崔淑英 ，宋 剛 ，田英英 ，牛慶磊 ，韓澤龍 ，趙 明

（1.南方海洋科學(xué)與工程廣東省實驗室（廣州），廣東廣州511458；2.中國地質(zhì)科學(xué)院勘探技術(shù)研究所，河北廊坊065000）

0 引言

為提高大洋鉆探淺部孔壁穩(wěn)定性和施工效率，在海底泥面至穩(wěn)定地層間采用跟管鉆進(jìn)工藝邊鉆孔邊下套管，一趟鉆完成鉆孔及護(hù)壁，既可解決孔壁長期裸露發(fā)生縮頸或坍塌問題，還能大大提高施工效率。2017 年在我國南海實施的IODP 367 航次，在U1499B 和U1500B 鉆孔內(nèi)采用跟管鉆進(jìn)工藝下入套管長度分別為651 m 和842 m，鉆孔尺寸為in（1 in=25.4 mm，下同），套管尺寸為in［1-3］。隨鉆擴孔器作為跟管鉆進(jìn)鉆具組合的必備器具之一，直接影響跟管鉆進(jìn)的成敗和效率。除在大洋鉆探跟管鉆進(jìn)工藝中應(yīng)用外，不同形式的隨鉆擴孔器還可廣泛應(yīng)用于鹽膏層鉆井、膨脹波紋管護(hù)壁和套管鉆進(jìn)技術(shù)等［4-5］。隨鉆擴孔器按照擴孔原理可分為偏心式、擴張式和固定翼式等［4］。大洋鉆探中應(yīng)用較多的隨鉆擴孔器結(jié)構(gòu)形式有偏心式和擴張式2 種，偏心式隨鉆擴孔器其擴孔直徑固定不可變，為滿足從套管內(nèi)通過，導(dǎo)致其擴孔率較??；擴張式隨鉆擴孔器其刀翼可通過液壓控制實現(xiàn)張開和閉攏，通過套管時為閉攏狀態(tài)，工作時為打開狀態(tài)，擴孔率較大。針對堅硬巖層選擇偏心式擴孔器［6］，針對海底沉積層及中等硬度巖層一般選用擴張式隨鉆擴孔器。

擴張式隨鉆擴孔器的驅(qū)動方式通常可分為投球、壓差和射頻識別3 種，其中壓差和射頻識別是刀翼控制的2 個主要發(fā)展方向。大洋鉆探跟管鉆進(jìn)工藝其動力來自孔底螺桿馬達(dá)，而隨鉆擴孔器位于螺桿馬達(dá)以下，故其擴孔刀翼的開閉需要通過液壓壓差的方式進(jìn)行，NOV 公司的 Anderreamer、Schlumberger 公 司 的 Rhino XC、Halliburton 公 司 的URTM［7］、Tesco 公 司 的 Underreamer、HOC 公 司 的Drilling Type Underreamer、Bakersfeild 公 司 的Gaugemaster DrillerTM均是采用壓差控制的隨鉆擴孔器，其中大洋鉆探上使用的擴張式隨鉆擴孔器結(jié)構(gòu)與HOC 公司和Bakersfeild 公司的相同，刀翼均采用懸臂式結(jié)構(gòu)［8-10］，擴孔率大，如圖1 所示。國內(nèi)在深海鉆探器具裝備方面的研究剛剛起步，應(yīng)用于大洋鉆探的隨鉆擴孔器還處于研究試驗階段。

圖1 Bakersfeild 公司的Gaugemaster DrillerTM大洋鉆探用隨鉆擴孔器Fig.1 Gaugemaster DrillerTM underreamer of Bakersfeild for ocean drilling

