2 300型固井车混配系统流场特性分析

雷静希，李 欢，唐 维，李 鹏，范 松

(1.成都工业学院 智能制造学院，成都611730； 2.宝鸡石油机械有限责任公司，陕西 宝鸡 721002)

随着油气开发逐渐朝着深井、超深井的发展，优异的固井质量是确保钻井安全和高效的关键环节，这对固井水泥浆在各个固井作业段位的密度稳定性提出了苛刻的要求[1]。现阶段，钻井作业井场通常采用固井车(撬)单台或多台组合施工的形式开展固井作业，混配系统作为固井车(撬)上的核心部件，其出口泥浆的性能直接决定了固井质量[2-3]。

固井车(撬)混配系统的设计技术已趋于成熟，国外以美国的哈里伯顿公司、道威尔公司，国内以中石化四机石油机械有限公司、烟台杰瑞石油服务集团股份有限公司、山东科瑞石油装备有限公司等为主要生产制造单位[4-8]。由于缺乏对混配系统各部件流场特性的理论分析，以及将混配系统作为整体进行研究。国内固井车(撬)混配系统的设计开发均以借鉴和现场试验的基础上开展的，针对不同形式或排量的混配系统需求时，往往要消耗大量的人力、物力开展现场试验。为此，运用CFD技术进行混配系统的流场特性研究，以此为基础开展正向设计，对于油气固井行业降本增效、提速保质显得尤为重要[9-14]。

本文以2 300型固井车混配系统为仿真模型，研究混配系统的流场特性，提高其性能，并对相关影响因子进行仿真分析。

1 模型概述

1.1 工作原理

2 300型固井车泥浆混配系统原理如图1。运灰车通过输灰管道将水泥灰颗粒输送至高能混合器进灰口，水泵将清水输送至进水口，水和灰在高能混合器中预混之后进入混浆罐，搅拌器使预混好的水泥浆混合更加均匀，混浆罐底部开有泵吸入口和二次混浆口2个接口。引入二次混浆的目的是利用循环泵的大流量，使泥浆再次高速通过高能混合器，在增大混浆罐内的泥浆流动的同时，还进一步提高了高能混合器内的自吸能力，混配系统的泥浆密度通过二次混浆回路的密度计进行测量。混浆罐及高能混合器结构如图2所示。

1—高能混合器；2—搅拌器；3—混浆罐；4—灌注泵；5—固井泵；6—循环泵；7—密度计。

1—进灰口；2—进水口；3—二次混浆吸入口；4—泵吸入口；5—2#搅拌器；6—1#搅拌器；7—二次混浆口。

1.2 数值模型

混配系统主要由高能混合器、混浆罐2部分组成。通过对计算模型进行预评估，混配系统内流体的雷诺数均大于2×105，选用湍流模型进行计算[15-16]。

出于计算量的考虑，将高能混合器和混浆罐分别进行数值分析，先分析高能混合器，然后以混合器泵吸入口水泥浆混合情况编写UDF程序，作为初始条件，分析混浆罐流场。

1.2.1 粒子负载

定义离散相与连续相的惯性力的比值β为：

(1)

式中：αd、ρd为离散相体积分数与密度；αc、ρc为连续相体积分数与密度。

定义材料密度比γ为

(2)

对于混合器内部，按照气固流动考虑，进灰口灰和空气体积分数分别为0.4和0.6。对于混浆罐内部，按照液固流动考虑，以水泥浆密度1 950 kg/m3，计算得到灰和水相体积分数分别为0.44和0.56。

气体密度ρair=1.225 kg/m3，清水密度ρwater=1 000 kg/m3，水泥灰密度ρdust=3 150 kg/m3。计算颗粒之间的平均距离为

(3)

1.2.2 仿真条件

对于高能混合器，应进行气、固、液三相流数值分析，考虑到稠密离散相模型消耗的计算量过大，水泥灰颗粒用流体替代，并选用欧拉多相流模型。对于混浆罐，涉及到2个旋转部件，采用动参考系(MRF)及混合物(mixture)模型进行分析。仿真选用SSTk-w湍流模型。考虑灰的颗粒属性，粒子直径为50 μm，粒子动力黏度为0.3 kg/(m·s)。仿真边界条件如表1所示。

2 仿真结果

在ANSYS平台上对高能混合器模型进行简化处理，利用自带的FLUENT Meshing工具进行网格划分，网格整体尺寸控制在50 mm，局部尺寸控制在2 mm。依据1.2.2节的仿真条件，在FLUENT中进行多相流稳态仿真，收敛之后得到高能混合器剖面灰相体积分数云图，如图3所示。

表1 混配系统边界条件

图3 各相体积分数云图

由图3可以看出，对于高能混合器，水和灰在内部混合较为均匀，水并未出现上返的情况。水灰混合之后通过混合器上的挡板和套筒共同作用，流到搅拌罐泵吸入口。

泵吸入口灰相体积分数云图如图4a；灰相体积分数随坐标x轴、y轴方向上的变化曲线如图4b。

a 灰相体积分数云图

由图4可以看出，由于挡板的作用，灰相呈环状分布。提取泵吸入口截面轴向灰相特征数据作为混浆罐入口环状分布的依据。

通过对x轴、y轴方向灰相体积分数云图求平均值，抽取混浆罐流体模型后，增加入口边界面，利用高能混合器出口灰相特征数据，在UDF中建立混浆罐入口灰相分布云图，如图5所示。

图5 混浆罐边界条件

设定旋转速度为190 r/min，1#搅拌器旋转方向为顺时针，2#搅拌器旋转方向为逆时针，稳态计算至收敛后，得到的垂向切面和2个泥浆出口的灰相体积分数云图，如图6所示。

