深水鉆井噴射下導管排量設(shè)計方法

周 波， 楊 進， 周建良， 劉正禮， 楊建剛

(1.石油工程教育部重點實驗室(中國石油大學)，北京 102249；2.中海油研究總院，北京 100028；3.中海石油(中國)有限公司深圳分公司，廣東深圳 518067)

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深水鉆井噴射下導管排量設(shè)計方法

周 波1， 楊 進1， 周建良2， 劉正禮3， 楊建剛1

(1.石油工程教育部重點實驗室(中國石油大學)，北京 102249；2.中海油研究總院，北京 100028；3.中海石油(中國)有限公司深圳分公司，廣東深圳 518067)

深水鉆井噴射下導管過程中，為預防導管安裝不到位或?qū)Ч艹休d力恢復時間過長，需要根據(jù)海底土質(zhì)參數(shù)對噴射排量進行合理的設(shè)計?；谘蜎]水射流理論及海底弱膠結(jié)土質(zhì)破壞準則，建立了滿足破土能力的最小噴射排量計算模型。采用φ339.7 mm導管進行了噴射下導管的模擬試驗，分析了排量對水力破土效果及表層導管承載力的影響規(guī)律。結(jié)果表明：當噴射排量小于最小噴射排量時，導管下入速度緩慢；當噴射排量大于最小噴射排量時，導管下入速度隨噴射排量增大快速增大；導管承載力隨噴射排量增大呈指數(shù)降低，當噴射排量超過1.2倍最小破土排量時，導管承載力降低幅度達到最大。根據(jù)最小噴射排量計算模型和模擬試驗結(jié)果，建立了基于“水力破土能力、導管承載力”雙因素約束的噴射排量設(shè)計方法。在南海22口深水油氣井的應用表明，采用該方法設(shè)計噴射排量，可以提高導管噴射下入效率，保證導管穩(wěn)定。

深水鉆井；噴射下導管；排量；模擬試驗；承載力

由于海底淺部地層土質(zhì)松軟、強度低，深水鉆井主要采用噴射法下導管。噴射法下導管就是利用水射流和管串的重力，邊噴射開孔邊下導管，導管下至預定位置后無需固井，保持管串靜止，利用地層的粘附力和摩擦力穩(wěn)固住導管，然后脫手送入工具并起出管內(nèi)鉆具，從而完成導管安裝[1-3]。排量是噴射法下導管的關(guān)鍵參數(shù)。如果排量過小，水射流無法有效擴孔，噴射形成的井眼尺寸偏小，造成導管下入困難，甚至無法下到位；如果排量過大，水射流過度沖刷井眼，造成井眼擴大，導管承載力降低，且恢復緩慢，需要延長導管靜置時間，降低作業(yè)時效[4-7]。

目前，深水鉆井噴射下導管排量設(shè)計尚無相關(guān)標準和規(guī)范可參考。T.J.Akers和R.D.Beck等人[8-9]根據(jù)墨西哥灣海域噴射施工經(jīng)驗，給出了該油田噴射下導管的排量范圍，由于不同海域土質(zhì)參數(shù)的差異，該方法具有一定的區(qū)域局限性；王磊等人[10]基于射流理論對噴射下導管水力參數(shù)開展了優(yōu)化設(shè)計研究，提出了一種臨界排量計算方法，分析了臨界排量破土范圍，但沒有分析噴射排量對導管承載力的影響。為此，筆者基于水力破土理論建立了滿足破土要求的最小排量計算模型，通過噴射法下導管模擬試驗分析了噴射排量對導管下入速度和導管承載力的影響規(guī)律，綜合考慮導管下入速度和導管承載力建立了噴射排量優(yōu)化設(shè)計方法，并在我國南海深水鉆井噴射下導管施工中進行了應用。

1 深水噴射排量計算理論模型

1.1 淹沒水射流對土體表面的作用力分析

深水鉆井噴射下導管基于淹沒水射流破土擴孔技術(shù)。水射流作用在土體表面時，在距離噴嘴較近處，水射流壓力大于土體的強度，土體發(fā)生剪切破壞；在距離噴嘴較遠處，水射流壓力不足以使土體產(chǎn)生剪切破壞，但部分液體擠入土體，在土體中產(chǎn)生超孔隙水壓力，土體有效應力降低[10-11]。在水射流沖擊點表面，土體發(fā)生凹陷變形。水射流沖擊土體表面的情形如圖1所示。

