2. 中国石油大学(北京)油气资源与探测国家重点实验室;
3. 中国石油西部钻探工程有限公司准东钻井公司
2. State Key Laboratory of Petroleum Resources and Prospecting, China University of Petroleum(Beijing);
3. Zhundong Drilling Company, CNPC Xibu Drilling Engineering Company Limited
0 引言
钻井提速是钻探行业永恒的主题,特别是随着目前国际油价的攀升,采用钻井提速技术进行降本增效已成为油田的共识。冲击破岩技术是提高机械钻速的重要方法[1],随着冲击钻井技术的不断发展,相继出现了轴向冲击[2-14]和扭向冲击[15-16]破岩提速技术。轴向冲击破岩提速技术原理是通过钻井液驱动冲击锤给钻头施加轴向冲击力,提高钻头的破岩效率。该技术适用于牙轮钻头及PDC钻头的提速作业,可减轻长水平段的钻头托压现象,并具有减摩降阻的作用。该技术的缺点是:由于地面设备及井径的限制,其施加给钻头的冲击力不足以大幅提高机械钻速,不能完全满足钻井提速的技术需求。
扭向冲击破岩提速技术机理是在PDC钻头剪切破碎岩石时,扭向冲击工具给钻头一个扭向的、高频往复冲击力。在该冲击力作用下,PDC钻头不需要能量蓄积就可以直接破碎岩石,大大减轻了PDC钻头的黏滑效应,提高了机械钻速。扭向冲击破岩技术的弊端是:①仅适用于PDC钻头作业,无法与牙轮钻头配合;②不能有效解决水平井段的钻头托压问题,不满足水平井段的钻井提速技术要求;③在超塑性泥岩地层钻进时,由于PDC钻头切削齿无法有效吃入地层,扭向冲击的破岩技术无法提高PDC钻头在超塑性泥岩中的破岩效率。
笔者在对轴向冲击和扭向冲击破岩提速技术深入研究的基础上,提出了轴扭耦合冲击钻井提速方法,以期在钻井作业中同时发挥轴向冲击破岩和扭向冲击破岩的技术优势,主要体现在:给钻头提供轴向冲击力,增大钻头切屑齿对地层的吃入深度,提高钻头破岩效率;给钻头提供扭向冲击力,减轻或避免PDC钻头的黏滑效应;在轴向和扭向冲击的共同作用下提高PDC钻头的破岩效果,提高机械钻速;在扭向冲击的基础上增大轴向冲击作用,提高超塑性泥岩的破岩效率,更大范围地扩大工具的适用性。
1 轴扭耦合冲击钻井提速技术 1.1 结构轴扭耦合冲击钻井工具由轴向冲击区和扭向冲击区2部分组成,结构如图 1所示。轴向冲击部分在工具的上端,并连接钻铤;扭向冲击部分在工具的下端,直接连接钻头。
1.2 轴向冲击部分
如图 1所示,轴向冲击部分主要由盘阀、轴向锤座和轴向冲击锤构成。其工作原理是:钻井液驱动盘阀旋转,当盘阀的弧口转动至轴向锤座的下液流通道时,钻井液的液压力驱动轴向冲击锤向上冲击;当盘阀的弧口转动至轴向锤座的上液流通道时,钻井液的液压力驱动冲击锤产生向下冲击力,从而形成一个周期的冲击力。该冲击力通过外筒直接施加给钻头,相当于给钻头施加一个轴向的、连续高频的冲击力,驱动钻头破岩。理论上分析,轴向冲击作用的优势体现在:①提供轴向冲击力,提高钻头破岩效率;②轴向产生冲击力可以有效解决在长水平段钻进时的钻头托压现象;③轴向振动冲击力的存在可以起到减摩降阻的作用,减少井下复杂情况的发生。
1.2.1 轴向冲击力的确定如图 1所示,系统压降主要产生在工具的喷嘴处。设喷嘴内径为d2,钻井液排量为Q,工具上部流体入口处的内径为d1,则由伯努利方程可以得到:
(1) |
于是轴向振动冲击力为:
(2) |
式中:ρ为钻井液密度,kg/m3;v2为钻井液流经喷嘴后的速度,m/s;Q为钻井液排量,m3;A2为喷嘴面积,m2;A1为工具上部面积,m2;A为冲击锤的有效受力面积,m2;d2为喷嘴直径,m;d1为工具上部内径,m;D4为冲击锤外径,m;D3为冲击锤内径,m;FWOB为钻进时所加的钻压,N。
