付蒙, 李江紅, 吳亞鋒, 宋叔飚, 趙艾奇, 李文青

1．西北工業(yè)大學(xué)動(dòng)力與能源學(xué)院，陜西西安710072;2．中國船舶工業(yè)系統(tǒng)工程研究院，北京100094; 3．太原學(xué)院市政與環(huán)境工程系，山西太原044300

在鉆井過程中，由于鉆柱深入地下幾千米而且橫截面積小、井底鉆具組合轉(zhuǎn)動(dòng)慣量小、鉆頭和巖石間存在非線性摩擦力，容易引發(fā)鉆柱黏滑振動(dòng)現(xiàn)象[1-2]。鉆柱黏滑振動(dòng)主要表現(xiàn)為：恒定能量從頂驅(qū)輸入至鉆進(jìn)系統(tǒng)，頂驅(qū)轉(zhuǎn)速小幅度波動(dòng)，鉆頭轉(zhuǎn)速“黏滯-滑動(dòng)-黏滯”交替出現(xiàn)。劇烈的鉆柱黏滑振動(dòng)發(fā)生時(shí)，鉆頭轉(zhuǎn)速峰值可以達(dá)到正常轉(zhuǎn)速的3～9倍[3]。鉆柱黏滑振動(dòng)容易導(dǎo)致鉆柱連接器的松動(dòng)，井底鉆具組合各部件連接的松動(dòng)，加快了鉆進(jìn)機(jī)械失效速度。嚴(yán)重的鉆柱黏滑振動(dòng)發(fā)生時(shí)，鉆柱積累的扭矩超過其能承受的極限扭矩，會(huì)導(dǎo)致鉆柱的斷裂。為保證鉆井安全和鉆進(jìn)的效率，許多研究致力于抑制鉆柱的黏滑振動(dòng)。

鉆井深入地下幾千米，難以直接獲取井下鉆進(jìn)系統(tǒng)的狀態(tài)，這就制約著全維狀態(tài)控制器的實(shí)現(xiàn)。文獻(xiàn)[4]通過反饋環(huán)節(jié)來控制鉆柱黏滑振動(dòng)的研究，但是設(shè)計(jì)方案需要測量井下相關(guān)的扭矩和速度，信號的測量、傳輸以及處理過程都不方便，而且井下環(huán)境惡劣，容易損壞傳感器。文獻(xiàn)[5]提出一種主動(dòng)阻尼控制方式，并在此基礎(chǔ)上研發(fā)了軟扭矩控制系統(tǒng)。文獻(xiàn)[6]基于鉆柱分布式空間模型，提出一種比例積分控制器。但是此2種方案只有一個(gè)狀態(tài)反饋量，致使其控制效果受到限制。文獻(xiàn)[7]提出一種多維狀態(tài)反饋控制器，文獻(xiàn)[8]提出H∞控制器，文獻(xiàn)[9]提出滑?？刂破鱽硪种沏@柱的黏滑振動(dòng)，但是這些方案仍然需要獲取所有的狀態(tài)反饋量。為了獲取井下狀態(tài)量，文獻(xiàn)[10]設(shè)計(jì)一種卡爾曼估計(jì)器，并通過LQR控制器抑制黏滑振動(dòng)。但這些控制器僅僅局限于仿真驗(yàn)證，并沒有應(yīng)用于鉆井現(xiàn)場。文獻(xiàn)[2,10]分別設(shè)計(jì)觀測器，估計(jì)鉆柱扭矩或鉆頭轉(zhuǎn)速。但是這些觀測器設(shè)計(jì)都忽視非線性摩擦力，致使?fàn)顟B(tài)的估計(jì)不精確。目前，國內(nèi)仍然缺乏對鉆柱黏滑振動(dòng)主動(dòng)控制方法的研究。

文獻(xiàn)[1]指出，鉆柱黏滑振動(dòng)是由鉆頭和巖石間的摩擦力引發(fā)的非線性自激振動(dòng)。對鉆頭和巖石間的非線性摩擦力的精確描述仍然是一個(gè)世界性難題。在發(fā)表的諸多鉆柱黏滑振動(dòng)控制文獻(xiàn)中，該非線性摩擦扭矩主要由Stribeck摩擦模型或者Karnopp摩擦模型來模擬，并且設(shè)定最大靜摩擦扭矩和滑動(dòng)摩擦扭矩為恒定值。但是在實(shí)際鉆井過程中，巖層的變化會(huì)引起非線性摩擦力的變化。如果鉆進(jìn)系統(tǒng)的非線性摩擦力改變，驅(qū)動(dòng)扭矩不足以克服非線性摩擦力，提出的一些控制方案可能失效。

