Download PDF  
高温射流井底流场与参数影响分析
崔柳1, 汪海阁1, 纪国栋1, 吕泽昊2, 宋先知2     
1. 中国石油集团钻井工程技术研究院;
2. 中国石油大学(北京)油气资源与探测国家重点实验室
摘要: 高温射流钻井过程中,高温流体在上返时易引起上部井壁岩石的裂解垮塌和钻柱持续高温,为实现安全高效钻井,提出了通过钻柱侧向注冷水的环空冷却方案,研究了射流速度、射流温度和冷水速度等参数对环空冷却效果的影响。研究结果表明:随着射流速度的增加,环空平均温度对射流速度的变化敏感性越来越弱,同时环空平均温度与射流温度呈线性关系。冷水速度存在某一临界值,该临界值与射流速度和井眼直径等因素有关,当冷水速度大于临界值时,既能够保证高温流体对井底的破岩效果,又可以对环空进行较好地冷却。研究中,临界值为射流速度的70%~80%,高温射流与冷却水的临界流量比为0.91,且随井筒尺寸的增加而增大。高温射流破岩的能量利用率高,在深井硬地层中采用非接触式破岩可提高钻井速度。在实际较软地层钻井过程中,两侧冷却条件下的高温射流方案在需要进行扩眼钻进的地层具有一定的适用性。
关键词: 高温射流     环空温度     冷却方案     井底流场     参数分析    
Analysis of Downhole Flow Field and Parameter Effect in Hydrothermal Jet Drilling
Cui Liu1, Wang Haige1, Ji Guodong1, Lü Zehao2, Song Xianzhi2     
1. CNPC Drilling Research Institute;
2. State Key Laboratory of Petroleum Resources and Prospecting, China University of Petroleum(Beijing)
Abstract: It is prone to encounter wellbore wall rock thermal spallation and collapse and drill string keeping in constant high temperature during hydrothermal jet drilling due to the returned high temperature fluid. To achieve safe and efficient drilling, the annular cooling scheme by side injecting cold water through drill pipe has been proposed.The effect of different jet velocities and temperatures and different cooling water velocities on annulus cooling performance has been analyzed. Results indicate that, with the increase of the jet velocity, the average annular temperature is less sensitive to the change of the jet velocity, and has linear relation with the jet temperature. There exists a critical cooling water velocity that makes the annular temperature distribution obviously different.The critical cooling water velocity is influenced by the jet velocity and the borehole diameter.When the cooling water velocity is higher than the critical value, it not only ensures the bottomhole rock breaking performance of the high temperature fluid, but also could effectively cool the annular. In the study, the critical value is 70%~80% of the jet velocity, the critical flow ratio of the hydrothermal jet and the cooling water is 0.91, and increases with the size of the wellbore.The energy utilization rate of hydrothermal jet rock breaking is high, and the non-contact rock breaking in deep well hard layer can improve the drilling speed. In the soft formation drilling operation, the hydrothermal jet scheme under the cooling condition on both sides has certain applicability in the formation where reaming is needed.
Key words: hydrothermal jet drilling     annular temperature     cooling scheme     bottomhole flow field     parameter analysis    

0 引言

近年来,随着我国社会经济的不断发展,对石油资源的需求量越来越大,而当前我国中东部油田已逐渐进入开发中后期[1],深部地层油气资源成为满足我国能源需求的主要力量。但是深部地层岩石硬度高、可钻性差[2],对于传统的旋转钻井,随着井深的增加,钻井机械能和水力能沿程损失大,能量有效利用率低,并且钻速低、周期长。因此,亟需开发一种适用于深部硬地层的高效钻井新方法。

