雙層連續(xù)油管沖砂作業(yè)水力摩阻計算

任勇強(qiáng)，徐克彬，曾 昊，劉雨薇，劉玉海，提 云，杜鑫芳，楊小濤

(渤海鉆探 井下作業(yè)分公司，河北 任丘 062552)

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雙層連續(xù)油管沖砂作業(yè)水力摩阻計算

任勇強(qiáng)，徐克彬，曾 昊，劉雨薇，劉玉海，提 云，杜鑫芳，楊小濤

(渤海鉆探 井下作業(yè)分公司，河北 任丘 062552)

在常規(guī)技術(shù)難以進(jìn)行有效清砂的井筒作業(yè)中，雙層連續(xù)油管具有明顯的技術(shù)優(yōu)勢，但該類管柱的受力狀態(tài)有別于普通連續(xù)油管。以沖砂作業(yè)為研究對象，結(jié)合流體力學(xué)推導(dǎo)出了雙層連續(xù)油管作業(yè)的水力摩阻計算公式。計算表明，對長度為4 000 m的?60.3 mm+?31.8 mm組合雙層連續(xù)油管，排量相同時，螺旋段單位長度上的摩阻要略高于直管段的壓降；排量對摩阻影響顯著，例如排量由50 L/min增加到150 L/min，對應(yīng)的摩阻壓力降則增大6倍以上。通過與現(xiàn)場施工參數(shù)相比較，該公式計算結(jié)果與實際參數(shù)變化趨勢吻合較好。為雙層連續(xù)油管沖砂作業(yè)制定合理的參數(shù)提供了一定的理論借鑒。

連續(xù)油管；摩阻；螺旋；計算模型

符號說明

vc—沖砂時攜砂液的臨界速度，m/s；d—砂粒直徑，m；ρs—砂粒密度，kg/m3；ρ1—攜砂液密度kg/m3；Qmin—沖砂要求的最低排量，m3/s；A—沖砂液上返流動截面積，m2；Rei—內(nèi)層管中雷諾數(shù)，無因次；vi—內(nèi)層連續(xù)油管流體平均流速，m/s；di1—內(nèi)層連續(xù)油管的內(nèi)徑，m；ρ—連續(xù)油管中的流體密度，kg/m3；μ—連續(xù)油管流體動力黏度，Pa·s；Q—連續(xù)油管流體流量，m3/s；Δpi—流體在長度為Lij的內(nèi)層連續(xù)油管中的摩擦壓力損失，Pa；fii—流體在內(nèi)層連續(xù)油管直段中流動時的摩阻系數(shù)(范寧阻力系數(shù))，無因次；vi—內(nèi)層連續(xù)油管內(nèi)流體的平均速度，m/s；Lii—內(nèi)層連續(xù)油管有關(guān)段的長度，m；fiz—直管段范寧阻力系數(shù)、foz—直管段范寧阻力系數(shù)，二者均無因次；a和b為計算參數(shù)，且在層流和紊流狀態(tài)下二者的值不同：對于牛頓體，當(dāng)為層流時，a=16，b=1.0；當(dāng)為紊流時，a=0.0786，b=0.25；Li1—內(nèi)連續(xù)油管直管段的長度，m；fil—內(nèi)層管螺旋段范寧阻力系數(shù)，無因次；D—滾筒直徑,m；Li2—內(nèi)層連續(xù)油管螺旋段的長度,m；Re0—環(huán)空中的雷諾數(shù)，無因次；vo—環(huán)空中流體平均流速，m/s；di2—外層連續(xù)油管內(nèi)徑，m；do1—內(nèi)層連續(xù)油管外徑，m；Δp0—流體在長度為Loi的環(huán)空油管中的摩擦壓力損失，Pa；Cef—偏心修正系數(shù)；δ—內(nèi)外兩連續(xù)油管中心之間的距離，m；foi—流體在環(huán)空內(nèi)流動時對應(yīng)段的摩阻系數(shù)，無量綱；Loi—外層連續(xù)油管相關(guān)段的長度，m；Lo1—外層連續(xù)油管直管段的長度，m；Cef1—環(huán)空中直管段偏心修正系數(shù)；fol—外層管范寧阻力系數(shù)，無因次；Lo2—外層連續(xù)油管螺旋段的長度，m；Cef2—環(huán)空中螺旋段偏心修正系數(shù)。

