深海浅层非成岩天然气水合物喷射破碎压控滑套的研制.pdf

天 然 气 工 业 NATURAL GAS INDUSTRY 第 40 卷第 8 期 2020 年 8 月 186 深海浅层非成岩天然气水合物喷射破碎压控滑套的研制 唐 洋 1,2 姚佳鑫1 王国荣1,2 钟 林1 何玉发3 刘清友1,4 周守为5 1. 西南石油大学机电工程学院 2. 南方海洋科学与工程广东省实验室（湛江） 3. 中海油研究总院有限责任公司 4.“油气藏地质及开发工程”国家重点实验室成都理工大学 5. 中国海洋石油集团有限公司 摘要 为了解决海洋天然气水合物固态流化开采过程中射流喷头作业过程不可控、不可重复使用且需要多次起下钻柱等问题，基于 节流压降原理与天然气水合物固态流化开采工艺，针对深海浅层非成岩天然气水合物的特点，设计出了一种可控制射流喷头开启与 关闭且作业过程不受水深和井深影响的压控滑套，并对其进行了仿真分析与室内实验评价。研究结果表明 ①所研制的压控滑套入 口处锥面角度越大，滑套所产生的压降与轴向力越大，但钻井液对锥面的冲蚀越严重，因此综合考虑上述因素，滑套锥部角度选择 30为最佳 ； ②钻井液通过滑套的流量越大，滑套内部产生的压降与滑套轴向力越大 ； ③验证实验表明，在钻井液的作用下滑套能 够滑动并开启射流喷头，喷头的全开启流量为 833 L/min，与设计流量的误差值为 4.13 ； ④试压实验表明，压力滑套内部压力的变 化不能驱使滑套运动，有效地验证了其工作状态不受环境压力的影响。结论认为，该工具的研制和应用将有助于促进海洋天然气水 合物固态流化开采技术的进步。 关键词 深海浅层非成岩 ； 天然气水合物 ； 固态流化开采 ； 压控滑套 ； 喷射破碎 ； 锥面角度 ； 冲蚀 ； 实验室试验 DOI 10.3787/j.issn.1000-0976.2020.08.016 Development and laboratory experiments of pressure-controlled sliding sleeves for injection and crushing operations in the exploitation of deep sea shallow non diagenetic marine gas hydrates TANG Yang1,2, YAO Jiaxin1, WANG Guorong1,2, ZHONG Lin1, HE Yufa3, LIU Qingyou1,4, ZHOU Shouwei5 1. College of Mechatronic Engineering, Southwest Petroleum University, Chengdu, Sichuan 610500, China; 2. Guangdong Laboratory of Southern Marine Science and Engineering - Zhanjiang, Zhangjiang, Guangdong 524000, China; 3. CNOOC Research Institute Co., Ltd., Beijing 100020, China; 4. State Key Laboratory of Oil 5. CNOOC Co., Ltd., Beijing 100011, China NATUR. GAS IND. VOLUME 40, ISSUE 8, pp.186-194, 8/25/2020. ISSN 1000-0976; In Chinese Abstract This paper aims to solve the problem of uncontrollable, non-reusable operation of jet nozzles in natural gas hydrate solid fluid- ized mining operation and reduce the tedious work of repeatedly lifting the drill string and so on. Based on the principle of throttling pres- sure drop and natural gas hydrate solid fluidization mining technology, and according to the characteristics of deep-sea shallow