幸雪松 龐照宇 武治強(qiáng) 甘倫科 毛良杰

(1. 中海石油(中國(guó)) 有限公司北京研究中心 2. 西南石油大學(xué)石油與天然氣工程學(xué)院)

0 引 言

超深井作業(yè)中鉆柱容易發(fā)生黏滑振動(dòng), 而黏滑振動(dòng)會(huì)大幅降低機(jī)械鉆速, 且周期性的交變應(yīng)力也會(huì)伴隨黏滑振動(dòng)而產(chǎn)生, 從而導(dǎo)致鉆柱過早疲勞失效[1-4]。 因此, 鉆柱黏滑振動(dòng)特性分析一直是鉆柱動(dòng)力學(xué)領(lǐng)域研究的熱點(diǎn)。

鉆柱黏滑振動(dòng)主要有實(shí)際測(cè)量與理論分析2 種研究方法。 實(shí)際測(cè)量法是指通過地面或井下振動(dòng)檢測(cè)儀器獲取鉆柱的振動(dòng)信號(hào), 再經(jīng)一些信號(hào)加工處理手段將振動(dòng)信號(hào)轉(zhuǎn)化成各種振動(dòng)響應(yīng)曲線, 研究人員根據(jù)這些曲線對(duì)鉆柱黏滑振動(dòng)的誘發(fā)機(jī)理及抑制方法進(jìn)行分析[5-7]。 狄勤豐等[8]以ESM 測(cè)量短節(jié)獲取了鉆柱在井下的三軸加速度, 通過研究三軸加速特征, 對(duì)鉆柱的黏滑振動(dòng)特性做出了一些解釋; 黃升等[9]根據(jù)MWD 測(cè)量到的鉆頭振動(dòng)數(shù)據(jù),用功率譜密度和小波變換分析振動(dòng)信號(hào)研究鉆柱黏滑振動(dòng); 劉瑞文等[10]在調(diào)研已有的鉆柱振動(dòng)測(cè)量方法后, 設(shè)計(jì)出了一種新的測(cè)量鉆柱井下振動(dòng)的工具, 并利用此工具的測(cè)量結(jié)果開展了對(duì)鉆柱井下黏滑振動(dòng)的分析。 然而, 國(guó)內(nèi)生產(chǎn)的測(cè)量傳感器大多還達(dá)不到要求, 需要租用國(guó)外的測(cè)量?jī)x器; 同時(shí)振動(dòng)測(cè)量可能會(huì)延誤工期, 用測(cè)量方法研究鉆柱黏滑振動(dòng)的成本極高。 多數(shù)研究人員更傾向于采用理論分析法研究鉆柱的黏滑振動(dòng)。 韓春杰等[11]將大位移井鉆柱系統(tǒng)簡(jiǎn)化為單自由度扭轉(zhuǎn)擺, 模擬了大位移井鉆柱的黏滑振動(dòng)發(fā)現(xiàn), 更長(zhǎng)的鉆柱會(huì)使黏滑振動(dòng)更易發(fā)生; 閆鐵等[12]以有限元扭轉(zhuǎn)振動(dòng)模型研究了大位移井鉆柱的黏滑振動(dòng), 研究結(jié)果表明, 其黏滑振動(dòng)是低頻振動(dòng); D.M.LOBO 等[13]提出一種單自由度模型用以分析不同巖石過渡帶下鉆柱的黏滑振動(dòng)特性, 結(jié)果表明, 穿過不同的巖性過渡帶,鉆柱黏滑振動(dòng)動(dòng)態(tài)響應(yīng)有明顯的差異。

