楊勝楠，徐鵬旭

（1.中國石油集團(tuán)長城鉆探工程有限公司，天津 300457；2.西南石油大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院，成都 610500）

0 引言

低滲透油田開發(fā)是關(guān)系我國石油、天然氣工業(yè)發(fā)展水平的重要組成部分，隨著全球?qū)κ托枨罅康难该驮黾?。特低滲、稠油油氣田以及小儲(chǔ)量的邊際油氣田已經(jīng)成為油氣產(chǎn)量的新增點(diǎn)。國內(nèi)外油氣田開發(fā)的實(shí)踐表明：對薄儲(chǔ)層、低滲透、稠油油氣藏以及小儲(chǔ)量的邊際油氣藏等，水力徑向鉆孔技術(shù)是最佳的開發(fā)方式[1-4]。

噴嘴是水射流技術(shù)應(yīng)用中獲得高能量利用率的關(guān)鍵因素之一，水力徑向鉆孔是利用從噴嘴射出的具有很大動(dòng)能的射流進(jìn)行清洗、切割和破碎巖石等，達(dá)到水力徑向鉆孔的目的。為此，研究射流的破巖機(jī)理，對于設(shè)計(jì)高效水力徑向鉆孔噴嘴具有重要的意義。目前許多學(xué)者對射流破巖機(jī)理進(jìn)行了研究，王瑞和等[5-7]通過試驗(yàn)方法和數(shù)值仿真方法對旋轉(zhuǎn)射流噴嘴、多孔射流噴嘴進(jìn)行了研究，并得到了旋轉(zhuǎn)射流和多孔直射流破巖機(jī)理。但是他們的研究都是通過間接的方法反應(yīng)射流的破巖規(guī)律，沒有直接分析射流作用后井底的應(yīng)力應(yīng)變分布規(guī)律。為更加貼近實(shí)際工況，研究將采用流固耦合的方法分析射流作用下固體域的受力及變形情況，模擬井底真實(shí)的受力狀態(tài)及形變特征，為分析井底的力學(xué)狀態(tài)提供了直觀的觀察效果。

1 噴嘴結(jié)構(gòu)

水力徑向鉆孔作業(yè)工藝主要分為套管開窗和水力徑向鉆孔。水力徑向鉆孔即利用自進(jìn)式噴嘴結(jié)構(gòu)前噴口產(chǎn)生的高速射流實(shí)現(xiàn)破巖，后噴口射流形成的反沖力實(shí)現(xiàn)自推進(jìn)，從而實(shí)現(xiàn)自推進(jìn)鉆孔效果，增加原油滲流面積，達(dá)到提高油氣井產(chǎn)量的目的。噴嘴的破巖效果直接影響水力徑向鉆孔作業(yè)的成敗，因此探索射流對井底的作用規(guī)律，可用于指導(dǎo)高效破巖噴嘴結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)。圖1所示為自進(jìn)式噴嘴結(jié)構(gòu)示意圖，該噴嘴結(jié)構(gòu)可以分為2個(gè)部分，前噴口射流產(chǎn)生的沖擊力用于沖擊破巖，后噴口射流產(chǎn)生的反沖力為系統(tǒng)提供前進(jìn)的動(dòng)力。

圖1 噴嘴結(jié)構(gòu)

2 計(jì)算模型

2.1 計(jì)算流體域與網(wǎng)格離散化

由于后噴口在自進(jìn)式噴嘴破巖過程當(dāng)中對破巖效果的影響很小，同時(shí)為提高計(jì)算速度，因此在FSI建模過程中忽略了后噴口結(jié)構(gòu)，建立了前噴口附件的固體域和流體域。圖2所示為計(jì)算流體域及其網(wǎng)格離散化模型。取巖石的徑向壁厚為5 mm，井底巖石的壁厚為8 mm；對固體域底面及外圓周面進(jìn)行全約束固定，外載荷通過流固交界面?zhèn)鬟f到固體域上，并對固體域按流場中的瞬態(tài)分析的時(shí)間步長進(jìn)行設(shè)定，通過GGI傳遞的載荷進(jìn)行瞬態(tài)加載，進(jìn)而求解得到井筒內(nèi)的固體域變形情況，并以此為依據(jù)分析噴嘴的破巖效果。

圖2 計(jì)算流體與及網(wǎng)格離散化模型

2.2 邊界條件與模型設(shè)置

2.2.1 邊界條件

設(shè)定入口采用速度入口邊界，出口采用壓力出口邊界，噴嘴的內(nèi)外壁均為無滑移的光滑壁面；井壁面設(shè)定為能夠進(jìn)行流固耦合數(shù)據(jù)交換傳輸?shù)目苫票诿?，且均在剪切滑移?yīng)力達(dá)到巖石的破碎應(yīng)力后能產(chǎn)生破碎的效應(yīng)。具體數(shù)據(jù)如表1所示。

表1 流體域邊界條件參數(shù)

