深水大尺寸井眼鉆進(jìn)鉆井液雙循環(huán)攜巖方法

王 剛, 劉 剛, 張 悅, 李祎宸,胡軼男, 謝翠麗, 王 鍇

(1.中國(guó)石油大學(xué)(華東)石油工程學(xué)院,山東青島 266580; 2.非常規(guī)油氣開(kāi)發(fā)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室(中國(guó)石油大學(xué)(華東)), 山東青島 266580; 3.中海油能源發(fā)展工程技術(shù)公司, 天津 300452)

近年來(lái),中國(guó)海上油氣勘探開(kāi)發(fā)已逐步邁向深水,深水鉆井與陸地和淺水區(qū)相比,井眼尺寸大,鉆井過(guò)程中,常通過(guò)增大泵排量提升井筒環(huán)空鉆井液的攜巖效果[1-3],但這會(huì)造成鉆井液循環(huán)壓耗增加、泵功效利用率低和井底壓力增大等問(wèn)題,成為制約深水鉆井的一個(gè)難題[4-6]。國(guó)內(nèi)外關(guān)于大斜度井、水平井的巖屑運(yùn)移規(guī)律[7-13]及鉆井液循環(huán)旁通閥工具的研發(fā)已有不少研究[14-17],但對(duì)于大尺寸井眼鉆進(jìn)過(guò)程中,如何解決井筒變徑處環(huán)空鉆井液返速突然降低及通過(guò)增大泵排量提高環(huán)空鉆井液返速而引起的部分水力參數(shù)異常變化研究較少[18-21],特別對(duì)于深水大尺寸井眼鉆進(jìn),還未見(jiàn)相關(guān)報(bào)道。筆者針對(duì)這一問(wèn)題,提出在井筒變徑處鉆桿上安裝分流短節(jié)進(jìn)行鉆井液雙循環(huán)的方法,建立一套鉆井液雙循環(huán)水力參數(shù)計(jì)算模型,并模擬分析深水大尺寸井眼鉆進(jìn)時(shí)有無(wú)安裝分流短節(jié)對(duì)井筒變徑段環(huán)空鉆井液返速及鉆井水力參數(shù)的影響,以期通過(guò)鉆井液雙循環(huán)的方法解決深水大尺寸井眼鉆進(jìn)時(shí)井筒變徑段環(huán)空鉆井液返速突然降低及增大泵排量后引起循環(huán)壓耗增大等問(wèn)題,為深水大尺寸井眼鉆進(jìn)提供理論指導(dǎo)。

1 鉆井液雙循環(huán)工作原理

考慮到深水大尺寸井眼鉆進(jìn)增大泵排量后引起部分鉆井水力參數(shù)異常變化,提出在井筒變徑處的鉆桿上安裝分流短節(jié)。當(dāng)鉆井液通過(guò)分流短節(jié)時(shí),會(huì)分離出一部分鉆井液進(jìn)入井筒環(huán)空,以增大井筒變徑處的環(huán)空巖屑返速,剩余部分的鉆井液繼續(xù)向下,經(jīng)鉆頭噴嘴噴射上返至井筒環(huán)空,實(shí)現(xiàn)鉆井液在井筒環(huán)空的雙循環(huán)攜巖。原理如圖1所示。利用鉆井液雙循環(huán)技術(shù)可以使鉆井液環(huán)空流速與在井筒縱向上根據(jù)井筒環(huán)空尺寸的變化有一個(gè)合理的分配,從而實(shí)現(xiàn)提高環(huán)空巖屑在井筒變徑處的上返速度,降低鉆井大排量下循環(huán)壓耗和井底壓力等水力參數(shù)的影響。

2 鉆井液雙循環(huán)水力參數(shù)計(jì)算模型

2.1 鉆井液當(dāng)量靜態(tài)密度確定

考慮深水鉆井溫度、壓力對(duì)鉆井液密度的影響,鉆井液當(dāng)量靜態(tài)密度[22]為

(1)

其中

Cp=a0-a1Δp+a2Δp2,Ct=b0+b1ΔT+b2ΔT2,

a0=8.558×10-4,a1=1.617×10-8,

a2=5.553×10-13,b0=3.646×10-6,

b1=6.311×10-9,b2=2.203×10-11.

式中,ρi為鉆井液初始密度,g/cm3;Cp為彈性壓縮系數(shù);Ct為熱膨脹系數(shù);p和Δp分別為壓力和壓力變化,MPa;T和ΔT分別為溫度和溫度變化,℃。

圖1 鉆井液雙循環(huán)工作原理示意圖Fig.1 Schematic diagram of working principle of drilling fluid double circulation

其中海水溫度隨著水深的變化[23-24]為

(2)

式中,Tsea為海水溫度,℃;Ts為海水表面溫度,℃;H為深度,m;k0=130.1;k1=3.94;k2=37.1;k3=402.7。

自然地溫隨井深的變化關(guān)系為

Tei=Ts+GtH.