non-di- agenetic natural gas hydrate, a kind of jet nozzle was designed, which can be controlled to open and close while the operation process is not affected by water depth and well depth. The pressure-controlled sliding sleeve was simulated and experimentally studied. Research results indicate 1 The larger the cone angle at the entrance of the sliding sleeve, the greater the pressure drop and axial force generated by the sliding sleeve, but the more serious the erosion of drilling fluid on the cone surface. Therefore, considering the above factors, the sliding sleeve is comprehensively considered with 30 as the best cone angle; 2 the greater the flow rate of drilling fluid through the sliding sleeve, the greater the pressure drop generated inside the sliding sleeve and the axial force of the sliding sleeve; 3 The results of the opening and closing test indicate that the sliding sleeve can slide and open the jet nozzle under the action of drilling fluid, with a full opening flow rate of the nozzle being 833 L/min, and the error value of the design flow being 4.13. 4 The test results show that the pressure inside the pressure-controlled sliding sleeves cannot be driven, which effectively verifies that its working condition is not affect- ed by environmental pressure. The research and application of this tool can promote the progress in solid state fluidization technology of marine gas hydrates. Keywords Deep sea shallow non diagenetic rock; Natural gas hydrate; Solid fluidization; Pressure-controlled sliding sleeve; Throttling pressure drop principle; Jet crush; Cone angle; Erosion; Experimental study 基金项目 国家重点研发计划项目“双梯度钻井系统关键技术研究及应用” （编号 2018YFC0310201） 、四川省科技应用基础研究 项目（自由探索型） “深海非成岩天然气水合物固态流化开采原位分离除砂机理及实验研究” （编号 2020YJ0152） 、博士后创新人才支 持计划项目（编号 BX20190292） 、四川省科技创新（苗子工程）资助项目（编号 2019090） 、南方海洋科学与工程广东省实验室（湛江） 资助项目“南海天然气水合物富集规律及固态流化开采机理研究（一期） ” （编号 ZJW-2019-03） 。 作者简介 唐洋，1988 年生，副研究员，博士； 主要从事设备完整性、天然气水合物开采及海洋油气装备等方面的研究工作。