祝效華， 劉云海,2， 劉 婷，2

(1.西南石油大學機電工程學院 成都,610500) (2.寶雞石油機械成都裝備制造分公司 成都,610051)

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定向穿越擴孔鉆進軟硬夾層鉆頭振動特性研究

祝效華1， 劉云海1,2， 劉 婷1，2

(1.西南石油大學機電工程學院 成都,610500) (2.寶雞石油機械成都裝備制造分公司 成都,610051)

針對管道鋪設定向穿越擴孔施工鉆遇軟硬夾層時擴孔鉆頭過量磨損、掉齒和掉牙輪乃至發(fā)生災難性埋井事故等工程問題，通過有限元方法建立全尺寸擴孔器動態(tài)破巖的非線性動力學三維仿真模型，研究了擴孔器在軟硬夾層鉆進時的振動特性，給出了扶正器的結構參數、回拖力和轉速組合的臨界參數。結果表明，擴孔器在軟硬夾層鉆進時其橫向振動加速度峰值、加速度有效值分別為縱向振動的5.3倍、5.2倍，說明擴孔器橫向振動過于劇烈是導致其過早失效的根本原因；安裝扶正器對擴孔器在軟硬夾層鉆進時有非常明顯的減振效果，其橫向振動強度比無扶正器時減小了77.6%，鉆速提高了57.5%。

定向穿越； 軟硬夾層； 擴孔器； 扶正器； 劇烈振動； 失效

引 言

能源是關系國家經濟發(fā)展的重要戰(zhàn)略資源之一，保證能源安全至關重要。中國油氣資源分布不均，2013年對外石油依存度已經達到了58.1%，而且進口石油90%都依賴于海上運輸，面對日益復雜的南海、東海問題，鋪設管道進行西氣東輸，從國外往國內運輸能源(比如中緬管道)來分擔風險非常有必要。目前,中國的主干管道里程約為8～10萬km，預計在“十二五”末要建成15萬km，2020年達到20萬km，而美國已經建成30萬km，未來一段時間國內油氣管道鋪設工程量巨大。鉆遇江河時常采用水平定向穿越鋪設管道。定向穿越施工過程中經常遇到大范圍的軟硬夾層地帶，在軟硬夾層中，擴孔鉆頭失效嚴重，例如在儀征-長嶺原油管道洪湖長江定向鉆穿越工程中，穿越段軟硬夾層大范圍存在，擴孔器在擴孔過程中磨損嚴重并發(fā)生斷裂現象[1]。水平定向鉆穿越尼羅河工程中，在穿越軟硬夾層地段時，容易發(fā)生卡鉆、鉆頭失效等嚴重問題[2]。水平定向鉆穿越王寶河工程中，由于地質為破碎性中砂巖含有石英砂和長石，軟硬變化大，當進行直徑400 mm擴孔時，擴進非常困難，主要表現為扭矩大，鉆具磨損嚴重，擴進速度非常慢，擴孔器外圍，包括牙輪的側壁、后背磨損嚴重，磨掉6個牙輪[3]。失效不僅造成鉆頭用量增加，而且延誤工期，嚴重時會因為工期延遲而導致井壁失穩(wěn)，從而造成災難性埋井事故。軟硬夾層鉆頭失效問題已經成為制約定向穿越施工質量和效益的難題之一，而目前對軟硬夾層中鉆頭失效的機理認識尚不清晰，相關研究文獻也很少，因此研究軟硬夾層鉆進時鉆頭的振動特性,并找到合理的應對方法對減緩定向穿越施工鉆遇軟硬夾層時擴孔器的快速失效和提高作業(yè)安全性是非常必要的。