已有的研究還發(fā)現(xiàn), 鉆頭與巖石間的非線性接觸碰撞是鉆柱黏滑振動(dòng)的重要誘因[14-16], 然而眾多鉆柱系統(tǒng)扭轉(zhuǎn)振動(dòng)模型對(duì)此考慮比較簡(jiǎn)單, 只是用簡(jiǎn)單的摩擦扭矩時(shí)變函數(shù)作為模型的底部邊界。為此, 筆者基于PDC 鉆頭幾何學(xué), 對(duì)PDC 鉆頭進(jìn)行數(shù)字化仿真, 建立PDC 鉆頭與巖石互作用的數(shù)字化仿真模型。 在此基礎(chǔ)上, 將鉆柱系統(tǒng)4 自由度扭轉(zhuǎn)振動(dòng)模型與PDC 鉆頭與巖石互作用模型耦合,建立考慮鉆頭與巖石互作用的鉆柱系統(tǒng)扭轉(zhuǎn)振動(dòng)模型。 并根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)驗(yàn)證該模型的精度, 基于本文所建模型模擬分析井深、 巖石類型對(duì)鉆柱系統(tǒng)黏滑振動(dòng)特性的影響規(guī)律。

1 鉆柱系統(tǒng)扭轉(zhuǎn)振動(dòng)模型

1.1 鉆柱系統(tǒng)扭轉(zhuǎn)振動(dòng)物理模型

井下鉆柱所受外力主要集中在轉(zhuǎn)盤及鉆頭處,質(zhì)量主要集中于鉆桿及BHA (鉆具組合)。 因此,研究鉆柱的黏滑振動(dòng)特性時(shí), 將鉆柱系統(tǒng)簡(jiǎn)化為具有集中參數(shù)的4 自由度扭轉(zhuǎn)擺比較合理。 同時(shí), 必須考慮鉆頭與巖石之間的相互作用, 不同的巖石類型對(duì)鉆頭黏滑振動(dòng)的影響較大[17-18]。 圖1 為超深井鉆柱系統(tǒng)物理模型圖。

圖1 鉆柱系統(tǒng)扭轉(zhuǎn)振動(dòng)物理模型Fig.1 Physical model of torsional vibration of the drill string system

本文將鉆頭也簡(jiǎn)化為具有集中參數(shù)的扭轉(zhuǎn)擺模型, 并將鉆頭與巖石互作用模型得到的動(dòng)力學(xué)參數(shù)作為鉆頭扭轉(zhuǎn)擺的邊界條件, 以此體現(xiàn)鉆頭與巖石的互作用。

1.2 鉆頭與巖石互作用模型

1.2.1 PDC 鉆頭數(shù)字化仿真

PDC 鉆頭在破巖時(shí)主要依靠切削齒切削地層,因此在對(duì)PDC 鉆頭進(jìn)行仿真時(shí), 只需要對(duì)其切削齒仿真即可。 已知徑向半徑Rc、 軸向高度Hc、 周向位置角θc、 后傾角α、 側(cè)轉(zhuǎn)角β和法向角γ等6個(gè)定位參數(shù)后, 就可以實(shí)現(xiàn)切削齒上任意一點(diǎn)在坐標(biāo)系上的任意轉(zhuǎn)換。

現(xiàn)在常用的PDC 鉆頭多為圓柱齒, 根據(jù)定位參數(shù)進(jìn)行坐標(biāo)轉(zhuǎn)換, 就可以實(shí)現(xiàn)對(duì)PDC 鉆頭所有切削齒的仿真。 坐標(biāo)轉(zhuǎn)換采用轉(zhuǎn)動(dòng)向量法。 轉(zhuǎn)動(dòng)向量可以通過指數(shù)映射方法得到轉(zhuǎn)動(dòng)矩陣, 具體公式如下:

式中:R為轉(zhuǎn)動(dòng)矩陣;I為單位矩陣;為轉(zhuǎn)動(dòng)向量;為轉(zhuǎn)動(dòng)向量的模長(zhǎng);為與向量相應(yīng)的反對(duì)稱矩陣。

假設(shè)P點(diǎn)為切削齒上的任意一點(diǎn), 通過下式就可以實(shí)現(xiàn)坐標(biāo)轉(zhuǎn)換:

