高壓CO2射流—PDC齒復(fù)合破巖流場及攜巖增強機理

蔡 燦 高 超 王海柱 蒲治成 譚政博 楊顯鵬

1.西南石油大學機電工程學院巖石破碎學與鉆頭研究所 2.油氣鉆井技術(shù)國家工程實驗室 西南石油大學鉆頭研究室3.“油氣藏地質(zhì)及開發(fā)工程”國家重點實驗室 西南石油大學 4.中國石油大學（北京）石油工程學院

0 引言

深層油氣藏已成為當前和未來一段時間油氣勘探開發(fā)的最重要領(lǐng)域之一[1-2]。但是，深部地層巖石硬度高、可鉆性差，并且伴隨著高溫高壓的井底環(huán)境，同時井底高溫高壓條件有可能造成巖石內(nèi)部礦物晶間膠結(jié)物活化性能增加，導(dǎo)致巖石強度降低、塑性增強、切削性發(fā)生較大的變化[3-4]，進而影響鉆頭破巖效果。雖然在鉆頭破巖機制理論分析、新型鉆具研制等方面取得了一些進展[5-11]，但是PDC鉆頭在高溫硬質(zhì)地層鉆井作業(yè)時仍然存在著破巖效率低、切削齒熱磨損嚴重、使用壽命短以及成本高等突出問題[12]。

欠平衡氣體鉆井技術(shù)對于解決深部難鉆地層存在的上述難題具有較好的效果。實踐表明，欠平衡氣體鉆井技術(shù)可以顯著提高機械鉆速、延長鉆頭壽命、減少地層損害[13]。高壓射流—切削齒復(fù)合破巖是該技術(shù)的核心之一，高壓氣體射流對于增強高溫井鉆頭攜巖、冷卻和降低鉆頭熱磨損十分關(guān)鍵[14-16]。

高壓射流輔助破巖技術(shù)主要采用空氣、氮氣、甲烷氣和二氧化碳等介質(zhì)。其中，CO2射流破巖技術(shù)因具有門限壓力較低、儲層傷害較小和破巖效果好等優(yōu)勢而備受關(guān)注。Kolle等[17]最早開展高壓CO2射流破巖研究，研究結(jié)果表明超臨界CO2射流將以比水低得多的壓力切割硬頁巖、大理石和花崗巖。同時實驗結(jié)果表明超臨界CO2具有出色的孔清潔能力。沈忠厚等[18]利用CFD （Computational Fluid Dynamics）數(shù)值模擬軟件，對不同黏度、不同密度超臨界CO2流體在水平井段的攜巖規(guī)律進行了模擬；計算結(jié)果表明，超臨界CO2流體的攜巖能力隨著其密度和黏度的增加而增強，但超臨界CO2水平井段攜巖存在著一個臨界密度，低于這個密度其攜巖能力將明顯降低且密度越小攜巖能力越差。黃中偉等[19]的研究表明，高壓液氮冷沖擊可以顯著降低巖石的單軸壓縮強度及彈性模量，具有破巖效率高、破巖門限低的特點，液氮射流在提高深井硬地層鉆速方面具有廣泛的應(yīng)用前景。

在高壓射流輔助鉆頭破巖中，高壓氣體射流對鉆頭流場及攜巖的影響是核心問題，國內(nèi)部分專家對此開展了相關(guān)研究。倪紅堅等[20]采用有限元方法模擬分析了三牙輪三噴嘴鉆頭井底射流流場，研究結(jié)果表明，由于三牙輪鉆頭3個噴嘴直徑的不同，致使井底流場高壓區(qū)和低壓區(qū)并存，鉆頭旋轉(zhuǎn)帶動流場局部低壓區(qū)周期性地覆蓋井底，使得巖石破碎強度和巖屑啟動的難度降低，鉆頭的破巖鉆進效率提高。孟英峰等[21]通過用CFD軟件對水平井段鉆柱躺在下井壁，并造成偏心環(huán)空內(nèi)流體的問題進行了大量不同工況下的流場分析，其研究結(jié)果對改善環(huán)空流場、確定合理的輸氣量參數(shù)、提高流體的攜巖能力等提供了理論依據(jù)。李良川等[22]根據(jù)相似性原理，設(shè)計開發(fā)了超臨界CO2鉆井流體循環(huán)模擬實驗裝置。通過實驗揭示了攜巖能力隨井斜角變化規(guī)律，實驗結(jié)果表明井斜角、井筒內(nèi)壓力和溫度等都是影響超臨界CO2攜巖能力的重要因素。

