纪慧， 朱亮*， 楼一珊， 吴永川， 杨鹏

(1.长江大学石油工程学院， 武汉 430100； 2. 油气钻采工程湖北省重点实验室， 武汉 430100； 3. 中海油田服务股份有限公司， 廊坊 065201； 4. 中石化华东石油工程有限公司， 南京 210000)

岩石可钻性是评价地层抗钻特性、优选适合地层特性钻头的关键参数，是描述岩石破坏难度的综合表征值[1-2]；岩石可钻性大小及分布规律的准确认识对提高机械速和减少钻井周期具有重要意义。近年来，南海深部地层在油气勘探开发上不断取得新的突破，珠江口盆地已成为南海区域重要的海上油气生产区[3-5]，随着钻井深度的加大，机械钻速从上部地层的40 m/h降至深部地层的5 m/h，降低了87.5%，严重影响海上油气勘探开发总体效率的提升，为此，准确评价以岩石可钻性级值为代表的地层特性对珠江口盆地提高机械钻速，保障高效安全开发具有重要意义。

国内外学者研究发现，南海珠江口盆地深部地层是高温、高应力环境[6]。目前国内外对可钻性的研究通常是进行常温常压下可钻性测试，石油天然气行业标准推荐的可钻性测试也是基于常温常压环境下的[7]，魏山栋等[8]通过围压下可钻性实验表明常压下岩石的可钻性级值与实际井底压力下差异较大，但没有考虑到温度对岩石可钻性的影响，高美奔等[9]指出考虑温度和围压双因素的岩石特征分析方法更为客观合理，岩石在地下是处于一种周向应力且伴随有高温环境，依据常规条件下的可钻性测试值，不能反映岩石在地下的真实状态，不能准确评价地层岩石抗钻特征，会导致钻头切削齿设计不适合地层真实特性，从而导致钻头破岩效率不高，无法有效指导南海区域地层的钻头优选。现通过开展高温高围压条件下的可钻性实验，建立考虑地层温、压因素的岩石可钻性级值计算模型，准确评价可钻性，并通过ABAQUS软件建模，对温压条件下聚晶金刚石复合片(polycrystalline diamond compact，PDC)钻头切削齿后倾角进行优化分析，以期望对钻头精准化设计与优选提供数据支撑，提高机械钻速降低勘探成本。

1 实验设备及岩样

1.1 高温高围压可钻性测定综合实验设备

实验设备采用高温高压全自动可钻性测定综合实验设备，见图1。该设备主要由自动泵、岩石可钻性测定仪、夹持器和计算机控制系统构成。夹持器是该设备的核心部件，用于提供温压环境，其结构示意图见图2。夹持器温度范围是0～200 ℃，岩心围压范围是0～100 MPa，夹持器所需的岩样规格是圆柱形试样Φ100 mm×80 mm。

图1 高温高围压可钻性测定综合实验设备Fig.1 Comprehensive experimental equipment for high temperature and high pressure drillability measurement

图2 高温高围压夹持器结构示意图Fig.2 Structural diagram of high temperature and high pressure gripper

1.2 实验岩样

实验样品取自南海珠江口盆地主要目的层珠江组的岩心11块，深度为2 320～2 381 m，根据地温梯度及压力梯度计算可知该深度地层温度为100 ℃，围压为25 MPa，实验样品加工成直径100 mm、高80 mm的圆柱形，样品两端面是水平平面，没有可见的裂缝。

2 温压条件下岩石可钻性实验及剖面建立

2.1 考虑温压条件的岩石可钻性测试

实验测试采用全自动可钻性测定仪器，开展高温高围压岩石可钻性测试实验，根据实验结果分析温度、围压单因素以及温压耦合条件对岩石可钻性的影响规律。实验操作流程是：加装岩芯、自动泵操作、加热操作、钻进操作。打开计算机中可钻性测定程序，进入实验参数设置界面，选择钻头类型、设置钻压、温度和围压，选择开始实验，待实验结束后，进入数据处理界面，记录包括温度、围压、可钻性级值等实验数据。

对11块岩心共进行21组实验，实验方案及实验结果如表1所示。温压单因素与温压耦合条件对可钻性级值影响规律，如图3所示。

结合表1和图3(a)可知，在温度单因素作用下，当温度在20～180 ℃时，可钻性级值在4.25左右，随温度变化影响较小，大于180 ℃时，可钻性级值随温度增加有减小的趋势，究其原因是存在一个使岩石发生热裂纹的临界温度，砂岩的临界温度在180 ℃左右[10-11]；当温度低于该临界温度时，岩石不会因温度变化而发生破坏，未出现热裂纹，高于该温度时，出现热裂纹，弹性模量明显下降，岩石强度降低，可钻性级值减小，但温度升高后，岩石将发生从脆性破坏向塑性破坏过渡，破碎前要经历较大塑性变形，因此可钻性会降低。由图3(b)可知，在围压单因素作用下，随着围压增大，可钻性级值增大，可钻性级值与围压呈正相关；由图3(c)可知，在温压耦合条件下，岩石的可钻性级值随围压变化更明显，当温度高于180℃时，可钻性级值与围压单因素相比差异较大。因此当温度低于临界温度时可以不考虑温压耦合条件，当温度高于临界温度时，考虑温压环境的可钻性级值是更合理且更准确的。

