摘要:为了充分利用井底水力能量提高钻速，提出自吸环空流体式自激振荡脉冲射流钻井技术。采用大涡模拟与试验研究相结合的方法，分析自吸环空流体式自激振荡脉冲射流的调制机制及射流调制工具的结构参数对射流性能的影响。采用正交试验法进行数值模拟试验，优选射流调制工具的结构参数。结果表明:结构参数对射流性能影响显著，结构合理的吸入式自激振荡射流的性能明显优于非吸入式脉冲射流;射流调制工具出口脉冲射流速度脉动值与破岩深度之间呈显著的线性相关，脉动值越大，射流破岩效果越好。数值计算结果与试验结果吻合良好，表明所用研究方法可行。
关键词:射流钻井;自激振荡;大涡模拟;岩石破碎;正交试验;结构优选
发展破岩钻井新方法，以有效提高钻井速度是油气钻探的重要研究方向。研究和实践均证实，脉冲射流可改善井底岩石的受力状况，强化井底岩屑的净化，明显提高钻井速度［1-3］。脉冲射流的性能与调制方法密切相关，寻找高效调制方法，对射流性能进行优化是脉冲射流钻井技术发展的关键。但是，射流调制工具结构一般较复杂，优化脉冲射流性能涉及的因素较多、试验量大，而且受制于研究条件，大尺寸的射流调制工具往往得不到充分的试验分析，因此探索一种准确高效的脉冲射流性能优化方法就显得非常迫切［4-6］。笔者以自吸环空流体式自激振荡脉冲射流钻井工具为例，采用大涡模拟和试验研究相结合的方法，对脉冲射流性能分析和优化的方法进行探索，为脉冲射流性能分析与优化提供依据。
1 自吸环空流体式自激振荡脉冲射流工具的结构原理
图1为设计的一种新型自吸环空流体式自激振荡脉冲射流钻井工具，其工作原理是利用射流的卷吸作用在自激振荡腔的中心两侧区域形成低压区，在该低压区与环空压差的作用下，环空流体被吸入到工具内部，与主射流混合。混合后的流体经过自激振荡腔调制，经钻头喷嘴形成脉冲射流，作用于井底岩石，改善井底岩石的受力状况，强化岩屑的清洗，提高破岩效率。
图1 钻井工具示意图
Fig.1 Schematic diagram of drilling tool
2 大涡模拟
目前湍流的数值模拟方法主要有直接数值模拟方法(DNS)，雷诺平均法(RANS)和大涡模拟方法(LES)。自激振荡脉冲射流流场复杂，涉及流体的自激振荡、动态特性等多方面因素，各因素相互联系且共同影响着射流的性能。目前国内外对自激振荡流场特性的描述主要采用雷诺时均方法，对流场的脉动效应及动态特性研究较少。
湍流大涡模拟是介于雷诺平均方法和湍流直接数值模拟间的湍流数值计算方法，其基本思想是把包括脉动在内的湍流瞬时运动通过某种滤波方法分成大尺度运动和小尺度运动，大尺度运动通过求解微分方程直接求出，小尺度运动对大尺度运动的影响通过次网格模型来模拟［7-8］。因此，在复杂流动的模拟中可以得到很多雷诺时均方法无法获得的湍流运动的细微结构和流动图像，被广泛认为是一种非常有前景的湍流数值模拟方法。本文中利用大涡模拟对自吸环空流体式自激振荡脉冲射流进行数值仿真分析，更加深入地了解自激振荡射流流场的振荡特性及动态特征。
2.1 控制方程
目前LES模拟主要用于不可压缩流体，针对本次研究，选用连续性方程和N-S方程作为大涡模拟的基本控制方程:
式中，μt为亚网格湍流黏性力;
为亚网格湍流张量旋率;Ls为网格的混合长度;κ为常数;d为到最近的壁面的距离;V为计算单元的体积。
2.2 物理模型
基本假设:模拟时采用的流体介质为清水，且为不可压缩流体;水相为连续介质，其在空间有连续的速度、压力分布和等价的输运性质;与外界无热量交换，温度保持不变。
物理模型如图2所示。
图2 物理模型
Fig.2 Physical model
入口边界:考虑到室内破岩试验条件，取入口边界1处压力为15 MPa，入口边界2处压力为0 MPa。
出口边界:设为压力出口，压力为0 MPa。
壁面边界:壁面条件采用壁面函数法，固体表面采用无滑移边界条件。
基于自激振荡脉冲射流调制工具的结构特征，本次模拟采用局部加密的方式，将自激振荡腔室内的网格加密，以更好地观察流场变化。考虑到初始化时间、数值耗散以及计算精度等因素影响，压力速度耦合方式采用SIMPLEC算法，设置的计算时间步长为0.05 s，清水为流体介质，密度为1 000 kg/m3，动力黏度为1 g/(m·s)。
3 破岩试验装置
试验在中国石油大学(华东)高压水射流研究中心完成，试验装置见图3，试验用射流调制工具见图4。射流介质为清水，试验岩石为石英砂(白石英砂粒度0.3～0.6 mm，颗粒棱角尖锐，石英含量99%，密度3 100 kg/m3)与普通建筑水泥(GB175-2007:强度等级为42.5)按灰砂比1∶2.5混合制成，抗压强度8.7 MPa。射流冲击岩石时间设为120 s，射流喷距为3.3倍喷嘴出口直径。
图3 破岩试验装置示意图
Fig.3 Sketch map of rock-breaking experimental device
图4 调制工具装配图
Fig.4 Modulation tool assembly drawing
4 大涡模拟结果分析
图5 调制工具压力场分布
Fig.5 Pressure field distribution of modulation tool
