2 300型固井車混配系統(tǒng)流場特性分析

雷靜希，李 歡，唐 維，李 鵬，范 松

(1.成都工業(yè)學(xué)院 智能制造學(xué)院，成都611730； 2.寶雞石油機械有限責(zé)任公司，陜西 寶雞 721002)

隨著油氣開發(fā)逐漸朝著深井、超深井的發(fā)展，優(yōu)異的固井質(zhì)量是確保鉆井安全和高效的關(guān)鍵環(huán)節(jié)，這對固井水泥漿在各個固井作業(yè)段位的密度穩(wěn)定性提出了苛刻的要求[1]。現(xiàn)階段，鉆井作業(yè)井場通常采用固井車(撬)單臺或多臺組合施工的形式開展固井作業(yè)，混配系統(tǒng)作為固井車(撬)上的核心部件，其出口泥漿的性能直接決定了固井質(zhì)量[2-3]。

固井車(撬)混配系統(tǒng)的設(shè)計技術(shù)已趨于成熟，國外以美國的哈里伯頓公司、道威爾公司，國內(nèi)以中石化四機石油機械有限公司、煙臺杰瑞石油服務(wù)集團(tuán)股份有限公司、山東科瑞石油裝備有限公司等為主要生產(chǎn)制造單位[4-8]。由于缺乏對混配系統(tǒng)各部件流場特性的理論分析，以及將混配系統(tǒng)作為整體進(jìn)行研究。國內(nèi)固井車(撬)混配系統(tǒng)的設(shè)計開發(fā)均以借鑒和現(xiàn)場試驗的基礎(chǔ)上開展的，針對不同形式或排量的混配系統(tǒng)需求時，往往要消耗大量的人力、物力開展現(xiàn)場試驗。為此，運用CFD技術(shù)進(jìn)行混配系統(tǒng)的流場特性研究，以此為基礎(chǔ)開展正向設(shè)計，對于油氣固井行業(yè)降本增效、提速保質(zhì)顯得尤為重要[9-14]。

本文以2 300型固井車混配系統(tǒng)為仿真模型，研究混配系統(tǒng)的流場特性，提高其性能，并對相關(guān)影響因子進(jìn)行仿真分析。

1 模型概述

1.1 工作原理

2 300型固井車泥漿混配系統(tǒng)原理如圖1。運灰車通過輸灰管道將水泥灰顆粒輸送至高能混合器進(jìn)灰口，水泵將清水輸送至進(jìn)水口，水和灰在高能混合器中預(yù)混之后進(jìn)入混漿罐，攪拌器使預(yù)混好的水泥漿混合更加均勻，混漿罐底部開有泵吸入口和二次混漿口2個接口。引入二次混漿的目的是利用循環(huán)泵的大流量，使泥漿再次高速通過高能混合器，在增大混漿罐內(nèi)的泥漿流動的同時，還進(jìn)一步提高了高能混合器內(nèi)的自吸能力，混配系統(tǒng)的泥漿密度通過二次混漿回路的密度計進(jìn)行測量?；鞚{罐及高能混合器結(jié)構(gòu)如圖2所示。

1—高能混合器；2—攪拌器；3—混漿罐；4—灌注泵；5—固井泵；6—循環(huán)泵；7—密度計。

1—進(jìn)灰口；2—進(jìn)水口；3—二次混漿吸入口；4—泵吸入口；5—2#攪拌器；6—1#攪拌器；7—二次混漿口。

1.2 數(shù)值模型

混配系統(tǒng)主要由高能混合器、混漿罐2部分組成。通過對計算模型進(jìn)行預(yù)評估，混配系統(tǒng)內(nèi)流體的雷諾數(shù)均大于2×105，選用湍流模型進(jìn)行計算[15-16]。

出于計算量的考慮，將高能混合器和混漿罐分別進(jìn)行數(shù)值分析，先分析高能混合器，然后以混合器泵吸入口水泥漿混合情況編寫UDF程序，作為初始條件，分析混漿罐流場。

1.2.1 粒子負(fù)載

定義離散相與連續(xù)相的慣性力的比值β為：

(1)

式中：αd、ρd為離散相體積分?jǐn)?shù)與密度；αc、ρc為連續(xù)相體積分?jǐn)?shù)與密度。

定義材料密度比γ為

(2)

對于混合器內(nèi)部，按照氣固流動考慮，進(jìn)灰口灰和空氣體積分?jǐn)?shù)分別為0.4和0.6。對于混漿罐內(nèi)部，按照液固流動考慮，以水泥漿密度1 950 kg/m3，計算得到灰和水相體積分?jǐn)?shù)分別為0.44和0.56。

氣體密度ρair=1.225 kg/m3，清水密度ρwater=1 000 kg/m3，水泥灰密度ρdust=3 150 kg/m3。計算顆粒之間的平均距離為

(3)

