李立鑫, 薛啟龍, 劉寶林, 趙柳東, 李昕愉

(中國地質(zhì)大學(北京)國土資源部深部地質(zhì)鉆探技術重點實驗室,北京 100083)

機械式靜態(tài)雙層推靠自動垂直鉆具設計

李立鑫, 薛啟龍, 劉寶林, 趙柳東, 李昕愉

(中國地質(zhì)大學(北京)國土資源部深部地質(zhì)鉆探技術重點實驗室,北京 100083)

垂直鉆井; 機械式垂直鉆具; 偏重塊; 推靠力; 糾斜行為

因地層傾角、巖性變化及鉆井工藝等因素導致的井斜問題會對鉆井、完井等過程造成一系列危害,甚至導致不可挽回的重大損失,故控制井斜始終是鉆井工程領域的技術難題[1-2]。且隨著石油勘探開發(fā)難度的不斷增大,在高陡構造、斷層、鹽層等復雜地質(zhì)條件下的作業(yè)量急劇增加,傳統(tǒng)的鐘擺鉆具、滿眼鉆具、偏軸鉆具等被動式防斜技術已很難滿足現(xiàn)代鉆井工藝的需要,如何進行高效的防斜快打,實現(xiàn)低成本、高質(zhì)量的鉆井作業(yè),已成為石油鉆井工程中最為重要的關鍵問題[3-4]。自動垂直鉆井技術的出現(xiàn)很好地適應了現(xiàn)代鉆井技術的發(fā)展要求,可有效釋放鉆壓和扭矩,提高鉆進效率[5]。該技術源自德國大陸超深井計劃(KTB計劃),利用井下閉環(huán)電子控制系統(tǒng)控制靠近鉆頭的可伸縮推靠活塞推向井壁高邊實現(xiàn)主動糾斜,井斜可控制在1°以下[6]。在KTB鉆井技術的基礎上,國內(nèi)外石油公司相繼開發(fā)出了Power V、VertiTrak、V-Pilot、SL-AVDS、CGVDS等自動垂直鉆井系統(tǒng),均取得了良好的使用效果[7-10]。但自動垂直鉆井系統(tǒng)機械結構設計復雜,須配備高精度、高效率的信號采集分析系統(tǒng),其電子控制系統(tǒng)在井底惡劣的工況下對密封性要求高,不耐高溫,極易造成損壞,故整體造價及維修維護成本高。機械式自動垂直鉆具的結構設計相對簡單,不含電子控制系統(tǒng),僅依靠偏重塊在重力作用下的偏轉控制推靠機構進行連續(xù)糾斜,不僅能夠實現(xiàn)主動糾斜,而且具有成本低、適用性強、可靠性高的特點,展現(xiàn)出了良好的經(jīng)濟效益[11-13]。目前,機械式自動垂直鉆具因受制于內(nèi)部液壓系統(tǒng)等結構的限制,設計尺寸較大,不能匹配小尺寸鉆頭進行直井作業(yè)。為此,筆者設計一種外徑為Φ127 mm的機械式靜態(tài)雙層推靠垂直鉆具,在充分發(fā)揮靜態(tài)推靠式垂直鉆具糾斜迅速可靠的基礎上[14-17],不再使用常規(guī)機械式垂直鉆具中體積較大的獨立液壓控制系統(tǒng),改用鉆井液在鉆桿與環(huán)空中的內(nèi)外壓差作為糾斜動力以保證尺寸要求,并設計同時推出3個推靠活塞的雙層推靠機構,以保證在一定的鉆頭壓降下形成更大的推靠力和糾斜力矩,獲得更佳的糾斜能力和適用性,而且3個推靠作用點形成穩(wěn)定的三角結構,增加糾斜工作的穩(wěn)定性。此外,該鉆具還引入環(huán)閥控制取代常規(guī)的盤閥控制,以避免鉆井液軸向流動施加給閥體工作面的正壓力,減小摩擦阻力,提升鉆具的控制靈敏度,以滿足不同地質(zhì)條件下高垂直度深井的作業(yè)要求。

