流体机械

参数	数值
叶轮数量	4
进液口直径/mm	203
出液口直径/mm	255
加砂口直径/mm	320
叶轮转速/（r·min^-1）	1 000

参数	数值
叶轮数量	4
进液口直径/mm	203
出液口直径/mm	255
加砂口直径/mm	320
叶轮转速/（r·min^-1）	1 000

网格组数	网格数量
1	505 289
2	629 142
3	771 288
4	927 251
5	1 174 146
6	1 428 913

网格组数	网格数量
1	505 289
2	629 142
3	771 288
4	927 251
5	1 174 146
6	1 428 913

水平	因素
1	4	188	240	305	800
2	5	203	255	320	1 000
3	6	218	270	335	1 200
4	7	233	285	350	1 400
5	8	248	300	365	1 600

水平	因素
1	4	188	240	305	800
2	5	203	255	320	1 000
3	6	218	270	335	1 200
4	7	233	285	350	1 400
5	8	248	300	365	1 600

项目	出入口压力比	出口颗粒体积分数/%	单位体积混合能/(J·m^-3)
1	0.872 6	7.501	7 698 229
2	0.876 4	6.392	14 784 830
3	0.787 9	5.417	42 963 513
4	0.802 9	6.07	31 211 338
5	0.862 6	4.269	76 877 689
6	0.848 0	4.876	45 589 866
7	0.846 2	4.894	75 528 193
8	0.829 5	5.653	15 153 049
9	0.815 7	5.012	31 341 636
10	0.846 9	6.463	48 969 066
11	0.826 3	4.415	22 636 332
12	0.816 4	3.465	34 908 976
13	0.819 6	4.135	51 011 009
14	0.922 6	5.127	80 534 686
15	0.773 0	7.698	17 663 256
16	0.859 0	3.716	66 683 482
17	0.782 4	4.021	13 732 103
18	0.853 0	5.27	25 090 905
19	0.829 9	5.08	33 726 317
20	0.830 8	4.141	52 867 825
21	0.806 2	4.641	31 917 682
22	0.909 0	5.48	52 114 884
23	0.864 4	5.28	78 455 979
24	0.786 1	4.695	16 935 606
25	0.814 3	5.933	22 365 177

项目	出入口压力比	出口颗粒体积分数/%	单位体积混合能/(J·m^-3)
1	0.872 6	7.501	7 698 229
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6	0.848 0	4.876	45 589 866
7	0.846 2	4.894	75 528 193
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9	0.815 7	5.012	31 341 636
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11	0.826 3	4.415	22 636 332
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14	0.922 6	5.127	80 534 686
15	0.773 0	7.698	17 663 256
16	0.859 0	3.716	66 683 482
17	0.782 4	4.021	13 732 103
18	0.853 0	5.27	25 090 905
19	0.829 9	5.08	33 726 317
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23	0.864 4	5.28	78 455 979
24	0.786 1	4.695	16 935 606
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因素	极差R
A	0.01
B	0.02
C	0.07
D	0.04
E	0.06

因素	极差R
A	0.01
B	0.02
C	0.07
D	0.04
E	0.06

因素	极差R
A	1.48
B	0.85
C	1.55
D	0.74
E	1.26

因素	极差R
A	1.48
B	0.85
C	1.55
D	0.74
E	1.26

因素	极差R
A	8 609 242
B	8 843 484
C	8 817 149
D	4 772 254
E	61 379 557

因素	极差R
A	8 609 242
B	8 843 484
C	8 817 149
D	4 772 254
E	61 379 557

差异源	平方和SS	均方MS	F值	显著性p
A	0	0	0.132	0.962
B	0.001	0	0.621	0.672
C	0.015	0.004	6.100	0.054
D	0.003	0.001	1.399	0.376
E	0.012	0.003	4.904	0.076

差异源	平方和SS	均方MS	F值	显著性p
A	0	0	0.132	0.962
B	0.001	0	0.621	0.672
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E	0.012	0.003	4.904	0.076

