油基钻井液驱动下射流式液动冲击器的动态特性

陶兴华，葛东，张广，李彦良，彭枧明

(1.中国石化石油工程技术研究院，北京 100101；2.吉林大学建设工程学院，长春 130026)

大部分钻井相关成本发生在较硬的岩石钻井中，提高硬岩钻井的钻速是降低整体钻井成本的一个重要手段[1-2]。目前，在油气勘探领域，射流式液动冲击器常被用来加速硬岩钻井，降低钻柱摩擦，解决钻头黏滑等问题[3-5]。在松南气田，YSC-178射流式液动冲击器被应用于火成岩地层钻井[6]。赵固一矿现场试验显示，在硬岩钻井中，与PDC钻头+回转钻进方法相比，采用球齿+SC86H型高能射流式液动冲击器的钻井方法可以提速三倍以上[7]。在涪陵页岩气田，研究结果表明，牙轮钻头+Φ228.6 mm射流式液动冲击器钻井的冲击回转钻进方法具有显著的提速效果，比使用PDC钻头+回转钻进方法的邻井平均提速105%[8]。

钻井液的功能包括携带和悬浮岩屑、稳定井壁、平衡地层压力和岩石侧压力、冷却和润滑、传递水动力、获取地下信息[9-14]。冲击器钻井过程中，钻井液除了需要承担常规任务，还需要驱动冲击器冲击碎岩。钻井液种类繁多，其中，清水最经济且环保，但仅限应用于相对较浅的钻井工作。迄今为止，射流式液动冲击器相关的理论和实验研究大多也是以清水为驱动介质。

油基钻井液凭借着优良的润滑性、耐温性、耐盐性和储层保护性，在油气井钻井中有着普遍的应用[15-23]。以油为连续相的油包水钻井液是由(柴油或矿物油)、水滴(淡水或盐水)、乳化剂、润湿剂、亲油固体等处理剂所形成的乳状液分散体系[9]。对比清水，油基钻井液流变性质和成分更加复杂。射流式冲击器之所以被认为是一种有潜力的油气钻井技术，是因为它可以很容易地融入现有的石油钻井系统，而无需其他复杂的过滤设备[24]。然而，人们之前并没有系统研究过油基泥浆驱动下冲击器的性能。为了获得研究数据支撑液动冲击器在复杂钻井液环境下的实际应用，现研究液动冲击器系统对油基泥浆黏度、密度、添加剂成分等变量的性能响应。

1 实验

1.1 仪器与试剂

ZNN-D6B型六速旋转黏度计，青岛善德石油仪器有限公司；YM钻井液密度计，浙江中恒仪器仪表有限公司。

Span60，上海阿拉丁试剂有限公司；石油磺酸盐PS-NB，Usolf优索样品公司；生石灰，川灰集团；CaCl2，河南华康公司。

1.2 油基钻井液配制

大多数情况下，油基钻井液均为现场配制。如图1所示，为了能够形成稳定的油包水乳状液，必须按照一定的步骤和顺序将各个组分混合在一起。实验表明，所采取的配制方法是否正确，直接影响钻井液的性能和质量。根据美国M-I钻井液公司的推荐配浆程序，配浆程序如下：洗净并准备好两个搅拌箱；在1号搅拌箱中加入清水，并溶解所需的CaCl2和CaO，编号为A；在2号搅拌箱中加入-35#柴油，随后加入所需要的CaCl2盐溶液；加入所需的乳化剂Span60和润湿剂石油磺酸盐，进行充分搅拌2 h，转速为10 000 r/min；将CaCl2盐水加入油相并进行充分搅拌，得到基浆，编号为B；之后加入所需的膨润土并充分搅拌，水化24 h后，得到钻井液C；加入重晶石以达到所需求的钻井液密度，得到钻井液D。

图1 油基钻井液现场配制图

1.3 油基钻井液性能测试

基液配方为-35#柴油+CaCl2盐溶液+Span60+石油磺酸盐+CaO。首先配制一定量基液B，然后加入膨润土和重晶石进行对比实验，再使用旋转黏度仪和密度计测试钻井液性能，具体参数如表1所示。

表1 钻井液参数

1.4 实验台架

如图2(a)所示，采用高压三缸柱塞泵(无锡市前洲高压泵厂生产的3P30高压泵)驱动SC86H(具体参数参考表2)。输入流量可通过变频器调节电机的速度进行调整。泵上装有压力传感器，连续监测压力变化。测量前，高压泵应运行足够长的时间，以确保系统的稳定性。实验中利用激光传感器进行冲锤全行程测量。

