劉偉吉, 曾義金, 祝效華, 丁士東

(1.頁巖油氣富集機(jī)理與有效開發(fā)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,北京100083;2.西南石油大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院,四川成都 610500)

現(xiàn)階段,世界范圍內(nèi)PDC鉆頭的進(jìn)尺量已經(jīng)占到鉆頭總進(jìn)尺量的90%以上,然而目前研制出的PDC鉆頭主要適用于軟到中硬的均質(zhì)地層,當(dāng)鉆遇深部非均質(zhì)硬地層時(shí),出現(xiàn)鉆齒難吃入、易磨損和斷裂等問題[1-2]。扭轉(zhuǎn)沖擊鉆井工具的誕生[3-4],使PDC鉆頭以較快速度鉆進(jìn)深部硬地層成為可能。復(fù)合沖擊是在扭轉(zhuǎn)沖擊的基礎(chǔ)上再在軸向方向施加高頻沖擊,即在PDC鉆頭旋轉(zhuǎn)的同時(shí)在扭轉(zhuǎn)方向和軸向方向?qū)r石進(jìn)行高頻沖擊。查春青等[5-7]針對(duì)傳統(tǒng)旋沖鉆井和扭沖鉆井在鉆頭匹配性及地層適應(yīng)性方面存在的局限性,開發(fā)了可實(shí)現(xiàn)扭向反轉(zhuǎn)沖擊聯(lián)合軸向脈動(dòng)沖擊的新型復(fù)合沖擊鉆具;王勇等[8]根據(jù)水力脈沖激發(fā)鉆頭沖擊振動(dòng)的原理,提出自激振蕩式脈沖激發(fā)PDC鉆頭軸扭聯(lián)合沖擊的鉆井新技術(shù);李相勇[9]研制出了一種復(fù)合沖擊鉆井工具,該工具通過多維振動(dòng)的方式達(dá)到輔助鉆頭破巖的效果,能夠有效解決深井提速問題;閆炎等[10]發(fā)現(xiàn)相較于常規(guī)PDC破巖,復(fù)合沖擊鉆井方式產(chǎn)生的巖屑粒徑更大,破巖效率更高;李玉梅等[11]研究了切削齒在受轉(zhuǎn)速、鉆壓、交變沖擊扭矩、交變沖擊力等多載荷耦合作用下的復(fù)合沖擊動(dòng)態(tài)破巖方式及破巖效果。李思琪等[12]基于彈性力學(xué)和沖擊力學(xué)理論,建立了復(fù)合載荷作用下壓頭的破巖模型。筆者對(duì)復(fù)合沖擊切削作用下的破巖提速機(jī)制及其與扭轉(zhuǎn)沖擊破巖技術(shù)的區(qū)別進(jìn)行研究,在室內(nèi)試驗(yàn)的基礎(chǔ)上基于有限元方法建立單齒復(fù)合沖擊切削巖石的擬三維數(shù)值仿真模型,研究復(fù)合沖擊作用下鉆齒切削巖石過程中的巖屑形成及破巖比功等問題,并與扭轉(zhuǎn)沖擊切削做相應(yīng)對(duì)比分析。

1 單齒復(fù)合沖擊切削模型的建立

復(fù)合沖擊切削破巖是在扭轉(zhuǎn)沖擊切削破巖的基礎(chǔ)上再施加一個(gè)軸向方向的高頻沖擊。在之前研究的基礎(chǔ)上[13-15]建立單齒復(fù)合沖擊切削破巖的數(shù)值仿真模型,如圖1所示。巖石模型長40 mm,高20 mm,網(wǎng)格類型采用四面體類型,即C3D6。巖石模型左右兩個(gè)面在x方向被約束,下表面在y方向被約束,前后兩個(gè)面在z方向被約束,巖石模型考慮成一個(gè)平面應(yīng)變的問題。常規(guī)切削情況下,鉆齒以0.1 m/s的恒定速度v沿x軸方向切削巖石,切削深度為0.2～1.5 mm。如果在扭轉(zhuǎn)沖擊切削情況下,切削深度和速度不變,扭轉(zhuǎn)沖擊器會(huì)周期性的給鉆頭一個(gè)扭轉(zhuǎn)方向沖擊力使鉆頭切削齒產(chǎn)生一個(gè)周期性的脈沖速度。在復(fù)合沖擊切削情況下,沖擊器會(huì)在扭轉(zhuǎn)方向和軸向給鉆頭一個(gè)沖擊力使鉆頭切削齒在這兩個(gè)方向產(chǎn)生一個(gè)周期性的脈沖速度。在本文復(fù)合沖擊切削模型中,給鉆齒在扭轉(zhuǎn)方向和軸向施加一個(gè)周期性的速度脈沖,沖擊時(shí)間為2 ms。

