叶轮式井底盘阀脉冲射流钻井工具性能分析与优化

邵冬冬; 李伟; 蒋小平; 刘亚; 刘思晗

doi:10.11911/syztjs.201702011

叶轮式井底盘阀脉冲射流钻井工具性能分析与优化

1.
中石化华东石油工程有限公司, 江苏扬州 225261;
2.
国家水泵及系统工程研究中心, 江苏镇江 212013

基金项目:

中石化江苏石油工程公司重点项目"井底脉冲射流-不对称流场喷射钻井技术"（编号：JS140702）和江苏省博士后科研资助计划"井底脉冲射流-不对称流场喷射钻井技术"（编号：1402088B）资助。

详细信息

作者简介:
邵冬冬(1984—),男,山东高青人,2007年毕业于中国石油大学(华东)石油工程专业,2013年获中国石油大学(华东)油气井工程专业博士学位,江苏油田在站博士后,主要从事油气井管柱力学、井下工具开发及钻井提速研究。

中图分类号: TE921⁺.2
计量
- 文章访问数: 9193
- HTML全文浏览量: 84
- PDF下载量: 10872
出版历程
- 收稿日期: 2016-04-12
- 修回日期: 2016-12-29
- 刊出日期: 2017-05-10

Performance Analysis and Optimization of a Pulse Jet Drilling Tool with an Impeller-Type Bottom Hole Disc Valve

1.
Sinopec Huadong Oilfield Service Corporation, Yangzhou, Jiangsu, 225261, China;
2.
National Research Center of Pumps and System Engineering, Zhenjiang, Jiangsu, 212013, China

摘要

摘要: 为进一步提高钻井效率，基于井底不对称流场在清岩与辅助破岩等方面所具有的良好效果，设计了一种以小型水动力叶轮为驱动力来源的叶轮式井底盘阀脉冲射流钻井工具，并通过数值模拟及试验对水动力叶轮与该射流工具进行了优化设计。利用计算流体力学软件Pumplinx对叶轮区域进行了全工况数值模拟，通过分析内部流场的压力、速度以及湍动能的分布特性，总结了叶轮转速与阻力扭矩及轴向力之间的响应关系；通过在该射流工具进口段布置导流块、对叶片轮毂端进行光顺处理以及选取合适的叶片包角等优化措施，让叶轮进口流场得到改善的同时，提高了叶轮的水动力特性并消除了部分轴向力。模拟结果显示，初始叶轮在75 r/min转速下可克服的自然负载阻力扭矩从1.07 N·m提高到3.93 N·m。研究结果表明，所述优化方案能大幅提高叶轮式井底盘阀脉冲射流工具的脉冲性能，优化效果十分显著。
- 脉冲射流 /
- 水动力叶轮 /
- 数值模拟 /
- 优化设计
Abstract: To further improve drilling efficiency,a bottom-hole pulse jet drilling tool with a disc valve driven by a small hydrodynamic impeller was designed based on the good performance of a bottom-hole asymmetric flow field for cuttings cleaning and auxiliary rock breaking. Performance was optimized in the hydrodynamic impeller and jetting tool through numerical simulation and experiments. The numerical simulation for fluid around impeller was carried out by using the computational fluid dynamics software, Pumplinx, in full operational conditions. The response relationships among impeller rotary speed, resistance torque and axial force were summarized by analyzing the pressure, velocity and turbulent kinetic energy distribution of internal flow fields. The inlet flow field and hydrodynamic performance of impellers were improved while the axial force was partially eliminated by setting a guide block at the inlet of jet tools, performing smoothing treatment on blade hubs and selecting appropriate blade angle. Simulation results showed that the resistance torque of natural load on impeller can be increased from 1.07 N·m to 3.93 N·m initially at the rotary speed of 75 r/min. Research results indicated that the optimal measures could improve the pulse performance of impeller-type bottom hole disc valve in pulse jet tools, with significant optimization results.
- pulse jet /
- hydrodynamic impeller /
- numerical simulation /
- optimal design

HTML全文

目前，玛湖深层三叠系石油资源开发处于快速上产时期，长水平段水平井井径缩小可极大地降低钻井成本。提高转速是提高钻速的关键措施，但高钻速会造成岩屑快速堆积，而岩屑快速堆积对高效钻进、安全控压和固井产生不利影响，尤其是长水平段水平井，该问题极为突出。划眼、倒划眼和循环洗井等措施是保证井眼清洁常用的措施，现场经验表明，洗井工况下钻柱也能保持旋转。为提高井眼清洁程度，需要了解钻柱旋转情况下的岩屑运移规律。国内外针对水平井旋转钻进中的岩屑运移进行了大量试验研究，但对旋转洗井尤其是小井眼长水平段水平井岩屑运移理论的研究欠缺^[1]。

