王方祥，杨 鑫，任健偲,蔡晓伟,张建山，张 乾

1中国石油渤海钻探工程公司井下技术服务公司 2中国石油渤海钻探工程有限公司第二钻井工程分公司 3中国石油渤海钻探井下作业分公司试油工程作业部 4中国石油渤海钻探工程公司第二录井分公司

0 引言

为了满足油气勘探开发的需求，长水平段的水平井数量逐渐增多[1]。利用连续油管在长水平井段施工时，由于管柱本体螺旋变形，使得其与井壁的摩擦力增加，施加在管柱上的钻压被摩擦力抵消，导致不能在水平段推进，形成自锁现象[2]。如四川页岩气H23平台的3口上倾井，水平井段平均长度1 900 m，平均井斜102.13°，连续油管无法下至预定位置，距离最长达750 m，严重影响施工进度和施工质量。

目前，为了提高管柱在水平井段的推进能力，一般从液体环境和管柱结构两方面入手。改变液体环境即向井内泵注金属降阻剂，改变管柱与套管间的摩擦系数[3-4]，但金属降阻剂造价高，用量大，然而作用有限，给降本增效带来较大压力。改善管柱结构即在入井管柱上安装螺杆水力振荡器[5]，利用液体流通面积周期性的改变产生压力激动，对管柱产生振动载荷，从而降低管柱与井壁间的摩擦力[6]。钻井过程中常使用水力振荡器解决水平井段高摩阻的问题，吴志勇[7]、王建龙[8]等学者对水力振荡器的结构、性能及关键技术参数进行了系统的研究，欧阳勇等[9]利用理论计算的方法优化了水力振荡器的安放位置。调研发现，水力振荡器的使用效果主要受泵压、排量、液体性能的影响，钻井中一般使用152 mm外径的大螺杆，排量为16～20 L/s，能够起到较好的降阻效果。但连续油管施工中一般使用73 mm外径的小螺杆，排量为5～8 L/s。在该工况下，水力振荡器的振荡强度不足，适用性较差，对于较长的水平井段未能达到理想的应用效果。

为此，本文摒弃水力振荡器的固有思路，结合弹簧蓄能和齿形交错结构，研制了一种扭转式机械振荡器，基于冲击动力学理论建立了其冲击载荷的计算模型，结合管柱的螺旋屈曲摩阻模型，分别计算了同工况下光管柱、安装水力振荡器、安装机械振荡器的连续油管在水平段的极限推进深度，并介绍了扭转式机械振荡器在页岩气井的应用效果。

1 扭转式机械振荡器的结构及原理

井下振荡器使管柱因振荡产生轴向运动，从而降低与井壁之间的摩擦力[10-11]。齿形交错的机械结构能够利用两齿的啮合和交错，将旋转运动改变为轴向运动，加之弹性元件的蓄能，使啮合过程存在较强的冲击运动，从而实现管柱的轴向振动。

1.1 结构设计

扭转式机械振荡器的结构如图1所示，主要包括上接头、短螺杆、转接头、旋转传动轴、扶正轴承、弹性元件、冲击体、受冲体和下接头。工具内短螺杆的转子通过转接头连接旋转传动轴,转接头为万向软连接接头，具有一定的轴向活动空间。旋转传动轴内为流道结构，可为液体提供向下流动的通道。在旋转传动轴的中间部位安装扶正轴承，保证旋转运动的稳定性，底部套入弹性元件后，安装冲击体，并使弹性元件处于压缩状态。弹性元件为弹簧蓄能结构，根据齿形交错结构的轴向运动距离(齿高)及使用工况确定弹簧性能及预紧力。在工具外筒的最下部，通过花键结构套装受冲体，使得受冲体能够沿轴向运动而不能旋转。冲击体的下端和受冲体上端为相互啮合的齿形结构，在受冲体的下部连接下接头，中间留有一定的轴向运动空间。

图1 机械振荡器的结构示意图

1上接头 2短螺杆 3转接头 4旋转传动轴 5扶正轴承 6弹性元件 7冲击体 8受冲体 9下接头

1.2 工作原理

扭转式机械振荡器的工作原理如图2所示。

图2 机械振荡器的工作原理图

当地面泵注的流体流过短螺杆时，使转子旋转，从而带动转接头和旋转传动轴旋转，进一步带动底部的冲击体相对受冲体旋转。旋转过程中，两者的齿形结构相互交错、啮合。由于限制了受冲体的旋转运动，在两者齿形结构交错时，冲击体沿受冲体的齿面向上爬升，从而压缩已经蓄能的弹性元件，使其进一步蓄能。当到达两齿交错的顶端后，弹性元件突然释放，在弹力推动下，冲击体向下冲击受冲体，使其带动下接头及之后的工具串产生轴向运动，此时两者齿形结构相互啮合。之后，冲击体继续沿齿面爬升，重复交错和啮合过程，从而形成周期性的轴向振动，解除连续油管的自锁现象，延长其在长水平井段的推进距离。

