全尺寸隨鉆擴眼鉆具系統振動特性仿真研究
2024-02-24 13:31:59侯福祥張愛瀟徐丙貴單泓銘王宏偉
石油礦場機械 2024年1期
侯福祥 張愛瀟 徐丙貴 單泓銘 王宏偉
摘要：隨鉆擴眼技術可在全面鉆進的同時擴大裸眼段尺寸，在深井、超深井、小間隙井、側鉆井和復雜井況中得到了廣泛應用。但對隨鉆擴眼過程中的振動特性和減振機理不明，擴眼作業中仍存在鉆柱動力學穩定性差、擴眼質量不理想和機械鉆速低等問題。為研究隨鉆擴眼過程中鉆柱的動力學特性，建立了呼101井鉆具組合長5 539 m的全尺寸鉆柱系統仿真模型，對隨鉆擴眼過程中鉆具瞬態振動進行仿真分析。基于仿真結果，研究了隨鉆擴眼過程中鉆具振動特性受鉆井參數和鉆具組合的影響規律。研究成果可為隨鉆擴眼鉆井參數和鉆具組合的優化提供理論依據。
關鍵詞：隨鉆擴眼；鉆具振動；仿真研究；鉆井參數；鉆具組合
中圖分類號：TE921.2
文獻標識碼：A
doi：10.3969/j.issn.1001-3482.2024.01.001
Simulation Study on Vibration Characteristics of Full-Size Reaming While Drilling System
HOU Fuxiang1， ZHANG Aixiao2， XU Binggui1， SHAN Hongming2，WANG Hongwei1
（1. Engineering Technology R&D Company Limited， CNPC， Beijing 102206， China; 2. College of Mechanical and Transportation Engineering， China University of Petroleum， Beijing 102249， China）
Abstract：Reaming while drilling technology can increase the size of the open hole while fully drilling， and has been widely used in deep wells， ultra-deep wells， small gap wells， and sidetracking wells with complex well conditions. However， due to the unclear understanding of vibration characteristics and damping mechanism during reaming while drilling， there are still some problems in reaming operation， such as poor dynamic stability of drill string， unsatisfactory reaming quality， and low rate of penetration. In order to study the dynamic characteristics of drill string during reaming while drilling， the simulation model of a full-size drill string system with a length of 5 539 m was established by taking the drill assembly of Hu 101 well as an example to realize the simulation and analysis of the transient