深水救援井動(dòng)態(tài)壓井參數(shù)優(yōu)化設(shè)計(jì)方法*

孫長利 苗典遠(yuǎn) 李允智 王福學(xué) 張 帥

（中海油能源發(fā)展股份有限公司工程技術(shù)分公司 天津 300452）

隨著陸地油氣資源的不斷開采，全球能源勘探開發(fā)正逐步過渡到海洋深水區(qū)域。深水油氣開發(fā)的最顯著特點(diǎn)是高風(fēng)險(xiǎn)［1-2］，一旦井噴失控，就會(huì)造成嚴(yán)重環(huán)境災(zāi)難和巨大經(jīng)濟(jì)損失。當(dāng)深水鉆井過程中一、二級(jí)井控失效時(shí)，救援井壓井方法成為解決井噴事故的關(guān)鍵手段［3］。2010年墨西哥灣井噴事故發(fā)生之后，諸多石油公司和政府要求進(jìn)行深水鉆井作業(yè)之前，必須具備完善的救援井壓井設(shè)計(jì)方案［4-5］。

救援井是與事故井連通的定向井［6］，通過向事故井注入大排量、高密度的壓井液，實(shí)現(xiàn)抑制井噴的目的。救援井動(dòng)態(tài)壓井設(shè)計(jì)的關(guān)鍵是事故井連通之后的井筒壓力計(jì)算。為解決動(dòng)態(tài)壓井過程中井底壓力計(jì)算問題，國內(nèi)外學(xué)者進(jìn)行了大量的基礎(chǔ)理論研究。Warriner［7］提出單相液柱純摩阻計(jì)算模型，該模型假設(shè)已經(jīng)壓井成功，利用純液柱壓力和摩阻來平衡地層壓力；1996年，Abel［8］提出了動(dòng)態(tài)壓井計(jì)算的穩(wěn)態(tài)與非穩(wěn)態(tài)兩相流模型，將氣液兩相流理論應(yīng)用到動(dòng)態(tài)壓井中；金業(yè)權(quán)等［9］指出動(dòng)態(tài)壓井法應(yīng)受地層壓力和現(xiàn)場壓井泵組的限制，并根據(jù)地層壓力和地層破裂壓力，給出了動(dòng)態(tài)壓井可行判別式，動(dòng)態(tài)壓井設(shè)計(jì)思路與Warriner［7］一致。鄧大偉等［10］提出了利用單相流模型、穩(wěn)態(tài)和瞬態(tài)兩相流模型確定動(dòng)態(tài)壓井排量。除了單相流體摩阻模型外，至今未有公開的多相流動(dòng)態(tài)壓井模型及其算法。

本文綜合考慮連通點(diǎn)處壓井液下落判別模型、連通點(diǎn)以下的零表觀液速流井筒壓力計(jì)算模型、連通點(diǎn)以上井筒多相流動(dòng)模型，建立了直接連通方式下救援井動(dòng)態(tài)壓井模型。通過實(shí)際井身結(jié)構(gòu)數(shù)據(jù)進(jìn)行壓井過程模擬，并對(duì)不同壓井參數(shù)條件下的模型計(jì)算結(jié)果進(jìn)行了分析，以期為深水救援井動(dòng)態(tài)壓井設(shè)計(jì)提供參考。

1 連計(jì)通算點(diǎn)方以法下氣液兩相流動(dòng)關(guān)鍵參數(shù)

1.1 臨界攜液氣速

臨界攜液氣速是指液滴無法被攜帶并回流到氣芯中的氣體流速。壓井過程中，若井筒內(nèi)的氣體速度大于臨界攜液氣速，則壓井液被高速氣流攜帶，無法在連通點(diǎn)處下落；當(dāng)井筒內(nèi)的氣體流動(dòng)小于臨界攜液氣速時(shí)，壓井液在連通點(diǎn)處發(fā)生下落并回流到連通點(diǎn)以下的井段。因此，判斷是否能夠壓井成功，關(guān)鍵是連通點(diǎn)處臨界攜液氣速的計(jì)算。

壓井液在高速氣流中破裂形成液滴是個(gè)復(fù)雜氣相動(dòng)力學(xué)和水動(dòng)力學(xué)的過程［11］。本文假定液滴為圓球形，壓井液液滴在氣芯中的受力情況如圖1所示，受力主要包括重力、浮力和拖曳力。液滴受力情況與氣體流速、液滴直徑、液體密度、表面張力相關(guān)，因此對(duì)液滴運(yùn)動(dòng)情況判斷時(shí)需要建立壓井液在運(yùn)動(dòng)方向上的力學(xué)模型。

