史玉才, 孫海芳, 岳步江, 管志川, 王 恒, 苗在強(qiáng)

(1.中國石油大學(xué)石油工程學(xué)院,山東青島 266580; 2.中國石油川慶鉆探鉆采工程技術(shù)研究院,四川廣漢618300; 3.航天科工慣性技術(shù)有限公司,北京 100074)

靜態(tài)推靠式旋轉(zhuǎn)導(dǎo)向鉆井工具防自鎖設(shè)計(jì)方法

史玉才1, 孫海芳2, 岳步江3, 管志川1, 王 恒1, 苗在強(qiáng)1

(1.中國石油大學(xué)石油工程學(xué)院,山東青島 266580; 2.中國石油川慶鉆探鉆采工程技術(shù)研究院,四川廣漢618300; 3.航天科工慣性技術(shù)有限公司,北京 100074)

基于靜態(tài)推靠式旋轉(zhuǎn)導(dǎo)向(SRS)鉆井工具的結(jié)構(gòu)和工作原理,建立SRS鉆井工具受力分析模型,給出防止導(dǎo)向翼肋自鎖的倒角優(yōu)化設(shè)計(jì)方法。結(jié)合實(shí)例分析井底實(shí)際鉆壓隨導(dǎo)向翼肋前倒角變化,以及前倒角上限隨導(dǎo)向翼肋推靠力和名義鉆壓上限變化。結(jié)果表明:導(dǎo)向翼肋與井壁臺(tái)階是否自鎖與導(dǎo)向翼肋倒角設(shè)計(jì)、鉆井參數(shù)(推靠力、鉆壓)及井壁摩擦系數(shù)有關(guān);井底實(shí)際鉆壓隨導(dǎo)向翼肋前倒角增加而迅速減小;前倒角上限隨推靠力之和增大而減小、隨名義鉆壓上限增大而增大、隨側(cè)倒角增大而略有減小;對(duì)于Φ216 mm井眼中使用的SRS鉆井工具,推薦導(dǎo)向翼肋前倒角45°左右,側(cè)倒角45°～60°,側(cè)倒角較大時(shí)還應(yīng)適當(dāng)減小前倒角。

旋轉(zhuǎn)導(dǎo)向鉆井系統(tǒng); 靜態(tài)推靠式; 受力分析; 自鎖; 倒角; 優(yōu)化設(shè)計(jì)

旋轉(zhuǎn)導(dǎo)向鉆井系統(tǒng)(rotary steerable drilling system,RSS)是在鉆柱旋轉(zhuǎn)鉆進(jìn)條件下隨鉆實(shí)時(shí)完成導(dǎo)向功能的一種導(dǎo)向鉆井系統(tǒng)[1-2]。自20世紀(jì)90年代以來,旋轉(zhuǎn)導(dǎo)向鉆井技術(shù)逐漸成熟并推廣應(yīng)用,大大提升了定向鉆井技術(shù)水平[3-5]。目前,國內(nèi)已經(jīng)研制出與BakerHughes公司AutoTrak鉆井系統(tǒng)接近的靜態(tài)推靠式旋轉(zhuǎn)導(dǎo)向(SRS)鉆井工具,正準(zhǔn)備開展大規(guī)?，F(xiàn)場試驗(yàn)及應(yīng)用[11-12]。SRS鉆井工具的井下執(zhí)行機(jī)構(gòu)是一個(gè)特制的非旋轉(zhuǎn)滑套,上面安裝有3個(gè)可以單獨(dú)控制的導(dǎo)向翼肋。由于正常鉆進(jìn)時(shí)非旋轉(zhuǎn)滑套幾乎不隨鉆柱旋轉(zhuǎn),導(dǎo)向翼肋與井壁接觸面上存在較大摩擦力。在軟硬交錯(cuò)地層鉆進(jìn)時(shí),由于井徑不規(guī)則,井壁上存在小臺(tái)階或殘留小凸起,如果導(dǎo)向翼肋倒角(前倒角、側(cè)倒角)設(shè)計(jì)不合理,在倒角面接觸到井壁臺(tái)階或凸起以后有可能發(fā)生自鎖,導(dǎo)向翼肋將難以通過井壁臺(tái)階或凸起,更不能維持正常鉆進(jìn)工作。國內(nèi)研制SRS鉆井工具時(shí)不重視導(dǎo)向翼肋倒角設(shè)計(jì),在前期現(xiàn)場試驗(yàn)中多次出現(xiàn)類似問題,目前正在改進(jìn)導(dǎo)向翼肋設(shè)計(jì)。鑒于此,筆者建立適用于SRS鉆井工具的導(dǎo)向翼肋防自鎖設(shè)計(jì)方法,為SRS鉆井工具研制及現(xiàn)場應(yīng)用提供技術(shù)支撐。

