井下鉆柱系統(tǒng)的振動(dòng)與調(diào)控特性研究*

馬蘇南 易先中 周元華 張 華 何璟彬 王宴濱 馬西旗

(1.長(zhǎng)江大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院 2.中國(guó)石油集團(tuán)渤海鉆探工程有限公司工程技術(shù)研究院 3.中國(guó)石油集團(tuán)川慶鉆探工程有限公司長(zhǎng)慶鉆井總公司 4.中國(guó)石油大學(xué)(北京)5.中海油能源發(fā)展有限公司工程技術(shù)分公司)

0 引 言

井下鉆柱系統(tǒng)黏滑振動(dòng)是一種鉆頭黏滯、滑動(dòng)、再黏滯、再滑動(dòng)的往復(fù)性振動(dòng)形式。在黏滯階段，鉆頭停止轉(zhuǎn)動(dòng)而鉆柱在轉(zhuǎn)盤(pán)的驅(qū)動(dòng)下繼續(xù)扭轉(zhuǎn)，當(dāng)鉆柱積聚的能量足以克服鉆頭處的摩阻力時(shí)，黏滯的鉆頭滑脫；在滑脫階段，鉆柱積聚的能量瞬間釋放，鉆頭在正反方向突然加速或減速。在黏滑振動(dòng)中，線性扭矩負(fù)載和摩阻負(fù)載的共同作用是黏滑振動(dòng)產(chǎn)生的主要原因。

近年來(lái)，國(guó)內(nèi)外對(duì)鉆柱黏滑振動(dòng)的研究越來(lái)越多。在抑制黏滑振動(dòng)領(lǐng)域，B.R.DUDLEY等[1]首次提出在一定的摩擦和速度條件下，一定形式的黏滑振蕩將發(fā)展和持續(xù)；而在其他條件下，振蕩將衰減；在某些情況下，黏滑或衰減可能根據(jù)初始條件發(fā)生。張曉東等[2]建立了相互作用的摩擦模型，通過(guò)對(duì)黏滑振動(dòng)的穩(wěn)定性進(jìn)行分析，得到邊界穩(wěn)定狀態(tài)的臨界鉆壓，并在此基礎(chǔ)上探討了黏滑振動(dòng)的減振方法。P.A.PATIL等[3]在不考慮鉆頭橫向振動(dòng)的前提下，對(duì)垂直井眼中鉆柱的黏滑振動(dòng)現(xiàn)象進(jìn)行研究，建立了二自由度扭轉(zhuǎn)擺模型。R.VIGUIE等[4]用相平面法研究了鉆柱系統(tǒng)中黏滑振動(dòng)頻率、轉(zhuǎn)速以及黏滯系數(shù)對(duì)鉆井振動(dòng)的影響。R.I.LEINE等[5]基于簡(jiǎn)單的單自由度的旋轉(zhuǎn)力學(xué)模型，分析了在不同轉(zhuǎn)速下鉆頭黏滑振動(dòng)的分岔圖，揭示了不連續(xù)的分岔現(xiàn)象。唐昕等[6]探討了二自由度自激振蕩系統(tǒng)中阻尼對(duì)黏滑運(yùn)動(dòng)的影響，對(duì)摩擦不連續(xù)性采取光滑連續(xù)處理，得出了阻尼對(duì)自激振蕩系統(tǒng)運(yùn)動(dòng)狀態(tài)和黏滑行為的作用規(guī)律。李子豐等[7]通過(guò)簡(jiǎn)化旋轉(zhuǎn)鉆井系統(tǒng),對(duì)鉆柱縱向和扭轉(zhuǎn)振動(dòng)狀態(tài)和產(chǎn)生原因進(jìn)行了分析。LIU X.B.等[8]通過(guò)建立二自由度扭轉(zhuǎn)模型，研究1 000 m鉆柱系統(tǒng)的軸向及扭轉(zhuǎn)耦合運(yùn)動(dòng)，采用半離散法對(duì)鉆柱系統(tǒng)的線性化模型穩(wěn)定性進(jìn)行分析。M.KAPITANIAK等[9]應(yīng)用 ABAQUS軟件建立鉆柱有限元模型，對(duì)鉆柱的彎曲變形和黏滑振動(dòng)加以分析，并與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了比較。以上這些研究對(duì)鉆柱黏滑振動(dòng)的產(chǎn)生提供了充分的理論依據(jù)。

