機(jī)械式垂直鉆具穩(wěn)定平臺(tái)影響因素模擬研究

李然然， 張 凱， 柴 麟， 張 龍， 劉寶林

（1.中國(guó)地質(zhì)大學(xué)(北京)工程技術(shù)學(xué)院, 北京 100083；2.自然資源部深部地質(zhì)鉆探技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 100083）

隨著油氣勘探開發(fā)不斷深入，鉆井井深逐漸增加，防斜打直成為一大問題[1-3]。為解決這一問題，自動(dòng)垂直鉆井技術(shù)應(yīng)運(yùn)而生。目前，自動(dòng)垂直鉆具的控制系統(tǒng)主要有電子控制系統(tǒng)和純機(jī)械控制系統(tǒng)2大類。配備電子控制系統(tǒng)的自動(dòng)垂直鉆具精度高、效率高，但由于存在電子元件，具有不耐高溫和易受振動(dòng)影響等特點(diǎn)，而且損壞后維修成本及日常維護(hù)成本很高。配備機(jī)械式穩(wěn)定平臺(tái)的自動(dòng)垂直鉆具，由于無電子元件，耐高溫性能好，成本也相對(duì)低廉，具有一定的適應(yīng)性和應(yīng)用工況，是深井鉆井中防斜打直的較好選擇。但由于機(jī)械式自動(dòng)垂直鉆具僅依靠機(jī)械式穩(wěn)定平臺(tái)中的偏重塊來完成糾斜，存在糾斜精度相對(duì)較低的問題[4-6]。因此，如何進(jìn)一步提高糾斜精度，是機(jī)械式自動(dòng)垂直鉆具研究的重點(diǎn)與難點(diǎn)。

分析認(rèn)為，機(jī)械式自動(dòng)垂直鉆具的糾斜精度，主要與其控制機(jī)構(gòu)——穩(wěn)定平臺(tái)的控制精度有關(guān)。穩(wěn)定平臺(tái)的控制應(yīng)精度主要受其結(jié)構(gòu)參數(shù)及鉆井參數(shù)的影響，而具體影響因素及其影響規(guī)律目前尚不清楚[7-10]。為此，筆者利用機(jī)械系統(tǒng)多剛體動(dòng)力學(xué)分析軟件Adams，分析了影響機(jī)械式自動(dòng)垂直鉆具穩(wěn)定平臺(tái)性能的因素及其影響規(guī)律，以進(jìn)一步優(yōu)化機(jī)械式自動(dòng)垂直鉆具，提高其糾斜精度。

1 穩(wěn)定平臺(tái)結(jié)構(gòu)及工作原理

以典型的 φ177.8 mm動(dòng)態(tài)推靠機(jī)械式自動(dòng)垂直鉆具的穩(wěn)定平臺(tái)為例進(jìn)行介紹和分析。動(dòng)態(tài)推靠機(jī)械式自動(dòng)垂直鉆具結(jié)構(gòu)如圖1所示，主要由穩(wěn)定平臺(tái)和執(zhí)行機(jī)構(gòu)2部分組成[11]：穩(wěn)定平臺(tái)由偏重塊、軸承組、上盤閥、下盤閥和心軸組成；偏重塊通過軸承安裝在鉆具上，可在重力作用下自由轉(zhuǎn)動(dòng)；偏重塊下部與上盤閥通過鍵連接，保持同步旋轉(zhuǎn)；在上盤閥表面，有一個(gè)腰形孔，腰形孔位置與偏重塊呈對(duì)位分布關(guān)系；下盤閥存在多個(gè)開孔，這些開孔分別與鉆井液流道連通。

圖1 動(dòng)態(tài)推靠機(jī)械式自動(dòng)垂直鉆具結(jié)構(gòu)示意Fig.1 Structure of mechanical vertical drilling tools with dynamic pushing pistons

該機(jī)械式穩(wěn)定平臺(tái)的工作原理為：發(fā)生井斜時(shí)，偏重塊在重力作用下偏轉(zhuǎn)并保持在井眼最低邊，與偏重塊固連的上盤閥也隨之同步旋轉(zhuǎn)；上盤閥腰形孔與偏重塊呈對(duì)位分布關(guān)系，所以此時(shí)上盤閥腰形孔位于井眼最高邊，上盤閥開孔對(duì)應(yīng)的下盤閥位置的開孔（鉆井液流道）隨之接通，在推靠巴掌兩端形成壓力差，將巴掌推向井壁；在巴掌推靠力作用下，鉆頭在井底低邊的切削力度加大，井眼軌跡逐漸恢復(fù)垂直，達(dá)到了糾斜目的。

