幅度變得更加明顯。

圖9 不同粒徑下的壁面最大沖蝕率與每天的最大 沖蝕厚度

6 結(jié)論

(1)為了實(shí)現(xiàn)降本增效，根據(jù)油田層系較多的特點(diǎn)，通過轉(zhuǎn)化現(xiàn)有層間矛盾，提出了利用射流泵對(duì)高低壓油層進(jìn)行共采的采油工藝。當(dāng)被舉升的油液中混有細(xì)小砂粒時(shí)，為了降低砂粒對(duì)射流泵的壁面沖蝕，對(duì)射流泵的整體結(jié)構(gòu)進(jìn)行分析，最終發(fā)現(xiàn)該射流泵中存在一處90°的彎曲流道，并且該彎曲流道的內(nèi)壁面為吸入液入口處的正對(duì)迎流壁面，所受沖蝕磨損較大。

(2)通過對(duì)90°彎曲流道的沖蝕磨損進(jìn)行仿真分析后，發(fā)現(xiàn)流速、砂粒的粒徑大小與質(zhì)量流量對(duì)該流道內(nèi)壁面的沖蝕影響較大，并且流速大于4 m/s或者砂粒直徑大于0.7 mm時(shí)，最大沖蝕速率與每天的最大沖蝕厚度的增大幅度變得更加明顯。分析沖蝕磨損區(qū)域時(shí)，發(fā)現(xiàn)所形成的沖蝕磨損區(qū)域成橢圓狀，并且該沖蝕區(qū)域的中心位置所受到的沖蝕磨損相對(duì)較少，就沖蝕區(qū)域而言，其大小沒有隨著流體速度等影響因素的變化而發(fā)生較大改變。