基于Y型管原理的钻头离底动态压井零净液流与临界井喷速度研究2023

工程科学与技术，国际期刊41（2023）101385完整文章基于Y型管原理的钻头离底尹邦堂a，b，c，任美鹏d，刘淑杰e，张伟a，b，赵晶a，b，王志远a，b，c，Baojiang Suna，b，c非常规油气开发教育部重点实验室，青岛266580b中国石油大学（华东）石油工程学院，青岛266580c国家油气钻完井技术工程研究中心，青岛266580d中海油研究院有限公司，邮编：100028e中国海洋石油有限公司海南分公司，邮编：570312阿提奇莱因福奥文章历史记录：收到2022年2023年1月30日修订2023年3月9日接受保留字：钻头离底Y型管原理动态压井零净液流临界井喷速度A B S T R A C T由于钻头不在井底时，U型管原理不适用于提出了Y型管原理，并根据压井液回流和零净液流理论，建立了提出了动态压井理论，揭示了动态压井参数的变化规律。结果如下。（1）Y形管由钻头上方的环形部分、钻柱部分和钻头下方的井筒部分组成为了准确模拟钻头离底时的动态压井过程，建立了这三个部分的气液流动模型。(2)在此基础上，得到了压井期的动态进出水曲线。通过对比两条曲线，分析了动态压井参数的变化规律。(3)随着压力的增加，井喷临界气速降低，压井液温度、密度和粘度则相反。随着温度、密度和粘度的增加，以及井径的减小，井底压力增大。随着钻头距井口距离的减小，钻头的井底压力减小（4）考虑实际压井条件，建议通过提高压井液表面张力和密度来提高临界井喷速度，改变压井液密度和粘度，使动态流出曲线始终在动态流入曲线之上或动态流出曲线始终在地层压力之上。因此，当钻头不在井底时，动态压井是成功的。©2023 Karabuk University. Elsevier B.V.的出版服务。这是CCBY-NC-ND许可证（http://creativecommons.org/licenses/by-nc-nd/4.0/）。1. 介绍2003年12月23日在中国重庆开县发生的井喷[1]，2006年在四川清溪1井发生的井喷[2]，2010年墨西哥湾深水地平线[3]和2011年渤海湾蓬莱溢油事故[4]，井喷事故时有发生。井喷是指在钻井过程中，当地层压力大于井筒压力时，地层流体不受控制地流出井筒，就像黄石公园的老忠实泉一样。井喷过程中，井筒内存在泡状流、段塞流、混状流和环状流许多学者*通讯作者：非常规油气开发教育部重点实验室，青岛266580.电子邮件地址：yinbangtang@163.com（B. Yin）。研究了不同流型下的流动特性。[5–8]使流入气体循环出井眼，并将井眼压力增加到地层压力以上，例如用较重的流体替换钻井流体。目前大多数压井方法都是基于恒定井底压力（BHP），适用于U形管原理。但是，从上述事件中可以发现，井喷过程中井底压力的变化通常是复杂的，压井过程中井底压力也不是常规压井方法是以恒定井底压力为基础的，容易导致压井失败据油田统计，25%的井喷事故是由于起下钻速度过快产生的抽汲压力造成的，大多数情况下井底无法起下钻，导致钻头脱底。[9]当https://doi.org/10.1016/j.jestch.2023.1013852215-0986/©2023 Karabuk University.出版社：Elsevier B.V.这是一篇基于CC BY-NC-ND许可证的开放获取文章（http://creativecommons.org/licenses/by-nc-nd/4.0/）。可在ScienceDirect上获得目录列表工程科学与技术国际期刊杂志主页：www.elsevier.com/locate/jestchB.