高溫高壓條件下PDC鉆頭破碎花崗巖試驗(yàn)研究*

2021-12-13 07:33:36史懷忠傅新康陳振良赫文豪熊超高飛

石油機(jī)械 2021年12期

史懷忠傅新康陳振良赫文豪熊超高飛

(1. 中國石油大學(xué)(北京)油氣資源與探測國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室2. 中國石油大學(xué)(北京)油氣光學(xué)探測技術(shù)北京市重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室)

0 引言

近年來，國內(nèi)外專家和學(xué)者對鉆頭破巖技術(shù)的研究已取得了長足進(jìn)步，取得的成果可滿足常規(guī)地層鉆井要求。但在超深復(fù)雜地層以及高溫高壓等惡劣工況下破巖技術(shù)仍有待提高，常用PDC鉆頭破巖特性尚不清晰，制約了深部資源的鉆探開發(fā)進(jìn)程[1]。因此，應(yīng)開展PDC切削齒布齒特征及破巖效率研究，以期為高溫高壓條件下PDC鉆頭優(yōu)化設(shè)計(jì)提供理論支撐和試驗(yàn)基礎(chǔ)。

P.L.MENEZES等[2]利用數(shù)模軟件LS-DYNA模擬了不同切削速度和切削深度下，PDC切削齒各種傾角的破巖情況，發(fā)現(xiàn)與給定切削深度下的切削齒速度相比，切削力和巖屑特性受傾角影響較大。況雨春等[3]進(jìn)行了PDC全鉆頭破巖試驗(yàn)，將摩爾庫倫本構(gòu)模型和D-P本構(gòu)模型在PDC單齒破巖數(shù)模中的計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對比，發(fā)現(xiàn)在不同條件下，上述兩種模型在計(jì)算精度和效率方面各有優(yōu)劣。唐勝利等[4]利用FLAC3D軟件模擬PDC切削齒破巖模型，研究了后傾角對破巖效果的影響，發(fā)現(xiàn)15°后傾角破巖效果最好。GHENG Z.等[5]采用高速攝影技術(shù)捕獲了PDC齒切削巖石過程中主要裂縫的形成過程，并通過石英玻璃塊顯示破巖過程裂紋和相鄰破碎區(qū)的發(fā)展順序，發(fā)現(xiàn)砂巖和花崗巖的主要裂紋起始于PDC齒尖端，而大理石的主要裂紋起始具有隨機(jī)性；在破碎區(qū)域形成之后主要裂紋起裂，主要裂紋的產(chǎn)生將擴(kuò)大破碎區(qū)域并導(dǎo)致下方裂紋的產(chǎn)生和擴(kuò)張。李瑋等[6]研究了300 ℃高溫和100 MPa圍壓下，鉆壓和轉(zhuǎn)速對PDC鉆頭破巖效果的影響規(guī)律，分析發(fā)現(xiàn)，當(dāng)溫度和轉(zhuǎn)速不變時(shí)，破巖效率隨著鉆壓上升而明顯上升；當(dāng)鉆壓和溫度不變時(shí)，破巖效率隨著轉(zhuǎn)速提升而顯著提升，此外還得出200 ℃高溫高壓環(huán)境下PDC鉆頭的磨損規(guī)律。XIONG C.等[7]將Stinger PDC齒與傳統(tǒng)PDC齒進(jìn)行了單齒切削測試對比，并分析了切削力、切削尺寸、表面形貌和斷裂表面的微觀形態(tài)，發(fā)現(xiàn)Stinger PDC齒的平均切削力比傳統(tǒng)PDC齒小46.14%，破巖能耗比傳統(tǒng)PDC齒小34.09%；Stinger PDC齒的切削軌跡呈V形，表面相對較為粗糙。

目前，針對PDC鉆頭破巖方面的研究主要通過數(shù)值模擬單齒破巖，而關(guān)于高溫高壓條件下室內(nèi)破巖試驗(yàn)的研究較少。鑒于此，本文借助真三軸鉆井模擬試驗(yàn)設(shè)備研究了溫度、圍壓、齒徑、后傾角和轉(zhuǎn)速等對PDC鉆頭破碎花崗巖效率的影響規(guī)律。