差异源	平方和SS	均方MS	F值	显著性p
A	5.934	1.484	1.866	0.280
B	2.017	0.504	0.634	0.665
C	9.694	2.423	3.048	0.153
D	1.785	0.446	0.561	0.705
E	4.735	1.184	1.489	0.355

差异源	平方和SS	均方MS	F值	显著性p
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D	1.785	0.446	0.561	0.705
E	4.735	1.184	1.489	0.355

差异源	平方和SS/(×10¹⁴)	均方MS/(×10¹³)	F值	显著性p
A	2.14	5.35	4.453	0.089
B	2.53	6.31	5.257	0.068
C	2.62	6.55	5.455	0.065
D	7.72	1.93	1.607	0.328
E	1.13	2.82	234.996	0.000

差异源	平方和SS/(×10¹⁴)	均方MS/(×10¹³)	F值	显著性p
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C	2.62	6.55	5.455	0.065
D	7.72	1.93	1.607	0.328
E	1.13	2.82	234.996	0.000

水平/参量	出入口压力比	出口颗粒体积分数/%	单位体积混合能/(10⁷J⋅m^-3)
平均值±标准差	1	0.84±0.03	5.03±1.45	3.5±2.2
2	0.85±0.05	4.85±1.16	3.8±2.6
3	0.83±0.03	5.15±0.59	4.3±2.5
4	0.83±0.05	5.20±0.52	3.9±2.4
5	0.83±0.03	5.70±1.51	4.3±2.4
F值	0.229	0.398	0.106

水平/参量	出入口压力比	出口颗粒体积分数/%	单位体积混合能/(10⁷J⋅m^-3)
平均值±标准差	1	0.84±0.03	5.03±1.45	3.5±2.2
2	0.85±0.05	4.85±1.16	3.8±2.6
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4	0.83±0.05	5.20±0.52	3.9±2.4
5	0.83±0.03	5.70±1.51	4.3±2.4
F值	0.229	0.398	0.106

水平/参量	出入口压力比	出口颗粒体积分数/%	单位体积混合能/(10⁷J⋅m^-3)
平均值±标准差	1	0.84±0.03	5.08±1.53	4.1±2.6
2	0.84±0.04	5.08±1.28	4.0±2.3
3	0.83±0.06	5.07±0.71	4.1±2.6
4	0.82±0.03	5.71±1.23	3.6±2.2
5	0.85±0.04	4.98±0.62	4.0±2.5
F值	0.548	0.349	0.032

水平/参量	出入口压力比	出口颗粒体积分数/%	单位体积混合能/(10⁷J⋅m^-3)
平均值±标准差	1	0.84±0.03	5.08±1.53	4.1±2.6
2	0.84±0.04	5.08±1.28	4.0±2.3
3	0.83±0.06	5.07±0.71	4.1±2.6
4	0.82±0.03	5.71±1.23	3.6±2.2
5	0.85±0.04	4.98±0.62	4.0±2.5
F值	0.548	0.349	0.032

高能混排罐结构优化及效能提升研究

李哲

流体机械 | 应用技术 2025,53(12): 109-118

收起

流体机械 |应用技术 2025 , 53 (12) : 109 -118

高能混排罐结构优化及效能提升研究

全屏

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李哲（1981），男，高级工程师，主要从事钻采装备技术研究，通信地址：434024湖北省荆州市荆州区四机路1号中石化四机石油机械有限公司，E-mail：1363079050@qq.com。

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李哲

作者信息

中石化四机石油机械有限公司，湖北荆州 434024

作者简介:

Study on structural optimization and efficiency enhancement of high‑energy mixing tank

