陳修平， 鄒德永， 李東杰， 婁爾標(biāo)

(1.中國(guó)石油大學(xué)(華東)石油工程學(xué)院，山東青島 266580； 2.中國(guó)石油華北油田分公司采油工程研究院，河北任丘 062552；3.中國(guó)石油塔里木油田分公司油氣工程研究院，新疆庫(kù)爾勒 841000)

PDC鉆頭防泥包性能數(shù)值模擬研究

陳修平1， 鄒德永1， 李東杰2， 婁爾標(biāo)3

(1.中國(guó)石油大學(xué)(華東)石油工程學(xué)院，山東青島 266580； 2.中國(guó)石油華北油田分公司采油工程研究院，河北任丘 062552；3.中國(guó)石油塔里木油田分公司油氣工程研究院，新疆庫(kù)爾勒 841000)

為量化研究水力因素對(duì)PDC鉆頭防泥包性能的影響規(guī)律，針對(duì)現(xiàn)場(chǎng)常用PDC鉆頭建立了三維流域模型，將巖屑視為從井底面射入流場(chǎng)的球狀顆粒，基于CFD離散相模型(DPM)對(duì)固相顆粒運(yùn)動(dòng)進(jìn)行追蹤，將鉆頭體DPM邊界條件設(shè)置為“trap(捕獲)”，用巖屑顆粒捕獲率作為泥包概率的評(píng)價(jià)參數(shù)。數(shù)值模擬發(fā)現(xiàn)，巖屑顆粒在井底流場(chǎng)中的輸運(yùn)是沿程存在碰撞與反彈的不規(guī)則三維運(yùn)動(dòng)；當(dāng)巖屑顆粒粒徑小于1.0 mm時(shí)，其捕獲率隨粒徑增大而減??；當(dāng)巖屑顆粒粒徑大于1.0 mm時(shí)，其捕獲率隨粒徑增大而增大；噴嘴尺寸從8.0 mm增大至16.0 mm，巖屑顆粒捕獲率逐漸增大；與五噴嘴相比，七噴嘴的巖屑顆粒捕獲率更??；相對(duì)于不等徑噴嘴組合，等徑噴嘴組合方式情況下的巖屑顆粒捕獲率更小。研究結(jié)果表明，巖屑顆粒捕獲率隨噴嘴尺寸增大呈線性增大，隨噴嘴數(shù)量增大呈線性減小，隨刀翼寬度增大呈線性增大，隨刀翼高度增大呈線性減小。基于DPM的鉆頭井底流場(chǎng)數(shù)值模擬為PDC鉆頭防泥包性能研究提供了新的思路，可以為鉆頭防泥包設(shè)計(jì)提供理論指導(dǎo)。

PDC鉆頭 泥包 數(shù)值模擬 離散相模型

一口井鉆遇地層中泥頁(yè)巖地層占75%左右[1]，且隨著常規(guī)能源的日益減少，作為非常規(guī)能源之一的頁(yè)巖氣成為世界能源勘探開(kāi)發(fā)的熱點(diǎn)[2]。PDC鉆頭在頁(yè)巖氣井鉆井過(guò)程中得到了大量應(yīng)用[3]，但鉆頭泥包頻繁發(fā)生,造成機(jī)械效率降低、鉆井成本升高[1]。影響鉆頭泥包的因素主要包括5個(gè)方面[4]：地層性質(zhì)、鉆井液類(lèi)型及性能、鉆頭結(jié)構(gòu)、有效圍壓和鉆頭水力學(xué)參數(shù)，其中井底清潔狀況不良導(dǎo)致巖屑黏附在鉆頭體表面是鉆頭泥包的本質(zhì)[4]。因此，有必要研究各因素對(duì)PDC鉆頭防泥包性能的影響規(guī)律。