雖然對于射流輔助破巖已經(jīng)開展了一些相關(guān)研究，對單獨CO2射流和單獨PDC齒破巖也取得了一些成果，但對于高壓CO2射流輔助PDC齒的復(fù)合破巖（以下簡稱“復(fù)合破巖”）流場研究還處于空白。由于CO2良好的防燃爆作用，考慮到空氣鉆井井底燃爆風險較大[23]、噴嘴低噴射壓力的破巖及攜巖效率低[18-22]等問題，筆者提出了高壓CO2氣體射流—PDC齒復(fù)合破巖技術(shù)，并開展了其流場與攜巖的基礎(chǔ)研究。因此，本文以巖石、高壓CO2射流和PDC齒作為研究對象，采用數(shù)值模擬與實驗室試驗結(jié)合的方法，對高壓CO2射流—PDC齒復(fù)合破巖的流場進行研究，模擬分析井底高壓CO2射流輔助PDC鉆頭破巖時流場的變化規(guī)律，同時研究了噴嘴直徑、噴距、噴嘴壓降對井底流場的影響。利用高速攝影和紅外熱像裝置對高壓CO2射流—PDC齒復(fù)合破巖過程進行監(jiān)測，對巖屑的運移規(guī)律進行了分析。以期定量揭示井底射流流場的變化規(guī)律以及井底巖屑的運移增強機理，建立高壓CO2射流—PDC齒復(fù)合破巖理論與方法，并為深井難鉆地層的欠平衡氣體鉆井工具研制和工藝技術(shù)開發(fā)提供理論依據(jù)與技術(shù)支撐。

1 高壓CO2射流—PDC齒復(fù)合破巖實驗裝置及方法

實驗巖樣采用花崗巖硬巖，實驗時采用的巖石尺寸及力學參數(shù)平均測試結(jié)果如表1所示。

表1 花崗巖巖樣力學參數(shù)表

圖1為單齒切削實驗系統(tǒng)，該實驗系統(tǒng)主要包括單齒切削裝置、高速攝影機及配套軟件、紅外熱成像儀及配套軟件。采用高速攝影機捕捉PDC切削齒在切削巖石時的破巖過程和巖屑剝離過程，利用紅外熱成像儀分析PDC切削齒在切削巖樣過程中溫度場變化。實驗時采用收斂型噴嘴如圖2所示，其中收斂段錐度為13.5°，射流核穩(wěn)定段長度為兩倍噴嘴直徑，噴嘴直徑設(shè)計為2.0 mm，且噴嘴內(nèi)壁粗糙度不超過Ra1.6。實驗數(shù)據(jù)如表2所示。

圖1 單齒切削實驗系統(tǒng)圖

圖2 噴嘴結(jié)構(gòu)圖

表2 實驗與數(shù)值模擬參數(shù)表

實驗開始前調(diào)整好噴嘴角度、噴距以及其他測試相關(guān)儀器和設(shè)備，將單齒切削裝置設(shè)定好線性切削速度為460 mm/s，然后連接好其他設(shè)備和裝置，并將測試軟件調(diào)試至最佳狀態(tài)。實驗過程中采用高速攝影機捕捉PDC切削破巖過程和巖屑剝離過程，利用紅外熱成像儀分析PDC切削齒在切削巖樣過程中溫度場變化。

2 復(fù)合破巖流場分析

2.1 數(shù)值建模

圖3所示為所建立的高壓CO2射流輔助破巖自由射流流場模型，該模型由噴嘴內(nèi)部流場及巖石表面上的空間流場組成，噴嘴入口條件為20 MPa、47 ℃，出口（即空間流場）分別為20 MPa、57 ℃。網(wǎng)格劃分采用混合網(wǎng)格，為了提高計算效率，射流區(qū)采用六面體網(wǎng)格，并進行了局部加密。為了提高計算精度，噴嘴壁面、被沖擊的巖石表面區(qū)域、PDC齒面均劃分了邊界層。本模型選用k-ε湍流模型[24]。氣體狀態(tài)方程用PR方程，具有求解方便、計算精度高的特點[25]，算法采用Couple算法[26]，初始化采用Hybrid Initialization。本文數(shù)值模擬主要研究噴嘴直徑、噴嘴壓降和噴距對復(fù)合破巖流場的影響。

