扭轉式機械振蕩器的研制與應用效果評價

王方祥，楊 鑫，任健偲,蔡曉偉,張建山，張 乾

1中國石油渤海鉆探工程公司井下技術服務公司 2中國石油渤海鉆探工程有限公司第二鉆井工程分公司 3中國石油渤海鉆探井下作業分公司試油工程作業部 4中國石油渤海鉆探工程公司第二錄井分公司

0 引言

為了滿足油氣勘探開發的需求，長水平段的水平井數量逐漸增多[1]。利用連續油管在長水平井段施工時，由于管柱本體螺旋變形，使得其與井壁的摩擦力增加，施加在管柱上的鉆壓被摩擦力抵消，導致不能在水平段推進，形成自鎖現象[2]。如四川頁巖氣H23平臺的3口上傾井，水平井段平均長度1 900 m，平均井斜102.13°，連續油管無法下至預定位置，距離最長達750 m，嚴重影響施工進度和施工質量。

目前，為了提高管柱在水平井段的推進能力，一般從液體環境和管柱結構兩方面入手。改變液體環境即向井內泵注金屬降阻劑，改變管柱與套管間的摩擦系數[3-4]，但金屬降阻劑造價高，用量大，然而作用有限，給降本增效帶來較大壓力。改善管柱結構即在入井管柱上安裝螺桿水力振蕩器[5]，利用液體流通面積周期性的改變產生壓力激動，對管柱產生振動載荷，從而降低管柱與井壁間的摩擦力[6]。鉆井過程中常使用水力振蕩器解決水平井段高摩阻的問題，吳志勇[7]、王建龍[8]等學者對水力振蕩器的結構、性能及關鍵技術參數進行了系統的研究，歐陽勇等[9]利用理論計算的方法優化了水力振蕩器的安放位置。調研發現，水力振蕩器的使用效果主要受泵壓、排量、液體性能的影響，鉆井中一般使用152 mm外徑的大螺桿，排量為16～20 L/s，能夠起到較好的降阻效果。但連續油管施工中一般使用73 mm外徑的小螺桿，排量為5～8 L/s。在該工況下，水力振蕩器的振蕩強度不足，適用性較差，對于較長的水平井段未能達到理想的應用效果。

為此，本文摒棄水力振蕩器的固有思路，結合彈簧蓄能和齒形交錯結構，研制了一種扭轉式機械振蕩器，基于沖擊動力學理論建立了其沖擊載荷的計算模型，結合管柱的螺旋屈曲摩阻模型，分別計算了同工況下光管柱、安裝水力振蕩器、安裝機械振蕩器的連續油管在水平段的極限推進深度，并介紹了扭轉式機械振蕩器在頁巖氣井的應用效果。

1 扭轉式機械振蕩器的結構及原理

井下振蕩器使管柱因振蕩產生軸向運動，從而降低與井壁之間的摩擦力[10-11]。齒形交錯的機械結構能夠利用兩齒的嚙合和交錯，將旋轉運動改變為軸向運動，加之彈性元件的蓄能，使嚙合過程存在較強的沖擊運動，從而實現管柱的軸向振動。

1.1 結構設計

扭轉式機械振蕩器的結構如圖1所示，主要包括上接頭、短螺桿、轉接頭、旋轉傳動軸、扶正軸承、彈性元件、沖擊體、受沖體和下接頭。工具內短螺桿的轉子通過轉接頭連接旋轉傳動軸,轉接頭為萬向軟連接接頭，具有一定的軸向活動空間。旋轉傳動軸內為流道結構，可為液體提供向下流動的通道。在旋轉傳動軸的中間部位安裝扶正軸承，保證旋轉運動的穩定性，底部套入彈性元件后，安裝沖擊體，并使彈性元件處于壓縮狀態。彈性元件為彈簧蓄能結構，根據齒形交錯結構的軸向運動距離(齒高)及使用工況確定彈簧性能及預緊力。在工具外筒的最下部，通過花鍵結構套裝受沖體，使得受沖體能夠沿軸向運動而不能旋轉。沖擊體的下端和受沖體上端為相互嚙合的齒形結構，在受沖體的下部連接下接頭，中間留有一定的軸向運動空間。

圖1 機械振蕩器的結構示意圖

1上接頭 2短螺桿 3轉接頭 4旋轉傳動軸 5扶正軸承 6彈性元件 7沖擊體 8受沖體 9下接頭

1.2 工作原理

扭轉式機械振蕩器的工作原理如圖2所示。

圖2 機械振蕩器的工作原理圖

當地面泵注的流體流過短螺桿時，使轉子旋轉，從而帶動轉接頭和旋轉傳動軸旋轉，進一步帶動底部的沖擊體相對受沖體旋轉。旋轉過程中，兩者的齒形結構相互交錯、嚙合。由于限制了受沖體的旋轉運動，在兩者齒形結構交錯時，沖擊體沿受沖體的齒面向上爬升，從而壓縮已經蓄能的彈性元件，使其進一步蓄能。當到達兩齒交錯的頂端后，彈性元件突然釋放，在彈力推動下，沖擊體向下沖擊受沖體，使其帶動下接頭及之后的工具串產生軸向運動，此時兩者齒形結構相互嚙合。之后，沖擊體繼續沿齒面爬升，重復交錯和嚙合過程，從而形成周期性的軸向振動，解除連續油管的自鎖現象，延長其在長水平井段的推進距離。