圖1 水射流對土體表面的作用形式Fig.1 Impact of water jet on soil surface

水射流作用于土體前其動量為ρQtu，作用于土體后其動量為ρQtucosθ，由動量定理得到噴射水射流作用在海底土體表面的力為：

(1)

式中：ρ為噴射鉆井液的密度，kg/m3；Q為射流流量，m3/s；t為時間，s；u為射流流速，m/s；θ為射流沖擊土體表面后離開土體表面的角度,(°)。

令J=ρQu，則式(1)變?yōu)椋?/p>

(2)

由式(2)可知，當射流方向與土體表面保持垂直時，即θ=90°時F=J。若水射流角度不變，射流的總打擊力F也保持不變[12]。

淹沒射流特征如圖2所示。在淹沒水射流流動過程中，由于周圍環(huán)境流體中的壓力保持不變，因此在射流各斷面上的壓力均相同，等于周圍環(huán)境流體的壓力，在噴射過程中，射流的總動量在沿程的各個斷面上保持為常量，且等于射流初始總動量。

圖2 噴射過程淹沒射流特征Fig.2 Characteristics of a submerged water jet during jettting

在噴嘴位置處：

(3)

式中：R0為噴嘴半徑，m；u0為噴嘴位置初始射流流速，m/s。

由伯努利定理可知，噴嘴出口處壓力為：

(4)

式中：p0為噴嘴出口處壓力，Pa。

將式(4)代入式(3)可得：

(5)

若將射流半寬度b范圍內(nèi)的作用力記作Fb，則：

(6)

式中：Fb為射流半寬度b范圍內(nèi)的作用力，N；λ為射流力降低系數(shù)。

在噴射過程中，淹沒射流沿程擴散，射流的沖擊面積隨著沖擊流程增大而增大，土體單位面積上的沖擊力隨著沖擊流程增大而減小。射流對土體的破壞作用主要取決于單位面積的沖擊力，所以必須分析沖擊區(qū)域內(nèi)的單位面積上的沖擊力及其分布情況。射流力Fb除以作用面積Sb得到單位面積上的平均作用力，即：

(7)

(8)

式中：pb為作用于土體單位面積上的力，Pa；Sb為噴嘴作用面積，m2；k為射流半寬度系數(shù)；x為射流沖擊流程，m。

1.2 滿足水力破土的最小噴射排量計算模型

由于不同土體所需的射流破壞壓力不同，因此，噴射射流破土效果不僅與射流參數(shù)有關(guān)，而且與土體參數(shù)有關(guān)。噴射過程中，水射流作用于土體表面，射流力大于土體的臨界破壞壓力時土體發(fā)生破壞。土體的臨界破壞壓力是由土體自身確定的，隨土體力學性質(zhì)的不同而變化[13-14]。土體臨界破壞壓力可近似等于土體的抗剪強度，即：

(9)

式中：pcr為土體臨界破壞壓力，Pa；Su為土體的抗剪強度，Pa；

在水射流沖擊下，土體發(fā)生破壞的必要條件是：

(10)

將式(7)和式(9)代入式(10)，可得：

(11)

整理式(11)得到滿足破土條件的水射流壓力計算模型：

(12)

由水射流理論可知，壓力和排量是射流的2個基本參數(shù)，其大小決定了射流的工作能力。

射流排量與水射流壓力滿足以下關(guān)系式：

(13)

(14)

聯(lián)立式(12)和式(13)，則可得滿足破土條件的噴射排量計算模型：

(15)

式中：Q為噴射排量，m3/min；dne為噴嘴當量直徑，m；di為噴嘴直徑，m；kf為噴嘴流量系數(shù)，一般為0.95～0.97；z為噴嘴個數(shù)。

由式(15)可知：滿足破巖條件所需的最小噴射排量Q與噴嘴當量直徑dne、鉆井液密度ρ、射流沖擊流程x、土壤的抗剪強度等因素有關(guān)。這些參數(shù)可以通過鉆頭結(jié)構(gòu)、噴嘴結(jié)構(gòu)、導管直徑及土壤樣本分析獲得。

