高頻液力扭力沖擊器設計與試驗研究

趙建軍，崔曉杰，趙晨熙，胡 亮，尹慧博，馬蘭榮

（中國石化石油工程技術研究院，北京 100101）

隨著油氣開發(fā)的逐漸深入，陸地淺層油氣資源開始逐漸枯竭，勘探目標逐漸轉向深部地層，巖石硬度、抗壓抗剪強度以及研磨性成倍增加，PDC鉆頭鉆進過程中極易產(chǎn)生黏滑現(xiàn)象，導致機械鉆速急劇下降[1，2]。為提高鉆井效率，近年來國內(nèi)外研究人員在優(yōu)快鉆井技術方面進行了大量研究[3-7]，查春青等提出一種復合沖擊鉆具[8]，并進行了現(xiàn)場試驗；劉彪等利用扭力沖擊器與PDC鉆頭配合使用，在順北區(qū)塊形成超深小井眼水平井優(yōu)快鉆井技術[9]；田家林、齊列鋒和鄢光紅等研究了扭力沖擊器的運動特性[10-12]，扭力沖擊器作為一種以鉆井液為動力源，把液壓能轉化為機械能的容積式井下動力輔助鉆具，配合PDC鉆頭使用，可對鉆頭施加周向往復的扭矩脈沖，當與鉆柱穩(wěn)態(tài)鉆進扭矩相疊加時，能對鉆頭施加高效的破巖扭矩，大幅度減小或消除鉆頭的黏滑振動，在保證井身質量的同時提高機械鉆速，延長鉆頭壽命。

但以上學者對扭力沖擊器的理論建模分析較少，缺乏對沖擊扭矩等關鍵參數(shù)的試驗研究，為此，本文以高頻液力扭力沖擊器為研究對象，深入探究其內(nèi)部結構及工作機理，基于流體傳動與工程力學等相關知識，建立了扭力沖擊器液壓系統(tǒng)與動力學模型，并對該模型進行了必要簡化及計算分析，得到關鍵零部件水力參數(shù)與扭轉沖擊性能的對應關系，并基于扭力沖擊器地面性能測試試驗臺，完成高頻液力扭力沖擊器樣機地面性能測試。在節(jié)流壓差約為3 MPa時，沖擊扭矩高達850 N·m，沖擊頻率約13 Hz，該扭矩沖擊器能夠為鉆頭提供額外的高頻扭力沖擊，輔助鉆頭破巖，提高破巖效率，大幅提高深層鉆井機械鉆速，縮短鉆井周期，降低鉆井成本，具有較好的市場應用前景。

1 液力扭力沖擊器結構及工作原理

液力扭力沖擊器總體結構（見圖1），液力扭力沖擊器主要由外殼和扭轉沖擊本體組成，二者通過防脫機構連接，扭轉沖擊本體從左到右依次由防砂套、導流套、碟簧、推力軸承、端蓋、支撐套、座體、沖擊錘、啟動錘和噴嘴組成。此外，為了降低扭力沖擊器內(nèi)部動力部件運行摩阻和沖擊扭矩損耗，在工具內(nèi)部裝有推力軸承和滾針軸承。

液力扭力沖擊器通過內(nèi)部流體驅動，一部分鉆井液流經(jīng)主流道節(jié)流噴嘴，產(chǎn)生節(jié)流壓差，另一部分鉆井液經(jīng)防砂支撐套過濾后進入扭力沖擊器內(nèi)部液壓腔，驅動啟動錘和沖擊錘扭轉運動，從而產(chǎn)生沖擊扭矩。具體工作機理（見圖2），沖擊錘作用面兩側對稱分布有高、低壓鉆井液，在液壓力的作用下，沖擊錘帶動啟動錘逆時針轉動，當沖擊錘轉動到終止位置時停止，完成第一階段扭轉沖擊；而啟動錘在自身慣性及其所受液壓力的作用下，繼續(xù)逆時針轉動，直至完成沖擊錘作用面兩側高、低壓液腔切換，在液壓力的作用下，沖擊錘帶動啟動錘順時針轉動，當沖擊錘轉動到終止位置時停止，完成第二階段扭轉沖擊，依次類推，最終產(chǎn)生連續(xù)、均勻、穩(wěn)定的高頻扭轉沖擊。