对于PDC钻头,冲击力F的确定还受到岩石破碎时的抗剪切强度和抗压强度等因素的制约,即当已知所钻地层岩石的抗压强度或抗剪强度时,可对式(2)中的钻井液密度、钻井液排量、喷嘴内径、锤击锤内径、冲击锤外径以及钻压进行优化,从而保证轴向冲击力能够大幅提高钻头的破岩效率,提高机械钻速。
1.2.2 轴向冲击频率的确定如图 1所示,轴向冲击锤的质量为m,在液压驱动力F的作用下,轴向冲击锤单次位移设为s,则有:
(3) |
于是单次位移的时间t计算公式为:
(4) |
则轴向冲击锤的冲击频率f1为:
(5) |
由式(5)可知,轴向冲击锤的冲击频率与钻井液排量Q成正比,与钻井液密度的开方成正比。在实际钻井过程中,应结合地层岩石特征,通过调整排量Q和钻井液密度即可对冲击频率f1进行有效控制,从而保证钻井提速的有效进行。
通过以上理论分析可知,在轴扭耦合冲击钻具的设计过程中,对冲击力和冲击频率的影响因素方面,应重点进行轴向冲击锤的外径D4和内径D3、工具入口内径d1和节流喷嘴直径d2进行优化设计,从而保证轴向冲击对钻头的有效作用,提高机械钻速。
1.3 扭向冲击部分在理想状态下,在钻进作业时,地面的扭矩能量和钻压完全施加给钻头,钻头处于连续的平稳运动状态,见图 2a。在实际钻进过程中,当PDC钻头在钻压的作用下吃入地层后,由于地层岩石的非均质性以及岩石硬度的不同,钻头吃入地层后不能瞬间将岩石剪切破碎,即产生瞬时停滞现象,见图 2b。此时,地面转盘提供的扭矩能量将会聚积在整个钻头刀翼和钻柱上,随着地面提供扭矩能量的不断增加,见图 2c,钻柱和钻头上聚积的扭矩能量足以克服地层岩石的抗破碎强度,地层岩石被瞬间破碎(即剪切破碎)。由于钻头和钻柱上聚积的扭矩能量瞬间释放,见图 2d,导致PDC钻头的切屑齿受损,即产生“蹦齿”现象,从而缩短PDC钻头的使用寿命,大大降低破岩效率;同时,由于扭矩能量的瞬间聚积与释放,将导致钻柱的疲劳损坏,带来井下复杂情况的发生。这种钻柱和PDC钻头扭矩能量的瞬间聚积和释放的过程,称之为黏滑效应。
解决PDC钻头黏滑效应的有效方法就是给钻头施加一个连续的高频冲击力,在该冲击力的作用下PDC钻头不需要能量聚积即可瞬间将岩石剪切破碎,其冲击原理是通过扭向冲击来实现。
扭向冲击部分主要由冲击腔、冲击锤和转换阀组成,如图 3所示。在钻井过程中,钻井液通过3部分流经工具:一部分流体经扭向冲击部分的中心孔流向钻头水眼;一部分流体通过冲击腔体上设计的4处凹形槽,经长条孔进入扭向冲击部分内部,并最终流经钻头水眼;剩余部分流体经转换阀上设计的长条孔进入扭向冲击部分内部,并最终通过钻头水眼。在工具节流喷嘴的作用下产生压力差,该压力差驱动冲击锤对冲击腔产生往复冲击力,由于冲击腔直接与PDC钻头相连,冲击力相当于直接施加给PDC钻头,驱动钻头对岩石进行剪切。
扭向冲击工作过程:钻井液流经扭向冲击工具时,在节流喷嘴的作用下产生压力差Δp。当冲击锤处于图 4a所示位置时,钻井液通过箭头所示位置进入工具内部,钻井液流入位置形成高压腔,相对应的钻井液流出位置为低压腔。在压差的作用下,冲击锤以纵向为轴心向顺时针方向冲击旋转,并在冲击腔的冲击面处限位,此时形成第1次冲击力,如图 4b所示。当第1次冲击力完成后,钻井液通过冲击腔进入工具内部,并形成新的高、低压腔。在压差的作用下,转换阀顺时针转动至冲击锤内部的肋板处并进行限位,如图 4c所示。此时,钻井液通过箭头所示位置进入工具内部,并对高、低压腔重新分配。在压差的作用下,冲击锤产生逆时针的冲击力,并在冲击腔的冲击面处限位,形成第2次冲击,如图 4d所示。此时钻井液入口重新分配,并产生新的高、低压腔,在新的压差作用下,转换阀逆时针转动,并在冲击锤内部的肋板处限位,冲击锤和转换阀均回到初始位置,即图 4a所示位置。至此,在节流压差的作用下,冲击锤完成1个周期的冲击作用。
