祝效華， 李明月， 戴黎明

(1. 西南石油大學(xué) 機(jī)電工程學(xué)院, 成都 610500； 2. 里賈納大學(xué)，加拿大 里賈納)

全球油氣勘探開(kāi)發(fā)由淺層向深層、超深層的轉(zhuǎn)變使得深井超深井鉆完井技術(shù)出現(xiàn)了新的難題和挑戰(zhàn)[1]，深部小井眼存在的環(huán)空間隙小、固井質(zhì)量低等問(wèn)題嚴(yán)重制約著深層油氣資源的開(kāi)采。隨鉆擴(kuò)眼(Reaming While Drilling，RWD)技術(shù)采用將擴(kuò)眼器連接到常規(guī)井下鉆具組合(Bottom Hole Assembly，BHA)中的方式，實(shí)現(xiàn)了鉆擴(kuò)同步，為有效解決上述問(wèn)題提供了技術(shù)支撐。然而隨鉆擴(kuò)眼時(shí)發(fā)現(xiàn)，擴(kuò)眼器的劇烈振動(dòng)導(dǎo)致擴(kuò)眼器過(guò)早失效、鉆井成本增加，嚴(yán)重阻礙了該技術(shù)的推廣應(yīng)用，國(guó)內(nèi)外學(xué)者為了認(rèn)清并解決這一難題做了大量研究。Morel等[2]和蘇偉等[3]在實(shí)驗(yàn)和現(xiàn)場(chǎng)作業(yè)中發(fā)現(xiàn)：橫向振動(dòng)是引起擴(kuò)眼器失效的主要原因之一。Meyer-Heye等[4]通過(guò)數(shù)值計(jì)算發(fā)現(xiàn)，擴(kuò)眼器偏離井眼中心后產(chǎn)生的側(cè)向力易引發(fā)鉆柱渦動(dòng)。李子豐等[5]認(rèn)為鉆頭間歇破巖所產(chǎn)生的軸向交變力和位移，以及鉆柱繞井眼中心的渦動(dòng)是橫向振動(dòng)發(fā)生的誘因。Heisig等[6]和祝效華等[7]通過(guò)現(xiàn)場(chǎng)實(shí)驗(yàn)和數(shù)值計(jì)算，發(fā)現(xiàn)在鉆柱中連接合適的扶正器能夠有效降低擴(kuò)眼器的橫向振動(dòng)。Barton等[8]和Ma等[9]認(rèn)為鉆頭與擴(kuò)眼器之間的鉆壓分配能夠顯著影響擴(kuò)眼器的穩(wěn)定性。Bailey等[10]指出合理的BHA結(jié)構(gòu)能夠有效降低橫振，提高鉆井速度。張強(qiáng)等[11]對(duì)不同隨鉆擴(kuò)眼鉆具組合進(jìn)行了數(shù)值模擬，發(fā)現(xiàn)增加承壓鉆桿長(zhǎng)度可減小下部鉆具的振動(dòng)。Vila等[12]發(fā)現(xiàn)，隨鉆擴(kuò)眼鉆遇軟硬夾層時(shí)容易引發(fā)井下鉆具的劇烈振動(dòng)，通過(guò)調(diào)整鉆井參數(shù)可減小有害振動(dòng)。劉剛等[13]提出了一種鉆頭鉆進(jìn)不同介質(zhì)時(shí)的振動(dòng)信號(hào)特征識(shí)別方法，為巖性在線識(shí)別提供技術(shù)支撐。Zhu等[14]和任福深等[15]通過(guò)數(shù)值分析和實(shí)驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，轉(zhuǎn)速對(duì)鉆柱的振動(dòng)特性具有顯著影響。