水射流钻井技术发展迅速,其利用高压水射流冲击岩石,使岩石裂解破碎[3-4],但是对于例如花岗岩等需要较高冲击力破碎的硬地层,破岩效果并不理想。岩石热裂解钻井技术通过高温介质作用使岩石内部产生非均匀膨胀应力[5-7],进而使岩石破碎。对岩石热裂解技术的研究主要集中在3个方面:岩石高温高压试验研究、岩石细观破裂试验研究和岩石热破裂数值模拟研究。美国麻省理工学院[8]首先开展了利用超临界水进行热裂解钻井的研究,并受到美国能源部的资助。瑞士苏黎世联邦理工学院[9-10]也对热裂解钻井进行了初步探索。C. R. AUGUSTINE等[11]主要从经济和可行性等方面对工程地热系统进行了研究,将射流分为远场和射流形成区2部分进行数值模拟和试验研究,认为一定的温度和热传导率是进行热裂解钻井的必要条件。M. J. SCHULER等[12]主要对超临界水射流的穿透深度进行了数值模拟和试验研究。J. SIERRA-PAL-LARES等[13]主要研究了超临界与亚临界水射流之间混合区域的性质变化。但是在深井钻进中,通常需要钻遇不同性质的岩层,如果某一地层存在难以裂解的岩石,热裂解钻井效率将大大降低。

高温射流钻井技术结合了高压水射流钻井和热裂解钻井技术的优势,能够很好地解决深井硬地层破岩效率低及井底能量不足等关键问题。通过高压射流冲击井底岩石的同时,利用热裂解效应高效破碎岩石,提高钻进效率。配合使用连续管钻井技术,无需更换钻头,大大节省了起下钻时间,减轻了管柱的磨损。同时,高温射流破岩的能量利用率高,在深井硬地层中采用非接触式破岩有望提高钻井速度。

1 模型建立和求解

钻井过程中将高温射流反应腔和高温射流喷嘴连接于连续管的末端(见图 1),分别将燃料和氧化剂从管道注入至高温射流反应腔内,反应腔内电火花塞通过电缆控制点火,高温射流喷嘴置于燃烧装置的前端,这样组成了完整的井下钻进管柱。

图 1 高温射流钻井技术示意图 Fig.1 Schematic diagram of hydrothermal jet drilling technology

高温射流钻井过程中,为防止高温流体直接作用于井下装置,以及在环空上返过程中使井壁岩石破碎造成井壁坍塌,环空的冷却对装置寿命以及上部井壁稳定具有重要意义。因此,笔者设计了针对高温射流钻井的冷却方案,冷却水从钻柱侧向进入环空进行冷却,称为两侧冷却方案。为了全面地分析冷却水对环空的冷却效果,应用计算流体力学理论和Fluent软件,分别从温度云图和环空温度分布曲线等方面分析射流速度、射流温度和冷水速度对环空冷却效果的影响,并从定量和定性2个方面对不同冷水速度的影响进一步优化分析,揭示了冷却条件下各参数对高温射流钻井流场的影响规律。

1.1 几何模型

高温射流和侧向冷却水同时从同心多流道钻柱注入井底(见图 2),高温射流从同心钻柱内管注入,冷却水从外管注入。高温射流从钻柱底部中心喷嘴高速喷出进行冲击破岩,冷却水从同心钻柱侧向垂直于高温射流速度方向进入环空。根据高压水射流破岩的临界速度结论[14],设置高温射流出口速度为100 m/s,冷却水速度为20 m/s。岩石热裂解温度一般为400 ℃[15-17],因此高温射流温度设为673 K,冷却水温度设为常温293 K。所钻井深一般在2 000 m左右,根据每100 m温度增加3 K的规律,设置井壁温度为恒温333 K。几何模型参数如下:井筒长度300 mm,井筒直径50.8 mm,钻杆直径25.4 mm,喷嘴直径10 mm,喷射距离30 mm,环境压力25 MPa。

图 2 高温射流两侧冷却方案 Fig.2 The sides cooling scheme of hydrothermal jet

依据上述分析,建立物理模型并进行网格划分,流动方向沿着网格结构方向,采用结构化网格,可以使用较少的网格单元获得较高的计算精度[18]。根据注入条件需要,设定如下边界条件:高温射流从钻柱底部中心喷嘴注入,冷却水(见图 3)从钻柱侧向注入,设置为速度入口边界,给定射入速度,以得到稳定的传热效果。从底部及两侧进入的水全部从环空流出,钻柱环空设置为出口边界,研究在此流动区域内的速度场和温度场。在数值模拟过程中,区域周围边界无移动,使用固壁边界条件对区域进行封闭。