下部鉆具在復雜地層的劇烈振動對鉆具的工作安全具有較大影響。國內外學者對如何在復雜地層減小下部鉆具振動開展了大量研究， Wassell等[4]研究發(fā)現,不同地層下減振器的減振效果可能存在差異，阻尼適當的減振器能提高鉆井效率；Jafari等[5]發(fā)現,橫振、縱振是造成下部鉆具失效的主要原因，合理的控制鉆壓與轉速可以有效的減小下部鉆具的振動。Christoforou等[6]發(fā)現,縱振、橫振、扭振相互影響導致下部鉆具失效，通過調整施工參數可以減緩振動對下部鉆具的不利影響。Dykstra等[7]對鉆頭和鉆柱的動力學特性進行實驗研究，指出鉆頭橫向振動產生的不利影響遠大于軸向振動，由于鉆壓，轉速，巖石性質不同，下部鉆具的橫向加速度一般會在20g以上，最高可以達到200g。Baryshnikov等[8]通過研究發(fā)現，造成下部鉆具失效的原因跟鉆具的制造因素與鉆井工藝有很大關系，并嘗試了鉆桿與接頭疲勞壽命的計算。周祖輝[9]根據軟硬地層的可鉆性不同，鉆速及相應的地層對鉆頭的反作用力也不同的原理，分析了從軟地層鉆入硬地層前后，鉆頭上產生彎矩的原因及計算方法。陳勇[10]針對水平定向鉆穿越東江工程鉆遇軟硬夾層地帶時，指出通過不斷調整方位角，以防止在軟硬界面處造成導向走偏，導致擴孔失敗。馬馳云[11]針對水平定向鉆穿越滬昆鐵路工程鉆遇軟-硬-軟地層時，導致軟土層塌方、抱鉆、卡鉆等事故的情況，重新設計施工方案，改善泥漿性能等措施，最終完成了施工任務。楊全亮等[12]指出在盾構施工鉆遇軟硬不均勻地層時，必須對各項掘進參數和施工措施進行及時有效地調整，防止盾構機偏移嚴重造成刀口折斷。冒乃兵等[13]指出在軟硬互層的地層中進行水平定向鉆施工，擴孔過程中易出現擴孔臺階，導致擴孔施工中卡鉆、回拖過程中拖力增大、鉆桿疲勞等現象，必須制定相應的施工預案應對軟硬交錯地層處可能出現的擴孔臺階。

針對定向穿越施工鉆遇軟硬夾層時鉆具失效嚴重，擴進速度非常慢等問題，基于彈塑性力學和巖石力學，采用Drucker-Prager準則作為巖石的本構關系，研究了扶正器對擴孔器在軟硬夾層鉆進時振動特性的影響，給出了扶正器的最優(yōu)結構參數，并根據國際跨國公司貝克休斯對井下鉆具振動的分級標準推薦了夾層中最適宜的施工參數。

1 系統(tǒng)的非線性動力學模型

1.1 擴孔器-巖石接觸數學模型

擴孔器破碎巖石過程的非線性主要表現為：a.短時間內因下部鉆具的大位移與大轉動所引起的幾何非線性；b.巖石單元因發(fā)生大應變直至破壞失效所表現的材料非線性；c.由擴孔器轉動與巖石單元變形、失效和移除產生的接觸動態(tài)變化所引起的接觸非線性。采用有限單元法設接觸系統(tǒng)在時刻t占據空間域為Ω，作用在接觸系統(tǒng)內的體積力、邊界力及柯西內應力分別為b，q,qc,σ，則接觸問題[14]可歸結為

(1)

其中:Γf為給定邊界力的邊界;Γc為接觸邊界;δu為虛位移;δe為虛應變;ρ為密度;a為加速度。

將域Ω用有限單元離散化并引入虛位移場，可得到

(2)

其中：M為質量矩陣;ü為加速度矢量;t為時間變量;p為外力矢量;c為接觸力與摩擦力矢量;f為內應力矢量;u為物體位移;a為與接觸表面特性相關的變量;β為與材料本構關系相關的變量。

1.2 Drucker-Prager巖土強度準則

Drucker-Prager巖土強度準則將偏應力視為材料破壞原因，同時反映了體積應力對材料強度的影響，因此在巖土切削過程的研究中應用較多。根據Drucker-Prager強度準則，認為中間主應力對巖土的破壞有影響，用正八面體面上的正應力σoct和剪應力τoct表示[15]為