1 隨鉆擴孔器結(jié)構(gòu)設(shè)計

1.1 整體結(jié)構(gòu)設(shè)計

大洋鉆探用隨鉆擴孔器的結(jié)構(gòu)設(shè)計依據(jù)跟管鉆進(jìn)的工藝需求制定。跟管鉆進(jìn)利用海水深度，提前將套管柱下放到海水里，最上面1 根套管固定到月池蓋板上，然后，在套管柱內(nèi)依次連接并下放鉆具組合，鉆具組合自下而上依次為領(lǐng)眼鉆頭、擴張式隨鉆擴孔器、扶正器、螺桿馬達(dá)、鉆鋌和鉆桿。隨鉆擴孔器刀翼位于套管柱以下，保證擴孔刀翼張開后與套管柱下端不發(fā)生干涉，跟管鉆進(jìn)套管柱與鉆具組合如圖2 所示。鉆具組合下放到位后，將其與套管柱鎖定，利用送入工具將鎖定到一起的套管柱與鉆具組合同時下放，至領(lǐng)眼鉆頭接近海底泥面時開泵，擴張式隨鉆擴孔器刀翼張開，邊鉆進(jìn)邊擴孔，擴孔尺寸需滿足套管下入尺寸。跟管鉆進(jìn)完畢后關(guān)泵，隨鉆擴孔器的刀翼閉攏，套管柱與鉆具組合解鎖，將鉆具組合上提到甲板面，套管柱留在孔內(nèi)支護(hù)孔壁。

圖2 套管柱與鉆具組合示意Fig.2 Connection of the casing string and BHA

基于以上工藝需求和鉆具組合，擴張式隨鉆擴孔器利用壓差進(jìn)行激活，開泵后隨著液壓力的增大擴孔刀翼打開，停泵后液壓力減小，擴孔刀翼閉攏。如圖3 所示，擴張式隨鉆擴孔器主要由下接頭、外殼體、刀翼、凸塊、限位塊、弧座、中心桿、復(fù)位彈簧和上接頭組成。圓周均布3 個刀翼，刀翼的張斂通過中心桿帶動凸塊上下移動控制，中心桿下移凸塊將刀翼推出；中心桿復(fù)位，凸塊將刀翼收回。中心桿的移動由作用在中心桿截面上的壓力差控制，擴孔前開泵通漿，作用在中心桿上端面的液壓力大于彈簧彈力與作用在中心桿下端面的液壓力之和，中心桿下移，刀翼張開；停泵后，液壓力消失，彈簧彈力將中心桿復(fù)位，刀翼閉攏。在中心桿上開設(shè)2 組噴射孔，下面一組沖刷切削齒，防止擴孔過程刀翼形成泥包，上面一組沖刷凸塊行程槽，防止行程槽內(nèi)沉渣堆積，進(jìn)而影響凸塊上移和刀翼回收。擴孔器可通過更換PDC 刀翼或牙輪刀翼滿足不同硬度地層的擴孔需求。

圖3 擴張式隨鉆擴孔器結(jié)構(gòu)示意Fig.3 Structural diagram of the expandable underreamer

1.2 刀翼及切削齒布置

刀翼為懸臂結(jié)構(gòu)，槽深自上而下逐漸遞減，滿足凸塊隨中心桿下移過程將刀翼推出擴孔。刀翼側(cè)面設(shè)有限位臺，限位臺與固定到外殼體上的限位塊碰觸對刀翼進(jìn)行徑向限位。閉攏時凸塊上移至閉攏鎖定面，可將刀翼收回并鎖緊，防止提鉆過程刀翼張開。切削齒選擇PDC 復(fù)合片可滿足海底多樣性沉積地層的擴孔鉆進(jìn)。刀翼本體分3 段焊接PDC，分別為小切削齒段、保徑齒段和大切削齒段，3 段布齒可滿足造臺階和正常擴孔鉆進(jìn)對孔壁的切削。圓周均布的3 個刀翼，分別在3 段進(jìn)行圓周互補，防止擴孔孔壁不光滑。刀翼結(jié)構(gòu)如圖4 所示。

圖4 刀翼結(jié)構(gòu)Fig.4 Reaming arms

1.3 刀翼噴射孔布置

隨鉆擴孔器噴射孔的布置方式通常有2 種：偏置式和后置式［11］，偏置式布置滿足擴孔刀翼張開最大時鉆井液直接沖刷切削齒；后置式布置噴射孔位于擴孔刀翼的下方，在領(lǐng)眼鉆頭與擴孔刀翼之間的位置。2 種布置方式，噴射孔的方向相反，偏置式布置噴射孔與鉆進(jìn)方向呈銳角，后置式布置噴射孔與鉆進(jìn)方向呈鈍角，如圖5 所示。