鞏全成[10]分析了鉆柱黏滑振動(dòng)的非線性振動(dòng)機(jī)理，研究了橫向振動(dòng)碰摩誘發(fā)黏滑振動(dòng)的機(jī)理，并研究基于觀測(cè)器和無(wú)觀測(cè)器的鉆柱黏滑振動(dòng)控制方法，設(shè)計(jì)了具有魯棒性能的黏滑振動(dòng)控制律。M.F.AL-DUSHAISHI等[11]采用非線性應(yīng)變方程建立了鉆柱振動(dòng)模型，將整個(gè)鉆柱的軸向、橫向和扭轉(zhuǎn)振動(dòng)耦合起來(lái)，利用有限元分析對(duì)得到的運(yùn)動(dòng)方程進(jìn)行組合，加入鉆柱減振工具可以減輕鉆柱振動(dòng)，降低黏滑傾向。張?zhí)焐鶾12]提出選擇性的投入前反饋補(bǔ)償控制，分析了線性扭矩負(fù)載釋放過(guò)程的狀態(tài)及有關(guān)計(jì)算方法。肖新萌[13]提出一種基于滑模自適應(yīng)算法的軟扭矩控制系統(tǒng)，可對(duì)鉆頭轉(zhuǎn)速進(jìn)行調(diào)節(jié)，達(dá)到消除鉆頭產(chǎn)生黏滑振動(dòng)現(xiàn)象的目的，保證鉆井旋轉(zhuǎn)系統(tǒng)的安全運(yùn)行。Y.A.ALSAFFAR[14]提出一種新型的被動(dòng)周期減振塊鉆具設(shè)計(jì)，利用優(yōu)化設(shè)計(jì)和放置周期減振塊來(lái)濾除沿鉆柱的振動(dòng)傳遞，減輕鉆具低頻振動(dòng)中的有效性。付蒙等[15]首次提出了鉆柱系統(tǒng)的等效阻尼扭矩公式和相對(duì)于平衡位置的能量公式，探索了發(fā)生黏滑振動(dòng)時(shí)鉆柱系統(tǒng)能量的變化規(guī)律，分析了鉆柱系統(tǒng)的非線性自激振動(dòng)機(jī)理。張奇志等[16]為了抑制鉆柱黏滑振動(dòng)現(xiàn)象，設(shè)計(jì)了一種分?jǐn)?shù)階PID控制器，該控制器能快速穩(wěn)定系統(tǒng)，縮短調(diào)節(jié)時(shí)間。牟海維等[17]證明鉆柱的黏滑振動(dòng)是一種強(qiáng)烈的低頻振動(dòng),隨著鉆柱長(zhǎng)度的增加黏滑振動(dòng)的頻率降低,鉆頭最大轉(zhuǎn)速增加,黏滑振動(dòng)更加劇烈。

