應(yīng)急放噴工況下鉆井四通的耐沖蝕性能

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(1. 中國石化西北油田分公司 石油工程技術(shù)研究院，烏魯木齊 830011;2. 西南石油大學(xué) 油氣藏地質(zhì)及開發(fā)工程國家重點實驗室，成都 610500)

在鉆井和油氣測試過程中，會遇到高壓地層或發(fā)生溢流等現(xiàn)象，此時的井口壓力過高，需要通過放噴來緩解井口裝置的承載壓力，此后再通過井控裝置向井內(nèi)泵入壓井工作液，使井底壓力維持穩(wěn)定，重建井底與地層之間的壓力平衡[1-2]。鉆井井控裝置主要包括：防噴器組合、遠程控制臺、司鉆操作臺、節(jié)流壓井放噴管匯等，其中，鉆井四通是構(gòu)成防噴器組合的重要元件。放噴作業(yè)過程中，夾帶固體顆粒的高速氣體上返至井口時，會對鉆井四通造成沖蝕磨損，導(dǎo)致四通的承載能力下降，嚴(yán)重影響設(shè)備使用壽命，增加井控風(fēng)險，可能引發(fā)安全事故[3-4]。針對井口四通的沖蝕問題，LIU等[5]研究了氮氣鉆井過程中，攜巖氣體對井口多功能四通的沖蝕影響，發(fā)現(xiàn)旁通支管損傷最為嚴(yán)重。胥志雄等[6]通過室內(nèi)試驗研究了氣固兩相流對多功能四通的沖蝕行為，發(fā)現(xiàn)旁通短節(jié)外側(cè)的沖蝕更為嚴(yán)重。何江華等[7]針對氮氣鉆井過程中井口多功能四通支管沖蝕破壞問題，對沖蝕嚴(yán)重部位進行防沖蝕結(jié)構(gòu)改進。鄒康等[8]研究了氣體鉆井過程中，偏心鉆桿對井口四通沖蝕的影響規(guī)律。萬里平等[9]研究氣體鉆井過程中，四通支管出口壓力和巖屑直徑對沖蝕的影響規(guī)律，并對多功能四通提出優(yōu)化設(shè)計。目前，較多學(xué)者研究了氣體鉆井過程中氣固兩相流對井口四通的沖蝕行為，氣體鉆井排量小，多數(shù)工況下日排量低于100萬m3，且存在較為嚴(yán)重的沖蝕問題。而在應(yīng)急放噴等排量超過500萬m3工況下，鉆井四通受沖蝕破壞的風(fēng)險顯著加劇，但針對鉆井四通在應(yīng)急放噴大排量下的抗沖蝕能力還沒有深入研究。因此，針對鉆井四通在應(yīng)急放噴工況下的抗沖蝕性能研究亟待開展。

本工作以某油氣田鉆井中使用的105 MPa鉆井四通為研究對象，應(yīng)用計算流體力學(xué)(CFD)軟件ANSYS-FLUENT 17.0，并結(jié)合現(xiàn)場沖蝕實際情況和試驗結(jié)果[5]，研究了放噴過程中攜砂氣固兩相流對鉆井四通的沖蝕影響，同時總結(jié)了日放噴量和日出砂量對鉆井四通沖蝕位置與沖蝕程度的影響規(guī)律，以期對現(xiàn)場井控作業(yè)起借鑒作用。

1 沖蝕模型及驗證

1.1 鉆井四通幾何模型與網(wǎng)格劃分

現(xiàn)場所用105 MPa鉆井四通實物包含本體及左右兩側(cè)短節(jié)和閘閥，外形尺寸為1 360 mm×885 mm×1 030 mm，主通徑346 mm，旁通短節(jié)和閘閥通徑78 mm，鉆井四通內(nèi)部結(jié)構(gòu)尺寸示意圖如圖1所示?？紤]鉆井四通內(nèi)存在139.7 mm無偏心鉆桿，取鉆井四通本體與鉆桿環(huán)空、兩側(cè)短節(jié)和全開閘閥內(nèi)流域建立沖蝕計算模型，四通本體兩側(cè)通過法蘭盤連接短節(jié)和閘閥，簡化法蘭盤連接段內(nèi)流域模型為光滑過度曲面。由于鉆井四通內(nèi)流域存在明顯的結(jié)構(gòu)變化區(qū)域，為保證計算結(jié)果的準(zhǔn)確性，采取非均勻結(jié)構(gòu)網(wǎng)格劃分技術(shù)，并在壁面添加邊界層，流體域網(wǎng)格模型如圖2所示。

