Key Technologies for the Drilling of Ultra-Deep Horizontal Well Shunbei 56X
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摘要:
顺北56X井是部署在顺北V号条带的超深重点风险预探井，钻井过程中面临二叠系和志留系易漏失、奥陶系破碎地层井壁稳定性差、奥陶系桑塔木组易井斜、井眼轨迹控制难和储层钻遇裂缝带气侵等技术难点。为此，针对二叠系、志留系和奥陶系的地质特征，选用防漏堵漏钻井液和高温强封堵油基钻井液，并制定相应维护处理措施，有效预防了二叠系和志留系的漏失，保障了奥陶系的井壁稳定；应用“大扭矩螺杆+垂直钻井系统”防斜打快技术，实现了直井段的防斜打快；通过优化井眼轨道、采用工具面快速调控工艺、配套高温随钻测量技术和制定井眼轨迹技术方案，使该井井眼轨迹与井眼轨道符合度高，实现准确中靶；利用“微过平衡密度+简易控压”钻井技术，解决了储层钻遇裂缝带气侵的问题。顺北56X井钻井过程中未出现井控风险，准确中靶，顺利钻至井深9 300.00 m（垂深8 087.94 m）完钻，成为我国目前最深的水平井，同时也是目前亚洲陆上最深的水平井。该井安全成井，表明我国具备了钻特深水平井的能力，可为中国石化“深地一号”工程顺北特深层油气藏勘探开发提供技术支撑。
Abstract:Well Shunbei 56X is a major ultra-deep wildcat well for the deployment of the Shunbei V Strip. While drilling this well, loss of circulation happened easily in the Permian and Silurian systems, with attendant technical problems, such as the poor stability of well walls in Ordovician fractured formations, well deviation in Ordovician Sangtamu Formation, difficulty in controlling the well trajectory, and gas kicks of fracture zones drilled in reservoirs, etc. Therefore, to remedy the geological characteristics tied to the Permian, Silurian, and Ordovician formations, an anti-leakage and plugging drilling fluid and the high-temperature oil-based drilling fluid with strong plugging properties were selected, and corresponding maintenance and treatment measures were formulated. It could effectively prevent loss of circulation in Permian and Silurian systems and ensure the well wall stability in the Ordovician system. The technology of “high-torque positive displacement drill (PDM) + vertical drilling system” was applied to achieve deviation prevention and fast drilling of the vertical sections of the well. Moreover, with a combination of well-path optimization, fast regulation of tool faces, matching technology of high-temperature measurement while drilling (MWD), and well trajectory design, the trajectory of the well was highly consistent with the well-path to achieve accurate target hits. The technology of “slightly overbalanced density design + simple managed pressure drilling” was utilized to solve the gas kick problem of fracture zones drilled in reservoirs. During the drilling of Well Shunbei 56X, no well control risks were identified, and targets were accurately hit. The well was smoothly drilled to the depth of 9300.00 m (a vertical depth of 8087.94 m),which makes it the deepest horizontal well in China and the deepest onshore horizontal well in Asia so far. The safe completion of this well shows that China is capable of drilling ultra-deep horizontal wells, and can provide a technical support for for exploration and development of ultra-deep Shunbei Oil & Gas Field.
