复合冲击条件下PDC钻头破岩效率试验研究

闫 炎， 管志川， 玄令超， 呼怀刚， 庄 立

(1.中国石油大学(华东)石油工程学院，山东青岛 266580；2.中国石化石油工程技术研究院，北京 100101；3.中石化胜利石油工程有限公司钻井工程技术公司，山东东营 257064)

工程实践表明，使用扭转冲击或旋转冲击钻井工具可以显著提高难钻地层的钻速[1-10]。因此，近几年关于冲击钻井工具的研究成为了热点，并开发出多种由液力驱动或机械驱动的旋转冲击、扭转冲击或复合冲击钻井工具[11-23]。前人对旋转冲击、扭转冲击条件下PDC钻头的破岩效率已做过不少相关研究[24-26]，但对于复合冲击条件下PDC钻头在不同岩石中的破岩效率还探索较少。为此，笔者在前人研究成果的基础上，基于复合冲击破岩思路，设计加工了旋扭复合冲击发生装置，在室内进行了不同岩性岩样钻进试验，分析复合冲击条件下不同可钻性岩石中PDC钻头的破岩效果及不同钻进和冲击参数对破岩效果的影响，并将其结果与常规破岩效果进行了对比，以期为新型复合冲击破岩工具的研制提供依据。

1 试验装置及试验条件

1.1 试验装置的结构及工作原理

设计加工的旋扭复合冲击发生装置由卡箍、垫块、弹簧、冲锤、砧体和挡板等6个部件组成。其中，该装置的主体结构如图1所示。

该装置冲锤总长116.0 mm、内径60.0 mm、外六方边长47.0 mm，齿高16.0 mm；砧体总长116.0 mm、内六方边长27.5 mm、外径85.0 mm、齿高16.0 mm。为扩大冲击力和冲击扭矩的调节范围，试验用了2种弹簧(记为弹簧Ⅰ和弹簧Ⅱ)，弹性系数分别为1.04和5.97 N/mm，预压缩量均为100 mm。U形挡板用螺栓固定在试验台侧壁，六方钻杆从挡板中间穿过，其他部件均套装在六方钻杆上。卡箍为外圆内方的圆环结构，通过卡圈固定在六方钻杆凹槽内；垫块位于卡箍下方，通过增减垫块数量可以实现弹簧压缩量的改变，从而改变冲击力的大小；根据试验需要和六方钻杆尺寸，设计蓄能弹簧的直径和长度，蓄能弹簧为冲锤的加速下落和冲击碰撞提供能量；冲锤与砧体合称冲击振套，二者通过齿形凸起的交错、啮合实现冲击碰撞。

旋扭复合冲击发生装置的工作原理为：六方钻杆带动砧体旋转，砧体上部的齿形凸起不断与冲锤的齿形啮合、相对交错，交错时冲锤沿齿形斜面爬升，迫使弹簧压缩并储蓄能量；啮合时冲锤突然下降，弹簧释放弹性能，加速冲锤下落，冲锤撞击砧体的瞬时产生冲击载荷[27]，冲击载荷作用于砧体齿面，如图2所示(图2中：F为冲锤撞击砧体时产生的冲击载荷，kN；Fa和Fc分别为F在纵向和周向的分力，kN)。冲击载荷沿纵向冲击砧体，形成旋转冲击作用；沿周向冲击砧体，形成周向扭转冲击作用。撞击完成之后，砧体在传动轴带动下继续旋转运动，冲锤与砧体齿形凸起不断交错、啮合，产生周期性的垂向冲击载荷和周向扭转冲击载荷。

图2 旋扭复合冲击发生装置的工作原理Fig.2 Working principle of composite impact device

在钻压为10 kN、钻杆转速为128 r/min工况下，测量旋扭复合冲击发生装置采用弹簧Ⅱ钻进粉砂岩时的冲击载荷，得到纵向冲击力和周向冲击扭矩随时间的变化关系，如图3所示。

图3 旋扭复合冲击发生装置的冲击载荷Fig.3 Impact load of composite impact device

从图3可以看出，旋扭复合冲击发生装置可以产生周期性的纵向冲击力及冲击扭矩，冲击力峰值约为6 kN，冲击扭矩峰值约为60 N·m，冲击次数为转速与齿数的乘积。

1.2 试验用钻机和钻头

试验用钻机选用中国石油大学(华东)岩石破碎实验室的XY-200型钻机，该钻机包括液力加压系统、旋转系统和水力循环系统，其结构如图4所示。该钻机的基本参数：可施加钻压0～20 kN；具有64，128，287和557 r/min等4档转速；钻机通过旋转头带动六方钻杆旋转和钻进，钻机立轴单次进尺最大为440 mm；钻机利用活塞水泵实现水力循环和岩屑清洁，钻井泵的最大流量为180 L/min。