扭向冲击将钻井液的流体能量转换成扭向的、高频稳定的机械冲击能量并直接传递给PDC钻头,使钻头和井底始终保持连续性。此时PDC钻头上有2个力在切削地层,即转盘提供的扭力和冲击锤产生的扭向冲击力。在扭向冲击力的作用下,钻柱的扭矩基本稳定,钻柱传递的扭矩完全用于岩石切削,从而大幅提高机械钻速。
1.3.1 扭向冲击力的确定当钻井液通过轴扭耦合冲击钻具时,由于受到节流喷嘴的作用,系统产生压降Δp。当钻井液进入高压腔时,在Δp的作用下,将对冲击锤的一侧产生一个冲击力FT,在FT的作用下,冲击锤将向低压腔做扭向冲击。单次扭向冲击力为:
(6) |
由于冲击腔体及冲击锤的对称性,扭向冲击力计算式为:
(7) |
式中:FWT为扭向冲击作用下的冲击力,N;FT为扭向冲击单次冲击力,N;L为扭向冲击锤的长度,m;R2为冲击腔体扇形面的内径,m;R1为冲击锤圆柱体外半径,m。
从式(7)可知,扭向冲击力的大小除受到钻井液密度ρ、排量Q、工具喷嘴直径d2和工具上部内径d1等因素影响外,还受到冲击锤几何尺寸的影响,即冲击锤的长度L、冲击锤外径R2和冲击锤的内径R1。因此,在扭向冲击部分设计时,应结合所钻地层岩石的抗剪强度、钻井液密度和排量,对冲击锤的几何尺寸进行优化,达到最优的剪切破碎岩石的目的。
1.3.2 扭向冲击频率的确定田家林等[17]对扭力冲击器的运动特性进行了系统研究。笔者研究的扭向冲击特性与传统扭力冲击器有所不同,在扭向冲击频率和冲击力的计算上,与传统扭力冲击器的计算略有差异。
如图 4b所示,进入液压锤空腔内的钻井液推动转换阀和冲击锤一起运动,于是有:
(8) |
式中:J1为转换阀的转动惯量,kg/m2;J2为冲击锤的转动惯量,kg/m2;α为冲击锤转动角度,rad;r1为转换阀外径,m;r2为转换阀内径,m;t1为冲击锤单次冲击时间;m1为冲击锤质量,kg;m2为转换阀质量,kg。
在初始条件下有:
(9) |
将2式结合可得:
(10) |
根据式(10)可求得单次冲击时间t1,即有:
(11) |
则扭向冲击的冲击频率f2为:
(12) |
由式(12)可知,扭向冲击频率与钻井液排量Q成正比,与钻井液密度的开方成正比。扭向冲击频率除受到钻井液密度ρ、排量Q、工具喷嘴直径d2、工具上部内径d1等因素制约外,还受到冲击锤和转换阀几何尺寸的影响。
在实际钻井过程中,节流喷嘴直径、扭向冲击锤和转换阀的几何尺寸等参数一定,现场技术人员通过对钻井液密度ρ和排量Q进行合理选择,即可达到较为优选的冲击力和冲击频率。
基于以上分析,轴扭耦合钻井提速技术是将轴向冲击钻井提速技术与扭向钻井冲击提速技术相结合,充分发挥轴向冲击和扭向冲击的优势,更好地实现钻井提速技术。在钻进过程中,相当于有4个力在同时驱动钻头破岩,即钻压、轴向冲击力、转盘提供的扭力以及扭向冲击力。因此,轴扭耦合钻井提速技术具有良好的钻井提速效果。
2 结论及建议(1) 轴向冲击和扭向冲击钻井技术在提高钻速方面发挥了一定的作用。针对目前地层岩性多样化、井型多变以及超深井的钻井提速技术需求而言,单纯的轴向或扭向冲击破岩技术存在局限性,已经不能满足目前的钻井发展需求。
(2) 轴扭耦合冲击钻具集轴向冲击与扭向冲击优势于一体,能最大程度地满足目前钻井提速的技术要求。但目前针对轴扭耦合冲击提速机理方面尚缺少成熟的理论基础,建议加大轴扭耦合冲击作用下的动力响应机理、性能参数变化规律以及影响因素研究力度,充分发挥轴扭耦合冲击破岩的技术优势。
(3) 冲击力和冲击频率的计算结果可为轴扭耦合冲击钻具的进一步研究提供理论基础,并为轴扭耦合冲击钻具的室内及现场试验提供依据。
