可旋轉鉆柱定向鉆進工具設計及測試

鄭德帥

（1. 中國石化石油工程技術研究院，北京 102206；2. 頁巖油氣富集機理與有效開發國家重點實驗室，北京 102206）

隨著低滲透、非常規油氣資源的不斷開發，長水平段水平井應用越來越廣泛。鉆水平井時，通常采用螺桿鉆具進行滑動定向鉆進，來控制井眼軌跡，但滑動定向鉆進時，鉆柱摩阻扭矩大，易出現托壓現象，導致機械鉆速降低[1-3]。通常情況下，滑動鉆進時的機械鉆速為復合鉆進時的1/3～1/2[4]。

為了解決滑動鉆進時的托壓問題，提高滑動鉆進機械鉆速，國內外學者研究并提出了各種降阻技術方法，并進行了應用，取得了良好的效果，但同時也具有各自的局限性[5-16]。提高復合鉆進比例，降低滑動鉆進比例，可大幅度提高鉆井速度，但復合鉆進時井眼軌跡控制能力降低[5]。目前，水力振蕩器應用范圍較廣，并且取得了一定的效果，但影響范圍小、降阻效果不明顯，并且水力壓耗大[6-8]。旋轉導向技術克服了滑動導向技術的不足，機械鉆速高，但其使用及維護成本高，不利于降低鉆井成本[9-12]。鉆柱旋轉可大幅度降低軸向摩阻，避免托壓現象[13-14]。螺桿鉆具已應用成熟且成本低，但進行定向鉆進時不能旋轉鉆柱。為解決使用螺桿鉆具定向鉆進時不能旋轉鉆柱的問題，基于鉆柱旋轉降阻提速原理，筆者設計了可旋轉鉆柱滑動鉆進工具（rotary slide drilling，RSD）。該工具既能保證螺桿鉆具滑動定向鉆進，又能旋轉RSD以上的大部分鉆柱。

1 RSD的降阻功能及結構設計

RSD與螺桿鉆具配合使用，安放在螺桿鉆具和無磁鉆鋌以上的位置，如圖1所示。為在滑動定向鉆進時實現旋轉鉆柱的功能，RSD需要產生可以抵消螺桿鉆具反扭矩的扭矩，來保持工具面穩定，實現降低螺桿鉆具滑動定向鉆進時摩阻的目的。

圖1 RSD的安放位置示意Fig.1 The position of RSD tool

采用鉆具組合φ215.9 mm鉆頭+φ165.1 mm螺桿鉆 具+φ165.1 mm無磁鉆鋌+φ127.0 mm鉆桿×10根+φ171.5 mm RSD+φ127.0 mm鉆桿，對于相同的井身結構和井眼軌跡，利用Landmark軟件計算水平段鉆至1 000.00 m長時的摩阻，采用常規螺桿滑動鉆進時的摩阻為250 kN，而采用RSD滑動鉆進時的摩阻只有22 kN。

根據RSD的功能要求，設計了工具結構，如圖2所示。RSD的基本結構由推力軸承和摩擦扭矩部件組成：推力軸承承受工作時的鉆壓及軸向拉力；摩擦扭矩部件包括彈簧和摩擦部件，可以在旋轉時產生一個恒定的摩擦扭矩，利用彈簧的規格和壓縮程度調節摩擦扭矩的大小。

RSD的上接頭與鉆桿連接，下接頭與無磁鉆鋌和螺桿鉆具連接。當鉆桿順時針旋轉時，RSD就會對螺桿的外殼產生一個順時針的扭矩，經過調節彈簧和摩擦部件，使RSD產生的扭矩抵消螺桿的反扭矩，從而達到鉆柱旋轉時穩定工具面的目的。

圖2 RSD的基本結構Fig. 2 Basic structure of RSD tool

2 RSD的工作原理

RSD要平衡螺桿鉆具反扭矩，就必須能產生大小相等、方向相反的扭矩。螺桿鉆具的反扭矩隨鉆壓增大而增大，且呈現振動狀態，這就要求在正常鉆壓范圍內，RSD產生的扭矩曲線與螺桿反扭矩曲線存在交點，因此將RSD產生的扭矩設計為一恒定值，不管螺桿反扭矩隨著鉆壓如何變化，都會存在一個交點，最終實現平衡螺桿反扭矩的目標。