1 垂直鉆具的結構設計

機械式靜態(tài)雙層推靠自動垂直鉆具的設計結構如圖1所示。該鉆具的鉆桿、鉆頭連接套外端分別與上部鉆桿和鉆頭相連,中心安裝有內(nèi)鉆桿,均與上部鉆桿保持同步旋轉,將鉆壓和扭矩傳遞給鉆頭。內(nèi)鉆桿與鉆具工作部分依靠軸承組(推力軸承與深溝球軸承)連接,使得基體、軸承外套等部件均保持相對靜止狀態(tài)?；w與軸承外套中間安裝有內(nèi)套筒及外套筒,內(nèi)、外套筒間的環(huán)狀空間為鉆具的控制部分,其內(nèi)部的偏重塊與環(huán)閥可在重力作用下發(fā)生同步偏轉,而環(huán)閥座則與基體固定不動,以保證環(huán)閥可自由環(huán)繞環(huán)閥座轉動,實現(xiàn)鉆井液通道的開啟與關閉,驅動相應組合的推靠活塞推向井壁。該鉆具在設計中采用環(huán)閥控制,與常規(guī)盤閥相比,環(huán)閥和環(huán)閥座的工作面與鉆具軸向平行,避免了鉆井液軸向流動施加給閥體工作面的正壓力,避免力摩擦阻力較大的問題,有效提升了鉆具控制機構的靈敏度和精度。

圖2為該機械式自動垂直鉆具的糾斜工作原理。鉆井液流經(jīng)鉆桿連接套時,一部分通過內(nèi)鉆桿的中心通孔直接流向孔底,沖洗孔底后經(jīng)過鉆具與井壁間的環(huán)空實現(xiàn)循環(huán);另一部分則通過鉆桿連接套內(nèi)部的鉆井液分流孔流入垂直鉆具內(nèi)筒和外筒之間的工作空間,在偏重塊的控制下將推靠活塞推向井壁實現(xiàn)糾斜,并對內(nèi)部軸承起潤滑作用。當井眼軌跡發(fā)生傾斜時,偏重塊因自身重力作用產(chǎn)生偏心扭矩,自動轉向井眼低邊,帶動環(huán)閥的寬槽和窄槽分別轉向井眼低邊和井眼高邊。此時,環(huán)閥座在井眼低邊一側的上、下兩排孔均處于開啟狀態(tài),鉆井液進入上排孔后從相連通的泄流孔流出,使井眼低邊一側的鉆井液在鉆具內(nèi)部與環(huán)空中未形成壓差,該側的推靠活塞不會推向井壁;而井眼高邊一側的上排孔處于關閉狀態(tài),該側鉆井液不能流入泄流孔內(nèi)泄壓,鉆井液在鉆具內(nèi)部和環(huán)空中形成壓差,與下排孔連通的推靠活塞在高壓鉆井液的驅動下被推向井壁高邊,井壁施加給鉆具的反作用力使鉆頭在井眼低邊一側切削加強,使井眼軌跡逐步回復至垂直方向,實現(xiàn)自動感應連續(xù)糾斜[18-19]。

圖1 機械式靜態(tài)推靠自動垂直鉆具結構Fig.1 Structural schematic of static mechanical automatic vertical drilling tool

圖2 機械式靜態(tài)推靠自動垂直鉆具工作原理Fig.2 Working principle schematic of static mechanical automatic vertical drilling tool

2 垂直鉆具力學行為

機械式垂直鉆具的糾斜過程主要由偏重塊在偏心扭矩的作用下帶動環(huán)閥偏轉,進而控制推靠活塞推向井壁實現(xiàn)糾斜,因而偏重塊產(chǎn)生偏心扭矩,推靠活塞的推靠力和糾斜力矩以及由角接觸球軸承產(chǎn)生的摩擦力矩對偏心扭矩的影響是整個垂直鉆具糾斜過程最關鍵的因素,直接關系到自動垂直鉆具的糾斜性能。

