随着低渗透、非常规油气资源的不断开发，长水平段水平井应用越来越广泛。钻水平井时，通常采用螺杆钻具进行滑动定向钻进，来控制井眼轨迹，但滑动定向钻进时，钻柱摩阻扭矩大，易出现托压现象，导致机械钻速降低^[1-3]。通常情况下，滑动钻进时的机械钻速为复合钻进时的1/3～1/2^[4]。

为了解决滑动钻进时的托压问题，提高滑动钻进机械钻速，国内外学者研究并提出了各种降阻技术方法，并进行了应用，取得了良好的效果，但同时也具有各自的局限性^[5-16]。提高复合钻进比例，降低滑动钻进比例，可大幅度提高钻井速度，但复合钻进时井眼轨迹控制能力降低^[5]。目前，水力振荡器应用范围较广，并且取得了一定的效果，但影响范围小、降阻效果不明显，并且水力压耗大^[6-8]。旋转导向技术克服了滑动导向技术的不足，机械钻速高，但其使用及维护成本高，不利于降低钻井成本^[9-12]。钻柱旋转可大幅度降低轴向摩阻，避免托压现象^[13-14]。螺杆钻具已应用成熟且成本低，但进行定向钻进时不能旋转钻柱。为解决使用螺杆钻具定向钻进时不能旋转钻柱的问题，基于钻柱旋转降阻提速原理，笔者设计了可旋转钻柱滑动钻进工具（rotary slide drilling，RSD）。该工具既能保证螺杆钻具滑动定向钻进，又能旋转RSD以上的大部分钻柱。

1.   RSD的降阻功能及结构设计

RSD与螺杆钻具配合使用，安放在螺杆钻具和无磁钻铤以上的位置，如图1所示。为在滑动定向钻进时实现旋转钻柱的功能，RSD需要产生可以抵消螺杆钻具反扭矩的扭矩，来保持工具面稳定，实现降低螺杆钻具滑动定向钻进时摩阻的目的。

图  1  RSD的安放位置示意

Figure  1.  The position of RSD tool

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采用钻具组合ϕ215.9 mm钻头+ϕ165.1 mm螺杆钻具+ϕ165.1 mm无磁钻铤+ϕ127.0 mm钻杆×10根+ϕ171.5 mm RSD+ϕ127.0 mm钻杆，对于相同的井身结构和井眼轨迹，利用Landmark软件计算水平段钻至1 000.00 m长时的摩阻，采用常规螺杆滑动钻进时的摩阻为250 kN，而采用RSD滑动钻进时的摩阻只有22 kN。

根据RSD的功能要求，设计了工具结构，如图2所示。RSD的基本结构由推力轴承和摩擦扭矩部件组成：推力轴承承受工作时的钻压及轴向拉力；摩擦扭矩部件包括弹簧和摩擦部件，可以在旋转时产生一个恒定的摩擦扭矩，利用弹簧的规格和压缩程度调节摩擦扭矩的大小。

图  2  RSD的基本结构

1. 上接头；2. 推力轴承； 3. 弹簧； 4. 芯轴；5. 推力杆；6. 摩擦外件； 7. 摩擦内件； 8. 防掉接头；9. 下接头

Figure  2.  Basic structure of RSD tool

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RSD的上接头与钻杆连接，下接头与无磁钻铤和螺杆钻具连接。当钻杆顺时针旋转时，RSD就会对螺杆的外壳产生一个顺时针的扭矩，经过调节弹簧和摩擦部件，使RSD产生的扭矩抵消螺杆的反扭矩，从而达到钻柱旋转时稳定工具面的目的。

2.   RSD的工作原理

RSD要平衡螺杆钻具反扭矩，就必须能产生大小相等、方向相反的扭矩。螺杆钻具的反扭矩随钻压增大而增大，且呈现振动状态，这就要求在正常钻压范围内，RSD产生的扭矩曲线与螺杆反扭矩曲线存在交点，因此将RSD产生的扭矩设计为一恒定值，不管螺杆反扭矩随着钻压如何变化，都会存在一个交点，最终实现平衡螺杆反扭矩的目标。

综上分析得知，在RSD扭矩${T_{\text{S}}}$、螺杆钻具反扭矩${T_{\text{p}}}$及钻柱与井壁摩擦扭矩${T_{\text{f}}}$的共同作用下，可以使工具面角长时间保持稳定，即：

