水力射流降低井底压差技术

朱海燕,邓金根,何玉发,李 斌,谢玉洪,黄凯文,赵靖影

(1.中国石油大学油气资源与探测国家重点实验室,北京 102249；2.中海石油研究总院,北京 100027；

3.中国海洋石油国际有限公司钻完井部,北京 100010；4.中海石油(中国)有限公司湛江分公司钻井部,广东湛江 524057)

水力射流降低井底压差技术

朱海燕1,邓金根1,何玉发2,李 斌3,谢玉洪4,黄凯文4,赵靖影1

(1.中国石油大学油气资源与探测国家重点实验室,北京 102249；2.中海石油研究总院,北京 100027；

3.中国海洋石油国际有限公司钻完井部,北京 100010；4.中海石油(中国)有限公司湛江分公司钻井部,广东湛江 524057)

降低井底压差,减小岩屑的压持效应,可以显著提高钻井的机械钻速。根据射流式水力降压技术的原理,结合环空射流泵、射流降压短节和射流泵钻头等射流降压工具的发展现状,提出一种新型的环形射流泵结构,采用混合网格数值计算的方法对影响其降压性能的关键因素进行分析。结果表明:井底流体的回流是导致射流泵钻头降压效果变差的主要原因,回流量与井壁间隙成正比,与反向喷嘴的轴向倾角成反比；密封钻头与井壁间的间隙是提高射流泵钻头性能的关键；新型涡流-射流混合降压钻头可降压0.45～0.88 MPa,是现有射流式射流泵钻头降压效果的3～4倍。

射流；射流泵；井底压差；环空射流泵；射流降压短节；射流泵钻头；混合网格

降低井底压差的途径通常是降低钻井液密度,但钻井液密度必须满足安全钻井的需要。井底减压工具以涡流降压工具[1]、射流式水力降压工具[2]和脉冲射流降压工具[3-5]为主。在保持整个井筒钻井液液柱压力不变的情况下,井底降压工具降低钻头作用面的钻井液液柱压力,从而实现在保持井壁稳定的前提下,降低井底压差,提高机械钻速。射流降压工具采用单独的动力液驱动射流泵动作,通过射流泵的降压抽汲作用,加速岩屑上返,降低井底压力。笔者对这种新型的降压方法的降压原理和不同降压工具结构特点进行分析,并对射流泵降压的关键技术进行深入研究,为射流降压工具的发展提供理论依据。

1 射流式水力降压工具

射流式水力降压是在井内环空或井底采用中心射流泵或环形射流泵结构,实现降压携岩。中心射流泵组成如图1所示。与中心射流泵相比,环形射流泵的吸入管和喉管处于相同轴线上,被吸入流体不需要改变方向,更加适合抽汲含有高固相浓度和较大固体粒度的流体。低压动力液从反向喷嘴喷出,将井底含有岩屑的钻井液吸入喉管。动力液与井底含岩屑的钻井液在喉管内充分混合,进行动量交换。在喉管末端,岩屑及钻井液仍具有很高的流速(动能),进入扩散管后,流速降低,部分动能转换为压能,从井眼环空上返到地面。由于反向喷嘴喷出的钻井液压力较低,井底的岩屑和钻井液及时被吸入喉管并上返,使得井底的压力始终处于较低的状态,实现降压的目的。Grupping等[6]对油田用射流泵的基础理论作了详细的研究,Shimizu等[7]针对环形射流泵做了大量的研究。

图1 中心射流泵水力降压原理Fig.1 Depressurization theory of center jet pump

1.1 环空射流泵

环空射流泵(图2)由封隔器固定在244.5 mm生产套管上[8-10]。钻井过程中,单相动力液进入生产套管和177.8 mm内套管之间的环形空间,驱动转换叶片向内弯曲,转换叶片填充区密封转换叶片与钻柱间的环形空间,使从井底上返的钻井液和岩屑只能进入射流泵的喉管。动力液经射流泵喷嘴喷出后,速度增高,将动量传递给进入喉管的上返流体,使上返流体获得足够的压力而排出地面。

