黃雪琴 胡 貴 孟慶昆 鄭曉峰

中國石油勘探開發(fā)研究院

隨著油氣資源消耗的日益增長，全球油氣資源勘探開發(fā)從淺層逐步向深層、超深層發(fā)展[1-3]。深部地層巖性復雜，巖石強度高、硬度大、研磨性強、可鉆性差，給鉆井工程帶來極大的挑戰(zhàn)[4-5]。沖擊旋轉鉆井是在傳統(tǒng)的旋轉鉆井技術基礎上，將沖擊破巖和旋轉切削結合起來的一種鉆井方法，具有大幅提高硬巖地層鉆進速度、防止井斜、延長鉆頭壽命等優(yōu)點[6-13]，是解決硬地層鉆進難題的有效方法之一。液動錘是沖擊旋轉鉆井技術的核心工具之一，按照沖錘往復運動的驅動方式可分為正作用式、反作用式及雙作用式。雙作用式又可分為閥式、射流式和射吸式[14]。前人對適用于油氣鉆井的液動錘做了大量研究，總體看多選用沖錘上下行均由壓差驅動的閥式雙作用液動錘[15-20]，但沖擊功率不高，大排量條件下使用壽命短，閥式雙作用液動錘總體處于試驗研究階段，尚未推廣應用。新型閥式雙作用液動錘（以下簡稱YDC型液動錘）是一種適用于油氣鉆井用的液動錘，因其內部壓力匹配關系復雜，沖擊性能的影響因素多[21-23]，依靠經驗和試驗的方法難以找到各種因素的最佳匹配關系。因此，建立了YDC型液動錘工作的動力學模型，開發(fā)軟件程序，通過分析揭示了其運動的內在規(guī)律，以期為YDC型液動錘的設計及優(yōu)化提供理論依據。

1 YDC型液動錘工作原理

YDC型液動錘的結構如圖1所示，主要由上接頭、過濾器、節(jié)流嘴、閥芯、控制管、沖錘等組成。其工作原理如下：

YDC型液動沖擊錘開始工作前，閥體和沖錘在各自重力作用下均位于各自行程最下端。從鉆井泵泵送來的高壓流體經上接頭處流出過濾器后，分為3部分流體：一部分高壓流體經過節(jié)流嘴節(jié)流后變?yōu)榈蛪毫黧w沖洗鉆頭，第二部分高壓流體進入閥芯下腔推動閥芯上行，第三部分高壓流體進入沖錘的上腔使沖錘繼續(xù)保持在其行程最下端。當閥芯上行至一定高度后，閥室與沖錘上腔通道連通，低壓流體流入沖錘上腔，此時沖錘上腔壓力低于下腔壓力，在壓力差作用下沖錘開始上行；當沖錘上行至一定高度后，閥芯下腔流入低壓流體，閥芯在其上下腔壓力差作用下開始下行；當閥芯繼續(xù)下行至一定位置時，沖錘上腔流入高壓流體，沖錘在其上下腔壓力差作用下開始下行；當沖錘繼續(xù)下行至一定位置時，高壓流體流入閥芯下腔，閥芯在其上下腔壓力差作用下開始上行。這樣，一個工作回程與一個工作沖程即為一個工作周期，如此循環(huán)周而復始?？梢钥闯觯瑳_錘的工作沖程和工作回程均由液壓推動，屬于雙作用式液動錘。

與現(xiàn)有閥式雙作用液動錘相比，YDC型液動錘的結構及制造工藝具有以下特點：

1）現(xiàn)有閥式雙作用液動錘多設計有分流通孔，鉆井液排量大時分流通孔沖蝕嚴重。YDC型液動錘采用中心排空通道設計，無分流通孔，能夠滿足油氣鉆井現(xiàn)場所用的大排量需求，解決了現(xiàn)有液動錘工作排量與鉆井現(xiàn)場所用排量不匹配的矛盾。