2 工具冲击载荷的计算

扭转式机械振荡器的轴向振动为纯机械运动，其冲击载荷受泵压、排量等流体参数的影响较小，主要受弹性元件预紧力、齿高度和齿形轮廓的影响。

冲击体在弹力作用下冲击受冲体，加速过程需满足：

(1)

式中：m—冲击体的质量，kg；s—冲击体的位移，m；t—时间，s；KT—弹性刚度，N/m；L1—弹性元件压缩量，m。

求解可得冲击体的位移函数和速度函数。而冲击体的最大位移即为齿的高度，代入速度函数即可获得冲击体的最大冲击速度。

(2)

式中：vmax—冲击体的最大冲击速度，m/s；H—齿高度，m。

在冲击过程中作用力可由动力学理论表达为：

(3)

式中：F—冲击载荷，N；δ—受冲体的波阻，kg/s；vs—受冲体的瞬时速度，m/s；vc—冲击体的瞬时速度，m/s；Kc—齿面变形系数，N/m。

整合得到二阶微分方程：

(4)

求解可得冲击载荷函数F(t)：

(5)

而冲击体的最大冲击速度为该函数的初始条件，代入即可获得最大冲击载荷。

(6)

3 连续油管极限推进深度

当连续油管在水平井段发生自锁时，管柱的轴向载荷小于等于库伦摩擦力，此时所对应的深度即为连续油管的极限推进深度。

3.1 螺旋屈曲摩阻模型

连续油管在井筒内发生螺旋屈曲，根据非线性接触的间隙元理论，综合考虑井眼轨迹、连续油管物理性质、管柱间的接触摩擦力和井筒内液体阻力，获得计算库伦摩擦力的螺旋屈曲摩阻模型[12]。

(7)

式中：Fc—库伦摩擦力，N；E—连续油管的弹性模量，Pa；I—连续油管的截面惯性矩，m4；G—单位长度连续油管的浮重，N/m；α—井斜角，(°)；r—环空半径间隙，m；Lmax—连续油管在水平井段极限推进深度，m。

3.2 光管柱轴向载荷

光管柱指的是连续油管管柱中不安装任何的振荡器,此时连续油管的轴向载荷即为井口释放悬重所传递至管柱末端的轴向力。根据文献[13]的研究结果可知：

(8)

式中：μ—管壁间的摩擦系数；σ—连续油管的屈服强度，Pa；h—施工井的垂深，m；其他参数同上。

3.3 水力振荡器冲击载荷

根据LuGre模型[14]，结合连续油管在水力振荡器作用下的瞬时运动方程，由振动幅度、振动强度和振动频率表达其冲击载荷为[15]：

(9)

式中：B=Xcosωt；C=Xsinωt；X—振动幅度，m；ω—螺杆转速，r/s；t—时间，s；ξ—刚性系数，N/m；p—施工泵压，Pa；Fq—振动强度，N；k—振动频率，Hz；Q—施工排量，m3/s。

3.4 实例计算

长宁、威远地区页岩气井的水平段一般为1 400～2 400 m。以N216X井为实例，分别计算光管柱、安装水力振荡器、安装机械振荡器的连续油管在水平段的极限推进深度。该井实际完钻垂深2 323.64 m，现人工井底4 590.9 m，造斜点深2 270.00 m，最大井斜100.56°，水平井段全长2 302.3 m。使用直径50.8 mm、壁厚4.4 mm的连续油管进行水平井段钻塞施工，泵注排量0.007 m3/s，泵压30 MPa。

3.4.1 光管柱轴向载荷计算参数

连续油管的弹性模量2.06×1011Pa，截面惯性矩2.86×10-7m4，单位长度的浮重34.27 N/m，管壁间的摩擦系数0.3，屈服强度7.41×108Pa。

3.4.2 水力振荡器冲击载荷计算参数

水力振荡器的振动幅度0.006 m，振动强度20 000 N，振动频率20 Hz。在排量0.007 m3/s、泵压30 MPa情况下，螺杆转速121 r/s。管壁间的刚性系数1×105N/m，摩擦系数为0.3。