頂驅(qū)轉(zhuǎn)盤(pán)驅(qū)動(dòng)的鉆具是一個(gè)典型的線性扭矩負(fù)載，鉆井作業(yè)時(shí)在鉆具上儲(chǔ)藏了大量的彈性能，此負(fù)載特性對(duì)控制系統(tǒng)的影響較大。張?zhí)焐鶾18]建立了由頂驅(qū)轉(zhuǎn)盤(pán)驅(qū)動(dòng)的線性扭矩負(fù)載的數(shù)學(xué)模型，采用頻域法分析了系統(tǒng)特性，證明彈性軸的固有振蕩頻率對(duì)系統(tǒng)的穩(wěn)定性有影響，提出了改善系統(tǒng)性能的辦法。易先中等[19]分析了國(guó)外自動(dòng)扭矩控制系統(tǒng)，它采用扭矩?fù)u擺技術(shù)通過(guò)順時(shí)針與逆時(shí)針交互旋轉(zhuǎn)鉆柱頂部，以保持上部鉆柱一直做切向運(yùn)動(dòng)，從而克服與導(dǎo)向馬達(dá)問(wèn)題有關(guān)的多種摩擦阻力。朱杰然等[20]基于質(zhì)量-彈簧-阻尼離散方法及Stribeck摩擦理論，建立了水平井全井鉆柱系統(tǒng)非線性動(dòng)力學(xué)模型。鉆柱-井壁間的非線性摩擦?xí)T導(dǎo)鉆柱發(fā)生周期性黏滑振動(dòng)，且隨著轉(zhuǎn)盤(pán)扭矩的增大，直井段轉(zhuǎn)速波動(dòng)隨之增大；造斜段管柱的扭轉(zhuǎn)振動(dòng)更加劇烈，且造斜段入口管柱的黏滑振動(dòng)強(qiáng)度明顯大于水平段管柱。以上研究缺少?gòu)木€性扭矩負(fù)載和摩擦負(fù)載的影響因素方面分析黏滑振動(dòng)的產(chǎn)生機(jī)理進(jìn)而抑制黏滑振動(dòng)現(xiàn)象。

筆者圍繞鉆柱系統(tǒng)的黏滑振動(dòng)機(jī)理、線性扭矩負(fù)載和摩擦負(fù)載影響因素、MATLAB數(shù)值分析以及黏滑振動(dòng)試驗(yàn)測(cè)試4個(gè)方面展開(kāi)研究。重點(diǎn)討論了轉(zhuǎn)速、鉆柱與井壁間的摩擦阻力(鉆頭扭矩)以及鉆柱剛度系數(shù)(鉆柱長(zhǎng)度)等參數(shù)對(duì)鉆柱系統(tǒng)黏滑振動(dòng)的影響，通過(guò)試驗(yàn)平臺(tái)對(duì)不同參數(shù)影響下的鉆柱黏滑振動(dòng)特性進(jìn)行深入比較與分析，驗(yàn)證了鉆柱黏滑振動(dòng)影響因素的正確性，對(duì)抑制鉆柱黏滑振動(dòng)具有一定借鑒意義。

1 鉆柱系統(tǒng)數(shù)學(xué)模型

為了能對(duì)鉆柱系統(tǒng)振動(dòng)特性進(jìn)行分析，必須先對(duì)鉆柱系統(tǒng)進(jìn)行合理的結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)化，合理的簡(jiǎn)化不會(huì)影響鉆柱系統(tǒng)振動(dòng)特性的分析。本文將鉆柱系統(tǒng)簡(jiǎn)化為二自由度模型，將鉆柱系統(tǒng)看成由頂驅(qū)轉(zhuǎn)盤(pán)和底部鉆具組合構(gòu)成的雙質(zhì)量塊扭擺模型，二者之間通過(guò)具有彈性和阻尼的鉆柱連接。

鉆柱系統(tǒng)的動(dòng)力學(xué)簡(jiǎn)化模型(二自由度集中質(zhì)量模型)如圖1所示[3-10，21]。

圖1 二自由度集中質(zhì)量模型Fig.1 TDOF lumped mass model

1.1 鉆柱運(yùn)動(dòng)微分方程啟動(dòng)過(guò)程

由圖1鉆柱系統(tǒng)簡(jiǎn)化的二自由度集中質(zhì)量模型可得鉆柱系統(tǒng)的運(yùn)動(dòng)微分方程[10]：

(1)

其中：

(2)