但由于穩(wěn)定平臺(tái)結(jié)構(gòu)間存在摩擦，發(fā)生井斜時(shí)，受摩擦力作用，偏重塊無法到達(dá)理想的位置（井眼理想最低邊），而是在偏心扭矩和摩擦阻力矩相等的位置（井眼實(shí)際最低邊）便達(dá)到力平衡停止轉(zhuǎn)動(dòng)，如圖2所示。這樣會(huì)影響穩(wěn)定平臺(tái)的性能，降低鉆具的糾斜精度。

圖2 摩擦力對(duì)偏重塊偏轉(zhuǎn)位置的影響示意Fig.2 Effect of friction on the deflection position of an eccentric block

圖2中，井眼理想最低邊和井眼實(shí)際最低邊之間的夾角 φ 稱為臨界夾角，它是評(píng)價(jià)機(jī)械式穩(wěn)定平臺(tái)性能的主要指標(biāo)。臨界夾角越大，意味著偏重塊轉(zhuǎn)動(dòng)所引起下盤閥連接流道的接通區(qū)域偏差越大，即流道打開糾斜推靠巴掌的位置偏差越大，穩(wěn)定平臺(tái)的糾斜精度越低。由此可知，該偏差是一種固有偏差，與機(jī)械式自動(dòng)垂直鉆具的自身結(jié)構(gòu)有關(guān)，僅能在一定程度上減小，無法徹底消除。這種偏差除受自身結(jié)構(gòu)參數(shù)影響外，還受鉆井液性能、外部鉆井壞境、孔底振動(dòng)等外界因素的影響。綜合考慮內(nèi)、外因素影響，將使分析變得更加復(fù)雜。因此，為簡(jiǎn)化分析，選擇忽略鉆井液性能、淺部地層劇烈振動(dòng)、深部地層高溫高壓環(huán)境等外界環(huán)境因素的影響，重點(diǎn)分析這種固有偏差與鉆具自身結(jié)構(gòu)參數(shù)之間的關(guān)系[12-14]。

基于上述分析，建立穩(wěn)定平臺(tái)臨界夾角的表達(dá)式[15]。偏重塊處于穩(wěn)定位置時(shí)，其受力如圖3所示。

圖3 偏重塊受力矩示意Fig.3 Torque of the eccentric block

此時(shí)，偏重塊的偏心扭矩等于軸承摩擦阻力矩和盤閥間的摩擦阻力矩之和，即：

式中：TEm為偏重塊在一定偏轉(zhuǎn)角度下的最大偏心扭矩， N ·m；Tp和TB分別為盤閥間、軸承的摩擦阻力矩， N ·m 。

由式（1）可知，盤閥間摩擦阻力矩和軸承摩擦阻力矩都會(huì)對(duì)穩(wěn)定平臺(tái)的臨界夾角造成影響。但由于穩(wěn)定平臺(tái)中軸承常采用滾動(dòng)軸承，相對(duì)于面面接觸的盤閥接觸，軸承摩擦阻力矩遠(yuǎn)小于盤閥間的摩擦阻力矩。為簡(jiǎn)化分析，筆者忽略軸承間摩擦的影響，將軸承按照理想軸承處理[14-16]。因此，式（1）可簡(jiǎn)化為：

偏重塊的橫截面采取半圓形設(shè)計(jì)[14]，該偏重塊在井眼中的位置及受力如圖4所示（圖4中：β為偏重塊的井斜角，（°）；G為偏重塊的重量，N；Fr，F(xiàn)a分別為偏重塊產(chǎn)生的軸向偏心力和徑向偏心力，N；Frt，F(xiàn)rr分別為Fr在偏重塊橫截面外緣切向與徑向上的分力，N；r1，r2分別為偏重塊的內(nèi)外半徑，m）。此時(shí)，偏心扭矩可表示為：

圖4 偏重塊在井眼中的位置及受力示意Fig.4 Position and force of the eccentric block in a wellbore

式中：ρ為偏重塊的密度， k g/m3；g為重力加速度，m/s2；l為偏重塊的長(zhǎng)度，m。

上下盤閥轉(zhuǎn)動(dòng)過程中，在壓力差作用下，會(huì)產(chǎn)生阻礙偏重塊轉(zhuǎn)向井眼最低邊的摩擦阻力矩。由于上盤閥存在腰形孔（見圖5），將盤閥間摩擦阻力矩分為3部分（分別記為Tp1，Tp2和Tp3）分別進(jìn)行計(jì)算。計(jì)算時(shí)，忽略上盤閥開口部分的陰影面積S1和S2。則Tp1，Tp2和Tp3分別為上盤閥半徑在 0 ＜R＜R1、R1＜R＜R2和R2＜R＜D/2范圍內(nèi)的摩擦阻力矩，計(jì)算公式為：

