反向水眼磨鞋数值模拟研究及结构设计*

蒋 海 林铁军 宋 琳 刘子平 史 涛 赵 晗

(1.中国石油川庆钻探页岩气勘探开发项目经理部 2.西南石油大学油气藏地质及开发工程国家重点实验室 3.中国石油新疆油田分公司 4.新疆润霖新能源技术有限公司)

在深井、超深井、长水平段井以及上翘井等井中，由于连续管屈曲、自锁及卡钻等情况的存在，连续管下入长度受限且下入困难。此外，在钻磨桥塞过程中，钻开桥塞瞬间可能会有钻屑冲出卡住管柱前端，造成连续管进一步的下入困难。这些情况都会极大影响工期，造成巨大经济损失。因此需要对磨鞋进行研究开发，增大磨鞋本身能够提供的冲击力去冲开异物，提高磨鞋的冲洗效果，为通井钻磨管柱提供更好的下入环境，从而保证通井钻磨作业的高效安全进行。

1992年，王德富[1]介绍了使用连续管钻水平井的具体情况与注意事项。1999年，边新喜[2]引入并改进了一种电动连续管钻井系统，该系统极其适用于欠平衡钻井和深水钻井。D.A.DUREY和R.M.NORRIS等[3-4]针对提高连续管磨掉堵塞器效率的问题进行了讨论，并系统地介绍了世界上已有的磨鞋及其他修井工具在开发使用中的特点。2006年，李馨颖等[5]提出了一种更加经济、安全的修井作业新方法，提升了连续管的应用效率。2008年，杨振堂[6]对连续管钻井发展历史、设备、材料、技术应用的发展做了详细阐述；
同年，F.RATTRAY等[7]在北海平台使用新型井铣旋转装置铣除了4 877 m处的铸铁桥塞。而后，S.STRAGIOTTI等[8-9]开发了一种钢丝绳铣床与钻压配重相结合的有线铣磨方案，可以提高磨铣堵头护环效率。2014年，J.HESTER等[10]在电线上安装了PosiSet插头，使用连续管代替修井机干预成本更优化，并对磨铣效率进行了追踪研究；
同年，白田增等[11]分析了钻磨桥塞的难点并制定了相应钻磨方案。2015年，文小娟等[12]在焦石坝工区页岩气水平井中采用连续管技术进行了射孔与钻塞作业。2016年，尚琼等[13]分析了马达选择、钻磨设计、液体选择及数据分析等情况，给出了一套适合国内页岩气开发的连续管下入的推荐做法；
同年，王海东和U.VIJAYVARGIA等[14-15]基于大通径桥塞技术特点，提出了一种水力压裂气井开采过程中优化桥塞磨矿工艺。2017年，孙玉才[16]对钻塞作业现场施工中注意事项进行了总结，系统叙述了连续管钻塞工具及下入现状。2018年，邹先雄和孙兆岩等[17-18]针对连续管下入困难和钻塞效率低等问题，分析了工作液、施工参数和井况等因素的影响情况。通过管串技术和减阻技术等多技术的集成应用，有效提升了连续管的下入深度；
同年，杨小城等[19]分析了以镁合金材料为主的可溶桥塞的应用情况。

前人的研究均涉及到了提高通井钻磨效率的各种方法、实际工况下设备的应用与优化设计，以及大通径桥塞和可溶桥塞的应用情况与特点，对提升国内页岩气的开发效率和通井钻磨效率都有着重要的指导作用与参考价值。前人的研究说明了通井钻磨作业的必要性，而在磨鞋研制方面，尚未有人研究出一种能够额外提供向井底方向提供推力的磨鞋结构。鉴于此，笔者在传统磨鞋的基础上，研究并设计了一种反向水眼磨鞋工具，该工具可以保证环空前端的液柱能提供足够的冲击力去冲开异物。

本文结合液体动力学基本理论，对反向水眼磨鞋进行了数值模拟研究，并对工具结构进行了优选。研究结果对于现场通井钻磨作业过程中磨鞋的设计与优化具有一定的指导意义。

参考常规磨鞋的基本结构，在尽量不改变原有设计结构的基础上，以获得较大的沿井底方向推力为设计目的，同时考虑对环空的冲洗效果、单股流体的冲击力以及管柱的居中度，制定诸如保持常规磨鞋扣型与最大外径、保留工具主流道和底端足够厚度、水眼设置在台肩面中间位置和保留磨鞋泄流槽结构等基本设计原则。