(4) 应根据井身结构要求,进行轴扭耦合钻井提速工具的系列化研究攻关,以适应钻井提速技术的发展需求。
[1] |
付加胜, 李根生, 田守嶒, 等. 液动冲击钻井技术发展与应用现状[J].
石油机械, 2014, 42(6): 1-6.
FU J S, LI G S, TIAN S C, et al. The current development and application of hydraulic percussion drilling technology[J]. China Petroleum Machinery, 2014, 42(6): 1-6. |
[2] | HAN G, BRUNO M, LAO K. Percussion drilling in oil industry: Review and rock failure modelling[C]//AADE 2005 National Technical Conference and Exhibition. Houston: Terralog Technologies USA, Inc, 2005. |
[3] | SAZIDY M S, RIDEOUT D G, BUTT S D, et al. Modeling percussive drilling performance using simulated visco-elasto-plastic rock medium[C]//Proceedings of the 44th U.S. Rock Mechanics Symposium and 5th U.S. Canada Rock Mechanics Symposium. Salt Lake City: ARMA, 2010. |
[4] | LAGRECA A J, DE SANTANA D, SUAREZ G, et al. Fluid percussion hammer field test in the alocthonous cretaceous block, eastern venezuela[C]//Canadian International Petroleum Conference. Calgary, Alberta: Canadian International Petroleum Conference, 2002. |
[5] | PLACIDO J C R, LAGE A C V M, CARVALHO D J L, et al. A new type of hydraulic hammer compatible with conventional drilling fluids[R]. SPE 84355, 2003. |
[6] | STAYSKO R, FRANCIS B. Fluid hammer drives down well costs[R]. SPE/IADC 139926, 2011. |
[7] |
沈建中, 贺庆, 韦忠良, 等. YSC-178型液动射流冲击器在旋冲钻井中的应用[J].
石油机械, 2011, 39(6): 52-54.
SHEN J Z, HE Q, WEI Z L, et al. The application of Model YSC-178 hydraulic jet hammer in rotary percussion drilling[J]. China Petroleum Machinery, 2011, 39(6): 52-54. |
[8] |
文平, 陈波, 雷巨鹏, 等. 液动冲击旋转钻井技术在玉门青西油田的应用[J].
