脉动式扭转冲击钻井工具工作特性分析与测试

2022-10-17柳贡慧查春青夏铭莉

石油钻探技术 2022年5期

汪伟，柳贡慧,，李军,3，查春青，连威，夏铭莉

（1.中国石油大学（北京）石油工程学院,北京 102249；2.北京工业大学,北京 100124；3.中国石油大学（北京）克拉玛依校区,新疆克拉玛依834000；4.中国石油集团西部钻探工程有限公司吐哈钻井公司,新疆鄯善 838200）

随着钻井深度增加，地层岩石硬度增大、研磨性增强、可钻性变差。钻井过程中PDC钻头易产生粘滑振动，造成钻头切削齿崩坏、钻柱过早疲劳破坏等井下复杂情况，导致钻井效率低，严重影响了油气资源的勘探开发进度和成本[1-3]。国内外研究人员为了抑制粘滑振动提出了多种措施，其中扭转冲击钻井技术对减轻PDC钻头的粘滑振动效果尤为明显[4-13]。扭转冲击钻井是利用钻头上端安装的扭转冲击工具持续给钻头施加周期性冲击，辅助PDC钻头破坏岩石，以减轻钻头的振动[14]。TorkBuster扭力冲击器是利用高压钻井液驱动摆锤冲击与钻头相连的砧体为钻头提供扭转冲击载荷，在国内外深部硬地层的应用中取得了很好的提速效果[15-18]。玄令超等人[19]研制了射流式扭转冲击工具，通过射流发生器切换摆锤高低流道。祝效华等人[20]设计了一种具有棘轮机构的扭转冲击器，通过涡轮驱动棘轮轴持续敲击钻头中心轴为钻头提供扭转冲击载荷。查春青等人[21]设计了旋转配流式扭转冲击工具，通过涡轮驱动中心轴来切换摆锤两端的高低压流道，实现摆锤的往复运动。以上扭转冲击工具均是通过高压钻井液推动摆锤冲击砧体为钻头施加冲击能量，而摆锤运动过程中易产生磨损导致压力腔体密封失效，影响工具的使用寿命。为此，笔者设计了一种脉动式扭转冲击工具，在分析其工作原理的基础上，结合钻井工况参数与钻柱结构参数建立了冲击功计算模型，通过室内测试验证了该工具的可行性和性能参数。研究结果表明，脉动式扭转冲击工具能够为钻头提供周期性扭转冲击载荷，为钻井提速工具的研究提供参考。

1 脉动式扭转冲击工具结构与工作原理

1.1 工具结构

脉动式扭转冲击工具主要由驱动结构和扭转冲击结构2部分组成。驱动结构包括涡轮副和轴承组，安装在旋转轴上端；扭转冲击结构位于旋转轴下端，由周向腔体、节流喷嘴和钻头座等组成（见图1）。该工具长度800 mm，外径178.0 mm，工作排量15～40 L/s，采用411×410扣。

图1 脉动式扭转冲击钻井工具的基本结构Fig.1 Structure of the pulsating torsional impact drilling tool

1.2 工作原理

钻井过程中，高压钻井液驱动涡轮旋转，带动旋转轴旋转。在喷嘴节流作用下，旋转轴中心孔内钻井液压力升高，在旋转轴中心孔流道与旋转轴外环空流道间产生正压差。旋转轴转动过程中，周向腔体交替与旋转轴中心孔高压流道、旋转轴外环空低压流道连通，工作状态如图2所示。

周向腔体Ⅰ与旋转轴中心孔高压流道连通、周向腔体Ⅱ与旋转轴外环空低压流道连通（见图2（a））时，腔体Ⅰ端面受高压流体作用，腔体Ⅱ端面受低压流体作用，高压区与低压区的压差作用在钻头座凸台端面，对钻头产生一正向脉冲压力。当两端腔体内压差产生的扭矩大于上部钻柱对钻头产生的扭矩与牙龛端面摩擦扭矩之和时，作用在外壳体凸台端面的扭矩推动上部钻柱产生逆时针转动。

周向腔体Ⅰ与旋转轴中心孔流道关闭（见图2（b））时，上部钻柱旋转带动工具外壳牙龛冲击钻头座，对钻头座产生正向扭转冲击载荷。当周向腔体Ⅱ与旋转轴中心孔高压流道连通、周向腔体Ⅰ与旋转轴外环空低压流道连通（见图2（c））时，高压区与低压区的压差作用在外壳体凸台，对工具外壳体产生正向脉冲压力，从而增大钻柱作用在钻头上的扭矩。