針對上述不足，將反饋控制和前饋控制結(jié)合的全維狀態(tài)控制器應(yīng)用于抑制鉆柱黏滑振動(dòng)現(xiàn)象。該控制方案的創(chuàng)新在于：①僅僅測量頂驅(qū)轉(zhuǎn)速和頂驅(qū)扭矩，即可完成全維狀態(tài)控制器的設(shè)計(jì)；②設(shè)計(jì)了一種狀態(tài)觀測器，不僅可以估計(jì)所有的井下狀態(tài)量，還可以估計(jì)非線性摩擦力；③針對變化的非線性摩擦力，提出一種參考值優(yōu)化算法，一方面可以對狀態(tài)參考值進(jìn)行二次優(yōu)化，另一方面計(jì)算最佳前饋控制量-驅(qū)動(dòng)扭矩；④將設(shè)計(jì)的控制器應(yīng)用于鉆井現(xiàn)場并有效地抑制了鉆柱黏滑振動(dòng)。

文章建立了井下鉆進(jìn)系統(tǒng)的雙自由度模型，系統(tǒng)闡述了控制方案、狀態(tài)觀測器和參考值優(yōu)化算法的設(shè)計(jì)方法，在MATLAB中完成了對閉環(huán)控制系統(tǒng)的仿真驗(yàn)證，并最終應(yīng)用于實(shí)際鉆進(jìn)。

1 鉆進(jìn)系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)模型

文獻(xiàn)[8]通過模態(tài)分析，指出鉆進(jìn)系統(tǒng)雙自由度集中參數(shù)模型的幅頻特性和相頻特性與有限元模型相近。文章以鉆進(jìn)系統(tǒng)雙自由度集中參數(shù)模型為對象，研究了抑制鉆柱黏滑振動(dòng)的控制方案，如圖1所示。

圖1 井下鉆進(jìn)系統(tǒng)雙自由度模型

基于雙自由度集中參數(shù)模型及文獻(xiàn)[3]對鉆進(jìn)系統(tǒng)的假設(shè)，用彈簧-轉(zhuǎn)動(dòng)慣量簡化鉆進(jìn)系統(tǒng)。系統(tǒng)的運(yùn)動(dòng)方程：

(1)

式中,J1為頂驅(qū)轉(zhuǎn)動(dòng)慣量,J2為井底鉆具組合轉(zhuǎn)動(dòng)慣量,c1為頂驅(qū)阻尼系數(shù),c2為井底鉆具組合阻尼系數(shù),c為鉆柱阻尼系數(shù),k為鉆柱剛度系數(shù),φ1為頂驅(qū)角位移,φ2為井底鉆具組合角位移(鉆頭角位移),Tm為頂驅(qū)扭矩作為系統(tǒng)的輸入,Tf為非線性摩擦扭矩作為系統(tǒng)的擾動(dòng),ω2為井底鉆具組合轉(zhuǎn)速(鉆頭轉(zhuǎn)速)。

為準(zhǔn)確描述鉆頭轉(zhuǎn)速在黏滯區(qū)間的連續(xù)性,利用Karnopp摩擦模型模擬鉆具受到的摩擦扭矩Tf。非線性摩擦扭矩的表達(dá)式:

Tf(ω2)=

(2)

式中,m為鉆柱耦合扭矩,Ma為最大靜摩擦扭矩,M0為滑動(dòng)摩擦扭矩,Δω為零速區(qū)間閾值,ξ∈[0,1]為經(jīng)驗(yàn)常數(shù)并且定義了摩擦扭矩的下降率[3]。

y=Cx

(3)

u=Tm為系統(tǒng)輸入,A為狀態(tài)矩陣,B為系統(tǒng)輸入矩陣(向量),C為系統(tǒng)輸出矩陣(向量),D為擾動(dòng)輸入矩陣(向量),y=Cx為可測量的輸出變量。對于實(shí)際鉆進(jìn)系統(tǒng)而言,只有頂驅(qū)轉(zhuǎn)速x1可以測量,其他狀態(tài)均不可直接獲取。

