雷宇奇 房偉 蔡晨光 楊高 于東兵 康凱 田家林

(1. 中石油江漢機(jī)械研究所有限公司 2. 中國(guó)石油川慶鉆探工程公司井下作業(yè)分公司3. 中國(guó)石油集團(tuán)渤海鉆探工程有限公司井下作業(yè)分公司 4. 西南石油大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院5. 四川諧銘科技有限公司)

0 引 言

隨著全球經(jīng)濟(jì)的飛速發(fā)展, 各行業(yè)對(duì)能源的需求日益增加。 石油作為重要的化石能源, 有著“工業(yè)血液” 之稱, 對(duì)全球各行業(yè)發(fā)展和經(jīng)濟(jì)進(jìn)一步提升起到越來(lái)越重要的作用。 為了滿足發(fā)展需求, 全世界的油氣開(kāi)采方式由淺層向深層, 由陸地向海洋快速發(fā)展[1-3]。 隨著開(kāi)采方式的改變, 鉆井深度在不斷增加, 鉆采難度也在不斷增大; 地層壓力大, 巖層軟硬分布不均勻性大, 地質(zhì)環(huán)境因素的不確定性都會(huì)給鉆采作業(yè)帶來(lái)巨大的困難, 使得當(dāng)今鉆井技術(shù)面臨著新的挑戰(zhàn)[4-5]。 越來(lái)越多的學(xué)者與研究機(jī)構(gòu)也認(rèn)識(shí)到該問(wèn)題的重要性, 經(jīng)過(guò)不斷探索研究, 提出了多種沖擊破巖提速技術(shù)[6]。

現(xiàn)有的沖擊破巖技術(shù)包括軸向、 扭向和復(fù)合沖擊技術(shù)。 其中水力振蕩器[7]和旋沖螺桿鉆具[8-9]等工具都運(yùn)用軸向沖擊技術(shù)將鉆井液的液壓能轉(zhuǎn)換為機(jī)械能, 為鉆頭提供額外的軸向沖擊力, 增大鉆頭切削齒對(duì)地層的侵入深度, 輔助鉆頭破巖, 有效提高鉆頭的破巖效率; 而扭力沖擊器[10-11]、 渦輪式扭轉(zhuǎn)沖擊鉆具[12]等工具運(yùn)用扭向沖擊技術(shù)產(chǎn)生高頻率、 周期性的扭矩并傳遞到鉆頭, 為鉆頭提供一個(gè)額外的周期性扭矩, 以此來(lái)減輕或避免黏滑現(xiàn)象的發(fā)生。 但是單一的軸向或扭向沖擊技術(shù)施加給鉆頭的沖擊力不足以大幅提高機(jī)械轉(zhuǎn)速和破巖效率, 也無(wú)法有效地解決水平井段的鉆頭托壓?jiǎn)栴}。為此, 有學(xué)者提出了復(fù)合沖擊技術(shù), 以期在鉆井作業(yè)中同時(shí)發(fā)揮軸向和扭向沖擊技術(shù)的優(yōu)勢(shì)[13]。TIAN J.L.等[14]對(duì)新型復(fù)合沖擊鉆具的內(nèi)部運(yùn)動(dòng)和動(dòng)力學(xué)機(jī)理進(jìn)行研究, 旨在減輕黏滑現(xiàn)象, 提高破巖效率, 該研究可為減少黏滑技術(shù)優(yōu)化提供基準(zhǔn)。TIAN J.L.等[15]又提出了一種多向可控振動(dòng)的新型鉆具, 結(jié)合沖擊理論和鉆井過(guò)程, 建立了包括各種沖擊力的理論模型, 該研究成果為提高鉆井效率和安全生產(chǎn)提供了參考。 TIAN J.L.等[16]提出了一種縱扭耦合沖擊器, 通過(guò)理論分析和試驗(yàn)測(cè)試對(duì)其內(nèi)部工作機(jī)理進(jìn)行了分析, 為井下鉆具的創(chuàng)新設(shè)計(jì)、鉆井動(dòng)力學(xué)的發(fā)展和鉆井效率的提高提供了參考。