针对水平井钻进岩屑运移问题，国内外学者早期提出采用MTV（最小运移速度）^[2]、CTV（平均岩屑运移速度）^[3]、CDV（临界沉降速度）和CRV（临界再悬浮速度）^[4]等参数衡量清除岩屑所需的最小临界速度以及悬浮和沉降速度，M. E. Ozbayoglu等人^[5–7]在此基础上，分别采用无因次量纲回归、力学机理分析建立了临界流速预测模型。但在实际钻井过程中发现，长水平段水平井水平段的岩屑无法完全悬浮，分层运移是岩屑运移的常态。国内外也针对岩屑分层运移进行了大量研究^[8–9]，同时深入分析了不同岩屑床高度下的环空流速^[10]。表面岩屑受流体冲刷运移是岩屑床运移的主要形式，岩屑颗粒启动所受的影响因素更为关键，近年孙晓峰等人^[11–12]分析了岩屑颗粒启动机理并建立了相关模型，根据岩屑颗粒受边界层绕流分析了排量对岩屑颗粒启动的影响。陈烨等人^[13]建立了考虑岩屑粒径随机分布的岩屑启动流速模型，利用塔尔萨大学公开的数据进行了验证^[4]，但未研究钻柱旋转时的岩屑启动规律。曲晶瑀^[14]通过理论分析、试验和数值模拟方法研究了钻柱旋转时的岩屑周向起动情况，建立钻柱旋转作用下的井眼清洁定量评价模型，并通过室内试验验证了该模型。钻柱是否旋转对水平井岩屑运移的影响一直是研究热点，国内外学者针对该影响进行了大量的试验和模型研究^{[4，15–18]}。玛湖区块实钻结果表明，小井眼钻井时钻柱旋转对清除岩屑床的作用极大^[1]，然而旋转钻进时的岩屑床稳态高度和流型与洗井工况有较大不同。洗井工况下钻柱旋转对岩屑启动的影响及清除岩屑床的效率仍需通过试验揭示。

笔者采用试验方法，模拟小井眼水平井钻柱旋转情况下的循环洗井，记录钻柱旋转情况下岩屑床左右两侧的高度^[19]和钻柱不同转速下岩屑床高度达到稳定时的时间，分析了钻柱旋转前后岩屑启动流速的变化。另外，岩屑床整体的运移速度决定了实现井眼清洁所需要的时间，研究发现岩屑床呈现砂丘状运移^[20–21]，以往通常采用岩屑速度与流体速度比来衡量岩屑运移效率^[22]，其适用于无岩屑床的小斜度井段。目前，水平井的井眼清洁效果^[21]主要以稳态井眼岩屑床的占比来衡量，无法在清除岩屑床的效率上进行时间尺度的评价，清除岩屑床时，岩屑床的整体运移速度更能反映井眼清洁效率。笔者通过完备的试验条件，进行了岩屑启动流速和岩屑清除效率的试验研究，根据岩屑启动流速随钻柱旋转的降低幅度来量化钻柱旋转清除岩屑床的占比，利用瞬态的岩屑床运移速度和形成稳定岩屑床的时间来衡量岩屑床清除效率。

1. 可视化岩屑运移试验系统

可视化岩屑运移系统由可视化井筒模拟单元、高速旋转钻杆、定量加砂装置、自动控制摄影单元等部分组成，如图1所示。

图 1 可视化岩屑运移试验系统

Figure 1. Visual cuttings transport test system

下载: 全尺寸图片幻灯片

可视化井筒模拟单元配备有6节有机玻璃，内置有高速旋转钻杆，转速范围为0～200 r/min。定量加砂装置可控制加入井筒的岩屑质量，自动控制摄影单元可控制摄影机在摄影小车上以恒定速度移动。模拟井筒内的流体由钻井泵从搅拌供液罐内抽取，在固液混合器内与加砂装置内的岩屑均匀混合，经过液固分离罐实现岩屑与流体的分离，分离流体回流至搅拌供液罐，实现流体的再次利用。试验过程中，利用中控计算机可实现液体流量、钻杆转速、岩屑加量的控制及参数的采集。

2. 试验方案与步骤

2.1 试验参数

依据玛湖区块达131-H井、达136-H井、MaHW6222井及MaHW6449井水平段的钻井参数（见表1），设计了试验方案，主要包括井筒与钻杆直径选择、岩屑粒径筛选和试验排量设计。

表 1 玛湖区块4口井水平段钻井参数

Table 1. Drilling parameters for horizontal section of four wells in Mahu Block

井号	井段/m	井眼直径/ mm	钻杆直径/ mm	井眼系数	钻井液密度/ （kg·L⁻¹)	表观黏度/ （mPa·s）	泵排量/ （L·s⁻¹）
达131-H井	4 307～4 370	227.0	127.0	3.19	1.55	55	26
达136-H井	4 569～4 658	227.0	127.0	3.19	1.72	53	30
MaHW6222井	4 462～4 651	173.0	114.0	2.31	1.62		16
MaHW6449井	4 125～5 172	173.0	101.6	2.91	1.75～1.77	46～48	17

下载: 导出CSV

| 显示表格

井眼系数为井眼直径平方与钻杆外径平方之比。若井眼系数大于3.25，则认定为大井眼；若井眼系数小于3.25，则认定为小井眼^[1]。根据此方法计算玛湖区块钻井现场的井眼系数，选择井眼系数为3.13的井筒与钻杆，井筒直径为138.0 mm，钻杆外径为78.0 mm，井筒长度12 m，环空水力直径为60.0 mm，长径比（长径比为井筒长度与环空水力直径之比^[23]）为200，满足固液两相流动充分发展的国际标准（长径比大于50）。