根据反向水眼磨鞋结构设计原则，所设计的反向水眼磨鞋结构主要以改变水眼直径、水眼角度(水眼中轴线与磨鞋中轴线的夹角)和水眼数目为主，得到了如图1所示的初步设计的反向水眼磨鞋结构。

1—接头；
2—磨鞋本体；
3—水眼；
4—磨鞋头；
5—导流槽。图1 初步设计的反向水眼磨鞋结构Fig.1 Preliminary design of reverse nozzle milling shoe structure

初步设计的结构下，工具总长度340 mm，主孔眼内径31 mm，主孔眼深度290 mm，台肩角150°。初设水眼数目为5个(相应的泄流槽数目也相同)，水眼与工具轴线夹角初设为30°，水眼直径初设为5 mm，后面将主要改变这几个参数并进行模拟分析。

图2为威A井钻磨通井施工曲线。通过分析施工曲线以及查阅ø50.8 mm连续管的承压能力，设定最大泵压及循环压力为55 MPa，考虑螺杆钻具的工作排量范围以及该井的流量曲线，设定流量为450 L/min。根据井口压力曲线以及试油资料，设定井口压力为35 MPa。

图2 威A井钻磨通井施工曲线Fig.2 Curves of drilling and milling operations for Well Wei A

采用传统磨鞋作业时，整个循环过程中的压力损失约为15.0 MPa，其中螺杆钻具的压降约为0.4 MPa，剩下部分的压力损失主要为连续管内的摩阻损失和环空中的损失(传统磨鞋的水眼较大，摩阻损失较小)。通过仿真计算得到两者的摩阻损失比约为14.2∶1，即在450 L/min的排量下连续管中的摩阻损失约为13.64 MPa，环空摩阻损失约为0.96 MPa，考虑到井底流动的转向，取环空总摩阻为1.00 MPa，即井底压力为66.00 MPa。

针对水力光滑管、水力粗糙管和混合摩擦区的有关水力摩阻系数的相关公式分别为：

(1)

(2)

(3)

式中：λ为水力摩阻系数，1；
Re为雷诺数，1；
r0为流道半径，m；
d为流道长度，m；
Δ为平均表面粗糙度，μm。

黏性不可压缩流体动量守恒的运动方程在直角坐标系的表现形式为:

(4)

式中：ρ是流体密度；
p是压力；
u、v、w是流体在t时刻在点(x，y，z)的速度分量；
μ是动力黏度。

N-S方程代表了黏性不可压缩流体运动的普遍规律。对于连续射流而言，在喷嘴出入口截面两点之间可以应用伯努利方程、连续方程及动量方程，即有：

ρ1u1A1=ρ2u2A2

(5)

F=ρuQ(1-cosθ)

(6)

(7)

(8)

式中：p1、p2为喷嘴入口与出口的压力，MPa；
u1、u2分别为喷嘴入口与出口的流速，m/s；
u为射流通过喷嘴的流速，m/s；
A1、A2分别为喷嘴入口与出口截面积，m2；
θ为水射流方向与水射流冲击固体壁面后反射回来方向之间的夹角，(°)；
pb为喷嘴压力降，MPa；
Q为通过喷嘴的流量，L/s；
ρ1、ρ2分别为喷射液入口和出口的密度，g/cm3；
ρ为喷射液密度，g/cm3；
F为推力，N；
C为喷嘴流量系数，无因次。

建立计算模型需要建立流体计算域，这里的流体计算域是指套管与通井钻磨管柱之间的的环空以及管柱内部的所有流道之和。方法是选取2 m长度的流体计算域，建立井底2 m长度的ø139.7 mm套管内实心水眼的几何体(不考虑螺杆段)，然后用该几何体减去2 m长的通井钻磨管柱实体(螺纹接头处做通径处理)，剩余部分就是研究需要的流体计算域(图3)。

图3 流体计算域Fig.3 Fluid calculation domain

计算域的几何模型在进行数值模拟计算前，还需要进行网格的划分以及模型计算参数的设定。为了得到高质量的以结构化为主的网格，需要对模型进行多次剖分。

模型剖分完成后，需要进行全局的布种以及局部的加密，最终得到如图4所示的流体计算域网格模型。选用C3D8R和C3D10单元和进阶算法来对部件进行网格单元划分。计算域模型网格单元共1 461 575个，大部分为六面体网格，网格质量较好，完全满足流体动力学计算的网格精度要求。

图4 流体计算域网格划分Fig.4 Mesh division of fluid calculation domain

将网格模型导入流体动力学计算软件，设定入口为速度入口，入口速度为9.9 m/s；
出口为压力出口，出口压力为66 MPa。流体材料设置为清水，重力方向为Z方向。在考虑施工参数变化的影响时，则需要改变对应的入口速度、出口压力以及液体黏度。

