鉆井法鑿井氣-液-固耦合排渣流場及刀盤吸渣口優化

程 樺 ， 郭龍輝 ， 姚直書 ， 楊 光 ， 榮傳新

(1.安徽理工大學 土木建筑學院, 安徽 淮南 232001；2.安徽建筑大學 建筑結構與地下工程安徽省重點實驗室, 安徽 合肥 230601；3.中煤特殊鑿井有限責任公司, 安徽 合肥 230001)

我國西部礦區煤炭多賦存于白堊—侏羅系含水弱膠結巖石地層，新井建設常采用凍結法施工深大立井井筒[1-3]。與凍結法相比，鉆井法鑿井具有機械化程度高、作業環境好、井壁質量高等優點，符合少人、安全、綠色、智能化的煤炭行業發展趨勢[4-7]。長期以來，鉆井法主要應用于中東部地區深厚松散層立井施工，將該工法應用于西部可可蓋煤礦含水弱膠結巖石地層進、回風井深大立井施工在國內外尚屬首次[8-9]。但在鉆進侏羅系泥巖、泥質砂巖等含泥地層時，出現了泥漿突變、刀具磨損嚴重、鉆進效率低等工程問題[10-11]。初步分析表明，對氣-液-固耦合排渣流場缺乏認識，現行吸渣口設計與洗井參數無法適應該類地層高效鉆進要求，是導致鉆進排渣效率低的主要原因之一，亟待研究解決。

國內外相關領域的專家學者，針對洗井排渣流場、鉆頭吸渣口布置、排渣參數優化等問題，開展了大量研究，取得了系列成果。在排渣流場研究方面，伍曉龍[12]等對氣舉反循環雙壁鉆具環形空間及氣水混合器流場中的速度及壓力進行了仿真分析，發現減少雙壁鉆桿環形空間的變徑有利于減少壓力損失和能量損耗，且對稱進氣孔結構更利于上返速度的均勻性；夏敏等[13]通過數值模擬研究了大直徑有、無牙輪鉆頭鉆進時井底流場速度分布規律，認為距吸渣口較遠處易產生巖屑堆積，可通過增大泥漿流量減小沉積區。但上述氣舉反循環流場的研究還處于數值模擬方面的可行性探討，缺乏室內試驗驗證，且與工程應用尚有距離。

在刀盤吸渣口優化研究方面，前蘇聯曾在頓巴斯采用YZTM-8.75 型鉆機開展吸渣口優化的現場試驗，發現三吸渣口布置，泥漿的壓頭損失嚴重且易發生堵塞，單吸渣口的抽吸速度及沖開能力均較三吸渣口強；美國和日本曾采用機械方式在鉆頭上安裝刮板或刀具泵，使剝離的鉆渣直接刮、吸向吸渣口[14]；黃志強等[15]改變了潛孔鉆頭排屑槽的布置方式，將徑向布置改為切向布置，此舉減小了井底流體的旋渦強度，改善了排渣效果；付孟雄[16]針對現有兩翼PDC 鉆頭設計的不足，改進了鉆頭排渣口的位置和排渣通道尺寸，大幅減小了排渣流場鉆渣聚集區，提高了排渣效率?？梢?，國內外在該方面的研究僅局限于工程試驗，缺乏理論指導，且所做的工作已年代久遠。

在鉆井排渣施工影響因素方面，國外學者S WALKER[17]研究了鉆渣粒度、洗井液流變性等對連續水平油管鉆進作業時井底鉆渣輸送的影響，發現洗井效果受限于鉆渣尺寸和洗井液黏度，湍流狀態下的低黏流體洗井效果更好；劉少偉[18]、易振華[19]、熊亮[20]等分別開展了巷道底板錨固孔、灌注樁孔和瓦斯抽排井的反循環鉆進排渣參數研究，認為影響排渣效果的主要因素有：進水孔和排渣通道孔徑、泥漿循環量、注氣量、注氣壓力等，并提出了合理的排渣參數組合。但鉆井法施工灌注樁、瓦斯抽排井和油氣井，在鉆井工藝、鉆井直徑、排渣方式、排渣流型等方面均與礦山立井鉆井法鑿井存在較大區別，相關成果無法滿足需要。