2 噴射排量對破土效果及導管承載力的影響試驗

2.1 噴射模擬試驗

為了驗證最小破土排量計算模型的準確性，分析導管噴射下入過程中排量對導管下入速度及導管承載力的影響，筆者進行了噴射法下導管模擬試驗。

試驗場地選擇在天津渤海塘沽地區(qū)中心漁港內(nèi)，試驗場地尺寸50 m×50 m，水深2.5 m，試驗選擇海底原狀土；模擬試驗采用φ339.7 mm導管，并研制了一套導管送入工具及噴射管柱；噴嘴出口半徑18.67 mm，噴嘴當量直徑64.67 mm，噴嘴流量系數(shù)kf取0.96；鉆井液密度1.03 kg/L。

利用上文建立的噴射排量計算模型(式(15))，根據(jù)海底淺層土質(zhì)參數(shù)及鉆頭噴嘴參數(shù)，計算滿足破土要求的最小排量，結(jié)果見表1。

表1 試驗土質(zhì)參數(shù)及最小排量計算結(jié)果

2.2 排量對破土效果的影響

試驗采用導管噴射下入速度表征破巖效果。噴射下導管模擬試驗中，為防止導管傾斜，在導管柱上部施加一定的拉力，固定噴射鉆壓(噴射初始時刻鉆頭作用于地層的力，一般取導管串重量的80%)為2.8 kN，鉆頭相對導管伸出量為127.0 mm。采用0.5，0.7，0.9，1.1，1.3，1.5，1.7，1.9和2.1 m3/min的排量進行噴射下導管試驗，記錄不同排量下φ339.7 mm導管的噴射下入速度，結(jié)果見圖3。

圖3 導管平均下入速度與排量的關(guān)系Fig.3 The relationship of average lowering velocity of conductor vs. flow rate

從圖3可以看出：當噴射排量小于最小破土排量1.28 m3/min時，即排量為0.50～1.28 m3/min時，噴射下入速度為0.21～0.42 m/s；當噴射排量大于最小破土排量1.28 m3/min時，即排量為1.5～2.1 m3/min時，噴射下入速度提高到0.66～0.78 m/s。由此可知，當排量小于模型計算出的最小噴射排量時，導管下入速度緩慢，當排量超過最小噴射排量時，導管下入速度快速增加。

基于圖3中的數(shù)據(jù)，回歸得到導管下入速度與噴射排量的關(guān)系式：

(16)

式中：v為導管平均下入速度，m/min；Qt為實際噴射排量，m3/min；Qm為水力破土所需要的最小噴射排量，m3/min。

2.3 排量對表層導管承載力的影響

導管噴射到位后可視為端部開口樁，其端部阻力可忽略不計，豎向承載力完全由導管與土側(cè)向摩擦力提供。在研究排量對表層導管承載力影響模擬試驗中，首先采用不同的排量將導管噴射下到相同深度，靜置相同時間后測量其豎向承載力。在噴射下入過程中導管受到豎直向上的側(cè)向摩擦力，上拔過程受豎直向下的側(cè)向摩擦力，導管下入與上拔過程中側(cè)向摩擦力大小相等、方向相反。因此，為了測量方便，可以通過上拔導管分析其側(cè)向摩擦力，導管最大上拔力減去管柱重量即得到導管承載力。

模擬試驗中將5組表層導管分別以不同的排量(1.1，1.3，1.5，1.7和1.9 m3/min)噴射下到泥線以下設(shè)定深度，分別等候1 h和24 h后上拔導管，測定導管上拔力和平均單位面積摩擦力，結(jié)果見圖4。

圖4 表層導管承載力與排量的關(guān)系Fig.4 The relationship of bearing capacity of surface conductor vs. flow rate

從圖4可以看出：導管噴射下到位靜置1 h后，因噴射擾動導致導管周圍土體完全液化，土體有效應力大幅降低且未得到恢復，導管單位面積承載力較小，不利于分析排量對承載力的影響規(guī)律；導管噴射下到位靜置24 h后，導管側(cè)向摩擦力與噴射排量呈指數(shù)降低，且當噴射排量值超過最小破土排量(1.28 m3/min)的1.2倍時，導管承載力降低幅度增大。