2）現(xiàn)有閥式雙作用液動錘一般有3個運動部件，YDC型液動錘只有閥芯和沖錘兩個運動部件，可提高液動錘的工作可靠性。

3）YDC型液動錘僅有六道靜密封，無動密封，大大提高了密封可靠性。

4）活塞是運動部件，在含固相鉆井液的高速沖刷下，活塞表面易被沖蝕。因此，活塞表面采用高抗磨熱處理工藝，耐沖蝕能力得到改善，能夠適應油氣鉆井用鉆井液固相含量高的特點。

2 受力分析

2.1 閥芯受力分析

YDC型液動錘閥芯受力示意圖如圖2所示。

2.1.1 閥芯重力（G閥）

圖1 YDC型液動錘結構示意圖

圖2 閥芯受力分析示意圖

式中m閥表示閥芯質量，kg；g表示重力加速度，m/s2。

2.1.2 閥芯上端面液體壓力（p閥2）

流體從閥芯上端面流至沖錘下端面的沿程壓力損失和局部壓力損失之和為[24]：

式中Δp表示沿程壓力損失與局部壓力損失之和，Pa；ρ液表示鉆井液密度，kg/m3；hf、hj1、hj2分別表示沿程水頭損失、管路突然擴大處、管路突然縮小處的局部水頭損失，m。

在液動錘的運動周期內，閥芯上端面一直與低壓流體連通，閥芯上端面液體壓力為：

式中p錘3表示沖錘下端面液體壓力，Pa。

2.1.3 閥芯上腔液體壓力（p閥1）

節(jié)流嘴壓降為：

式中Δp節(jié)表示節(jié)流嘴壓降，Pa；Q1表示進入節(jié)流嘴的排量，m3/s；Cd表示流量系數，無因次；d節(jié)表示節(jié)流嘴直徑，m。

在液動錘的運動周期內，閥芯上腔一直與高壓流體連通，閥芯上腔液體壓力為：

2.1.4 閥芯下腔液體壓力（p閥3）

當閥芯下腔流入高壓流體時，閥芯上行，閥芯下腔液體壓力為：

當閥芯下腔流入低壓流體時，閥芯下行，閥芯下腔液體壓力為：

2.1.5 閥芯下端面液體壓力（p閥4）

在液動錘的運動周期內，閥芯下端面一直與低壓流體連通，閥芯下端面液體壓力為：

2.2 沖錘受力分析

YDC型液動錘沖錘受力示意圖如圖3所示。

圖3 沖錘受力分析示意圖

2.2.1 沖錘重力（G錘）

式中m錘表示沖錘質量，kg；g表示重力加速度，m/s2。

2.2.2 沖錘下端面液體壓力（p錘3）

與液動沖擊錘配合使用的鉆頭水眼直徑較大，鉆頭壓降較小。因此，沖錘下端面壓力近似認為是沖錘下端面處的靜液壓力。

式中h表示液動錘所處的井深，m。

2.2.3 沖錘上腔液體壓力（p錘1）

當沖錘上腔流入高壓流體時，沖錘下行，沖錘上腔液體壓力為：

當沖錘上腔流入低壓流體時，沖錘上行，沖錘上腔液體壓力為：

2.2.4 沖錘下腔液體壓力（p錘2）

在液動錘的運動周期內，沖錘下腔一直與高壓流體連通。即

以上各式沿程壓力損失與局部壓力損失之和Δp可用公式（2）計算，節(jié)流嘴壓降Δp節(jié)可用公式（4）計算。

3 動力學模型

3.1 工作階段劃分

閥芯和沖錘協(xié)同運動，壓力匹配關系復雜。根據YDC型液動錘工作機理，將液動錘運動周期劃分為7個工作階段，每個工作階段閥芯和沖錘的運動狀態(tài)如表1所示。低壓流體指經節(jié)流嘴節(jié)流后的流體，高壓流體指未經節(jié)流嘴節(jié)流的流體。