具有內(nèi)管結(jié)構(gòu)的雙層連續(xù)油管，可在井筒中形成獨立的回路單元和循環(huán)通道，通過與各種井下工具相組合，能夠形成負(fù)壓環(huán)境或獨立的壓力系統(tǒng)單元，且與井筒環(huán)境互不干擾。該類管柱在常規(guī)技術(shù)難以進(jìn)行有效清砂的稠油、低壓水平井、漏失井和大位移井的井筒作業(yè)中具有良好的適應(yīng)性[1-3]，能在有效清除地層近井帶污染的同時有效保護(hù)油氣層，更有利于油氣井產(chǎn)能的恢復(fù)。

近年來國外開發(fā)了同心連續(xù)管作業(yè)技術(shù)，并在加拿大、委內(nèi)瑞拉、美國和澳大利亞等國清除水平井地層污染方面取得了較大的成功[4]，典型的同心連續(xù)油管滾筒系統(tǒng)結(jié)構(gòu)如圖1所示。國內(nèi)的雙層連續(xù)油管技術(shù)處于起步階段，其中中石化勝利油田采油工藝研究院提出了同心雙層連續(xù)油管拖動噴射泵水平井負(fù)壓排砂裝置及方法方面的相關(guān)專利[5]，中石油渤海鉆探工程公司提出了雙層連續(xù)油管負(fù)壓作業(yè)工藝并申請了相關(guān)作業(yè)工具的專利[6-8]。但對于雙層連續(xù)油管作業(yè)技術(shù)，國內(nèi)還缺乏相應(yīng)的理論參考資料。

1—滾筒旋轉(zhuǎn)軸；2—動力液；3—隔離閥；4—回流懸浮液。

因此，結(jié)合現(xiàn)場施工參數(shù)，對雙層連續(xù)油管沖砂作業(yè)的壓降特征及不同入井深度下的摩阻進(jìn)行建模和計算，具有重要的理論參考意義。

1 力學(xué)模型建立

與常規(guī)連續(xù)油管作業(yè)不同，雙層連續(xù)油管管內(nèi)流體必須經(jīng)內(nèi)管注入、外管返出，作業(yè)過程中的壓降損失可以分為內(nèi)層連續(xù)油管管內(nèi)的壓降損失和外層環(huán)空之間的壓降損失兩大部分。流體在內(nèi)層連續(xù)油管內(nèi)和外層環(huán)空中流動時的壓力損耗又可大致分為滾筒上的螺旋段壓降和井筒中的直管段壓降2個部分，因這2部分流道形狀的差異較大，應(yīng)采取分段單獨計算的方法來計算壓降。

雙層連續(xù)油管在注入頭之上的機(jī)械結(jié)構(gòu)如圖2a，內(nèi)外兩管共用一個滾筒，在導(dǎo)引架上變向后經(jīng)注入頭進(jìn)入井底。注入頭以下作業(yè)管柱的結(jié)構(gòu)簡圖如圖2b所示，管柱結(jié)構(gòu)由內(nèi)外兩層連續(xù)油管組合而成，內(nèi)外兩管的下端均為自由端結(jié)構(gòu)，底部連接相應(yīng)的作業(yè)工具。

由于雙層連續(xù)油管一般應(yīng)用在低壓低滲井領(lǐng)域，井底的流壓pf遠(yuǎn)低于管柱內(nèi)的流體壓力，幾乎可以忽略不計。因此，可以認(rèn)為在管體的周向和徑向外層油管只承受管柱的環(huán)空壓力p0；而內(nèi)層連續(xù)油管則要同時承受管柱的環(huán)空壓力po和內(nèi)層油管內(nèi)壓pi。