2 模型簡化與分析

為便于液力扭力沖擊器數(shù)學模型簡化計算，對該模型提出以下假設條件：

圖1 液力扭力沖擊器總體結構圖Fig.1 The overall structure drawing of hydraulic torsional impactor

圖2 液力扭力沖擊器工作機理Fig.2 The work mechanism of hydraulic torsional impactor

（1）忽略啟動錘和沖擊錘運動過程中的摩擦力；

（2）主流道和旁通流道節(jié)流口流量系數(shù)近似相等；

（3）沖擊錘在壓差作用下迅速加速之后以勻速運動，旁通流道流量保持穩(wěn)定，此時，沖擊錘兩側壓力近似相等，有 pc≈p1。

基于此，泵入排量與主流道節(jié)流壓差的關系可等效為：

通過計算得到主流道節(jié)流口不同直徑時節(jié)流壓差隨泵入排量的變化曲線（見圖3）。

主流道和旁通流道的平均流速為：

沖擊錘的平均角速度為：

沖擊錘撞擊前的平均動能為：

沖擊錘撞擊及啟動錘換向的總運動時間為：

根據(jù)能量守恒定律，儲存在彈性體內(nèi)的應變能U在數(shù)值上等于沖擊錘撞擊前的平均動能W，（忽略能量損失）即U=W。

圖3 不同節(jié)流口直徑時節(jié)流壓差隨泵入排量的變化曲線Fig.3 The variation curve of throttle pressure difference with pump flow at different diameter of orifice

其中：σr－撞擊面產(chǎn)生的正應力，Pa；Fr－撞擊面產(chǎn)生的沖擊內(nèi)力，N；Mr-撞擊面產(chǎn)生的沖擊扭矩，N·m；Δθ-撞擊面產(chǎn)生的應變量；E-工具材料的彈性模量，Pa。

通過計算得到主流道節(jié)流口不同直徑時沖擊扭矩隨泵入排量的變化曲線（見圖4）。

由圖3可知，在鉆井液密度、節(jié)流口流量系數(shù)近似不變的情況下，主流道節(jié)流壓差與泵入排量呈二次函數(shù)關系，主流道節(jié)流口直徑越小，節(jié)流壓差增長越快；由圖4可知，在啟動錘、沖擊錘和節(jié)流口結構尺寸不變的情況下，沖擊扭矩與泵入排量呈線性關系，主流道節(jié)流口直徑越小，對應斜率越大，沖擊扭矩增長越快。

3 試驗研究

為了驗證高頻液力扭力沖擊器數(shù)學模型的正確性，分析其地面扭轉沖擊特性，搭建了扭力沖擊器地面性能評價試驗平臺，試驗方案原理圖及實物圖（見圖5，圖6）。泥漿泵泵入鉆井液驅動工具高頻扭轉沖擊，可實現(xiàn)長時間不間斷地循環(huán)測試，通過示波器可實時顯示扭矩傳感器所采集的沖擊扭矩及其頻率，通過壓力表和流量計獲取泵送排量及節(jié)流壓差。

圖4 不同節(jié)流口直徑時沖擊扭矩隨泵入排量的變化曲線Fig.4 The variation curve of impact torque with pump flow at different diameter of orifice