殷，M. Ren，S. Liu等人工程科学与技术，国际期刊41（2023）1013852命名法pdphdpfdpbitpapha发发发静压力，MPa;钻杆压井液柱压力，MPa;钻杆和钻头压降，MPa钻头附近压力，MPa套管压力，MPa混合液柱压力、侵入气体和原始钻井液在环空混合，MPa摩阻压力的环，从钻头到井底段的气体和原始钻井液的混合液柱压力，MPa从钻头到井底的摩擦压力，MPa井底压力，MPa临界井喷速度，m/s液滴直径，m重力加速度，m/s2液滴无量纲qlqgNwerdmaxRelgVGdsKdsolidKdddropletLl了c0v1T液体密度，流入气体密度，韦伯数液体的表面张力，mN/m液滴的最大直径，m雷诺数气体粘度，Pa·s气体速度，m/s球形固体颗粒球形液滴颗粒pfhpwfvcrdgKd液体粘度，Pa·s速度分布系数静止液体中泰勒气泡上升速度，m/s。发生溢流且钻头不在井底时，起钻并提起回压阀，尽量下放钻柱，将钻头提至井底，然后压井。这样既能彻底控制井喷，又能减少井下其他事故的发生。Robert等人[10]考虑钻柱的压力、浮力和摩擦力，进行起下钻的力学分析，然后压井。根据Abel et al.[11]，据统计，在钻井或修井过程中，约80%的井喷失控和井喷火灾事故发生在钻头离底时。在这种情况下，常规的压井方法，如司钻典型的U型管原理已经不能描述此时的井况了。有学者对这种情况下钻头离底时的压井方法进行了研究。1987年，Robert et al.首次提出了动态压井的概念[12]，可用于钻头离底时的压井。这是一种两种流体相互碰撞的方法，动力学较大的流体将获胜。1990年，Gillespie等基于动态压井理论，对钻头离底时的井喷进行了压井[13]，利用产能曲线和井筒流量曲线对压井过程进行了分析，指出只有当井筒流量曲线始终在产能曲线之上1993年，Kouba等人在Gillespie等人工作的基础上，得到了压井过程中的最小泵速模型和压井液速度。[14]第10段。2002年，Avila et al.提出了基于邓肯法的零净液流持液率计算方法[15-2002年，Arrieta提出了在钻头离底时阻止井喷的动态封压方法。[20]2012年，Zhang等建立了硬顶压井参数和井口套压计算方法，分析了井筒内气体体积和压井液排量对最大井口套压的影响。[21]以上都是基于U型管原理进行研究的。动态压井法钻头离底时：1）压井液在钻头处是否流回井底; 2）钻头上方井段气液两相流; 3）在钻头下方的井段中。但现有的模型存在以下问题：压井液是否返井底是根据Turner液滴模型[22]判断的，没有考虑液滴变形、液体粘度或阻力系数的影响只有Avila给出了详细的钻头以下井段压降计算方法[15-针对以上问题，Y型管原理当在此提出了一种钻头离底的方法。基于压井液返排和零净流理论，建立了钻头以下井筒气液两相流模型，以及钻头不在井底时的动态压井理论。揭示了动态压井参数的变化规律，为动态压井施工提供了理论指导。2. 钻头不在井底时的Y型管原理图1显示了基于U型管原理的气侵压井过程中井筒内的气液流动分布。以往的研究都是基于U型管原理。但当钻头不在井底时，情况就不同了。井筒中的气 在钻头下方，钻杆内主要是气体和液体的气泡流。在钻头上方，井筒环空存在气液段塞和环空流。在钻柱中仅发生液体流动。当采用动态压井方法时，如果从井中喷出的流体施加更大的动态力，则井喷将继续。如果压井液施加较大的动态力，井喷将得到控制。如图2（b）所示，在钻头下方的动态压井过程中，井筒内存在气液气泡流动。如果压井过程中，钻头上方环空中的气液分布以环空流为主，转变为段塞流和泡状流，则井喷得到控制。在此期间，传统的U形管原理不再适用，并成为Y形管，如图2（c）所示。井筒可以简化为三个部分。第一部分在钻头下面。压井时，发生气液两相流。在钻头位置处，存在压井液和流入气体的逆流。第二部分为环隙内气液两相流B.殷，M. Ren，S. Liu等人工程科学与技术，国际期刊41（2023）1013853Fig. 1. 基于U型管原理的图二.