1 試驗(yàn)方案

1.1 試驗(yàn)流程

試驗(yàn)在真三軸鉆井模擬試驗(yàn)設(shè)備上進(jìn)行，設(shè)備主要包括真三軸圍壓釜和鉆進(jìn)部分，分別如圖1和圖2所示。真三軸加壓部分可模擬井下三軸圍壓狀態(tài)，鉆進(jìn)部分可調(diào)節(jié)鉆桿下行速度和轉(zhuǎn)速，實(shí)時(shí)測出扭矩、位移和鉆壓等數(shù)據(jù)并以曲線圖的形式展現(xiàn)給試驗(yàn)者。鉆井液可用水等流體介質(zhì)代替，并通過釜內(nèi)流道流至地面蓄水池，再通過水泵排出。軟件操作界面見圖3，試驗(yàn)流程見圖4。

圖1 真三軸圍壓釜

圖2 鉆進(jìn)部分

圖3 軟件操作界面

圖4 試驗(yàn)流程圖

1.2 試驗(yàn)巖樣與鉆頭

試驗(yàn)采用雙齒微型PDC鉆頭(見圖5)，其切削齒直徑為13.44、15.88和19.05 mm；切削齒后傾角分別為10°、15°、20°和25°。鉆頭體內(nèi)部設(shè)計(jì)有圓柱形射流孔道，直徑5 mm左右，用于鉆進(jìn)時(shí)鉆井液通過。

圖5 微型PDC鉆頭

試驗(yàn)巖樣選用山東泗水花崗巖，且從整塊大樣中取樣以減小巖樣非均質(zhì)性影響。為便于后期熱處理和搬運(yùn)，特加工50塊200 mm×200 mm×200 mm的正方體巖樣(實(shí)際加工尺寸略小于200 mm，以便放入圍壓釜中)，巖樣呈深灰白色、致密，六個(gè)面應(yīng)盡量平整，否則加圍壓過程中可能因?yàn)閼?yīng)力集中而被壓碎。

1.3 試驗(yàn)方法

2020年11月至12月在中國石油大學(xué)(北京)試驗(yàn)場地進(jìn)行試驗(yàn)，試驗(yàn)?zāi)康氖茄芯扛邷馗邏簵l件下，不同參數(shù)對PDC鉆頭破碎花崗巖效率的影響規(guī)律，主要涉及巖樣溫度、圍壓、切削齒直徑、后傾角及轉(zhuǎn)速等5個(gè)參數(shù)。

熱處理方式是利用烤箱對巖樣進(jìn)行加熱，在達(dá)到設(shè)定溫度后，保溫10 h左右，以確保巖樣加熱充分?？紤]到烤箱條件及加熱后搬運(yùn)和裝填至圍壓釜過程中的安全問題，僅研究200和300 ℃的情況；另外考慮到將高溫巖樣裝填到圍壓釜后，加釜蓋固定Z軸需要較長時(shí)間，造成熱損失而無法滿足預(yù)定的試驗(yàn)溫度要求，故不加Z軸壓力，以節(jié)省裝填時(shí)間。

為更真實(shí)還原鉆進(jìn)過程，在鉆進(jìn)過程中用自來水代替鉆井液：一是冷卻鉆頭，減輕由于摩擦生熱對鉆頭造成的損傷；二是攜帶巖屑，避免二次破巖，提高鉆進(jìn)效率。

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 溫度、圍壓和轉(zhuǎn)速對破巖效率的影響

選用齒徑d=15.88 mm的鉆頭，圍壓p設(shè)為20、40和50 MPa。考慮到設(shè)備安全穩(wěn)定性問題，設(shè)圍壓上限50 MPa、轉(zhuǎn)速50 r/min、下行速度0.1 mm/s，鉆后巖樣見圖6。選取鉆進(jìn)中較為穩(wěn)定的階段并計(jì)算平均鉆壓和扭矩(后續(xù)試驗(yàn)皆為此處理方式)，如表1和圖7所示。由圖7可以看出，隨著圍壓升高，鉆頭所受的鉆壓和扭矩呈明顯上升趨勢。