1.3 工具特点

脉动式扭转冲击工具产生的冲击作用包括2种形式：1）周向腔体内高低压钻井液的压差为钻头座提供一个正向的液压冲击作用力；2）在钻进过程中，反向的液压作用能够推动上部钻柱反向偏转一定角度，上部钻柱的旋转作用导致该工具外壳体与钻头座的牙龛间会产生一个正向的冲击作用力。该工具与文献[21-23]中的扭转冲击钻井工具相比，没有旋转摆锤部件，减少了由于摆锤运动摩擦造成的能量损失，能够提高钻井液能量的转化效率。此外，该工具的换向机构由涡轮动力总成驱动连续转动，对钻头座形成了往复的扭转冲击载荷，能够延长工具的使用寿命。

图2 工作状态示意Fig.2 Working state diagram

2 工作特性分析

2.1 周向扭矩

由脉动式扭转冲击工具工作原理，得到旋转轴中心孔流道压力与旋转轴外环空流道压力的关系：

式中：p1为旋转轴中心孔流道压力，Pa；p2为旋转轴外环空流道压力，Pa；Δpp为该工具节流喷嘴产生的压降，Pa。

工具节流喷嘴产生的压降为：

式中：ξp为节流喷嘴压力损耗系数，一般取0.8～1.1；ρ为钻井液密度，kg/m3；Q为钻井泵排量，L/s；dp为节流喷嘴直径，m。

根据所设计工具结构，可计算得到工具在图2（a）和图2（c）状态下产生的周向扭矩：

式中：Tt为钻井液作用在周向腔体端面的扭矩，N·m；A3为周向腔体承压面积，m2；dc为周向腔体承压面中径，m；lc周向腔体轴向长度，m；dc1为周向腔体外径，m；dc2为周向腔体内径，m。

2.2 冲击功

脉动式扭转冲击钻井工具工作过程中，钻杆和钻铤所组成的钻柱处于弹性变形状态。在直井情况下，当该工具产生的周向扭矩能够推动上部钻柱沿周向逆时针运动时，上部钻柱扭转发生变形，钻井液的压能转化为钻柱的弹性势能；当周向腔体Ⅰ的高压流体通道关闭后，钻柱弹性势能释放，冲击钻头座，产生扭转冲击载荷。假设整个钻柱只由钻杆和钻铤组成，两端均为固定约束，钻杆和钻铤只产生弹性变形。图3为直井钻柱的变形简化模型。

图3 直井钻柱的变形简化模型Fig.3 Simplified model of drill string deformation in vertical wells

脉动式扭转冲击钻井工具在反向作用过程中将钻井液的压能转化为钻柱的弹性势能，在正向冲击过程中将钻柱的势能转化为工具的周向冲击功。假设正常钻进时，钻柱对钻头施加的扭矩为Tb，钻井液压差作用在周向端面上的力矩为Tt，脉动式扭转冲击钻井工具外壳体与钻头座端面间的摩擦扭矩为Tf，钻柱逆时针扭转角为Δφ。

上部钻柱在周向扭转力矩作用下的扭转角为：

其中

式中：Δφ为钻柱扭转角，rad；Tb为钻柱施加在钻头上的扭矩，N·m；Tf为工具外壳体与钻头座端面产生的摩擦扭矩，N·m；N为钻柱等效弹性系数，N·m；Np和Nc分别为钻杆和钻铤的扭转系数，N·m；Ip和Ic分别为钻杆和钻铤截面的极惯性矩，m4；Lp和Lc分别为钻柱组合钻杆和钻铤的长度，m；G为钻柱材料的剪切弹性模量，Pa；W为钻压，N；dm1为工具摩擦面外径，m；dm2为工具摩擦面内径，m；µ为摩擦系数，一般取0.20。

从式（4）可以看出，钻柱结构确定时，上部钻柱扭转角为工具产生周向扭矩与钻柱扭矩、摩擦扭矩之差的函数。当周向扭矩大于钻柱扭矩与摩擦扭矩之和时，上部钻柱产生扭转变形。正向作用过程中，工具对钻头产生的周向冲击功为钻柱扭矩、摩擦扭矩做功与钻柱内累积弹性势能之和：

式中：E为工具对钻头产生的周向冲击功，J。

2.3 冲击频率

脉动式扭转冲击钻井工具设计有2个高压流体配流通孔，涡轮马达驱动配流筒旋转一周时周向腔体Ⅰ的高压通道打开2次，则工具冲击频率可以表示为：

式中：f为脉动式扭转冲击钻井工具的冲击频率，Hz；n为涡轮马达的转速，r/min。

2.4 算例分析

脉动式扭转冲击钻井工具应用于φ215.9 mm直井，假设钻柱的长度为3 000.00 m，其中钻杆的长度为2 900.00 m，外径为127.0 mm，内径为101.6 mm；钻铤的长度为100.00 m，外径为165.1 mm，内径为76.2 mm。钻柱钢材的弹性模量206 GPa，剪切模量81.4 GPa。脉动式扭转冲击钻井工具的外径178.0 mm，外壳体内径150.0 mm；周向腔体承压端面内径100.0 mm，外径150.0 mm，腔长200.0 mm，钻井液密度1.00 kg/L。