圖1 巖石切削破巖數(shù)值仿真模型Fig.1 Numerical simulation model of rock cutting

2 單齒復(fù)合沖擊切削硬巖結(jié)果

在數(shù)值模擬中,軸向沖擊幅值定義為位移值(2 ms內(nèi)軸向沖擊位移),扭轉(zhuǎn)沖擊幅值定義為最大沖擊速度與切削速度的比值,沖擊頻率簡化為沖擊次數(shù)。以硬巖(雅安花崗巖)作為研究對(duì)象,進(jìn)行復(fù)合沖擊切削破巖的數(shù)值模擬研究,雅安花崗巖的物理參數(shù):抗壓強(qiáng)度為126.519 MPa,抗拉強(qiáng)度為6.678 MPa,彈性模量為31 783 MPa,泊松比為0.118,內(nèi)聚力為13.7 MPa,內(nèi)摩擦角為45.29°。

2.1 切削深度的影響

不同切削深度下,單齒復(fù)合沖擊切削破巖數(shù)值模擬結(jié)果如圖2所示。其中軸向沖擊幅值為0.2 mm,扭轉(zhuǎn)沖擊幅值為1.2。由圖2可知,當(dāng)切削深度較小時(shí),沒有大塊巖屑生成,被切削的巖石單元完全損傷失效,表現(xiàn)為塑性破碎;隨著切削深度的增大,伴隨著大塊巖屑的生成并脫落巖石本體,巖石表現(xiàn)為脆性破碎。也就是隨著切削深度的增大,巖石的破壞形式從塑性破碎向脆性破碎轉(zhuǎn)變。

復(fù)合沖擊切削在不同切削深度下巖石的損傷和巖屑生成情況如圖3所示。其中紅色區(qū)域?yàn)閹r石損傷值為1的情況,表示巖石單元在鉆齒的切削作用下剛度完全退化。由圖3可知,當(dāng)切削深度為0.2和0.5 mm時(shí),幾乎沒有塊狀巖屑生成,巖石與切削齒接觸的區(qū)域剛度完全退化,呈現(xiàn)塑性破碎。當(dāng)切削深度為0.8 mm時(shí),復(fù)合沖擊切削巖石開始出現(xiàn)少量塊狀巖屑的情況,隨著切削深度的增大,巖屑數(shù)量和大小都隨著增大。

圖2 復(fù)合沖擊不同切削深度下巖石的破碎情況(雅安花崗巖)Fig.2 Rock failure mode of composite impact cutting under different cutting depths (Yaan granite)

圖3 不同切削深度下巖石的損傷和巖屑的生成情況(雅安花崗巖)Fig.3 Rock damage and chips formation process under different cutting depths (Yaan granite)

復(fù)合沖擊破巖下,不同切削深度切削力隨切削時(shí)間的變化如圖4所示。切削力隨切削時(shí)間呈現(xiàn)連續(xù)波動(dòng)狀態(tài),切削力峰值對(duì)應(yīng)切削齒吃入巖石、巖石吸收切削功的過程,切削力谷值對(duì)應(yīng)巖屑形成并脫離巖石本體的過程,切削深度越小切削力的波動(dòng)幅值越小。不同切削深度下扭沖破巖和復(fù)合沖擊破巖切削力平均值對(duì)比如圖5所示。切削深度較小時(shí),切削力隨切削深度的增大幾乎呈線性增長的趨勢,但隨著切削深度的繼續(xù)增大兩者的非線性關(guān)系開始顯現(xiàn)。

圖4 不同切削深度對(duì)應(yīng)的切削力隨時(shí)間的變化規(guī)律(雅安花崗巖)Fig.4 Cutting force responses monitored under different cutting depths (Yaan granite)

圖5 不同切削深度下常規(guī)、扭轉(zhuǎn)沖擊破巖和復(fù)合沖擊破巖切削力平均值對(duì)比(雅安花崗巖)Fig.5 Average cutting force of traditional cutting, torsional impact cutting and composite impact cutting under different cutting depths (Yaan granite)