PDC鉆頭井底流場(chǎng)異常復(fù)雜，解析法不能對(duì)其詳細(xì)描述，試驗(yàn)方法耗時(shí)耗力，前人主要利用數(shù)值模擬的方法進(jìn)行了大量研究[5-7]，但仍存在以下幾個(gè)問(wèn)題：1)均將井底流場(chǎng)假設(shè)為鉆井液的單相流場(chǎng)，不符合實(shí)際情況；2)僅對(duì)速度場(chǎng)和壓力場(chǎng)等進(jìn)行一些定性分析，不夠量化，也沒(méi)有涉及巖屑本身，對(duì)巖屑運(yùn)動(dòng)的研究?jī)H僅是環(huán)空內(nèi)的巖屑運(yùn)移[8]；3)沒(méi)有明確地提出判別井底流場(chǎng)優(yōu)劣的參數(shù)指標(biāo)，也未涉及鉆頭泥包的本質(zhì)問(wèn)題(巖屑黏附)[9]。為此，筆者基于FLUENT軟件DPM，采用巖屑顆粒捕獲率作為反映鉆頭泥包概率的評(píng)價(jià)參數(shù)，研究水力因素對(duì)PDC鉆頭防泥包性能的影響規(guī)律，以期為鉆頭防泥包設(shè)計(jì)提供理論指導(dǎo)。

1 物理模型與網(wǎng)格劃分

選擇現(xiàn)場(chǎng)常用的φ215.9 mm的五刀翼六噴嘴PDC鉆頭為模擬對(duì)象(見(jiàn)圖1)，根據(jù)實(shí)體PDC鉆頭和實(shí)鉆井眼(假設(shè)擴(kuò)徑5%，鉆頭底面距井底3.0 mm)，借助UG軟件，建立三維流域模型(見(jiàn)圖2)，其中噴嘴直徑為12.0 mm。

網(wǎng)格劃分采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，網(wǎng)格數(shù)量大約為300萬(wàn)個(gè)。為確保計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性，在流速變化較大的位置(例如井底和噴嘴進(jìn)出口)進(jìn)行了局部網(wǎng)格細(xì)化。

2 固相運(yùn)動(dòng)控制方程、顆粒捕獲及模型參數(shù)設(shè)置

多相流動(dòng)模擬中通常采用以下2種方法對(duì)顆粒相進(jìn)行處理[10]：一種方法是把流體當(dāng)作連續(xù)介質(zhì)，將顆粒作為離散相，在拉格朗日坐標(biāo)系下追蹤顆粒運(yùn)動(dòng)；另一種方法是把顆粒群看作擬流體，在歐拉坐標(biāo)系下描述顆粒群的運(yùn)動(dòng)。通常情況下，巖屑體積占有率遠(yuǎn)小于10%，無(wú)法作為擬流體，但滿足第一種模擬方法的適用條件，因此采用拉格朗日粒子追蹤法描述固相運(yùn)動(dòng)[11]。

2.1 固相運(yùn)動(dòng)控制方程

固相顆粒運(yùn)動(dòng)控制方程(以x方向?yàn)槔?如下[12-13]：

(1)

(2)

式中：vp為顆粒速度，m/s；FD為流體拖曳力，N；v為流體相速度，m/s；ρp為顆粒密度，kg/m3；ρ為鉆井液密度，kg/m3;gx為重力加速度，m/s2；Fx為其他單位質(zhì)量作用力，m/s2；μ為動(dòng)力黏度，Pa·s；dp為顆粒直徑，m；CD為拖曳力系數(shù)；Re為雷諾數(shù)。

式(1)中的Fx主要包括視質(zhì)量力(附加質(zhì)量力)、壓力梯度力、布朗力和Saffman舉升力等。其中較重要的是附加質(zhì)量力和壓力梯度力，前者是由顆粒周?chē)黧w加速引起的，后者是由流場(chǎng)中存在的流體壓力梯度引起的。由于研究中的顆粒尺寸處于毫米級(jí)別，計(jì)算時(shí)未考慮布朗力和Saffman舉升力。