基于Y型管原理的在钻头上方第三部分是压井液在钻柱中的下行流动整个形状类似于字母Y，因此，它被称为Y管。由图2（c）可知，动态压井初期Y型管内流体压力如下：pdphd-pfd 1/4位 papbit_phh-pfh¼pwf_2p在动态压井过程中，应根据Y型管模型对压井参数进行优化有气体和液体-钻头上方井内气液两相流行为采用Sun模型描述，在此不再讨论。3. 钻头以下井段井控计算模型动态压井成功的关键是钻头处的压井液不再被井底侵入气体带出井口，压井液逐渐沉降到井底，形成压井液柱。井底压力逐渐升高，最终井控顺利，如图3（a）所示。压井液沉降到井底的现象称为压井液回流，在动态压井参数设计中没有考虑这种现象，导致压井参数设计误差大，井控成功率低，甚至失控，如图3（b）所示。因此，有必要考虑回流的影响。3.1. 压井液返排压井液在钻头处是否发生回流，可以通过临界井喷速度来判断。它是钻井液全部被流入气体带出井筒时的气体速度。因此，它可以用来预测井喷时井筒中的钻井液能否排空，也可以用来改变压井液的性质来压井。根据Turner建立的液滴模型，可以得到临界井喷速度. [22]他比较了两个模型：管壁上液膜的移动模型和具有高气体速度的液滴移动模型。液滴模型可以更准确地预测液体负荷。假设高速气流携带的液滴为球形，推导出气井携液临界流量模型如下：钻井液在钻头上方的环空内流动，压井液在钻柱内流动，气液在钻头下方的环空内流动。前两个部分以前已经研究过了vcr第4条第4款3qgKdð3ÞB.殷，M. Ren，S. Liu等人工程科学与技术，国际期刊41（2023）1013854¼cr¼ðÞweGG¼二、Σ3G ql-qR455vL对于非球形刚性颗粒的阻力系数，我们采用了Haider和Levensiel建立的阻力系数的四参数公式：[27]Kd¼241b1Reb2b3Re;8Re哪里b4溴铼b11/4exp2：3288-6：4582/12：4486/2mm，b2¼0：09640：5565/2019- 01 - 2200：00：0000：0000：0000：00©2018-2019 www.cnjs.com版权所有并保留所有权利/1/2u2，u1/4ds.10003D井喷高速气流时，u= 0.7因此，我们选择u= 0.8。与固体颗粒不同，在周围气流的作用下，液滴内部会产生内流，从而降低液滴阻力。因此，需要加以纠正。本文采用Helenbrook建立的方程为了解释这种影响：[29-30]K滴23ll=lgLG1g0：65分钟Kdsolid 1/43/3l=1/1-0：03l/2Reð9Þ图三.压井成功和压井失败时井筒内的气液流动分布。液滴直径决定临界速度。Fore和Dukler发现粘度对直径的影响很小，[26]因此在本分析中忽略了粘度对液滴直径的影响。但应考虑气流的惯性力和液体的表面张力气流的惯性韦伯数（Nwe）考虑了这些力。当Weber数超过临界值20-30时，液滴将破碎。因此，最大液滴的韦伯数应取为30，即，qgv2dmaxN30 4R替换Eq。（3）在Eq.（4）得到以下结果：3.2. 钻头下井段气液两相流模型当临界井喷气速大于气侵速度时，压井液将被带出井口。部分压井液可能落入钻头下方的井眼段。井底压力因液柱的建立而增加。压井液在钻头以下井段的流动特性可用净液零流理论来描述，即只有气体流动，钻井液被气体向上携带建立了钻头以下井段压降和持液率模型。零净液流条件下井筒内流型发生变化，建立该条件下的两相流模型时应考虑流型转变的影响。根据Amaravadi等人的研究[31]和安等人。[32]，段塞流发生在高气体速度下。3.2.1. 流型转换模型对于零净流量的井筒，主要的流型是段塞流和搅拌流。以下流程转换模型40grq-q1=4Grq-q1=4LG在这个分析中使用。vcr½Lkdq2四分之四，五分之[2002年12月22日]ð5Þ(1) 泡状流与弹状流的过渡模型。