压裂球座结构优化分析及耐冲蚀研究

2021-07-03钟林冯桂弘朱和明王国荣陈文斌

表面技术 2021年6期

钟林，冯桂弘，朱和明，王国荣，陈文斌

（1.西南石油大学机电工程学院，成都 610500；2.中石化石油工程技术研究院，北京 100020；3.川庆钻探工程有限公司安全环保质量监督检测研究院，成都 610000）

目前，针对低渗透油气、致密油气藏的开发，水平井钻井技术是一种非常有效的开采手段，其在特殊油藏和非常规油气藏中广泛应用，比例高达60%。在非常规油藏中，由于低渗透油藏渗透率低、连通性差、开采难度大，比常规油藏产量低，因此需要对水平井实施分段压裂措施[1-6]。作为水平井开发中实现稳产、增产的重要一环，近年来，水平井分段压裂工艺技术的发展十分迅速。其中，水平井裸眼封隔器分段压裂技术，由于其施工简便，工作流程简单，能减小作业成本，且具有较高增产效率，因而应用极为广泛[7-11]。该技术的核心工具在于投球滑套，其作用是建立油管柱和地层裂缝之间的流道，实现分段压裂[12-13]。在实际工程中，由于井下高温、高压环境，含有大量支撑剂的压裂液快速流动，会对球座锥形壁面产生强烈的冲击、切削作用，使得壁面材料脱落，形成点蚀、裂缝、凹坑等缺陷，导致球座和投球之间的接触区域无法实现有效密封，造成高压流体漏失[14]。球座冲蚀磨损是形成分段压裂失效的主要原因，开展球座冲蚀磨损研究十分有必要。

近年来，有不少针对投球滑套球座相关方面的研究。Kun Ding[15]通过Fluent 研究了0.3 mm 与0.8 mm粒径的混合支撑剂颗粒对球座冲刷磨损的影响，得出了当0.3 mm 粒径颗粒占比为20%时，球座的冲蚀率最低。Chao zheng[16]将球座材料表面氮化处理，并进行单元摩擦试验，发现经气体氮化处理的球座具有更优的耐磨性。向正新[17]研究了排量、颗粒浓度、粒径、黏度对压裂球座冲蚀分布的影响规律，并对球座结构进行了优化。Nick Carrejo[18]研究了喷涂碳化钨涂层与HSCM 材料球座的耐冲蚀性能，结果表明，碳化钨与HSCM 间的结合强度优于其他候选涂层，且该涂层的冲蚀率比铸铁更低。

综上所述，国内外对球座冲蚀的研究，大多集中在不同工况下球座的冲蚀失效机理分析[19-22]，以及通过表面改性手段提升球座的耐冲蚀性能[23-28]，针对将多涂层结合用于提升球座的耐冲蚀性能方面还鲜有研究。本文主要基于CFD 仿真手段，分析球座的冲蚀特性，改进结构，并通过试验，探究了3 种不同表面材料下（有机涂层和碳化钨双涂层、喷涂碳化钨涂层、硬质合金涂层）球座的耐冲蚀性能，为压裂球座耐冲蚀研究提供一定指导意义。

1 理论模型

1.1 冲蚀模型

在水平井分段压裂实际工况中，压裂液含砂体积比为5%～35%。由于本文主要研究固-液两相流在流道内对球座壁面的冲蚀现象，在不影响计算结果准确性的前提下，忽略固相颗粒间的相互碰撞作用。本次模拟采用Fluent 软件中的离散相模型模拟流场运动，使用的冲蚀模型为Fluent 软件自带冲蚀模型，其冲蚀速率定义如下：

式中：pm˙ 为颗粒质量流量；C(dp)为颗粒粒径函数；α为颗粒路径与壁面间冲击角；f(α)为冲击角函数；v为颗粒相对速度；b(v)为颗粒相对速度函数；Aface为壁面面积。