對(duì)顆粒運(yùn)動(dòng)方程進(jìn)行時(shí)間積分,可以得到顆粒運(yùn)動(dòng)軌跡。軌道積分計(jì)算采用穩(wěn)態(tài)追蹤方式，每隔10個(gè)連續(xù)相流場(chǎng)迭代步，在當(dāng)前流場(chǎng)狀態(tài)下，逐個(gè)對(duì)每個(gè)顆粒進(jìn)行從初始位置到終了位置的軌道積分計(jì)算及源項(xiàng)計(jì)算，得到某一時(shí)刻連續(xù)相流場(chǎng)狀態(tài)下一系列積分時(shí)間步的顆粒狀態(tài)，一系列顆粒位置可連成運(yùn)動(dòng)軌跡線。

2.2 泥質(zhì)巖屑顆粒的捕獲

由于泥質(zhì)巖屑具有較強(qiáng)的黏附性，假設(shè)其運(yùn)動(dòng)過(guò)程中撞擊到鉆頭體就黏附其上，即固相顆粒被鉆頭體捕獲，終止其軌道計(jì)算。

理論分析得知，泥質(zhì)巖屑運(yùn)動(dòng)過(guò)程中撞擊鉆頭體的概率主要受顆粒的流體跟隨性和流動(dòng)空間結(jié)構(gòu)影響，其中流體跟隨性與巖屑直徑、鉆井液流速(受?chē)娮斐叽?、噴嘴?shù)量、刀翼尺寸、噴嘴組合方式的影響)有關(guān)，鉆井液流速越大，流體跟隨性越好，巖屑撞擊鉆頭體的概率越小，鉆頭體表面捕獲的顆粒數(shù)越少；流動(dòng)空間結(jié)構(gòu)受刀翼尺寸的影響，刀翼尺寸越小，巖屑顆粒的流動(dòng)空間越大，撞擊鉆頭體的概率越小，鉆頭體表面捕獲的顆粒數(shù)越少。

為量化水力因素對(duì)鉆頭防泥包性能的影響規(guī)律，以巖屑顆粒捕獲率作為評(píng)價(jià)參數(shù)，其定義為：

(3)

式中：Ra為巖屑顆粒捕獲率；Ntrap為鉆頭體表面捕獲的顆粒數(shù)；Ntotal為井底平面產(chǎn)生的總顆粒數(shù)，由于每個(gè)網(wǎng)格單元釋放一個(gè)固相顆粒，因此Ntotal等于井底平面網(wǎng)格數(shù)量。

2.3 模型參數(shù)設(shè)置

1) 噴嘴尺寸。借助UG軟件，改變物理模型中的噴嘴直徑，分別為8.0，10.0，12.0，14.0和16.0 mm，噴嘴位置和角度保持不變。

2) 噴嘴數(shù)量。保證噴嘴數(shù)量不同時(shí)的噴嘴出口總面積大致相等，設(shè)置噴嘴數(shù)量及噴嘴直徑。為研究方便，假設(shè)各個(gè)噴嘴的直徑均相等。借助UG軟件，對(duì)原物理模型進(jìn)行相應(yīng)修改(見(jiàn)表1)。

3) 噴嘴組合方式。保證等徑噴嘴組合和不等徑噴嘴組合情況下的噴嘴出口總面積相同，借助UG軟件，建立了不等徑噴嘴組合模型。

4) 刀翼寬度和刀翼高度。借助UG軟件，在原模型基礎(chǔ)上，分別建立刀翼寬度為35.0，38.0，41.0 mm和刀翼高度為25.0，30.0，35.0 mm的物理模型。

3 計(jì)算假設(shè)、定解條件與求解策略

3.1 計(jì)算假設(shè)

1) 不考慮能量變化，假設(shè)流場(chǎng)為絕熱系統(tǒng)，與外界無(wú)熱量交換；

2) 入口處來(lái)流均勻，鉆井液為不可壓縮流體；

3) 巖屑為直徑相等的圓球顆粒，從井底面射入流場(chǎng)，初始速度為0 m/s。

3.2 定解條件

1) 入口邊界條件。采用速度入口，速度和湍流強(qiáng)度根據(jù)工作排量和入口水力直徑進(jìn)行估算，在本模擬工況下，入口速度為3.82 m/s，湍流強(qiáng)度為4.97%。