圖1 現(xiàn)場用鉆井四通的內(nèi)部結(jié)構(gòu)示意圖Fig. 1 Diagrammatic sketch of internal structure of on-site drilling cross

圖2 鉆井四通內(nèi)流域的網(wǎng)格模型Fig. 2 Mesh modet of basin in drilling cross

1.2 流體控制方程

鉆井四通中氣體作為連續(xù)相攜帶固相顆粒高速運動，而顆粒則為離散相。連續(xù)性方程為

(1)

動量方程為

式中:ρf為流體密度，u為流體流速，p為流體壓力,ueff為流體黏度，g為重力加速度。

采用Standard k-ε湍流模型計算氣固兩相流的沖蝕速率[10-11]。

1.3 離散相及沖蝕模型

1.3.1 顆粒運動模型

離散相的運動可采用拉格朗日坐標(biāo)描述[12]，離散相顆粒的運動軌跡為

(3)

式中:up是顆粒流速，ρp是顆粒密度，ρ是流體密度，F(xiàn)z是附加外力，包括虛擬質(zhì)量力、Saffman升力、馬格努斯力和熱泳力等，F(xiàn)D(u-up)是單位質(zhì)量曳力，其表達式為

(4)

式中:μ是流體動力黏度；dp是顆粒直徑；CD是曳力系數(shù)；Re是相對雷諾系數(shù)，即

(5)

1.3.2 沖蝕模型

在現(xiàn)場實際放噴過程中，氣體攜帶的固體顆粒體積較小，顆粒和顆粒之間的相互碰撞作用不明顯，但是顆粒與壁面會發(fā)生多次碰撞反彈，反彈后顆粒運動方向各不相同，因此，不能忽略顆粒與壁面之間的相互作用，而顆粒間的相互作用則可忽略不計，選擇離散相模型(DPM)計算沖蝕速率，壁面條件設(shè)置為反射(reflect)，此時顆粒的動量將根據(jù)反彈系數(shù)在邊界處發(fā)生變化。

法向反射系數(shù)定義了顆粒碰撞后顆粒剩余垂直于壁面的動量為

(6)

式中：v1,n代表顆粒碰撞前的速率，v2,n代表顆粒碰撞后的速率。采用同樣的方法定義顆粒在壁面處反射的切向動量變化(et)。

為了研究放噴過程中，日放噴量和日出砂量對沖蝕行為的影響，選取Tulsa大學(xué)沖蝕研究中心提出的沖蝕模型[12-13]。該沖蝕模型包括沖蝕角、顆粒直徑系數(shù)、速率指數(shù)和顆粒質(zhì)量流量，其計算公式為

(7)

f(α)=

1.4 模型驗證

依據(jù)LIU等[5]的試驗條件建立沖蝕模型，模擬試驗工況下氣固兩相流對多功能四通的沖蝕行為，并在支管底部6點位置取點，提取模擬數(shù)據(jù)與試驗結(jié)果進行對比，見圖3。由圖3可見：隨著測點距支管入口距離增加，在試驗結(jié)果和模擬結(jié)果中，沖蝕坑深度均呈增加趨勢，且在距支管入口45 mm處達到最大值，分別為273 μm和268 μm。試驗結(jié)果與模擬結(jié)果的最大誤差小于5%。

圖3 試驗結(jié)果與模擬結(jié)果對比圖Fig. 3 Comparison of test results and simulation results

2 計算方法及工況

2.1 基本假設(shè)及邊界條件

在沖蝕計算中引入的基本假設(shè)條件為：(1) 假設(shè)氣體介質(zhì)為純甲烷氣體；(2) 考慮氣體為可壓縮氣體，忽略氣體壓縮過程中的熱效應(yīng)；(3) 鉆井四通進出口溫度基本恒定，依據(jù)現(xiàn)場測量數(shù)據(jù)設(shè)置入口溫度55 ℃，出口溫度53 ℃；(4) 假設(shè)固體顆粒均為球形顆粒，顆粒直徑一致。邊界條件設(shè)置如下。

(1) 入口邊界：入口采用質(zhì)量流量邊界，模擬日放噴量分別為100,200,300,400,500,1 000萬m3，即流量分別為6.9,13.8,20.7,27.6,34.5,69 kg/s。

