反噴牽引直旋混合射流鉆頭自進力的實驗測試與數(shù)值分析*

吳德松，廖華林，賈 夏，牛繼磊，李耀華

(1.中國石油大學(華東)石油工程學院，山東青島 266580；2.中國石油化工股份有限公司青島安全工程研究院，山東青島 266071)

水力噴射徑向側鉆微小井眼技術是利用連續(xù)油管，通過特殊的轉向設備在套管和水泥環(huán)上鉆孔，進而在油藏的某一層位或多個層位沿徑向鉆出多個水平分支井眼，能夠極大地提高單井產量，具有適應性強、鉆井效率高、鉆井成本低的優(yōu)點[1-6]。反噴牽引射流鉆頭具有向后開孔的反向噴嘴，形成的反向射流可為射流鉆頭提供牽引力，在鉆進過程中有效地降低高壓軟管的屈曲失穩(wěn)，減小軟管進入地層的阻力，同時反向射流還能夠清除巖屑，有利于增大鉆孔孔徑，增強鉆頭的穩(wěn)定性[7-9]。

準確計算反噴牽引射流鉆頭的自進力是確定徑向水平井軟管的預安裝長度和實際延伸能力的關鍵因素[10]?，F(xiàn)有的射流鉆頭自進力計算一般只考慮流量的影響，其值為反向噴嘴牽引力與正向噴嘴反沖力之差[11-12]。然而研究發(fā)現(xiàn)，反噴牽引射流鉆頭的實測自進力與計算值存在偏差。因此，有必要針對反噴牽引射流鉆頭自進力的主要影響因素進行研究，分析實測自進力與計算值產生偏差的內在機制。本研究以新型反噴牽引直旋混合射流鉆頭的結構為基礎，實驗研究入口流量、井筒直徑、正向噴距等關鍵因素對射流鉆頭自進力的影響規(guī)律，并通過射流鉆頭流場結構的數(shù)值模擬分析3種因素對射流鉆頭自進力的影響機制，以期為建立多因素條件下射流鉆頭自進力的計算與控制方法提供基礎。

2 反噴牽引直旋混合射流鉆頭的結構與工作原理

根據(jù)射流的結構特征，目前應用于現(xiàn)場施工的反噴牽引射流鉆頭主要有反噴牽引多孔射流鉆頭和反噴牽引旋轉射流鉆頭兩種[13]，其中：多孔射流鉆頭依靠多個噴嘴產生直射流進行破巖，能量集中，破巖能力強，但是其噴嘴多且直徑小，噴嘴布置和安裝角度對破巖能力和孔眼圓整性的影響較大，破巖和擴孔能力難以統(tǒng)一，并且對工作液的過濾要求高，容易發(fā)生噴嘴堵塞；單出口的旋轉射流鉆頭則會產生具有較強擴散的旋轉射流，雖有較強的擴孔能力，但有效噴距較短，在圍壓條件下破巖能力不足。

廖華林等人[14-15]設計了一種兼?zhèn)渲鄙淞骱托D射流特性的直旋混合射流鉆頭，并通過研究證明，直旋混合射流具有直射流和旋轉射流的雙重優(yōu)點，比直射流的擴孔能力強，比旋轉射流的鉆孔深度大，可以通過調節(jié)不同組合的鉆頭結構參數(shù)改變其破巖特性，為現(xiàn)有的徑向水平井射流鉆頭存在的問題提供了一種解決方案。本研究以直旋混合射流鉆頭為基礎，在鉆頭體上增加反向噴嘴，設計出如圖1所示的反噴牽引直旋混合射流鉆頭。該射流鉆頭主要由鉆頭本體、反向噴嘴、帶直孔的加旋葉輪、混合腔、噴嘴出口、擴展腔等部分組成。其基本工作原理為：來流進入鉆頭體后，一部分流體通過反向噴嘴向后噴射，為射流鉆頭和高壓軟管提供向前的牽引力，同時輔助擴孔和清除巖屑，另一部分流體則通過帶直孔的加旋葉輪，形成向前噴射的直旋混合射流，高效破碎巖石。