图3 温压单因素与温压耦合条件对可钻性级值影响规律图Fig.3 Influence of temperature and pressure single factor and temperature and pressure coupling condition on drillability level

表1 南海珠江组温压条件下岩石可钻性实验结果Table 1 Experimental results of rock drillability under temperature and pressure in Zhujiang Formation, South China Sea

2.2 围压下岩石可钻性模型及剖面建立

以往很多研究仅从理论上描述了温度和围压对岩石可钻性的影响，而对温度和围压条件下岩石可钻性级值的定量计算相对较少。岩石可钻性级值和岩石力学参数都跟测井资料有很强的相关性[12]，上述实验结果表明可钻性级值与围压呈正相关，高于临界温度180℃后，与温度呈负相关，可以建立基于测井资料和温压下的岩石可钻性级值模型和剖面。

李士斌等[13]通过大量砂泥岩实验，把抗压强度、弹性模量、泊松比、硬度等岩石力学参数通过多元回归分析得到了常压下可钻性级值模型为

Kd=f(σc,E,μ,py)=3.912+0.011 3σc-

0.018 46E-0.579μ+0.026 6py

(1)

式(1)中：f()为函数关系；σc为岩石抗压强度，MPa；E为弹性模量，MPa；μ为泊松比；py为岩石硬度，MPa。

可钻性与温度和围压不是简单的一元关系，不能直接拟合得到，可以通过弹性模量、泊松比、硬度与温度和围压的进行回归间接得到式(2)～式(4)，温度对弹性模量影响较大，对抗压强度、泊松比和硬度影响较小[14]，温度与弹性模量的关系如式(5)所示[15]，抗压强度经验公式如式(6)所示。

Ec=f(Pc)=293.29Pc+14 490

(2)

μ=f(Pc)=0.002 9Pc+0.120 9

(3)

py=f(Pc)=py0+kPc

(4)

Et=21.262-14.210T/1 000

(5)

(6)

式中：Et为温度下的弹性模量，MPa；Pc为围压值，MPa；T为温度，℃；py0为常压下岩石硬度，MPa，通过对常压下岩石硬度与声波时差进行拟合得到；UCS为岩石的单轴抗压强度，MPa；A为经验系数；μd为动态泊松比；Vsh为泥质含量；ρ为地层密度，g/cm3；Vp为纵波速度，km/s。

将温压下岩石力学参数式(2)～式(5)以及用测井资料表示的抗压强度式(6)代入常压下岩石可钻性级值公式[式(1)]，可以得到考虑围压时的岩石可钻性级值模型为

Kdw=f(Pc)=-263.643-5.415 7Pc+

0.78Vsh)+44.400 7e-0.003Δt+0.026 6kPc

(7)

考虑温度时的岩石可钻性级值模型为

Kdt=f(T)=3.52+0.011A(1-2μd)×

0.262T/1 000-0.579μ+0.027py

(8)

式中：Kdw为围压下的可钻性级值；Kdt为温度下的可钻性级值；Δt为纵波声波时差，μs/ft；k为常数。得到的模型不仅包括声波时差、地层密度、纵波速度等测井数据还包括围压和温度，能更加充分准确地表示出岩石可钻性级值，适用地层更广，钻遇温压地层时能以此作为参考。

根据得到的式(7)和式(8)可以计算南海珠江口盆地在围压和温度条件下的可钻性级值，对绘图软件进行二次开发后画出剖面图见图4。由图4可以看出，实测值与温压模型较为吻合，在围压条件下，整个井段的可钻性级值都有所增加，到珠江组下段可钻性级值由3～4增加到5～6，增加了1～2级，由于钻井深度的加大，地层温度逐渐升高，可钻性级值到深部地层随温度升高逐渐减小，可见温压环境都会对可钻性有影响，因此在高温高围压地层钻井作业、优选钻头等工程实践时考虑温压因素很有必要。

图4 有无温压条件下岩石可钻性级值对比剖面图Fig.4 Profile comparison of rock drillability level with and without confining pressure