图 3 两侧冷却方案模型网格划分 Fig.3 Mesh generation of model for two sides cooling scheme

1.2 数学模型及求解方法

由于高温射流和冷却水在注入和混合冷却过程中涉及传热问题,并且不能忽略流体的压缩性,所以除了质量方程和动量方程以外,还需要求解能量方程。湍流计算采用目前应用广泛的可实现的κ-ε模型(Realizable κ-ε模型)[19-20]

(1)
(2)

式中:ρ表示流体密度;t表示时间;ui表示速度矢量u在各方向上的分量;xi表示位移矢量在各方向上的分量;μ表示流体动力黏度,其下标t表示湍流流动;Gκ是由于平均速度梯度引起的湍动能κ的产生项;C1是与湍动能和湍流耗散率相关的系数。

模型求解流程如图 4所示。

图 4 求解流程 Fig.4 Solution process

高温射流在冷却过程中,射流和冷却水的压力与温度会发生剧烈的变化,同时两者的物性参数对压力和温度非常敏感,也会随之变化,而物性参数的变化反过来又会影响到压力场和温度场。因此,要对这一过程进行精确模拟,必须采用较精确的水的物性参数模型,使每个节点上水的物性参数都成为这一节点上压力和温度的函数。由于高温射流和冷却在等压环境中进行,所以水的物性参数只是温度的函数,笔者分别采用插值和拟合的方法,定义了水的物理性质随温度[21]变化的数值模型。由于水的密度和比热容随温度变化较大,采用分段线性插值的方法进行计算。

(3)
(4)

式中:1≤nNN为所分的段数,ρ为水的密度,Cp为水的比热容,T为温度。

另外,由于水的热导率和黏度在不同温度范围内变化差别较大,采用分段多项式拟合模型进行计算。

对于Tmin, 1TTmax, 1:

(5)

对于Tmin, 2TTmax, 2:

(6)

对于Tmin, 1TTmax, 1:

(7)

对于Tmin, 2TTmax, 2:

(8)

式中:TminTmax为温度范围,A1A2A3B1B2B3等为拟合系数。

因此,可以得到水的各项物理性质参数。通过此方法,能够实时更新高温射流和冷却水的物性参数,可以更加真实地模拟井底流场分布规律,保证模拟结果的准确性[22-23]

2 规律分析

利用建立的几何模型进行数值模拟研究,得到井下温度和速度矢量分布规律,如图 5所示。

图 5 井下温度和速度矢量分布规律 Fig.5 Downhole temperature and velocity vector distribution

图 5a可知,井底高温区域分布明显,红色代表高温射流分布区域,蓝色代表冷却水分布区域。图 5b揭示了射流速度100 m/s时井下的速度矢量分布规律,根据高温射流和冷却水的速度分布情况,可将井底流场分为射流区、涡流区和上返区。高温射流冲击井底岩石后向周围漫流,然后沿井壁从环空上返,造成井下轴心和井底表面温度较高,而冷却水出口附近温度最低,在靠近井壁处与上返高温射流相遇,形成剧烈的动量和能量交换,温度逐渐降低。环空部分冷水在内侧向上流动,高温流体在外侧向上流动,两者之间相互作用,使环空整体温度趋于平均,从而对井壁和管壁同时进行冷却。

3 井底冷却效果影响因素分析

笔者从高温射流的速度、温度以及冷却水注入速度3个方面对环空冷却效果进行影响规律分析。

3.1 射流速度

现从温度云图和环空温度分布曲线分析高温射流喷嘴出口速度对井底冷却效果的影响。选择射流速度为100、200、300、400和500 m/s,井底温度分布云图如图 6所示。

图 6 不同射流速度下井底温度分布 Fig.6 Bottomhole temperature distribution at different jet velocities