圖1 井筒中液滴受力模型示意圖Fig.1 Schematic diagram of force model of droplets in wellbore

在運(yùn)動(dòng)方向上，液滴所受的拖曳力計(jì)算模型為［12］

液滴所受重力為［12］

液滴所受浮力為［12］

式（1）～（3）中：Fd為液滴受到的拖曳力，N；Fg為液滴受到的重力，N；Fb為液滴受到的浮力，N；d為液滴半徑，m；g為重力加速度，m／s2；ρl、ρg為液滴和氣體的密度，kg／m3；Cd為拖曳力系數(shù)，無因次；vg為氣體實(shí)際流速，m／s。

結(jié)合牛頓第二定律與液滴受力分析，可以建立如下液滴在氣芯中的運(yùn)動(dòng)速度模型［12］：

當(dāng)液滴在氣芯中達(dá)到終速度時(shí)，方程（4）中時(shí)間項(xiàng)為零，液滴的重力與浮力和垂向上拖曳力達(dá)到平衡狀態(tài)，此時(shí)得到的氣相速度即為當(dāng)前條件下的臨界攜液氣速［12］，模型由式（5）給出。

式（4）、（5）中：v為液滴的速度，m／s；t為時(shí)間，s；vcg為臨界攜液氣速，m／s；dmax為最大液滴直徑，m。

由式（5）可以看出，臨界氣速受液滴直徑以及拖曳力系數(shù)影響，液滴直徑越大，臨界攜液氣速計(jì)算值越大，因此計(jì)算臨界攜液氣速的關(guān)鍵是求解最大液滴直徑。液滴最大直徑計(jì)算模型見表1。Flores［15］通過一口849 m的試驗(yàn)井對(duì)表1模型進(jìn)行了評(píng)價(jià)，實(shí)驗(yàn)臨界攜液氣速為5.97 m／s，4種模型計(jì)算結(jié)果分別為5.66、2.83、3.01和10.96 m／s。由此可見，Turner模型計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)臨界攜液氣速最為接近，可較為準(zhǔn)確地預(yù)測壓井液下落的臨界氣速。

表1 液滴最大直徑計(jì)算模型Table 1 Calculating model of maximum droplet diameter

將表1中Turner最大液滴直徑預(yù)測模型代入式（5），可以得到臨界攜液氣速模型

式（6）中：σ為表面張力，N／m。表面張力σ主要受溫度和壓力的影響，在井筒中壓井液液滴的表面張力計(jì)算參照式（7）～（9）［16］

式（7）～（9）中：p為壓力，MPa；T為溫度，K。

式（6）中液滴拖曳力系數(shù)的求取方法包括圖版法和公式法，由于圖版法不適合計(jì)算機(jī)編程求取，因此本文選取公式法進(jìn)行計(jì)算。邵明望等［17］通過對(duì)大量的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)采用非線性擬合，整理得到適合于全流型范圍的高精度拖曳力計(jì)算公式，液滴拖曳力系數(shù)由式（10）計(jì)算。

式（10）中：Re為雷諾數(shù)，無量綱。

將式（7）～（10）代入式（6）中，即可得到不同深度處臨界攜液氣速模型。

1.2 零表觀液速流流型轉(zhuǎn)化判據(jù)

壓井過程中，隨著連通點(diǎn)以上液柱的逐漸建立，井底壓力逐漸增加，井底產(chǎn)氣量減小，在連通點(diǎn)處氣體流速最終小于臨界攜液氣速，壓井液發(fā)生下落，在裸眼段形成氣液兩相流。而在井底邊界處液相表觀流速為零，在連通點(diǎn)以下的裸眼段逐漸積累形成零表觀液速流。零表觀液速流的傳質(zhì)傳熱特性不同于常規(guī)氣液兩相流，常規(guī)的流型劃分判別條件不再適用，為保證井筒內(nèi)壓力計(jì)算的準(zhǔn)確性，需要引入零表觀液速流流型判別條件。

Zhang等［18］通過對(duì)零表觀液速流理論分析建立了零表觀液速流流型劃分模型，通過實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證該模型能夠準(zhǔn)確預(yù)測零表觀液速條件下的流型，并通過模型對(duì)比指出該模型計(jì)算精度高于其他流型劃分模型。

