2 300型固井車混配系統流場特性分析

雷靜希，李 歡，唐 維，李 鵬，范 松

(1.成都工業學院 智能制造學院，成都611730； 2.寶雞石油機械有限責任公司，陜西 寶雞 721002)

隨著油氣開發逐漸朝著深井、超深井的發展，優異的固井質量是確保鉆井安全和高效的關鍵環節，這對固井水泥漿在各個固井作業段位的密度穩定性提出了苛刻的要求[1]。現階段，鉆井作業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，混配系統作為固井車(撬)上的核心部件，其出口泥漿的性能直接決定了固井質量[2-3]。

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

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

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灰口，水泵將清水輸送至進水口，水和灰在高能混合器中預混之后進入混漿罐，攪拌器使預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，在增大混漿罐內的泥漿流動的同時，還進一步提高了高能混合器內的自吸能力，混配系統的泥漿密度通過二次混漿回路的密度計進行測量。混漿罐及高能混合器結構如圖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—循環泵；7—密度計。

1—進灰口；2—進水口；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 數值模型

混配系統主要由高能混合器、混漿罐2部分組成。通過對計算模型進行預評估，混配系統內流體的雷諾數均大于2×105，選用湍流模型進行計算[15-16]。

出于計算量的考慮，將高能混合器和混漿罐分別進行數值分析，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 粒子負載

定義離散相與連續相的慣性力的比值β為：

(1)

式中：αd、ρd為離散相體積分數與密度；αc、ρc為連續相體積分數與密度。

定義材料密度比γ為

(2)

對于混合器內部，按照氣固流動考慮，進灰口灰和空氣體積分數分別為0.4和0.6。對于混漿罐內部，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數分別為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，應進行氣、固、液三相流數值分析，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個旋轉部件，采用動參考系(MRF)及混合物(mixture)模型進行分析。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 仿真結果

在ANSYS平臺上對高能混合器模型進行簡化處理，利用自帶的FLUENT Meshing工具進行網格劃分，網格整體尺寸控制在50 mm，局部尺寸控制在2 mm。依據1.2.2節的仿真條件，在FLUENT中進行多相流穩態仿真，收斂之后得到高能混合器剖面灰相體積分數云圖，如圖3所示。

表1 混配系統邊界條件

圖3 各相體積分數云圖

由圖3可以看出，對于高能混合器，水和灰在內部混合較為均勻，水并未出現上返的情況。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數云圖如圖4a；灰相體積分數隨坐標x軸、y軸方向上的變化曲線如圖4b。

a 灰相體積分數云圖

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

通過對x軸、y軸方向灰相體積分數云圖求平均值，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據，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

設定旋轉速度為190 r/min，1#攪拌器旋轉方向為順時針，2#攪拌器旋轉方向為逆時針，穩態計算至收斂后，得到的垂向切面和2個泥漿出口的灰相體積分數云圖，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數隨坐標變化的趨勢，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，灰相體積分數值最低，此時的水泥漿質量較差。

圖6 混漿罐泥漿灰相體積分數云圖

圖7 出口面豎直方向特征數據

為提高固井水泥漿質量，以圖5所示的泥漿入口參數為前提條件，對混漿罐內的關鍵參數進行性能影響因子研究，探討出最優的槳葉型式、槳葉布局和攪拌參數。

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上進行變換，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數隨坐標變化趨勢，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的數據可以看出，對于混漿罐2個出口面，針對不同的槳葉型式，其出口灰相體積分數隨軸向坐標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數隨軸向坐標變化的趨勢，如圖10所示。

a 二次混漿吸入口

分析圖10的數據可以看出，對于混漿罐2個出口面，不同的上下槳葉間距，其出口灰相體積分數隨軸向坐標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數隨坐標變化的趨勢，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的數據可以看出，對于混漿罐2個出口面，不同槳葉與豎直方向的夾角，其出口灰相體積分數隨軸向坐標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流場混亂度、提高出口泥漿性能影響較小。

3.3 攪拌參數影響

3.3.1 旋轉方向

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數隨坐標變化的趨勢，如圖13所示。

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

表3 攪拌器旋轉工況

a 二次混漿吸入口

3.3.2 旋轉速度影響

以槳葉型式1的旋轉工況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數隨坐標變化趨勢，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，旋轉速度對泥漿混合效果的影響在于：旋轉速度在160～250 r/min，泥漿混合效果隨轉速提升而逐漸變好；超過250 r/min后，泵吸入口泥漿混合均勻性較高，且轉速的上升對于提高混漿質量并無幫助。因此，應將混漿罐槳葉轉速控制在250 r/min左右。

4 結論

1) 利用CFD技術，對固井車混配系統的流場特性進行研究，在一定程度上可降低固井車的設計風險、減少試驗投入、保障現場固井作業的質量。可為固井車的核心部件的正向設計提供一條新的思路。

2) 高能混合器對于混配系統的泥漿預混起著重要的作用，混合器出口灰相體積分數成帶狀分布，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，在設計和安裝時應以安裝和維護便利為前提。

3) 影響水泥漿混合關鍵因素在于槳葉的旋向以及槳葉的轉速，旋轉工況2的混合效果相對較好，混合效果最關鍵的在于槳葉轉速，現場作業時應控制在合理的范圍內。