2. 渤海钻探工程有限公司工程技术研究院;
3. 新疆油田公司工程技术研究院;
4. 中海油能源发展股份有限公司工程技术深圳分公司
2. Engineering Research Institute, CNPC Bohai Drilling Engineering Company Limited;
3. Engineering Technology Research Institute of PetroChina Xinjiang Oilfield Company;
4. Shenzhen Branch of Engineering Technology Company, CNOOC Energy Technology & Services Limited
0 引言
近年来，我国新增油气资源探明储量多具有低孔、低渗和低流度比的特点，且这一类型储量占有相当大的比重[1-3]。老油田的稳产任务艰巨，亟需一种经济高效的油田挖潜、增产增注、提高油田最终采收率的技术。
1985年，在美国Petrolphysics公司和Bechtel公司资助下，W.DICKINSON等[4]首次提出了水力喷射径向水平井钻井系统。该钻井技术利用高压水射流水力破岩钻孔原理，通过喷嘴喷射高压水流产生反冲力推动喷嘴前进，在垂直井眼内的一个储层平面沿径向钻出呈辐射状分布的近似于微小水平井的油气通道，从而突破近井储层污染带，为远井地带剩余油气区建立高导流通道，提高油井产量[5-6]。随后，C.W.LANDERS等[7]提出了套管内转向径向水平井技术，使用与高压软管相连的自进式多孔射流钻头完成从垂直到水平的钻进。2006年，熊继有等[8]进行了机械与射流联合破岩试验研究，研究结果表明：岩石应力场受射流压力作用影响较大，可大幅度提高联合破岩效率。2010年，鲜保安等[9]提出了径向水平井技术与水力压裂联合作业的可能性。
与常规射孔相比，水力喷射径向钻孔破岩技术具有表面冲蚀、水力压裂、岩石拉伸破坏和空化等作用[10]。近年来，国内外许多学者以及各大油田已开展了水力喷射射流钻头自进力、径向水平井延伸极限、井眼轨迹测量、射流钻头破岩钻孔能力、水力参数计算等研究工作和现场应用[11-17]。但是，在水力喷射钻孔方位以及地应力对岩石破裂的影响规律研究方面的工作较少。笔者利用数值试验模拟方法，建立了地层-水力喷射孔眼计算仿真模型，开展了水力喷射径向钻孔器喷射方位、岩层地应力差异对岩石破裂的影响规律研究，从而对钻孔器水平钻井能力及延伸极限进行评估。
1 水力喷射钻孔器延伸极限计算水力喷射破岩过程中，不考虑高压软管壁面的黏性力。射流钻孔器受到的力有水平方向上的摩擦力Fw、径向井眼井壁处的摩擦力Ff、所受外部流体的压力Fp以及反冲力Fz。
水力喷射径向水平井钻井钻进系统在水平方向上所受的合力Fpull为：
|
(1) |
其中：
|
(2) |
式中：μ为井眼井壁滑动摩擦因数；l为高压软管进入深度，m；M为射流钻头质量，kg；qh为高压软管线质量，kg/m；g为重力加速度，m/s2。
假设射流钻孔器水平放置，于是有：
|
(3) |
式中：v为钻进速度，m/s。
为方便，定义一个长度坐标：
|
(4) |
式中：x为延伸长度，m；l0为射流钻头的当量长度，l0=M/qh，m。
假设高压软管所受摩擦力Fw是一个定值，其大小可根据试验测定。设F=Ff+Fp，可得F的计算公式：
|
(5) |
根据式(4)和式(5)可得：
|
(6) |
式中：η为摩擦阻力系数，N/m。
令μqhg+η=k，式(6)可简化为：
|
(7) |
式中：k为合摩擦阻力系数，N/m。
由式(3)、式(4)、式(6)和式(7)可得：
|
(8) |
变换微分元可得：
|
(9) |
给定射流钻孔器开始钻进时的初始条件：x|t=0=l0, v|t=0=v|x=l0=0。
对式(9)积分，得到运动方程：
|
