2. 中石化四机石油机械有限公司
2. SJ Petroleum Machinery Co., SINOPEC
0 引言
液态CO2压裂是一项具有广阔应用前景的油气井增产增注措施。液态CO2压裂技术的发展促使液态CO2压裂设备日益完善, 研究液态CO2压裂用密闭混砂设备具有重要意义[1]。为了保持液态CO2低温高压状态, 研制一种密闭混砂器实现压裂泵外CO2加砂混合成为CO2压裂地面工艺的关键技术之一[2]。液态CO2比常规水力压裂液黏度低, 携砂能力差, 高剪切流强力混拌更有利于液态CO2与压裂砂的混合。为此, 提出了一种基于文丘里原理的密闭混砂器的设计, 应用Fluent软件模拟密闭混砂器内流体的流动和混砂效果。笔者重点分析喉管直径、喉管长度和扩散角等结构参数对密闭混砂器混砂效果的影响, 得到混砂器最佳结构参数, 以期为液态CO2密闭混砂器设计和使用提供依据。
1 混砂器结构原理与参数 1.1 混砂器结构原理液态CO2混砂器设计必须满足2个要求:一是工作时混砂器内压力和温度与入口一致, 保持液态CO2相态不变; 二是液态CO2与压裂砂有很好的混合。因此, 基于文丘里原理建立液态CO2密闭混砂器模型, 如图 1所示。混砂器结构包括液态CO2入口、压裂砂入口、喉管和混合液出口, 经过增压的液态CO2以一定的流量进入混砂器, 压裂砂入口设置在喉管入口处, 以强制输入的方式进入混砂器, 砂液在液态CO2驱动下进入喉管区, 在喉管区高速流剪切作用下产生强力混合[3]。
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| 图 1 密闭混砂器模型 Fig.1 Airtight sand blender model |
1.2 混砂器流道结构参数 1.2.1 流道外部结构参数
混砂器流道外部结构参数指混砂器的液态CO2入口直径、压裂砂入口直径和混砂器出口直径。这些参数统一为200 mm。
1.2.2 流道内部结构参数混砂器流道内部结构参数指混砂器喉管直径、喉管长度和扩散段长度(或扩散角), 这些参数对混砂器内部流体流动特性和混砂效果有较大的影响。基于文丘里原理设计的不同用途的设备, 其喉管直径、喉管长度和扩散段长度确定方法不同, 如典型应用的射流泵, 以效率最高为依据, 确定射流泵最优参数[4]。笔者研究的混砂器内部流道结构参数将以混砂器压力降和混砂效果为依据确定最优参数。为了便于分析, 分别以喉管直径、喉管长度与混砂器入口直径的比值和扩散段长度(或扩散角)为影响因素, 采用流体有限元方法模拟混砂器内流体特性和混砂效果。为此, 设置不同水平的混砂器流道内部结构参数, 喉管直径与混砂器入口直径的比值为U, 设置为0.5、0.6、0.7、0.8和0.9等5个水平; 喉管长度与混砂器入口的比值为L, 设置为1、2、3、4和5等5个水平; 扩散段长度设置为200、300、400、500和600 mm等5个水平。
2 数值模拟计算 2.1 计算模型混砂器内的流动为固液两相流动, 为了避免复杂的湍流模型求解, 采用Fluent软件进行模拟。根据前述流道结构建立流体流动域网格模型, 网格划分选择非结构化四面体网格[5], 喉管部分及直径突变处做加密处理, 如图 2所示。
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| 图 2 网格划分 Fig.2 Mesh generation |
固液两相流中压裂砂平均体积分数为10%左右, 计算中液相为连续相, 固相为分散相。
计算模型采用标准k-ε模型, 压力-速度耦合采用SIMPLE算法[4], 动量方程、能量方程以及湍流方程的离散化均采用二阶迎风差分格式, 迭代收敛准则采用Fluent选用的标定残差来控制方程的收敛精度, 收敛残差为10-4。
2.2 边界条件边界条件就是数值计算模型中控制方程在流体的运动边界上所需满足的各种条件, 包括定义边界条件的位置信息和确定边界上的各种参数信息[6-7]。液态CO2和压裂砂为不可压缩流体, 设液态CO2入口为速度入口, 压裂砂为石英砂, 压裂砂入口为速度入口, 混合液出口为压力出口; 假定压裂砂颗粒为球形颗粒。
3 计算与结果分析 3.1 参数设计 3.1.1 不变参数液态CO2入口直径、压裂砂入口直径和混砂器出口直径根据液态CO2压裂地面工艺流程确定; 假设压裂作业过程中混砂器的处理量和携砂比等工艺参数不变, 液态CO2和石英砂的物性参数不变。因此, 不变参数设计如表 1所示。
| 参数 | 数值 |
| 液态CO2入口直径/mm | 200 |
| 压裂砂入口直径/mm | 200 |
| 混砂器出口直径/mm | 200 |
| 液态CO2入口流量/(m3·min-1) | 8.0 |
| 压裂砂入口流量/(m3·min-1) | 0.8 |