圖6 鉆后巖樣

圖7 鉆壓和扭矩隨圍壓的變化曲線

表1 不同圍壓下的鉆壓和扭矩

可以通過計(jì)算單位破巖能耗來衡量鉆進(jìn)效率[8]。本文采用鉆機(jī)做功的和除以破巖體積來計(jì)算單位破巖能耗。在鉆進(jìn)過程中，鉆頭破巖能量主要來源于兩個(gè)方面，一是旋轉(zhuǎn)電機(jī)，二是下行鉆進(jìn)電機(jī)。這兩個(gè)方面的做功最直觀的表現(xiàn)參數(shù)即為扭矩和鉆壓，因此可以由下式來計(jì)算單位破巖能耗[9]：

(1)

式中：EM為單位破巖能耗，J/m3；Er為旋轉(zhuǎn)電機(jī)做功，J；Ed為下行鉆進(jìn)電機(jī)做功，J；V為破巖體積，m3。

旋轉(zhuǎn)電機(jī)做功主要與扭矩和轉(zhuǎn)速有關(guān)，可以表示為：

(2)

式中：M為扭矩，N·m；n為轉(zhuǎn)速，r/min；t為鉆進(jìn)時(shí)間，s。

下行鉆進(jìn)電機(jī)做功主要與鉆壓有關(guān)，其計(jì)算公式為：

Ed=Fvt

(3)

式中：F為鉆壓，N；v為下行鉆進(jìn)速度，m/s。

上述兩部分之和為鉆頭破巖所耗的總能量，將其除以破碎巖石體積即為單位破巖能耗。破巖體積可以表示為：

V=πr2vt

(4)

式中：r為破巖圓柱孔的底面半徑,m。

將式(2)、式(3)和式(4)代入式(1)，得出單位破巖能耗的最終公式：

(5)

計(jì)算得20、40和50 MPa圍壓下的鉆頭單位破巖能耗，如圖8所示。由圖8可知，隨著圍壓增大，鉆頭破碎花崗巖的單位破巖能耗不斷上升，并且單位破巖能耗隨圍壓增大上升幅度增大。

圖8 單位破巖能耗隨圍壓的變化曲線

選用d=13.44 mm的鉆頭，鉆后部分巖樣見圖9。表2為不同溫度和轉(zhuǎn)速下試驗(yàn)所得鉆壓和扭矩值。圖10、圖11、圖12分別為鉆壓、扭矩、單位破巖能耗隨溫度和轉(zhuǎn)速的變化曲線。由圖10、圖11和圖12可知，在不同轉(zhuǎn)速下，隨著熱處理溫度上升，鉆壓、扭矩和單位破巖能耗均呈明顯下降趨勢，不同轉(zhuǎn)速之間的鉆壓區(qū)分度不大，可能是由于本文試驗(yàn)系統(tǒng)采用給定下行速度的方式送進(jìn)鉆頭且設(shè)定下行速度均較慢，加上設(shè)定的轉(zhuǎn)速區(qū)分度不大，導(dǎo)致不同轉(zhuǎn)速梯度之間的鉆壓區(qū)分度并不明顯。另外，轉(zhuǎn)速越高，單位破巖能耗越高。當(dāng)花崗巖經(jīng)過高溫?zé)崽幚砗?，其?nèi)部出現(xiàn)微裂紋，加上鉆井流道中通入冷的鉆井液，冷熱沖擊對花崗巖造成較大破壞，并且溫差越大，破壞越明顯。根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果，經(jīng)過300 ℃熱處理后不同轉(zhuǎn)速下的單位破巖能耗與常溫下相比下降均超過30%。此外，鉆井液在鉆進(jìn)過程中通過巖體內(nèi)部微裂縫進(jìn)入巖石中，造成一定的水力場，微裂紋末端出現(xiàn)應(yīng)力集中，致使之前由熱應(yīng)力造成的微裂紋進(jìn)一步擴(kuò)張[10]，見圖13。