1 SRS鉆井工具結(jié)構(gòu)及原理

以AutoTrak鉆井系統(tǒng)為例,SRS鉆井工具的基本結(jié)構(gòu)及工作原理如圖1所示。非旋轉(zhuǎn)滑套上面有3個(gè)可以單獨(dú)調(diào)節(jié)的導(dǎo)向翼肋,液壓單元通過柱塞控制導(dǎo)向翼肋伸出或縮回;當(dāng)導(dǎo)向翼肋全部支撐到井壁上以后,翼肋提供的推靠力在鉆頭上沿預(yù)定方向產(chǎn)生側(cè)向力,其值和作用方向可以根據(jù)井眼軌跡控制要求隨時(shí)進(jìn)行調(diào)整,在鉆柱旋轉(zhuǎn)條件下完成導(dǎo)向鉆進(jìn)工作[11-13]。

圖1 SRS鉆井工具結(jié)構(gòu)及原理Fig.1 Structure and principle of SRS drilling tool

理論和實(shí)踐表明,正常鉆進(jìn)時(shí)非旋轉(zhuǎn)滑套并非真的不旋轉(zhuǎn),而是隨心軸緩慢旋轉(zhuǎn)(1～10 r/h)[6]。因?yàn)樾妮S高速旋轉(zhuǎn)時(shí)非旋轉(zhuǎn)滑套兩端的軸承會(huì)傳遞摩擦力和扭矩,迫使非旋轉(zhuǎn)滑套隨心軸緩慢旋轉(zhuǎn)?，F(xiàn)有SRS鉆井工具均能夠考慮非旋轉(zhuǎn)滑套旋轉(zhuǎn)影響并實(shí)時(shí)調(diào)整調(diào)控指令,確保導(dǎo)向合力作用方向不變。該情況下讓非旋轉(zhuǎn)滑套緩慢旋轉(zhuǎn)有助于導(dǎo)向翼肋順利通過井壁臺(tái)階或凸起,維持正常鉆進(jìn)。

2 導(dǎo)向翼肋防自鎖設(shè)計(jì)方法

導(dǎo)向翼肋可能發(fā)生兩種自鎖現(xiàn)象:前倒角面接觸井壁臺(tái)階后無法相對(duì)滑動(dòng),即摩擦力自鎖,該情況下無論釋放多少大鉤懸重也不能使導(dǎo)向翼肋通過井壁臺(tái)階;繼續(xù)釋放大鉤懸重可以使導(dǎo)向翼肋通過井壁臺(tái)階,但是井下工具自身的結(jié)構(gòu)和強(qiáng)度設(shè)計(jì)不允許這樣做。無論出現(xiàn)上述哪種自鎖現(xiàn)象,導(dǎo)向翼肋均難以通過井壁臺(tái)階,無法繼續(xù)鉆進(jìn)。

2.1 SRS鉆井工具受力分析模型

建立模型時(shí)假設(shè):井壁為剛性,據(jù)此假設(shè)可以不考慮井壁巖石屈服破壞及導(dǎo)向翼肋變形影響;井壁臺(tái)階高度小于導(dǎo)向翼肋完全收回對(duì)應(yīng)的井眼間隙,即如果井壁無臺(tái)階時(shí)井眼直徑為dh,導(dǎo)向翼肋完全收回后直徑為dso,那么井壁臺(tái)階高度應(yīng)小于(dh-dso)/2。

