庹海洋

(中海石油(中國(guó))有限公司天津分公司，天津 300459)

0 引言

近年來(lái)，國(guó)際油價(jià)的持續(xù)低迷嚴(yán)重制約著油田的勘探開(kāi)發(fā)腳步，降本增效成為國(guó)內(nèi)各大油田的生存之道。為實(shí)現(xiàn)降本增效，鉆井提速研究一直是石油鉆井領(lǐng)域的研究熱點(diǎn)。

實(shí)現(xiàn)鉆井提速的前提是清楚了解鉆井區(qū)域的地層抗鉆特性。用來(lái)表征地層抗鉆特性的參數(shù)主要包括地層抗壓強(qiáng)度、硬度和可鉆性等[1-2]。目前，確定這些參數(shù)的主要方法是借助測(cè)井?dāng)?shù)據(jù)建立計(jì)算模型和利用地震資料反演。

基于地層的抗鉆特性，可以對(duì)鉆進(jìn)參數(shù)進(jìn)行優(yōu)選以獲得最優(yōu)的機(jī)械鉆速。前人對(duì)機(jī)械鉆速模型已經(jīng)進(jìn)行了深入地研究：W.C.Maurer[3]，E.M.Galle[4]和Eckel[5]等人基于現(xiàn)場(chǎng)數(shù)據(jù)建立了機(jī)械鉆速與鉆壓、轉(zhuǎn)速、鉆頭尺寸等因素的相關(guān)關(guān)系，但是考慮因素仍然不夠全面，準(zhǔn)確性較低。Bourgoyne和Young[6]綜合考慮了鉆壓、轉(zhuǎn)速、鉆頭牙齒磨損及水力因素等8個(gè)影響因素，建立了機(jī)械鉆速計(jì)算的B-Y方程，后經(jīng)過(guò)多次修改與歸納形成了應(yīng)用最為廣泛的楊格機(jī)械鉆速模型[7]，取得了一定的應(yīng)用效果。1965年，R.Teale[8]將破碎單位體積巖石所需能量與鉆頭的破巖效率關(guān)聯(lián)起來(lái)，定義機(jī)械比能來(lái)描述鉆頭破巖效率，從而實(shí)現(xiàn)鉆井效率的量化評(píng)價(jià)；基于R.Teale提出的機(jī)械比能理論，Pessier[9]、樊洪海[10]和陳緒躍[11]等人進(jìn)行了大量的研究以優(yōu)化與改進(jìn)機(jī)械比能模型，都取得了不錯(cuò)的應(yīng)用效果。

渤中A油田位于渤海渤中區(qū)塊，其沙河街組和東營(yíng)租發(fā)育有火成巖地層，其巖性復(fù)雜、可鉆性差，嚴(yán)重影響了機(jī)械鉆速，制約著鉆井效率。該研究基于測(cè)井?dāng)?shù)據(jù)與巖心實(shí)驗(yàn)，建立了適合于研究區(qū)域的火成巖地層的抗鉆特性的計(jì)算模型；應(yīng)用此模型建立了火成巖地層的抗鉆特性參數(shù)剖面，并提出了鉆頭選型建議。然后依據(jù)Chen模型對(duì)火成巖地層進(jìn)行了鉆井參數(shù)優(yōu)化，確定了各火成巖井段的最優(yōu)鉆進(jìn)參數(shù)。最后將此方法應(yīng)用于研究區(qū)域的8口井，通過(guò)與之前的井進(jìn)行對(duì)比，認(rèn)為通過(guò)該方法優(yōu)化后的鉆井參數(shù)能夠?qū)崿F(xiàn)該區(qū)域火成巖地層的鉆井提速。

1 區(qū)域地質(zhì)背景

渤中A油田位于渤海海域南部黃河口凹陷中洼南部斜坡帶，為渤海海域新生界火成巖下優(yōu)質(zhì)油田。黃河口凹陷中洼南部斜坡帶新生界古近系從沙三段、沙一段和沙二段到東三段、東一段和東二段均發(fā)育多套火成巖，但縱向上不同層系火成巖厚度差別很大。東一、東二段火成巖最為發(fā)育，探井鉆遇多套厚層火成巖，單層厚度為80～120 m；東三段和沙一、沙二及沙三段則零星鉆遇火山巖，一般單層厚度均小于10 m，累計(jì)厚度不超過(guò)30 m。通過(guò)調(diào)研渤中A油田若干口井的新生界火成巖巖心、巖屑和薄片觀察資料(如圖1所示)，油田區(qū)發(fā)育的火成巖主要包括溢流相的玄武巖、安山巖，火山通道相的輝綠巖及與火山爆發(fā)活動(dòng)相關(guān)的凝灰?guī)r、沉凝灰?guī)r和凝灰質(zhì)砂泥巖等中基性火成巖。