1）泡狀流-段塞流轉(zhuǎn)化判據(jù)。

泡狀流流動(dòng)條件下由于管壁的影響，管中心的氣泡速度高于管壁處的氣泡速度，當(dāng)管中心氣泡的速度大于Taylor泡的速度時(shí)，氣泡將會(huì)在管壁中心發(fā)生聚并，氣泡也會(huì)發(fā)展為Taylor泡，此時(shí)泡狀流轉(zhuǎn)化為段塞流［18］。

泡狀流條件下，管中心位置處的氣泡速度為

段塞流條件下，Taylor泡的上升速度為

當(dāng)Ubc≥Utb時(shí)，流型將由泡狀流轉(zhuǎn)化為段塞流，由此可以得到流型轉(zhuǎn)化條件

式（11）～（13）中：Ubc為管中心位置處的氣泡速度，m／s；Utb為Taylor泡上升速度，m／s；vsg為氣體表觀速度，m／s；D為當(dāng)量直徑，m。

2）段塞流-攪動(dòng)流轉(zhuǎn)化判據(jù)。

段塞流流動(dòng)條件下，Taylor泡尾流長度與氣泡的速度相關(guān)，隨著氣泡速度的增加，尾流長度增加，尾流強(qiáng)度增加。隨著尾流強(qiáng)度增加，被擾動(dòng)液塞長度增加，當(dāng)整個(gè)液塞段全部被擾動(dòng)時(shí)，段塞流轉(zhuǎn)化為攪動(dòng)流［18］。

段塞流流動(dòng)中尾流長度的計(jì)算模型為

式（14）中：Retb為Taylor泡雷諾數(shù)；Lw為尾流長度，m。

液塞長度Ls通過氣液相的連續(xù)性方程及其輔助方程求解，段塞流條件下氣液相的連續(xù)性方程為

式（15）、（16）中：Us為液塞平均上升速度，m／s；Ls為液塞長度，m；Ltb為泡的長度，m；Lu為段塞總長度，m；Hgtb為Taylor泡區(qū)域的空隙率，無量綱；Hgs為液塞區(qū)域的空隙率，無量綱；Ulf為液膜平均速度，m／s。

3）攪動(dòng)流-環(huán)狀流判別條件。

環(huán)狀流形成不受液相流速的影響，其判別條件為［18］

1.3 井筒多相流動(dòng)控制方程及求解方法

當(dāng)壓井液通過連通點(diǎn)注入事故井之后，在井筒中形成氣液兩相流，導(dǎo)致井底壓力不斷變化，井筒內(nèi)的氣體流量、空隙率等流動(dòng)參數(shù)隨時(shí)間不斷變化，使得井筒流體流動(dòng)具有非穩(wěn)態(tài)的特性?？紤]井筒壓力與地層之間的耦合，需要建立非穩(wěn)態(tài)多相流動(dòng)耦合模型對(duì)壓井過程進(jìn)行描述。

1.3.1 多相流動(dòng)控制方程

漂移流模型被廣泛的應(yīng)用于描述井筒氣液兩相流動(dòng)，為描述壓井過程，建立井筒多相流控制方程組，作以下流動(dòng)假設(shè)：①流體沿井筒軸向作一維運(yùn)動(dòng)；②氣相和液相的壓力和溫度相同；③井筒溫度近似等于地層溫度；④忽略了氣液傳質(zhì)；⑤當(dāng)壓井液開始發(fā)生下落后，注入的壓井液全部下落到裸眼段中。

針對(duì)假設(shè)條件⑤，壓井液下落到連通點(diǎn)以下的裸眼段中，液相的表觀速度為零，摩擦阻力計(jì)算結(jié)果偏小，因此利用該假設(shè)條件設(shè)計(jì)得到的壓井參數(shù)更加安全。

基于以上假設(shè)條件，漂移通量模型包括3個(gè)輸運(yùn)方程，即氣體的連續(xù)性方程、液體的連續(xù)性方程和混合動(dòng)量守恒方程。事故井井筒中氣相的連續(xù)性方程分為生產(chǎn)層段和產(chǎn)層以上的非生產(chǎn)段，連續(xù)性方程分別由式（18）和式（19）給出、液體的連續(xù)性方程由式（20）給出、混合動(dòng)量方程由式（21）給出。

