壓裂球座結(jié)構優(yōu)化分析及耐沖蝕研究

鐘林，馮桂弘，朱和明，王國榮，陳文斌

（1.西南石油大學 機電工程學院，成都 610500；2.中石化石油工程技術研究院，北京 100020；3.川慶鉆探工程有限公司安全環(huán)保質(zhì)量監(jiān)督檢測研究院，成都 610000）

目前，針對低滲透油氣、致密油氣藏的開發(fā)，水平井鉆井技術是一種非常有效的開采手段，其在特殊油藏和非常規(guī)油氣藏中廣泛應用，比例高達60%。在非常規(guī)油藏中，由于低滲透油藏滲透率低、連通性差、開采難度大，比常規(guī)油藏產(chǎn)量低，因此需要對水平井實施分段壓裂措施[1-6]。作為水平井開發(fā)中實現(xiàn)穩(wěn)產(chǎn)、增產(chǎn)的重要一環(huán)，近年來，水平井分段壓裂工藝技術的發(fā)展十分迅速。其中，水平井裸眼封隔器分段壓裂技術，由于其施工簡便，工作流程簡單，能減小作業(yè)成本，且具有較高增產(chǎn)效率，因而應用極為廣泛[7-11]。該技術的核心工具在于投球滑套，其作用是建立油管柱和地層裂縫之間的流道，實現(xiàn)分段壓裂[12-13]。在實際工程中，由于井下高溫、高壓環(huán)境，含有大量支撐劑的壓裂液快速流動，會對球座錐形壁面產(chǎn)生強烈的沖擊、切削作用，使得壁面材料脫落，形成點蝕、裂縫、凹坑等缺陷，導致球座和投球之間的接觸區(qū)域無法實現(xiàn)有效密封，造成高壓流體漏失[14]。球座沖蝕磨損是形成分段壓裂失效的主要原因，開展球座沖蝕磨損研究十分有必要。

近年來，有不少針對投球滑套球座相關方面的研究。Kun Ding[15]通過Fluent 研究了0.3 mm 與0.8 mm粒徑的混合支撐劑顆粒對球座沖刷磨損的影響，得出了當0.3 mm 粒徑顆粒占比為20%時，球座的沖蝕率最低。Chao zheng[16]將球座材料表面氮化處理，并進行單元摩擦試驗，發(fā)現(xiàn)經(jīng)氣體氮化處理的球座具有更優(yōu)的耐磨性。向正新[17]研究了排量、顆粒濃度、粒徑、黏度對壓裂球座沖蝕分布的影響規(guī)律，并對球座結(jié)構進行了優(yōu)化。Nick Carrejo[18]研究了噴涂碳化鎢涂層與HSCM 材料球座的耐沖蝕性能，結(jié)果表明，碳化鎢與HSCM 間的結(jié)合強度優(yōu)于其他候選涂層，且該涂層的沖蝕率比鑄鐵更低。

綜上所述，國內(nèi)外對球座沖蝕的研究，大多集中在不同工況下球座的沖蝕失效機理分析[19-22]，以及通過表面改性手段提升球座的耐沖蝕性能[23-28]，針對將多涂層結(jié)合用于提升球座的耐沖蝕性能方面還鮮有研究。本文主要基于CFD 仿真手段，分析球座的沖蝕特性，改進結(jié)構，并通過試驗，探究了3 種不同表面材料下（有機涂層和碳化鎢雙涂層、噴涂碳化鎢涂層、硬質(zhì)合金涂層）球座的耐沖蝕性能，為壓裂球座耐沖蝕研究提供一定指導意義。

1 理論模型

1.1 沖蝕模型

在水平井分段壓裂實際工況中，壓裂液含砂體積比為5%～35%。由于本文主要研究固-液兩相流在流道內(nèi)對球座壁面的沖蝕現(xiàn)象，在不影響計算結(jié)果準確性的前提下，忽略固相顆粒間的相互碰撞作用。本次模擬采用Fluent 軟件中的離散相模型模擬流場運動，使用的沖蝕模型為Fluent 軟件自帶沖蝕模型，其沖蝕速率定義如下：