為消除導管承載力初期效應，選取靜置24 h后導管的承載力進行分析。對模擬試驗的數(shù)據(jù)進行統(tǒng)計回歸，得到噴射排量與導管承載力的計算關(guān)系式：

p=10.17-6.38e-7.14(Qt-1.89)2R2=0.980 1

(17)

式中：p表層導管單位面積承載力，kPa。

3 基于雙因素約束的噴射排量設(shè)計方法

根據(jù)導管噴射下入模擬試驗結(jié)果，提高排量可以有效提高噴射效率,但由導管承載力模擬試驗結(jié)果可知，隨著排量增大，導管承載力降低。為了提高作業(yè)效率，同時保證導管穩(wěn)定，基于“水力破土能力、導管承載力”雙約束因素，提出一種噴射排量設(shè)計方法，具體設(shè)計流程如下：

1) 確定海底土質(zhì)工程參數(shù)，建立海底土不排水抗剪強度剖面，判斷噴射下入導管的可行性。土體不排水抗剪強度大于300 kPa時，噴射效率低，不適合采用噴射法下導管；土體不排水抗剪強度小于300 kPa時，適合采用噴射法下導管。

2) 根據(jù)導管直徑確定鉆頭的直徑、伸出量；根據(jù)噴射鉆頭結(jié)構(gòu)特征，確定鉆頭噴嘴與導管底部相對位置、噴嘴當量直徑dne及水射流沖擊流程x。

3) 根據(jù)式(14)確定滿足破土條件的最小噴射排量。由于海底淺層土質(zhì)松軟，為保證噴射效率，防止井眼傾斜及黏土卡鉆，原則上以水射流破土為主，鉆頭機械破土為輔。為保證噴射下導管的效率，設(shè)計時取滿足破土能力的最小排量為噴射排量下限。

4) 根據(jù)噴射排量與導管下入速度模型及噴射排量與導管承載力關(guān)系模型，確定噴射排量上限，以防止水射流對導管周圍土體擾動過大，同時保證噴射效率。一般南海北部陸坡取1.2倍最小破土排量為噴射排量的上限。

5) 基于3)和4)確定的噴射排量上限和下限，建立噴射排量設(shè)計圖版。

4 現(xiàn)場應用

我國南海首批22口自營深水油氣井噴射下導管時，采用該設(shè)計方法設(shè)計了噴射排量，這22口井導管都安全順利下至設(shè)計位置，且承載力達到設(shè)計要求。下面以其中的A井為例，介紹現(xiàn)場施工情況。

A井所在海域水深1 400 m，海底淺層土質(zhì)以黏土為主，不排水抗剪強度剖面如圖5所示。

圖5 目標區(qū)塊海底土質(zhì)不排水抗剪強度Fig.5 Undrained shear strength of the seabed soil in the target block

A井采用φ66.0 mm噴射鉆頭，下入φ762.0 mm導管。根據(jù)海底土質(zhì)參數(shù)及噴射管柱參數(shù)，利用上文建立的噴射排量計算模型，計算其滿足水力破土的最小噴射排量，綜合考慮噴射效率和作業(yè)安全，設(shè)計噴射排量上限和下限。

A井噴射下導管的過程如下：

1) 用低排量循環(huán)下放噴射管柱至海底。以0.1 m3/min的排量邊循環(huán)邊探泥面(防止堵塞噴嘴)。探泥面之前記錄大鉤懸重，將海底深度和水深根據(jù)潮汐表校正到海平面深度并記錄，遙控潛水器在低壓井口頭上觀察牛眼確保整個管柱垂直。

2) 淺部地層土質(zhì)疏松，排量由1.0 m3/min逐漸提高到2.5 m3/min，控制導管噴射下入速度在1～2 m/min，用遙控潛水器在海底監(jiān)測，觀測是否有鉆井液從導管周圍溢出的跡象，如果發(fā)現(xiàn)有鉆井液溢出，立即降低排量直至鉆井液停止溢出。

3) 導管噴射下入20 m后，將排量逐漸提高到4.2 m3/min，用遙控潛水器在海底觀察，如果發(fā)現(xiàn)導管外面有鉆井液返出，降低排量至導管外鉆井液停止返出。