上述研究較為全面地分析了影響隨鉆擴(kuò)眼鉆具振動(dòng)特性的因素，針對(duì)橫向振動(dòng)引起的擴(kuò)眼器過(guò)早失效、鉆進(jìn)速度緩慢等問(wèn)題，以彈塑性力學(xué)和巖石力學(xué)為基礎(chǔ)，采用Drucker -Prager準(zhǔn)則作為巖石的屈服準(zhǔn)則，以領(lǐng)眼鉆頭和擴(kuò)眼器(領(lǐng)擴(kuò)眼鉆具)間的鉆鋌數(shù)量作為影響因素，建立了鉆具-巖石互作用非線性動(dòng)力學(xué)有限元模型，對(duì)比驗(yàn)證了數(shù)值計(jì)算模型的可靠性；為直觀表達(dá)擴(kuò)眼器與中和點(diǎn)的位置關(guān)系，繪制了軸向力沿井底鉆柱的分布圖，并從中提取領(lǐng)擴(kuò)眼鉆具的鉆壓比，研究了鉆壓比對(duì)領(lǐng)擴(kuò)眼鉆具橫向振動(dòng)和機(jī)械鉆速的影響規(guī)律。本文的研究對(duì)隨鉆擴(kuò)眼鉆具組合設(shè)計(jì)，擴(kuò)眼器壽命的提高，井下事故的減少具有重要參考意義。

1 建立數(shù)值模型

1.1 鉆具-巖石互作用數(shù)學(xué)模型

領(lǐng)擴(kuò)眼鉆具破巖過(guò)程的非線性表現(xiàn)為：短時(shí)間內(nèi)結(jié)構(gòu)的大位移與大轉(zhuǎn)動(dòng)所引起的幾何非線性；巖石單元因發(fā)生大應(yīng)變直至破壞失效表現(xiàn)的材料非線性；由切削齒轉(zhuǎn)動(dòng)與巖石單元變形、失效和移除產(chǎn)生的接觸動(dòng)態(tài)變化所引起的接觸非線性。采用有限元法設(shè)接觸系統(tǒng)在時(shí)刻t占據(jù)空間域?yàn)棣?，作用在接觸系統(tǒng)內(nèi)的體積力、邊界力及柯西內(nèi)應(yīng)力分別為b、q、qc、σ，則接觸問(wèn)題可歸結(jié)為：

(1)

式中：Γf為給定邊界力的邊界；Γc為接觸邊界；δu為虛位移；δe為虛應(yīng)變；ρ為密度；a為加速度。

將域Ω用有限單元離散并引入虛位移場(chǎng)，得：

(2)

1.2 巖石本構(gòu)關(guān)系及失效判據(jù)

模型中的巖石采用Drucker-Prager屈服準(zhǔn)則，該準(zhǔn)則是Mohr-Coulomb準(zhǔn)則和Mises準(zhǔn)則的擴(kuò)展與推廣，考慮了中間主應(yīng)力的影響和靜水壓力的作用[17]：

(3)

式中：I1為應(yīng)力張量第一不變量，J2為應(yīng)力偏量第二不變量，α和K為材料參數(shù)。其中：

(4)

式中：σ1、σ2、σ3為主應(yīng)力，φ為巖石內(nèi)摩擦角，c為黏結(jié)力。

在鉆進(jìn)過(guò)程中，當(dāng)巖石塑性應(yīng)變達(dá)到某一值時(shí)，巖石開(kāi)始被破壞，進(jìn)而從巖石主體中剝落，巖石被破碎失效的塑性應(yīng)變判據(jù)為[18]：

(5)

1.3 數(shù)值仿真模型的建立

由于研究的重點(diǎn)是擴(kuò)眼器的鉆進(jìn)效果與領(lǐng)擴(kuò)眼鉆具之間鉆鋌數(shù)量的關(guān)系，為提高計(jì)算效率，略去次要因素，對(duì)模型做出如下假設(shè)[7]：初始狀態(tài)下，井眼軸線與領(lǐng)擴(kuò)眼鉆具及鉆柱軸線重合；鉆柱為三維彈性梁；因?yàn)殂@頭和擴(kuò)眼器的硬度遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于巖石，所以令鉆頭和擴(kuò)眼器為剛體，巖石設(shè)為符合Drucker-Prager屈服準(zhǔn)則的彈塑性體；巖石單元失效后立即消失，忽略其失效對(duì)后續(xù)鉆進(jìn)的影響。通過(guò)有限元軟件ABAQUS建立的隨鉆擴(kuò)眼系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)有限元模型，如圖1所示。

領(lǐng)眼鉆頭直徑為φ216 mm，擴(kuò)眼器的工作直徑為φ249 mm。由圣維南定理可知，一般應(yīng)力集中效應(yīng)的影響半徑為井眼半徑的3倍～5倍[19]，因此模型采用400 mm×400 mm×300 mm3的方形巖石，考慮到地層內(nèi)部作用，圍壓取30 MPa，巖石的物理參數(shù)如表1所示。鉆柱的密度為7 850 kg/m3，彈性模量為2.1×105MPa，泊松比取0.3。鉆柱之間用梁?jiǎn)卧B接。

