結(jié)構(gòu)參數(shù)對旋流器沖蝕磨損影響的數(shù)值模擬研究＊

朱紅波，唐禮俊

（1.克拉瑪依職業(yè)技術(shù)學(xué)院，新疆 克拉瑪依 834000；2.西部鉆探克拉瑪依鉆井公司，新疆 克拉瑪依 834000）

水力旋流器是鉆井液固相控制的重要設(shè)備，對于降低鉆井液中細顆粒固相具有重要作用。隨著油田鉆井中各種深井、超深井的出現(xiàn)，地質(zhì)層的結(jié)構(gòu)復(fù)雜多變，不同類型的鉆屑及反排的重晶石顆粒導(dǎo)致鉆井液成分越來越復(fù)雜，對鉆井液固控系統(tǒng)及清潔裝置的使用性能提出了更高要求。鉆井液清潔器中的水力旋流器主要依靠離心力作用對不同密度、不同粒徑的固相顆粒進行分離，含有固相顆粒的鉆井液在壓力作用下以很快的速度進入旋流器，液固兩相流的沖刷作用會造成旋流器壁面的沖蝕磨損，導(dǎo)致關(guān)鍵部位結(jié)構(gòu)尺寸變化而影響分離效果和使用壽命。固相顆粒的流動特性、運動軌跡決定了顆粒與壁面的沖擊碰撞情況，是造成沖蝕磨損的主要原因[1]。

針對旋流器內(nèi)部流場受結(jié)構(gòu)參數(shù)、操作參數(shù)的影響，不少學(xué)者展開了相關(guān)研究。李強[2]針對傳統(tǒng)重介質(zhì)旋流器的分離效率和分離精度較低的問題設(shè)計了一種獨特的溢流中心管結(jié)構(gòu)，弱化物流分選中的流體紊亂和中間空氣柱；魏可峰等[3]采用數(shù)值模擬方法研究雙錐結(jié)構(gòu)設(shè)計對旋流器流場特性與分離性能的影響；馬駿等[4]結(jié)合彎管入口結(jié)構(gòu)設(shè)計了一種可實現(xiàn)油滴粒徑重構(gòu)的油水分離旋流器，并對內(nèi)部流場特性進行數(shù)值模擬和室內(nèi)試驗；張智亮等[5]雖然采用CFD（計算流體力學(xué)）方法分析了SVQS 快分系統(tǒng)的沖蝕磨損規(guī)律和造成沖蝕磨損的主要原因，但也主要是針對工況參數(shù)對磨損的主導(dǎo)作用進行了分析。已有研究主要集中在結(jié)構(gòu)參數(shù)對旋流器分離效率、壓降等方面的影響，對結(jié)構(gòu)參數(shù)變化引起流場變化進而對沖蝕磨損的影響的研究較少。為進一步探究水力旋流器壁面磨損與結(jié)構(gòu)參數(shù)之間的關(guān)系，針對圓柱段直徑為150 mm 的水力旋流器，采用Fluent 軟件對不同溢流口、底流口結(jié)構(gòu)參數(shù)進行仿真研究，基于離散相模型（DPM）和沖蝕模型分析結(jié)構(gòu)參數(shù)對旋流器內(nèi)部流場及壁面沖蝕磨損的影響，為鉆井液清潔裝置中旋流器的結(jié)構(gòu)優(yōu)化和防磨減磨提供理論參考。

1 旋流器物理模型及網(wǎng)格劃分

本文以鉆井液清潔裝置中直切式矩形單入口式水力旋流器為研究對象，旋流器主體由進料口、溢流口、底流口、圓柱段和錐段組成，其結(jié)構(gòu)與尺寸參數(shù)如圖1所示，左邊圖中單位為mm。

圖1 旋流器幾何結(jié)構(gòu)

根據(jù)水力旋流器結(jié)構(gòu)和尺寸，采用SolidWorks 軟件創(chuàng)建幾何模型，模型以旋流器底流口圓心為坐標(biāo)原點，沿Z軸向上為正方向，進料口沿Y軸為負方向，完成旋流器幾何模型的創(chuàng)建。將幾何模型導(dǎo)入Fluent Meshing 進行結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分，為確保六面體網(wǎng)格順利生成，按照旋流器主要組成對幾何模型進行切分，并對邊界層網(wǎng)格進行加密，旋流器三維模型和劃分后的網(wǎng)格如圖2 所示。為降低網(wǎng)格數(shù)量對模擬精度的影響，進行網(wǎng)格無關(guān)性驗證[6]，在綜合考慮計算精度和計算效率的情況下，選取隨網(wǎng)格數(shù)量增加沖蝕磨損不發(fā)生變化的最小網(wǎng)格數(shù)量進行數(shù)值模擬。

