復(fù)合沖擊條件下PDC鉆頭破巖效率試驗(yàn)研究

閆 炎， 管志川， 玄令超， 呼懷剛， 莊 立

(1.中國(guó)石油大學(xué)(華東)石油工程學(xué)院，山東青島 266580；2.中國(guó)石化石油工程技術(shù)研究院，北京 100101；3.中石化勝利石油工程有限公司鉆井工程技術(shù)公司，山東東營(yíng) 257064)

工程實(shí)踐表明，使用扭轉(zhuǎn)沖擊或旋轉(zhuǎn)沖擊鉆井工具可以顯著提高難鉆地層的鉆速[1-10]。因此，近幾年關(guān)于沖擊鉆井工具的研究成為了熱點(diǎn)，并開發(fā)出多種由液力驅(qū)動(dòng)或機(jī)械驅(qū)動(dòng)的旋轉(zhuǎn)沖擊、扭轉(zhuǎn)沖擊或復(fù)合沖擊鉆井工具[11-23]。前人對(duì)旋轉(zhuǎn)沖擊、扭轉(zhuǎn)沖擊條件下PDC鉆頭的破巖效率已做過(guò)不少相關(guān)研究[24-26]，但對(duì)于復(fù)合沖擊條件下PDC鉆頭在不同巖石中的破巖效率還探索較少。為此，筆者在前人研究成果的基礎(chǔ)上，基于復(fù)合沖擊破巖思路，設(shè)計(jì)加工了旋扭復(fù)合沖擊發(fā)生裝置，在室內(nèi)進(jìn)行了不同巖性巖樣鉆進(jìn)試驗(yàn)，分析復(fù)合沖擊條件下不同可鉆性巖石中PDC鉆頭的破巖效果及不同鉆進(jìn)和沖擊參數(shù)對(duì)破巖效果的影響，并將其結(jié)果與常規(guī)破巖效果進(jìn)行了對(duì)比，以期為新型復(fù)合沖擊破巖工具的研制提供依據(jù)。

1 試驗(yàn)裝置及試驗(yàn)條件

1.1 試驗(yàn)裝置的結(jié)構(gòu)及工作原理

設(shè)計(jì)加工的旋扭復(fù)合沖擊發(fā)生裝置由卡箍、墊塊、彈簧、沖錘、砧體和擋板等6個(gè)部件組成。其中，該裝置的主體結(jié)構(gòu)如圖1所示。

該裝置沖錘總長(zhǎng)116.0 mm、內(nèi)徑60.0 mm、外六方邊長(zhǎng)47.0 mm，齒高16.0 mm；砧體總長(zhǎng)116.0 mm、內(nèi)六方邊長(zhǎng)27.5 mm、外徑85.0 mm、齒高16.0 mm。為擴(kuò)大沖擊力和沖擊扭矩的調(diào)節(jié)范圍，試驗(yàn)用了2種彈簧(記為彈簧Ⅰ和彈簧Ⅱ)，彈性系數(shù)分別為1.04和5.97 N/mm，預(yù)壓縮量均為100 mm。U形擋板用螺栓固定在試驗(yàn)臺(tái)側(cè)壁，六方鉆桿從擋板中間穿過(guò)，其他部件均套裝在六方鉆桿上。卡箍為外圓內(nèi)方的圓環(huán)結(jié)構(gòu)，通過(guò)卡圈固定在六方鉆桿凹槽內(nèi)；墊塊位于卡箍下方，通過(guò)增減墊塊數(shù)量可以實(shí)現(xiàn)彈簧壓縮量的改變，從而改變沖擊力的大小；根據(jù)試驗(yàn)需要和六方鉆桿尺寸，設(shè)計(jì)蓄能彈簧的直徑和長(zhǎng)度，蓄能彈簧為沖錘的加速下落和沖擊碰撞提供能量；沖錘與砧體合稱沖擊振套，二者通過(guò)齒形凸起的交錯(cuò)、嚙合實(shí)現(xiàn)沖擊碰撞。