vibration of drill string during reaming while drilling. Based on the simulation results， and the effects of drilling parameters and bottom hole assembly on the vibration characteristics of drill string during reaming while drilling were studied. It can provide the theoretical basis for the optimization of drilling parameters and drilling assembly during reaming while drilling.
Key words：reaming while drilling; drill string vibration; simulation study; drilling parameter; bottom hole assembly
目前，我國東部地區淺層、中深層的油氣資源開發已經過了峰值，未來將更多地面向西部深層石油的勘探和開發［1-4］。在深井、超深井的鉆井過程中，會出現井眼直徑縮小，鉆井難以繼續等問題，極大地增加了鉆井難度和成本。為解決這些問題，隨鉆擴眼技術應運而生。隨鉆擴眼技術是指將擴眼鉆具和常規鉆頭組合在一起，在常規鉆頭鉆進的同時擴大裸眼段尺寸［5-7］。隨鉆擴眼器的出現有效減少了下鉆次數，改善了鉆孔質量，為深井、超深井的發展提供了技術支撐。但在實際作業中發現擴眼器工作時發生劇烈振動，這不僅影響井眼質量還會導致擴眼器提前報廢，影響鉆井效率。此外隨鉆擴眼技術還存在鉆柱動力學穩定性差、破巖效率低、工具壽命短等問題，嚴重制約了隨鉆擴眼技術的發展［8-9］。
為弄清隨鉆擴眼過程中鉆具的振動情況，目前國內外學者多采用理論分析、模型試驗或者模型仿真來進行研究，在鉆柱振動機理、規律等方面取得了大量的定性認識［10-12］。但同時上述研究方法仍存在一些局限性，理論分析對鉆柱系統的組成及特性進行了大量簡化，雖能對一些振動規律進行研究，但其所反映的振動與實際情況仍有差距。模型試驗和模型仿真通過等比例縮小模型或選取部分鉆柱系統來減小研究難度，基于模型研究結果來類比分析實際鉆柱系統的振動特性，但模型在尺寸、載荷、材料等特性方面與實際鉆具系統存在一定差異，因此基于簡化模型的研究結果難以準確反映實際鉆具系統的振動情況。
為解決現有鉆具系統研究方法簡化內容多、研究結果與實際差距大的問題，本文提出了隨鉆擴眼鉆具系統全尺寸動力學的仿真研究方法。以呼101井鉆具組合為例，建立了總長5 539 m的全尺寸鉆柱系統仿真模型，開發了梁單元與實體單元相結合的網格劃分方法，提出了鉆柱與井筒間的約束、碰撞法則，解決了仿真計算量大、仿真過程復雜、仿真精度要求高的難題，實現了隨鉆擴眼過程的鉆具瞬態振動仿真分析。仿真結果與實際鉆具系統的振動情況貼近，可為隨鉆擴眼作業的鉆井參數和鉆具組合優化提供精細化指導。
1 隨鉆擴眼鉆具系統振動仿真模型
隨鉆擴眼鉆具系統主要由領眼鉆頭、擴眼鉆頭、底部鉆具組合、鉆柱等組成。為了減小仿真計算量，將領眼鉆頭和擴眼鉆頭簡化為圓盤形，相應的井底形狀簡化為平面圓和圓環形。如圖1所示為隨鉆擴眼鉆具系統結構示意圖，F為大鉤載荷，G為整個鉆柱系統所受的重力，n為鉆桿轉動速度，F1、T1分別為井底巖石作用在擴眼鉆頭上的壓力和扭矩，F2、T2分別為井底巖石作用在領眼鉆頭上的壓力和扭矩。
為提高仿真效率和精度，在進行有限元模型建立時，參考實際工況作出如下假設：
1） 初始時刻鉆具軸線均與井眼軸線重合。
2） 忽略井眼直徑及曲率變化。