式中：J1為頂驅(qū)轉(zhuǎn)盤(pán)轉(zhuǎn)動(dòng)慣量，kg·m2；J2為底部鉆具組合轉(zhuǎn)動(dòng)慣量，kg·m2；ωd為頂驅(qū)轉(zhuǎn)盤(pán)輸入角速度，rad/s；ωl為底部鉆具組合角速度，rad/s；θ1為頂驅(qū)轉(zhuǎn)盤(pán)旋轉(zhuǎn)角位移，rad；θ2為底部鉆具組合旋轉(zhuǎn)角位移，rad；t為振動(dòng)周期，s；k為等效剛度系數(shù)(彈性系數(shù))，N·m/rad；c為等效阻尼系數(shù),N·m·s/rad；cb為電機(jī)等效阻尼系數(shù),N·m·s/rad；Tm為轉(zhuǎn)盤(pán)輸入轉(zhuǎn)矩，N·m；Tb為轉(zhuǎn)盤(pán)電機(jī)的黏性阻尼力矩，N·m；Tc為鉆柱阻尼力矩，N·m；Tk為鉆柱彈性力矩，N·m；Tf為鉆井過(guò)程中鉆具與地層間的最大靜摩擦力對(duì)應(yīng)的摩擦力矩，N·m。

對(duì)式(1)化簡(jiǎn)得：

(3)

系統(tǒng)的有效轉(zhuǎn)動(dòng)慣量為[10-13]：

(4)

式中：D為鉆柱外徑，m；d為鉆柱內(nèi)徑，m ；Jd為鉆鋌轉(zhuǎn)動(dòng)慣量，kg·m2；Jb為鉆頭轉(zhuǎn)動(dòng)慣量，kg·m2；Dd為鉆鋌外徑，m；dd為鉆鋌內(nèi)徑，m；ρ為鉆柱密度，kg/m3；L1為第一自由度長(zhǎng)度，m；L2為第二自由度長(zhǎng)度，m。

根據(jù)鉆柱靜力學(xué)可知，系統(tǒng)的彈性系數(shù)k與阻尼系數(shù)c的表達(dá)式如下[10-13]：

(5)

式中：L為鉆柱長(zhǎng)度，m；θ為鉆柱旋轉(zhuǎn)角位移，rad;G為鋼剪切模量，G=7.96×1010Pa；cdp為單位長(zhǎng)度鉆柱阻尼系數(shù),N·s/rad。

對(duì)式(3)進(jìn)一步化簡(jiǎn)可得：

(6)

經(jīng)拉普拉斯變換得：

(7)

1.2 鉆柱運(yùn)動(dòng)微分方程停止過(guò)程

轉(zhuǎn)盤(pán)/鉆具轉(zhuǎn)矩平衡的微分方程：

(8)

化簡(jiǎn)可得：

(9)

經(jīng)拉普拉斯變換得：

(10)

2 數(shù)值分析

本章主要通過(guò)數(shù)值分析軟件對(duì)鉆柱系統(tǒng)運(yùn)動(dòng)微分方程進(jìn)行數(shù)值模型搭建，模擬鉆柱系統(tǒng)在鉆井過(guò)程中發(fā)生的黏滑振動(dòng)現(xiàn)象，通過(guò)計(jì)算結(jié)果對(duì)鉆井參數(shù)的改變是否可以緩解鉆柱黏滑振動(dòng)進(jìn)行分析。根據(jù)式(10)，建立如圖2所示的SIMULINK框圖。

根據(jù)文獻(xiàn)[4-10]，鉆柱系統(tǒng)二自由度集中質(zhì)量模型的標(biāo)稱(chēng)參數(shù)：頂驅(qū)轉(zhuǎn)盤(pán)轉(zhuǎn)動(dòng)慣量Jd=2 100 kg·m2，底部鉆具組合轉(zhuǎn)動(dòng)慣量Jl=370 kg·m2，鉆柱等效阻尼系數(shù)c=23.2 N·m·s/rad，鉆柱等效剛度系數(shù)k=473 N·m/rad，電機(jī)等效阻尼系數(shù)cb=425 N·m·s/rad，鉆頭阻尼系數(shù)cdp=50 N·m·s/rad，施加在鉆頭上壓力Wob=97 kN，鉆頭半徑Rb=283 mm，邊界層厚度Dv=10-6mm。