水平段三叠系岩屑粒度分析结果如图2所示。从图2可以看出，粒径0.5～1.0，1.0～2.0，2.0～3.0和3.0～4.0 mm岩屑的质量占比分别为7.49%，18.81%，31.19%和26.30%，是占比最多的4种粒径岩屑。因此，选用这4种粒径的石英砂作为模拟岩屑。

图 2 玛湖区块水平段岩屑粒径质量分布

Figure 2. Mass distribution of cuttings with varying particle size in horizontal section of Mahu Block

下载: 全尺寸图片幻灯片

管道多相流动多采用几何相似、运动相似、动力相似进行原型流和模型流的模拟^[24–25]。笔者采用几何相似和动力相似设计试验排量，结果见表2。

表 2 试验排量计算结果

Table 2. Calculation results of experimental flow rate

井名	试验流速/（m·s⁻¹）		试验排量/（L·s⁻¹）
井名	几何相似	动力相似	几何相似	动力相似
达131-H井	0.939	0.722	9.556	7.350
达136-H井	1.084	0.834	11.026	8.481
MaHW6222井	1.195	1.191	12.158	12.119
MaHW6449井	1.098	0.995	11.167	10.124

下载: 导出CSV

| 显示表格

为了研究水平井循环洗井时岩屑床的运移规律，分析排量、岩屑粒径、钻柱旋转对岩屑床高度的影响，以及相同岩屑床高度不同初始岩屑床长度对运移速度的影响，在模拟井筒开展了洗井模拟预试验，观察到洗井条件下岩屑床完全运移所需排量比钻进排量小，当排量达到临界冲洗排量时岩屑床可完全清除，因此试验排量相较计算的钻进排量较小。综上计算分析，利用可视化岩屑运移系统进行水平井环空岩屑运移试验，具体试验参数设置及方案见表3。

表 3 试验参数

Table 3. Experimental parameters

流体类型	岩屑类型	排量/ （L·s⁻¹）	钻杆转速/ （r·min⁻¹）	初始岩屑床质量/kg	岩屑直径/ mm
水	石英砂	0.97～7.80	0	10	0.5～1.0
			30	15	1.0～2.0
			60	20	2.0～3.0
			120	25	3.0～4.0

下载: 导出CSV

| 显示表格

2.2 试验设计

如图3所示，以粒径3.0～4.0 mm的岩屑为例，当排量小于Q₁（2.86 L/s）时，12 m长的岩屑床为高度一致的稳定岩屑床；排量增大，逐渐出现连续性沙丘，但始终存在稳定岩屑床；排量继续增大，沙丘分裂逐渐增多，当排量大于Q₂（4.03 L/s）时，岩屑床开始呈整体运移，稳定岩屑床消失。文中定义Q₂为临界冲洗排量，即高于此排量时，井筒中岩屑床能够实现整体性清除。所有试验都进行3次重复性试验，试验数据与平均值的最大标准差为2.89%。

图 3 水平段洗井岩屑床流动形态

Figure 3. Flow patterns of cuttings bed in horizontal section during well washing

下载: 全尺寸图片幻灯片

根据现场钻井数据计算，实际钻井排量可达到临界冲洗排量（即岩屑床整体运移状态），但岩屑床整体清除效率受排量和转速影响。在排量小于Q₁的情况下研究单颗岩屑的启动流速，以减少岩屑床与流体层间界面流速与流体平均流速的差值，井筒内填满岩屑，流体循环直至岩屑床稳定，分析排量和钻柱旋转对不同粒径岩屑启动流速的影响。在排量大于Q₂的情况下研究岩屑床的清除效率。

综上，笔者基于不同排量下岩屑的不同运移形态，设计了岩屑床稳定排量下（流型1）钻杆静止和旋转情况下岩屑床高度测量试验以及钻柱旋转情况下岩屑床形成稳态的时间测量试验、在岩屑床整体运移排量下（流型3）的岩屑床运移速度试验，分析岩屑粒径、排量、钻柱旋转对岩屑床清除效率的影响。

2.3 试验数据处理方法

通过开展水平井洗井岩屑运移可视化试验，观察记录了岩屑运移过程，测量不同排量和转速条件下对应的湿周长、高边湿周长、低边湿周长、岩屑床顶端初始位置和一定时间后岩屑床顶端位置等，并处理测量数据。A. Taghipour等人^[19]通过试验观察到左右两侧岩屑床高度不同，于是采用平均高度来衡量岩屑床高度，但经过几何计算发现，采用平均高度计算出的岩屑床截面积与通过两侧高度计算出的岩屑床截面积有一定误差，因此笔者分别计算两侧岩屑床截面积。

2.3.1 钻杆静止时的岩屑床高度及悬浮层截面积

当排量低于临界冲洗排量时，岩屑床在截面环空中的分布主要分岩屑床完全掩埋钻杆和部分掩埋钻杆2种情况（见图4）。需要说明的是，试验时只能测量井筒外径，因此需要考虑井筒壁厚的影响。岩屑床完全掩埋钻杆时岩屑床高度h及悬浮层截面积A的计算公式为：