雙層連續(xù)油管在負(fù)壓沖洗作業(yè)過程中，流體通過內(nèi)油管和內(nèi)外油管柱之間的環(huán)形空間流向井底及返出地面。因流體的流動狀態(tài)非常復(fù)雜，為了簡化計算，做如下基本假設(shè)：①流體為單相牛頓流體；②流體不可壓縮；③流體在整個管路的流動均為等溫流動；④忽略流體黏度變化的影響；⑤內(nèi)外兩層連續(xù)油管內(nèi)流體的密度和黏度一致；⑥內(nèi)外兩層連續(xù)油管內(nèi)流體流量相等。

a 注入頭之上的機(jī)械結(jié)構(gòu)

b 注入頭以下作業(yè)管柱的結(jié)構(gòu)

2 雙層連續(xù)油管沖砂作業(yè)最低排量計算

為了能使沖砂液將砂粒攜帶至地面，沖砂液在雙層連續(xù)油管環(huán)空內(nèi)的上升速度必須大于井中最大直徑砂粒的自由沉降速度，該速度為攜砂液的臨界速度[9]。

(1)

施工所需的最低排量為：

Qmin=vcA

(2)

3 內(nèi)外兩層連續(xù)油管管流壓力降的計算

3.1 內(nèi)層連續(xù)油管管流壓力降

牛頓流體在內(nèi)層連續(xù)油管中流動時，其雷諾數(shù)的計算表達(dá)式[10]為：

(3)

流體壓降的求解，若Rei≤2 000，則流體屬于層流狀態(tài)[9-10]，若Rei≥2 000，則視流體為紊流狀態(tài)[10-11]。

由流體力學(xué)的圓管內(nèi)壓降計算方法，內(nèi)層連續(xù)油管中牛頓流體的摩阻壓力損失可以采用式(4)計算[12]：

(4)

(5)

1) 內(nèi)層連續(xù)油管直管段的壓降。

流體在內(nèi)層連續(xù)油管直段中流動時的摩阻系數(shù)可以用式(6)表示[12]：

(6)

將fiz代入式(5)，當(dāng)管內(nèi)流體狀態(tài)為層流時，有：

(7)

當(dāng)管內(nèi)流體狀態(tài)為紊流時，有：

(8)

2) 內(nèi)層連續(xù)油管螺旋段的壓降。

結(jié)合陳勛[12]等的回歸研究結(jié)果，牛頓流體在內(nèi)層連續(xù)油管螺旋段流動時的摩阻系數(shù)可以近似用(9)～(10)式表示：

當(dāng)管內(nèi)流體狀態(tài)為層流時，

(9)

當(dāng)管內(nèi)流體狀態(tài)為紊流時，

(10)

將fil代入式(5)，當(dāng)管內(nèi)流體狀態(tài)為層流時，

(11)

當(dāng)管內(nèi)流體狀態(tài)為紊流時，

(12)

流體在內(nèi)層連續(xù)油管中流動過程中的總壓降應(yīng)為直管段壓降和螺旋段壓降兩部分之和。

Δptotali=Δpiz+Δpil

(13)

綜合公式(7)、(8)、(11)、(12)、(13)，流體在內(nèi)層連續(xù)油管中的總壓降：

當(dāng)管內(nèi)流體狀態(tài)為層流時，有

(14)

當(dāng)管內(nèi)流體狀態(tài)為紊流時，有

(15)

3.2 雙層連續(xù)油管環(huán)空中管流壓力降

對于牛頓流體，環(huán)空中的雷諾數(shù)可用下式計算[10]：

(16)

流體壓降的求解，若Reo≤2 000，則流體屬于層流狀態(tài)；若Reo≥2 000，則視流體為紊流狀態(tài)。

牛頓流體在雙層連續(xù)油管直管段環(huán)空中的摩阻壓力損失可以采用式(17)計算[12-13]：

(17)