2 工具沖擊載荷的計算

扭轉式機械振蕩器的軸向振動為純機械運動，其沖擊載荷受泵壓、排量等流體參數的影響較小，主要受彈性元件預緊力、齒高度和齒形輪廓的影響。

沖擊體在彈力作用下沖擊受沖體，加速過程需滿足：

(1)

式中：m—沖擊體的質量，kg；s—沖擊體的位移，m；t—時間，s；KT—彈性剛度，N/m；L1—彈性元件壓縮量，m。

求解可得沖擊體的位移函數和速度函數。而沖擊體的最大位移即為齒的高度，代入速度函數即可獲得沖擊體的最大沖擊速度。

(2)

式中：vmax—沖擊體的最大沖擊速度，m/s；H—齒高度，m。

在沖擊過程中作用力可由動力學理論表達為：

(3)

式中：F—沖擊載荷，N；δ—受沖體的波阻，kg/s；vs—受沖體的瞬時速度，m/s；vc—沖擊體的瞬時速度，m/s；Kc—齒面變形系數，N/m。

整合得到二階微分方程：

(4)

求解可得沖擊載荷函數F(t)：

(5)

而沖擊體的最大沖擊速度為該函數的初始條件，代入即可獲得最大沖擊載荷。

(6)

3 連續油管極限推進深度

當連續油管在水平井段發生自鎖時，管柱的軸向載荷小于等于庫倫摩擦力，此時所對應的深度即為連續油管的極限推進深度。

3.1 螺旋屈曲摩阻模型

連續油管在井筒內發生螺旋屈曲，根據非線性接觸的間隙元理論，綜合考慮井眼軌跡、連續油管物理性質、管柱間的接觸摩擦力和井筒內液體阻力，獲得計算庫倫摩擦力的螺旋屈曲摩阻模型[12]。

(7)

式中：Fc—庫倫摩擦力，N；E—連續油管的彈性模量，Pa；I—連續油管的截面慣性矩，m4；G—單位長度連續油管的浮重，N/m；α—井斜角，(°)；r—環空半徑間隙，m；Lmax—連續油管在水平井段極限推進深度，m。

3.2 光管柱軸向載荷

光管柱指的是連續油管管柱中不安裝任何的振蕩器,此時連續油管的軸向載荷即為井口釋放懸重所傳遞至管柱末端的軸向力。根據文獻[13]的研究結果可知：

(8)

式中：μ—管壁間的摩擦系數；σ—連續油管的屈服強度，Pa；h—施工井的垂深，m；其他參數同上。

3.3 水力振蕩器沖擊載荷

根據LuGre模型[14]，結合連續油管在水力振蕩器作用下的瞬時運動方程，由振動幅度、振動強度和振動頻率表達其沖擊載荷為[15]：

(9)

式中：B=Xcosωt；C=Xsinωt；X—振動幅度，m；ω—螺桿轉速，r/s；t—時間，s；ξ—剛性系數，N/m；p—施工泵壓，Pa；Fq—振動強度，N；k—振動頻率，Hz；Q—施工排量，m3/s。

3.4 實例計算

長寧、威遠地區頁巖氣井的水平段一般為1 400～2 400 m。以N216X井為實例，分別計算光管柱、安裝水力振蕩器、安裝機械振蕩器的連續油管在水平段的極限推進深度。該井實際完鉆垂深2 323.64 m，現人工井底4 590.9 m，造斜點深2 270.00 m，最大井斜100.56°，水平井段全長2 302.3 m。使用直徑50.8 mm、壁厚4.4 mm的連續油管進行水平井段鉆塞施工，泵注排量0.007 m3/s，泵壓30 MPa。

3.4.1 光管柱軸向載荷計算參數

連續油管的彈性模量2.06×1011Pa，截面慣性矩2.86×10-7m4，單位長度的浮重34.27 N/m，管壁間的摩擦系數0.3，屈服強度7.41×108Pa。

3.4.2 水力振蕩器沖擊載荷計算參數

水力振蕩器的振動幅度0.006 m，振動強度20 000 N，振動頻率20 Hz。在排量0.007 m3/s、泵壓30 MPa情況下，螺桿轉速121 r/s。管壁間的剛性系數1×105N/m，摩擦系數為0.3。

