0 引 言

近20年以来，定向井技术飞速发展，滑动导向钻井技术占主导地位，但是在滑动钻进过程中，钻具贴靠井壁滑动，托压现象严重，钻头无法获得真实有效的钻压，导致机械效率低，延长了钻井周期，增加了工程风险和成本^[1]。因此，如何降低钻井摩阻、改善钻压传递效果是亟待研究和解决的问题。

射流式水力振荡器^[2]是一种定向钻井用的脉冲振动减阻工具，产生的振动可改善钻具与井壁之间的摩擦条件，将滑动钻进中的静摩擦转变为动摩擦，起到减小钻井摩阻，提高钻进效率的作用^{[3, 4, 5]}。然而，工具的振动对井底钻具的结构强度有影响，尤其是对MWD等工具。MWD承受冲击的次数是在实验室内测到的，振动的频率对MWD影响也很大，一般认为振动频率低于10 Hz时，振动对井底钻具的影响是良性的；当频率高于10 Hz低于60 Hz时，影响是中等的；而当频率高于60 Hz时，则认为影响具有破坏性^[6]。

笔者围绕射流式水力振荡器的振动频率开展理论分析和试验研究，并进行了现场应用，所得结论对水力振荡器的优化和钻井工艺设计具有指导意义。

射流式水力振荡器的结构示意图如图 1所示。该工具由上部的轴向振动短节和下部的压力脉冲短节组成，主要零件包括芯轴、碟簧组、推力活塞、射流元件、缸体、活塞和节流盘。

图 1 射流式水力振荡器结构示意图 Fig. 1 Schematic of jetting hydraulic oscillator 1-芯轴;2-碟簧组;3-推力活塞;4-射流元件;5-缸体;6-活塞;7-节流盘。

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钻井液经过轴向振动短节上的芯轴中心通孔进入下部的压力脉冲短节，再通过射流元件喷嘴后形成高速射流，在射流元件^[7]内部进行附壁切换过程，驱动下部活塞在缸体内做往复运动；同时，活塞下端在节流盘的节流孔内做往复运动，周期性地改变节流盘的过流断面面积，使得压力脉冲短节入口处产生脉冲压力波。当压力升高时，流体压力作用于推力活塞下表面，推动芯轴压缩碟簧组向左运动，芯轴伸出；当压力降低时，已压缩的碟簧组释放能量，推动芯轴向右运动。这样下部的压力脉冲短节为上部的轴向振动短节提供了动力，驱动其往复运动，在滑动钻进中产生振动能量。

在井眼内，射流式水力振荡器的振动频率可能会对MWD等工具产生影响，但振动频率小于10 Hz时，其对井底常用工具的影响是良性的^[5]。因此，水力振荡器的振动频率应控制在10 Hz以下。

根据射流式水力振荡器的工作原理，其振动频率取决于压力脉冲短节中射流附壁切换和活塞往复运动的频率。因此，对压力脉冲短节进行CFD数值模拟计算，运用Solidworks、Hypermesh及Fluent软件建立合理的计算域物理模型和网格模型，选择合理的数值计算方法，设置合理的边界条件、初始条件、动网格参数和求解器等^[8]，分析内部流场变化规律，得到工具的振动频率变化规律。

如图 2所示，计算域包括射流元件内部流域、缸体上下腔流域、两侧排空流道和节流盘流域。计算域网格模型包括74 952个网格单元，其中含有48 624个六面体(Hex8)单元和1 398个五面体(Penta6)单元，其余为面单元。流体域由体网格组成，面网格用于定义边界条件、初始条件、壁面和变形区等。

图 2 流体计算域和CFD网格模型 Fig. 2 Fluid flow computational domain and CFD mesh model

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CFD数值模拟分为稳态计算和非稳态计算。稳态计算为静态计算，非稳态计算为动态计算。动态计算中采用了Fluent软件提供的动网格技术、滑移网格技术和用户自定义函数(UDF)^[9]。在同一网格模型中，采用不同的初始排量(10、12、14和16 L/s)进行计算。

如图 3所示，精确捕捉到回程阶段、冲程阶段和附壁切换过程的每个时间步钻井液流速变化云图。从动态模拟过程可以看出，在不同输入排量(10、12、14和16 L/s)下，工具都正常工作，射流元件附壁与切换过程顺利。

图 3 压力脉冲短节的动态模拟过程 Fig. 3 Dynamic simulation process of the pressure pulse sub

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通过CFD数值模拟计算，得到了工具的内部流体工作参数(压力和位移等)和不同排量下的振动频率，如表 1所示。图 4为振动频率随排量变化曲线。由图可知，随输入排量的增大，振动频率缓慢增大，变化范围6.5～9.8 Hz，说明振动频率受排量影响不大。