圖3 射流沖擊三維模型圖

2.2 復(fù)合破巖流場計算模型驗證與流場分析

2.2.1 數(shù)值模型驗證

通過高速攝影以及紅外熱成像記錄的試驗現(xiàn)象來驗證數(shù)值模擬的正確性，首先，建立試驗?zāi)Ｐ停▓D4-a）與數(shù)值模型（圖4-b），試驗與數(shù)值模擬的參數(shù)相同（表2），該模型中巖石表面同時受到切削齒和噴嘴高壓射流作用。整個射流流場分布如圖5所示。

圖4 試驗?zāi)Ｐ团c數(shù)值模型圖

射流經(jīng)噴嘴沖擊巖石表面，對巖石有一定的沖擊作用。射流沖擊巖石后向四周擴散，剛好飛濺至齒面，可以有效地抑制切削齒切削生熱，降低其熱磨損，還能實現(xiàn)清洗鉆頭、攜帶巖屑的作用。數(shù)值模擬中，射流攜巖的分叉角為83°（圖5-a），而試驗中射流的攜巖分叉角為40°（圖5-b），誤差僅2%，表明數(shù)值模型正確。

通過紅外熱成像儀記錄的溫度場（圖5-c）與數(shù)值模擬的圖像（圖5-d）進行對比，可以看到，射流已經(jīng)完全覆蓋了齒面，且切削齒前紫紅色低溫區(qū)域與數(shù)值模擬黃色低溫區(qū)域具有類似溫度場分布。

圖5-e、f為齒兩側(cè)截面的數(shù)值模擬溫度，在射流飛濺至齒面時，會形成卷吸作用，而在齒的兩側(cè)，靠近齒底位置會形成明顯低溫區(qū)，對冷卻切削齒效果較好。

圖5 射流流場數(shù)值模擬與試驗監(jiān)測結(jié)果圖

2.2.2 復(fù)合破巖流場分析

由于高壓CO2射流可見性較差，筆者采用巖屑運移來間接分析實驗中的射流流場。提取高速攝影中的巖屑軌跡進行射流攜巖速度的計算，雖然巖屑的速度與射流具有一定誤差，但選取體積小且較好觀察的巖屑是較為接近周圍氣體流速。如圖6-a所示，通過對巖屑軌跡的提取，計算攜巖速度為31.4 m/s；圖6-b是數(shù)值模擬切削齒的3個位置的速度場分布，計算其平均速度為33.04 m/s，與試驗數(shù)據(jù)誤差僅為5%。

圖6 高速攝影的巖屑運移軌跡與數(shù)值模擬射流速度分布圖

考慮到巖屑運移與氣體流速間存在的滑脫效應(yīng)，導(dǎo)致存在一定速度差值，因此這部分誤差在可接受范圍。

通過對試驗結(jié)果與數(shù)值模擬的溫度場、速度場進行分析，對比試驗與數(shù)值模擬的數(shù)據(jù)及現(xiàn)象，可發(fā)現(xiàn)，數(shù)值模擬結(jié)果與試驗結(jié)果高度符合，驗證了數(shù)值模擬的準確性。

2.3 復(fù)合破巖流場的參數(shù)敏感性分析

圖7展示的是射流打擊壁面壓力、射流軸線速度、切削齒齒面溫度數(shù)據(jù)提取位置的示意圖。

在xO1y1平面內(nèi)，O1點是齒刃點，O1S線段為PDC齒齒面高度，該線所在O1y2軸線為切削齒面中心線上溫度數(shù)據(jù)提取段；MN線段為噴距，O2M線段為射流軸線，O2M所在的O2y3軸線為射流軸線上的速度數(shù)據(jù)提取段；O1G段為射流打擊的巖石壁面，該線所在的O1x軸線為巖石表面壁面壓力數(shù)據(jù)提取段。在圖7截取數(shù)值模擬中O1x軸線上的射流打擊巖石壁面壓力分布、O2y3軸線上的射流軸線上速度和O1y2軸線上的切削齒齒面溫度分布，以下分別分析不同噴嘴直徑、噴距、壓降等工況參數(shù)對復(fù)合破巖流場的影響。