為對(duì)比各種沖擊鉆井技術(shù)的破巖效果, 筆者利用ABAQUS/Explicit 模塊建立PDC 單齒-巖石沖擊模型, 研究PDC 單齒在無(wú)沖擊、 軸向沖擊、 扭向沖擊和復(fù)合沖擊作用下的破巖特性, 再進(jìn)一步對(duì)影響復(fù)合沖擊性能的因素進(jìn)行分析, 研究單因素影響規(guī)律。 研究結(jié)果可為復(fù)合沖擊工具選擇合適的鉆壓和轉(zhuǎn)速提供理論依據(jù)。

1 結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)與工作原理

復(fù)合沖擊鉆井工具可分為軸向沖擊部分和扭轉(zhuǎn)沖擊部分, 該工具直接與鉆頭相連接。 該工具工作時(shí), 鉆井液通過(guò)換向撥叉有規(guī)律地進(jìn)入各個(gè)空腔,在進(jìn)入一側(cè)形成高壓區(qū)域, 另一側(cè)連接下流道形成低壓區(qū)域, 如圖1 所示。

圖1 復(fù)合沖擊鉆井工具內(nèi)部結(jié)構(gòu)Fig.1 Internal structure of the composite impact drilling tool

初始時(shí)刻, 擺錘與下外殼側(cè)面接觸, 鉆井液推動(dòng)擺錘與換向撥叉旋轉(zhuǎn), 同時(shí)中心管與沖錘空腔之間的通道打開(kāi), 沖錘在鉆井液的作用下開(kāi)始軸向運(yùn)動(dòng), 直至撞擊上外殼; 當(dāng)擺錘與下外殼碰撞時(shí), 換向撥叉繼續(xù)旋轉(zhuǎn), 使高壓腔與低壓腔交換位置, 擺錘與換向撥叉反方向旋轉(zhuǎn), 沖錘反方向運(yùn)動(dòng), 直至擺錘撞擊下外殼, 沖錘撞擊上外殼, 此時(shí)1 個(gè)運(yùn)動(dòng)周期完成。 在鉆進(jìn)扭矩和鉆壓的作用下, 該工具可以使部分鉆井液的液壓能轉(zhuǎn)換為機(jī)械沖擊能量, 同時(shí)為鉆頭提供了額外的軸向沖擊力和扭轉(zhuǎn)沖擊扭矩, 使得鉆頭在旋轉(zhuǎn)破巖的同時(shí), 受到軸向沖擊和扭轉(zhuǎn)沖擊作用, 可以有效增強(qiáng)鉆頭的破巖能力, 有效地減輕黏滑、 卡鉆現(xiàn)象, 延長(zhǎng)鉆頭使用時(shí)間。

2 破巖仿真模擬

真實(shí)鉆井過(guò)程是一個(gè)極其復(fù)雜的過(guò)程, 影響鉆井過(guò)程的因素很多, 例如: 鉆進(jìn)地層的巖石物理性質(zhì)分布的均勻性、 鉆井參數(shù)的穩(wěn)定性以及井底鉆井液流場(chǎng)和溫度場(chǎng)的復(fù)雜性等。 在不影響巖石受力的情況下, 為進(jìn)行仿真分析, 做出以下假設(shè)[17-20]:①由于鉆頭的強(qiáng)度遠(yuǎn)大于地層巖石的強(qiáng)度, 可將鉆頭視為剛體; ②將地層巖石看作是各向同性、 連續(xù)的均質(zhì)材料, 在分析過(guò)程中不考慮原始裂紋對(duì)鉆進(jìn)過(guò)程的影響; ③忽略鉆井液液柱壓力并忽略其射流對(duì)鉆進(jìn)過(guò)程的影響; ④忽略溫度對(duì)鉆進(jìn)過(guò)程的影響。