圖5 扭力沖擊器地面試驗方案原理圖Fig.5 The ground test scheme of hydraulic torsional impactor

圖6 扭力沖擊器地面試驗實物圖Fig.6 The ground test picture of hydraulic torsional impactor

基于扭力沖擊器地面性能試驗平臺，選取主流道節(jié)流口直徑為16 mm，測量得到主流道節(jié)流壓差隨泵入排量的變化曲線，并與模型簡化計算值進行了對比分析（見圖7），理論計算值與實際測量值曲線相仿，最大偏差小于12%，初步驗證了扭力沖擊器數(shù)學模型的正確性。為進一步分析扭力沖擊器的沖擊特性，選取主流道節(jié)流口直徑為12 mm，測量得到節(jié)流壓差、沖擊扭矩以及沖擊頻率隨泵入排量的變化曲線（見圖8），當泵入排量接近1.4 m3/min時，節(jié)流壓差約為3 MPa，沖擊頻率約為13 Hz，沖擊扭矩可達 850 N·m，與簡化模型理論計算結果較為吻合，可有效抑制深部硬地層鉆頭黏滑振動，提高鉆井效率，滿足現(xiàn)場入井試驗要求。

4 結論

（1）高頻液力扭力沖擊器可以提供附加沖擊扭矩，有效抑制PDC鉆頭鉆進時存在的黏滑現(xiàn)象，提高機械鉆速，縮短鉆井周期，在當前全世界油價低迷的形勢下，降本增效的需求日益突出，我國進行鉆井提速工具方面的研究顯得尤為必要。

（2）分析了高頻液力扭力沖擊器的總體結構和工作原理，運用流體力學等相關知識建立了扭力沖擊器數(shù)學模型，并基于假設條件進行了數(shù)學模型的簡化和計算。

（3）搭建了高頻液力扭力沖擊器地面性能評價試驗平臺，測量分析了扭力沖擊器節(jié)流壓差、沖擊扭矩以及沖擊頻率隨泵入排量的變化曲線，驗證了扭力沖擊器數(shù)學模型的正確性。選取主流道節(jié)流口直徑為12 mm，當泵入排量接近1.4 m3/min時，節(jié)流壓差約為3 MPa，沖擊頻率約為13 Hz，沖擊扭矩可達850 N·m，高頻液力扭力沖擊器可有效抑制深部硬地層鉆頭黏滑振動，提高鉆井效率，具有廣闊的市場應用前景。

圖7 節(jié)流壓差隨泵入排量變化的對比分析圖Fig.7 The contrast analysis diagram of pressure difference changes as a function of pump flow

圖8 扭力沖擊器沖擊特性曲線Fig.8 The impact characteristic curves of hydraulic torsional impactor

［1］楊頡.PDC鉆頭減振輔助破巖工具的研究與應用［D］.荊州：長江大學，2014.

［2］鄭瑞強.液動旋沖工具的研制［J］.石油機械，2017，45（1）：30-33.

［3］田家林，李友，余長柏，等.鉆井減摩振蕩器工作特性研究與試驗分析［J］.機械設計，2015，32（11）：68-73.

［4］田家林，楊志，楊琳，等.新型鉆井振蕩器工作原理與振動特性研究［J］.中國機械工程，2015，26（21）：2946-2951.

［5］李琴，謝豆，黃志強，等.硬地層復合鉆頭破巖特性與提速機理研究［J］.機械科學與技術，2017，36（3）：347-353.

［6］DEPOUHON A，DETOURNAY E.Instability Regimes and Self-excited Vibration in Deep Drilling Systems［J］.Journal of Sound and Vibration，2014，333（7）：2019-2039.

［7］張元志.射吸式液動沖擊器的優(yōu)化設計［D］.西安：西安石油大學，2015.

［8］查春青，柳貢慧，李軍，等.復合沖擊鉆具的研制及現(xiàn)場試驗［J］.石油鉆探技術，2017，45（1）：57-61.

［9］劉彪，潘麗娟，張俊，等.順北區(qū)塊超深小井眼水平井優(yōu)快鉆井技術［J］.石油鉆探技術，2016，44（6）：11-16.

［10］田家林，朱永豪，吳純明，等.新型扭力沖擊器的運動特性研究［J］.機械設計與制造，2016，（3）：75-78.

［11］齊列鋒.新型液壓式扭力沖擊器設計與動力仿真［D］.荊州：長江大學，2016.

［12］鄢光紅.液動扭力沖擊器動力沖擊裝置模型的研究［D］.烏魯木齊：新疆大學，2015.