(3)

式中,Tei為對(duì)應(yīng)深度下的地層溫度,℃;Gt為地溫梯度,℃/100 m。

中國(guó)南海某井,水深550 m,井深2 292 m,鉆井液密度為1.15 g/cm3,海水表面溫度為26 ℃,根據(jù)所建立的計(jì)算模型,可以計(jì)算出鉆井液當(dāng)量靜態(tài)密度隨井深的變化關(guān)系,如圖2所示。

圖2 鉆井液當(dāng)量靜態(tài)密度隨井深的變化關(guān)系Fig.2 Relationship between equivalent static density of drilling fluid and well depth

2.2 鉆井液雙循環(huán)水力參數(shù)計(jì)算模型

為確定鉆井液雙循環(huán)井筒內(nèi)分流處流量、鉆井液循環(huán)壓耗和鉆井泵功率利用率等鉆井水力參數(shù),結(jié)合鉆井流體力學(xué)理論[25-29],建立鉆井液雙循環(huán)水力參數(shù)計(jì)算模型。

(1)鉆井液從井口流到鉆桿分流短節(jié)處的壓耗為

(4)

式中,pi1為分流短節(jié)上部鉆桿內(nèi)壓耗,MPa;μm為鉆井液塑性黏度,mPa·s;L1為分流短節(jié)安裝深度,m;Q為泵排量,L/s;dp為鉆桿內(nèi)徑,m。

(2)假設(shè)通過(guò)分流短節(jié)處分流量為Q1,則分流短節(jié)下方鉆桿內(nèi)壓耗為

(5)

式中,pi2為分流短節(jié)下部鉆桿內(nèi)壓耗,MPa;L2為分流短節(jié)下部鉆桿長(zhǎng)度,m;Q2為假設(shè)的分流短節(jié)處分流流量,L/s。

(3)分流短節(jié)上方環(huán)空壓耗為

(6)

式中,pa1為分流短節(jié)上部環(huán)空壓耗,MPa;dh1為分流短節(jié)處井徑,m。

(4)分流短節(jié)下方環(huán)空壓耗為

(7)

式中,pa2為分流短節(jié)下部環(huán)空壓耗,MPa;dh2為分流短節(jié)下部井徑,m。

(5)分流短節(jié)處壓降為

Δpd=0.009 81ρ(L1+L2)+pp-pz+Δpa2-Δpi1.

(8)

式中,pd為分流短節(jié)處壓降,MPa;pp為泵壓,MPa;pz為鉆頭噴射后鉆頭下方靜壓,MPa。

(6)分流短節(jié)處實(shí)際分流流量為

(9)

式中,Qs為實(shí)際分流短節(jié)處分流流量,L/s;C為噴嘴系數(shù);dne為噴嘴當(dāng)量直徑,m。

(7)循環(huán)壓耗為

Δp=Δpi1+Δpi2+Δpa1+Δpa2.

(10)

式中,p為循環(huán)壓耗,MPa。

(8)巖屑舉升效率為

(11)

式中,Ks為巖屑舉升效率;ds為巖屑直徑,m;va為鉆井液環(huán)空返速,m/s;μe為鉆井液視黏度,mPa·s。

(9)鉆井泵功率利用率為

(12)

式中,η為鉆井泵功率利用率;pb為鉆頭水功率,kW;pd為分流噴嘴射流水功率,kW;ps為鉆井泵實(shí)際功率,kW。

在確定鉆井液通過(guò)分流短節(jié)處的流量時(shí),首先假設(shè)某一流量進(jìn)行試算,通過(guò)采用二分法不斷地縮減試算,當(dāng)計(jì)算出的分流量與假設(shè)的分流量誤差小于0.1%時(shí),即認(rèn)為假設(shè)的分流量為分流短節(jié)處流體的實(shí)際分流量。圖3為模型求解流程。

圖3 模型求解流程Fig.3 Flow chart of model solution

3 鉆井液雙循環(huán)模型建立

3.1 物理模型及邊界條件

根據(jù)實(shí)鉆深水某井的井眼軌跡資料、井筒參數(shù)及深水環(huán)境參數(shù)等進(jìn)行實(shí)井建模,分析分流短節(jié)對(duì)全井?dāng)y巖效果的改善作用及對(duì)部分鉆井水力參數(shù)的影響。