2) 出口邊界條件。采用壓力出口，出口靜壓力根據(jù)井深估算，假設(shè)井深為3 000.00 m，鉆井液密度為1.20 kg/L，計(jì)算得出口壓力為35.28 MPa。

3) 固體壁面。滿足壁面無(wú)滑移條件，近壁區(qū)采用壁面函數(shù)法處理[11]；鉆頭體DPM邊界條件設(shè)置為“trap(捕獲)”。

4) 固相物理性質(zhì)。顆粒類(lèi)型選擇慣性顆粒，密度設(shè)定為2.65 kg/L，質(zhì)量流量為0.15 kg/s。

5) 考慮重力對(duì)流場(chǎng)的影響，重力加速度方向?yàn)閆軸正方向；操作密度指定為液相與固相中密度較小者，即1.20 kg/L。

3.3 求解策略

使用基于壓力修正法的SIMPLE算法求解動(dòng)量方程和連續(xù)性方程，利用控制體積法對(duì)控制方程進(jìn)行離散，空間離散采用一級(jí)迎風(fēng)逼近格式。利用隨機(jī)行走模型考慮固相的湍流擴(kuò)散，最大顆粒追蹤步數(shù)設(shè)置為200 000步，以保證追蹤到計(jì)算域內(nèi)的大多數(shù)顆粒。

4 數(shù)值模擬方法可行性驗(yàn)證

國(guó)內(nèi)外針對(duì)井底巖屑輸運(yùn)的試驗(yàn)研究資料非常有限，巖屑運(yùn)動(dòng)方面的研究主要是環(huán)空內(nèi)的巖屑運(yùn)移[8]。K.M.Lim等人[14]利用巖屑輸運(yùn)時(shí)間作為評(píng)價(jià)參數(shù)，進(jìn)行了鉆頭井底巖屑輸運(yùn)試驗(yàn)研究。

為驗(yàn)證數(shù)值模擬結(jié)果的可靠性，使用與文獻(xiàn)[14]的試驗(yàn)條件一致的初始條件，基于CFD離散相模型進(jìn)行了數(shù)值計(jì)算，計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比見(jiàn)表2。

表2 數(shù)值計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

Table 2 Comparison between numerical computation and experimental results

由表2可見(jiàn)，巖屑運(yùn)移時(shí)間的計(jì)算值與試驗(yàn)值的相對(duì)誤差均小于8%，在工程誤差范圍之內(nèi)，且兩者變化規(guī)律一致，驗(yàn)證了數(shù)值模擬方法具有較好的可靠性。

5 巖屑顆粒捕獲率影響因素分析

模擬中巖屑顆粒數(shù)量等于井底平面網(wǎng)格數(shù)量，巖屑輸運(yùn)軌跡數(shù)過(guò)多會(huì)造成畫(huà)面混亂。為便于觀察，選取典型的11條巖屑顆粒輸運(yùn)軌跡進(jìn)行分析，結(jié)果見(jiàn)圖3。

由圖3可知，巖屑輸運(yùn)的初始位置均為井底面，但輸運(yùn)軌跡各不相同，是沿程存在碰撞與反彈的不規(guī)則三維運(yùn)動(dòng):當(dāng)巖屑碰撞井壁會(huì)發(fā)生反彈(2號(hào)巖屑);當(dāng)碰撞鉆頭體，會(huì)發(fā)生黏附(3—5號(hào)巖屑)，即被捕獲從而終止計(jì)算。根據(jù)巖屑輸運(yùn)結(jié)束位置的不同，巖屑類(lèi)型可以分為2類(lèi)：被鉆頭體“捕獲(trap)”的巖屑(3—5號(hào)巖屑)和從環(huán)空出口“逃逸(escape)”的巖屑(1—2和6—11號(hào)巖屑)。顯然，被捕獲的巖屑數(shù)量越多，鉆頭泥包的概率越大。

