氣體攜巖對(duì)鉆桿接頭沖蝕規(guī)律研究*

明 鑫，練章華，林鐵軍，陳新海，鄭建翔，2

1.“油氣藏地質(zhì)及開(kāi)發(fā)工程”國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室·西南石油大學(xué)，四川 成都 610500 2.中國(guó)石化華東石油工程有限公司固井分公司，江蘇 揚(yáng)州 225101

氣體攜巖對(duì)鉆桿接頭沖蝕規(guī)律研究*

明 鑫1，練章華1，林鐵軍1，陳新海1，鄭建翔1，2

1.“油氣藏地質(zhì)及開(kāi)發(fā)工程”國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室·西南石油大學(xué)，四川 成都 610500 2.中國(guó)石化華東石油工程有限公司固井分公司，江蘇 揚(yáng)州 225101

針對(duì)氣體鉆井鉆桿接頭沖蝕嚴(yán)重易導(dǎo)致鉆桿快速失效的問(wèn)題，基于兩相流計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)有限元法建立了氣體攜巖沖蝕18°斜坡鉆桿的CFD仿真模型。根據(jù)此模型，系統(tǒng)地研究了鉆桿居中、鉆桿不同偏心程度、不同注氣量以及不同鉆速對(duì)巖屑顆粒沖蝕鉆桿接頭、巖屑顆粒運(yùn)動(dòng)軌跡和濃度分布以及環(huán)空氣流速的影響。結(jié)果表明：（1）鉆桿居中時(shí)，沖蝕速度對(duì)稱分布，接頭沖蝕比鉆桿本體沖蝕嚴(yán)重，迎風(fēng)坡面頂部附近出現(xiàn)最大沖蝕速度。同時(shí)，得到了接頭最大沖蝕速度隨巖屑質(zhì)量流量及攜巖速度的定量關(guān)系；（2）鉆桿偏心時(shí)的最大沖蝕速度和接頭寬流道環(huán)空一側(cè)的沖蝕速度比鉆桿居中時(shí)大，且偏心程度越高，接頭環(huán)空窄流道一側(cè)沖蝕區(qū)域越密集。鉆桿偏心程度在30%～70%時(shí)，最大沖蝕速度由鉆桿接頭轉(zhuǎn)移至鉆桿本體。接頭最大沖蝕速度分別在鉆桿偏心0～30%、50%～70%和80%～90%時(shí)隨攜巖速度增加而增加，但在鉆桿偏心30%～50%和70%～80%時(shí)最大沖蝕速度隨接頭環(huán)空寬流道巖屑濃度減小而減小。研究結(jié)果為預(yù)防鉆桿接頭沖蝕失效提供了理論依據(jù)，并在現(xiàn)場(chǎng)得到了應(yīng)用。

巖屑；兩相流；沖蝕；鉆桿接頭；偏心程度

明 鑫，練章華，林鐵軍，等．氣體攜巖對(duì)鉆桿接頭沖蝕規(guī)律研究[J]．西南石油大學(xué)學(xué)報(bào)：自然科學(xué)版，2014，36（3）：173–178．

Ming Xin,Lian Zhanghua,Lin Tiejun,et al．Study on the Erosion Law of Gas with Cuttings Against Tool Joint[J]．Journal of Southwest Petroleum University：Science&Technology Edition，2014，36（3）：173–178．

引言

氣體鉆井技術(shù)不僅能減小甚至消除鉆井液漏失及卡鉆等現(xiàn)象，順利鉆穿水敏性強(qiáng)的泥頁(yè)巖等層位并保護(hù)儲(chǔ)層，更能有效提高機(jī)械鉆速。據(jù)統(tǒng)計(jì)，在川渝地區(qū)采用氣體鉆井工藝相比常規(guī)鉆井工藝平均機(jī)械鉆速提高2～14倍[1]。但相比之下，由于國(guó)內(nèi)對(duì)氣體鉆井的工作特性和工藝參數(shù)等研究還不成熟，導(dǎo)致氣體鉆井比常規(guī)鉆井時(shí)的鉆具失效嚴(yán)重[2]。研究表明，氣體鉆井過(guò)程中，氣體攜巖的上返速度通常在15～100 m/s，氣固兩相流的沖蝕加之鉆柱振動(dòng)的共同作用是導(dǎo)致鉆具疲勞損壞的主要因素[3]。