1.2 射流泵降压短节

射流泵降压短节一般由带调节塞的稳定器、环形射流泵组成(图3),带调节塞的稳定器用来隔离近钻头空间和上部环空[11-12]。利用向上的喷嘴抽吸流体降低压力或提供负压,在近钻头部分降低压力使其成为欠平衡,上部仍维持原状,提高钻速。

图2 环空射流泵Fig.2 Annular jet pump

图3 射流泵降压短节Fig.3 Jet pump joint

1.3 射流泵钻头

射流泵钻头有两种形式:一种是在常规牙轮钻头和PDC钻头的基础上将钻头的流道结构设计成射流泵结构,如Lott设计的射流泵钻头[13]；另一种是将常规PDC钻头的排屑槽设计成射流泵结构,如孙伟良设计的分流钻头[14]。射流泵钻头中的射流泵喷嘴与腔室组成射流泵结构,向下喷射喷嘴用于喷射和携岩,使该钻头在保持向上喷射降压的过程中,亦可实现向下喷射功能。分流钻头的上返喷嘴和井底喷嘴与钻头主流道相连,可通过关闭井底喷嘴的数量来达到分流的目的。

1.4 讨 论

对于储层压力为0.48～0.84 g/cm3的异常低压油气藏,环空射流泵可在保持上部井筒压力的同时实现井底约1.38 MPa的欠平衡条件,具有非常重要的实际意义[15]。额外增加一层内套管及配套工具,钻井成本增加,下放和回收所需时间较长,操作复杂,且在下放和回收时井内压力难以控制。由郑锋辉等[16]的室内试验可知,射流式降压工具仅在工具下部产生一定区域发挥作用,过于远离井底,其降压效果将波及不到井底,当射流泵出口距离井底2 m时,对井底环空几乎没有降压效果。射流泵钻头即在常规钻头的基础上,采用中心射流泵结构实现降压,不需要额外的工具及起下钻操作,相对于其他两种降压工具,结构简单。表1为射流降压工具的统计结果,可以看出:环空射流泵不随钻柱转动,需要额外的内套管作为动力液的注入通道,驱动中心射流泵；环空射流泵降压效果较好,远优于其他两种射流工具；射流降压工具整体处于结构设计阶段,还未见现场应用的报道；由本文中的计算可知,由于井壁间隙的存在,射流泵钻头并没有完全发挥出射流泵的降压效果,当井眼扩大率为8%时,其降压能力仅为0.2 MPa。

表1 射流泵降压工具Table 1 Depressurization tools of jet pump

2 环形射流泵钻头

转换叶片是环空射流泵唯一的运动部件,其需要有足够的韧性,以产生弯曲,密封其与钻柱之间的环空；同时,为了防止含有岩屑的上返钻井液从其与钻柱间的环空通过,该转换叶片需要具有较高的强度,因此转换叶片的设计是决定该装置可行性的关键。射流降压短节结构复杂,同时钻井液在工具内流动过程曲折、复杂,容易造成较大的水头损失和工具冲蚀破坏；因其射流区出口处有较大的侧孔,极大降低了工具的强度,将其安装在钻头与钻铤之间,需要重点考虑其强度问题。