地址 （610500）四川省成都市新都区新都大道 8 号。ORCID 0000-0001-7919-1409。E-mail tangyanggreat 通信作者 姚佳鑫，1995 年生，硕士 ； 主要从事天然气水合物射流破碎工具方面的研究工作。地址 （620500）四川省成都市新都 区新都大道 8 号。E-mail yaojiaxin7361 第 8 期 187 唐洋等深海浅层非成岩天然气水合物喷射破碎压控滑套的研制 0 引言 目前，有关天然气水合物（以下简称水合物） 的开采方式较多，然而对于具有海底埋深浅、胶结 性差等特点的水合物 [1-3]，传统的开采方式有可能会 导致水合物无序分解，进而对水合物储层稳定性造 成影响，从而诱发地质灾害 [4-5]。基于上述原因，周 守为院士提出了“水合物固态流化开采”的新工艺。 该工艺的核心在于利用水合物在海底温度和压力的 稳定性，将含水合物的沉积物粉碎成细小颗粒后，再 与海水混合、采用封闭管道输送至海洋平台，然后 在海洋平台进行后期处理与加工 [6-8]。然而，目前用 于水合物固态流化开采的水合物破碎工具相对较少， 在我国首次水合物固态流化开采作业中，所使用的射 流破碎工具为常规的射流喷头 [9-11]，其存在着作业过 程不可控、不可重复使用等问题，并且不能根据不 同的钻井工况进行射流喷头的自动切换与连续运作， 需要反复起下钻柱。为了解决现有射流破碎工具所 存在的问题，笔者研发了一种用于水合物喷射破碎 的压控滑套，以期为后续的水合物固态流化开采作 业提供帮助。 1 水合物喷射破碎压控滑套设计 1.1 固态流化开采作业流程 水合物固态流化开采工艺流程 [12] 主要有以下几 个步骤 ①下入带有压控滑套的连续管螺杆钻具，完 成水平井的钻进 ； ②待其到达指定工作位置后，可 短时间内增大通入钻井管柱内的钻井液流量至压控 滑套的开启流量，以完成压控滑套射流喷头的开启并 封堵通入钻头的钻井流量，使得钻井液从射流喷头 高速喷出以射流破碎水合物 ； ③回拖开采工具管串， 边破碎水合物储层边收集水合物与泥沙混合浆体，并 经过海底分离器对其进行分离，分离后的泥沙将回 填至采空区 [13]，分离后的水合物通过密闭管道及举 升系统输送至海上平台，进行后处理； ④采集完毕后， 可减小钻井液流量至正常钻进流量，使滑套回弹关 闭射流喷头开启通往钻头的钻井液通道，换方向进 行水合物开采作业。 1.2 节流压降原理简述 流体在通过突然缩小管道时因流体流动惯性力 的作用，主流与壁面分离，在主流与壁面间将形成漩 涡区 [14]，具体情况如图 1 所示，漩涡运动加剧了流 体的湍动，加大了能量损失 ； 同时漩涡区和主流区 不断进行质量交换，漩涡运动质点被主流带向下游， 加剧了下游一定范围内主流的湍动强度，从而进一 步加大了能量损失，从而产生压降 [15-16]，所产生的 压降将作用在滑套上使其产生轴向推力。基于以上 原理，设计了一种基于钻井液流量控制的压控滑套， 以通过改变钻井液流量大小的方式控制滑套的运动 过程以完成射流喷头的开启与关闭。 图1 节流压降原理图 图2 压控滑套结构示意图 1.3 结构设计 压控滑套工具结构如图 2 所示，其主要由滑套、 射流喷头、外筒体、弹簧、过流连接头以及封堵块等 构成，与现有的压差滑套有所不同，压控滑套利用钻 天 然 气 工 业2020 年第 40 卷 188 井液在流过滑套内部产生局部阻力损失和沿程损失 驱使其工作，其工作状态与通入压控滑套的钻井液 流量相关，不会因地层压力变化而变化。 其工作过程可被分为 3 个阶段 ①水合物流化 开采水平井井眼钻进，在此阶段通入的钻井液流量 较小，压控滑套上的喷头将处于关闭状态，钻井液 将经由压控滑套流向钻头，提供钻井所需钻井液 ； ②完成水平井的钻进，回拖压控滑套，进一步扩大破 碎空间 ； 可增大通入的钻井液流量，使钻井液在流经 压控滑套内部的滑套时推动滑套压缩弹簧，从而打开 喷头，封堵通入钻头的钻井液通道，使大流量的钻井 液只从压控滑套的喷头处高速喷出，以扩大破碎直径； ③完成回拖扩径作业后，可减小钻井液流量至正常钻 进所需钻井液流量以关闭射流喷头，从而进行新的钻 进作业。 2 滑套流场仿真分析 2.1 仿真几何模型建立与网格划分 滑套的结构如图 3-a 所示，在对其作流场分析时 主要是对其内部的流体流动区域进行流场分析，具 体结构如图 3-b 所示。 图3 滑套三维模型与简化流场计算域模型网格划分图 在流场分析中网格的结构划分与数量直接影响 计算精度和规模，针对物理模型的不同部位，网格划 分的疏密也不同。