油基鉆井液驅動下射流式液動沖擊器的動態特性

陶興華，葛東，張廣，李彥良，彭枧明

(1.中國石化石油工程技術研究院，北京 100101；2.吉林大學建設工程學院，長春 130026)

大部分鉆井相關成本發生在較硬的巖石鉆井中，提高硬巖鉆井的鉆速是降低整體鉆井成本的一個重要手段[1-2]。目前，在油氣勘探領域，射流式液動沖擊器常被用來加速硬巖鉆井，降低鉆柱摩擦，解決鉆頭黏滑等問題[3-5]。在松南氣田，YSC-178射流式液動沖擊器被應用于火成巖地層鉆井[6]。趙固一礦現場試驗顯示，在硬巖鉆井中，與PDC鉆頭+回轉鉆進方法相比，采用球齒+SC86H型高能射流式液動沖擊器的鉆井方法可以提速三倍以上[7]。在涪陵頁巖氣田，研究結果表明，牙輪鉆頭+Φ228.6 mm射流式液動沖擊器鉆井的沖擊回轉鉆進方法具有顯著的提速效果，比使用PDC鉆頭+回轉鉆進方法的鄰井平均提速105%[8]。

鉆井液的功能包括攜帶和懸浮巖屑、穩定井壁、平衡地層壓力和巖石側壓力、冷卻和潤滑、傳遞水動力、獲取地下信息[9-14]。沖擊器鉆井過程中，鉆井液除了需要承擔常規任務，還需要驅動沖擊器沖擊碎巖。鉆井液種類繁多，其中，清水最經濟且環保，但僅限應用于相對較淺的鉆井工作。迄今為止，射流式液動沖擊器相關的理論和實驗研究大多也是以清水為驅動介質。

油基鉆井液憑借著優良的潤滑性、耐溫性、耐鹽性和儲層保護性，在油氣井鉆井中有著普遍的應用[15-23]。以油為連續相的油包水鉆井液是由(柴油或礦物油)、水滴(淡水或鹽水)、乳化劑、潤濕劑、親油固體等處理劑所形成的乳狀液分散體系[9]。對比清水，油基鉆井液流變性質和成分更加復雜。射流式沖擊器之所以被認為是一種有潛力的油氣鉆井技術，是因為它可以很容易地融入現有的石油鉆井系統，而無需其他復雜的過濾設備[24]。然而，人們之前并沒有系統研究過油基泥漿驅動下沖擊器的性能。為了獲得研究數據支撐液動沖擊器在復雜鉆井液環境下的實際應用，現研究液動沖擊器系統對油基泥漿黏度、密度、添加劑成分等變量的性能響應。

1 實驗

1.1 儀器與試劑

ZNN-D6B型六速旋轉黏度計，青島善德石油儀器有限公司；YM鉆井液密度計，浙江中恒儀器儀表有限公司。

Span60，上海阿拉丁試劑有限公司；石油磺酸鹽PS-NB，Usolf優索樣品公司；生石灰，川灰集團；CaCl2，河南華康公司。

1.2 油基鉆井液配制

大多數情況下，油基鉆井液均為現場配制。如圖1所示，為了能夠形成穩定的油包水乳狀液，必須按照一定的步驟和順序將各個組分混合在一起。實驗表明，所采取的配制方法是否正確，直接影響鉆井液的性能和質量。根據美國M-I鉆井液公司的推薦配漿程序，配漿程序如下：洗凈并準備好兩個攪拌箱；在1號攪拌箱中加入清水，并溶解所需的CaCl2和CaO，編號為A；在2號攪拌箱中加入-35#柴油，隨后加入所需要的CaCl2鹽溶液；加入所需的乳化劑Span60和潤濕劑石油磺酸鹽，進行充分攪拌2 h，轉速為10 000 r/min；將CaCl2鹽水加入油相并進行充分攪拌，得到基漿，編號為B；之后加入所需的膨潤土并充分攪拌，水化24 h后，得到鉆井液C；加入重晶石以達到所需求的鉆井液密度，得到鉆井液D。