當(dāng)導(dǎo)向翼肋前倒角面與側(cè)倒角面同時(shí)接觸到井壁臺(tái)階時(shí),SRS鉆井工具整體受力分析如圖2所示。

圖2 SRS鉆井工具受力分析Fig.2 Force analysis of SRS drilling tool

為了便于繪圖和示意,圖2中僅繪出了1個(gè)導(dǎo)向翼肋,實(shí)際上應(yīng)有3個(gè)導(dǎo)向翼肋。全部外載荷包括:驅(qū)動(dòng)非旋轉(zhuǎn)滑套旋轉(zhuǎn)的摩擦扭矩Mf,導(dǎo)向翼肋工作面上所受井壁支撐力Nsi及摩擦力fsi,前倒角面上所受井壁支撐力Nfi及摩擦力ffi,側(cè)倒角面上所受井壁支撐力Nli及摩擦力fli,上端截面處所受軸向力Wo(釋放大鉤懸重獲得的名義鉆壓)和下端截面所受軸向力Wa(實(shí)際鉆壓)。該情況下,由于導(dǎo)向翼肋前倒角面和側(cè)倒角面上均受到井壁支撐力和摩擦力作用,工作面上所受井壁支撐力Nsi不等于推靠力Fsi。導(dǎo)向翼肋受力分析如圖3所示。

圖3 導(dǎo)向翼肋受力分析Fig.3 Force analysis of steerable pad

由圖2和圖3可知:當(dāng)導(dǎo)向翼肋前倒角面和側(cè)倒角面同時(shí)接觸到井壁臺(tái)階后,原來作用在工作面上的外載荷會(huì)部分或全部轉(zhuǎn)移到前倒角面和側(cè)倒角面上;導(dǎo)向翼肋能否通過井壁臺(tái)階與前倒角設(shè)計(jì)有關(guān),還與名義鉆壓有關(guān)。如果前倒角設(shè)計(jì)不合理,一旦該處發(fā)生自鎖,無論名義鉆壓多大,導(dǎo)向翼肋也不可能通過井壁臺(tái)階。如果前倒角設(shè)計(jì)合理,該處不會(huì)發(fā)生自鎖,提高名義鉆壓后工作面及側(cè)倒角面上外載荷產(chǎn)生的力矩一方面會(huì)降低非旋轉(zhuǎn)滑套旋轉(zhuǎn)速度(甚至完全不旋轉(zhuǎn)),另一方面還有可能迫使導(dǎo)向翼肋繞銷釘向內(nèi)側(cè)轉(zhuǎn)動(dòng),使柱塞伸出量減小,即導(dǎo)向翼肋回縮。據(jù)模型建立假設(shè),井壁臺(tái)階高度相對(duì)較小,導(dǎo)向翼肋完全回縮后對(duì)應(yīng)直徑小于井壁臺(tái)階處井眼直徑,導(dǎo)向翼肋能夠通過井壁臺(tái)階。

綜合上述分析可知:導(dǎo)向翼肋能否通過井壁臺(tái)階與導(dǎo)向翼肋結(jié)構(gòu)(前倒角)、鉆井參數(shù)(推靠力、名義鉆壓)以及井壁摩擦系數(shù)有關(guān);導(dǎo)向翼肋前倒角面不與井壁自鎖、導(dǎo)向翼肋回縮是確保導(dǎo)向翼肋能夠通過井壁臺(tái)階的兩個(gè)必要條件。為了維持正常鉆進(jìn),須適當(dāng)提高名義鉆壓(多釋放大鉤懸重),確保井底實(shí)際鉆壓滿足鉆頭破巖要求。

2.2 導(dǎo)向翼肋倒角優(yōu)化設(shè)計(jì)方法

基于上述分析可知,導(dǎo)向翼肋防自鎖設(shè)計(jì)的關(guān)鍵是優(yōu)選前倒角,使導(dǎo)向翼肋容易回縮?？紤]到正常鉆進(jìn)時(shí)非旋轉(zhuǎn)滑套始終在緩慢旋轉(zhuǎn),側(cè)倒角面始終與井壁臺(tái)階接觸,須同時(shí)考慮前倒角面及側(cè)倒角面上所受井壁支撐力和摩擦力。