Zhe LI

Affiliations

SJ Petroleum Machinery Co.，Jingzhou 434024，China

出版时间: 2025-12-31 doi: 10.3969/j.issn.1005-0329.2025.12.013

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摘要

收起

为提高高能混排罐的保压与混砂效果，采用计算流体力学方法与正交试验法分析不同参数对混排罐出入口压力比、出口颗粒体积分数、单位体积混合能等评价指标的影响规律，确定各参数对应的影响。结果表明，出液口直径、叶轮转速、加砂口直径、进液口直径、叶片数量对3个评价指标（混排罐出入口压力比、出口颗粒体积分数与单位体积混合能）的影响次序表现出差异性。出液口直径与叶轮转速对出入口压力比的影响在0.1的水平上产生显著性关系，叶轮转速对单位体积混合能存在显著影响，叶轮转速越大，混排罐单位体积混合能越大；提升高能混排罐混砂效果及保压效果的最佳组合方案为：叶片数量4，进液口直径203 mm，出液口直径240 mm，加砂口直径365 mm，叶轮转速800 r/min；优化后的混排罐的混合时间与能耗分别改善约12%和22%。相关结果可为同类型高能混排罐结构优化及效能提升提供参考。

关键词

混排罐 / 数值模拟 / 结构参数 / 正交试验 / 极差分析 / 方差分析

Abstract

收起

To improve the pressure retention and sand mixing effects of high‑energy mixing tanks，computational fluid dynamics methods and orthogonal experiment methods were used to analyze the influence patterns of different parameters on evaluation indicators such as inlet‑outlet pressure ratio，outlet particle volume fraction，and unit volume mixing energy of the mixing tank，determining the corresponding impacts of each parameter.The results show that the order of influence of outlet diameter，impeller rotational speed，sand inlet diameter，liquid inlet diameter，and number of blades on the three evaluation indicators （inlet‑outlet pressure ratio of mixing tank，outlet particle volume fraction，and unit volume mixing energy） exhibits differences.The influence of outlet diameter and impeller rotational speed on the inlet‑outlet pressure ratio shows a significant relationship at the 0.1 level；impeller rotational speed has a significant impact on unit volume mixing energy，with higher impeller rotational speed leading to greater unit volume mixing energy of the mixing tank；the optimal combination scheme to improve the sand mixing effect and pressure retention effect of the high‑energy mixing tank is：number of blades 4，liquid inlet diameter 203 mm，outlet diameter 240 mm，sand inlet diameter 365 mm，impeller rotational speed 800 r/min；the optimized mixing tank shows improvements in mixing time and energy consumption by approximately 12% and 22%，respectively.The relevant results can provide references for structural optimization and efficiency enhancement of similar high‑energy mixing tanks.

Key words

mixing tank / numerical simulation / structural parameters / orthogonal experiment / range analysis / variance analysis

引用本文

李哲. 高能混排罐结构优化及效能提升研究. 流体机械, 2025 , 53 (12) : 109 -118 . DOI: 10.3969/j.issn.1005-0329.2025.12.013

Zhe LI. Study on structural optimization and efficiency enhancement of high‑energy mixing tank[J]. Fluid Machinery, 2025 , 53 (12) : 109 -118 . DOI: 10.3969/j.issn.1005-0329.2025.12.013

正文

收起

0　引言

收起

混砂装置是油气资源开发增产过程中的核心设备，配置满足工艺需求的携砂液对提高压裂生产作业的效率具有重要意义^［1-3］。随着非常规油气资源开发的逐渐深入，压裂作业进一步朝着大排量、高砂比方向发展，传统的开放式混合搅拌罐很难满足混配需求，集搅拌罐与排出泵于一体的高能混排罐应运而生。该设备可实现混排一体化，在大排量工况下可以有效避免因排出流量改变而引起的供液不足与沉砂问题^［4］。然而，由于该类型设备在我国石油领域引入时间较短且面临进口国技术封锁，国产化替代进程缓慢，现有设备在运行过程中面临着混砂能耗高、效率低、保压效果差等问题。因此，研究高能混排罐结构参数对其混砂效率的影响，并据此提升其混砂效果具有重要意义。