表2 SC86H液动冲击器参数

图2 SC86H型液动冲击器台架测试装置

2 结果与讨论

2.1 液动冲击器冲锤运动特征分析

为了表征冲锤的运动特征，根据实验结果绘制了不同钻井液下的冲锤时间-位移曲线和时间-速度曲线(图3和图4)。理论上，冲锤的时间-位移曲线应该呈现规律的近似正弦波动。但是，实际来看，在每个行程切换过程中，不可避免地出现了冲锤的卡顿。在冲程或回程过程中，由于自身惯性作用，冲锤可以轻松克服摩擦力而继续冲程或回程。而在冲程初始和回程初始阶段，由于冲锤速度和动能较低，导致自己无法完全克服摩擦阻力，进而导致冲锤的卡顿和不规则运动。另一方面，通过对冲锤行程切换机理研究可知，驱动冲锤的主射流在射流元件中的切换明显要滞后于冲锤行程切换。当冲锤的运动方向发生切换后，射流元件中的射流切换会有一定的滞后性，导致无法有效推动冲锤。进而推动冲锤在行程初始位置反复运动。在这种情况下，冲锤的运动速度或方向反复变化，进而导致时间-位移和时间-速度曲线并不平滑。

图3 冲锤时间-位移曲线(输入流量恒定160 L/min)

通过观察实验结果可知，这种卡顿和钻井液密切相关。理论上，油基钻井液具有更好的润滑性，可以较好地驱动冲锤度过卡顿，具有更好的运动特征。但是实际上，通过对比可以发现，相较于清水，油基钻井液基液B驱动下的冲锤运动在切换过程中极不稳定，切换受阻。这个现象可以归因于油基钻井液的低密度所导致的输出动力降低，使液动冲击器无法克服末端阻力。具体看活塞杆与缸套的配合[图5(a)]，由于存在配合间隙，导致活塞杆与缸套之间通常为线性接触，这也就导致活塞的偏磨[图5(b)和图5(c)]与卡顿。同时，这里也可以看出，油基钻井液在这里并不能够起到很好的润滑作用。另一方面，观察图4可以发现，冲锤的冲击末速度也有很大幅度下降，这可以归因于钻井液B的密度降低与流变性变化，这一点将在之后通过数值模拟进行解释。

图4 冲锤时间-速度曲线(输入流量恒定160 L/min)

图5 活塞与缸套配合示意图及实验前后活塞杆对比

通过观察图3和图4可以发现，相较于清水和基液B，在添加膨润土的钻井液C驱动下的冲锤运动更加稳定，切换也更加的平顺。这个现象可以归因于膨润土的润滑作用，减少了冲锤在速度较低时所受到的摩擦阻力，减少了冲锤卡顿现象的发生。考虑到活塞和缸体之间的配合间隙约为60 μm，大于膨润土颗粒直径的数倍(从0.001 μm到1 μm)，完全可以发挥膨润土润滑膜的润滑效果。因此，膨润土悬浮液有助于改善配合，减少配合间隙之间的摩擦阻力，降低冲锤的运动阻力。

随着油气勘探开发逐渐往深层油气藏进军，钻遇高温高压地层的概率逐步变大。因此，研究加重油基钻井液对液动冲击器性能影响有重要意义。这里以重晶石为代表进行了研究。通过加入重晶石，钻井液D密度达到1.2 g/cm3。通过观察实验结果，可以发现重晶石对冲锤运动的平顺性具有抑制作用。考虑到重晶石颗粒直径约为50 μm，略小于活塞与缸套间隙，容易在间隙中阻碍冲锤的平顺运动，导致位移-时间和速度-时间曲线不平滑。另外，根据伯努利定理，缸体内压力与钻井液的密度成正比。因此，加重钻井液可以增加液动冲击器动力，推动冲锤更快运动。显然，从图4中可以看出，冲锤的冲击末速度略微提升。

2.2 液动冲击器输出性能分析

冲击能量、冲击频率和输出功率是评估潜孔锤性能的关键参数, 三者之间关系的表达式为

P=Ef

(1)

式(1)中：P为输出功率；E为冲击能量；f为冲击频率。

图6量化了钻井液对冲锤各项输出性能的影响。根据图6(a)、图6(b)和图6(c)，可以总结得出，基液B的各项性能均逊于其他3种钻井液。而膨润土和重晶石的加入可以增强钻井液在液动冲击器中的适用性，且符合现场的实际应用情况。对比清水和钻井液D，可以发现油基钻井液的性能甚至超过清水。但是观察图6(d)可知，对比钻井液B和钻井液D，当钻井液密度从0.85 g/cm3增加到1.2 g/cm3时，相应的压降从7 MPa增加到9.9 MPa。因此，液动冲击器的工作压降与钻井液密度成正比，钻井液D驱动液动冲击器性能的提升是以提高压降为代价的结果。

图6 钻井液对液动冲击器输出性能影响

图7总结了不同输入流量下的钻井液对冲锤冲击末速度影响。可以看出，在100～160 L/min的流量范围内，钻井液的影响规律基本一致，均表现出和前文一致的结论。

图7 钻井液对流量-冲锤冲击末速度影响

3 数值模拟

数值模拟有助于理解射流元件内部流场特征。计算流体动力学(computational fluid dynamics，CFD)是通过数值计算方法对网格模型离散化计算，将微分方程简化为代数方程，再进行数值求解。而基于CFD的模拟仿真技术可真实地体现射流元件内部射流的附壁与切换过程，获得模型任意迹线或者截面的瞬态压力、速度等参数的分布变化规律。因此，基于CFD进行数值模拟分析，并采用了动态网格和用户自定义函数进行了液动冲击器的边界设置。