將導(dǎo)向翼肋所受井壁摩擦力沿井眼軸向和切向進(jìn)行分解,

(1)

(2)

(3)

(4)

式中,va為鉆井速度(沿井眼軸向),m/h;ns為非旋轉(zhuǎn)滑套旋轉(zhuǎn)速度,r/h;Dh為井徑,m;μ為井壁摩擦系數(shù);μa和μl分別為沿井眼軸向和切向的等效摩擦系數(shù)[14];Nsi和fsi分別為單個(gè)導(dǎo)向翼肋工作面上井壁支撐力及摩擦力,kN;fsai和fsli分別為單個(gè)導(dǎo)向翼肋工作面上摩擦力沿井眼軸向和切向分量,kN;Nfi和ffi分別為單個(gè)導(dǎo)向翼肋前倒角面上井壁支撐力及摩擦力,kN;ffai和ffli分別為單個(gè)導(dǎo)向翼肋前倒角面上摩擦力沿井眼軸向和切向分量,kN;Nli和fli分別為單個(gè)導(dǎo)向翼肋側(cè)倒角面上井壁支撐力及摩擦力,kN;flai和flli分別為單個(gè)導(dǎo)向翼肋側(cè)倒角面上摩擦力沿井眼軸向和切向分量,kN。

當(dāng)導(dǎo)向翼肋開始回縮時(shí),導(dǎo)向翼肋的工作面會(huì)暫時(shí)脫離井壁,該工作面上不再承受外載荷。此時(shí),柱塞施加給導(dǎo)向翼肋的推靠力、作用在前倒角面和側(cè)倒角面上的井壁支撐力和摩擦力產(chǎn)生的力矩須滿足以下條件:

(5)

式中,Lt為導(dǎo)向翼肋總長度,cm;Ls為翼肋中心至銷釘?shù)木嚯x,cm;α和β分別為導(dǎo)向翼肋前倒角和側(cè)倒角,(°)。

將式(3)、(4)代入式(5),整理后得到導(dǎo)向翼肋回縮條件為

λfNf(cosα-μasinα)+Nl(cosβ-μlsinβ)≥Fst.

(6)

其中

據(jù)SRS鉆井工具整體受力分析,當(dāng)導(dǎo)向翼肋開始通過井壁臺(tái)階時(shí),實(shí)際鉆壓、名義鉆壓與前倒角面和側(cè)倒角面上所受載荷滿足以下關(guān)系:

Wo-Nf(sinα+μacosα)+μaNl.

(7)

為了確保井下工具(SRS鉆井工具、鉆頭等)安全,須設(shè)定名義鉆壓上限;為了維持正常鉆進(jìn)工作,須設(shè)定實(shí)際鉆壓下限。設(shè)定名義鉆壓上限、實(shí)際鉆壓下限后,由式(7)可得最小鉆壓傳遞條件為

Nf(sinα+μacosα)+μaNl≤Womax-Womax.

(8)

式中,Womax為名義鉆壓上限,kN;Wamin為實(shí)際鉆壓下限,kN。

如果還要求非旋轉(zhuǎn)滑套繼續(xù)緩慢旋轉(zhuǎn),前倒角面及側(cè)倒角面上全部外載荷施加給非旋轉(zhuǎn)滑套的合力矩(扭矩)應(yīng)滿足以下條件:

(9)

式中,ds為導(dǎo)向翼肋工作面寬度,m;y和z分別為側(cè)倒角面上井壁支撐力、摩擦力對(duì)應(yīng)的力臂,m。

驅(qū)動(dòng)非旋轉(zhuǎn)滑套旋轉(zhuǎn)的摩擦扭矩Mf與SRS鉆井工具的工作指令和鉆進(jìn)參數(shù)有關(guān),與導(dǎo)向翼肋是否接觸井壁臺(tái)階無關(guān)。井壁無臺(tái)階時(shí)僅有導(dǎo)向翼肋工作面接觸井壁,工作面上支撐力Nsi等于推靠力Fsi,摩擦扭矩Mf計(jì)算公式為

(10)

