射流式沖擊器水平井段試驗及失效分析

索忠偉

(中國石油化工股份有限公司石油工程技術研究院，北京 100101)

旋沖鉆井技術是當前解決硬巖鉆進難題最有效的方法之一，采用該技術，可使油氣田勘探鉆井平均鉆進效率提高20%～100%，在硬地層效果更為顯著，鉆井成本下降20%～50%[1-2]。

旋沖鉆井技術的主要載體是能夠產生高頻動載的液動沖擊器，在常規回轉鉆井的基礎上，增加沖擊作用，加速井底巖石的破碎，進而提高破巖效率[3-5]。射流式沖擊器是液動沖擊器的一種，在垂直井中應用已取得了良好的提速效果，并已開始逐步得到推廣應用。在水平井中應用其工作壽命和提速效果還需進一步開展現場試驗驗證。

1 射流式沖擊器工作原理及特點

1.1 射流式沖擊器工作原理

射流式沖擊器工作原理[3-5]如圖1所示。當高壓流體流經射流元件時，從射流元件噴嘴A噴出，基于射流附壁原理從射流元件噴嘴高速噴出后隨機附壁射流元件的左側或右側，假如射流先附壁于右側，高速附壁射流由輸出道E進入活塞缸體上腔H，推動活塞I與活塞連接的沖錘K一起下行，直到撞擊到砧子M端面，產生對砧子的沖擊。砧子將沖擊力以應力波的形式傳遞到鉆頭L，完成一次沖擊作用。增加鉆頭對井底巖石的破碎效率，提高機械鉆速。

A-噴嘴出口；B-左控制孔；C-右控制孔；D-左信號道入口(左輸出道)；E-右信號道入口(右輸出道)；F-左排空道；G-右排空道；H-活塞上腔；I-活塞；J-活塞下腔；K-沖錘；M-砧子；L-鉆頭

圖1射流式沖擊器工作原理示意圖
Fig.1Schematic diagram of the efflux-hammer working principle

當沖錘與砧子撞擊同時，活塞停止運動，沖錘撞擊砧子反彈瞬間上腔形成水擊壓力，水擊壓力信號通過信號道口E反饋到控制孔C出口，迫使射流切換附壁于左側。高速附壁射流由輸出道D沿缸體外側通道進入缸體下腔J，然后推動活塞向上作回程運動。當活塞運動到上死點位置時，缸體下腔J產生激增水壓，水壓信號通過左側信號道入口D傳遞到控制孔B處，迫使射流切換附壁。周而復始，實現高頻動載沖擊。缸體上、下腔排出的流體和未進入腔體推動活塞運動的流體則通過F、G排空道排出，經缸體外側排空道、過流接頭及砧子流道流入到井底。

由于沖擊器沖擊作用造成井底巖石應力集中，井底巖石在高頻動載下塑性降低，脆性增加，更容易產生破裂裂紋，裂紋的產生，大幅度減小了破巖所需的扭矩，有利于PDC鉆頭切削破巖，隨著沖擊的作用增大，裂紋發育，產生體積破碎坑，加速破巖效率，提高機械鉆速。

1.2 射流式沖擊器的特點及水平井施工對沖擊器的要求

(1)井下作業安全可靠，即便不工作也不必起鉆，可按常規鉆井繼續鉆進。

(2)性能參數具有較大的調整范圍，不會影響井下動力鉆具和測量儀器配合使用[10-12]。

(3)在與MWD/LWD配合應用時，不會影響其信號傳遞[13-14]。

(4)在鉆具組合中，其位置可與鉆頭直接配合，也可置于動力鉆具的上部[15]。

2 水平井射流式沖擊器現場試驗情況

試驗在KHA1-63井進行，當完成該井設計井深3632 m后，現場試驗分2趟鉆進行。

綜合考慮螺桿和旋沖鉆井的特點，優選出旋沖鉆井參數，見表1。

表1 試驗井段旋沖鉆井參數設計Table 1 Rotary-percussive drilling design parameters for the test well section

第一套鉆具試驗井段為3632～3651 m。純鉆時間9 h，進尺19 m，平均機械鉆速2.1 m/h。使用常規旋轉鉆井在該區塊水平井段花崗巖地層鉆進，平均機械鉆速1.5 m/h，使用旋沖鉆井，相比常規旋轉鉆井提速效果顯著。

第二套鉆具試驗井段為3651～3700 m。試驗采用了沖擊器與螺桿組合，純鉆時間15.5 h，進尺49 m，平均機械鉆速3.2 m/h。其中，在工具有效工作井段3651～3662 m，進尺11 m，純鉆時間2.2 h，平均機械鉆速5 m/h。表2列舉了在KHA1-63井8in井眼中，采用射流式沖擊器鉆進與未采用射流式沖擊器鉆進機械鉆速對比情況。

從表2可見，在同時使用沖擊器加螺桿情況下，當沖擊器正常工作時平均機械鉆速為5.0 m/h，相比上部井段(1～5)使用螺桿，機械鉆速較最快鉆速(3.8m/h)提高了32%。較上部井段使用同型號鉆頭(MXL-55DXO)使用螺桿最快機械鉆速(2.5 m/h)提高了1倍?？梢姏_擊器與螺桿配合使用具有顯著的提速效果。

表2 與相鄰井段鉆速對比情況Table 2 ROP comparison with adjacent well sections

3 存在的問題及分析

雖然2套射流式沖擊器在水平井段試驗中有效提高了機械鉆速，但共同存在井下工作壽命短的問題。在現場應用后對沖擊器進行了拆檢分析，認為造成沖擊器工作時間短的原因是缸體失效，即在缸體內壁流道一側出現了斷裂。為了查找出問題的原因，對缸體進行了材料綜合性能分析，并對斷塊進行了強度分析。