(10) |
另外，自进力计算公式为[18]：
|
(11) |
式中：ρ为流体密度，kg/m3；Ai为第i个前向孔眼面积，m2；Aj为第j个后向孔眼面积，m2；vj为第j个后向孔眼射流速度，m/s；vi为第i个前向孔眼射流速度，m/s；θi为前向孔眼扩散角，(°)；θj为后向孔眼扩散角，(°)；pout为射流钻头外部压力，Pa。
将式(11)代入式(10)得：
|
(12) |
式中：Qi为第i个前向孔眼的流量，L/s；Qj为第j个后向孔眼的流量，L/s；di为第i个前向孔眼直径，m；n为后向孔眼个数；m为前向孔眼个数。
设定k的值为0.87 N/m，则可得：
|
(13) |
当v=0时，可以得到极限延伸长度X：
|
(14) |
为开展储层地应力对钻孔器的喷射方位以及延伸极限的影响规律研究，建立了喷射孔-储层数值仿真模型，模型为“半圆饼状”三维模型。所建数值模型的全局坐标系为XYZ，局部坐标系为X′Y′Z′。建立垂直井筒模型，钻孔器喷射方向轴线与最大水平主应力σH方向夹角为喷射方位角$φ$，水平最小主应力为σh，见图 1。
|
| 图 1 地层-喷射孔数值模型 Fig.1 Numerical model of formation-jet hole |
模型外径为4 000 mm，井筒内径为139.7 mm，钻孔器井眼内径为20.0 mm。调整钻孔器喷射方位角，建立6组不同喷射方位角物理模型(0°~90°)。
2.2 边界条件和力学参数设置所建模型中钻孔器喷射孔孔眼与井筒正交，为了提高喷射孔眼和井筒相交处的网格精度，需进行分层切割模型，进行网格细化处理。模型采用位移孔压耦合六面体单元C3D8P，进行网格划分后单元总数为28 456个，节点数为45 678个。
初始地应力参数设置：上覆岩层压力30 MPa，最大水平主应力26 MPa，最小水平主应力20 MPa。材料参数设置：弹性模量31 GPa，泊松比0.26，孔隙压力16 MPa，孔隙度0.03，饱和度1，渗透率0.000 1 mD。
图 2所示为模型边界条件。
|
| 图 2 模型边界条件 Fig.2 Schematic diagram of boundary conditions |
在模型边界施加位移约束，模型圆柱侧面施加16 MPa的孔隙压力。考虑流体渗流、井筒和钻孔器喷射孔的共同作用，对模型施加三向地应力(σV、σH和σh)，模拟地层岩石的初始地应力平衡状态。地应力平衡后，利用有限元分析中的单元生死处理方法将井筒和钻孔器喷射孔单元介质杀死并移除，实现钻井和水力喷射孔眼形成过程。在井筒以及钻孔器喷射井眼内壁上施加流体面载荷压力，计算步设为10步。采用拉应力准则，判断地应力与钻孔器喷射方位的作用关系。
图 3为钻孔器不同喷射方位角网格模型图。
|
| 图 3 钻孔器不同喷射方位角网格模型 Fig.3 Grid models of the drilling device with different jet orientation |
3 数值模拟结果分析 3.1 喷射方位对岩石破裂的影响规律研究
改变钻孔器喷射方位角(从0°变化到90°)，计算过程中，井筒内面载荷以及钻孔器喷射压力直接作用在井壁和喷射孔内壁。根据拉伸破坏准则，当第一主应力超过岩石抗拉强度时岩石发生破坏[19]。当钻孔器喷射方位角在0°~90°间变化时，研究钻孔器喷射方位角对岩石破裂位置的影响规律，结果如图 4所示。计算发现：喷射方位角为0°时，岩石从喷射孔根部上下侧开始破裂，并有沿σV方向破裂的趋势，最大主应力较大，易于破裂；喷射方位角为15°~30°时，最大主应力集中点开始倾向于水平最大地应力σH方向，破裂点有分散趋势，并有沿σV方向扩展破裂的趋势；喷射方位角为45°~60°时，最大主应力集中在喷射孔眼根部上下端面；喷射方位角为90°时，最大主应力集中点偏向于井壁，说明井壁上出现最大拉应力区。根据以上研究发现：随钻孔器喷射方位角的增加，岩石破裂位置有所不同。在超高压水射流冲击作用下，岩石介质处于受压状态，主要以应力波形式损伤破坏岩石主体，然后以准静态压力扩大孔眼直径。破裂点主要集中在最大主应力处，建议钻孔器喷射方位角设计在0°~30°区间。