对比发现,现有射流式射流泵钻头因其结构简单、无活动件而显示了其独特的优越性。然而,现有射流泵钻头均采用中心射流泵结构,当井内上返岩屑较大时,射流泵喷嘴、喉管和吸入管极易发生堵塞,特别是钻进泥页岩等易水化膨胀的地层时极易被岩屑堵塞和泥包,引起钻井泵憋泵等一系列事故。环形多喷嘴射流泵的吸入管、喉管和扩散管位于同一轴线上,多个喷嘴环绕在吸入管的末端,引射流体在射流泵内不用改变流向,特别适于吸入含有较大固体颗粒的流体；由于其可达到的真空度高,使其具有较高的自吸性能,在钻孔水力采煤中具有比中心射流泵更大的优势。对于射流泵钻头而言,射流泵位于钻头的外侧边缘,靠近钻头的一侧较易布置喷嘴,在钻头的外侧边缘处较难布置喷嘴,同时为了尽可能简化钻头的内部结构,设计了一种215.9 mm单喷嘴环形射流泵钻头(图4)。该钻头由4个刀翼、4个环形射流泵、4个反向喷嘴和一个主流道组成。为了提高计算精度,采用混合网格方法,对井底流场进行网格划分。混合网格划分的过程是:首先对钻头端部进行四面体网格划分；再对钻头本体处主流道和环空进行六面体网格划分；最后在四面体网格和六面体网格交界面处将这两种网格进行合并,使这两种网格在交界面处的所有节点两两相互重合,使这两个网格控制体内的流体可以相互传递,合并后交界面处的网格如图4(c)所示。反向喷嘴连接主流道和射流泵吸入管的末端,其轴线与钻头轴线夹角α为150°,径向夹角为60°,其反向喷嘴轴线如图5所示。

式中,Rd为钻头反向喷嘴出口处半径；Rh为水眼半径；Zmin为反向喷嘴在水眼入口处的轴向坐标；θB为反向喷嘴在水眼入口处的径向倾角；θA为反向喷嘴在钻头表面出口处的径向倾角；θ为反向喷嘴径向倾角。

图4 单喷嘴环形射流泵钻头Fig.4 Peripheral nozzle jet pump bit

图5 反向喷嘴轴线Fig.5 Reverse nozzle axis

喉管直径为15 mm,反向喷嘴直径为6 mm,围压为30 MPa,流量为33 L/s,钻头旋转速度为150 r/ min,假设流量全部上返。上返喷嘴方向与射流钻头内部来流方向相反,在上返喷嘴入口处流线曲率非常大；同时由于钻头的高速旋转,在井底钻头周围的井眼环空将产生较大的负压漩涡,因此计算采用RNG k-ε模型作为流体流动的湍流模型,控制方程[17-19]为

式中,ρ为流体密度,kg/m3；p为流体压力,Pa；ui为i方向的速度,m/s；ρgi为重力在i方向的体积力, N/m3；μ为动力黏度,kg/(m·s)；ε为流体湍流耗散率,m2/s3；k为流体的湍动能,m2/s2。

湍流模型采用RNG k-ε模型:

式中,Cε1=1. 44；Cε2=1. 92；σk和σε分别为k和ε的Prandt1数,分别取1.0和1.3。以上方程组构成了求解阀内流场分布规律的封闭方程组,根据实际工况施加相应的边界条件后,构成该方程组的定解问题。

2.1 反喷钻头井底流场的特点

图6 井底纵截面速度矢量图Fig.6 Velocity vector diagram of bottom hole longitudinal section

如图6所示,井底纵截面速度场大致可分为回流区、径向漫流区、滞留区、抽汲区和附壁上返区。流体从左侧井壁间隙内向下回流,在井底形成较厚的径向漫流区,流至射流泵下方时,被射流泵抽汲上返,形成抽汲区,在另一侧井底流体存在一定的滞留,在右侧井壁间隙内附壁上返。常规喷射钻头的井壁间隙均为附壁上返区[20],不存在回流区,可见射流泵钻头的回流区对于岩屑的排出是极为不利的。回流区主要由流体的横向速度引起,因此应尽量增大上返喷嘴的轴向倾角。由于流体自钻柱进入钻头主流道,在此过程中流体由上而下流动,当进入上返喷嘴后,流动方向改变了α角,产生较大的局部水头损失。α角越大,局部水头损失就越大；而α角越小,其井底回流越严重,相对于水头损失而言,井底回流的影响更大,因此应采用较大的α角,推荐α角为150°～180°,最好为180°。

