張傳磊 馮 剛 毛中華 劉迎彬 范志強(qiáng) 康俊澤

①中北大學(xué)環(huán)境與安全工程學(xué)院（山西太原，030051）

②中石化石油工程地球物理有限公司勝利分公司（山東東營(yíng)，257086）

③中北大學(xué)航空宇航學(xué)院（山西太原，030051）

0 引言

中國深層石油資源豐富，勘探開發(fā)程度低，勘探開發(fā)前景廣闊，是物探行業(yè)的重點(diǎn)研究領(lǐng)域[1-3]。 地震勘探最早是通過自然地震產(chǎn)生的地震波對(duì)地下地層進(jìn)行研究；但由于自然地震存在地域性和能量釋放不均衡等問題，人們將目光轉(zhuǎn)向人工激發(fā)地震產(chǎn)生地震波，對(duì)地下地質(zhì)結(jié)構(gòu)和地下資源進(jìn)行勘探。借助地層中產(chǎn)生的地震反射波，構(gòu)制可用于測(cè)定和分析地層結(jié)構(gòu)的地震圖來實(shí)現(xiàn)勘探目的[4]。 可在油井中激發(fā)、在地面接受的逆垂直地震剖面（vertical seismic profiling， VSP）技術(shù)[5]和隨鉆地震技術(shù)理論及工程應(yīng)用[6]等是國內(nèi)較早進(jìn)行相關(guān)基礎(chǔ)研究的課題。

近年來，以炸藥震源為基礎(chǔ)，采用裝藥殼體井下爆炸的方式[7]，解決了效率低下、圖譜不清晰的問題。 在井下激發(fā)過程中，為了讓爆炸能量轉(zhuǎn)化為地震波，可采用多個(gè)藥柱串聯(lián)、垂直間隔分布的裝藥結(jié)構(gòu)；并且為了控制爆炸作用時(shí)間，可改變藥柱的間距[8]。 為了有效回收爆炸后產(chǎn)生的破片，基于炸藥水下爆炸沖擊波傳播速度和能量密度遠(yuǎn)高于空氣中爆炸的原理，研究者初步研制了篩管式震源，可與專用的遙爆系統(tǒng)同時(shí)、同步觸發(fā)，在采集工藝技術(shù)、處理研究等方面取得了初步成果[9-10]。

考慮到震源結(jié)構(gòu)和暴露在井液中的組件裝置需要滿足20～30 MPa 的抗壓強(qiáng)度，以確保在起爆前裝置完好無損；爆炸在產(chǎn)生足夠的能量的同時(shí)，又不能破壞石油井管；另外，震源在井下爆炸后，應(yīng)保持井壁（主要包括10 mm 厚的鋼套管和20 mm 厚的C40混凝土套管）結(jié)構(gòu)基本安全，避免造成井壁擊穿破壞、套管失穩(wěn)屈曲等現(xiàn)象。 因此，目前篩管式震源產(chǎn)生的能量低，不適合長(zhǎng)距離勘探。

本文中，采用數(shù)值模擬、地面實(shí)驗(yàn)等方式，對(duì)篩管式震源的裝藥直徑、孔隙率、殼體壁厚等參數(shù)進(jìn)行了優(yōu)化，設(shè)計(jì)出可滿足深井井下高能、安全指標(biāo)的震源結(jié)構(gòu)。

1 篩管式震源的結(jié)構(gòu)

篩管式震源設(shè)計(jì)主要基于炸藥水下爆炸沖擊波的傳播速度和能量密度遠(yuǎn)高于空氣中爆炸的原理，充分利用篩管回收殼體碎片的同時(shí)，大幅衰減爆炸作用于石油套管的能量。

篩管式震源的結(jié)構(gòu)如圖1 所示。 其中，篩管式震源設(shè)計(jì)總長(zhǎng)2 300 mm，裝藥殼體采用分段連接式設(shè)計(jì)，金屬管狀裝藥單元長(zhǎng)度為250 mm，管內(nèi)徑20 mm，壁厚6 mm，兩端分別設(shè)置螺紋和密封圈。 在裝藥殼體表面開設(shè)1 mm 深的V 型預(yù)置缺陷槽，控制殼體爆炸后的碎片均勻。 裝藥單元之間通過殼體連接套串聯(lián)，可靈活調(diào)整震源裝藥段的總長(zhǎng)度。

圖1 篩管式震源的結(jié)構(gòu)Fig.1 Structure of sieve tube seismic source

采用降低炸藥爆速、提高起爆速度的方式進(jìn)行設(shè)計(jì)。 殼體式裝藥為細(xì)長(zhǎng)型藥柱疊加裝藥；同時(shí)，藥柱中心預(yù)留導(dǎo)爆索通孔。