图 6可以看出:冷却水主要集中在出口附近,随着射流速度逐渐增大,井壁附近的温度逐渐升高,环空冷水的冷却效果越来越不明显,这说明射流速度对环空温度产生较大的影响。

不同射流速度下环空温度分布如图 7所示。图 7a中,在单一射流速度条件下,环空温度随着距井底距离的增加逐渐减小。不同射流速度对环空温度产生的影响较大,随着射流速度的增加,环空温度逐渐升高,与井底距离越大,不同射流速度条件下的环空温度分布差异越大。图 7b表示管壁下侧平行井筒方向上管壁附近温度分布,不同射流速度条件下,井底温度保持673 K,温度逐渐下降,短暂稳定后,由于冷水出口处温度较低,管壁温度达到最低值,冷水出口上部管壁附近温度逐渐升高并最终稳定,但随着射流速度的增加,稳定温度逐渐升高。在图 7c中,由于高温高速射流冲击井底后从两侧环空上返,所以井壁附近保持较高温度并且变化较小,环空中部径向温度分布从井壁向管壁逐渐降低,且随射流速度增加而逐渐增加。图 7d表示环空平均温度随着射流速度的增加而逐渐升高,但是增加的幅度逐渐减小,环空平均温度对射流速度的敏感性越来越小。

图 7 不同射流速度下环空温度分布 Fig.7 Annular temperature distribution at different jet velocities

3.2 射流温度

由于产生高温射流的燃烧装置产生的温度一般在500~1 500 K之间,将射流温度分别设置为673、773、873、973和1 073 K,并从温度云图和环空温度分布2个方面分析不同射流温度的影响。在Fluent中将温度云图显示范围固定为293~1 073 K。不同射流温度下井底温度分布如图 8所示。

图 8 不同射流温度下井底温度分布 Fig.8 Bottomhole temperature distribution at different jet temperatures

图 8可看出,随着射流温度的增加,温度云图发生较大的变化,环空温度逐渐增加,冷水的冷却效果逐渐下降,环空温度逐渐升高,这说明射流温度对环空温度有较大的影响。

不同射流温度下环空温度分布如图 9所示。在单一射流温度条件下,井壁附近温度的总体趋势仍然是逐渐减小。井壁附近温度和管壁温度以及井筒中部径向温度随着射流温度的增加而逐渐增加,环空温度总体上呈阶梯式分布。图 9d说明环空平均温度与射流温度呈线性关系。

图 9 不同射流温度下环空温度分布 Fig.9 Annular temperature distribution at different jet temperatures

3.3 冷水速度

笔者分别从温度云图和环空温度分布2个方面分析了不同冷却水出口速度对环空温度分布的影响,进行了定量描述并定性分析了不同井筒尺寸对环空冷却效果的影响。不同冷水速度下环空温度分布如图 10所示。在冷却水的出口速度为20、30、40、80和90 m/s条件下,井筒温度分布如图 11所示。

图 10 不同冷水速度下环空温度分布 Fig.10 Annular temperature distribution at different cold water velocities

图 11 不同冷水速度下井底温度数值模拟 Fig.11 Numerical simulation of bottomhole temperature at different cold water velocities

随着冷水速度的增加,环空温度逐渐减小。在冷水速度达到80 m/s时,井底整体温度较高,环空整体温度较低,因为此时冷水的注入方向与高温流体上返的速度方向相垂直,冷水速度的增大会阻碍高温流体上返,当冷水速度达到一定值时,会严重冲击井底高温热水的上返流动通道,减少热水上返的流动面积,在环空上返入口处形成剧烈的能量交换,但此时环空冷却效果较好。

