蘇前榮 尹添石 史懷忠 宋先知 崔猛 赫文豪 張楠

(1. 中石化中原石油工程公司有限公司 2. 中國石油大學(北京) 油氣資源與探測國家重點實驗室3 .中國石油集團工程技術研究院有限公司 4.中國石油大學(北京)油氣光學探測技術北京市重點實驗室5. 中國石油大學(北京) 理學院能源交叉學科基礎研究中心 6. 中國石油新疆油田分公司工程技術研究院)

0 引 言

脈沖振動鉆井技術通過軸向脈動沖擊作用于井底巖石, 可實現(xiàn)脈沖射流, 提高清巖破巖能力, 又能減少壓持效應, 并大幅度提高機械鉆速, 在軟、硬地層中鉆井提速應用效果良好。 倪紅堅等[1]于2006 年提出了水力脈沖振動鉆井技術, 在水力脈沖振動鉆井工具研制成功后開展了現(xiàn)場試驗, 機械鉆速提高了20%以上。 至今, 脈沖振動鉆井工具不斷更新, 在現(xiàn)場應用中提速效果良好[2-3]。

隨著勘探開發(fā)向深層超深層發(fā)展[4-5], 深井超深井普遍存在壓力系統(tǒng)復雜且具有不確定性、 地層巖性復雜、 地層流體(天然氣、 H2S、 水、 高壓鹽水等) 復雜、 工程力學復雜等工程地質特征[6-7]。鉆井工程面臨井控質量與保障難度大、 施工風險高、 深部鉆井速度慢、 水平井托壓嚴重、 摩阻扭矩大、 提速裝備和工具適應性差、 新技術儲備不足等問題[8-10]。 同時, 隨著所鉆地層的復雜程度持續(xù)提高, 不可忽視地層巖性的改變對脈沖振動工具提速效果的影響, 因此, 有必要進行脈沖振動提速工具在地層適應性與降摩減阻方面的研究。 筆者擬開展脈沖振動特性參數(shù)調控方法的數(shù)值模擬, 揭示脈沖振動提速工具在井下的自適應調節(jié)機制, 優(yōu)化脈沖振動提速工具調控結構設計, 為可調式脈沖振動提速工具的結構設計及優(yōu)化提供理論依據(jù)。

1 結構設計及選型

1.1 組成與工作原理

脈沖振動提速工具結構示意圖如圖1 所示。 該工具主要由工具外殼、 脈沖機構、 隔環(huán)以及沖擊機構組成。 脈沖機構由導流體、 葉輪座、 葉輪、 振蕩噴嘴組成, 依次套設于工具外殼內部。 隔環(huán)將脈沖機構與沖擊機構分隔, 上方鉆井液流入工具外殼,流經(jīng)導流體時流動方向發(fā)生改變, 隨后鉆井液直接作用于葉輪葉片, 產(chǎn)生的沖擊力帶動葉輪旋轉。 隨著葉輪的轉動, 葉輪與葉輪座之間的流道空間周期性發(fā)生改變, 鉆井液流經(jīng)周期性變化的流道空間所產(chǎn)生的脈沖射流, 作用于下方的振蕩噴嘴; 脈沖射流經(jīng)過振蕩噴嘴的同時, 脈沖特性被放大。 隨后,被諧振放大的脈沖射流直接作用在沖擊機構的上端面并產(chǎn)生軸向沖擊作用, 進而傳遞給鉆頭[11]。

圖1 脈沖振動工具結構示意圖Fig.1 Schematic diagram of the pulse vibration tool

脈沖振動工具在軟、 硬地層應用效果良好, 具體表現(xiàn)如下: 它可在不同類型的地層、 鉆井液性能條件下使用; 該工具無橡膠件, 不受地層溫度的影響; 它能在保持井身結構的同時, 有效提高機械鉆速。 但脈沖振動工具對軟硬交錯地層的適應性較差,針對不同地層, 并不能及時調整工具的脈沖參數(shù),可能會出現(xiàn)縮短工具壽命、 附加摩擦阻力等問題。

1.2 調控機構設計

利用SolidWorks 3D 建模軟件, 基于脈沖振動工具對調控結構進行設計, 以不同調節(jié)方式建立了4 種調控結構模型, 如圖2 所示。

圖2 4 種調控機構結構示意圖Fig.2 Schematic diagrams of four control mechanisms

對于導流孔導流式調控結構, 在其導流體的斜坡上設置有直徑為10 mm 的導流孔, 上方鉆井液流經(jīng)導流體的同時, 有一部分鉆井液流進導流孔,之后直接作用于葉輪內側葉片。 導流孔通道內部安置有球閥, 隨著球閥轉動, 導流孔的開合發(fā)生改變, 從而調節(jié)進入導流孔的鉆井液流量。 流出導流孔的鉆井液直接作用于葉輪內側葉片。 因此, 通過調節(jié)導流孔的開合大小進而能夠調節(jié)葉輪的轉速與頻率。 導流孔內球閥的調節(jié)方案如圖3 所示。