圖1 巖石微觀顯示圖Fig.1 Microscopic diagram of rock

渤中A油田地質(zhì)條件復(fù)雜，沙河街組和東營(yíng)組沉積時(shí)期存在多期火山活動(dòng)，造成火山巖地層巖性復(fù)雜且地層厚度大。同時(shí)，由于火成巖地層本身硬度大，地層可鉆性級(jí)值高，因此在鉆進(jìn)過(guò)程中機(jī)械鉆速低，相比于全井段，火成巖井段的機(jī)械鉆速降低了約52%。另外，由于火成巖地層非均質(zhì)性強(qiáng)，鉆頭極易發(fā)生非均勻旋轉(zhuǎn)，造成憋跳鉆現(xiàn)象，導(dǎo)致鉆頭先期破壞，發(fā)生崩齒、斷齒，更加降低了機(jī)械鉆速，嚴(yán)重制約著鉆井進(jìn)度。

2 火成巖地層抗鉆特性研究

2.1 基礎(chǔ)特征實(shí)驗(yàn)

對(duì)取自渤中A油田A-a井的火成巖巖心(約為2 960 m)進(jìn)行了巖石礦物組分分析實(shí)驗(yàn)和巖石力學(xué)特征實(shí)驗(yàn)，以分析研究區(qū)域火成巖地層的基礎(chǔ)物性以及抗鉆特性。

2.1.1 火成巖礦物組分

對(duì)上述巖心進(jìn)行了若干組X射線衍射實(shí)驗(yàn)，確定了火成巖的全巖礦物組分，表1所示為火成巖的礦物組分及平均含量?？梢园l(fā)現(xiàn)，研究區(qū)域火成巖以斜長(zhǎng)石和黏土礦物為主，其中斜長(zhǎng)石占比為67.06%，黏土礦物占比為14.44%；硬度較高的斜長(zhǎng)石組分占比超過(guò)2/3，導(dǎo)致火成巖地層的硬度和強(qiáng)度都較大，地層鉆進(jìn)難度也相應(yīng)較大；同時(shí)，存在約15%的黏土礦物，可能填充于火成巖地層的天然裂縫中，進(jìn)一步增加了火成巖地層的非穩(wěn)定性和非均質(zhì)性。

表1 巖石礦物組分含量數(shù)據(jù)表Table 1 Rock mineral content data

2.1.2 火成巖巖石力學(xué)特征

1)巖石三軸測(cè)試：利用美國(guó)MTS公司生產(chǎn)的巖石三軸測(cè)試實(shí)驗(yàn)裝置(如圖2所示)進(jìn)行了巖石力學(xué)參數(shù)的物理實(shí)驗(yàn)，重點(diǎn)研究了與地層抗鉆特性相關(guān)的參數(shù)如抗壓強(qiáng)度、彈性模量、泊松比、粘聚力等。

圖2 巖石三軸測(cè)試實(shí)驗(yàn)裝置Fig.2 Rock triaxial test experimental device

對(duì)取自A-a井的6塊巖心進(jìn)行了2組三軸實(shí)驗(yàn)，分別設(shè)置圍壓為0(相當(dāng)于單軸實(shí)驗(yàn))、15 MPa和30 MPa(接近巖心所在地層的實(shí)際圍壓)，實(shí)驗(yàn)結(jié)果見(jiàn)表2。在巖心處于近似原地應(yīng)力條件時(shí)(約為30 MPa)，可以發(fā)現(xiàn)火成巖地層的抗壓強(qiáng)度超過(guò)240 MPa，地層的抗壓強(qiáng)度較大；彈性模量超過(guò)25 GPa，泊松比為0.224～0.232，表明火成巖地層具有明顯的硬脆性；粘聚力為70.419～78.522 MPa，表明火成巖膠結(jié)性較好，不易分散破壞。另外，可以發(fā)現(xiàn)即使深度接近的火成巖地層，其巖石力學(xué)性質(zhì)差異較大，地層的均質(zhì)性較差。