(18)

對于層流，環(huán)空偏心修正系數(shù)可用式(19)計算[13]：

(19)

對于紊流，環(huán)空偏心修正系數(shù)可用式(20)計算[13]：

(20)

其中，

(21)

由于不能準(zhǔn)確確定內(nèi)管的偏心度(偏心距δ不能準(zhǔn)確確定)，因此Ec不能準(zhǔn)確確定，計算時可取近似值。若內(nèi)層連續(xù)油管恰好在外層連續(xù)油管內(nèi)居中，則Ec=0,Cef=1；若內(nèi)層連續(xù)油管的外壁緊貼外層連續(xù)油管的內(nèi)壁，則Ec=1,Cef的值最小。對于接近垂直的外層連續(xù)油管環(huán)空，Ec的取值范圍為0.50～0.75。

雙層連續(xù)油管內(nèi)管與外管之間的空間位置關(guān)系如圖3所示。

圖3 雙層連續(xù)油管內(nèi)外管之間相對空間位置關(guān)系

1) 雙層連續(xù)油管環(huán)空中直管段的壓降。

流體在雙層連續(xù)油管直管段環(huán)空中流動時的摩阻系數(shù)可以用式(22)表示：

(22)

將foz代入式(18)，

當(dāng)管內(nèi)流體為層流狀態(tài)時，

(23)

當(dāng)管內(nèi)流體為紊流狀態(tài)時，

(24)

2) 雙層連續(xù)油管環(huán)空中螺旋段的壓降。

結(jié)合陳勛等的回歸研究結(jié)果，流體在雙層連續(xù)油管螺旋段環(huán)空中流動時的摩阻系數(shù)也可以近似用下式表示：

當(dāng)管內(nèi)流體為層流狀態(tài)時，

(25)

當(dāng)管內(nèi)流體為紊流狀態(tài)時，

(26)

將fol代入式(18)，當(dāng)管內(nèi)流體為層流狀態(tài)時，

(27)

當(dāng)管內(nèi)流體為紊流狀態(tài)時，

(28)

流體在雙層連續(xù)油管環(huán)空中流動過程中的總壓降應(yīng)為直管段和螺旋段兩部分之和。

Δptotalo=Δpoz+Δpol

(29)

綜合式(23)、(24)、(27)、(28)、(29)，流體在雙層連續(xù)油管環(huán)空中的總壓降：

當(dāng)管內(nèi)流體狀態(tài)為層流時，有

(30)

當(dāng)管內(nèi)流體狀態(tài)為紊流時，有

(31)

雙層連續(xù)油管沖砂過程中流體總的壓降為內(nèi)層連續(xù)油管總壓降和環(huán)空中總壓降之和。

Δptotal=Δptotali+Δptotalo=Δpiz+Δpil+Δpoz+Δpol

(32)

綜合式(14)、(15)、(30)、(31)、(32)

當(dāng)管內(nèi)流體狀態(tài)為層流時，有

(33)

當(dāng)管內(nèi)流體狀態(tài)為紊流時，有

(34)

綜合式(33)、(34)，可知流體在雙層連續(xù)油管中流動過程中，總壓降與流體的密度ρ、排量Q、內(nèi)層連續(xù)油管直管段的長度Li1、內(nèi)層連續(xù)油管螺旋段長度Li2、外層連續(xù)油管直管段的長度Lo1、外層連續(xù)油管螺旋段長度Lo2以及偏心修正系數(shù)Cef成正比；而與雷諾數(shù)Re、內(nèi)層連續(xù)油管的內(nèi)徑di1、滾筒直徑D、外層連續(xù)油管的內(nèi)徑di2與內(nèi)層連續(xù)油管外徑do1之差和外層連續(xù)油管的內(nèi)徑di2與內(nèi)層連續(xù)油管外徑do1之和成反比。