图 4 振动频率随排量变化曲线 Fig. 4 The effect of discharge on vibration frequency

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为了进一步研究射流式水力振荡器的工作性能，需要在不同排量下对工具的振动位移进行测量，根据位移来分析工具的振动频率变化情况。地面试验方案示意图如图 5所示。试验时，将泵车、高压管线、轴向振动短节、压力脉冲短节和低压管线等连接，再将位移传感器、压力传感器、数据采集系统和笔记本电脑安装到相应位置，测量不同排量下工具的振动位移。

图 5 地面试验方案示意图 Fig. 5 Ground test

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4个不同排量下射流式水力振荡器的振动位移随时间变化曲线如图 6所示。

图 6 不同排量下振动位移随时间变化曲线 Fig. 6 The effect of discharge on vibration displacement

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根据曲线可以得出工具的振动频率，如表 2所示。由表可知，振动频率随排量增大而缓慢增大，变化范围是7～10 Hz,这与CFD数值模拟的结果吻合。由图可知，不同排量下射流式水力振荡器均能正常工作。排量为10和12 L/s时，振动位移的波形峰值不稳定，有很多杂波，说明这2个排量下工具工作不稳定；而排量为14和16 L/s时，振动位移的波形曲线平滑，无杂波出现，说明这2个排量下工具工作稳定。

地面试验数据显示，射流式水力振荡器的振动频率小于10 Hz，对井底钻具的影响是良性的。

为了验证射流式水力振荡器在实际生产中的提速效果，以及该工具是否对井底钻具产生影响，将φ165型射流式水力振荡器在张海某井中进行应用。由于实际钻井作业中排量是28～32 L/s，而φ165型射流式水力振荡器的计算启动排量约为6 L/s，并且地面试验结果表明，排量达到10 L/s时工具即可正常工作，考虑到排量过大会对工具内部关键零部件(如射流元件)造成冲蚀，因此在压力脉冲短节入口处采用了分流结构，使工具的工作排量只是钻井排量的36%，工作排量为10～13 L/s。

张海某井是一口三维定向井，设计井深3 156.00 m，最大水平位移1 215.08 m，最大井斜36.67°。钻进至2 629.00 m时，井斜25.00°，频繁出现托压现象，最大托压200 kN。为了缓解滑动钻进托压问题，提高机械钻速，在2 630.00 m开始使用射流式水力振荡器。

射流式水力振荡器的提速效果不仅体现在机械钻速上，还体现在定向次数和滑动进尺的比例上,具体参数见表 3和表 4。

由表 3可以看出，在2 601～2 630 m井段，未使用射流式水力振荡器时平均机械钻速仅为0.805 m/h。在2 630～2 740 m井段，进尺110 m，平均机械钻速达到7.590 m/h,提高比例达到842%；而在使用射流式水力振荡器的2 630～2 795 m全井段，进尺165 m，平均机械钻速达到3.820 m/h，提高比例达375%。与邻井相比，平均机械钻速提高比例为151%。因此，射流式水力振荡器明显提高了滑动钻进的机械钻速。

由表 4可以看出，在2 601～2 630 m井段，未使用射流式水力振荡器时，100 m定向次数为6.980次。在2 630～2 740 m井段，进尺110 m，100 m定向次数从6.980次降低到2.985次，降幅达到57.20%，滑动进尺比例由54.2%降到19.52%，降幅约为64%；而在使用射流式水力振荡器的2 630～2 795 m全井段，进尺165 m，平均100 m定向次数为5.040次，降幅为27.8%，平均滑动进尺比例为27.9%，降幅为48.5%。与邻井相比，100 m定向次数降幅为38.8%，平均滑动进尺比例降幅为48%。数据表明使用射流式水力振荡器后，滑动钻进调整井斜方位效果更好，在轨迹要求的井斜和方位范围内，能够有效地减少定向次数和减小滑动钻进进尺比例。证明该井的托压现象得到缓解，工具面控制相对容易，定向期间也不需要频繁活动钻具，可以获得较高的造斜率。在钻井作业中提取旋转复合钻进与定向滑动钻进2种工作状态下MWD的输出波形进行分析，如图 7所示。

图 7 2种钻进状态下MWD的输出波形 Fig. 7 MWD output waveform under the two drilling states

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由图 7可知，信号波形显示正常，各种钻进参数和井眼方位参数传输正常，说明射流式水力振荡器对MWD没有影响。

(1)CFD数值模拟结果表明，不同排量下射流式水力振荡器的振动频率在6.5～9.8 Hz内变化，振动频率较小且小于10 Hz，工具的振动频率在理论上对井底钻具的影响是良性的，而且振动频率受排量影响不大，随输入排量的增大，振动频率呈现缓慢增大的趋势。

(2)地面试验结果表明，工具的振动频率随排量增大而缓慢升高，变化范围是7～10 Hz,振动频率较小且小于10Hz，与CFD数值模拟结果吻合。

(3)现场应用结果表明，射流式水力振荡器不仅对MWD的信号传输没有影响，而且具有显著提高钻井机械效率的作用，可明显减小钻井摩阻，缓解托压现象。