圖7 數(shù)據(jù)提取示意圖

如圖8-a所示，對噴嘴直徑為1 mm、2 mm、3 mm和4 mm分別進行模擬，隨著噴嘴直徑增大，射流對O1x軸線所在的巖石壁面打擊范圍和打擊力都隨之增大。這主要是因為噴嘴直徑越大，高速射流的橫截面積越大，因此射流沖擊范圍也就越大；同時由于噴嘴壓降不變，噴嘴直徑越大，高速射流的總動能也就越高，打擊巖石壁面動能轉(zhuǎn)換為壓力能，導(dǎo)致在壁面上產(chǎn)生的打擊力也就越高。隨著噴距（MN線段）從10 mm增大到25 mm，射流打擊到巖石壁面的打擊力先增大后減小（圖8-b）。打擊力最大的噴距為15 mm，即7.5倍噴嘴直徑。這是因為，當噴距過小隨著噴距的增大，高壓CO2射流的沖擊壓力降低了，但沖擊范圍卻擴大了。而當噴距過小時，高壓射流發(fā)展不充分，壁面上的沖擊范圍較小；而當噴距過大時，射流能量的損耗較大，沖擊壓力大幅降低。隨著噴嘴壓降的升高，對O1x軸線所在巖石壁面打擊力顯著增大（圖8-c）。這主要因為噴嘴壓降越大，由壓能轉(zhuǎn)化成的射流動能越大，射流對壁面造成的沖擊壓力也就越大。表明較高射流壓力下，參與破巖的射流能量增加，破巖效果顯著提高。如圖8-d所示，從沿O2y3軸線上的射流軸線上速度分布規(guī)律可以看出，高壓CO2射流在噴嘴直線段內(nèi)速度逐漸增大，在收斂段急劇增大至150～220 m/s的最大射流出口速度。在射流發(fā)展段（即MN線段部分）距離噴嘴約7～10倍噴嘴直徑距離后射流速度快速下降，該過程中由于射流接近壁面產(chǎn)生滯止效應(yīng)，使得射流核動能急劇下降。對比不同噴嘴直徑的射流速度分布曲線可知，噴嘴直徑過小時，射流核最大速度較小。從沿O2y3軸線上的射流軸線上速度分布規(guī)律對比可以看出（圖8-e），隨著噴距的增加軸向速度下降得更快，這是由于噴距越小，射流越先接觸壁面，在滯止效應(yīng)下使得射流核動能急劇下降。隨著壓差從10 MPa增大至25 MPa，射流軸向速度從150 m/s增大至260 m/s（圖8-f），較高的射流速度是打擊力增大的主要原因。但是射流軸向速度變化趨勢與圖8-d類似。

圖8 射流在巖石表面的打擊力、噴嘴軸向速度與切削齒齒面溫度圖

如圖8-g所示，對比O1y2軸線上的切削齒齒面溫度分布可見，切削齒從齒刃底部（即O1y2軸線上的O1點）至頂部（即S點），溫度先減小后增大。這主要是因為切削齒底部存在死角使射流流體不易清洗和冷卻，導(dǎo)致溫度下降不明顯。對比不同噴嘴直徑下的切削齒溫度分布，隨著噴嘴直徑的增加，切削齒齒面的最低溫度從49 ℃下降至38 ℃。因此采用大直徑噴嘴，可以提高射流的沖擊壓力及其作用范圍，獲得對切削齒的最佳冷卻效果。使切削齒降溫冷卻最多的最佳噴距也為15 mm（圖8-h），選擇最優(yōu)噴距，高壓CO2射流才能同時獲得較理想的沖擊壓力和沖擊范圍，從而實現(xiàn)較好的破巖效果。對比O1y2軸線上的切削齒齒面溫度分布（圖8-i）可以看出，高壓差下，雖然切削齒齒面（O1S線段）上半部的冷卻效果更加明顯，但射流對切削齒底部的冷卻效果不如低壓差射流，其最大冷卻溫差可達3 ℃。而PDC齒切削時，切削齒最大溫度往往發(fā)生在切削齒底部（即O1點）。因此，從攜巖角度來說，增大壓差可以起到快速攜巖、冷卻巖屑及切削齒上部的作用，但是由于切削齒底部死角區(qū)域存在，大壓差反而不利于齒刃部位的冷卻。