(3)

其中

其中:θσ為應力洛德角(stress Lode angle)。

2 巖石物理參數與數值仿真模型

2.1 擴孔器的工作原理

擴孔器破巖鉆進模型，基孔直徑為216 mm，以其為基礎，回擴至601 mm孔眼，導向桿直徑為127 mm。擴孔器的工作原理如圖1所示：擴孔器回拖擴孔時,由回拖機構將回拖力和旋轉扭矩作用于擴孔器, 使其產生前進運動和回轉運動。擴孔器的前進運動需要克服土體對它的正壓阻力和摩擦阻力, 而擴孔器的回轉運則需要克服土體對刀具的抗力扭矩和土體對擴孔器表面的摩阻力扭矩。

圖1 擴孔器的工作原理Fig.1 The working principle of reamer

2.2 基本假設

由于研究重點和難點是擴孔器在軟硬夾層中鉆進時的振動特性，為提高計算效率，略去次要因素，采用的基本假設有：初始條件下擴孔器軸線與井眼軸線重合；單元失效后即從巖石中刪除，忽略其失效后對后續(xù)鉆進的影響；由于擴孔器的硬度比巖石的硬度高得多，因此在建模時，將擴孔器看作剛體，巖石體看成是彈塑性體且符合Drucker-Prager強度準則，這與實際的巖石切削破碎過程是較為符合的;考慮到擴孔器切削齒與巖石之間存在的摩擦，設定各個接觸面的摩擦因數[16]為0.455;合理的材料參數是模擬擴孔破巖過程的首要條件，巖石主要物性參數如表1。

表1 巖石物理參數

2.3 網格劃分與邊界條件

通過ABAQUS有限元軟件建立直徑601 mm的擴孔器實體和三維巖石實體的動態(tài)破巖非線性動力學有限元模型，采用六面體8節(jié)點減縮積分單元(C3D8R)對巖石材料進行離散，劃分網格為193 658個單元。擴孔器與巖石之間采用面面接觸，擴孔器的主體與牙輪之間采用Hinge屬性連接，擴孔器的回拖力為30 t，轉速為30 r/min。并且約束巖石模型與井壁的所有自由度，不約束擴孔器的自由度，有限元模型如圖2所示。

圖2 擴孔器與巖石的有限元模型Fig.2 Reamer finite element model with rocks

3 結果與討論

對擴孔器在軟硬夾層破巖過程進行數值仿真分析。根據模擬結果，提取了軟硬夾層巖石失效時的井底應力云圖，如圖3所示。從圖中可以看出，擴孔器的正下方的巖石單元在擴孔器作用下完全失效，形成井眼。由于目前尚沒有定向穿越施工中鉆具測量數據來源，所以沒法實驗驗證。但是,本模型仿真方法通過氣體鉆井動力學模型得到了美國的ESSO公司的現場所測數據驗證，說明本模型仿真方法的可靠性[17]。

圖3 軟硬夾層巖石失效應力圖Fig.3 Failure diagram of the soft and hard sandwiching

3.1 擴孔器振動特性

圖4,5分別為擴孔器在軟硬夾層鉆進時擴孔器的橫向運動軌跡曲線和擴孔器進尺曲線。從圖4中看出，無扶正器的擴孔器在軟硬夾層中鉆進時的橫向偏移程度相當嚴重，分析其原因是，當擴孔器外圍切削齒切削硬地層并進入到軟地層中時，其靠近心部的切削齒還在硬地層中，而軟地層中切削速度快，這就導致只有靠近心部的很少一部分鉆齒在承受全部的回拖載荷。此時從靜力學角度看鉆齒處于嚴重過載狀態(tài)，從動力學角度看這部分鉆齒承受著巨大的動載荷，這不僅使擴孔器牙輪鉆頭上的受力不均勻同時造成了轉動也不均勻，最終導致擴孔器橫向擺動非常劇烈。擴孔器無扶正器時，其橫向擺動非常劇烈，導致其在鉆進方向進尺緩慢，但當安裝上扶正器后其橫向偏移程度不僅大大減小，而且其在軟硬夾層中的鉆速比無扶正器時快(圖5)。