| 液态CO2密度/(kg·m-3) | 1 029.5 |
| 液态CO2黏度/(kg·m-1·s-1) | 1.37× 10-5 |
| 压裂砂密度/(kg·m-3) | 2 530 |
| 压裂砂直径/mm | 0.040 |
3.1.2 可变参数
混砂器流道内部结构参数对混砂器内流体流动和混砂效果影响较大。为了得到最佳的混砂器流道内部结构参数, 分别对各参数取不同值进行计算。可变参数设计依据单个内部结构参数对混砂器性能的影响进行水平设计, 如表 2、表 3和表 4所示。
| d/mm | U | l1/mm | l/mm | l2/mm |
| 100 | 0.5 | 200 | 600 | 500 |
| 120 | 0.6 | 200 | 600 | 500 |
| 140 | 0.7 | 200 | 600 | 500 |
| 160 | 0.8 | 200 | 600 | 500 |
| 180 | 0.9 | 200 | 600 | 500 |
| d/mm | U | l1/mm | l(L)/mm | l2/mm |
| 140 | 0.7 | 200 | 200(1) | 500 |
| 140 | 0.7 | 200 | 400(2) | 500 |
| 140 | 0.7 | 200 | 600(3) | 500 |
| 140 | 0.7 | 200 | 800(4) | 500 |
| 140 | 0.7 | 200 | 1000(5) | 500 |
| d/mm | U | l1/mm | l/mm | l2(β)/mm |
| 140 | 0.7 | 200 | 600 | 600(3) |
| 140 | 0.7 | 200 | 600 | 500(5) |
| 140 | 0.7 | 200 | 600 | 400(6) |
| 140 | 0.7 | 200 | 600 | 300(8) |
| 140 | 0.7 | 200 | 600 | 200(9) |
3.2 结果分析 3.2.1 喉管直径对混砂器内流体流动及其混砂效果的影响
根据表 1和表 2数据进行计算, 得到混砂器内压力分布和压裂砂体积分布, 如图 3和图 4所示。从图 3可以看出, 随着U值减小, 喉管段压力降增大, 当U值小于0.7时, 压降增大显著, 混砂器入口压力明显增加; 反之, 当U值大于0.7时, 如图中U值为0.9时, 喉管段压力降不显著。计算结果表明, U值减小时, 混砂器有较强的文丘里效应, 增强了固液之间能量交换。但是混砂器能耗大, 增加了流体与混砂器壁面的摩擦损耗, 且入口压力明显增加, 不满足地面工艺要求; U值增大时, 文丘里效应较弱, 减弱了固液之间能量交换, U值取0.7~0.8比较合理。从图 4可以看出, 当U值较小时, 压裂砂在上管壁附近体积分数增加, 下管壁附近体积分数减小; 当U值较大时, 在出口管中心线以上体积分数比较均匀, 在中心线以下体积分数减小, 总体积分数较低, 当U值为0.7时, 压裂砂在直井方向上分布均匀, 总体积分数为9.8%, 说明U值为0.7合理。
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| 图 3 不同U值下混砂管道内的压力变化 Fig.3 Pressure changes in sand mixing pipes under different U values |
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| 图 4 不同U值下出口砂体积分数变化 Fig.4 Sand volume fraction changes at the outlet under different U values |
3.2.2 喉管长度对混砂器内流体流动及其混砂效果的影响
选取合理的U值(即U值为0.7), 按照表 1和表 3数据进行计算, 得到混砂器内压力分布和压裂砂体积分布, 如图 5和图 6所示。从图 5可以看出, 随着喉管长度与混砂器入口直径比值L的变化, 混砂器内压力分布呈现规律性变化, 当L增加时, 喉管段压力降增加, 混砂器入口压力增大, 但影响程度小于U值。从图 6可以看出, L值过大或过小时, 压裂砂在直径上的体积分布有一定波动, L=3时, 体积分布波动最小。研究结果表明L值对混砂器的混砂效果影响较小。折中L值对混砂器内压力损耗和混合效果的影响, L=3比较合理。
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| 图 5 不同L值时混合液体的压力变化 Fig.5 Pressure changes of mixed liquids under different L values |
