寄生管充气钻井环空多相流流动特性研究.pdf

书书书 专题研究 寄生管充气钻井环空多相流流动特性研究 * 李根生 1 刘文旭 2 黄中伟 1 田守嶒 1 马东军 1 吴延泽 2 1. 中国石油大学 北京油气资源与探测国家重点实验室2. 中国石化集团国际石油工程有限公司 摘要针对寄生管充气钻井技术的特征，选用 Hasan 多相流计算模型，确定了井筒环空的流 型和压降计算方法，给出了编程求解的计算流程。利用新疆某充气欠平衡井的数据进行计算，对 井筒压力、流型变化、含气体积分数随注气量、钻井液排量、井口回压的变化规律进行了研究。 在寄生管充气钻井的过程中，井筒环空压力随注气量的增大而减小，随钻井液排量的增大而增大， 随井口回压的增大而增大。井筒环空中的含气体积分数随注气量的增大而增大，随钻井液排量的 增大而减小，随井口回压的增大而减小。井筒环空中的流型转换点随注气量的增大而下移，随钻 井液排量的增大而上移，随井口回压的增大而上移。 关键词寄生管充气钻井井筒环空多相流流动特性压力降 0引言 充气钻井工艺是指钻井时将一定量的可压缩气 体通过充气设备注入到液相钻井液中作为循环介质 的工艺。常用注入气体是空气和氮气，此外还有二 氧化碳、天然气和柴油机尾气等。按充气方式分为 地面注入法 立管注入法和强化充气法 寄生 管注入法、同心管注入法、连续油管注入法等 。 寄生管注入法是解决立管注入井内的两相流不 稳定、流态变化大和脱气严重，特别是在井深比较 深时，不能通过加大注气量来降低钻井液当量密度 等问题，从而改善流态，减少段塞流和环雾流 ［1 ］。 充气欠平衡钻井作为一种常用的欠平衡钻井技 术已经在国内外的钻井施工中得到了广泛的应 用 ［2 －4 ］。国内外的相关领域专家和学者也对充气欠 平衡钻井做了很多研究 ［5 ］。在过去的一段时间里 国内外有关充气欠平衡钻井的研究多数是关于立管 注气法，而关于寄生管充气钻井的应用比较少，这 是因为寄生管注气钻井对工艺和成本的要求较高， 但是随着钻井地层的复杂性和石油资源稀缺性的与 日俱增，寄生管又重新引起国外石油研究机构的关 注。因此，有必要对寄生管注气法的井筒环空多相 流流动特性进行研究，为现场的应用提供参考。 1寄生管充气钻井工艺技术 1. 1寄生管充气钻井技术原理 图 1 是寄生管充气钻井示意图。这种结构是通 过把小直径的油管柱固定在裸眼段上面的套管柱外 来实现的。带有寄生油管的套管柱，按正常工序下 入并封固在井里。在套管周围注水泥时，要注意保 持寄生管管线的畅通和清洁。水泥凝固后，不可压 缩的钻井液会直接从钻柱内向下流至钻头，经钻头 通过环空上返至地面。在钻井液循环的过程中，高 压气体经由寄生管注入到表层套管底端，通过注气 图 1寄生管注气钻井工艺原理示意图 4 石油机械 CHINA PETROLEUM MACHINERY2011 年第 39 卷第 3 期 *基金项目 国家 “973”计划项目 “深井复杂地层安全高效钻井基础研究” 2010CB226704 ; 国家油气重大专项专题 “煤层气连续 油管欠平衡钻井技术研究” 2008ZX05036 －03 。 短节注入环空。在注气点以上的井筒环空中形成不 稳定的气液两相流动。由此减小了井筒环空的液柱 压力，达到减小井底压力的目的 ［6 ］。 1. 2寄生管充气钻井技术的优缺点 1. 2. 1优点 1在接单根和起下钻时，在环空气体入口以 上位置，不可压缩钻井液的充气过程可以继续进行; 2沿钻柱内向下的流动是单相流，因此在 钻定向井时，可使用常规的钻井液脉冲 MWD; 3相比于正循环 到钻头充气钻井作业所 需要的压力，维持注入流动的压缩机压力通常很低。 1. 2. 2缺点 1因为寄生管或临时套管安装在井内固定 位置，所以，充气技术不如钻杆注入技术灵活; 2开始将气体注入环空需要很高的压缩机 压力; 3由于气体被注入到环空底部之上的一个 固定位置，所以与钻柱注入技术相比，需要更高的 气体体积流量以维持恒定的井底压力 ［7 ］。 2井筒环空多相流流动特性计算方法 2. 1编程的假设条件 编程的假设条件有以下几条 ①钻井液是宾汉 流体; ②井筒温度按地温梯度;③钻柱和套管同 心; ④不考虑钻柱旋转; ⑤钻井液不可压缩。 2. 2计算模型的选取和计算误差的控制 如图 2 所示，从注气点至井口划分网格，选用 图 2井筒环空的计算路径和离散网格 Hasan 多相流模型 ［8 －9 ］，迭代计算压力。迭代计算 步长暂取 5 m，也可以通过计算软件灵活设置。计 算的控制误差可以灵活调整，暂取 0. 001 Pa。 图中，ΔZ 为迭代步长; TS为注气点处的温度 值; PS为注气点处的压力值; T1 为第 1 迭代段的 温度值; P1为第 1 迭代段的压力值; T2为第 2 迭 代段的温度值; P2为第 2 迭代段的压力值。 2. 3编制计算流程 图 3 为计算程序流程图。图中，H 为井深; Δp guess为预测压力降数值; ΔT 为温度变化值; p 为 压力平均值。 图 3计算程序流程图 编程计算的步骤如下 1输入气体和液体的流速，液体的性质和 井身结构尺寸; 2选择注气点处的压力值为迭代计算的起 点，设此处的压力值为 p1，温度值为 T1，确定迭 代段步长 ΔZ; 3预测迭代段的压力增量 Δpguess ρ lgΔZ， 温度增量 ΔT dT/dHΔT; 4第 1 迭代段的上端压力值为 p2 p1－ Δp， 温度值为 T2 T1－ ΔT; 5计算迭代段的平均压力值为 p p1 p2/2，平均温度值为 T T1 T2/2; 6在压力 p 、温度 T 的条件下，计算 vsg、 vsl、vm 、ρ g; 7根据上一步中的参数判断流型; 8根据不同的流型计算相应的持液率、混 合物密度、混合物摩擦因数和混合物粘度等参数; 9计算迭代段的总压降、重力压降、摩擦 52011 年第 39 卷第 3 期李根生等 寄生管充气钻井环空多相流流动特性研究 压降和加速度压降; 10把上一步中计算的总压降与第 3 步中的 预测压降 Δp 相比较，如果差值的绝对值小于允许 值，执行下一步; 如果差值的绝对值大于允许值， 用上一步计算的总压降值替换第 3 步中的预测压降 Δp，然后重复 3 ～ 10 步，直到收敛;收敛时 p2值 就是第 1 迭代段上端的准确的压力值; 11使深度减少一段 ΔZ，H H － ΔZ; 如果 H ＞0，打印深度、井筒压力、两相流参数等，执 行下一步; 如果 H ＜0，调整 ΔZ，重复 3 ～11 步; 12令 p1 p2，T1 T2，重复 3 ～12 步; 上述算法可以计算从注气点到井口的井筒环空 中任意位置的井筒压力和流动参数。 