|
| 图 4 钻孔器喷射方位对破岩的影响规律 Fig.4 Effect of jet orientation on rock breaking |
3.2 地应力对钻孔器喷射破岩敏感性的影响规律研究
当初始地应力的三向应力确定之后，初始地应力比就可确定。为了研究初始地应力对钻孔器喷射破岩作用的影响规律，针对正断层地质条件σV>σH>σh进行数值模拟计算，结果如图 5所示。由图 5可知，当σV上覆岩层应力一定，水平方向地应力比分别为σh/σH=0.5、0.7和1.0，建立多组计算模型，开展不同地应力比(σh/σH)对钻孔器喷射破岩作用的敏感性研究。
|
| 图 5 地应力比对钻孔器喷射破岩敏感性影响规律 Fig.5 Effect of in-situ stress ratio on rock breaking sensitivity of drilling device |
研究结果发现：在相同的射流压力和喷距条件下，在地应力比值(σh/σH)越小的情况下，第一主应力越大。实际钻进过程中，有必要考虑地应力差异，可以有效提高钻头喷射钻进速度；当钻孔器喷射方位角小于30°时，第一最大主应力曲线斜率较大，第一最大主应力变化值较大。当射孔方位角在30°~90°区间时，第一最大主应力曲线斜率相对平缓。建议：地应力差异较大条件下，应选择较小的喷射方位角，此时岩石易于破碎，可有效提高破岩效率。
3.3 钻孔器水平钻井能力及延伸极限在井深2 000 m处进行径向水平井施工，泵压为40 MPa，排量15~45 L/min。使用外径为60 mm的油管作为工作管柱，将转向器下入预定位置，井筒内径为139.7 mm，钻孔器井眼内径为20.0 mm，井壁表面粗糙度为1 mm，井壁摩擦因数为0.3。喷射流体采用清水，水的黏度为0.549 mPa·s，密度为988 kg/m3，射流钻头外径为12.2 mm，内径为8.6 mm，前向孔眼个数为3，后向孔眼个数为3~5，前孔直径d2=0.5 mm，后孔直径d1=0.7 mm，前喷口角度θ2=14°，后喷口角度θ1=30°。
不同后向孔眼个数下流量对极限延伸长度的影响如图 6所示。
|
| 图 6 不同后向孔眼个数下流量对极限延伸长度的影响 Fig.6 Effect of flow rate on the ultimate extension length under different number of backward holes |
由图 6可知，随着入口流量Q的增加，钻孔器钻进延伸极限先增大后减小。研究分析：流量Q增加，后向射流流量增大，导致射流反冲力增大，最后延伸极限长度增大。简言之，增加流量可以提高射流钻头钻进延伸能力。而流量过大会增大系统循环压耗，降低射流钻头压降和破岩效率。控制入口流量在20~40 L/min范围内，可保证钻孔器延伸极限在30~40 m之间，后向孔眼个数大于3孔较为合理；当前向孔眼个数为3，变化后向孔眼个数，发现后向孔眼个数越多，钻孔器喷射钻进延伸长度越大
4 结论(1) 随钻孔器喷射方位角的增加，岩石破裂位置有所不同。破裂点主要集中在最大主应力处，建议钻孔器喷射方位角设计在0°~30°区间，原因在于最大主应力较大，岩石易于破裂且破裂位置较为集中。
(2) 地应力对喷射破岩具有一定的敏感性。实际钻进过程中，有必要考虑地应力差异，可以有效提高钻头喷射钻进速度。在地应力差异较大条件下，选择较小的喷射方位角，岩石易于破碎，且破岩效率高。
