李敬彬, 李根生,* , 黃中偉, 宋先知, 賀振國(. 中國石油大學(xué)(北京) 油氣資源與探測國家重點實驗室, 北京 049; . 中國石油勘探開發(fā)研究院, 北京 00083)

圍壓對高壓水射流沖擊壓力影響規(guī)律

李敬彬1, 李根生1,*, 黃中偉1, 宋先知1, 賀振國2
(1. 中國石油大學(xué)(北京) 油氣資源與探測國家重點實驗室, 北京 102249; 2. 中國石油勘探開發(fā)研究院, 北京 100083)

高壓水射流在油氣資源鉆探與增產(chǎn)領(lǐng)域應(yīng)用日益廣泛。但在井下作業(yè)時，射流一般處在很高的圍壓環(huán)境中，圍壓究竟對射流結(jié)構(gòu)和能量傳遞有何影響是長期困擾著鉆井領(lǐng)域的重要問題之一。通過圍壓水射流沖擊壓力測試裝置，測得了不同圍壓條件下軸線沖擊壓力及射流壓力。研究發(fā)現(xiàn)：憋壓加載圍壓條件下，當(dāng)圍壓小于噴嘴流量系數(shù)平方倍射流壓力時，射流壓力基本不變；圍壓較大時，射流壓力隨圍壓線性增加；圍壓對1倍噴距內(nèi)的高壓射流沖擊壓力基本沒有影響；無因次射流軸向水力靜壓與無因次圍壓的3.3次方成正比，隨無因次噴距線性增加，但當(dāng)無因次圍壓超過閥值(0.6～0.7)，水力靜壓將隨圍壓線性增加；無因次軸線沖擊壓力與無因次圍壓的0.15次方成反比，而隨無因次噴距線性減小，但超過閥值后基本不變。本研究可為鉆井水力參數(shù)設(shè)計、沖砂洗井等井下作業(yè)提供一定參考。

高壓水射流；圍壓；沖擊壓力；水力靜壓

0 引 言

20世紀(jì)60年代末，美國國家科學(xué)基金資助了旨在尋求一種高效切割破巖方法的龐大研究計劃，在研究人員提出的25種新方法中，高壓水射流破巖被公認(rèn)為最可行有效的方法[1]。在油氣資源鉆探過程中，高壓水射流起到輔助破巖、清巖與攜巖等重要的作用，是決定鉆速的重要因素；同時，高壓水射流在旋轉(zhuǎn)沖砂洗井[2]、水力噴射壓裂[3]和水力脈沖空化鉆井[4]等領(lǐng)域的應(yīng)用日益增多，已經(jīng)成為油氣鉆探與增產(chǎn)的重要技術(shù)手段。

為充分利用水力能量提高機械鉆速，針對高壓水射流輔助破巖機理及噴嘴組合、流體優(yōu)選、結(jié)構(gòu)參數(shù)優(yōu)化設(shè)計等方面，諸多學(xué)者開展了大量研究工作[5-7]。同時，針對高壓射流速度與壓力場分布的研究也在不斷進行中，早在1950年，Albertson等[8]對空氣射流速度衰減與分布規(guī)律進行了研究，通過嚴(yán)格理論推導(dǎo)得到射流速度沿軸線及徑向分布的表達(dá)式；1964年，McLean 等[9]通過室內(nèi)實驗對安裝高壓射流噴嘴的機械鉆頭井底流場進行了研究，得到井底漫流層速度分布與高壓射流沖擊壓力分布規(guī)律；1988年，Shen Z.等[10]通過實驗研究了高壓射流在到達(dá)井底之前的衰減規(guī)律，并提出了沖擊壓力半衰距離這一指標(biāo)。但當(dāng)射流發(fā)生在井下時，一般處在很高的圍壓環(huán)境中，尤其是深井(>4500m)與超深井(>6000m)中。室內(nèi)實驗表明，圍壓會降低高壓水射流的性能。1974年，F(xiàn)eenstra與Steveninck[11]通過實驗發(fā)現(xiàn)在模擬的圍壓條件下無法在靶件上形成水力刻痕；1996年，Alberts與Hashish[12]發(fā)現(xiàn)低圍壓(<17MPa)時，磨料射流性能受圍壓影響較大；2010年，Surjaatmadja等[13]發(fā)現(xiàn)高圍壓條件下高壓射流性能較差；2012年，Liao H.等[14]發(fā)現(xiàn)圍壓會使高壓射流衰減加快。圍壓究竟對射流結(jié)構(gòu)和能量傳遞有何影響是長期困擾著鉆井領(lǐng)域的重要問題之一。

