張濤 于懷彬 黃欣 李玉梅 文濤 王寧

(1.北京信息科技大學(xué)高動(dòng)態(tài)導(dǎo)航技術(shù)北京市重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室 2.中石油渤海鉆探工程技術(shù)研究院 3.中石油冀東油田分公司鉆采工藝研究院 4. 中石油塔里木油田分公司)

0 引 言

近年來(lái)，水力噴射徑向鉆孔技術(shù)已經(jīng)被廣泛應(yīng)用在鉆水平井、定向井、深穿透射孔、老井、洗井、解堵、鉆水泥塞、切割套管等領(lǐng)域[1-3]。該技術(shù)已在中國(guó)、美國(guó)、加拿大、俄羅斯、阿根廷及玻利維亞等國(guó)家應(yīng)用并取得了良好的效果[4-6]。

加拿大Penertrators公司以及美國(guó)ICT公司研制了水力噴射鉆孔工具[7]。國(guó)內(nèi)的中石化、中國(guó)石油以及中國(guó)石油大學(xué)(北京)的研究與應(yīng)用也取得了不同的增產(chǎn)増注效果[8]。研究與應(yīng)用結(jié)果表明：當(dāng)鉆孔深度超過(guò)15 m時(shí)，徑向鉆孔產(chǎn)能是常規(guī)射孔產(chǎn)能的2～3倍；可利用高壓水射流導(dǎo)向的徑向射流鉆井技術(shù)，在垂直井筒方向形成長(zhǎng)度為30～100 m、直徑為25～50 mm的多個(gè)徑向微孔[9-11]；自進(jìn)式多孔鉆頭可以產(chǎn)生多股射流或者旋轉(zhuǎn)射流[12-13]，它是徑向水平井鉆井技術(shù)中的關(guān)鍵部件，作業(yè)時(shí)在徑向方向產(chǎn)生反沖力，對(duì)高壓軟管產(chǎn)生前向自進(jìn)力的同時(shí)完成破巖鉆孔，從而通過(guò)破碎巖石產(chǎn)生一定直徑的微井眼。因此，面對(duì)勘探生產(chǎn)力度的加大，評(píng)估好徑向水平井技術(shù)，將該技術(shù)經(jīng)濟(jì)有效地應(yīng)用于老油田的挖潛，其市場(chǎng)前景廣闊。

本文利用ANSYS-CFX軟件建立自進(jìn)式多孔射流鉆頭有限元數(shù)值模型，通過(guò)改變射流鉆頭前、后噴孔角度，以及前、后噴孔數(shù)量組合等參數(shù)，開(kāi)展了鉆孔器自進(jìn)力、噴射速度以及三維流場(chǎng)特性分析，并與解析計(jì)算及試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行比較。研究結(jié)果可為噴射鉆頭結(jié)構(gòu)的改進(jìn)以及水平徑向射流鉆進(jìn)自進(jìn)力的選擇提供理論依據(jù)。

1 模型建立

1.1 自進(jìn)式多孔射流鉆頭力學(xué)模型

根據(jù)動(dòng)量定理，控制體在定常流動(dòng)條件下水平方向的動(dòng)量控制方程為[14]：

(1)

式中：ρ是流體密度，kg/m3;vx是水平方向速度， m/s;vn是瞬時(shí)速度， m/s；A是過(guò)流面積， m2；Fx是作用在控制體上水平軸方向的合力，N。

式(1)的左項(xiàng)表示控制體內(nèi)水平方向上的動(dòng)量變化，是噴嘴前、后孔出口處水平方向上的動(dòng)量值減去入口處水平方向上的動(dòng)量值，即如下式：

(2)

式(1)的右項(xiàng)表示作用于控制體邊緣水平向上的矢量外力之和，得到：

(3)

式中：Fh是高壓軟管的拉力，N；pin是噴嘴的內(nèi)壓， Pa；pout是噴嘴的外壓， Pa。

結(jié)合式(1)和式(2)，可得：

(4)

從式(4)可得高壓軟管的拉力為：

(5)

射流噴嘴產(chǎn)生的自進(jìn)力Fz可以表示為：

(6)

自進(jìn)力可以由下式得出：

(7)

1.2 仿真建模

利用三坐標(biāo)測(cè)量?jī)x對(duì)多孔鉆頭進(jìn)行測(cè)繪，可得模型參數(shù)：鉆孔器的直徑為30 mm，鉆頭總長(zhǎng)度L為17.5 mm，內(nèi)徑d0為8.6 mm，外徑d′為12.5 mm，前噴孔直徑d2為0.5 mm，后噴孔直徑d1為0.7 mm。根據(jù)測(cè)繪參數(shù)，建立水力噴射鉆孔器幾何模型，并通過(guò)三維建模軟件的組合功能切分出流域模型，利用CFX建立水力噴射鉆孔器有限元數(shù)值模型。因鉆孔器前、后噴孔的直徑小于微孔的直徑，所以利用ANSYS-ICEM網(wǎng)格處理器對(duì)射流噴孔的三維流域進(jìn)行分區(qū)網(wǎng)格劃分。圖1為流域模型網(wǎng)格。

