自进式直旋混合喷嘴的钻进性能研究*

2022-10-13高军红付必伟董宗正

石油机械 2022年9期

高军红付必伟董宗正

(1.中国石油销售湖南公司 2.长江大学机械工程学院 3.西南石油大学机电工程学院)

0 引言

天然气水合物作为具有巨大开发前景的新型清洁能源，受到人们的广泛关注。目前天然气水合物还处于勘探、试采和小规模开采阶段，尚未形成成熟的开采方法。海洋天然气水合物因储层环境复杂，存在钻井安全、地质灾害和环境风险等问题，现有方法很难高效、安全、经济开采天然气水合物。许多学者研究发现天然气储层改造可发展形成更安全、稳定、经济的新型水合物开采技术，更有利于实现天然气水合物的商业化开采[1-2]。李根生等[3]详细论证水力径向钻井技术是水合物开采和储层改造的一种有效方法。

自进式喷嘴作为水力径向钻井系统的动力工具和破岩工具，其性能直接决定了该系统的钻进能力。自进式喷嘴结构主要由后喷口和前喷口2部分组成，后喷口射流产生的反冲力为系统提供推进动力，前喷口射流主要用于冲击破岩。前人主要集中对直射流喷嘴、旋转射流喷嘴和直旋混合射流喷嘴3类常用喷嘴进行研究：①直射流喷嘴研究方面，P.BUSET和马东军等[4-5]等通过试验和数值仿真分析发现，单孔直射流虽然钻孔能力强、孔眼形状规则，但钻孔孔径较小，限制了喷嘴向前推进；多孔直射流喷嘴钻孔孔径较大，但是孔眼形状不规则不利于岩屑排出。②在旋转射流喷嘴研究方面，步玉环等[6-8]通过试验和数值仿真分析表明，旋转射流具有较强的剪切破岩能力，钻孔孔径较大，但是孔眼深度浅且孔底存在中心凸台不利于喷嘴向前推进。③在直旋混合射流喷嘴研究方面，W.G.BUCKMAN和廖华林等[9-10]研究表明，直旋混合射流的钻孔孔眼规则，能解决钻孔孔径小和孔底凸台等问题。以往在喷嘴破岩能力研究中很少考虑后喷口的影响，而后喷口对喷嘴推进力、射流速度以及破岩效果的影响较大[11]，对设计高效自进式破岩喷嘴，增大水平孔钻井深度，增强水合物开采效率和储层改造效果具有重要意义。

虽然目前对直旋混合射流喷嘴的破岩效果和速度场的分布规律已有相关研究，但研究中没有综合考虑推进性能和破岩效果的相互影响。实际上地面泵压一定时，自进式喷嘴的推进性能和破岩效果互相矛盾，因此综合考虑喷嘴的推进性能和破岩效果才能全面评价自进式喷嘴的钻进性能。笔者考虑后喷口对自进式喷嘴钻进性能的影响，综合对比单孔直射流喷嘴、旋转射流喷嘴和直旋混合射流喷嘴的射流流场，分析了直旋混合射流喷嘴的破岩机理和钻进性能，研究结果可为高效直旋混合射流喷嘴结构设计提供理论依据。

1 喷嘴结构及其钻进性能

1.1 喷嘴结构

1.1.1 水力径向钻井技术

图1所示为水力径向钻井作业示意图。由地面高压水泵将水泵入连续管，再经过高压软管到自进式喷嘴，最后由喷嘴将高压水转变为高速水射流破碎岩石，形成径向水平孔，达到提高天然气水合物开采效率的目的。

图1 水力径向钻井作业示意图Fig.1 Schematic diagram of hydraulic radial drilling

1.1.2 3种喷嘴结构

图2是3种常用自进式喷嘴的三维模型。3种喷嘴的主要结构参数包括后喷口直径为1.5 mm，喷口数量6个，后喷口倾角为30°，前喷口直径为1.8 mm，喷嘴总长为30 mm，喷嘴外径为18 mm，喷嘴壁厚为3 mm。

图2 喷嘴的三维模型Fig.2 Three-dimensional model of nozzle

1.2 钻进性能评价指标

推进力和破岩能力是衡量自进式喷嘴钻进性能的2个重要指标。

1.2.1 推进力

基于流动反冲力计算原理，自进式喷嘴的推进力计算模型为：

(1)

式中：Ft为推进力，N；ρ为流体密度，kg/m3;N为后喷口个数，无量纲；s2为后喷口流道横截面面积，m2；α为后喷口倾角，(°)；v2为后喷口射流平均速度，m/s；v1为前喷口射流平均速度，m/s；s1为前喷口流道横截面面积，m2。

1.2.2 破岩能力

高压水射流破岩机理可以分为3种类型：

(1)冲蚀作用：高速射流对岩石的冲击破碎作用。射流轴向速度越大，冲击破碎岩石的效果越好。破岩力可用下式表达：

(2)