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随着全球油气勘探开发从浅层向深层、超深层发展，破岩难度逐渐加大，而中国在深层领域的油气勘探开发技术大幅度落后于发达国家，严重制约了我国深部地层的勘探开发进程[1]。因此，亟需研究深层破岩新技术和新工具[2-5]，以提高深部硬地层的机械钻速。
超声波破岩技术是高效破岩新技术研究的重要方向之一，M. Wiercigroch等人[6-9]率先开展了超声波破岩系统的动力学研究；O. K. Ajibose等人[10-13]随后建立了超声波破岩实验室，通过大量室内试验确定了实现超声波破岩最优钻速的响应条件，并进一步探索超声波破岩的最优钻压和最优频率。近年来，尹崧宇等人[14-16]搭建了超声波振动试验台，运用数值模拟和试验相结合的方法，分析了压力和超声波振动频率对岩石破碎的影响规律；黄家根等人[17]对超声波高频旋冲破岩机理进行了初步探索，设计了超声波振动短节。M. Wiercigroch和尹崧宇等人的研究重点在超声波激励系统的动力学方面，没有通过试验分析超声波高频旋冲破岩技术的提速效果。因此，笔者搭建了超声波破岩模拟试验台，进行了超声波破岩提速试验和影响超声波破岩效率因素的试验，分析了影响超声波破岩效率的主要因素，明确了超声波高频旋冲破岩技术的提速效果。
1. 模拟试验装置
1.1 超声波振动发生短节
设计加工的超声波振动发生短节主要由压电换能器、换能器外壳、通电接口、MT4接头、微型钻头及轴承等部件组成（见图1）。通电接口和压电换能器之间通过碳刷和导线连接，保证给旋转运动部件（包括MT4接头、压电换能器和微型钻头）持续供电。超声波振动器由超声波振动发生短节和数控驱动电源组成。
压电换能器采用压电陶瓷制作，压电陶瓷是电介质，在电场作用下可以产生压电效应[18]，如图2所示。在外电场作用下，压电陶瓷会产生一定的应变，电场的大小和方向决定了其产生应变的大小和方向，电场越大则应变越大。压电陶瓷在外电场作用下产生的应变大小为
Δh ，外电场撤掉以后，压电陶瓷较原始状态相比剩余应变为h0 。利用压电陶瓷的压电效应，在压电陶瓷输入端施加交变电压，输入的电能转为机械能，压电陶瓷会沿电场方向作伸缩振动。微型钻头接收到微型高频振动，通过柄部将超声振动放大，从而带动钻头做轴向高频振动[17]。1.2 超声波破岩模拟试验台
为了研究超声波破岩提速效果，分析影响超声波破岩效率的因素，搭建了超声波破岩模拟试验台，如图3所示。
超声波破岩模拟试验台主要由超声波振动发生短节、数控驱动电源、液压泵、压力传感器、位移传感器、数据处理系统和岩心夹持器组成，各部分的功能如下：
1）超声波振动发生短节带动微型钻头实现轴向高频冲击。数控驱动电源给超声波振动发生短节提供高压电流，使振动短节产生超声高频振动，同时带动微型钻头进行轴向高频低幅振动[17]。
2）液压泵带动超声波振动器产生垂直方向钻进运动。液压泵有恒压模式和恒流模式2种工作方式。恒压模式工作时，能缩小钻压的波动范围，从而实现一定意义上的恒压钻进；恒流模式工作时，能保证液压泵工作时单位时间内的吸液量和排液量大致相当，此时钻压的波动范围很大，而且波动无规律性。本文试验采用恒压模式，目的是在破岩钻进中保持钻压稳定，避免钻压波动对破岩效果产生影响。
3）数据处理系统可以实时测量并记录钻进中的钻压和位移、设置测量时间间隔、控制钻进运动的开始和停止以及设置钻进过程中的钻压和转速。
4）交流伺服电机带动岩心夹具和岩样旋转。
超声波破岩模拟试验台中，超声波振动发生短节带动微型钻头实现轴向高频冲击运动过程，岩心夹具和岩样实现旋转运动，两者配合实现了超声波高频旋冲破岩运动。
试验所用钻头为圆柄四刃四槽钨碳合金钻头，岩样为砂岩、泥岩和页岩，由地面岩样切割而成，岩样均加工成边长为50 mm的正方体。
2. 超声波破岩提速效果试验
为定量分析超声波破岩较常规破岩的提速效果，每一组对比试验进行2次试验，2次试验中的钻头直径、钻压、转速和岩性都相同，其中一次试验打开超声波振动器，实现超声波高频旋冲破岩；另外一次试验则关闭超声波振动器，进行常规破岩。将2次试验得到的钻速进行对比，即可确定超声波破岩的提速效果。
为了确定超声波高频旋冲破岩的提速效果，共进行了9组对比试验（18次试验），每组试验的试验编号及破岩参数设置见表1。钻头直径分别为12，10和6 mm，钻压设置为400 N，转速设置为90 r/min。
表 1 超声波破岩与常规破岩试验结果对比Table 1. Comparison of test results between ultrasonic rock breaking and conventional rock breaking序号 试验编号 钻头直径/mm 钻压/N 转速/（r·min–1） 岩性 有无超声波 钻速/（μm·s–1） 钻速提高幅度，% H01 K01 12 400 90 泥岩 有 3.05 38.00 K02 12 400 90 泥岩 无 2.21 H02 K03 12 400 90 砂岩 有 28.18 –20.31 K04 12 400 90 砂岩 无 35.36 H03 K05 12 400 90 页岩 有 5.96 103.41 K06 