4) 距導管下入目的位置5 m處，將排量降至2.5 m3/min，避免過渡沖刷導管端部地層，以保證導管的承載力。

該井導管下入深度78 m，整個導管噴射下入過程中沒有出現(xiàn)遇阻現(xiàn)象，導管噴射下入后沒有下沉。該井噴射下導管時的實際排量與設(shè)計排量如圖6所示。

圖6 南海A井噴射下導管的實際排量與設(shè)計排量Fig.6 The designed and the actual jetting flow for conductor installation by jetting in Well A in the South China Sea

從圖6可以看出：導管噴射下入過程中，排量基本處于設(shè)計范圍，說明基于雙因素約束的噴射排量設(shè)計方法可以指導導管噴射下入作業(yè)。

5 結(jié)論與建議

1) 隨著排量增大，導管下入速度增快，提高排量可以有效提高噴射下導管的效率，但導管側(cè)向摩擦力隨噴射排量增大而降低，排量過大，導管承載力會大幅降低，不利于導管穩(wěn)定。

2) 設(shè)計噴射下導管排量時，既要考慮排量對噴射破土效果的影響，又要考慮排量對導管承載力的影響。設(shè)計合理的排量上限和下限，對于提高噴射下導管的效率和保障導管穩(wěn)定具有重要意義。

3) 基于雙因素約束的噴射排量設(shè)計方法適用于深水黏土地層,是否適用于深水砂性土地層還需進行研究。

[1] 汪順文，楊進，嚴德，等.深水表層導管噴射鉆進機理研究[J].石油天然氣學報，2012，34(8)：157-160.

WANG Shunwen,YANG Jin,YAN De,et al.Research of jetting drilling mechanism of surface conductor in deepwater[J].Journal of Oil and Gas Technology,2012,34(8):157-160.

[2] JEANJEAN P.Innovative design method for deepwater surface casings[R].SPE 77357,2002.

[3] 徐榮強，陳建兵，劉正禮，等.噴射導管技術(shù)在深水鉆井作業(yè)中的應用[J].石油鉆探技術(shù)，2007，35(3)：19-22.

XU Rongqiang,CHEN Jianbing,LIU Zhengli,et al.The appliation of jetting technology in deepwater drilling[J].Petroleum Drilling Techniques,2007,35(3):19-22.

[4] 羅俊豐，楊進，嚴德，等.深水鉆井表層導管噴射安全等候時間窗口設(shè)計[J].石油機械，2014，42(4)：53-56.

LUO Junfeng,YANG Jin,YAN De,et al.Design of the safety waiting conductor jet in time window for surface subsea drilling [J].China Petroleum Machinery,2014,42(4):53-56.

[5] 周波，楊進，劉正禮，等.深水鉆井表層導管靜置時間窗口設(shè)計[J].石油勘探與開發(fā)，2014，41(2)：234-238.

ZHOU Bo,YANG Jin,LIU Zhengli,et al.Design of structure casing soaking time in deepwater drilling[J].Petroleum Exploration and Development,2014,41(2):234-238.

[6] 柯珂，張輝，周宇陽，等.深水鉆井噴射下導管模擬試驗裝置的研制[J].石油鉆探技術(shù)，2015，43(2)：33-37.

KE Ke,ZHANG Hui,ZHOU Yuyang,et al.The development of testing simulators for conductor jets running in deepwater drilling[J].Petroleum Drilling Techniques,2015,43(2):33-37.

[7] ZHOU Bo,YANG Jin,XU Yunjin,et al.Experimental research on structural casing soaking time in deepwater drilling[R].SPE 170317,2014.

[8] AKERS T J.Jetting of structural casing in deepwater environments:job design and operational practices[J].SPE Drilling & Completion,2008,23(1):29-40.

[9] BECK R D,JACKSON C W,HAMILTON T K.Reliable deepwater structural casing installation using controlled jetting[R].SPE 22542,1991.

[10] 王磊，張輝，周宇陽，等.深水鉆井噴射下導管水力參數(shù)優(yōu)化設(shè)計方法[J].石油鉆探技術(shù)，2015，43(2)：19-24.