圖4 擴孔器質心的橫向運動軌跡曲線Fig.4 Reamer lateral movement trajectory curve

圖5 擴孔器進尺曲線Fig.5 The reamer penetration curve

圖6,7分別為擴孔器振動強度的響應曲線。結合表2的分析結果可知，無扶正器時，擴孔器的橫向振動加速度峰值、加速度有效值(root mean square，簡稱RMS)分別為縱向振動的5.3倍、5.2倍，說明擴孔器橫向振動過于劇烈是導致其過早失效的根本原因。分析其原因是：主動施工載荷即回拖力主要施加在軸向及鉆進方向，回拖載荷高達幾十t，扭轉阻力與回拖力成正比，而橫向載荷相比而言則小的多(鉆頭自重約為1～2 t，是鉆頭處橫向靜載荷的主要構成部分)。鉆進時鉆頭破碎軟硬夾層激起縱、橫、扭三向振動，較大幅值的回拖載荷對軸向的抑制作用及對扭轉的連帶抑制作用，使鉆進耦合振動中橫向振動表現的更為突出。

圖6 擴孔器的振動加速度曲線Fig.6 Reamer acceleration response curve

圖7 擴孔器的扭矩響應曲線Fig.7 Reamer torque response curve

振動類型峰值有效值無扶正器有扶正器無扶正器有扶正器縱振力/g32298.67.3橫振力/g170464518扭振力/(kN·m)27.117.83.93.2

同時，扶正器對擴孔器在軟硬夾層鉆進時有非常明顯的減振效果，特別是在橫向振動方面。在軟硬夾層中，有扶正器的擴孔器其縱向振動加速度峰值和加速度有效值分別是無扶正器擴孔鉆進時的90.7%，85%；其橫向振動加速度峰值和加速度有效值分別縮小為無扶正器擴孔鉆進時的27%，40%；其扭矩峰值和扭矩有效值分別是無扶正器擴孔鉆進時的65%，82%。因此后文將著重研究扶正器對擴孔器在軟硬夾層鉆進時橫振特性的影響。受采樣頻率的影響，加速度的最大值不可避免的會存在一定的偶然性，在下文的研究中以其有效值(RMS)作為對比依據。

3.2 扶正器參數對擴孔器橫向振動的影響

從以上研究可知，扶正器對擴孔器在軟硬夾層鉆進時有非常明顯的減振效果，但是不同參數的扶正器其減振效果完全不同，本節(jié)研究扶正器參數對擴孔器在軟硬夾層鉆進時橫振特性的影響。

3.2.1 扶正器直徑

首先研究扶正器不同直徑對擴孔器在軟硬夾層鉆進時橫振特性的影響，表3為不同直徑的扶正器。

表3 不同直徑的扶正器

圖8 不同直徑扶正器的擴孔器的破巖速度曲線Fig.8 Different diameters centralizer of the reamer penetration response curve

圖9 不同直徑扶正器的擴孔器的橫向振動 強度與提速效果圖Fig.9 Different diameters centralizer of the reamer lateral vibration intensity and acceleration response curve

結合圖8和圖9的分析結果可知， A,B,C,D,E五類情況下擴孔器的橫向加速度有效值比無扶正器時分別減小了55.5%,59.3%,72.2%,66.2%,60.8%，顯然C扶正器最優(yōu)。此外，擴孔器在軟硬夾層鉆進時間越短其損壞或其他事故的幾率越低，C扶正器時擴孔鉆速最快，提高了45%，故選擇C扶正器更有利于提高擴孔器在軟硬夾層鉆進的安全性。分析其原因，擴孔器在軟硬夾層的橫向振動很劇烈，過小直徑的扶正器無法起到扶正的作用，過大直徑的扶正器會使扶正器與井壁頻繁碰撞，從而會加劇整個下部鉆具的振動，振動的加劇又會降低鉆速，形成惡性循環(huán)，最終導致擴孔器快速失效。