式中:p0、p4分別為轉(zhuǎn)換后P點(diǎn)的坐標(biāo)和轉(zhuǎn)換前P點(diǎn)的坐標(biāo);R1、R2、R3、R4分別為P點(diǎn)轉(zhuǎn)換到井底坐標(biāo)系、 切削齒定位點(diǎn)坐標(biāo)系、 切削齒裝配坐標(biāo)系、 切削齒側(cè)轉(zhuǎn)坐標(biāo)系以及切削齒工作面坐標(biāo)系的轉(zhuǎn)換矩陣; (Rc, 0,Hc) 為P點(diǎn)沿3 個(gè)軸方向平移的距離。

1.2.2 切削齒力學(xué)模型

已知切削參數(shù)后就可以求取PDC 鉆頭受到的動(dòng)態(tài)扭矩、 軸向力、 側(cè)向力及3 向振動(dòng)加速度等特性,而這些參數(shù)的計(jì)算都依賴于對(duì)切削齒受力的計(jì)算。

如圖2 所示, 切削齒受力主要為正壓力Fn和切削力Fc。

圖2 切削齒受力示意圖Fig.2 Schematic diagram of loading on the bit cutter

前人通過大量的單齒切削試驗(yàn)回歸出了切削參數(shù)與切削齒受力間的函數(shù)關(guān)系為[19]:

式中:Fn為切削齒受到的正壓力, N;Fc為切削齒受到的切削力, N;A為切削橫截面積, m2;w為切削弧長(zhǎng), m;a1、a2、b1、b2為切削系數(shù), 其計(jì)算式如下。

式中:α為后傾角, (°);Kd為可鉆性級(jí)值;v為切削速度, m/s。

可鉆性級(jí)值Kd可以綜合反映不同巖石的圍壓、內(nèi)聚力和內(nèi)摩擦角。

根據(jù)巖石的圍壓、 內(nèi)聚力以及內(nèi)摩擦角就可以由下式計(jì)算可鉆性級(jí)值[20]:

式中:σ3為巖石的圍壓, MPa;φ為巖石的內(nèi)摩擦角, (°);C為巖石的內(nèi)聚力, MPa。

根據(jù)式(3 )和式(5 )就可以計(jì)算得到單個(gè)切削齒的切向力和正壓力。

假設(shè)某PDC 鉆頭共有切削齒n個(gè), 第i個(gè)牙齒的正壓力為Fni, 切向力為Fci, 那么整個(gè)PDC鉆頭的受力載荷就是n個(gè)齒的受力矢量之和。 根據(jù)上述理論分析, 可以得到PDC 鉆頭的總受力表達(dá)式為:

式中:F為PDC 鉆頭受到的正壓力, N;M為PDC鉆頭受到的扭矩, N·m;Fs為PDC 鉆頭受到的側(cè)向力, N;Fx為PDC 鉆頭受到的X的方向側(cè)向力,N;Fy為PDC 鉆頭受到的Y方向的側(cè)向力, N。

1.3 鉆柱系統(tǒng)扭轉(zhuǎn)振動(dòng)數(shù)學(xué)模型

1.3.1 4 自由度鉆柱系統(tǒng)的扭轉(zhuǎn)振動(dòng)動(dòng)力學(xué)模型建立

如圖1 所示, 鉆柱各個(gè)部分被等效為轉(zhuǎn)動(dòng)慣量分別是J1、J2、J3、J4的扭轉(zhuǎn)擺, 這些扭轉(zhuǎn)擺由剛度系數(shù)分別為k1、k2、k3、k4的彈簧相連。 每2 個(gè)扭轉(zhuǎn)擺之間還設(shè)置有阻尼系數(shù)分別為c1、c2、c3、c4的阻尼器, 用來等效鉆井液阻尼。Tf為鉆頭受到的扭矩。