旋扭復(fù)合沖擊發(fā)生裝置的工作原理為：六方鉆桿帶動(dòng)砧體旋轉(zhuǎn)，砧體上部的齒形凸起不斷與沖錘的齒形嚙合、相對(duì)交錯(cuò)，交錯(cuò)時(shí)沖錘沿齒形斜面爬升，迫使彈簧壓縮并儲(chǔ)蓄能量；嚙合時(shí)沖錘突然下降，彈簧釋放彈性能，加速?zèng)_錘下落，沖錘撞擊砧體的瞬時(shí)產(chǎn)生沖擊載荷[27]，沖擊載荷作用于砧體齒面，如圖2所示(圖2中：F為沖錘撞擊砧體時(shí)產(chǎn)生的沖擊載荷，kN；Fa和Fc分別為F在縱向和周向的分力，kN)。沖擊載荷沿縱向沖擊砧體，形成旋轉(zhuǎn)沖擊作用；沿周向沖擊砧體，形成周向扭轉(zhuǎn)沖擊作用。撞擊完成之后，砧體在傳動(dòng)軸帶動(dòng)下繼續(xù)旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)，沖錘與砧體齒形凸起不斷交錯(cuò)、嚙合，產(chǎn)生周期性的垂向沖擊載荷和周向扭轉(zhuǎn)沖擊載荷。

圖2 旋扭復(fù)合沖擊發(fā)生裝置的工作原理Fig.2 Working principle of composite impact device

在鉆壓為10 kN、鉆桿轉(zhuǎn)速為128 r/min工況下，測(cè)量旋扭復(fù)合沖擊發(fā)生裝置采用彈簧Ⅱ鉆進(jìn)粉砂巖時(shí)的沖擊載荷，得到縱向沖擊力和周向沖擊扭矩隨時(shí)間的變化關(guān)系，如圖3所示。

圖3 旋扭復(fù)合沖擊發(fā)生裝置的沖擊載荷Fig.3 Impact load of composite impact device

從圖3可以看出，旋扭復(fù)合沖擊發(fā)生裝置可以產(chǎn)生周期性的縱向沖擊力及沖擊扭矩，沖擊力峰值約為6 kN，沖擊扭矩峰值約為60 N·m，沖擊次數(shù)為轉(zhuǎn)速與齒數(shù)的乘積。

1.2 試驗(yàn)用鉆機(jī)和鉆頭

試驗(yàn)用鉆機(jī)選用中國(guó)石油大學(xué)(華東)巖石破碎實(shí)驗(yàn)室的XY-200型鉆機(jī)，該鉆機(jī)包括液力加壓系統(tǒng)、旋轉(zhuǎn)系統(tǒng)和水力循環(huán)系統(tǒng)，其結(jié)構(gòu)如圖4所示。該鉆機(jī)的基本參數(shù)：可施加鉆壓0～20 kN；具有64，128，287和557 r/min等4檔轉(zhuǎn)速；鉆機(jī)通過(guò)旋轉(zhuǎn)頭帶動(dòng)六方鉆桿旋轉(zhuǎn)和鉆進(jìn)，鉆機(jī)立軸單次進(jìn)尺最大為440 mm；鉆機(jī)利用活塞水泵實(shí)現(xiàn)水力循環(huán)和巖屑清潔，鉆井泵的最大流量為180 L/min。

圖4 試驗(yàn)所用鉆機(jī)的基本結(jié)構(gòu)Fig.4 The rig used in testing1.鉆壓表；2.六方鉆桿；3.卡箍；4.彈簧；5.沖錘與砧體；6.壓力傳感器；7.PDC鉆頭；8.巖心筐；9.巖樣；10.數(shù)據(jù)采集與處理系統(tǒng)；11.卷?yè)P(yáng)機(jī)；12.水泵

試驗(yàn)用鉆頭為三刀翼PDC鉆頭，如圖5所示。該鉆頭中心有2齒，外側(cè)共布置6齒；鉆頭直徑為75.0 mm，PDC齒直徑為10.0 mm；鉆頭上共有5個(gè)水眼。

