大井徑液壓式擴眼器的研制與應用

裴學良 陳忠帥 叢海洋

1.中國石油大學（華東） 2.中國石化勝利石油工程有限公司鉆井工藝研究院

土耳其地下天然氣儲氣庫項目為中國天辰工程有限公司通過國際招標方式承建的EPC項目，是世界銀行投資的項目，是中國石油化工股份有限公司（以下簡稱中國石化）中標的第一個鹽穴儲氣庫項目。在每口井完井施工前，需要過311.2mm套管將下部215.9 mm井眼擴至444.5mm，該類擴眼作業在國內外均屬首次，施工難度相當大，國際著名油田技術服務公司不僅作業費用昂貴，而且不保證施工結果。針對該情況，中國石化勝利石油工程有限公司鉆井工藝研究院就鹽層大井徑擴眼技術進行了研究，研制出了YK304－444.5液壓式擴眼器。大井徑擴眼工具的研制及其應用為土耳其鹽湖天然氣地下儲氣庫項目順利實施提供了技術保障，也為以后進行此類擴眼作業提供了借鑒作用。

1 擴眼工具研制

1.1 擴眼施工難點分析

1）擴眼尺寸大，增加了擴眼工具工作的扭矩，影響擴眼施工的機械鉆速和工具的使用壽命，同時易產生井下復雜情況。

2）上部鹽層含膏巖成分多，擴眼切削面積又大，水力沖洗不充分，容易導致膏巖“泥包”切削齒，從而造成機械鉆速低。中部鹽層結晶顆粒大、脆性大、易斷，擴眼過程中臺肩面不穩定，易被壓垮，造成擴后達不到井徑要求。

1.2 YK304－444.5液壓式擴眼器結構組成與工作原理

YK304－444.5液壓式擴眼器主要由本體、活塞總成、上下限位機構和切削刀翼等組成（圖1）。技術參數見表1。其工作原理為：開泵后，鉆井液流經活塞上的噴嘴產生一定的壓降，由此形成的壓力推動活塞下行，活塞上的支撐裝置支撐3個擴眼刀翼外張。當擴眼刀翼達到最大外張位置時，可進行擴眼鉆進作業。作業完畢后，停泵，壓力降消失，活塞在復位機構的作用下復位，擴眼刀翼將同時收回刀槽內［1－7］。

圖1 YK304－444.5液壓式擴眼器結構圖

表1 YK304－444.5液壓式擴眼器技術參數

2 活塞力學分析與工具優化設計

2.1 問題描述

3）初步試驗情況：工具到底后開始緩慢下放試加壓，加上鉆壓，證明造臺階成功，鉆井液排量約44L／s，轉盤轉速70r／min，鉆壓30～40kN，機械鉆速較快，平均達到8m／h。擴至1 388m時，泵壓下降，比正常值降低了2.5MPa。擴眼至1 389m后無鉆壓，扭矩也減小，切削刀翼張不開。工具起出后，發現內部活塞斷裂，活塞頭裂成3瓣，受鉆井液沖蝕嚴重變形（圖2）。

圖2 活塞頭斷裂照片

2.2 活塞強度的力學分析

2.2.1 活塞軸向壓力及其對刀翼側推力

擴眼過程中刀翼PDC齒向井壁施加垂直于軸線的側推力［8－9］，此力來源于加載在活塞承壓面上的流體壓降。該壓降主要由噴嘴壓降和活塞內部沿程壓降兩部分組成。

噴嘴壓降值由式（1）計算：

式中ρ為鉆井液密度，g／cm3；Q 為泵排量，L／s；C為系數，0.95～0.985；D 為噴嘴當量直徑，cm；hj為壓降，MPa。

活塞內部沿程壓降由式（2）計算：

式中λ為沿程水力摩阻系數；l為流道長度，m；d為流道直徑，m；v為流速，m／s；hy為沿程壓降，MPa。

由壓降在活塞承壓面產生的推力：

式中N為活塞承壓面產生的推力，N；p為總壓降，Pa；D0為活塞承壓面的直徑，m；D為噴嘴當量直徑，m。

經計算可以得到活塞對刀翼側推力值，如表2所示。

表2 三刀翼每個刀片的側推力表

2.2.2 活塞受力計算

對于活塞強度的計算，由于活塞的形狀是三維的，且不規則，用理論公式來求解是非常困難的，這里我們應用ABAQUS有限元分析軟件對活塞的受力進行分析［10］。

首先，我們對實物模型進行簡化［11－13］。由于我們關注的不是擴眼器整體的受力，而是活塞的受力情況。再考慮活塞及刀翼在幾何模型上的對稱關系，我們取1／3的活塞和1個刀翼進行建模。

圖3 幾何模型簡化圖

1）初始擴眼時活塞受力

擴眼開始的過程中，在流體壓力作用下，活塞承壓面受力向下移動，對刀翼施加作用力，由于刀翼只能繞銷軸轉動，活塞在下移時，刀翼向井壁張開，PDC齒向井壁施加垂直于軸線的側推力。在進行網格劃分過程中選擇六面體形狀，劃分方法選擇Sweep進階方式，單元選擇C3D8R。在施加約束和載荷中，我們在1／3分割端面加上對稱邊界，在活塞與刀翼接觸面上施加Y軸方向的約束，在活塞的上端面上施加載荷，載荷大小根據活塞承壓面和活塞本體截面積計算得到，這里大小為13MPa。