对于球形液滴的阻力系数Kd，Shao使用以下非线性拟合方程来高精度地拟合球形液滴的实验数据[27]：[28]由An et al.使用：[32]二、Σ31GQ24Kd¼Re粤ICP备16038888号-13： 68× 10-5Re14： 5× 10-5Re1：054;600万0：4829426vsg10RedqgvgLgð7Þ(2) 弹状流与搅混流的过渡模型当气液相对速度不大时，液滴保持近似球形。用上述关系式计算液体阻力系数的误差使用了Hasan建立的以下模型：[33]1G q-q R4很小。当气液相对速度较大时，射流呈椭圆形，迎风面积发生变化，阻力系数也随之发生变化为了计算阻力三点一四分L g26sg11QLGB.殷，M. Ren，S. Liu等人工程科学与技术，国际期刊41（2023）1013855M¼þð伊什¼GGFL23.2.2. 零净液体流量计算模型弹状流被认为是一个例子。建立了钻头下井筒零净液流模型从 图中可以看出。 四，本文研究了Aziz等建立的静止液柱中Taylor气泡的上升速度[34]如下：表观气液混合物速度vm如下：m1T ^^^Qð16ÞV M1/4vsg波夫海峡QgQl一ð12ÞL系数C可以使用给出真实的气体上升速度是泰勒气泡上升速度：v g ¼ C 0 v m v 1 T 13瓦利斯：[35][2019-05-19]2019年10月19日星期五上午10：00 -11：00对于零净流体，液体流速为零（v sl 1/40gD2-q-q-qD3gqlql-qg流量，可以获得气体速度：NE¼休息 ;Nv¼l;180vg¼C0vsgv1T14An等人[32]提出了一个考虑液体粘度、密度和压力影响的C0其中建立了钻杆轴向段塞流的质量守恒方程，方程为：CQL0qlHLfvg-vfHLsvg-vsg190¼A1vsgsoupA2lnsoupA3lsoupA4soup½A5vsgsoupA6lnsoupA基于Gregory模型计算了段塞的液相含气率A7l0公式：[36]液体v是常数1H¼ð20ÞLS其中l0 1/4水v是cosity，A1=-0.0246，A2=0.1654，A3=0.001，1分30秒m=8：66分1： 39一个4=0.399，A5= -0.6757，A6= 1.6407，A7= 0.0036，A8=-9.4357。对于液膜区域，如果液膜厚度恒定，则动量守恒方程建立如下：-sfpD-AHLfqlgcosh¼ 0;21其中摩擦应力如下：SF 1/4fqvf. vf.ð22ÞH-Lf和v-f可以通过方程组同时获得。（20）-（22）. 弹状流液体的质量流速为wLvmAHLsqLsvfAHLfqLfð23ÞlLulLu对于零净液体流量，液体质量流速为零。因此，将上述公式修改如下：vmLLs vfHLfLu-Ls¼0卢卢段塞单元长度随超临界气体流速的增大而减小.当气体流速等于临界井喷气体流速时，段塞消失.因此，段塞单元的长度可计算如下：L D vcr-vsg19D25vcr-1利用该模型可以得到段塞的参数。可以计算压降和液体空隙率。液体空隙率模型如下获得H-HLsLsHLfLfLuð26Þ段塞总压降计算模型基于Taitel模型建立如下，[37]见图4。 气液弹状流图。表1m的值Nvm≥250 10250≥Nv>1869N-v0.35≤1825¼LgLB.殷，M. Ren，S. Liu等人工程科学与技术，国际期刊41（2023）1013856.ΣS一L一一DPu<$qgsinhLsspdLsqgsinhLfsfSfLfswgSgLfð27ÞZhang等人建立的泡状流和搅动流模型[38]在学习中。3.3. 钻头以下井段井控计算模型(1) 首先，根据钻头以上井段气液两相流模型，计算压井液参数、钻头处井筒压力和温度。(2) 通过计算钻头处的临界井喷速度来判断压井液是否返排。计算过程如下：a.