2.2 钻头与井壁间的间隙对井壁和射流泵压力的影响

如图7所示,在射流泵对应的外侧井壁环空,当井壁间隙(δ)小于6 mm时,随着井壁间隙的增大,环空压力逐渐增加并接近围压30 MPa(井底压差Δp接近于零),且井壁间隙越大,环空压力越大；当井壁间隙大于9 mm时,随着井壁间隙的增大,环空压力逐渐减小,且井壁间隙越大,环空压力越小,这是由于环空内流体的涡流作用引起的。在扩散管出口的环空处,流体的压力骤增。可以看出当井壁间隙大于9 mm时,井壁间隙内的压力和速度基本保持不变,即当井眼扩大率大于8.8%后,井底压降基本保持在0.2 MPa；此时,射流泵的作用减弱,环空内流体的涡流作用明显,致使环空内流体压力进一步减小。

图7 射流泵井眼环空的压力Fig.7 Borehole annulus pressure of jet pump

2.3 钻头与井壁间的间隙对井底压力的影响

如图8所示,井底压差随钻头与井壁的间隙的增大而迅速减小,当钻头与井壁间隙从0增加到3 mm时,井底压降从10.23 MPa下降到0.487 MPa,随着钻头与井壁间隙的继续增加,井底压差缓慢减小,当井壁间隙大于9 mm时,井底压降始终保持在0.2 MPa左右,数值模拟结果与孙伟良的试验结果一致[14]。可见钻头与井壁的间隙是射流泵钻头降压效果的决定性因素,井壁间隙增大,流体将向阻力较小的钻头与井壁间的环空流动,从而流经射流泵喉管内的流量大大减小,流体因文丘里效应产生的压降就大大减小。当钻头与井壁间隙大于9 mm时,射流泵已几乎不起作用。如图9所示,井壁间隙越大,井底压降越小；当井壁间隙为12 mm时,在左侧井壁的回流区和右侧井底的滞留区内,流场压力增大,可见井壁间隙越大,回流区也就越大,井底压降就越小。因此,要使射流泵钻头应用于钻井实践,密封钻头与井壁间的间隙是成功的关键。由于地层岩石的各向异性,钻头在破岩时处于不停地跳动或涡动状态,钻头与井壁间的间隙也在不停的变化,很难控制,因此该问题是制约射流泵钻头发展的主要因素。

图8 钻头与井壁的间隙对降压效果的影响Fig.8 Influence of gap between bit and wellbore on depressurization effect

图9 不同钻头与井壁的间隙对应的井底压力等值线图Fig.9 Pressure distribution of bottom hole longitudinal section indifferent gaps between bit and wellbore

2.4 涡流-射流混合降压钻头

将涡流降压原理和射流水力降压原理结合起来,消除单喷嘴环形射流泵钻头对井壁间隙的依赖性,即上返喷嘴喷射出的部分高速钻井液随钻头旋转,在井底钻头周围形成高速负压漩涡,实现降压；其余部分流体仍通过射流泵的喉管,产生文丘里效应,实现降压。按照这个思路,保持单喷嘴环形射流泵钻头的刀翼、上返喷嘴和射流泵结构等不变,将钻头喉管增大,使钻头分流道与井壁环空相连通,设计了一种新型的215.9 mm涡流-射流混合降压钻头。

图10 涡流-射流混合降压钻头纵截面压力等值线图Fig.10 Pressure distribution of longitudinal section of vortex and jet pump combination bit