2 篩管式震源爆炸模擬實(shí)驗(yàn)

2.1 實(shí)驗(yàn)設(shè)置

在地面預(yù)制模擬井下環(huán)境的混凝土套管和鋼套管，填充水模擬井液，根據(jù)損傷情況調(diào)整藥量。 采用長(zhǎng)度2 300 mm、直徑145 mm 的套管預(yù)制3 口模擬井，將套管放置于內(nèi)徑約300 mm 塑料管中，作為混凝土的澆注模具，采用C40 素混凝土澆注混凝土套管。

篩管式震源爆炸模擬實(shí)驗(yàn)的工況如表1 所示。工況1＃，每一環(huán)向分布12 個(gè)泄壓孔，共49 圈，共計(jì)588 孔；工況2＃，每一環(huán)向分布8 個(gè)泄壓孔，共19圈，共計(jì)152 孔。 孔隙率表示篩管泄壓孔的總面積占整個(gè)篩管表面積的百分?jǐn)?shù)。 篩管直徑102 mm，壁厚10 mm，裝藥殼體壁厚6. 5 mm，線裝藥密度約450 g/m。 篩管材質(zhì)均為油氣井專用射孔槍優(yōu)質(zhì)鋼，實(shí)驗(yàn)次數(shù)均為3。

表1 篩管式震源實(shí)驗(yàn)工況Tab.1 Test condition of sieve tube seismic source

實(shí)驗(yàn)布置如圖2 所示。 每個(gè)套管采用螺紋螺絲連接，接口處采用密封圈做防水處理。 槍管內(nèi)部用導(dǎo)爆索串聯(lián)，使得每個(gè)藥柱都能按順序依次起爆。槍管尾部插入定位支架，并固定在油管中間的位置，使槍管能夠在油管中間起爆。 實(shí)驗(yàn)中，激發(fā)器采用導(dǎo)爆管引爆，在井口覆壓重物后，激發(fā)震源，并回收震源。

圖2 篩管式實(shí)驗(yàn)布置（單位:mm）Fig.2 Equipment layout of sieve tube test （Unit: mm）

2.2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果

篩管式震源爆炸后的井口重物被拋灑，混凝土層基本被破壞，鋼套管也被不同程度地撕裂破壞，篩管均有明顯膨脹，但都能夠順利提出套管。 因?yàn)楫?dāng)前混凝土套管的外側(cè)約束較差，鋼套管和混凝土套管基本處于自由拉伸狀態(tài)，因此，無法模擬地應(yīng)力的保護(hù)作用。 實(shí)驗(yàn)結(jié)果如表2 所示。 篩管內(nèi)部存有大量尺寸2～5 cm 范圍內(nèi)的破片，可以有效回收。 相對(duì)于工況1＃，工況2＃實(shí)驗(yàn)后，篩管脹徑效果有所減弱；當(dāng)考慮到井下靜水壓力后，篩管的脹徑應(yīng)會(huì)進(jìn)一步受到抑制，足以滿足井下震源順利回收的要求。

表2 篩管式震源爆炸模擬實(shí)驗(yàn)結(jié)果Tab.2 Results of simulation experiments of sieve tube seismic source

3 篩管式震源爆炸的數(shù)值模擬

3.1 數(shù)值模型與材料參數(shù)

為研究炸藥爆炸載荷作用下篩管參數(shù)對(duì)結(jié)果的影響，通過ANSYS/LS-DYNA 有限元軟件建立一定長(zhǎng)度的井下爆炸模型，并進(jìn)行數(shù)值仿真，通過改變篩管的孔徑和孔隙率，獲得井下結(jié)構(gòu)的力學(xué)響應(yīng)。

數(shù)值模型的立體圖和側(cè)視圖如圖3 所示。 模型自內(nèi)向外依次為炸藥、鑄鐵殼體、水（模擬井液）與空氣、篩管、鋼套管、混凝土套管、外部巖石。 根據(jù)軸對(duì)稱特征，將模型簡(jiǎn)化為1/4建模。其中，對(duì)稱面上分別設(shè)置對(duì)稱邊界，外周巖石設(shè)置無反射邊界以模擬外地層；另外，采用Lagrange 網(wǎng)格建立鑄鐵殼體，采用初始體積填充法在殼體內(nèi)部生成裝藥區(qū)域；炸藥、空氣與水采用Euler 算法。 計(jì)算時(shí)，采用流固耦合的方法將炸藥、水、空氣與篩管、套管、鑄鐵殼體耦合；巖石與混凝土套管之間，混凝土套管與鋼套管之間采用面面接觸的方式。