模型計(jì)算假設(shè)：①模擬過(guò)程不考慮傳熱，能量方程處于封閉狀態(tài)；②工作流體不可壓縮且穩(wěn)定；③不考慮重力。整個(gè)模擬環(huán)境中的工作流體采用密度為1 000 kg/m3的清水，泵的工作壓力為50 MPa，排量為100 L/min。對(duì)射流噴管的模擬只考慮了進(jìn)、出口和壁面的邊界條件。設(shè)定邊界條件后，調(diào)試求解器中的離散格式和松弛因子。

2 敏感性分析

2.1 多孔射流鉆頭前、后噴孔角度

在模擬過(guò)程中，底部圍壓p為40 MPa，前噴孔數(shù)為3，后噴孔數(shù)為6。前、后噴角設(shè)置如下:①前噴角θ2為20 °，后噴角θ1為30 °、35 °和40 °；②后噴角θ1為30 °，前噴角θ2為15 °、20 °和25 °。進(jìn)口流量Q為40 L/min，研究前、后噴角對(duì)自進(jìn)力和噴射速度的影響規(guī)律，結(jié)果如圖2、圖3和圖4所示。

圖2 鉆孔器在不同前、后噴孔角度條件下的射流速度分布Fig.2 Distribution of jet velocity with different front and back nozzle angles

圖3 后噴角對(duì)自進(jìn)力和噴射速度的影響Fig.3 Influence of back nozzle angles on self-propelled force and jet velocity

圖4 前噴角對(duì)自進(jìn)力和射流速度的影響Fig.4 Influence of front nozzle angles on self-propelled force and jet velocity

研究發(fā)現(xiàn)：隨著前噴角的增大，自進(jìn)力增加幅度較小，這說(shuō)明前噴角對(duì)高壓軟管的牽引力影響較小，前噴角參數(shù)主要影響徑向鉆孔軌跡形態(tài)，因此僅在設(shè)計(jì)多孔噴嘴時(shí)用作參考。另外，隨著流量的增大，自進(jìn)力和射流速度有明顯增加的趨勢(shì)。如圖3所示，自進(jìn)力隨著后噴角的增大而減小，噴射速度隨著后噴角的增大而增加。為了獲得較大的自進(jìn)力和更大的徑向孔眼，在多孔鉆頭設(shè)計(jì)中，后噴角不宜太大。因此，存在一個(gè)可以獲得最佳自進(jìn)力的后噴角，以完成高效的射流鉆孔。

2.2 多孔射流鉆頭前、后噴孔數(shù)組合

模擬過(guò)程中，設(shè)置底部圍壓p為40 MPa，前噴角θ2為20°，后噴角θ1為30°。設(shè)置前、后噴孔數(shù)組合(F+B)包括:(1)3+4、3+5、3+6；(2)4+ 4、4 + 5、4 +6；(3)5+4、5+5、5+6共3類，并根據(jù)前、后噴孔數(shù)組合(F+B)分類建立三組仿真模型，如圖5所示。3種不同噴孔數(shù)組合(F+B):3+6、4+6、5+6相應(yīng)的流速矢量場(chǎng)分布如圖6所示。

圖5 不同前、后噴孔數(shù)(F+B)組合仿真模型Fig.5 Simulation models with different combinations of front and back nozzle numbers (F+B)

圖6 不同噴孔數(shù)組合(F+B)相應(yīng)的流速矢量場(chǎng)分布Fig.6 Distributions of flow rate vector field for different combinations of nozzle numbers (F+B)

圖7為不同前噴孔數(shù)下流量與自進(jìn)力的關(guān)系曲線。由圖7可知，自進(jìn)力隨著流量的增加有大幅度增大的趨勢(shì)，隨前噴孔數(shù)的增加，自進(jìn)力有明顯減小的趨勢(shì)。這是因?yàn)榍皣娍讛?shù)越多，出口壓力越高，最后導(dǎo)致軟管內(nèi)出現(xiàn)更高的壓力損失。

圖7 前噴孔數(shù)對(duì)自進(jìn)力的影響規(guī)律Fig.7 Influence of front nozzle numbers on self-propelled force

