徑向水平井自進式多孔射流鉆頭流場特性仿真*

2022-07-12 03:58:16張濤于懷彬黃欣李玉梅文濤王寧

石油機械 2022年7期

張濤于懷彬黃欣李玉梅文濤王寧

(1.北京信息科技大學高動態導航技術北京市重點實驗室 2.中石油渤海鉆探工程技術研究院 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，水力噴射徑向鉆孔技術已經被廣泛應用在鉆水平井、定向井、深穿透射孔、老井、洗井、解堵、鉆水泥塞、切割套管等領域[1-3]。該技術已在中國、美國、加拿大、俄羅斯、阿根廷及玻利維亞等國家應用并取得了良好的效果[4-6]。

加拿大Penertrators公司以及美國ICT公司研制了水力噴射鉆孔工具[7]。國內的中石化、中國石油以及中國石油大學(北京)的研究與應用也取得了不同的增產増注效果[8]。研究與應用結果表明：當鉆孔深度超過15 m時，徑向鉆孔產能是常規射孔產能的2～3倍；可利用高壓水射流導向的徑向射流鉆井技術，在垂直井筒方向形成長度為30～100 m、直徑為25～50 mm的多個徑向微孔[9-11]；自進式多孔鉆頭可以產生多股射流或者旋轉射流[12-13]，它是徑向水平井鉆井技術中的關鍵部件，作業時在徑向方向產生反沖力，對高壓軟管產生前向自進力的同時完成破巖鉆孔，從而通過破碎巖石產生一定直徑的微井眼。因此，面對勘探生產力度的加大，評估好徑向水平井技術，將該技術經濟有效地應用于老油田的挖潛，其市場前景廣闊。

本文利用ANSYS-CFX軟件建立自進式多孔射流鉆頭有限元數值模型，通過改變射流鉆頭前、后噴孔角度，以及前、后噴孔數量組合等參數，開展了鉆孔器自進力、噴射速度以及三維流場特性分析，并與解析計算及試驗結果進行比較。研究結果可為噴射鉆頭結構的改進以及水平徑向射流鉆進自進力的選擇提供理論依據。

1 模型建立

1.1 自進式多孔射流鉆頭力學模型

根據動量定理，控制體在定常流動條件下水平方向的動量控制方程為[14]：

(1)

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

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

(2)

式(1)的右項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是噴嘴的內壓， Pa；pout是噴嘴的外壓， Pa。

結合式(1)和式(2)，可得：

(4)

從式(4)可得高壓軟管的拉力為：

(5)

射流噴嘴產生的自進力Fz可以表示為：

(6)

自進力可以由下式得出：

(7)

1.2 仿真建模

利用三坐標測量儀對多孔鉆頭進行測繪，可得模型參數：鉆孔器的直徑為30 mm，鉆頭總長度L為17.5 mm，內徑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。根據測繪參數，建立水力噴射鉆孔器幾何模型，并通過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網格處理器對射流噴孔的三維流域進行分區網格劃分。圖1為流域模型網格。

模型計算假設：①模擬過程不考慮傳熱，能量方程處于封閉狀態；②工作流體不可壓縮且穩定；③不考慮重力。整個模擬環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。對射流噴管的模擬只考慮了進、出口和壁面的邊界條件。設定邊界條件后，調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

在模擬過程中，底部圍壓p為40 MPa，前噴孔數為3，后噴孔數為6。前、后噴角設置如下: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 °。進口流量Q為40 L/min，研究前、后噴角對自進力和噴射速度的影響規律，結果如圖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 后噴角對自進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 前噴角對自進力和射流速度的影響Fig.4 Influence of front nozzle angles on self-propelled force and jet velocity

研究發現：隨著前噴角的增大，自進力增加幅度較小，這說明前噴角對高壓軟管的牽引力影響較小，前噴角參數主要影響徑向鉆孔軌跡形態，因此僅在設計多孔噴嘴時用作參考。另外，隨著流量的增大，自進力和射流速度有明顯增加的趨勢。如圖3所示，自進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力和更大的徑向孔眼，在多孔鉆頭設計中，后噴角不宜太大。因此，存在一個可以獲得最佳自進力的后噴角，以完成高效的射流鉆孔。

2.2 多孔射流鉆頭前、后噴孔數組合

模擬過程中，設置底部圍壓p為40 MPa，前噴角θ2為20°，后噴角θ1為30°。設置前、后噴孔數組合(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，并根據前、后噴孔數組合(F+B)分類建立三組仿真模型，如圖5所示。3種不同噴孔數組合(F+B):3+6、4+6、5+6相應的流速矢量場分布如圖6所示。

圖5 不同前、后噴孔數(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 不同噴孔數組合(F+B)相應的流速矢量場分布Fig.6 Distributions of flow rate vector field for different combinations of nozzle numbers (F+B)

圖7為不同前噴孔數下流量與自進力的關系曲線。由圖7可知，自進力隨著流量的增加有大幅度增大的趨勢，隨前噴孔數的增加，自進力有明顯減小的趨勢。這是因為前噴孔數越多，出口壓力越高，最后導致軟管內出現更高的壓力損失。

圖7 前噴孔數對自進力的影響規律Fig.7 Influence of front nozzle numbers on self-propelled force

圖8為不同后噴孔數下流量與自進力的關系曲線。由圖8可知，自進力隨著后噴孔數的增多增幅較小。這是由于后噴孔數越多，反向流量越大，破巖過程的驅動力越大，自進力則較小。因此，在保證自進力的前提下，為提高多噴嘴破巖效率，需要優化前、后噴孔數組合，以實現最佳徑向射流鉆井破巖性能。

圖8 后噴孔數對自進力的影響規律Fig.8 Influence of back nozzle numbers on self-propelled force

Fz-n和Fz-c分別為數值模擬結果和解析計算結果。不同前、后噴孔數組合下的自進力數值模擬結果與解析計算結果對比如圖9所示。由圖9可知，數值模擬結果與解析計算結果比較接近，表明本文所采用的數值模擬方法可以作為多孔射流鉆頭自進力評估依據。

圖9 自進力數值仿真與計算結果對比Fig.9 Comparison between simulation results and calculation results of self-propelled force

3 試驗與結果分析

通過試驗對數值仿真結果進行驗證。確定試驗條件與參數：試驗泵壓為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；多孔噴嘴內徑為20.0 mm，多孔噴嘴外徑為12.2 mm。前向孔與后向噴孔數組合：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，將轉向裝置置于預定位置。

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，水泥環厚度為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行套管開窗試驗，開窗試驗結果如圖10所示。由圖10可見，多孔鉆頭依靠自進力可以鉆穿套管，開口平整均勻，邊緣無毛刺和凸起，開窗質量完全滿足現場工程要求。

圖10 套管開窗試驗結果Fig.10 Casing window test results

鉆頭自進力數值模擬結果(Fz-n)、解析計算結果(Fz-c)和試驗結果(Fz-e)的對比如圖11所示。由圖11可知：Fz-n與Fz-e之間的差異較小，數值模擬精度可達97.31%；Fz-n與Fz-c之間的差異較小，數值模擬精度可達96.5%。這證明了數值模擬方法與試驗方法、解析方法的計算結果高度契合。