3实例计算 以新疆某井的生产数据为基础，使用编制的计 算程序进行计算。 从井口到地下的垂直 0 ～ 500 m 井段采用 ST114 型号的钻头，机械钻速为15 m/h，一开钻头 尺寸为 444. 5 mm，喷嘴当量直径为 31. 75 mm， 钻井液密度为 1. 05 ～ 1. 10 g/cm3，粘度为 4 ～ 15 mPas，钻压为 100 ～ 200 kN，转速为 50 ～ 70 r/min，钻井液排量为 60 L/s，钻杆外径为 127. 0 mm，表层套管内径为 339. 7 mm，地表温度 20 ℃， 每100 m 地温梯度为3 ℃。输入相关井身结构参数 和施工参数，可以得到不同井深位置的流型、压力 和含气体积分数等数据。 4井筒环空多相流流动特性研究 4. 1井筒压力变化规律研究 图 4 为注气点以上井筒环空多相流压力的变化 规律，从图中可以看出，随着井深的增加，压力曲 线的斜率都会逐渐减小，表明在压缩气体注入井筒 环空后，顶替了注气点以上的环空中的一部分钻井 液的体积，并且随着气体的上升，气体受到的液柱 压力逐渐减小，气体的体积膨胀，环空中气体所占 的份额也逐渐增加，从注气点到井口的井筒环空中 单位段的压力梯度也逐渐减小。 在寄生管下入深度为 500 m，钻井液排量为 50 L/s，井口回压为 0. 1 MPa 的条件下，不同注气量 条件下的各个压力曲线如图 4a 所示。通过图中横 向比较可以看出，随着注气量的增大，井筒环空中 的压力逐渐减小。当注气量增大时，注气点以上井 筒环空中的多相流体中气体的份额逐渐增大，注气 点至井口的多相流的液柱压力逐渐减小，相同井深 位置的井筒压力也逐渐减小。 图 4寄生管充气钻井环空压力变化规律 在寄生管下入深度为 500 m，注气量为 800 L/s，井口回压为 0. 1 MPa 的条件下，不同的钻井 液排量条件下的各个压力曲线如图 4b 所示。通过 图中横向比较可以看出，随钻井液排量的增大，井 筒环空中的压力逐渐增加。当钻井液排量增大时， 注气点以上的井筒环空中的多相流体中液体的份额 逐渐增大，注气点至井口的多相流的液柱压力逐渐 增大，相同井深位置的井筒压力也逐渐增大。 在寄生管下入深度为500 m，注气量为800 L/s， 钻井液排量为50 L/s 的条件下，不同的井口回压条 件下的各个压力曲线如图4c 所示。通过图中横向比 较可以看出，随着井口回压的增大，井筒环空中的 压力逐渐增加。当井口回压增大时，井筒环空中的 压力增大，注气点以上井筒环空中多相流体中的气 体的体积被抑制，气体份额减小，液体份额增大， 注气点至井口的多相流的液柱压力逐渐增大，在曲 线上表现为 随着井口回压的增加，压力曲线的斜 率变化变小。相同井深位置的井筒压力也逐渐增大。 6石油机械2011 年第 39 卷第 3 期 4. 2井筒环空流型变化规律研究 图 5 为井筒环空中的流型变化规律。如图 5a 所示，从注气点到井口可能出现的流型有泡状流、 段塞流、搅拌流和环雾流 4 种流型。图 5b 为在注 气点深度为 500 m、钻井液排量为 50 L/s、井口回 压 0. 1 MPa，不同注气量条件下，井筒环空中从注 气点到井口的多相流流型的持续长度及变化规律。 从图中可以看出，从注气点到井口依次出现泡状 流、段塞流和搅拌流 3 种流型。随着注气量的增 加，井筒环空中泡状流的持续长度减小，而段塞流 图 5井筒环空中的流型变化规律 和搅拌流的持续长度增大。这是由于在其他条件不 变的情况下，注气量的增加，使井筒环空中同一井 深位置的多相流体的含气体积分数增加，泡状流和 段塞流的转换点位置下移，同时段塞流和搅拌流的 转换点位置也下移。 图 5c 为在注气点深度为 500 m、注气量为 800 L/s、井口回压 0. 1 MPa，不同钻井液排量下，井 筒环空中从注气点到井口的多相流流型的持续长度 及变化规律。从图中可以看出，从注气点到井口依 次出现泡状流、段塞流和搅拌流 3 种流型。随着钻 井液排量的增大，井筒环空中泡状流的持续长度增 大，而段塞流和搅拌流的持续长度减小。这是由于 在其他条件不变的情况下，钻井液排量的增加，使 井筒环空中同一井深位置的多相流体的含气体积分 数减小，泡状流和段塞流的转换点位置上移，同时 段塞流和搅拌流的转换点位置也上移。 图 5d 为注气点深度为 500 m、充气量为 800 L/s、钻井液排量 50 L/s，不同井口回压条件下， 井筒环空中从注气点到井口的多相流流型的持续长 度及变化规律。从图中可以看出，在井口回压为 0. 1 MPa 条件下从注气点到井口依次出现泡状流、 段塞流和搅拌流 3 种流型; 而在井口回压为 0. 5 ～ 2. 0 MPa 条件下，从注气点到井口只出现段塞流和 搅拌流 2 种流型。随着井口回压的增加，井筒环空 中搅拌流消失，泡状流的持续长度增大，而段塞流 持续长度减小。这是由于在其他条件不变的情况 下，井口回压的增大，使井筒环空中的各个井深位 置的压力都增大，多相流中气体的体积受到抑制， 多相流体的含气体积分数减小，泡状流和段塞流的 转换点位置上移，同时段塞流和搅拌流的转换点位 置也上移直至搅拌流消失。 4. 3井筒环空含气体积分数的变化规律研究 图 6 为井筒环空体积含锌的变化规律。从图 6 可看出，随着井深的减小，注气点以上至井口的井 筒环空中的多相流的含气体积分数逐渐增大; 曲线 的斜率逐渐减小，表明含气体积分数递增的速度在 降低。