表1 閥芯和沖錘各階段運動狀態(tài)表

3.2 閥芯動力學模型

3.2.1 閥芯回程上行階段加速度方程

3.2.2 閥芯沖程下行階段加速度方程

式中d2x/dt2表示閥芯瞬時加速度， m/s2；m閥表示閥芯質量，kg；A閥1表示閥芯上腔有效作用面積，m2；A閥2表示閥芯上端面有效作用面積，m2；A閥3表示閥芯下腔有效作用面積，m2；A閥4表示閥芯下端面有效作用面積，m2。

3.3 沖錘動力學模型

3.3.1 沖錘回程上行階段加速度方程

3.3.2 沖錘沖程下行階段加速度方程

式中d2x/dt2表示沖錘瞬時加速度，m/s2；A錘1表示沖錘上腔有效作用面積，m2；A錘2表示沖錘下腔有效作用面積，m2；A錘3表示沖錘下端面有效作用面積，m2。

根據上述計算得到的閥芯和沖錘瞬時加速度，代入速度方程和位移方程，計算出每一時間步長的末速度和終點位移。

速度方程：

式中dx/dt表示閥芯或沖錘在每一時間步長上的末速度，m/s；v0表示閥芯或沖錘在每一時間步長上的初速度，m/s；a表示加速度，m2/s；Δt表示時間步長，s。

位移方程：

式中x表示閥芯或沖錘在每一時間步長終點的位移，m；x0表示閥芯或沖錘在每一時間步長起點的位移，m。

4 計算機模擬仿真

根據所建立的液動錘動力學模型，利用有限差分原理，基于Matlab軟件平臺，編制了液動錘性能參數的仿真計算程序。液動錘的性能參數主要有單次沖擊功、沖擊頻率和沖擊功率，計算公式如下。

4.1 單次沖擊功

式中E表示單次沖擊功，J；m錘表示沖錘質量，kg；v表示沖錘沖擊鉆頭時的速度，m/s。

4.2 沖擊頻率

式中f表示沖擊頻率，Hz；T表示沖擊錘運動周期，s。

4.3 沖擊功率

式中P功率表示沖擊功率，W。

為驗證液動錘性能仿真計算程序的可靠性，選取一套YDC型液動錘進行臺架試驗，液動錘結構參數：液動錘外徑為245 mm，沖錘質量為90 kg，沖錘上下腔作用面積差為0.007 76 m2，閥芯質量為12 kg。試驗設備主要由試驗臺架、供液系統(tǒng)、測控系統(tǒng)3部分組成，臺架試驗現(xiàn)場如圖4所示。

圖4 YDC型液動錘臺架試驗現(xiàn)場照片

YDC型液動錘性能參數臺架試驗結果和程序計算結果對比如表2所示。由表2可知，實測值與計算值誤差小于5%，結果吻合較好。因此，可以利用該計算程序來研究液動錘的性能參數。

由表2計算結果可以看出，①隨著流量的增加或節(jié)流嘴直徑的減小，節(jié)流壓降增大，液動錘的沖擊頻率、單次沖擊功及沖擊功率都呈增長趨勢；②隨著沖錘質量的增大，沖錘加速度減小，因此沖擊頻率有所下降；但是沖錘質量的增加仍使得單次沖擊功和沖擊功率呈增加趨勢；③隨著沖錘上下腔作用面積差的增大，單次沖擊功、沖擊頻率和沖擊功率均先增大后減小，意味著合理設計沖錘上下腔作用面積差，可使得回程上行阻力與沖程下行推力達到最佳耦合狀態(tài)；④隨著沖錘行程的增大，沖錘沖擊末速度增大，因此單次沖擊功呈增大趨勢；但是沖錘行程增大，導致沖錘運動周期變長，因此沖擊頻率呈下降趨勢；增大的單次沖擊功與減小的沖擊頻率的乘積，使得沖擊功率基本保持不變；⑤隨著閥芯質量的增大，閥芯加速度減小，閥芯運動周期變長因此沖擊頻率下降；在沖錘受力不變的情況下，運動時間越長沖擊末速度越大，因此單次沖擊功增加。

