杨先伦，宋建伟，何世明，于小龙，王 涛，张 磊

（1.陕西延长石油（集团）有限责任公司研究院，西安 710075；

2.深圳市百勤石油技术有限公司，广东深圳 518000；3.西南石油大学，成都 610500）①

扭转冲击破岩效果影响因素评价

杨先伦1，宋建伟2，何世明3，于小龙1，王 涛1，张 磊1

（1.陕西延长石油（集团）有限责任公司研究院，西安 710075；

2.深圳市百勤石油技术有限公司，广东深圳 518000；3.西南石油大学，成都 610500）①

通过理论分析并根据现场资料计算，对影响高频扭转冲击破岩效果的4个参数进行了分析评价。结果表明：扭转冲击破岩冲击能量应该保持在岩石临界冲击能量附近，可获得理想的破岩效果；扭转冲击破岩效率比旋转剪切破岩效率更高，能大幅提高机械钻速。可为扭转冲力钻井工具及与之匹配的PDC钻头设计提供参考。

扭转冲击；切削齿；冲击频率；冲击能量；破岩效率；深井硬地层

中西部地区是我国未来的能源接替区，勘探目标逐渐转向深部地层。实践证明，深部地层机械钻速只有中上部地层机械钻速的1／4～1／10。因此，提高深部地层钻井速度对加快我国油气开发速度有着重要意义。PDC钻头高频扭转冲击破岩技术是基于扭力冲击钻井工具在硬地层中的应用。该工具主要用于克服PDC钻头在深部井段坚硬地层中的粘滑振动现象，提高破岩效率，现场应用效果好。为了实现工具的国产化，对影响破岩效果的因素进行分析很有必要。

1 高频扭转冲击破岩技术应用现状

2000年，加拿大阿特拉公司使用扭力冲击发生器配合高抗冲击性的PDC钻头，发生器以1 000～2 400 min-1的频率向钻头施加扭向脉冲转矩破岩，消除了钻头“粘滑振动”，延长了钻头使用寿命，扩展了PDC钻头适用范围，同时大幅提高了机械钻速。

以Ulterra公司的扭力冲击工具Torkbuster为例，其在北美、亚太、中东、非洲均有广泛的应用，可提高机械钻速50%～300%，中等深度井段单趟进尺可达3 000 m，深井超深井段单趟进尺可达1 500 m。国内已在陆地和海上多个区块试验和推广了Ulterra扭转冲击钻井技术，在钻深井硬地层中取得了很好的提速效果，机械钻速提高幅度达90%～300%。

2 高频扭转冲击破岩影响因素分析

高频扭转冲击破岩改变了PDC钻头的破岩方式［1-4］：从持续的转矩输入转变为持续转矩与周期性的高能冲击相互叠加，PDC钻头受力与岩石受力及破碎均不同于常规钻井。影响破岩效果的主要有切削齿安装角度、钻压、冲击频率和冲击能量4个因素。

2.1 切削齿安装角度

扭转冲击破岩PDC钻头产生切向冲击。陈敏，张菁等人［5-6］对PDC钻头单齿工作角度进行了有限元仿真，得到的结论为：较大的侧转角有利于提高破岩效率。如图1所示，切削齿侧转角为13°时，PDC切削齿受到的最大第一主应力最小。

图1 切削齿侧转角与最大第一主应力关系

钻头切削齿的安装角度对PDC钻头攻击性有较大影响［6-10］。陈敏等通过有限元模拟，分析了不同安装角度对PDC的冲击过程的影响。在侧偏角设置为12°时，建立了切削齿倾角与最大第一主应力之间关系曲线，如图2所示。由图2可知：PDC切削齿后倾角在4°～20°范围内变化时，随着后倾角的增大，最大第一主应力呈现减小趋势；后倾角为16°或19°时，既能保证有效冲击力，也能保证切削齿具有一定攻击性。

图2 切削齿最大第一主应力与后倾角关系

2.2 钻压

当钻压增大时，PDC钻头切削齿的压入深度增加，会导致破碎的岩屑尺寸更大，但此时切削齿也承受着更大的破碎抗力，钻头需要的转矩也就更大。当钻头具有的转矩能量小于岩石破碎需要的能量（临界能量）时，岩石得不到破碎；另一方面，当切削齿受到的破碎抗力超过切削齿强度极限时，切削齿聚晶金刚石复合片将产生疲劳或者被破坏。因此，对于PDC扭转冲击破岩而言，钻压并非越大越好，应该保持一个合适的值，保证压入深度与冲击转矩相匹配，达到最佳的破岩效果。