圖3 球閥調控方案Fig.3 Ball valve control schemes

對于泄流槽分流式調控結構, 在脈沖機構側邊設置一泄流槽, 泄流槽貫穿導流體、 葉輪座與振蕩噴嘴, 流經(jīng)泄流槽的鉆井液直接作用于沖擊機構,不與葉輪相接觸, 如圖4 所示。 其原理是通過盤閥調節(jié)進入泄流槽的鉆井液排量, 改變沖擊葉輪葉片的鉆井液沖擊力, 進而調節(jié)葉輪轉速與頻率。

圖4 盤閥控制泄流槽入口開合示意Fig.4 Disc-valve-controlled opening/closing of the relief channel inlet

渦輪驅動扇形盤閥式與渦輪驅動圓形盤閥式調控機構的脈沖原理與上2 種葉輪式脈沖結構不同。在渦輪驅動盤閥式脈沖工具中, 由鉆井液驅動渦輪旋轉, 流經(jīng)渦輪葉片后的鉆井液直接作用于動靜盤閥, 動盤閥隨渦輪轉動, 從而同靜盤閥實現(xiàn)扇形孔的瞬時開合與關閉, 且把流經(jīng)上、 下盤閥的連續(xù)鉆井液調制成流量和流速具有瞬時非均勻性的脈沖射流。 該結構的調控方法是在動、 靜盤閥下端添加一個控制盤閥, 通過調節(jié)控制盤閥與靜盤閥的交錯角度, 改變靜盤閥的過流面積, 由此改變了動、 靜盤閥瞬時開合與關閉的周期, 進而對流經(jīng)盤閥的鉆井液脈沖頻率進行調節(jié), 如圖5 所示。

圖5 渦輪驅動盤閥式調控工具示意圖Fig.5 Schematic diagram of the turbine-driven disc-valve control tool

1.3 調控機構優(yōu)選

采用數(shù)值模擬方法驗證各結構的脈沖輸出特性調節(jié)能力。 在正確表征流場的基礎上, 簡化模型結構, 縮短計算時間。 4 種調控機構分別設置不同數(shù)量的調節(jié)狀態(tài), 并依次建立物理模型, 隨后導入CFD 流場仿真軟件進行分析。 在各調節(jié)狀態(tài)下,當數(shù)值模擬葉輪、 渦輪轉速達到穩(wěn)定時, 以葉輪、渦輪的轉速、 出口處體積流量波動頻率為評價指標, 判定調控效果。 圖6 為4 種調控機構對葉輪轉速與脈沖頻率調節(jié)能力效果曲線圖。 其中: 圖6a與圖6b 中橫坐標為調控機構開合關閉狀態(tài), 0 為盤閥完全打開, 1 為完全閉合狀態(tài); 圖6c 中橫坐標為控制盤閥閉合角度, 0°為控制盤閥與靜盤閥完全重合, 60°為控制盤閥轉過靜盤閥60°。

圖6 調控機構數(shù)值模擬結果曲線Fig.6 Numerical simulation results of control mechanisms

由圖6 可知, 4 種調控機構的調節(jié)效果差異明顯。 導流孔導流式調控機構在閉合程度小于時,轉速與頻率的調節(jié)程度較小, 僅在球閥完全關閉的情況下具有一定的調節(jié)效果。 考慮到渦輪驅動盤閥式調控機構調控結構實施難度較大, 且調控效果不明顯, 不進行過多分析。 調控效果最佳的是泄流槽分流式調控機構, 轉速調控范圍在60 ～185 r/min之間, 頻率調控范圍在6 ～19 Hz 之間, 調節(jié)幅度均勻分布, 轉速與頻率調節(jié)幅度都在300%以上。

根據(jù)數(shù)值模擬結果, 最終將泄流槽分流式調控機構作為優(yōu)選結構, 但該結構仍存在泄流槽流道結構不合理, 工具壓耗過高等問題, 有必要進行結構設計優(yōu)化, 以實現(xiàn)更符合提速需求的調控效果。

2 泄流槽分流式調控機構設計優(yōu)化

根據(jù)上一節(jié)內容, 初步確定以泄流槽分流式調控機構為基礎進行優(yōu)化設計。 為減小鉆井液流經(jīng)工具過程中的能量損失, 對泄流流道及盤閥結構進行改進, 并對盤閥設計開展了進一步優(yōu)化。

單盤閥調控機構結構設計如圖7 所示。

圖7 單盤閥調控機構結構設計Fig.7 Structural design of the single-disc-valve control mechanism

盤閥外側周向設置有齒輪槽, 與工具外殼內放置的齒輪進行配合, 通過工具外筒內的電機對齒輪進行控制, 進而對盤閥的開合進行控制, 最終實現(xiàn)鉆井液在泄流流道與主流道的分流。 針對盤閥限位, 進行了限位結構設計, 保證了調控機構在安裝過程中的正確限位。 基于可調式脈沖機構設計, 對工具配合的其他結構進行了設計, 形成的可調式脈沖振動提速工具如圖8 所示。