圖1 反噴牽引直旋混合射流鉆頭的結構示意圖Fig.1 Schematic illustration of the self-propelled straight-swirling integrated jet bit

3 射流鉆頭自進力實驗測試

3.1 實驗裝置

(1) 模擬井筒及實驗臺架(見圖2)。選用有機玻璃材質的模擬井筒，長度均為2 m，5種尺寸內徑，分別為30、40、50、60和70 mm。實驗臺架的高度為0.5 m，長度為4 m，可用于固定模擬井筒。

圖2 實驗裝置示意圖Fig.2 Schematic illustration of experimental facilities

(2) 射流鉆頭。為測試反噴牽引射流鉆頭反向噴嘴的牽引力和正向噴嘴的反沖力，設計并加工了只帶反向噴嘴的牽引射流鉆頭和只帶正向噴嘴的直旋混合射流鉆頭，如圖3、圖4所示。其中反向噴嘴的直徑均為1.25 mm，與射流鉆頭軸線的夾角為20°，正向噴嘴的直徑為2 mm，設計正反流量比為4∶9。

圖3 牽引射流鉆頭示意圖Fig.3 Schematic illustration of backward jet bit

圖4 直旋混合射流鉆頭示意圖Fig.4 Schematic illustration of straight-swirling integrated jet bit

(3) 高壓軟管。選用金屬編織式軟管作為連接射流鉆頭的實驗管線，軟管長10 m，外徑為18 mm，內徑為10 mm，最高耐壓強度為50 MPa。

(4) 高壓泵。高壓柱塞泵1臺，額定工作壓力為50 MPa，額定排量為63 L/min。

(5) 測試設備。測試設備包括數(shù)顯推拉力計、壓力傳感器及高壓流量計。

3.2 實驗方法

將模擬井筒水平放置，固定于實驗臺架上。高壓軟管的一端連接射流鉆頭并置于模擬井筒內，另一端與拉力測試線相連。數(shù)顯推拉力計固定于實驗臺架的尾部，泵壓壓力傳感器連接在高壓軟管入口處的轉換接頭上，高壓流量計連接于高壓管線的入口處。

通過拉力傳感器測得不同射流鉆頭的牽引力、反沖力和自進力。對于牽引射流鉆頭，因其只有反向噴嘴，拉力計所測的力為射流鉆頭牽引力Fq；對于直旋混合射流鉆頭，因其只有正向噴嘴，拉力計所測的力為射流鉆頭反沖力Ff；而對于反噴牽引直旋混合射流鉆頭，所測的力則為實際拖動軟管的力，定義為自進力Fz。實驗時，控制進入牽引射流鉆頭和直旋混合射流鉆頭的流量，使二者的流量之和等于進入反噴牽引直旋混合射流鉆頭的流量。由于牽引射流鉆頭和直旋混合射流鉆頭只有一種射流作用，所測的Fq和Ff無其他射流干擾，而反噴牽引射流鉆頭的自進力Fz在微小井眼內受到正、反射流的綜合作用，因此將Fs(Fs=Fq-Ff)與Fz對比，分析實際自進力與計算值之間的差異。同時，改變射流鉆頭的入口流量Q、井筒直徑D、正向噴距H等參數(shù)，分析其對反噴牽引射流鉆頭自進力的影響規(guī)律。實驗參數(shù)列于表1，每個參數(shù)組合測試2次，取其平均值作為實驗結果。

表1 實驗及數(shù)值模擬參數(shù)Table 1 Parameters of the experiment and numerical simulation