本研究对所建立的物理模型进行 自由四面体网格划分， 得到有限元网格模型（图 3-b） 。 2.2 理论模型选择与边界条件 在仿真计算过程中针对湍流仿真计算的数学模 型较多，其中主要包括 Spalart-Allmaras 模型、k-ε 模型、k-ω 模型、雷诺应力模型（RSM）以及大涡 模拟（LES）等 [17-18]。但其中 Spalart-Allmaras 模型 主要适用于空气动力学流动问题，不适合求解剪切流 与壁面流问题 [19] ； k-ω 模型主要适用于曲率流、分 离流及射流等流动现象的仿真，且其计算结果收敛 相对困难 [20]； 而大涡模拟 （LES） 则主要适用于热疲劳、 振动以及船舶浮力流动等情况 [21-22]。因此，适用于 滑套内部流动情况计算的湍流模型主要有雷诺应力 模型（RSM）与 k-ε 模型， 然而雷诺应力模型（RSM） 更加严格的考虑了流线型弯曲、漩涡、旋转和张力 的快速变化，它对于复杂流动有更高的精度预测的 潜力，但其非常消耗计算资源且需要高质量的计算 网格 [23-24] ； 而 k-ε 模型是从实验现象中总结出的半经 验公式，其应用范围广、经济且精度合理，在工程 流场计算中得到广泛运用 [25-26]。因钻井液在滑套内部 的流动过程相对简单且本文主要针对工程实际问题， k-ε 模型的计算精度完全能够满足需求，所以综合以 上因素，选择 k-ε 湍流模型。现对钻井液在压控滑套 的滑套内部流动过程作如下假设 ①流体是不可压 缩的牛顿流体 ； ②滑套内部流体物理特性保持不变 ； ③流动过程为等温过程，因此不需要能量方程 [27-29]。 滑套入口处采用速度入口边界条件，其主要适 用于不可压缩流动，因其允许驻点条件浮动，如果将 其用于可压缩流动，将导致非物理结果 ； 出口采用压 力出口边界条件 ； 壁面采用非滑移壁面边界条件 [30]。 2.3 仿真结果分析 对压控滑套工具内部滑套的节流压降原理做了 详细分析，其中主要包括对滑套入口锥角、流量的 变化与滑套内部压降之间的关系分析以及对不同锥 角情况下滑套内部的冲蚀情况进行分析，以确定出 滑套的端部结构尺寸与滑套所产生轴向力大小，从 而为弹簧的设计提供依据，保证滑套在设计流量情 况下能开启与关闭射流喷头，仿真结果如图 4 所示。 由图 4-a、表 1 可知，压降主要由滑套入口处渐 缩管段产生，由直管段所产生的压降相对较小，且在 同一出、入口尺寸与流量条件下，随着入口处入口 锥角的增加，钻井液在流过压控滑套内部时所产生 的压降与所产生的轴向力大小也随之增加 ； 当锥角由 10增加到 30时，滑套内部压降也由 0.163 MPa 增加到了 0.213 MPa，轴向力大小也相应地由 301 N 增加到 391 N，压降与轴向力的相对增长率达到最大 第 8 期 189 唐洋等深海浅层非成岩天然气水合物喷射破碎压控滑套的研制 值，在锥部角度达到 30以后，虽然压降与轴向力 随着角度的增加有所升高； 当入口锥角达到 180时， 滑套内部压降与轴向力能够达到同等情况下的最大 值（表 1） ，随着入口锥角的增大，钻井液对滑套入 口段的冲蚀也将加剧，当入口锥角为 10时，滑套 入口处的冲蚀率最大值为 0.1510 －4 kg/m2s，而 当入口锥角为 120时，滑套入口处的冲蚀率最大值 可达 2.4110 －4 kg/m2s，在 120度后随着角度 的增加，最大冲蚀率有所降低，当锥角为 180时最 大冲蚀率将减小到 2.0510-4 kg/m2s，但冲蚀严 重情况并未改善，如图 4-b 所示，并且冲蚀情况最严 重的地方主要发生在大直径段向小直径段过渡处。 综合考虑以上因素，滑套端部的入口处锥角设 置为 30，其在满足同等情况下压降与所产生轴向 力尽可能大的同时，也极大地改善了锥面根部向小直 径段过渡处的冲蚀情况，使得过渡处的冲蚀率保持 在 0.0610 －4 ～ 0.1210 －4 kg/m2s 之间，而使 整个入口段的最大冲蚀率变为 0.2010 －4 kg/m2s。 当滑套尺寸一定时，通入滑套的流量大小与滑 套内部压降、轴向力关系如图 4-c、表 2 所示。随着 钻井液流量大小的增加，钻井液在流过滑套内部时 所产生的压降与轴向力也随之增加，其中当钻井液 流量从 100 L/min 增加到 300 L/min 时，压降与轴向 力的相对增长率较小，在 300 L/min 以后压降与轴向 力的相对增长率大幅度增加，其中压降还是主要发 生在滑套入口段锥部位置。 