圖3 篩管式震源的數(shù)值模型Fig.3 Numerical model of sieve tube seismic source

模型中的鋼套管與鑄鐵均采用P110 型優(yōu)質(zhì)鋼管，材料參數(shù)如表3 所示。 混凝土套管和外側(cè)巖石均采用C40 素混凝土的材料模型。 其中，混凝土層厚度為20 mm；外圈巖層厚度為60 mm；模型總長(zhǎng)度為2 m；中間部位裝藥，長(zhǎng)度為1 m。 炸藥參數(shù)如表4 所示。

表3 P110 鋼管模型參數(shù)Tab.3 Model parameters of P110 steel tube

表4 炸藥參數(shù)Tab.4 Parameters of explosive

JWL 狀態(tài)方程為

式中:p是爆轟產(chǎn)物的壓力；E是單位體積內(nèi)能；V是相對(duì)體積；A、B、R1、R2、ω為常數(shù)。

篩管參數(shù)如表5 所示，裝藥直徑均為20 mm。在裝藥軸線的兩端和中心位置設(shè)置3 個(gè)起爆點(diǎn)，同時(shí)起爆。

表5 篩管參數(shù)Tab.5 Parameters of sieve tube

3 種篩管孔工況如表6 所示。 篩管內(nèi)部裝藥直徑20 mm，鑄鐵殼體壁厚8 mm。

表6 不同工況時(shí)的篩管的泄壓孔參數(shù)Tab.6 Parameters of pressure relief holes on the sieve tube under different test conditions

3.2 數(shù)值模擬結(jié)果

如圖4 所示，篩管的增加對(duì)殼體碎片的形成具有限制作用。 由于爆炸沖擊波在篩管內(nèi)表面的來回反射，裝藥殼體碎片在篩管內(nèi)部膨脹一定距離之后幾乎保持不動(dòng)，向外擴(kuò)散的速度較小，基本全部被限制在篩管內(nèi)部。

圖4 篩管對(duì)殼體碎片的限制Fig.4 Limitation of sieve tube to shell debris

篩管管壁的徑向位移如圖5 所示。 對(duì)比可知，工況2＃管壁孔隙率最低，篩管脹徑越小，平均脹徑約5.5 mm。 工況1＃和工況3＃的孔隙率接近。 但工況3＃時(shí)，泄壓孔直徑為工況1＃的兩倍， 因此，孔壁最大脹徑約達(dá)到7.0 mm，工況1＃的脹徑約6.5 mm。工況1＃脹徑的數(shù)值模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)誤差約1. 60 mm；工況2＃脹徑的數(shù)值模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)相差約0.02 mm。 工況2＃的數(shù)值模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果相吻合。

圖5 3 種工況時(shí)篩管的徑向位移Fig.5 Radial displacement of sieve tube under three test conditions

4 篩管式震源能量的影響因素

4.1 篩管孔隙率

為了便于監(jiān)測(cè)篩管的泄壓孔參數(shù)對(duì)井內(nèi)爆炸壓力和篩管變形的影響，設(shè)置多組測(cè)點(diǎn)，如圖6 所示。

圖7 為從0 到100 μs 時(shí)3 種工況的篩管內(nèi)測(cè)點(diǎn)A的爆炸壓力變化情況。 當(dāng)泄壓孔直徑為10 mm和15 mm 時(shí)，篩管內(nèi)部的入射壓力峰值和經(jīng)套管和篩管反射后篩管壓力峰值達(dá)到較高水平；當(dāng)孔徑擴(kuò)大到20 mm 時(shí)，入射壓力峰值和反射壓力峰值降低約33.3%和30.4%。 由此得出:在孔隙率不變的情況下，孔徑增大，篩管內(nèi)產(chǎn)生的壓力減弱，且作用頻率趨于緩和；當(dāng)孔徑增大，孔隙率降低時(shí)，篩管內(nèi)爆炸壓力及作用效果差別較小。

圖7 3 種工況下篩管內(nèi)爆炸壓力曲線Fig.7 Explosion pressure curves inside the sieve tube under three test conditions

圖8 為3 種工況下測(cè)點(diǎn)B和C的壓力時(shí)程曲線。 對(duì)比可知，同一工況下，測(cè)點(diǎn)B的壓力高于測(cè)點(diǎn)C；當(dāng)泄壓孔直徑減小時(shí)，兩點(diǎn)壓力峰值的差增大；當(dāng)泄壓孔直徑約20 mm 時(shí)，測(cè)點(diǎn)B和C的壓力峰值相差較小。 由此可得，當(dāng)孔徑達(dá)到20 mm 時(shí)，篩管外側(cè)作用于套管上的壓力趨于均勻化。