2.1 模型建立

利用ABAQUS/Explicit 模塊開(kāi)展仿真計(jì)算, 在建模時(shí)PDC 齒直徑為13.44 mm, 厚度為8 mm,傾角為20°。 為了避免遠(yuǎn)端約束對(duì)巖石應(yīng)力分布產(chǎn)生的影響, 根據(jù)圣維南原理[17], 巖石的模型尺寸應(yīng)為切削齒模型的5 ～10 倍, 這里取巖石直徑為200 mm, 高度為40 mm。 PDC 齒與巖石的三維模型如圖2 所示。

圖2 PDC 齒與巖石三維模型Fig.2 Three-dimensional modeling of the PDC cutter and rock

采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分技術(shù), 在劃分網(wǎng)格前對(duì)初始幾何模型進(jìn)行多次切割, 將巖石的不同區(qū)域分別進(jìn)行網(wǎng)格劃分, 對(duì)于主要變形區(qū)域細(xì)化網(wǎng)格劃分。PDC 齒和巖石都采用六面體8 節(jié)點(diǎn)減縮積分單元C3D8R[21]。 圖3 為網(wǎng)格劃分后的有限元模型。 其中: 巖石、 PDC 齒的網(wǎng)格數(shù)量分別為244 200 個(gè)和1 376 個(gè)。

圖3 有限元網(wǎng)格模型Fig.3 Meshed finite element model

2.2 材料及邊界條件

PDC 齒的材料主要是人造金剛石, 其強(qiáng)度和硬度遠(yuǎn)大于巖石, 在實(shí)際切削過(guò)程中沒(méi)有發(fā)生塑性變形[22]。 線性Drucker-Prager 模型考慮了圍壓對(duì)屈服特性的影響, 可以反映巖石剪切時(shí)的膨脹性質(zhì),選擇Drucker-Prager 模型可以較為真實(shí)地描述巖石性能, 保證仿真結(jié)果的準(zhǔn)確性[23]。 材料的基本參數(shù)設(shè)置如下: PDC 單齒密度14 950 kg/m3, 泊松比0.08, 彈性模量600 GPa, 抗拉強(qiáng)度1 120 MPa,抗壓強(qiáng)度5 460 MPa; 巖石彈性模量4.3 GPa, 泊松比0.15, 剪脹角20.3°, 黏聚力26.13 MPa, 內(nèi)摩擦角24.47°。

為了提高模擬分析結(jié)果的可靠性, 結(jié)合工程實(shí)際對(duì)巖石設(shè)置邊界條件和接觸。 邊界條件設(shè)置如圖4 所示。

圖4 邊界條件及載荷設(shè)置Fig.4 Configuration of boundary conditions and load

在模型中, 對(duì)切削齒參考點(diǎn)進(jìn)行X向和Y向的全約束, 切削方向?yàn)槔@著Z向順時(shí)針, 限制巖石底面X向、Y向、Z向在笛卡爾坐標(biāo)系以及圓周坐標(biāo)系的自由度, 均為0。 考慮圍壓的影響, 忽略巖石孔隙壓力, 將上覆巖層壓力和水平地應(yīng)力(假定雙向水平地應(yīng)力相同) 賦予巖石, 上覆巖層壓力pu、 水平地應(yīng)力ph可通過(guò)計(jì)算得到:

式中:h為井眼深度, m;Gu為上覆巖層壓力梯度,Gu=0.023 MPa/m;Gh為液柱壓力梯度,Gh=0.016 MPa/m。

巖石與PDC 齒的接觸是非線性、 相對(duì)變形差異懸殊的過(guò)程, 將整個(gè)巖石模型的節(jié)點(diǎn)集作為接觸的副面, PDC 齒作為接觸的主面, 在接觸設(shè)置中建立基于網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)集與網(wǎng)格“接觸對(duì)” 的接觸形式, 采用彈性滑移的罰函數(shù)公式, 接觸面的關(guān)系采用“硬接觸” 公式[24]。