圖1 油基鉆井液現場配制圖

1.3 油基鉆井液性能測試

基液配方為-35#柴油+CaCl2鹽溶液+Span60+石油磺酸鹽+CaO。首先配制一定量基液B，然后加入膨潤土和重晶石進行對比實驗，再使用旋轉黏度儀和密度計測試鉆井液性能，具體參數如表1所示。

表1 鉆井液參數

1.4 實驗臺架

如圖2(a)所示，采用高壓三缸柱塞泵(無錫市前洲高壓泵廠生產的3P30高壓泵)驅動SC86H(具體參數參考表2)。輸入流量可通過變頻器調節電機的速度進行調整。泵上裝有壓力傳感器，連續監測壓力變化。測量前，高壓泵應運行足夠長的時間，以確保系統的穩定性。實驗中利用激光傳感器進行沖錘全行程測量。

表2 SC86H液動沖擊器參數

圖2 SC86H型液動沖擊器臺架測試裝置

2 結果與討論

2.1 液動沖擊器沖錘運動特征分析

為了表征沖錘的運動特征，根據實驗結果繪制了不同鉆井液下的沖錘時間-位移曲線和時間-速度曲線(圖3和圖4)。理論上，沖錘的時間-位移曲線應該呈現規律的近似正弦波動。但是，實際來看，在每個行程切換過程中，不可避免地出現了沖錘的卡頓。在沖程或回程過程中，由于自身慣性作用，沖錘可以輕松克服摩擦力而繼續沖程或回程。而在沖程初始和回程初始階段，由于沖錘速度和動能較低，導致自己無法完全克服摩擦阻力，進而導致沖錘的卡頓和不規則運動。另一方面，通過對沖錘行程切換機理研究可知，驅動沖錘的主射流在射流元件中的切換明顯要滯后于沖錘行程切換。當沖錘的運動方向發生切換后，射流元件中的射流切換會有一定的滯后性，導致無法有效推動沖錘。進而推動沖錘在行程初始位置反復運動。在這種情況下，沖錘的運動速度或方向反復變化，進而導致時間-位移和時間-速度曲線并不平滑。

圖3 沖錘時間-位移曲線(輸入流量恒定160 L/min)

通過觀察實驗結果可知，這種卡頓和鉆井液密切相關。理論上，油基鉆井液具有更好的潤滑性，可以較好地驅動沖錘度過卡頓，具有更好的運動特征。但是實際上，通過對比可以發現，相較于清水，油基鉆井液基液B驅動下的沖錘運動在切換過程中極不穩定，切換受阻。這個現象可以歸因于油基鉆井液的低密度所導致的輸出動力降低，使液動沖擊器無法克服末端阻力。具體看活塞桿與缸套的配合[圖5(a)]，由于存在配合間隙，導致活塞桿與缸套之間通常為線性接觸，這也就導致活塞的偏磨[圖5(b)和圖5(c)]與卡頓。同時，這里也可以看出，油基鉆井液在這里并不能夠起到很好的潤滑作用。另一方面，觀察圖4可以發現，沖錘的沖擊末速度也有很大幅度下降，這可以歸因于鉆井液B的密度降低與流變性變化，這一點將在之后通過數值模擬進行解釋。

圖4 沖錘時間-速度曲線(輸入流量恒定160 L/min)

圖5 活塞與缸套配合示意圖及實驗前后活塞桿對比

通過觀察圖3和圖4可以發現，相較于清水和基液B，在添加膨潤土的鉆井液C驅動下的沖錘運動更加穩定，切換也更加的平順。這個現象可以歸因于膨潤土的潤滑作用，減少了沖錘在速度較低時所受到的摩擦阻力，減少了沖錘卡頓現象的發生。考慮到活塞和缸體之間的配合間隙約為60 μm，大于膨潤土顆粒直徑的數倍(從0.001 μm到1 μm)，完全可以發揮膨潤土潤滑膜的潤滑效果。因此，膨潤土懸浮液有助于改善配合，減少配合間隙之間的摩擦阻力，降低沖錘的運動阻力。