式中：θ为工具面角，rad；${T_{\text{S}}}$为RSD扭矩，N·m；${T_{\text{p}}}$为螺杆钻具反扭矩，N·m；${T_{\text{f}}}$为钻柱与井壁的摩擦扭矩，N·m；t为时间；C为常数。

2.1   BHA井底扭转振动模型

为了分析钻柱在RSD扭矩和螺杆扭矩作用下的动力学特性，将RSD以下的钻具组合简化为一个整体（BHA），首先根据扭矩和转动惯量计算出BHA的角加速度，对其进行积分，可得不同时间下的工具面角：

其中，BHA的摩擦扭矩${T}_{\text{f}}(t）$为：

式中：m_i为BHA第i个单元的质量，kg；r_i为BHA第i个质量单元到转轴的垂直距离，m； m为BHA的质量，kg；g为重力加速度，m/s²；μ为BHA与井壁的摩擦因数，一般取0.3；R为BHA的半径，m；v_p为机械钻速，m/s；$\omega \left( t \right)$为BHA的角速度，rad/s。

正常钻进时，由于钻柱的振动及地层的非均质性，钻头的破岩扭矩是剧烈变化的，难以进行理论计算，根据现场使用井下参数记录仪Blackbox测得的井下数据及地面数据，反演螺杆钻具的反扭矩（ϕ215.9 mmPDC钻头）为：

式（4）是基于ϕ215.9 mmPDC钻头正常钻进（钻压60～80 kN）测得的数据反演出的，揭示了破岩扭矩的平均值、振幅及频率等基本特征，可基本反映破岩扭矩的振动状态，因此可以用其分析RSD正常钻进时的工作原理。式（4）的缺点是无法反映钻压从零加载至正常值过程中扭矩的变化。

2.2   影响因素分析

利用上述BHA井底扭转振动模型，可研究RSD扭矩、BHA长度及规格对工具面角的影响。下面以BHA为ϕ215.9 mm钻头×0.30 m+ϕ165.1 mm螺杆钻具×8.50 m+ϕ165.1 mm无磁钻铤×18.20 m +ϕ171.5 mmRSD×3.00 m为例进行模拟分析。

模拟时输入的参数：机械钻速15 m/h，摩擦因数0.3，BHA长度30 m，BHA的平均外径165.1 mm、平均内径72.0 mm，BHA平均线质量130 kg/m。

模拟了RSD扭矩为2 800，2 858和2 900 N·m时，工具面角20 s内的变化情况，结果见图3。从图3可以看出：当RSD扭矩为2 858 N·m时，工具面角上下波动，但波峰波谷保持不变，因此处于动态平衡状态；当RSD扭矩为2 800 N·m时，工具面角逐渐减小；当RSD扭矩为2 900 N·m时，工具面角逐渐增大。RSD扭矩为2 800和2 900 N·m时都处于不平衡状态，但可以利用不平衡状态调整工具面角。

图  3  不同RSD扭矩下工具面角随时间的变化

Figure  3.  The change of toolface azimuth with time under different torque of RSD tool

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当RSD扭矩为2 858 N·m时，螺杆钻具处于动态平衡状态，虽然工具面角不发散，但处于左右摇摆状态。BHA中螺杆、无磁钻铤的长度和规格由钻井工艺决定，一般无法改变，但RSD的位置可调。由式（3）可知，对于相同尺寸的钻头、螺杆钻具和钻杆，RSD与螺杆钻具间的距离越大，BHA的转动惯量越大，与井壁的摩擦扭矩越大。

利用上节模型，模拟了RSD与螺杆钻具之间加入不同长度钻杆后工具面角20 s内的变化情况，结果见图4（图4中，钻具组合1为ϕ215.9 mm钻头×0.30 m+ϕ165.1 mm螺杆钻具×8.50 m+ϕ165.1 mm无磁钻铤×18.20 m+ϕ127.0 mm钻杆×108.00 m+ϕ171.5 mm RSD×3.00 m；钻具组合2为ϕ215.9 mm钻头×0.30 m+ϕ165.1 mm螺杆钻具×8.50 m+ϕ165.1 mm无磁钻铤×18.20 m+ϕ127.0 mm钻杆×72.00 m +ϕ171.5 mm RSD×3.00 m；钻具组合3为ϕ215.9 mm钻头×0.30 m+ϕ165.1 mm螺杆钻具×8.50 m+ϕ165.1 mm无磁钻铤×18.20 m+ϕ127.0 mm钻杆×36.00 m+ϕ171.5 mm RSD×3.00 m）。由图4可以看出，当RSD与螺杆钻具间的距离由54.20 m增至126.20 m后，工具面角变化幅度由85°降为12°，表明RSD的安放位置对于工具面角的摆动具有重要影响。

