Drilling Rate Improvement Technology Adopted in Well HWY-116 of the HWY Block, Saudi Arabia
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摘要: 为提高沙特HWY区块三开直井段钻进坚硬、强研磨性地层时的机械钻速,在HWY-116井三开井段进行了液动射流冲击器旋冲钻井技术试验。根据液动射流冲击器性能参数与岩石抗钻特性参数的关系,与HWY-116井钻井设计结合,优化了钻具组合,选择了与液动射流冲击器配合的PDC钻头,优化了旋冲钻井参数,形成了适用于HWY-116井的ϕ228.6 mm液动射流冲击器旋冲钻井提速技术。应用该提速技术后,HWY-116井三开井段机械钻速为9.40 m/h,与邻井相同井段相比提高了45.5 %。这表明,应用液动射流冲击器旋冲钻井技术可以提高沙特HWY区块坚硬、强研磨性地层的机械钻速。Abstract: In order to raise the ROP in hard and highly abrasive formation in the third spud vertical section of the HWY Block in Saudi Arabia, the rotary percussion drilling technology test with hydraulic jet impactor was carried out in the third spud section of Well HWY-116. According to the relationship between the performance parameters of hydraulic jet impactor and the drilling resistance parameters of rock, the BHA was optimized with the drilling design of Well HWY-116 combined. The PDC bit matched the hydraulic jet impactor was selected to optimize the rotary percussion drilling parameters. Based on these optimizations, a drilling rate improvement scheme was formed for rotary percussion drilling with a ϕ228.6 mm hydraulic jet impactor suitable for Well HWY-116. The ROP in the third spud section of Well HWY-116 was 9.40 m/h, which was 45.5% higher than that of the adjoining wells. The results demonstrated that the ROP in hard and highly abrasive formation in the HWY Block of Saudi Arabia could be improved by the rotary percussion drilling technology with hydraulic jet impactor.
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Keywords:
- hydraulic jet impactor /
- rotary percussion drilling /
- hard formation /
- impact energy /
- penetration rate /
- Block HWY /
- Well HWY-116
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高渗透裂缝性、缝洞型地层钻完井过程中井漏严重且堵漏成功率低[1–3],建立井漏特征识别方法是防治井漏的关键,也是当前研究热点。根据漏失机理与发生原因,井漏可分为渗透性漏失、裂缝性漏失和溶洞型漏失[4],其中裂缝性漏失包括天然裂缝漏失和诱导裂缝漏失。漏失压差是分析井漏特征的关键参数[5]。石林等人[6–7]提出了地层极小漏失压力模型,并给出了漏失压差与地层孔隙压力、破裂压力的关系。国内外专家学者对漏失压差的见解不同,提出的模型也有差别,需根据实际地质工程条件选择合适的模型确定漏失压差。随着勘探开发不断深入,国内主要油田的井漏问题日渐突出,井漏层位确定方法也在不断发展。甘秀娥等人[8–9]基于常规测井、成像测井资料分析,提出利用漏失层段测井响应特征来确定漏层的方法。钻井工程资料也广泛应用于确定井漏层位,陈钢花等人[10]在传统立压变化测试法基础上,通过引入井径测井曲线,根据钻具组合和井身结构分段计算,使立压变化测试法趋于完善,井漏层位判断更加准确。