綜上，筆者以西部地區可可蓋煤礦中央回風立井?4.2 m 超前鉆井為研究背景，基于CFD-DEM 方法，建立氣-液-固多相耦合排渣數值模型，分析其排渣流場分布規律及主要影響因素；提出優化刀盤吸渣口評判指標和方法，優化吸渣口布置方式和相關參數，為優化吸渣口布置，選擇合理鉆進參數，提高排渣與鉆進效率提供理論參考。

1 氣舉反循環排渣數值模型

1.1 工程背景

可可蓋煤礦位于陜西省榆林市境內，設計生產能力為10 Mt/a，煤層賦存地層為西部典型的富水弱膠結巖石地層，礦井開拓采用敞開式TBM 掘進主、副斜井和鉆井法施工中央進、回風井的聯合方式，其中，中央進、回風立井是我國在西部地區首次采用鉆井法施工的立井井筒且在近期均已成功完成了鉆進工作[21]。

中央回風立井井筒設計深度521.5 m，凈直徑6 m，井筒依次下穿第四系、白堊系、侏羅系地層，井筒鉆進荒徑為8.5 m，鉆進方式選用AD130/1000 型全液壓動力頭豎井鉆機(圖1)進行?4.2 m 超前鉆進和?8.5 m擴孔鉆進聯合的兩級鉆進施工，其中超前鉆孔采用直徑為4.2 m 的平底滾刀鉆頭，滾刀布置采用14 把正刀+4 把邊刀+1 把中心刀的組合方式，鉆頭吸渣口采用中心式+偏心掃掠式雙吸渣口布置方式(圖2)，洗井方式采用氣舉反循環泥漿懸浮排渣工藝。

圖1 AD130/1000 型豎井鉆機Fig.1 AD130/1000 shaft drilling rig

1.2 多相耦合排渣數值模型

為研究氣-液-固三相耦合排渣流場分布規律，采用CFD-DEM 方法，建立氣舉反循環排渣數值模型，其中流體相泥漿和壓縮空氣的計算在流體仿真軟件Fluent 中進行，離散相巖渣顆粒在離散元仿真軟件EDEM 中進行，2 者通過編譯UDF 耦合接口實現耦合計算。

1.2.1 控制方程

(1)流體相控制方程。氣舉反循環排渣過程是壓縮空氣-泥漿-巖渣三相耦合的流動，在流體仿真軟件Fluent 中選擇歐拉多相流模型對流體相進行仿真分析，考慮到泥漿滿足非牛頓流體流變特性，因此選擇冪律流體模型；為提高歐拉多相流的計算精度，選擇標準k-ε湍流模型計算排渣流場。排渣流場中泥漿與空氣的運動滿足流體質量守恒和牛頓第二定律，因此在歐拉坐標系中建立混合流體的連續方程和動量守恒方程[22]，分別為

式中，i表示液相或氣相；αi、ρi、vi分別為i相的體積分數(%)、密度(kg/m3)、速度(m/s)； τi為i相的應力-應變張量；P、Fi、Flift,i、Fvm,i、Fwl,i、Ftd,i、R分別為相間共享壓力、外部體積力、升力、虛擬質量力、壁面力、相間湍流擴散力和相間相互作用力。

(2)離散相的控制方程。選用EDEM 離散元仿真軟件對排渣流場中巖渣的運移過程進行仿真分析，在井底生成30 000 個直徑為3 mm 的球形顆粒用以模擬巖渣[10]，并選擇Hertz-Mindlin 無滑移彈性接觸模型模擬巖渣顆粒間的碰撞和擠壓，每個巖渣顆粒在運動過程中滿足牛頓第二定律和動量守恒方程[23-24]，即