图  4  RSD不同安放位置下工具面角随时间的变化

Figure  4.  The chane of toolface azimuth with time at different positions of RSD tool

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综上分析，RSD要实现旋转钻柱滑动定向钻进，需要满足以下2个条件：

1）RSD输出的扭矩能够使螺杆钻具工具面左右摇摆幅度一致。RSD输出扭矩与螺杆钻具的扭矩振动参数有关，可根据BHA扭转动力学模型计算。

2）RSD安放位置要合理。RSD输出扭矩与破岩时螺杆反扭矩差值一定时，较长的钻具具有较大的转动惯量和摩擦阻力，可有效减小螺杆左右摇摆的幅度。RSD的安放位置应根据BHA扭转动力学模型计算结果来确定。

3.   RSD原理样机测试

RSD测试的关键是模拟螺杆钻具反扭矩的振动。图5所示为RSD功能测试装置，其模拟螺杆钻具反扭矩振动的原理是，电动机通过与减速器、磁粉离合器配合，输出变化且可控的转速和扭矩。利用磁粉离合器调节扭矩，首先根据磁粉离合器的性能参数建立扭矩与电流的关系，利用井下实际扭矩的分析结果，在工控机上进行编程，通过控制电流来控制磁粉离合器输出的扭矩。

图  5  RSD功能测试装置

Figure  5.  Function test of RSD tool

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模拟螺杆反扭矩的波动范围为0～200 N·m，振动频率为1 Hz。RSD原理样机产生75 N·m的扭矩，模拟螺杆反扭矩在70～90和60～90 N·m振动，振动状态为锯齿状。

当螺杆反扭矩在70～90 N·m振动时，其平均值为80 N·m，高于RSD原理样机产生的扭矩（75 N·m），此时RSD原理样机的外壳（相当于实钻过程中的螺杆钻具外壳）出现反转，工具面角随时间增长逐渐减小（如图6（a）所示），工具面角平均值从20°降至–40°左右。

图  6  不同反扭矩条件下工具面角的变化

Figure  6.  The change of toolface azimuth under different antitorque

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当螺杆反扭矩在60～90 N·m振动时，其平均值为75 N·m，与RSD原理样机产生的扭矩大小相等、方向相反。因此RSD原理样机的外壳出现了左右振动幅度相当的振动，虽然振动很激烈，但工具面角基本在0°～60°范围波动（如图6（b）所示），工具面角随着时间增长保持相对稳定，说明RSD可以保持工具面动态稳定。

4.   现场测试

RSD工程样机在中海石油的试验井进行了测试，测试时长48 h。该试验井井深539.25 m，井斜角28.7°。测试钻具组合按理论分析组装：ϕ215.9 mm钻头+ϕ165.1mm螺杆钻具+ϕ165.1 mm无磁钻铤（MWD）+ϕ127.0 mm钻杆×10根+ϕ171.5 mm RSD+ϕ127.0 mm钻杆。钻井参数：钻压10～80 kN，转速10 r/min，排量15～25 L/s。

测试过程中，RSD的强度满足要求，其润滑系统运转正常。根据MWD的测量结果，绘制了工具面角与钻压的关系曲线，见图7。从图7可以看出：钻压在10～30 kN范围内，随着钻压增大，工具面角增大，说明RSD产生的扭矩高于螺杆反扭矩；钻压在30～60 kN范围内，工具面稳定，说明RSD产生的扭矩与螺杆反扭矩大小近似相等；钻压在70～80 kN范围内，随着钻压增大，工具面角逐渐减小，说明RSD产生的扭矩小于螺杆反扭矩。由此可知，在特定钻压范围内，RSD可实现钻柱旋转、螺杆定向的功能，初步达到了设计目标。

图  7  钻压对工具面角的影响

Figure  7.  Effect of weight on bit（WOB） on toolface azimuth

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5.   结论与建议

1）定向钻进可旋转钻柱降阻工具利用旋转钻柱减小轴向摩擦力，是一种用于解决钻压传递、提高机械钻速的工具。

2）基于BHA的扭转动力学模型分析得知，RSD实现降阻功能的必要条件为平衡螺杆反扭矩和安放位置合理。

3）室内及现场测试证明，利用RSD可以在旋转钻柱条件下稳定螺杆工具面。

4）定向钻进可旋转钻柱降阻工具目前还处于探索阶段，需要继续对其结构进行优化，以提高其性能、延长其使用寿命。