圖5 上盤閥結(jié)構(gòu)示意Fig.5 Upper disc valve structure

式中： μp為盤閥間的動(dòng)摩擦系數(shù)；p為上下盤閥間壓力差，MPa；R1和R2為上盤閥腰形孔的內(nèi)外半徑，mm；D為上盤閥的外徑， m m；α為上盤閥腰形孔的開口角度，（°）。

聯(lián)立式（2）—式（6），可求出偏重塊的臨界夾角 φ ：

由式（7）可知，臨界夾角的影響因素主要有：上盤閥外徑D、腰形孔內(nèi)半徑R1和外半徑R2、偏重塊密度 ρ、偏重塊長(zhǎng)度l、偏重塊內(nèi)半徑r1和外半徑r2、井斜角 β、盤閥間動(dòng)摩擦系數(shù) μp、盤閥間壓力差p。

2 穩(wěn)定平臺(tái)動(dòng)力學(xué)模擬

以自行研發(fā)的 φ177.8 mm機(jī)械式自動(dòng)垂直鉆具的穩(wěn)定平臺(tái)為例，進(jìn)行動(dòng)力學(xué)模擬分析。該鉆具的關(guān)鍵參數(shù)為[11]：鉆具外徑177.8 mm，偏重塊的密度7.8×10-6kg/mm3，偏重塊長(zhǎng)度 3 000 mm，偏重塊內(nèi)外半徑為15和75 mm，上盤閥腰形孔的開口角度π/2，上盤閥腰形孔的內(nèi)外半徑分別為11和17 mm，上盤閥外徑40 mm。為更清楚地了解各因素的具體影響規(guī)律，利用Adams軟件建立該穩(wěn)定平臺(tái)的多剛體動(dòng)力學(xué)模型，利用控制變量法分析該鉆具穩(wěn)定平臺(tái)的性能。

2.1 模擬模型的建立

利用Solidworks軟件建立穩(wěn)定平臺(tái)的三維模型，并將其導(dǎo)入Adams軟件中對(duì)其進(jìn)行模擬模型的構(gòu)建。

2.1.1 三維模型

為了提高模擬運(yùn)算速度，根據(jù)前述分析忽略非主要影響因素，對(duì)穩(wěn)定平臺(tái)結(jié)構(gòu)進(jìn)行了簡(jiǎn)化，僅保留上下軸承、偏重塊和上下盤閥等關(guān)鍵部件。簡(jiǎn)化后的穩(wěn)定平臺(tái)三維模型如圖6所示。

圖6 穩(wěn)定平臺(tái)的三維模擬模型Fig.6 3D simulation model of a stable platform

2.1.2 Adams 模型

為模擬穩(wěn)定平臺(tái)的實(shí)際工作情況，將建立的三維模型導(dǎo)入Adams，在各運(yùn)動(dòng)部件間添加合適的約束，見表1。

表1 穩(wěn)定平臺(tái)部件間約束關(guān)系Table 1 Constraint relationship between stable platform components

添加約束可最大程度地模擬穩(wěn)定平臺(tái)的實(shí)際運(yùn)動(dòng)狀態(tài)，偏重塊可在重力作用下向井眼低邊發(fā)生自由轉(zhuǎn)動(dòng)。上盤閥與偏重塊保持同步轉(zhuǎn)動(dòng)且在軸向存在一定自由行程。上盤閥開口位置與偏重塊位置對(duì)位分布，開口和偏重塊位置分別對(duì)應(yīng)井眼高邊和低邊位置[17-18]。

2.1.3 模擬參數(shù)

對(duì)穩(wěn)定平臺(tái)的模擬參數(shù)進(jìn)行選取，選取結(jié)果為：上盤閥正壓力 1 800 N，井斜角 3°，驅(qū)動(dòng)角速度573°/s，重力加速度 9.8 m/s2，剛度1.0×105N/mm，力的非線性指數(shù) 1.5，阻尼系數(shù) 500 （N·s）/mm，穿透深度 1.0×10-6，靜摩擦系數(shù)0.08，動(dòng)摩擦系數(shù)0.05，靜平移速度 1 mm/s，摩擦平移速度 10 mm/s。

2.2 模擬結(jié)果的驗(yàn)證

2.2.1 模擬結(jié)果與理論計(jì)算結(jié)果對(duì)比

為了驗(yàn)證模擬模型的準(zhǔn)確性，利用上文所列參數(shù)，分別采用模擬模型和理論模型（式（7）），計(jì)算了井斜角為 1.5°、2.0°和 3.0°時(shí)的臨界夾角，結(jié)果見表2。

表2 模擬結(jié)果與理論計(jì)算結(jié)果對(duì)比Table 2 Comparison of simulation results with theoretical calculations