3） 忽略鉆井過程中溫度的變化。
4） 將領眼鉆頭和擴眼鉆頭設為剛體。
5） 將除領、擴眼鉆頭外的其他鉆具設為梁單元。
6） 擴眼鉆頭、領眼鉆頭受到的鉆壓設為在二者中心處的集中載荷。
1.1 幾何模型和網格劃分
本文基于呼101井鉆具組合數據進行仿真，具體為：?241.3 mm鉆頭+?171.4 mm Power-V工具×4.17 m+?238 mm扶正器A×1.45 m+?177.8 mm浮閥×0.53 m+?177.8 mm MWD無磁鉆鋌×9.24 m+?177.8 mm懸掛接頭×1.97 m+?177.8 mm變扣接頭×0.59 m+?238 mm扶正器B×1.65 m+?177.8 mm鉆鋌×9.40 m+?235 mm隨鉆擴眼器+?177.8 mm鉆鋌×193.87 m+?127 mm加重鉆桿×57.19 m+?127 mm鉆桿×634.41 m+?149.2 mm鉆桿×4 621.14 m，鉆具系統總長5 539.47 m。
將領眼鉆頭和擴眼鉆頭設定為剛體，其余賦予鋼材料屬性，密度為7 900 kg/m3，彈性模量為2.1×105MPa，泊松比為0.3。
接觸設置使用通用接觸方式，摩擦因數為0.25。梁單元的網格根據模型尺寸進行網格細分，領、擴眼鉆頭均使用四面體網格。
1.2 邊界條件和載荷
井壁和地面設置為全約束，鉆具組合上端節點設置速度和角速度邊界條件，約束x、z方向位移以及繞x、z的旋轉4個自由度并施加鉆速。底部鉆頭處同樣設置速度和角速度邊界條件。
本文模型的載荷設置分為作用在領眼鉆頭上的鉆壓和扭矩，作用在擴眼鉆頭上的鉆壓、扭矩、大鉤載荷和重力。
現有文獻表明［13-15］，隨鉆擴眼鉆具系統工作時領眼鉆頭和擴眼鉆頭上的載荷呈周期性變化。鉆頭在破巖過程中，初始時刻的扭矩并不能實現破巖，鉆頭處于靜止狀態，鉆頭的能量不斷累積，當扭矩達到破巖扭矩時，鉆頭實現破巖，能量釋放，故扭矩呈周期性波動。所以，擴眼鉆頭和領眼鉆頭處施加的動鉆壓和動扭矩為：
F1=Wr+Wrsin（ωt）??? ?????????? （1）
T1=Tr+Trsin（ωt）????????????? （2）
F2=Wb+Wbsin（ωt）????????? （3）
T2=Tb+Tbsin（ωt）???????????? （4）
式中，Wr、Wb分別為擴眼器、領眼鉆頭所受鉆壓；Tr、Tb分別為擴眼器、領眼鉆頭所受扭矩；ω為鉆柱角速度。
為了防止模型發生剛性位移，需要對模型施加大鉤載荷和平衡扭矩用來平衡模型，由于施加的鉆壓和扭矩均為動載荷和動扭矩，所以分別取鉆壓和扭矩最大值和最小值的平均值進行設定，可以推出拉力F和扭矩T的表達式為：
F=G-（F1+F2）????? ??????? （5）
T=-（T1+T2）??? ????????????? （6）
2 鉆井參數對隨鉆擴眼系統振動特性的影響
2.1 轉速的影響
如圖2所示，分別為擴眼器在20、40、60 r/min轉速條件下橫向力和橫向加速度的變化曲線圖。由圖2中數據可以算出，在20、40、60 r/min條件下擴眼器受到的不平衡橫向力有效值分別為3 961、5 678、8 269 N，轉速每增大10 r/min，橫向力增大約4 264 N，平均增幅為22%。橫向力加速度有效值分別為2.07、2.66、3.6 m/s2，可以發現擴眼器在60 r/min轉速下的橫向力和和橫向加速度均最大。隨著轉速的增大，擴眼器所受到的不平衡橫向力也增大，會導致擴眼器與井壁碰撞加劇，降低井眼質量，影響鉆井安全。