圖6為不同切削深度下常規(guī)切削、扭轉(zhuǎn)沖擊切削以及復(fù)合沖擊破巖的破巖比功對(duì)比情況。由圖6可知,3種破巖方式下,破巖比功都隨切削深度的增大而減小,并且減小幅值逐漸降低,兩種沖擊破巖方式相比常規(guī)切削破巖能提高破巖效率。當(dāng)切削深度較小(小于0.6 mm)時(shí),復(fù)合沖擊破巖方式相比扭轉(zhuǎn)沖擊破巖方式的破巖比功要小,說明復(fù)合沖擊破巖在切削深度較小時(shí)相比扭轉(zhuǎn)沖擊破巖更有提速效果;但是隨著切削深度的增大,復(fù)合沖擊破巖方式的破巖比功要大于扭轉(zhuǎn)沖擊破巖,在切削深度為中等切深(0.6～1.2 mm)時(shí),復(fù)合沖擊相比扭轉(zhuǎn)沖擊沒有提速效果;當(dāng)切削深度較大(大于1.2 mm)時(shí),兩種沖擊破巖方式相對(duì)于常規(guī)切削破碎沒有提速效果。由此根據(jù)切削深度給出最佳的破巖方法,在切削深度較淺時(shí)推薦使用復(fù)合沖擊破巖技術(shù);當(dāng)切削深度為中等深度時(shí)推薦使用扭轉(zhuǎn)沖擊破巖技術(shù);當(dāng)切削深度較大時(shí)兩種破巖方式不再有提速效果。產(chǎn)生這種現(xiàn)象規(guī)律的主要原因是,當(dāng)切削深度較小時(shí),巖石在鉆齒切削作用下主要以塑性破碎為主,復(fù)合沖擊技術(shù)能在一定程度提高鉆齒的侵入能力增加切削深度提高巖石的脆性破碎;當(dāng)切削深度為中等切深時(shí),鉆齒的軸向沖擊不能造成破碎坑,而是沖擊能被巖石吸收,所以相比扭轉(zhuǎn)沖擊破巖消耗的能量更大,破巖效率更低;當(dāng)切削深度較大時(shí),巖石發(fā)生以脆性破碎為主的破碎形式,兩種沖擊破巖方式對(duì)于提高巖石脆性破碎的程度效果已經(jīng)不大,因此表現(xiàn)為破巖比功沒有明顯區(qū)別。

圖6 不同切削深度下常規(guī)、扭轉(zhuǎn)沖擊以及復(fù)合沖擊破巖比功對(duì)比(雅安花崗巖)Fig.6 Mechanical specific energy of traditional cutting, torsional impact cutting and composite impact cutting under different cutting depths (Yaan granite)

2.2 軸向沖擊幅值的影響

不同軸向沖擊幅值下巖石的破碎情況如圖7所示。扭轉(zhuǎn)方向的沖擊參數(shù)保持一致,切削深度為1 mm,切削速度為0.1 m/s。隨著軸向沖擊幅值的增大,切削齒對(duì)巖石產(chǎn)生的損傷也變得更加明顯,軸向沖擊產(chǎn)生的能量被巖石內(nèi)部吸收,沒有形成有效破碎。軸向沖擊幅值為0.1、0.2、0.3、0.4和0.5 mm對(duì)應(yīng)的破巖比功分別為98.2 、102.4、102.9、103.4.8和105.9 mJ/mm3。計(jì)算結(jié)果表明,軸向沖擊幅值為0.1 mm時(shí)破巖比功最小,破巖效率最高;軸向沖擊幅值為0.5 mm時(shí)破巖比功最大,破巖效率最低。隨著軸向沖擊幅值的增大,破巖效率有降低的趨勢,因此軸向沖擊幅值不宜過大。

2.3 軸向沖擊頻率的影響

不同軸向沖擊頻率下(扭轉(zhuǎn)方向沖擊頻率一定,沖擊頻率簡化為沖擊次數(shù))的巖石破碎情況如圖8所示。由圖8可知,不同軸向沖擊次數(shù)下,巖石的失效形式有較大差別,當(dāng)沖擊次數(shù)為1時(shí),鉆齒切削在前段部分會(huì)引起大塊巖屑的生成,但是在后段的切削中沒有巖屑生成,巖石呈現(xiàn)塑性破碎,而軸向沖擊次數(shù)為2和3時(shí),巖石發(fā)生塑性破碎的區(qū)域相比1次時(shí)小。軸向沖擊次數(shù)為1、2、3、4、5對(duì)應(yīng)的破巖比功分別為118.8 、96.5、94、97.4和106.2 mJ/mm3。沖擊次數(shù)為1和5時(shí)對(duì)應(yīng)的破巖比功最大,沖擊次數(shù)為3時(shí)對(duì)應(yīng)的破巖比功最小。