生產(chǎn)層段氣相連續(xù)性方程為

非生產(chǎn)層段氣相連續(xù)性方程為

壓井液連續(xù)性方程為

混合動(dòng)量守恒方程為

式（18）～（21）中：qg為單位長度儲(chǔ)層產(chǎn)氣量，kg／（m·s）；A為流動(dòng)通道截面積，m2；θ為井斜角，（°）；El、Eg為持液率和空隙率，無量綱；vl為液體的流速，m／s；t為時(shí)間位置，s；x為空間位置，m。

1.3.2 定解條件

1）初始條件。

壓井之前，事故井已經(jīng)噴空，井筒內(nèi)為純氣流。井筒內(nèi)各點(diǎn)壓力、氣相密度以及氣體流速由氣井流入關(guān)系曲線（IPR曲線）和井筒內(nèi)的流出關(guān)系曲線（OPR曲線）確定。

初始狀態(tài)下，井筒內(nèi)為噴空狀態(tài)，流體為單相氣流，因此有

2）邊界條件。

救援井井口為敞噴狀態(tài)，井口邊界條件為井口回壓，井筒底部壓力等于井底流壓，邊界條件由式（23）給出。

井底流出邊界條件為

連通點(diǎn)處壓井液未發(fā)生下落時(shí)

連通點(diǎn)處壓井液發(fā)生下落時(shí)

式（23）～（26）中：qg為井底氣體產(chǎn)量，m3／s；pjk為井口回壓，Pa；pwf為井底流壓，Pa；H為總井深，m；Hin為連通點(diǎn)深度，m；Ql為連通點(diǎn)深度處的壓井液排量，m3／s；vsl為液體的表觀速度，m／s。

1.3.3 方程離散

本文采用基于交錯(cuò)網(wǎng)格的有限體積法對(duì)井筒多相流動(dòng)模型進(jìn)行求解。交錯(cuò)網(wǎng)格中在單元中心布置標(biāo)量變量（壓力、空隙、液體密度、氣體密度），單元邊緣布置矢量變量（液相速度、氣體速度）［19］。利用一階迎風(fēng)格式對(duì)氣液兩相的動(dòng)量方程和連續(xù)性方程進(jìn)行離散。

氣相連續(xù)性方程為

液相連續(xù)性方程為

動(dòng)量方程為

式（27）～（29）中：i、j為單元數(shù)；Δt為時(shí)間步長，s；Δx為空間步長，m。

1.3.4 輔助方程

連通點(diǎn)以下井段在進(jìn)行多相流動(dòng)方程的求解時(shí)，需要使用臨界攜液氣速模型和零表觀液速流流型轉(zhuǎn)化判據(jù)模型作為輔助方程進(jìn)行求解。

壓井過程中連通點(diǎn)以上的井段屬于氣液共流的流動(dòng)狀態(tài)，在求解多相流動(dòng)方程時(shí)，還需要補(bǔ)充多相流動(dòng)相關(guān)的輔助方程。本文在求解多相流動(dòng)方程時(shí)，采用不分流型的漂移流模型，因此輔助方程主要包括：氣體滑脫速度計(jì)算模型和分布系數(shù)模型，分別由式（30）、（31）給出。

式（30）、（31）中：C0為分布系數(shù)，無量綱；vgr為氣體的漂移速度，m／s。

1.3.5 求解過程

通過有限差分法對(duì)多相流動(dòng)模型進(jìn)行離散，將原模型在定解域（空間域、時(shí)間域）上的解轉(zhuǎn)化為在定解域上網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)上的離散解，逐步逐時(shí)刻的求解空間域上個(gè)節(jié)點(diǎn)的解，直到覆蓋整個(gè)時(shí)間域。求解流程圖如圖2所示，圖中n為求解中用來計(jì)數(shù)的變量，無因次；ts為輸入的模擬時(shí)間，s。

圖2 井底壓力計(jì)算流程圖Fig.2 Flow chart of bottom hole pressure calculation

具體求解步驟如下：

1）設(shè)定空間步長dx、時(shí)間步長為dt；

2）假定井底空間節(jié)點(diǎn)處j+1時(shí)刻的壓力為

3）利用式（6）計(jì)算臨界攜液氣速vcg和產(chǎn)氣量

4）判斷連通點(diǎn)處壓井液是否有下落，并計(jì)算裸眼段總壓降；

5）對(duì)于連通點(diǎn)以上的節(jié)點(diǎn)，從連通點(diǎn)處開始算起，假設(shè)節(jié)點(diǎn)i和i+1的壓降為

8）計(jì)算節(jié)點(diǎn)i+1，i+2，i+3，…，一直計(jì)算到井口；

9）若|p（j+1，0）（0）-pwh|＜ε（ε為誤差精度，pwh為井口回壓），則j+1時(shí)刻的井底壓力為，進(jìn)行步驟10）；否則，重新假設(shè)井底流壓重復(fù)步驟2）～8）；