乌斯宾斯基［11］的力学模型认为，切削齿压入岩石必须克服岩石抗破碎强度R和摩擦力F，即

岩石抗压强度为（假设接触面为矩形）

摩擦力为

切削齿面正压力为

式中：p为单齿钻压，MPa；R为岩石破碎抗力合力，MPa；F′为摩擦力合力，MPa；犺为压入深度，mm；α为切削齿后倾角，（°）；L为接触面长度，mm；σ犮为岩石的抗压强度，MPa；μ为接触面摩擦因数；N为切削齿面正压力，MPa。

例如：取某井5 877 m砂岩，抗压强度221 MPa，压入深度取2 mm，切削齿倾角15°，摩擦因数0.3，计算得单齿钻压为4.041 k N。

2.3 冲击频率

在其他参数相同、冲击能量足够的条件下，随着冲击频率增大，岩石破碎速度成正比例增大；但当冲击频率增大到一定值后，频率过高，载荷作用时间太短，破碎过程得不到充分发展，冲击力即消失，影响破岩效果［9］。所以，存在一个最佳冲击频率。

模拟单齿冲击切削岩石得到关于切削齿受力波动曲线，如图3。由图3可以看出：最佳冲击频率确实存在，模拟的3个不同频率f1、f2、f3分别为1 700、2 000、2 300 min-1。当f2＝2 000 min-1时，切削齿受力波动比其他2个频率下的受力波动都小。

图3 切削齿在不同冲击频率下的应力波动

分析其原因为：当冲击频率太小时，冲击作用不能有效破碎前方岩石，粘滑振动不可避免地发生；当冲击频率太大时，没有足够的时间用于裂纹的扩展，冲击力即消失，没有破碎的前方岩石同样使粘滑振动发生，在切削齿受力上则体现为巨大的波动现象。

2.4 破岩效率

岩石破碎过程是一个能量耗散过程［12-14］，能量的耗散主要用于克服岩屑剪切滑移面岩石的内聚力与摩擦力，形成岩屑的表面积越大，则消耗的能量越多。当岩石受到切削齿压应力越大时，一方面正应力增大导致摩擦力更大；另一方面会形成更小岩屑，进一步增加比耗。因此，要减小岩石破碎比能，则尽量降低切削齿的压实效应和增大岩屑尺寸。岩石冲击破碎时的能量耗散模型如图4所示。

岩石吸收的能量主要由3部分组成：岩石破碎损伤能量犠FD；岩石动能犠K；其他耗散能犠O。

式中：犠l为入射能量；犠R为反射能量；犠T为透射能量；犠A为吸收能量；σl为入射波应力；σR为反射波应力；σT为透射波应力；A0为冲击接触面积；犆0为弹性波在杆件中的传播速度；E为弹性模量。

岩石吸收能量的能力，用能量吸收率表示为

PDC切削齿高速冲击岩石对岩石造成破裂，形成岩屑。为方便研究，假设犠A≈犠FD，因此可以用岩石破碎能与切削齿输入能量的比值来比较切削齿破岩效率的高低，即

式中：输入转矩能量为f·E；f为频率；E为单次冲击能量。

图4 岩石能量耗散模型

2.5 冲击能量

冲击能量的大小直接决定破碎效果。冲击力太小，起不到冲击破岩的作用；冲击力过大，易造成切削齿损坏。本文就破岩比功法进行阐述。冲击能量和岩石破碎比功α的关系如图5所示。伤痕区内冲击能量不足以使岩石产生裂纹，破碎比功大；只有当冲击能量接近临界冲击功犠c时，破碎比功才趋于稳定。当冲击能量继续增加，切削齿面的压实效应增强，摩擦力增大，导致破碎比功出现上升趋势。

同时，赵伏军［15］等人在实验室进行的花岗岩静载、冲击-静载下的岩石裂纹扩展与破碎比能研究得出：当冲击能上升时，岩石破碎体积增大，破岩比能下降，能量利用率高；当冲击能增加到某一值时，其破岩比能停止下降；静压与冲击共同作用明显地可以提高破岩效率，降低能耗。

图5 破岩比功随冲击能量变化关系

2.6 2种工况能量计算

2.6.1 输出能量比较

式中：B0为普通钻进时转矩，N·m；ω0为普通钻进时角速度，（π·s-1）；B1为扭冲钻进时转矩，N·m；ω1为扭冲钻进时角速度，rad／s；t为振动周期，s；Δp为冲击器压耗，MPa；犙为钻井液流量，（L·h-1）；f为冲击器振动频率，Hz；δ为钻井液能量转变为转矩能量的效率（≤1）。

以阿特拉ø165 mm扭力冲击器在某油田某井的应用为例，其工具参数如表1，施工参数如表2。

高频扭转冲击钻井条件下，忽略各种振动，钻头的运动是转盘的匀速旋转叠加周期性周向高频振动的复合运动。扭转冲击破岩之所以具有高效率，原因之一是单位时间内钻头的输出能量比单独的旋转破岩输出能量大。本文着重探讨1个振动周期内能量大小。