3 温压条件下后倾角优化仿真及应用

3.1 有限元模型的建立

切削齿后倾角是PDC钻头设计的重要参数，对钻头破岩有显著影响。基于温压下对可钻性级值大小的认识，为提高钻头对地层特性的适用性。通过ABAQUS软件进行PDC钻头后倾角优化仿真，分析了温压条件下不同PDC钻头后倾角破岩效率的高低，为优化钻头切削齿参数提供指导和依据。为了更加真实地模拟室内可钻性微钻实验全过程，使结果更为精确，应用PRO/E软件建立了3个切削齿后倾角分别为20°、25°和30°的三维双切削齿PDC微钻头模型，模型的侧转角为25°，复合片直径为13.44 mm，该设计下的破岩效率较高，应用有限元软件ABAQUS进行三维双切削齿旋转钻进过程模拟，其中岩石模型为直径200 mm、高80 mm的圆柱体，有限元模型主要材料(PDC层和砂岩)的力学参数如表2所示，其中砂岩的力学参数根据南海珠江组(温度100 ℃，围压25 MPa)砂岩的力学参数得到，材料模型通过ABAQUS中的property模块输入。钻头和岩石的三维模型使用四面体和六面体单元(C3D10和C3D8T)进行离散共划分为60多万个网格，并对岩石网格进行细化，得到如图5所示双切削齿旋转钻进有限元网格模型。在实际钻井时每个切削齿上承受的钻压一般为1 000 N，故设定钻压为2 000 N，岩样下端固定，根据Shear damage准则判断岩石是否被破坏，并设置损伤演化系数。

图5 双切削齿旋转钻进有限元网格模型Fig.5 Finite element mesh model of rotary drilling with double cutting teeth

表2 有限元模型主要材料的力学参数Table 2 Mechanical parameters of main materials in finite element model

3.2 模拟结果及分析

双切削齿旋转钻进后的岩石应力云图如图6所示，可钻性仿真过程中岩石破坏面与可钻性实验基本相同，可以反映切削齿对岩石的作用效果，模拟效果与实验结果较吻合，其中圈出部分为切削齿与岩石接触的应力集中区。

图6 不同切削齿后倾角下岩石的应力云图Fig.6 Stress nephogram of rock under different rake angles of cutting teeth

分析图6可知，温压下后倾角为25°时切削齿与岩石接触处产生的应力最为集中，岩石的最大应力值为1 009.5 MPa，比后倾角为20°和30°时岩石的最大应力值都要大，原因是对于恒定围压下，机械比能随后倾角的增加而增加[16]，且切削齿为25°时能更容易使岩石单元达到其强度极限而失效剥落，能更快破碎岩石，因此围压下切削齿后倾角设计为25°时破岩效率最高，通过数值模拟后的结果分析了温压条件下不同PDC钻头后倾角破岩效率的高低，可以为优化钻头切削齿参数提供指导和依据。

3.3 现场应用

为了验证优化后的PDC切削齿后倾角是否有效，查阅并分析南海珠江口盆地已钻井PY1的井史资料，该井使用的切削齿后倾角为20°，对邻井相同地层的PY2和PY3井应用给出的后倾角25°进行现场试验，钻进时保持其他参数不变，平均机械钻速分别提高了31.71%、41.95%，结果如表3所示，试验效果较好，达到了优化预期目标，考虑温压时的切削齿后倾角更加适合地层真实特性，能提高机械钻速，具有较高使用价值。

表3 已钻井与应用井实钻数据对比Table 3 Comparison of actual drilling data between drilled and applied wells

4 结论

(1)南海珠江口区域珠江组室内温压条件可钻性实验表明，在温度单因素作用下，温度在20～180 ℃，可钻性级值随温度变化影响较小岩石未发生破坏未出现热裂纹，当地温高于180 ℃时，可钻性级值随温度增加有减小的趋势；在围压单因素作用下岩石可钻性级值与围压呈正相关；在温压耦合作用下，当温度高于临界温度时考虑温压环境的可钻性级值是更合理更准确的。

(2)建立了考虑温度和围压的可钻性级值计算模型及剖面，适用地层更广，实测值与温压模型较为吻合，在围压条件下，整个井段的可钻性级值都有所增加，到珠江组下段可钻性级值为5～6，增加了1～2级，深部地层岩石可钻性级值随温度的升高而减小，在高温高围压地层钻井作业、优选钻头等工程实践时考虑温压因素是有必要的。

(3)应用有限元软件ABAQUS进行温压条件下后倾角优化仿真，模拟结果分析得知温压条件下后倾角设计为25°时破岩效率最高，应用给出的后倾角参数进行现场试验，应用井与已钻井相比机械钻速分别提高了31.71%、41.95%，可以为优化钻头切削齿参数提供指导和依据。