目前,多位专家对井漏特征识别方法进行了理论研究与实际应用探索,在漏失类型划分、漏失压力计算及漏失层位确定方法等方面均取得了进展。然而,目前国内外井漏特征识别一般局限于单一或部分信息资料,没有从多角度出发综合分析井漏的主要影响因素,缺乏对井漏主要特征参数的定量化分析,难以全面精细反映井漏特征。为此,笔者综合利用测井、钻井、录井及地质等资料,建立了考虑漏失层位、漏失通道类型及尺寸、漏失压差、漏失速度等井漏主要特征参数的定量化分析模型,形成了井漏特征精细识别方法,提高了井漏识别的准确性,为防漏堵漏技术优化提供了科学依据。
1. 多信息融合的井漏特征识别基本原理
井漏是钻井过程中普遍存在的井下复杂情况,在各类地层中都可能发生。鉴于目前国内外井漏特征识别方法的局限性,提出了多信息融合的井漏特征精细识别方法。该方法充分利用多信息及多参数资料,综合测井、钻井、录井及地质等资料,建立了漏失层位、漏失通道类型及尺寸、漏失压差、漏失速度等关键参数的分析模型,以综合细化表征井漏特征。
首先,依据井漏产生的基本条件,并结合漏层力学性质与物理机理,建立了基于“井漏综合指数”的井漏层位识别新方法。针对渗透性漏失特点,通过分析物性参数确定平均孔喉半径,得到了渗透性井漏通道参数;对于裂缝性漏失,利用深、浅侧向电阻率测井资料计算裂缝开度,确定漏失裂缝尺寸。地层孔隙压力、地层破裂压力与井眼压力共同决定漏失压差大小。若地层存在原始漏失通道,则漏失压差主要为井眼压力与地层孔隙压力之差(压差漏失);若为诱导裂缝性漏失通道,则漏失压差主要为井眼压力与地层破裂压力之差(压裂漏失)。然后,基于漏失层位、漏失通道类型及尺寸、漏失压差和漏失速度等井漏特征参数分析结果,形成了多信息融合的井漏特征精细识别方法。
2. 井漏特征参数分析
X区块为断鼻构造,发育4条断层,构造落实,但距离断层较近。实钻过程中,井漏情况日益增多,且堵漏困难,导致钻井液大量漏失,严重影响正常施工。据不完全统计,水基钻井液井漏14井次,共计漏失1 758.3 m3,油基钻井液井漏13井次,共计漏失2 035.6 m3。准确定位井漏层位是堵漏作业能否成功的关键。
2.1 井漏层位分析
基于发生井漏的基本条件,分析了井壁两侧正压差、岩石孔隙度、渗透率与漏失层的相关性,如图1所示。由图1可知,漏层井壁两侧正压差略高于非漏层,且漏层物性较好,二者在井壁两侧正压差上区分较明显,在物性上区分不明显,说明X区块井壁两侧正压差对井漏的影响较显著。
基于以上分析结果,综合地层孔隙压力、地层破裂压力、井眼压力等力学性质与岩石孔隙度、渗透率、岩石平均孔喉半径等物理性质,通过分析X区块已漏井资料,建立了采用加权系数法计算“井漏综合指数”、确定井漏层位的新方法,井壁两侧正压差较大、物性较好的渗透性地层容易发生井漏。因此,渗透性地层井漏综合指数经验公式为:
ξ=(6r−D50)(αΔpΔp−Δpmin (1) 式中:
\xi 为井漏综合指数;r 为地层平均孔喉半径,\text{μm} ;\mathop D\nolimits_{50} 为钻井液固相颗粒粒度累计质量分数为50\% 时对应的粒径,\text{μm} ;\mathop {\Delta p}\nolimits_{\max } ,\mathop {\Delta p}\nolimits_{\min } 为漏失压差的最大、最小值,MPa;\mathop \phi \nolimits_{\max } ,\mathop \phi \nolimits_{\min } 为孔隙度的最大、最小值;\mathop K\nolimits_{\max } ,\mathop K\nolimits_{\min } 为渗透率的最大、最小值,mD;\mathop \alpha \nolimits_{\Delta p} ,\mathop \alpha \nolimits_\phi 和\mathop \alpha \nolimits_K 分别为漏失压差、孔隙度、渗透率的权重。权重由实际地层因素决定,对X区块已漏井相关数据进行总结[11],进行统计回归分析发现,该区块的权重
\mathop \alpha \nolimits_{\Delta p} ,\mathop \alpha \nolimits_\phi 和\mathop \alpha \nolimits_K 分别取0.6,0.2和0.2时,井漏层位判断更为准确。井漏综合指数大于0.8,即可判断为井漏。2.2 漏失通道类型及尺寸分析
渗透性地层的平均孔喉直径大于钻井液
\mathop D\nolimits_{50} 的3倍时,在压差作用下,易发生渗漏[12];裂缝性地层的裂缝开度大于钻井液\mathop D\nolimits_{50} 时,在压差条件下易发生井漏。因此,将地层平均孔喉半径、裂缝开度作为2种典型漏失地层漏失通道评价参数。2.2.1 渗透性地层孔喉半径预测