綜上分析得知，在RSD扭矩TS、螺桿鉆具反扭矩Tp及鉆柱與井壁摩擦扭矩Tf的共同作用下，可以使工具面角長時間保持穩定，即：

式中：θ為工具面角，rad；TS為RSD扭矩，N·m；Tp為螺桿鉆具反扭矩，N·m；Tf為鉆柱與井壁的摩擦扭矩，N·m；t為時間；C為常數。

2.1 BHA井底扭轉振動模型

為了分析鉆柱在RSD扭矩和螺桿扭矩作用下的動力學特性，將RSD以下的鉆具組合簡化為一個整體（BHA），首先根據扭矩和轉動慣量計算出BHA的角加速度，對其進行積分，可得不同時間下的工具面角：

其中，BHA的摩擦扭矩Tf(t）為：

式中：mi為BHA第i個單元的質量，kg；ri為BHA第i個質量單元到轉軸的垂直距離，m；m為BHA的質量，kg；g為重力加速度，m/s2；μ為BHA與井壁的摩擦因數，一般取0.3；R為BHA的半徑，m；vp為機械鉆速，m/s；ω(t)為BHA的角速度，rad/s。

正常鉆進時，由于鉆柱的振動及地層的非均質性，鉆頭的破巖扭矩是劇烈變化的，難以進行理論計算，根據現場使用井下參數記錄儀Blackbox測得的井下數據及地面數據，反演螺桿鉆具的反扭矩（φ215.9 mmPDC鉆頭）為：

式（4）是基于φ215.9 mmPDC鉆頭正常鉆進（鉆壓60～80 kN）測得的數據反演出的，揭示了破巖扭矩的平均值、振幅及頻率等基本特征，可基本反映破巖扭矩的振動狀態，因此可以用其分析RSD正常鉆進時的工作原理。式（4）的缺點是無法反映鉆壓從零加載至正常值過程中扭矩的變化。

2.2 影響因素分析

利用上述BHA井底扭轉振動模型，可研究RSD扭矩、BHA長度及規格對工具面角的影響。下面以BHA為φ215.9 mm鉆頭×0.30 m+φ165.1 mm螺桿鉆具×8.50 m+φ165.1 mm無磁鉆鋌×18.20 m +φ171.5 mmRSD×3.00 m為例進行模擬分析。

模擬時輸入的參數：機械鉆速15 m/h，摩擦因數0.3，BHA長度30 m，BHA的平均外徑165.1 mm、平均內徑72.0 mm，BHA平均線質量130 kg/m。

模擬了RSD扭矩為2 800，2 858和2 900 N·m時，工具面角20 s內的變化情況，結果見圖3。從圖3可以看出：當RSD扭矩為2 858 N·m時，工具面角上下波動，但波峰波谷保持不變，因此處于動態平衡狀態；當RSD扭矩為2 800 N·m時，工具面角逐漸減小；當RSD扭矩為2 900 N·m時，工具面角逐漸增大。RSD扭矩為2 800和2 900 N·m時都處于不平衡狀態，但可以利用不平衡狀態調整工具面角。

圖3 不同RSD扭矩下工具面角隨時間的變化Fig.3 The change of toolface azimuth with time under different torque of RSD tool

當RSD扭矩為2 858 N·m時，螺桿鉆具處于動態平衡狀態，雖然工具面角不發散，但處于左右搖擺狀態。BHA中螺桿、無磁鉆鋌的長度和規格由鉆井工藝決定，一般無法改變，但RSD的位置可調。由式（3）可知，對于相同尺寸的鉆頭、螺桿鉆具和鉆桿，RSD與螺桿鉆具間的距離越大，BHA的轉動慣量越大，與井壁的摩擦扭矩越大。

利用上節模型，模擬了RSD與螺桿鉆具之間加入不同長度鉆桿后工具面角20 s內的變化情況，結果見圖4（圖4中，鉆具組合1為φ215.9 mm鉆頭×0.30 m+φ165.1 mm螺桿鉆具×8.50 m+φ165.1 mm無磁鉆鋌×18.20 m+φ127.0 mm鉆桿×108.00 m+φ171.5 mm RSD×3.00 m；鉆具組合2為φ215.9 mm鉆頭×0.30 m+φ165.1 mm螺桿鉆具×8.50 m+φ165.1 mm無磁鉆鋌×18.20 m+φ127.0 mm鉆桿×72.00 m +φ171.5 mm RSD×3.00 m；鉆具組合3為φ215.9 mm鉆頭×0.30 m+φ165.1 mm螺桿鉆具×8.50 m+φ165.1 mm無磁鉆鋌×18.20 m+φ127.0 mm鉆桿×36.00 m+φ171.5 mm RSD×3.00 m）。由圖4可以看出，當RSD與螺桿鉆具間的距離由54.20 m增至126.20 m后，工具面角變化幅度由85°降為12°，表明RSD的安放位置對于工具面角的擺動具有重要影響。