圖2 鉆柱系統(tǒng)數(shù)值分析模型Fig.2 Numerical analysis model of drill string system

2.1 轉(zhuǎn)速對(duì)黏滑振動(dòng)的影響

通過(guò)MATLAB數(shù)值分析在轉(zhuǎn)速ωd=4、6、8和10 rad/s條件下，鉆頭的運(yùn)動(dòng)狀態(tài)，通過(guò)所得到的數(shù)值模擬數(shù)據(jù)分析了轉(zhuǎn)速對(duì)鉆柱黏滑振動(dòng)的影響，如圖3所示。

由圖3可知：當(dāng)輸入轉(zhuǎn)速ωd=4 rad/s時(shí)，鉆柱系統(tǒng)產(chǎn)生黏滑振動(dòng)現(xiàn)象，振動(dòng)周期約為10 s；鉆柱系統(tǒng)產(chǎn)生穩(wěn)定黏滑振動(dòng)時(shí)，鉆頭的轉(zhuǎn)速在0～16 rad/s范圍內(nèi)持續(xù)振蕩；隨著鉆柱系統(tǒng)的輸入轉(zhuǎn)速繼續(xù)增加(ωd=8和10 rad/s)，鉆柱系統(tǒng)開(kāi)始階段產(chǎn)生一定的振蕩，最終頂驅(qū)和鉆頭的轉(zhuǎn)速趨于穩(wěn)定，系統(tǒng)不出現(xiàn)黏滑振動(dòng)。因此，為了避免黏滑振動(dòng)現(xiàn)象對(duì)鉆頭造成的危害，應(yīng)適當(dāng)增大系統(tǒng)的輸入轉(zhuǎn)速。

2.2 鉆柱剛度對(duì)黏滑振動(dòng)的影響

通過(guò)MATLAB分析不同剛度系數(shù)條件下鉆頭的運(yùn)動(dòng)狀態(tài)，結(jié)果如圖4所示。

由圖4可知：當(dāng)剛度系數(shù)k=473 N·m/rad時(shí)，鉆柱系統(tǒng)產(chǎn)生黏滑振動(dòng)現(xiàn)象，振動(dòng)周期約為5 s；當(dāng)剛度系數(shù)k=800 N·m/rad時(shí)，鉆柱系統(tǒng)黏滑振動(dòng)幅度減小。因此，為了避免黏滑振動(dòng)現(xiàn)象對(duì)鉆頭造成的危害，應(yīng)適當(dāng)增大鉆柱系統(tǒng)的剛度系數(shù)。

2.3 鉆頭扭矩對(duì)黏滑振動(dòng)的影響

通過(guò)MATLAB分析不同鉆頭扭矩(Tf=8 000、7 400、6 600和6 000 N·m)條件下鉆頭運(yùn)動(dòng)狀態(tài)，通對(duì)過(guò)所得到的數(shù)據(jù)分析，研究鉆頭扭矩對(duì)鉆柱黏滑振動(dòng)的影響，結(jié)果如圖5所示。

由圖5可知：當(dāng)鉆頭扭矩Tf=8 000 N·m時(shí)，鉆柱系統(tǒng)產(chǎn)生黏滑振動(dòng)現(xiàn)象，振動(dòng)周期約為5 s；鉆柱系統(tǒng)產(chǎn)生穩(wěn)定黏滑振動(dòng)時(shí)，鉆頭的轉(zhuǎn)速在0～16 rad/s范圍內(nèi)持續(xù)振蕩；當(dāng)鉆頭扭矩逐漸減小時(shí)，黏滑振動(dòng)現(xiàn)象不斷減小，當(dāng)鉆頭扭矩Tf=6 000 N·m時(shí)，鉆柱系統(tǒng)沒(méi)有出現(xiàn)黏滑振動(dòng)現(xiàn)象。因此，為了避免黏滑振動(dòng)現(xiàn)象對(duì)鉆頭造成的危害，應(yīng)適當(dāng)減小鉆頭摩阻扭矩。

圖3 不同轉(zhuǎn)速條件下鉆頭轉(zhuǎn)速變化曲線Fig.3 Change of bit speed under different rotary speeds

圖4 不同剛度系數(shù)條件下鉆頭轉(zhuǎn)速變化Fig.4 Change of bit speed under different stiffness coefficients