(3) 随着入口流量Q的增加，钻孔器钻进延伸极限先增大后减小。增加流量可以提高射流钻头钻进延伸能力，但流量过大会增大系统循环压耗，降低射流钻头压降和破岩效率。入口排量应控制在一定区间内，可保证钻孔器延伸极限；后向孔眼个数越多，钻孔器喷射钻进延伸长度越大。
| [1] |
蔡文军, 吴仲华, 聂云飞, 等. 水射流径向钻孔关键技术及试验研究[J]. 钻采工艺, 2016, 39(4): 1-4. CAI W J, WU Z H, NIE Y F, et al. Key technology and experimental study on water jet radial drilling[J]. Drilling & Production Technology, 2016, 39(4): 1-4. DOI:10.3969/J.ISSN.1006-768X.2016.04.01 |
| [2] |
崔传智, 吴忠维, 郝永卯, 等. 低渗透油藏径向钻孔技术极限井距及应用[J]. 特种油气藏, 2018, 25(3): 67-71. CUI C Z, WU Z W, HAO Y M, et al. Limit spacing of radial drilling in low-permeability reservoirs and its application[J]. Special Oil & Gas Reservoirs, 2018, 25(3): 67-71. DOI:10.3969/j.issn.1006-6535.2018.03.013 |
| [3] |
杨东, 高庆云, 朱英洁, 等. 油气井径向水力喷射钻孔工艺技术研究与应用[J]. 油气井测试, 2017, 26(1): 67-69. YANG D, GAO Q Y, ZHU Y J, et al. Research and application of radial hydraulic jet drilling technology in oil and gas well[J]. Gas and Oil Well Testing, 2017, 26(1): 67-69. DOI:10.3969/j.issn.1004-4388.2017.01.022 |
| [4] |
DICKINSON W, DICKINSON R W. Horizontal radial drilling system[R].SPE 13949, 1985.
|
| [5] |
胡胜勇. 水力喷射钻孔定向压裂技术试验研究[J]. 钻采工艺, 2014, 37(5): 59-62. HU S Y. Experimental study of hydraulic jet drilling and directional fracturing technology[J]. Drilling & Production Technology, 2014, 37(5): 59-62. DOI:10.3969/J.ISSN.1006-768X.2014.05.19 |
| [6] |
施连海, 李永和, 郭洪峰, 等. 高压水射流径向水平井钻井技术[J]. 石油钻探技术, 2001, 29(5): 21-22. SHI L H, LI Y H, GUO H F, et al. Radial horizontal drilling techniques with high pressure water jet[J]. Oil Drilling Technology, 2001, 29(5): 21-22. DOI:10.3969/j.issn.1001-0890.2001.05.006 |
| [7] |
LANDERS C W. Method of and apparatus for horizontal well drilling: US5853056[P].1998-06-17.