因此，本文采用了一種可通過調(diào)節(jié)出口閥直徑形成圍壓環(huán)境的高壓水射流沖擊壓力測量裝置，該裝置可在圍壓筒內(nèi)形成不高于10MPa的圍壓。結(jié)合現(xiàn)有的實驗條件及安全因素，初步研究較低圍壓對高壓射流的影響，測得了不同排量、圍壓、噴距條件下的軸線沖擊壓力與射流壓力，重點分析了高壓水射流軸線沖擊壓力變化規(guī)律，并通過回歸分析得到?jīng)_擊壓力隨圍壓與噴距變化的表達(dá)式。本文研究成果可對鉆井水力參數(shù)設(shè)計、沖砂洗井等井下作業(yè)提供一定參考。

1 高壓射流沖擊壓力測量裝置與工作原理

1.1 高壓射流沖擊壓力測量裝置

為研究圍壓對于高壓水射流軸線沖擊壓力的影響規(guī)律，參照國內(nèi)外學(xué)者通用的圍壓加載方式，采用了Liao H.等[14]研究中使用的高壓射流沖擊壓力測量裝置，其結(jié)構(gòu)示意圖如圖1所示。該裝置主要由圍壓筒、噴嘴、沖擊面板、噴距調(diào)節(jié)桿、噴距標(biāo)尺、徑向距離調(diào)節(jié)桿和高壓出口調(diào)節(jié)閥等組成，其中噴距調(diào)節(jié)桿調(diào)節(jié)范圍為0～200mm，噴距可從標(biāo)尺上讀出；沖擊面板為一個平面，其中心存在一個直徑0.5mm的小孔，另一端可安裝壓力傳感器，可測得此處的靜壓力與沖擊壓力之和；通過控制高壓出口閥直徑，可在圍壓筒內(nèi)憋壓形成圍壓，這種憋壓式圍壓加載方式已被廣泛采用[11-15]，該裝置最高可形成10MPa圍壓；在高壓流體入口與出口處均可同時安裝壓力表與壓力傳感器，壓力表便于觀察調(diào)節(jié)壓力，壓力傳感器可以實現(xiàn)精確測量。

Fig.1 Sketch of the hydraulic jet impact pressure measuring device[14]

1.2 測試裝置工作原理

如圖1所示，高壓流體經(jīng)流體入口進入沖擊壓力測量裝置，經(jīng)噴嘴形成高壓射流，射流壓力可由流體入口處的壓力表1與壓力傳感器1測得，標(biāo)記為p1；高壓流體噴射到?jīng)_擊面板上，測點處的實測總壓力由壓力傳感器3測得，標(biāo)記為p3，其值為測點處水力靜壓與射流沖擊壓力之和；隨后流體經(jīng)出口閥流出該裝置，通過控制出口閥的直徑便可控制圍壓筒內(nèi)的圍壓大小，圍壓筒內(nèi)的壓力由壓力表2與壓力傳感器2測得，標(biāo)記為pc。由于測壓孔的前端面為平面，由袁恩熙[16]的研究得其沖擊壓力為：

