第 30 卷第 4 期李梦博等 : 深水高温钻井井筒循环温度分布与控制方法研究 159 在深水钻井过程中, 准确的温度模拟对于井下工具的选择水下防喷器密封元件的选型钻井液体系的确定及固井作业的设计均至关重要目前, 在墨西哥湾北海及中国南海东部均钻遇深水高温地层, 海底的极端低温与储层的高温使

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虞易栾
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1 中国海上油气第卷第期年月ＲＤＧ文章编号ＶＤｊ深水高温钻井井筒循环温度分布与控制方法研究许罗耿李李梦博亮斌洪斌亚楠根生中海油研究总院有限责任公司北京中国石油大学北京北京李梦博许亮斌罗洪斌等深水高温钻井井筒循环温度分布与控制方法研究中国海上油气ＪＭＸＵＵＪＧ摘要深水钻井过程中高温会对钻井液性能和井下及井口设备工具的密封件等造成严重损坏因此准确充分考虑钻井系统输入能量和隔水的钻井温度模拟及控制至关重要结合深水钻井工艺和高温地层特点管对井筒温度剖面的影响建立了新的深水钻井井筒循环温度分析模型重点分析了温度剖面的影响因素及海底防喷器处的温度变化规律结果表明本文建立的深水钻井井筒循环温度分析模型计算结果与现场实测钻井系统输入能量隔水管增压泵排量对井筒温度剖面的影响不可忽略在钻井设计和作业阶段数据吻合可分别通过优化井眼轨迹采用高比热钻井液和增加钻井液润滑性减小钻井液入口温度等方法来降低井底温度本文研究成果可为深水高温钻井井底温度预测和控制提供理论指导关键词深水钻井高温隔水管井筒循环温度中图分类号文献标识码犛ＸＧＭＵＵＧＹＧ犖犗犗犚犐犔犅犝狏犅犼犳犘犼犃ＢｑＢＰｊ犓海洋石油天然气开采事故防控技术研究及工程示范编号十三五国家科技重大专项深水Ｙ国家重点研发计划钻完井工程技术编号中国海洋石油集团有限公司创新基金项目基于大数据的深水钻井作业实时监测优化及精准钻井ＺＸ软件支持系统部分研究成果第一作者简介李梦博男工程师北京获博士学位主要从事深水钻井井控控压钻井等方面研究年毕业于中国石油大学北京市朝阳区太阳宫南街号院邮编工作地址

第 30 卷第 4 期李梦博等 : 深水高温钻井井筒循环温度分布与控制方法研究 159 在深水钻井过程中, 准确的温度模拟对于井下工具的选择水下防喷器密封元件的选型钻井液体系的确定及固井作业的设计均至关重要目前, 在墨西哥湾北海及中国南海东部均钻遇深水高温地层, 海底的极端低温与储层的高温使得在钻井循环过程中井筒温度变化剧烈, 对温度剖面变化规律认识不清大大制约了深水油气资源的高效开发

2 第 30 卷第 4 期李梦博等 : 深水高温钻井井筒循环温度分布与控制方法研究 159 在深水钻井过程中, 准确的温度模拟对于井下工具的选择水下防喷器密封元件的选型钻井液体系的确定及固井作业的设计均至关重要目前, 在墨西哥湾北海及中国南海东部均钻遇深水高温地层, 海底的极端低温与储层的高温使得在钻井循环过程中井筒温度变化剧烈, 对温度剖面变化规律认识不清大大制约了深水油气资源的高效开发针对深水井筒循环温度的预测, 国内外开展了广泛的研究 [1 6], 主要分为 API 校正法井筒温度数值模拟器等 2 种方法 API 井底循环温度的校正是一种操作简单的校正方法, 但该方法仅基于有限的陆地钻井和浅水钻井的测量数据, 不适用于深水钻井和大位移井井底温度的校正在井筒温度数值模拟器中, 较成熟的商业软件为 Drilbench, 能够模拟深水钻井和固井过程中井筒内的循环温度, 但是该软件主要基于 Holmes&Swift 拟稳态模型, 对于固井作业具有较高的预测精度, 而深水高温地层钻井涉及钻柱旋转钻头破岩井下工具的复杂流道及隔水管增压泵的使用, 使得模型的计算结果与现场测量数据存在一定的差距, 具有一定的局限性笔者在前人研究基础之上, 结合深水钻井工艺和高温地层的特点, 充分考虑了钻井系统输入能量和隔水管对井筒温度剖面的影响, 建立了新的井筒循环温度数学模型, 并进行了影响因素分析, 以期为深水高温钻井井底温度预测和控制提供理论指导 1 井筒循环温度分析模型的建立建立深水钻井温度场模型时做以下基本假设 : 1 地层内不存在流体的流动, 忽略岩石中的内热源 ; 2 钻井液循环时忽略钻井液轴向导热和钻井液径向温度变化 ;3 在一定时间内, 由于钻进井深的增量小于模型计算的空间步长, 可视为钻井测深没有变化与陆地钻井或浅水钻井不同, 