结构建模、网格划分、求解控制等条件可参考文献[18]。这里简单介绍数值模拟中所考虑的边界条件。实验共考察了4种油基钻井液，其中钻井液C和D实际为复杂的固液两相流。为了简化模拟，这里仅考察钻井液流变性和密度对液动冲击器性能的影响，不考虑固相在液动冲击器工作中的影响。根据表1对钻井液的流变性质等参数进行设置；射流元件喷嘴处为速度入口(velocity inlet)，根据输入流量计算出相应的喷嘴处流体速度。

图8(a)展示了射流元件内部典型的能量转换过程。由伯努利方程及能量守恒定律可知，总能量等于压力势能、动能、重力势能和内能的加和。在射流元件中，水的能量转换大部分发生于动能与压力势能之间，因此，忽略水的重力势能和内能，即简化为总能等于压力势能和动能的加和。射流元件的喷嘴将输入流体的压力能转化为动能。基于Coanda效应，射流发生偏转并流向某侧输出道。为了驱动冲锤，输出道将偏转射流的部分动能转化为压力能。从图8(b)可以看出，由于偏转射流宽度大于入口宽度，导致输出道O1并不能够完全捕捉整个偏转射流。因此某一时刻，射流分别进入右排空道V1，左排空道V2和右输出道O1。为了方便射流进入输出道，最简单的方法便是增加输出道入口宽度。但是，更大的输出道入口不仅易于射流进入，同时也易于射流反向流出[25]。因此，基于偏转射流的流动特性，如动能和压力能的转化过程，有效地将射流动能转化为压力能是更好的优化方案。

O1、O2为右输出道和左输出道；V1、V2为右排空道和左排空道

为了研究钻井液流变性和密度对液动冲击器性能影响，这里展示了不同流变性和密度条件下的射流元件内部的流体动力学特性(输入流量恒定160 L/min)。具体的，展示了射流元件内部的压强云图与速度云图(图9和图10)。可以看出，由于密度差异，不同钻井液之间具有显著不同的压力云图。然而，速度云图差异并不大，说明密度和流变性差异并不会导致射流速度的巨大差异。

图9 射流元件流体压强云图

图10 射流元件流体流速云图

提供驱动一定质量流量所需要的压力，是射流元件进行流体控制的关键因素。在保持密度恒定为 1 g/cm3，调整流性指数n=1和n=0.36进行数值模拟，在两种输入流量(Q=20 L/min和Q=200 L/min)下，得到了不同的模拟结果(图11)。在主射流中心线上的动压、静压和能量损失演化特征。流体进入喷嘴后，随着喷嘴宽度变窄，压力势能迅速升高。在喷嘴狭窄段，动能基本保持不变。随着流体从喷嘴出口处喷出，射流卷吸作用导致射流动能降低。随后射流进入输出道，动能继续下降，压力势能迅速上升(或恢复)。在较低输入流量下(也意味着较低的雷诺数)，公式为

Re=UD/ν

(2)

式(2)中：U为喷嘴流速；D为喷嘴宽度；ν为运动黏度。

由图11可知，较高的黏度会显著降低主射流的速度。但是，在较高雷诺数下，主射流基本接近无黏流动。因此射流元件的输出特性基本不受流体流性指数的影响。

4 结论

采用模拟和实验相结合的方法，研究了油基钻井液对液动冲击器动态特性的影响，得到了以下结论。

(1)在额定工作流量区间内(100～160 L/min，对应主射流速度为8～12.8 m/s)，由于非牛顿流体的剪切稀释特性，液动冲击器的输出特性基本不受流体流变特性影响。

(2)油基钻井液中的油相并不能够对液动冲击器产生显著的润滑作用。而无固相添加剂的油基钻井液会因为自身的低密度降低液动冲击器输出性能。

(3)油基钻井液中的膨润土添加剂会对液动冲击器内部的配合间隙产生良好的润滑解卡作用。膨润土添加剂的存在会略微增加液动冲击器的工作压降，这可以通过增加泥浆的黏度和密度来解释。

(4)重晶石加重剂会通过增加整机压降而增加液动冲击器输出性能；重晶石颗粒自身会降低液动冲击器的运动稳定性和冲击频率。在实际应用中，活塞衬套的高速相对运动，配合上切削屑或重晶石等固相颗粒，会将活塞衬套间隙逐渐模磨损扩大。

总的来看，液动冲击器可以在油基钻井液中稳定工作，具有正常的动力水平和良好的适应性，现场不必针对液动锤而进行特殊的钻井液配置。同时，根据研究结论，可以根据现场钻井液的相关性能参数，简单预测井下液动锤性能。此外，还应指出，所给出的结论是针对油基钻井液得出的。流变性对其他类型的钻井液(水基和聚合物基)可能有不同的影响，还需要其他的研究。