鉴于试验测试成本较高且无法观察混砂过程中罐内流场分布情况，国内外学者多采用数值模拟手段开展相关研究^［5］。ZHU等^［6］采用瞬态滑移网格方法研究了搅拌槽内流型转换问题及其对宏观混合效率的影响。黄天成等^［7-8］以混砂搅拌装置的混合时间为评价指标，结合数值模拟与正交试验方法研究了叶轮尺寸对混合效果的影响。TAMBURINI等^［9］基于双欧拉模型对比了阻力和湍流模型对搅拌容器中固液悬浮物仿真效果的影响。肖洋轶等^［10］采用Standard k-ε湍流模型和欧拉多相流模型分析了混砂搅拌罐内的混合过程，发现搅拌流场的流动特性是上、下搅拌桨相互作用的结果。潘灵永等^［11］采用CFD方法研究了混排罐转速和吸入口压力对内部流场的影响，并开展了水力性能试验研究。宋康康等^［12］分别运用CFD方法对混排一体化装置内部混合效果进行了模拟，并分析了不同叶片数量、叶轮半径、扰流板角度等结构参数下的混合效率。目前对混砂装置的研究大多聚焦于传统混砂搅拌设备，关于混排罐混砂效果的研究相对较少，且鲜有考虑叶轮数量、进出口直径等参数。正交试验是一种高效的多因素优化方法，能够通过有限的仿真试验次数，快速识别关键参数、优化设计方案，并降低计算成本^［13-17］。本文基于CFD方法与正交试验法对自主设计的高能混排罐结构参数及其保压混砂效果进行了系统分析，进而达到降低能耗、提高效率、优化固液混合性能的目的，为高能混排罐设计优化提供依据。

1　数值模拟

收起

1.1　计算模型

高能混排罐流场内工作介质为水基压裂液与支撑剂组成的固液两相流，仿真中主要采用欧拉—拉格朗日法与双欧拉法求解固液两相流流动问题^［18-21］。考虑到实际压裂作业过程中含砂比较大，选用双欧拉法求解混排罐内部流场。

（1）流动控制方程。

假设压裂液基液为不可压缩流体，其连续性方程及运动方程可表达为：

∂ u ∂ x + ∂ v ∂ y + ∂ w ∂ z = 0

（1）

∂ u ∂ t + d i v (u U) = d i v (υ g r a d u) - 1 ρ ∂ p ∂ x ∂ v ∂ t + d i v (v U) = d i v (υ g r a d v) - 1 ρ ∂ p ∂ y ∂ w ∂ t + d i v (w U) = d i v (υ g r a d w) - 1 ρ ∂ p ∂ z

（2）

式中，

u

，

v

，

w

为速度矢量

U

在

x

，

y

，

z

方向上的分量；

t

为时间；

υ

为流体运动黏度；

ρ

为流体密度；

p

为流体微元体上的压力。

（2）湍流模型。

针对所研究的高能混排罐混砂行为，高速旋转的叶轮叶片和非稳态流场相互作用，导致混排罐内部流动为剧烈的湍流运动，且流体间存在从层流状态向湍流状态过渡的转捩过程。因此，选择Transition SST模型进行计算。该模型在SST k-ω两方程湍流模型的基础上加入了关于间歇因子

γ

和边界层动量厚度雷诺数

R ˜ e θ t

的输运方程及相关经验公式，模拟湍流转捩过程时表现优秀。其表达式如下^［22］：

∂ (ρ γ) ∂ t + ∂ (ρ U j γ) ∂ x j = P γ 1 - E γ 1 + P γ 2 - E γ 2 + ∂ ∂ x j (μ + μ t σ γ) ∂ γ ∂ x j

（3）

∂ (ρ R ˜ θ t) ∂ t + ∂ (ρ U j R ˜ e θ t) ∂ x j = P θ t + ∂ ∂ x j σ θ t (μ + μ t) ∂ R ˜ e θ t ∂ x j