圖5 偏置式和后置式噴射液流方向示意Fig.5 Schematic diagram of offset and back jet flow directions

2 種布置方式各有優(yōu)缺點，偏置式布置鉆井液分流角度與管內(nèi)流體方向基本一致，分流速度較大，但噴出后與環(huán)空返漿方向相反，對鉆井液上返有一定影響［12-15］；后置式布置恰好相反，分流角度與管內(nèi)流體方向相反，分流速度減小，但噴出后與環(huán)空返漿方向一致。從本文所設(shè)計的隨鉆擴孔器結(jié)構(gòu)考慮，采用偏置式布孔更為合理，原因如下：（1）偏置式布孔使鉆具軸向長度更短。如圖5 所示，在擴孔刀翼位置不變的情況下，偏置式布孔比后置式布孔的開槽長度短L，可使鉆具整體長度更短。（2）偏置式布孔的擴孔刀翼底部與外殼體槽底間距更小，不易造成大顆粒卵礫石卡鉆。因此，本文研究的隨鉆擴孔器選擇了偏置式布孔方式，并采用計算流體力學(xué)對噴射孔的大小和角度進(jìn)行優(yōu)化分析［16-17］。

2 建立物理模型及模擬分析

2.1 建立三維物理模型

2.1.1 建立簡化物理模型

模型由中心桿和刀翼組成，中心桿上端設(shè)置流體入口，A 組噴射孔、B 組噴射孔和流體出口。由于工作狀態(tài)下3 個擴孔翼板旋轉(zhuǎn)為一個圓錐臺，且從A 組噴射孔噴射出的流體同時受到孔壁的阻擋，因此模型將3 個擴孔翼板邊界簡化為圓錐臺，既可對噴射流體進(jìn)行邊界限定，又可將模型簡化，如圖6 所示。中心桿外徑50 mm，流體入口直徑26 mm，噴射孔A 直徑5 mm，流體中心桿出口直徑18 mm。為簡化邊界條件，模型僅考慮流體從中心桿分流到噴射孔內(nèi)部及噴射到切削齒過程的流體速度變化，未將周圍介質(zhì)作為影響因子進(jìn)行考慮。

圖6 簡化物理模型Fig.6 Simplified physical model

2.1.2 采用六面體網(wǎng)格及網(wǎng)格細(xì)分命令劃分網(wǎng)格

由于A 組噴射孔尺寸遠(yuǎn)小于中心軸和翼板，因此對噴射孔部分進(jìn)行局部網(wǎng)格加密，如圖7 所示。由于B 組噴射孔僅用來沖刷可能存在于行程槽內(nèi)的沉渣，因此不作為本文優(yōu)化內(nèi)容，本文僅對噴射孔A的角度和直徑進(jìn)行優(yōu)化分析。

圖7 網(wǎng)格模型Fig.7 Mesh model

2.1.3 定義材料

流體定義為海水，密度為1020 kg/m3，粘度0.001 Pa·s。

2.1.4 定義邊界條件

入口邊界定義為質(zhì)量流動速率入口，入口流速為47 m/s，入口壓力為3 MPa，水力直徑為26 mm，根據(jù)雷諾數(shù)計算公式得到，本次流動雷諾數(shù)為1.21×106，大于2300，流動過程為湍流，湍流強度3%，出口設(shè)為自由流動出口。

根據(jù)結(jié)構(gòu)尺寸選定A 組噴射孔直徑為4～10 mm、A 組噴射孔軸線與中心桿軸線夾角α為 40°～90°進(jìn)行模擬分析。通過模擬分析作用在刀翼切削刃上的流體速度，數(shù)值越大證明對刀翼的沖刷效果越好，“泥包”產(chǎn)生的可能小越小，因而越有利于擴孔效率的提高。為簡化分析過程，首先將A 組噴射孔直徑作為定量值，在直徑不變的情況下，分析角度變化后作用在刀翼邊界的流體速度變化規(guī)律，優(yōu)選A組噴射孔的角度。以優(yōu)選出的角度為定量值，直徑為變量值再次進(jìn)行模擬分析，在給定的范圍內(nèi)優(yōu)選A 組噴射孔的直徑。