深水钻井的井口安装在水下, 水下井口以上隔水管尺寸与下部井筒尺寸差异较大根据换热方式的不同, 可将整个深水钻井系统分为 9 个区域 : 钻柱内区域钻柱壁区域水下井口以上环空区域水下井口以下环空区域钻头区域水泥环和套管壁区域隔水管壁和保温层区域地层区域和海水区域, 具体如图 1 所示基于热力学第一定律 [7], 控制体单位时间内的能量守恒方程可表示为 (ρ P 犜 )=- (ρ P 犜狏 )- Δ Δ (-λδ 犜 )+ 犛 (1) 图 1 深水钻井系统示意图犉.1 犜式 (1) 中 :ρ 为密度,kg/m 3 ; P 为比热容,J/(kg ); 犜为温度, ; 为时间,s; 狏为速度,m/s;λ 为热导率,W/(m ); 犛为热源项,W/m 3 式 (1) 等号左边表示单位控制体内能量随时间的变化率, 等号右边各项分别表示 :1 单位控制体单位时间内由对流换热导致的热流通量的变化, 即强迫对流换热项 ;2 单位控制体单位时间内由热传导导致的热流通量的变化, 即热传导项 ;3 单位时间内外界对控制体所做的功, 即钻井系统机械能量和水力学能量产生的热源项基于模型假设, 并将能量守恒方程的偏微分项在圆柱坐标系下展开, 圆柱坐标系下能量守恒方程的一般形式可变为 ρ 犜 P + 狏犜 + 狏狕犜狕 = ( ) λ 2 犜 2+ λ 犜 +λ 2 犜狕 2+ 犛 (2) 在利用能量守恒方程的一般形式来描述整个钻井系统的热量交换过程时, 需要根据不同区域的特点对能量守恒方程进行转化, 并确定不同区域交界面处的边界条件整个钻井系统可分为 3 个区域 : 1 流体传热区域 ;2 固体传热区域 ;3 流体与固体交界面 1 ) 钻柱内与环空内流体传热区域根据能量守恒方程的一般形式, 圆柱坐标系下流体区域能量守恒方程可简化为 ρ 犜 P + 狏犜狕 =λ 2 犜犜 ( ) 2+ λ + 犛 (3)

3 160 中国海上油气 2018 年 8 月环空内的流体为钻井液与岩屑的混合物, 因此在计算环空内流体热物性参数时必须考虑岩屑的影响, 并采用下式进行校正 [8]: (ρ P) anular=(ρ P) fluid (1- a)+(ρ P) rock a(4) 2 (1- a)λfluid+(1+2 a)λrock λanular=λfluid (2+ a)λfluid+(1- ( 5) a)λrock 式 (4) (5) 中 : a 为岩屑浓度,%; 下标 anular flu id rock 分别表示环空流体钻井液和岩石深水钻井通常采用长距离大直径隔水管, 通过增压管线在隔水管底部泵入流体与底部环空返出流体混合, 以保证隔水管环空的携岩隔水管增压管线边界条件 [9] 为犜 mix= 犜 anular anular+ 犜 boster 犙 boster 犙 anular+ 犙 (6) boster 式 (6) 中 : 犜 mix 犜 anular 犜 boster 分别为混合流体温度环空流体温度隔水管增压泵温度, ; 犙 anular 和犙 boster 分别为环空泥浆泵排量和隔水管增压泵排量,m 3 /s; 2) 钻柱壁隔水管壁套管壁水泥环地层等固体传热区域对于固体区域, 由于没有流体的流动, 仅考虑热传导对温度变化的影响固体区域的能量守恒方程可表示为 ρ 犜 P =λ 2 犜狕 2+λ 2 犜 2+ λ 犜 (7) 3) 固体与流体交界面固体与流体接触面处的边界条件符合第三类边界条件, 根据边界面非稳态热传导, 固体与流体接触面处的能量守恒, 守恒方程为 () -λ 犜 = ( 犜 solid- 犜 fluid) (8) 式 (8) 中 : 为井筒轴线方向的空间节点 ; 犜 solid 和犜 fluid 分别为固体壁面处温度和流体温度, ; 为对流换热系数,W/(m 2 ) 在钻头区域, 流体通过钻头喷嘴来辅助破岩, 此时会产生淹没射流随着钻头持续破碎岩石, 钻头与地层边界面处的边界条件 [10] 可表示为犜 anular -λanular 狕 = bit( 犜 rock- 犜犜 rock anular)=-λrock 狕 (9) 式 (9) 中 : bit 为钻头与地层周围岩石交界面处的对流换热系数,W/(m 2 ) 钻柱内环空内隔水管外的对流换热系数的大小可通过不同区域的努赛尔数进行计算 [1 12], 见表 1 表 1 不同区域的努赛尔数计算公式犜 1 犜犳犳犖犳区域及流态公式海水自然对流换热犖 = 犚 1/4/[1+(0 