目前為止，實(shí)驗(yàn)成本及其他因素制約導(dǎo)致有關(guān)氣體攜巖沖蝕鉆桿，特別是對(duì)鉆桿接頭沖蝕規(guī)律的研究相對(duì)較少[4-10]。因此，本文根據(jù)川東某井的鉆井參數(shù)，運(yùn)用計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)分析了不同偏心程度、不同巖屑顆粒質(zhì)量流量（或鉆速）和不同氣體攜巖速度（或氣體排量）時(shí)巖屑顆粒對(duì)鉆桿接頭的沖蝕速率及沖蝕區(qū)域分布的規(guī)律，為提高鉆柱抗沖蝕能力以及可靠性提供參考。

1 氣體攜巖沖蝕鉆桿接頭計(jì)算模型

1.1 RNG k–ε模型

氣體攜巖從井底經(jīng)環(huán)空返回地面的過(guò)程為氣–固兩相紊流模型。連續(xù)相氣體可采用RNG k–ε模型描述[11-13]，方程如下

式中：t—時(shí)間，s；ρ—?dú)怏w密度，kg/m3；k—單位質(zhì)量湍動(dòng)能，m2/s2；u—速度，m/s；x—位移，m；μeff—有效黏度，Pa·s；Gk—層流速度梯度產(chǎn)生的湍流動(dòng)能，N/（m2·s）；Gb—浮力產(chǎn)生的湍流動(dòng)能，N/（m2·s）；YM—由于在可壓縮湍流中過(guò)渡的擴(kuò)散產(chǎn)生的波動(dòng)貢獻(xiàn)值，kg/（m·s3）；C1ε，C2ε，C3ε—常量，無(wú)因次；αk，αε—k方程和ε方程的Prandtl數(shù)，無(wú)因次；ε—單位質(zhì)量湍動(dòng)能耗散率，m2/s3；Rε—ε的函數(shù)，無(wú)因次；Sk，Sε—自定義參數(shù)，N/（m2·s）。下標(biāo)：i，j，k—x，y，z方向。

1.2 隨機(jī)軌道模型

選用隨機(jī)軌道模型模擬分散相巖屑顆粒在環(huán)空中的運(yùn)行軌跡。隨機(jī)軌道模型如下

式中：up，vp，wp—巖屑在 x、y、z方向上的速度分量，m/s；u，v，w—?dú)怏w在 x、y、z方向上的速度分量，m/s；gx，gy，gz—x、y、z方向上的重力加速度，9.8 m/s2；ρp，ρ—巖屑密度，氣體密度，kg/m3；Fx，F(xiàn)y，F(xiàn)z—x、y、z方向上的其他作用力，N；FD(u?uP)、FD(v?vP)、FD(w?wP)—巖屑在x、y、z方向上單位質(zhì)量曳力，N。

1.3 沖蝕模型

氣體攜帶N個(gè)巖屑顆粒沖蝕鉆桿的沖蝕速率采用以下計(jì)算方法[14-15]

式中：Rero—沖蝕速率，—顆粒直徑的函數(shù)；dp—顆粒直(徑，)m；f(α)—顆粒對(duì)壁面攻角α的函數(shù)，rad；bvpn—顆粒相對(duì)于壁面速度vpn的函數(shù)，m/s；Awall—排砂管匯內(nèi)表面單位沖蝕面積，m2；˙mpn—巖屑顆粒的質(zhì)量流量，kg/s；N—最大巖屑顆粒數(shù)。