根據(jù)超深井鉆柱系統(tǒng)等效物理模型, 同時(shí)結(jié)合鉆柱受力特點(diǎn), 建立了鉆柱系統(tǒng)的扭轉(zhuǎn)振動(dòng)動(dòng)力學(xué)平衡方程。

鉆柱系統(tǒng)的扭轉(zhuǎn)振動(dòng)控制方程具體表達(dá)式如下[21]:

式中:J1、J2、J3、J4分別為鉆頭、 BHA、 鉆桿及轉(zhuǎn)盤的轉(zhuǎn)動(dòng)慣量, kg·m2;k1、k2、k3、k4分別為鉆頭、 BHA、 鉆桿及轉(zhuǎn)盤的剛度系數(shù), N·m/rad;c1、c2、c3、c4分別為鉆頭、 BHA、 鉆桿及轉(zhuǎn)盤的阻尼系數(shù), N·m·s/rad;φ1、φ2、φ3、φ4分別為鉆頭、 BHA、 鉆桿及轉(zhuǎn)盤的角位移, rad;分別為鉆頭、 BHA、 鉆桿及轉(zhuǎn)盤的角速度,rad/s;分別為鉆頭、 BHA、 鉆桿及轉(zhuǎn)盤的角加速度, rad/s2;ωt為鉆頭初始角位移, rad;Tf為鉆頭受到的扭矩, N·m。

1.3.2 模型耦合與求解

通過將鉆頭受到的扭矩作為鉆柱系統(tǒng)邊界條件, 而鉆柱系統(tǒng)計(jì)算出的鉆頭角位移, 又作為鉆頭與巖石互作用模型中鉆頭的運(yùn)動(dòng)方程來實(shí)現(xiàn)2 個(gè)模型的耦合。

鉆頭與巖石互作用模型中, 鉆頭的運(yùn)動(dòng)被看作是旋轉(zhuǎn)下行運(yùn)動(dòng), 即鉆頭旋轉(zhuǎn)1 圈后, 下行一定的距離。 因此, 鉆頭與巖石互作用模型和鉆柱系統(tǒng)扭轉(zhuǎn)振動(dòng)模型的耦合可以用下式表示:

式中:UZ為鉆頭的縱向位移, m;v0為鉆頭每旋轉(zhuǎn)一圈的下行距離, m。

本文求解鉆柱系統(tǒng)扭轉(zhuǎn)振動(dòng)模型采用雅可比迭代, 而求解鉆頭與巖石互作用模型則是利用Matlab進(jìn)行復(fù)雜的數(shù)據(jù)處理, 借助計(jì)算機(jī)的快速運(yùn)算, 實(shí)現(xiàn)對(duì)大量數(shù)據(jù)的處理。

具體的求解流程如圖3 所示。

圖3 模型求解流程Fig.3 Model solution workflow

2 算例分析

2.1 模型驗(yàn)證

文獻(xiàn)[21] 報(bào)道了塔里木油田Ks 作業(yè)區(qū)某超深井經(jīng)ESM 測(cè)量短節(jié)測(cè)量得到的鉆柱扭轉(zhuǎn)振動(dòng)特性。 該井所用的鉆具組合及鉆井參數(shù)為: 鉆頭直徑334 mm、 鉆壓140 kN、 轉(zhuǎn)速120 r/min、 鉆桿長(zhǎng)度4 850.17 m, 基于以上參數(shù)模擬鉆柱扭轉(zhuǎn)振動(dòng)特性。 圖4 展示了模擬結(jié)果與實(shí)測(cè)結(jié)果, 其中圖4c、圖4d 還展示了鉆頭試驗(yàn)的井底形貌和模擬井底形貌。

圖4 鉆頭試驗(yàn)與仿真模擬對(duì)比Fig.4 Comparison between bit test and numerical simulation