隨著油氣勘探開發逐漸往深層油氣藏進軍，鉆遇高溫高壓地層的概率逐步變大。因此，研究加重油基鉆井液對液動沖擊器性能影響有重要意義。這里以重晶石為代表進行了研究。通過加入重晶石，鉆井液D密度達到1.2 g/cm3。通過觀察實驗結果，可以發現重晶石對沖錘運動的平順性具有抑制作用?？紤]到重晶石顆粒直徑約為50 μm，略小于活塞與缸套間隙，容易在間隙中阻礙沖錘的平順運動，導致位移-時間和速度-時間曲線不平滑。另外，根據伯努利定理，缸體內壓力與鉆井液的密度成正比。因此，加重鉆井液可以增加液動沖擊器動力，推動沖錘更快運動。顯然，從圖4中可以看出，沖錘的沖擊末速度略微提升。

2.2 液動沖擊器輸出性能分析

沖擊能量、沖擊頻率和輸出功率是評估潛孔錘性能的關鍵參數, 三者之間關系的表達式為

P=Ef

(1)

式(1)中：P為輸出功率；E為沖擊能量；f為沖擊頻率。

圖6量化了鉆井液對沖錘各項輸出性能的影響。根據圖6(a)、圖6(b)和圖6(c)，可以總結得出，基液B的各項性能均遜于其他3種鉆井液。而膨潤土和重晶石的加入可以增強鉆井液在液動沖擊器中的適用性，且符合現場的實際應用情況。對比清水和鉆井液D，可以發現油基鉆井液的性能甚至超過清水。但是觀察圖6(d)可知，對比鉆井液B和鉆井液D，當鉆井液密度從0.85 g/cm3增加到1.2 g/cm3時，相應的壓降從7 MPa增加到9.9 MPa。因此，液動沖擊器的工作壓降與鉆井液密度成正比，鉆井液D驅動液動沖擊器性能的提升是以提高壓降為代價的結果。

圖6 鉆井液對液動沖擊器輸出性能影響

圖7總結了不同輸入流量下的鉆井液對沖錘沖擊末速度影響?？梢钥闯觯?00～160 L/min的流量范圍內，鉆井液的影響規律基本一致，均表現出和前文一致的結論。

圖7 鉆井液對流量-沖錘沖擊末速度影響

3 數值模擬

數值模擬有助于理解射流元件內部流場特征。計算流體動力學(computational fluid dynamics，CFD)是通過數值計算方法對網格模型離散化計算，將微分方程簡化為代數方程，再進行數值求解。而基于CFD的模擬仿真技術可真實地體現射流元件內部射流的附壁與切換過程，獲得模型任意跡線或者截面的瞬態壓力、速度等參數的分布變化規律。因此，基于CFD進行數值模擬分析，并采用了動態網格和用戶自定義函數進行了液動沖擊器的邊界設置。

結構建模、網格劃分、求解控制等條件可參考文獻[18]。這里簡單介紹數值模擬中所考慮的邊界條件。實驗共考察了4種油基鉆井液，其中鉆井液C和D實際為復雜的固液兩相流。為了簡化模擬，這里僅考察鉆井液流變性和密度對液動沖擊器性能的影響，不考慮固相在液動沖擊器工作中的影響。根據表1對鉆井液的流變性質等參數進行設置；射流元件噴嘴處為速度入口(velocity inlet)，根據輸入流量計算出相應的噴嘴處流體速度。

