自進式動平衡圍壓水射流鉆孔試驗裝置設計與試驗

梁春苗，姚寧平，姚亞峰，張金寶，沙翠翠，李 坤

(1.煤炭科學研究總院，北京 100013; 2.中煤科工集團西安研究院有限公司，陜西 西安 710077)

高壓水射流超短半徑鉆井技術是從20世紀80年研制成功后而發展起來的一項新技術，已在開采油氣藏中得到應用，優勢明顯。該技術利用高壓軟管線將高壓水射流鉆頭下入井筒設計深度，通過轉向裝置實現鉆頭從垂直向水平轉向，再利用高壓水射流能量，沿目的層的徑向方向側鉆出多個不同方位放射狀水平井眼，達到增產目的[1-3]。

我國煤層賦存地質條件具有構造復雜、低壓、低滲、低含氣飽和度等特點，煤層氣高效開發難度很大。目前，我國煤層氣井以直井/叢式井和水平井居多，但都面臨成本高的問題[4]。李根生等提出的水力噴射徑向鉆孔與壓裂一體化技術，已成為我國非常規油氣資源經濟高效開發的技術手段之一[5-6]，沈春明、盧義玉和劉勇等研究發現水射流可增強煤的透氣性[7-9]，這也為煤層氣單井增產提供研究思路。2014年8月晉煤集團在美國Radial Drill Services Inc公司的技術支持下，借助高壓水射流在煤層中進行超短半徑鉆進，水平段鉆孔直徑φ30 mm左右，鉆進深度60～100 m，增加了煤層滲透性。該技術關鍵之一就是高壓水射流噴頭，噴頭如何有效切割煤層，其破巖機理是什么，又如何克服摩阻提供自進力。穆朝民、劉勇和林柏泉等研究了高壓水射流的煤體損傷機理和力學特性[10-13]，為煤層切割與破巖提供理論基礎。李根生和遲煥鵬等在自進式噴頭多孔噴射參數設計、破巖效果和特性方面進行分析研究[14-15]，張金寶和畢剛等采用多孔旋轉自進噴頭進行了試驗研究，驗證了旋轉自進噴頭鉆孔效果[16-17]，然而，對于模擬孔底圍壓下的自進噴射鉆進相關研究較少。謝玉洪等研制的模擬地層圍壓的巖石噴射試驗裝置及方法[18]，模擬了井下實際工況，可測得噴射速度、施工泵壓和排量等試驗數據，對現場試驗具有很強的指導意義。湯積仁等發明了一種井下圍壓磨料射流模擬試驗裝置[19]，可調節靶距，觀察測試不同磨料射流沖蝕能力，通過模擬不同圍壓條件下磨料沖蝕巖石過程可優化噴嘴結構;李敬彬通過圍壓水射流沖擊壓力測試裝置得出圍壓對于沖擊力和射流壓力的影響規律[20-21]。而上述圍壓試驗裝置都無法完成圍壓下的自進噴射動態鉆進參數的測試。鑒于高壓水射流技術在煤層氣開發方向的發展潛力和效果，中煤科工集團西安研究院有限公司進行了1 000 m以淺煤層氣井極小半徑高壓水射流側鉆增產技術與裝備的研究，開發了φ35 mm自進旋轉式高壓水射流噴頭和相關試驗裝置，擬模擬1 000 m以淺液柱圍壓工況開展射流試驗研究，為此，設計了自進式動態平衡圍壓水射流鉆孔試驗裝置，并進行了相關試驗研究。

1 自進式動平衡射流試驗裝置

1.1 試驗裝置功能與原理

試驗裝置如圖1所示，可模擬煤礦井下液柱圍壓和淹沒鉆進的狀態，并在自進式動態平衡高壓水射流鉆孔工況下，測試不同圍壓和淹沒狀態的自進力、鉆進速度和不同噴頭、噴嘴組合的鉆進效果。

圖1 自進式動平衡圍壓水射流試驗裝置Fig.1 Water jet test device for the self-propelled dynamic balance confining pressure

該試驗裝置原理:高壓水從內筒左端膠管進入，通過內筒的內孔進入右端的高壓水射流噴頭，產生切割力和自進力，固定在圍壓艙左端的外筒與內筒外壁之間為活塞式結構，可相對運動，外筒是活塞缸，并作為內筒的支撐，內筒是活塞桿。動態平衡配重裝置的配重砝碼用于克服內、外筒密封件摩擦阻力，以達到鉆進中的動態平衡。內筒左端為測定水射流鉆孔自進力的動態平衡測力裝置，噴頭帶動膠管通過該裝置上的壓塊把力傳遞到力傳感器上，從而測得噴頭的自進力。圍壓艙中可放置和固定煤樣，上方的注水口用于淹沒試驗時注水，還可用于排出艙內多余空氣，抗震壓力表顯示圍壓艙內壓力，可調安全溢流閥可保持圍壓艙內壓力恒定，連通膠管將圍壓艙內外連通使之壓力相同。