由圖4 可知, 鉆頭旋轉(zhuǎn)角速度隨時(shí)間不斷波動(dòng), 當(dāng)角速度減小到0 后, 鉆頭將停轉(zhuǎn)一段時(shí)間,然后繼續(xù)轉(zhuǎn)動(dòng), 這就是黏滑振動(dòng)現(xiàn)象。 鉆頭呈周期性交替出現(xiàn)地停滯與轉(zhuǎn)動(dòng), 停滯時(shí)稱為黏滯狀態(tài),轉(zhuǎn)動(dòng)時(shí)稱為滑脫狀態(tài)。 從圖4a 可知, ESM 測(cè)量出的角速度隨時(shí)間波動(dòng)劇烈, 時(shí)大時(shí)小, 最大時(shí)角速度可達(dá)36 rad/s。 實(shí)測(cè)的黏滯時(shí)間也不均勻, 有時(shí)可達(dá)5～6 s, 有時(shí)僅有2 ～3 s。 而模擬的角速度隨時(shí)間變化則比較均勻, 最大角速度可達(dá)27 rad/s,黏滑時(shí)間則一直是4 s 左右, 可見模型模擬結(jié)果與現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)結(jié)果比較接近, 誤差控制在10%以內(nèi),具有較高的精度。 從圖4b 可見, 鉆頭產(chǎn)生黏滑振動(dòng)時(shí), 實(shí)測(cè)的總黏滯時(shí)間與滑脫時(shí)間分別為39 和61 s, 模擬的總黏滯時(shí)間與滑脫時(shí)間分別為41 和59 s。 鉆頭在井下發(fā)生黏滑振動(dòng)后, 其黏滯時(shí)間約占總運(yùn)行時(shí)間的40%, 這無疑會(huì)對(duì)機(jī)械鉆速產(chǎn)生極大影響。 另外, 鉆頭停轉(zhuǎn)后, 鉆頭與上部鉆柱之間會(huì)形成較大的轉(zhuǎn)角差, 這也會(huì)對(duì)鉆柱安全產(chǎn)生極大的影響。 圖4c 和圖4d 分別是鉆頭試驗(yàn)和模型模擬的井底形貌, 對(duì)比之下可以發(fā)現(xiàn), 模型模擬的井底形貌與鉆頭試驗(yàn)的井底形貌基本相似。

2.2 超深井鉆柱黏滑振動(dòng)特性影響因素分析

以南海某超深井(A1 井) 鉆井資料作為基礎(chǔ)信息, 模擬分析超深井鉆柱的黏滑振動(dòng)特性。 本次模擬所使用的相關(guān)參數(shù)為: 鉆頭切削齒直徑16 mm、 動(dòng)摩擦因數(shù)0.5、 靜摩擦因數(shù)0.8、 切削齒后傾角20°、 切削齒側(cè)轉(zhuǎn)角15°。 鉆具組合為: 鉆頭直徑215.9 mm、 鉆桿外徑127.0 mm、 鉆桿密度7 850 kg/m3、 鉆壓80 kN、 轉(zhuǎn)速60 r/min。 鉆具組合信息源于實(shí)際鉆井資料。 模擬時(shí)間步長(zhǎng)為0.001 s, 模擬時(shí)間為10 s。