图 4 钻杆静止时环空截面岩屑的分布

Figure 4. Cuttings distribution in annular section under stationary drill pipe condition

下载: 全尺寸图片幻灯片

$h=\frac{1}{2}D_{\text{o}}\left(1+\text{cos}\frac{\text{π}D_{\text{o}}-L}{D_{\text{o}}}\right)-\frac{D_{\text{o}}-D_{\text{i}}}{2}$

(1)

$A=\frac{\text{π }}{4}D_{\text{i}}^{\text{2}}\left(1-\frac{L}{\text{π }D_{\text{o}}}\right)-\frac{1}{2}\left(\frac{D_{\text{i}}}{2}\right)^2\text{sin}\frac{\text{π}D_{\text{o}}-L}{\frac{D_{\text{o}}}{2}}$

(2)

边界条件为：

$L > {\text{π }}{D_{\text{o}}}\Bigg({1 - \frac{{{\text{acrcos}}\frac{d}{{{D_{\text{o}}}}}}}{{\text{π }}}}\Bigg)$

(3)

岩屑床部分掩埋钻杆岩屑床高度h及悬浮层截面积A的计算公式为：

$h=\frac{1}{2}D_{\text{o}}\left(1+\text{cos}\frac{\text{π}D_{\text{o}}-L}{D_{\text{o}}}\right)-\frac{D_{\text{o}}-D_{\text{i}}}{2}$

(4)

$\begin{split} & A=\frac{\text{π }}{4}D_{\text{i}}^{\text{2}}\left(1-\frac{L}{\text{π}D_{\text{o}}}\right)-\frac{1}{2}\left(\frac{D_{\text{i}}}{2}\right)^2\text{sin}\frac{\text{π}D_{\text{o}}-L}{\frac{D_{\text{o}}}{2}}- \\ &\frac{d^2}{4}\text{arccos}\left[\frac{2\left(h-\frac{D_{\text{i}}}{2}\right)}{d}\right]+\frac{1}{8}d^2\text{sin}\left[2\text{arccos}\frac{2\left(h-\frac{D_{\text{i}}}{2}\right)}{d}\right] \end{split}$

(5)

边界条件为：

$D_{\text{o}}\text{arccos}\frac{{{d}}}{D_{\text{o}}} < L < \text{π}D_{\text{o}}\Bigg(1-\frac{\text{arccos}\frac{{{d}}}{D_{\text{o}}}}{\text{π}}\Bigg)$

(6)

式中：h为岩屑床高度，m；D_o为井筒外径，m；D_i为井筒内径，m；d为钻杆外径，m；L为岩屑床湿周长，m；A为悬浮层截面积，m²。

2.3.2 钻柱旋转时的岩屑床高度及悬浮层截面积

钻柱旋转时，岩屑受钻柱旋转引起的切向力而运动，逐渐形成如图5所示的岩屑床截面，包括高、低边岩屑床，在测量岩屑床湿周时根据两侧岩屑床面的中间位置（见图5中虚线）量取，可得到岩屑床总湿周长L以及低边岩屑床湿周长L₁、高边岩屑床湿周长L₂。

图 5 钻柱旋转时环空截面岩屑分布

Figure 5. Cuttings distribution in annular section under rotary drill pipe condition

下载: 全尺寸图片幻灯片

钻柱旋转条件下，岩屑床达到稳定后，岩屑床高度及悬浮层截面积的计算公式为：

$h=\frac{1}{2}D_{\text{o}}\left(1+\text{cos}\frac{\text{π}D_{\text{o}}-L}{D_{\text{o}}}\right)-\frac{D_{\text{o}}-D_{\text{i}}}{2}$

(7)

$h_1=\frac{1}{2}D_{\text{o}}\left(1+\text{cos}\frac{\text{π}D_{\text{o}}-2L_1}{D_{\text{o}}}\right)-\frac{D_{\text{o}}-D_{\text{i}}}{2}$

(8)

$h_{2}=\frac{1}{2} D_{{\mathrm{o}}}\left(1+\cos \frac{{\text{π}} D_{{\mathrm{o}}}-2 L_{2}}{D_{{\mathrm{o}}}}\right)-\frac{D_{{\mathrm{o}}}-D_{{\mathrm{i}}}}{2}$

(9)

式中：h₁为低边岩屑床高度，m；h₂为高边岩屑床高度，m。

根据左右两侧岩屑床湿周长，利用悬浮层截面积公式，分别计算左右两侧湿周长确定两侧悬浮层截面积A₁和A₂，则总悬浮层截面积A为：

$A = {A_1} + {A_2}$

(10)

2.3.3 悬浮层流体流速、无因次岩屑床高

悬浮层流体流速v_l和无因次岩屑床高度H的计算公式为：

${v_{\text{l}}} = \frac{Q}{A}$

(11)

$H = \frac{h}{{{D_{\text{i}}}}}$

(12)