表2 巖石力學(xué)參數(shù)表Table 2 Date of rock mechanics parameters

2)史氏壓入硬度測(cè)定方法：將巖樣加工成厚圓餅狀，利用巖石硬度試驗(yàn)儀對(duì)2塊巖樣進(jìn)行了硬度測(cè)試，實(shí)驗(yàn)儀器如圖3所示，實(shí)驗(yàn)照片如圖4所示，載荷曲線如圖5所示。

圖3 巖石硬度實(shí)驗(yàn)儀Fig.3 Rock hardness test experimental device

圖4 硬度測(cè)試照片F(xiàn)ig.4 Hardness test photos

圖5 硬度測(cè)試載荷曲線Fig.5 Hardness test load curve

通過(guò)對(duì)圖5硬度測(cè)試載荷曲線的觀察可以發(fā)現(xiàn)，載荷加載到峰值后瞬間卸壓，巖石會(huì)表現(xiàn)出明顯的硬脆性。2塊巖石的硬度均比較大，分別為865.80 MPa和1091.80 MPa(見(jiàn)表3)。

表3 硬度測(cè)試數(shù)據(jù)表Table 3 Date of hardness test

2.2 地層巖石力學(xué)參數(shù)剖面

物理實(shí)驗(yàn)可以較為準(zhǔn)確地說(shuō)明地層巖心的性質(zhì)與特征，但是通過(guò)巖心實(shí)驗(yàn)得到整個(gè)井段地層的性質(zhì)是不現(xiàn)實(shí)的。測(cè)井?dāng)?shù)據(jù)具有連續(xù)性的特征，通過(guò)建立測(cè)井?dāng)?shù)據(jù)與巖石力學(xué)參數(shù)的關(guān)系可以計(jì)算得到連續(xù)的地層巖石力學(xué)參數(shù)剖面。

對(duì)于巖石力學(xué)參數(shù)的測(cè)井計(jì)算，國(guó)內(nèi)外專家學(xué)者已經(jīng)進(jìn)行過(guò)深入的研究。結(jié)合該區(qū)域的實(shí)際情況，該文建立了巖石力學(xué)參數(shù)的測(cè)井計(jì)算模型，包括單軸抗壓強(qiáng)度(UCS)、粘聚力(C)、硬度(RH)、牙輪鉆頭可鉆性極值(Kdrock)和PDC鉆頭可鉆性極值(Kdpdc)等。

1)測(cè)井時(shí)，由于只有縱波時(shí)差數(shù)據(jù)，因此需要進(jìn)行橫波時(shí)差的預(yù)測(cè)。根據(jù)斯倫貝謝公司的數(shù)理統(tǒng)計(jì)方法，橫波時(shí)差可以表示為：

Δts=a+bΔtp+cH

(1)

利用聲波測(cè)量?jī)x對(duì)取自2 963.50～2 964.50 m的19塊火成巖巖心進(jìn)行了縱橫波時(shí)差測(cè)試，其聲波數(shù)據(jù)如圖6所示。

圖6 聲波測(cè)試數(shù)據(jù)Fig.6 Date of acoustic test results

以橫波時(shí)差作為因變量，縱波時(shí)差和巖心深度作為自變量，利用多元回歸求得各回歸系數(shù)分別為a=119.993，b=1.352，c=-0.008 41。

2)根據(jù)彈性波理論，利用縱橫波聲波時(shí)差數(shù)據(jù)和密度測(cè)井?dāng)?shù)據(jù)，得到動(dòng)態(tài)彈性模量和動(dòng)態(tài)泊松比的計(jì)算模型[12]：

(2)

(3)

3)泥質(zhì)含量根據(jù)自然伽馬數(shù)據(jù)計(jì)算得到[13]：

(4)

(5)

式中：ΔG為泥質(zhì)含量指數(shù)；GCUR為Hilchie指數(shù)，第三紀(jì)地層為3.7，老地層為2；GRMAX和GRMIN分別為自然伽馬的最大和最小值。

4)根據(jù)Deer和Miller利用統(tǒng)計(jì)學(xué)方法建立的單軸抗壓強(qiáng)度計(jì)算關(guān)系式[12]

UCS=0.004 5Ed+0.003 5EdVsh

(6)

取2 963.50～2 963.77 m和2 963.87～2 964.50 m井段的測(cè)井?dāng)?shù)據(jù)進(jìn)行了各參數(shù)的計(jì)算，得到兩井段的平均單軸抗壓強(qiáng)度分別為94.866 MPa和115.104 MPa，與上述實(shí)驗(yàn)測(cè)得的單軸抗壓強(qiáng)度的誤差分別為2.69%和4.56%，表明該模型可以滿足該區(qū)域火成巖地層單軸抗壓強(qiáng)度的計(jì)算。