式中：pm˙ 為顆粒質(zhì)量流量；C(dp)為顆粒粒徑函數(shù)；α為顆粒路徑與壁面間沖擊角；f(α)為沖擊角函數(shù)；v為顆粒相對速度；b(v)為顆粒相對速度函數(shù)；Aface為壁面面積。

1.2 有限元模型建立

根據(jù)水平井分段壓裂技術的現(xiàn)場應用，建立符合實際工況的球座模型。其中投球滑套如圖1 所示，設計的球座結(jié)構如圖2 所示。其中，單錐角α=26°。

圖1 投球滑套Fig.1 Sliding sleeve sketch map

圖2 球座二維結(jié)構Fig.2 Two-dimensional structure of ball seat

1.3 邊界條件設置

參考相關現(xiàn)場壓裂實際工況，壓裂液排量范圍為2.5～4 m3/min，壓力 40～70 MPa，粒徑范圍 0.2～0.8 mm，粒子密度2000～2500 kg/m3。由此定義參數(shù)見表1。

表1 工況參數(shù)Tab.1 Working condition parameters

入口邊界設置為速度入口，v=Q/A=8.5 m/s。出口邊界設置為壓力出口，壓力大小為50 MPa。水力直徑D=4A/L=0.1 m。雷諾數(shù)Re=ρvd/μ=8.5×105>2000，為完全湍流。湍流強度I=0.16(Re)–1/8=2.9%。根據(jù)Forder[29]金屬壁面撞擊試驗，其切向和法向壁面恢復系數(shù)為：

2 仿真結(jié)果分析

2.1 沖蝕磨損分析

球座的沖蝕速率如圖3 所示。從整體上看，沖蝕磨損主要發(fā)生在左端錐面上，最大沖蝕速率發(fā)生在錐面與球座密封面交接處，其磨損率約為1.1×10–5kg/(m2·s)。球座沖蝕磨損的主要原因在于，錐段直徑的逐漸減少，導致固相顆粒在過流斷面上速度和濃度增加，動能增大，使得其在斜面導流作用下對錐面的撞擊與切削次數(shù)增多，沖擊力增強，因此錐面磨損嚴重。

圖3 球座沖蝕云圖Fig.3 Erosion cloud map of ball seat

2.2 結(jié)構優(yōu)化

在球座抗沖蝕磨損的結(jié)構優(yōu)化方面，通常研究不同錐面結(jié)構，以提高球座抗沖蝕磨損性能。因此，在不改變球座的總體尺寸上，將球座入口處的單錐面分成雙段錐面，其母線分別為A、B。在此基礎上，提出2 種改進方案：方案一，母線A與x軸夾角為α=15°，母線B與x軸之間的夾角為β=35°；方案二，母線A與x軸夾角為α=35°，母線B與x軸之間的夾角為β=15°。

由方案一優(yōu)化后的球座沖蝕模擬云圖（圖4a）可知，雖然將前錐面分成了雙段錐面，但是雙段錐面的下錐面處承受了主要的沖蝕作用。由于該區(qū)域緊挨球座與投球之間的密封面，當下錐面處被沖蝕破壞后，必然會對球座密封面產(chǎn)生沖蝕磨損，導致密封失效，引起滑套打開失敗，因此這種結(jié)構的優(yōu)化效果并不理想。從方案二優(yōu)化后的球座沖蝕云圖（圖4b）可知，球座結(jié)構由前錐面變成了雙錐面，沖蝕主要作用于雙錐面的上錐面。由于上錐面的導流作用，減少了固相顆粒對投球與球座之間接觸密封面產(chǎn)生的撞擊、切削作用，因此該結(jié)構達到了優(yōu)化的目的。

