谭现锋，王景广，赵长亮，王稳石，翁 炜，段隆臣

（1.山东省鲁南地质工程勘察院（山东省地勘局第二地质大队），山东 济宁 272100；2.中国地质大学（武汉），湖北 武汉 430074；3.山东省地勘局第二水文地质工程地质大队，山东德州 253000；4.中国地质调查局勘探技术研究所，河北 廊坊 065000；5.中国地质调查局北京探矿工程研究所，北京 100083）

干热岩是不含或仅含少量流体，温度高于180℃，其热能在当前技术经济条件下可以利用的岩体，干热岩储层岩石可分为侵入岩、变质岩和沉积岩三大类。未来干热岩的开发利用主要取决于钻井和人工储层建造的费用，较低的钻井成本和较高的储层热交换速率将大大降低增强型地热系统的开发成本。干热岩钻探在我国起步较晚，耐高温钻具和钻井技术、高温钻井液技术还不够成熟，主要是对地矿和石油行业现有钻探技术进行改良利用，尚未形成一套成熟的干热岩高温钻井技术体系和指导施工的干热岩钻探技术规程，严重制约了干热岩钻探的施工效率和发展[1-2]。解决大口径干热岩钻探的关键技术问题，特别是大口径快速、高效取芯问题，为科研技术人员提供高质量的干热岩岩心以加强对干热岩热物性、天然裂隙和可压裂性等方面的研究，快速准确探明我国干热岩分布与储量，对干热岩资源的开发与利用意义重大[3-10]。

我国初期的干热岩勘探取芯主要采用常规转盘回转钻进技术，在钻进过程中由于干热岩具有高研磨性、高温和高硬度等特征，转盘转速低、扭矩小，钻进取芯效率低。近年来，中国石油大学（北京）、中国地质大学（北京）、西南石油大学、长江大学、中国地质调查局勘探技术研究所、北京探矿工程研究所等机构对涡轮钻具均进行了一定的研究，主要集中在提高本体性能、寿命和优化工艺。目前，我国虽已拥有外径为240，195，175，165，127 mm 等规格型号的涡轮钻具，但国内实际钻井工作中使用的涡轮钻具仍基本依靠从俄罗斯进口或者采用美国Smith 公司的服务。尽管我国已经研发出一系列的涡轮钻具，但国内在深孔复杂地质涡轮钻具及工艺方面的研究进展很缓慢，主要原因是：涡轮钻类型单一，品种系列不配套，工艺研究不够深入，技术水平、使用范围及效果与国外差距较大，特别是在深井高温硬岩工况下，涡轮钻具全面钻进工艺在我国的研究和应用都较少，严重制约了孔底涡轮动力钻具的发展，特别是在干热岩取芯钻进方面的应用研究尚处于空白阶段。

为此，课题组将新研制的Ф127 mm 涡轮钻具，在福建漳州HDR-1 井和青海共和GR1 井分别进行了干热岩钻井取芯工艺研究，干热岩“转盘+涡轮钻具+KT-140 取芯钻具”复合取芯钻进工法和器具经受住了孔底236℃高温考验，钻获了高质量岩心，从而为进一步完善干热岩涡轮钻具复合取芯钻井技术提供了数据、经验和借鉴。

1 涡轮钻具工作原理及设计

1.1 涡轮钻具工作原理

涡轮钻具是一种依靠钻井液驱动的孔底动力钻具，其物理基础是液力驱动的欧拉方程。涡轮钻具一般包括涡轮节和轴承节。涡轮节是涡轮钻具的动力部件，在涡轮节内安装有多级涡轮。常规涡轮叶片设计中转子和定子叶片形状相同但弯曲方向相反。工作时，钻井介质在泥浆泵作用下进入涡轮马达内，经定子导流后以一定的方向和速度进入转子，可将钻井介质的动能转变为机械能，驱动转子并带动涡轮轴回转，从而带动下方连接的取芯和碎岩工具（图1）。

图1 单一涡轮结构示意图Fig.1 Schematic diagram of a single turbine structure

根据干热岩钻井高温、高硬度、高研磨工况的应用需要，首先确定了涡轮钻具的主体结构方案和初始设计目标，之后分别对涡轮节和支承节进行了结构设计。在涡轮节设计过程中包括涡轮叶片叶形设计、涡轮叶片级数设计、涡轮节节数设计、涡轮主轴、外壳设计等，经过数值模拟、台架试验后，对涡轮叶片水力性能进行了验证和优化。在支承节结构设计中主要包括推力轴承及扶正轴承设计、主轴设计、外壳设计等，还包含联轴器设计等，主要通过对轴承型式进行设计，提高承载力和工作寿命，在设计过程中要对涡轮钻具的叶片、主轴关键部件进行材料优选和强度校核，确保井下工作的安全性。在空间尺寸确定的情况下，涡轮钻具设计的核心是叶片设计。