图4 滑套仿真云图 表1 入口锥角影响滑套工作性能表 滑套入口锥角 / 压降 / MPa 轴向力 / N 最大冲蚀率 / [10 －4 kgm2s－1] 100.1633010.15 300.2133910.20 700.2254140.67 1200.2484562.41 1800.2795132.05 表2 入口钻井液流量影响滑套工作性能表 流量 /Lmin －1 压降 /MPa轴向力 /N 1000.0046.699 3000.01424.923 5000.084153.649 8000.213391.877 1 0000.333611.438 考虑到当滑套滑动开启射流喷头时，滑套下端 的轴向钻井液流道将被封堵，因下端面采用的是端 面密封的方式进行密封的，因此，当喷头被开启后， 钻井液在流过滑套时所产生的轴向力越大，下端端 面的密封效果就越好。考虑到实际工况条件下正常 钻进时所需流量大小为 300 L/min，将射流破碎流量 大小设为 800 L/min。 依据正常钻进与射流破碎流量大小，设计计算 出能准确控制压控滑套开启与关闭的弹簧，其中所 设计弹簧的行程与钻井液流量的关系如图 5 所示。 3 实验设计与分析 为验证压控滑套的可行性，依据仿真结果加工 出了一套压控滑套的实验样机，如图 6 所示。 天 然 气 工 业2020 年第 40 卷 190 对其进行了节流压降原理实验与试压实验，实 验过程中采用清水作为钻井液进行实验，具体实验 设备参数如表 3 所示。实验采用 3DY400/60 型电动 试压泵，试压泵额定压力 60 MPa，试压实验压力 40 MPa。 3.1 节流压降原理验证实验 其实验流程如图 7 所示，实验采用多级泵系统 为压控滑套提供钻井液，多级泵从水槽吸水经节流阀 Ⅱ、电子流量调节阀、节流阀Ⅲ以及入水管进入压控 滑套，然后经回水管回到水槽。实验过程中通过调节 旁路上的电子流量调节阀将多级泵排出液体的一部 分重新引入水箱来控制通入压控滑套的钻井液流量。 实验过程中，为保证测量数据的准确性，减缓 数据传递延迟误差，在调节通入压控滑套的流量时， 应采用分段调节的方式进行调节，主要分为 4 个阶段 进行 ①当通入流量小于 300 L/min 时，电子流量调 节阀的开度每次可增加 5，并保持 5 s，待显示流量 稳定，观察记录相应的实验数据与实验现象后方可 继续调节 ； ②当通入流量大于 300 L/min 小于 400 L/ min 时，电子流量调节阀的开度每次可增加 3，并 保持 8 s，待显示流量稳定，观察记录相应的实验数 据与实验现象后方可继续调节 ； ③当通入流量大于 400 L/min 时， 电子流量调节阀的开度每次可增加 1， 表3 实验样机设计参数表 样机长度 / mm 尺寸 /mm 工作参数 /Lmin－ 1 弹簧线径 / mm 弹簧预紧高度 / mm 弹簧高度 / mm 外径最小内径喷头数量正常钻进流量射流破碎流量滑套复位流量 89210030240 ～ 300800＜ 3005174220 图5 压控滑套状态理论设计图 图6 实验样机照片 图7 实验装置示意图 并保持 10 s，待显示流量稳定后方可继续调节，直到 喷头被完全开启，回流管线流量为 0； ④按上述步骤， 减小通入压控滑套的钻井液流量，观察记录相关数 据与实验现象。 为了便于观察实验现象，实验流程图中的回流 管线未被连接，实验过程中将工具置于射流破碎箱 体中使其处于自由喷射状态，当通入滑套的流量大 小为 300 L/min 时，实验所测得的压降大小为 0.018 MPa，其与仿真值基本吻合，且所对应的弹簧理论行 程差值也相对较小，此时，压控滑套状态如图 8-a 所 示， 射流喷头未开启， 钻井液均从压控滑套下端流出。 随着通入钻井液流量的增加，当通入的流量达 到 550 L/min 时，实验所测得的压降为 0.143 MPa， 此时压控滑套状态如图 8-b 所示，有少量钻井液从喷 第 8 期 191 唐洋等深海浅层非成岩天然气水合物喷射破碎压控滑套的研制 头处喷出。当通入压控滑套的流量大小达到 800 L/ min 时，实验所测压降值为 0.35 MPa，与理论值的 差值为 0.136 MPa，此时压控滑套状态如图 8-c 所示， 喷头喷射强度较图 8-b 明显增加，但压控滑套下端仍 然有钻井液流出，表明滑套未滑动到设定位置，喷 头未完全开启。当通入压控滑套的流量大小达到 833 L/min 时，喷射情况如图 8-d 所示，从喷头所喷出的 水柱呈稳定状态，且压控滑套下端未有明显钻井液 流出，此时实验测得的压降达到了 0.609 MPa，其与 仿真值的差值为 0.14 MPa。