表1 巖石物理參數(shù)

在設(shè)置系統(tǒng)的上端邊界時(shí)，考慮到井口鉆柱受到來(lái)自轉(zhuǎn)盤(pán)的橫向約束和扭矩傳遞，以及大鉤對(duì)其的懸吊，因此令井口鉆柱節(jié)點(diǎn)的橫向位移為0，恒轉(zhuǎn)速為100 r/min，上提力取整個(gè)鉆柱的重力與6 t鉆壓的差值。為真實(shí)模擬井下?tīng)顩r，系統(tǒng)的下端邊界直接采用領(lǐng)擴(kuò)眼鉆具與巖石及井壁的互作用，約束巖石和井壁的全部自由度，鉆柱與井壁之間的摩擦因數(shù)為0.3。

網(wǎng)格劃分時(shí)，擴(kuò)眼器、鉆頭和井壁采用四節(jié)點(diǎn)三維雙線性剛性四邊形單元；鉆柱離散成兩結(jié)點(diǎn)空間線性梁?jiǎn)卧?；巖石為八結(jié)點(diǎn)線性六面體單元并減縮積分。

為對(duì)比分析擴(kuò)眼器的有無(wú)對(duì)井下鉆具組合鉆進(jìn)效果的影響，參照文獻(xiàn)[20]建立了無(wú)擴(kuò)眼器的常規(guī)鉆具組合0；在建立領(lǐng)擴(kuò)眼鉆具間鉆鋌數(shù)量不同的隨鉆擴(kuò)眼鉆具組合時(shí)，考慮到擴(kuò)眼器與鉆柱中和點(diǎn)的位置關(guān)系具有一定的研究?jī)r(jià)值，所以將擴(kuò)眼器剛好位于中和點(diǎn)上方的鉆具組合作為領(lǐng)擴(kuò)眼間距最大的情況，以領(lǐng)擴(kuò)眼鉆具間無(wú)鉆鋌作為領(lǐng)擴(kuò)眼間距最小的情況，本文建立的鉆具組合如表2所示。

表2 鉆具組合結(jié)構(gòu)

2 數(shù)值模型的驗(yàn)證

為確保計(jì)算結(jié)果的可靠性，將仿真結(jié)果與實(shí)鉆結(jié)果進(jìn)行對(duì)比。學(xué)者M(jìn)eyer-Heye等通過(guò)實(shí)鉆和仿真測(cè)得的鉆頭和擴(kuò)眼器的彎矩如圖2(a)、(b)所示，其中M1和M2分別為繞井眼徑向的兩個(gè)正交軸的彎矩，發(fā)現(xiàn)該值的大小與鉆頭和擴(kuò)眼器的橫向振動(dòng)呈正相關(guān)。圖2(a)、(b)中，實(shí)鉆時(shí)M1、M2方向的鉆頭彎矩/擴(kuò)眼彎矩分別為0.45和 0.57，說(shuō)明擴(kuò)眼振動(dòng)明顯大于鉆頭振動(dòng)，在切削振動(dòng)和井壁水化等復(fù)合因素下，實(shí)鉆生成的不規(guī)則井眼導(dǎo)致彎矩明顯偏離井眼中心。本文組合3中領(lǐng)眼鉆頭與擴(kuò)眼器的間距與該實(shí)鉆鉆具較為接近，其彎矩仿真數(shù)據(jù)如圖2(c)所示，M1、M2方向上的鉆頭彎矩/擴(kuò)眼器彎矩分別為0.53和0.55，相對(duì)誤差分別為17%和3%，這是因?yàn)閿?shù)值模型主要考慮鉆具與巖石互作用時(shí)的切削振動(dòng)，圓柱形井壁將鉆具的徑向行為約束在井眼中心附近，所以?xún)煞较虻膹澗乇戎递^為接近，誤差在可接受范圍內(nèi)，本文建立的模型是可靠的。

