2. 中石化胜利石油工程有限公司 钻井工艺研究院, 山东 东营 257000
2. Drilling Technology Research Institute of Shengli Petroleum Engineering Co. Ltd., SINOPEC, Dongying, Shandong 257000, China
随钻扩眼器是一种新型的石油开发钻井工具,其工作方式是在钻头钻进的同时对其钻出的井眼进行扩大。该工具目前正在开发和完善阶段,其中扩眼器控制短节的球座周边冲蚀问题最为明显。球与其落座后的球座之间的密封性能直接影响扩眼器控制短节的憋压情况,进而决定着能否剪切掉销钉、心轴是否能带动刀翼张开或是张开是否到位。因此需要使球座的流道结构和材质设计在投球前有抵抗冲蚀的能力,以保障投球后球与球座好的密封性能[1]。另外,憋压同时球座下移后新流道被打开,流体仍会冲蚀新流道的相关部位,长期反复冲蚀会影响控制短节的再次使用。流体流经流道时与壁面摩擦,即发生冲蚀效应[2]。影响冲蚀的主要因素是流体流速、含砂量和冲蚀时间。用Fluent模拟流场时,无法考虑冲蚀时间,所以重点考虑流体冲蚀速度[3]。
目前可查阅的文献多数是通过Fluent软件对阀座、流道等结构进行流场模拟、数值分析和结构改进[4],而对随钻扩眼器控制短节中的流体压力控制元件球和球座的相关研究很少。本文主要针对随钻扩眼器控制短节内未投球时,球座入口内壁的冲蚀性能以及投球之后新流道的冲蚀性能两个方面,基于Fluent流体模拟软件对流道流场情况进行模拟,优化流道结构参数,降低冲蚀速度。
1 球座流道有限元分析 1.1 流道结构随钻扩眼器球座位于随钻扩眼器的控制短节如图 1所示,通过投入一枚球,在球座处卡住球产生憋压,致使销钉剪断,球座等下移一系列动作完成,最终使扩眼器扩眼短节刀翼张开。未投球时,流道冲蚀位置在球座内壁和球的密封面上,其流道如图 1(a)所示;投球后球及球座等在球座外滑套内轴向下移了一定距离,并在球座外罩周边形成新的流道(图 1(b),图中A、B、C表示流道变化情况)。本文将对未投球和投球后流道展开两种情况分别进行有限元分析。
应用有限元分析软件ANSYS Workbench进行建模,在Fluent软件中分析流场情况,得到两种情况下的Workbench流体模型如图 2所示。
图 2(a)中原设计参数值为:球直径Φ=55 mm,入口直径d1=60 mm,出口直径d2=40 mm,流道收敛角α=45°。图 2(b)中原设计参数值为:入口半径r1=49 mm,环形空间部分外径r2=62 mm,流道外扩角度β=30°。
1.3 网格划分与前处理利用有限元分析软件ANSYS Workbench进行图 2中两种模型的网格划分,采用六面体网格和网格细分命令建立网格模块,网格数量近百万,网格规整,可以用于后续的分析。选择k-e二相流进行模型定义,类型选择标准模型,定义流体材料为泥浆,密度1200 kg/m3,黏度10-3 kg/(m ·s);入口边界为质量流动速率入口,入口速率28 L/s,入口压力15 MPa;温度313 K,湍流强度5%,水力直径[5]68 mm;出口设为自由流动出口,迭代步数5000步,每10步记录为一组数据[6-7]。
2 流场模拟及结果分析 2.1 未投球过程 2.1.1 改变流道收敛角按照1.3节设定模拟条件并控制d1=60 mm,d2=40 mm,将α值在15°~80°范围内改变,得到对应冲蚀速度如图 3。
由图 3看出,随着α的增大,流道变得平缓,冲蚀速度逐渐变小,湍动程度降低,对球座内壁的冲蚀效果变缓。d1、d2不变情况下增大α值,会使球座的轴向长度变大,从而联动其他结构尺寸改变;α角增大到一定值时,投球后球会卡在球座处,卡住球的流道极限角度α值为81.47°[8-9]。所以α值不能无限制增大。
2.1.2 改变入口直径固定出口直径d2=40 mm,改变入口直径d1为60、70、80 mm,得到不同α下冲蚀速度数据如图 4。
通过图 4可以看出,3种直径下随α变化的冲蚀速度线非常贴近,说明在流量值不变的情况下,增大入口直径对冲蚀速度的影响较小,湍动程度不高。
2.1.3 球座结构优化基于2.1.1节和2.1.2节的分析结果,设定流道收敛角度α=80°,同时不改变球座主体外形尺寸(球座外形尺寸宽度为直径75 mm的圆柱,高度为46 mm),得到流道优化结构如图 5(a)所示,新结构下模拟结果如图 5(b)所示。由图 5(b)看出,结构优化后球座流道中的最大冲蚀速度为19.72 m/s,小于上两节算例中的最小冲蚀速度,所以此结构为最优球座结构。
通过模拟试验可知,投球后流道中A处(图 1(b))产生较为严重的冲蚀情况,因此本文重点对A处流道进行分析和改进。通过改变β角来探究流体进入环形空间的速度变化情况,从而选取较小的冲蚀速度所对应的β角。模拟计算结果如图 6所示。
由图 6可知,随着β的增大,冲蚀速度减小,对控制短节的冲蚀强度降低,这是因为β过小使环形流道变窄,造成憋压;β过大时外扩流道长度会增大,从而使图 1(b)中E点上移或F点下移。E点上移过多会导致投球前球座上端外部与球座外滑道上端口之间的密封面在轴向方向减短,影响密封性能;F点下移过多又会使环形流道变窄,导致冲蚀速度加大[8]。而β角取45°时密封效果最好,冲蚀程度最小。综合考虑各种因素可得,当r1=49 mm,r2=62 mm,β=45°,h=13 mm时流道结构最佳。
3 结论(1) 未投球状态下,冲蚀影响较大位置出现在球座的收缩处,优化球座内结构参数,使入口直径d1=60 mm、轴向高度h=46 mm、流道收敛角度α=80°时,球座结构受冲蚀影响最小,可使投球前具备更高的抵抗冲蚀的能力,以保障投球后球与球座的高密封性能。
(2) 已投球状态下,在流道外扩处的冲蚀速度较大,且外扩处的壁面较薄,若长时间受到冲蚀将降低球座的密封效果,影响控制短节的使用寿命。对流道结构进行模拟和优化,得到流道入口半径r1=49 mm、出口半径r2=62 mm、收敛角β=45°、高h=13 mm时冲蚀速度最小,冲蚀程度最低。
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