圖5 試驗(yàn)用PDC鉆頭Fig.5 PDC bit used in the experiment

1.3 試驗(yàn)條件

為了分析鉆壓、轉(zhuǎn)速等鉆進(jìn)參數(shù)和沖擊力、沖擊扭矩等沖擊參數(shù)對(duì)PDC鉆頭破巖效率的影響規(guī)律，在無(wú)圍壓、不同鉆壓(5，10，15和20 kN)、不同轉(zhuǎn)速(64，128 r/min)和不同彈簧預(yù)緊力(不同的沖擊力和沖擊扭矩)條件下分別對(duì)不同可鉆性巖石(粉砂巖、石灰?guī)r和花崗巖的可鉆性級(jí)值分別為7.4，8.2和8.6)進(jìn)行鉆進(jìn)試驗(yàn)。試驗(yàn)采用單一變量法，在常規(guī)旋轉(zhuǎn)破巖和復(fù)合沖擊破巖2種條件下，設(shè)置不同轉(zhuǎn)速后改變鉆壓，由數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)記錄每組數(shù)據(jù)的鉆壓、扭矩、轉(zhuǎn)速、進(jìn)尺和鉆進(jìn)時(shí)間。

2 破巖鉆進(jìn)試驗(yàn)及結(jié)果分析

2.1 粉砂巖鉆進(jìn)試驗(yàn)

粉砂巖鉆進(jìn)試驗(yàn)中，在不同鉆壓、轉(zhuǎn)速及彈簧預(yù)緊力(沖擊力/沖擊扭矩，下同)條件下，進(jìn)行了PDC鉆頭的常規(guī)旋轉(zhuǎn)破巖和復(fù)合沖擊破巖鉆進(jìn)。不同破巖方式和鉆進(jìn)參數(shù)條件下鉆速與鉆壓關(guān)系曲線如圖6所示，鉆速與鉆壓擬合方程見表1，不同沖擊參數(shù)下復(fù)合沖擊破巖的鉆速對(duì)比曲線如圖7所示。

圖6 鉆進(jìn)粉砂巖時(shí)的鉆速與鉆壓關(guān)系曲線Fig.6 The curve of ROP and WOB in an sample of drilling in siltstone

表1鉆進(jìn)粉砂巖時(shí)不同轉(zhuǎn)速和沖擊力條件下鉆速與鉆壓的擬合方程

Table1TheequationofROPandWOBwithdifferentRPMandimpactinanexampleofdrillinginsiltstone

轉(zhuǎn)速/(r·min-1)沖擊力/沖擊扭矩加載條件鉆速與鉆壓擬合方程擬合方差64無(wú)v=0.0050f2+0.0442f-0.00110.999564彈簧Ⅰv=0.0055f2+0.0476f+0.02280.999264彈簧Ⅱv=0.0050f2+0.0680f+0.00040.9999128無(wú)v=0.0106f2+0.0856f-0.00040.9998128彈簧Ⅰv=0.0097f2+0.1266f+0.01860.9997128彈簧Ⅱv=0.0124f2+0.1011f+0.05950.9980

注：v為鉆速，m/h；f為鉆壓，kN。下同。

圖7 復(fù)合沖擊鉆進(jìn)粉砂巖時(shí)的提速效率與鉆壓關(guān)系曲線Fig.7 The curve of acceleration efficiency and WOB in an example of drilling in siltstone

從圖6可以看出，復(fù)合沖擊鉆進(jìn)粉砂巖時(shí)，鉆壓和轉(zhuǎn)速是影響鉆速的主要因素；隨著鉆壓的增大，PDC鉆頭機(jī)械鉆速明顯提高，提高的幅值也逐漸增大；隨著轉(zhuǎn)速的增大，機(jī)械鉆速同樣明顯提高，而且在高鉆壓下提高的幅值較大。從圖6和表1可以看出，圖6中各條鉆速與鉆壓曲線斜率逐漸增大，擬合方程為二項(xiàng)式函數(shù)；當(dāng)沖擊力和沖擊扭矩變大(即彈簧預(yù)緊力變大)時(shí)，曲線上升趨勢(shì)更加明顯，鉆速提高的幅值更大，破巖效率更高。

從圖7可以看出，在鉆進(jìn)粉砂巖時(shí)，旋扭復(fù)合沖擊破巖相比于常規(guī)PDC破巖在相同工況下機(jī)械鉆速明顯提高，提高比例為9%～40%。低鉆壓下的提速比例高于高鉆壓下的提速比例，原因在于低鉆壓下機(jī)械鉆速本身較小，復(fù)合沖擊作用提高的鉆速所占比例較大；而高鉆壓下機(jī)械鉆速本身較高，提高的比例不明顯。

2.2 石灰?guī)r鉆進(jìn)試驗(yàn)