表明在压缩气体注入井筒环空后，顶替了注 图 6井筒环空含气体积分数的变化规律 72011 年第 39 卷第 3 期李根生等 寄生管充气钻井环空多相流流动特性研究 气点以上环空中部分钻井液的体积，并且随着气体 的上升，气体受到的液柱压力逐渐减小，气体的体 积膨胀，环空中气体所占的份额也逐渐增加，从注 气点到井口的井筒环空中依次出现的流型可能有泡 状流、段塞流、搅拌流、环雾流等流型。 图6a 为在注气点深度 500 m、钻井液排量 50 L/s、井口回压0. 1 MPa，不同注气量条件下，井筒 环空中从注气点到井口的多相流含气体积分数的变 化规律。从图中可看出，随注气量的增大，井筒环 空中的含气体积分数逐渐增大。当注气量增大时， 注气点以上井筒环空中多相流体中气体的份额逐渐 增大，相同井深位置的含气体积分数也逐渐增大。 图6b 为在注气点深度 500 m、充气量 800 L/s、 井口回压 0. 1 MPa，不同钻井液排量下，井筒环空 中从注气点到井口的多相流含气体积分数的变化规 律。从图中可看出，随着钻井液的增大，井筒环空 中的含气体积分数逐渐减小。当钻井液排量增大时， 注气点以上井筒环空中多相流体中液体的份额逐渐 增大，相同井深位置的含气体积分数逐渐减小。 图6c 为在注气点深度500 m、钻井液排量50 L/ s、充气量 800 L/s，不同的井口回压条件下，井筒 环空中从注气点到井口的多相流含气体积分数的变 化规律。从图中可看出，随着井口回压的增大，井 筒环空中的含气体积分数逐渐减小。这是由于在其 他条件不变的情况下，井口回压的增大，使井筒环 空中的各个井深位置的压力都增大，多相流中的气 体的体积受到抑制，多相流体的含气体积分数减小。 5结论 1寄生管充气钻井技术与立管充气钻井技 术相比，尽管由于成本较高，工艺较复杂，国内外 的应用较少，但是有其独特的技术优势。 2在寄生管充气钻井的过程中，井筒环空 压力随注气量的增大而减小，随钻井液排量的增大 而增大，随井口回压的增大而增大。其中，注气量 和钻井液排量是通过改变井筒环空中的气相和液相 的体积比来改变环空气液两相流液柱的压力，从而 改变井底压力;而井口回压直接作用于环空液柱， 直接影响井底压力。 3井筒环空中的流型转换点随注气量增大 而下移，随钻井液排量的增大而上移，随井口回压 的增大而上移。其中，注气量和钻井液排量是通过 改变井筒环空中的气液两相所占的比例来改变流 型; 而井口回压是通过作用与井筒环空多相流的压 力来改变气相所占的体积，从而改变含气体积分 数，来改变流型。 4井筒环空中的含气体积分数随注气量的 增大而增大，随钻井液排量的增大而减小，随井口 回压的增大而减小。其中，注气量和钻井液排量直 接改变气液两相的比例，即直接改变含气体积分 数。而井口回压通过作用于井筒环空气液两相的压 力改变气相的体积，从而改变含气体积分数。 参考文献 ［ 1］周英操，翟洪军 . 欠平衡钻井技术与应用 ［M］ . 北京 石油工业出版社，2003 8 －12. ［ 2］周英操，刘永贵，鹿志文. 欠平衡钻井井底压力控制 技术 ［ J］. 石油钻采工艺，2007，29 2 13 －19. ［ 3］龙芝辉，汪志明，范军. 欠平衡钻井多相流动模型 研究 ［ J］. 天然气工业，2007，27 6 68 －70. ［ 4］屈平，中瑞臣，李景翠，等. 充气钻井液的影响因 素分析 ［ J］. 天然气工业，2008，28 1 82 －84. ［ 5］Rey S C，Rosant J M. 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SPE 15139，1986 479 －487. 第一作者简介李根生，教授，博士生导师，生于 1961 年，现从事石油工程和高压水射流的教学和研究工 作。地址 102249 北京市昌平区。电话 010 89733935。 E － mail ligs cup. edu. cn。 收稿日期 2010 －10 －17 本文编辑赵连禄 8石油机械2011 年第 39 卷第 3 期 1 ABSTRACTS OF SELECTED ARTICLES Li BangminCollege of Petroleum Engineering, China University of Petroleum, Beijing, Wang Zhiming, Liu Yiming, et al. A numerical simulation study of the flow field of the rotary superhigh pressure double-channel PDC drill bit. CPM, 2011, 393 1-3 Based on the computational fluid dynamic theory, a numerical simulation of the flow field of the superhigh pressure double-channel PDC drill bit in rotation was conducted. The result showed that the flow field of the bit in rotation was similar to the bottom-hole flow field when it was not in rotation. Four zones were divided, including impact zone, cross-flow zone, swirl zone and up-hole zone. However, with the rotation of the bit, some hydraulic properties of the downhole flow field changed. This conclusion plays an important role in the structural design of the drill bit in question and it offers a new research for the future