3.2.2 扶正器長度

確定選C類扶正器，改變其長度研究長度參數對擴孔器軟硬夾層鉆進時橫振特性的影響，不同長度扶正器的參數如表4所示。

表4 不同長度的扶正器

結合圖10和圖11的分析結果可知,C1,C2,C3,C4,C5五類情況下擴孔器的橫向加速度有效值比無扶正器時分別減小了52%,72.2%,77.6%,75.1%,68.8%。C3扶正器減振效果最好最高，且使用 C3類扶正器時擴孔器的鉆速最高，提高了57.5%。分析其原因，扶正器過短無法起到扶正作用，過長則會增大與井壁的碰撞幾率，從而加劇下部鉆具的振動，降低能量利用率，降低擴孔鉆速。

圖10 不同長度扶正器的擴孔器的破巖速度曲線Fig.10 Different length centralizer of the reamer penetration response curve

圖11 不同長度扶正器的擴孔器的橫向振動 強度與提速效果圖Fig.11 Different length centralizer of the reamer lateral vibration intensity and acceleration response curve

4 工程施工參數的優(yōu)選

以C3扶正器為基礎，以振動控制為評價指標，計算并優(yōu)選最佳施工參數(回拖力、轉速)。

貝克休斯經過多年現場探索形成了被行業(yè)廣泛認可的施工指南，并建立了下部鉆具橫向振動的分級標準[18]：當其橫向加速度有效值在8g以內時，表示其橫向振動水平在安全區(qū)，處于良好的運行環(huán)境；當其橫向加速度有效值超過8g時，表示其橫向振動水平在危險區(qū)，下部鉆具必須立即采取措施消除振動后方能繼續(xù)鉆進。

圖12 不同施工參數擴孔器橫向加速度有效值Fig.12 Reamer lateral acceleration RMS with the different construction parameters

從圖12可以看出，在軟硬夾層中，擴孔器的橫向加速度有效值會隨著轉速和回拖力的增大而增大，穿越工程中常用的回拖力和轉速參數都可能進入“橫振危險區(qū)”，這說明對擴孔器鉆進軟硬夾層時振動特性評估是非常有必要的。根據分級標準，圖10給出了最優(yōu)參數組合：如采用30 t回拖力時，轉速不能超過25 r/min；回拖力采用15 t時，轉速可放寬至35 r/min，按照圖12可使擴孔器振動水平控制在安全范圍內。

5 結 論

1) 軟硬夾層中，擴孔器橫向振動加速度最高達到170g，橫振非常劇烈，其橫振加速度峰值、加速度有效值分別為縱振的5.3倍和5.2倍，橫振過于劇烈是導致其過早失效的根本原因。

2) 軟硬夾層中，安裝扶正器可大幅降低擴孔器橫振，通過數值計算給出了最佳扶正器結構參數，安裝合適的扶正器，擴孔器橫振強度可下降到原來的1/4，且擴孔鉆速可提高50%以上。

3) 給出了回拖力和轉速參數組合的臨界參數，根據該計算結果可避進入“橫振危險區(qū)”，從而大幅減低安全事故發(fā)生幾率。

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10.16450/j.cnki.issn.1004-6801.2016.05.015

國家自然科學基金資助項目(51674214)；四川省科技計劃國際合作計劃資助項目(2016HH0008)；國家自然科學基金資助項目(51222406)；教育部新世紀優(yōu)秀人才支持計劃資助項目(NCET-12-1061)；四川省高等學校科技創(chuàng)新團隊“油氣井管柱力學與井下工具”資助項目(12TD007)

2014-11-18；

2015-01-16

TH113.1； TE973

祝效華，男，1978年7月生，博士、教授。主要研究方向為管柱力學與井下工具。曾發(fā)表《3D mechanical modeling of soil orthogonal cutting under a single reamer cutter based on Drucker-Prager criterion》(《Tunnelling and Underground Space Technology》2014,Vol.41)等論文。

E-mail:zxhth113@163.com