圖8(a)展示了射流元件內部典型的能量轉換過程。由伯努利方程及能量守恒定律可知，總能量等于壓力勢能、動能、重力勢能和內能的加和。在射流元件中，水的能量轉換大部分發生于動能與壓力勢能之間，因此，忽略水的重力勢能和內能，即簡化為總能等于壓力勢能和動能的加和。射流元件的噴嘴將輸入流體的壓力能轉化為動能?；贑oanda效應，射流發生偏轉并流向某側輸出道。為了驅動沖錘，輸出道將偏轉射流的部分動能轉化為壓力能。從圖8(b)可以看出，由于偏轉射流寬度大于入口寬度，導致輸出道O1并不能夠完全捕捉整個偏轉射流。因此某一時刻，射流分別進入右排空道V1，左排空道V2和右輸出道O1。為了方便射流進入輸出道，最簡單的方法便是增加輸出道入口寬度。但是，更大的輸出道入口不僅易于射流進入，同時也易于射流反向流出[25]。因此，基于偏轉射流的流動特性，如動能和壓力能的轉化過程，有效地將射流動能轉化為壓力能是更好的優化方案。

O1、O2為右輸出道和左輸出道；V1、V2為右排空道和左排空道

為了研究鉆井液流變性和密度對液動沖擊器性能影響，這里展示了不同流變性和密度條件下的射流元件內部的流體動力學特性(輸入流量恒定160 L/min)。具體的，展示了射流元件內部的壓強云圖與速度云圖(圖9和圖10)?？梢钥闯?，由于密度差異，不同鉆井液之間具有顯著不同的壓力云圖。然而，速度云圖差異并不大，說明密度和流變性差異并不會導致射流速度的巨大差異。

圖9 射流元件流體壓強云圖

圖10 射流元件流體流速云圖

提供驅動一定質量流量所需要的壓力，是射流元件進行流體控制的關鍵因素。在保持密度恒定為 1 g/cm3，調整流性指數n=1和n=0.36進行數值模擬，在兩種輸入流量(Q=20 L/min和Q=200 L/min)下，得到了不同的模擬結果(圖11)。在主射流中心線上的動壓、靜壓和能量損失演化特征。流體進入噴嘴后，隨著噴嘴寬度變窄，壓力勢能迅速升高。在噴嘴狹窄段，動能基本保持不變。隨著流體從噴嘴出口處噴出，射流卷吸作用導致射流動能降低。隨后射流進入輸出道，動能繼續下降，壓力勢能迅速上升(或恢復)。在較低輸入流量下(也意味著較低的雷諾數)，公式為

Re=UD/ν

(2)

式(2)中：U為噴嘴流速；D為噴嘴寬度；ν為運動黏度。

由圖11可知，較高的黏度會顯著降低主射流的速度。但是，在較高雷諾數下，主射流基本接近無黏流動。因此射流元件的輸出特性基本不受流體流性指數的影響。

4 結論

采用模擬和實驗相結合的方法，研究了油基鉆井液對液動沖擊器動態特性的影響，得到了以下結論。

(1)在額定工作流量區間內(100～160 L/min，對應主射流速度為8～12.8 m/s)，由于非牛頓流體的剪切稀釋特性，液動沖擊器的輸出特性基本不受流體流變特性影響。

(2)油基鉆井液中的油相并不能夠對液動沖擊器產生顯著的潤滑作用。而無固相添加劑的油基鉆井液會因為自身的低密度降低液動沖擊器輸出性能。

(3)油基鉆井液中的膨潤土添加劑會對液動沖擊器內部的配合間隙產生良好的潤滑解卡作用。膨潤土添加劑的存在會略微增加液動沖擊器的工作壓降，這可以通過增加泥漿的黏度和密度來解釋。

(4)重晶石加重劑會通過增加整機壓降而增加液動沖擊器輸出性能；重晶石顆粒自身會降低液動沖擊器的運動穩定性和沖擊頻率。在實際應用中，活塞襯套的高速相對運動，配合上切削屑或重晶石等固相顆粒，會將活塞襯套間隙逐漸模磨損擴大。

總的來看，液動沖擊器可以在油基鉆井液中穩定工作，具有正常的動力水平和良好的適應性，現場不必針對液動錘而進行特殊的鉆井液配置。同時，根據研究結論，可以根據現場鉆井液的相關性能參數，簡單預測井下液動錘性能。此外，還應指出，所給出的結論是針對油基鉆井液得出的。流變性對其他類型的鉆井液(水基和聚合物基)可能有不同的影響，還需要其他的研究。