自激振蕩式旋轉沖擊鉆井工具水力元件性能分析與優化

雷 鵬，倪紅堅，王瑞和，宋慧芳，王 鵬，宋維強，鐘 強

（中國石油大學（華東），山東 青島 266580）

發展破巖鉆井新方法，有效提高鉆井速度對于高效獲取地下油氣資源具有重要意義［1］。理論研究和實踐均證實，脈沖射流與旋轉沖擊鉆井技術可有效提高鉆速，但二者的應用范圍和工作穩定性均有一定局限性［2－4］。基于現有技術分析，本文綜合脈沖射流和旋轉沖擊鉆井技術的優勢［2，5－7］，提出了自激振蕩式旋轉沖擊鉆井方法，該鉆井方法的核心是加裝于鉆頭上部的自激振蕩式旋轉沖擊鉆井工具，而其水力元件的性能是保證該項技術實施效果的關鍵。本文采用大渦模擬和現場試驗研究相結合的方法，分析了自激振蕩水力元件的調制機理，優化了其結構參數，現場試驗結果證實了自激振蕩式旋轉沖擊鉆井方法可行。研究結果為自激振蕩式旋轉沖擊鉆井技術的發展提供了依據，并有助于推動石油鉆井及相關巖石鉆鑿工具和工藝技術的發展。研究兼具理論和應用價值。

1 自激振蕩式旋轉沖擊鉆井工具原理

自激振蕩式旋轉沖擊鉆井技術的核心工具結構見圖1。鉆井液經過工具內的一級和二級自激振蕩器的調制，在二級振蕩器出口形成壓力脈動，該壓力脈動在二級振蕩器下端通過驅動桿轉化為對鉆頭的沖擊振動，同時壓力脈動繼續下行，通過鉆頭水眼，形成脈沖射流作用于井底。沖擊振動與脈沖射流聯合作用改善井底巖石的受力狀況，強化井底巖屑的清洗，提高了破巖效率。

2 數值模型

自激振蕩水力元件內的流場較復雜，各因素相互聯系，共同影響水力元件性能，采用合適的分析方法，有利于獲取水力元件內部動態特性。目前，湍流數值模擬方法主要有大渦模擬方法（LES）、雷諾時均方法（RANS）、直接數值模擬方法（DNS）。其中，LES可以獲取RANS方法無法獲得的湍流運動的細微結構和流動圖像，又比DNS方法所需要的計算量小得多［8－10］，被廣泛認為是一種非常有前景的湍流數值模擬方法。本文利用大渦模擬方法對自激振蕩式旋轉沖擊鉆井工具的水力元件進行數值仿真分析，力圖更加深入的了解自激振蕩射流流場的振蕩特性及動態特征。

圖1 自激振蕩式旋轉沖擊鉆井工具結構Fig．1 The structure of selfoscillating rotary drilling tool

2.1 控制方程

目前LES模擬主要用于不可壓縮流體，針對本次研究，采用連續性方程和N－S方程作為大渦模擬的基本控制方程：

在計算中，需要對N－S方程進行濾波，首先利用濾波函數將流動變量分解成大尺度量f（ x，t）和小尺度量 f′（x，t）：

其中，

式中G（x，x′）為給定的核函數，稱為濾波函數，將式（3）代入N－S方程和連續性方程：

即可得到大尺度量（ x，t）滿足的大渦模擬方程：

式（6）中的τij稱為湍流亞網格應力：

τij為亞網格張力，需要封閉模型：

其中μt為亞網格湍流粘性力，S—ij是其張量旋率，定義為：

2.2 基本假設

2．3 物理模型與邊界條件

物理模型見圖2。為了減小模型規模，根據模型的特點取模型的一半并在對稱面上采用對稱邊界。采用六面體與四面體相結合網格劃分方式，并對流體流動相對復雜的兩個腔室進行局部細化，相關網格模型見圖3。網格劃分后，模型的規模在74萬至84萬個單元。

圖2 物理模型Fig．2 Physical model

圖3 網格劃分Fig．3 Mesh

入口邊界：取入口處流量為 0．032 m3／s；出口邊界：出口壓力101 325 Pa；壁面邊界：壁面條件采用壁面函數法，固體表面采用無滑移邊界條件。

考慮到初始化時間、數值耗散以及計算精度等因素影響，壓力速度耦合方式采用SIMPLEC算法，設置的計算時間步長為0．002 s。

3 調制原理分析

基于已有自激振蕩式水力元件研究［15］，開展了探索性研究，確定現場原理樣機（結構1）試驗所用的水力元件尺寸為：上腔室：入口直徑D1＝28 mm，出口直徑D2＝32 mm，腔徑D4＝95 mm，腔長L1＝96 mm；下腔室：入口直徑D2＝32 mm，出口直徑D3＝38 mm，腔徑D5＝135 mm，腔長L2＝130 mm。