式中，m為巖渣的質量，kg；v為巖渣的運移速度，m/s；ρl為流體密度，kg/m3；ρ為巖渣密度，kg/m3；FD分別為巖屑受到的牛頓阻力；FC為巖屑與其他巖屑以及壁面接觸的合力。

巖屑顆粒的角動量守恒方程為

式中，I為巖渣顆粒的轉動慣量，kg·m2；ω為角加速度，rad/s2；Tq、Tc、Tz分別為巖渣顆粒所受的切向、法向和軸向扭矩，N·m。

1.2.2 反循環排渣數值模型建立

結合鉆井法鑿井氣舉反循環排渣施工工藝和?4.2 m 超前鉆頭的結構形式、吸渣口布置、刀具布置(圖2)，建立了氣舉反循環排渣的縮尺數值模型(為現場實際模型的1/12)，如圖3 所示。數值模型主要包括井底、鉆頭和排渣管，將井底和排渣管設置為流體域，鉆頭設置為旋轉域，以四面體網格劃分模型，并對鉆頭和注氣口進行局部網格加密，共計劃分91 064 節點、441 661 網格。在Fluent 中依次設置歐拉多相流模型、標準k-ε湍流模型計算流場，并定義泥漿和空氣的材料屬性(表1)、邊界條件(空氣以8.4 m3/h 輸入，泥漿以0.03 MPa 壓力輸入)和旋轉域屬性(以30 r/min繞z 軸旋轉)；在EDEM 中設置巖渣屬性參數并生成3 萬個球形巖渣顆粒，使刀具鉆入巖渣3 mm，經耦合接口連接Fluent 和EDEM 進行流體相和離散相的數值分析計算。其計算流程如圖4 所示，建模參數見表1，建模參數由現場實際施工參數和相似準則轉化得到，相似準則推導見文獻[10]。

表1 建模參數選取Table 1 Selection of modeling parameters

圖3 排渣數值模型及網格劃分Fig.3 Numerical model and grid division of slag discharge

圖4 數值模型計算流程Fig.4 Calculation flow of numerical model

2 排渣流場分布規律

為分析井底工作面和排渣管內的流場分布規律，在數值模型z=0.2、1.5 m 兩截面上分別設置排渣管水平測線H1和H2，在x=0 截面處設置垂直測線V1；在井底z=-0.22 m 截面上設置兩條水平測線L1和L2，在刀盤井底設置9 條垂直測線(吸渣口處的S1、S2，鉆頭徑向的S3～S5，滾刀周邊的S6～S9)，測線布置如圖5所示。數值分析計算參數見表1。

圖5 排渣流場測線布置Fig.5 Layout of measuring line for slag discharge flow field

2.1 排渣管內流場

圖6(a)～(c)為V1測線上的速度及壓力分布圖，圖6(d)～(f)為H1/H2測線上的速度及壓力分布圖。

圖6 排渣管內V1 和H1/H2 測線上的速度及壓力分布Fig.6 Velocity and pressure distribution on V1 and H1/H2 measuring lines in the slag discharge pipe

分析圖6(a)～(c)可知，排渣管內液固氣區段泥漿及巖渣的軸向速度遠大于液固區段，巖渣和泥漿途經注氣端時，上返速度分別大幅提升116%和99%，排渣管內泥漿的上返速度始終大于巖渣，其中在液固、液固氣區段，泥漿的平均上返流速較巖渣分別增長23.9%和9.8%；泥漿的切向速度反映其環流程度，在鉆頭轉動影響下，排渣管內液固區段泥漿環流現象顯著，但在液固氣區段泥漿的高速上返大大削弱了其切向運動，環流現象逐漸消失，流場更利于排渣[25]；當壓縮空氣輸入排渣管，管內混合流體的密度及壓力驟然降低，在外部泥漿柱壓力作用下，泥漿及巖渣實現“注氣加速”，獲得高流速而被舉升。