石灰?guī)r鉆進(jìn)試驗(yàn)中，在不同鉆壓、轉(zhuǎn)速及彈簧預(yù)緊力條件下，進(jìn)行了PDC鉆頭的常規(guī)旋轉(zhuǎn)破巖和復(fù)合沖擊破巖鉆進(jìn)。不同破巖方式和鉆進(jìn)參數(shù)條件下，鉆速與鉆壓關(guān)系曲線如圖8所示，鉆速鉆壓擬合方程見表2，常規(guī)破巖與復(fù)合沖擊破巖的鉆速對(duì)比曲線如圖9所示。

從圖8和表2可以看出，旋扭復(fù)合沖擊發(fā)生裝置在石灰?guī)r中的鉆進(jìn)規(guī)律與在粉砂巖中基本相同。從圖9可以看出，在鉆進(jìn)石灰?guī)r時(shí)，旋扭復(fù)合沖擊破巖相比于常規(guī)PDC破巖在相同工況下鉆速提高20%～50%，不同的是在低轉(zhuǎn)速下提速比例高于高轉(zhuǎn)速下的比例。分析認(rèn)為，其原因在于石灰?guī)r均質(zhì)性極強(qiáng)，PDC鉆頭在石灰?guī)r鉆進(jìn)時(shí)扭矩較為平穩(wěn)，在高轉(zhuǎn)速下破巖效率已達(dá)到較高狀態(tài)；且高轉(zhuǎn)速下機(jī)械鉆速本身較大，提高的比例不如低轉(zhuǎn)速下明顯。

圖8 鉆進(jìn)石灰?guī)r時(shí)的鉆速與鉆壓關(guān)系曲線Fig.8 The curve of ROP and WOB in in an example of drilling in limestone

表2鉆進(jìn)石灰?guī)r時(shí)不同轉(zhuǎn)速和沖擊力條件下鉆速與鉆壓的擬合方程

Table2TheequationofROPandWOBwithdifferentRPMandimpactinanexampleofdrillinginlimestone

轉(zhuǎn)速/(r·min-1)沖擊力/沖擊扭矩加載條件鉆速與鉆壓擬合關(guān)系式擬合方差64無(wú)v=0.0027f2+0.0579f-0.01200.997564彈簧Ⅰv=0.0042f2+0.0614f+0.02060.999364彈簧Ⅱv=0.0035f2+0.0802f+0.00180.9999128無(wú)v=0.0106f2+0.0653f+0.02580.9992128彈簧Ⅰv=0.0106f2+0.0822f+0.07430.9969128彈簧Ⅱv=0.0106f2+0.1056f+0.05590.9968

圖9 鉆進(jìn)石灰?guī)r時(shí)的提速效率與鉆壓關(guān)系曲線Fig.9 The curve of acceleration efficiency and WOB in an example of drilling in limestone

2.3 花崗巖鉆進(jìn)試驗(yàn)

花崗巖鉆進(jìn)試驗(yàn)中，在不同鉆壓、轉(zhuǎn)速及彈簧預(yù)緊力條件下，進(jìn)行了PDC鉆頭的常規(guī)旋轉(zhuǎn)破巖和復(fù)合沖擊破巖鉆進(jìn)試驗(yàn)。不同破巖方式和鉆進(jìn)參數(shù)條件下，鉆速與鉆壓關(guān)系曲線如圖10所示，鉆速鉆壓擬合方程見表3，不同沖擊參數(shù)下復(fù)合沖擊破巖的鉆速對(duì)比曲線如圖11所示。

圖10 鉆進(jìn)花崗巖時(shí)的鉆速與鉆壓關(guān)系曲線Fig.10 The curve of ROP and WOB in an example of drilling in granite

表3鉆進(jìn)花崗巖時(shí)不同轉(zhuǎn)速和沖擊力條件下鉆速與鉆壓的擬合方程

Table3TheequationofROPandWOBwithdifferentRPMandimpactinanexampleofdrillingingranite

轉(zhuǎn)速/(r·min-1)沖擊力/沖擊扭矩加載條件鉆速與鉆壓擬合關(guān)系式擬合方差64無(wú)v=0.0035f2+0.0150f+0.01870.998164彈簧Ⅰv=0.0030f2+0.0476f+0.02280.999664彈簧Ⅱv=0.0030f2+0.0447f-0.00550.9998128無(wú)v=0.0062f2+0.0272f+0.03150.9968128彈簧Ⅰv=0.0054f2+0.0712f+0.00230.9983128彈簧Ⅱv=0.0054f2+0.0772f-0.00090.9994