WANG Lei,ZHANG Hui,ZHOU Yuyang,et al.Optimal design of hydraulic parameters for conductor jetting in deepwater drilling[J].Petroleum Drilling Techniques,2015,43(2):19-24.

[11] 杜嘉鴻，張士旭.高壓噴射注漿技術(shù)應用現(xiàn)狀及新進展[J].探礦工程(巖土鉆掘工程)，1995，22(4)：4-6,10.

DU Jiahong,ZHANG Shixu.Present application and new advances of high pressure jet grouting technique[J].Exploration Engineering(Rock & Soil Drilling and Tunneling),1995，22(4):4-6,10.

[12] 廖華林，李根生，易燦.水射流作用下巖石破碎理論研究進展[J].金屬礦山，2005(7)：1-5,66.

LIAO Hualin,LI Gensheng,YI Can.Advance in study on theory of rock breaking under water jet impact[J].Metal Mine,2005(7):1-5,66.

[13] 馬飛，宋志輝.水射流動力特性及破土機理[J].北京科技大學學報，2006，28(5)：413-416.

MA Fei,SONG Zhihui.Dynamic property and breaking soil mechanism of water jet[J].Journal of University of Science and Technology Beijing,2006,28(5):413-416.

[14] 周建良.深水表層導管噴射鉆進過程中鉆井液排量優(yōu)化研究[J].中國海上油氣，2012，24(4)：50-52.

ZHOU Jianliang.Research on the optimization of delivery capacity during jetting drilling of surface conduct in deep water[J].China Offshore Oil and Gas,2012,24(4):50-52.

[編輯 劉文臣]

A Jetting Flow Rate Design Method for Conductor Installation through Jetting in Deepwater Drilling

ZHOU Bo1, YANG Jin1, ZHOU Jianliang2, LIU Zhengli3, YANG Jiangang1

(1.MOE Key Laboratory of Petroleum Engineering (China University of Petroleum(Beijing)), Beijing, 102249, China; 2.CNOOC Research Institute, Beijing, 100028, China; 3. Shenzhen Company of CNOOC, Shenzhen, Guangdong, 518067, China)

When conductors are installed in deepwater drilling through jetting, it is necessary to design jetting flow rate appropriately based seabed parameters so as to guarantee the proper installation of conductors and rational recovery time of conductor capacity. A computation model of minimum jetting flow rate for rock breaking was established according to the submerged water jet theory and the unconsolidated seabed failure criteria. Then a pilot simulation test was carried out on conductor (φ339.7 mm) installation by jetting to analyze the influential rules of jetting flow rate on seabed breaking and surface conductor capacity. It is shown that the lowering velocity of conductors would be slow when jetting flow rate is less than a minimum certain value. On the other hand, the lowering velocity of conductors would increase quickly with the increasing of the jetting flow rate. The conductor bearing capacity decreases exponentially with the increasing of the jetting flow rate and reaches the lowest when jetting flow rate is over 1.2 times of the minimum value. Based on the calculation model and simulation of minimum jetting flow rate, the jetting flow rate design method is established under the constraint of hydraulic seabed breaking capacity and conductor bearing capacity. It has been applied in 22 deepwater wells in the South China Sea and the installation efficiency of conductors from jetting is increased and conductor stability is guaranteed.

deepwater drilling；conductor installation by jetting；flow rate；simulation test；bearing capacity

2015-07-14；改回日期：2016-02-26。

周波(1987—)，男，河南項城人，2011年畢業(yè)于長江大學石油工程專業(yè)，在讀博士研究生，主要從事海洋鉆井工程方面的研究。E-mail:zhoubo103@yeah.net。

國家自然科學基金面上項目“深水鉆井表層導管噴射鉆進機理研究”(編號：51274215)、國家自然科學基金重點項目“海洋深水淺層鉆井關(guān)鍵技術(shù)基礎(chǔ)理論研究”(編號：51434009)、國家重點基礎(chǔ)研究發(fā)展計劃(“973計劃”)項目“深水淺層鉆井井眼穩(wěn)定性與作業(yè)風險演化機制研究”(編號：2015CB251202)聯(lián)合資助。

?鉆井完井?

10.11911/syztjs.201603004

TE245

A

1001-0890(2016)03-0021-06