由于鉆桿屬中碳鋼材料，故式（6）中的幾個(gè)函數(shù)可以表示為

式中：

Fs—形狀系數(shù)，無(wú)因次；Bh—鉆桿材料的布氏硬度，N/mm2；θ、A、B、C、D、E—常數(shù)，取值見(jiàn)表1。

表1 氣體攜巖沖蝕鉆桿模型參數(shù)值Tab.1 Value of parameters in erosion model

1.4 CFD模型及邊界條件

以川東X井現(xiàn)場(chǎng)井眼參數(shù)為基礎(chǔ)，結(jié)合上述數(shù)學(xué)模型，本文建立的計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)（CFD）模型如圖1所示，氣體攜巖從底部入口流經(jīng)環(huán)空到達(dá)頂部出口。假設(shè)井眼為圓形，半徑Ro=157.00 mm，鉆桿外徑Ri1=63.5 mm，加厚接頭處外徑Ri2=74.6 mm。假設(shè)18°斜坡鉆桿的截面圓心Oi與井眼截面圓心Oo的距離為偏心距d，并采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格將鉆桿和井眼邊界層細(xì)化，同時(shí)為利于研究沖蝕規(guī)律將鉆桿接頭處網(wǎng)格細(xì)化。

圖1 攜巖氣體沖蝕鉆桿接頭部位CFD幾何模型及網(wǎng)格Fig.1 CFD-geometric model and grid of annual around joint

根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)巖屑粒徑篩網(wǎng)分析，將有效沖蝕鉆柱的巖屑顆粒（直徑在0.15～1.50 mm）分為4組，平均粒徑為0.62 mm，密度2 300 kg/m3，該區(qū)間巖屑顆粒占巖屑總量的70%且質(zhì)量分布服從Rosin–Rammler規(guī)律。

2 氣體攜巖沖蝕鉆桿接頭模擬結(jié)果

在對(duì)現(xiàn)場(chǎng)工況進(jìn)行CFD模擬的基礎(chǔ)上，通過(guò)改變初始條件來(lái)分析不同因素對(duì)氣體攜巖沖蝕鉆桿接頭速度、巖屑運(yùn)動(dòng)軌跡等物理場(chǎng)的影響，以揭示巖屑對(duì)鉆桿接頭沖蝕的規(guī)律。

2.1 鉆桿無(wú)偏心的沖蝕分析

當(dāng)鉆桿居中時(shí)，無(wú)偏心，即d=0，則流場(chǎng)為對(duì)稱分布。接頭的沖蝕速度和氣流速度計(jì)算結(jié)果如圖2所示。氣體以40 m/s的速度攜巖從模型入口流向接頭，計(jì)算結(jié)果表明，在接頭迎風(fēng)坡面開(kāi)始發(fā)生明顯沖蝕現(xiàn)象。由于環(huán)空截面面積從接頭根部開(kāi)始減小，導(dǎo)致流道變窄流線改變的同時(shí)氣流在迎風(fēng)坡面與臺(tái)階面的交界處加速至最大速度52.6 m/s，約為入口速度的1.315倍。巖屑顆粒隨著氣流方向移動(dòng)，一部分被氣流攜帶至接頭環(huán)空，一部分撞擊迎風(fēng)坡面沖蝕接頭形成4個(gè)沖蝕帶并在鉆桿和井壁之間形成反復(fù)沖蝕。越靠近迎風(fēng)坡面坡頂，沖蝕速率越大且坡頂附近的沖蝕速率9.69×10?5kg/（m2·s）是坡底附近沖蝕速率2.42×10?5kg/（m2·s）的4倍。在兩坡面之間的臺(tái)階面無(wú)明顯沖蝕現(xiàn)象。同時(shí)，鉆桿居中導(dǎo)致接頭表面沖蝕速率在距入口同樣軸向距離的圓周上均勻分布，主要沖蝕區(qū)域呈現(xiàn)圓環(huán)狀。