圖2 旋流器三維模型及劃分后的網(wǎng)格

2 模擬條件與沖蝕模型

2.1 模擬參數(shù)及求解設(shè)置

結(jié)合油田現(xiàn)場鉆井液凈化器中旋流除砂器作業(yè)工況，在數(shù)值模擬中連續(xù)相采用液態(tài)水，離散相顆粒采用石英砂，密度為2 600 kg/m3。因數(shù)值模擬主要分析結(jié)構(gòu)參數(shù)對沖蝕磨損的影響，故將操作參數(shù)和固相顆粒屬性予以固定，選擇鉆井液入口流速為5 m/s，固相顆粒質(zhì)量流量為0.1 kg/s，假設(shè)固相顆粒全部為球形粒子，顆粒直徑為0.5 mm。選取對旋流器內(nèi)部流場影響較大的溢流口直徑和底流口直徑這2 個結(jié)構(gòu)參數(shù)作為變量進行數(shù)值計算，溢流口直徑選取30 mm、45 mm、60 mm，底流口直徑選取20 mm、30 mm、40 mm，為簡化計算將進液口設(shè)置為正方形結(jié)構(gòu)，以正方形邊長定義進液口尺寸，固定進液口尺寸為40 mm，分別對不同溢流口直徑和底流口直徑組合進行沖蝕磨損數(shù)值模擬。

考慮到旋流器內(nèi)部復(fù)雜的固液兩相流旋流場，采用湍流模型預(yù)測復(fù)雜流場的精度較高，可以較準(zhǔn)確預(yù)測旋流器流場特性的雷諾應(yīng)力模型（RSM），基于拉格朗日方程求解離散相，應(yīng)用Fluent 軟件中的DPM 模型模擬旋流分離器內(nèi)顆粒相的運動，忽略顆粒間的碰撞，顆粒軌道通過DPM 模型中Stochastic Tracking 隨機軌道模型進行求解[7]。壓力速度耦合選用Simple 算法，動量、湍動能均采用二階迎風(fēng)格式。

2.2 邊界條件

水力旋流器的入口為速度入口（inlet），底流口和溢流口均設(shè)置為壓力出口（Pressure-outlet），連續(xù)相流場設(shè)置為壁面無滑移邊界條件，離散相顆粒射流采用面射流源從旋流器進液口射入，顆粒初始速度與流體入口速度相同，在溢流口設(shè)置為完全逃逸（Escape），底流口則設(shè)置為捕捉（Trap），離散相顆粒壁面邊界條件設(shè)置為反彈（Reflect），通過與壁面的碰撞反彈恢復(fù)系數(shù)來描述顆粒與水力旋流器壁面之間的作用。法向恢復(fù)系數(shù)和切向恢復(fù)系數(shù)分別按式（1）、式（2）計算[8]：

式中：εN為顆粒撞擊壁面后法向恢復(fù)系數(shù)；εT為顆粒撞擊壁面后切向恢復(fù)系數(shù)。

2.3 沖蝕磨損模型

水力旋流器壁面沖蝕磨損速率采用DPM 模型中能夠自定義工況參數(shù)的顆粒沖蝕與沉積模型中的Generic Model 進行沖蝕磨損計算，沖蝕率定義為單位時間和面積下旋流器內(nèi)壁面材料損失的質(zhì)量，其沖蝕速率的計算公式為[9]：

式中：R為旋流器壁面沖蝕速率的數(shù)值，單位kg/（m2·s）；N為沖擊顆粒的數(shù)量；mp為顆粒質(zhì)量流量的數(shù)值，單位kg/s；C（dp）為顆粒粒徑函數(shù)，取值1.8×10-9；f（α）為沖擊角函數(shù)，采用線性分段函數(shù)進行定義；v為顆粒相對速度的數(shù)值，單位m/s；b（v）為相對速度系數(shù)，取值2.6；A為壁面單元面積的數(shù)值，單位m2。

3 數(shù)值模擬結(jié)果分析

3.1 旋流器沖蝕磨損形態(tài)分析

當(dāng)溢流口直徑為30 mm，底流口直徑分別選取20 mm、30 mm、40 mm 時，旋流器壁面沖蝕磨云圖如圖3 所示。

圖3 溢流口直徑為30 mm 時不同底流口直徑?jīng)_蝕磨損云圖

由圖3 可以看出，當(dāng)溢流口直徑為30 mm 時，隨著底流口直徑的增大，旋流器壁面沖蝕磨損由底流口附近的局部磨損逐步向圓柱段與圓錐段位置擴散；當(dāng)?shù)琢骺谥睆綖?0 mm 時，沖蝕磨損主要集中在圓柱段與圓錐段銜接處，呈局部磨損狀態(tài)；當(dāng)?shù)琢骺谥睆綖?0 mm 時，沖蝕磨損在圓柱段、圓錐段及底流口附近均呈現(xiàn)帶狀磨損。