492/ 犘 )9/16]4/9 海水强迫对流换热犖 = 犚 1/2 犘 1/3 犚烅烄 [1+(0 4/ 犘 )2/3]1/41+ [( 2820 )] 5/ 84/5 犘 <0 2 烆犖 =( ln 犘 )-1, 犘 <0 2 钻柱内层流流动犖 =4 364[(3 +1)/4 ]0 323 钻柱内紊流流动犖 = 犚犘 1/3 环空内层流流动犖 =1 86( 犚犘 )1/3( 犇 h/ 犔 )1/3 环空内紊流流动犖 = 犃犚 ef α 犘 γ 钻头处淹没射流犖 =1 29 犚 b 0 5 犘 1/3 注 : 犘为流体普朗特数犚为流体雷诺数 ; 犚 b 为钻头喷嘴处的雷诺数 ; 犖为努赛尔数 ; 犘为佩克莱数 ; 犚为瑞利数 ; 犔为钻柱的长度,m; 犇 h 为水力直径,m; 犚 ef=[( 狏狓 2+ 狏 θ 2 )1/2 犇 h]/υ 为等效雷诺数, 它同时考虑了环空内的轴向流动和周向流动 ; 犃 α 和 γ 分别为实验室确定的系数, 通常情况下犃 =0 015 α=0 8 γ=0 3 2 模型求解与验证将不同区域的能量守恒方程联立, 基于有限体积法, 采用全隐式有限差分进行数值求解, 其中热源项采用文献 [13 14] 中模型进行计算对每个控制体的控制方程可以写成下面的一般格式 : 犃, 犼犜 +1-1, 犼 + 犅, 犼犜, +1 犼 +, 犼犜 +1 +1, 犼 + 犇, 犼犜, +1 犼 -1+ 犈, 犼犜 +1, 犼 +1= 犉, 犼 (10) 式 (10) 中 : 犼为井筒径向方向的空间节点 ; 为时间节点 ; 犃, 犼 ~ 犉, 犼为控制体温度系数把所有控制体的方程用矩阵形式表示, 并采用高斯赛德尔迭代方法进行求解, 可求出每一时刻每一控制体的温度模型采用文献 [15] 的井身结构计算参数和测量数据进行验证, 其中隔水管的比热容和热传导率分别为 125J/(kg ) 0 07W/(m ), 计算结果如图 2 所示由图 2 可知本模型计算结果在井底和出口处与现场测量温度吻合较好, 可满足工程要求

4 第 30 卷第 4 期李梦博等 : 深水高温钻井井筒循环温度分布与控制方法研究 161 图 2 本文模型计算结果与测量结果对比犉.2 犳 3 深水钻井温度剖面影响因素分析在钻井作业过程中, 除了井筒与地层的热量交换以外, 泥浆泵系统和旋转系统分别为钻井系统提供水力学能量和机械能量根据热力学第一定律, 一部分能量用于钻头破碎岩石和携带岩屑运移出井筒做功, 剩余的能量均以热量的形式耗散掉, 耗散形式主要包括由流体黏性耗散作用而产生的热量由旋转钻柱与井壁摩擦而产生的热量和由钻头破岩而产生的热量, 其能量守恒公式可表示为犈 wh= 犈 h+ 犈 m- 犠 db- 犠 ct (1) 式 (1) 中 : 犈 h 为钻井系统水力学能量,J; 犈 m 为钻井系统机械能量,J; 犠 db 为钻头破岩所做的功,J; 犠 ct 为钻井液携岩所做的功,J; 犈 wh 为耗散能量,J 基于文献 [15] 的井数据, 对钻井过程中不同能量类型的分配比例进行分析, 结果见表 2 由表 2 可知大约 98% 的输入能量都以热量的形式耗散掉, 耗散掉的能量将影响整个温度剖面的分布表 2 案例井钻井过程中不同能量类型的分配比例犜 2 犇犳犳能量类型数值 /J 百分比 /% 输入能量水力学能量机械能量钻头破岩做功输出能量携岩做功热量耗散表 3 给出了分别考虑钻井系统输入能量隔水管增压泵隔水管保温层的井筒温度剖面计算结果由表 3 可知, 不考虑钻井系统输入能量, 井底温度计算结果由 13 2 变为 91 52, 误差高达 21 7, 钻井系统输入能量对井底温度的影响最大 ; 不考虑隔水管增压泵流体, 环空出口温度计算结果由原来的变为 2 43, 增高 7 78, 这是由于隔水管增压泵的流体在增压管线内与海水进行了充分的热量交换, 冷却后通常以海底温度进入主隔水管, 与环空内流体混合后导致整个系统井筒温度剖面的降低此外, 隔水管保温层大大降低了隔水管内环空与海水之间的热量交换, 保温层对井筒温度剖面起到的作用与隔水管增压泵对井筒温度剖面起到的作用相反, 但在隔水管增压泵大排量条件下 ( 本文隔水管增压泵排量为 47 76L/s), 增压管线流体温度对温度剖面起主要作用, 隔水管保温层的作用可忽略不计表 3 考虑不同因素的井筒温度剖面计算结果犜 3 犠犳犳犳考虑因素井底温度海底防喷隔水管底部出口器处温度环空温度温度本文模型计算结果仅不考虑钻井系统输入能量仅不考虑隔水管增压泵仅不考虑隔水管保温层表 