|
| [8] |
熊继有, 薛亮, 杨令瑞, 等. 机械-射流破岩耦合特性研究[J]. 钻采工艺, 2006, 29(1): 33-36. XIONG J Y, XUE L, YANG L R, et al. Research on the coupling characteristics of mechanical-jetting rock cutting[J]. Drilling & Production Technology, 2006, 29(1): 33-36. DOI:10.3969/j.issn.1006-768X.2006.01.010 |
| [9] |
鲜保安, 夏柏如, 张义, 等. 开发低煤阶煤层气的新型径向水平井技术[J]. 煤田地质与勘探, 2010, 38(4): 25-29. XIAN B A, XIA B R, ZHANG Y, et al. Technical analysis on radial horizontal well for development of coalbed methane of low coal rank[J]. Coal Geology & Exploration, 2010, 38(4): 25-29. DOI:10.3969/j.issn.1001-1986.2010.04.006 |
| [10] |
李根生, 廖华林, 黄中伟, 等. 超高压水射流作用下岩石损伤破碎机理[J]. 机械工程学报, 2009(10): 284-293. LI G S, LIAO H L, HUANG Z W, et al. Rock damage mechanism under ultra-high pressure water jet impact[J]. Journal of Mechanical Engineering, 2009(10): 284-293. |
| [11] |
李根生, 黄中伟, 李敬彬. 水力喷射径向水平井钻井关键技术研究[J]. 石油钻探技术, 2017, 45(2): 1-9. LI G S, HUANG Z W, LI J B. Study of the key techniques in radial jet drilling[J]. Petroleum Drilling Technique, 2017, 45(2): 1-9. |
| [12] |
LI G S, HUANG Z W, TIAN S C, et al. Research and application of water jet technology in well completion and stimulation in China[J]. Petroleum Science, 2010, 7(2): 239-244. DOI:10.1007/s12182-010-0009-9 |
| [13] |
毕刚, 李根生, 屈展, 等. 自进式旋转射流钻头破岩效果[J]. 石油学报, 2016, 37(5): 680-687. BI G, LI G S, QU Z, et al. Rock breaking efficiency of the self-propelled swirling jet bit[J]. Acta Petrolei Sinica, 2016, 37(5): 680-687. |
| [14] |
王文涛, 胡胜勇. 水力喷射钻孔技术在静北潜山油藏的试验研究[J]. 石油钻采工艺, 2011, 33(4): 19-22. WANG W T, HU S Y. Experimental study on jetting drilling technology in Jingbei buried hill reservoir[J]. Oil Drilling & Production Technology, 2011, 33(4): 19-22. DOI:10.3969/j.issn.1000-7393.2011.04.005 |
| [15] |
魏嘉铖, 齐海鹰, 尉小明. 水力喷射钻孔技术在辽河油田应用研究[J]. 钻采工艺, 2017, 40(3): 59-61. WEI J Z, QI H Y, YU X M. Study on application of water jet drilling technology at Liaohe oilfield[J]. Drilling & Production Technology, 2017, 40(3): 59-61. DOI:10.3969/J.ISSN.1006-768X.2017.03.18 |
| [16] |
刘柏, 李玖勇, 杨华, 等. 水力喷射径向钻孔技术在白马庙气田挖潜中的应用[J]. 钻采工艺, 2015, 38(6): 21-23. LIU B, LI J Y, YANG H, et al. Application of hydraulic jet radial drilling in Baimamiao gas field potential[J]. Drilling & Production Technology, 2015, 38(6): 21-23. DOI:10.3969/J.ISSN.1006-768X.2015.06.07 |
| [17] |
钱国全, 储明来, 刘子龙, 等. 水力喷射径向钻孔技术在江苏油田的应用研究[J]. 复杂油气藏, 2012, 5(4): 62-64. QIAN G Q, CHU M L, LIU Z L, et al. Research of the application of hydraulic jet radial drilling techniques in Jiangsu oilfield[J]. Complex Oil and Gas Reservoirs, 2012, 5(4): 62-64. DOI:10.3969/j.issn.1674-4667.2012.04.021 |
| [18] |
毕刚, 马东军, 李根生, 等. 水力喷射侧钻径向水平井眼延伸能力[J]. 断块油气田, 2016, 23(5): 643-647. BI G, MA D J, LI G S, et al. Extension ability of hydra-jet sidetracking of radial horizontal well[J]. Fracture Block Oil and Gas Field, 2016, 23(5): 643-647. |
| [19] |
廖华林, 管志川, 史玉才, 等. 井下增压装置提高钻速机理与适用性[J]. 石油学报, 2015, 36(9): 1141-1147. LIAO H L, GUAN Z C, SHI Y C, et al. Mechanism and applicability of increasing drilling rate for downhole supercharging device[J]. Acta Petrolei Sinica, 2015, 36(9): 1141-1147. |