5.1 巖屑直徑

設(shè)定流量為30 L/s，噴嘴直徑不同時(shí)Ra隨巖屑直徑的變化規(guī)律如圖4所示。

由圖4可知，噴嘴直徑不同的情況下，Ra隨巖屑直徑的變化規(guī)律一致；當(dāng)巖屑粒徑小于1.0 mm時(shí)，Ra隨粒徑增大而減??；當(dāng)巖屑粒徑大于1.0 mm時(shí)，Ra隨粒徑增大而增大。分析原因認(rèn)為：一方面，相同流通面積情況下，巖屑顆粒直徑較大，越容易接觸鉆頭體；另一方面，巖屑直徑越大，輸運(yùn)受到的阻力越大，流體跟隨性越差，越容易脫離主流線而穿過(guò)壁面邊界層撞擊鉆頭體。為此，可通過(guò)控制切深、使用拋光PDC齒等方法控制巖屑直徑[15-16]。

5.2 噴嘴直徑

固定流量為30 L/s，不同巖屑直徑條件下，Ra隨噴嘴直徑的變化規(guī)律如圖5所示。由圖5可知，巖屑直徑不同時(shí)，Ra隨噴嘴直徑的變化規(guī)律一致，均隨噴嘴直徑增大呈線性增大，噴嘴直徑從8.0 mm增大至16.0 mm，Ra約增大34%。分析原因認(rèn)為：相同流量條件下，噴嘴直徑越小，鉆井液流速越大，巖屑顆粒的流體跟隨性越好，不易突破流體壁面邊界層與鉆頭體發(fā)生碰撞，從而顆粒捕獲率越小。因此，在不發(fā)生噴嘴堵塞的情況下，建議使用小噴嘴鉆頭鉆進(jìn)泥質(zhì)地層。

5.3 噴嘴數(shù)量

圖6為噴嘴數(shù)量分別為5、6、7的情況下，Ra隨巖屑直徑的變化規(guī)律。

由圖6可知，巖屑直徑不同時(shí)，Ra隨噴嘴數(shù)量的變化規(guī)律一致，均隨著噴嘴數(shù)量的增大呈線性減小，與五噴嘴相比，七噴嘴的Ra約減小19%。分析原因認(rèn)為：增加噴嘴數(shù)量，會(huì)增大多股射流共同作用的面積，減小低流速區(qū)面積，降低顆粒捕獲率。

5.4 噴嘴組合方式

噴嘴組合方式分為等徑組合和不等徑組合2種方式，2種噴嘴組合的Ra對(duì)比情況如圖7所示。

由圖7可知，相對(duì)于不等徑噴嘴組合，等徑噴嘴組合方式情況下的Ra更小，平均減小26.7%。分析原因認(rèn)為：不等徑噴嘴組合情況下的低速區(qū)面積更大，巖屑顆粒流體跟隨性較差，導(dǎo)致Ra增大。

5.5 刀翼寬度和刀翼高度

圖8和圖9分別為不同刀翼寬度和高度情況下Ra隨巖屑尺寸的變化規(guī)律。

由圖8和圖9可知，Ra隨刀翼寬度增大呈線性增大，隨刀翼高度增大呈線性減小。分析原因認(rèn)為：減小刀翼寬度或者增大刀翼高度，均會(huì)增大排屑槽過(guò)流面積，降低巖屑顆粒接觸鉆頭體的概率，從而降低鉆頭泥包的概率(即降低顆粒捕獲率)。泥質(zhì)頁(yè)巖硬度較低，足以用PDC鉆頭鉆進(jìn)，減小刀翼寬度或者增大刀翼高度雖然對(duì)鉆頭強(qiáng)度有一定影響，但不會(huì)影響正常鉆進(jìn)，使用窄、高刀翼的鉆頭，有利于降低鉆頭泥包發(fā)生的概率[2]。

6 結(jié)論及建議

1) 基于CFD 離散相模型，建立了PDC鉆頭井底固液兩相流場(chǎng)數(shù)值模擬方法。針對(duì)鉆頭泥包問(wèn)題，以巖屑顆粒捕獲率作為評(píng)價(jià)井底流場(chǎng)優(yōu)劣的指標(biāo)，分析了各水力因素對(duì)鉆頭防泥包性能的影響規(guī)律。