分析圖6(d)～(f)可知，沿排渣管斷面，H2測線上平均軸向速度較H1測線增大2 倍，但切向速度則降低27 倍，兩測線上流體軸向速度均遠大于其切向速度，因此排渣管內流體的運動以軸向流動為主，且高速流動的泥漿流主要分布在排渣管中心區域的主流區內，近排渣管內壁面處(黏附區)，泥漿流速則因黏滯阻力而迅速降低(圖6(d))；泥漿的切向運動沿排渣管斷面自內向外可劃分為環流中心、環流區和黏附區，其切向流速在環流中心處較小，在環流區隨管徑的增加而增大，在黏附區隨管徑的增加而減小(圖6(e))；排渣管內流體的流動壓力變化反映其動能變化，管內兩水平測線動能分布均呈拋物線型，中心處動能最大并向兩側逐漸遞減(圖6(f))。

2.2 井底流場

本節通過分析刀盤水平測線L1、L2和垂直測線S1～S9上的速度及壓力分布來研究井底流場的分布規律。

井底水平測線上流場分布如圖7 所示，分析圖7可見，井底泥漿的軸向上返主要集中在吸渣口附近，掃掠吸渣口處泥漿的上返速度較中心吸渣口處增大35.4%，因此掃掠吸渣口的吸附力較中心吸渣口更強；井底泥漿的運動形式以水平切向流動為主，以L2 測線為例，其平均切向流速約是軸向流速的15 倍，是徑向流速的2 倍，鉆頭中心處泥漿切向速度最小，沿鉆頭半徑向外逐漸增大，泥漿的徑向運動僅發生在吸渣口兩側，遠離吸渣口處，泥漿的徑向速度較小，對巖渣的沖刷及攜帶能力較弱，因此易發生巖屑堆積；井底壓力分布沿徑向自外向內近似呈線性降低，在吸渣口處壓力值最小，且掃掠吸渣口處較中心吸渣口更小，此時環空泥漿柱與井底的壓差就越大，井底泥漿與巖渣更易被吸附舉升。

圖7 井底水平測線L1 和L2 上速度與壓力分布Fig.7 Velocity and pressure distribution on L1/L2 bottom hole horizontal survey line

井底凈空垂直方向吸渣口處S1/S2測線流場分布如圖8 所示，井底徑向S3～S5測線流場分布如圖9 所示，鉆頭周邊S6～S9測線流場分布如圖10 所示。

圖8 吸渣口處S1 和S2 測線上速度與壓力分布Fig.8 Velocity and pressure distribution on S1/S2 measuring line at slag suction port

圖9 井底徑向S3～S5 測線上速度與壓力分布Fig.9 Velocity and pressure distribution on bottom hole radial S3-S5 survey line

圖10 鉆頭周邊S6～S9 測線上速度與壓力分布Fig.10 Velocity and pressure distribution on S6-S9 survey line around the drill bit

分析圖8 可知，吸渣口吸附區域內，泥漿的流動以軸向上返為主，且中心吸渣口處平均軸向速度分別較徑向、切向速度增大8 倍和14 倍，掃掠吸渣口處分別增大4 倍和2 倍；中心吸渣口和掃掠吸渣口處泥漿的軸向速度沿井深方向近似呈線性增大，且中心吸渣口處增速略大，但泥漿的切向、徑向速度均較掃掠吸渣口處顯著降低；井底每一凈空深度掃掠吸渣口處井壓均小于中心吸渣口，表明掃掠吸渣口處與環空泥漿柱之間的壓差更大，泥漿和巖渣更易被吸附舉升。

分析圖9 可知，沿井底徑向布置的垂直測線上泥漿的軸向、徑向速度在破巖面和鉆頭底面都趨近于0，軸向速度近似在井底凈空中心處達到最大，且在吸渣口吸附作用下，泥漿的軸向、徑向速度均隨鉆頭半徑的減小而增大，距離吸渣口較遠處，泥漿幾乎不發生軸向運動；貼近鉆頭表面處(距井底20～25 mm)，泥漿隨鉆頭做同向運動，其環流程度隨旋轉半徑的增大而增大，在距井底10～20 mm 內，鉆頭對泥漿的拖曳作用等同于其黏滯阻力，泥漿近似以恒定速度環向運動，在距井底10 mm 內，泥漿的黏滯力起主導作用，其切向速度隨距井底距離的減小而減小，直至為0[13]；在井底水平同一凈空深度，井壓沿著鉆頭邊緣向中心方向均勻遞減，在鉆頭表面至井底的垂直方向上，井壓呈線性增加，且不同徑向位置的井壓增速近似相等。