圖8為不同后噴孔數(shù)下流量與自進(jìn)力的關(guān)系曲線。由圖8可知，自進(jìn)力隨著后噴孔數(shù)的增多增幅較小。這是由于后噴孔數(shù)越多，反向流量越大，破巖過(guò)程的驅(qū)動(dòng)力越大，自進(jìn)力則較小。因此，在保證自進(jìn)力的前提下，為提高多噴嘴破巖效率，需要優(yōu)化前、后噴孔數(shù)組合，以實(shí)現(xiàn)最佳徑向射流鉆井破巖性能。

圖8 后噴孔數(shù)對(duì)自進(jìn)力的影響規(guī)律Fig.8 Influence of back nozzle numbers on self-propelled force

Fz-n和Fz-c分別為數(shù)值模擬結(jié)果和解析計(jì)算結(jié)果。不同前、后噴孔數(shù)組合下的自進(jìn)力數(shù)值模擬結(jié)果與解析計(jì)算結(jié)果對(duì)比如圖9所示。由圖9可知，數(shù)值模擬結(jié)果與解析計(jì)算結(jié)果比較接近，表明本文所采用的數(shù)值模擬方法可以作為多孔射流鉆頭自進(jìn)力評(píng)估依據(jù)。

圖9 自進(jìn)力數(shù)值仿真與計(jì)算結(jié)果對(duì)比Fig.9 Comparison between simulation results and calculation results of self-propelled force

3 試驗(yàn)與結(jié)果分析

通過(guò)試驗(yàn)對(duì)數(shù)值仿真結(jié)果進(jìn)行驗(yàn)證。確定試驗(yàn)條件與參數(shù)：試驗(yàn)泵壓為40 MPa，排量為15～45 L/min；工作液為清水，密度為1 000 kg/m3，黏度為0.549 mPa·s；多孔噴嘴內(nèi)徑為20.0 mm，多孔噴嘴外徑為12.2 mm。前向孔與后向噴孔數(shù)組合：3+6，前孔直徑d2為0.50 mm，后孔直徑d1為0.70 mm；前噴角θ2為20°，后噴角θ1為30°，油管外徑為0.06 mm，將轉(zhuǎn)向裝置置于預(yù)定位置。

將水泥和水按一定比例混合成漿體，固定在套管外圍形成水泥環(huán)，水泥環(huán)厚度為8 cm，高度為10 cm，水泥保持固化24 h后，采用多孔鉆頭在高壓射流條件下進(jìn)行套管開(kāi)窗試驗(yàn)，開(kāi)窗試驗(yàn)結(jié)果如圖10所示。由圖10可見(jiàn)，多孔鉆頭依靠自進(jìn)力可以鉆穿套管，開(kāi)口平整均勻，邊緣無(wú)毛刺和凸起，開(kāi)窗質(zhì)量完全滿足現(xiàn)場(chǎng)工程要求。

圖10 套管開(kāi)窗試驗(yàn)結(jié)果Fig.10 Casing window test results

鉆頭自進(jìn)力數(shù)值模擬結(jié)果(Fz-n)、解析計(jì)算結(jié)果(Fz-c)和試驗(yàn)結(jié)果(Fz-e)的對(duì)比如圖11所示。由圖11可知：Fz-n與Fz-e之間的差異較小，數(shù)值模擬精度可達(dá)97.31%；Fz-n與Fz-c之間的差異較小，數(shù)值模擬精度可達(dá)96.5%。這證明了數(shù)值模擬方法與試驗(yàn)方法、解析方法的計(jì)算結(jié)果高度契合。

圖11 自進(jìn)力數(shù)值仿真、解析計(jì)算與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比Fig.11 Comparison between simulation results, calculation results and test results of self-propelled force

4 結(jié) 論

(1)自進(jìn)力隨前噴角的增大而增加的幅度較小。隨著流量的增加，自進(jìn)力和射流速度有明顯增大的趨勢(shì)。自進(jìn)力隨著后噴角的增大而減小，但噴射速度隨著后噴角的增大而增加。

(2)自進(jìn)力隨著流量的增加有明顯增大的趨勢(shì)，隨著前噴孔數(shù)的增多有明顯減小的趨勢(shì)，隨著后噴孔數(shù)的增多增幅較小。因此，在多孔鉆頭設(shè)計(jì)時(shí)存在一個(gè)最佳前、后噴孔數(shù)組合。

(3)通過(guò)數(shù)值仿真模擬結(jié)果、解析計(jì)算結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比發(fā)現(xiàn)：三者結(jié)果間的差異較小，平均精度為95.82%，而數(shù)值模擬結(jié)果與解析計(jì)算結(jié)果非常接近。這表明本文所采用的模擬方法可以作為多孔射流鉆頭水平徑向射流鉆進(jìn)自進(jìn)力選擇的依據(jù)。