液动锤内部流场仿真分析

液动锤内部流场仿真分析

液体射流锤结构简单，只能产生运动部件，具有很强的深部压适应性。20多口油气井的试验证实，它可以显著提高30%240%，但由于泥浆和水土流失，早期失效问题必须尽快解决。由于冲蚀速率与流速的2.2～6.5次方成正比,显著降低射流元件内流速可望大幅度提高其井下工作寿命。射流元件喷嘴处流速最高,其最低值即射流元件临界流速。目前,射流元件临界流速预测依赖于长期积累的实验经验,难以适应研制低速射流元件的需要。笔者应用CFD动态分析技术,首次从理论上成功地预测了液动锤射流元件临界流速,可为研制油气钻井用低速射流元件驱动控制的液动锤提供重要参考。1源流的临界速度为cfd1.1u3000动力系统的续性方程射流式冲击器内的液体可视为不可压缩流体,受到的体积力可以忽略,工作过程中不与外界发生热交换,遵循不可压缩流体运动的一般规律,即满足不可压缩流体的连续性方程和动量方程。CFD分析过程即是求解这些方程的过程。连续性方程:∇V=0,即∂u∂x+∂v∂y+∂w∂z=0,动量方程:∂(ρu)∂t+∇(ρuV)=∇(μgradu)−∂p∂x,∂(ρv)∂t+∇(ρvV)=∇(μgradv)−∂p∂y,∂(ρw)∂t+∇(ρwV)=∇(μgradw)−∂p∂z。式中:∇为哈密尔顿算子;grad为梯度符号;V为速度矢量;u、v和w分别为速度矢量V在x、y和z方向的分量;ρ为液体密度;μ为动力粘度;p为压强。射流元件喷嘴处断面各点的流速在CFD分析过程中求解得到以后,按公式∫vdA/A(v为任一点的流速,dA为该点处面元,A为整个过流断面的面积)计算过流断面上的平均流速。临界状态时喷嘴过流断面处的平均流速即为射流元件喷嘴临界流速。1.2射流元件工作腔网格划分计算所用SC71B型射流式液动锤网格模型如图1所示。该网格模型除射流元件输出道与缸体下腔流道的过渡区域作了较小简化外,其余各处均是在SC71B型射流式液动锤缸体和元件中流体区域的1∶1几何模型基础上划分的,与实际情况一致性很好。为清楚显示射流元件工作腔网格,图1中上图隐去了一侧射流元件与外缸内壁间的流体区域网格。网格划分充分考虑了捕捉流场特征的需要,在流场参量梯度较大区域兼顾计算速度方面的考虑适度加密网格,难以划分区域采用六面体和五面体混合单元类型进行划分,局部区域在二维网格自动划分完成后采用了必要的手工处理。该网格模型中共有15581个单元,其中五面体(楔形体)单元数为378个,其余为六面体单元,节点总数20103个。关于网格划分密度和方式等对计算结果的影响,在试算阶段进行了比较,综合考虑计算精度和耗时量,采用上述网格划分密度和方式较好。由于选用的是标准k-ε模型,而该模型采用的是壁面函数法,因而无须在近壁区使用特殊加密的网格。1.3外缸壁内流体运动方程在CFD软件中,选择清水作为流体介质,其密度和粘度分别为998.2kg/m3和0.001003kg/ms;选用标准k-ε湍流模型;速度-压力耦合算法选择SIMPLE算法;控制方程中的扩散项采用一阶迎风差分格式(本文进行的是动网格分析,而所用的CFD软件动网格分析只支持一阶迎风差分格式。);压力、密度、体积力、动量、k和ε的默认欠松弛因子分别取为0.3、1、1、0.7、0.8和0.8。射流元件进口(图1中H面)边界条件类型设为速度入口(velocity-inlet),输入速度大小,设定速度方向为H面法线方向,其水力直径为0.01535m;射流元件与外缸内壁间流道下端面(元件两侧各有一个如图1中所示的K面)设为压力出口(pressure-outlet),水力直径为0.012685m。设置边界条件时,按文献推荐的方法估算湍流强度。射流元件与外缸内壁间流道下端面(图1中所示的K面)压力大小近似设为1.01×105Pa。