圖5 不同摩阻扭矩條件下鉆頭轉(zhuǎn)速變化曲線Fig.5 Change of bit speed under different friction torques

3 試驗(yàn)驗(yàn)證

3.1 試驗(yàn)平臺(tái)的整體結(jié)構(gòu)

Simulink數(shù)值分析已經(jīng)驗(yàn)證了鉆柱系統(tǒng)黏滑振動(dòng)現(xiàn)象的影響因素，為了驗(yàn)證Simulink數(shù)值分析的正確性，建立了鉆柱黏滑振動(dòng)測(cè)試試驗(yàn)平臺(tái)，試驗(yàn)平臺(tái)原理圖如圖6所示。該裝置主要包括底座、鉆柱(彈簧鋼絲)、扭矩和轉(zhuǎn)速傳感器、兩組伺服電機(jī)加控制器，上部、下部轉(zhuǎn)動(dòng)質(zhì)量塊。底座兩端設(shè)置導(dǎo)軌，伺服電機(jī)可以在導(dǎo)軌上左右移動(dòng)，以調(diào)節(jié)不同鉆柱長(zhǎng)度，試驗(yàn)設(shè)備型號(hào)：ECMA-C20604RS型伺服電機(jī)；ASDA-B2型臺(tái)達(dá)伺服驅(qū)動(dòng)器；CYB-803S型扭矩傳感器；CYB-808C型智能型扭矩儀。

圖6 鉆柱系統(tǒng)黏滑振動(dòng)試驗(yàn)裝置基本結(jié)構(gòu)Fig.6 Basic structure of test device of stick slip vibration of drill string system

3.2 鉆柱系統(tǒng)試驗(yàn)測(cè)試

3.2.1 轉(zhuǎn)速影響測(cè)試試驗(yàn)

在測(cè)試轉(zhuǎn)速對(duì)黏滑振動(dòng)影響模擬試驗(yàn)時(shí)，ASDA-B2型臺(tái)達(dá)伺服驅(qū)動(dòng)器控制上部電機(jī)恒定轉(zhuǎn)速運(yùn)行，模擬頂驅(qū)轉(zhuǎn)盤(pán)輸出力矩，ASDA-B2型臺(tái)達(dá)伺服驅(qū)動(dòng)器控制底部鉆具組合恒定扭矩，模擬井底摩阻。其他參數(shù)不變，通過(guò)ASDA-B2型驅(qū)動(dòng)器軟件對(duì)電機(jī)輸入轉(zhuǎn)速ωd=2、4、6和8 rad/s，觀察鉆柱運(yùn)動(dòng)狀態(tài)，如圖7所示。

通過(guò)試驗(yàn)臺(tái)測(cè)試試驗(yàn)，當(dāng)ωd=2 rad/s時(shí)，鉆柱系統(tǒng)產(chǎn)生黏滑振動(dòng)；當(dāng)ωd=8 rad/s時(shí)，鉆柱系統(tǒng)黏滑振動(dòng)現(xiàn)象基本消失。隨著轉(zhuǎn)速的提高，鉆柱系統(tǒng)黏滑振動(dòng)現(xiàn)象減小，這與MATLAB數(shù)值分析的結(jié)果相符。試驗(yàn)測(cè)試表明，在鉆井時(shí)，適當(dāng)增加輸入轉(zhuǎn)速可以有效減輕鉆柱系統(tǒng)黏滑振動(dòng)現(xiàn)象。

3.2.2 鉆柱剛度影響測(cè)試試驗(yàn)

在測(cè)試鉆柱剛度對(duì)黏滑振動(dòng)影響模擬試驗(yàn)時(shí)，其他參數(shù)不變，選用不同直徑的彈簧鋼(1、2、3和4 mm)，測(cè)試不同剛度系數(shù)條件下鉆柱系統(tǒng)的運(yùn)動(dòng)狀態(tài)，如圖8所示。