由于對于特定的一套雙層連續(xù)油管，偏心修正系數(shù)Cef、內(nèi)層連續(xù)油管的內(nèi)徑di1、滾筒直徑D、外層連續(xù)油管的內(nèi)徑di2和內(nèi)層連續(xù)油管外徑do1均為定值；而由式(3)和(16)，雷諾數(shù)Re僅取決于流體的密度ρ、排量Q、以及流體的黏度系數(shù)μ；此外，內(nèi)外層連續(xù)油管在直管段和螺旋段的長度又是由連續(xù)油管入井的深度決定的。因此，雙層連續(xù)油管沖砂作業(yè)中的壓力降最終決定于流體的自身性質(zhì)(密度ρ、黏度系數(shù)μ)、排量Q以及連續(xù)油管入井的深度。

4 實例計算

XX井為委內(nèi)瑞拉Intercampo油田的一口低壓稠油井，該井垂深2 462m，總測深2 687m，人工井底2 650m，油層割縫尾管規(guī)格為?177.80mm×9.19mm，生產(chǎn)油管規(guī)格為?114.30mm×6.88mm。因地層出砂嚴(yán)重，大量的砂沉積在該井的完井管柱中，砂面直達(dá)2 430m處，嚴(yán)重妨礙了生產(chǎn)。為恢復(fù)生產(chǎn)，決定采用長度為4 000m，直徑60.3mm(2英寸，壁厚4mm，CT90，抗內(nèi)壓64MPa，抗外擠51MPa)+直徑31.8mm(1英寸，壁厚3.2mm，CT90，抗內(nèi)壓116MPa，抗外擠69MPa)組合的同心雙層連續(xù)油管(對應(yīng)的為0.75)進(jìn)行過油管沖砂作業(yè)，滾筒直徑為1 778mm。為節(jié)約成本，本井沖砂作業(yè)時采用的攜砂液為清水，密度為1 000kg/m3，黏度為0.001Pa·s。查閱相關(guān)資料，得知該區(qū)塊地層砂粒徑規(guī)格為0.1～0.3mm，密度為2 310kg/m3。

1) 不同排量條件下雙層連續(xù)油管水力循環(huán)的摩阻壓力降。

根據(jù)國外公司的作業(yè)數(shù)據(jù)[4，14]，同心雙層連續(xù)油管水力循環(huán)常用的排量一般在45～160L/min。在此基礎(chǔ)上，結(jié)合公式(8)、(12)、(20)、(24)、(28)，分別算得在50L/min(0.83×10-3m3/s)和150L/min(2.5×10-3m3/s)排量條件下連續(xù)油管直管段和螺旋段上的單位長度摩阻壓力降，結(jié)果如表1所示。

表1 不同排量條件下單位長度(1 m)上螺旋段和直管段的雙層連續(xù)油管內(nèi)管中和環(huán)空中的摩阻壓力降

結(jié)合以上結(jié)果，算得在不同排量條件下連續(xù)油管入井500、1 000、1 500m時的摩阻壓力降，并與現(xiàn)場作業(yè)的實際數(shù)據(jù)進(jìn)行比較，結(jié)果如圖4所示。

圖4 不同排量和入井深度條件下理論摩阻壓力降與實際作業(yè)參數(shù)的比較

由圖4可知，在入井深度和排量均相等的前提下，理論算得的摩阻壓力降要略高于實際作業(yè)值，但二者變化的趨勢非常一致：隨入井深度的增加，不同排量下的摩阻壓力降均呈現(xiàn)略微減小的趨勢。由前文，螺旋段單位長度上的摩阻要略高于直管段。隨連續(xù)油管入井長度的增加，直管段增加、螺旋段減少，而使得總的摩阻壓力降呈逐次減少的趨勢。此外，入井深度相同的前提下，摩阻壓力降隨排量的增加近似呈幾何倍數(shù)增長：排量由50L/min增加到150L/min，增大了2倍；對應(yīng)的摩阻壓力降則由不到6MPa上升到了38MPa以上，增大了6倍以上。