式中：v_l为悬浮层流体流速，m/s；Q为排量，m³/s；H为无因次岩屑床高度，0～1。

2.3.4 岩屑床移动速度

当排量大于临界冲洗排量时，流体冲洗岩屑床头部整体清除岩屑床，岩屑床头部逐渐后移，呈履带式滚动后移，如图6所示。记录岩屑床头部初始位置P₁，进行指定条件下岩屑运移试验，经过一段时间t后，记录岩屑床顶端末位置P₂，计算岩屑床移动速度。岩屑床移动速度计算表达式为：

图 6 水平井洗井岩屑床整体运移示意

Figure 6. Overall transport of cuttings bed during horizontal well washing

下载: 全尺寸图片幻灯片

$v = \frac{{{P_2} - {P_1}}}{t}$

(13)

式中：v为岩屑床移动速度，cm/min；P₁为岩屑床初始位置，cm；P₂为岩屑床冲洗后位置，cm；t为岩屑床运移某段距离所需时间，min。

3. 试验结果与分析

笔者从岩屑和岩屑床2个方面研究岩屑启动和岩屑床清除效率。在低排量下岩屑的主要运移形态是在岩屑床表面滚动，悬浮层内几乎无岩屑。针对不同排量和转速下形成稳态岩屑床的情况，计算了不同粒径岩屑启动所需的流速，并分析了钻柱旋转时左右两侧非对称岩屑床的高度和岩屑启动流速的变化。计算了不同岩屑粒径条件下的岩屑床临界冲洗排量，即岩屑床可被整体清除的排量。由于试验尺度较现场过小，清除固相时所需的动量不同，分析了高度相同、长度不同岩屑床的清除速度，也分析了钻柱转速对形成稳态岩屑床所需时间的影响。

3.1 岩屑启动流速

在形成稳定岩屑床的排量范围内，岩屑的运移状态主要为表面岩屑滚动或跃迁运移。当岩屑床高度逐渐降低后表面岩屑不再运移时，定义该排量下对应的悬浮层流速为岩屑启动流速。水平段的岩屑床一般不会高于钻柱，但进行洗井或循环倒划眼时，井筒中岩屑会发生沉降甚至发生“雪崩”现象，导致岩屑淹没钻杆，因此，有必要对完全掩埋和部分掩埋钻柱所需的最低悬浮层流速进行分析。

利用式（3）处理试验数据，得到钻柱静止时不同排量下的不同粒径岩屑的启动流速，结果如图7所示。从图7可以看出：小粒径岩屑的启动流速明显低于大粒径岩屑，可见小粒径岩屑更容易运移；当排量增大时，岩屑启动流速并不随着排量增大而快速升高。由岩屑启动流速的定义可知其为悬浮层平均流体速度，当排量增大、悬浮层面积增大，悬浮层截面边界层距离流动中心越远，高流速区增大，岩屑床表面流速与悬浮层平均速度差值变大。因此，较小排量的岩屑启动流速更接近岩屑床表面流速，与岩屑受力运移所需流速更相近，岩屑启动流速并不随排量变化，即粒径0.5～1.0 mm岩屑运移所需流速为0.25 m/s，粒径3.0～4.0 mm岩屑运移所需流速为0.52 m/s。

图 7 钻杆静止不同粒径岩屑启动流速随排量的变化规律

Figure 7. Variation law of start-up velocity of cuttings with different particle sizes with flow rate under stationary drill pipe condition

下载: 全尺寸图片幻灯片

利用式（1）—式（6）处理试验数据，求得不同排量下流道截面积及无因次岩屑床高度，如图8所示。从图8可以看出，当无因次岩屑床高度小于0.782 6和流道截面积大于3 363 mm²时，钻杆处于露出状态，此时岩屑启动流速未发生明显变化，显然岩屑启动流速与岩屑床是否掩埋钻柱无关，说明环空截面变化导致的截面速度分布变化对悬浮层平均速度影响较小。

图 8 钻柱静止岩屑床高度及流道截面积变化规律

Figure 8. Variation law of cuttings bed height and cross-sectional area of flow path under stationary drill pipe condition

下载: 全尺寸图片幻灯片

根据试验结果，分析钻柱旋转速度对岩屑启动流速和两侧岩屑床高度的影响，结果如图9所示。从图9可以看出：钻柱开始旋转时，岩屑启动流速迅速降低，随着钻柱转速增大，岩屑启动流速趋近平稳；钻柱旋转后，两侧岩屑床的高度均有降低；大粒径岩屑受钻柱旋转的影响更大，钻柱旋转后，两侧岩屑床的高度差更大。由上面的分析可知，岩屑启动流速在特定流体下只与岩屑粒径相关，粒径2.0～3.0 mm岩屑的启动流速约为0.45 m/s，钻柱旋转后可降至0.25 m/s，钻柱旋转时的等效岩屑启动流速降低45.5%。岩屑运移可视化试验过程中，观察到钻柱旋转后，更多的岩屑进入高流速区运移，两侧岩屑床的高度均有降低，说明钻柱旋转可有效提高井眼清洁度。

图 9 不同粒径岩屑启动流速和岩屑床高度随钻杆转速的变化规律

Figure 9. Variation law of start-up velocity of cuttings with different particle sizes and cuttings bed height with rotational speed of drill pipe