式中：pimpact為測點處沖擊壓力，Pa;ρ為水的密度，kg/m3;v為水的速度，m/s。

則通過壓力表及壓力傳感器3測得實測總壓力p3可表示為：

式中：pstatic為測點處水力靜壓，Pa。

2 實驗設(shè)備及實驗方案

2.1 實驗設(shè)備

(1) 高壓泵

高壓柱塞泵1臺，額定壓力為60MPa，額定排量為100L/min，柴油機功率為90kW；

(2) 抗震壓力表及壓力傳感器

抗震壓力表2只，其中1個量程40MPa，精度1.0MPa，測量射流壓力；1個量程25MPa，精度0.5MPa，測量圍壓；量程30MPa靜水壓力傳感器2個，用于測量射流壓力與總壓力；量程10MPa靜水壓力傳感器1個，用于測量圍壓，傳感器輸出電流4～20mA，測量精度0.1% F*S。

(3) 高壓水閥

高壓水閥能夠承受10MPa壓力，通過調(diào)節(jié)其開度可實現(xiàn)圍壓在0～10MPa范圍變化。

(4) 數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)

該裝置采用美國NI多通道數(shù)據(jù)采集卡，可同時采集多達(dá)16路數(shù)據(jù)，如圖2所示。

(5) 射流噴嘴

實驗對噴嘴的結(jié)構(gòu)要求不高，故此處選用普通噴嘴，其當(dāng)量直徑為3mm，錐度為120°，出口圓柱段長6mm，為保證噴嘴與測壓孔的同心度，將噴嘴的流體入口端做成錐面，通過一個壓帽實現(xiàn)與入流管線連接，并通過一個O型圈進行密封，如圖3所示。

2.2 實驗方案

為得到較為精確的圍壓對高壓射流軸向沖擊壓力的影響規(guī)律，設(shè)計并開展了3組排量條件的實驗，噴距設(shè)置為1～7倍噴嘴當(dāng)量直徑，圍壓設(shè)置為0、1、2、3、4、5、6和7MPa。具體參數(shù)設(shè)計如表1所示。

表1 圍壓對高壓射流沖擊壓力影響實驗參數(shù)設(shè)置Table 1 Setup of the experiment for the effect of ambient pressure on hydraulic jet

3 結(jié)果與分析

3.1 實驗方法驗證

為驗證該實驗方法的可行性，分析了大氣中高壓射流實測軸向速度衰減規(guī)律。在無圍壓條件下測得實測總壓力p3即為各測量點的沖擊壓力，由式(2)可得各測點的軸向速度值，并做無量綱化處理，繪制無因次軸心速度-噴距曲線，如圖4所示。圖中縱坐標(biāo)為對數(shù)化無因次軸心速度值，其值為各測點速度值與最大軸心速度比值；橫坐標(biāo)為對數(shù)化的無因次噴距，其值為噴距(L)與噴嘴當(dāng)量直徑(d)的比值。從圖中可知，不同排量的無因次軸心速度發(fā)展規(guī)律一致；根據(jù)Albertson等[8]研究表明，圖中2條直線的交點即為等速核的終點，由圖可知等速核長度約為4.6d，這與已知的等速核長度9.22R0相符(R0為噴嘴出口半徑)。因此，證明該測量裝置可以準(zhǔn)確測量高壓射流速度分布情況，即沖擊壓力。

Fig.4 Distribution of centerline velocity of hydraulic jet without confining pressure

3.2 圍壓對射流壓力的影響

對于一個特定的噴嘴，若排量一定則其噴嘴壓降一定。在實驗時，分別給定了3個不同的排量，則對應(yīng)3個噴嘴壓降，其值等于無圍壓淹沒射流時的射流壓力，標(biāo)記為p0，則p0=p。圖5給出了射流壓力p0隨圍壓變化的關(guān)系曲線，圖中橫坐標(biāo)為無因次圍壓，其值等于圍壓pc與射流壓力p0之比；縱坐標(biāo)為無因次射流壓力，其值等于不同圍壓條件下的射流壓力p1與噴嘴壓降p0之比。從圖中可知，當(dāng)圍壓較小時，射流壓力變化很?。欢?dāng)無因次圍壓超過0.51后，射流壓力隨圍壓變化呈1∶1線性增長。經(jīng)計算得到本次實驗使用的噴嘴流量系數(shù)約為0.7，若忽略無因次射流壓力的微小變化，則其臨界值約為0.49(見圖5中藍(lán)色虛線)，即當(dāng)無因次圍壓大于噴嘴流量系數(shù)平方時，無因次射流壓力才會隨無因次圍壓增大而增大。證明憋壓條件下，圍壓對高壓射流影響較為復(fù)雜，需進一步開展研究。