首先，初始临界井喷速度vcr 根据Turner模型计算[22]。1r=4r。ffiffiffiqffiffiffiffiffi-ffiffiffiffiffiqffiffiffiffiffiΣffiffiffi图五.动态压井过程中气体流量和井底压力的变化。如果考虑井段压井液回流第0卷17：6L g1个= 2个Gð28Þ在钻头下方，当气体流速降低到临界流速时，井喷速度快时，压井液会回流到井底并产生一定的压力。 如图 6、通过考虑压井液的回流，动态压井法b. 计算液滴的最大直径c. 计算雷诺数。d. 计算非球形固体的阻力系数，并对非球形液滴的阻力系数进行修正。e. 计算临界井喷速度vcr。f. 如果jv0cr-vcrj>b，则将v0cr<$v0cr设置为v cr = 2。 返回步骤a。并重复直到jv0cr-v crjb，其中b是计算精度。(3) 将表观气速vsg与临界井喷速度vcr进行了比较。如果vsg>vcr，压井液不能回流。井筒压力损失由根据Cullender-Smith方法[39]计算了从钻头到井底的气体流量(4) 如果vsgvcr，压井液将回流。基于本文建立了零净流模型，计算了气液两相流从钻头到井底所引起的井筒压力损失。4. 钻头离底时动态压井参数的变化4.1. 钻头离底动态压井理论如果在钻头离底时发生气涌，则应确定是否采用动态压井方法步骤如下。 如图 5、黑线为BHP与气体流量的流入动态关系（IPR），根据达西渗流模型计算。然后，利用气液两相流模型，计算了不同压井液排量下气体流量与井底压力的流出动态关系（OPR），即蓝线。当IPR曲线与OPR曲线相交时，意味着地层气继续流入井筒，井控失效。如果OPR曲线总是在IPR曲线之上，压井成功。当压井液排量为Ql 1时，由于计算出的动态流出曲线在IPR曲线之上，可以采用动态压井法;当压井液排量为Ql 2和Ql3时，不能采用动态压井法。当压井液排量为Ql2时，可使用。研究了不同参数对Y型管原理动态压井的影响，基本计算参数见表2。4.2. 井喷临界速度当钻头不在井底时，临界井喷速度对动态压井至关重要。它决定压井液是否能落到钻头下方的井段，或确保压井液能被提离井筒。分析了几种因素对提高临界井喷速度的影响。模拟了不同压力、温度、压井液密度和表面张力下的临界井喷速度。 七比十图 7表明，当压力小于10 MPa时，临界井喷速度随压力的增加而迅速降低。当压力超过10 MPa时，压力对压力的影响最大见图6。考虑钻头离底时压井液回流的动态压井。QB.殷，M. Ren，S. Liu等人工程科学与技术，国际期刊41（2023）1013857临界井喷速度，m/s·表2基本计算参数。参数名称参数值76参数名称参数值5井深，m 3000供水边界/m 1504气体厚度储层，m温度，°C3气藏渗透率，mD十，二十，三十，60井底温度，°C1002钻井液密度，g/cm31.3溢流量，m3一、三、五、十1地层压力，MPa气体粘度，mPa·s38钻井液排量，L/s0.027钻头至井口距离，m20三千两千五两千、一千五百、五百01000 1200 1400 1600 1800 2000 2200 2400压井液密度，kg/m3见图9。 临界井喷速度随压井液密度的变化。见图10。 临界井喷速度随表面张力的变化。见图7。 临界井喷速度与压力的关系。见图8。 临界井喷速度与温度的关系。确定的临界井喷速度明显降低，但仍随压力的增加而降低。图8表明，随着温度的升高，临界井喷速度增大。在低压下，温度对临界井喷速度的影响较大。在高压下，温度的影响较小。在一定条件下，气体密度随温度的升高而降低，而临界井喷速度与气体密度成反比。在高压下，温度对气体密度的影响减小。图9表明，临界井喷速度随着压井液密度的增加而增加。在低压条件下，压井液密度越大，临界井喷速度变化越大然而，在高压下，变化趋势较小。