分析圖10 可知，由于鉆頭在鉆進過程中，刀具對井底泥漿具有推動作用，鉆頭刀具周邊泥漿的軸向速度與切向速度，均在迎頭處大于尾部，外側大于內側(圖11)。此外，刀具劃過井底，在其外側及尾部形成渦旋，導致泥漿流向時上時下；刀具周邊泥漿徑向流速迎頭處大于尾部，內側略大于外側，且外側泥漿在距井底20～25 mm 內流向發生改變，流向背離吸渣口方向，因此刀具對其外側泥漿流的徑向運動具有一定的阻滯作用；同一井底凈空深度，刀具內側壓力小于外側，刀具前、后壓力分布并無顯著差異。

圖11 鉆頭刀具周邊流體軸向速度分布云圖Fig.11 Cloud image of axial velocity distribution of fluid around the bit cutter

2.3 巖渣的分布與運移

基于現場排渣數值模型，選取不同時刻井底及排渣管內巖渣的分布狀態，分析其匯聚、懸浮、吸附、舉升等運移規律。

分析圖12 可知，巖渣在井底做“匯聚—懸浮—吸附—舉升”運移，首先，巖渣在吸附作用和鉆頭、旋轉泥漿流的推動作用下逐漸匯聚井底中部，其次，旋轉泥漿流增大對巖渣的擾動力，使其克服泥漿柱的壓持效應而懸浮井底，并在吸渣口吸附作用下抽排出井底進入排渣管，巖渣運移循環往復，直至井底徹底清零；泥漿攜帶巖渣途經注氣端，在氣舉和壓差作用下上返速度大幅增加，但由于氣相輸入，巖渣的密度分布顯著降低，因此，巖渣以高返速、低密度的形式在排渣管內運移，直至排出地面。

圖12 井底及排渣管內巖渣的分布狀態Fig.12 Distribution of rock slag in bottom hole and slag discharge pipe

3 刀盤吸渣口優化

3.1 優化內容及評價指標

煤礦立井鉆井法施工過程中，井底部分巖渣因吸渣口布置不合理等原因積聚井底被重復破碎，致使鉆頭磨損增大，鉆進效率降低[26]。因此，本節以可可蓋煤礦中央回風立井?4.2 m 超前鉆進為背景，取清渣率η、泥漿輸送比λ和氣力輸送比 ξ作為評判指標，從刀盤吸渣口的數量、間距、面積比和總面積4 個方面對吸渣口的布置進行優化，優化流程如圖13 所示。

圖13 鉆頭吸渣口優化流程Fig.13 Optimization flow chart of bit slag suction port

式中，Mtotal為生成巖渣的總質量；Ms為累計排出巖渣的質量；Ml為累計排出泥漿的質量；Mg為累計輸入氣體的質量。

3.2 吸渣口優化結果

定義兩吸渣口中心距與鉆頭半徑之比為長徑比α，兩吸渣口面積的比值為面積比β，兩吸渣口總面積占鉆頭橫截面積的百分比為總面積占比γ，按照圖13 鉆頭優化流程，依次改變吸渣口的數量n(分別為1，2)，長徑比α(分別為0.3，0.4，0.5)，面積比β(分別為1，0.5，0.25，0.17)，總面積占比γ(分別為1.63%，1.78%，1.94%，2.12%)，建立不同的鉆頭吸渣口布置數值模型(圖14)，基于每次吸渣口優選結果逐級優化并選出最佳吸渣 口布置方式，計算結果見表2 和圖15。