3.1 不同孔眼直径下的流场分析

设定多组除孔眼直径不同、其他边界条件完全相同的模型，孔眼数目均为5个，孔眼与工具中轴线角度均为30°，孔眼直径分别为5.0、5.2、5.4、5.5、5.6、5.8以及6.0 mm。这里仅展示5.0 mm的工具流场压力分布云图和速度分布云图。

图5为孔眼直径5.0 mm下的流场压力分布图。此时节流压差为7.6 MPa，压力梯度的变化主要出现在孔眼根部位置，这种结构下工具内主水眼与套管环空两区域在X方向上的压力差将会是工具推力的主要来源。

图5 孔眼直径5.0 mm下的流场压力分布图Fig.5 Pressure distribution in flow field with nozzle diameter of 5.0 mm

图6为孔眼直径5.0 mm下的流场速度分布图。由图6可知，流场的高速区主要出现在孔眼位置以及孔眼出口的延伸区域，孔眼出口的流体速度方向以孔眼中轴线方向为主方向，呈发散状。

图6 孔眼直径5.0 mm下的速度流场分布图Fig.6 Velocity distribution in flow field with nozzle diameter of 5.0 mm

通过上述方法对不同孔眼直径的模型进行流场分析并绘制孔眼直径与节流压差的关系图，结果如图7所示。由图7可以看出，在孔眼角度固定为30°的情况下，节流压差随着孔眼内径的增加而逐渐减小。由于连续管承压能力以及地面泵液设备的限制，用于提供节流压差的富余压力不多，所以这里选取5 MPa作为磨鞋设计允许的节流压差上限，在该节流压差下，孔眼直径应为5.5 mm。

图7 孔眼直径与节流压差的关系Fig.7 Relationship between nozzle diameter and throttling pressure difference

3.2 不同孔眼角度下的流场分析

设定的多组计算模型除了孔眼与工具中轴线角度不同外，其他边界条件均完全相同，孔眼角度分别为60°、50°、40°、30°、20°和17°。

通过与3.1节同样方法，对不同孔眼角度的模型进行流场分析后，绘制了孔眼直径在5.5 mm的情况下，孔眼角度与节流压差间关系图，如图8所示。随着孔眼角度的增大，节流压差会逐渐减小，这是由于设计的反向水眼角度越小，节流通道长度越长，且流体的速度方向变化越剧烈，从而导致压力水头损失变大及节流压差变大。由于节流压差有上限值，所以调整角度后，节流压差可能超过上限，因此在调整孔眼角度的同时还需要重新试算合适的孔眼直径。

图8 孔眼角度与节流压差的关系Fig.8 Relationship between nozzle angle and throttling pressure difference

3.3 不同孔眼数目下的流场分析

这里的计算模型根据孔眼数目调整了相应的孔眼直径，使得4、5、6孔的孔眼过流通道总截面积相等。

由于孔眼数目太少可能会导致管柱受力不够均匀、管柱不能充分居中以及环空冲洗不够均匀等问题；
孔眼数目太多会造成磨鞋泄流槽深度受限等问题，这里只研究了孔眼数目4、5、6个的情况。孔眼数目与节流压差的关系如图9所示。从图9可以看出，孔眼数目增加后节流压差会增大，但是增加的幅度并不大，而且受5 MPa的节流压差上限的限制，增加孔眼数目后还需要增大孔眼直径。

图9 孔眼数目与节流压差的关系Fig.9 Relationship between nozzle number and throttling pressure difference

4.1 不同工具结构的推力计算

由于常规水眼磨鞋结构节流压差较小，且动压力方向沿井底方向，使得工具所产生的沿X方向的推力极小，仅为60.93 N。

对反向水眼磨鞋各工具结构所产生推力进行分析，得到孔眼直径与推力的关系图，如图10所示。由图10可以看出，随着孔眼直径的增大，工具所受推力逐渐减小，当孔眼直径为5 mm时，工具所受的推力最大，为6 587.80 N。由于节流压差受设备限制，工具推力在4 496.18 N已经是上限值，所以孔眼直径必须大于5.4 mm。

图10 孔眼直径与推力的关系Fig.10 Relationship between nozzle diameter and thrust

推力与节流压差间的关系如图11所示。由图11可知，随着节流压差的增加，工具在X方向所受推力逐渐增大，接近呈线性函数关系，再次表明了工具内外压差是工具沿X方向产生推力的最主要原因。

图11 推力与节流压差的关系Fig.11 Relationship between throttling pressure difference and thrust