4 给出了不同作业参数的变化对井筒温度剖面的影响结果由表 4 可知, 海底防喷器至井口的温度剖面受入口温度和增泵排量影响较大, 并随入口温度的降低而降低, 随增压泵排量的降低而增加 ; 海底防喷器至井底的温度剖面受钻井液热导率和钻井液密度影响较大, 并随钻井液热导率的降低而增加, 随钻井液密度的降低而降低钻井液排量和钻井液比热对整个温度剖面均有重要影响, 随着钻井液比热的增加, 会导致水下防喷器以上隔水管温度剖面升高, 而使水下防喷器以下井筒温度剖面降低综合上述分析, 在钻井设计阶段, 可以通过优化井眼轨迹以减小摩阻扭矩推荐采用水基钻井液 ( 高比热容 ) 来实现井底温度的降低 ; 在钻井作业阶段, 在保证钻井安全和效率的前提下可通过增加钻井液润滑性以减小摩阻扭矩减小钻井液入口温度等方法来实现井底温度的降低

5 162 中国海上油气 2018 年 8 月表 4 深水钻井井筒温度敏感性分析犜 4 犛狏犳 % 影响影响井底海底防喷器隔水管底部出口因素因素温度处温度环空温度温度变化率变化率变化率变化率变化率入口温度钻井液密度钻井液排量增压泵排量钻井液比热钻井液热导率结论 1) 结合深水钻井工艺和高温地层特点, 充分考虑钻井系统输入能量和隔水管对井筒温度剖面的影响, 建立了新的深水钻井井筒循环温度分析模型, 并得到现场测量数据的验证 2) 深水钻井温度剖面影响因素分析结果表明, 海底防喷器至井口的温度剖面受入口温度和增泵排量影响较大, 并随入口温度的降低而降低, 随增压泵排量的降低而增加, 随钻井液比热的降低而降低 ; 海底防喷器至井底的温度剖面受钻井液热导率和钻井液密度影响较大, 并随钻井液热导率的降低而增加, 随钻井液密度的降低而降低, 随钻井液比热容的降低而增加建议在钻井设计阶段, 可通过优化井眼轨迹采用高比热容钻井液等方法降低井底温度 ; 在钻井作业阶段, 可采用增加钻井液润滑性减小钻井液入口温度等方法降低井底温度参考文献 [1] 宋洵成, 管志川. 深水钻井井筒全瞬态传热特征 [J]. 石油学报,201,32(4): SONGXuncheng,GUANZhichuan.Fultransientanalysisof heattransferduringdrilingfluidcirculationindep water wels[j].actapetroleisinica,201,32(4): [2] 高永海, 孙宝江, 王志远, 等. 深水钻探井筒温度场的计算与分析 [J]. 中国石油大学学报 ( 自然科学版 ),208,32(2): GAOYonghai,SUNBaojiang,WANGZhiyuan,etal.Calcula tionandanalysisofwelboretemperaturefieldindepwater driling[j].journalofchinauniversityofpetroleum(edition ofnaturalscience),208,32(2): [3]MITCHELRF,WEDELICHHF.Predicitionofdownhole temperaturescanbekeyforoptimalwelboredesign[r].spe 1890,1989. [4] 何世明, 何平, 尹成, 等. 井下循环温度模型及其敏感性分析 [J]. 西南石油学院学报,202,24(1): HEShiming,HEPing,YINCheng,etal.Awelboretemper aturemodel&itsparametricsensitivityanalysis[j].journal ofsouthwestpetroleuminstitute,202,24(1): [5] 杨谋, 孟英峰, 李皋, 等. 钻井全过程井筒地层瞬态传热模型 [J]. 石油学报,2013,34(2): YANGMou,MENGYingfeng,LIGao,etal.Atransientheat transfermodelofwelboreandformationduringthewholedril ingproces[j].actapetroleisinica,2013,34(2): [6]MARSHALDW,BENTSENRG.Acomputermodeltode terminethetemperaturedistributionsinawelbore[j].the JournalofCanadianPetroleum,1982,21(1): [7] 陶文铨. 