圖2 沖蝕速率與氣流速度等值線云圖Fig.2 Contour map of erosion rate and velocity

圖3 沖蝕帶位置與沖蝕寬度和沖蝕速率的關(guān)系Fig.3 Relation among erosion zone,width and rate

圖3是沖蝕帶位置對(duì)沖蝕寬度和沖蝕速率影響的關(guān)系曲線。由于巖屑顆粒的軌跡隨氣體流線改變而改變，導(dǎo)致接頭處環(huán)空的巖屑顆粒分布相比入口更加集中，形成沖蝕帶。氣體攜巖從入口平面均勻入射，并在迎風(fēng)坡面底部形成渦流，導(dǎo)致第一沖蝕帶最寬。其他3個(gè)沖蝕帶寬度隨著離入口距離的增加而減少。相反，沖蝕帶內(nèi)的最大沖蝕速度隨著離入口距離的增加而增加并在第四沖蝕帶出現(xiàn)鉆桿最大沖蝕速率9.69×10?5kg/（m2·s）。

2.2 鉆桿偏心對(duì)沖蝕的影響分析

由于氣體阻尼較小，氣體鉆井相比泥漿鉆井過(guò)程中鉆柱的橫向運(yùn)動(dòng)更劇烈，鉆桿在井眼內(nèi)的位置隨鉆進(jìn)時(shí)間變化而隨機(jī)改變。鉆桿的橫向運(yùn)動(dòng)必然引起環(huán)空中氣體攜巖流場(chǎng)的變化，最終導(dǎo)致接頭不同位置沖蝕速率變化。為了更詳細(xì)地分析，定義偏心程度為

式中：

δ—偏心程度，%；d—偏心距，mm；s—鉆桿居中時(shí)接箍外徑與井眼的間隙，mm；s=82.4。

通過(guò)本文建立的CFD模型，其鉆桿偏心程度與接頭沖蝕區(qū)域分布結(jié)果如圖4所示，與鉆桿居中（無(wú)偏心）相比較，偏心導(dǎo)致接頭受到不均沖蝕，沖蝕面與入口平面形成一定的夾角，且偏心程度越高，夾角越大，接頭沖蝕區(qū)域越密集。隨著偏心程度的增加，巖屑顆粒在寬通道運(yùn)移時(shí)撞擊接頭機(jī)會(huì)減少導(dǎo)致寬通道邊逆風(fēng)面底部沖蝕點(diǎn)開(kāi)始上移，該側(cè)接頭沖蝕區(qū)域減少，但最大沖蝕速度大于窄通道沖蝕速率。相反窄通道邊的接頭沖蝕點(diǎn)開(kāi)始下移且沖蝕區(qū)域更加密集。從偏心20%開(kāi)始，氣體攜巖沖蝕臺(tái)階面。巖屑顆粒在環(huán)空寬流道內(nèi)聚集導(dǎo)致接頭寬流道一側(cè)的沖蝕速率增加，窄流道一側(cè)沖蝕速率減小。

圖4 鉆桿偏心程度與接頭沖蝕區(qū)域分布關(guān)系Fig.4 Relation between eccentricity and erosion zone

圖5和圖6分別為不同偏心程度對(duì)沖蝕速率、氣體速度以及環(huán)空巖屑濃度的影響關(guān)系曲線。對(duì)比圖5和圖6可知，鉆桿偏心導(dǎo)致攜巖氣體流場(chǎng)和巖屑濃度分布發(fā)生改變，且鉆桿偏心程度不同導(dǎo)致影響接頭寬流道和窄流道兩側(cè)沖蝕速率的主要因素不同。隨著鉆桿偏心程度的增加，窄流道一側(cè)接頭沖蝕速率和鉆桿最大沖蝕速率的分布規(guī)律呈現(xiàn)整體增加的趨勢(shì)。寬流道一側(cè)接頭的沖蝕速率在偏心程度80%內(nèi)隨鉆桿偏心程度的增加逐漸減小，80%之后隨偏心程度增加而增加。從圖5可知，鉆桿偏心30%內(nèi)，接頭寬流道環(huán)空的巖屑濃度隨偏心程度增加而增加。當(dāng)鉆桿偏心程度繼續(xù)增加時(shí)，寬流道環(huán)空巖屑濃度基本保持恒定。在鉆桿偏心70%時(shí)巖屑濃度達(dá)到極值0.432 kg/m3，約是窄流道環(huán)空巖屑濃度0.156 kg/m3的3倍。當(dāng)鉆桿偏心30%～50%和70%～80%時(shí)，巖屑的濃度（N）對(duì)沖蝕速度起主導(dǎo)作用，并隨著接頭寬流道環(huán)空巖屑濃度的減小而減小。而如圖6所示，鉆桿偏心程度為0～30%、50%～70%和80%～90%時(shí)，窄流道速度（v）增加導(dǎo)致接頭沖蝕速率增加，此偏心程度內(nèi)攜巖速度對(duì)接頭沖蝕速率起主導(dǎo)作用。