这主要是因为临界井喷速度与压井液密度呈正但在高压下，气体密度大，这减缓了压井液密度的变化速率因此，压井液密度对井喷临界速度的影响不大.图10表明，临界井喷速度随表面张力的增加而增加。根据上述分析，提高临界井喷速度可以通过降低压力、提高温度、压井液密度和表面张力来实现。在压井过程中，压井压力越大，井控越成功.然而，井筒中的温度无法控制。因此，为了提高临界井喷速度，可以通过加入加重剂来提高压井液密度，或者通过加入表面活性剂来提高表面张力4.3. 不同井喷条件4.3.1. 钻头在井底时动态压井参数的变化规律(1) 动态压井参数随压井液排量的变化规律压井液密度为1.3g/cm3，粘度为20 mPa·s，套管和钻杆直径为0.2445m，0.127米。计算结果如图11所示。压井液驱替后井底压力增大。 四类1MPa10MPa30MPa内径0.112压井液0.03 0.05 0.07钻杆，m排水量，m3/s0.1，0.13外径0.127地层破裂50钻杆，m内径0.210,压力，MPa套管，m0.219,0.2245B.殷，M. Ren，S. Liu等人工程科学与技术，国际期刊41（2023）1013858····见图11。压井液排量不同时井底压力随气体流量的变化。在图11所示的地层中，压井液排量为0.03和0.05m3/s时，不能控制井喷。当压井液排量为0.0 7 m3/s时，渗透率为10 mD的地层可控制井喷。当压井液排量为0.1m3/s时，四种类型地层的井喷均能得到控制。如果无法获得地层的储层特征，可以采用0. 13 m3/s的排量。在所有气体流动下，计算出的井底压力始终处于地层压力和破裂压力之间。(2) 动态压井参数随压井液粘度的变化规律压井液密度为1.3g/cm~ 3，驱替量为0.07 m3/s。计算结果如图12所示。压井液粘度越大，井底压力越大当压井液粘度为20 mPa·s时，只能控制渗透率为10 mD的地层井喷当压井液粘度达到120 mPa·s时，渗透率低于30 mD的地层可控制井喷。当粘度达到1000 mPa·s时，无论气体流量如何，BHP都大于(3) 动态压井参数随压井液密度压井液粘度为20 mPa·s，驱替量为100 mPa·s。0.07 m3/s。 计算结果如图所示。 13岁井底压力随压井液密度的增大而增大当压井液密度为1.25g/cm3时，仅能控制渗透率为10 mD的地层井喷当压井液密度达到1.6g/cm3时，4种地层的井喷均得到控制。压井液密度的增加见图12。 不同压井液粘度条件下不同气体流速下井底压力的变化规律。B.殷，M. Ren，S. Liu等人工程科学与技术，国际期刊41（2023）1013859·图十三.不同压井液密度下井底压力随气体流量的变化。在小气体流速下，对BHP有重要影响压井液密度为1.6g/cm 3时，井底压力与破裂压力相近，在大气体流量下，井底压力对井底压力影响不大。当气体流速大于40×104m3/d时，井底压力小于地层压力。(4) 动态压井参数随井筒尺寸的变化。压井液粘度为20 mPa·s，排量为0.07m3/s，密度为1.3g/cm3。计算结果如图14所示。随着套管直径的减小，井底压力增大。当套管直径为0.219 m时，四类地层的井喷可能是一致的。被拖走了当套管直径减小到0.210 m时，井底压力大于地层压力。根据上述分析，当钻头位于井底时，井底压力随压井液排量、粘度、密度以及井筒尺寸的减小而增大。这主要是由于压井液排量和粘度增加以及井筒尺寸减小所致。循环摩擦力将增加。压井液粘度和排量对压井压力有显著影响.在小气体流量下，虽然井底压力随密度的增加而增加，但地层仍可能发生压裂。因此，在动态压井参数优化设计时，应首先调整压井液的排量和粘度。图14. 不同套管直径下井底压力随气体流量的变化规律。B.殷，M. Ren，S. Liu等人工程科学与技术，国际期刊41（2023）10138510····4.3.2. 