2) 不同井深條件下沖砂作業(yè)時的摩阻壓力降。

結(jié)合有關(guān)參數(shù)，根據(jù)式(1)～(2)計算得雙層連續(xù)油管沖砂所需的最低排量為：0.097×10-3m3/s(5.82L/min)，考慮到該井的實際情況，為了保證泵效，加快沖砂速度，在沖砂時將選用較高的排量，為2.5×10-3m3/s(150L/min)。

計算了2.5×10-3m3/s(150L/min)排量條件下，雙層連續(xù)油管在不同作業(yè)深度下沖砂時的摩阻壓力降，并將結(jié)果與該排量下的實際摩阻壓力降進(jìn)行比較，如圖5所示。

圖5 150 L/min排量下理論摩阻壓力降與實際作業(yè)參數(shù)的比較

結(jié)合圖5，150L/min排量下沖砂作業(yè)，理論算得的摩阻壓力降與實際作業(yè)參數(shù)的變化趨勢具有顯著的不同：隨沖砂作業(yè)深度的增加，理論算得的摩阻壓力降呈略微下降的趨勢，而實際作業(yè)參數(shù)的變化規(guī)律不明顯，這可能與井筒中沉砂的分布不均有關(guān)，砂粒與井筒中的原油混合在一起，且分布不均，使得返出的沖砂液呈非均質(zhì)狀態(tài)，而導(dǎo)致摩阻壓力降時大時小、變化不規(guī)律。但直至沖至人工井底，總的摩阻壓力降的數(shù)值也在41MPa以下，低于該雙層連續(xù)油管最低抗內(nèi)壓強(qiáng)度的80%(51.2MPa)。因此，該施工排量和泵壓在安全的作業(yè)范圍之內(nèi)。

5 結(jié)論

1) 建立了雙層連續(xù)油管沖砂作業(yè)的力學(xué)模型，較為全面地考慮了雙層連續(xù)油管作業(yè)時受到的各種因素的影響，根據(jù)流體力學(xué)理論推導(dǎo)出了沖砂作業(yè)過程中的水力摩阻計算公式。

2) 連續(xù)油管沖砂作業(yè)的總壓降與流體的密度、排量、連續(xù)油管長度以及偏心修正系數(shù)成正比，而與雷諾數(shù)、連續(xù)油管管徑及滾筒直徑成反比。

3) 計算表明，相同深度下，摩阻壓力降隨排量增大近似呈幾何倍數(shù)增長；通過與委內(nèi)瑞拉稠油井沖砂作業(yè)的實際參數(shù)進(jìn)行比較，證明該模型的計算結(jié)果與現(xiàn)場參數(shù)吻合度較好。

[1]PinedaR，LindseyBJ，TaggartM，etal.Achronologicalreviewofconcentriccoiledtubingvacuumtechnology：Past，presentandfuture[C]//SPE/IcoTACoiledTubing&WellInterventionConference&Exhibition，Mar26-27，2013，TheWoodlands，Texas，USA，2013.

[2]YingchunChen，ShiminZhang.Researchonpipe-in-pipecoiledtubing[R].SPE171482，2014.

[3] 謝斌，趙云峰，田志宏，等．同心管射流負(fù)壓沖砂技術(shù)研究與應(yīng)用[J]．石油機(jī)械，2013，41(8)：83-86.

[4]LiJ，CrabtreeA.Sand/wellvacuumingtechnologywithconcentriccoiledtubing：bestpracticesandlessonslearnedfromover600operations[R].SPE115303，2008.

[5] 中國石油化工股份有限公司．同心雙層連續(xù)油管拖動噴射泵水平井負(fù)壓排砂裝置及方法：中國，201310163762.9[P]．2014-11-12．

[6] 中國石油集團(tuán)渤海鉆探工程有限公司．雙層連續(xù)油管伸縮連接器：中國，201420549362.1[P]．2015-01-28．

[7] 中國石油集團(tuán)渤海鉆探工程有限公司．雙層連續(xù)油管用柱塞式雙通道異向同步聯(lián)控單流閥：中國，201520256302.5[P]．2015-09-09．

[8] 中國石油集團(tuán)渤海鉆探工程有限公司．雙層連續(xù)油管的分流連接器：中國，201520315400.1[P]．2015-05-15．

[9] 李文彬，劉彥龍，葉賽，等．連續(xù)油管沖砂作業(yè)參數(shù)優(yōu)化[J]．石油礦場機(jī)械，2011，40(11)：58-61.