1) 孔隙度计算。单矿物含水泥质岩石模型适用于X区块孔隙度计算,主要利用密度测井值计算:
\phi = \frac{{{\rho _{\text{ma}}} - {\rho _{{\text{b}}}}}}{{{\rho _{\text{ma}}} - {\rho _{{\text{f}}}}}} - \frac{{({\rho _{{\text{ma}}}} - {\rho _{{\text{sh}}}}) {V_{{\text{sh}}}}}}{{{\rho _{\text{ma}}} - {\rho _{{\text{f}}}}}} (2) 式中:
{\rho _{\text{b}}} 为密度测井测得密度,kg/L;{\rho _{\text{f}}} 和{\rho _{{\text{ma}}}} 分别为孔隙流体和岩石骨架的密度,kg/L;Vsh为泥质含量;ρsh为泥岩密度,kg/L;\phi 为岩石孔隙度。2)渗透率计算。根据X区块实际资料分析结果,选用Timur公式计算渗透率:
K = \frac{{0.136 {\phi ^{4.4}}}}{{ {{S_{{\text{wb}}}}^2} }} (3) 式中:
{S_{{\text{wb}}}} 为束缚水饱和度;K 为绝对渗透率,mD。3)孔喉半径预测。先利用式(2)、式(3)计算地层的孔隙度与渗透率,然后计算地层的平均孔喉半径:
r = \sqrt {\frac{{8K}}{\phi }} (4) 2.2.2 裂缝性地层裂缝开度预测
双侧向测井响应特征能反映裂缝特征,利用其可以计算不同倾角下的裂缝开度[12]。高角度裂缝开度的计算公式为:
\mathop C\nolimits_{{\rm{LLS}}} - \mathop C\nolimits_{{\rm{LLD}}} = 4 \times \mathop {10}\nolimits^{ - 4} {{w}} \mathop C\nolimits_{{\text{mf}}} (5) 低角度裂缝开度的计算公式为:
\mathop C\nolimits_{{\rm{LLD}}} - \mathop C\nolimits_{{\rm{LLS}}} = 0.12 \times \mathop {10}\nolimits^{ - 3} {{w}} \mathop C\nolimits_{{\text{mf}}} (6) 式中:
w 为裂缝开度,\text{μm} ;\mathop C\nolimits_{{\rm{LLD}}} ,\mathop C\nolimits_{{\rm{LLS}}} 分别为深、浅侧向电导率,S/m;\mathop C\nolimits_{{\text{mf}}} 为钻井液滤液的电导率,S/m。其中,裂缝倾角由深、浅侧向电阻率确定。
2.3 漏失压差计算模型分析
漏失压差是研究钻井液漏失性质的关键参数。从压差角度和井漏基本条件方面分析,漏失压差是井漏时井壁两侧流体的正压差。根据地层胶结压实程度与漏失通道特征,建立了不同井漏情况下的漏失压差分析模型。
高孔、高渗或存在天然裂缝、溶洞的地层,井筒内压力大于地层孔隙压力即可能发生井漏,漏失压差近似于:
\Delta p = \mathop p\nolimits_{\text{b}} - \mathop p\nolimits_{\text{p}} (7) 式中:
\Delta p 为漏失压差,MPa;\mathop p\nolimits_{\text{b}} 为井眼压力,MPa;\mathop p\nolimits_{\text{p}} 为地层孔隙压力,MPa。低孔、低渗胶结压实程度较好的地层,井筒内压力大于地层破裂压力,可产生诱导裂缝性漏失。诱导裂缝性漏失的漏失压差计算公式为:
\Delta p = \mathop p\nolimits_{\text{b}} - \mathop p\nolimits_{\text{f}} (8) 式中:
\mathop p\nolimits_{\text{f}} 为地层破裂压力,MPa。2.3.1 地层孔隙压力预测
X区块测井资料较丰富,且测井资料连续性好、纵向分辨率高,能更好地反映地层实际状况。采用测井法预测地层孔隙压力时,主要利用声波时差、密度测井等资料,预测方便、适用性好,可计算出地层孔隙压力随深度连续变化的剖面。
\mathop p\nolimits_{\text{p}} = \mathop G\nolimits_0 \mathop H\nolimits_{\text{a}} - \left( {\mathop G\nolimits_0 - \mathop G\nolimits_{\text{n}} } \right)\mathop H\nolimits_{\text{b}} (9) 式中:
\mathop G\nolimits_0 为上覆岩层压力梯度,由密度测井资料求得[13],MPa/m;\mathop G\nolimits_{\text{n}} 为静水压力梯度,MPa/m;\mathop H\nolimits_{\text{a}} 和{{\displaystyle H}}_{\text{b}} 分别为地层深度及等效深度,m。2.3.2 地层破裂压力预测
泊松比能反映地层破裂压力,可利用声波测井资料计算泊松比,然后采用R. A. Anderson[14]的地层破裂压力预测模型计算地层破裂压力。
\mathop p\nolimits_{\text{f}} = \mathop p\nolimits_{\text{p}} + \frac{{2\mu }}{{1 - \mu }} \left( {\mathop p\nolimits_0 - \mathop p\nolimits_{\text{p}} } \right) (10) 式中:
\mu 为泊松比;\mathop p\nolimits_0 为上覆岩层压力,MPa。2.3.3 井眼压力计算
井眼压力是井筒内工作液作用于地层的压力,是井漏的主要驱动力。其中,井眼压力主要包括钻井液静液柱压力、环空压耗及波动压力[15]。实际钻井过程中,波动压力只发生在起下钻、下套管、停泵及开泵的瞬间,且操作规范时波动压力较小,往往可忽略不计。因此,确定井眼压力时主要考虑钻井液静液柱压力和环空压耗:
\mathop p\nolimits_{\text{b}} = \mathop p\nolimits_{\text{h}} + \mathop p\nolimits_{{\text{la}}} (11) 式中:
\mathop p\nolimits_{\text{h}} 为钻井液静液柱压力,MPa;\mathop p\nolimits_{{\text{la}}} 为环空压耗,MPa。钻井液静液柱压力与钻井液密度及垂深有关:
\mathop p\nolimits_{\text{h}} = \mathop {10}\nolimits^{ - 3} \mathop \rho \nolimits_{\text{d}} g\mathop H\nolimits_{\text{v}} (12) 式中:
\mathop \rho \nolimits_{\text{d}} 为钻井液密度,kg/L;g 为重力加速度,m/s2;\mathop H\nolimits_{\text{v}} 为垂深,m。钻井液在井内循环系统中以管内流动和环空流动为主,因此产生环空压耗[16]。钻井工程中常用宾汉模式和幂律流变模式计算环空压耗。其中,宾汉模式适用于宾汉塑性流体,而幂律模式适用于假塑性流体和膨胀流体[17–18]。X区块钻井液流变性能分析结果表明,该区块所用钻井液为宾汉流体,因此利用宾汉模式计算环空压耗:
\mathop p\nolimits_{{\text{la}}} = \frac{{48\mathop \mu \nolimits_{\text{p}} H{v_0}}}{{\mathop {D}^2 }} + \frac{{6H\mathop \tau \nolimits_0 }}{{{D}}} (13) 式中:
\mathop \mu \nolimits_p 为钻井液塑性黏度,Pa·s;H 为井深,m;{v_0} 为井筒内钻井液平均流速,m/s;\mathop \tau \nolimits_0 为钻井液屈服值,Pa;{{D}} 为钻杆内径,mm。2.4 漏失速度分析及井漏等级划分
2.4.1 漏失速度的统计学分析模型
对X区块漏失地层的漏失压差、钻井液性能、漏失速度等资料进行统计分析,发现漏失压差与漏失速度的相关性较好[19]。对漏失压差和漏失速度进行最小二乘拟合,建立X区块漏失压差与漏失速度的关系(见图2),幂函数拟合结果的相关性最好,拟合相关系数为0.863 2。
计算出漏失压差后,即可确定钻井液漏失速度:
\Delta p = 4.602\;2 \mathop v\nolimits_{{\text{loss}}}^{0.474\;9} (14) 式中:
{{\displaystyle v}}_{\text{loss}} 为钻井液漏失速度,m3/h。2.4.2 漏失速度理论分析模型推导
借鉴油田开发注水分析技术思路[20],利用达西渗透公式与拟稳态流动基本微分方程进行推导,建立了稳态流和非稳定流状态下漏失速度的计算模型。
若钻井液为稳定流状态,利用达西定律推导出的漏失速度为:
\mathop v\nolimits_{{\text{loss}}} = \frac{{0.022\;6Kh\left( {\mathop p\nolimits_{\text{e}} - \mathop p\nolimits_{\text{w}} } \right)}}{{{{B}}\mathop \mu \nolimits_{\text{p}} \left( {\ln \dfrac{{\mathop r\nolimits_{\text{e}} }}{{\mathop r\nolimits_{\text{w}} }} + {{S}}} \right)}} (15) 若钻井液为非稳定流状态,拟稳态流动基本微分方程及边界条件为:
