低压耗增强型水力振荡器的研制与现场试验

2022-03-14李建亭胡金建罗恒荣

石油钻探技术 2022年1期

李建亭，胡金建，罗恒荣

（1.中石化中原石油工程有限公司工程服务管理中心，河南濮阳 457001；2.德州地平线石油科技股份有限公司，山东德州 253300；3.中石化西南石油工程有限公司钻井一分公司，四川成都 610500）

大位移井、长水平段水平井、多分支水平井等复杂结构井钻井过程中存在摩阻大、托压严重等问题，尤其是在滑动钻进时，因无法有效给钻头施加钻压，严重影响机械钻速，造成钻井周期增长[1–2]。为此，国内外研制应用了多种水力振荡减阻工具（以下统称水力振荡器），并取得了一定的提速效果，在一定程度上解决了托压及摩阻大的问题[3–14]。但是，在现场应用时发现，国内外水力振荡器的压耗普遍偏高（约 4.5～8.0 MPa）[15]，易使钻井泵超负荷运转而出现故障，造成财产损失和人员伤亡。针对该问题，通过优化水力振荡器结构，增大了振荡短节中反馈活塞的面积，研制了低压耗增强型水力振荡器（以下简称新型水力振荡器），并在胜利油田义184-斜37井进行了现场试验，结果表明，该水利振荡器不但有效解决了托压严重、摩阻大的难题，而且压耗大幅降低，满足了安全钻井的需求。

1 新型水力振荡器的结构及工作原理

1.1 工具结构

新型水力振荡器主要由振荡短节、动力马达和偏心阀系统组成，如图1所示。

图1 新型水力振荡器的基本结构Fig.1 Basic structure of the novel hydraulic oscillator

1）动力马达。动力马达是一个定转子比为1∶2的容积式液压马达，主要由定子和转子组成，当钻井液流过时会驱动转子在定子腔内往复运动，带动转子下端连接的偏心环一起往复运动。

2）偏心阀系统。偏心阀系统主要由偏心环和偏心座组成，偏心环和偏心座各有1个过流孔，动力马达带动偏心环产生往复运动，与偏心座的过流孔周期性的重合与错开，使过流面积发生周期性变化，从而产生脉冲压力，并作用于振荡短节的活塞面上而形成轴向振荡。过流孔直径决定了水力振荡器压降的大小，可根据钻井液密度及排量选择过流孔直径，以保证振荡器压降在额定工作范围内。偏心环和偏心座在工作过程中要承受钻井液的冲蚀，因此要具有良好的耐磨性和耐冲蚀性[16]。

3）振荡短节。振荡短节主要由活塞、花键芯轴和碟簧组成，脉冲压力作用于活塞面上产生冲击能量，碟簧通过吸收及释放冲击能量来实现轴向振荡，将水力脉冲能量转换为轴向振动的机械能。振荡器能产生振幅为3～10 mm的轴向振动，可将井下钻具与井壁间的静摩擦转化为动摩擦[17]，而且因轴向冲击力和振幅都不大，不会对钻头、钻杆等井下钻具产生不利影响。

1.2 工作原理

水力振荡器一般安装在钻头、螺杆钻具和MWD之上，距钻头80～120 m。在钻进过程中，当钻井液流经水力振荡器的动力马达时，会带动其下部的偏心阀系统转动。此时，动力马达的转子会在一个平面上进行往复运动，并带动偏心环往复运动，使偏心环和偏心座的过流孔发生周期性的重合与错开，导致流经偏心阀钻井液的流量呈周期性变化，从而产生周期性的脉冲压力。该压力作用于振荡短节的活塞上而产生周期性轴向振动，达到克服摩阻及托压、提高钻压传递效率、提高钻进速度的目的。

偏心阀盘过流面积与压降的关系如图2所示。由图2可以看出，当偏心环和偏心座的过流孔完全重合时（如图2（b）所示），偏心阀盘过流面积最大，则产生的压降最小；当偏心阀和偏心座的过流孔重合面积最小时（如图2（a）和（c）所示），偏心阀盘过流面积最小，则产生的压降最大[18]。

图2 偏心阀盘过流面积与压降的关系示意Fig.2 Relationship between flow area of eccentric valve and pressure drop

2 关键结构优化

水力振荡器的压降受动力马达级数和偏心阀通道面积的影响，其计算公式为：

式中：Δp为水力振荡器的压降，MPa；为马达每级间的承压值，取0.8 MPa；K为马达级数，此处取1级； ∆pr,s为局部压力损失，MPa；ζ为局部阻尼系数；ρ为钻井液密度，kg/m3；v1为钻井液流速，m/s。