如圖3～4所示，分別為擴眼器在20、40、60 r/min轉速條件下軸向力和軸向力加速度變化曲線圖。由圖中數據可以算出，在20、40、60 r/min條件下擴眼器受到的軸向力的有效值分別為30 606、35 980、47 661 N，轉速每增大10 r/min，軸向力增大約4 264 N，平均增幅為25%。軸向加速度有效值分別為6.56、7.17、9.60 m/s2，轉速每增大10 r/min，軸向加速度增大約1.01 m/s2。可以發現擴眼器在60 r/min轉速下的橫向力和和橫向加速度均最大。隨著轉速的不斷增加，擴眼器軸向受力越大，同時軸向振動也越劇烈。
如圖5所示，分別為擴眼器在20、40、60 r/min轉速條件下擴眼器處扭矩的變化曲線圖。由圖中數據可以算出，在20、40、60 r/min條件下擴眼器受到的軸向力有效值分別為1 511、3 091、5 785 N·m，轉速每增大10 r/min，擴眼器所受扭矩增大約1 068 N·m，平均增幅為48%。隨著轉速的不斷增加，擴眼器處扭矩值增大，且扭矩波動也越劇烈。
綜上所述，隨著轉速的不斷增加，擴眼器處的橫向振動、軸向振動、扭轉振動都會增加。結合計算結果來看，扭轉振動的波動幅度受轉速影響最大。
2.2 鉆壓的影響
如圖6所示，分別為鉆壓100、150、200 kN條件下擴眼器處橫向力和橫向加速度的變化曲線圖。由圖中數據可以算出，在100、150、200 kN條件下擴眼器處橫向力有效值分別為8 267、12 826、18 793 N，鉆壓每增大50 kN，橫向力增大約5 263 N，平均增幅為25%。橫向力加速度有效值分別為3.6、4.32、5.72 m/s2，鉆壓每增大50 kN，橫向加速度增大約1.06 m/s2。通過橫向力仿真結果可以發現，隨著總鉆壓的增大，擴眼器處橫向力不斷增大，橫向振動也不斷變劇烈。
如圖7～8所示，分別為總鉆壓100、150、200 kN條件下擴眼器處軸向力和軸向加速度的變化曲線圖。擴眼器處軸向力的有效值分別為47 661、81 657、11 7325 N，鉆壓每增加50 kN，軸向力增大約34 832 N，平均增幅約28%。擴眼器處軸向加速度的有效值分別為9.6、16.27、25.96 m/s2，鉆壓每增加50 kN，軸向加速度增大約8.18 m/s2，平均增幅約32%。可以發現，隨著總鉆壓的增大，擴眼器軸向力不斷增大，且軸向力波動也越劇烈。
如圖9所示，分別為總鉆壓100、150、200 kN條件下擴眼器處扭矩的變化曲線圖。擴眼器處扭矩的有效值分別為5 725、8 222、13 025 N·m，鉆壓每增大50 kN，擴眼器處扭矩增大約3 649 N·m，平均增幅約51%。可以發現，隨著總鉆壓的增大，擴眼器處扭矩值不斷增大，且扭矩波動越劇烈。
綜上，分別模擬了總鉆壓為100、150、200 kN的三種情況，結果發現總鉆壓的增大，會使得橫向振動、軸向振動、扭轉振動都增大。受鉆壓影響最大的為扭轉振動，其次為軸向振動，最后為橫向振動。
3 鉆具組合對隨鉆擴眼系統振動特性的影響
在隨鉆擴眼鉆進作業中，合理的鉆具組合能提升鉆具使用性能、增強擴眼質量。使用穩定器可以降低鉆具組合振動情況，同時穩定器還具有修整井壁的作用，有助于提升鉆井質量和鉆井效率。
3.1 穩定器數量的影響
為了研究穩定器數量對擴眼器振動的影響，將鉆具組合分為如圖10所示的無穩定器、單穩定器、雙穩定器三種組合。鉆具組合模擬工況如表1所示。
如圖11所示，分別為無穩定器、單穩定器、雙穩定器的鉆具組合擴眼器處橫向力和橫向加速度變化圖。擴眼器處不平衡橫向力的有效值分別為11 419、9 133、8 267 N，橫向加速度有效值分別為4.05、
3.73、3.60 m/s2。可以發現，穩定器的引入降低了擴眼器與井壁碰撞時的受力大小，限制了擴眼器的橫向擺動，從而降低了擴眼器處的橫向力和橫向振動，但與引入單穩定器相比，引入雙穩定器的減振效果提升不明顯。