温度云图中的现象可以从曲线图中更直观地反映,在图 10a中,不同冷水速度的环空冷却效果可以分为2组。第1组速度为20、30和40 m/s,第2组速度为80和90 m/s。第1组速度的环空温度分布趋势大致相同,第2组速度的环空温度分布趋势大致相同,第2组速度在环空底部向上30 mm内温度大致保持不变,说明此时井底温度基本保持不变。在环空底部30 mm以上,第1组速度条件下环空温度缓慢降低,而第2组速度条件下的环空温度快速降低,2组速度条件不同,导致环空温度分布的趋势不同,第2组速度条件可以使井下高温部分分布在井底处,而上面环空部分可以得到更好的冷却,此时的冷水速度存在一个临界值,超过临界速度后环空冷却效果更好,给定条件下,当射流速度为100 m/s时,临界冷水速度大约为80 m/s,约为射流速度的80%。

图 10b图 10c中可以看出,管壁附近温度和环空径向温度随着冷水速度的增加而逐渐减小,从图 10d中可以更直接地看出环空平均温度随着冷水速度的增加而逐渐减小,说明冷水的冷却效果较好。

图 12表示高温射流速度为100 m/s时,不同冷水速度下的管壁冷却长度。冷却长度指从冷水出口至管壁温度降低至333 K的长度。由图 12可以看出,随着冷水速度的升高,管壁冷却长度有线性增加的趋势,如果冷水速度较高,则可以很好地对管壁进行冷却。

图 12 不同冷水速度下管壁冷却长度 Fig.12 Pipe wall cooling length at different cold water velocities

4 冷水注入速度优化分析 4.1 临界冷水注入速度定量分析

为了定量确定临界冷水注入速度,在射流速度为100、200、250和300 m/s条件下,分析不同射流速度条件下的临界冷水速度。不同射流速度下环空温度分布如图 13所示。由图可知,在射流速度为200 m/s条件下,分别将冷水速度设定为80、90、100、140和150 m/s,在冷水速度达到140 m/s时,环空温度分布趋势发生改变。因此,可以大致确定射流速度为200 m/s时,临界冷水速度大约为140 m/s,约为射流速度的70%。同理,当射流速度为250 m/s时,分别将冷水速度设定为130、140、150、180和190 m/s,在冷水速度达到180 m/s时,环空温度分布趋势发生改变,可以大致确定当射流速度为250 m/s时,临界冷水速度大约为180 m/s,约为射流速度的72%。在射流速度为300 m/s条件下,分别将冷水速度设定为160、170、180、210和230 m/s,在冷水速度达到210 m/s时,环空温度分布趋势发生改变,可以大致确定当射流速度为300 m/s时,临界冷水速度大约为210 m/s,约为射流速度的70%。

图 13 不同射流速度下环空温度分布 Fig.13 Annular temperature distribution at different jet velocities

为了进一步分析冷却水对环空的冷却效果,绘制如图 14所示的不同冷水速度条件下的冷却效率曲线。冷却效率指冷却后几何模型环空出口处所降低温度的平均温度占初始高温射流温度的百分比。由图 14可以看出,在高温射流速度为100 m/s,冷却水速度20 m/s时,冷却效率仅为14%,此时冷却效率随冷水速度的增加增长幅度较大。当冷水速度达到临界值附近,冷却效率可达到32%,且在临界速度后冷却效率几乎不变。

图 14 不同冷水速度的环空冷却效率曲线 Fig.14 Annular cooling efficiency at different cold water velocities

在建立的井筒几何模型条件下,当射流速度为100 m/s时,临界冷水速度为射流速度的70%~80%,用流量表示此时的高温射流流量,其值为1.0 m3/s,冷水流量约为1.1 m3/s,高温射流与冷却水的流量比约为0.91。因此,要将高温区域封闭在井底并较好地冷却环空井壁,钻井过程中要控制高温射流与冷却水大于临界流量比,这样既能保证高温流体对井底的破岩效果,又可对环空进行冷却。另外,在钻井过程中,钻遇较软地层时,较高的冷水速度同时可以进行侧向破岩,可见该技术对于需要扩眼钻进的地层也具有一定的适用性。

4.2 井筒尺寸对临界冷水速度的影响

现从定性的角度分析井筒尺寸对临界冷水速度的影响。首先建立大井筒模型,将井筒直径扩大到76.2 mm,钻杆直径不变,边界条件保持不变,分析井筒尺寸改变对临界冷水速度的影响,设置不同冷水速度观察数值模拟环空温度分布,结果如图 15所示。