3.3 圍壓對實測總壓力的影響

實驗測得的總壓力是測點處的水力靜壓與沖擊壓力之和，因此，首先分析了實測總壓力隨圍壓變化規(guī)律。將3組排量實驗數(shù)據(jù)匯總到圖6中，橫坐標(biāo)為無因次圍壓，其值為圍壓與噴嘴壓降的比；縱坐標(biāo)為無因次實測總壓力，其值為實測總壓力與噴嘴壓降的比。如圖6所示，不同排量條件下測得數(shù)據(jù)變化規(guī)律較為一致，且無量綱化的數(shù)據(jù)值較為接近，證明了實驗方法以及數(shù)據(jù)處理方法的有效性。實測總壓力等于測點處的水力靜壓與沖擊壓力之和，根據(jù)常壓下淹沒射流理論，射流區(qū)域內(nèi)的水力靜壓等于周圍介質(zhì)的壓力，即在同一端面上流體各質(zhì)點的壓力相同，且沿射流軸向不變化[17]。因此，射流區(qū)域內(nèi)不同位置處水力靜壓應(yīng)相等，應(yīng)隨圍壓增大而增大；而圍壓的存在可能加速高壓水射流的衰減，其值可能會隨圍壓的增大而減少，因此實測總壓力隨圍壓變化規(guī)律較為復(fù)雜，但其曲線斜率不會大于1，即實測總壓力增速不會大于圍壓增速。

Fig.6 Effect of the dimensionless confining pressure on the dimensionless measured total pressure

從圖6中可知，噴距為1d時，無因次實測總壓力變化規(guī)律與射流壓力變化規(guī)律基本一致，主要是由于距離較近，發(fā)散作用基本可以忽略，由連續(xù)性方程可知，其速度值變化不大，故認(rèn)為在噴距小于1d時，圍壓對射流的影響基本可以忽略；同時可以看出，當(dāng)圍壓較小時，無因次實測總壓力迅速減??；隨著圍壓的增加，其減小的趨勢逐漸消失，轉(zhuǎn)而緩慢增大；當(dāng)無因次圍壓超過0.5時，無因次實測總壓力迅速增大；隨著圍壓繼續(xù)增大，各測點的無因次實測總壓力變化趨于斜率為1的直線，即射流結(jié)構(gòu)穩(wěn)定，不再隨圍壓變化；圖中虛實線為作為參考的斜率為1的直線，很明顯地觀察到無因次實測總壓力曲線末端斜率大于1，與之前的分析不符。當(dāng)排量一定時，對于特定噴嘴軸心速度不會增加，因此，唯一合理的解釋是，憋壓加載圍壓條件下的射流區(qū)域內(nèi)靜壓力并不是均勻分布的，存在一定的壓力梯度；當(dāng)圍壓超過一定值后，射流結(jié)構(gòu)穩(wěn)定，射流軸線上的總壓力隨圍壓線性增加，此時圍壓對射流沖擊壓力的影響可忽略不計。考慮在射流區(qū)域內(nèi)的物理量都是連續(xù)分布的，不會存在跳躍，因此，總壓力必然可以用一定函數(shù)進行表達(dá)，進而將射流沖擊壓力從所測總壓力中分離，并得到其具體表達(dá)式。因此，開展了無因次實測總壓力回歸分析。