將式(3)～(5)及式(7)代入式(10),得到非旋轉(zhuǎn)滑套旋轉(zhuǎn)條件為

(11)

其中

當(dāng)導(dǎo)向翼肋通過井壁臺(tái)階時(shí),為了不影響正常鉆進(jìn),導(dǎo)向翼肋結(jié)構(gòu)參數(shù)(前倒角、側(cè)倒角)、鉆井參數(shù)(推靠力、名義鉆壓、實(shí)際鉆壓)及井壁摩擦系數(shù)須同時(shí)滿足以下條件:

(12)

式(12)中有3個(gè)不等式和4個(gè)未知量——前倒角α、側(cè)倒角β、前倒角面上井壁支撐力Nf和側(cè)倒角面上井壁支撐力Nl,須結(jié)合實(shí)際情況對(duì)該模型進(jìn)行適當(dāng)簡化并采用試算法尋找合適的前倒角和側(cè)倒角組合。

考慮到井壁有臺(tái)階時(shí)還要求非旋轉(zhuǎn)滑套能夠繼續(xù)旋轉(zhuǎn)比較難,現(xiàn)場試驗(yàn)也發(fā)現(xiàn)該情況下非旋轉(zhuǎn)滑套幾乎不再旋轉(zhuǎn)。該情況下可以認(rèn)為非旋轉(zhuǎn)滑套近似不旋轉(zhuǎn),令當(dāng)量摩擦系數(shù)μl→0,μa→μ,對(duì)式(12)進(jìn)行簡化,

(13)

通常須按以下思路求解式(13):先試選一個(gè)前倒角和側(cè)倒角組合,然后利用式(13)中第1個(gè)和第3個(gè)不等式構(gòu)建方程組,求出前倒角面和側(cè)倒角面上井壁支撐力,最后再利用式(13)中其他條件進(jìn)行檢驗(yàn)。若兩個(gè)井壁支撐力之中有負(fù)值,則重新選擇前倒角和側(cè)倒角。若兩個(gè)井壁支撐力都不小于0,則直接代入式(13)中第2個(gè)不等式進(jìn)行檢驗(yàn):若滿足則輸出設(shè)計(jì)結(jié)果;反之則減小前倒角或同時(shí)減小側(cè)倒角,重新開始。

考慮到合理選擇前倒角比側(cè)倒角更重要,為了減少試算次數(shù)和提高求解效率,建議先憑經(jīng)驗(yàn)試選一個(gè)較合適的側(cè)倒角,利用式(13)求出與之對(duì)應(yīng)的前倒角上限取值范圍,然后選擇較合適的前倒角,

(14)

其中

對(duì)于上述求解方法,不僅找到了滿足要求的前倒角和側(cè)倒角組合,也求出了導(dǎo)向翼肋通過井壁臺(tái)階時(shí)前倒角面和側(cè)倒角面上井壁支撐力。據(jù)式(7)能夠求出井底實(shí)際鉆壓為

Wa=Wo-Nf(sinα+μacosα)+μaNl.

(15)

其中

優(yōu)化導(dǎo)向翼肋倒角設(shè)計(jì)不僅要避免倒角面與井壁臺(tái)階自鎖,有利于導(dǎo)向翼肋通過井壁臺(tái)階,還要有利于向井底傳遞鉆壓。

3 模擬計(jì)算分析

利用上述力學(xué)模型開展模擬計(jì)算分析,最終優(yōu)選出可防止導(dǎo)向翼肋自鎖的倒角設(shè)計(jì)方案。

3.1 模擬計(jì)算條件

參考AutoTrak及國內(nèi)在研的SRS鉆井工具,以Φ216 mm井眼中SRS鉆井工具及PDC鉆頭為模擬分析對(duì)象,制定模擬計(jì)算條件如下:

(1)導(dǎo)向翼肋參數(shù):總長度30 cm,翼肋中心至銷釘?shù)木嚯x為25 cm,工作面寬度5.0 cm;單個(gè)導(dǎo)向翼肋可以提供的推靠力最大值為30 kN。