下载: 全尺寸图片幻灯片

3.2 岩屑床清除效率

当排量达到临界冲洗排量后，岩屑床出现整体运移，此时根据临界流速计算出的悬浮层面积为整个环空截面。利用式（3）计算不同粒径岩屑的临界冲洗排量和临界流速，结果如图10所示。从图10可以看出，随着岩屑粒径增大，临界冲洗排量和临界流速增大。

图 10 临界流速随岩屑粒径变化的规律

Figure 10. Variation law of critical velocity with particle size of cuttings

下载: 全尺寸图片幻灯片

利用式（5）处理相关试验数据，求得不同粒径岩屑床在不同排量下的运移速度及不同初始质量岩屑床在不同排量下的运移速度（见图11）。从图11（a）可以看出，岩屑床整体运移速度随着排量增加而增大，排量小于5.6 L/s时，不同粒径岩屑床的运移速度相近；随着排量增大，较大粒径岩屑床的运移速度明显加快。分析其原因认为，当排量大于临界冲洗排量时，大粒径岩屑在水平方向所受拖曳力更大，拖曳力的携带作用明显高于净重力的沉降作用，同时岩屑床整体运移都是由岩屑床头部位置开始向后冲洗，小粒径岩屑床头部位置孔隙度小、更为紧密，环空流体破坏岩屑床头部的速度较慢。从图11（b）可以看出：相同排量下，随着岩屑床初始质量增大，岩屑床运移速度降低；初始质量相同的岩屑床，随着排量增大，岩屑床的运移速度增大。

图 11 岩屑床运移速度的变化规律

Figure 11. Variation law of cuttings bed transport speed

下载: 全尺寸图片幻灯片

采用前文所述试验数据处理方法对试验数据进行处理，求得无因次岩屑床高度和形成稳定岩屑床所需时间（见图12）。从图12可以看出：随着钻柱转速增大，不同粒径岩屑床的无因次高度减小，形成不同粒径稳定岩屑床所需时间缩短；在相同钻柱转速下，小粒径岩屑床的无因次高度小，形成小粒径稳定岩屑床所需时间短。由此可见，钻柱转速增大，既可以提高井眼清洁度，同时对提高岩屑床清除效率也具有重要作用。

图 12 岩屑床无因次高度和形成稳定岩屑床所需时间随钻柱转速变化的规律

Figure 12. Variation of dimensionless height of cuttings bed and time required to form stable cuttings bed with rotational speed of drill pipe

下载: 全尺寸图片幻灯片

4. 结　论

1）在同一流体中，小粒径岩屑易启动，其启动流速低。钻柱旋转可有效减小岩屑床高度，大粒径岩屑两侧岩屑床高差距明显大于小粒径岩屑，但在相同排量、转速下，小粒径岩屑床的高度仍较小。钻柱旋转条件下各粒径岩屑等效启动流速降低45.5%，有效提高了井眼清洁度。

2）相同排量下，不同初始质量岩屑床的运移速度变化较小，其机理为流体接触的岩屑床头部和岩屑床上层表面运移，岩屑床为分散体履带式滚动运移，因此与岩屑床初始质量无关，岩屑床整体质量不能作为整体获取动量，室内试验尺度研究的岩屑床运移速度对指导现场洗井快速清除岩屑床具有参考意义。

3）随着排量增大，大粒径岩屑床运移速度更快，在钻柱旋转作用下形成稳态岩屑床所需时间更短，钻柱旋转对井眼清洁度和岩屑床清除效率均有重要作用。水平段洗井非生产时间占比大，现在洗井时的钻柱转速较低（一般在50 r/min以下），若在井壁稳定允许范围内将钻柱转速提高至90 r/min以上，岩屑床清除效率将提升50%以上。

参考文献(29)