利用式（3）分析节流喷嘴和钻井液排量对脉动式扭转冲击钻井工具周向扭矩的影响，结果如图4所示。从图4可以看出：在节流喷嘴直径相同的条件下，脉动式扭转冲击钻井工具周向扭矩随钻井液排量升高而增大，两者呈二次函数关系；在排量相同的条件下，随着节流喷嘴直径增大，周向扭矩不断减小。

图4 不同直径节流喷嘴下脉动式扭转冲击钻井工具周向扭矩与排量的关系Fig.4 Variation of circumferential torque with flow rate of pulsating torsional impact drilling tools with different diameters of throttle nozzles

利用式（4），计算钻柱周向扭转为5°、不同井深时的脉动式扭转冲击钻井工具周向扭矩与钻柱扭矩、摩擦扭矩的差（下面简称扭矩差），结果如图5所示。从图5可以看出，随着井深增加，扭矩差随井深增加不断减小。在给定的钻柱组合条件下，当井深大于200.00 m、上部钻柱周向扭转5 °时，扭矩差小于40 N·m。现场应用时可以结合图4与图5的计算结果优选脉动式扭转冲击钻井工具的结构参数。

图5 钻柱周向扭转5°时不同井深下的扭矩差Fig.5 Torque difference at different well depths with the drill string circumferential rotation of 5 °

利用式（7），分析了钻压30 kN条件下钻柱扭矩和扭转角对脉动式扭转冲击钻井工具周向冲击功的影响和钻柱周向扭转5°条件下钻柱扭矩和钻压对脉动式扭转冲击钻井工具周向冲击功的影响，结果如图6和图7所示。从图6和图7可以看出：钻柱周向扭转角一定时，脉动式扭转冲击钻井工具的周向冲击功随钻柱扭矩增大而增大；钻柱扭矩一定时，脉动式扭转冲击钻井周向冲击功随钻柱周向扭转角增大而增大，随钻压增大而减小。

图6 不同扭转角下冲击功随钻柱扭矩变化的曲线Fig.6 Variation curves of impact energy with drill string torque under different rotation angles

图7 不同钻压条件下冲击功随钻柱扭矩变化的曲线Fig.7 Variation curves of impact energy with drill string torque under different WOB

3 室内测试

为了测试脉动式扭转冲击钻井工具的性能参数，设计了扭转冲击工具测试装置，主要包括离心泵、流量计、压力传感器、扭矩测量短节及数据采集系统（见图8）。测试用离心泵的额定排量为40 L/s，测试用介质为清水。测试过程中，利用安装在周向腔体Ⅰ和腔体Ⅱ的压力传感器测量脉动式扭转冲击钻井工具工作过程中其周向腔体内的压力，利用连接在钻头座下端的扭矩测量短节测量其产生的周向扭矩。

图8 扭转冲击工具工具测试装置Fig.8 Test system for torsional impact tool

脉动式扭转冲击钻井工具在节流喷嘴φ22.0 mm、排量30.8 L/s条件下周向腔体内的压力变化曲线如图9所示。从图9可以看出，脉动式扭转冲击钻井工具工作过程中，周向腔体内的压力发生明显波动，腔体Ⅰ和腔体Ⅱ内高压和低压交替变化，平均压差达2.84 MPa，工作频率为38 Hz。

图9 脉动式扭转冲击钻井工具周向腔体内压力的变化曲线Fig.9 Variation curve of circumferential cavity pressure of the pulsating torsional impact drilling tool

图10为脉动式扭转冲击钻井工具不同排量下的冲击频率，图11和图12分别为不同排量下脉动式扭转冲击钻井工具的周向腔体压差和周向扭矩。

从图10—图12可以看出：脉动式扭转冲击钻井工具的冲击频率随着排量增大而逐渐增大，并且基本呈线性关系；周向腔体压差、周向扭矩均随着排量增大而逐渐增大，二者近似呈二次函数关系。脉动式扭转冲击钻井工具周向腔体压差测试结果与计算结果间的误差约为9.6%，其周向扭矩测试结果与计算结果间的误差约为14.8%，测试结果与计算结果的变化趋势较为一致，初步验证了性能参数理论计算模型的正确性。

图10 脉动式扭转冲击钻井工具不同排量下的冲击频率Fig.10 Variation curve of impact frequency of pulsating torsional impact drilling tool with flow rate

图11 脉动式扭转冲击钻井工具周向腔体不同排量下的压差Fig.11 Variation curve of circumferential cavity pressure difference of pulsating torsional impact drilling tool with flow rate