第一次计算时,射流元件进口(图1中H面)的速度取较大值,待计算结果表明射流元件主射流可以正常附壁和切换、活塞冲锤可以全行程往复运动后,再逐渐降低其取值。随着H面的速度值降低,当取某一数值时,射流元件主射流只能附壁,活塞冲锤运动到回程终了后停留在回程终点不能下行,即可确定射流元件临界流速的范围。将射流式液动锤内部流体运动与活塞冲锤刚体运动耦合在一起分析,需要编写用户自定义函数,该函数为用C语言编写的程序。在所用CFD软件中编译加载该程序,在瞬态计算的每个时间步长可自动提取上下缸体工作腔内流体的特性参数,计算活塞上下端面液体压力,结合活塞冲锤重力,代入刚体运动方程,从而计算得到活塞冲锤加速度、速度和位移等参数。程序中考虑了活塞在行程终了的反弹特性。编译加载用户自定义函数后,进行有关动网格的设置。将活塞上下端面(图1中M和N面)类型设为刚体(rigidbody),缸体工作腔柱面(图1中上腔D面;下腔由于活塞杆的存在,流体空间为桶状,有两个可变的壁面即图1中的F和L面)类型设为变形壁(deforming)。动网格参数设置:弹性常数因子设为1,边界节点松驰因子设为0.7,收敛残差设为0.001,分离因子设为0.4,收缩因子设为0.3,单位高度设为0.0025m,最小长度设为0.001m,最大长度设为0.007m。每一个求解过程由稳态计算和瞬态计算两部分组成,稳态计算结果作为瞬态计算的初始值。1.4冲锤冲程冲击通过CFD动态分析,得到活塞冲锤每个运动周期内流场的动态变化图像,图2为截取的临界状态时的3个瞬间速度场。计算结果表明,射流元件喷嘴处过流断面上的流速呈不均匀分布,如图3所示。当给定射流元件进口速度为4.5m/s时,冲击频率为4.148Hz,活塞冲锤冲程冲击末速度为1.147m/s,回程冲击末速度为0.514m/s,射流元件喷嘴处平均流速为22.565m/s,对应的平均输入流量为45.491L/min。当给定射流元件进口速度为4.5m/s时,信号道下游和上游压差较小,流量较低,活塞冲锤运动到回程终了时信号道内的压力和流量脉冲幅度较低,控制流动量和压力较小,使主射流不能切换,活塞冲锤悬停在回程终点不能下行,此时射流元件喷嘴处平均流速为20.305m/s。由此计算结果可知,新一代实验样机射流元件临界流速理论计算值为20.305～22.565m/s。2冲锤冲击功测定主要实验装置和设备包括SC71B型射流式液动锤实验样机、BW320型往复式泥浆泵和冲击频率,冲击末速度非接触测试系统(图4)。SC71B型液动锤实验样机主要结构参数:射流元件喷嘴尺寸为2.4mm×14mm,活塞直径42mm,活塞杆直径20mm,实验时所用行程为59mm,活塞冲锤质量为11kg,在实验室测定的性能参数如表1所示。冲击频率、冲击功的测定采用最新研发的非接触测试系统,具有较高的精度,其结构原理等详见文献。测定冲击功的实质是测定冲击末速度,然后按照mv2/2(m为活塞冲锤质量,v为冲击末速度)计算得到冲击功。临界流速测定方法和过程:调节实验系统管路中的手动分流阀逐渐减少液动锤的输入流量,当输入流量大于或等于某一数值时,液动锤节奏稳定地连续有力输出冲击功;低于该输入流量时稳定性变差,但仍能输出一定力度的冲击,只是冲击节奏的均匀性显著变差,此时的输入流量视为临界输入流量。临界输入流量除以射流元件喷嘴处过流断面积即为临界流速。输入流量测定采用的是容积法,即测定一定时间内从液动锤排出而流入水箱的液体体积,将该体积除以时间即得输入流量。实验测得的临界输入流量为44L/min,该流量除以射流元件喷嘴处过流断面积即为临界流速,为21.83m/s。3临界流速分析(1)新一代实验样机射流元件临界流速CFD计算值为20.305～22.565m/s,与实测值21