1.2 有限元模型建立

根据水平井分段压裂技术的现场应用，建立符合实际工况的球座模型。其中投球滑套如图1 所示，设计的球座结构如图2 所示。其中，单锥角α=26°。

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

图2 球座二维结构Fig.2 Two-dimensional structure of ball seat

1.3 边界条件设置

参考相关现场压裂实际工况，压裂液排量范围为2.5～4 m3/min，压力 40～70 MPa，粒径范围 0.2～0.8 mm，粒子密度2000～2500 kg/m3。由此定义参数见表1。

表1 工况参数Tab.1 Working condition parameters

入口边界设置为速度入口，v=Q/A=8.5 m/s。出口边界设置为压力出口，压力大小为50 MPa。水力直径D=4A/L=0.1 m。雷诺数Re=ρvd/μ=8.5×105>2000，为完全湍流。湍流强度I=0.16(Re)–1/8=2.9%。根据Forder[29]金属壁面撞击试验，其切向和法向壁面恢复系数为：

2 仿真结果分析

2.1 冲蚀磨损分析

球座的冲蚀速率如图3 所示。从整体上看，冲蚀磨损主要发生在左端锥面上，最大冲蚀速率发生在锥面与球座密封面交接处，其磨损率约为1.1×10–5kg/(m2·s)。球座冲蚀磨损的主要原因在于，锥段直径的逐渐减少，导致固相颗粒在过流断面上速度和浓度增加，动能增大，使得其在斜面导流作用下对锥面的撞击与切削次数增多，冲击力增强，因此锥面磨损严重。

图3 球座冲蚀云图Fig.3 Erosion cloud map of ball seat

2.2 结构优化

在球座抗冲蚀磨损的结构优化方面，通常研究不同锥面结构，以提高球座抗冲蚀磨损性能。因此，在不改变球座的总体尺寸上，将球座入口处的单锥面分成双段锥面，其母线分别为A、B。在此基础上，提出2 种改进方案：方案一，母线A与x轴夹角为α=15°，母线B与x轴之间的夹角为β=35°；方案二，母线A与x轴夹角为α=35°，母线B与x轴之间的夹角为β=15°。

由方案一优化后的球座冲蚀模拟云图（图4a）可知，虽然将前锥面分成了双段锥面，但是双段锥面的下锥面处承受了主要的冲蚀作用。由于该区域紧挨球座与投球之间的密封面，当下锥面处被冲蚀破坏后，必然会对球座密封面产生冲蚀磨损，导致密封失效，引起滑套打开失败，因此这种结构的优化效果并不理想。从方案二优化后的球座冲蚀云图（图4b）可知，球座结构由前锥面变成了双锥面，冲蚀主要作用于双锥面的上锥面。由于上锥面的导流作用，减少了固相颗粒对投球与球座之间接触密封面产生的撞击、切削作用，因此该结构达到了优化的目的。

图4 球座冲蚀云图Fig.4 (a) Plan 1 and (b) plan 2 erosion cloud map of ball seat

3 试验设计

以数值模拟中单锥球座和优化后方案二双锥面球座为原型，加工出相同结构的球座，通过室内试验，验证两者的冲蚀性能，并在此基础上探究3 种材料球座的耐冲蚀性能，流程如图5 所示。试验设置的相应工况参数见表2。

图5 冲蚀实验流程Fig.5 Erosion experiment process

表2 冲蚀试验参数Tab.2 Parameters of erosion experiment

4 球座冲蚀试验结果

4.1 冲蚀试验结果分析

冲蚀试验之前，球座的宏观形貌如图6 所示。球座基体材质为镁铝合金，各型号球座编号见表3，冲蚀不同时间后的宏观形貌如图7—11 所示。

表3 球座类型Tab.3 Types of ball seat

图6 各球座未冲蚀前宏观形貌Fig.6 Macro morphology of each ball seat before erosion

图7 1 号球座（碳化钨+有机涂层）Fig.7 No.1 ball seat (tungsten carbide + organic coating)

图8 2 号球座（碳化钨）Fig.8 No.2 ball seat (tungsten carbide)

图9 3 号球座（硬质合金）Fig.9 No.3 ball seat (carbide)