2 控制方案設(shè)計(jì)

圖2 控制方案結(jié)構(gòu)圖

2.1 狀態(tài)觀測器

系統(tǒng)(3)中,狀態(tài)變量x2和x3以及非線性擾動(dòng)變量Tf不可直接獲取,只有系統(tǒng)輸入u和狀態(tài)變量x1(輸出變量)可測?，F(xiàn)有鉆進(jìn)系統(tǒng)觀測器設(shè)計(jì)只以估計(jì)鉆頭轉(zhuǎn)速為目的,不涉及摩擦力估計(jì)。這必然反向制約觀測器的估計(jì)效果。基于Luenberger干擾觀測器的設(shè)計(jì)方法,以階躍擾動(dòng)輸入作為非線性摩擦扭矩的線性估計(jì),選擇合適的增益,獲取狀態(tài)觀測器的動(dòng)力學(xué)方程:

(4)

狀態(tài)觀測器(4)的特征多項(xiàng)式可以表示為

(5)

式中,T為時(shí)間常數(shù),Di(i=2,3,4)為參數(shù)特征比。最優(yōu)阻尼原理指出,當(dāng)特征比Di=0.5時(shí),系統(tǒng)階躍響應(yīng)超調(diào)大約為6%,調(diào)整時(shí)間大約為1.8T[11]。最優(yōu)阻尼原理是一種基于閉環(huán)特征多項(xiàng)式的解析設(shè)計(jì)方法,一方面可以保證系統(tǒng)有比較好的動(dòng)態(tài)特性,另一方面可以使觀測器的阻尼最佳。

2.2 參考值優(yōu)化算法

鉆頭和巖石間的摩擦力是變化的,并且難以直接測量。如果頂驅(qū)的電機(jī)不能提供足夠的驅(qū)動(dòng)扭矩克服比較大的非線性摩擦扭矩,提出的一些控制方案可能會(huì)失效。為解決這一問題,本文提出基于參考值優(yōu)化的控制方案?？梢愿鶕?jù)當(dāng)前的非線性摩擦力矩Tf和輸入?yún)⒖贾郸豶ef,實(shí)時(shí)優(yōu)化設(shè)定各個(gè)狀態(tài)的參考值xref,計(jì)算驅(qū)動(dòng)扭矩的參考值Tem,使閉環(huán)控制系統(tǒng)處于最佳工作狀態(tài)。

理想狀態(tài)下,沒有發(fā)生黏滑振動(dòng)(或黏滑振動(dòng)被抑制)時(shí),系統(tǒng)(3)可以被表示為

0=Ax+BTm+DTf

x1=Cx

(6)

根據(jù)理想狀態(tài)(6),可設(shè)計(jì)優(yōu)化算法

(7)

(8)

公式(8)恒成立,設(shè)計(jì)的參考值優(yōu)化算法具備可行性。

由鉆井參數(shù)和公式(7)可計(jì)算各個(gè)狀態(tài)的參考值xref和前饋控制指令Tem

(9)

由公式(9)可知,被優(yōu)化的狀態(tài)參考值x1,ref=x3,ref=ωref。

2.3 全維狀態(tài)控制器

由于狀態(tài)觀測器(4)可以估計(jì)所有的系統(tǒng)狀態(tài)x,參考值優(yōu)化算法(7)可以獲取各個(gè)狀態(tài)的參考值xref,全維狀態(tài)反饋控制器得以實(shí)現(xiàn)。為增強(qiáng)閉環(huán)系統(tǒng)抗干擾能力,參考值優(yōu)化算法(7)同時(shí)設(shè)定驅(qū)動(dòng)扭矩Tem。基于狀態(tài)觀測器(4)和參考值優(yōu)化算法(7),設(shè)計(jì)了狀態(tài)反饋和扭矩前饋相結(jié)合的全維狀態(tài)控制器,其控制律

(10)