式中：Fp为破岩力，N。

(2)井底漫流作用：井底漫流的切向速度和径向速度越大，对井底岩石的剪切破坏作用越强。

(3)水楔作用：射流在岩石裂缝处产生压力场，使裂缝受到挤压应力导致裂纹扩展，致使岩石破碎。

2 数值模型

2.1 计算模型与网格离散化

2.1.1 模型假设与计算流体域

模型假设：①假设径向孔眼为规则的圆孔；②假设喷嘴轴线与孔眼轴线重合；③将喷嘴尾部环空长度进行适度延长，以消除回流影响。基于假设条件建立直旋混合射流自进式喷嘴的径向钻进作业计算流体域，如图3所示。流体域的孔眼直径设置为30 mm，靶距为15 mm，长为75 mm。

图3 计算流体域Fig.3 Calculation of fluid domain

2.1.2 网格离散化

由于旋转射流喷嘴的叶轮结构复杂，流体域很难采用结构化网格进行网格划分。但是采用非结构化网格进行网格划分会带来网格数量多、计算速度慢以及计算精度差等问题。因此，计算流体域选择了混合网格划分方案(图4)，叶轮区域采用适用性较好的非结构化网格，其余区域采用了结构化网格划分方法。该方法既具有很好的适用性，又可以减小网格带来的计算误差。

图4 流体域网格划分Fig.4 Mesh division of fluid domain

2.1.3 边界条件

考虑海洋井底环境压力与地面高压水泵的额定工作压力，其边界条件设置如表1所示。

表1 边界条件Table 1 Boundary conditions

2.2 控制方程

高压水射流采用N-S方程为射流控制方程，标准k-ε方程为湍流模型[12-13]。

(1)连续性方程。

(3)

(2)Navier-Stokes方程。

(4)

其中，i=x、y、z，作为下标时代表X、Y、Z轴，否则代表位移张量。式(3)、式(4)中，ui表示速度张量，m/s；p为压力，Pa；μ表示动力黏度，Pa·s。

(3)k-ε方程。

k方程：

Gk+Gb-ρε-YM+Sk

(5)

ε方程：

(6)

相关参数的默认值如表2所示。

表2 k-ε模型相关参数值Table 2 Relative parameters of model

3 结果分析

3.1 流场分析

3.1.1 纵截面速度场分析

图5所示为3种喷嘴的速度截面分布云图，并定义图中9～11区域为射流核心区。图5显示直射流喷嘴因射流集束性好，其射流扩散角较小，射流核心长，冲击破岩能力强。旋转射流喷嘴产生的高速旋流射流，卷吸能力强，扩散角大，对岩石的剪切破坏能力强。但是旋转射流中心存在明显的低速区，导致在孔眼底部易形成凸台，不利于喷嘴向前推进。与旋转射流喷嘴相比，直旋混合射流喷嘴消除了旋转射流的中心低速区域，并且射流核心长度较大，保证了射流中心区域的冲击破岩能力。

图5 3种喷嘴的截面速度分布云图Fig.5 Cloud chart of section velocity distribution of three kinds of nozzles

图6是3种喷嘴的轴心速度分布曲线。由于高速射流卷吸周围环境的低速流体，射流能量沿轴向快速耗散，导致射流速度快速衰减。其中因旋转射流卷吸能力最强，直旋混合射流其次，直射流最弱，导致旋转射流喷嘴轴心速度衰减最快，直旋混合射流喷嘴其次，直射流喷嘴最慢。因此在相同靶距下，直射流喷嘴的冲击破岩效果最好，直旋混合射流喷嘴其次，旋转射流最差。以图5中将等值线9对应的速度160m/s做为射流核心分界线，由此可以发现直射流喷嘴的射流核心长度为12.4mm，旋转射流喷嘴为8.2mm，直旋混合射流喷嘴为9.7mm。

图6 轴心线速度分布曲线Fig.6 Velocity distribution curve of axis

3.1.2 横截面速度与矢量分布

图7为3种喷嘴内部流场的横截面速度分布云图和矢量图。

图7 横截面速度分布云图和矢量图Fig.7 Cloud chart and vector diagram of section velocity distribution

图7显示直射流喷嘴内部流场不存在旋流，均为直射流。高压水经过旋转射流喷嘴内部叶轮加旋作用后，其速度云图和矢量图表明其内部流场形成了明显的旋流，但是中心区域速度较小。当高压水经过直旋混合射流喷嘴，其速度云图和矢量图显示部分流体通过叶轮加旋后在喷嘴内部流场的外围形成了旋流，其余流体通过叶轮中心孔后，在中心区域形成了高速直射流，从而使直旋混合射流喷嘴既具有较好的冲击破岩特性，也具有较好的剪切破岩效果。