圖5 偏心程度對(duì)沖蝕速率和巖屑濃度的影響Fig.5 Impact of eccentricity on erosion rate and concentration of cuttings

圖6 偏心程度對(duì)沖蝕速率和氣體速度的影響Fig.6 Impact of eccentricity on erosion rate and velocity

2.3 注氣量和機(jī)械鉆速對(duì)接頭沖蝕的影響

注氣量和機(jī)械鉆速的不同直接影響氣體攜巖時(shí)的速度和巖屑含量。氣流攜巖速度和巖屑含量的改變勢(shì)必改變接頭沖蝕規(guī)律。在鉆桿居中模擬的基礎(chǔ)上將注氣量換算成氣體攜巖速度，分別設(shè)置為40，60，80 m/s，鉆速分別設(shè)置為3.6，7.2，11.5，14.4，20.0 m/h。表2為鉆速及其相應(yīng)質(zhì)量流量的關(guān)系。

表2 鉆速與巖屑質(zhì)量流量關(guān)系Tab.2 Relation between drilling rate and mass flow rate of cuttings

采用本文建立的CFD模型，同時(shí)設(shè)置上述入口條件，其計(jì)算結(jié)果如圖7所示。當(dāng)鉆桿偏心程度為0，氣流攜巖速度40 m/s時(shí)，巖屑質(zhì)量流量越大，同一沖蝕帶寬度越窄。攜巖速度相同，接頭最大沖蝕速度隨著巖屑質(zhì)量流量增加線性增加。巖屑質(zhì)量流量為0.989 474 kg/s時(shí)接頭最大沖蝕速率是巖屑質(zhì)量流量為0.178 105 kg/s時(shí)的5.6倍。巖屑質(zhì)量流量相同時(shí)，攜巖速度80 m/s和60 m/s時(shí)，接頭的最大沖蝕速率分別為攜巖速度40 m/s時(shí)的2.0倍和3.3倍。

圖7 巖屑質(zhì)量流量對(duì)接頭最大沖蝕速率和迎風(fēng)坡面沖蝕帶寬度的影響Fig.7 Impact of mass flow rate on maximum erosion rate and erosion width of windward slope

本文研究結(jié)果已在川東X井鄰井得到了應(yīng)用和驗(yàn)證，與現(xiàn)場(chǎng)數(shù)據(jù)基本吻合，對(duì)類似井況的鉆桿接頭沖蝕預(yù)測(cè)具有一定的參考和指導(dǎo)意義。

3 結(jié) 論

（1）鉆桿居中時(shí)，物理場(chǎng)呈對(duì)稱分布，主要沖蝕區(qū)域呈圓環(huán)狀。隨著接頭迎風(fēng)坡面與入口面軸向距離的增加，沖蝕速率增大；同時(shí)，在坡面頂部附近出現(xiàn)最大沖蝕速率。相比鉆桿本體，接頭沖蝕更嚴(yán)重。攜巖速度相同時(shí)，接頭最大沖蝕速率隨巖屑質(zhì)量流量增加線性增加，巖屑質(zhì)量流量相同時(shí)，攜巖速度越大接頭沖蝕速率越大。

（2）鉆桿偏心時(shí)的最大沖蝕速率和接頭寬流道一側(cè)的沖蝕速率比鉆桿居中時(shí)大。沖蝕面與入口平面形成一定的夾角，且偏心程度越高，夾角越大，接頭窄流道一側(cè)沖蝕區(qū)域越密集。不同的主導(dǎo)因素導(dǎo)致不同偏心程度接頭的沖蝕速率不同：鉆桿偏心0～30%、50%～70%和80%～90%時(shí)，接頭沖蝕速率隨攜巖速度增加而增加；當(dāng)鉆桿偏心30%～50%和70%～80%時(shí)，接頭沖蝕速率隨接頭寬流道環(huán)空巖屑濃度的減小而減小；當(dāng)鉆桿偏心30%、60%、70%時(shí)，最大沖蝕速率由接頭寬流道一側(cè)轉(zhuǎn)移至鉆桿本體。