2.2.2 物性參數(shù)與計(jì)算模型設(shè)置

利用流固耦合（FSI）對井底破巖進(jìn)行求解，選取具有代表性的砂巖巖層的巖性進(jìn)行數(shù)值模擬，其材料參數(shù)為[8]：抗壓強(qiáng)度73.2 MPa，抗拉強(qiáng)度為4.5 MPa，硬度為900 MPa，彈性模量為0.90×104 MPa，泊松比為0.03，研磨性為24 mg。湍流模型選用標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型，具體流體域參數(shù)模型設(shè)置如表2所示。

表2 流體域求解模型參數(shù)

3 結(jié)果分析

圖3所示為井底和井壁的變形位移情況，在井底平面上中心區(qū)域變形為0.05 mm以上的區(qū)域相對較小，這與噴嘴水力能量沒有完全用于水力破巖是有一定關(guān)系的，在井筒上沿半徑方向上的固體域的最大變形為0.035 915 mm左右，這說明在沒有流體速度突變的情況下產(chǎn)生的擴(kuò)孔效能不是十分明顯，這是因?yàn)榉瓷渖淞餮貜较虻姆至枯^小。

圖3 井底及井壁的總變形位移分布規(guī)律

圖4 所示為井底平面在軸線方向的位移變形云圖，從云圖中得到的數(shù)據(jù)分布來看，井底平面沿軸線方向的變形情況是與速度噴射擴(kuò)散角有關(guān)，在井底平面上的最大位移分布區(qū)域與最大噴射擴(kuò)散角的作用區(qū)域大小基本相同，在此區(qū)域以外的井底平面沿軸線方向上的位移多是由流體在井底平面上的漫流和壓力的共同作用引起的，所以也呈現(xiàn)出了沿著徑向方向不斷遞減的趨勢，且在整個(gè)井底平面上這種變形表現(xiàn)出了高度的中心對稱的規(guī)則分布。

圖4 井底平面沿軸向方向的變形情況

圖5 所示為從井底和井筒壁的等效應(yīng)力分布情況，整個(gè)井底的中心區(qū)域的等效應(yīng)力均保持在74.0 MPa以上，且作用區(qū)域大小規(guī)則，分布均勻。隨著與井筒壁的距離不斷接近在犄角處出現(xiàn)了較高的應(yīng)力集中，這種應(yīng)力集中可以在一定程度上幫助流體對該處的巖石起到楔入剝巖的功效。同時(shí)回流沿著井筒壁也產(chǎn)生了較高的應(yīng)力分布。這也是能夠擴(kuò)孔的重要?jiǎng)恿χ?。在井筒上的等效?yīng)力分布沿著遠(yuǎn)離井底方向數(shù)值從90～62.0 MPa，并表現(xiàn)出了隨著距離井底距離的增大逐漸變小的跡象。

圖5 井底和井筒的等效應(yīng)力分布情況

圖6所示為井筒內(nèi)的最大剪切應(yīng)力分布情況，最大剪切應(yīng)力在井底平面的中心區(qū)域的作用比較明顯，因?yàn)樵诖藚^(qū)域流體由垂直井底平面入射變化為沖擊過后的橫向漫流沖刷井底平面，射流的大部分能量都會(huì)以剪切應(yīng)力的形式被井底吸收。而沿著井筒壁方向最大剪切應(yīng)力表現(xiàn)為均勻分布，這是由于在射流井筒壁上的流動(dòng)相對穩(wěn)定，所以產(chǎn)生了數(shù)值比較平穩(wěn)的剪切應(yīng)力。

圖6 井底和井筒的最大剪切應(yīng)力分布情況

圖7 井底和井筒的等效應(yīng)變情況

圖7 所示為井底和井筒的等效應(yīng)變情況，可以清楚地看出，應(yīng)變的數(shù)值分布與應(yīng)力分布規(guī)律表現(xiàn)出了大致相同的趨勢。表現(xiàn)為在井底的大部分中心區(qū)域和井筒壁上數(shù)值較為均勻的分布。且在井底平面的應(yīng)變的平均數(shù)值小于在井筒壁上的應(yīng)變的平均數(shù)值，說明低速回流對井壁的剪切破壞作用要強(qiáng)于高速射流對井底的沖擊效果，這也是巖石抗壓不抗剪的性質(zhì)所決定的。

4 結(jié)束語

通過本文的研究，揭示了射流對井底巖石的作用機(jī)理，發(fā)現(xiàn)軸向直射流與井底漫流的沖擊和剪切耦合作用下，井底最大應(yīng)力和應(yīng)變區(qū)域呈現(xiàn)高度規(guī)則的中心對稱分布，且作用區(qū)域的大小與射流擴(kuò)散角有關(guān)。回流對井壁有較強(qiáng)的剪切破壞作用，是擴(kuò)孔的重要?jiǎng)恿χ?。射流對巖石的剪切破壞效果明顯強(qiáng)于射流對井底的沖擊破壞效果。研究結(jié)論可為高效破巖噴嘴結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)提供理論支撐。