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| 图 6 不同L值时出口砂体积分数变化 Fig.6 Sand volume fraction changes at the outlet under different L values |
3.2.3 扩散段长度对混砂器内流体流动及其混砂效果的影响
选取合理的U值和L值(即U=0.7, L=3), 按照表 1和表 4数据进行计算, 得到混砂器内压力分布和压裂砂体积分布, 分别如图 7和图 8所示。
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| 图 7 不同β值下混砂管道内的压力变化 Fig.7 Pressure changes in sand mixing pipes under different β values |
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| 图 8 不同β值下出口砂体积分数变化 Fig.8 Sand volume fraction changes at the outlet under different β values |
从图 7可见, 当扩散段长度增加(即扩散角小)时, 混砂器扩散段增压速度慢, 压力损耗增大, 当扩散段长度小于400 mm时, 增压速度基本不随扩散段长度的减小而变化。通过对5个水平的扩散段长度进行分析可知, 扩散段长度对混砂器内压力分布影响不显著。从图 8可见, 当扩散段长度为600 mm(扩散角为3°)时, 压裂砂体积分数在中心线以上较大, 在中心线以下较小, 分布不均, 随着扩散段长度的减小(即扩散角增大), 压裂砂体积分数在直径上的分布趋于均匀。因此, 扩散段长度减小(或扩散角增大)可改善混砂器工作性能, 当扩散段长度为400~500 mm(扩散角为5°~6°)时比较合理。
3.2.4 T形管混砂器内流体流动及其混砂效果某企业当前用液态CO2密闭混砂器采用T形管结构设计, 其结构如图 9所示。按照表 1数据和建模数据进行计算, 得到T形管混砂器内压力分布和压裂砂体积分布, 并与基于文丘里原理设计的混砂器计算结果进行比较, 后者取U=0.7, L=3, β=5°, 计算结果如图 10和图 11所示。
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| 图 9 T形混砂管结构示意图 Fig.9 Schematic diagram of T-shaped sand mixing pipe |
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| 图 10 T形管与优选的混砂管压力分布 Fig.10 Pressure distribution of T-tube and selected sand mixing tube |
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| 图 11 T形管与优选的混砂管出口砂体积分数 Fig.11 Sand volume fraction changes at the outlet of T-tube and selected sand mixing tube |
从图 10可见, T形管混砂器能耗较小, 混砂器内固液能量交换相对较弱, 不利于压裂砂的混合。从图 11可见, T形管混合器在出口端面上呈现明显的底部积砂, 总体积分数小。因此, 根据地面工艺流程设计的T形管不能充分混合压裂砂, 工程作业时容易出现积砂现象。
4 结论与建议(1) 液态CO2压裂能够很好地适应敏感地层, 相态变化可以增强压裂效果, 是当前国内外高度重视和发展的一项新工艺。但液态CO2携砂能力弱, 工艺流程中相态的控制成为砂液混合难题。为此, 基于文丘里原理设计了液态CO2密闭混砂器, 利用喉管段的高速剪切作用强化了砂液的混合。
(2) 将喉管直径与混砂器入口直径的比值U、喉管长度与混砂器入口长度的比值L和扩散角β这3个混砂器流道内部结构参数作为影响因素, 应用Fluent软件, 按各因素不同水平进行计算和分析, 得到了合理的混砂器内部流道结构参数, 即U、L、β分别为0.7、3和5°, 其中U值影响最显著。
(3) 通过分析T形管结构混砂器可知, T形管结构混砂器不能充分混合压裂砂, 可能出现管内压裂砂沉积, 建议液态CO2压裂地面工艺流程中采用基于文丘里原理的混砂器。
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