圖7 不同軸向沖擊幅值下巖石的破碎情況(雅安花崗巖)Fig.7 Rock failure mode under different axial impact amplitudes (Yaan granite)

圖8 不同軸向沖擊頻率下巖石的破碎情況(雅安花崗巖)Fig.8 Rock failure mode under different axial impact times (Yaan granite)

3 單齒復(fù)合沖擊切削軟巖結(jié)果

以軟巖(南充砂巖)進(jìn)行單齒復(fù)合沖擊切削破巖數(shù)值模擬研究。南充砂巖的物理參數(shù):抗壓強(qiáng)度為50.565 MPa,抗拉強(qiáng)度為2.836 MPa,彈性模量為5 220 MPa,泊松比為0.111,內(nèi)聚力為11.69 MPa,內(nèi)摩擦角為35.45°。圖9為沖擊4次、軸向沖擊幅值為0.2 mm時(shí)不同切削深度下單齒復(fù)合沖擊切削南充砂巖的結(jié)果。由圖9可知,不同切削深度下,單齒復(fù)合沖擊切削南充砂巖呈現(xiàn)塑性破碎,相比花崗巖在復(fù)合沖擊切削情況下會(huì)生成大量巖屑的情況,南充砂巖沒有生成大塊巖屑。

圖9 不同切削深度下軟巖的破碎情況(南充砂巖)Fig.9 Rock failure mode of sandstone under different cutting depths (Nanchong sandstone)

圖10為不同切削深度下常規(guī)切削、扭轉(zhuǎn)沖擊以及復(fù)合沖擊破巖比功對(duì)比。由圖10可知,在3種不同破巖方式下,切削深度對(duì)于破巖比功基本沒有影響,沒有呈現(xiàn)出花崗巖那樣隨切削深度增大破巖比功減小的趨勢。并且兩種沖擊破巖方法對(duì)于提高南充砂巖的破巖效率沒有作用,即扭轉(zhuǎn)沖擊破巖和復(fù)合沖擊破巖相比于常規(guī)切削破巖在南充砂巖或者類似于南充砂巖的軟地層沒有提速效果。

圖10 不同切削深度下常規(guī)、扭沖以及復(fù)合破巖比功對(duì)比(南充砂巖)Fig.10 Mechanical specific energy of traditional cutting, torsional impact cutting and composite impact cutting under different cutting depths (Nanchong sandstone)

4 結(jié) 論

(1)在硬地層(雅安花崗巖)中,切削深度較淺時(shí)巖石發(fā)生塑性破碎,切削力隨切削深度的增加線性增加;當(dāng)切削深度超過一個(gè)臨界值時(shí),巖石發(fā)生脆性破碎,切削力與切削深度表現(xiàn)出非線性關(guān)系;復(fù)合沖擊切削作用下巖石相比常規(guī)切削更易發(fā)生脆性破碎(體積破碎)形成大塊巖屑,能夠提高破巖效率。

(2)在硬地層(雅安花崗巖)中,切削深度較淺(小于0.6 mm)時(shí)推薦使用復(fù)合沖擊破巖技術(shù);當(dāng)切削深度為中等深度(0.6～1.2 mm)時(shí)推薦使用扭轉(zhuǎn)沖擊破巖技術(shù);當(dāng)切削深度較大(大于1.2 mm)時(shí)兩種破巖方式都不再具有提速效果。

(3)在硬地層中,軸向沖擊幅值和頻率對(duì)破巖效率的影響程度較大,存在一個(gè)最優(yōu)值,要根據(jù)具體的地層確定沖擊頻率和幅值,但軸向沖擊幅值不宜過大。

(4)在軟地層(南充砂巖)中,復(fù)合沖擊切削作用下巖石呈現(xiàn)出塑性破碎,不會(huì)像硬地層巖石那樣出現(xiàn)脆性破碎而形成大塊巖屑;在軟地層中扭轉(zhuǎn)沖擊切削和復(fù)合沖擊切削對(duì)破巖效率的提高基本沒有作用,因此這兩種沖擊破巖技術(shù)不適用于軟地層。