全維狀態(tài)控制器(10)的扭矩前饋控制可以增強(qiáng)閉環(huán)控制系統(tǒng)抗外部干擾能力。全維狀態(tài)控制器(10)的狀態(tài)負(fù)反饋控制可以改變系統(tǒng)(3)的極點(diǎn)位置,增強(qiáng)閉環(huán)控制系統(tǒng)的動(dòng)態(tài)響應(yīng)。根據(jù)極點(diǎn)配置定理[12],若系統(tǒng)(3)完全可控,則配置閉環(huán)極點(diǎn)一定可使閉環(huán)控制系統(tǒng)穩(wěn)定。

構(gòu)造能控性判別矩陣

Q=B|AB|A2B

(11)

該矩陣的行列式

(12)

實(shí)際系統(tǒng)中CC2≤kJ2,則能控性判別矩陣的秩:

rank(Q)=3

(13)

可知系統(tǒng)(3)完全可控。因此,配置閉環(huán)極點(diǎn)一定可使閉環(huán)控制系統(tǒng)穩(wěn)定于平衡狀態(tài)

(14)

3 仿真分析

利用MATLAB,完成了對鉆進(jìn)系統(tǒng)雙自由度集中參數(shù)模型(1)(或者(3))和狀態(tài)觀測器(4)的仿真,介紹了參考值優(yōu)化算法(7)的功能,分析了全維狀態(tài)控制器(10)的動(dòng)態(tài)性能和克服摩擦力的性能。鉆柱模型力學(xué)參數(shù)主要來源于文獻(xiàn)[5,8]。

表1 鉆柱模型力學(xué)參數(shù)

3.1 狀態(tài)觀測器性能分析

根據(jù)最優(yōu)阻尼原理計(jì)算,參數(shù)特征比Di=0.5(i=2,3,4),時(shí)間常數(shù)T=0.3 s,狀態(tài)觀測器的增益Ko=[25.74,-113.22,8 364.14,-12 906 606]。為產(chǎn)生黏滑振動(dòng),仿真中系統(tǒng)輸入設(shè)定為Tm=12 000 Nm。

鉆柱黏滑振動(dòng)發(fā)生時(shí),雙自由度集中參數(shù)模型(1)與狀態(tài)觀測器(4)的仿真結(jié)果如圖3～圖5所示。圖3為鉆頭轉(zhuǎn)速ω2的仿真值和估計(jì)值。從圖3中可以看到明顯的鉆柱黏滑振動(dòng)現(xiàn)象,鉆頭“黏滯-滑動(dòng)-黏滯”周期性地交替。因此,雙自由度集中參數(shù)模型(1)可以應(yīng)用于鉆柱黏滑振動(dòng)機(jī)理的研究及黏滑振動(dòng)控制方法的研究。

圖4為頂驅(qū)與鉆頭角間位移差φ1-φ2的仿真值和估計(jì)值。角位移差的大小代表了鉆柱儲(chǔ)存能量的大小,是一個(gè)重要的參數(shù),但是現(xiàn)有的其他研究中并不重視控制角位移差的大小。由圖3與圖4仿真結(jié)果可知,設(shè)計(jì)的狀態(tài)觀測器(4)可以比較準(zhǔn)確地估計(jì)井下鉆進(jìn)系統(tǒng)的狀態(tài)。因此,狀態(tài)觀測器(4)可以應(yīng)用于診斷鉆柱黏滑振動(dòng)是否發(fā)生。

圖5為非線性摩擦扭矩Tf的仿真值和估計(jì)值。圖5表明,狀態(tài)觀測器(4)還可以比較準(zhǔn)確地估計(jì)非線性摩擦扭矩Tf?，F(xiàn)有的研究還有沒涉及對非線性摩擦扭矩的估計(jì)。非線性摩擦扭矩估計(jì)值Tf為參考值優(yōu)化算法提供輸入。