表2 吸渣口優化計算結果Table 2 Optimization calculation results of slag suction port

圖15 排渣效果指標趨勢Fig.15 Trend chart of slag discharge effect index

分析表2 和圖15 可知：

(1)刀盤吸渣口總面積相同時，雙吸渣口布置方式排渣效果較單吸渣口好。單吸渣口由于其偏心布置方式，在靠近吸渣口一側出現井底泥漿徑流短路現象，在井底中心位置及遠離吸渣口一側泥漿流速衰減嚴重，致使鉆渣積聚井底中心無法被泥漿舉升而重復破碎，嚴重影響排渣效果。雙吸渣口布置方式具有分布均勻、吸附范圍廣的優點，且吸附兼顧井底中心和鉆頭外緣巖渣滯留區，因此，雙吸渣口布置方式較為合理，且清渣率較單吸渣口布置增長76.5%，泥漿攜巖能力及氣力舉升能力也顯著提升。

(2)當兩吸渣口間距過近時，吸附區域會發生交叉重疊造成有效吸附面積減小，當兩吸渣口間距過大時，吸渣口之間存在“吸附空白區”，且外側吸渣口因其線速度過大而造成吸附效果差，因此兩吸渣口間距的布置并非越近或越遠最好，其存在一最優閾值，且當吸渣口長徑比α為0.4 時排渣效果最佳，其清渣率較現場雙吸渣口布置方式提升19.7%。

(3)清渣率、氣力輸送比和泥漿輸送比均隨著吸渣口面積比β的增大而增大；井底巖渣暴露于掃掠吸渣口吸附路徑下方的時間較短，掃掠吸渣口吸附能力有限，尚有大量巖渣滯留井底，且主要分布在中心部位，因此適當增大中心吸渣口面積有利于提高排渣效果，且當吸渣口面積比β為1 時，其清渣率較現場雙吸渣口布置方式提升64.3%。

(4)在經歷吸渣口的數量、長徑比和面積比的優化后，排渣效果得到明顯的改善，繼續增大吸渣口的面積，清渣率及其他清渣指標均小幅增長后下跌，可見過度增大吸渣口的總面積反而會導致吸渣口吸附力不足而降低排渣效果，因此優選吸渣口總面積占比γ為1.94%，其清渣率較現場雙吸渣口布置方式提升66.06%。

綜上，通過建立13 個排渣數值模型，依次改變吸渣口的數量、間距、面積比和總面積，最終發現吸渣口的數量n為2，長徑比α為0.4，面積比β為1，總面積占比γ為1.94%時吸渣口的布置方式最佳且排渣效果最好。

3.3 試驗驗證

為驗證排渣流場分布數值模擬及優化吸渣口結果的正確性，采用自研的可視化氣舉反循環泥漿懸浮排渣試驗裝置(圖16)，設計幾何相似縮比為12 的相似模型試驗，并利用高頻攝像機對排渣管內巖渣進行監測捕捉，通過PIV 測試技術獲取了排渣管流場中巖渣的上返速度，其中相似模型設計、試驗裝置研制和試驗過程見文獻[10]，試驗參數選取同表1，圖17 為試驗與數值模擬結果對比。

圖16 氣舉反循環排渣試驗裝置示意Fig.16 Schematic diagram of gas lift reverse circulation slag discharge test device

圖17 試驗與模擬流場巖渣上返速度對比Fig.17 Comparison of upward velocity of rock slag between experimental and simulated flow fields

模型試驗結果顯示，現場模型排渣管內液固及液固氣區段巖渣平均上返速度分別為1.32 和3.88 m/s，對應優化模型為1.55 和4.07 m/s，優化模型排渣管內液固及液固氣段巖渣上返速度較現場模型分別提升17.4%和4.9%；與數值模擬結果相比，現場模型排渣管內液固及液固氣段巖渣上返速度相對誤差分別為22.7%和10.9%，對應優化模型相對誤差分別為14.8%和13.1%，試驗結果與模擬結果具有較高的吻合性，從而驗證了數值模擬排渣流場分布的正確性和優化吸渣口布置的優越性。