3.4 回歸分析

從圖6可知，圍壓對噴距1d處射流影響不大；流量為0.62L/s時，2d處的實測壓力出現(xiàn)異常，在回歸分析中不考慮。從圖中還可以看出不同排量的無因次實測總壓力曲線規(guī)律一致，且各曲線較為光滑，可用單一函數(shù)描述，但在圍壓增加到一定值后，曲線斜率減小，破壞了函數(shù)的光滑性，分析認(rèn)為此時射流已趨于穩(wěn)定，故在回歸分析中未把無因次圍壓為0.7的無因次實測總壓力考慮在內(nèi)。根據(jù)之前的分析可知，其中各測點靜壓力隨圍壓增大而增大，且隨著噴距的增大而增大；沖擊壓力隨圍壓增大而減小，且隨噴距增大而減?。划?dāng)圍壓較小時，其對射流區(qū)域的靜壓力影響較小，主要變化主要由速度變化引起；而在曲線末端，實測總壓力的增長速度超過了圍壓增長速度，說明此時靜壓力主導(dǎo)了實測總壓力變化。根據(jù)以上分析，用以下函數(shù)關(guān)系進行數(shù)據(jù)擬合：

擬合結(jié)果如圖7所示，擬合曲線光滑穿過大部分?jǐn)?shù)據(jù)，且變化規(guī)律較為一致，證明所選函數(shù)關(guān)系正確，能夠較好地表征無因次沖擊壓力隨無因次圍壓變化的規(guī)律。同時，發(fā)現(xiàn)各函數(shù)的指數(shù)變化不大，為研究方便取其平均值為各函數(shù)的指數(shù)，因此得到c=3.3，d=0.15。再次使用以下函數(shù)進行數(shù)據(jù)擬合：

如圖8所示，除2d處的數(shù)據(jù)擬合稍差外，其他數(shù)據(jù)擬合效果較好，且不同噴距處的實測總壓力變化規(guī)律類似。通過分析發(fā)現(xiàn)，各噴距處的實測壓力隨圍壓變化函數(shù)的參數(shù)a、b與無因次噴距存在較好的線性關(guān)系。圖9給出參數(shù)a、b隨無因次噴距變化的曲線，其線性關(guān)系明顯，且其函數(shù)關(guān)系如下,

由此可得，本實驗條件下，無因次實測總壓力表達(dá)式為：

由式(6)可得不同圍壓不同噴距處水力靜壓力與沖擊壓力分布，如圖10和11所示。

由圖10和11可得，在低圍壓條件下，射流軸線水

Fig.10 Curves of the dimensionless hydrostatic pressure and the dimensionless confining pressure

Fig.11 Curves of the dimensionless axial impact pressure and the dimensionless confining pressure

力靜壓受其影響較??；隨著圍壓增加，射流軸線水力靜壓開始增加，且速度越來越快，當(dāng)無因次圍壓超過一定閥值后，水力靜壓隨圍壓變化呈現(xiàn)1∶1線性變化，此時水力結(jié)構(gòu)已基本穩(wěn)定，本次實驗中無因次圍壓閥值在0.6～0.7之間。而速度值在低圍壓條件下迅速減??；隨著圍壓增加，速度衰減速度逐漸減??；當(dāng)圍壓超過一定閥值后，各測點處流體速度不再變化，此閥值與水力靜壓閥值一致。這很好地解釋了無因次實測總壓力隨無因次圍壓變化的規(guī)律。

4 結(jié) 論

圍壓究竟對射流結(jié)構(gòu)和能量傳遞有何影響是長期困擾著鉆井領(lǐng)域的重要問題之一。本文通過圍壓射流沖擊壓力測量裝置，得到了憋壓式加載條件下，水力靜壓與沖擊壓力隨圍壓變化規(guī)律，通過回歸分析得到了其具體表達(dá)式，主要得到以下結(jié)論：

(1) 憋壓條件下，在圍壓較小時，射流壓力基本不受其影響，當(dāng)圍壓超過流量系數(shù)平方(C2)倍的射流壓力時，射流壓力隨圍壓成線性1∶1增加；

(2) 憋壓條件下，1倍噴距處，實測總壓力隨圍壓變化規(guī)律與射流壓力相同，認(rèn)為圍壓對1倍無因次噴距以內(nèi)射流影響基本可以忽略；

(3) 憋壓條件下，高壓水射流水力靜壓分布不均勻，存在壓力梯度，通過回歸分析發(fā)現(xiàn)各處無因次水力靜壓與無因次圍壓的3.3次方成正比，隨噴距線性增加，當(dāng)無因次圍壓超過一定值后，無因次水力靜壓隨無因次圍壓線性增加；