(2)鉆井參數(shù):名義鉆壓上限為150 kN、實(shí)際鉆壓下限為20 kN;井壁摩擦系數(shù)0.3;正常鉆進(jìn)時(shí)鉆井速度5.0 m/h,非旋轉(zhuǎn)滑套轉(zhuǎn)速2 r/h;導(dǎo)向翼肋在井壁臺(tái)階處遇阻后不再旋轉(zhuǎn)。

3.2 實(shí)際鉆壓隨前倒角變化

為了維持正常鉆進(jìn),井底實(shí)際鉆壓必須始終大于0。限定導(dǎo)向翼肋推靠力之和為50 kN(相當(dāng)于導(dǎo)向力66%工作指令),側(cè)倒角為60°,不同名義鉆壓下實(shí)際鉆壓隨前倒角變化如圖4所示。

由圖4可以看出:在給定條件下,實(shí)際鉆壓隨前倒角增大而快速減小;前倒角較大時(shí),實(shí)際鉆壓等于0,此時(shí)導(dǎo)向翼肋與井壁臺(tái)階發(fā)生自鎖,無法維持正常鉆進(jìn)。對(duì)于Φ216 mm井眼和PDC鉆頭,若設(shè)定名義鉆壓上限為150 kN,則導(dǎo)向翼肋前倒角應(yīng)小于60°。正常鉆進(jìn)時(shí)名義鉆壓通常控制在100 kN以內(nèi),為了避免鉆進(jìn)過程中井底實(shí)際鉆壓低于下限值,推薦導(dǎo)向翼肋前倒角45°左右較合適。

圖4 實(shí)際鉆壓隨前倒角變化Fig.4 Variation of real WOB with front chamfer

3.3 前倒角上限隨推靠力之和變化

不同側(cè)倒角下前倒角上限隨導(dǎo)向翼肋推靠力之和變化如圖5所示。

圖5 前倒角上限隨推靠力之和變化Fig.5 Variation of up range value of front chamfer with total pushing forces

由圖5可以看出:在給定條件下,推靠力之和越大,前倒角上限越小,二者近似呈線性變化;且前倒角上限隨側(cè)倒角增大而略有減小。對(duì)于現(xiàn)有SRS鉆井工具,單個(gè)翼肋提供的推靠力最大值為30 kN,3個(gè)導(dǎo)向翼肋提供的推靠力之和最大值約為70 kN(相當(dāng)于導(dǎo)向力100%工作指令),與之對(duì)應(yīng)的前倒角上限約為50°。

3.4 前倒角上限隨名義鉆壓上限變化

不同側(cè)倒角下前倒角上限隨名義鉆壓變化如圖6所示。由圖6可以看出:在給定條件下,名義鉆壓上限越大,前倒角上限越大。對(duì)于Φ216mm井眼和PDC鉆頭,若限定名義鉆壓上限為120 kN,則前倒角上限約為55°;若限定名義鉆壓上限為150 kN,則前倒角上限為55°～60°。

圖6 前倒角上限隨名義鉆壓上限變化Fig.6 Variation of up range value of front chamfer with nominal WOB

3.5 導(dǎo)向翼肋倒角優(yōu)化方案

對(duì)于Φ216 mm井眼中使用的SRS鉆井工具,推薦導(dǎo)向翼肋防自鎖設(shè)計(jì)方案為:前倒角45°左右、側(cè)倒角45°～60°,側(cè)倒角較大時(shí)還應(yīng)適當(dāng)減小前倒角。

推薦方案與AutoTrak同類產(chǎn)品設(shè)計(jì)案基本一致。如果導(dǎo)向翼肋前倒角面(硬質(zhì)合金敷焊層)不夠光滑,摩擦系數(shù)較大,應(yīng)適當(dāng)減小前倒角。

4 結(jié) 論

(1)導(dǎo)向翼肋是否自鎖與導(dǎo)向翼肋倒角設(shè)計(jì)、鉆井參數(shù)及井壁摩擦系數(shù)有關(guān)。

(2)井底實(shí)際鉆壓隨導(dǎo)向翼肋前倒角增加而迅速減小。

(3)防止導(dǎo)向翼肋與井壁臺(tái)階自鎖的前倒角上限隨推靠力之和增大而減小,隨名義鉆壓上限增大而增大,隨側(cè)倒角增大而略有減小。

(4)對(duì)于Φ216 mm井眼中使用的SRS鉆井工具,推薦導(dǎo)向翼肋前倒角45°左右、側(cè)倒角45°～60°,側(cè)倒角較大時(shí)還應(yīng)適當(dāng)減小前倒角。

[1] 張紹槐.現(xiàn)代導(dǎo)向鉆井技術(shù)的新進(jìn)展及發(fā)展方向[J]. 石油學(xué)報(bào),2003,24(3):82-85.