[10] 劉冰，綦耀光，韓軍，等．同心雙管柱受力分析及變形計算[J]．石油機(jī)械，2013，41(1)：64-67．

[11] 袁恩熙．工程流體力學(xué)[M]．北京：石油工業(yè)出版社，2000．

[12] 陳勛，閆鐵，畢雪亮，等．連續(xù)油管管內(nèi)摩擦壓降計算模型與敏感性分析[J]．石油鉆采工藝，2014，36(5)：13-17．

[13] 張和茂．一種改進(jìn)的預(yù)測連續(xù)油管環(huán)空摩阻壓降的計算方法[J]．新疆石油科技信息，1999，20(1)：22-29．

[14] 伍建林，馬玉信．同心連續(xù)油管在水平井沖砂作業(yè)中的應(yīng)用[J]．國外石油機(jī)械，1999，10(5)：35-38．

Calculation of Sand Washing Hydraulic Friction for Pipe-In-Pipe Coiled Tubing

REN Yongqiang，XU Kebin，ZENG Hao，LIU Yuwei，LIU Yuhai，TI Yun，DU Xinfang，YANG Xiaotao

(DownholeOperationBranchCompany，BohaiDrillingEngineeringCo.，Ltd.，Renqiu062552，China)

For the wellbore’s sand washing process which is difficult to be carried out effectively by the conventional methods，pipe-in-pipe coiled tubing technology has significant advantages.But the mechanical behavior during the working process for this kind of coiled tubing string is significantly different from the conventional ones.In this paper，the pipe-in-pipe coiled tubing’s sand washing process was selected as the research object.According to the fluid dynamics theory，a fluid characteristic calculation model has been built for this coiled tubing’s sand washing process.Calculation results shows that some regular patterns can be obtained for the 4，000 m length，?31.8 mm in ?60.3 mm size combination coiled tubing string’s working process：(1)when pump displacement is fixed，unit length pressure drop of the spiral section is higher than that of the straight section’s；(2)the pump displacement has an significantly affect on friction losses of the string，when the pump displacement increased from 50 L/min to 150 L/min，the friction losses of the string increased more than 6 times.Compared with the actual parameters，calculation results of this model are in good agreement with the actual pressure drop.This study provides a theoretical reference to make reasonable parameters for the pipe-in-pipe coiled tubing’s sand washing operation.

coiled tubing；friction losses；spiral；calculation model

2016-07-11

中國石油天然氣集團(tuán)公司科學(xué)研究與技術(shù)開發(fā)項目“新技術(shù)工藝研究與現(xiàn)場試驗”子課題“復(fù)雜結(jié)構(gòu)井連續(xù)油管作業(yè)技術(shù)研究”(2016T-003-003)；中國石油集團(tuán)渤海鉆探工程有限公司科技研發(fā)項目“復(fù)雜結(jié)構(gòu)井連續(xù)油管作業(yè)技術(shù)研究”(2015Z028K)；中國石油集團(tuán)渤海鉆探井下作業(yè)分公司科技研發(fā)項目“雙層連續(xù)油管負(fù)壓作業(yè)工藝研究“(2014JX-02K)

任勇強(qiáng) (1983-)，男，山東濱州人，工程師，博士，2014年畢業(yè)于北京科技大學(xué)，主要從事石油鉆采裝備的研究與設(shè)計工作，E-mail：renyongqiang1983@163.com。

1001-3482(2016)11-0013-07

TE935

A

10.3969/j.issn.1001-3482.2016.11.003