(a) 鉆頭彎矩

(b) 擴(kuò)眼器彎矩

(c) 本文仿真彎矩

圖2 領(lǐng)擴(kuò)眼鉆具的彎矩

Fig.2 The bending moment of bit and reamer

3 結(jié)果與討論

3.1 領(lǐng)擴(kuò)眼鉆具的鉆壓分配

圖3為鉆進(jìn)時(shí)軸向力沿鉆柱的分布情況，橫坐標(biāo)表示鉆柱距井底的距離。由于底部鉆柱的橫向振動(dòng)在向上傳播的過(guò)程中逐漸被摩擦阻尼和鉆井液的阻尼消耗，在井口很難被觀察到，因此只對(duì)距井底0～70 m的鉆柱進(jìn)行分析。由圖可知，鉆柱在重力、上提力等合力的作用下，處于下部受壓，上部受拉的狀態(tài)，其中鉆頭位于鉆柱下部端點(diǎn)，該處軸向力即為鉆頭鉆壓；而位于鉆柱中的擴(kuò)眼器在與巖石互作用時(shí)消耗了部分軸向力，其上下軸向力之差即為擴(kuò)眼鉆壓。由圖3(a)可知，常規(guī)鉆具組合0的軸向壓力最大值位于鉆柱底端，并且隨著距井底距離的增加而逐漸減??；而擴(kuò)眼鉆具組合的軸向力均在擴(kuò)眼器下端出現(xiàn)壓力驟減的現(xiàn)象，如圖3(b)～(g)所示。

(a) 組合0

(b) 組合1

(c) 組合2

(d) 組合3

(e) 組合4

(f) 組合5

(g) 組合6

圖4對(duì)比了七組鉆具組合的鉆頭與擴(kuò)眼器的鉆壓。相對(duì)于常規(guī)鉆具組合0，組合1的鉆頭鉆壓降低了67%，約3 t鉆壓轉(zhuǎn)移至擴(kuò)眼器。隨著領(lǐng)擴(kuò)眼鉆具間鉆鋌數(shù)量的增加，鉆頭鉆壓近似呈線性增大，擴(kuò)眼鉆壓呈非線性減小，說(shuō)明增加領(lǐng)擴(kuò)眼鉆具間鉆鋌的數(shù)量能夠提高擴(kuò)眼鉆具的鉆頭鉆壓，減小擴(kuò)眼鉆壓。

鉆壓比KW表示擴(kuò)眼鉆壓與領(lǐng)擴(kuò)眼鉆壓之和的比值，能夠直觀地反映擴(kuò)眼鉆具的鉆壓分配情況，其中W1和W2分別為鉆頭鉆壓和擴(kuò)眼鉆壓：

(6)

圖4繪制了六組擴(kuò)眼鉆具的鉆壓比。由圖可知，領(lǐng)擴(kuò)眼鉆具間無(wú)鉆鋌時(shí)的鉆壓比最大；隨著領(lǐng)擴(kuò)眼鉆具間鉆鋌數(shù)量的增加，鉆壓比呈非線性減小。由于領(lǐng)擴(kuò)眼鉆具的鉆壓與其橫向振動(dòng)強(qiáng)度呈正相關(guān)，擴(kuò)眼鉆壓過(guò)大時(shí)，劇烈的振動(dòng)會(huì)導(dǎo)致切削齒的剝落、碎裂，因此合理分配領(lǐng)擴(kuò)眼鉆壓可提高擴(kuò)眼器的壽命。

為同步領(lǐng)擴(kuò)眼鉆具的壽命，合理分配鉆壓，假設(shè)與地層作用的切削齒所受壓力相同，則鉆壓比與鉆頭和擴(kuò)眼器的鉆齒分布相關(guān)。由于鉆頭和擴(kuò)眼器的布齒大都分別采用井底全覆蓋和井壁覆蓋的模式，當(dāng)鉆壓比等于擴(kuò)眼環(huán)形面積與領(lǐng)擴(kuò)眼總面積之比時(shí)，能夠滿足鉆頭和擴(kuò)眼器的切削齒受力相對(duì)均勻：

(7)

式中：DB、DR分別為鉆頭和擴(kuò)眼器的直徑。以模型中的領(lǐng)擴(kuò)眼鉆具為例，經(jīng)計(jì)算所得的鉆壓比為0.247，即領(lǐng)擴(kuò)眼的鉆壓比為0.247時(shí)，鉆頭和擴(kuò)眼器的切削齒受力均勻。由圖4可知，領(lǐng)擴(kuò)眼鉆具間安放2～3根鉆鋌時(shí)的鉆壓比較為合理。