圖4 球座沖蝕云圖Fig.4 (a) Plan 1 and (b) plan 2 erosion cloud map of ball seat

3 試驗設計

以數(shù)值模擬中單錐球座和優(yōu)化后方案二雙錐面球座為原型，加工出相同結(jié)構的球座，通過室內(nèi)試驗，驗證兩者的沖蝕性能，并在此基礎上探究3 種材料球座的耐沖蝕性能，流程如圖5 所示。試驗設置的相應工況參數(shù)見表2。

圖5 沖蝕實驗流程Fig.5 Erosion experiment process

表2 沖蝕試驗參數(shù)Tab.2 Parameters of erosion experiment

4 球座沖蝕試驗結(jié)果

4.1 沖蝕試驗結(jié)果分析

沖蝕試驗之前，球座的宏觀形貌如圖6 所示。球座基體材質(zhì)為鎂鋁合金，各型號球座編號見表3，沖蝕不同時間后的宏觀形貌如圖7—11 所示。

表3 球座類型Tab.3 Types of ball seat

圖6 各球座未沖蝕前宏觀形貌Fig.6 Macro morphology of each ball seat before erosion

圖7 1 號球座（碳化鎢+有機涂層）Fig.7 No.1 ball seat (tungsten carbide + organic coating)

圖8 2 號球座（碳化鎢）Fig.8 No.2 ball seat (tungsten carbide)

圖9 3 號球座（硬質(zhì)合金）Fig.9 No.3 ball seat (carbide)

圖10 4 號球座（碳化鎢+有機涂層）Fig.10 No.4 ball seat (tungsten carbide + organic coating)

圖11 5 號球座（碳化鎢）Fig.11 No.5 ball seat (tungsten carbide)

由圖7 可知，1 號球座在排量Q=360 m3/h、含砂體積分數(shù)為30%條件下沖蝕40 h，入口處錐面的磨損情況相當嚴重，有機涂層及碳化鎢涂層幾乎完全脫落，坐封面（靠近球座底部）處出現(xiàn)破損。在0～28 h，球座入口處前錐面有機涂層逐漸脫落，暴露出碳化鎢涂層。碳化鎢涂層在高速流體的沖擊下迅速脫落，同時在重力的作用下形成凹坑。在28～40 h，隨著耐沖蝕性能的下降，基體材料在高速流體的沖擊下，凹坑逐漸消失，呈現(xiàn)出較平滑的表面。從16 h 開始，1 號球座坐封面涂層部分脫落，部分坐封面開始被沖蝕，導致密封性能降低。

由圖8 可知，2 號球座在排量Q=360 m3/h、含砂體積分數(shù)為30%條件下沖蝕20 h，入口處錐面的磨損情況嚴重，碳化鎢涂層幾乎完全脫落，坐封面被大量沖蝕。在0～20 h，碳化鎢涂層在高速流體的沖擊下迅速脫落，隨著耐沖蝕性能的下降，基體材料暴露在高速流體的沖擊下，沖蝕后呈現(xiàn)出較平滑的表面。從沖蝕4 h 后，2 號球座坐封面開始被沖蝕。當沖蝕時間為12 h 時，坐封面材料大量流失，導致密封性能降低。

由圖9 可知，3 號球座在排量Q=360 m3/h、含砂體積分數(shù)為30%條件下沖蝕40 h，入口處錐面的磨損情況嚴重，基體材料在高速流體的沖擊下，表面光滑無凹坑。在4～16 h，3 號球座坐封面開始被沖蝕。當沖蝕時間為32 h 時，坐封面被大量沖蝕，導致密封性能降低。

由圖10 可知，4 號球座在排量Q=360 m3/h、含砂體積分數(shù)為30%條件下沖蝕40 h，入口處錐面上部磨損情況較嚴重，有機涂層及碳化鎢涂層部分脫落。錐面下部磨損情況良好，有機涂層及碳化鎢涂層均未脫落，坐封面未出現(xiàn)沖蝕磨損。因此，該球座具有較強的密封能力。