選取海上某井,水深550 m,海水表面溫度26 ℃,井身結(jié)構(gòu)參數(shù):隔水管直徑762 mm;表層套管Φ609.6 mm×214 m;技術(shù)套管Φ339.73 mm×505 m,鉆桿Φ139.7 mm×2 292 m,鉆井液密度為1.15 g/cm3,鉆井液黏度為15 mPa·s,泵排量為62 L/s,分流短節(jié)位于井深764 m,分流噴嘴直徑分別為10、12、14、16 mm,分流入射角度為30°,巖屑顆粒粒徑為8 mm。雙循環(huán)全井仿真模型及分流處模型如圖4所示。分流短節(jié)在鉆桿周向上均勻布置2個(gè),分流入射角為流體入射方向與井眼軸線夾角。對(duì)整個(gè)模型采用四面體結(jié)構(gòu)網(wǎng)格劃分,網(wǎng)格單元平均尺寸為6.8 mm,為了準(zhǔn)確計(jì)算分流短節(jié)處鉆井液流速及壓力,本模型對(duì)鉆桿上的分流短節(jié)處網(wǎng)格進(jìn)行了細(xì)化加密[30-31]。

圖4 雙循環(huán)全井仿真模型及分流處模型Fig.4 Whole well simulation of double circulation and shunt location model

3.2 可靠性驗(yàn)證

由于目前關(guān)于深水大尺寸井眼鉆進(jìn)鉆井液雙循環(huán)攜巖試驗(yàn)較少,為了驗(yàn)證建立模型的準(zhǔn)確性,將模型計(jì)算結(jié)果與文獻(xiàn)[18]的數(shù)值模擬結(jié)果進(jìn)行比較?；A(chǔ)數(shù)據(jù)為:分流噴嘴安裝在井深800 m處,套管內(nèi)徑為177.8 mm,鉆桿直徑為88.9 mm,鉆井液密度為1.06 g/cm3,鉆井液塑性黏度為1.0 mPa·s,巖屑顆粒直徑為2 mm,總的入口流量為40 L/s。結(jié)果表明本文中模型計(jì)算的巖屑上返速度為5.652 5 m/s,文獻(xiàn)[18]數(shù)值模擬結(jié)果為5.714 m/s,兩種模型的結(jié)果誤差小于2%,說(shuō)明所建立的計(jì)算模型具有可靠性。

4 結(jié)果分析

4.1 分流噴嘴直徑對(duì)鉆井液流速的影響

分別模擬分流短節(jié)安裝在井深764和1 055 m處鉆桿上時(shí),流經(jīng)不同直徑的分流噴嘴后鉆井液的流速分布,得到在井深764和1 055 m處鉆井液最大瞬時(shí)分流速度分別為166.4和168.5 m/s。圖5為分流短節(jié)安裝在井深764 m處鉆井液的流速分布,可以看出在分流噴嘴處,分流出的鉆井液流速最大,越往環(huán)空上部鉆井液流速不斷減小,同時(shí)隨著分流噴嘴直徑的增大,經(jīng)噴嘴噴流出的鉆井液流速也不斷增大,提取不同井深處井眼環(huán)空鉆井液流速的平均值,得到不同直徑噴嘴下鉆井液流速隨井深變化曲線,如圖6所示。在分流處上部井筒環(huán)空鉆井液的返速有了明顯提升,但分流短節(jié)下部井筒環(huán)空鉆井液返速相應(yīng)降低,因?yàn)殡S著分流噴嘴直徑的增大,在分流短節(jié)處分流的流量也隨之增大,使通過(guò)鉆桿流向井筒底部的流量相應(yīng)減少。

4.2 分流噴嘴直徑對(duì)水力參數(shù)的影響

模擬不同分流噴嘴直徑的分流短節(jié)對(duì)水力參數(shù)的影響,并與未安裝分流短節(jié)的結(jié)果進(jìn)行比較,結(jié)果如圖7所示。由圖7可知,未安裝分流短節(jié)時(shí),鉆井液在井筒中的循環(huán)壓耗遠(yuǎn)高于安裝分流短節(jié)后的循環(huán)壓耗,鉆井泵功率利用率僅為22.6%,在表層段巖屑舉升效率僅為56%,當(dāng)鉆桿上安裝分流短節(jié)進(jìn)行鉆井液雙循環(huán)后,循環(huán)壓耗隨著分流短節(jié)噴嘴直徑的增大而降低,鉆井泵功率利用率有了明顯提升,泵功率利用率最大時(shí)超過(guò)40%,巖屑舉升效率也有顯著提高。同時(shí)由圖7可以看出,分流噴嘴直徑為14 mm時(shí),循環(huán)壓耗、泵功率利用率變化趨于平緩,巖屑舉升效率有了明顯的降低,因此在后續(xù)模擬計(jì)算時(shí),優(yōu)選分流短節(jié)直徑為14 mm。