由表2可知，在允許的井斜角范圍內(nèi)，理論計(jì)算出臨界夾角和模擬得到臨界夾角的相對(duì)誤差平均為2.097%，為可接受的結(jié)果。驗(yàn)證結(jié)果說明，該模型的計(jì)算結(jié)果與理論計(jì)算結(jié)果有較高的吻合度，用其分析穩(wěn)定平臺(tái)的性能是可行的。

2.2.2 模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

為進(jìn)一步驗(yàn)證模擬模型的準(zhǔn)確性，對(duì)比了模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果。該鉆具上盤閥的開口角度為120°，推靠巴掌數(shù)量為3。

為確保數(shù)據(jù)的準(zhǔn)確性和可記錄性，將某一推靠巴掌固定于井眼最高邊，自此開始運(yùn)動(dòng)并收集數(shù)據(jù)，得到3個(gè)巴掌的推靠力測(cè)試曲線，如圖7所示[11]。由圖7可知，偏重塊穩(wěn)定后，位于井眼最高邊的推靠巴掌的持續(xù)推靠時(shí)長(zhǎng)可讀取。

圖7 3個(gè)巴掌的推靠力測(cè)試曲線Fig.7 Pushing force test curve of three slaps

因此，根據(jù)理論持續(xù)推靠時(shí)長(zhǎng)與實(shí)際持續(xù)推靠時(shí)長(zhǎng)的關(guān)系，即可得出由于存在臨界夾角而導(dǎo)致的誤差時(shí)長(zhǎng)，繼而得到臨界夾角。臨界夾角模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比情況見表3。

表3 模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比Table 3 Comparison of simulation results with experimental results

由表3可知，模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果相差較小，處于可接受范圍之內(nèi)。這也證明，利用建立的Adams模擬模型分析穩(wěn)定平臺(tái)的性能具有一定準(zhǔn)確性，分析結(jié)果具有實(shí)際參考價(jià)值。

3 影響穩(wěn)定平臺(tái)性能的關(guān)鍵因素

機(jī)械式自動(dòng)垂直鉆具穩(wěn)定平臺(tái)的性能主要包括控制精度和穩(wěn)定效率2方面?？刂凭瓤梢杂梅€(wěn)定平臺(tái)臨界夾角大小來分析，穩(wěn)定效率可用穩(wěn)定時(shí)間（偏重塊從開始轉(zhuǎn)動(dòng)到穩(wěn)定在實(shí)際井眼最低邊位置的時(shí)間）來判斷。因此，以下采用穩(wěn)定平臺(tái)的臨界夾角和穩(wěn)定時(shí)間2個(gè)指標(biāo)分析評(píng)價(jià)影響穩(wěn)定平臺(tái)性能的關(guān)鍵因素。

3.1 上盤閥外徑

保持其他模型參數(shù)、模擬的環(huán)境參數(shù)以及測(cè)量參數(shù)不變，模擬穩(wěn)定平臺(tái)不同上盤閥外徑（在20～50 mm，按等差選取）下的臨界夾角及穩(wěn)定時(shí)間，結(jié)果如圖8所示。

圖8 穩(wěn)定平臺(tái)不同上盤閥外徑下的臨界夾角及穩(wěn)定時(shí)間Fig.8 Influence curve of the outer diameter of the upper disc valve on critical angle and stabilization time of the stable platform

從圖8可以看出，隨著上盤閥外徑變大，臨界夾角和穩(wěn)定時(shí)間皆呈增長(zhǎng)趨勢(shì)。

臨界夾角越大、穩(wěn)定時(shí)間越長(zhǎng)，代表穩(wěn)定平臺(tái)的性能越差，即機(jī)械式穩(wěn)定平臺(tái)的控制精度越低，穩(wěn)定效率越低。由式（4）—式（6）可知，當(dāng)上盤閥外徑變大且其他參數(shù)不變的情況下，盤閥間的摩擦阻力矩會(huì)變大，因此偏重塊需要產(chǎn)生更大的偏心扭矩才可以與盤閥摩擦阻力矩平衡。另外，由式（3）可知，偏心扭矩增大，臨界夾角也隨之增大。當(dāng)臨界夾角增大的時(shí)候，偏重塊偏轉(zhuǎn)到井眼實(shí)際最低邊的角度增大，則花費(fèi)的時(shí)間增長(zhǎng)，即穩(wěn)定時(shí)間增長(zhǎng)。因此，隨著上盤閥外徑變大，穩(wěn)定平臺(tái)的控制精度和穩(wěn)定效率變低，機(jī)械式自動(dòng)垂直鉆具性能變差。