钻头离底动态压井参数的变化为了更科学合理地设计钻头离底时的动态压井参数，分析了不同压井参数和钻头位置下压井过程中井底压力的变化规律。首先考虑了压井液在钻头处的回流，分析了相同压井参数下不同钻头位置井底压力的变化规律。分析了两种极端情况。钻头靠近井底和井口。为此类情况下的动态压井参数设计提供了分析方法。(1) BHP随钻头位置变化压井液密度为1.35g/cm3，粘度为20 mPa·s，排量为0.07m3/s。计算结果示于图1和图2中。15和16。钻头距井口距离越小，井底压力越小。压井液的逆流是否钻头被认为对井底压力具有显著影响。当钻头距井口2000 m时，不考虑压井液回流，在此压井参数下无法控制4类地层的井喷。但考虑压井液返排后，在相同压井参数下，渗透率小于30mD的地层可控制井喷(2) 钻头接近井底时压井参数对井底压力的影响在起下钻过程中，当钻具起出时间较短或起下钻接近井底时，压井情况与钻头接近井底的情况相似钻头距井底500 m，压井液密度1.35g/cm3，粘度20 mPa·s。计算结果如图所示。 十七岁压井液驱替后井底压力增大当压井液排量增加到0.07m3/s时，四种类型地层的溢流均得到控制。当压井液排量增加到0.1m3/s时，压井过程中井底压力处于地层压力和破裂压力之间。(3) 钻头靠近井口时压井参数对井底压力的影响如果钻头靠近井口时发生溢流，则动态压井参数的设计相对困难。压井参数对井底压力有重要影响所以应该研究一下。钻头距井口500 m，压井液密度1.35g/cm3，粘度20 mPa·s。计算结果如图18所示。压井液驱替后井底压力增大。当排量增加到0.3m3/s时，只能控制渗透率低于30 mD的地层溢流。但泵排量是有限的，不可能一直增加压井液排量，因此应考虑其他方法来增加井底压力。改变压井液粘度、密度和井口回压的模拟结果如下。①提高压井液粘度。在其它压井参数不变的情况下，压井液粘度增加，结果见图1。十九岁在钻头靠近井口的情况下，压井液粘度越高当压井液粘度从30 mPa·s增加到300 mPa·s时，只能控制渗透率为10 mD的地层溢流这主要是由于压井液粘度增大，循环摩阻增大，井底压力升高。②增加的杀流体密度的在其它压井参数不变的情况下，压井液密度可达1000 ~ 1000 m3/h。结果见图1。 20. 在钻头靠近井口的情况下，压井液密度越大，井底压力越大，但变化幅度特别小。当压井液密度由1.35 g/cm 3增加到1.60g/cm3时，即使渗透率为10 mD的地层气侵也不能被压井。这主要是由于压井液密度和静液柱压力增加，但静液柱高度较短，变化不大。图15. 在不考虑回流时，BHP随气体流速的变化。B.殷，M. Ren，S. Liu等人工程科学与技术，国际期刊41（2023）10138511图十六岁考虑回流时井底压力随气体流速的变化图十七岁钻头离井底时，压井液排量较小时井底压力的变化③增加井口回压。在其他压井参数不变的情况下，井口回压增加，如图21所示。在钻头靠近井口的情况下，井口回压越大，井底压力越大。与其他参数相比，井口回压对井底压力的影响最大。然而，这也增加了地层破裂的风险5. 钻头离底根据Y型管原理模型和钻头下井筒气液两相流模型，建立了钻头不在井底时的动态压井程序。程序如下：(1) 绘制了井喷井的IPR曲线，确定了井底压力与气体流速的关系(2) 用单股气流的Cullender-Smith法计算了不同气体流量下的井底压力(3) 将计算初始井喷速度（Qgi）和井底压力（PWfi），这是动态流出和流入曲线的交点。(4) 根据Pwfi和Qgi，对于单相气体，钻杆底部的表观气速和压力，即，注入点计算。(5) 根据临界井喷速度公式计算了注入点的临界速度。 若vsg≥vcr，则无返排影响;若vsg

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