(4) 憋壓條件下，圍壓對高壓射流影響較大，軸線沖擊壓力迅速衰減，隨著圍壓的進一步增大，射流結(jié)構(gòu)趨于穩(wěn)定；通過回歸分析得到，無因次射流沖擊壓力與無因次圍壓的0.15次方成反比，隨噴距線性衰減。

[1]Maurer W C, Heilhecker J K. Hydraulic jet drilling[C]. Drilling and Rock Mechanics Symposium, Austin, Texas, 1969. SPE-2434-MS. doi: http://dx.doi.org/10.2118/2434-MS.

[2]Song X, Li G, Huang Z, et al. Mechanism and characteristics of horizontal-wellbore cleanout by annular helical flow[J]. SPE J, 2014, 19(01): 45-54. doi: http://dx.doi.org/10.2118/156335-PA.

[3]曲海, 李根生, 黃中偉, 等. 水力噴射分段壓裂密封機理[J]. 石油學(xué)報, 2011, (03): 514-517. Qu H, Li G S, Huang Z W, et al. Sealing mechanism of the hydrajet stepwise fracturing[J]. Acta Petrolei Sinica, 2011, (03): 514-517.

[4]李根生, 史懷忠, 沈忠厚, 等. 水力脈沖空化射流鉆井機理與試驗[J]. 石油勘探與開發(fā), 2008, (02): 239-243. Li G S, Shi H Z, Shen Z H, et al. Mechanisms and tests for hydraulic pulsed cavitating jet assisted drilling[J]. Petroleum Exploration and Development, 2008, (02): 239-243.

[5]Feenstra R, Van Leeuwen J J M. Full-scale experiments on jets in impermeable rock drilling[J]. Journal of Petroleum Techno-logy, 1964, 16(03): 329-336. SPE-694-PA. doi: http://dx.doi.org/10.2118/694-PA.

[6]Kolle J J, Otta R, Stang D L. Laboratory and field testing of an ultra-high-pressure, jet-assisted drilling system[C]. SPE/IADC Drilling Conference, Amsterdam, Netherlands, 1991. SPE-22000-MS. doi: http://dx.doi.org/10.2118/22000-MS.

[7]Khorshidian H, Butt S D, Arvani F. Influence of high velocity jet on drilling performance of PDC bit under pressurized condition[C]. American Rock Mechanics Association Source 48th US Rock Mechanics/Geomechanics Symposium, Minneapolis, Minnesota, 2014. ARMA-2014-7465.

[8]Albertson M L, Dai Y B, Jensen R A, et al. Diffusion of submerged jets[J]. Transactions of the American Society of Civil Engineers, 1950, 115(1): 639-664.

[9]McLean R H. Crossflow and impact under jet bits[J]. Journal of Petroleum Technology, 1964, 16(11): 1299-1306. SPE-889-PA. doi: http://dx.doi.org/10.2118/889-PA.

[10]Shen Z, Sun Q. Study of pressure attenuation of a submerged, nonfree jet and a method of calculation for bottomhole hydraulic parameters[J]. SPE Drilling Engineering, 1988, 3(01): 69-76. SPE-14869-PA. doi: http://dx.doi.org/10.2118/14869-PA.

[11]Feenstra R, Van Steveninck J. Rock cutting by jets: a promising method of oil well drilling[J]. Society of Petroleum Engineers, 1974. SPE-4923-MS.

[12]Alberts D G, Hashish M. Evaluation of submerged high-pressure waterjets for deep ocean applications[C]. The Sixth International Offshore and Polar Engineering Conference, Los Angeles, California, USA, 1996. ISOPE-I-96-006.

[13]Surjaatmadja J B, Bailey A J, Sierra S A. Hydrajet testing under deep-well conditions points to new requirements for hard-rock perforating[J]. SPE Drilling & Completion, 2010, 25(03): 372-379. SPE-122817-PA. doi: http: /dx.doi.org/10.2118/122817-PA.

