摘要
钻井过程中螺杆钻具断落事故时有发生，对于螺杆钻具外筒壳体脱扣、转子断裂抽芯等事故形成的轻质“落鱼”，使用常规卡瓦打捞筒作业时的适用性不足、打捞成功率低。基于此，设计了螺杆钻具三卡瓦偏心打捞筒，通过打捞筒的锥形导向面驱动上卡瓦、中卡瓦和下卡瓦共轭环空收缩卡紧，实现对该类“落鱼”的有效打捞。三卡瓦的偏心排布结构设计，增加了有效夹持面积，提高了打捞筒对螺杆钻具的综合打捞力。结合打捞筒的工作原理，建立了卡瓦常规夹持力和挤压夹持力的计算公式，对比得出三卡瓦偏心打捞筒所需的卡瓦常规夹持应力可减少50.46%，捞牙咬深可减少13.92%。试制的打捞筒在施工现场进行了打捞实践，表明其结构设计合理，打捞性能可靠。
随着螺杆钻具在钻井中的应用日益广泛，螺杆钻具断落等井下事故时有发生，影响钻进效
螺杆钻具三卡瓦偏心打捞筒结构如
图1 螺杆钻具三卡瓦偏心打捞筒结构
Fig.1 The structure of eccentric fishing barrel with three slips of screw drilling tool
“落鱼”一般在孔内呈倾斜状态，“鱼顶”贴井壁，螺杆钻具三卡瓦偏心打捞筒设计具有扶正效果的壁钩，壁钩为外扩型，设计为螺旋结构面，外壁与垂线的外扩夹角为5°，当“落鱼”与螺杆钻具三卡瓦偏心打捞筒相错时，通过回转可快速扶正“落鱼”并引入壁钩内。内锥面铣齿起到修整“鱼顶”裂口飞边的作用，便于扶正后的“落鱼”顺利进入捞筒。
上、中、下卡瓦的结构设计相同，均为圆筒状篮状卡瓦，外部为完整的宽锯齿左旋螺纹，内部环空捞牙为多头左旋锯齿形螺牙，纵向开有等分胀缩槽，共分为6个卡瓦牙块，夹角呈60°均匀分布。上、中、下卡瓦在捞筒内部呈偏心排布结构（如
图2 上、中、下卡瓦结构横截面
Fig.2 Cross section of upper slip, middle slip and lower slip
1—上卡瓦；2—上卡瓦键槽；3—上控制环指形键；4—上卡瓦内环空；5—中控制环指形键；6—中卡瓦；7—中卡瓦键槽；8—等分胀缩槽；9—中、下卡瓦内环空；10—下卡瓦；11—下卡瓦键槽；12—下控制环指形键
卡瓦下端均开有键槽，卡瓦控制环由控制卡套和指形键焊接而成，其作用在于，通过卡瓦控制环的指形键与卡瓦键槽配合，约束卡瓦只能沿着卡瓦锥形导向面滑动而不能转动。同时，两组卡瓦控制环均为其中部卡瓦的限位器，例如，上控制环和中控制环作为上卡瓦的限位器，限制上卡瓦最低运动至中控制环上端面，最高运动至上控制环下端面。并且，每组卡瓦均为内倾结构，上端偏向捞筒轴心，下端偏向捞筒壁，每组卡瓦轴心线与捞筒横截面的夹角为85°，在沿卡瓦锥形导向面滑动时，卡瓦内环空轴线始终与捞筒纵轴线平行（如
图3 上卡瓦结构剖面
Fig.3 Structural profile of the upper slip
当“落鱼”进入捞筒并顶起三组卡瓦向斜上方运动时，三组卡瓦各自张开并向捞筒轴心收拢，三组卡瓦共轭环空持续扩大，当运动至对应上限位器时，三组卡瓦内环空轴心的轴向投影点m、q、n和捞筒轴心o重合，且三组卡瓦共轭环空的面积最大，等于卡瓦环空的面积，如
图4 三组卡瓦的共轭环空横截面
Fig.4 Cross sections of conjugate annulus of three sets of slips
当上提捞筒时，三组卡瓦分别沿着各自锥形导向面向下部限位器运动，三组卡瓦收缩咬紧“落鱼”并向捞筒壁扩散，三组卡瓦共轭环空的面积持续缩小，缩小过程中，三组卡瓦内环空轴心的轴向投影点m、q和n保持共圆，圆心为捞筒轴心o，三组卡瓦内环空轴心的轴向投影点m、q和n呈均匀分布状态，即三组卡瓦内环空轴心投影点与捞筒轴心投影点的连线om、oq和on互成120°，如
螺杆钻具三卡瓦偏心打捞筒整体结构设计实现了以下有益功能：一是通过壁钩及内锥面铣齿设计可提升扶正引入”落鱼”的成功率；二是通过增加3个卡瓦的有效夹持面积，实现对“落鱼”3个不同卡位的卡紧打捞；三是设计卡瓦组件的偏心排布结构，相比单一的卡瓦作用，卡瓦夹持和面积挤压的共同作用可获得更大的综合打捞力，实现以简单提拉方式打捞轻质“落鱼”。