ZHANG Shaohuai. New progress and development direction of modern steering drilling techniques[J]. Acta Petrolei Sinica, 2003,24(3):82-85.

[2] 王鵬,盛利民,竇修榮,等.國外旋轉(zhuǎn)導(dǎo)向最新技術(shù)進(jìn)展與發(fā)展趨勢(shì)[J]. 鉆采工藝,2013,36(6):32-35.

WANG Peng, SHENG Limin, DOU Xiurong, et al. Newest development and tendency of foreign rotary steerable systems[J]. Drilling & Production Technology, 2013,36(6): 32-35.

[3] DABYAH A A, BISCARO E, MAYER H. New generation of rotary steerable system enables higher BUR and performance[R]. SPE 181358, 2016.

[4] BRYAN B, COX J, BLACKWELL D, et al. High dogleg rotary steerable system: a step change in drilling process[R]. SPE 124498, 2009.

[5] HAHNE U, RISDAL G, RUSZKA J, et al. Integrated BHA concept of the latest generation rotary closed-loop system for hole size from 5 7/8” to 18 1/4”[R]. SPE 87168, 2004.

[6] 趙金洲,孫銘新. 旋轉(zhuǎn)導(dǎo)向鉆井系統(tǒng)的工作方式分析[J]. 石油機(jī)械,2004,32(6):73-75.

ZHAO Jinzhou, SUN Mingxin. Operating mode analysis of rotary steerable system[J]. China Petroleum Machinery, 2004,32(6):73-75.

[7] 李作會(huì),孫銘新,韓來聚.旋轉(zhuǎn)自動(dòng)導(dǎo)向鉆井技術(shù)[J]. 石油礦場機(jī)械,2003,32(4):8-10.

LI Zuohui, SUN Mingxin, HAN Laiju. Rotary steering drilling technology[J]. Oil Field Equipment, 2003,32(4):8-10.

[8] 蘇義腦,竇修榮,王家進(jìn).旋轉(zhuǎn)導(dǎo)向鉆井系統(tǒng)的功能、特性和典型結(jié)構(gòu)[J]. 石油鉆采工藝,2003,25(4):5-7.

SU Yinao, DOU Xiurong, WANG Jiajin. Functions, characteristics and typical configurations of rotary steerable drilling system[J]. Oil Drilling & Production Technology, 2003,25(4):5-7.

[9] 姜偉,蔣世全,付鑫生,等.旋轉(zhuǎn)導(dǎo)向鉆井技術(shù)應(yīng)用研究及其進(jìn)展[J]. 天然氣工業(yè),2013,33(4):75-79.

JIANG Wei, JIANG Shiquan, FU Xinsheng, et al. Application of rotary steering drilling technology and its research progress[J]. Natural Gas Industry, 2013,33(4):75-79.

[10] 姜偉,蔣世全,盛利民,等.旋轉(zhuǎn)導(dǎo)向鉆井工具系統(tǒng)的研究及應(yīng)用[J]. 石油鉆采工藝,2008,30(5):21-24.

JIANG Wei, JIANG Shiquan, SHENG Limin, et al. Research on rotary navigation drilling tool and its application[J]. Oil Drilling & Production Technology, 2008,30(5):21-24.

[11] 杜建生,劉寶林,夏柏如.靜態(tài)推靠式旋轉(zhuǎn)導(dǎo)向系統(tǒng)三支撐掌偏置機(jī)構(gòu)控制方案[J]. 石油鉆采工藝,2008,30(6):5-10.

DU Jiansheng, LIU Baolin, XIA Bairu. The control scheme for three-pad static bias device of push-the-bit rotary steerable system[J]. Oil Drilling & Production Technology, 2008,30(6):5-10.