表2 YDC型液動錘性能參數實測值與程序計算值對比表

利用仿真計算程序計算出各參數對液動錘性能的影響規(guī)律如圖5所示。

為了確定各因素變化對液動錘沖擊性能的綜合影響程度以及合理的結構參數組合，借助正交試驗進一步分析多因素變化對沖擊錘性能的影響[25]。擬定了六因素（a排量、b節(jié)流嘴直徑、c沖錘質量、d沖錘上下腔作用面積差、e沖錘行程、f閥芯質量）五水平的正交試驗方案如表3所示，選擇了L25(56)正交表安排了25組試驗進行分析，正交試驗計算結果如表4所示。

為了分析各參數對單次沖擊功和沖擊功率的影響程度，計算了各水平的單次沖擊功極差值和沖擊功率極差值，計算結果如表5、6所示。極差值越大，表明該因素對單次沖擊功和沖擊功率的影響越大。

由正交試驗計算結果可以看出：①單次沖擊功最大可達1 891.8 J，沖擊功率最大可達35.76 kW。單次沖擊功和沖擊功率最優(yōu)時的參數組合是a5b1c5d4e3f2（表3），即排量60 L/s，節(jié)流嘴直徑20 mm，沖錘質量90 kg，沖錘上下腔作用面積差0.007 6 m2，沖錘行程50 mm，閥芯質量 9 kg；②對單次沖擊功影響程度由大到小排序為：排量＞沖錘上下腔作用面積差＞節(jié)流嘴直徑＞沖錘行程＞閥芯質量＞沖錘質量；③對沖擊功率影響程度由大到小排序為：排量＞沖錘上下腔作用面積差＞節(jié)流嘴直徑＞閥芯質量＞沖錘行程＞沖錘質量。

圖5 各參數變化對液動錘沖擊性能的影響規(guī)律圖

表3 正交試驗設計方案表

5 結論

1）通過研究YDC型液動錘的工作機理，將液動錘的工作周期劃分為7個運動階段，分析了運動部件閥芯和沖錘的受力情況，建立了閥芯和沖錘的動力學模型。

2）基于Matlab軟件平臺，編制了YDC型液動錘優(yōu)化設計軟件，計算得到流體參數和結構參數對液動錘沖擊性能的影響規(guī)律。

3）正交試驗得到了沖擊性能最佳的流體參數和

結構參數的組合，并對各參數對沖擊性能綜合影響程度進行排序，其中排量對單次沖擊功和沖擊功率的影響最大。

表4 正交試驗計算結果表

表5 以單次沖擊功為優(yōu)化目標的參數影響程度計算結果表

表6 以沖擊功率為優(yōu)化目標的參數影響程度計算結果表

4）排量對單次沖擊功和沖擊功率的影響程度最大，因此，在現(xiàn)有鉆井泵排量和泵壓條件下，通過改進液動錘的結構來實現(xiàn)大的做功排量，可有效提高液動錘的沖擊性能。

[ 1 ] 汪海閣, 葛云華, 石林. 深井超深井鉆完井技術現(xiàn)狀、挑戰(zhàn)和“十三五”發(fā)展方向[J]. 天然氣工業(yè), 2017, 37(4): 1-8.Wang Haige, Ge Yunhua & Shi Lin. Technologies in deep and ultra-deep well drilling: Present status, challenges and future trend in the 13thFive-Year Plan period (2016-2020)[J]. Natural Gas Industry, 2017, 37(4): 1-8.

[ 2 ] 石林, 汪海閣, 紀國棟. 中石油鉆井工程技術現(xiàn)狀、挑戰(zhàn)及發(fā)展趨勢[J]. 天然氣工業(yè), 2013, 33(10): 1-10.Shi Lin, Wang Haige & Ji Guodong. Current situation, challenges and developing trend of CNPC's oil & gas drilling[J]. Natural Gas Industry, 2013, 33(10): 1-10.