如图10所示,该新型钻头的井底流场回流现象有所改善,但仍存在一定的回流,在左侧回流区和右侧井底滞留区内压力增加。钻头与井壁的间隙为9 mm时,计算不同的喉管中心线与钻头轴线之间的距离l(即不同喉管过流面积)时的井底压降。由图11可知,井底压差沿井眼中心轴线近似对称,由于流体回流的影响,左侧压力略有增加；射流泵轴线离钻头轴向的距离从94 mm增加到106 mm,井底压差由-0.45 MPa逐渐增大到-0.88 MPa,说明随着喉管处过流面积的减小,文丘里降压效应增大,井底压差增大。当距离继续增加到110 mm时,井底压差反而骤减到-0.4 MPa,说明当距离增大到一定值后,井底压差仅由钻头高速旋转形成的井底负压漩涡引起。因此,该钻头的降压效果存在一峰值,即距离为106 mm时,井底压差最大为-0.88 MPa。井壁间隙为9 mm时,涡流-射流混合降压钻头的降压效果为-0.45 MPa至-0.88 MPa,是射流泵钻头降压效果的3～4倍,可知将涡流降压原理和射流水力降压原理结合起来,降低井底压差可行。

图11 井底压差沿直径方向上的分布Fig.11 Pressure difference distribution along radial direction in bottom hole

3 结 论

(1)环形射流泵钻头若全部流量上返,在井眼扩大率从0增加到8.8%时,井底压降从10.35 MPa降低到0.2 MPa,当井眼扩大率继续增加时,井壁间隙内的压力基本保持不变,井底压降基本维持在0.2 MPa不变,因此密封钻头与井壁间的间隙与防止井底流体的回流是提高射流泵钻头性能的关键。

(2)新型的涡流-射流混合降压钻头可降压0.45～0.88 MPa,是射流泵钻头降压效果的3～4倍,将涡流降压原理和射流水力降压原理结合起来,降低井底压差可行。

[1] BERN P A,ARMAGOST W K,BANSAL R K.Managed pressure drilling with the ECD reduction tool[R].SPE 89737,2004.

[2] BANSAL R K,BRUNNERT D,TODD R,et al.Demonstrating managed-pressure drilling with the ECD reduction tool[R].SPE 105599,2007.

[3] KOLLÉ J,MARK M.Hydropulses increase drilling penetration rates[J].Oil&Gas Journal,1999,97(13):33-37.

[4] 杨永印,吴志坚,沈忠厚,等.低压脉冲射流的调制机理及调制器振动模拟[J].石油大学学报:自然科学版,2003,27(3):40-42.

YANG Yong-yin,WU Zhi-jian,SHEN Zhong-hou,et al. Modulation mechanism of low-pressure pulse jet pump and modulator working simulation[J].Journal of University of Petroleum,China(Edition of Natural Science),2003, 27(3):40-42.

[5] LI G,SHI H,LIAO H,et al.Hydraulic pulsed cavitat-ing jet-assisted drilling[J].Petroleum Science and Technology,2009,27(2):197-207.

[6] GRUPPING A W,COPPES J L R,GROOT J G.Fundamentals of oil well jet pumping[J].SPE Production Engineering,1988,3(1):9-14.

[7] SHIMIZU Y,NAKAMURA S,KUZUHARA S,et al. Studies of the configuration and performance of annular type jet pumps[J].Journal of Fluids Engineering, 1987,109:205-212.

[8] JAMES H W,JOSH R J.Down hole drilling assembly with independent jet pump:US,6877571[P].2005-04-12.

[9] JAMES H W,JOSH R J.Down hole drilling assembly with concentric casing actuated jet pump:US,6899188 [P].2005-05-31.

[10] JAMES H W.Method and apparatus for inducing under balanced drilling conditions using an injection tool attached to a concentric string of casing:US,6769498 [P].2004-08-03.

[11] HOOPER D W.Annulus bypass peripheral nozzle jet pump pressure differential drilling tool and method for well drilling:US,4630691[P].1986-12-23.

[12] Association de Recherche Sur Techniques Dıexploitation Du Petrol(ARTEP).Unique tool speeds diamond bit drilling[J].World Oil,1978,187(5):74.

[13] LOTT W G.Jet pump drilling apparatus and method: US,5775443[P].1998-07-07.