2.1偏重塊設計及偏心扭矩

為保證偏心機構產(chǎn)生足夠的扭矩用于糾斜,須保證偏重塊所產(chǎn)生的偏心扭矩盡可能大,且考慮到機加工的可行性,故偏重塊采用對稱式設計,橫截面呈扇面形狀(圖3),其偏重及偏心扭矩可通過以下計算過程求得。

圖3 偏重塊示意圖Fig.3 Schematic diagram of eccentric block

以垂直于偏重塊軸向對稱面為基準面建立直角坐標系,設偏重塊重心坐標為(XC,YC),由于偏重塊為對稱式設計,重心坐標中XC=0,其偏心扭矩在XOY平面上僅與重心的Y坐標有關,根據(jù)重心的物理定義有

(1)

以偏心扭矩橫截面為閉區(qū)間D,可求mi和靜距微元dMx:

mi=ρ(x,y)dσ,

(2)

dMx=yρ(x,y)dσ.

(3)

式中,dσ為質(zhì)點mi處的面積微元,m2;ρ(x,y)為在閉區(qū)間D中連續(xù)的偏重塊密度函數(shù)。對mi和dMx在閉區(qū)間D上進行積分得

M=?Dρ(x,y)dσ,

(4)

Mx=?Dyρ(x,y)dσ.

(5)

根據(jù)式(1),重心坐標YC為

(6)

將上述二重積分轉化為極坐標求解,因x=rcosα,y=rsinα可得

(7)

式中,α1與α2分別為偏重塊的兩邊與X軸的夾角,(°);r1與r2分別為偏重塊的內(nèi)、外半徑,m。則偏重塊的偏重為

(8)

式中,Ge為偏重塊的偏重,N;ρ為偏重塊的密度,kg/m3;g為重力加速度,9.8 m/s2;V為偏重塊的體積,m3;l為偏重塊的長度,m。

以鉆具軸線與鉛垂線平面為基準建立直角坐標系,則偏重塊在發(fā)生井斜時產(chǎn)生的軸向和徑向偏心力分別為

Fa=Gecosβ,

(9)

Fr=Gesinβ.

(10)

式中,Fa和Fr分別為偏重塊產(chǎn)生的軸向偏心力和徑向偏心力,N;β為井斜角,(°)。

設偏重塊處于圖4所示位置,則有

Frt=Gesinβsinφ,

(11)

Frr=Gesinβcosφ.

(12)

式中,φ為重心位置與井眼低邊的夾角,(°);Frt和Frr分別為Fr在橫截面切線與徑向上的分力,N。

由式(7)和式(11)可得偏心扭矩為

(13)

式中,T為偏重塊產(chǎn)生的偏心扭矩,N·m。當取α1=0,α2=π,可得偏心扭矩的最大值Tmax為

(14)

垂直鉆具偏重塊采用鋼質(zhì)材料,其密度ρ=7.41×103kg/m3,取g=9.8 m/s2,設計長度l=450 mm,內(nèi)半徑r1=41 mm,外半徑r2=60 mm,可計算得不同井斜角條件下偏重塊產(chǎn)生的偏心扭矩隨偏重塊與井眼低邊夾角φ變化的關系曲線,如圖5所示。由圖5可以看出,當井斜角一定時,正弦變化的偏心扭矩曲線在夾角φ=90°時達到最大值,此時偏重塊中心線與井眼低邊與高邊的連線垂直,隨著偏重塊因重力發(fā)生偏轉,夾角φ隨之逐漸減小,偏重塊產(chǎn)生的偏心扭矩隨之減小,直至偏重塊與井眼低邊重合(φ=0°),偏心扭矩降至零,達到穩(wěn)定狀態(tài),此時井眼高邊的推靠活塞推向井壁,井壁對垂直鉆具的反作用力使鉆頭加劇向井眼低邊的切削碎巖,迫使井眼軌跡向垂直方向靠近,實現(xiàn)糾斜,井斜角隨之逐漸減小。當井斜角減小后,偏心扭矩也隨之減小,當垂直鉆具姿態(tài)接近理論垂直時,偏重塊不再產(chǎn)生偏心扭矩,此時偏重塊可處于任意位置,與偏重塊對應的推出活塞推向井壁發(fā)生造斜,隨著井斜加大,偏重塊再次發(fā)生偏轉糾斜,如此循環(huán)往復,實現(xiàn)動態(tài)連續(xù)糾斜。