[ 3 ] 汪海閣, 鄭新權. 中石油深井鉆井技術現(xiàn)狀與面臨的挑戰(zhàn)[J].石油鉆采工藝, 2005, 27(2): 4-8.Wang Haige & Zheng Xinquan. Status quo and faced challenges of deep well drilling techniques of PetroChina[J]. Oil Drilling &Production Technology, 2005, 27(2): 4-8.

[ 4 ] 閆光慶, 張金成. 中國石化超深井鉆井技術現(xiàn)狀與發(fā)展建議[J]. 石油鉆探技術, 2013, 41(2): 1-6.Yan Guangqing & Zhang Jincheng. Status and proposal of the Sinopec ultra-deep drilling technology[J]. Petroleum Drilling Techniques, 2013, 41(2): 1-6.

[ 5 ] 劉權萍, 孟英峰, 梁紅, 李旭. 空氣錘在石油鉆井中的應用前景[J]. 天然氣工業(yè), 2006, 26(4): 50-53.Liu Quanping, Meng Yingfeng, Liang Hong & Li Xu. Application prospect of DTH hammer in well drilling[J]. Natural Gas Industry, 2006, 26(4): 50-53.

[ 6 ] 王明華. 新型鉆井提速工具在龍崗氣田軟硬交替地層中的成功應用[J]. 天然氣工業(yè), 2015, 35(7): 80-84.Wang Minghua. Application of novel speedup drilling tools in alternate layers of soft and hard rocks in the Longgang Gas Field,Sichuan Basin[J]. Natural Gas Industry, 2015, 35(7): 80-84.

[ 7 ] 陶興華. 沖擊回轉鉆井技術的現(xiàn)狀及發(fā)展方向[J]. 鉆采工藝,1996, 19(1): 10-12.Tao Xinghua. Current situation and development direction of impact rotary drilling technology[J]. Drilling & Production Technology, 1996, 19(1): 10-12.

[ 8 ] 付加勝, 李根生, 田守嶒, 史懷忠. 液動沖擊鉆井技術發(fā)展與應用現(xiàn)狀[J]. 石油機械, 2014, 42(6): 1-6.Fu Jiasheng, Li Gensheng, Tian Shouceng & Shi Huaizhong.The current development and application of hydraulic percussion drilling technology[J]. China Petroleum Machinery, 2014, 42(6):1-6.

[ 9 ] Johns RP, Witt C & Frederick M. Hammer bits control deviation in crooked hole country[C]//SPE/IADC Drilling Conference, 28 February-3 March 1989, New Orleans, Louisiana, USA. DOI:http://dx.doi.org/10.2118/18659-MS.

[10] Reinsvold CH, Clement J, Oliver M, Witt C & Crockett J. Diamond-enhanced hammer bits reduce cost per foot in the Arkoma and Appalachian basins[C]//SPE/IADC Drilling Conference, 28 February-2 March 1988, Dallas, Texas, USA. DOI: http://dx.doi.org/10.2118/17185-MS.

[11] Pratt CA. Modifications to and experience with air-percussion drilling[J]. SPE Drilling Engineering, 1989, 4(4): 315-320.

[12] 劉忠, 張凱, 陳佳. 液壓鑿巖機的發(fā)展研究現(xiàn)狀分析[J]. 建筑機械, 2013(15): 67-70.Liu Zhong, Zhang Kai & Chen Jia. The development research analysis of hydraulic rock drill[J]. Construction Machinery,2013(15): 67-70.

[13] Whiteley MC & England WP. Air drilling operations improved by percussion bit/hammer tool tandem[C]//SPE/IADC Drilling Conference, 5-8 March 1985, New Orleans, Louisiana, USA. DOI:http://dx.doi.org/10.2118/13429-MS.

