小井眼侧钻冲击器力学性能分析

岳华伟，张德荣，孙林平，邓 嵘

1 引言

目前我国大多数井已处于开采中后期阶段，由于地层、套管质量等原因引起事故井甚至油井停产。小井眼侧钻井技术能有效解决这类事故井，使油井恢复生产，提高采收率，增加油井产量。但小井眼侧钻井存在加压困难和脱压等问题，降低了钻井速度，如何提高钻井速度成为钻井研究的重要课题。钻速的提高能有效缩短钻井周期，减少开采成本，因此国内外对如何提高钻速做了大量研究。冲旋钻井技术是钻井过程中即有冲击钻进又有旋转钻进的一种钻进方法，研究表明冲旋钻井在中硬地层及硬地层中使用具有井身质量好、钻头损耗低、钻井成本降低（15～20）%等优点，能提高机械钻速（20～60）%[1-4]。液动冲击器是冲旋钻井技术的关键工具，其冲击力的大小直接影响冲旋钻井的效果。在这方面前人已做了大量工作。如熊青山、黄志强等提出在深井、超深井钻井中采用新型液动冲击回转钻井技术，并做了相关实验，建议在深井钻井中采用增大喷嘴过流断面面积、改变劈型等措施解决新型液动阀式射流冲击器易损坏的问题[5]。文献[6]证明了活塞缸体局部发生径向变形，且上端的轴向和径向变形十分明显，并对活塞缸体侧壁密封方式进行优化。文献[7]应用CFD动态技术以SC71B型射流式液动锤为研究对象，研究了活塞杆直径、活塞冲锤质量和行程对射流式液动锤射流元件临界速度的影响。文献[8]提出一种新型扭力冲击器，并建立了该冲击器的动力学模型。然而这些研究均不是针对小井眼侧钻工况进行的，目前还没有针对小井眼侧钻的冲旋钻井技术的研究，而小井眼侧钻应用冲旋钻井技术通过施加动载荷能有效解决加压困难，脱压问题，提高小井眼钻井速度，有利于防止井斜。因此，有必要针对小井眼侧钻工况对射流式冲击器性能进行研究。

2 冲锤活塞冲程阶段运动力学模型

2.1 活塞冲锤运动过程中阻力分析

建立冲击器受力模型，如图1所示。为了便于计算对冲锤与缸体间的流动作如下假设：

图1 冲击器受力模型图Fig.1 Mechanical Model of Impactor

液动射流冲击器在运动过程中主要受到活塞冲锤重力、活塞上下腔压力、冲锤的摩擦力和冲锤运动过程中的流体阻力。通过以上假设可知与x无关，其中钻井液v、ω分别是y、z方向的流体速度。因此只受重力时，钻井液在冲锤与内缸体间的运动方程可写为：

式中：g—重力加速度；ρm—钻井液密度；θ—井斜角。

冲锤运动过程中缸体静止，冲锤的速度为v1，则流体的边界条件为：uy＝0＝0，uy=b=v1。

通过式（1）、式（2）及下式可解出R1：

冲锤上下端面面积近似相等，因此冲锤压差阻力可按下式计算：

冲锤在工作过程中所受的流体阻力是摩擦阻力和压差阻力之和。

2.2 水击压力计算

根据流体力学原理，冲锤所受水击压力可用下式计算[9]：

式中：E0—活塞外缸体的弹性系数；E—钻井液的弹性系数；e—活塞外缸厚度。

2.3 下腔液体压力

活塞向下运动时，活塞上腔处于高压状态，下腔处于低压状态，活塞下端面所受的压力为

式中：ζ3、ζ4、ζ6、ζ7、ζ8—内外缸体各通道局部压力损失系数；

ζ4—进入上腔的流体通道的沿程压力损失系数；

ζ9—排空道口到外缸壁间流道的沿程压力损失系数；

ζ10—内外缸体围成的上腔排空口与缸盖下端的通道的沿程阻力损失系数；

L10、Dh10—该通道的长度和该通道截面的当量直径；

v3—v10缸体内部各过流断面的速度；

pΔ—冲锤与缸盖间过流断面的压力。

2.4 上腔液体压力

上腔压力可采用“类冲击式水轮机模型”的原理推导出计算方法[9-10]：

式中：ζ11=ζ8；ζ12=ζ9；ζ13=ζ10；p0—输出道入口处的压力；v′—钻井液在缸体工作腔中的流速，在数值上与活塞冲锤系统的运动速度相同即v′=v1；Sj—附壁射流过流断面面积；So—排空过流断面面积；Sc—输出道过流断面面积；φ—输出道与排空道之间的夹角，各断面的流速通过不可压缩稳定流体的连续性方程求得。