圖8 篩管外側(cè)壓力曲線Fig.8 Pressure curves outside the sieve tube

圖9 為篩管和鋼套管管壁測(cè)點(diǎn)D和E的等效應(yīng)力曲線。 對(duì)比可知:3 種工況下水下壓力峰值過高，篩管和鋼套管均產(chǎn)生明顯的塑性變形。 篩管管壁測(cè)點(diǎn)D的應(yīng)力在內(nèi)部和外部壓力的作用下出現(xiàn)多次振蕩，但最終仍維持在較高的應(yīng)力水平。

圖9 篩管和鋼套管的等效應(yīng)力Fig.9 Equivalent stress of sieve tube and steel tube

可以得出，當(dāng)篩管泄壓孔的孔徑為15 mm 時(shí)，孔內(nèi)、外的壓力峰值基本一致，孔壁側(cè)面的壓力略小。 高壓脈沖的持續(xù)時(shí)間約80 μs，作用于鋼套管的比沖約4.8 kPa/s。 因此，優(yōu)化后選用孔徑15 mm、孔間距50 mm 的工況可滿足深井勘探的要求。

4.2 裝藥直徑

為了探究裝藥直徑對(duì)爆炸能量的影響，選取工況2＃和3＃模型，采用裝藥直徑為16 mm 和20 mm 進(jìn)行模擬分析，如圖10 所示。

圖10 16、20 mm 裝藥直徑篩管式的等效應(yīng)力與振速Fig.10 Equivalent stress and vibration velocity of sieve tube with 16 mm and 20 mm charge diameter

根據(jù)計(jì)算結(jié)果可知:16 mm 裝藥直徑的震源爆炸后，鋼套管的直徑由145. 0 mm 增大為149. 2 mm，脹徑率為2.9%；篩管直徑由爆炸前的102.0 mm 增大為108.5 mm，脹徑率為6.4%。 當(dāng)裝藥直徑為20 mm 時(shí)，震源爆炸后，篩管和鋼套管的直徑分別膨脹為112.3 mm 和150.7 mm，脹徑率分別為10.1%和3.9%。

由圖10 可知，當(dāng)裝藥直徑由20 mm 縮小為16 mm 時(shí)，鋼套管的等效應(yīng)力峰值降低了10%；同時(shí)，巖石的峰值振速減少了40%。 爆炸后，鋼套管的脹徑率約為2.9%。 由此可得:當(dāng)裝藥直徑不大于20 mm 時(shí)，鋼套管的脹徑率可控制在5%以內(nèi)。

由圖11 可看出，當(dāng)裝藥直徑逐漸增大，篩管脹徑幅度加快；加入篩管爆炸后，鋼套管脹徑與無篩管時(shí)相比略微減小。

圖11 無篩管與篩管式爆炸效果隨裝藥直徑的變化Fig.11 Variation of explosive outcome with the charge diameter for no sieve tube explosion and sieve tube explosion

4.3 裝藥殼體的厚度

為了探究裝藥殼體厚度對(duì)爆炸能量的影響，選用厚度為6 mm 和8 mm 的殼體進(jìn)行模擬分析。

如圖12 所示，減小殼體厚度能夠增加篩管內(nèi)、外環(huán)境的爆炸壓力峰值，但也會(huì)增加爆炸后篩管的脹徑。 總結(jié)發(fā)現(xiàn):篩管內(nèi)部裝藥殼體的壁厚不應(yīng)低于8 mm。 通過調(diào)整，當(dāng)孔隙率為7.7%時(shí)，脹徑約為6～7 mm，能產(chǎn)生良好的爆炸效果。

圖12 殼體厚度對(duì)壓力峰值的影響Fig.12 Influence of shell thickness on pressure peak

5 結(jié)論

針對(duì)井下特殊環(huán)境和地震勘探的特殊需求，通過數(shù)值模擬、地面實(shí)驗(yàn)的方法，研究影響篩管式震源爆炸效果的因素并進(jìn)行優(yōu)化:

1）篩管式震源爆炸產(chǎn)生的能量輸出與密度和結(jié)構(gòu)變形程度均與裝藥直徑直接相關(guān)。

2）同等裝藥量下，一定范圍內(nèi)的孔隙率條件下，孔隙率越高，篩管的脹徑越大。采用孔徑15 mm、孔間距50 mm、環(huán)向8 孔的優(yōu)化方案，且殼體壁厚不小于8 mm。