[1]	李克向.我国喷射钻井技术的现状及发展趋势[J].石油钻采工艺,1983,5(6):1-6. LI Kexiang.Present situation and development trend of jet drilling technology in China[J].Oil Drilling Production Technology,1983,5(6):1-6.
[2]	秦春,陈小元,李禹,等.水力脉冲射流钻井提速技术在江苏油田的应用[J].石油机械,2015, 43(5):17-21. QIN Chun,CHEN Xiaoyuan,LI Yu,et al.Applications of hydraulic pulse jet technology in Jiangsu Oilfield[J].China Petroleum Machinery,2015,43(5):17-21.
[3]	王太平,程广存,李卫刚,等.国内外超高压喷射钻井技术研究探讨[J].石油钻探技术,2003, 31(2):6-8. WANG Taiping,CHENG Guangcun,LI Weigang,et al.Study on domestic foreign ultra-high pressure jet drilling technique[J].Petroleum Drilling Techniques,2003,31(2):6-8.
[4]	耿亚楠,李根生,史怀忠,等.小井眼水力脉冲射流提速研究及应用[J].石油机械,2015,43(6):1-5. GENG Yanan,LI Gensheng,SHI Huaizhong,et al.Hydraulic pulsed jet technology for improving ROP in slimhole[J].China Petroleum Machinery,2015,43(6):1-5.
[5]	倪红坚,马琳,艾尼瓦尔,等.自吸环空流体式自激振荡脉冲射流性能分析与优化[J].中国石油大学学报(自然科学版),2011,35(6):76-80,94. NI Hongjian,MA Lin,ANWAR,et al.Performance analysis and optimization of self-excited pulsed jet suck-in annulus fluids[J].Journal of China University of Petroleum (Edition of Natural Science),2011,35(6):76-80,94.
[6]	付加胜,李根生,牛继磊,等.脉冲式井下增压钻井装置关键参数设计与分析[J].石油机械,2013,41(3):1-6. FU Jiasheng,LI Gensheng,NIU Jilei,et al.Design and analysis of the key parameters of downhole pulsed boosting drilling device[J].China Petroleum Machinery,2013,41(3):1-6.
[7]	成海,王甲昌,杨本灵.国内外井底增压喷射钻井技术研究现状[J].石油矿场机械,2008,37(6):34-38. CHENG Hai,WANG Jiachang,YANG Benling.Present situation research on pressurization at bottom hole technology about jet drilling home and abroad[J].Oil Field Equipment,2008,37(6):34-38.
[8]	王甲昌,张金成,赵国顺,等.35 MPa高压喷射钻井技术实践[J].石油钻探技术,2012,40(6):22-26. WANG Jiachang,ZHANG Jincheng,ZHAO Guoshun,et al.Practice of 35 MPa high pressure jet drilling[J].Petroleum Drilling Techniques,2012,40(6):22-26.
[9]	徐开林.关于旋转喷射钻井技术的改进意见[J].石油钻探技术,2004,32(2):24. XU Kailin.Improvement opinions on rotary jet drilling technology[J].Petroleum Drilling Techniques,2004,32(2):24.
[10]	王步娥,舒晓晖,尚绪兰,等.水力喷射射孔技术研究与应用[J].石油钻探技术,2005,33(3):51-54. WANG Bu’e,SHU Xiaohui,SHANG Xulan,et al.The study and application of the water-jet perforation technique[J].Petroleum Drilling Techniques,2005,33(3):51-54.
[11]	牛继磊,李根生,宋剑,等.水力喷砂射孔参数实验研究[J].石油钻探技术,2003,31(2):14-16. NIU Jilei,LI Gensheng,SONG Jian,et al.An experimental study on abrasive water jet perforation parameters[J].Petroleum Drilling Techniques,2003,31(2):14-16.
[12]	李根生,牛继磊,刘泽凯,等.水力喷砂射孔机理实验研究[J].石油大学学报(自然科学版),2002,26(2):31-34. LI Gensheng,NIU Jilei,LIU Zekai,et al.Experimental study on mechanisms of hydraulic sand blasting perforation for improvement of oil production[J].Journal of the University of Petroleum,China(Edition of Natural Science),2002,26(2):31-34.
[13]	张文华,李玲.浅析井下增压超高压喷射钻井的影响因素[J].钻采工艺,2003,26(4):13-14,22. ZHANG Wenhua,LI Ling.The influence factors of down-hole boost overpressure jet drilling[J].Drilling Production Technology,2003,26(4):13-14,22.
[14]	周长虹,张晓慧.超高压喷射钻井技术应用探讨[J].职业技术,2011(11):93. ZHOU Changhong,ZHANG Xiaohui.Discussion on the application of ultra high pressure jet drilling technology[J].Vocational Technology,2011(11):93.
[15]	赵国政.关于喷射钻井水力设计的一些问题[J].石油钻采工艺,1979,1(1):22-33,10. ZHAO Guozheng.Some problems about the hydraulic design of jet drilling[J].Oil Drilling Production Technology,1979,1(1):22-33,10.
[16]	唐川林,胡东,杨林,等.高效脉冲喷嘴在喷射钻井中的实验研究[J].天然气工业,2007,27(11):55-57. TANG Chuanlin,HU Dong,YANG Lin,et al.Experimental study on high-efficiency pulsed jet nozzle used in jet drilling[J].Natural Gas Industry,2007,27(11):55-57.
[17]	刘爽,李根生,史怀忠,等.水力脉冲射流流场数值模拟[J].石油钻采工艺,2015,37(5):17-21. LIU Shuang, LI Gensheng, SHI Huaizhong, et al. Numerical simulation researcl on hydro-pulsed jet swirl fluid flow field[J].Oil Drilling Production Technology, 2015,37(5):17-21.
[18]	张绍槐,廖荣庆,袁克勇,等.喷射钻井井底流场的研究[J].西南石油学院学报,1981,3(2):1-11. ZHANG Shaohuai,LIAO Rongqing,YUAN Keyong,et al.Research on the bottom hole flow field of jet drilling[J].Journal of Southwest Petroleum Institute,1981,3(2):1-11.
[19]	谢翠丽,杨爱玲,陈康民.非对称多喷嘴平底钻头井底三维流场数值模拟[J].石油学报,2002,23(6):77-80. XIE Cuili,YANG Ailing,CHEN Kangmin.Numerical simulation for downhole flow field of jet on PDC bits with asymmetric multi-nozzle distribution[J].Acta Petrolei Sinica,2002,23(6):77-80.
[20]	李根生,史怀忠,沈忠厚,等.水力脉冲空化射流钻井机理与试验[J].石油勘探与开发,2008,35(2):239-243. LI Gensheng,SHI Huaizhong,SHEN Zhonghou,et al.Mechanisms and tests for hydraulic pulsed cavitating jet assisted drilling[J].Petroleum Exploration and Development,2008,35(2):239-243.
[21]	史怀忠,李根生,张浩,等.塔河油田深井脉冲空化射流钻井试验研究[J].石油钻探技术,2013,41(3):85-88. SHI Huaizhong,LI Gensheng,ZHANG Hao,et al.Experimental study on hydraulic pulsed and cavitating jet drilling technique in deep wells of Tahe Oilfield[J].Petroleum Drilling Techniques,2013,41(3):85-88.
[22]	张志云,李根生,史怀忠,等.超深井水力脉冲空化射流钻井试验研究[J].石油钻探技术,2009,37(4):11-14. ZHANG Zhiyun,LI Gensheng,SHI Huaizhong,et al.Experiment study on ultra-deep well hydraulic pulsating-cavitating water jet drilling[J].Petroleum Drilling Techniques,2009,37(4):11-14.
[23]	柴胜凯.轴流泵叶轮设计与性能预估[D].西安:西安理工大学水利水电学院,2004. CHAI Shengkai.Design and performance prediction of axial flow pump impeller[D].Xi’an:Xi’an University of Technology,Institute of Water Resources and Hydro-Electric Engineering,2004.
[24]	谢德正.轴流泵叶轮的自动优化设计研究[D].扬州:扬州大学水利与能源动力工程学院,2010. XIE Dezheng.Automatic optimization design of axial flow pump impeller[D].Yangzhou:Yangzhou University,School of Hydraulic and Power Engineerin, 2010.
[25]	杨敬江.轴流泵水力模型设计方法与数值模拟研究[D].镇江:江苏大学能源与动力工程学院,2008. YANG Jingjiang.Design method and numerical simulation of axial flow pump hydraulic model[D].Zhenjiang:Jiangsu University, School of Energy and Power Engineering,2008.
[26]	关醒凡.现代泵理论与设计[M].北京:中国宇航出版社,2011:7-16. GUAN Xingfan.Modern pumps theory and design[M].Beijing:China Astronautic Publishing House,2011:7-16.
[27]	杨国颖,冯琛然.基于逆向设计理论的水泵水轮机设计与数值模拟[J].排灌机械工程学报,2013,31(11):964-968. YANG Guoying,FENG Chenran.Pump-turbine runner design and flow simulation based on inverse design method[J].Journal of Drainage and Irrigation Machinery Engineering,2013,31(11):964-968.
[28]	王旭鹤,祝宝山,曹树良,等.可逆式水泵水轮机转轮的三维反问题优化设计[J].农业工程学报,2014,30(13):78-85. WANG Xuhe,ZHU Baoshan,CAO Shuliang,et al.Optimal design of reversible pump-turbine runner[J].Transactions of the Chinese Society of Agricultural Engineering,2014,30(13):78-85.
[29]	LI Guojun,FENG Zhenping,LI Liang.Numerical simulation of three-dimensional viscous flows in a transonic turbine cascade using compressible κ-ω turbulence model:proceedings of the Fourth Asian Computational Fluid Dynamics Conference,September 18-22,2000[C].