3.2 腰形孔內(nèi)外半徑

為分析上盤閥腰形孔內(nèi)外半徑對(duì)穩(wěn)定平臺(tái)性能的影響，保持其他模型參數(shù)、模擬環(huán)境參數(shù)以及測(cè)量參數(shù)不變，模擬上盤閥腰形孔內(nèi)外半徑4種變化情況下的臨界夾角和穩(wěn)定時(shí)間，結(jié)果見表4。

表4 腰形孔內(nèi)外半徑模擬結(jié)果Table 4 Simulation results of the inner and outer radius of waist hole

分析表4，可以得出：

2）腰形孔外半徑增大、內(nèi)半徑不變（腰形孔變寬）時(shí)，與腰形孔變窄時(shí)的原理相同，臨界夾角變大，穩(wěn)定時(shí)間變長(zhǎng)。穩(wěn)定平臺(tái)的控制精度和穩(wěn)定效率變低，機(jī)械式自動(dòng)垂直鉆具性能變差。

3）腰形孔內(nèi)外半徑同時(shí)增大（腰形孔在上盤閥的位置沿半徑向外移動(dòng)）相同數(shù)值時(shí)，臨界夾角不變，穩(wěn)定時(shí)間變長(zhǎng)。分析認(rèn)為，腰形孔僅位置改變，大小沒有改變，盤閥間的摩擦阻力矩不會(huì)改變。隨著上盤閥腰形孔位置沿半徑方向外移，穩(wěn)定平臺(tái)的控制精度不變，穩(wěn)定效率變低，機(jī)械式自動(dòng)垂直鉆具性能變差。

4）腰形孔內(nèi)外半徑同時(shí)減?。ㄑ慰自谏媳P閥的位置沿半徑向內(nèi)移動(dòng)）相同數(shù)值時(shí)，臨界夾角不變，穩(wěn)定時(shí)間變長(zhǎng)。隨著上盤閥腰形孔位置沿半徑方向內(nèi)移，穩(wěn)定平臺(tái)的控制精度不變，穩(wěn)定效率變低，機(jī)械式自動(dòng)垂直鉆具性能變差。

3.3 偏重塊密度

本文研究的偏重塊其材質(zhì)為45#鋼。為了研究偏重塊密度對(duì)穩(wěn)定平臺(tái)性能的影響，分別選取了若干密度不同于45#鋼且熔點(diǎn)高于井下溫度的金屬，在保持其他模型參數(shù)、模擬環(huán)境參數(shù)以及測(cè)量參數(shù)不變的條件下，模擬偏重塊所用金屬密度對(duì)穩(wěn)定平臺(tái)性能的影響，結(jié)果見圖9。各金屬的密度和熔點(diǎn)見表5。

表5 偏重塊所用金屬的密度和熔點(diǎn)Table 5 Densities and melting points for metals of eccentric blocks

圖9 偏重塊密度對(duì)穩(wěn)定平臺(tái)性能的影響Fig.9 Influence of eccentric block density on stable platform performance

由圖9可知，隨著偏重塊密度變大，臨界夾角變小，穩(wěn)定時(shí)間變短。分析認(rèn)為，偏重塊密度變大，并不會(huì)使盤閥間摩擦阻力矩改變，所以在平衡位置要和摩擦阻力矩相等的偏心扭矩也不會(huì)改變；不過，偏重塊密度變大會(huì)導(dǎo)致其偏心扭矩變大。而由式（3）可知，若保持偏心扭矩不變，則需要減小臨界夾角。當(dāng)臨界夾角減小時(shí)，偏重塊偏轉(zhuǎn)到井眼實(shí)際最低邊的時(shí)間縮短，即穩(wěn)定時(shí)間變短。因此，隨著偏重塊密度增大，穩(wěn)定平臺(tái)的控制精度和穩(wěn)定效率變高，機(jī)械式自動(dòng)垂直鉆具性能變好。

3.4 偏重塊長(zhǎng)度

保持其他模型參數(shù)、模擬環(huán)境參數(shù)以及測(cè)量參數(shù)不變，模擬偏重塊長(zhǎng)度對(duì)穩(wěn)定平臺(tái)性能的影響，結(jié)果見圖10。

圖10 偏重塊長(zhǎng)度對(duì)穩(wěn)定平臺(tái)性能的影響Fig.10 Influence of eccentric block length on stable platform performance

從圖10可以看出，隨著偏重塊長(zhǎng)度變大，臨界夾角變小，穩(wěn)定時(shí)間變短。分析認(rèn)為，偏重塊長(zhǎng)度變大，不會(huì)導(dǎo)致盤閥間摩擦阻力矩改變，所以在平衡位置要和摩擦阻力矩相等的偏心扭矩也不會(huì)改變；不過，偏重塊長(zhǎng)度變大會(huì)導(dǎo)致其偏心扭矩變大。而由式（3）可知，若保持偏心扭矩不變，則需要減小臨界夾角。當(dāng)臨界夾角減小時(shí)，偏重塊偏轉(zhuǎn)到井眼實(shí)際最低邊需要花費(fèi)的時(shí)間變短，即穩(wěn)定時(shí)間縮短。因此，隨著偏重塊長(zhǎng)度增大，穩(wěn)定平臺(tái)的控制精度和穩(wěn)定效率變高，機(jī)械式自動(dòng)垂直鉆具性能變好。