由图6可知，搅拌罐灰相分布整体较为均匀，但在2个泥浆出口竖直方向的上部呈现了明显的分布不均匀。

以出口面竖直方向中轴线为特征线，分析特征线上的相体积分数随坐标变化的趋势，如图7所示。

由图7可知，在二次混浆吸入口垂向位置位于-0.05 m处，由于混浆罐混合均匀性不好，灰相体积分数值最低，此时的水泥浆质量较差。

图6 混浆罐泥浆灰相体积分数云图

图7 出口面竖直方向特征数据

为提高固井水泥浆质量，以图5所示的泥浆入口参数为前提条件，对混浆罐内的关键参数进行性能影响因子研究，探讨出最优的桨叶型式、桨叶布局和搅拌参数。

3 性能影响因子

3.1 桨叶型式影响

桨叶型式如图8所示。型式1为原有桨叶，分为上桨叶和下桨叶，上桨叶为带弧度叶片，与轴垂直安装；下桨叶为直叶片，与轴成一定角度安装。本文在原有桨叶型式的基础上进行变换，形成另外3种桨叶型式。

其余仿真条件不变，迭代至收敛后，得到混浆罐2个出口面竖直方向中轴线上的灰相体积分数随坐标变化趋势，如图9所示。

图8 桨叶型式示意

a 二次混浆吸入口

分析图9的数据可以看出，对于混浆罐2个出口面，针对不同的桨叶型式，其出口灰相体积分数随轴向坐标变化的趋势基本保持一致。因此，桨叶型式对于增大混浆罐内流场混乱度、提高出口泥浆性能影响较小。

3.2 桨叶布局影响

3.2.1 桨叶间距

桨叶型式1其上、下桨叶中心间距为95 mm，取25、65、150 、200 mm 4种桨叶间距，其余仿真条件不变，迭代至收敛，得到混浆罐泵吸入口和二次混浆吸入口面竖直方向中轴线上的灰相体积分数随轴向坐标变化的趋势，如图10所示。

a 二次混浆吸入口

分析图10的数据可以看出，对于混浆罐2个出口面，不同的上下桨叶间距，其出口灰相体积分数随轴向坐标变化的趋势基本保持一致。因此，桨叶间距对于增大混浆罐内流场混乱度、提高出口泥浆性能影响较小。

3.2.2 桨叶角度

搅拌器桨叶与垂直轴的角度如图11所示。2个桨叶的角度相反且α、β均为10°。以桨叶型式1为例，在桨叶与混浆罐侧壁不干涉的前提下，对如表2所示的4组角度分别研究桨叶角度对搅拌效果的影响。

其余仿真条件不变，迭代至收敛，得到混浆罐泵吸入口和二次混浆吸入口面竖直方向中轴线上灰相体积分数随坐标变化的趋势，如图12所示。

图11 桨叶角度示意

表2 桨叶角度 (°)

a 二次混浆吸入口

分析图12的数据可以看出，对于混浆罐2个出口面，不同桨叶与竖直方向的夹角，其出口灰相体积分数随轴向坐标变化的趋势基本保持一致。因此，桨叶角度对于增大混浆罐内流场混乱度、提高出口泥浆性能影响较小。

3.3 搅拌参数影响

3.3.1 旋转方向

以桨叶型式1为例，在桨叶布局不变的前提下，对表3所示的3种搅拌器旋向工况进行分析，得到混浆罐泵吸入口和二次混浆吸入口面竖直方向中轴线上灰相体积分数随坐标变化的趋势，如图13所示。

分析图13的数据可以看出，对于混浆罐2个出口面，不同桨叶旋转工况，其出口灰相体积分数随轴向坐标变化的趋势基本保持一致。在旋转工况2下，泵吸入口在坐标轴-0.05 m附近下降最小，其原因在于该工况下混浆罐内流场混乱度更大，此时泥浆混合性能相对较好。

表3 搅拌器旋转工况

a 二次混浆吸入口

3.3.2 旋转速度影响

以桨叶型式1的旋转工况2为例，在桨叶布局不变的前提下，取160、190、220、250、280、300 r/min 6种转速，研究混浆罐上的泵吸入口和二次混浆吸入口面竖直方向中轴线上的灰相体积分数随坐标变化趋势，如图14所示。

a 二次混浆吸入口

由图14可以看出，桨叶处于旋向工况2时，旋转速度对泥浆混合效果的影响在于：旋转速度在160～250 r/min，泥浆混合效果随转速提升而逐渐变好；超过250 r/min后，泵吸入口泥浆混合均匀性较高，且转速的上升对于提高混浆质量并无帮助。因此，应将混浆罐桨叶转速控制在250 r/min左右。

4 结论

1) 利用CFD技术，对固井车混配系统的流场特性进行研究，在一定程度上可降低固井车的设计风险、减少试验投入、保障现场固井作业的质量。可为固井车的核心部件的正向设计提供一条新的思路。

2) 高能混合器对于混配系统的泥浆预混起着重要的作用，混合器出口灰相体积分数成带状分布，且沿着轴向方向向外逐渐增大。搅拌器桨叶型式、上下桨叶间距，以及桨叶与竖直方向的夹角对于混浆罐混合效果影响并不大，在设计和安装时应以安装和维护便利为前提。

3) 影响水泥浆混合关键因素在于桨叶的旋向以及桨叶的转速，旋转工况2的混合效果相对较好，混合效果最关键的在于桨叶转速，现场作业时应控制在合理的范围内。