4.3 排量對(duì)環(huán)空鉆井液流速的影響

保持其他參數(shù)不變,選取分流噴嘴直徑為14 mm的分流短節(jié),模擬計(jì)算泵排量為62、84和124 L/s情況下,經(jīng)分流后處于分流短節(jié)上部與下部的環(huán)空鉆井液的平均流速,如圖8所示。由圖8可知,隨著泵排量的增大,環(huán)空鉆井液的平均流速也隨之增大,同時(shí)可以看出隨著泵排量增大,分流短節(jié)上部環(huán)空鉆井液平均返速與下部環(huán)空鉆井液平均返速的差值也增大。

圖5 流經(jīng)不同直徑噴嘴時(shí)鉆井液流速分布Fig.5 Flow velocity distribution of drilling fluid under nozzles with different diameters

圖6 經(jīng)不同直徑噴嘴分流后環(huán)空鉆井液 平均流速隨井深的變化關(guān)系Fig.6 Relationship between average flow velocity of annular drilling fluid and well depth after different diameter nozzles

圖7 不同分流噴嘴直徑對(duì)部分水力參數(shù)的影響Fig.7 Influence of different nozzle diameters on some hydraulic parameters

圖8 不同排量下經(jīng)分流后環(huán)空鉆井液平均 流速隨井深的變化關(guān)系Fig.8 Relationship between average flow velocity of annular drilling fluid and well depth at different pump displacement after shunting

4.4 不同排量下鉆井液雙循環(huán)對(duì)水力參數(shù)的影響

模擬計(jì)算泵排量62 L/s與雙泵大排量124 L/s下鉆井液雙循環(huán)時(shí)對(duì)水力參數(shù)的影響(表1),并與未安裝分流短節(jié)的計(jì)算結(jié)果進(jìn)行比較,由表1可知,

表1 不同排量下分流短節(jié)對(duì)部分水力參數(shù)的影響Table 1 Influence of shunt on some hydraulic parameters at different discharge of pump

深水鉆井時(shí)在增大泵排量情況下進(jìn)行鉆井液雙循環(huán)后對(duì)井筒循環(huán)壓耗降低相比常規(guī)排量下循環(huán)壓耗的降低幅度更大,對(duì)鉆井泵功率利用率的提升,高于常規(guī)排量下未安裝分流短節(jié)時(shí)的提升效果,同時(shí)巖屑的舉升效率也有明顯提高。

5 分流孔對(duì)鉆桿結(jié)構(gòu)安全性的影響

由圖6可以看出,分流孔徑越大,分流能力越強(qiáng),但其結(jié)構(gòu)安全性也越低。為此利用CAE技術(shù)[32],選取分流孔徑14mm、壁厚10.55mm、分流孔與鉆桿軸線夾角30°、扭矩10kN·m、軸向載荷100～500kN(對(duì)應(yīng)不同的軸向安裝位置),安裝分流短節(jié)后的鉆桿計(jì)算力學(xué)模型如圖9所示。鉆桿工作應(yīng)力隨軸向載荷的變化如圖10所示。由計(jì)算可知,在工作載荷范圍內(nèi)鉆桿的安全系數(shù)大于2.5(E-75級(jí)鉆桿最小屈服強(qiáng)度為517MPa),其結(jié)構(gòu)安全性滿足使用要求。

圖9 安裝分流短節(jié)鉆桿力學(xué)模型及應(yīng)力云圖Fig.9 Mechanical model and stress nephogram of short shunt were installed on drill pipe

圖10 軸向載荷對(duì)鉆桿最大應(yīng)力的影響Fig.10 Influence of axial load on the maximum stress of drill pipe

6 結(jié) 論

(1)針對(duì)深水大尺寸井眼鉆進(jìn)工況,在井筒變徑處安裝分流短節(jié),可以實(shí)現(xiàn)鉆井液雙循環(huán),且井筒變徑段環(huán)空鉆井液返速明顯提升。

(2)常規(guī)鉆井泵排量下,模擬了不同分流噴嘴直徑對(duì)部分鉆井水力參數(shù)的影響,優(yōu)選了噴嘴直徑。安裝分流短節(jié)后鉆桿安全性較高,作業(yè)過(guò)程中不僅可以有效降低鉆井液循環(huán)壓耗,還能提高巖屑舉升效率和鉆井泵功率利用率。