4 射流鉆頭流場的數(shù)值分析

4.1 控制方程和離散方法

根據(jù)表1的參數(shù)建立物理模型，采用RNG湍流模型進行流場模擬[16]。井眼內射流鉆頭的三維數(shù)值分析模型如圖5所示。各控制方程中，對流項和擴散項的離散采用混合格式，對源項實施負斜率線性化。對于各變量的離散化方程組，采用TDMA(Tri-Diagonal Matrix Algorithm)逐線掃描低松弛迭代法求解。連續(xù)方程和動量方程的聯(lián)立耦合迭代求解則采用SIMPLEC算法。

圖5 井眼內反噴牽引直旋混合射流鉆頭的三維數(shù)值分析模型圖Fig.5 Three dimensional numerical simulation model of self-propelled straight-swirling integrated jet bit in the well

4.2 邊界條件

入口邊界：入口速度取來流速度，湍流脈動動能k及湍流耗散率ε為

式中：Re為雷諾數(shù)；u為入口速度；Cμ為常量；I為湍流強度；l=0.07L，其中L為管道特征尺寸。

出口邊界：出口壓力為0.1 MPa。

壁面條件：采用無滑移固壁邊界。

5 結果分析

5.1 入口流量對射流鉆頭自進力的影響

圖6給出了井筒直徑D=50 mm、正向噴距H=20 mm時入口流量對自進力的影響。由圖6(a)可知，當入口流量Q由42.5 L/min增加至60.0 L/min時，射流鉆頭牽引力Fq由43 N增至96 N，反沖力Ff由21 N增至57 N，自進力Fz由6 N增至40 N，并且均與入口流量近似呈線性關系。因而，在條件許可的情況下，可通過增大排量提高射流鉆頭的自進力。分析認為，射流鉆頭的自進力隨入口流量增加的原因是以下3方面綜合作用的結果。(1) 反向噴嘴的流量大于正向噴嘴，隨著入口流量的增加，牽引力和反沖力均呈近線性化增加，故射流鉆頭的自進力增大。(2) 由數(shù)值分析結果可知(見圖6(b)，其中pa為環(huán)空壓力)，反向噴嘴噴出的高速流體對周圍流體形成卷吸，使反向噴嘴出口的局部壓力降低，多股反向射流共同作用形成射流封隔，從而在鉆頭后部產生低于環(huán)境壓力的低壓區(qū)，環(huán)境壓力與低壓區(qū)的壓差作用提高了射流鉆頭的自進力。隨著入口流量的增加，卷吸效果和射流封隔能力增強，鉆頭后部的低壓區(qū)壓力逐漸降低，有利于增加射流鉆頭的自進力[11]。(3) 正向噴出的直旋混合射流具有徑向和切向速度，在沖擊井底的過程中也對周圍流體產生卷吸作用，如果環(huán)空間隙小，外界流體無法補充，則會在鉆頭前段形成環(huán)形低壓區(qū)，負壓推力作用促進了鉆頭的自進。從圖6(c)可以看出，隨著入口流量的增加，鉆頭前端的徑向速度(vr)增加，卷吸效果增強，也有利于增大射流鉆頭的自進力。

實驗測試發(fā)現(xiàn)，射流鉆頭的實測自進力Fz與牽引力和反沖力的差值Fs存在差異。當入口流量為42.5 L/min時，測得Fz為6 N，F(xiàn)s為22 N，F(xiàn)z遠小于Fs；隨著入口流量的增加，F(xiàn)z逐漸逼近Fs；當入口流量為60.0 L/min時，F(xiàn)z與Fs基本相同，約40 N。分析認為，反噴牽引直旋混合射流鉆頭的自進力受入口流量、實際正反流量比以及返流強度等多種因素的綜合影響，其中反向噴嘴出口處的降壓效應在不同流量條件下存在差異，使射流鉆頭附近的流動更為復雜，實測自進力Fz與計算值Fs之間的差異不同。因此，在計算反噴牽引直旋混合射流的自進力時，需要綜合考慮多種因素的影響。