圖3 鉆頭轉(zhuǎn)速的仿真值x3與估計(jì)值 圖4 角位移差的仿真值x2與估計(jì)值 圖5 非線性摩擦扭矩的仿真值Tf與估計(jì)值

3.2 參考值優(yōu)化算法功能分析

由公式(9)可知,狀態(tài)參考值xref中,頂驅(qū)轉(zhuǎn)速參考值x1,ref和鉆頭轉(zhuǎn)速參考值x3,ref恒等于系統(tǒng)輸入?yún)⒖贾郸豶ef。圖6與圖7分別表示,在鉆柱黏滑振動(dòng)被抑制時(shí),不同鉆壓下(WOB分別為100 kN,140 kN,180 kN),由參考值優(yōu)化算法(7)獲得的角位移差參考值x2,ref和前饋驅(qū)動(dòng)扭矩的參考值Tem。由圖6與圖7可知,當(dāng)鉆頭與巖石間的摩擦力(WOB)增大時(shí),所需的驅(qū)動(dòng)扭矩也會(huì)增加,并且頂驅(qū)與鉆頭間的角位移差也會(huì)增加。這意味著,外部擾動(dòng)增大時(shí),頂驅(qū)的有功功率增加,鉆柱存儲(chǔ)的能量增加。仿真結(jié)果表明,參考值優(yōu)化算法(7)可以根據(jù)當(dāng)前摩擦扭矩的大小,實(shí)時(shí)計(jì)算系統(tǒng)所需的驅(qū)動(dòng)扭矩和系統(tǒng)狀態(tài)的參考值。

圖6 不同鉆壓下角位移差參考值x2,ref

圖7 不同鉆壓下驅(qū)動(dòng)扭矩的參考值Tem

3.3 全維狀態(tài)控制器性能分析

狀態(tài)觀測器(4)可以估計(jì)所有的鉆進(jìn)系統(tǒng)變量,參考值優(yōu)化算法(7)可以獲取各個(gè)狀態(tài)的參考值和驅(qū)動(dòng)扭矩?；?4)和(7),設(shè)計(jì)全維狀態(tài)控制器(10),并完成控制系統(tǒng)的仿真。根據(jù)最優(yōu)阻尼原理,時(shí)間常數(shù)T=1.2 s,控制器(10)的增益[20 356,45 102,99 928,262 165]。為分析控制器(10)性能,本文引入鉆井現(xiàn)場抑制鉆柱黏滑振動(dòng)常用的PI控制器進(jìn)行對比。由于受到未知狀態(tài)變量的限制,PI控制器只有一項(xiàng)反饋回路,其控制律

(15)

文獻(xiàn)[2,13]也對PI控制器抑制鉆柱黏滑振動(dòng)的控制性能展開討論。在仿真中,根據(jù)最優(yōu)阻尼原理,PI控制器(15)的增益為[Kp=1 821,KI=1 322]。PI控制器(15)的輸入?yún)⒖贾蹬c控制器(10)的控制輸入?yún)⒖枷嗤?為頂驅(qū)轉(zhuǎn)速ωref=8.9 rad/s。

在不同的鉆壓下(WOB分別為100 kN,140 kN,180 kN),2種控制器控制效果的仿真結(jié)果(鉆頭轉(zhuǎn)速響應(yīng))如圖8～圖10所示。仿真結(jié)果表明,在摩擦力比較小的情況下,PI控制器(15)與全維狀態(tài)控制器(10)均可以抑制鉆柱黏滑振動(dòng)。與PI控制器(15)相比,全維狀態(tài)控制器(10)的調(diào)節(jié)時(shí)間更短,超調(diào)更小,動(dòng)態(tài)性能更加優(yōu)越。當(dāng)鉆壓(WOB)增加時(shí),PI控制器所組成的閉環(huán)系統(tǒng)振動(dòng)會(huì)更加強(qiáng)烈。并且當(dāng)鉆壓增加到180kN時(shí),PI控制器無法完成對鉆柱黏滑振動(dòng)的抑制,鉆柱黏滑振動(dòng)重新被激勵(lì)。但是,即使鉆壓增加到180kN,提出的全維狀態(tài)控制器(10)依然有效地抑制鉆柱的黏滑振動(dòng)。

圖8 鉆壓100 kN時(shí)2種控制 圖9 鉆壓140 kN時(shí)2種控制 圖10 鉆壓180 kN時(shí)2種控制 方案的控制曲線 方案的控制曲線 方案的控制曲線

4 井場實(shí)驗(yàn)

為了驗(yàn)證設(shè)計(jì)的控制方案對鉆柱黏滑振動(dòng)的抑制效果及其實(shí)用性,進(jìn)行了井場實(shí)驗(yàn)。為防止控制器輸出異常,對頂驅(qū)扭矩做限幅處理。