(2) 出口邊界：兩側(cè)支管出口均為壓力出口。

(3) 壁面邊界：采用光滑無滑移壁面邊界條件。

(4) 離散相邊界條件：采用面入射方式從入口邊界均勻注入，并使用Discrete Random Walk模型。

2.2 計算工況

模擬鉆井四通兩翼同時放噴，日放噴量為100,200,300,400,500,1 000萬m3，日出砂量為7.7,15.4,23.1,30.8,38.5 m3時,鉆井四通受到的沖蝕情況，其中顆粒直徑參照現(xiàn)場數(shù)據(jù)均設(shè)置為100 μm，模擬工況如表1所示。

表1 模擬工況Tab. 1 The numerical conditions

3 結(jié)果與討論

3.1 鉆井四通內(nèi)流域流場分析

沿鉆井四通主通徑軸向取截面，提取日放噴量為100～1 000萬m3工況下的截面流域速率云圖和壓力分布圖。由圖4和圖5可見:氣體由鉆井四通和鉆桿間環(huán)空流入，當(dāng)流體流入四通兩翼支管，流場劇烈變化，流道發(fā)生明顯縮徑造成節(jié)流作用，流體流速升高且壓力迅速降低。以日放噴量1 000萬m3工況為例，當(dāng)流體流入直管段發(fā)生節(jié)流，壓力由59.94MPa降至58.98MPa，流速增至最大(365 m/s)。可壓縮流體在不經(jīng)過拉法爾噴管作用的條件下，經(jīng)節(jié)流后流速只能增至為當(dāng)?shù)匾羲?。?dāng)?shù)匾羲儆嬎愎綖?/p>

圖4 日放噴量為100～1 000萬m3工況下鉆井四通內(nèi)流域速率云圖Fig. 4Velocity contours of gas in drilling cross under the conditions of discharge volume of 1-10 million m3/d

圖5 日放噴量為1 000萬m3工況下鉆井四通內(nèi)流域壓力云圖Fig. 5 Pressure contours of gas in drilling cross under the condition of discharge volume of 10 million m3/d

(9)

式中:C為當(dāng)?shù)匾羲伲琺/s；Z為氣體絕熱指數(shù)，參照當(dāng)?shù)貧怏w介質(zhì)取值為1.41；R為氣體常數(shù)，取值為287 J/(kg·K)；T為熱力學(xué)溫度，參照放噴過程實測鉆井四通入口溫度，取值為328 K，經(jīng)計算可得當(dāng)?shù)匾羲偌s為365 m/s。

由圖6可見:隨著日放噴量增大，流域內(nèi)最大壓降均呈上升趨勢，且由0.36 MPa增至0.98 MPa。

圖6 不同日放噴量條件下鉆井四通內(nèi)流域最大壓降Fig. 6 The maximum pressure drop in drilling cross under the condition of different discharge volumes

3.2 顆粒軌跡及沖蝕區(qū)域分析

以日放噴量1 000萬m3、日出砂量38.5 m3為例，獲取該工況下鉆井四通沖蝕云圖和顆粒軌跡如圖7所示。由圖7可見：此條件下鉆井四通最大沖蝕速率為19.42×10-7kg/(s·m2)。鉆井四通主通內(nèi)壁存在大面積沖蝕痕跡，最嚴(yán)重沖蝕區(qū)域位于支管與直筒連接處和支管末端，這主要是因為顆粒與主通內(nèi)壁發(fā)生多次碰撞，當(dāng)顆粒接近兩翼支管時，流場迅速變化導(dǎo)致顆粒與壁面碰撞加劇，造成支管與直筒連接處沖蝕更嚴(yán)重；此后，顆粒流入兩翼支管與壁面發(fā)生反復(fù)碰撞，隨著顆粒不斷反彈后向下游運動，顆粒對壁面的撞擊作用疊加，進而造成支管最末端沖蝕更為嚴(yán)重。

(a) 沖蝕云圖

(b) 顆粒軌跡圖7 日放噴量1 000萬m3、日出砂量38.5 m3工況下鉆井四通的沖蝕云圖和顆粒軌跡Fig. 7 Erosion contour (a) and particle trajectories (b)under the condition of discharge volume of 10 million m3/d and sand volume of 38.5 m3/d