2.3 模擬結(jié)果分析

為了分析各沖擊破巖方式的差異, 在鉆壓、 轉(zhuǎn)速一定的基礎(chǔ)上, 改變PDC 齒的載荷, 對(duì)不同沖擊破巖方式進(jìn)行模擬分析, 載荷設(shè)置如表1 所示。其中工況1、 2、 3、 4 分別代表無(wú)沖擊、 軸向沖擊、扭轉(zhuǎn)沖擊和復(fù)合沖擊。 其中,WOB表示鉆壓,n表示轉(zhuǎn)速,Fz表示軸向沖擊力,fz表示軸向沖擊力頻率,Tn表示周向沖擊扭矩,fn表示周向沖擊扭矩頻率。

表1 不同沖擊破巖方式工況載荷Table 1 Load conditions under differentimpacts for rock breaking

4 個(gè)工況下巖石的等效塑性應(yīng)變?cè)茍D如圖5 所示。 從圖5 可看出: 工況1 和工況3 的等效塑性應(yīng)變峰值大于工況2 與工況4, 其中工況4 的等效塑性應(yīng)變峰值最小。 在工況1 和工況3 下, PDC 齒軸向僅受鉆壓的作用, 在PDC 齒侵入巖石表面后以旋轉(zhuǎn)切削的方式破碎巖石。 由于工況3 下, PDC齒受到額外的周期性沖擊扭矩作用, 等效塑性應(yīng)變分布較工況1 更為緊湊。 在工況2 和工況4 下,PDC 齒軸向不僅僅受鉆壓的作用, 還受到周期性軸向沖擊作用。 在工況4 下, PDC 齒受到軸向沖擊和扭轉(zhuǎn)沖擊的共同作用, 等效塑性應(yīng)變規(guī)律與工況2 相似。 由于在軸向沖擊作用之后, PDC 齒受到?jīng)_擊扭矩的作用, 使得工況4 的等效塑性應(yīng)變峰值最小, 說(shuō)明整個(gè)切削過(guò)程中巖石模型的塑性應(yīng)變累積結(jié)果最少, 待切削的巖石體積更少。

圖5 不同工況下巖石等效塑性應(yīng)變Fig.5 Equivalent plastic strain of rocks under different operation conditions

在4 個(gè)工況下, PDC 齒破巖過(guò)程中, PDC 齒侵入巖石深度隨時(shí)間變化曲線如圖6 所示。 由圖6可知, PDC 齒侵入巖石深度均隨時(shí)間上下波動(dòng),在工況4 下, PDC 齒侵入巖石深度波動(dòng)幅度最小,說(shuō)明在破巖過(guò)程中PDC 齒與巖石保持良好接觸,有助于減少“跳鉆” 現(xiàn)象, 有助于鉆壓傳遞。 在工況2 和工況4 下, PDC 齒在軸向受沖擊和鉆壓的共同作用, PDC 齒侵入巖石深度較快, 且趨于穩(wěn)定狀態(tài)的速度更快; 在工況1 和工況3 下, PDC 齒侵入巖石深度較慢, 且在工況1 下, PDC 齒侵入巖石深度波動(dòng)幅度最大。

圖6 PDC 齒侵入深度隨時(shí)間變化圖Fig.6 Penetration depth of the PDC cutter vs. time

取巖石模型上最先開(kāi)始與PDC 齒接觸的單元為特定應(yīng)力分析單元。 在這4 個(gè)工況下, 巖石上此單元處的主應(yīng)力隨時(shí)間變化曲線如圖7 所示。 在4個(gè)工況下, 此單元的主應(yīng)力均隨著時(shí)間波動(dòng), 且出現(xiàn)多個(gè)峰值, 工況4 下穩(wěn)定后平均主應(yīng)力最大, 工況3 次之。 工況1 下單元的主應(yīng)力波動(dòng)幅度最大,工況2 次之, 工況3 和工況4 的主應(yīng)力波動(dòng)幅度略小于工況2。 巖石上穩(wěn)定后的平均主應(yīng)力越大, 剩余時(shí)間主應(yīng)力水平高且波動(dòng)幅度越小, 巖石受力越均勻, 越有利于巖石破碎。 就平均主應(yīng)力和波動(dòng)幅度而言, 在工況4 下, PDC 齒破巖過(guò)程中巖石模型受應(yīng)力情況最好, 工況3 次之。