由圖11 可知，5 號球座在排量Q=360 m3/h、含砂體積分數(shù)為30%條件下沖蝕40 h，入口處錐面的磨損情況相當嚴重，入口處錐面碳化鎢涂層幾乎完全脫落，坐封面幾乎被完全沖蝕，該球座的密封性降低。在0～28 h，碳化鎢涂層在高速流體的沖擊下逐漸脫落，上下錐面逐漸合并為一個錐面。隨著耐沖蝕性能的下降，基體材料暴露在高速流體的沖擊下，球座入口錐面呈現(xiàn)出較平滑的基體表面。從4 h 后，5 號球座坐封面涂層部分脫落，部分坐封面開始被沖蝕。當沖蝕時間為40 h 時，坐封面未被完全沖蝕掉，具有一定的密封性能。

球座的總質(zhì)量隨時間的損失情況以及損失率如圖12、13 所示。由圖12 可以看出，各個球座的質(zhì)量隨沖蝕時間延長，均呈線性下降。單錐結(jié)構球座1、2、3 號中，1 號雙涂層球座在絕大部分時間段的平均沖蝕率要低于3 號硬質(zhì)合金球座和2 號碳化鎢涂層球座。這說明雙涂層球座具有更優(yōu)異的耐沖蝕性能。由圖13 可以看出，在雙涂層球座1、4 號中，4 號球座在每個時間段內(nèi)的沖蝕磨損率要遠遠小于1 號球座。這是因為1 號球座入口錐面未分雙錐度，只采用了雙涂層，而4 號球座采用了雙涂層和雙錐度。同樣，在相同碳化鎢涂層情況下，5 號雙錐面球座較2 號單錐面球座而言，在每個時間段內(nèi)的沖蝕磨損率更低，同樣驗證了雙錐面結(jié)構具有更強的耐沖蝕性能。

圖12 球座總質(zhì)量隨時間的損失情況Fig.12 Loss of the total mass of the ball seat over time

圖13 球座的質(zhì)量損失速率Fig.13 Ball seat mass loss rate per unit time

4.2 球座通徑變化

結(jié)合球座通徑的實際變化（見圖14）和沖蝕形貌情況來看，本次試驗球座中，4 號球座在沖蝕時間達到40 h 后，坐封弧面處還保持較為完整的涂層，并且其通徑變化不大，保持了良好的球座坐封面完整度。

圖14 球座通徑變化Fig.14 Ball seat diameter change diagram

4.3 球座承壓試驗測試

4 號球座在沖蝕試驗中的抗沖蝕表現(xiàn)較優(yōu)，為了進一步探究其密封可靠性，在該球座沖蝕40 h 后，進行了密封及承壓性能測試。通過加壓泵加壓至70 MPa，驗證球座的密封及承壓性能，如圖15 所示。經(jīng)觀察，所測試球座沖蝕后，坐封面與憋壓球配合正常，穩(wěn)定未泄壓，密封性良好。

圖15 4 號球座承壓密封測試Fig.15 No.4 ball seat pressure sealing test

5 結(jié)論

1）通過數(shù)值模擬結(jié)果表明，球座的沖蝕磨損主要發(fā)生在前端錐面上，最大沖蝕速率發(fā)生在錐面與密封面交接處。

2）通過比較3 種不同表面材料球座的沖蝕試驗，發(fā)現(xiàn)采用雙涂層（有機涂層+碳化鎢涂層）的球座的耐沖蝕能力優(yōu)于碳化鎢涂層和硬質(zhì)合金球座。

3）設計雙錐面結(jié)構球座時，合理地選擇錐面角度，能夠有效提升球座耐沖蝕性能，否則會導致球座抗沖蝕性能下降。