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編輯：牛靜靜

編輯部網(wǎng)址：http：//zk.swpuxb.com

Study on the Erosion Law of Gas with Cuttings Against Tool Joint

Ming Xin1,Lian Zhanghua1,Lin Tiejun1,Chen Xinhai1,Zheng Jianxiang1，2
1.State Key Laboratory of Oil and Gas Reservoir Geology and Exploitation，Southwest Petroleum University，Chengdu，Sichuan 610500，China 2.Cementing Bureau，East China Company，SINOPEC，Yangzhou，Jiangsu 225101，China

Severe erosion against the tool joint always leads to rapid failure of the drill pipe in gas drilling.In order to understand the mechanism of this problem，we established the CFD model of the erosion of gas with cuttings against the drill pipe with 18°slope based on two phase fluid theory.According to this model，systematical studies have been made about the effects of different eccentricity，injection volume of gas，and drill rate on the erosion rate against the tool joint，and on the trajectory and distribution of cuttings and gas velocity.The results show that：at the first，when the drill pipe is in the cylindrical center of borehole，the distribution of erosion rate is symmetrical，the erosion against tool joint is more severe than against the drill pipes’body and the maximum erosion rate is near the windward slope top.Meanwhile，the quantitative relationship between cuttings’mass flow rate，gas velocity and the maximum erosion rate has been worked out.And then，the maximum erosion rate against the drill pipe and the erosion rate against the tool joint on one side of the wide flowpath are more severe when the drill pipe is eccentric.The maximum erosion is transferred from the joint to the drill pipes’body when the drill pipe eccentricity from 30% to 70%.The maximum erosion rate against the tool joint increased with the increase of gas velocity when drill pipe eccentricity was at 0～30%，50%～70%and 80%～90%，respectively.But the maximum erosion rate against the tool joint decreased with the decrease of cutting concentration in wide flowpath when drill pipe eccentricity was at 30%～50%and 70%～80%，respectively. All the results from these studies provide the theoretical support for preventing failure of the tool joint and were applied in some oilfields.

cuttings；two-phase flow；erosion；tool joint；eccentricity

http：//www.cnki.net/kcms/doi/10.11885/j.issn.1674-5086.2013.11.04.02.html

明鑫，1985年生，男，漢族，重慶開(kāi)縣人，博士研究生，主要從事油氣井工程力學(xué)、有限元仿真、氣體鉆井等研究。E-mail：289182473@qq.com

練章華，1964年生，男，漢族，四川自貢人，教授，博士生導(dǎo)師，主要從事油氣井工程安全、管柱力學(xué)、地應(yīng)力及巖石力學(xué)等教學(xué)與科研工作。E-mail：cwctlzh@swpu.edu.cn

林鐵軍，1980年生，男，漢族，四川自貢人，講師，博士，主要從事欠平衡鉆井、氣體鉆井、石油管柱力學(xué)及現(xiàn)代CAE/CFD技術(shù)的教學(xué)與研究工作。E-mail：scolty@126.com

陳新海，1987年生，男，漢族，山東定陶人，碩士研究生，主要從事油氣井工程力學(xué)，有限元仿真，完井方式優(yōu)選等研究。E-mail：xhchen66@163.com

鄭建翔，1971年生，男，漢族，江蘇興化人，高級(jí)工程師，博士研究生，主要從事固井、完井管理工作。E-mail：zhengjxjsyz@sina.com

10.11885/j.issn.1674-5086.2013.11.04.02

1674-5086（2014）03-0173-06

TE242；TE92

A

2013–11–04 < class="emphasis_bold">網(wǎng)絡(luò)出版時(shí)間：

時(shí)間：2014–05–21