由圖8可見：現(xiàn)場用鉆井四通主通內(nèi)壁與支管連接處存在明顯沖蝕痕跡，且支管末端除去堆積泥漿后發(fā)現(xiàn)沖蝕痕跡較支管內(nèi)部更為明顯。此外，模擬計算日放噴量1 000萬m3、日出砂量38.5 m3工況下鉆井四通最大沖蝕速率為19.42×10-7kg/(s·m2)，計算可得放噴12 h，沖蝕深度小于0.5 mm，現(xiàn)場測量四通內(nèi)壁最大沖蝕深度小于1 mm，模擬結(jié)果與現(xiàn)場測量數(shù)據(jù)相吻合。

圖8 模擬沖蝕云圖與鉆井四通實物沖蝕痕跡對比Fig. 8 The comparison of numerical erosion sites and actual erosion regions

3.3 日放噴量對鉆井四通沖蝕的影響

日放噴量是影響鉆井四通內(nèi)流場的直接因素，也是影響沖蝕情況的主要因素之一。在日出砂量為38.5 m3工況下，分別模擬了管壁在日放噴量為100，200，300，400，500，1 000萬m36種工況下的沖蝕情況，見圖9和圖10。由圖9可見：當(dāng)日放噴量為100萬m3和200萬m3時，主要沖蝕區(qū)域位于鉆井四通主通內(nèi)壁上部，這是由顆粒與主通壁面反復(fù)碰撞造成的；而當(dāng)日放噴量增大至300萬m3及以上時，沖蝕區(qū)域發(fā)生明顯變化，主要位于主通和支管連接處，這是因為日放噴量增大，流體通過支管后壓降增大，此時壓降所產(chǎn)生的流動功足以將部分顆粒直接帶入支管，主通內(nèi)壁上部沖蝕痕跡不明顯。此外，當(dāng)日放噴量增至1 000萬m3時，最大沖蝕速率增至19.42×10-7kg/(s·m2)。

3.4 日出砂量對鉆井四通沖蝕的影響

日出砂量也是影響四通內(nèi)壁沖蝕程度的主要因素之一。在日放噴量1 000萬m3工況下，分別模擬日出砂量為7.7，15.4，23.1，30.8，38.5 m35種工況下的沖蝕情況，結(jié)果見圖11和12?？梢钥闯觯恒@井四通內(nèi)壁主要沖蝕區(qū)域位于主通壁面與支管連接處和支管末端，日出砂量由7.7 m3增大至38.5 m3，最大沖蝕速率由3.68×10-7kg/(s·m2)增至19.42×10-7kg/(s·m2)。

(a) 1×106 m3(b) 2×106 m3

(c) 3×106 m3(d) 4×106 m3

(e) 5×106 m3(f) 1×107 m3圖9 日出砂量38.5 m3，不同日放噴量工況下鉆井四通沖蝕云圖Fig. 9 Erosion contours of drilling spool under the conditions of sand volume of 38.5 m3/d and different discharge volumes

圖10 日出砂量38.5 m3、不同日放噴量工況下鉆井四通最大沖蝕速率Fig. 10 Maximum erosion rates of drill cross under the conditions of sand volume of 38.5 m3 and different discharge volumes

4 結(jié)論

(1) 氣體流入兩翼支管后流速增大至當(dāng)?shù)匾羲伲畲髩航涤?.36 MPa增至0.98 MPa；當(dāng)日放噴量超過300萬m3時，壓降形成的流動功足以將部分顆粒直接帶入支管，進而造成沖蝕區(qū)域由主通內(nèi)壁上部轉(zhuǎn)移至主通與支管連接處和支管末端。

(2) 當(dāng)日出砂量38.5 m3時，日放噴量由100萬m3增至1 000萬m3，最大沖蝕速率由1.44×10-7kg/(s·m2)增至19.42×10-7kg/(s·m2)；當(dāng)日放噴量為1 000萬m3，日出砂量由7.7 m3增至38.5 m3時，最大沖蝕速率由3.68×10-7kg/(s·m2)增至19.42×10-7kg/(s·m2)；模擬結(jié)果與現(xiàn)場實測結(jié)果相吻合。

(a) 7.7 m3(b) 15.4 m3(c) 23.1 m3(d) 30.8 m3(e) 38.5 m3圖11 日放噴量1 000萬m3、不同日出砂量工況下鉆井四通沖蝕云圖Fig. 11 Erosion contours of drilling cross under the conditions of discharge volume of 10 million m3/d and different sand volumes

圖12 日放噴量1 000萬m3、不同日出砂量工況下鉆井四通最大沖蝕速率Fig. 12The maximum erosion rates of drilling cross under the conditions of discharge volume of 10 million m3/d and different sand volumes