2.2 模擬結(jié)果對比分析

2.2.1 噴射孔角度

初步選定A 組噴射孔的直徑為8 mm，考慮噴射孔的實際加工性能，選定α角度從 40°～90°的物理模型，共構(gòu)建8 個物理模型。A 組噴射孔的角度和位置設(shè)置原則為：無論角度如何變化，通過改變噴射孔在中心桿上的位置，保證流體噴出后均能噴射到切削齒上，區(qū)別為不同角度噴射出的流體作用在切削齒上的速度不同。圖8 為作用于切削齒的流體軸向速度云圖，圖9 為噴射孔出口a 點橫截面a-b 的速度云圖；圖10 為不同角度下的流體軸向速度曲線和ab 橫截面平均速度曲線。

圖8 不同角度噴射孔流體軸向速度云圖Fig.8 Velocity cloud chart of jet flows at different angles

圖9 不同角度下噴射孔固定點a 橫截面速度云圖Fig.9 Cross-section velocity cloud chart of a fixed point“a”of the jet port at different angles

圖10 不同角度下的流體軸向速度曲線和a-b 橫截面平均速度曲線Fig.10 Fluid axial velocity curve and the a-b cross section average velocity curve at different angles

對比不同角度下作用于切削齒位置的流體速度曲線和噴射孔出口a-b 截面的平均速度曲線，可直觀得到速度變化規(guī)律一致。50°為8 種角度下速度的最小值，70°為最大值。通過對噴射孔內(nèi)流體速度矢量圖（見圖11）進(jìn)行分析，發(fā)現(xiàn)隨著角度的增大，中心桿分流到噴射孔的流體渦流效果逐漸增強。理論上渦流會增加流體阻力，降低噴射孔流體的流速，但是綜合分析速度矢量圖和a-b 橫截面速度云圖，發(fā)現(xiàn)隨著角度的增大，速度呈非線性變化，雖然上部區(qū)域出現(xiàn)渦流，但是中心及下部部分區(qū)域的流體速度卻逐漸增大，因而，噴射孔出口處的流體速度最終受局部增加的速度和渦流減小的速度綜合影響，從而導(dǎo)致噴出流體的速度在噴射孔角度從40°～90°范圍內(nèi)增加時，出現(xiàn)類余弦曲線的波形。綜合考慮結(jié)構(gòu)尺寸、加工難度和噴射出的流體對環(huán)空鉆井液的作用，α角度不宜過小，因此優(yōu)選70°為偏置式布孔角度。

圖11 流體速度矢量圖Fig.11 Fluid velocity vector diagram

2.2.2 噴射孔直徑

根據(jù)角度模擬結(jié)果，選擇α=70°進(jìn)行直徑優(yōu)選。根據(jù)中心桿的結(jié)構(gòu)尺寸，預(yù)設(shè)噴射孔A 的直徑為4～10 mm，對不同直徑噴射孔作用于切削齒的流場進(jìn)行模擬分析。圖12 為作用于切削齒的流體速度云圖，圖13 為不同直徑下的流體速度曲線和動壓力曲線。

從圖12 和圖13 可看出在噴射入口和出口直徑不變、入口流體壓力不變的情況下，隨著噴射孔直徑的增大，噴射孔噴出流體的速度和動壓力呈拋物線型變化，先增大后減小，在直徑為8 mm 時的速度和動壓力最優(yōu)。筆者對噴射速度與動壓力會隨著直徑的變化呈拋物線變化進(jìn)行了進(jìn)一步研究分析。

圖12 不同直徑噴射孔流體速度云圖Fig.12 Fluid velocity cloud chart of the jet ports with different diameters

圖13 不同直徑流體速度曲線和動壓力曲線Fig.13 Velocity curves and the dynamic pressure curves of fluids with different diameters

對噴射孔內(nèi)出口固定點a 點的橫截面a-b 通過的流體平均流速進(jìn)行分析，得出了不同直徑下噴射孔內(nèi)流速的相對變化（見圖14），在噴射孔內(nèi)部，流體平均速度隨噴射孔直徑的增大而減小，這與物體的動量守恒定律相符。之所以作用于的切削齒流體速度和動壓力會呈現(xiàn)拋物線型變化，是因為當(dāng)流體噴射到切削齒后，切削齒周邊積聚流體，雖然小直徑噴射孔孔內(nèi)流體速度大，但是流體質(zhì)量小，受到切削齒周邊流體的阻力大，速度削減快，隨著噴射孔直徑增大，噴出流體質(zhì)量增大，切削齒周邊流體對噴射流體速度的削減作用逐漸減小，因此最終作用到切削齒上的速度為噴射孔內(nèi)流速與削減流速的差，該差值受噴射孔內(nèi)流體速度、質(zhì)量和切削齒周邊流體共同作用，與噴射孔直徑變化最終呈現(xiàn)出非線性關(guān)系。