3 高壓氣體射流的攜巖增強機制

結(jié)合試驗結(jié)果與數(shù)值模擬針對高壓CO2射流的攜巖增強機制進行深入分析。從圖9中可以看到，射流經(jīng)噴嘴沖擊巖石表面，對巖石有一定的預(yù)沖擊作用，造成巖石內(nèi)部損傷并降低PDC齒切削力。射流沖擊巖石后向四周擴散，剛好飛濺至齒面，并沿切削齒齒面兩側(cè)擴散，能有效提高切削齒前部和底部巖屑的清洗。

圖9 復(fù)合破巖射流流場示意圖

進一步，采用高速攝影和紅外熱成像對其攜巖特性進行分析，試驗中選取100 ℃花崗巖進行切削，對無射流與有射流時巖屑的生成機理及運移進行分析。圖10-a為無射流花崗巖切削過程高速攝影圖像與紅外熱成像對照圖。

根據(jù)高速攝影圖像可以看出無射流情況下，在切削花崗巖過程中，巖屑在齒前及齒后均有分布，塊狀巖屑主要出現(xiàn)在齒前，而齒后都為粉末狀巖屑。

為了更加清晰地觀察巖屑，圖10-a右側(cè)4個圖中的溫度范圍為10～130 ℃。而紅外熱成像顯示，高溫巖屑集中在齒后，也就是產(chǎn)生粉末狀巖屑的過程，這表明底部巖屑與切削齒齒刃間存在高溫摩擦，并在較大動能慣性下向后高速飛濺。圖10-b為有射流情況下花崗巖的切削過程，在射流的影響下，切削齒前部的累積巖屑很少，巖屑主要集中在齒后，而且飛濺軌跡基本呈直線，以切削齒為中心扇形發(fā)散，這與圖9的數(shù)值模擬流場結(jié)果一致。由于花崗巖巖石強度大、硬度高、研磨性強，切削齒齒前端主要生成塊狀巖屑，與齒底接觸的巖石表面則會生成大量粉末狀巖屑，且這是造成切削溫度較高的因素之一。但是在射流的作用下，攜巖作用明顯增強，主要表現(xiàn)在切削過程排屑更加順暢（圖10-b左側(cè)高速攝影）。對比有射流和無射流的溫度場可以發(fā)現(xiàn)，有射流情況下（圖10-b右側(cè)紅外熱成像），切削齒及巖屑溫度范圍為10～60℃，切削齒和巖屑的溫度均明顯小于無射流工況，反映了射流對切削齒的攜巖冷卻效果。進一步從巖屑運移形成的紅外熱成像可以看出，高溫粉末巖屑主要在齒后向后運移，說明在有射流情況下，齒前巖屑累積和阻礙作用被大大緩解，并且由于巖屑的快速排出，使得切削齒下部的摩擦生熱能夠快速攜帶出去。

圖10 有無射流花崗巖切削過程高速攝影與紅外熱成像對照照片

4 結(jié)論

1）通過對試驗結(jié)果與數(shù)值模擬的溫度場、速度場進行分析，對比試驗與數(shù)值模擬的數(shù)據(jù)及現(xiàn)象，可發(fā)現(xiàn)，數(shù)值模擬結(jié)果與試驗高度符合，驗證了數(shù)值模擬的準確性。通過對數(shù)值模擬的流場分析，射流沖擊巖石后向四周擴散，剛好飛濺至齒面，可以有效地抑制切削齒生熱，降低其熱磨損，還能實現(xiàn)清洗鉆頭、攜帶巖屑的作用。

2）提高噴嘴壓降和增大噴嘴直徑有利于增強射流對巖石的打擊效果，增大噴嘴直徑還可增加射流沖擊范圍；增大噴距會導(dǎo)致高壓CO2射流對巖石表面打擊力大幅降低。

3）花崗巖無射流切削時，巖屑在齒前及齒后均有分布，塊狀巖屑主要出現(xiàn)在齒前，而齒后都為粉末狀巖屑；在射流的作用下，切削齒前部的累積巖屑很少，巖屑主要集中在齒后，而且飛濺軌跡基本呈直線，以切削齒為中心扇形發(fā)散，攜巖作用明顯增強，切削過程排屑更加順暢，切削效率會明顯增強。

致謝：本文作者蔡燦受西南石油大學機電工程學院國內(nèi)“百人計劃”訪問學者資助，在中國石油大學（北京）高壓射流研究室導(dǎo)師李根生院士和王海柱教授的指導(dǎo)與支持下完成，特此致謝。