3.4.3 機械振蕩器沖擊載荷計算參數

沖擊體的質量7.8 kg，齒高度0.02 m，彈性元件壓縮量0.6 m，彈性剛度90 000 N/m，齒面變形系數3.5×10-6N/m。

3.4.4 庫倫摩擦力計算參數

連續油管的彈性模量、截面慣性矩、單位長度的浮重等參數同上。連續油管與套管之間的環空半徑間隙為3.53×10-2m。

3.4.5 計算結果分析

將以上計算參數代入相應公式，計算出光管柱、安裝水力振蕩器和安裝機械振蕩器的三種情況下，連續油管在水平段的極限推進深度分別為1 406.7 m、1 538.3 m和2 739.5 m。由此可見，安裝水力振蕩器后，雖然連續油管的水平推進深度相對光管柱提高了9.4%，但對于某些較長水平井段的頁巖氣井還不適用，無法達到預定深度。安裝扭轉式機械振蕩器后，水平推進深度相對光管柱提高了94.7%，相對安裝水力振蕩器提高了78.1%，極限推進深度可達2 700 m以上，完全滿足長水平井段的施工需求，體現出了該工具的技術優勢和對連續油管施工的適用性。

4 現場應用

4.1 N216X井的現場試驗

以算例為基礎，在N216X井開展了扭轉式機械振蕩器的現場試驗。該井試油井段2 278～4 588 m，段總長2 310 m。水力加砂分段壓裂改造后，使用連續油管鉆除井內的32個橋塞，并通井至人工井底，以利于后期排采作業。

4.1.1 光管柱施工

在油層套管內下入鉆磨工具串(?50.8 mm連續油管+?73 mm鉚釘連接器+?73 mm丟手+?73 mm震擊器+?73 mm馬達+?95 mm磨鞋)，為光管柱施工。下至2 600 m后，用滑溜水循環洗井一周以上，保持泵壓30 MPa、排量0.007 m3/s穩定，控制鉆壓，連續鉆穿17個橋塞后，繼續下放至深度3 667.2 m(水平推進1 378.6 m)時，加鉆壓30 kN無法推進，判斷為連續油管自鎖。

4.1.2 水力振蕩器管柱施工

起出光管柱工具串，在?73 mm丟手和?73 mm震擊器之間安裝?73 mm水力振蕩器，以同樣的泵壓、排量下入連續油管，探至第18個橋塞(深度3 694.2 m)，順利鉆穿后繼續鉆進至3 792.3 m(水平推進1 503.7 m)，共鉆穿2個橋塞。下放加壓30 kN遇阻，反復試下無效。

4.1.3 機械振蕩器管柱施工

起出連續油管水力振蕩器管柱，在?73 mm丟手和?73 mm震擊器之間安裝?73 mm扭轉式機械振蕩器，以同樣的泵壓、排量下入連續油管，探至第20個橋塞(深度3 829.5 m)，順利鉆穿后持續下放，一趟鉆共鉆穿13個橋塞，中途加鉆壓不超過30 kN，探到人工井底4 590.9 m(水平推進2 302.3 m)，施工過程中無連續油管自鎖現象。

4.1.4 試驗結果分析

現場試驗過程中，三種管柱結構所對應的推進距離與理論計算結果對比如表1所示。

表1 推進距離理論計算與試驗結果對比

由于該井的水平井段全長2 302.3 m，未到機械振蕩器管柱理論計算數值，所以，通過對比光管柱和水力振蕩器管柱推進距離的現場試驗值與理論計算值發現，誤差分別為28.1 m和34.6 m，兩者基本相符，表明通過理論計算出的連續油管極限推進深度是準確可靠的。現場試驗值偏小的原因是實際施工中泵壓、井底溫度等均會導致連續油管變形，使管壁間的摩擦阻力偏大。

4.2 應用效果

扭轉式機械振蕩器在頁巖氣平臺應用20余井次，統計典型井的應用見表2。

由表2可見，使用該工具之后，連續油管在水平井段的推進深度至少延伸400 m，平均延伸680 m，均能通井至人工井底，保證了施工進度和施工質量。現場應用表明，該工具可大大降低連續油管與套管壁之間的摩擦力，有效解決連續油管在長水平井段的自鎖問題，增加其在水平井段的推進深度。根據水平井的不同水垂比、不同井斜角、不同連續油管規格配套機械振蕩器的結構參數(預緊力、彈性元件、齒形等)，是下一步的研究重點。

表2 應用情況統計

5 結論

(1)結合彈簧蓄能和齒形交錯結構，研制了一種扭轉式機械振蕩器，依靠旋轉過程中沖擊體與受沖體的齒形結構相互交錯、嚙合，并使預壓縮的彈性元件繼續蓄能，產生強烈沖擊振蕩，實現振動降阻。

(2)建立了工具沖擊載荷的計算模型，結合管柱的螺旋屈曲摩阻模型，計算了連續油管在水平段的極限推進深度，安裝該工具后，同工況下推進深度相對光管柱提高了94.7%，相對安裝水力振蕩器提高了78.1%，極限推進深度可達2 700 m以上。

(3)現場應用驗證了連續油管極限推進深度理論計算的準確可行性，并且表明該工具可大大降低管柱間的摩擦力，有效解決連續油管在長水平井段的自鎖問題，增加其在水平井段的推進深度。