1.2 試驗裝置設計

試驗裝置的圍壓艙設計壓力為10 MPa，應按照壓力容器設計，計算壓力Pc為10 MPa，煤樣外徑φ200 mm、長度300 mm，圍壓艙內部長度500 mm，圍壓艙內壓圓筒的內徑Di設定為φ300 mm，力傳感器測試0～1 000 N，安全溢流閥調節0～16 MPa，安全閥溢流通徑為20 mm，設計溫度25 ℃，材料為Q345R。圖1中圍壓艙左端圓形平蓋需要打孔螺接外筒，中部為受內部壓力的圓筒，右端為旋轉式法蘭蓋用以放入煤樣，因此主要針對試驗裝置中圍壓艙中部的內壓圓筒、左端的圓形平蓋和右端的旋轉式法蘭蓋進行設計計算[22]。

(1)內壓圓筒計算厚度δ為

其中，[σ]t為常溫下許用應力,189 MPa;φ為焊接頭系數，取1。鑒于存在腐蝕裕量和厚度偏差，有效厚度δe為10 mm。

(2)圓形平蓋厚度δp為

其中，Dc為圓平蓋直徑,300 mm;K為結構特征系數,0.44。因圓形平蓋中心有φ85 mm的孔，因此采用整體補強的方式，平蓋加厚后厚度為45 mm。

(3)法蘭蓋厚度δf為

噴頭在進行射流時，在圍壓艙內受內部壓力的最大外徑Dp為φ45 mm，需要將圍壓艙和外部連通，才可消除壓力差，設計中內筒活塞環狀面積與內部受壓最大外徑Dp截面積相當時，即可均衡噴頭鉆進中兩端的受力。內筒活塞直徑Dh為φ63 mm，可得到內筒桿徑d。

(4)內筒桿徑d為

最終內筒桿徑設計為φ45 mm。

2 試驗裝置的標定

自進式動平衡射流試驗裝置的標定原理及實物如圖2所示。標定試驗目的是測試出圍壓系統在不同圍壓下，自進式噴射裝置動態平衡時克服系統密封阻力所需的配重，并分析圍壓與配重關系。

圖2 自進式動平衡射流試驗裝置標定試驗系統Fig.2 Calibration test system of self-propelled dynamic balance jet test device

試驗裝置的工作過程:電機帶動水泵從水箱吸水提供工作流體，通過溢流閥控制工作水壓力，然后進入動平衡桿，當圍壓艙內充滿水后并形成一定壓力，再調節適當配重使得動平衡桿可勻速運動，并記錄配重和圍壓。液壓泵的流量為0～200 L/min，工作水壓力可由壓力表直接讀出，其量程為0～16 MPa，圍壓艙內壓力可由圍壓艙壓力表測得。

由于動平衡裝置中密封件差別導致在無圍壓和有圍壓情況下阻力不同，因此需進行不同密封件阻力篩選試驗。表1中的3種密封方式都可達到試驗使用要求，表中列出了3種不同密封件在有圍壓和無圍壓情況下阻力對比，可見在同時達到密封要求時，O形密封圈的阻力最小，因此選用O形密封圈為試驗密封方式。

表1 不同密封材料阻力對比Table 1 Contrast of resistance of different sealing materials

2.1 標定試驗方案確定

根據標定試驗目的選擇標定方案，具體標定試驗方案見表2，測試3種不同條件下圍壓與配重趨勢是否一致，從標定試驗中發現趨勢和規律，進而為后續噴射試驗提供依據。

表2 標定試驗方案Table 2 Calibration test scheme

2.2 標定試驗結果及分析

根據3種試驗方案對圍壓動平衡配重進行了試驗，圖3為試驗結果。從試驗結果可發現，3種試驗方案情況下圍壓艙內壓力都隨著壓力增大其配重值也增大，說明密封件的阻力與受壓成一定比例關系，其圍壓與配重之間關系趨勢一致，因試驗時需要安裝支架和測力裝置，因此最終采用安裝有支架和測力裝置的數據進行擬合，線性趨勢較為明顯，采用線性擬合方式，設X為圍壓，Y為配重，它們之間的關系通過擬合后為:Y=5.99X+28.99，其擬合曲線如圖4所示。

圖3 標定試驗試驗結果Fig.3 Calibration test results

3 自進式動平衡射流試驗

3.1 試驗系統

試驗系統由高壓、大流量水泵、數據采集系統、壓力表、流量計、電動機、溢流閥、過濾器、水箱、噴頭和動平衡圍壓水射流試驗裝置組成。水泵輸入功率315 kW，流量200 L/min，最大壓力70 MPa，為高壓噴頭提供能量。測試系統如圖5(a)所示。實物與測試界面如圖5(b)所示。試驗用自進式旋轉噴頭如圖6所示。

圖5 自進式動平衡射流試驗系統Fig.5 Jet test system of self-propelled dynamic balancing

圖6 自進式旋轉噴頭Fig.6 Self-propelled rotary nozzle

3.2 試驗方案

根據試驗目的，自進式動平衡射流試驗研究使用煤樣成分為:水泥9%、粉煤灰13%、煤塊64%、水14%，強度11 MPa，煤樣硬度f=1.1，配合使用表3中的噴頭進行了以下3種射流試驗:① 非淹沒射流鉆孔試驗;② 淹沒射流鉆孔試驗;③ 圍壓射流鉆孔試驗。