圖7 巖石特定單元主應(yīng)力隨時(shí)間變化圖Fig.7 Principal stress of a given rock element vs. time

在巖石破碎學(xué)中, 破巖比功是指破碎單位體積巖石所耗費(fèi)的能量, 可以定量地從能量的角度反映切削方式的破巖效率, 評(píng)價(jià)巖石破碎的難易程度。本文在計(jì)算巖石的破巖比功MSEP時(shí), 采用破碎投影體積, 計(jì)算公式為:

式中:W為功, J;V為破碎投影體積, m3;fh為切向力, N;vh為切向速度, m/s;Fn為法向力, N;vn為法向速度, m/s;fr為徑向力, N;vr為徑向速度, m/s;S為切削投影面積, m2;r為PDC 齒半徑, m;d為切削深度, m;θ為后傾角, (°);β為側(cè)傾角, (°)。

在PDC 齒破巖過(guò)程中, 切削深度和特定單元應(yīng)力值在一定的范圍內(nèi)上下波動(dòng), 均有一個(gè)基本穩(wěn)定的平均值, 故用平均侵入巖石深度和平均應(yīng)力作為切削深度和主應(yīng)力的值, 得到4 個(gè)工況下破巖比功以及其增長(zhǎng)率(以工況1 為參考對(duì)象), 如圖8所示。 從圖8 可知, 工況4 的破巖比功最小(42.92 mJ/mm3), 工況2 次之(46.00 mJ/mm3),而工況1 最大(55.10 mJ/mm3)。 說(shuō)明以復(fù)合沖擊方式破巖最有利于巖石破碎, 提高破巖效率。

圖8 不同工況下的破巖比功Fig.8 MSE under different operation conditions

3 復(fù)合沖擊性能影響分析

3.1 轉(zhuǎn)速對(duì)復(fù)合沖擊的影響

轉(zhuǎn)速對(duì)復(fù)合沖擊破巖效果有重要影響, 轉(zhuǎn)速和沖擊作用參數(shù)之間存在一定的匹配關(guān)系。 在鉆壓為10 kN 時(shí), 不改變復(fù)合沖擊參數(shù), 分別對(duì)4 個(gè)不同轉(zhuǎn)速情況進(jìn)行仿真, 載荷設(shè)置如表2 所示。

表2 轉(zhuǎn)速對(duì)復(fù)合沖擊性能影響計(jì)算載荷工況Table 2 Load conditions for quantification of effects of rotation speed on composite impact performance

4 個(gè)工況下巖石的等效塑性應(yīng)變?cè)茍D如圖9 所示。 在工況1 和工況2 下, 由于轉(zhuǎn)速相對(duì)較低, 相同時(shí)間內(nèi)PDC 單齒切削行程未滿1 圈。 轉(zhuǎn)速越低,在相同時(shí)間內(nèi)PDC 齒的切削行程則越短, 然而復(fù)合沖擊頻率一定, PDC 齒在鉆壓、 扭矩以及復(fù)合沖擊作用下的等效塑性應(yīng)變峰值和在巖石表面產(chǎn)生的變形大致相同。 對(duì)于工況3 和工況4, 其轉(zhuǎn)速相對(duì)較大, PDC 齒較先完成第1 圈切削行程并開(kāi)始第2 圈的切削破巖。 在PDC 齒切削時(shí)間相同, 且在沖擊作用一定的情況下, 當(dāng)轉(zhuǎn)速高時(shí), 巖層未能得到充分的沖擊作用, 導(dǎo)致不能產(chǎn)生足夠的體積破碎; 而當(dāng)轉(zhuǎn)速低時(shí), 巖層可能受到過(guò)多的沖擊作用, 導(dǎo)致巖石存在重復(fù)破碎的情況。

圖9 不同轉(zhuǎn)速下的等效塑性應(yīng)變Fig.9 Equivalent plastic strain under different rotation speeds