圖14 不同直徑噴射孔固定點a 橫截面速度云圖和曲線Fig.14 Cross section velocity chart and curve of different diameter jet ports at a fixed point“a”

3 試驗驗證

為驗證跟管鉆進(jìn)工藝和器具的可行性，分別進(jìn)行了陸地試驗和淺海試驗。

3.1 陸地試驗

陸地試驗地點為山東沿海區(qū)域，其地層情況與海底沉積層相似，以泥沙、粘土為主，伴有粉砂、細(xì)砂。陸地試驗主要測試擴孔器的功能性，分別對噴射孔為5 mm 和8 mm，角度為70°的隨鉆擴孔器進(jìn)行測試。測試結(jié)果如圖15 所示，噴射孔為5 mm 的擴孔器鉆進(jìn)過程不能有效地對刀翼進(jìn)行沖刷，刀翼容易形成泥包，影響擴孔，而8 mm 的噴射孔則能對刀翼形成良好沖刷。本次陸地試驗驗證了采用?216 mm 的領(lǐng)眼鉆頭+?216 mm/?311 mm 的擴張式隨鉆擴孔器，跟進(jìn)套管直徑為245 mm，累計套管跟進(jìn)長度為60 m。

圖15 噴射孔為5 mm 和8 mm 的試驗效果Fig.15 Test results for 5mm and 8mm jet ports

3.2 淺海試驗

在陸地試驗成功的基礎(chǔ)上，搭載“海洋地質(zhì)十號船”于2020 年12 月在南海的北部灣東方海域開展了淺海試驗。本次試驗站點水深為63.63 m，經(jīng)前期取心勘察，地層基本為泥沙混合，粘土較多，其次為細(xì)砂、粉砂，偶含粒徑30～80 mm 卵石或貝殼。

鉆具組合如下：

套管柱組合：套管鞋+?244.5 mm 套管+套管尾節(jié)+?2500 mm 泥墊+?2500 mm 重入錐+套管掛。

內(nèi)鉆具組合：?216 mm PDC 領(lǐng)眼鉆頭+?216 mm/?311 mm 隨鉆擴孔器+?172 mm 螺桿馬達(dá)+?178 mm 鉆鋌+?127 mm 鉆桿+送入工具內(nèi)掛總成。

本次海試隨鉆擴孔器的噴射孔參數(shù)為d=8 mm，α=70°，共進(jìn)行 3 個輪次的跟管鉆進(jìn)試驗，跟管長度分別為54、41 和28 m，平均鉆進(jìn)速度約為1 m/min，在第3 次完成套管跟管長度為28 m 后，上提鉆具解鎖，解鎖壓力8 MPa，順利提出內(nèi)鉆具組合完成跟管（見圖16）。

圖16 提出孔外的隨鉆擴孔器Fig.16 Underreamer out of the hole

4 結(jié)語

（1）擴孔器的擴孔效果直接影響跟管效率，而擴孔效果受擴孔刀翼的清潔程度直接影響，合理的噴射孔角度和直徑設(shè)置是防止刀翼形成泥包保證刀翼清潔度的關(guān)鍵參數(shù)指標(biāo)。

（2）通過模擬比較了8 種噴射角度和和7 種直徑的噴射孔流場，從流速和動壓力云圖及曲線可看出，對于擴張式隨鉆擴孔器，作用于擴孔刀翼切削齒的流體速度和動壓力受噴射孔角度、直徑和環(huán)空鉆井液的綜合影響。噴射孔角度和直徑的變化與噴射速度呈非線性關(guān)系，通過有限元分析可對多種參數(shù)下的流場進(jìn)行模擬分析，優(yōu)選參數(shù)進(jìn)而優(yōu)化結(jié)構(gòu)設(shè)計。