圖4 RSD不同安放位置下工具面角隨時間的變化Fig.4 The chane of toolface azimuth with time at different positions of RSD tool

綜上分析，RSD要實現旋轉鉆柱滑動定向鉆進，需要滿足以下2個條件：

1）RSD輸出的扭矩能夠使螺桿鉆具工具面左右搖擺幅度一致。RSD輸出扭矩與螺桿鉆具的扭矩振動參數有關，可根據BHA扭轉動力學模型計算。

2）RSD安放位置要合理。RSD輸出扭矩與破巖時螺桿反扭矩差值一定時，較長的鉆具具有較大的轉動慣量和摩擦阻力，可有效減小螺桿左右搖擺的幅度。RSD的安放位置應根據BHA扭轉動力學模型計算結果來確定。

3 RSD原理樣機測試

RSD測試的關鍵是模擬螺桿鉆具反扭矩的振動。圖5所示為RSD功能測試裝置，其模擬螺桿鉆具反扭矩振動的原理是，電動機通過與減速器、磁粉離合器配合，輸出變化且可控的轉速和扭矩。利用磁粉離合器調節扭矩，首先根據磁粉離合器的性能參數建立扭矩與電流的關系，利用井下實際扭矩的分析結果，在工控機上進行編程，通過控制電流來控制磁粉離合器輸出的扭矩。

圖5 RSD功能測試裝置Fig.5 Function test of RSD tool

模擬螺桿反扭矩的波動范圍為0～200 N·m，振動頻率為1 Hz。RSD原理樣機產生75 N·m的扭矩，模擬螺桿反扭矩在70～90和60～90 N·m振動，振動狀態為鋸齒狀。

當螺桿反扭矩在70～90 N·m振動時，其平均值為80 N·m，高于RSD原理樣機產生的扭矩（75 N·m），此時RSD原理樣機的外殼（相當于實鉆過程中的螺桿鉆具外殼）出現反轉，工具面角隨時間增長逐漸減?。ㄈ鐖D6（a）所示），工具面角平均值從20°降至-40°左右。

圖6 不同反扭矩條件下工具面角的變化Fig.6 The change of toolface azimuth under different antitorque

當螺桿反扭矩在60～90 N·m振動時，其平均值為75 N·m，與RSD原理樣機產生的扭矩大小相等、方向相反。因此RSD原理樣機的外殼出現了左右振動幅度相當的振動，雖然振動很激烈，但工具面角基本在0°～60°范圍波動（如圖6（b）所示），工具面角隨著時間增長保持相對穩定，說明RSD可以保持工具面動態穩定。

4 現場測試

RSD工程樣機在中海石油的試驗井進行了測試，測試時長48 h。該試驗井井深539.25 m，井斜角28.7°。測試鉆具組合按理論分析組裝：φ215.9 mm鉆頭+φ165.1mm螺桿鉆具+φ165.1 mm無磁鉆鋌（MWD）+φ127.0 mm鉆桿×10根+φ171.5 mm RSD+φ127.0 mm鉆桿。鉆井參數：鉆壓10～80 kN，轉速10 r/min，排量15～25 L/s。

測試過程中，RSD的強度滿足要求，其潤滑系統運轉正常。根據MWD的測量結果，繪制了工具面角與鉆壓的關系曲線，見圖7。從圖7可以看出：鉆壓在10～30 kN范圍內，隨著鉆壓增大，工具面角增大，說明RSD產生的扭矩高于螺桿反扭矩；鉆壓在30～60 kN范圍內，工具面穩定，說明RSD產生的扭矩與螺桿反扭矩大小近似相等；鉆壓在70～80 kN范圍內，隨著鉆壓增大，工具面角逐漸減小，說明RSD產生的扭矩小于螺桿反扭矩。由此可知，在特定鉆壓范圍內，RSD可實現鉆柱旋轉、螺桿定向的功能，初步達到了設計目標。

圖7 鉆壓對工具面角的影響Fig.7 Effect of weight on bit（WOB） on toolface azimuth

5 結論與建議

1）定向鉆進可旋轉鉆柱降阻工具利用旋轉鉆柱減小軸向摩擦力，是一種用于解決鉆壓傳遞、提高機械鉆速的工具。

2）基于BHA的扭轉動力學模型分析得知，RSD實現降阻功能的必要條件為平衡螺桿反扭矩和安放位置合理。

3）室內及現場測試證明，利用RSD可以在旋轉鉆柱條件下穩定螺桿工具面。

4）定向鉆進可旋轉鉆柱降阻工具目前還處于探索階段，需要繼續對其結構進行優化，以提高其性能、延長其使用壽命。