圖11 復(fù)合沖擊鉆進(jìn)花崗巖時(shí)的提速效率與鉆壓關(guān)系曲線Fig.11 The curve of acceleration efficiency and WOB in an example of drilling in granite

由圖10和表3可知，由于花崗巖硬度較大，PDC鉆頭鉆進(jìn)時(shí)粘滑效應(yīng)較為明顯，故花崗巖對(duì)轉(zhuǎn)速變化的敏感性較低。由圖11可知，在鉆進(jìn)花崗巖時(shí)，相同工況下旋扭復(fù)合沖擊破巖相比于常規(guī)PDC破巖鉆速提高16%～42%，且鉆壓為10 kN時(shí)破巖效率最高。

3 巖屑粒徑分析

為分析復(fù)合沖擊方式的破巖提速機(jī)理，以粉砂巖為例，分別用鐵鏟收集4種試驗(yàn)條件下巖心筐內(nèi)的巖屑(加裝彈簧I、鉆壓為15 kN、轉(zhuǎn)速為128 r/min時(shí)的巖屑及相同條件下常規(guī)PDC破巖的巖屑;加裝彈簧Ⅱ、鉆壓為20 kN、轉(zhuǎn)速為64 r/min時(shí)的巖屑及相同條件下常規(guī)PDC破巖的巖屑)，放入分樣篩中，用清水沖洗干凈，并置于陰涼通風(fēng)處晾干，巖屑樣本見圖12。用分樣篩分離不同粒徑的巖屑，用電子天平稱重，記錄每組巖屑的質(zhì)量，并計(jì)算各組巖屑的質(zhì)量分?jǐn)?shù)，將每組不同粒徑巖屑所占質(zhì)量分?jǐn)?shù)繪制成柱狀圖(見圖13)。

圖12 收集的巖屑樣本Fig.12 Sample of collected drill cuttings

從圖12可以看出，粉砂巖巖屑多為扁平貝殼狀，說(shuō)明巖屑主要是切削破巖方式破碎。

由圖13可知，常規(guī)PDC破巖所得巖屑以小粒徑為主，10目以上粒徑的巖屑質(zhì)量分?jǐn)?shù)達(dá)到81%，說(shuō)明常規(guī)PDC破巖基本上以磨削破巖為主；旋扭復(fù)合沖擊破巖所得小粒徑巖屑明顯減少，10目以上粒徑的巖屑質(zhì)量分?jǐn)?shù)低于55%，這說(shuō)明在破巖過(guò)程中，扭轉(zhuǎn)與旋轉(zhuǎn)沖擊條件下沖擊力和沖擊扭矩共同作用增大了巖石破碎體積，提高了破巖效率。

圖13 粉砂巖巖屑粒徑分布統(tǒng)計(jì)Fig.13 Statistics of cutting size

4 結(jié) 論

1) 復(fù)合沖擊鉆進(jìn)中鉆壓和轉(zhuǎn)速是影響鉆速的主要因素，且無(wú)論是常規(guī)破巖鉆進(jìn)還是復(fù)合沖擊鉆進(jìn)，鉆速均隨鉆壓和轉(zhuǎn)速的增大面增大的基本規(guī)律沒有改變。對(duì)于粉砂巖、石灰?guī)r和花崗巖等3種巖石，鉆速與鉆壓的關(guān)系用二項(xiàng)式表示更為合理。

2) 采用復(fù)合沖擊鉆進(jìn)方式可以提高機(jī)械鉆速，沖擊載荷越大鉆速提高越多；在低鉆壓條件下復(fù)合沖擊鉆進(jìn)的提速效率更高，最高可達(dá)50%。

3) PDC鉆頭鉆進(jìn)產(chǎn)生的巖屑多為扁平貝殼狀，相同鉆進(jìn)參數(shù)條件下復(fù)合沖擊破巖的大粒徑巖屑明顯多于常規(guī)切削破巖，說(shuō)明復(fù)合沖擊鉆進(jìn)鉆速較高的原因是提高了切削齒的破巖體積。

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