按轴承工作原理并结合干热岩钻井的需求，对涡轮钻具的止推轴承进行了优选。因聚晶金刚石复合片（Polycrystalline Diamond Compact，简称PDC），止推轴承因不含橡胶件为全金属件而被引入了涡轮钻具，以解决在钻井中遇到的传统止推轴承不适用于高温和高磨蚀环境的问题，该类轴承已经普遍应用到高速高温涡轮钻具。

1.2 涡轮钻具配套钻头设计原则

在硬地层钻进过程中，涡轮钻具的性能既与钻进参数相关，同时也与钻头、钻具、辅助设备的设计与选型相关，为此根据其工作需要对钻头、钻具进行有针对性的研究和选型。

在深孔钻探中常用的钻头主要有牙轮钻头、PDC钻头和金刚石钻头。不同型式钻头的破岩原理和破岩方式不同。在破岩过程中，牙轮齿压入地层破碎；PDC 钻头主要利用了岩石剪切强度低的弱点，PDC 复合片刃口切入地层，在扭矩作用下回转并实施破岩，但是该种破岩方式要求上部钻具组合可向PDC 钻头传递足够扭矩，才能够满足剪切破岩的需求（图2）。

图2 三种不同的破岩方式Fig.2 Three different ways of breaking rock

根据PDC 钻头和金刚石钻头的工作原理，一般情况下，较软的地层可以采用PDC 钻头，针对硬岩地层设计的涡轮钻具其工作转速较高，可选择孕镶金刚石钻头作为涡轮钻具配套钻头。

1.3 涡轮取芯钻具设计原则

硬岩取芯钻具的设计要符合以下原则：首先要满足水力通道要求，其次要避免钻具在取芯工作过程中受到振动冲击影响取芯效果，同时采用降低摩阻及保护岩心的措施提高采取效率。根据取样钻具的实际需求，采用单动双管（三层管）结构，在钻具外管受涡轮驱动回转的过程中内管本身不转动，避免外部钻具振动影响岩心采取。钻具内部设计水力流道，既要保证为钻头提供充分的水力，同时在钻进的过程中避免冲蚀岩心。为此，在钻具结构设计过程中，根据涡轮钻具的流道面积，设计钻具的流道。

1.4 涡轮钻具工作条件

涡轮钻具的使用效果和使用时间，与现场工况以及配套技术密切相关。针对涡轮钻具深孔钻探取样，其工作条件如下：

（1）钻井液

涡轮钻具对泥浆密度无特别要求，对泥浆密度没有限制。但是，压降与泥浆密度息息相关，随着泥浆密度增加，流量应适当减小，以避免损伤钻具及其他泥浆设备。一般要求泥浆密度不大于1.3 g/cm3。

为减小涡轮钻具磨损，钻井液固相含量必须控制。按照行业惯例标准，含砂量应小于0.3%。加重剂禁用铁矿粉，堵漏材料颗粒直径要求低于2 mm。井队应配备离心机、泥浆清洁器等固控设备。

（2）井底温度

本次设计的涡轮钻具为全金属材质，抗温性能好，产品的最高工作温度为250℃。

（3）马达流量

涡轮钻具工作时，钻头的转速、扭矩与通过马达的输入流量相关。流量较小时，转速随之下降，输出功率不够，涡轮钻具就无法正常工作；对于钻具应在推荐流量范围内可发挥其最优性能。如果流量偏低，将导致马达输出扭矩严重下降。流量升高，转速、扭矩、压降随之增大。为保证转速，应适当加压，应当根据需要的流量以及钻井作业的要求，调整钻井泵的参数（缸径、冲数等）。

（4）马达压降

涡轮钻具相比螺杆钻具其压降大，马达在工作中，大致是稳定的，但压降很高，仅钻具本身压降可高达10 MPa。因此选择钻井泵和钻杆柱等循环通道时，一定要确保马达处于最优工作区域内，避免循环压力过大。