普通钻进做功为

扭冲钻进做功为

表1 阿特拉ø165 mm冲击器参数

表2 2种工况下的施工参数

将以上参数代入式（12）～（13）得，1个振动周期时间内普通旋转钻井钻头输出能量为

扭冲钻进时，1个振动周期内钻头输入能量（设δ＝1）为

由此可见，扭冲钻进时PDC钻头输出能量比普通钻进提高了42.1%。

2.6.2 破岩效率比较

假设钻头转矩能量全部用于破岩，则旋转破岩每小时钻头输入能量为

犠0＝B0ω0t＝15 000×140π×60＝39 564×104J／h

其对应1.6 m的进尺量，则扭冲破岩每小时钻头输入能量为

其对应4.2 m的进尺量，综合计算得每钻进1 m，扭冲钻进与旋转钻进耗能比为1∶1.73。所以，扭冲钻进对能量的利用率比旋转钻进高42.2%。

于是可比较两者破岩效率（破碎相同体积岩石耗能之比）为

扭冲钻进破岩效率比普通钻进破岩效率提高42%，岩石破碎比功在扭冲钻进条件下比普通钻进下小42%。

3 结论

1） 对影响高频扭转冲击破岩效果的4个主要参数进行了分析评价，可供扭转冲力钻井工具及与之匹配的PDC钻头设计参考。

2） 扭转冲击破岩单次冲击能量应该保持在岩石临界冲击能量附近，可获得理想的破岩效果。扭转冲击破岩效率比旋转剪切破岩效率更高，能大幅提高机械钻速。

［1］ 祝效华，汤历平.高频扭转冲击作用下硬地层破岩机理研究［C］／／南京：中国振动工程学会第七次全国会员代表大会暨第十届全国振动理论及应用学术会议，2011-10-27.

［2］ 祝效华，汤历平.扭转冲击钻具设计与室内试验［J］.石油机械，2011，39（5）：27-29.

［3］ 周燕，安庆宝.SLTIT型扭转冲击钻井提速工具［J］.石油机械，2012，40（2）：15-17.

［4］ 闫铁，杜婕妤，李玮，等.高效破岩前沿钻井技术综述［J］.石油矿场机械，2012，41（1）：50-55.

［5］ 张菁.PDC抗冲击性能及结构参数优化研究［D］.武汉：武汉理工大学，2011.

［6］ 陈敏，徐延金.PDC钻头单齿工作角度有限元仿真研究［J］.宜春学院学报，2009，31（6）：1-3.

［7］ 罗德.聚晶金刚石复合片及其钻头的应用研究［D］.武汉：武汉理工大学，2010.

［8］ 汤历平.深部硬地层钻头粘滑振动特性及减振方法研究［D］.成都：西南石油大学，2012：64.

［9］ 孙明光.新型PDC钻头设计与现场试验［J］.石油钻采工艺，2006，28（2）：21-25.

［10］ 祝效华，汤历平，孟苹苹，等.PDC钻头粘滑振动机理分析［J］.石油矿场机械，2012，41（4）：13-16.

［11］ 王人杰，蒋荣庆，韩军智，等.液动冲击回转钻探［M］.北京：地质出版社，1988.

［12］ 辛喜胜.潜孔垂钻进的岩石破碎机理研究［J］.价值工程，2011，30（1）：30.

［13］ 闫铁，李玮.旋转钻进中岩石破碎能耗的分形分析［J］.岩石力学与工程学报，2008，27（增2）：3650-3654.

［14］ 谢和平，鞠杨，黎立云.基于能量耗散与释放原理的岩石强度与整体破坏准则［J］.岩石力学与工程学报，2005，24（17）：3003-3010.

［15］ 赵伏军，谢世勇.动静组合载荷作用下岩石破碎数值模拟及实验研究［J］.岩石力学与工程学报，2011，33（8）：1291-1295.

Evaluation of Parameters for Torsional Impact to Break Rock

In this paper，combined with theoretical analysis and the previous experiment，field data were calculated，and the analysis and evaluation on the four parameters that affect the high-frequency torsional impact to rock breaking effect were made.The results show that，impact energy of torsion impact to break rock should be maintained in the vicinity of the critical impact energy in the rock，by which the ideal effect of rock can be obtained.Efficiency in torsional impact to break rock is higher than rotary drilling and can greatly improve the drilling speed，can be used for PDC bit design.

torsional impact；cutting teeth；impact frequency；impact energy；efficiency of rock breaking；hard formation in deep well

TE921.2

A

10.3969／j.issn.1001-3842.2014.09.002

1001-3482（2014）09-0004-04

2014-03-06

杨先伦（1981-），男，四川中江人，工程师，主要从事油气井工程研究，E-mail：108461284＠qq.com。