图5(a)为自吸环空流体式自激振荡脉冲射流调制工具腔室内的压力分布(上喷嘴直径d1、下喷嘴直径d2、腔长L、腔径D、引入口位置H、引入口直径 d3、泵压 pp，d1=5 mm，d3/d1=1.2，d2/d1=1.8，D/d1=12，D/L=1.5，H/d1=0，pp=15 MPa)。从图 5(a)中可以看出，压力场可分为4个区:上喷嘴出口低压1区，中心汽化低压2区，边界负压3区和碰撞高压4区［12-13］。其中最关键的是2区，该区会形成一对压力呈周期性变化的涡环，对轴心处的射流中心形成周期性阻尼，在出口处产生流速脉动，同时该负压区保证了环空流体的引入。1区是由于中心涡环在腔室下游形成负压区，导致上喷嘴出口流速急剧上升，同时射流的加速促进了低压涡环的形成。腔室内流体进入空间较小的下喷嘴时，对来流产生阻挡作用，压力升高，形成了碰撞高压4区。将环空流体引入口堵住，腔室内的压力分布见图5(b)。与图5(a)对比可以发现，二者腔室内流体的自激振荡规律一致，但是出口流速和出口流速的平均值与脉动幅值差异显著(图6)。模拟研究结果还发现，如果射流调制工具结构参数不匹配(d1=6 mm，d3/d1=1，d2/d1=1.3，D/d1=10，D/L=1.7，H/d1=0，pp=15 MPa)，将会在引入口与腔室的连接处产生小的次生涡(图7)，次生涡的出现增加了额外的压力损失，对自激振荡脉冲射流产生抑制作用，使出口处流速脉动幅值明显减小(图6)。
图6 出口流速脉动情况
Fig.6 Exit velocity fluctuation
上述3种射流调制工具所调制出的射流破岩的试验结果见表1。表1数据证实了吸入环空流体强化脉冲射流性能的可行性，而且提示射流调制工具的结构因素对射流破岩效果影响显著，必须深入分析自吸环空流体式自激振荡脉冲射流的调制规律，避免不利结构。大涡模拟结果与试验结果一致，证明采用大涡模拟分析自激振荡式脉冲射流性能的方法可行。
图7 次生涡速度场
Fig.7 Secondary vortex velocity field
表1射流破岩试验结果(pp=15 MPa)
Table 1 Results of rock-breaking efficiency(pp=15 MPa)
5 性能优化
5.1 结果对比分析
数值计算和射流破岩试验结果(破岩深度为试验结果)见表2(d1=5 mm，D=60 mm，pp=15 MPa)。
表2 数值模拟与破岩试验结果
Table 2 Results of numerical simulation and lab experiment
采用统计学原理分析射流调制工具出口流速脉动值、出口压力脉动值、自激振荡腔室的下截面压力脉动值和下截面流速脉动值与破岩深度的对应关系，分析发现，射流调制工具出口流速脉动值与破岩深度之间具有显著的线性关系，出口压力脉动值和腔室内的下截面压力脉动值与破岩深度之间也存在一定的线性关系，但拟合效果较差，下截面流速脉动值与破岩深度之间线性关系不明显(图8，表3)。
图8 压力脉动及流速脉动与破岩深度的关系
Fig.8 Relationship between velocity fluctuation，pressure fluctuation and rock-breaking depth
表3 线性回归分析结果
Table 3 Results of linear regression analysis
5.2 结构优选
筛选确定了影响环空流体吸入式自激振荡脉冲射流调制工具的主要结构参数:下喷嘴直径d2、腔长L、腔径D、引入口位置H和引入口直径d3。以射流调制工具出口流速脉动值作为评价标准，选用L16(45)正交表进行试验［14］，对射流调制工具结构进行优选，模拟结果和射流破岩试验结果见表4。
表4 调制工具结构优选正交表(d1=5 mm，pp=15 MPa)
Table 4 Orthogonal table of structure optimization of modulation tool(d1=5 mm，pp=15 MPa)
对表4中的正交试验设计结果进行极差和方差分析，发现环空流体吸入式自激振荡脉冲射流调制工具的结构参数对考察指标(出口流速脉动和破岩深度)的影响规律一致，按照影响作用的大小，依次为下喷嘴直径d2、腔长L、开孔直径d3、开孔位置H和腔径D。依据正交试验的结果确定了脉冲射流调制工具的最优结构参数，该结构的出口流速脉动值和破岩深度均优于其他试验结果。数值计算结果与试验结果相吻合，证明采用大涡模拟与试验相结合的方式，以调制工具出口流速脉动值为优选标准优选调制工具的方法可行。
6 结论
(1)结构参数对射流性能影响显著，结构合理的吸入式自激振荡射流的性能明显优于非吸入式脉冲射流。
(2)射流速度的脉动值与破岩深度之间呈显著的线性相关，射流速度的脉动值越大，射流的破岩效果越好。
(3)以射流调制工具出口射流速度的脉动值作为优选标准，优选的射流调制工具的结构参数，其数值计算与试验结果吻合良好。
(4)所用的大涡模拟与试验研究相结合，优选自吸环空流体式自激振荡脉冲射流调制工具结构的方法可行，为实际技术的发展和类似射流调制工具的结构设计和优化提供了依据。