當(dāng)溢流口直徑為45 mm，底流口直徑分別選取20 mm、30 mm、40 mm 時，旋流器壁面沖蝕磨云圖如圖4 所示。

圖4 溢流口直徑為45 mm 時不同底流口直徑?jīng)_蝕磨損云圖

由圖4 可以看出，當(dāng)溢流口直徑為45 mm 時，隨著底流口直徑的增大，旋流器壁面沖蝕磨損由入口處圓柱段逐漸向下移動；當(dāng)?shù)琢骺谥睆綖?0 mm 時，沖蝕磨損主要集中在靠近圓柱段下方的圓錐段處；當(dāng)?shù)琢骺谥睆綖?0 mm 時，沖蝕磨損繼續(xù)下移，在圓錐段及底流口附近均出現(xiàn)明顯的局部磨損。

當(dāng)溢流口直徑為60 mm，底流口直徑分別選取20 mm、30 mm、40 mm 時，旋流器壁面沖蝕磨云圖如圖5 所示。

圖5 溢流口直徑為60 mm 時不同底流口直徑?jīng)_蝕磨損云圖

由圖5 可以看出，當(dāng)溢流口直徑為60 mm 時，隨著底流口直徑的增大，旋流器壁面沖蝕磨損位置變化與溢流口直徑為45 mm 時相似，由上方圓柱段逐漸向圓錐段移動，但在底流口直徑為30 mm 和40 mm 時均出現(xiàn)帶狀磨損。

由以上分析可以看出，當(dāng)溢流口直徑不變、底流口直徑增大時，旋流器壁面的沖蝕磨損會由入口圓柱段逐漸向下方移動，但磨損速率也呈下降趨勢。造成這一現(xiàn)象的重要原因為在其他參數(shù)不變的情況下，底流口直徑增大對圓柱段流場影響較小，但圓柱段固體顆粒速度峰值會隨底流口直徑增大而逐漸降低；同時，底流口直徑增加會使圓錐段內(nèi)部流場更加穩(wěn)定，顆粒運動更加規(guī)律，顆粒與壁面碰撞的概率和次數(shù)降低，使此區(qū)域壁面的磨損率降低[10]。

3.2 結(jié)構(gòu)參數(shù)對沖蝕磨損速率影響的分析

將不同溢流口直徑和底流口直徑組合數(shù)值仿真結(jié)果進行統(tǒng)計分析，采用Minitab 軟件繪制結(jié)構(gòu)參數(shù)對沖蝕磨損速率的均值主效應(yīng)圖和響應(yīng)曲面圖，分別如圖6、圖7 所示。

圖6 結(jié)構(gòu)參數(shù)對沖蝕磨損的均值主效應(yīng)

圖7 結(jié)構(gòu)參數(shù)對沖蝕磨損的響應(yīng)曲面

由圖6 可以看出，隨著泥漿旋流器溢流口直徑的增大，沖蝕磨損速率先減小后增大，而隨著底流口直徑增大，沖蝕磨損速率不斷減小。主要原因是溢流口、底流口直徑變化均會引起旋流器內(nèi)部流場發(fā)生變化，顆粒最大切向速度會隨著溢流管直徑的增大而減小，在一定范圍內(nèi)降低沖蝕速率。但隨著溢流口直徑進一步增大，會導(dǎo)致泥漿通過旋流器時的平均流速減小，這可能會導(dǎo)致固體顆粒在旋流器內(nèi)部停留的時間增加，同時降低旋流器分離效率，使避免碰撞的時間和次數(shù)增加，進而使沖蝕磨損速率增大；隨著底流口直徑增加，泥漿旋流器底部流場更加穩(wěn)定，底流口排出顆粒的質(zhì)量濃度有所下降，顆粒與底流口壁面碰撞的概率減小，使得壁面磨損率有所下降[11]。

由圖7 可知，在給定結(jié)構(gòu)參數(shù)范圍內(nèi)，溢流口與底流口直徑取最大、最小值均不能獲得最小的磨損速率，當(dāng)溢流口直徑取40～50 mm、底流口直徑取30 mm時沖蝕磨損速率最小。

4 結(jié)論

泥漿旋流器溢流口、底流口直徑變化會引起旋流器內(nèi)部流場發(fā)生變化，鉆井液中固體顆粒在旋流器內(nèi)部的速度及運動軌跡直接影響固體顆粒沖擊旋流器壁面的動量、次數(shù)，從而影響沖蝕磨損速率。對Φ150 mm水力旋流器進行沖蝕磨損數(shù)值模擬，由數(shù)值模擬結(jié)果可知，固定旋流器其他結(jié)構(gòu)參數(shù)，隨著底流口直徑的增大而變化，旋流器壁面沖蝕磨損由入口圓柱段逐漸向圓錐段移動，但總體沖蝕磨損速率呈下降趨勢。在給定的參數(shù)范圍內(nèi)，隨著溢流口直徑不斷增大，沖蝕磨損速率先減小后增大，當(dāng)溢流口直徑取40～50 mm、底流口直徑取30 mm 時可獲得最小沖蝕磨損速率。