图4 试验所用钻机的基本结构Fig.4 The rig used in testing1.钻压表；2.六方钻杆；3.卡箍；4.弹簧；5.冲锤与砧体；6.压力传感器；7.PDC钻头；8.岩心筐；9.岩样；10.数据采集与处理系统；11.卷扬机；12.水泵

试验用钻头为三刀翼PDC钻头，如图5所示。该钻头中心有2齿，外侧共布置6齿；钻头直径为75.0 mm，PDC齿直径为10.0 mm；钻头上共有5个水眼。

图5 试验用PDC钻头Fig.5 PDC bit used in the experiment

1.3 试验条件

为了分析钻压、转速等钻进参数和冲击力、冲击扭矩等冲击参数对PDC钻头破岩效率的影响规律，在无围压、不同钻压(5，10，15和20 kN)、不同转速(64，128 r/min)和不同弹簧预紧力(不同的冲击力和冲击扭矩)条件下分别对不同可钻性岩石(粉砂岩、石灰岩和花岗岩的可钻性级值分别为7.4，8.2和8.6)进行钻进试验。试验采用单一变量法，在常规旋转破岩和复合冲击破岩2种条件下，设置不同转速后改变钻压，由数据采集系统记录每组数据的钻压、扭矩、转速、进尺和钻进时间。

2 破岩钻进试验及结果分析

2.1 粉砂岩钻进试验

粉砂岩钻进试验中，在不同钻压、转速及弹簧预紧力(冲击力/冲击扭矩，下同)条件下，进行了PDC钻头的常规旋转破岩和复合冲击破岩钻进。不同破岩方式和钻进参数条件下钻速与钻压关系曲线如图6所示，钻速与钻压拟合方程见表1，不同冲击参数下复合冲击破岩的钻速对比曲线如图7所示。

图6 钻进粉砂岩时的钻速与钻压关系曲线Fig.6 The curve of ROP and WOB in an sample of drilling in siltstone

表1钻进粉砂岩时不同转速和冲击力条件下钻速与钻压的拟合方程

Table1TheequationofROPandWOBwithdifferentRPMandimpactinanexampleofdrillinginsiltstone

转速/(r·min-1)冲击力/冲击扭矩加载条件钻速与钻压拟合方程拟合方差64无v=0.0050f2+0.0442f-0.00110.999564弹簧Ⅰv=0.0055f2+0.0476f+0.02280.999264弹簧Ⅱv=0.0050f2+0.0680f+0.00040.9999128无v=0.0106f2+0.0856f-0.00040.9998128弹簧Ⅰv=0.0097f2+0.1266f+0.01860.9997128弹簧Ⅱv=0.0124f2+0.1011f+0.05950.9980

注：v为钻速，m/h；f为钻压，kN。下同。

图7 复合冲击钻进粉砂岩时的提速效率与钻压关系曲线Fig.7 The curve of acceleration efficiency and WOB in an example of drilling in siltstone

从图6可以看出，复合冲击钻进粉砂岩时，钻压和转速是影响钻速的主要因素；随着钻压的增大，PDC钻头机械钻速明显提高，提高的幅值也逐渐增大；随着转速的增大，机械钻速同样明显提高，而且在高钻压下提高的幅值较大。从图6和表1可以看出，图6中各条钻速与钻压曲线斜率逐渐增大，拟合方程为二项式函数；当冲击力和冲击扭矩变大(即弹簧预紧力变大)时，曲线上升趋势更加明显，钻速提高的幅值更大，破岩效率更高。

从图7可以看出，在钻进粉砂岩时，旋扭复合冲击破岩相比于常规PDC破岩在相同工况下机械钻速明显提高，提高比例为9%～40%。低钻压下的提速比例高于高钻压下的提速比例，原因在于低钻压下机械钻速本身较小，复合冲击作用提高的钻速所占比例较大；而高钻压下机械钻速本身较高，提高的比例不明显。

2.2 石灰岩钻进试验

石灰岩钻进试验中，在不同钻压、转速及弹簧预紧力条件下，进行了PDC钻头的常规旋转破岩和复合冲击破岩钻进。不同破岩方式和钻进参数条件下，钻速与钻压关系曲线如图8所示，钻速钻压拟合方程见表2，常规破岩与复合冲击破岩的钻速对比曲线如图9所示。

从图8和表2可以看出，旋扭复合冲击发生装置在石灰岩中的钻进规律与在粉砂岩中基本相同。从图9可以看出，在钻进石灰岩时，旋扭复合冲击破岩相比于常规PDC破岩在相同工况下钻速提高20%～50%，不同的是在低转速下提速比例高于高转速下的比例。分析认为，其原因在于石灰岩均质性极强，PDC钻头在石灰岩钻进时扭矩较为平稳，在高转速下破岩效率已达到较高状态；且高转速下机械钻速本身较大，提高的比例不如低转速下明显。

图8 钻进石灰岩时的钻速与钻压关系曲线Fig.8 The curve of ROP and WOB in in an example of drilling in limestone