1.2.2 仿真條件

對于高能混合器，應(yīng)進(jìn)行氣、固、液三相流數(shù)值分析，考慮到稠密離散相模型消耗的計算量過大，水泥灰顆粒用流體替代，并選用歐拉多相流模型。對于混漿罐，涉及到2個旋轉(zhuǎn)部件，采用動參考系(MRF)及混合物(mixture)模型進(jìn)行分析。仿真選用SSTk-w湍流模型。考慮灰的顆粒屬性，粒子直徑為50 μm，粒子動力黏度為0.3 kg/(m·s)。仿真邊界條件如表1所示。

2 仿真結(jié)果

在ANSYS平臺上對高能混合器模型進(jìn)行簡化處理，利用自帶的FLUENT Meshing工具進(jìn)行網(wǎng)格劃分，網(wǎng)格整體尺寸控制在50 mm，局部尺寸控制在2 mm。依據(jù)1.2.2節(jié)的仿真條件，在FLUENT中進(jìn)行多相流穩(wěn)態(tài)仿真，收斂之后得到高能混合器剖面灰相體積分?jǐn)?shù)云圖，如圖3所示。

表1 混配系統(tǒng)邊界條件

圖3 各相體積分?jǐn)?shù)云圖

由圖3可以看出，對于高能混合器，水和灰在內(nèi)部混合較為均勻，水并未出現(xiàn)上返的情況。水灰混合之后通過混合器上的擋板和套筒共同作用，流到攪拌罐泵吸入口。

泵吸入口灰相體積分?jǐn)?shù)云圖如圖4a；灰相體積分?jǐn)?shù)隨坐標(biāo)x軸、y軸方向上的變化曲線如圖4b。

a 灰相體積分?jǐn)?shù)云圖

由圖4可以看出，由于擋板的作用，灰相呈環(huán)狀分布。提取泵吸入口截面軸向灰相特征數(shù)據(jù)作為混漿罐入口環(huán)狀分布的依據(jù)。

通過對x軸、y軸方向灰相體積分?jǐn)?shù)云圖求平均值，抽取混漿罐流體模型后，增加入口邊界面，利用高能混合器出口灰相特征數(shù)據(jù)，在UDF中建立混漿罐入口灰相分布云圖，如圖5所示。

圖5 混漿罐邊界條件

設(shè)定旋轉(zhuǎn)速度為190 r/min，1#攪拌器旋轉(zhuǎn)方向為順時針，2#攪拌器旋轉(zhuǎn)方向為逆時針，穩(wěn)態(tài)計算至收斂后，得到的垂向切面和2個泥漿出口的灰相體積分?jǐn)?shù)云圖，如圖6所示。

由圖6可知，攪拌罐灰相分布整體較為均勻，但在2個泥漿出口豎直方向的上部呈現(xiàn)了明顯的分布不均勻。

以出口面豎直方向中軸線為特征線，分析特征線上的相體積分?jǐn)?shù)隨坐標(biāo)變化的趨勢，如圖7所示。

由圖7可知，在二次混漿吸入口垂向位置位于-0.05 m處，由于混漿罐混合均勻性不好，灰相體積分?jǐn)?shù)值最低，此時的水泥漿質(zhì)量較差。

圖6 混漿罐泥漿灰相體積分?jǐn)?shù)云圖

圖7 出口面豎直方向特征數(shù)據(jù)

為提高固井水泥漿質(zhì)量，以圖5所示的泥漿入口參數(shù)為前提條件，對混漿罐內(nèi)的關(guān)鍵參數(shù)進(jìn)行性能影響因子研究，探討出最優(yōu)的槳葉型式、槳葉布局和攪拌參數(shù)。

3 性能影響因子

3.1 槳葉型式影響

槳葉型式如圖8所示。型式1為原有槳葉，分為上槳葉和下槳葉，上槳葉為帶弧度葉片，與軸垂直安裝；下槳葉為直葉片，與軸成一定角度安裝。本文在原有槳葉型式的基礎(chǔ)上進(jìn)行變換，形成另外3種槳葉型式。

其余仿真條件不變，迭代至收斂后，得到混漿罐2個出口面豎直方向中軸線上的灰相體積分?jǐn)?shù)隨坐標(biāo)變化趨勢，如圖9所示。

圖8 槳葉型式示意

a 二次混漿吸入口

分析圖9的數(shù)據(jù)可以看出，對于混漿罐2個出口面，針對不同的槳葉型式，其出口灰相體積分?jǐn)?shù)隨軸向坐標(biāo)變化的趨勢基本保持一致。因此，槳葉型式對于增大混漿罐內(nèi)流場混亂度、提高出口泥漿性能影響較小。