3.2 領(lǐng)擴(kuò)眼鉆具的橫向振動(dòng)特性

圖5為橫向振動(dòng)加速度有效值沿鉆柱的分布情況，該圖能夠直觀地反映擴(kuò)眼鉆具的橫向振動(dòng)強(qiáng)度。

從圖5可以看出，總體上，擴(kuò)眼鉆具組合1～6的擴(kuò)眼鉆具組合1～6的橫向振動(dòng)加速度有效值大于常規(guī)鉆具組合0，導(dǎo)致這一現(xiàn)象的原因是擴(kuò)眼器的長(zhǎng)錐形刀翼易偏離井眼中心，與井壁相互作用時(shí)產(chǎn)生的側(cè)向力加劇了擴(kuò)眼器的橫向振動(dòng)。隨著領(lǐng)擴(kuò)眼鉆具間鉆鋌數(shù)量的增加，組合1～6中擴(kuò)眼器的橫向振動(dòng)加速度有效值分別為6.06 g，5.04 g，4.51 g，4.29 g，7.46 g，9.85 g，呈先減小后增大的變化趨勢(shì)。顯然組合4中領(lǐng)擴(kuò)眼鉆具的橫向振動(dòng)強(qiáng)度最小，其橫向振動(dòng)加速度有效值相對(duì)組合6降低了56%。由此可知，調(diào)整領(lǐng)擴(kuò)眼間鉆鋌的數(shù)量能夠有效降低擴(kuò)眼器的橫向振動(dòng)強(qiáng)度。根據(jù)擴(kuò)眼器的橫振等級(jí)劃分[21]，領(lǐng)擴(kuò)眼鉆具間連接2～3根鉆鋌可使擴(kuò)眼器的橫振維持在安全區(qū)域內(nèi)。

圖4 鉆具組合的鉆壓分配和鉆壓比

圖5 橫向振動(dòng)加速度有效值沿鉆柱的分布

當(dāng)領(lǐng)擴(kuò)眼鉆具間的鉆鋌數(shù)量<4根時(shí)，擴(kuò)眼器的橫向振動(dòng)強(qiáng)度隨著擴(kuò)眼鉆壓占比的減小而逐漸降低；當(dāng)領(lǐng)擴(kuò)眼鉆具間的鉆鋌數(shù)量≥4根時(shí)，擴(kuò)眼器的橫向振動(dòng)強(qiáng)度取決于其相對(duì)鉆柱中和點(diǎn)的位置。中和點(diǎn)是軸向拉壓應(yīng)力為零的臨界點(diǎn)，容易受到振動(dòng)的干擾，由于受拉鉆柱對(duì)振動(dòng)不具有抑制作用，受壓鉆柱能夠消耗動(dòng)能、抑制振動(dòng)[22]，組合5，6擴(kuò)眼器的橫向振動(dòng)強(qiáng)度明顯增大，且前者的橫向振動(dòng)小于后者。由此可知，在設(shè)計(jì)擴(kuò)眼鉆具組合時(shí)，擴(kuò)眼器最好位于中和點(diǎn)下方，并盡量遠(yuǎn)離中和點(diǎn)。

圖6、7分別為擴(kuò)眼器和鉆頭相對(duì)井眼中心的橫向位移圖。領(lǐng)擴(kuò)眼鉆具的橫向位移在一定程度上反映了所鉆井眼的擴(kuò)大率，鉆進(jìn)時(shí)井眼的擴(kuò)大率過(guò)大會(huì)增加鉆頭偏角，從而影響井眼軌跡。

(a) 組合1

(b) 組合2

(c) 組合3

(d) 組合4

(e) 組合5

(f) 組合6

圖6 擴(kuò)眼器的橫向位移圖(mm)

Fig.6 The lateral displacement of reamer,mm

(b) 組合2

(c) 組合3

(d) 組合4

(e) 組合5

(f) 組合6

圖7 鉆頭的橫向位移圖(mm)