（4）

P θ t = c θ t ρ t R e θ t - R ˜ e θ t 1.0 - F θ t

（5）

式中，

F θ t

为开关函数；

c θ t = 0.03

。

转捩源项定义如下：

P γ 1 = C a 1 F l e n g t h ρ S γ F o n s e t C γ 3

（6）

E γ 1 = C e 1 P γ 1 γ

（7）

E γ 2 = C e 2 P γ 2 γ

（8）

P γ 2 = C a 2 ρ Ω γ F t u r b

（9）

式中，

F l e n g t h

为控制转捩区长度参数；S为应变率；γ为间歇因子；

F o n s e t

为涡量雷诺数

R e v

的函数；

Ω

为漩涡强度；

F t u r b = e - (R T / 4) 4

；

C a 1

，

C e 1

，

C a 2

，

C e 2

，

C γ 3

为经验常数。

1.2　几何建模及计算设置

以自主设计生产的高能混排罐为研究对象，主体由砂斗、叶轮、罐体等部分构成，产品实物及混砂罐计算模型如图1所示。工作过程中，支撑剂颗粒由上部加砂口进入，压裂液基液由右侧进液口进入，在中心叶轮的高速旋转及剪切作用下，将叶轮动能传递给压裂液基液及固相支撑剂颗粒，经快速搅拌及混配过程形成高速混合压裂液，最终由出口排出。

高能混排罐结构参数如表1所示。

三维模型如图2（a）所示。为了提高计算效率，结合计算需要，对模型进行合理简化，最终得到图2（b）所示的简化模型。在计算过程中，选用Mixture多相流模型进行计算，主相流体设置为水，密度为998.2 kg/m³，黏度为1 mPa·s，副相支撑剂设置为石英砂，密度为1 600 kg/m³，粒径为0.1 mm。在边界条件方面，入口边界采用质量流量入口，根据实际工程应用条件设置压裂基液与支撑剂流量，设定含砂比为10%，取压裂基液流量为299.5 kg/s，支撑剂流量为53.3 kg/s，出口类型为压力出口，压力大小设定为0.4 MPa。在壁面边界条件方面，对叶轮运动区域采用滑移网格法处理，设置转动角速度为104.72 rad/s（1 000 r/min），其他边界设置为无滑移壁面条件。采用SIMPLE算法分析计算压力场与速度场，时间步长设定为0.000 1 s。通过对叶轮扭矩值及混排罐入口压力值试算，发现2.2 s后二者均趋于稳定，因此，设定计算总时长为3 s。

1.3　网格划分与无关性分析

为确保模拟结果的可靠性，在完成几何建模及流体域提取后，将模型导入ANSYS Meshing进行非结构化网格划分。考虑到叶轮流体域形状不规则，本次计算采用适应性较好的正四面体进行网格划分，划分后的网格模型如图3所示，网格质量达到0.801 3，满足计算精度要求。

针对混排罐复杂转定子耦合两相流，采用分区分级网格策略。针对混排罐复杂转定子耦合两相流，采用分区分级网格策略，对于网格体制与求解框架利用ANSYS Meshing进行优化，对叶轮等不规则几何采用非结构四面体进行划分，在转子部分使用滑移网格（SM）和跨区通量插值的方法处理相对运动。

对于部分区域进行网格加密，提高计算精度。其中在转子区/叶尖间隙/转-定子界面进行网格细化以解析强剪切与非定常尾涡，并降低滑移界面插值误差；对于入口与加砂口采用局部加密方式以捕捉掺混初期的速度/浓度陡梯度；出口段因试验/仿真显示速度与密度分层，需适度加密抑制数值耗散与假分层；然而定子主体区使用较疏网格保证整体压降与循环分布，以节省算力。

同时，为选取合适的网格数量与尺寸，设置不同尺寸的6组网格，以混排罐的入口压力和叶轮扭矩值为衡量依据进行网格无关性验证，网格数量及验证结果如表2、图4所示。

由图4可以看出，网格数量从505 289增大到629 142时，高能混排罐的入口压力与叶轮扭矩值均明显增大；当网格数量进一步增加时，入口压力与叶轮扭矩值略有降低，变化趋于平缓；此后，混排罐入口压力及叶轮扭矩值误差均小于4%，表明当前网格密度满足本文计算精度要求。综合考虑计算精度与计算资源，选定网格4用于本文后续计算。