图 15 不同冷水速度下井底温度数值模拟 Fig.15 Numerical simulation of bottomhole temperature at different cold water velocities

图 15可以看出,冷水速度的变化同样对环空温度的分布产生较大影响。射流速度保持100 m/s,为了确定此时的临界冷水速度,分别设置为80、100、160、180和200 m/s,结果表明环空温度分布趋势也可以分为2组,第1组冷水速度为80和100 m/s,第2组冷水速度为160、180和200 m/s,如图 16所示。当冷水速度达到160 m/s左右时,井底温度可以保持恒定,并且环空温度快速降低,达到良好的环空冷却效果。但是,相对于前文小井筒的临界冷水速度,此时临界冷水速度增加,说明临界冷水速度随井筒尺寸的增加而增大。

图 16 不同冷水速度下井下环空温度分布 Fig.16 Annular temperature distribution at different cold water velocities

5 结论

(1) 井下射流流场可以分为射流区、涡流区和上返区,射流区温度较高,环空温度较低。射流速度和射流温度对环空温度分布均产生较大影响,随着距井底距离的增加,环空温度分布的总体趋势仍然是逐渐减小。射流速度越大,射流温度越高,环空温度越高。在不同射流速度条件下,随着与井底距离的增加,井壁和管壁附近温度分布差别越来越大,环空平均温度对射流速度的变化敏感性越来越弱。随着射流温度的增加,环空温度总体上呈阶梯式分布,环空平均温度与射流温度呈线性关系。冷水速度越大,环空温度越低。在高温射流钻井过程中,要注意控制射流速度和温度,防止发生井壁坍塌等复杂井下事故。

(2) 不同冷水速度对环空温度分布的影响可以分为2部分,由于冷水速度方向与高温射流环空上返方向垂直,造成不同冷水速度下环空温度分布趋势不同,冷水速度存在临界值。给定条件下,在射流速度为100 m/s,冷水速度达到80 m/s时,在井底形成高温区,环空冷却效果较好,并且随着冷水速度的增加,管壁冷却长度呈线性增加趋势。

(3) 临界冷水速度与射流速度和整个井眼直径等因素有关,临界值为射流速度的70%~80%,临界流量比为0.91,两者随井筒尺寸的增加而增大。在高温射流钻井过程中,可以实现既能够保证高温流体对井底的高效破岩,又可以对环空进行较好地冷却,井筒尺寸发生变化时,要注意控制高温射流与冷却水之间的流量比。