圖4 偏重塊轉動糾斜示意圖Fig.4 Schematic diagram of straightening motion by eccentric rotation

圖5 不同井斜角下偏重塊所產(chǎn)生的偏心扭矩 隨夾角的變化Fig.5 Relationship between straightening torques and included angels under different inclination angles

2.2 推靠機構的力學行為

圖6為垂直鉆具推靠機構的投影視圖,推靠活塞為雙層設計,每層4個,同層推靠活塞呈90°相位差沿周向均勻分布,不同層推靠活塞間存在45°的相位角,8個推靠活塞依次編號為1～8,其中奇數(shù)編號為上層推靠活塞,偶數(shù)編號為下層推靠活塞,圖6所示位置為7號推靠活塞中心線與井眼低邊重合。由于該垂直鉆具依靠鉆井液為動力進行糾斜的特殊設計,推靠活塞推出力由推靠活塞位置處鉆井液在鉆具內(nèi)部和環(huán)空中的壓差決定,在鉆具推靠機構范圍內(nèi),可認為8個推靠活塞推出的作用力相等,該處鉆井液在鉆桿和環(huán)空中的壓差僅由鉆頭壓降pb決定,推靠活塞的推出力計算式為

(15)

式中,Fp為推靠活塞的推出力,N;pb為鉆頭壓降,MPa;rp為活塞半徑,m;ρw為鉆井液密度,kg/m3;Q為噴嘴流量,m3/s;C為噴嘴流量系數(shù);dne為噴嘴當量直徑,m。

圖6 推靠活塞位置的軸向投影視圖Fig.6 Axial projection view of positive pistons

鉆井作業(yè)中鉆頭壓降可通過選擇不同規(guī)格尺寸的噴嘴、控制鉆井液排量等方式加以控制,該垂直鉆具推靠活塞設計半徑rp=30 mm,可根據(jù)式(15)計算推靠活塞在不同鉆頭壓降下的推出力,結果見表1。為保證推靠活塞在一定的鉆頭壓降下獲得盡可能大的推出力和糾斜力矩,提升鉆具的糾斜能力,將糾斜機構設計成具有雙層推靠活塞的機械結構。

由于環(huán)閥的寬槽與窄槽的開槽角度均為135°,僅允許3個連通推靠活塞的液流通道同時開啟,推出相對應的3個推靠活塞,而上下層推靠活塞連通的液流通道呈交替分布,故推靠機構僅允許兩個相鄰上層推靠活塞與兩者之間的下層推靠活塞同時推

表1 不同鉆頭壓降下單個推靠活塞的推出力Table 1 Push forces of single piston under different drill bit pressure-drops

表2 垂直鉆具推靠機構的推出組合及其推出力Table 2 Push combination forms and push forces of vertical drilling tool

2.3 角接觸球軸承摩擦力矩對鉆具糾斜行為的影響

事實上,由于偏重塊與相對靜止的內(nèi)套筒間使用3個角接觸球軸承連接,其在工作過程中不可避免地會產(chǎn)生摩擦力矩,使鉆具的糾斜不可能按照理想狀態(tài)進行工作。為滿足垂直鉆具能夠進行有效的糾斜工作,偏重塊產(chǎn)生的偏心扭矩T須大于角接觸球軸承的摩擦力矩,即滿足

(16)

式中,n為實際產(chǎn)生摩擦力矩的角接觸球軸承個數(shù);μb為角接觸球軸承在鉆井液環(huán)境中的摩擦系數(shù);N為角接觸軸承承受的總載荷(此處近似等于偏重塊重力的軸向分力),N;d為角接觸球軸承的內(nèi)徑,mm。