4 排渣流場影響因素分析

4.1 排渣管內流場主要影響因素

以排渣管內V1測線的速度及壓力分布為例，分析鉆頭轉速(20～40 r/min)，注氣量(6.4～10.4 m3/h)，風管沒入比(0.70～0.88)，泥漿黏度(1～11 mPa·s)等因素對優化模型排渣管內流場的影響。

分析圖18～21 可知：

圖18 鉆頭轉速對排渣管流場的影響Fig.18 Influence of bit speed on flow field of slag discharge pipe

圖19 注氣量對排渣管流場的影響Fig.19 Influence of gas injection on flow field of slag discharge pipe

圖20 風管沒入比對排渣管流場的影響Fig.20 Influence of air duct submergence ratio on flow field of slag discharge pipe

圖21 泥漿黏度對排渣管流場的影響Fig.21 Influence of mud viscosity on flow field of slag discharge pipe

(1)排渣管內泥漿及巖渣的上返速度隨鉆頭轉速的增加呈先增加后降低趨勢，當轉速為35 r/min 時，泥漿及巖渣的上返速度均達到峰值，分別較低轉速20 r/min 時增加4.4%和7.2%，當轉速增至40 r/min時，泥漿及巖渣的上返速度驟然降低，因此鉆頭轉速存在最優閾值，在合理范圍內增加鉆頭轉速可小幅提高泥漿及巖渣的上返速度；排渣管內壓力分布隨轉速的增加呈先減小后增加趨勢，當轉速為35 r/min 時，排渣管內壓力最小，即排渣管內外泥漿柱的壓力差最大，泥漿及巖渣更易獲得高流速而被舉升。

(2)增大注氣量可以顯著增加排渣管內液固氣區段的氣體體積分數及巖渣、泥漿的上返流速。當注氣量從6.4 增至10.4 m3/h 時，排渣管內氣體平均體積分數增長31%，液固氣區段巖渣及泥漿的平均上返流速分別增長25%和27%，且排渣管內的壓力隨注氣量的增加而降低。這是由于當注氣量增加時，會以較大動能克服排渣管內混合流體重力勢能而做功，壓縮空氣的動能向混合流體重力勢能及動能轉變，使其以高流速上返；另外，隨著注氣量增加，排渣管內混合流體的密度及壓力迅速降低，在外部環空泥漿柱壓差作用下，排渣管內混合流體更易獲得高返速。

(3)增大風管沒入比可使巖渣-泥漿兩相流提前被“注氣加速”，且在一定程度上可小幅增加排渣管內液固氣段巖渣及泥漿的上返流速。當風管沒入比從0.70 增至0.84，巖渣-泥漿兩相流提前被加速，且分別實現8.9%、11.8%的增幅，多相流上返路徑延長，但獲取高流速上返，有效節省了巖渣及泥漿自井底至地面的流動時間[27]。

(4)泥漿黏度與混合流體的上返速度呈負相關關系。低密度、低黏度的泥漿更易獲得高返速，且在排渣管內保持低壓狀態，但攜巖能力較差。當泥漿黏度為1 mPa·s，密度為1 kg/m3時(此時泥漿為清水)，其上返流速為4.28 m/s，較黏度梯度為2～11 mPa·s 的泥漿(密度為1.1 kg/m3)分別增長6.7%～9.7%，巖渣顆粒上返流速分別增長6%～7%。這是因為低黏、低密度的泥漿與鉆桿內壁間的壁面剪切力較小，沿程阻力損失少，在液固氣區段易形成低密度的混合流體且保持管內低壓狀態，因此能獲得高流速，但是在實際鉆井工程中，還要考慮泥漿平衡地壓、井幫護壁、懸浮井壁、攜帶巖渣的能力，因此泥漿黏度及密度也并非越小越好。