2) 數(shù)值模擬結(jié)果表明，粒徑為1.0 mm巖屑的Ra最小，建議采用控制切深、使用拋光PDC齒等方法控制巖屑尺寸，可降低鉆頭泥包的概率。

3) 巖屑直徑一定時(shí)，Ra主要受鉆井液流速的影響，鉆井液流速越大或低流速區(qū)面積越小，Ra越小，因此建議盡量增大鉆井液排量，鉆頭水力設(shè)計(jì)時(shí)使用小尺寸、多數(shù)量、等徑噴嘴組合方式。

4) 增大排屑槽過(guò)流面積，可以降低巖屑撞擊鉆頭體的概率，從而降低鉆頭泥包的概率，因此建議使用窄、高刀翼的鉆頭鉆進(jìn)泥質(zhì)巖類(lèi)地層。

5) 后續(xù)研究中建議使用其他尺寸的PDC鉆頭模型，研究噴嘴位置、角度等因素對(duì)鉆頭防泥包性能的影響規(guī)律。

[1] Boukadi F，Sardooee Nasab Y，Hayatdavoudi A，et al.Shale drilling: the impact of shale chemo-physical constituents on the issue of poor drilling performance at depth[R].SPE 164092，2013.

[2] Hanna Chase，Douglas Charles H S，Asr Hany,et al.Application specific steel body PDC bit technology reduces drilling costs in unconventional North American shale plays[R].SPE 144456，2011.

[3] Alvarez O，Mutair F，Ghannam H，et al.New erosion resistance PDC bit coating eliminates balling in water-based drilling fluids[R].SPE 17372，2014.

[4] 陳修平，鄒德永.PDC鉆頭泥頁(yè)巖地層鉆進(jìn)泥包機(jī)理及對(duì)策研究進(jìn)展[J].天然氣工業(yè)，2014，34(2)：87-91. Chen Xiuping，Zou Deyong.Bit balling mechanism and research progress in countermeasures for PDC bit drilling in mud shale formations[J].Natural Gas Industry，2014，34(2)：87-91.

[5] 楊順輝，武好杰，牛成成，等.特種孕鑲塊加強(qiáng)PDC鉆頭的研制與試驗(yàn)[J].石油鉆探技術(shù)，2014，42(6)：111-114. Yang Shunhui，Wu Haojie，Niu Chengcheng，et al.Manufacture and application of PDC bit enhanced by special diamond-impregnated segment[J].Petroleum Drilling Techniques，2014，42(6)：111-114.

[6] 侯成,李根生,黃中偉,等.定向噴嘴PDC鉆頭井底流場(chǎng)特性研究[J].石油鉆采工藝,2010,32(2)：15-18. Hou Cheng，Li Gensheng，Huang Zhongwei，et al.Research on characteristics of bottom hole flow field of PDC bit with side nozzles[J].Oil Drilling & Production Technology，2010，32(2)：15-18.

[7] 祝效華，凌玉梅，童華.空氣鉆井潛孔鉆頭氣固兩相流數(shù)值模擬[J].中南大學(xué)學(xué)報(bào)：自然科學(xué)版,2011,42(10)：3040-3047. Zhu Xiaohua，Ling Yumei，Tong Hua.Numerical simulation of DTH bit’s gas-solid two-phase flow in air drilling[J].Journal of Central South University：Science and Technology，2011，42(10)：3040-3047.

[8] Nazari T，Hareland G，Azar J J.Review of cuttings transport in directional well drilling：systematic approach[R].SPE 132372，2010.

[9] Wells M，Marvel T，Beuershausen C.Bit balling mitigation in PDC bit design[R].SPE 114673，2008.

[10] 韓立國(guó)，周龍昌，徐依吉，等.一種適用于普通PDC鉆頭的新型超高壓流道設(shè)計(jì)[J].石油鉆探技術(shù)，2014，42(4)：120-124. Han Liguo，Zhou Longchang，Xu Yiji，et al.A new design of ultrahigh pressure flow channel for common PDC bit[J].Petroleum Drilling Techniques，2014，42(4)：120-124.