3.2 槳葉布局影響

3.2.1 槳葉間距

槳葉型式1其上、下槳葉中心間距為95 mm，取25、65、150 、200 mm 4種槳葉間距，其余仿真條件不變，迭代至收斂，得到混漿罐泵吸入口和二次混漿吸入口面豎直方向中軸線上的灰相體積分?jǐn)?shù)隨軸向坐標(biāo)變化的趨勢，如圖10所示。

a 二次混漿吸入口

分析圖10的數(shù)據(jù)可以看出，對于混漿罐2個出口面，不同的上下槳葉間距，其出口灰相體積分?jǐn)?shù)隨軸向坐標(biāo)變化的趨勢基本保持一致。因此，槳葉間距對于增大混漿罐內(nèi)流場混亂度、提高出口泥漿性能影響較小。

3.2.2 槳葉角度

攪拌器槳葉與垂直軸的角度如圖11所示。2個槳葉的角度相反且α、β均為10°。以槳葉型式1為例，在槳葉與混漿罐側(cè)壁不干涉的前提下，對如表2所示的4組角度分別研究槳葉角度對攪拌效果的影響。

其余仿真條件不變，迭代至收斂，得到混漿罐泵吸入口和二次混漿吸入口面豎直方向中軸線上灰相體積分?jǐn)?shù)隨坐標(biāo)變化的趨勢，如圖12所示。

圖11 槳葉角度示意

表2 槳葉角度 (°)

a 二次混漿吸入口

分析圖12的數(shù)據(jù)可以看出，對于混漿罐2個出口面，不同槳葉與豎直方向的夾角，其出口灰相體積分?jǐn)?shù)隨軸向坐標(biāo)變化的趨勢基本保持一致。因此，槳葉角度對于增大混漿罐內(nèi)流場混亂度、提高出口泥漿性能影響較小。

3.3 攪拌參數(shù)影響

3.3.1 旋轉(zhuǎn)方向

以槳葉型式1為例，在槳葉布局不變的前提下，對表3所示的3種攪拌器旋向工況進(jìn)行分析，得到混漿罐泵吸入口和二次混漿吸入口面豎直方向中軸線上灰相體積分?jǐn)?shù)隨坐標(biāo)變化的趨勢，如圖13所示。

分析圖13的數(shù)據(jù)可以看出，對于混漿罐2個出口面，不同槳葉旋轉(zhuǎn)工況，其出口灰相體積分?jǐn)?shù)隨軸向坐標(biāo)變化的趨勢基本保持一致。在旋轉(zhuǎn)工況2下，泵吸入口在坐標(biāo)軸-0.05 m附近下降最小，其原因在于該工況下混漿罐內(nèi)流場混亂度更大，此時泥漿混合性能相對較好。

表3 攪拌器旋轉(zhuǎn)工況

a 二次混漿吸入口

3.3.2 旋轉(zhuǎn)速度影響

以槳葉型式1的旋轉(zhuǎn)工況2為例，在槳葉布局不變的前提下，取160、190、220、250、280、300 r/min 6種轉(zhuǎn)速，研究混漿罐上的泵吸入口和二次混漿吸入口面豎直方向中軸線上的灰相體積分?jǐn)?shù)隨坐標(biāo)變化趨勢，如圖14所示。

a 二次混漿吸入口

由圖14可以看出，槳葉處于旋向工況2時，旋轉(zhuǎn)速度對泥漿混合效果的影響在于：旋轉(zhuǎn)速度在160～250 r/min，泥漿混合效果隨轉(zhuǎn)速提升而逐漸變好；超過250 r/min后，泵吸入口泥漿混合均勻性較高，且轉(zhuǎn)速的上升對于提高混漿質(zhì)量并無幫助。因此，應(yīng)將混漿罐槳葉轉(zhuǎn)速控制在250 r/min左右。

4 結(jié)論

1) 利用CFD技術(shù)，對固井車混配系統(tǒng)的流場特性進(jìn)行研究，在一定程度上可降低固井車的設(shè)計風(fēng)險、減少試驗投入、保障現(xiàn)場固井作業(yè)的質(zhì)量。可為固井車的核心部件的正向設(shè)計提供一條新的思路。

2) 高能混合器對于混配系統(tǒng)的泥漿預(yù)混起著重要的作用，混合器出口灰相體積分?jǐn)?shù)成帶狀分布，且沿著軸向方向向外逐漸增大。攪拌器槳葉型式、上下槳葉間距，以及槳葉與豎直方向的夾角對于混漿罐混合效果影響并不大，在設(shè)計和安裝時應(yīng)以安裝和維護(hù)便利為前提。

3) 影響水泥漿混合關(guān)鍵因素在于槳葉的旋向以及槳葉的轉(zhuǎn)速，旋轉(zhuǎn)工況2的混合效果相對較好，混合效果最關(guān)鍵的在于槳葉轉(zhuǎn)速，現(xiàn)場作業(yè)時應(yīng)控制在合理的范圍內(nèi)。