5)根據(jù)前人的研究，地層硬度與地層的單軸抗壓強(qiáng)度具有如下關(guān)系式[12]：

RH=m×UCS×en×UCS

(7)

根據(jù)對(duì)該區(qū)域火成巖特性的調(diào)研，通過(guò)不斷調(diào)整m和n的數(shù)值，確定m=20，n=-0.002。將對(duì)應(yīng)深度的UCS計(jì)算值(2 963.50～2 963.77 m井段，UCS=94.866；2 963.87～2 964.50 m井段，UCS=115.104)代入公式，計(jì)算得到兩深度點(diǎn)的硬度分別為843.81 MPa和1 066.11 MPa，其與實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)的誤差分別為2.54%和2.35%，表明該模型可以滿足該區(qū)域火成巖地層硬度的計(jì)算。

6)根據(jù)Coates提出的粘聚力與單軸抗壓強(qiáng)度的經(jīng)驗(yàn)關(guān)系式，得到粘聚力[12]：

0.78Vsh)

(8)

式中：p為與巖性相關(guān)的參數(shù)。分別將上述2個(gè)深度點(diǎn)的火成巖數(shù)據(jù)代入上式得到p的平均值為0.002 54。

7)前人基于各參數(shù)與地層可鉆性級(jí)值的相關(guān)關(guān)系建立的牙輪鉆頭和PDC鉆頭可鉆性級(jí)值模型如下[12]：

(9)

(10)

通過(guò)微鉆頭可鉆性實(shí)驗(yàn)獲得了上述火成巖巖心的可鉆性級(jí)值數(shù)據(jù)，回歸分析得到各參數(shù)分別為y=0.076 9；z=0.004 5；α=0.995；β=0.01；γ=0.000 01；δ=0.000 4；ε=0.923。

通過(guò)上述計(jì)算模型，計(jì)算了地層連續(xù)的巖石力學(xué)參數(shù)剖面，圖7所示為該油田A-1井的連續(xù)力學(xué)參數(shù)剖面。以該井為例，簡(jiǎn)單分析該井地層的力學(xué)特征與抗鉆特性。

圖7 鉆井參數(shù)優(yōu)化結(jié)果圖Fig.7 Drilling parameter optimization results

整體來(lái)看，隨著地層深度的增加，地層的抗壓強(qiáng)度、硬度以及粘聚力都有明顯的增加，與之對(duì)應(yīng)的地層可鉆性級(jí)值也有明顯的增加，地層的鉆進(jìn)難度增大。

東一段和東二段地層的單軸抗壓強(qiáng)度為40～50 MPa，部分井段的單軸抗壓強(qiáng)度甚至可以超過(guò)200 MPa，變化極其劇烈；東三段—沙二段地層火成巖的單軸抗壓強(qiáng)度波動(dòng)減小，整體的單軸抗壓強(qiáng)度由40～50 MPa增大至65～75 MPa。

東一段和東二段地層的硬度在700～900 MPa，部分井段的硬度甚至超過(guò)2 000 MPa，變化極其劇烈；東三段—沙二段地層火成巖的硬度波動(dòng)減小，整體的地層硬度由700～900 MPa增大至1 100～1 200 MPa。

東一段和東二段地層的粘聚力約為60 MPa，部分井段的粘聚力甚至超過(guò)80 MPa，變化極其劇烈；東三段—沙二段地層火成巖的粘聚力波動(dòng)減小，整體的粘聚力由約60 MPa增大至75～90 MPa。

對(duì)應(yīng)于單軸抗壓強(qiáng)度、地層硬度和粘聚力的變化情況，地層可鉆性級(jí)值也逐漸增大，而且在東一、東二段地層可鉆性變化劇烈，可鉆性具有明顯的非均質(zhì)性。

2.3 地層抗鉆特性分析及鉆頭選型建議

結(jié)合模型計(jì)算結(jié)果，對(duì)研究區(qū)域的8口探井的地層巖石力學(xué)特征進(jìn)行了統(tǒng)計(jì)分析，各地層的巖石力學(xué)參數(shù)的平均值見(jiàn)表4。