图10 4 号球座（碳化钨+有机涂层）Fig.10 No.4 ball seat (tungsten carbide + organic coating)

图11 5 号球座（碳化钨）Fig.11 No.5 ball seat (tungsten carbide)

由图7 可知，1 号球座在排量Q=360 m³/h、含砂体积分数为30%条件下冲蚀40 h，入口处锥面的磨损情况相当严重，有机涂层及碳化钨涂层几乎完全脱落，坐封面（靠近球座底部）处出现破损。在0～28 h，球座入口处前锥面有机涂层逐渐脱落，暴露出碳化钨涂层。碳化钨涂层在高速流体的冲击下迅速脱落，同时在重力的作用下形成凹坑。在28～40 h，随着耐冲蚀性能的下降，基体材料在高速流体的冲击下，凹坑逐渐消失，呈现出较平滑的表面。从16 h 开始，1 号球座坐封面涂层部分脱落，部分坐封面开始被冲蚀，导致密封性能降低。

由图8 可知，2 号球座在排量Q=360 m³/h、含砂体积分数为30%条件下冲蚀20 h，入口处锥面的磨损情况严重，碳化钨涂层几乎完全脱落，坐封面被大量冲蚀。在0～20 h，碳化钨涂层在高速流体的冲击下迅速脱落，随着耐冲蚀性能的下降，基体材料暴露在高速流体的冲击下，冲蚀后呈现出较平滑的表面。从冲蚀4 h 后，2 号球座坐封面开始被冲蚀。当冲蚀时间为12 h 时，坐封面材料大量流失，导致密封性能降低。

由图9 可知，3 号球座在排量Q=360 m³/h、含砂体积分数为30%条件下冲蚀40 h，入口处锥面的磨损情况严重，基体材料在高速流体的冲击下，表面光滑无凹坑。在4～16 h，3 号球座坐封面开始被冲蚀。当冲蚀时间为32 h 时，坐封面被大量冲蚀，导致密封性能降低。

由图10 可知，4 号球座在排量Q=360 m³/h、含砂体积分数为30%条件下冲蚀40 h，入口处锥面上部磨损情况较严重，有机涂层及碳化钨涂层部分脱落。锥面下部磨损情况良好，有机涂层及碳化钨涂层均未脱落，坐封面未出现冲蚀磨损。因此，该球座具有较强的密封能力。

由图11 可知，5 号球座在排量Q=360 m³/h、含砂体积分数为30%条件下冲蚀40 h，入口处锥面的磨损情况相当严重，入口处锥面碳化钨涂层几乎完全脱落，坐封面几乎被完全冲蚀，该球座的密封性降低。在0～28 h，碳化钨涂层在高速流体的冲击下逐渐脱落，上下锥面逐渐合并为一个锥面。随着耐冲蚀性能的下降，基体材料暴露在高速流体的冲击下，球座入口锥面呈现出较平滑的基体表面。从4 h 后，5 号球座坐封面涂层部分脱落，部分坐封面开始被冲蚀。当冲蚀时间为40 h 时，坐封面未被完全冲蚀掉，具有一定的密封性能。

球座的总质量随时间的损失情况以及损失率如图12、13 所示。由图12 可以看出，各个球座的质量随冲蚀时间延长，均呈线性下降。单锥结构球座1、2、3 号中，1 号双涂层球座在绝大部分时间段的平均冲蚀率要低于3 号硬质合金球座和2 号碳化钨涂层球座。这说明双涂层球座具有更优异的耐冲蚀性能。由图13 可以看出，在双涂层球座1、4 号中，4 号球座在每个时间段内的冲蚀磨损率要远远小于1 号球座。这是因为1 号球座入口锥面未分双锥度，只采用了双涂层，而4 号球座采用了双涂层和双锥度。同样，在相同碳化钨涂层情况下，5 号双锥面球座较2 号单锥面球座而言，在每个时间段内的冲蚀磨损率更低，同样验证了双锥面结构具有更强的耐冲蚀性能。