实验测得的数据与理论 设计数据对比如图 9 所示。 大，导致这一趋势的主要原因在于，仿真值主要是针 对滑套内部的压降建立相关的仿真模型进行仿真的， 而实验测量值主要测量的是压控滑套两端压力变送 器之间的压差值，且当喷头被完全开启，压控滑套 下部通道被封堵时，位于压控滑套下端的压力为大 气压，实验所测压力主要为压控滑套内部的压力且 压力值大小与射流喷头数目与尺寸密切相关，所以 当压控滑套内部流量达到 833 L/min，下端被封堵时， 压降值会突然上升。然而由实验结果可知，喷头完 全开启的实际流量大小为 833 L/min，其与理论设计 值之间的误差为 4.13，在可被认同的误差范围内。 3.2 试压实验 实验主要验证压控滑套内部滑套是否会因其所 处环境压力的变化而动作，实验主要采用图 10 所示 的 3DY400/60 型电动试压泵为实验提供所需实验压 力， 其能达到的最大压力为 60 MPa， 实验介质为清水。 图8 实验现象照片 图9 实验结果与理论值对比图 由图 9 可知，随着通入压控滑套内部钻井液流 量的增加，压降与弹簧行程曲线变化趋势大致相同， 但随着流量的增加，仿真值与实验值的差值也逐渐增 图10 试压实验装置及实验现象照片 实验步骤如下 ①使用封堵头封堵压控滑套底 部出口，并在压控滑套上端连接打压接头，并使打 压接头与电动试压泵相连接 ； ②调节试压泵上的流 量控制阀门控制压力大小，使得压力加载梯度维持在 5 MPa/ 次，完成每次加载后稳压 2 min ； ③记录实验 数据与相应的实验现象 ； ④重复上述实验步骤两次， 以保证实验结果的准确性。 表 4 为记录的实验现象及结果分析情况，因实 验过程中各连接部位处存在泄漏，因此当压控滑套 内部压力达到 38 MPa 时，压力未能继续增加，其压 力已超出实际工作时的压力 30 MPa，当压力值达到 38 MPa 左右时，接头连接处因密封问题导致有少量 天 然 气 工 业2020 年第 40 卷 192 泄漏以外，喷头处未见有水喷出，因此，压控滑套 的启闭过程不受其所处压力环境的影响。 4 压控滑套应用前景 目前用于天然水合物射流破碎的扩眼喷头基本 都采用常规的射流喷头，其主要存在如下问题 射 流喷头在射流作业时不可控，且不可重复使用。不 能实现钻头机械破碎钻进作业与射流破碎扩径作业 的自动切换从而保证整个过程连续运作，使用现有 的射流喷头需要反复起下钻柱，大大降低了水合物 层钻采效率，增加了作业风险以及作业成本。而压 控滑套主要针对常规射流喷头所存在的问题进行了 创新设计，可实现射流喷头在钻井作业中可根据具 体工艺需求开启与关闭，保证机械破碎钻进作业与 射流破碎扩径作业自动切换连续运作，降低起下钻 柱次数与钻井作业，因此其对于提高水合物固态流 化开采效率有着广大而深远的意义。 5 结论 针对水合物固态流化开采工艺的特点，本文运 用节流压降原理创新性地设计了一种用于水合物固 态流化开采的压控滑套，并对压控滑套内部滑套进 行了仿真分析。根据仿真结果加工出压控滑套实验 样机，对样机进行了压力试压实验与节流压降原理 实验，并得出如下结论。 1）仿真分析结果表明 滑套入口锥角为 30时 所产生压降与轴向力大小能在满足设计要求的基础 上有效减小冲蚀对滑套锥面的损伤。 2）节流压降原理验证实验结果表明，压控滑套 的全开启流量为 833 L/min，与设计开启流量相比， 误差值为 4.13，滑套在开启后也能在钻井液流量达 到 300 L/min 时回弹复位，有效关闭喷头 ； 本实验有 效验证了节流压降原理用于控制压控滑套喷头开启 与关闭的可行性。 3）试压实验结果表明，由于密封问题，当滑套 内部压力达到 38 MPa 时，喷头处有少量泄漏但未被 开启，且压力已超过了实际工作时的压力。实验验证 了压控滑套滑套的驱动方式与现有的压差滑套的驱 动方式不同，滑套不会因所处环境压力变化而运动， 压力的增加并不会驱动滑套运动。 4）研究表明，采用节流压降原理所产生的压降 驱动滑套控制射流喷头的开启与关闭是可行的，其 能够满足水合物固态流化开采作业需求。压控滑套 的运用将减少起下钻次数，降低起下钻过程中钻井 作业风险与作业成本，提高了钻井的安全性。节流 压降控制原理在压控滑套上的运用将推动其在别的 井下工具中的运用。 参 考 文 献 [ 1 ] ZHENG Rongchong, SHEHERN B Y, PONNIVALAVAN B, et al. 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