design of the bit structure. Key words superhigh pressure, double-channel, PDC, bottom-hole flow field, rotation, numerical simulation Li GenshengState Key Laboratory of Petroleum Resources and Prospecting, China University of Petroleum, Beijing, Liu Wenxu, Huang Zhongwei, et al. A study of the flow characteristics of the annular multiphase flow in parasitic pipe-based aerated drilling. CPM, 2011, 393 4-8 In light of the technological features of parasitic pipe-based aerated drilling and selecting the Hasan multiphase flow calculation model, the flow pattern of wellbore annulus and the to calculate the pressure drop were determined and the calculation scheme for programming to find the solution was offered. Using the data obtained from an aerated underbalanced well in Xinjiang, the calculation was pered and a study was conducted to deal with the change law of wellbore pressure, flow pattern, gas fraction with the variation of injection rate, drilling fluid discharge and wellhead back pressure. In the drilling process, the wellbore annular pressure decreased with the increase of gas injection rate, increased with the increase of both the drilling fluid discharge and the wellhead back pressure. The gas fraction in wellbore annulus increased with the increase of gas injection rate, decreased with the increase of both the drilling fluid discharge and the wellhead back pressure. The reversal point for the flow pattern in wellbore annulus moved downward with the increase of gas injection rate, moved upward with the increase of both the drilling fluid discharge and the wellhead back pressure. Key words parasitic pipe, aerated drilling, wellbore annulus, multiphase flow, flow characteristic, pressure drop Zheng DeshuaiMOE Key Laboratory of Petroleum Engineering, China University of Petroleum, Beijing, Gao Deli. The design of reaming stabilizer and an analysis of its anti-deviation perance. CPM, 2011, 393 9-11 In the drilling process of straight hole, the problem of hole deviation has not so far been solved satisfactorily. The traditional was characterized by a low efficiency and the costs of the advanced automatic vertical drilling tool were too high. The mechanical properties of the bistable drilling assembly were analyzed. Through a design of the reaming stabilizer with cutting function, the bistable deviation control drilling assembly with the reaming stabilizer was produced by optimizing the position of stabilizers. An experimental testing indicated that the designed reaming stabilizer operated well in the process of reaming drilling. The