[14] 孙伟良.钻头分流降低井底压力机理的研究[D].东营:中国石油大学(华东)石油工程学院,2010.

SUN Wei-liang.Mechanism study on the bottomhole pressure reduction by drilling fluid shunt on bit[D]. Dongying:College of Petroleum Engineering in China U-niversity of Petroleum(East China),2010.

[15] SURYANARAYANA P V,HASAN A K,JAMES H W. Technical feasibility and applicability of a concentric jet pump in underbalanced drilling[R].SPE 91595, 2004.

[16] 郑锋辉,于水杰,李根生,等.射流式水力降压实验研究[J].石油机械,2008,36(7):4-6.

ZHENG Feng-hui,YU Shui-jie,LI Gen-sheng,et al. Experimental study of jet hydraulic pressure drawdown [J].China Petroleum Machinery,2008,36(7):4-6.

[17] El G M,MEAKHAIL T,MIKHAIL S.Numerical study of flow inside an annular jet pump[J].Journal of Thermophysics and Heat Transfer,2006,20(4):930-932.

[18] KWON O B,KIM M K,KWON H C,et al.Two-dimensional numerical simulations on the performance of an annular jet pump[J].Journal of Visualization, 2002,5(1):21-28.

[19] 王国荣,朱海燕,刘清友,等.空气锤钎头流热耦合的三维数值模拟[J].华中科技大学学报:自然科学版,2010,38(3):16-19.

WANG Guo-rong,ZHU Hai-yan,LIU Qing-you,et al. Three dimensional numerical simulation of fluid-thermal coupling in air hammer bit[J].Journal of Huazhong U-niversity of Science and Technology(Nature Science E-dition),2010,38(3):16-19.

[20] WATSON G R,BARTON N A,HARGRAVE G K.U-sing new computation fluid dynamics techniques to improve PDC bit performance[R].SPE 37580,1997.

(编辑 李志芬)

Reducing bottom-hole differential pressure by hydraulic jet

ZHU Hai-yan1,DENG Jin-gen1,HE Yu-fa2,LI Bin3,XIE Yu-hong4,
HUANG Kai-wen4,ZHAO Jing-ying1
(1.State Key Laboratory of Petroleum Resource and Prospecting in China University of Petroleum,Beijing 102249,China；
2.CNOOC Research Center,Beijing 100027,China；
3.China Offshore Oil International Company Limited,Beijing 100010,China；
4.Drilling Department of Zhanjiang Company,China National Offshore Oil Company Limited,Zhanjiang 524057,China)

Reducing the bottom-hole differential pressure(BHDP)and the cuttings hold-down effect can significantly improve the rate of penetration(ROP).Based on the jet hydraulic pressure drawdown theory,the current research and development situation of the jet hydraulic pressure drawdown tools including annular jet pump,jet pump joint and jet pump bit,a peripheral nozzle jet pump bit was designed.Using hybrid grid method,the key factors affecting the depressurization capacity of the bit were analyzed.The results show that the main reason of reducing the depressurization capacity of the jet pump bit is the backflow of the bottom-hole fluid.The backflow rate is in direct proportion to the bit clearance and in inverse proportion to the angle between the reverse nozzle axis and the bit axis.To seal the bit clearance is the key point to improving the performance of the jet pump bit.The new vortex and jet pump combination bit can reduce the BHDP about 0.45-0.88 MPa, which is 3-4 times the depressurization effect of existing jet pump bit.

jet；jet pump；differential pressure；concentric jet pump；jet pump joint；jet pump bit；hybrid grid

TE 248

A

1673-5005(2013)02-0050-07

10.3969/j.issn.1673-5005.2013.02.008

2012-05-20

国家自然科学基金项目(51174219)；国家重大科技专项(2011ZX5009-005)；国家自然科学基金创新群体项目(51221003)

朱海燕(1984-),男,博士研究生,主要从事石油工程岩石力学与控制方面的研究。E-mail:zhuhaiyan040129@163.com。