表4 各地層參數(shù)數(shù)據(jù)表Table 4 Parameter of each layer

續(xù)表4

整體來(lái)看，不同地層的抗鉆特性差異性大，非均質(zhì)性強(qiáng)?；诖耍瑢?duì)各火成巖井段進(jìn)行了地層抗鉆特性評(píng)價(jià)，并提出了鉆頭的選型建議：東一段屬于軟至中軟硬度地層，研磨性較低；東二段屬于中等強(qiáng)度地層，研磨性較低；東三段屬于中等強(qiáng)度至中硬地層，中高研磨性；沙一段屬于中等強(qiáng)度至中硬地層，中高研磨性；沙二段屬于中硬地層，較高研磨性；沙三段屬于中硬地層，較高研磨性；沙四段屬于中硬至硬地層，高研磨性。其中，東一段到東二段地層單軸抗壓強(qiáng)度約為40～50 MPa，硬度為700～900 MPa，粘聚力約為60 MPa，屬于強(qiáng)度和硬度較小、研磨性較低的地層，結(jié)合該區(qū)域的鉆井經(jīng)驗(yàn)，選用五刀翼、19 mm直徑PDC復(fù)合片，且采用中密度布齒的PDC鉆頭效果最佳；東三段到沙四段地層單軸抗壓強(qiáng)度約為60～70 MPa，硬度為1 000～1 200 MPa，粘聚力為70～90 MPa，屬于強(qiáng)度和硬度較大、研磨性較高的地層，結(jié)合該區(qū)域的鉆井經(jīng)驗(yàn)，選用六刀翼、16 mm直徑PDC斧型齒復(fù)合片，且采用高密度布齒的PDC鉆頭效果最佳，以加強(qiáng)鉆頭的攻擊性和抗研磨性。

3 鉆井參數(shù)優(yōu)化研究

鉆井作業(yè)中優(yōu)化鉆井參數(shù)的目的是優(yōu)化鉆壓、轉(zhuǎn)速，以獲得最大的機(jī)械鉆速。機(jī)械比能模型為一種常見(jiàn)的鉆井參數(shù)優(yōu)化模型，它可以用來(lái)描述及評(píng)價(jià)鉆頭的性能。

3.1 機(jī)械比能模型

機(jī)械比能(MSE)定義為破碎單位體積巖石所需要的機(jī)械功。機(jī)械比能模型最早由R.Teale[8]于1965年提出，其后越來(lái)越多的專家學(xué)者對(duì)其進(jìn)行了優(yōu)化，以適應(yīng)不同的地層與鉆井系統(tǒng)。

針對(duì)斜井或者水平井，由于鉆柱與井壁的摩擦效應(yīng)增加導(dǎo)致鉆壓和扭矩發(fā)生顯著變化，傳統(tǒng)的機(jī)械比能模型無(wú)法適應(yīng)?；诖?，陳緒躍等人考慮鉆柱與井壁的摩擦效應(yīng)建立了適用于斜井或水平井的機(jī)械比能模型——Chen模型[11]，表示為：

MSE=Em·WOB·e-μγb·

(11)

式中：MSE為機(jī)械比能；Em為鉆頭機(jī)械效率；WOB為鉆壓；μb為鉆柱摩擦系數(shù)；γb為井斜角；Ab為鉆頭面積；RPM為鉆頭轉(zhuǎn)速；Db為鉆頭直徑；ROP為機(jī)械鉆速。

Teale[8](1965年)的室內(nèi)實(shí)驗(yàn)表明，在最大鉆井效率下，MSE接近于地層的單軸抗壓強(qiáng)度(UCS)。實(shí)際鉆井過(guò)程中，在鉆井效率最大時(shí)，MSE接近地層的三軸抗壓強(qiáng)度(CCS)值，即當(dāng)鉆井效率達(dá)到最大時(shí)，MSE達(dá)到最小，大致等于所鉆地層巖石的CCS：

(12)

Dp=ECDp-pp

(13)

式中：ECDp為泥漿循環(huán)壓力；pp為孔隙壓力；φ為內(nèi)摩擦角。

基于此，鉆井參數(shù)的優(yōu)化原則即調(diào)整各鉆井參數(shù)如鉆壓、轉(zhuǎn)速等，使得MSE接近所鉆深度的三軸抗壓強(qiáng)度CCS，以獲得最大的機(jī)械鉆速ROP。

3.2 鉆井參數(shù)優(yōu)化結(jié)果

基于上述機(jī)械比能原理，對(duì)研究井進(jìn)行了鉆井參數(shù)優(yōu)化，并總結(jié)歸納不同地層的最優(yōu)鉆井參數(shù)結(jié)果。