對使用后發生斷裂的HHD缸體(試樣一)和H13缸體(試樣二)進行了綜合分析。對比分析2試樣的材料化學成分、拉伸性能、沖擊性能、硬度、非金屬夾雜物、金相組織和晶粒度，對斷裂的HHD缸體試樣進行斷口分析和滲層厚度檢測。

3.1 材料化學成分分析

取H13和HHD兩種不同材料樣塊，進行材料化學成分分析，結果見表3。

表3 材料化學成分分析結果 wt%

從表3可見，HHD缸體和H13缸體的化學成分有較大的差異，HHD缸體材料中Cr、Si、Mo、V的含量明顯低于H13缸體，并且添加了稀土元素Ce進行改性。

3.2 組織和夾雜物檢驗

采用EDS分析結果表明，缸體使用HHD材料存在Ce的硫化錳夾雜和稀土氧化物夾雜。缸體采用HHD材料，其內表面滲氮層深度為0.12 mm。缸體內壁和外壁有明顯的鑄造缺陷，其內壁存在滲氮層剝落現象，并在內壁產生了幾處裂紋。

H13缸體材料中的非金屬夾雜物數量比較少，大都呈點狀，尺寸較小，EDS分析顯示，主要是氧化物、硫化物及釩的碳氮化物。材料基體組織為回火索氏體+少量共析碳化物，晶粒度5.0級。也存在枝晶狀偏析，但沒有HHD缸體嚴重，如圖2所示。凹坑內的腐蝕產物中可檢測到很高的S。材料中也存在較多鑄造疏松缺陷，個別缺陷尺寸較大，肉眼依稀可見。

3.3 力學性能試驗

沖擊和拉伸試驗結果表明，HHD缸體的材料強度遠低于H13，2種材料的塑性和韌性均很低。測試結果見表4和表5。

表4 拉伸性能測試結果Table 4 Tensile test results

表5 室溫沖擊試驗結果 KV2/J

3.4 硬度測試

測試結果見表6。

表6 維氏硬度測試結果 HV1

由表6可見，HHD缸體滲氮處理后的表面硬度在1000 HV1以上，基體材料的平均硬度為510 HV1；H13缸體材料的基體硬度略高于HHD缸體，平均為528 HV1。

分析結果表明：

(1)HHD缸體材料基體組織的塑性和韌性都很差，硬度較高，達HRC50；缸體內表面滲氮層的平均深度約為0.12 mm，基體為回火索氏體組織，晶粒度為9.5級，有明顯的枝晶偏析，存在較多鑄造疏松；材料中含有較多的點狀含稀土Ce的夾雜物和硫化錳夾雜物，個別含稀土夾雜物尺寸較大，達到30 μm；缸體屬于多源腐蝕疲勞斷裂，裂紋起源于缸體內表面腐蝕坑和露出表面的鑄造疏松缺陷；內表面腐蝕坑內分析出有含硫腐蝕產物。

注：凹坑內的腐蝕產物中可檢測到很高的S

圖2腐蝕點微觀形貌和能譜分析
Fig.2Microscopic morphology and energy spectrum analysis of corrosion points

(2)H13缸體：基體材料的塑性和韌性較差，硬度很高，達HRC51；材料的基體組織為回火索氏體+少量共析碳化物，晶粒度5.0級，枝晶偏析不明顯，存在大量鑄造疏松缺陷；材料中非金屬夾雜物數量不多，主要是氧化物、硫化物及釩的碳氮化物，尺寸較小。

綜上分析，缸體在鑄造的過程中存在著0.5 mm的誤差，缸體設計內壁為5 mm，加工壁厚4.5 mm，強度降低；熱處理硬度過高，缸體設計硬度為HRC48，實際熱處理硬度為HRC59，硬度提高材料脆性增強，韌性降低；加工工藝中退刀槽便于加工，但使內壁根部厚度減薄1 mm，增加了應力集中，降低了內壁強度。

4 改進方案

通過設計一種水平井用沖擊器沖擊力傳遞機構，能夠使沖擊器在水平井中工作時減小活塞與活塞缸、活塞桿與壓蓋、沖錘與外管等運動副之間的摩擦磨損，更有效地傳遞沖擊能量，提高沖擊器井下工作壽命；沖錘在外管內通過花鍵配合運動，摩阻小，機構可靠性高。圖3為水平井沖擊器結構示意圖。

1-射流元件；2-活塞缸 3-外缸；4-活塞；5-活塞壓蓋；6-中接頭；7-沖錘 8-外管；9-沖錘花鍵；10-外管花鍵環；11-砧子

圖3水平井用沖擊器結構示意圖
Fig.3Structural sketch of the fluid powered hammer for horizontal wells

此外，改進鑄造材料，選擇鑄造性能更好的H13作為缸體的鑄造材料。改進鑄造工藝，針對現在缸體鑄造成品率低，存在鑄造缺陷的情況，提出改進鑄造工藝和檢驗手段的具體措施，消除加工誤差。沖擊器改進后在國內水平井段進行了現場應用，其工作壽命達125 h。

5 結論

(1)射流式沖擊器在KHA1-63井的試驗結果證明其在水平井段具有顯著提速效果。

(2)缸體過早失效制約了射流式沖擊器在水平井段的進一步推廣應用。

(3)導致缸體失效的關鍵因素為材料性能和材料缺陷。

(4)通過沖擊器結構改進設計、加工材料及工藝優化，可解決沖擊器水平井過早失效的問題。