表3 噴頭組合方案參數Table 3 Table of nozzle combination

3.3 非淹沒射流鉆孔試驗

表4為使用噴頭P1號～P4號在煤樣中得到的不同泵壓、流量下鉆進時測得的鉆進速度、自進力以及成孔直徑。圖7為4種噴頭鉆進速度、自進力隨著泵壓變化曲線。圖8為噴射鉆孔煤樣實物。

表4 不同噴頭組合非淹沒狀態煤樣鉆孔試驗結果Table 4 Drilling test results of non-submerged coal samples with different nozzle combinations

圖7 4種噴頭自進力、鉆進速度與泵壓之間關系Fig.7 Relationship between the self-propelled force,the drilling rate and the pressure of the pump of four nozzles

試驗結果分析:鉆進速度和自進力隨泵壓增大而增大，鉆孔直徑在φ60 mm左右，未因噴嘴直徑的變化而出現顯著差異。P3號和P4號相對于P1號和P2號噴頭不易發生旋轉卡滯現象，P1號和P2號因后噴角較小自進力更大，而旋轉扭矩較小無法解卡噴頭，噴頭旋轉體在自進力作用下頂在煤樣上，易使噴頭短暫卡滯而出現停轉。改進建議:增大噴頭旋轉扭矩，后續噴頭采用后噴角為40°方案。同時，通過P4號噴頭理論流量和實際流量對比(圖9)，可見理論計算流量與實際測得流量相差在30%以上，分析其原因為高壓噴頭的內通徑面積與所有噴嘴面積和較接近，節流引起的流量損失，建議將高壓噴頭內通徑過流面積增大40%，降低流量損失。

圖9 相同壓力下P4號噴頭理論與實際流量對比Fig.9 Comparison of the theoretical and practical flow rate of No.P4 nozzle under the same pressure

3.4 淹沒射流鉆孔試驗

表5是使用噴頭P3號在淹沒狀態得到的不同泵壓、流量下鉆進速度、自進力以及成孔直徑。圖10為鉆進速度、自進力隨著泵壓變化曲線。圖11為部分煤樣噴射鉆孔實物。

表5 淹沒狀態下噴頭P3號試驗結果Table 5 Test results of No.P3 under submerged state

圖10 淹沒鉆進中自進力、鉆進速度與泵壓關系Fig.10 Relationship between self-propelled force,drilling rate and pump pressure in submerged drilling

試驗結果分析:成孔直徑保持在φ50～60 mm，孔徑略有降低。從煤樣看，因為煤樣f系數較低，煤樣較為松散，表面較非淹沒時破碎，鉆進速度和自進力較非淹沒狀態下有一定程度降低。個別煤樣發生了自旋轉噴頭停轉現象，導致煤樣鉆孔呈寬46 mm，長96 mm的扁長狀。

3.5 圍壓射流鉆孔試驗

改變圍壓條件，泵壓力在40 MPa左右，流量、噴頭和煤樣等其他試驗條件不變，試驗結果見表6，圖12,13分別是鉆進速度和自進力隨著圍壓的變化曲線。從圖12,13可知在其他條件不變的情況下，隨著圍壓的增加鉆進速度、自進力和成孔直徑都有一定程度減少。在圍壓2 MPa后自進力和鉆進速度急劇減少。

表6 圍壓狀態下P3號試驗結果Table 6 No.P3 experimental results under confining pressure state

圖12 鉆進速度與圍壓關系Fig.12 Relationship between drilling speed and confining pressure

圖13 自進力與圍壓關系Fig.13 Relationship between self-propelled force and confining pressure

4 結 論

(1)研制了自進式動態平衡圍壓水射流鉆孔試驗裝置，包含動態平衡測力、動態平衡配重和圍壓艙3部分，該裝置可對直徑φ200 mm、長度300 mm的煤樣，進行淹沒狀態和10 MPa以內圍壓下自進力、鉆進速度和不同噴頭、噴嘴組合的水射流鉆進試驗。

(2)利用配重與密封阻力動態平衡的方法，對試驗裝置進行了標定，標定發現密封件的阻力隨圍壓增大而增大，并通過對標定數據擬合得到了不同圍壓下，密封件阻力與所需的配重之間的關系式。

(3)試驗結果表明:淹沒鉆進較非淹沒鉆進自進力、鉆進速度和鉆孔孔徑減少。圍壓狀態射流鉆進時，自進力、鉆進速度和鉆孔直徑都隨圍壓增大而減少。在圍壓2 MPa后自進力和鉆進速度急劇減少。

(4)后噴角度較小時，自進力大;旋轉扭矩小時，易于卡滯;試驗中還發現實測流量與理論計算流量有30%以上差別，有節流現象發生。因此改進方案為:建議后噴角為40°，增大旋轉扭矩，同時增大噴頭過流通徑。