1.4　仿真结果及分析

图5、图6分别示出混排罐内部混合流场密度及速度分布云图。

从图5可以看出，下砂口附近密度较高，石英砂刚进入混排罐内，未与基液充分混合。随着基液与石英砂在叶轮的搅拌作用下混合，混排罐内部未出现石英砂堆积区域，不同高度处截面密度分布较为均匀。但在出口处，左侧密度明显低于右侧，混合效果并不理想。如图6所示，混排罐内部叶轮区域附近的速度明显高于其他区域，这是由叶轮的高速旋转带动周围流体产生高速流动造成的；混排罐出口处出现速度分层现象，左部区域速度明显低于右部区域，说明现有混排罐混砂效果有待提升。通过分析模拟结果并结合文献［23-24］可知，叶轮数量、进出液口直径、加砂口直径和叶轮转速等结构参数对混排罐的混合效能提升均有较大影响，需进一步优化。

2　高能混排罐结构优化

收起

2.1　正交试验方案

为提升混砂效果及混砂效率，采用正交试验法对高能混排罐进行结构优化，选取叶轮数量（A）、进液口直径（B）、出液口直径（C）、加砂口直径（D）和叶轮转速（E）为研究因素，以出入口压力比、出口颗粒体积分数、单位体积混合能作为评价指标设计正交试验。其中，单位体积混合能

W r

是评估混排罐混砂效率的重要指标，当流体介质不变时，单位体积混合能越大，混合效率越低，反之亦然。计算公式如下：

W r = P r θ m = P θ m V

（10）

式中，

P r

为单位体积混合功率；

θ m

为混合时间；

P

为混合功率；

V

为混排罐的有效容积。

其中，混合功率

P

的计算公式如下：

P = 2 π N M

（11）

式中，

N

为叶轮转速；

M

为叶轮扭矩。

本次高能混排罐正交试验为五因素五水平，在不考虑因素之间的相互作用的情况下，选取L₂₅（5⁵）正交表进行正交试验，各因素水平如表3所示。

2.2　正交试验模拟结果及分析

完成25组数值模拟，混排罐正交试验结果如表4所示。采用极差分析法与方差分析法对计算结果进行分析与探讨，实现对高能混排罐的优化。

（1）极差分析。

混排罐出入口压力比的极差分析结果如表5所示，针对出入口压力比，R_C>R_E>R_D>R_B>R_A，即混排罐出入口压力比的主要影响因素是出液口直径，影响次序为：出液口直径、叶轮转速、加砂口直径、进液口直径、叶轮数量。

混排罐各因素各水平与出入口压力比关系如图7所示。由图7可知，改变出液口直径与叶轮转速的水平对混排罐出入口压力比影响较大。根据图7中出入口压力比均值

K ¯ j m

的数值可知，该评价指标对应的最优因素水平组合为A₁B₂C₁D₅E₅，即叶轮数量为4，进液口直径为203 mm，出液口直径为240 mm，加砂口直径为365 mm，叶轮转速为1 600 r/min时，混排罐保压性能最好。

混排罐出口颗粒体积分数极差分析结果见表6。由表可知，针对出口颗粒体积分数，R_C>R_A>R_E>R_B>R_D，即出口颗粒体积分数的主要影响因素是出液口直径，影响次序为：出液口直径、叶轮数量、叶轮转速、进液口直径、加砂口直径。

如图8所示，出液口直径、叶轮数量和叶轮转速对出口颗粒体积分数的影响较大，进液口直径与加砂口直径的影响并不显著。

该评价指标对应的最优因素水平组合为A₁B₅C₁D₄E₁，即叶轮数量为4，进液口直径为248 mm，出液口直径为240 mm，加砂口直径为350 mm，叶轮转速为800 r/min时，混排罐混砂效果最好。

混排罐单位体积混合能极差分析结果见表7。由表可知，针对单位体积混合能，R_E>R_B>R_C>R_A>R_D，即主要影响因素是叶轮转速，影响次序为：叶轮转速、进液口直径、出液口直径、叶轮数量、加砂口直径。

图9示出混排罐各因素各水平与单位体积混合能关系。由图可知，叶轮转速对混排罐单位体积混合能大小的影响最为显著。该评价指标对应的最优因素水平组合为A₁B₁C₄D₄E₁，即叶轮数量为4，进液口直径为188 mm，出液口直径为285 mm，加砂口直径为350 mm，叶轮转速为800 r/min时，混排罐在工作工程中消耗功率最小，混砂效率最高。