按照國(guó)家深化國(guó)有企業(yè)改革的部署安排，2018年和2019年這兩年，國(guó)有企業(yè)混合所有制改革將迎來升級(jí)版，包括集團(tuán)層面混合所有制改革、員工持股在內(nèi)的一系列重點(diǎn)工作將被提上議事日程。

3.5 偏重塊內(nèi)外半徑

為了研究偏重塊內(nèi)外半徑對(duì)機(jī)械式穩(wěn)定平臺(tái)性能的影響，保持其他模型參數(shù)、模擬環(huán)境參數(shù)以及測(cè)量參數(shù)不變，模擬穩(wěn)定平臺(tái)偏重塊內(nèi)外半徑4種變化情況下的臨界夾角和穩(wěn)定時(shí)間，結(jié)果見表6。

表6 偏重塊內(nèi)外半徑對(duì)穩(wěn)定平臺(tái)性能影響的模擬結(jié)果Table 6 Simulation results of influence of the inner and outer radius of eccentric block on stable platform performance

分析表6，可以得出：

1）偏重塊內(nèi)半徑增大、外半徑不變（偏重塊變薄）時(shí)，臨界夾角增大，穩(wěn)定時(shí)間變長(zhǎng)。偏重塊變薄不會(huì)導(dǎo)致盤閥間摩擦阻力變化，因此在平衡位置和盤閥間摩擦阻力矩相等的偏心扭矩也不會(huì)變化。但由式（3）可知，偏重塊變薄時(shí)，偏重塊偏心扭矩的力矩會(huì)變小，為了保持偏心扭矩不變，臨界夾角需變大，偏重塊偏轉(zhuǎn)到井眼實(shí)際最低邊花費(fèi)的時(shí)間變長(zhǎng)，即穩(wěn)定時(shí)間變長(zhǎng)。因此，隨著偏重塊變薄，穩(wěn)定平臺(tái)的控制精度和穩(wěn)定效率變低，機(jī)械式自動(dòng)垂直鉆具性能變差。

2）偏重塊外半徑增大、內(nèi)半徑不變（偏重塊變厚）時(shí)，臨界夾角變小，穩(wěn)定時(shí)間變短。與偏重塊變薄情況下的原因類似，偏重塊變厚時(shí)，盤閥間摩擦阻力矩不變，但偏心扭矩變大。因此，為了保持偏心扭矩不變，臨界夾角將變小，穩(wěn)定時(shí)間隨之變短。該情況下，穩(wěn)定平臺(tái)的控制精度和穩(wěn)定效率變高，機(jī)械式自動(dòng)垂直鉆具性能變好。

3）偏重塊內(nèi)外半徑同時(shí)增大相同數(shù)值（偏重塊整體變粗）時(shí)，臨界夾角變小，穩(wěn)定時(shí)間變短。偏重塊整體變粗不會(huì)導(dǎo)致盤閥間摩擦阻力變化，因此在平衡位置和盤閥間摩擦阻力矩相等的偏心扭矩也不會(huì)變化。但由式（3）可知，偏重塊整體變粗時(shí)，偏重塊偏心扭矩的力矩會(huì)變大，為了保持偏心扭矩不變，臨界夾角需變小，偏重塊偏轉(zhuǎn)到井眼實(shí)際最低邊花費(fèi)的時(shí)間變短，即穩(wěn)定時(shí)間變短。因此，隨著偏重塊整體變粗，穩(wěn)定平臺(tái)的控制精度和穩(wěn)定效率變高，機(jī)械式自動(dòng)垂直鉆具性能變好。

4）偏重塊內(nèi)外半徑同時(shí)減小相同數(shù)值（偏重塊整體變細(xì)）時(shí)，臨界夾角增大，穩(wěn)定時(shí)間變長(zhǎng)。與偏重塊整體變粗情況下的原因類似，偏重塊整體變細(xì)時(shí)，盤閥間摩擦阻力矩不變，但偏心扭矩變小。因此，臨界夾角變大，穩(wěn)定時(shí)間變長(zhǎng)，說明穩(wěn)定平臺(tái)的控制精度和穩(wěn)定效率變低，機(jī)械式自動(dòng)垂直鉆具性能變差。