圖9 鉆后部分巖樣

表2 不同溫度和轉(zhuǎn)速下鉆壓和扭矩

圖10 鉆壓隨溫度和轉(zhuǎn)速的變化曲線

圖11 扭矩隨溫度和轉(zhuǎn)速的變化曲線

圖12 單位破巖能耗隨溫度和轉(zhuǎn)速的變化曲線

圖13 300 ℃熱處理后冷熱沖擊形成的裂紋

2.2 齒徑、后傾角對破巖效果的影響

選用13.44、15.88和19.05 mm齒徑的鉆頭，設(shè)轉(zhuǎn)速60 r/min、下行速度0.1 mm/s。

觀察發(fā)現(xiàn)鉆后PDC切削齒出現(xiàn)一定程度磨損。鉆后部分巖樣見圖14。觀察圖14可以發(fā)現(xiàn)：小齒徑的切削齒鉆出的巖屑粒徑較小，大部分巖屑類似于粉末狀，只出現(xiàn)少許大顆粒巖屑；大齒徑的切削齒鉆出的巖屑一般尺寸較大，多為顆粒狀巖屑。根據(jù)鉆后巖屑返排情況，19.05 mm齒徑的鉆孔坑中存在較多大顆粒巖屑，并且大齒徑所鉆孔的入口處較為粗糙，呈鋸齒狀，而小齒徑所鉆的孔較為平整。分析認(rèn)為，大齒徑切削齒與巖石接觸面積較大，破碎的巖屑以大顆粒或者塊狀為主，在剛吃入巖樣時(shí)，以較大力壓入巖樣，由于受力范圍較大[11]，導(dǎo)致在以核心受力點(diǎn)為中心的小片范圍內(nèi)的巖塊都隨之剝落，所以大齒徑鉆頭形成的鉆孔入口處不平整，缺口較多，呈鋸齒狀。

圖14 鉆后部分巖樣

表3為不同溫度和圍壓下不同齒徑鉆頭的鉆壓和扭矩測試值。

表3 不同溫度和圍壓下不同齒徑鉆頭的鉆壓和扭矩值

圖15為不同圍壓下鉆壓和扭矩隨齒徑的變化曲線。從圖15可以看出，在不同圍壓下，隨著PDC切削齒直徑的增加，鉆頭所受的鉆壓和扭矩均呈增大趨勢。隨著齒徑的增大，切削齒在破巖過程中與巖石接觸的面積隨之增大，在同樣的下行速度和轉(zhuǎn)速條件下，其受力隨之增大。小徑齒在破巖過程中更易壓入地層[12]。由于鉆頭外徑不一致，導(dǎo)致破碎巖石坑體積不一致，故此處不比較其單位破巖能耗。

圖15 不同圍壓下鉆壓和扭矩隨齒徑的變化曲線

圖16為不同溫度下鉆壓和扭矩隨齒徑的變化曲線。從圖16可以看出，在不同溫度T下，隨著齒徑的增大，鉆壓和扭矩均呈上升趨勢，并且加熱溫度越高，鉆壓和扭矩越小。

圖16 不同溫度下鉆壓和扭矩隨齒徑的變化曲線

選用后傾角α=10°、15°、20°、25°的鉆頭，齒徑為13.44 mm，轉(zhuǎn)速為60 r/min，下行速度為0.1 mm/s。試驗(yàn)所鉆部分巖樣見圖17。

經(jīng)過對比發(fā)現(xiàn)，在常溫常壓、常溫+40 MPa圍壓以及200 ℃+40 MPa圍壓這3種條件下，200 ℃+40 MPa圍壓下鉆頭的磨損情況最嚴(yán)重。表4為不同溫度和圍壓條件下，不同齒徑鉆頭的鉆壓和扭矩測試值。由圖18～圖21可得，在上述3種情況下，隨著后傾角的增大，鉆壓和破巖能耗均呈上升趨勢。這是因?yàn)橐暂^大后傾角吃入巖石時(shí)，切削面與巖體接觸面積較大，PDC切削齒對巖石的破壞更多是擠壓破壞，而花崗巖的抗壓強(qiáng)度往往是數(shù)百兆帕[13]，即使經(jīng)過一定溫度熱處理后，也具有較高抗壓強(qiáng)度，所以破巖難度相對提升，故考慮在實(shí)際鉆進(jìn)過程中選用較小后傾角吃入地層。此外在研究中還發(fā)現(xiàn)，后傾角α=15°時(shí)，單位破巖能耗較小，鉆頭破巖效率較高。