[12] 李士斌,王業(yè)強(qiáng),張立剛,等.靜態(tài)推靠式旋轉(zhuǎn)導(dǎo)向控制方案分析及優(yōu)化[J]. 石油鉆采工藝,2015,37(4):12-15.

LI Shibin, WANG Yeqiang, ZHANG Ligang, et al. Analysis and optimization of static push-the-bit rotary steering control scheme [J]. Oil Drilling & Production Technology, 2015,37(4):12-15.

[13] 孫銘新,韓來聚,李作會(huì). 靜態(tài)偏置推靠鉆頭式旋轉(zhuǎn)導(dǎo)向鉆井系統(tǒng)介紹[J]. 石油礦場機(jī)械,2003,32(6):4-7.

SUN Mingxin, HAN Laiju, LI Zuohui. Introduction of static bias push-the-bit rotary navigational system[J]. Oil Field Equipment, 2003,32(6):4-7.

[14] 韓志勇.井眼內(nèi)鉆柱摩阻的三維和兩維模型的研究[J].石油大學(xué)學(xué)報(bào) (自然科學(xué)版),1993,17(增):44-49.

HAN Zhiyong. Study on 3-D and 2-D models of drill string torque and drag in hole[J]. Journal of the University of Petroleum, China(Edition of Natural Science), 1993,17(s):44-49.

(編輯 李志芬)

Adesignmethodtopreventself-lockingofastaticpush-the-bitrotarysteerabledrillingtool

SHI Yucai1, SUN Haifang2, YUE Bujiang3, GUAN Zhichuan1, WANG Heng1, MIAO Zaiqing1

(1.SchoolofPetroleumEngineeringinChinaUniversityofPetroleum,Qingdao266580,China;2.Drilling&ProductionTechnologyResearchInstituteofChuanqingDrillingCompanyLimited,PetroChina,Guanghan618300,China;3.AerospaceScienceandIndustryInertialTechnologyCompanyLimited,Beijing100074,China)

In this study, according to the structure and working principle of a static push-the-bit rotary steerable (SRS) drilling tool, analytical models of the loading condition and force balance of the SRS drilling tool have been figured out, and a method to optimize the front chamfer design was established, which can prevent the self-locking risk of SRS system effectively. In a case study, the variations of the actual weight-on-bit (WOB) due to the front chamfer, the variations of the front chamfer due to the total pushing forces and the maximum nominal WOB were analyzed. The results show that whether the steerable pads run into a self-locking state against the ladders on wellbore wall is dependent on the front chamfers, the drilling parameters (i.e. the total pushing force and weight-on-bit) and the friction coefficient. The actual WOB decreases with the front chamfer quickly. The maximum front chamfer decreases with the total pushing force sharply, but it increases with the maximum nominal WOB rapidly, and decreases with the side chamfer slightly. For the SRS drilling tool in aΦ216 mm wellbore, the recommended front chamfer is of 45°or so, and the recommended side chamfer is between 45° to 60°, and a larger side chamfer should be matched to a smaller front chamfer.

rotary steerable drilling system; static push-the-bit; force state analysis; self-locking; chamfer; optimization design

2017-02-17

國家自然科學(xué)基金項(xiàng)目(51674284);國家科技重大專項(xiàng)(2016ZX05022-002)

史玉才(1972-)，男，副教授，博士，研究方向?yàn)槎ㄏ蜚@井理論與技術(shù)。E-mial:shiyucai2008@163.com。

1673-5005(2017)05-0080-07

10.3969/j.issn.1673-5005.2017.05.009

TE 122.14

A

史玉才,孫海芳,岳步江,等.靜態(tài)推靠式旋轉(zhuǎn)導(dǎo)向鉆井工具防自鎖設(shè)計(jì)方法[J].中國石油大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版),2017,41(5):80-86.

SHI Yucai, SUN Haifang, YUE Bujiang, et al. A design method to prevent self-locking of a static push-the-bit rotary steerable drilling tool[J].Journal of China University of Petroleum(Edition of Natural Science),2017,41(5):80-86.