（2）方差分析。

方差分析中，F值大小代表了各因素影响的主次顺序。由于各因素的自由度DF=4，误差的自由度DF=4，查询F检验临界值表可得各置信水平下的临界F值，其中F_0.1（4，4）=4.11，F_0.05（4，4）=6.39，F_0.01（4，4）=15.98，各因素对混排罐出入口压力比影响的显著性如表8所示，出液口直径和叶轮转速对混排罐出入口压力比的影响在显著性p<0.1的水平上产生显著性关系，但在0.05的水平上表现为不显著（0.05<p<0.1），其中，出液口直径对混排罐出入口压力比的影响最为显著。而叶轮数量、进液口直径、加砂口直径对混排罐出入口压力比的影响在0.1的水平上表现为不显著（p>0.1）。依据F值大小可知，各因素影响主次顺序为：出液口直径、叶轮转速、加砂口直径、进液口直径、叶轮数量。

如表9所示，5个因素对混排罐出口颗粒体积分数的影响在0.1的水平上表现均为不显著（p>0.1）。依据F值大小可知，各因素对混排罐影响的主次顺序为：出液口直径、叶轮数量、叶轮转速、进液口直径、加砂口直径。

如表10所示，叶轮转速在0.01的水平上表现为显著（p<0.01），即叶轮转速对混排罐单位体积混合能具有高度显著影响。加砂口直径对混排罐单位体积混合能的影响在0.1的水平上表现为不显著（p>0.1），叶轮数量、进液口直径、出液口直径对混排罐单位体积混合能的影响在0.1的水平上产生显著性关系，但在0.05的水平上表现为不显著。因此，各因素对混排罐单位体积混合能影响的主次顺序为：叶轮转速、出液口直径、进液口直径、叶轮数量、加砂口直径。

2.3　混排罐最优方案确定

综上，对混排罐出入口压力比及出口颗粒体积分数影响最显著的因素均为出液口直径，对单位体积混合能影响最显著的因素是叶轮转速。当评价指标为混排罐出入口压力比、出口颗粒体积分数与单位体积混合能时，最佳因素水平组合分别为A₁B₂C₁D₅E₅，A₁B₅C₁D₄E₁与A₁B₁C₄D₄E₁。

当叶轮数量为4时，混排罐的出入口压力比、出口颗粒体积分数和单位体积混合能均为最佳，因此，可以直接确定最优方案的叶轮数量为4。针对出入口压力比和出口颗粒体积分数这两个评价指标，影响最显著的因素是出液口直径，但根据F值判断，混排罐出液口直径对出入口压力比的影响更显著，因此，确定最优方案的出液口直径为240 mm。当叶轮转速为1 600 r/min（水平5）时，混排罐出入口压力比最为理想，当叶轮转速为800 r/min（水平1）时，混排罐出口颗粒体积分数最大，其单位体积混合能也最小，这是因为较大的叶轮转速可以保证混排罐内部压力不因加砂口溢流而降低，使混排罐保压输送的性能更好，但过大的叶轮转速也会使单位体积混合能增加，导致混排罐在运行过程中消耗更多的功率并影响混砂效果，且叶轮转速对单位体积混合能的影响极为显著，因此，选取最优方案的叶轮转速为800 r/min。同时，因为进液口直径和加砂口直径并不是3个评价指标的主要影响因素，所以采用单因素方差分析法分析这2个因素对3个评价指标影响的显著性关系，如表11、表12所示。根据F值得知，混排罐进液口直径对出入口压力比的影响最为显著，因此，确定最优方案的进液口直径为203 mm（水平2），混排罐加砂口直径对出入口压力比的影响最为显著，因此，确定最优加砂口直径为365 mm。综上所述，本次正交试验中混排罐最优方案为A₁B₂C₁D₅E₁，即叶轮数量为4，进液口直径为203 mm，出液口直径为240 mm，加砂口直径为365 mm，叶轮转速为800 r/min时混排罐的混砂性能最好。