2.2.1 井深對(duì)鉆柱黏滑振動(dòng)的影響

圖5 為井深對(duì)鉆柱黏滑振動(dòng)的影響。 從圖5a可見, 當(dāng)井深為2 200 m 時(shí), 鉆柱不會(huì)發(fā)生黏滑振動(dòng), 鉆柱轉(zhuǎn)動(dòng)角速度經(jīng)過初始時(shí)刻的波動(dòng)后, 基本保持6 rad/s 左右。 而隨著井深的增大, 鉆柱轉(zhuǎn)動(dòng)角速度的波動(dòng)幅值也在增大, 5 200 m 時(shí)最大角速度為21 rad/s, 7 200 m 時(shí)最大角速度為23 rad/s。同時(shí)結(jié)合圖5a 和圖5b 還可以發(fā)現(xiàn), 井深越深, 黏滯時(shí)間越長(zhǎng), 5 200 m 時(shí)黏滯時(shí)間約為1.5 s, 7 200 m 時(shí)黏滯時(shí)間約為2 s。 如圖5c 所示, 當(dāng)深度分別為2 200、 5 200 和7 200 m 時(shí), 鉆柱轉(zhuǎn)動(dòng)的平均角速度分別為6.06、 5.25 和4.80 rad/s。 這說明在相同地層中鉆進(jìn)時(shí), 井深越深, 鉆柱黏滑振動(dòng)越嚴(yán)重, 黏滯狀態(tài)持續(xù)的時(shí)間越長(zhǎng), 而且滑脫狀態(tài)下的最大轉(zhuǎn)動(dòng)角速度越大。 當(dāng)井深較淺時(shí), 鉆柱根本不會(huì)產(chǎn)生黏滑振動(dòng)。 這是因?yàn)楫?dāng)鉆柱較短時(shí), 轉(zhuǎn)盤輸出的驅(qū)動(dòng)扭矩傳遞的速度較快, 所以鉆頭受到的驅(qū)動(dòng)扭矩與摩擦扭矩之間能夠迅速的平衡。 如圖5d 所示, 當(dāng)深度為2 200 m 時(shí), 鉆頭受到扭矩作用后, 經(jīng)歷初始時(shí)刻的劇烈波動(dòng)再迅速平穩(wěn)。 而隨著深度的增加, 不同位置之間的轉(zhuǎn)角差變大, 積累更多的彈性勢(shì)能, 所以當(dāng)鉆頭開始轉(zhuǎn)動(dòng)后鉆頭受到的扭矩波動(dòng)更為劇烈。 而使用扭力沖擊器、 旋轉(zhuǎn)沖擊器等井下動(dòng)力鉆具就可以及時(shí)補(bǔ)足扭矩, 從而達(dá)到抑制黏滑振動(dòng)的目的[22-23]。

圖5 井深對(duì)鉆柱黏滑振動(dòng)特性的影響Fig.5 Effects of well depth on stick-slip vibration characteristics of drill string

2.2.2 地層巖性對(duì)超深井鉆柱黏滑振動(dòng)的影響

以人造巖、 砂巖和灰?guī)r作為3 種典型的巖石類型, 模擬分析地層巖性對(duì)鉆柱黏滑振動(dòng)特性的影響。 其中, 人造巖的內(nèi)聚力和內(nèi)摩擦角分別為2.3MPa 和34°, 代表可鉆性在1 ～4 左右的較軟地層,而砂巖、 灰?guī)r的內(nèi)聚力和內(nèi)摩擦角分別為4.6 MPa和42°、 10.2 MPa 和42°, 分別代表可鉆性在5 ～7的中硬地層及8～10 的硬地層。 圖6 為地層巖性對(duì)鉆柱黏滑振動(dòng)的影響。

圖6 不同地層巖性下鉆柱黏滑振動(dòng)特性Fig.6 Stick-slip vibration characteristics of drill string in different types of formations

從圖6a 和圖6b 可見: 在人造巖中鉆進(jìn)時(shí), 鉆柱的黏滑振動(dòng)最嚴(yán)重, 最大角速度可達(dá)28 rad/s,而黏滯時(shí)間可達(dá)2.5 s 左右; 在灰?guī)r中鉆進(jìn)時(shí), 鉆柱的黏滑振動(dòng)相對(duì)較弱, 最大角速度僅有18 rad/s,而黏滯時(shí)間也僅有1 s 左右。 從圖6c 可以發(fā)現(xiàn),在人造巖中鉆進(jìn)時(shí)鉆柱的平均旋轉(zhuǎn)角速度最小, 在灰?guī)r中最大。 這說明鉆遇地層的可鉆性越高, 鉆柱的黏滑振動(dòng)越弱。 這主要是因?yàn)榭摄@性較高的地層中, 各種巖石礦物的膠結(jié)性往往比較好, 巖石顆粒比較均勻、 粒徑較小。 因此, 相同鉆壓下, 鉆頭受到的摩擦扭矩更小, 最大靜摩擦扭矩和動(dòng)態(tài)摩擦扭矩之間的差距也更小。 由圖6d 可知, 在人造巖中鉆進(jìn)時(shí)鉆頭受到的扭矩平均值最大, 鉆頭動(dòng)態(tài)扭矩在3.5 ～7.0 kN·m 范圍內(nèi)波動(dòng), 最大靜摩擦扭矩高達(dá)8 kN·m, 而在灰?guī)r中鉆進(jìn)時(shí), 鉆頭受到的扭矩平均值最小, 鉆頭動(dòng)態(tài)扭矩在2.5 ～4.5 kN·m范圍內(nèi)波動(dòng), 且最大靜摩擦扭矩僅有5 kN·m。