3.4.3 机械振荡器冲击载荷计算参数

冲击体的质量7.8 kg，齿高度0.02 m，弹性元件压缩量0.6 m，弹性刚度90 000 N/m，齿面变形系数3.5×10-6N/m。

3.4.4 库伦摩擦力计算参数

连续油管的弹性模量、截面惯性矩、单位长度的浮重等参数同上。连续油管与套管之间的环空半径间隙为3.53×10-2m。

3.4.5 计算结果分析

将以上计算参数代入相应公式，计算出光管柱、安装水力振荡器和安装机械振荡器的三种情况下，连续油管在水平段的极限推进深度分别为1 406.7 m、1 538.3 m和2 739.5 m。由此可见，安装水力振荡器后，虽然连续油管的水平推进深度相对光管柱提高了9.4%，但对于某些较长水平井段的页岩气井还不适用，无法达到预定深度。安装扭转式机械振荡器后，水平推进深度相对光管柱提高了94.7%，相对安装水力振荡器提高了78.1%，极限推进深度可达2 700 m以上，完全满足长水平井段的施工需求，体现出了该工具的技术优势和对连续油管施工的适用性。

4 现场应用

4.1 N216X井的现场试验

以算例为基础，在N216X井开展了扭转式机械振荡器的现场试验。该井试油井段2 278～4 588 m，段总长2 310 m。水力加砂分段压裂改造后，使用连续油管钻除井内的32个桥塞，并通井至人工井底，以利于后期排采作业。

4.1.1 光管柱施工

在油层套管内下入钻磨工具串(Ø50.8 mm连续油管+Ø73 mm铆钉连接器+Ø73 mm丢手+Ø73 mm震击器+Ø73 mm马达+Ø95 mm磨鞋)，为光管柱施工。下至2 600 m后，用滑溜水循环洗井一周以上，保持泵压30 MPa、排量0.007 m3/s稳定，控制钻压，连续钻穿17个桥塞后，继续下放至深度3 667.2 m(水平推进1 378.6 m)时，加钻压30 kN无法推进，判断为连续油管自锁。

4.1.2 水力振荡器管柱施工

起出光管柱工具串，在Ø73 mm丢手和Ø73 mm震击器之间安装Ø73 mm水力振荡器，以同样的泵压、排量下入连续油管，探至第18个桥塞(深度3 694.2 m)，顺利钻穿后继续钻进至3 792.3 m(水平推进1 503.7 m)，共钻穿2个桥塞。下放加压30 kN遇阻，反复试下无效。

4.1.3 机械振荡器管柱施工

起出连续油管水力振荡器管柱，在Ø73 mm丢手和Ø73 mm震击器之间安装Ø73 mm扭转式机械振荡器，以同样的泵压、排量下入连续油管，探至第20个桥塞(深度3 829.5 m)，顺利钻穿后持续下放，一趟钻共钻穿13个桥塞，中途加钻压不超过30 kN，探到人工井底4 590.9 m(水平推进2 302.3 m)，施工过程中无连续油管自锁现象。

4.1.4 试验结果分析

现场试验过程中，三种管柱结构所对应的推进距离与理论计算结果对比如表1所示。

表1 推进距离理论计算与试验结果对比

由于该井的水平井段全长2 302.3 m，未到机械振荡器管柱理论计算数值，所以，通过对比光管柱和水力振荡器管柱推进距离的现场试验值与理论计算值发现，误差分别为28.1 m和34.6 m，两者基本相符，表明通过理论计算出的连续油管极限推进深度是准确可靠的。现场试验值偏小的原因是实际施工中泵压、井底温度等均会导致连续油管变形，使管壁间的摩擦阻力偏大。

4.2 应用效果

扭转式机械振荡器在页岩气平台应用20余井次，统计典型井的应用见表2。

由表2可见，使用该工具之后，连续油管在水平井段的推进深度至少延伸400 m，平均延伸680 m，均能通井至人工井底，保证了施工进度和施工质量。现场应用表明，该工具可大大降低连续油管与套管壁之间的摩擦力，有效解决连续油管在长水平井段的自锁问题，增加其在水平井段的推进深度。根据水平井的不同水垂比、不同井斜角、不同连续油管规格配套机械振荡器的结构参数(预紧力、弹性元件、齿形等)，是下一步的研究重点。

表2 应用情况统计

5 结论

(1)结合弹簧蓄能和齿形交错结构，研制了一种扭转式机械振荡器，依靠旋转过程中冲击体与受冲体的齿形结构相互交错、啮合，并使预压缩的弹性元件继续蓄能，产生强烈冲击振荡，实现振动降阻。

(2)建立了工具冲击载荷的计算模型，结合管柱的螺旋屈曲摩阻模型，计算了连续油管在水平段的极限推进深度，安装该工具后，同工况下推进深度相对光管柱提高了94.7%，相对安装水力振荡器提高了78.1%，极限推进深度可达2 700 m以上。

(3)现场应用验证了连续油管极限推进深度理论计算的准确可行性，并且表明该工具可大大降低管柱间的摩擦力，有效解决连续油管在长水平井段的自锁问题，增加其在水平井段的推进深度。