PDC 齒侵入深度和巖石特定單元主應(yīng)力隨時(shí)間變化關(guān)系分別如圖10 和圖11 所示。

圖10 PDC 齒侵入深度隨時(shí)間變化圖Fig.10 Penetration depth of the PDC cutter vs. time

圖11 巖石特定單元應(yīng)力隨時(shí)間變化圖Fig.11 Stress of a given rock element vs. time

從圖10 可以看出, 隨著轉(zhuǎn)速的增大, PDC 齒的平均侵入深度先減小后增大。 轉(zhuǎn)速低時(shí), 巖層受到重復(fù)沖擊作用, 導(dǎo)致巖石存在重復(fù)破碎的情況,因此工況1 下的等效塑性應(yīng)變峰值最小, 產(chǎn)生的體積破碎更多, PDC 齒侵入巖石的深度更大; 轉(zhuǎn)速較高時(shí), PDC 齒較先完成第1 圈切削行程并開(kāi)始第2 圈的切削破巖, 所以在0.8 s 以后, 工況3 和4 的PDC 齒侵入深度逐漸增加, 且工況4 先于工況3 增加。 轉(zhuǎn)速越低, 相同時(shí)間內(nèi)切削的行程越短,工況1 和2 在1 s 內(nèi)未完成1 圈切削, 所以在工況3 和4 的侵入深度增加時(shí), 工況1 和2 穩(wěn)定不變。

由圖11 可知, 隨著轉(zhuǎn)速?gòu)?5 r/min 增加到55 r/min, 巖石受到的應(yīng)力反而減小, 當(dāng)轉(zhuǎn)速增大進(jìn)一步增加到65 和70 r/min, 巖石受到的應(yīng)力呈現(xiàn)出增大的趨勢(shì), 說(shuō)明轉(zhuǎn)速對(duì)復(fù)合沖擊破巖效果存在一個(gè)臨界值, 未達(dá)到這個(gè)值時(shí), 增大轉(zhuǎn)速反而會(huì)降低PDC 齒的破巖效率。

不同轉(zhuǎn)速下PDC 齒的破巖比功及其增長(zhǎng)率(以轉(zhuǎn)速60 r/min 為參考對(duì)象) 如圖12 所示。 4 個(gè)工況下的破巖比功分別為41.91、 42.34、 40.86 及39.20 mJ/mm3, 隨著轉(zhuǎn)速的增大, 破巖比功增大,破巖效率有所降低, 隨著轉(zhuǎn)速進(jìn)一步增加, 破巖效率有所提高。 因此選擇合適的轉(zhuǎn)速對(duì)于提高復(fù)合沖擊破巖效率具有重要意義。

圖12 不同轉(zhuǎn)速下的破巖比功Fig.12 MSE under different rotation speeds

3.2 鉆壓對(duì)復(fù)合沖擊的影響

在常規(guī)鉆進(jìn)時(shí), 鉆壓是影響破碎巖石的主要參數(shù)。 在轉(zhuǎn)速為60 r/min 時(shí), 不改變復(fù)合沖擊參數(shù),分別對(duì)4 個(gè)不同鉆壓的情況進(jìn)行模擬仿真, 載荷設(shè)置如表3 所示

表3 鉆壓對(duì)復(fù)合沖擊性能影響計(jì)算載荷工況Table 3 Load conditions for quantification of effects of WOB on composite impact performance

4 個(gè)工況下巖石的等效塑性應(yīng)變?cè)茍D如圖13所示。 隨著鉆壓的增大, 雖然4 種工況下的等效塑性應(yīng)變峰值相差不大, 但是工況1、 2 和工況3、 4是2 種截然不同的破巖效果。 可見(jiàn), 鉆壓對(duì)復(fù)合沖擊下破巖效果的影響十分明顯, 而且其影響存在一個(gè)水平值, 當(dāng)鉆壓超過(guò)該值, 破巖效果將達(dá)到另一種效果, 將在巖石模型上留下明顯的切削痕跡。

圖13 不同鉆壓下巖石等效塑性應(yīng)變Fig.13 Equivalent plastic strain of rocks under different WOBs