表2钻进石灰岩时不同转速和冲击力条件下钻速与钻压的拟合方程

Table2TheequationofROPandWOBwithdifferentRPMandimpactinanexampleofdrillinginlimestone

转速/(r·min-1)冲击力/冲击扭矩加载条件钻速与钻压拟合关系式拟合方差64无v=0.0027f2+0.0579f-0.01200.997564弹簧Ⅰv=0.0042f2+0.0614f+0.02060.999364弹簧Ⅱv=0.0035f2+0.0802f+0.00180.9999128无v=0.0106f2+0.0653f+0.02580.9992128弹簧Ⅰv=0.0106f2+0.0822f+0.07430.9969128弹簧Ⅱv=0.0106f2+0.1056f+0.05590.9968

图9 钻进石灰岩时的提速效率与钻压关系曲线Fig.9 The curve of acceleration efficiency and WOB in an example of drilling in limestone

2.3 花岗岩钻进试验

花岗岩钻进试验中，在不同钻压、转速及弹簧预紧力条件下，进行了PDC钻头的常规旋转破岩和复合冲击破岩钻进试验。不同破岩方式和钻进参数条件下，钻速与钻压关系曲线如图10所示，钻速钻压拟合方程见表3，不同冲击参数下复合冲击破岩的钻速对比曲线如图11所示。

图10 钻进花岗岩时的钻速与钻压关系曲线Fig.10 The curve of ROP and WOB in an example of drilling in granite

表3钻进花岗岩时不同转速和冲击力条件下钻速与钻压的拟合方程

Table3TheequationofROPandWOBwithdifferentRPMandimpactinanexampleofdrillingingranite

转速/(r·min-1)冲击力/冲击扭矩加载条件钻速与钻压拟合关系式拟合方差64无v=0.0035f2+0.0150f+0.01870.998164弹簧Ⅰv=0.0030f2+0.0476f+0.02280.999664弹簧Ⅱv=0.0030f2+0.0447f-0.00550.9998128无v=0.0062f2+0.0272f+0.03150.9968128弹簧Ⅰv=0.0054f2+0.0712f+0.00230.9983128弹簧Ⅱv=0.0054f2+0.0772f-0.00090.9994

图11 复合冲击钻进花岗岩时的提速效率与钻压关系曲线Fig.11 The curve of acceleration efficiency and WOB in an example of drilling in granite

由图10和表3可知，由于花岗岩硬度较大，PDC钻头钻进时粘滑效应较为明显，故花岗岩对转速变化的敏感性较低。由图11可知，在钻进花岗岩时，相同工况下旋扭复合冲击破岩相比于常规PDC破岩钻速提高16%～42%，且钻压为10 kN时破岩效率最高。

3 岩屑粒径分析

为分析复合冲击方式的破岩提速机理，以粉砂岩为例，分别用铁铲收集4种试验条件下岩心筐内的岩屑(加装弹簧I、钻压为15 kN、转速为128 r/min时的岩屑及相同条件下常规PDC破岩的岩屑;加装弹簧Ⅱ、钻压为20 kN、转速为64 r/min时的岩屑及相同条件下常规PDC破岩的岩屑)，放入分样筛中，用清水冲洗干净，并置于阴凉通风处晾干，岩屑样本见图12。用分样筛分离不同粒径的岩屑，用电子天平称重，记录每组岩屑的质量，并计算各组岩屑的质量分数，将每组不同粒径岩屑所占质量分数绘制成柱状图(见图13)。

图12 收集的岩屑样本Fig.12 Sample of collected drill cuttings

从图12可以看出，粉砂岩岩屑多为扁平贝壳状，说明岩屑主要是切削破岩方式破碎。

由图13可知，常规PDC破岩所得岩屑以小粒径为主，10目以上粒径的岩屑质量分数达到81%，说明常规PDC破岩基本上以磨削破岩为主；旋扭复合冲击破岩所得小粒径岩屑明显减少，10目以上粒径的岩屑质量分数低于55%，这说明在破岩过程中，扭转与旋转冲击条件下冲击力和冲击扭矩共同作用增大了岩石破碎体积，提高了破岩效率。

图13 粉砂岩岩屑粒径分布统计Fig.13 Statistics of cutting size

4 结 论

1) 复合冲击钻进中钻压和转速是影响钻速的主要因素，且无论是常规破岩钻进还是复合冲击钻进，钻速均随钻压和转速的增大面增大的基本规律没有改变。对于粉砂岩、石灰岩和花岗岩等3种岩石，钻速与钻压的关系用二项式表示更为合理。

2) 采用复合冲击钻进方式可以提高机械钻速，冲击载荷越大钻速提高越多；在低钻压条件下复合冲击钻进的提速效率更高，最高可达50%。

3) PDC钻头钻进产生的岩屑多为扁平贝壳状，相同钻进参数条件下复合冲击破岩的大粒径岩屑明显多于常规切削破岩，说明复合冲击钻进钻速较高的原因是提高了切削齿的破岩体积。

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