（5）扭矩

涡轮钻具转速与扭矩成线性关系，可通过控制钻压（WOB），达到控制涡轮钻具输出扭矩的目的，钻压增大，扭矩增加。

（6）钻压

涡轮钻具在井下工作，应施加足够的钻压，为钻头破岩提供足够的扭矩和适宜的转速。施加钻压的大小，可以通过观察指重表上悬重的变化确定，应当通过逐渐增加钻压使扭矩和转速达到规定的数值，使马达最大限度地提供破岩性能。同时，应当控制钻压不能超过规定的钻压，以避免导致涡轮钻具制动。

2 应用实例

在福建漳州HDR-1和青海共和GR1 钻井中为实现高质量快速取芯钻进，研究应用了“转盘+涡轮钻具”复合取芯钻进工艺。主要研究验证了涡轮钻具与KT-140 取芯钻具的适配性和涡轮钻具与金刚石取芯钻头的匹配性；验证了高温、硬岩井况下的涡轮钻具工作特性；初步确定了涡轮钻具的取芯钻进参数，是干热岩高温深孔井下动力回转钻具驱动取芯钻头进行取芯钻进的首次成功尝试。

2.1 工艺参数

涡轮钻具干热岩复合取芯钻井工艺参数如下：

（1）设备选型、钻遇地层与钻井结构

HDR-1、GR1 钻孔的基本情况、使用钻机型号与目的层地层（表1）基本情况。

表1 钻孔基本情况Table1 Basic conditions of drilling

为了满足复合钻进需要，现场配备了3 NB-1 300 D泥浆泵和固控设备等主要附属设备，其工作参数见表2。现场配备500 kW 变频器一台，用于驱动转盘电机，以便涡轮复合钻进取芯时降低转盘转速。转盘原始最低转速58 rpm，使用变频器后最低转速降至约20 rpm，相对更适合复合钻进。

表2 主要附属设备Table2 Main ancillary equipment

HDR-1 井与GR1 井现场测试Ф127 mm 涡轮钻具要求正常工作排量为12～15 L/S，调整现场3 NB-1 300 D泥浆泵，使泵的理论排量达到约13 L/S，以匹配涡轮钻具正常工作排量。

HDR-1 井与GR1 井取芯段钻井结构基本信息见表3。

（2）钻柱与取芯钻具组合

干热岩HDR-1 井钻柱组合：Ф150/95 mmKT140 取芯管×1根+Ф127 涡轮钻具×1根+Ф178 mm 钻铤×1根+Ф215 mm 扶正器×1根+Ф165 mm 钻铤×1根+Ф159 mm钻铤×4根+Ф89 mm 钻杆+Ф127 mm 钻杆×n柱[11]。

干热岩钻井涡轮取芯钻具组合：Ф127 mm 涡轮钻具+KT140 取芯钻具+152 mm 孕镶金刚石钻头入井实验。

（3）取芯钻进参数

涡轮钻具恒排量、恒压取芯试验：在泥浆泵排量12 L/s（15 L/s）的情况下，钻压以3 kN为梯度，从50 kN逐步提高至涡轮钻制动，观察并记录泵量、泵压、扭矩、机械钻速等工程参数；在恒排量试验的基础上，以最优机械钻速为标准，选定恒钻压试验基本钻压值。在保持该钻压不变的情况下，以0.5 L/s的梯度增加泥浆泵排量，观察并记录泵量、泵压、扭矩、机械钻速等工程参数[12-20]。

表3 目的层钻孔结构Table3 Borehole structure in the target layer

2.2 干热岩复合钻进取芯（以HDR-1 井为例）

2.2.1 涡轮取芯钻具准备

涡轮钻具长度为8.02 m。检查涡轮钻具，涡轮钻具外管良好，无损坏情况，上下端丝扣完好，外壳螺纹无松动迹象。放平涡轮钻具，用手转动输出轴，可轻松转动，轴承间隙正常。涡轮钻具与165 mm 钻铤间使用转换接头（NC50-NC38）连接。

用自由钳人工拧紧内总成连接螺纹，并调整卡簧座与钻头内台阶间隙至约10 mm。考虑到涡轮钻具的高转速特性，建议取芯钻具外总成丝扣上扣扭矩为4 000 （N·m）。取芯钻具长度为4.70 m。