10）計(jì)算時(shí)刻j+2，j+3，j+4，…，井底壓力，直到滿足設(shè)定的模擬時(shí)間ts。

2 方法驗(yàn)證

2.1 與商業(yè)軟件對(duì)比分析

利用本文建立的模型和Drillbench商業(yè)軟件對(duì)1口深水案例井進(jìn)行了救援井壓井過程模擬計(jì)算，案例井基本參數(shù)見表2，二者計(jì)算的井底壓力變化規(guī)律對(duì)比如圖3所示。由圖3可以看出，壓井液排量為250 L／s時(shí)，無法壓井成功，井底壓力較快達(dá)到穩(wěn)定值；壓井液排量為333 L／s時(shí)能夠在井筒內(nèi)建立完整的液柱，實(shí)現(xiàn)成功壓井。本文模型與Drillbench軟件計(jì)算結(jié)果趨勢一致，結(jié)果吻合度較高。

表2 某深水救援井基本參數(shù)Table 2 Basic parameters of deep water relief well

圖3 本文模型與Drillbench軟件計(jì)算結(jié)果對(duì)比分析Fig.3 Comparative analysis of calculation results between the model in this paper and Drillbench software

2.2 與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)比分析

Flores等［15］通過1口測試井對(duì)零表觀液速流條件下的井筒壓力變化規(guī)律進(jìn)行了分析。測試井的基本參數(shù)見表3，實(shí)驗(yàn)開始前在環(huán)空中填充密度為1.04 g／cm3的鉆井液，天然氣在底深為807 m的油管中注入，在環(huán)空中返出。氣體由油管流入環(huán)空中形成零表觀液速流，井底壓力由油管底部的壓力傳感器記錄。利用本文模型計(jì)算井底壓力變化，結(jié)果如圖4所示。

表3 測試井基本參數(shù)Table 3 Basic parameters of test well

由圖4可以看出，本文模型計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果趨勢一致，與實(shí)驗(yàn)結(jié)果相比誤差均小于15%，能夠滿足現(xiàn)場井筒壓力計(jì)算的需求。

圖4 本文模型計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)比Fig.5 Comparison of results between model calculation and actual values

3 壓井規(guī)律分析

以南海某井基本數(shù)據(jù)為例，模擬分析壓井規(guī)律，該井基本數(shù)據(jù)見表4。假設(shè)鉆井過程中發(fā)生嚴(yán)重井噴，井內(nèi)處于噴空狀態(tài)，救援井的連通點(diǎn)位于事故井井深3 800 m的位置處，通過直接連通的方式進(jìn)行連通。通過表1參數(shù)對(duì)壓井過程進(jìn)行模擬計(jì)算，并分析了壓井排量、壓井液密度、壓井液流變參數(shù)變化對(duì)壓井結(jié)果的影響。

表4 南海某井基本數(shù)據(jù)Table 4 Basic parameters of a well in South China Sea

3.1 壓井液排量影響分析

圖5為不同壓井液排量條件下壓井過程中井底壓力和地層產(chǎn)出變化曲線。由圖5a可以看出，隨著壓井液排量增加，井筒內(nèi)摩阻迅速增加，井底壓力逐漸增加。其中壓井液排量為60、100和150 L／s時(shí)，在連通點(diǎn)處壓井液未發(fā)生下落，連通點(diǎn)以上快速形成氣液兩相流，兩相流發(fā)展穩(wěn)定之后井底壓力不再增加。壓井液排量為180 L／s時(shí)，在連通點(diǎn)處氣速降低到臨界攜液氣速以下時(shí)，壓井液發(fā)生下落。壓井液發(fā)生下落之后，由于下落量較小，井底壓力增長緩慢，當(dāng)連通點(diǎn)以下的裸眼段被壓井液充滿時(shí)，井底壓力仍達(dá)不到地層壓力，地層仍然產(chǎn)出氣體，此時(shí)井筒內(nèi)的氣液兩相流發(fā)展穩(wěn)定，井底壓力不再增加。當(dāng)壓井液排量大于180 L／s時(shí)連通點(diǎn)處壓井液下落，排量為200 L／s和250 L／s時(shí)井底壓力高于地層壓力，能夠壓井成功。同時(shí)發(fā)現(xiàn)，隨著壓井液排量的增加，壓井成功的時(shí)間能夠縮短。