天然气工业, 2004, 24(9): 64-67.
WEN P, CHEN B, LEI J P, et al. Application of hydraulically impacting-rotary drilling technique in Qingxi Area of Yumen Oil Field[J]. Natural Gas Industry, 2004, 24(9): 64-67. DOI: 10.3321/j.issn:1000-0976.2004.09.019 |
[9] |
王雷, 郭志勤, 张景柱, 等. 旋冲钻井技术在石油钻井中的应用[J].
钻采工艺, 2005, 28(1): 8-10.
WANG L, GUO Z Q, ZHANG J Z, et al. Application of percussive-rotary drilling technology in oil wells[J]. Drilling & Production Technology, 2005, 28(1): 8-10. DOI: 10.3969/j.issn.1006-768X.2005.01.003 |
[10] |
蒋宏伟, 黄成, 王克雄, 等. 射吸式液动冲击器内部流场数值模拟研究[J].
石油机械, 2007, 35(9): 25-28.
JIANG H W, HUANG C, WANG K X, et al. Numerical simulation of inner flow field of jet type hydraulic knocker[J]. China Petroleum Machinery, 2007, 35(9): 25-28. DOI: 10.3969/j.issn.1001-4578.2007.09.009 |
[11] |
刘玉民, 韩玉安, 孙艳龙, 等. XC-82型液力旋冲钻具及配套钻头的性能测试[J].
石油机械, 1999, 27(5): 20-23.
LIU Y M, HAN Y A, SUN Y L, et al. Performance test of Model XC-82 hydraulic rotary drilling tool and matching drill bit[J]. China Petroleum Machinery, 1999, 27(5): 20-23. |
[12] |
菅志军, 张文华, 刘国辉, 等. 石油钻井用液动冲击器研究现状及发展趋势[J].
石油机械, 2001, 29(11): 43-46.
JIAN Z J, ZHANG W H, LIU G H, et al. Current status and developing trend of research on hydraulic hole hammer for oil drilling[J]. China Petroleum Machinery, 2001, 29(11): 43-46. |
[13] |
陈劲松, 翟应虎. SYZJ型冲击动载发生器的液能利用研究[J].
石油钻探技术, 2000, 28(2): 33-35.
CHEN J S, ZHAI Y H. Study on hydraulic energy utilization of SYZJ shock dynamic generator[J]. Petroleum Drilling Techniques, 2000, 28(2): 33-35. |
[14] |
王克雄, 郭清. SDDC型液动旋冲接头的设计理论研究[J].
天然气工业, 2007, 27(3): 69-71.
WANG K X, GUO Q. Design theory study on SDDC hydraulic rotary-percussion sub[J]. Natural Gas Industry, 2007, 27(3): 69-71. |
[15] |
陈若铭, 穆总结, 李晓军, 等. FIG216扭冲提速工具的研制[C]//2015年度钻井技术研讨会暨第十五届石油钻井院(所)长会议论文集.北京: 石油工业出版社, 2015: 77-81. CHEN R M, MU Z J, LI X J, et al. Development of FIG216 torque percussion tool[C]//2015 Memoir of the Drilling Technology Seminar and the 15th Petroleum Drilling Institute Director Conference. Beijing: Petroleum Industry Press, 2015: 77-81. |
[16] |
祝效华, 汤历平, 吴华, 等. 扭转冲击钻具设计与室内试验[J].
石油机械, 2011, 39(5): 27-29.
ZHU X H, TANG L P, WU H, et al. The design and laboratory test of torsional percussion tool[J]. China Petroleum Machinery, 2011, 39(5): 27-29. |
[17] |
田家林, 朱永豪, 吴纯明, 等. 新型扭力冲击器的运动特性研究[J].
机械设计与制造, 2016(3): 75-78.
TIAN J L, ZHU Y H, WU C M, et al. Kinetic characteristic research of a new torque oscillator[J]. Machinery Design & Manufacture, 2016(3): 75-78. |