3.6 盤閥間壓力差

為了研究盤閥間壓力差對(duì)機(jī)械式穩(wěn)定平臺(tái)性能的影響，保持其他模型參數(shù)、模擬環(huán)境參數(shù)以及測(cè)量參數(shù)不變，模擬穩(wěn)定平臺(tái)不同盤閥間壓力差下的臨界夾角和穩(wěn)定時(shí)間，結(jié)果如圖11所示。

圖11 盤閥間壓力差對(duì)穩(wěn)定平臺(tái)性能的影響Fig.11 Curve showing the influence of pressure differences between disc valves on stable platform performance

從圖11可以看出，隨著盤閥間壓力差增大，臨界夾角增大，穩(wěn)定時(shí)間小幅增長(zhǎng)。分析認(rèn)為，盤閥間壓力差增大，則盤閥間的摩擦力矩增大，偏重塊的偏心扭矩也增大，所以由式（3）可知，偏重塊要轉(zhuǎn)動(dòng)到與摩擦阻力矩相等的平衡位置需要更大的臨界夾角；而當(dāng)臨界夾角增大時(shí)，偏重塊偏轉(zhuǎn)到井眼實(shí)際最低邊花費(fèi)的時(shí)間增長(zhǎng)，即穩(wěn)定時(shí)間增長(zhǎng)。因此，隨著盤閥間壓力差增大，穩(wěn)定平臺(tái)的控制精度和穩(wěn)定效率變低，機(jī)械式自動(dòng)垂直鉆具性能變差。

3.7 井斜角

為了研究井斜角對(duì)機(jī)械式穩(wěn)定平臺(tái)性能的影響，保持模型參數(shù)、其他模擬環(huán)境參數(shù)以及測(cè)量參數(shù)不變，模擬穩(wěn)定平臺(tái)不同井斜角下的臨界夾角和穩(wěn)定時(shí)間，結(jié)果如圖12所示。

圖12 井斜角對(duì)穩(wěn)定平臺(tái)性能的影響曲線Fig.12 Curve showing the influence of the inclination angle on stable platform performance

從圖12可以看出，隨著井斜角增大，臨界夾角減小，穩(wěn)定時(shí)間增長(zhǎng)。分析認(rèn)為，僅改變井斜角時(shí)，盤閥間的摩擦阻力矩不會(huì)變化，偏重塊的偏心扭矩也保持不變；當(dāng)井斜角變大時(shí)，由式（3）可知，只有臨界夾角變小，偏重塊的偏心扭矩才可以保持不變；而臨界夾角變小，則偏重塊偏轉(zhuǎn)到井眼實(shí)際最低邊花費(fèi)的時(shí)間變，即穩(wěn)定響應(yīng)變快。因此，隨著井斜角增大，穩(wěn)定平臺(tái)的控制精度和穩(wěn)定效率變高，機(jī)械式自動(dòng)垂直鉆具性能變好。

3.8 盤閥間動(dòng)摩擦系數(shù)

為了研究盤閥間動(dòng)摩擦系數(shù)對(duì)機(jī)械式穩(wěn)定平臺(tái)性能的影響，保持模型參數(shù)、模擬環(huán)境參數(shù)和其他測(cè)量參數(shù)不變，模擬穩(wěn)定平臺(tái)不同盤閥間動(dòng)摩擦系數(shù)下的臨界夾角和穩(wěn)定時(shí)間，結(jié)果如圖13所示。

圖13 盤閥間動(dòng)摩擦系數(shù)對(duì)穩(wěn)定平臺(tái)性能的影響Fig.13 Curve showing the influence of the dynamic friction coefficient between disc valves on stable platform performance

從圖13可以看出，隨著動(dòng)摩擦系數(shù)變大，穩(wěn)定平臺(tái)的臨界角變大，穩(wěn)定時(shí)間變長(zhǎng)。分析認(rèn)為，盤閥間動(dòng)摩擦系數(shù)逐漸變大時(shí)，盤閥間摩擦阻力矩也隨之變大，偏重塊需要產(chǎn)生更大的偏心扭矩才可以與盤閥摩擦阻力矩相等；由式（3）可知，偏心扭矩增大則臨界夾角增大，當(dāng)臨界夾角增大時(shí)，偏重塊偏轉(zhuǎn)到井眼實(shí)際最低邊花費(fèi)的時(shí)間增長(zhǎng)，即穩(wěn)定時(shí)間增長(zhǎng)。因此，隨著盤閥間動(dòng)摩擦系數(shù)增大，穩(wěn)定平臺(tái)的控制精度和穩(wěn)定效率變低，機(jī)械式自動(dòng)垂直鉆具性能變差。