[14]Liao H, Li G, Yi C, et al. Experimental study on the effects of hydraulic confining pressure on impacting characteristics of jets[J]. Atomization and Sprays, 2012, 22(3): 227-238.

[15]Khorshidian H, Butt S D, Arvani F. Influence of high velocity jet on drilling performance of PDC bit under pressurized condition[C]. American Rock Mechanics Association Source 48th US Rock Mechanics/Geomechanics Symposium, Minneapolis, Minnesota, 2014. ARMA-2014-7465.

[16]袁恩熙. 工程流體力學(xué)[M]. 北京: 石油工業(yè)出版社, 1986: 77-78. Yuan E X. Engineering fluid mechanics[M]. Beijing: Petroleum Industry Press, 1986: 77-78.

[17]沈忠厚. 水射流理論與技術(shù)[M]. 東營: 石油大學(xué)出版社, 1998: 51-52. Shen Z H. Hydraulic jet theory and technology[M]. Dong-ying: University of Petroleum Press, 1998: 51-52.

(編輯：張巧蕓)

Effect of confining pressure on the axial impact pressure of hydraulic jetting

Li Jingbin1, Li Gensheng1,*, Huang Zhongwei1, Song Xianzhi1, He Zhenguo2

(1. State Key Laboratory of Petroleum Resources and Prospecting, China University of Petroleum-Beijing, Beijing 102249, China; 2. Research Institute of Petroleum Exploration & Development, China National Petroleum Corporation, Beijing 100083, China)

Hydraulic jetting techniques have found growing application in improving the rate of penetration (ROP) and enhancing oil recovery (EOR) in the oil and gas field. But it always encounters high confining pressure condition which may significantly weaken the performance of hydraulic jetting at the bottom of wells especially for the deep and ultra-deep wells, so it is crucially important to study the effect of the confining pressure on the high pressure jetting. A hydraulic jetting impact pressure measuring device which could generate low confining pressure (<10MPa) is used to measure the jet pressure and axial impact pressure. Results show that, with the method to build the confining pressure by changing the diameter of the outlet, the dimensionless jet pressure hardly changes until the dimensionless confining pressure exceeds a threshold which approximately equals to the square of the nozzle discharge coefficient, and from then on it increases with the confining pressure linearly; the confining pressure has no effect on the axial impact pressure within one nozzle diameter standoff distance; numerical fitting analysis show that the dimensionless axial hydrostatic pressure is proportional to the 3.3 power of the dimensionless confining pressure, and increases linearly with the dimensionless standoff distance; the dimensionless axial impact pressure is inversely proportional to the 0.15 power of the dimensionless confining pressure, and decreases linearly with the dimensionless standoff distance; but if the dimensionless confining pressure exceeds a threshold value which is between 0.6 and 0.7 in our study, the axial hydraulic static pressure will be in accord with the confining pressure, and the axial impact pressure won’t change. This study provides helpful instruction for the hydraulic factor design for drilling, sand-flushing operation, et al.

hydraulic jetting;confining pressure;impact pressure;hydrostatic pressure

2016-04-29;

2016-12-15

國家自然科學(xué)基金石油化工聯(lián)合基金重點基金(U1562212)

LiJB,LiGS,HuangZW,etal.Effectofconfiningpressureontheaxialimpactpressureofhydraulicjetting.JournalofExperimentsinFluidMechanics, 2017, 31(2): 67-72. 李敬彬, 李根生 , 黃中偉, 等. 圍壓對高壓水射流沖擊壓力影響規(guī)律. 實驗流體力學(xué), 2017, 31(2): 67-72.

1672-9897(2017)02-0067-06

10.11729/syltlx20160074

TE21; TP601

A

李敬彬(1989-)，男，山東沂水人，中國石油大學(xué)(北京)校聘博士后。研究方向：油氣井流體力學(xué)。通信地址：北京市昌平區(qū)府學(xué)路18號(102249)。E-mail: lijingbin555@hotmail.com

*通信作者 E-mail: ligs@cup.edu.cn