\frac{{{\partial ^2}p}}{{\partial {r^2}}} + \frac{1}{{\mathop r\nolimits_0 }}\frac{{\partial p}}{{\partial r}} = - \frac{{\mathop v\nolimits_{{\text{loss}}} \mathop \mu \nolimits_{\text{p}} }}{{{\text{π}} K\mathop {\mathop r\nolimits_{\text{e}} }\nolimits^2 }} (16) \mathop {\left. {\frac{{{\rm{d}}p}}{{{\rm{d}}\mathop r\nolimits_0 }}} \right|}\nolimits_{\mathop r\nolimits_0 = \mathop r\nolimits_{\rm{e}} } = 0 (17) 将式(16)和式(17)代入式(15),得:
\mathop v\nolimits_{{\text{loss}}} = \frac{{0.022\;6Kh\left( {\mathop p\nolimits_{\text{n}} - \mathop p\nolimits_{\text{w}} } \right)}}{{{{B}}\mathop \mu \nolimits_{\text{p}} \left( {\ln \dfrac{{\mathop r\nolimits_{\text{e}} }}{{\mathop r\nolimits_{\text{w}} }} - \dfrac{3}{4} + {{S}}} \right)}} (18) 式中:
h 为地层厚度,m;\mathop p\nolimits_{\text{e}} 为井漏影响区域边界压力,MPa;\mathop p\nolimits_{\text{w}} 为井底压力,MPa;\mathop p\nolimits_{\text{n}} 为静水压力,MPa;{{B}} 为水体积系数;\mathop r\nolimits_{\text{e}} 为侵入半径,m;{{\displaystyle r}}_{\text{w}} 为井眼半径,m;{{S}} 为表皮效应系数。3. 实例分析
X区块地层岩性以砂砾岩和泥岩交互层为主,结合区块地质、录井岩性剖面和漏失统计数据等资料,分析认为该区的漏失主要是渗透性漏失。因此,利用单孔隙泥质砂岩测井解释模型计算该区块A井岩性、物性参数,结合多信息融合井漏特征识别方法,得到目标地层的平均孔喉半径、地层孔隙压力、地层破裂压力、井眼压力、漏失速度和井漏综合指数等井漏特征参数。A井多信息融合井漏特征精细识别方法的处理结果如图3所示。
由图3可知,A井易漏地层井筒压力大于地层孔隙压力而小于地层破裂压力,满足压差漏失条件。其中,2 900~2 904 m、2 916~2 919 m井段的井漏综合指数为0.81~0.98,地层平孔喉半径为4.46~4.67
\text{μm} ,井漏可能性较高。基于地质资料与测井解释结果,分析确定易漏层段为砂砾岩地层,与校正后的岩性录井剖面基本一致,漏失压差为7.11~9.46 MPa,计算出漏失速度为2.5~4.5 m3/h(微漏)。A井实钻过程中2 901~2 903 m井段发生井漏,平均漏速为1.5~52.0 m3/h,为渗透性漏失,漏层岩性为砂岩、砂砾岩。采用井漏特征精细识别方法识别出的A井井漏层位、漏失类型和漏失速度,与现场实际井漏情况基本吻合。地层井漏特征精细识别模型具有较高可信度,适用于X区块的井漏特征识别,可应用于X区块邻井未钻易漏地层的地层对比,以及根据邻井随钻测井和现场工程资料识别井漏特征,为该区块后续钻井开发提供理论模型支撑。实钻中,A井邻井根据地层井漏特征精细识别结果配制堵漏浆,一次性堵漏成功,说明该方法能够指导现场防漏堵漏作业。4. 结论与建议
1)结合井漏基本条件及X区块地层漏失特征,建立了基于“井漏综合指数”的多信息融合的井漏特征精细识别方法。该方法识别井漏层位准确率较高,为井漏高效防治提供了技术途径。
2)测井资料具有连续性好、纵向分辨率高的特点,利用测井资料地层孔隙压力和地层破 裂压力剖面,比传统的预测方法更能准确反映地层 的漏失压差,但局限于测井资料实时性差的特点, 适用于已钻井邻井漏失压差预测。
3)多信息融合的井漏特征精细识别方法,能够识别漏失层位、漏失通道类型及尺寸、漏失压差、漏失速度等井漏的主要特征参数,实例分析结果表明其具有较好的可靠性。但该方法对所需参数资料的要求较高,在参数资料缺乏的情况下,无法有效预测井漏,后续应着力于研究参数资料较少时准确预测井漏特征的方法。
致谢:衷心感谢张振华、焦小光两位专家对本文研究工作的贡献与支持!