由式（1）、式（2）可知，在马达级数确定的情况下，水力振荡器的压降只与局部压力损失有关，而在不计摩擦阻力的情况下，局部压力损失取决于钻井液密度及流速，而流速取决于钻井液排量和过流面积。所以，在钻井液密度及排量不变的情况下，增大过流面积，就可以降低 ∆pr,s，从而实现减小水力振荡器压降的目的。

水力振荡器轴向冲击力的计算公式为：

式中：F为水力振荡器轴向冲击力，kN；S为活塞的受力面积，mm2。

由式（3）可知，在冲击力F相同的情况下，增大活塞受力面积，就可以降低压降Δp。为此，笔者对常规水力振荡器的结构进行了优化，在振荡短节中增加了1个固定活塞（如图3所示），使活塞的反馈面积增大了约1.5倍。同时，增大了偏心阀过流孔直径，从而增大了过流面积。另外，对振荡短节中花键端部和底部过渡位置的结构进行调整，增加过流槽（如图4所示），以减小流体流动的阻力，从而减小了振荡短节的能量损耗。

图3 新型水力振荡器和常规水力振荡器的振荡短节示意Fig.3 Oscillation sub of the novel oscillator and conventional oscillator

图4 新型水力振荡器振荡短节花键优化示意Fig.4 Spline optimization of oscillation sub of the novel hydraulic oscillator

3 室内测试

为了评价新型水力振荡器的整体性能，在室内测试了不同排量下的泵压、振动频率和振幅。室内测试流程如图5所示，将ϕ172.0 mm新型水力振荡器两端分别与试压泵的进水、回水管线连接，并在水力振荡器上安装压力传感器，进行脉冲压力监控，在振荡短节上安装传感器，测量工具的振动频率和振幅。

图5 新型水力振荡器室内试验流程Fig.5 Laboratory test process of the novel hydraulic oscillator

开启试压泵，排量逐渐增加至13 L/s时工具开始振动，然后记录不同排量下的泵压、振动频率和振幅，达到水力振荡器的设计最大排量38 L/s后停止测试，测试结果见表1。从表1可以看出，随着排量增大，水力振荡器的振动频率和振幅逐渐增大，当达到设计最大排量时，泵压（即压降）2.5 MPa，明显低于常规水力振荡器的压降（一般为4.0～5.0 MPa），达到了设计要求。在相同条件下，进行了多组室内测试，水力振荡器的振动频率与振幅随排量增大而增大的趋势是一致的，且工作稳定，未出现故障。

表1 新型水力振荡器室内测试结果Table 1 Results of laboratory test of the novel hydraulic oscillator

4 现场试验

新型水力振荡器在胜利油田义184-斜37井进行了现场试验，试验表明，该振荡器各项指标满足设计和使用要求，解决了托压问题，提高了机械钻速，且压降较常规水力振荡器有明显降低。

义184-斜37井是一口斜井，位于渤南洼陷的中部断阶带，设计井深3 989.70 m，目的层为沙四下，设计采用三开井身结构（一开采用ϕ346.1 mm钻头钻至井深 351.00 m，二开采用ϕ241.3 mm 钻头钻至井深 3 274.00 m，三开采用ϕ149.2 mm 钻头钻至设计井深）及直—增—稳—降—稳五段制井眼剖面，造斜段（2 077.16～2 530.12 m）主要为泥质地层，岩性以油泥岩为主，采用的钻具组合为：ϕ241.3 mm钻头+ϕ197.0 mm×1.25°单弯动力钻具+止回阀+ϕ177.8 mm无磁钻铤 1 根+MWD+ϕ177.8 mm 钻铤 2 根+ϕ127.0 mm加重钻杆15根+ϕ127.0 mm钻杆，钻井参数为：复合钻进时钻压 40～80 kN，定向钻进时钻压 80～160 kN，转速 60 r/min，排量 34 L/s，泵压 16 MPa。在定向钻进过程中，由于井眼轨迹呈“S”形，摩阻扭矩较大，托压问题严重，导致钻时长达20～30 min/m，且经常出现憋泵、蹩钻等井下故障。

为解决托压问题，提高机械钻速，该井在钻进2 495.00～3 319.00 m 井段（稳斜段）时试用了ϕ172.00 mm新型水力振荡器，采用与造斜段相同的钻具组合，在加重钻杆上部接入新型水力振荡器（距钻头118.0 m）。钻井参数为：复合钻进时钻压60～80 kN，定向钻进时钻压 40 kN，排量 34 L/s，转速 60～70 r/min，泵压 15～18 MPa。在钻进过程中，复合钻进时降斜快，定向钻进时基本未出现托压问题，钻时大幅减小至4～7 min/m，新型水力振荡器的提速效果显著（见表2），且未出现憋泵、蹩钻等井下故障。