基于上文所得最优因素水平组合，建立如图10所示的高能混排罐模型，并在叶轮转速为800 r/min的工况下进行数值模拟，与原始模型计算所得数据进行对比。

优化前后混砂性能对比如图11所示。由图可知，优化后的高能混排罐模型在出入口压力比、出口颗粒体积分数、单位体积混合能指标上均优于原始模型，表明正交试验优化所得混排罐模型的保压性能得到了增强，混砂效果更为理想且混合能耗大大降低。

2.4　混排罐优化效果对比试验分析

为验证所得到的高能混排罐最优因素水平组合对其整体效能的提升效果，对优化后不同型号的混排罐工作性能开展了对比测试，结果如图12所示。

测试在中石化四机石油机械有限公司固压设备试验场进行，优化后SHS40混排罐如图12（a）所示，其主要由供液、输砂、混合、排出、控制等系统组成。测试过程中通过控制系统设定供液离心泵的吸入流量、螺旋输砂器的输砂能力，对混排罐的混合时间和混合能耗进行监测。由图12（b）可以看出，优化后SHS40混排罐所需要的混合时间明显减小，且优化后的高能混排罐所消耗的能量明显小于原SHS20型号混排罐；通过数据对比可得，优化后的混排罐在混合时间上缩短12%，在耗能上节省22%，混排罐整体效能得到明显提升。

3　结论

收起

（1）对混排罐出入口压力比的影响次序为：出液口直径、叶轮转速、加砂口直径、进液口直径、叶轮数量，其中，出液口直径与叶轮转速对出入口压力比的影响在0.1的水平上表现出显著性关系。

（2）对混排罐出口颗粒体积分数的影响次序为：出液口直径、叶轮数量、叶轮转速、进液口直径、加砂口直径，但上述因素对出口颗粒体积分数在0.1的水平上均表现为不显著。

（3）对混排罐单位体积混合能的影响次序为：叶轮转速、出液口直径、进液口直径、叶轮数量、加砂口直径，且叶轮转速对单位体积混合能存在着高度显著影响，叶轮转速越大，混排罐单位体积混合能越大。

（4）最优参数组合为A₁B₂C₁D₅E₁，实现了出入口压力比与出口颗粒体积分数提高，而单位体积混合能显著降低；较原SHS20混排罐，优化后的SHS40混排罐在混合时间与能耗方面分别改善约12%与22%。

（5）叶轮数量为4，进液口直径为203 mm，出液口直径为240 mm，加砂口直径为365 mm，叶轮转速为800 r/min时，高能混排罐混砂效能最佳。

参考文献

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文献

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2025年第53卷第12期

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doi: 10.3969/j.issn.1005-0329.2025.12.013

接收时间：2025-04-28
首发时间：2026-10-22
出版时间：2025-12-31

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收稿日期：2025-04-28
修回日期：2025-09-20

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中石化四机石油机械有限公司，湖北荆州 434024

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2种不同金属材料的力学参数

科 Family	属数 Number of genus	种数 Number of species	占总种数比例 Percentage of total species (%)	属 Genus	种数 Number of species	占总种数比例 Percentage of total species (%)
鹅膏菌科Amanitaceae	2	11	5.26	鹅膏菌属 Amanita	10	4.78
小菇科 Mycenaceae	2	12	5.74	丝盖伞属 Inocybe	5	2.39
多孔菌科 Polyporaceae	8	14	6.70	蜡蘑属 Laccaria	5	2.39
红菇科 Russulaceae	3	23	11.00	小皮伞属 Marasmius	6	2.87
				小菇属 Mycena	11	5.26
				光柄菇属 Pluteus	5	2.39
				红菇属 Russula	17	8.13
				栓菌属 Trametes	5	2.39

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水平	因素
水平	A	B/mm	C/mm	D/mm	E/(r·min^-1)
1	4	188	240	305	800
2	5	203	255	320	1 000
3	6	218	270	335	1 200
4	7	233	285	350	1 400
5	8	248	300	365	1 600