施引文献

资源附件(0)

计量

文章访问数: 9193
HTML全文浏览量: 84
PDF下载量: 10872
被引次数: 0

1. 可视化岩屑运移试验系统
2. 试验方案与步骤
2.1 试验参数
2.2 试验设计
2.3 试验数据处理方法
2.3.1 钻杆静止时的岩屑床高度及悬浮层截面积
2.3.2 钻柱旋转时的岩屑床高度及悬浮层截面积
2.3.3 悬浮层流体流速、无因次岩屑床高
2.3.4 岩屑床移动速度
3. 试验结果与分析
3.1 岩屑启动流速
3.2 岩屑床清除效率
4. 结　论

1. 可视化岩屑运移试验系统
2. 试验方案与步骤
2.1 试验参数
2.2 试验设计
2.3 试验数据处理方法
2.3.1 钻杆静止时的岩屑床高度及悬浮层截面积
2.3.2 钻柱旋转时的岩屑床高度及悬浮层截面积
2.3.3 悬浮层流体流速、无因次岩屑床高
2.3.4 岩屑床移动速度
3. 试验结果与分析
3.1 岩屑启动流速
3.2 岩屑床清除效率
4. 结　论

参考文献(29)

施引文献

资源附件(0)

叶轮式井底盘阀脉冲射流钻井工具性能分析与优化

作者简介: 邵冬冬(1984—),男,山东高青人,2007年毕业于中国石油大学(华东)石油工程专业,2013年获中国石油大学(华东)油气井工程专业博士学位,江苏油田在站博士后,主要从事油气井管柱力学、井下工具开发及钻井提速研究。

计量

出版历程