圖5 不同壓井液排量條件下井底壓力和地層產(chǎn)出變化曲線Fig.5 Bottom-hole pressure and formation production curves under different killing fluid discharge conditions

由圖5b可以看出，隨著井底壓力增加，地層產(chǎn)氣量減小；當(dāng)井底壓力高于地層壓力時(shí)，地層不再產(chǎn)出氣體，壓井成功。根據(jù)圖5a得到的隨著壓井液排量增加壓井成功時(shí)間縮短的認(rèn)識(shí)，在現(xiàn)場壓井泵允許的情況下，可以通過大排量快速壓井。

3.2 壓井液密度影響分析

圖6為不同密度壓井液壓井過程中井底壓力和地層產(chǎn)出變化曲線。由圖6a可以看出，壓井液密度為1.0、1.1和1.2 g／cm3時(shí)，井底壓力在短時(shí)間內(nèi)達(dá)到穩(wěn)定，壓井液在連通點(diǎn)處未發(fā)生下落。由圖6b可以看出，隨著壓井液密度增加，井底產(chǎn)氣量降低。當(dāng)連通點(diǎn)處氣體速度小于臨界攜液速率時(shí)，連通點(diǎn)處氣體無法繼續(xù)攜帶液體向上運(yùn)移，連通點(diǎn)以下的裸眼段逐漸形成零表觀液速流，井底壓力繼續(xù)增加，直至裸眼段被壓井液填滿，達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)。裸眼段填滿之后，若井底壓力低于地層壓力時(shí)，井筒內(nèi)發(fā)展為穩(wěn)定的氣液兩相流，井底壓力曲線與密度為1.275 g／cm3的曲線相似；若井底壓力高于地層壓力，則井底不再產(chǎn)出氣體，當(dāng)井筒內(nèi)的氣體被循環(huán)出井筒之后，井筒內(nèi)發(fā)展為單相流，井底壓力變化與密度為1.3 g／cm3的曲線相同。隨著壓井液密度的增加，成功壓井時(shí)間縮短。

3.3 壓井液流變參數(shù)影響分析

選取不同流變類型的壓井液對(duì)壓井過程進(jìn)行模擬，模擬結(jié)果如圖7所示，其中壓井液的流變參數(shù)見表5。

由圖7a可以看出，賓漢流體流變類型的壓井液壓井時(shí)井底壓力增長速率高于牛頓流體的壓力增長速率，隨著屈服值的增加，賓漢流體的當(dāng)量黏度增加，井底壓力逐漸增加。由圖7b可以看出，賓漢流體成功壓井時(shí)間比牛頓流體壓井時(shí)間短，這是由于流體屈服值引起的。增加流體的屈服值，導(dǎo)致連通點(diǎn)處壓力迅速增加，使連通點(diǎn)處的氣體速率提前達(dá)到臨界攜液氣速條件，在連通點(diǎn)以下的裸眼段快速形成零表觀液速流，實(shí)現(xiàn)快速壓井。

圖6 不同密度條件下井底壓力和地層產(chǎn)出變化曲線Fig.6 Bottom-hole pressure and stratigraphic output curve sunder different density conditions

圖7 不同壓井液流變參數(shù)條件下井底壓力和地層產(chǎn)出變化曲線Fig.7 Bottom-hole pressure and formation production curves under different rheological parameters of killing fluid

表5 壓井液流變參數(shù)Table 5 Killing fluid rheological parameters

4 結(jié)論

1）基于臨界攜液氣速模型，考慮連通點(diǎn)以下零表觀液速流流型判別條件，建立了深水救援井動(dòng)態(tài)壓井多相流動(dòng)模型。

2）模擬計(jì)算結(jié)果表明，壓井過程中井筒內(nèi)存在3種情況：①低排量低密度時(shí)壓井液不發(fā)生下落，連通點(diǎn)以下井段屬于單相氣流；②壓井液發(fā)生下落，井底壓力小于地層壓力，連通點(diǎn)以下井段發(fā)展為穩(wěn)定的零表觀液速兩相流；③壓井液發(fā)生下落，連通點(diǎn)以下的井段被壓井液灌滿，井底壓力大于地層壓力，整個(gè)井筒為純液流動(dòng)。

3）通過提高壓井液的切力，能夠使連通點(diǎn)處快速滿足臨界攜液氣速條件，可以縮短壓井成功時(shí)間，提高壓井效率。