数值传热学 [M]. 西安 : 西安交通大学出版社,198. [8] 夏环宇, 翟应虎, 安岩, 等. 深水钻井隔水管增压排量对井筒温度分布的影响 [J]. 石油钻探技术,2012,40(1): XIAHuanyu,ZHAIYinghu,ANYan,etal.Thefectofbost flowinriseronthewelboretemperatureindepwaterdriling [J].PetroleumDrilingTechniques,2012,40(1): [9]KABIRCS,HASANAR,KOUBAGE,etal.Determining circulatingfluidtemperatureindriling,workover,andwelcon troloperations[j].spedriling&completion,196,1(2): [10]COREB,EYMARDR,GUENOTA.Numericalcomputa tionoftemperaturedistributioninawelborewhiledriling [R].SPE13208,1984. [1] 李梦博, 柳贡慧, 李军, 等. 考虑非牛顿流体螺旋流动的钻井井筒温度场研究 [J]. 石油钻探技术,2014,42(5): LIMengbo,LIUGonghui,LIJun,etal.Researchonwelboretem peraturefieldwithhelicalflowofnon newtonianfluidsindriling operation[j].petroleumdrilingtechniques,2014,42(5): [12]CHENZhongming,XIELiangjun.Specialconsiderationsfordep waterweltemperatureprediction[r].spe176089,2015. [13]LIMengbo,LIUGonghui,LIJun,etal.Thermalperformancea nalysisofdrilinghorizontalwelsinhightemperatureformations [J].ApliedThermalEnginering,2015,78(1): [14]LIMengbo,LIUGonghui,LIJun.Thermalefectonwelboresta bilityduringdrilingoperationwithlonghorizontalsection[j]. JournalofNaturalGasScienceandEnginering,2015,23(3): [15]STILESD,TRIGM.Methematicaltemperaturesimulations fordrilingdepwaterhthpwel:comparisons,aplication andlimitations[r].spe105437,207. 收稿日期 : 改回日期 : ( 编辑 : 孙丰成 )

于达等 :-, : ; τ = ( ) / ρ ; ; ; ρ ; θ ; ; τ ; ;,,,,,, : = ( +.. ) ρ = μ = π = ρ πμ ; ; ; μ ( ), : = -.. ( ), ( ),, :. = [ -. ] ( ) ( ) 试验条件,,. ~. /,....

于达等 :-, : ; τ = ( ) / ρ ; ; ; ρ ; θ ; ; τ ; ;,,,,,, : = ( +.. ) ρ = μ = π = ρ πμ ; ; ; μ ( ), : = -.. ( ), ( ),, :. = [ -. ] ( ) ( ) 试验条件,,. ~. /,.... - * (( )) :-,,, ( ) ~ 与常规管中气 - 液两相流动不同, 水平管气 - 液两相变质量流动存在沿程管壁入流在水平管单相变质量流动试验研究的基础上, 考虑了管壁入流对管壁摩阻系数的影响, 提出了孔缝管管壁摩阻系数相关式将气 - 液两相混合物看作均匀介质, 使水平管气 - 液两相变质量流的均相流模型的基本模型等同于单相变质量流的流动模型, 重点研究了气 - 液两相变质量流均相流模型中