3.9 模擬結(jié)果綜合分析

綜合上述模擬分析結(jié)果可知，上盤閥外徑D、偏重塊密度 ρ、偏重塊長(zhǎng)度l、盤閥間壓力差p、井斜角β和盤閥間動(dòng)摩擦系數(shù) μp對(duì)工具糾斜精度的影響較大，腰形孔內(nèi)外半徑R1和R2、偏重塊長(zhǎng)度l、偏重塊內(nèi)外半徑r1和r2、井斜角 β、盤閥間動(dòng)摩擦系數(shù) μp對(duì)工具糾斜效率的影響較大。但井斜角無法人為改變，故不再討論，其他參數(shù)對(duì)穩(wěn)定平臺(tái)性能的影響見表7。

表7 優(yōu)化機(jī)械式穩(wěn)定平臺(tái)時(shí)參數(shù)變化趨勢(shì)Table 7 Parameter changing trend when optimizing a mechanical stable platform

由表7可得以下結(jié)論：

1）可同時(shí)提高穩(wěn)定平臺(tái)控制精度與穩(wěn)定效率的參數(shù)為偏重塊長(zhǎng)度和盤閥間動(dòng)摩擦系數(shù)：偏重塊長(zhǎng)度越大，穩(wěn)定平臺(tái)性能越優(yōu)，但偏重塊長(zhǎng)度超過4 000 mm后，控制精度和穩(wěn)定效率的提高幅度很小，因此偏重塊長(zhǎng)度選在 3 000～4 000 mm 為宜；盤閥間動(dòng)摩擦系數(shù)減小，穩(wěn)定平臺(tái)性能會(huì)提升，所以盡量減小。

2）僅影響穩(wěn)定平臺(tái)控制精度的參數(shù)有盤閥間壓力差、偏重塊內(nèi)（外）半徑、偏重塊密度、上盤閥外徑。即在控制精度不滿足使用要求時(shí)，通過調(diào)整以上參數(shù)，可在保證現(xiàn)有穩(wěn)定效率基礎(chǔ)上實(shí)現(xiàn)控制精度的提升。按照影響程度排序?yàn)椋罕P閥間壓力差＞偏重塊內(nèi)（外）半徑＞偏重塊密度＞上盤閥外徑。

3）僅影響穩(wěn)定效率的參數(shù)為腰形孔外半徑。即在穩(wěn)定效率不滿足使用要求時(shí)，可通過調(diào)整腰形孔外半徑，實(shí)現(xiàn)在提升穩(wěn)定效率的同時(shí)，保證工具現(xiàn)有控制精度。

4 結(jié)論與建議

1）根據(jù)動(dòng)態(tài)推靠機(jī)械式自動(dòng)垂直鉆具的結(jié)構(gòu)及其工作原理，建立了該鉆具穩(wěn)定平臺(tái)偏重塊的臨界夾角分析模型，確定了影響機(jī)械式穩(wěn)定平臺(tái)糾斜能力的因素。

2）通過理論計(jì)算及模擬計(jì)算，分析了各因素對(duì)穩(wěn)定平臺(tái)糾斜精度及糾斜效率2個(gè)主要工作性能的影響，總結(jié)出了各因素的影響規(guī)律。其中，上盤閥外徑、偏重塊密度、偏重塊長(zhǎng)度、偏重塊內(nèi)外半徑、盤閥間壓力差、井斜角和盤閥間動(dòng)摩擦系數(shù)對(duì)工具糾斜精度的影響較大；腰形孔內(nèi)外半徑、偏重塊長(zhǎng)度、偏重塊內(nèi)外半徑、井斜角、盤閥間動(dòng)摩擦系數(shù)對(duì)鉆具糾斜效率的影響較大。

3）偏重塊長(zhǎng)度和盤閥間動(dòng)摩擦系數(shù)可同時(shí)影響穩(wěn)定平臺(tái)的控制精度和穩(wěn)定效率，在后續(xù)的工具優(yōu)化設(shè)計(jì)中應(yīng)優(yōu)先考慮。

4）影響機(jī)械式穩(wěn)定平臺(tái)糾斜性能的因素眾多，影響規(guī)律差異性較大，后續(xù)在機(jī)械式穩(wěn)定平臺(tái)優(yōu)化設(shè)計(jì)中，可先根據(jù)本文提出的結(jié)構(gòu)參數(shù)優(yōu)化建議對(duì)設(shè)計(jì)參數(shù)進(jìn)行篩選后再開展多因素耦合分析，綜合考慮各因素對(duì)鉆具糾斜精度和糾斜效率所產(chǎn)生的影響，最大程度地簡(jiǎn)化分析過程，進(jìn)而達(dá)到優(yōu)化穩(wěn)定平臺(tái)性能、提高自動(dòng)垂直鉆井工具糾斜能力的目的。