冲锤活塞整过运动过程根据牛顿第二定律可得下式：

式中：Sbc—缸体上腔活塞有效作用面积；

Sfc—缸体下腔活塞有效作用面积；Ff＝μmgsinθ；

m—活塞与冲锤的质量；

ρs—冲锤材料的密度；

μ—冲锤与外缸体间的摩擦系数。

2.5 回程时动力学模型建立

回程阶段冲锤运动状态与冲程阶段相同，所以回程阶段上下腔液体压力求解方法分别与冲程阶段上下腔压力求解方法相同。

根据牛顿第二定律得到回程阶段冲锤的运动方程

式中：v″—冲锤回程的末速度；

v″0—冲锤回程的初速度。

3 新型冲击器介绍及仿真计算

3.1 新型控流式液动射流冲击器结构及原理

一种外径为89mm的小井眼侧钻控流式液动射流冲击器结构示意图，如图2所示。该冲击器由上接头、分流阀总成、第一中接头、第二中接头、双稳射流元件、内缸体、整体式活塞、冲锤、滚珠总成、滚球总成和下接头组成，上接头内轴向安装有分流阀总成，分流阀总成由分流阀和碟簧组成，碟簧通过第一中接头上端面顶抵，上接头下端通过螺纹与第一中接头连接，第一中接头由喷嘴和外缸体组成，喷嘴下端与双稳射流元件连接，双稳射流元件下端接内缸体，内缸体与缸盖通过周向均匀布置的三颗螺钉连接；双稳射流元件、内缸体和缸盖通过第二中接头上端面顶抵，双稳射流元件、内缸体和缸盖都限位于第一中接头内；调节杆与整体式活塞通过螺纹连接；冲锤与整体式活塞通过螺纹连接，并内置于內缸体中；沿冲锤周向均匀布置有四个滚珠总成，滚球总成离冲锤下端面（20～25）cm，滚珠总成由滚珠挡条、滚珠和滚珠座构成，滚珠座与冲锤之间是过盈配合；第二中接头下端与第三中接头通过螺纹连接，第三中接头内套装有砧子，砧子上设置有花键，花键部位设置有滚球总成，砧子下端与下接头通过螺纹连接。

图2 新型控流式液动射流冲击器Fig.2 A New Kind of Hydraulic Jet Impactor with Flow Controlled

其工作原理：钻井液经上接头进入冲击器，经冲击器内分流总成分流，保证流量在（8～10）L/s之间，多余钻井液经冲击器内部通道排除，另一部分钻井液进入射流元件，钻井液进入射流元件后产生附壁作用，假设先附壁于射流元件右侧，钻井液进入下腔，推动活塞上行。活塞上行至行程末了产生水击现象，同时反馈信号使钻井液由射流元件右侧切换到射流元件左侧，钻井液进入上腔，推动活塞和冲锤下行。冲锤下行至行程末了时冲击砧子，冲击力通过砧子传递给钻头，此时反馈信号使射流由左侧附壁切换到右侧，钻井液进入下腔，开始下一次冲击。冲击器工作过程中低压腔的钻井液经过射流元件排空道进入冲击器内部通道，最后进入环空。

有益效果：

（1）上接头内设置有分流阀总成，该分流阀能够实现流量是不分流，高流量时能够将过量的钻井液分流，分流出去的流量经过冲击器内部循环通道通过钻头喷嘴排出，从而有效减少双稳射流元件受到的冲蚀破坏，增加双稳射流元件的使用寿命；

（2）冲锤沿周向均匀布置有四个滚珠总成，使得冲锤与第二中接头间的摩擦由滑动摩擦变为滚动摩擦，减小了摩阻，提高了冲击器的冲击功，减少了第二中接头内壁的磨损；

（3）整体式活塞的活塞杆和缸盖摩擦部位的壁面铺焊硬质合金粉末形成耐磨层，提高了缸盖和活塞杆的耐磨性，减小了缸盖与活塞杆的磨损，延长了使用寿命；

（4）第三中接头与砧子通过花键配合，花键连接部位设滚球总成，可减少摩擦，传递扭矩。

3.2 仿真分析结果

以新型小井眼侧钻控流式液动射流冲击器为例，进行了小井眼侧钻井射流冲击器性能仿真实验，仿真实验的井斜角为30°，由于新型射流冲击器的控流功能，进入冲击器的工作流量为（8～10）L/s。

根据所建立的力学模型编制了程序，通过仿真计算获得了各参数对冲击器性能的影响规律。冲击功、冲击末速度和频率在不同工作流量与活塞直径的变化关系曲线，如图3～图6所示。由图3和图4可知：随着工作流量增大，冲击末速度线性增大，冲击功呈非线性增大，增速随工作流量增大而增大，频率随工作流量的增大而线性增大。由图5、图6可知：在不同的活塞直径下，冲击功和冲击末速度均呈现先增大后减小的趋势，活塞直径为35.6mm时得到最大冲击功和最大冲击末速度；活塞直径增加使冲击器频率减小。

图3 冲击功随工作流量的变化曲线Fig.3 The Curve of Impact Energy Along with the Change of Working Flow

图4 频率和冲击末速度随工作流量的变化曲线Fig.4 The Curve of Frequency and Impact Velocity Along with the Change of Working Flow

图5 冲击功随活塞直径的变化曲线Fig.5 The Curve of Impact Energy Along with the Change of Piston Diameter

图6 频率和冲击末速度随活塞直径的变化曲线Fig.6 The Curve of Frequency and Impact Velocity Along with the Change of Piston Diameter

4 结论

（1）提出了一种小井眼侧钻控流式液动射流冲击器，该冲击器能实现定流量分流，减少冲击器内部摩擦，从而增大冲击功；（2）运用流体力学知识和运动学理论建立侧钻井中冲击器工作力学模型，并通过仿真分析其冲击功范围是（187～332）J，满足冲击破岩，流量为9L/s时，活塞直径为35.6时冲击功最大；（3）获得了冲击功、冲击末速度和频率随流量及冲击器各几何参数变化的变化规律，为小井眼侧钻井用冲击器的研制和优化提供了指导。