theoretical analysis showed that, using the principle of reducing deviation through bending moment, this reaming and anti-deviation assembly consisting of small drill bit, reaming stabilizer and ordinary stabilizer could produce an angle dropping force several times larger than that produced by the ordinary pendulum assembly. Therefore, the purpose of deviation control and fast drilling at relatively high bit weight can be achieved. Key words deviation control, reaming, stabilizer, drilling assembly Tao XinghuaChina University of Petroleum, Beijing, Zhu Hongwu, Zhang Hong, et al. An analysis of the mechanical properties of the ing and expansion process of the bellows. CPM, 2011, 393 12-15 To ensure the perance requirements that the expandable bellows has the maximum collapse resistance and internal pressure strength after expansion, the study focused on the analysis of the change of the mechanical properties of the bellows made of three types of materials, including YS1, YS2 and YS3, in its ing and expansion process. A simulation was conducted to analyze the expansion pressure of the bellows and an expansion experiment of the bellows was pered on ground. The experiment and the simulation result showed that as for the bellows made of two types of tubular goods for use in φ241.3 mm borehole, the hydraulic expansion was simulated up to 16 MPa, with a desirable expansion roundness; as for the bellows made of three types of ordinary tubular goods for use inφ241.3 mm borehole, the internal pressure strength was 23.5530.10 MPa, satisfying the internal pressure requirement. The collapse resistance of the smooth tube was 5.208.57 MPa and its collapse resistance in bottom-hole rock layers was 15.4520.49 MPa, satisfying the collapse requirement. Key words bellows, expandable tube, ing process, expansion process, mechanical property Lian ZhanghuaState Key Laboratory of Oil and Gas Reservoir Geology and Exploitation, Southwest Petroleum University, Chengdu, Yang Long, Feng Yaorong, et al. Research on the full scale test of the J55 expandable casing. CPM, 2011, 393 16-18 Sixφ139.7 mm 51/2 in J55 casings were selected and their inner wall was processed by phosphatizing lubrication and then coated with beef tallow and lime. Under the condition of the expansion cones 5, 8and 10, and the expansion speed of 5 and 10 m/min, an actual experimental study of the five casings was conducted. And the remaining one casing was subject only to an initial collapsing strength test. The result showed that the frictional factor between casing and core after