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表 1 HWY-116 井三开钻遇地层的情况
Table 1 Information of the formation encountered in the third spud section of Well HWY-116
地层 岩性 埋深/m 厚度/m 抗压强度/MPa Jilh 白云岩 3 301.00 359 138~207 Sudair 白云岩、灰岩 3 675.00 115 139~235 Sudair 灰岩 3 790.00 135 129~188 Khuff 碳酸盐岩 3 925.00 38 217~276 表 2 HWY-116井试验井段与邻井相同井段的机械钻速
Table 2 ROP comparison of test section of Well HWY-116 with the counterparts of adjoining wells
井名 钻井液密度/
(kg·L–1)进尺/
m机械钻速/
(m·h–1)钻井
技术HWY-1333井 1.79 597.00 6.41 常规 HWY-1122井 1.76 601.00 5.81 常规 HWY-1075井 1.92 657.00 7.16 常规 HWY-116井 1.92 647.00 9.40 旋冲 表 3 液动射流冲击器钻台试验结果
Table 3 The test results of hydraulic jet impactor on the drilling platform
排量/(L·s–1) 泵压/ MPa 工作情况 入井前 出井后 入井前 出井后 24 26 2.1 2.2 启动正常 35 35 3.1 3.0 正常工作 45 45 3.5 3.4 正常工作 表 4 HWY-116井试验井段及邻井相同井段钻头使用情况对比
Table 4 Comparison of the bits used in Well HWY-116 and adjoining wells
井名 纯钻时间/h 进尺/m 钻头磨损情况 HWY-1133井 93 597.00 1 – 1– 0 HWY-1122井 103 601.00 3 – 2 – 3 HWY-1075井 92 651.00 4 – 3 – 2 HWY-116井 69 647.00 1 – 0 – 0 -
[1] SIMPSO M, ZHOU Shaohua, TREECE M, et al. Optimal horizontaldrilling of hard and abrasive unayzah sandstones[R]. SPE 85331, 2003.
[2] SIMPSO M, ZHOU Shaohua, TREECE M, et al. Breakthrough horizontal drilling performance in Pre-Khuff Strata with steerable turbines[R]. SPE 90376, 2004.
[3] DEULSCH U, MARX C, RISCHMULLER H. Evaluation of hammer drilling potential for KTB[M]//FUCHS K, KOZLOVSKY Y A, KRIVTSOV A I, et al. Super-deep continental drilling and deep geophysical sounding. Heidelberg: Springer Veerlag, 1990: 310-321.
[4] JOHANSSON P. Water powered down-the-hole drilling[R]. Stockhom: LKAB, 2013.
[5] 罗恒荣,索忠伟,谭勇,等. 防托压冲击器在盘40-斜501井的应用[J]. 石油钻探技术, 2015, 43(5): 112–115. LUO Hengrong, SUO Zhongwei, TAN Yong, et al. Application of reducing WOB stack impactor in Well Pan 40-Xie 501[J]. Petroleum Drilling Techniques, 2015, 43(5): 112–115.
[6] 王建龙,于志强,王波,等. 冲击类钻井提速工具专用PDC钻头设计与试验[J]. 石油矿场机械, 2019, 48(3): 19–23. doi: 10.3969/j.issn.1001-3482.2019.03.004 WANG Jianlong, YU Zhiqiang, WANG Bo, et al. Design and test of PDC bit for impact drilling speed-up tool[J]. Oil Field Equipment, 2019, 48(3): 19–23. doi: 10.3969/j.issn.1001-3482.2019.03.004
[7] 柳贡慧,李玉梅,李军,等. 复合冲击破岩钻井新技术[J]. 石油钻探技术, 2016, 44(5): 10–15. LIU Gonghui, LI Yumei, LI Jun, et al. New technology with composite percussion drilling and rock breaking[J]. Petroleum Drilling Techniques, 2016, 44(5): 10–15.