圖6 入口流量對自進力的影響Fig.6 Influence of inlet flow rate onthe self-propelled force

圖7 井筒直徑對自進力的影響Fig.7 Influence of wellbore diameter onthe self-propelled force

5.2 井筒直徑對射流鉆頭自進力的影響

圖7給出了入口流量Q=56.1 L/min、正向噴距H=20 mm時井筒直徑對自進力的影響。從圖7(a)中可以看出，當井筒直徑D從30 mm增加至70 mm時，射流鉆頭的牽引力Fq由93 N降至85 N，反沖力Ff由47 N降至41 N，而自進力Fz則由27 N先增至33 N后降至19 N并穩(wěn)定。從數(shù)值分析結果(見圖7(b)和圖7(c))可以看出：當井筒直徑較小時，正向射流沖擊壁面形成的漫流會迅速轉化為返流，形成的返流流速較高，對鉆頭前端產生較大的后推力，阻礙鉆頭自進；隨著井筒直徑的增加，井底漫流形成的返流流速變緩，對射流鉆頭前端面的作用減弱，射流鉆頭的自進力增大；但是在入口流量不變的情況下，反向射流的封隔能力有限，當井筒直徑超過反向射流封隔范圍時，外部流體對被射流抽吸掉的部分進行補充，從而導致封隔區(qū)內、外基本無壓差，封隔失效，射流鉆頭的自進力降低；當井筒直徑繼續(xù)增大時，射流的封隔作用失效，射流鉆頭的自進力基本無變化。由此可見，存在最優(yōu)的井筒直徑范圍，使射流鉆頭的自進力最大，本實驗中射流鉆頭的最優(yōu)井筒直徑范圍為35～45 mm。

5.3 正向噴距對射流鉆頭自進力的影響

圖8 正向噴距對自進力的影響Fig.8 Influence of spray distance on the self-propelled force

圖8給出了入口流量Q=56.1 L/min、井筒直徑D=50 mm時正向噴距對射流鉆頭自進力的影響。從圖8(a)中可以看出，正向噴距H從10 mm增加至50 mm時，射流鉆頭的牽引力Fq基本穩(wěn)定在93 N左右，反沖力Ff約為45 N，自進力Fz約為27 N，即隨著正向噴距的增大，射流鉆頭的自進力基本不發(fā)生改變。分析認為，正向噴距影響射流鉆頭自進力的方式主要來自于噴距對返流流速和正向射流卷吸效果所產生的影響。從數(shù)值模擬結果(見圖8(b)和圖8(c))可以看出：當正向噴距較小時，形成的返流速度較大，對鉆頭前端產生較大的向后推力，阻礙射流鉆頭自進，但是較小的噴距也使直旋混合射流沖擊井底壁面前的能量耗散較小，對周圍流體的卷吸效果增強，促進了射流鉆頭的自進；隨著正向噴距的增加，返流形成的向后推力降低，同時直旋混合射流在沖擊壁面前的能量消耗也增加，卷吸降壓效果下降，兩種作用相互抵消后，對自進力的影響也降到很低，基本可以忽略不計。

6 結 論

(1) 隨著入口流量的增大，反噴牽引直旋混合射流鉆頭的自進力增大。正向射流和反向射流的卷吸降壓效果隨著入口流量的增加而增強，有利于增大射流鉆頭的自進力。

(2) 隨著井筒直徑的增大，反向射流的封隔效果和返流干擾減弱，致使反噴牽引直旋混合射流鉆頭的自進力先增加后降低。在入口流量相同的條件下，存在最優(yōu)的井筒直徑范圍，當入口流量為56.1 L/min、正向噴距為20 mm時，最優(yōu)的井筒直徑范圍為35～45 mm。

(3) 反噴牽引直旋混合射流鉆頭的自進力受入口流量、井筒直徑、實際正反流量比、返流強度等多種因素的綜合影響，現(xiàn)有的自進力計算方法僅考慮了流量的影響，而自進力的實測值與計算值在不同條件下存在差異，因此需要建立考慮多因素影響的自進力計算方法。

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