[11] Moslemi Ali，Ahmadi Goodarz.Study of the hydraulic performance of drill bits using a computational particle-tracking method[J].SPE Drilling & Completion，2014，29 (1):28-35.

[12] Baxter L L，Smith P J.Turbulent dispersion of particles[J].The STP Model Energy & Fuels，1993(7)：852-859.

[13] 許禮儒，李一嵐，陳川平，等.元壩121H超深水平井鉆井技術(shù)[J].斷塊油氣田，2015，22(3)：388-393. Xu Liru，Li Yilan，Chen Chuanping,et al.Drilling technology of Yuanba 121H ultra-deep horizontal well[J].Fault-Block Oil & Gas Field，2015，22(3)：388-393.

[14] Lim K M，Chukwu G A.Bit hydraulics analysis for efficient hole cleaning[R].SPE 35667，1996.

[15] El Hakam Carmel，F(xiàn)elderhoff Floyd.Cutting generation study based on cutter and design testing for improved drilling performance[R].SPE 168737，2013.

[16] Smith R H,Lund J B，Anderson M，et al.Drilling plastic formations using highly polished PDC cutters[R].SPE 30476，1995.

[編輯 滕春鳴]

Numerical Simulation Study on the Anti-Balling Performance of PDC Drill Bits

Chen Xiuping1, Zou Deyong1, Li Dongjie2, Lou Erbiao3

(1.SchoolofPetroleumEngineering,ChinaUniversityofPetroleum(Huadong),Qingdao,Shandong,266580,China;2.OilProductionEngineeringResearchInstitute，PetroChinaHuabeiOilfieldCompany,Renqiu,Hebei,062552,China; 3.OilandGasEngineeringInstitute，PetroChinaTarimOilfieldCompany,Korla,Xinjiang, 841000,China)

In order to quantitatively analyze the effect of hydraulic factors on the anti-balling performance of PDC drill bits, a three-dimensional fluid volume model was established on commonly used PDC drill bits. In the model, cuttings are simulated as spherical particles that are injected into the flow field from the bottom hole. The CFD-based discrete particle modeling(DPM) is used to track the cuttings by setting the DPM boundary conditions of the drill bit body at “trap”and taking particle trapping ratio (Ra) as the evaluation parameter of balling probability.Based on numerical simulation, cutting particles movement in downhole flow field is in three-dimensional irregularform along with collision and rebound. When the particle size is less than 1.0 mm,Rawill decrease with the increase of particle sizes while it will increase with the increase of particle sizes when particle size is larger than 1.0 mm,Raincreases gradually when nozzle size increases from 8.0 mm to 16.0 mm. Compared with five-nozzle drill bit,seven-nozzle drill bit is lower inRa, and the equal-size nozzle assembly is lower inRacompared with non-equal-size nozzle assembly.In conclusion, raincreases linearly with the increase of nozzle size and blade width, but decreases linearly with the increase of nozzlesand blade height. The DPM based numerical simulation of the bottom hole flow field provides not only a new way for in vestigating PDC drill bit anti-balling performance, but also providing the oretical guidance for bit anti-balling design.

PDC bits; balling; numerical simulation; discrete phase model

2014-12-24；改回日期：2015-08-17。

陳修平(1988—)，男，山東日照人，2010年畢業(yè)于中國(guó)石油大學(xué)(華東)石油工程專(zhuān)業(yè)，在讀博士研究生，主要從事油氣井流體力學(xué)方面的研究工作。

國(guó)家科技重大專(zhuān)項(xiàng)子項(xiàng)目“薄互層水平井導(dǎo)向PDC鉆頭優(yōu)化設(shè)計(jì)及導(dǎo)向特性研究”(編號(hào)：05Z12020300)資助。

?鉆采機(jī)械?

10.11911/syztjs.201506020

TE21

A

1001-0890(2015)06-0108-06

聯(lián)系方式：18678994057，cxp19882006@126.com。