2.2.2 涡轮钻具井口测试与入井

涡轮钻具接入钻柱入井前应在井口开泵试验其工作情况。由于泥浆泵并未配置变频器，以固定排量井口试压，涡轮运转稳定，泵压10 MPa，孔口工作正常后方可入井工作。

2.2.3 涡轮钻具入井取芯

（1）循环探底

下钻离孔底1 m 左右开泵循环，泵压16 MPa，取芯前进行探底并校正指重表，大钻压开始钻进。

（2）大钻压钻进

根据现场螺杆钻具取芯经验，以较大钻压钻进（40 kN），开始以30～35 kN的钻压钻进，历时1.33 h，钻进井段2 812.05～2 812.23 m，进尺仅0.18 m。具体参数：钻压25～35 kN，转盘转速38 rpm，泵压开始为14 MPa，循环开后稳定为13.5 MPa。

（3）大钻压→小钻压过度

因大钻压进尺缓慢，判断为涡轮输出转速不稳定，后刹住主绞车，释放钻压，钻压逐渐降至0～5 kN，泵压逐渐上升至15.5 MPa，根据台架试验情况，判断此工况为涡轮钻具高效率工作工况，转速约800 rpm。该过程历时10 min，井段2 812.23～2 812.27 m，进尺0.04 m。具体参数：钻压0～25 KN，逐渐降钻压，转盘转速38 rpm，泵压13.5～15.5 MPa，且表现为逐渐上升。

（4）小钻压钻进

钻压维持在0～5 kN，泵压15～15.5 MPa，机械钻速明显提高，井深进尺 2 812.27～2 812.96 m，进尺0.69 m，机械钻速1.03 m/h，其中约20 min 进尺0.44 m，机械钻速达1.32 m/h。该过程历时40 min，井段2 812.27～2 812.96 m，进尺0.69 m。具体参数：钻压0～5 kN，转盘转速38 rpm，泵压15～15.5 MPa。

（5）割心提钻

该过程进尺0.2 m，历时20 min，钻速0.6 m/h。

（6）出芯和钻具检查

提钻过程中，检查钻具，取芯钻具提出井口，钻头外管正常、钻具所有螺纹连接正常；出芯，进尺1.5 m，岩心长1.35 m，取芯率90%。岩心顶端有研磨迹象，岩心较完整、平整。涡轮钻具吊放至地面，手动旋转输出轴，不能拧动，用自由钳轻松拧动并且旋转时无异常声响，涡轮钻具正常。取芯钻具卡簧磨损正常，内管下段有清晰的摩擦痕，保径上接头下端保径部分磨损量较大，最下端硬质合金磨损超2 mm，钻头底面和内外保径磨损正常，无异常损坏[21-22]。

2.2.4 涡轮钻具入井取芯试验工况分析

（1）大钻压工况下几乎不进尺

开始试验阶段，钻压较大，进尺很慢。从试验中泵压的变化，可以明确判断出钻压超过25 kN时，涡轮钻具即转动不连续，处于半制动状态，进尺极其缓慢。

（2）泵压不变增加钻压

钻压逐渐由5 kN 增加至25 kN，根据大钻压钻进情况，此时泵压应逐渐降低至13.5 MPa，但实际泵压仍为15 MPa，并且进尺很慢，另外及时刹住主绞车后，钻压回得很慢，泵压变化也不明显。此时的基本情况是马达回转正常，堵心等其他因素造成钻头未受钻压。提出钻具后，根据出芯和钻具情况，但取芯钻具上接头保径合金下部磨损量大，造成了托压、马达空转；从上提钻具释放钻压后进尺加快及岩心的破碎形式和断茬形状来看，堵心的可能性较大。

（3）泵压降低进尺缓慢

取芯末段，泵压持续降低，进尺缓慢。提钻后发现的钻具刺漏是泵压迅速下降的原因。刺漏后，涡轮钻具的输入排量逐渐降低，功率（扭矩和转速）不断降低，表现为机械钻速降低。

（4）岩心蘑菇头

出芯后，岩心顶端一块明显磨出蘑菇头，岩心下端有约5 cm 长的偏磨，偏磨不严重（图3）。蘑菇头应为开始取芯钻进时，进尺慢，高转速钻具晃动所致，偏磨判断应为上提钻具释放钻压、解堵有关，与进尺工况情况吻合。