12 400 90 页岩 无 2.93 H04 K07 10 400 90 砂岩 有 95.58 125.85 K08 10 400 90 砂岩 无 42.32 H05 K09 10 400 90 泥岩 有 7.36 29.35 K10 10 400 90 泥岩 无 5.69 H06 K11 10 400 90 页岩 有 1.60 29.03 K12 10 400 90 页岩 无 1.24 H07 K13 6 400 90 砂岩 有 118.90 218.51 K14 6 400 90 砂岩 无 37.33 H08 K15 6 400 90 泥岩 有 31.75 –12.29 K16 6 400 90 泥岩 无 36.20 H09 K17 6 400 90 页岩 有 70.54 187.33 K18 6 400 90 页岩 无 24.55 在该试验条件下，H07和H09这2组试验的超声波破岩提速效果最好，超声波破岩较常规破岩钻速分别提高了218.51%和187.33%。9组对比试验的超声波旋冲破岩平均钻速为0.145 m/h，常规破岩平均钻速为0.075 m/h，根据这2个数值，计算出在该试验条件下超声波破岩较常规破岩钻速平均提高93.33%。这9组对比试验中，均计算得到超声波旋冲破岩较常规破岩的钻速提高幅度（见表1），将这9组数值平均后，得到在该试验条件下超声波破岩较常规破岩钻速平均提高77.65%，说明超声波破岩较常规破岩的提速效果明显。
由表1可知，H02和H08这2组试验相比于其他7组试验结果出现异常，为了分析原因，选择H01、H02、H08和H09这4组试验，分析这4组试验中钻头位移和钻压随时间的变化情况（见图4）。H01组试验中，超声波破岩时钻压的波动范围与常规破岩时钻压的波动范围大致相同，都在250～270 N范围内波动；但相同时刻的超声波破岩钻进位移大于常规破岩钻进位移，常规破岩钻进位移曲线趋近1.5 mm深度处，超声波破岩钻进位移曲线趋近于2.0 mm深度处。H01和H09这2组试验中，超声波破岩时钻压的波动范围与常规破岩时钻压的波动范围大致相同；但相同时刻的超声波破岩钻进位移均大于常规破岩钻进位移，说明在这2组试验中，超声波破岩较常规破岩效果更好。
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图 4 超声波破岩与常规破岩的钻压和位移对比Figure 4. Comparison of drilling pressure and displacement between ultrasonic rock breaking and conventional rock breaking3. 超声波破岩效率影响因素试验
为了确定影响超声波破岩效率的因素，按正交试验法设计了超声波破岩效率影响因素试验。试验考虑并选取了钻头直径、振幅、钻压和转速等4个影响因素，因此设计了四因素三水平正交试验的因素和水平（见表2），选择L9（34）设计正交试验方案（见表3），以钻速作为考察指标。其中，振幅为0表示关闭超声波振动发生短节。试验结果见表3。
表 2 影响因素的不同水平取值Table 2. The values of the level of different influencing factors水平 钻头直径（A）/
mm振幅（B）/
μm钻压（C）/
N转速（D）/
（r·min–1）1 12 10 800 120 2 10 6 600 90 3 6 0 400 60 表 3 正交试验方案及试验结果Table 3. Schemes and results of orthogonal experiments序号 A B C D 破岩深度/mm 破岩体积/cm3 钻速/（mm·s–1） 1 1 1 1 1 10.18 1.151 3 0.212 1 2 1 2 2 2 9.28 1.049 5 0.103 1 3 1 3 3 3 2.25 0.254 5 0.013 6 4 2 1 2 3 6.12 0.480 7 0.061 2 5 2 2 3 1 2.26 0.177 5 0.009 4 6 2 3 1 2 5.88 0.461 8 0.098 0 7 3 1 3 2 5.71 0.161 4 0.087 8 8 3 2 1 3 5.10 0.144 2 0.113 3 9 3 3 2 1 8.37 0.236 7 0.083 7 K1 0.328 8 0.361 1 0.423 4 0.305 2 K2 0.168 6 0.225 8 0.248 0 0.288 9 K3 0.284 8 0.195 3 0.110 8 0.188 1 k1 0.110 0.120 0.141 0.102 k2 0.056 0.075 0.083 0.096 k3 0.095 0.065 0.037 0.063 极差R 0.160 2 0.165 8 0.312 6 0.117 1 因素主次顺序 C > B > A > D 最优方案 C1 B1 A1 D1 用极差R判断钻头直径（A）、振幅（B）、钻压（C）和转速（D）这4个影响因素的重要性次序。由表3可知，极差R的大小关系为