Mises應力云圖如圖4所示，活塞受力的危險點為與刀翼接觸位置、活塞頭頸部位置、活塞喇叭口1／3端面底端。最大 Mises應力值分別為：57.1MPa、54 MPa、50.7MPa。

2）刀翼完全張開后活塞受力

當刀翼達到最大擴眼外徑后，由于下限位機構作用，刀翼不再向外轉動。此時，活塞在流體壓力作用下，相當于上端面固定住。而刀翼在擴眼過程中，由于井壁對刀翼的作用力，經過力矩作用后，相當于對活塞施加一個壓力。

因而，在載荷和約束的施加上，對活塞上端面施加一個Y方向的約束，而對刀翼與活塞接觸面施加一個壓力。經計算，該壓力值約為35MPa。

圖4 初始擴眼活塞受力Mises應力云圖

圖5 刀翼完全張開活塞受力Mises應力云圖

在刀翼完全張開后，由井壁反作用力，使刀翼背部對活塞的作用力相對較小。最大受力位置在喇叭口1／3對稱面部位，約為55MPa（圖5）。

綜合上面兩種情況活塞的受力計算來看，在活塞與刀背接觸位置、喇叭口1／3對稱面部位和活塞頸部為危險位置。符合活塞頭實際破壞情況：其斷裂成3瓣，并且破口與計算的危險位置基本重合，活塞與刀背接觸位置、喇叭口1／3對稱面部位和活塞頸部均被破壞。

由于有限元軟件計算的受力值遠低于活塞破壞的強度值，其原因可能有2種因素：①活塞的材質存在缺陷，由裂紋導致斷裂所需要的應力值遠低于其強度破壞理論值；②工具在井下實際工況下受力比較復雜，其真實受力比較大，使活塞受力達到破壞所需值。

2.3 擴眼工具優化設計

根據以上分析，活塞的強度設計雖滿足要求。但如果井下出現受力，有可能出現危險情況發生。在此對活塞結構進行優化設計，并與之前的受力進行對比。

優化設計如圖6所示，將活塞頭部的喇叭口改成直通，并將活塞頸部進行了加厚。經計算，在初始擴眼階段，頸部最大Mises應力值減小了49.2%，在喇叭口1／3對稱面上應力值減小了34.3%。刀翼完全張開后，最大Mises應力值減小了15.3%。兩種工況下在活塞與刀翼接觸面上的應力情況基本沒有發生變化。主要原因是刀翼承受了活塞的下壓力，接觸面積與改進前基本沒有發生變化，所以應力情況也基本相同。

圖6 活塞結構改進示意圖

綜合上面兩種情況的受力，優化后的活塞受力情況相對優化前有了明顯的改善。對于活塞與刀翼接觸面上受力不能夠明顯的降低，采用在活塞頭外表面做滲氮處理方法來提高其強度和硬度。

3 現場應用分析

截至目前利用YK304－444.5液壓式擴眼工具已經進行了4口井的擴眼作業。作業過程中使用情況見表3。從表3可以看出，UGS－8井為首次使用YK304－444.5液力擴眼器進行擴眼作業，對工具在井下受力情況估計不足，導致出現了活塞脫開，銷軸、切削刀翼、限位塊機構脫落和擴后井徑偏小等現象。針對這些情況，對工具進行了優化設計：限位機構采用了燕尾槽結構，切削刀翼增加了清洗流道。優化后在UGS－7井使用過程中，工具各方面性能得到了大大改善，機械擴速得到了很大提高，但仍然出現了活塞斷裂的情況，故運用有限元分析軟件和ProE軟件對擴眼工具進行了力學分析和優化設計。優化后在UGS－6和UGS－9井使用過程中，擴眼工具未出現異常情況，擴后直徑均勻，滿足了擴眼要求。通過理論與實踐的結合，多次的優化設計，在大井徑擴眼技術方面取得了突破性進展，達到了國內領先水平。

表3 YK304－444.5液力擴眼器使用情況對比表

4 結論與建議

1）YK304－444.5液力擴眼器結構設計合理，工作原理可行，通過理論結合實際，并利用先進的有限元和三維ProE軟件對擴眼工具進行力學分析和優化設計，目前該擴眼器擴眼技術已經成熟，達到了國內領先水平。

2）通過現場試驗，優選出了YK304－444.5液力擴眼器在進行大井徑擴眼作業的技術參數：①鉆壓應控制在30kN以內，以減小擴眼過程中的扭矩；②排量介于45～55L／s，轉速60～70r／min；③在進行鹽層擴眼時要求使用飽和鹽水鉆井液。

3）為進一步提高擴眼速度和鉆井時效，建議進一步進行以下方面的研究工作：①對切削刀翼進行優化設計，在切削刀翼冠部輪廓結構、切削結構和水力結構方面加強研究，以提高擴眼速度。②進行擴眼器、雙級擴眼鉆頭和領眼鉆頭的流量分配研究。③擴眼方案使用215.9mm牙輪鉆頭＋KKB215.9－304＋ YK304－444.5擴眼器擴到直徑444.5mm，一趟鉆完成擴眼作業。

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