(4) 在实际较软地层钻井过程中,两侧冷却条件下的高温射流方案在需要进行扩眼钻进的地层具有一定的适用性。

参考文献
[1] 赵俊. 能源发展战略行动计划(2014-2020年)[J]. 气体分离, 2014(6): 58–59.
[2] 李志国, 杨春和. 深部地层岩石可钻性与岩石力学特性实验[J]. 重庆交通大学学报(自然科学版), 2009(增刊1): 424–427.
[3] 李根生, 沈忠厚. 高压水射流理论及其在石油工程中应用研究进展[J]. 石油勘探与开发, 2005, 32(1): 96–99.
[4] 廖华林, 李根生, 易灿. 水射流作用下岩石破碎理论研究进展[J]. 金属矿山, 2005(7): 1–5, 66.
[5] 鄢泰宁, 丁祥发, 李邵军. 非传统钻进方法-热能碎岩的原理及其初步实践[J]. 探矿工程, 1999(3): 39–41.
[6] 谭启, 骆循, 李仕雄, 王地. 岩石热破裂研究进展评述[J]. 露天采矿技术, 2006(6): 16–19.
[7] 吴晓东, 刘均荣. 岩石热开裂影响因素分析[J]. 石油钻探技术, 2003, 31(5): 24–27.
[8] RAUENZAHN R M, TESTER J W.Flame-jet induced thermal spallation as a method of rapid drilling and cavity formation[C]//Annual Technical Conference and Exhibition of the Society of Petroleum Engineers, Las Vagas, 1985:2.
[9] ROTHENFLUH T.Heat transfer phenomena of supercritical water jets in hydrothermal spallation drilling[D].Zurich:Swiss Federal Institute of Technology Zurich, 2013.
[10] ROTHENFLUH T, SCHULER M J, VON ROHR P R. Penetration length studies of supercritical water jets submerged in a subcritical water environment using a novel optical schlieren method[J]. The Journal of Supercritical Fluids, 2011, 57: 175–182. DOI: 10.1016/j.supflu.2011.02.018
[11] AUGUSTINE C R.Hydrothermal spallation drilling and advanced energy conversion technologies for engineered geothermal systems[D].Cambridge:Massachusetts Institute of Technology, 2009.
[12] SCHULER M J, ROTHENFLUH T, VON ROHR P R. Numerical analysis of penetration lengths in submerged supercritical water jets[J]. The Journal of Supercritical Fluids, 2013, 82: 213–220. DOI: 10.1016/j.supflu.2013.07.017
[13] SIERRA-PALLARES J, SANTIAGO-CASADO P, CASTRO F. Numerical modelling of supercritical submerged water jets in a subcritical co-flow[J]. The Journal of Supercritical Fluids, 2012, 65: 45–53. DOI: 10.1016/j.supflu.2012.02.028
[14] 董惠娟, 白良浩, 吕岩, 等. 自进式高压水射流破岩数值模拟分析[J]. 石油机械, 2010, 38(12): 29–33, 95.
[15] RAUENZAHN R M, TESTER J W. Numerical-simulation and field testing of flame-jet thermal spallation drilling.1.model development[J]. International Journal of Heat and Mass Transfer, 1991, 34(3): 795–808. DOI: 10.1016/0017-9310(91)90126-Y
[16] 左建平, 周宏伟, 胡本. 基于单元质心对应法花岗岩热开裂及变形模拟研究[J]. 中国矿业大学学报, 2012, 41(6): 878–884.
[17] 席道瑛, 程经毅. 声发射在研究岩石古温度中的应用[J]. 中国科技大学学报, 1996, 26(1): 97–101.
[18] FLUENT INC. GAMBIT modeling guide[M]. Shanghai: FLUENT Inc., 2003: 124-135.
[19] SIERRA-PALLARES J. Numerical modelling of hydrothermal flames:Micromixing effects over turbulent reaction rates[J]. Journal of Supercritical Fluids, 2009, 50(2): 146–154. DOI: 10.1016/j.supflu.2009.05.001
[20] SIERRA-PALLARES J, PARRA-SANTOS M T, GA-RCíA-SERNA J, et al. Numerical analysis of high-pre-ssure fluid jets: Application to RTD prediction in sup-ercritical reactors[J]. The Journal of Supercritical Fluids, 2009, 49: 49–255.
[21] 彭英利. 超临界流体技术应用手册[M]. 北京: 化学工业出版社, 2005.
[22] GAMBOA E, ATRENS A. Stress corrosion cracking fracture mechanisms in rock bolts[J]. Journal of Materials Science, 2003, 38: 3813–3829. DOI: 10.1023/A:1025996620197
[23] 白占学, 郑秀华, 于进洋. 碎裂钻井技术及其在地热钻井中的应用前景分析[J]. 探矿工程(岩土钻掘工程), 2013, 40(2): 81–84.

文章信息

崔柳, 汪海阁, 纪国栋, 吕泽昊, 宋先知
Cui Liu, Wang Haige, Ji Guodong, Lü Zehao, Song Xianzhi
高温射流井底流场与参数影响分析
Analysis of Downhole Flow Field and Parameter Effect in Hydrothermal Jet Drilling
石油机械, 2017, 45(5): 1-9
China Petroleum Machinery, 2017, 45(5): 1-9.
http://dx.doi.org/10.16082/j.cnki.issn.1001-4578.2017.05.001

文章历史

收稿日期: 2017-02-28

相关文章

工作空间