4.2 井底流場主要影響因素

以井底水平測線L1上的速度及壓力分布為例，分析鉆頭轉速(20～40 r/min)，注氣量(6.4～10.4 m3/h)，風管沒入比(0.70～0.88)，泥漿黏度(1～11 mPa·s)等因素對優化模型井底流場的影響。

圖22～25 分別為鉆頭轉速，注氣量，風管沒入比和泥漿黏度對井底L1測線上速度及壓力分布的影響曲線，分析可得

圖22 鉆頭轉速對L1 測線上速度及壓力的影響Fig.22 Influence of bit speed on speed and pressure on L1 survey line

圖23 注氣量對L1 測線上速度及壓力的影響Fig.23 Influence of gas injection on speed and pressure on L1 measuring line

圖24 風管沒入比對L1 測線上速度及壓力的影響Fig.24 Influence of air duct submergence ratio on speed and pressure on L1 measuring line

圖25 泥漿黏度對L1 測線上速度及壓力的影響Fig.25 Influence of mud viscosity on speed and pressure on L1 measuring line

(1)鉆頭轉速對井底流體的速度場及壓力場影響最為顯著，井底流體的軸向速度隨鉆頭轉速呈先增大后降低趨勢，且在35 r/min 時，井底流體的上返速度最大，井底壓力則與鉆頭轉速呈負相關關系，鉆頭轉速由20 增至40 r/min 時，中心吸渣口、掃掠吸渣口與環空泥漿柱之間的壓力差分別增大1.8 倍和4.3 倍，吸渣口吸附力顯著增強。

(2)注氣量、風管沒入比與井底流體的軸向速度呈正相關關系，與井底壓力呈負相關關系。當注氣量由6.4 增至10.7 m3/h 時，中心吸渣口處流體軸向速度增長13.5%，井底與環空壓差增大13.9%；當風管沒入比由0.70 增至0.88 時，中心吸渣口處流體軸向速度增長30.4%，井底與環空壓差增大13.6%，因此，增大風管注氣量和埋入深度可顯著增長井底流體的軸向速度和吸渣口吸附力。

(3)泥漿黏度與井底流體的軸向速度呈負相關關系，低黏流體易獲取高返速，泥漿黏度由1 增至11 mPa·s 時，中心吸渣口和掃掠吸渣口處泥漿的軸向速度分別降低9.6%和32.3%；泥漿密度相同時，黏度對井底壓力影響較小，但采用低密度泥漿時，井底和環空泥漿柱的壓力驟然降低。

5 結 論

(1)排渣管內氣-液-固混合流體的運移以軸向流動為主，途經注氣端時，流速發生跳躍式劇增；井底流體的運移主要以水平流動為主，流體的垂直上返僅存在于吸渣口附近；井底水平流動以切向流動為主，徑向流動僅在吸渣口兩側較為明顯，且遠離吸渣口處，徑流速度較小易產生巖屑沉積。

(2)提出了優化刀盤吸渣口評判指標：清渣率η、泥漿輸送比λ和氣力輸送比 ξ。依次改變刀盤吸渣口的數量、間距、面積比和總面積，通過數值模擬優化得到吸渣口的數量為2，長徑比為0.4，面積比為1，總面積占比為1.94%時，吸渣口的布置方式最佳，其清渣率較現行吸渣口布置方式提高66%，且優化結果得到試驗驗證。

(3)鉆頭轉速對井底流場的影響最為顯著，增大鉆頭轉速可顯著降低井底壓力，提高與環空泥漿柱間的壓差，增強吸渣口的吸附作用；注氣量、風管沒入比與井底和排渣管內流體的軸向速度均呈正相關關系，低黏、低密度的泥漿易獲取高返速，但攜巖能力較差。

(4)基于鉆井法氣-液-固耦合流場分布規律，優化改變刀盤吸渣口布置及相應鉆進參數，是提高侏羅系基巖鉆井法鑿井排渣和鉆進效率重要的技術途徑之一。但由于在鉆進過程中存在巖性、刀具、泥漿等諸多綜合影響因素，開展現場工業性試驗研究將是今后不可或缺的重要環節。