PDC 齒侵入深度和巖石特定單元應(yīng)力隨時(shí)間變化的關(guān)系分別如圖14 和圖15 所示。

圖14 PDC 齒侵入深度隨時(shí)間變化圖Fig.14 Penetration depth of the PDC cutter vs. time

圖15 巖石特定單元主應(yīng)力隨時(shí)間變化圖Fig.15 Principal stress of a given rock element vs. time

鉆壓對(duì)于PDC 齒侵入深度的影響十分明顯,隨著鉆壓的增大, PDC 齒侵入深度增大, 并且呈現(xiàn)一定的規(guī)律性。 在工況1 和工況2 下, PDC 齒侵入巖石深度隨時(shí)間變化規(guī)律相似; 而在工況3 和工況4 下, PDC 齒侵入巖石深度隨時(shí)間變化規(guī)律亦較為相似, 可見(jiàn)存在一個(gè)鉆壓水平值, 當(dāng)鉆壓超過(guò)該值時(shí), PDC 齒侵入深度將達(dá)到另一個(gè)梯度值,從平均侵入深度1.5 mm 增大到3.0 和5.0 mm。 從圖15 可以看出, 在未達(dá)到鉆壓影響水平值前, 隨著鉆壓的增加, 應(yīng)力反而減小; 當(dāng)超過(guò)影響水平值后, 隨著鉆壓增加, 應(yīng)力也隨之增加, 且工況1 和2 下應(yīng)力變化趨勢(shì)相似, 工況3 和4 下應(yīng)力變化趨勢(shì)亦較為相似。

這與PDC 齒侵入巖石深度的變化有直接關(guān)系,PDC 齒侵入深度與巖石特定單元的應(yīng)力隨時(shí)間變化呈正相關(guān)性, 當(dāng)侵入深度增大時(shí), PDC 齒切削的巖石體積增大, 故巖石上的應(yīng)力增大。

不同鉆壓下PDC 齒破巖的破巖比功及其增長(zhǎng)率(以鉆壓10 kN 為參考對(duì)象) 如圖16 所示。 4個(gè)工況下的破巖比功分別為51.04、 46.24、 36.09及34.51 mJ/mm3; 隨著鉆壓的增大, 破巖比功減小, 破巖效率提高。 正是因?yàn)榇嬖谝粋€(gè)鉆壓水平值, 4 個(gè)工況下的破巖比功呈現(xiàn)不同的2 個(gè)水平等級(jí)。 工況1 和工況2 的破巖比功明顯高于工況3 和工況4, 且工況3 與工況4 的破巖比功差距小于工況1 與工況2 的破巖比功差距。

圖16 不同鉆壓下的破巖比功Fig.16 MSE under different WOBs

4 結(jié)束語(yǔ)

軸向沖擊與扭向沖擊鉆井技術(shù)相較于無(wú)沖擊鉆井, 在破巖方面發(fā)揮了一定作用, 破巖效率得到了一定提升, 但是針對(duì)現(xiàn)在淺地層向深地層發(fā)展的趨勢(shì), 在其他條件相同的條件下, 復(fù)合沖擊下的破巖比功相較于無(wú)沖擊降低了28%, 較軸向沖擊降低了7%, 以復(fù)合沖擊破巖方式破巖效率最高。 根據(jù)仿真結(jié)果得出以下結(jié)論: ①巖石在復(fù)合沖擊作用下, 鉆壓對(duì)PDC 齒破巖效率影響較大, 且存在明顯差異, 增大鉆壓有利于破碎巖石; ②轉(zhuǎn)速對(duì)復(fù)合沖擊破巖效率存在一個(gè)臨界值, 未達(dá)到這個(gè)值時(shí),增大轉(zhuǎn)速反而會(huì)降低PDC 齒的破巖效率。 因此,選取一個(gè)合理區(qū)間的鉆壓和轉(zhuǎn)速值以保證各工作參數(shù)相匹配, 可提高工作效率, 達(dá)到最佳的破巖效果。