[8] 李广国,索忠伟,王甲昌,等. 射流冲击器配合PDC钻头在超深井中的应用[J]. 石油机械, 2013, 41(4): 31–34. doi: 10.3969/j.issn.1001-4578.2013.04.008 LI Guangguo, SUO Zhongwei, WANG Jiachang, et al. Application of jet hammer and PDC bit in superdeep well[J]. China Petroleum Machinery, 2013, 41(4): 31–34. doi: 10.3969/j.issn.1001-4578.2013.04.008
[9] 索忠伟. ϕ228.6 mm射流冲击器研制及硬地层提速试验[J]. 石油钻探技术, 2019, 47(4): 54–58. doi: 10.11911/syztjs.2019085 SUO Zhongwei. The development of ϕ228.6 mm hydro-efflux hammer and ROP increase test in hard formations[J]. Petroluem Drilling Techniques, 2019, 47(4): 54–58. doi: 10.11911/syztjs.2019085
[10] 黄志强,范永涛,魏振强,等. 冲旋钻头破岩机理仿真研究[J]. 西南石油大学学报(自然科学版), 2010, 32(1): 148–150. doi: 10.3863/j.issn.1674-5086.2010.01.030 HUANG Zhiqiang, FAN Yongtao, WEI Zhenqiang, et al. Emulation study on rock-breaking mechanism of percussion-rotary bit[J]. Journal of Southwest Petroleum University(Science & Technology Edition), 2010, 32(1): 148–150. doi: 10.3863/j.issn.1674-5086.2010.01.030
[11] 张晓东, 易发全, 张强, 等.PDC钻头与岩石相互作用规律试验研究[J].江汉石油学院学报, 2003, 25(增刊1): 64-65. ZHANG Xiaodong, YI Faquan, ZHANG Qiang, et al. Experimental study of interacting laws of PDC bit with rock[J]. Journal of Jianghan Petroleum Institute, 2003, 25(supplement 1): 64-65.
[12] 曲冠政,曲大伟,郭瑞,等. PDC钻头复合片磨损速度模型研究[J]. 复杂油气藏, 2013, 6(1): 62–64. doi: 10.3969/j.issn.1674-4667.2013.01.017 QU Guanzheng, QU Dawei, GUO Rui, et al. Study on a swear rate model of PDC composite cutters[J]. Complex Hydrocarbon Reservoirs, 2013, 6(1): 62–64. doi: 10.3969/j.issn.1674-4667.2013.01.017
[13] 马清明,王瑞和. PDC切削齿破岩受力的试验研究[J]. 中国石油大学学报(自然科学版), 2006, 30(2): 45–47, 58. MA Qingming, WANG Ruihe. Experimental study on force of PDC cutter breaking rock[J]. Journal of China University of Petroleum (Edition of Natural Science), 2006, 30(2): 45–47, 58.
[14] 况雨春,陈玉中,屠俊文,等. 基于UG/OPEN的PDC钻头切削参数仿真方法[J]. 石油钻探技术, 2014, 42(4): 111–115. KUANG Yuchun, CHEN Yuzhong, TU Junwen, et al. Simulation of cutting parameters of PDC bit based on UG/OPEN[J]. Petroleum Drilling Techniques, 2014, 42(4): 111–115.
[15] 赵统武.冲击钻进动力学[M].北京: 冶金工业出版社, 1996: 56–57. ZHAO Tongwu. Percussion drilling dynamics[M]. Beijing: Metallurgical Industry Press, 1996: 56–57.
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期刊类型引用(4)
1. 张萌. 测井信息融合下的地层精准评价模型构建与实践. 信息系统工程. 2025(02): 12-15 . 百度学术
2. 臧晓宇,邱正松,郭鹏飞,钟汉毅,赵欣. 微胶囊型堵漏剂的制备及裂缝封堵层强化效果研究. 应用化工. 2025(02): 277-281 . 百度学术
3. 罗俊如,丁言瑞,徐明华,胡超,刘炳官,孔维军,马强维,石林. 基于深度AUC最大化算法的井漏风险预测(英文). 常州大学学报(自然科学版). 2024(03): 34-44 . 百度学术
4. 孙伟峰,冯剑寒,张德志,李威桦,刘凯,戴永寿. 结合LSTM自编码器与集成学习的井漏智能识别方法. 石油钻探技术. 2024(03): 61-67 . 本站查看
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