對上述水力元件進行大渦模擬分析發現，可將自激振蕩水力元件兩個腔室內的壓力場劃分為四個區，即噴嘴出口能量聚集一區，中心負壓二區，邊界高壓區三區，出口高壓四區（見圖3）［13］。流體經一級振蕩器的入口加速，形成高速射流噴入一級振蕩腔，因射流在腔室內呈發散狀流動，到達振蕩腔下部時，部分流體與下碰撞壁發生碰撞后，沿振蕩腔壁向上流動，并與上碰撞壁再次發生碰撞，形成圍繞振蕩腔內中心射流束的渦環，高速運動的渦環在腔室中心形成了中心低壓二區，該區對流經兩個渦環中間的流體形成阻尼作用（圖4（a））。在中心低壓二區的阻尼作用下，中心低壓二區上方形成了能量聚集一區（圖4（b）），這兩個區是調制脈沖射流的關鍵。一區與二區相互影響的結果致使二區的阻尼效果不斷增強，一區聚集的能量不斷增多，當一區的能量增大到一定程度，上腔室內的壓力分布的不均度達到最大（圖4（c）），此后，能量聚集一區的壓力突然沖破中心低壓二區的阻礙，將能量聚集一區的能量迅速釋放，形成了短暫的高壓流（圖4（d））；當一區的能量完全釋放后，上腔室的壓力分布又回到初始狀態。如此反復循環，在上腔室出口形成了脈沖射流。流體在二級振蕩器內的經歷與一級振蕩器運動變化過程類似，其壓力脈動被進一步放大，作用在打擊力傳遞面上（見圖2），形成周期性的沖擊力傳遞至鉆頭，改善鉆頭與巖石的相互作用狀況，二級振蕩腔內的流體經二級振蕩腔的出口噴出，形成脈沖射流向下傳遞至井底，用于強化井底清洗（見圖5～圖6）。

圖4 雙級自激振蕩水力元件腔室內壓力隨時間的變化Fig．4 The field pressure contours change with time of two oscillation chamber

圖5 原理樣機打擊力傳遞面的沖擊力Fig．5 Combat plane hitting force of principle prototype

自激振蕩腔可單獨使用，也可串聯使用，為了比較兩種結構的優劣，分析了一種單級自激振蕩水力元件（D1＝32 mm，D2＝38 mm，D4＝135 mm，L1＝130 mm，入口流量0．032 m3／s）的出口壓力脈動并與原理樣機進行了對比，結果顯示，兩種自激振蕩水力元件均可產生壓力脈動，但是雙級水力元件的壓力脈動變化幅度為450 kPa，明顯優于單級水力元件的壓力脈動變化幅度 185 kPa（圖6）。

圖6 不同結構自激振蕩水力元件壓力變化對比Fig．6 Compare the pressure of different hydraulic components

有研究表明，結構參數對自激振蕩式水力元件的性能具有顯著影響［7，13－15］。為了驗證上述結論是否適合于雙級自激振蕩式水力元件，模擬分析了流體在結構2（D1＝28 mm，D2＝32 mm，D3＝38 mm，D4＝95 mm，D5＝135 mm，L1＝48 mm，L2＝65 mm）內的流場變化情況。結果表明，在結構2內有多個低壓二區形成，多個渦環的存在增加了腔室內部的壓力損耗，能量聚集一區的存在微弱，流體在通過此結構時所產生的壓力脈動較小，僅為235 kPa（圖6與圖7）。研究進一步證實了優選自激振蕩式水力元件結構參數的重要性。

圖7 結構2雙級自激振蕩水力元件腔室內壓力分布云圖Fig．7 The pressure contours in structure two of two oscillation chamber

4 性能優化與試驗

上述分析證實了雙級自激振蕩水力元件能夠產生壓力脈動與沖擊力，但是雙級自激振蕩水力元件影響因素較多，為提高分析效率，將正交試驗設計方法用于自激振蕩式旋轉沖擊鉆井工具的性能優化。

4．1 自激振蕩腔的串聯方式

雙級自激振蕩水力元件存在上腔室直徑大或者下腔室直徑大的結構，為確定這兩種結構的優劣，設定D1＝D2＝D3＝28 mm，互換上、下腔室進行分析。結果表明，上腔室直徑小的結構出口壓力脈動要優于上腔室直徑大的結構，因此在后續研究中均選取下腔室直徑大的結構。