根據(jù)以上分析, 地層的可鉆性越大, 鉆頭在此類地層中鉆進(jìn)時(shí)黏滑振動(dòng)越弱, 但黏滑振動(dòng)弱并不代表機(jī)械鉆速就快。 可鉆性高的地層往往存在破巖難度高的問題, 破碎此類地層中的巖石需要更大的扭矩。 而造成黏滑振動(dòng)的重要原因是傳遞到鉆頭的實(shí)際驅(qū)動(dòng)扭矩偏小, 因此推薦在硬地層中采用扭力沖擊器等井下動(dòng)力鉆具輔助鉆進(jìn), 這樣既可以滿足破碎高可鉆性巖石的大扭矩需要, 又可以達(dá)到抑制黏滑振動(dòng)的目的。 使用扭力沖擊器的同時(shí)還可以配合使用攻擊性較強(qiáng)的PDC 鉆頭, 如忍者齒PDC 鉆頭、 錐尖齒PDC 鉆頭等。

3 結(jié) 論

筆者建立了鉆柱系統(tǒng)的扭轉(zhuǎn)振動(dòng)模型, 該模型耦合了鉆頭與地層作用模型, 可以用來模擬不同地層類型下鉆柱系統(tǒng)的黏滑振動(dòng)特性。 模型模擬的數(shù)據(jù)與現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)進(jìn)行了對(duì)比, 對(duì)比結(jié)果證明了此模型基本正確, 可以真實(shí)反映鉆柱系統(tǒng)在井下的實(shí)際運(yùn)動(dòng)情況。 在此基礎(chǔ)上, 利用此模型模擬分析了井深、 地層巖性對(duì)鉆柱系統(tǒng)黏滑振動(dòng)特性的影響。分析研究得到了以下結(jié)論:

(1) 井深對(duì)鉆柱系統(tǒng)黏滑振的影響較大, 在相同地層中鉆進(jìn)時(shí), 鉆深層比鉆淺層更容易發(fā)生黏滑振動(dòng); 井越深鉆柱的黏滑振動(dòng)越嚴(yán)重, 黏滯時(shí)間越長(zhǎng), 滑脫后鉆頭角速度達(dá)到的最大值越大。

(2) 地層特性對(duì)鉆柱系統(tǒng)黏滑振動(dòng)的影響非常顯著, 鉆頭在可鉆性較高的巖石中鉆進(jìn)時(shí), 其受到的最大靜摩擦扭矩和動(dòng)態(tài)扭矩之間的差值最小,從而使鉆頭在可鉆性較高的巖石中鉆進(jìn)時(shí)黏滑振動(dòng)更弱。

(3) 驅(qū)動(dòng)扭矩向下傳遞的時(shí)滯現(xiàn)象是黏滑振動(dòng)的重要原因之一, 而使用扭力沖擊器等井下動(dòng)力鉆具可以有效地抑制黏滑振動(dòng), 特別是在硬地層中配合攻擊性強(qiáng)的鉆頭, 可以大幅提高機(jī)械鉆速。