RC>RB>RA>RD ，重要性由大到小排列为钻压、振幅、钻头直径和转速。根据表3的试验方案，重复进行了3组正交试验，得到这4组正交试验的极差分析结果（见表4），进一步分析获得最高钻速各因素的数值。
表 4 4组正交试验结果的极差分析Table 4. Range analysis results of four groups of orthogonal experiments试验编号 极差R 因素A 因素B 因素C 因素D Z01 0.222 1 0.107 0 0.234 4 0.247 7 Z02 0.160 2 0.165 8 0.312 6 0.117 1 Z03 0.173 6 0.025 0 0.019 6 0.025 6 Z04 0.119 7 0.422 7 0.288 9 0.098 4 平均值 0.168 9 0.180 1 0.213 9 0.122 2 因素主次顺序 C > B > A > D 最优方案 C1 B1 A1 D1 从表4也可以看出，4组正交试验中，各个因素的极差R平均值大小顺序关系为
RC>RB>RA>RD ，因此得到各个因素对破岩效率的影响程度从大到小依次为钻压（C）、振幅（B）、钻头直径（A）和转速（D）。该试验条件下获得最高钻速的条件是A1B1C1D1，即钻头直径为12 mm、振幅为10 μm、钻压为800 N和转速120为 r/min时，可获得钻高钻速。4. 结 论
1）设计了一种超声波振动发生短节，搭建了超声波破岩模拟试验台，实现了超声波高频旋冲破岩。
2）采用控制变量试验法，明确了超声波高频旋冲破岩技术的提速效果，试验结果表明，超声波技术可以极大地提高破岩效率，提高幅度达77.65%。
3）采用正交试验法，分析了影响超声波高频旋冲破岩效率的因素，发现钻压和振幅对超声波破岩效率的影响显著，钻头直径和转速对超声波破岩效率的影响也比较大。
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图 2 顺北56X井控压钻进中的井口回压与全烃值变化曲线
Figure 2. Variation curves of wellhead back pressure and total hydrocarbon in managed pressure drilling of Well Shunbei 56X
表 1 顺北56X井井眼轨道设计结果
Table 1 Well-path design of Well Shunbei 56X
井深/m 井斜角/（°） 方位角/（°） 垂深 /m 南北位移/m 东西位移/m 水平位移/m 狗腿度/（（°）·（30m）−1） 7 756.00 1.51 234.91 7 754.07 −17.54 −43.11 46.54 0 7 7 90.00 1.51 234.91 7 788.06 −18.05 −43.84 47.41 0 8 090.45 78.00 85.78 8 005.30 −7.83 127.77 128.01 7.92 8 336.21 83.41 90.00 8 045.00 1.02 369.99 370.00 0.83 8 829.31 86.12 90.00 8 090.00 1.02 860.99 860.99 0.16 
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表 2 顺北56X井优化后的井眼轨道
Table 2 Optimized well-path of Well Shunbei 56X
井深/m 井斜角/（°） 方位角/（°） 垂深/m 南北位移/m 东西位移/m 水平位移/m 狗腿度/
（（°）·（30m）−1）7 756.00 1.51 234.91 7 754.07 −17.54 −43.11 −43.16 0 7 777.00 1.51 234.91 7 775.06 −17.85 −43.56 −43.61 0 7 787.00 1.80 85.38 7 785.06 −17.92 −43.51 −43.56 9.500 7 9 62.86 57.49 85.38 7 931.96 −11.19 39.82 39.79 9.500 8 315.47 84.76 90.00 8 045.00 1.02 369.99 370.00 2.349 8 808.53 84.76 90.00 8 090.00 1.02 860.99 860.99 0
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表 3 不同井段选用的随钻测量仪器的型号
Table 3 Preferred MWD instrument models in different well sections
井段/m 井底静温/℃ 循环温度/℃ 仪器型号 7 756.00～7 958.00 166 152 APS175改进型 7 958.00～8 986.00 172 160 3D-I185 8 986.00～9 300.00 178 167 TEL185
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