通過(guò)試驗(yàn)臺(tái)對(duì)鉆柱剛度系數(shù)測(cè)試試驗(yàn)，當(dāng)k=0.001 6 N·m/rad時(shí)，鉆柱系統(tǒng)產(chǎn)生黏滑振動(dòng)；當(dāng)k=0.004 1 N·m/rad時(shí)，鉆柱系統(tǒng)黏滑振動(dòng)減輕。隨著鉆柱剛度的增加，鉆柱系統(tǒng)黏滑振動(dòng)現(xiàn)象減小，與MATLAB數(shù)值分析的結(jié)果相符。試驗(yàn)測(cè)試表明，在鉆井時(shí)，適當(dāng)增加鉆柱剛度可以有效減輕鉆柱系統(tǒng)黏滑振動(dòng)現(xiàn)象。

3.2.3 鉆頭扭矩影響測(cè)試試驗(yàn)

在測(cè)試鉆頭扭矩對(duì)黏滑振動(dòng)影響模擬試驗(yàn)時(shí)，其他參數(shù)不變，測(cè)試不同鉆頭扭矩條件下，鉆柱系統(tǒng)的運(yùn)動(dòng)狀態(tài)，如圖9所示。

由圖9可知：當(dāng)Tf=1.905 N·m時(shí)，鉆柱系統(tǒng)產(chǎn)生黏滑振動(dòng)；當(dāng)Tf=0.381 N·m時(shí)，鉆柱系統(tǒng)黏滑振動(dòng)現(xiàn)象消失。隨著鉆頭扭矩的減小，鉆柱系統(tǒng)黏滑振動(dòng)現(xiàn)象減小，這與MATLAB數(shù)值分析的結(jié)果相符。通過(guò)試驗(yàn)測(cè)試表明，在鉆井時(shí)，適當(dāng)減小鉆井摩阻可以有效減輕鉆柱系統(tǒng)黏滑振動(dòng)現(xiàn)象。

圖7 轉(zhuǎn)速對(duì)黏滑振動(dòng)影響Fig.7 Influence of rotary speed on stick slip vibration

圖8 剛度系數(shù)對(duì)黏滑振動(dòng)影響Fig.8 Influence of stiffness coefficient on stick slip vibration

圖9 鉆頭扭矩對(duì)黏滑振動(dòng)影響曲線Fig.9 Influence of torque on bit on stick slip vibration

4 結(jié) 論

(1)分析鉆柱系統(tǒng)黏滑振動(dòng)產(chǎn)生原因可知，造成鉆柱系統(tǒng)黏滑振動(dòng)是線性扭矩負(fù)載和摩阻負(fù)載的共同作用，通過(guò)控制線性扭矩負(fù)載和摩阻負(fù)載的大小，可以抑制鉆柱系統(tǒng)的黏滑振動(dòng)現(xiàn)象。

(2)通過(guò)MATALB數(shù)值模擬分析出鉆柱系統(tǒng)在頂驅(qū)轉(zhuǎn)盤(pán)轉(zhuǎn)速小于6 rad/s時(shí)會(huì)發(fā)生黏滑振動(dòng)，轉(zhuǎn)速越低，黏滑振動(dòng)越激烈；增加鉆柱剛度系數(shù)至1 400 N·m/rad，黏滑振動(dòng)現(xiàn)象在運(yùn)轉(zhuǎn)一段時(shí)間后減輕；鉆頭扭矩小于6 000 N·m，黏滑振動(dòng)在運(yùn)轉(zhuǎn)一段時(shí)間后減輕。增加鉆柱系統(tǒng)轉(zhuǎn)速、增大鉆柱剛度、減小鉆井摩阻可以抑制鉆柱黏滑振動(dòng)現(xiàn)象。

(3) 搭建鉆柱系統(tǒng)黏滑振動(dòng)試驗(yàn)測(cè)試平臺(tái)，對(duì)鉆柱黏滑振動(dòng)影響因素進(jìn)行分析和驗(yàn)證，驗(yàn)證了MATLAB數(shù)值計(jì)算結(jié)果的合理性和正確性，可為抑制黏滑振動(dòng)現(xiàn)象提供較好的理論依據(jù)。