如圖12所示，分別為無穩定器、單穩定器、雙穩定器鉆具組合時擴眼器處的軸向力和軸向加速度變化圖。擴眼器處軸向力有效值分別為56 098.67、48 782.22、47 661.37 N，軸向加速度有效值分別為12.28、10.27、9.6 m/s2。與無穩定器的情況相比，添加穩定器可有效降低擴眼器的軸向力和軸向力波動，同時通過對比發現，雙穩定器的降振效果與單穩定器的相比提升不大。
如圖14所示，分別為無穩定器、單穩定器、雙穩定器的鉆具組合擴眼器處的扭矩變化圖。擴眼器處扭矩的有效值分別為6 724、6 024、5 785 N·m。與無穩定器相比，增加穩定器可降低擴眼器處的扭矩值，添加一根可降低10%的扭矩值，添加兩根可降低14%的扭矩值。
3.2 穩定器位置的影響
不同的穩定器安裝位置會導致鉆柱受力和彎曲變形情況不同，對擴眼器的振動造成影響。由3.1節內容可知，雙穩定器對擴眼器振動的影響相比于單穩定器而言變化很小，所以本節以單穩定器為對象來研究安裝位置對擴眼器振動的影響。如圖15所示，將穩定器位置調整為三種組合情況來進行分析。
如圖16所示，分別為穩定器在不同位置時擴眼器處的橫向力和橫向加速度變化圖像。穩定器組合1、組合2、組合3時擴眼器處橫向力的有效值分別為9 756、9 133、8 500 N，橫向加速度有效值分別為3.85、3.73、3.63 m/s2。將組合3和組合1的結果對比可知，穩定器距離擴眼器越近，擴眼器的橫向振動越小。將組合3和組合2結果進行對比可以發現穩定器在擴眼器上方時，減振效果更明顯，說明穩定器安置在擴眼器上方能更好地減小橫向振動。
如圖17～18所示，分別為穩定器在不同位置時擴眼器處的軸向力和軸向加速度變化曲線。三種組合擴眼器處軸向力的有效值分別為51 961.29；48 782.22；47 149.57 N，組合2和組合3的軸向力相比于組合1分別減小了6.1%、9.3%。軸向加速度有效值分別為10.79、10.27、9.65 m/s2，組合2和組合3的軸向加速度相比于組合1分別減小了4.8%、10.6%。
將組合3和組合1的結果對比可知，穩定器距離擴眼器越近，擴眼器的軸向振動越小。將組合3和組合2結果進行對比可以發現穩定器在擴眼器上方，軸向力與軸向加速度減小得更多，因此，穩定器安裝在擴眼器上方能更好地減小軸向振動。
如圖19所示，分別為穩定器在不同位置時擴眼器處的扭矩變化圖。穩定器組合1、組合2、組合3時擴眼器處扭矩的有效值分別為6 317、6 024、6 584 N·m。組合2的扭矩有效值比組合1減小了4.6%，而組合3扭矩有效值比組合2增大了8.5%。
對比組合1和組合2的結果可以發現，穩定器距離擴眼器越近，扭矩波動越小，扭轉振動越弱。但是，通過組合2與組合3的結果對比發現，當穩定器安裝在擴眼器上方時，對擴眼器處扭轉振動的影響很小。
4 結論
實現了全尺寸隨鉆擴眼鉆具系統振動特性仿真，并基于仿真結果研究了轉速、鉆壓、穩定器數量、穩定器位置對擴眼器橫向振動、軸向振動和扭轉振動的影響規律，得出以下結論：
1） 隨著轉速的增加，擴眼器處的橫向振動、軸向振動、扭轉振動均會更加劇烈。
2） 增大鉆柱系統的總鉆壓，擴眼器處橫向振動有少許增加，而軸向振動和扭轉振動變化加劇，說明總鉆壓對軸向振動和扭轉振動影響較大。
3） 通過對穩定器個數進行研究，結果發現無穩定器時擴眼器處橫向振動、軸向振動、扭轉振動非常劇烈，隨著穩定器的引入，擴眼器處的振動情況均大大減弱，而雙穩定器的減振效果相比于單穩定器的提升較小。
4） 通過改變穩定器的位置對擴眼器處振動情況進行研究，結果發現，在擴眼器下方安裝穩定器，穩定器距離擴眼器越近，擴眼器的振動強度越低。當穩定器安裝在擴眼器上方時，只對擴眼器的橫向振動和軸向振動有影響，對擴眼器處扭轉振動的影響并不大。
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