[14] 王人杰, 蔣榮慶, 韓軍智. 液動沖擊回轉鉆探[M]. 北京: 地質出版社, 1988.Wang Renjie, Jiang Rongqing & Han Junzhi. Hydraulic impacting rotary drilling technology[M]. Beijing: Geological Publishing House, 1988.

[15] 王克雄, 郭清. SDDC型液動旋沖接頭的設計理論研究[J]. 天然氣工業(yè), 2007, 27(3): 69-71.Wang Kexiong & Guo Qing. Design theory study on SDDC hydraulic rotary percussion sub[J]. Natural Gas Industry, 2007,27(3): 69-71.

[16] 陳勁松, 翟應虎. SYZJ型沖擊動載發(fā)生器的工作原理及其力學分析[J]. 中國石油大學學報(自然科學版), 2001, 25(2):9-12.Chen Jinsong & Zhai Yinghu. Mechanical analysis on working process of SYZJ-type of impulsive-load-generator[J]. Journal of China University of Petroleum (Natural Science Edition), 2001,25(2): 9-12.

[17] 王克雄. 沖擊旋轉鉆井技術在石油鉆井中的應用研究[J]. 石油鉆采工藝, 1999, 21(5): 5-9.Wang Kexiong. Research and application of percussion rotary drilling technology in petroleum drilling[J]. Petroleum drilling &Production Technology, 1999, 21(5): 5-9.

[18] 劉玉民, 祁兆清, 韓玉安, 蔡長風. XC-82型液力旋沖鉆具和配套鉆頭研制及應用[J]. 鉆采工藝, 1999, 22(3): 60-61.Liu Yumin, Qi Zhaoqing, Han Yu'an & Cai Changfeng. Development and application of XC-82 style hydraulic percussion rotary impact drilling tools and matching bits[J]. Drilling & Production Technology, 1999, 22(3): 60-61.

[19] 袁光杰, 陳平, 黃萬志. 石油背壓式液動沖擊器的室內試驗研究[J]. 天然氣工業(yè), 2002, 22(4): 50-52.Yuan Guangjie, Chen Ping & Huang Wanzhi. Experimental research on back-pressured hydraulic impactor[J]. Natural Gas Industry, 2002, 22(4): 50-52.

[20] 李良, 黃建莊. 水力沖擊器的試驗及分析[J]. 鉆采工藝, 1996,19(6): 51-53.Li Liang & Huang Jianzhuang. Experiment and analysis of hydraulic hammer[J]. Drilling & Production Technology, 1996,19(6): 51-53.

[21] 李國民. 雙作用液動沖擊器仿真電算數學模型[J]. 探礦工程,1997, 24(4): 34-36.Li Guomin. Mathematical model for the computerized simulation of the double-acting hydro-hammer[J]. Exploration Engineering,1997, 24(4): 34-36.

[22] 袁光杰, 姚振強, 黃萬志, 陳平. 石油背壓式液動沖擊器動力學模型的建立[J]. 天然氣工業(yè), 2003, 23(4): 44-46.Yuan Guangjie, Yao Zhenqiang, Huang Wanzhi & Chen Ping. Establishing dynamic model of petroleum back-pressure hydraulic impactor[J]. Natural Gas Industry, 2003, 23(4): 44-46.

[23] 李博. 閥式雙作用液動沖擊器的仿真[D]. 北京: 中國地質大學(北京), 2013.Li Bo. Simulation of valve-type double-action hydraulic impactor[D]. Beijing: China University of Geosciences (Beijing), 2013.

[24] 張也影. 流體力學[M]. 2版. 北京: 高等教育出版社, 1999.Zhang Yeying. Fluid mechanics[M]. 2nded. Beijing: Higher Education Press, 1999.

[25] 方開泰, 馬長興. 正交與均勻試驗設計[M]. 北京: 科學出版社, 2001.Fang Kaitai & Ma Changxing. Orthogonal and uniform experimental design[M]. Beijing: Science Press, 2001.