同理，对推力与孔眼个数、孔眼角度进行分析，发现随着孔眼角度的增大，工具沿X方向所受的推力逐渐减小，在17°的孔眼角度下，工具所产生的推力最大，为4 792.44 N。

设定节流压差作为上限值，将孔眼直径按照需要进行调整，不同孔数的工具所受推力差距很小，都在10～20 N之间，所以增加过多的孔数对于增大工具推力意义并不大。此外，计算了不同偏心距离下的工具推力大小后发现，环空偏心对于工具所产生的推力几乎没有影响。

4.2 施工参数的影响

采用威A井通井排量(450 L/min)进行数值模拟，分析了施工排量与推力的关系，结果如图12所示。

图12 施工排量与推力的关系Fig.12 Relationship between operation displacement and thrust

由图12可以看出，随着施工排量的增加，工具推力逐渐增大，当施工排量增至550 L/min时，工具沿X方向推力可以达到6 747.88 N，此时节流压差高达7.4 MPa；
施工排量降至350 L/min后，推力值仅为2 773.07 N，此时的节流压差较小。因此，提高施工排量可以直接提高工具沿井底方向的推力，但是仍然受到最大节流压差值及设备承压能力的限制。

表1为井底压力与推力的关系。由表1发现，随着井底压力在较大范围的变化，工具所受推力只有极小范围的波动，考虑到数值模拟计算以及网格划分中可能存在的误差，这种变化几乎可以忽略。因此认为，在排量一定的情况下，井底压力的变化几乎不会导致工具推力的变化。

表1 不同井底压力下的管柱推力Table 1 Pipe string thrust with different bottom hole pressures

流体黏度与推力的关系如图13所示。由图13可知，随着流体黏度的增加，可以略微提高工具所受的推力，但是依然会导致节流压差升高，所以不能一味地提高流体黏度，甚至要根据需要控制流体黏度的值。

图13 流体黏度与推力的关系Fig.13 Relationship between flow viscosity and thrust

工具结构的优选主要考虑施工设备的限制、推力的大小、射流的冲洗效果、管柱的居中度及稳定性等。综合考虑如上所述因素及分析结果，优选反向水眼磨鞋结构如图14所示。

1—接头；
2—磨鞋本体；
3—磨鞋头。图14 优选的反向水眼磨鞋结构图Fig.14 Structure of optimized reverse nozzle milling shoe

由图14可知，工具的总长度为340 mm，主孔眼内径31 mm，主孔眼深度290 mm，大直径端长度140 mm，大直径端外径92 mm，台肩角度150°，泄流槽切削半径9.5 mm，所有的水眼和泄流槽都沿周向均匀分布，水眼数目为5个(相应的泄流槽数目也相同)，水眼与工具中轴线夹角为17°，水眼直径为5.61 mm。由计算可知，节流压差为5 MPa，沿井底方向产生的推力为4 484.43 N。

(1)设计的反向水眼磨鞋推力主要来源于管柱内外节流压差。

(2)工具的节流压差以及流场最大速度均随着设计孔眼直径的减小而增大，改变孔眼直径是调整节流压差及调整工具推力最直观而有效的方法。

(3)所优选的反向水眼磨鞋孔眼直径为5.61 mm，孔眼与轴线夹角为17°，孔眼数目为5个，并设置有5个泄流槽通道以保证大颗粒钻屑能够顺利通过工具环空。

(4)优选的反向水眼磨鞋结构能够帮助连续管的顺利下入，产生的推力可以多拖动连续管柱长度达430 m。

猜你喜欢 管柱节流压差 快插式转向管柱伸缩轴工装的开发与使用汽车实用技术(2022年20期)2022-11-02乙醇对红枣片CO2低温压差膨化干燥品质的影响农业工程学报(2022年7期)2022-07-09可变节流高度气浮支承结构设计及动态性能分析摩擦学学报(2022年3期)2022-07-08高压高产气井测试管柱螺纹安全分析*石油机械(2022年3期)2022-03-22高压高产气井完井管柱振动特性及安全分析*石油机械(2022年1期)2022-01-18745-5节流器故障原因与解决方案油气·石油与天然气科学(2021年12期)2021-12-11井下节流工艺原理和作用科学与技术(2019年12期)2019-03-29窄内径多孔层开管柱的制备及在液相色谱中的应用分析化学(2017年12期)2017-12-25虹吸井工程中多孔排水管沿程压力分布特性南水北调与水利科技(2017年1期)2017-02-27多流道辐照装置各流道流量分配测量科技视界(2016年15期)2016-06-30

推荐访问:数值 结构设计 模拟