1)以A-1井為例，分析鉆井參數(shù)的優(yōu)化過(guò)程，圖8所示為該井的鉆井參數(shù)優(yōu)化結(jié)果。

圖8 鉆井參數(shù)優(yōu)化前后機(jī)械鉆速數(shù)據(jù)圖Fig.8 Optimized before and after ROP

從圖8中MSE與CCS曲線可以看出：

(1)A-1井1 900 m以上地層MSE數(shù)值與CCS接近，表明井段在此參數(shù)配合下鉆井效率較高；對(duì)于從1 900 m以下的東一段、東二段地層，其MSE遠(yuǎn)高于CCS，且MSE出現(xiàn)高于CCS幾倍的極值，鉆井效率差。

(2)從1 800～1 860 m，鉆壓增加，轉(zhuǎn)速較為平穩(wěn)，鉆速增加，但在1 860 m后減小鉆壓，鉆速依然增加，MSE變小至接近CCS，后在1 900 m處MSE開(kāi)始明顯增加。

(3)由此可以判斷，1 900 m以下的東一段、東二段的火成巖地層，在1 900 m處鉆井參數(shù)達(dá)到最優(yōu)，此時(shí)對(duì)應(yīng)的鉆井參數(shù)為鉆壓為70 kN，RPM為70 r/min，排量68 L/s。

2)依據(jù)上述方法，分析了研究區(qū)域的8口探井，各火成巖井段的優(yōu)化鉆井參數(shù)見(jiàn)表5。

表5 各地層最優(yōu)鉆進(jìn)參數(shù)數(shù)據(jù)表Table 5 Optimal drilling parameters for each layer

4 應(yīng)用效果

依據(jù)上述鉆頭優(yōu)選方案和鉆井參數(shù)優(yōu)化方案，對(duì)渤中區(qū)域的井進(jìn)行了鉆井參數(shù)的調(diào)整，調(diào)整前后部分井的數(shù)據(jù)統(tǒng)計(jì)如圖9所示。調(diào)整前的A-a井、A-b井和A-h井等8口井的單井機(jī)械鉆速如紅色框所示，這8口井的平均機(jī)械鉆速為36.4 m/h；而調(diào)整后的新井A-1井、A-2井和A-3井的單井機(jī)械鉆速如藍(lán)色框所示，其平均機(jī)械鉆速能達(dá)到60.7 m/h，平均機(jī)械鉆速提高約66.5%，鉆井提速效果明顯。

圖9 鉆井參數(shù)優(yōu)化前后機(jī)械鉆速數(shù)據(jù)圖Fig.9 Optimized before and after ROP

5 結(jié)論

1)渤中區(qū)域火成巖斜長(zhǎng)石組分含量高，占比超過(guò)2/3，導(dǎo)致火成巖地層的硬度和強(qiáng)度都較大，地層鉆進(jìn)難度也大。

2)渤中區(qū)域火成巖地層的抗壓強(qiáng)度超過(guò)240 MPa，抗壓強(qiáng)度較大；彈性模量超過(guò)25 GPa，泊松比為0.224～0.232，具有明顯的硬脆性；粘聚力為70.419～78.522 MPa，膠結(jié)性較好，不易分散破壞。

3)東一段到東二段地層硬度較小，研磨性較低，建議選用五刀翼、19 mm直徑PDC復(fù)合片，且采用中密度布齒的PDC鉆頭；東三段到沙四段硬度大、研磨性高，建議選用六刀翼、16 mm直徑PDC斧型齒復(fù)合片，且采用高密度布齒的PDC鉆頭以加強(qiáng)鉆頭的攻擊性和抗研磨性。

4)利用機(jī)械比能模型優(yōu)化后得到主要的火成巖井段的鉆進(jìn)參數(shù)如下：東一段的鉆壓為50 kN，轉(zhuǎn)速為74 r/min，排量為58 L/s；東二段的鉆壓為75 kN，轉(zhuǎn)速為73 r/min，排量為33 L/s；東三段的鉆壓為63 kN，轉(zhuǎn)速為73 r/min，排量為31 L/s；沙河街組的鉆壓為86 kN，轉(zhuǎn)速為120 r/min，排量為33 L/s。

5)利用機(jī)械比能模型可以優(yōu)化鉆井參數(shù)，優(yōu)化后的鉆井參數(shù)可以很好地滿足鉆井要求，實(shí)現(xiàn)鉆井提速。