图3 岩心偏磨和蘑菇头Fig.3 Core bias grinding and mushroom head

2.2.5 干热岩涡轮钻具取芯试验差异性分析

在12.2 L/S的恒排量情况下，钻压从0～40 kN，涡轮钻具从空载、制动到快速钻进，初步探索和掌握了Ф127 mm 涡轮钻具+KT140 取芯钻具+152 mm 孕镶金刚石钻头入井取芯的工作特性，初步掌握了适合现场井内条件下的钻进参数，完成了国产Ф127 mm 涡轮钻具+KT140 取芯钻具+152 mm 孕镶金刚石钻头的首次入井试验，且井深超过2 800 m。钻进过程证明使用自主研制的小直径涡轮钻具及改进的KT140 取芯钻具取芯钻进是可行的，且可以获得较为可观的机械钻速。在典型的干热岩花岗岩地层中，涡轮钻高转速的输出特性得到验证，小钻压即可获得高钻速。涡轮钻具高转速的工况下，可获得完成、外表平整的岩心；由于泥浆泵的排量12 L/S 与涡轮要求的额定排量15 L/s有一定的差距，未能达到挥涡轮钻的最佳输出特性；泥浆泵不能无级变频，钻机为原始的刹把式送钻方式，泥浆黏度、含沙量等都较大，无法实现涡轮钻取芯钻进的精细操作[23-24]。

3 干热岩涡轮钻具复合钻进取芯评价

3.1 复合钻进机械钻速及取芯率

涡轮钻具复合取芯钻进工艺在干热岩HDR-1 井和GR1 井进行现场测试，因使用转盘+复合动力钻具的转速+扭矩双碎岩动力叠加的复合钻进工艺，与常规取芯钻进工艺相比，平均机械钻速提高53.5%，因国产涡轮钻具为初次井下测试应用，各项技术参数仍需进一步优化；从钻具磨损和配合来看，加工精度和材料选型仍须进一步提高；HDR-1井为细粒高研磨性花岗岩且井底温度相对较低，GR1井为粗粒中低研磨性花岗岩且孔底温度较高，孔底岩石因循环液和孔底温度温差较大而产生温度蠕变和裂隙加之研磨性较低，更易于碎岩，所以GR1 井平均机械钻速均比HDR-1井高，其中常规钻进提高了12.6%、复合钻进提高了14.5%。具体取芯技术指标对比见表4[25-26]。

表4 涡轮复合取芯钻进与常规取芯钻进对比Table4 Comparison of turbine composite coring drilling and ordinary coring drilling

3.2 取芯钻头的适配性

涡轮取芯钻具组合在干热岩HDR-1 井与GR1 井现场实际钻进时，取芯机械钻速虽然大幅提高，但孕镶金刚石取芯钻头与高转速涡轮钻具以及高温高研磨性地层的适配性较差，使用寿命和平均进尺明显缩短，仍须进一步加大孕镶金刚石取芯钻头的优选和改进，尤其是在高温硬岩工况下钻头胎体的耐研磨性和水口设置的科学性，具体指标比对见表5[27-29]。

表5 钻头使用情况Table5 Usage of drill bits

4 结论

（1）“转盘+涡轮钻具”复合取芯钻进工艺与常规取芯钻进工艺相比，平均机械钻速提高53.5%，国产涡轮和取芯钻具及钻头均经受住了孔底236℃的高温考验，实现了高质量快速取芯；由于现场条件所限，泥浆泵排量不能无级改变，原定恒钻压变排量试验未能实施。在恒排量的情况下，钻压从0～40 kN，涡轮钻具从空载到制动，做了充分的取芯试验，圆满完成了Ф127 mm 涡轮钻具+KT140 取芯钻具+152 mm 新型孕镶金刚石钻头入井试验的任务。

（2）无橡胶原件的涡轮钻具采用了新材料和新结构，便于现场连接和高温条件下作业，具有中高速大扭矩较低压的技术优点，叶片类型和数量适应泥浆比重和压力限制，更适应深井、超深井，机械钻速比转盘转速大幅度提高，降低了扭矩、减小了阻力，有助于大大降低钻柱的卡钻事故，可直接降低钻井成本，具有极高的经济效益，对高温干热岩钻井提供了技术支撑。但因进口涡轮钻具及孕镶金刚石钻头价格昂贵，应加快对涡轮钻具及其适配取芯钻头的国产化研发并逐步降低使用成本。

（3）涡轮钻具的转子作定轴转动不会引起离心惯性力和横向振动，可获得高质量的井眼轨迹，特别是在取芯钻进中易于吃心从而提高了取芯速度和取芯率。涡轮钻具特性与螺杆钻具不同，涡轮钻具为全金属结构，具有良好的抗高温性能和长使用寿命，可在干热岩钻探中井底高温工况下广泛推广应用。