Fig.7 The lateral displacement of bit

組合1中擴(kuò)眼器和鉆頭相對(duì)井眼中心的橫向位移幅值最大，分別為20.67 mm和9.14 mm。隨著領(lǐng)擴(kuò)眼鉆具間鉆鋌數(shù)量的增加，組合2～6中擴(kuò)眼器的橫向位移幅值依次減小了28%，30%，41%，46%，52%；鉆頭的橫向位移幅值也依次減小了6%，34%， 50%，63%，75%。結(jié)合圖4～7的分析結(jié)果可知，組合1的擴(kuò)眼器在高鉆壓下發(fā)生的劇烈橫振使得其井眼擴(kuò)大率最大，擴(kuò)眼器與井壁的環(huán)空間隙過(guò)大又增加了擴(kuò)眼器的橫向位移；與此同時(shí)，由于擴(kuò)眼器與下部鉆頭之間無(wú)鉆鋌相隔，鉆頭受擴(kuò)眼振動(dòng)的影響最為顯著，且其橫向位移最大。隨著領(lǐng)擴(kuò)眼鉆具間鉆鋌數(shù)量的增加，擴(kuò)眼鉆壓比逐漸減小，擴(kuò)眼器的橫向振動(dòng)降低，鉆頭與擴(kuò)眼器的互作用影響也逐漸減少，因此擴(kuò)眼器和鉆頭相對(duì)井眼中心的橫向位移均逐漸減小。

3.3 領(lǐng)擴(kuò)眼鉆具的機(jī)械鉆速

機(jī)械鉆速是考察鉆具組合鉆進(jìn)效果的重要指標(biāo)之一。圖8、9分別為七組鉆具組合的進(jìn)尺圖和機(jī)械鉆速圖。由圖8可知，鉆具的進(jìn)尺過(guò)程伴隨著上下波動(dòng)，說(shuō)明鉆進(jìn)時(shí)存在切削振動(dòng)；從圖9可看出，均質(zhì)地層中鉆頭和擴(kuò)眼器的機(jī)械鉆速幾乎相同，且組合1的機(jī)械鉆速最低，組合2～6的機(jī)械鉆速相對(duì)組合1依次提高了34%，46%，52%，52%，10%。由此可知，領(lǐng)擴(kuò)眼鉆具間安放2～4根鉆鋌時(shí)，鉆具的提速效果顯著。綜合考慮振動(dòng)強(qiáng)度和機(jī)械鉆速，領(lǐng)擴(kuò)眼鉆具間最佳鉆鋌數(shù)量為3根。

圖8 鉆具實(shí)時(shí)進(jìn)尺圖

圖9 鉆頭和擴(kuò)眼器的機(jī)械鉆速

4 結(jié) 論

(1) 擴(kuò)眼鉆壓的占比隨著領(lǐng)擴(kuò)眼鉆具間鉆鋌數(shù)量的增加呈非線性減小。本文領(lǐng)擴(kuò)眼鉆具間連接2～3根鉆鋌時(shí)，鉆壓分配較合理，領(lǐng)擴(kuò)眼鉆具的切削齒受力均勻。

(2) 隨著領(lǐng)擴(kuò)眼鉆具間鉆鋌數(shù)量的增加，擴(kuò)眼器的橫向振動(dòng)加速度有效值呈先減小后增大的變化趨勢(shì)，同時(shí)擴(kuò)眼器和鉆頭相對(duì)井眼中心的橫向位移逐漸減小，井眼質(zhì)量逐步提高。中和點(diǎn)及其上部相鄰鉆柱對(duì)振動(dòng)不具有抑制作用，在進(jìn)行隨鉆擴(kuò)眼鉆具組合設(shè)計(jì)時(shí)，應(yīng)將擴(kuò)眼器連接在中和點(diǎn)下方并遠(yuǎn)離中和點(diǎn)，以降低擴(kuò)眼器的橫振強(qiáng)度。

(3) 在均質(zhì)地層中隨鉆擴(kuò)眼鉆進(jìn)時(shí)，領(lǐng)眼鉆頭和擴(kuò)眼器的機(jī)械鉆速相同，二者的機(jī)械鉆速均隨著領(lǐng)擴(kuò)眼鉆具間鉆鋌數(shù)量的增加呈先增大后減小的變化趨勢(shì)。

(4) 領(lǐng)擴(kuò)眼鉆具間鉆鋌數(shù)量的優(yōu)選應(yīng)綜合考慮領(lǐng)擴(kuò)眼鉆具間的鉆壓分配、橫振強(qiáng)度和機(jī)械鉆速，本文工況下計(jì)算得到的領(lǐng)擴(kuò)眼鉆具間的最佳鉆鋌數(shù)量為3根。