實(shí)際系統(tǒng)中,系統(tǒng)輸入?yún)⒖贾郸豶ef由操作員通過司鉆箱設(shè)定(或者在電控房的變頻器面板設(shè)定)。系統(tǒng)輸入?yún)⒖贾荡蟾纽豶ef=95 r·min-1(實(shí)際系統(tǒng)中的鉆柱側(cè)數(shù)據(jù)),鉆井壓力WOB約100 kN,實(shí)時(shí)鉆井深度約為3 000 m。所使用鉆桿的內(nèi)徑為85 mm,外徑為107 mm。頂驅(qū)轉(zhuǎn)動(dòng)慣量(轉(zhuǎn)換到鉆柱一側(cè))J1=1 473 kg·m2,鉆柱的剛度系數(shù)約為k=205 Nm/rad,鉆柱阻尼系數(shù)約為c=18.5 Nms/rad,井底鉆具組合轉(zhuǎn)動(dòng)慣量約為J2=203 kg·m2。假定頂驅(qū)阻尼系數(shù)和井底鉆具組合阻尼系數(shù)為零。這樣會(huì)增加控制難度,但是如果在無阻尼條件下黏滑振動(dòng)被有效抑制,則設(shè)計(jì)的控制器有更強(qiáng)的魯棒性。

監(jiān)測到的頂驅(qū)扭矩實(shí)際值如圖11所示,監(jiān)測到的頂驅(qū)轉(zhuǎn)速實(shí)際值和通過狀態(tài)觀測器估計(jì)的鉆頭轉(zhuǎn)速如圖12所示。實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)表明,在開啟控制器之前,頂驅(qū)轉(zhuǎn)速小幅度振動(dòng),約為95 r/min;頂驅(qū)扭矩發(fā)生劇烈波動(dòng),波動(dòng)范圍6 000～22 000 Nm;鉆頭轉(zhuǎn)速出現(xiàn)零值,即發(fā)生鉆柱黏滑振動(dòng)。開啟控制器后,經(jīng)過調(diào)節(jié)之后,頂驅(qū)扭矩的振動(dòng)被有效抑制,鉆頭轉(zhuǎn)速的振動(dòng)被有效抑制,并且鉆頭轉(zhuǎn)速逐漸趨近于頂驅(qū)轉(zhuǎn)速,圍繞系統(tǒng)輸入?yún)⒖贾敌》日駝?dòng)。實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明,鉆柱黏滑振動(dòng)得到有效抑制。

由現(xiàn)場實(shí)驗(yàn)可知,所設(shè)計(jì)的控制方案可以應(yīng)用于抑制鉆井現(xiàn)場產(chǎn)生的鉆柱黏滑振動(dòng)。

圖11 監(jiān)測到的頂驅(qū)扭矩實(shí)際值

圖12 鉆頭轉(zhuǎn)速估計(jì)值與監(jiān)測到的頂驅(qū)轉(zhuǎn)速實(shí)際值

5 結(jié) 論

文章構(gòu)建了鉆進(jìn)系統(tǒng)雙自由度集中參數(shù)模型,實(shí)現(xiàn)了對鉆柱黏滑振動(dòng)變化規(guī)律的特性仿真?；谔岢龅臓顟B(tài)觀測器和參考值優(yōu)化算法,設(shè)計(jì)了一種狀態(tài)反饋和扭矩前饋相結(jié)合的控制器。仿真結(jié)果表明:

1) 提出的狀態(tài)觀測器不僅可以比較準(zhǔn)確地估計(jì)井下鉆進(jìn)系統(tǒng)的狀態(tài),而且可以估計(jì)鉆頭和巖石間的非線性摩擦扭矩,診斷鉆柱黏滑振動(dòng)的發(fā)生;

2) 根據(jù)估計(jì)的摩擦扭矩和頂驅(qū)目標(biāo)轉(zhuǎn)速,參考值優(yōu)化算法可以實(shí)時(shí)計(jì)算系統(tǒng)所需的驅(qū)動(dòng)扭矩和系統(tǒng)狀態(tài)的參考值;

3) 與PI控制器相比,設(shè)計(jì)的全維狀態(tài)控制器有效地抑制鉆柱的黏滑振動(dòng)并且擁有更好的動(dòng)態(tài)特性和克服非線性摩擦的能力。

將設(shè)計(jì)的控制器應(yīng)用于實(shí)際鉆進(jìn)系統(tǒng)并有效地抑制了鉆井現(xiàn)場產(chǎn)生的鉆柱黏滑振動(dòng)。