表1 腔室互換結果Tab．1 The results of chamber swaps

4．2 性能優化

基于215．9 mm井眼用鉆井工具的實際尺寸（外徑多為177．8 mm）、鉆具的承壓能力和鉆機負荷的限制的考慮，設定自激振蕩式水力元件的相關結構參數的取值范圍，結果見表2。

表2 結構參數取值范圍Tab．2 The range of the structural parameters

對上述因素采用 L16（4）5正交設計，分析結果見表3。

表3 正交設計數值模擬結果Tab．3 Results of numerical simulation on orthogonal design

對上述結果進行極差分析，結果參見表4～表5。

k1是因素D2取相同值時，出口壓力脈動的平均值，k2、k3、k4與 k1的算法類似。K1、K2、K3、K4則是各因素對沖擊力影響的平均值。分別對出口壓力脈動與沖擊力對各結構參數的影響進行極差分析，各因素按照影響大小依次為：上腔室出口直徑D2＞上腔室腔長L1＞下腔室腔長L2＞上腔室腔徑D4＞下腔室出口直徑D3，其中上腔室腔徑D4與下腔室出口直徑D3影響相對較小。優化后自激振蕩式旋轉沖擊鉆井工具水力元件出口壓力脈動與打擊力傳遞面上沖擊力較優化前有顯著的提高，其沖擊力由優化前的5．8 kN提高至10．8 kN，壓力脈動由優化前的450 kPa提高至780 kPa（圖 8）。

表4 壓力脈動極差分析結果Tab．4 Range analysis results of pressure fluctuation

表5 沖擊力極差分析結果Tab．5 Range analysis results of hitting force

圖8 優化后打擊面上沖擊力與出口壓力脈動Fig．8 Optimized combat plane hitting force and outlet pressure pulsation

4．3 現場試驗

所研制的自激振蕩式旋轉沖擊鉆井工具的原理樣機（水力元件的結構尺寸見前述結構1）于2010年在勝利油田進行了試驗（采用在鉆具與鉆頭之間加裝自激振蕩式旋轉沖擊鉆井工具的鉆具結構）。試驗簡圖見圖9。鉆柱旋轉的同時，柴油機帶動鉆井泵將鉆井液通過管線泵入鉆柱，利用鉆具將鉆井液輸送至自激振蕩旋轉沖擊鉆井工具，該工具利用鉆井液給鉆頭施加具有一定頻率沖擊力的作用，形成旋轉沖擊鉆井，同時將連續鉆井液轉化為具有一定壓力脈動的流體通過鉆頭水眼噴出形成脈沖射流作用于井底，強化井底清潔。

圖9 現場試驗簡圖Fig．9 Test diagram

試驗結果顯示，使用自激振蕩式旋轉沖擊鉆井工具可明顯提高鉆速，證明自激振蕩式旋轉沖擊鉆井工具原理可行（試驗結果見表6）。

表6 工具試驗情況Tab．6 The case of tool tests

依據前述對水力元件的結構參數數值模擬優化的結果，研制了自激振蕩式旋轉沖擊鉆井工具。并于2011年至2012年在勝利油田進行了試驗，試驗結果顯示，優化后工具的提速效果顯著優于優化前的，平均提速效果由優化前的30．1%提高至63．5%，證明所采用的優化分析方法正確可行，該方法的成功應用促進了自激振蕩式旋轉沖擊鉆井技術的發展（試驗結果見表 7）。

勝利油田5口井的現場試驗表明自激振蕩旋轉沖擊鉆井工具使用方便，現場操作簡單，不改變現有鉆具結構，與現有鉆頭與鉆井參數具有良好的適應性，應用前景廣闊。

表7 優化后工具試驗情況Tab．7 the case of optimized tool tests

注：（1）機速對比采用距離最近，工況相近的可比原則對比；（2）史106－4在井段2593－2855井段因鉆井需要未使用工具；（3）史106－4與史106－7使用工具一套，PDC鉆頭一個。

5 結 論

（1）采用大渦模擬的方法分析了雙級自激振蕩水力元件的調制機理，證明所提出的自激振蕩式旋轉沖擊鉆井方法原理正確可行。

（2）大渦模擬結果揭示流體在自激振蕩水力元件內可形成低壓渦環與高壓聚能區，二者的相互影響形成了周期性的壓力脈動。

（3）采用數值模擬與現場試驗相結合的方法對自激振蕩式旋轉沖擊鉆井工具的水力元件進行了優化，優化后其使用性能有了明顯改善，表明優化自激振蕩水力元件方法正確、可行。所得結論可作為相關工程應用領域優化自激振蕩水力元件的依據。

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