在井斜角一定時,由于角接觸球軸承摩擦力的存在,偏重塊不能始終處于井眼低邊,當垂直鉆具的姿態(tài)發(fā)生改變時,偏重塊開始偏轉的動作存在一定的延遲,只有當偏重塊與井眼低邊之間的夾角達到臨界值后,偏重塊才開始發(fā)生偏轉,進而帶動垂直鉆具進行下一階段的糾斜動作,臨界夾角與井斜角的關系可由式(14)和(16)導出

(17)

式中,φt為偏重塊中心線與井眼低邊之間的臨界夾角,(°)。

機械式靜態(tài)雙層推靠自動垂直鉆具選用3個角接觸球軸承,用以承擔偏重塊在不同井斜條件下的徑向力和軸向力,由于上部角接觸球軸承主要起扶正作用,受軸向力較小,實際產(chǎn)生摩擦力矩的軸承僅為下面兩個,故n取2;角接觸球軸承型號為71814C,其摩擦系數(shù)μb取0.001 5[20],內(nèi)徑d為70 mm,可計算求得臨界夾角φt隨井斜角β變化的關系曲線,如圖7所示?？梢钥闯?隨著井斜角的增加,臨界夾角φt的值急劇減小,當井斜角趨近于90°時,臨界夾角φt的值逐步趨近于0,此時偏重塊可與井眼低邊完全重合,垂直鉆具的偏心機構具有極高的糾斜精度。對于垂直鉆井,井斜角通常須控制在1°以下,此后隨著井斜角的減小,臨界夾角急劇上升。

圖7 臨界夾角隨井斜角的變化Fig.7 Relationship between critical angles and inclination angles

表3為不同井斜角對應的臨界夾角及推靠活塞推出組合形式(此時7號推靠活塞中心線與井眼低邊重合),當井斜角為1°時,臨界夾角φt為3.38°,

表3 不同井斜角對應的臨界夾角及推靠活塞推出組合形式Table 3 Critical angles and push combination forms of vertical drilling tool under different inclination angles

注:表中默認7號推靠活塞處于井眼低邊位置。

3 結論

(1)該機械式自動垂直鉆具直徑小,不含電控系統(tǒng)、液壓系統(tǒng),僅依靠鉆井液的內(nèi)外壓差形成推靠力,迫使推靠活塞推向井眼高邊實現(xiàn)糾斜,推靠機構在偏重塊和環(huán)閥的控制下可形成8種推靠組合,在8個方向上降低井斜,而且采用的環(huán)閥設計有效提升了鉆具控制機構的靈敏度,可滿足小尺寸、高質(zhì)量直井的作業(yè)要求。

(3)該鉆具的控制機構具有較高的靈敏度,其偏重塊在重力作用下可靈活偏轉,且角接觸球軸承的摩擦力矩對偏重塊工作的影響很小,理論上當井斜角降至0.154°后才會對糾斜精度造成影響,當井斜角低于0.059°時,該垂直鉆具不再具有糾斜能力,此時鉆具姿態(tài)已接近理論垂直。

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(編輯 李志芬)

A static mechanical automatic vertical drilling tool with double-layer positive pushing pistons for slim well drilling

LI Lixin, XUE Qilong, LIU Baolin, ZHAO Liudong, LI Xinyu

(KeyLaboratoryonDeepGeo-DrillingTechnologyoftheMinistryofLandandResources,ChinaUniversityofGeosciences,Beijing100083,China)

vertical drilling; mechanically vertical drilling tool; eccentric block; pushing force; straightening motion

2016-10-11

國土資源部公益性行業(yè)科研專項(201411054)

李立鑫(1988-)，男，博士研究生，研究方向為井下鉆具和鉆探工藝。E-mail：lilixin0311@163.com。

1673-5005(2017)04-0091-08

10.3969/j.issn.1673-5005.2017.04.012

TE 921

A

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