圖8 可調式脈沖工具總裝圖Fig.8 Assembly diagram of the adjustable pulse vibration tool

該工具主要由調控機構、 脈沖發(fā)生機構與沖擊機構組成。 為了探究其流場脈沖特性, 針對優(yōu)化后的脈沖發(fā)生機構與調控機構開展了數(shù)值模擬。

3 調控機構數(shù)值模擬研究

3.1 幾何模型建立及網(wǎng)格劃分

采用SolidWorks 3D 建模軟件建立單盤閥調控結構, 并建立直徑為190 mm 的圓柱體流域模型,將脈沖機構從圓柱體流域模型中抽離, 留下的工具流體域模型如圖9 所示。 圖9 中藍色箭頭代表鉆井液流動方向。

圖9 單盤閥調控機構流域建立Fig.9 Fluid domain establishment of the single-disc-valve control mechanism

對所建立的流域進行自動網(wǎng)格劃分, 由于機構內部較為復雜, 涉及到旋轉域( 葉輪) 與靜止域( 除葉輪外)的交互, 因此將機構流域拆分成2 部分, 并對每部分進行網(wǎng)格劃分, 最終再將其組合,組合后的網(wǎng)格如圖10 所示。 靜止域網(wǎng)格設置最大網(wǎng)格尺寸為0.1 mm, 面網(wǎng)格尺寸為0.05 mm; 轉子域是主要計算部位, 對其進行局部網(wǎng)格加密, 設置最大網(wǎng)格尺寸為0.01 mm, 面網(wǎng)格尺寸為0.03,確定網(wǎng)格數(shù)量為26 萬～29 萬。

圖10 單盤閥調控機構網(wǎng)格劃分Fig.10 Meshing of the single-disc-valve control mechanism

3.2 模型選擇及邊界條件的設定

k-epsilon 是湍流模式理論中的一種, 簡稱k-ε模型。k-epsilon 模型屬于二元方程模型, 適合完全發(fā)展的湍流。 它具有很好的魯棒性、 經(jīng)濟性, 能對大范圍湍流進行合理預測。

設置數(shù)值模擬研究過程中比較常用的排量入口與壓力出口邊界條件[12], 排量入口以鉆井液排量30 L/s 為依據(jù), 可進行調整; 壓力出口以地層壓力為依據(jù), 設置為30 MPa。 通過對模型的后處理,可以得到模型整體的壓力分布、 轉子的轉速和工具的壓耗損失等參數(shù)。

3.3 數(shù)值模擬結果分析

根據(jù)單盤閥泄流槽分流式調控機構模型設計,結合數(shù)值模擬結果, 進行速度場、 壓力場、 脈沖特性及調節(jié)效果的分析。 出入口邊界條件不變, 改變盤閥閉合角度, 對不同開合角度的盤閥進行流場分析, 結果如圖11 所示。

圖11 盤閥閉合示意圖Fig.11 Opening/closing of the disc valve

以單盤閥閉合67.5°條件下的模擬結果為例,從圖11d 可以看出, 工具內流體壓力從入口處到葉輪上方一直處于高壓狀態(tài), 直至鉆井液撞擊葉輪,葉輪與導流體壁的間隙導致流體流動空間縮小, 流速加快, 壓力降低, 符合實際工況及伯努利定律(見圖12)。

圖12 數(shù)值模擬壓力與速度云圖Fig.12 Pressure and velocity contours derived from numerical simulation

對不同閉合角度調節(jié)狀態(tài)的數(shù)模結果進行歸納, 得到轉速與頻率隨盤閥閉合角度變化關系, 如圖13 所示。

圖13 單盤閥泄流槽分流式調控機構數(shù)值模擬結果Fig.13 Numerical simulation of the relief channel-distributary control mechanism

葉輪轉速與頻率基本呈相同的上升趨勢, 在盤閥閉合程度為45°之前, 轉速與頻率的調節(jié)效果并不明顯, 閉合程度超過?2時, 隨著閉合程度的提高, 轉速與頻率快速增加, 至全關狀態(tài)下, 葉輪轉速與頻率達到最大值。 葉輪轉速變化范圍為85 ～ 238 r/min, 頻率變化范圍為8 ～24 Hz。 由此可見,單盤閥泄流槽分流式調控機構的調節(jié)效果明顯, 達到了可調式脈沖工具的設計目標。

4 結 論

(1) 對比分析了導流孔導流式、 泄流槽分流式、 渦輪驅動扇形盤閥式與渦輪驅動圓形盤閥式4種可調式脈沖工具調控結構, 對比各調控機構的調節(jié)效果和加工難度, 得出泄流槽分流式調控機構綜合能力最強, 因此采用該結構開展調控機構設計。

(2) 單盤閥與直流道結構搭配的泄流槽分流式調控機構結構更簡單, 流道結構更合理且壓耗更小, 更適應井下作業(yè)環(huán)境。

(3) 單盤閥泄流槽分流式調控機構的脈沖特性參數(shù)調節(jié)范圍與調節(jié)程度符合設計要求, 葉輪轉速變化范圍為85 ～238 r/min, 頻率變化范圍為8 ～24 Hz, 轉速與頻率的變化幅度在280%～300%之間。