3.2 推进力分析

图8是3种喷嘴的推进力随进出口压差的变化曲线。

图8 推进力变化曲线Fig.8 Change curve of propulsive force

图8显示推进力与压差基本呈线性递增的关系。在相同压力条件下，因为旋转射流喷嘴内部存在叶轮，流动阻力较大，使更多流体经后喷口喷出，导致旋转射流喷嘴的推进力最大。与旋转射流喷嘴相比，直旋混合射流喷嘴的叶轮多1个中心孔，此时叶轮的流动阻力减小，更多的流体从前喷口喷出，因此直旋混合射流喷嘴的推进力小于旋转射流喷嘴。直射流喷嘴中心没有叶轮，流动阻力较小，在相同压力下入口流量增大，此时前后喷口的流体流量均增大，导致直射流喷嘴的推进力略大于直旋混合射流喷嘴。但随着压差增大，直旋混合射流喷嘴的叶轮对流体的阻碍作用放大，使更多的流体从后喷口喷射，导致直旋混合射流喷嘴的推进力增幅大于直射流喷嘴。当压差超过40MPa后，直旋混合射流喷嘴的推进力超过了直射流喷嘴。

图9是破岩力随进出口压差的变化曲线。

图9 破岩力变化曲线Fig.9 Change curve of rock-breaking force

由图9可以看出，破岩力与推进力呈现相反的变化规律。在相同压力条件下，直射流喷嘴的破岩力最大，直旋混合射流喷嘴其次，旋转射流喷嘴最小。并且由于直旋混合射流喷嘴外围射流旋流速度增大，对中心直射流的卷吸作用增强，引起轴向射流速度降幅增大，导致破岩力降幅增大，所以随压差增大，直旋混合射流喷嘴的破岩力增幅逐渐减小。

3.3 近井底漫流速度场分析

图10是距井底0.5mm横截面速度分布云图[14]。

图10 距井底0.5 mm横截面速度分布云图Fig.10 Cloud chart of velocity distribution at the section of 0.5 mm away from bottom hole

由图10可以看出，直射流喷嘴因射流集束性强、在井底中心区域射流速度大，冲击破岩效果较好。旋转射流喷嘴因射流高速旋转产生较强的卷吸效应，射流扩散性好，但能量耗散快，导致在井底射流速度小，射流对井底的冲击破岩效果差，但是旋转射流对岩石的剪切破坏效果好。同时还可以看出，旋转射流在近井底截面存在明显的中心低速区，这是造成井底中心存在凸台的主要原因。与旋转射流相比，直旋混合射流喷嘴近井底截面的射流速度较大，对井底的冲击破岩效果好，并且中心低速区基本消失，可以有效解决旋转射流带来的中心凸台问题，更有利于喷嘴向前推进。同时由上面分析可知，直旋混合射流外围为高速旋流，其剪切破岩效果较好。并且，通过对比数值计算结果与试验结果发现，井底漫流区的速度分布规律与钻孔结构基本保持一致。

图11为距井底0.5mm截面上，3种喷嘴的射流速度沿径向的合速度分布曲线。

图11 沿径向的速度分布曲线Fig.11 Velocity distribution curve along radial direction

从图11可以看出，直射流喷嘴射流中心区域的射流速度明显较大。旋转射流喷嘴因射流扩散性好，能量耗散快，中心区域速度相对较小，并且存在一个明显的中心低速区，导致井底留下一个明显的台阶，同时射流中心周围出现两个速度峰值，使钻孔孔眼外围的孔深较大。直旋混合射流喷嘴与旋转射流喷嘴相比，中心低速区明显减小，可有效解决中心凸台问题。直旋混合射流中心处还存在一个相对较小的低速区，这是因为中心孔径较小轴向射流能量不足而引起的。

图12为3种喷嘴在井底的切向速度变化曲线。

图12 切向速度分布曲线Fig.12 Distribution curve of tangential velocity

从图12可以看出，旋转射流喷嘴的切向速度最大，直旋混合射流喷嘴的切向速度其次，直射流喷嘴的切向速度近似为0。这是因为流体在叶轮的导流作用下，形成高速的旋转射流，导致旋转射流喷嘴产生较大的旋流，此时对应的切向速度较大。而直旋混合射流喷嘴由于中心存在中心孔，部分流体经过中心孔在射流中心区域产生高速直射流，外围流体经叶轮导流也形成了高速旋转射流。此时，直旋混合射流喷嘴的外围旋流能量低于旋转射流喷嘴的旋流能量，因此在井底漫流层的切向速度小于旋转射流喷嘴。但是直旋混合射流喷嘴对岩石的剪切破坏效果明显比直射流喷嘴好。由于岩石的抗剪强度是抗压强度的1/15～1/8倍，抗拉强度仅为抗压强度的1/80～1/16倍，所以直旋混合射流对岩石的剪切破坏效果，有利于提高水力径向钻井作业效率。

图13是3种喷嘴在井底漫流层的径向速度分布曲线。

图13 径向速度分布曲线Fig.13 Distribution curve of radial velocity

图13显示直射流喷嘴和直旋混合射流喷嘴的径向速度基本保持一致，明显大于旋转射流喷嘴。因为直旋混合射流喷嘴的旋流在离心力的作用下与中心轴向射流的相互作用较小，且在中心高速射流的吸引作用下，射流的扩散性小于旋转射流喷嘴，导致直旋混合射流喷嘴的径向速度较大。其中直旋混合射流喷嘴在井底漫流区产生的最大径向速度为42m/s，而旋转射流喷嘴最大径向速度为35m/s。因此，直旋混合射流对岩石有较好的拉伸破坏效果，有利于提高水力径向钻井作业效率。