打捞前计算好碰顶方入、铣齿方入和打捞方入，试探“鱼顶”。通过引鞋扶正“落鱼”，根据打捞方入及打捞悬重变化判断“鱼顶”进入下卡瓦后，停止转动并施加20~50 kN的钻压，使“落鱼”依次顶起并进入中卡瓦和上卡瓦。”落鱼”上顶过程中，卡瓦沿锥形导向面向上滑动，三组卡瓦直径变大，并且偏心排布结构设计使得三组卡瓦向捞筒轴心收拢，三组卡瓦共轭环空面积扩大，保障“落鱼”顺利进入三组卡瓦。缓慢上提钻具，卡瓦沿锥形导向面向下滑动，卡瓦持续收紧，产生卡瓦夹持力并抱紧“落鱼”，同时偏心排布结构设计使得三组卡瓦共轭环空面积持续缩小，进而产生径向的综合夹持力抱死“落鱼”，提升轻质“落鱼”的打捞成功率。最后根据悬重变化判断是否捞获。
鉴于捞筒内部的三卡瓦偏心结构设计，客观上导致捞筒直径偏大，因此在现场应用中，三卡瓦偏心打捞筒适用于环空间隙较大的事故类型。配合壁钩和内锥面铣齿，上、中、下卡瓦的整体结构设计适用于打捞细长型轻质“落鱼”，例如螺杆钻具外筒壳体脱扣和转子断裂抽芯事故形成的“落鱼”。单个卡瓦均设置了键槽和卡瓦控制环，通过两者的配合，初始回转给进状态下卡瓦在捞筒内上可轴向移动但无旋转自由度，“落鱼”可顺利进入单个卡瓦。下入过程中，“落鱼”顶起各组卡瓦，内倾结构设计使卡瓦内环空轴线始终与捞筒纵轴线平行，保障“落鱼”顺利依次进入各组卡瓦，偏心结构设计使三组卡瓦共轭环空增大，卡瓦滑动至对应上限位器时，其等于常规卡瓦的内环空面积，可减少下入过程中遇阻遇卡的可能性，保障打捞筒顺利下入。上提过程中，在卡瓦咬合和三组卡瓦共轭环空缩小的联合作用下，完成“落鱼”卡紧过程，使打捞工具平稳、可靠。
在打捞事故处理过程中，对卡瓦打捞筒夹持力的评价最为重要，能为现场作业提供理论指导。卡瓦体能够锚定“落鱼”的基本条件是卡瓦牙片在锥形导向面作用下，依靠锥形导向面与卡瓦捞牙的摩擦力作用抱紧“落鱼”。对于自重大、“鱼头”夹持条件理想的“落鱼”，钻机起拔力可等比例的转化为卡瓦对“落鱼”的夹持力，夹持力越大，打捞成功率越高。但在打捞轻质“落鱼”时，卡瓦与“落鱼”没有足够的初始接触力使卡瓦捞牙咬入“落鱼”表面一定深度，因而无法产生足够夹持力。即卡瓦对螺杆钻具等轻质“落鱼”的夹持力不由钻机起拔力决定，而是由“落鱼”浮重、井底岩屑覆盖压力、卡瓦捞牙与“落鱼”的当量摩擦系数共同决定。因此对于重力一定的轻质“落鱼”，当打捞需要的卡瓦夹持力越小，即达到卡紧所需的卡瓦捞牙咬深、滑动距离越易实现，其打捞成功率越高。
取常规卡瓦打捞筒分
图5 常规卡瓦受力分析
Fig.5 Cava force analysis
卡瓦整体处于受力平衡状态：
| （1） |
| （2） |
且，，联立
式中：F1——锥形导向面与卡瓦体之间当量摩擦力，N；F2——卡瓦体与“落鱼”之间当量摩擦力，N；N1——锥形导向面法向正压力，N；N2——卡瓦对“落鱼”夹持力，N；f1——锥形导向面与卡瓦体之间摩擦系数，无量纲；f2——卡瓦体与“落鱼”之间摩擦系数，无量纲；β——锥形导向面倾角，（°）。
即设计打捞筒卡瓦时，β角、f1和f2必须满足这一条件。根据美国石油协会标准（API
为保证卡瓦抱紧“落鱼”不滑脱，卡瓦与“落鱼”之间的当量摩擦力F2必须大于“落鱼”浮重G，才能实现成功打捞，即：
| （3） |
式中：G——“落鱼”浮重，包含井底岩屑填埋压力、粘滞阻力等附加力，N。
目前，常规卡瓦夹持力N2与卡瓦捞牙咬深∆的分布规律暂无成熟研究结论，根据文献调
| （4） |
式中：∆——卡瓦捞牙咬深，mm；
以Ø159 mm打捞筒为例，假设螺杆钻具外筒壳体脱扣形成的“落鱼”浮重G为50 kN时，f2取0.34，若采用常规卡瓦打捞，在卡瓦捞牙吃准的理想状态下，常规卡瓦夹持力N2至少应达到147.06 kN，常规卡瓦长度取270 mm，则常规卡瓦夹持应力要达到1.09 MPa以上，卡瓦捞牙咬深∆要达到约1.94 mm。
三卡瓦偏心打捞筒夹持力由两种力组成，一是3个卡瓦的常规夹持力N2，其作用原理与常规卡瓦打捞筒相同，二是卡瓦共轭内环空面积持续缩小产生的挤压夹持力N3，为新增力。随着钻具上提，卡瓦偏心排布结构使得卡瓦收缩咬紧“落鱼”并向捞筒壁扩散，假设“落鱼”为圆形，当d≤a－b时，卡瓦内环空对“落鱼”产生挤压夹持力N3。挤压夹持受力如
图6 卡瓦-“落鱼”径向挤压受力
Fig.6 Slip‑force diagram of “falling fish” radial compression
图中实心阴影部分为挤压夹持力N3作用区，随着卡瓦内环空持续收缩（
| （5） |
| （6） |
联立
则上卡瓦挤压夹持力作用范围：
| 。 |
因对称关系，3组卡瓦各自产生的挤压夹持力作用范围和大小均相等，且螺杆钻具材料为钨钢等硬质合金，挤压变形为弹性形变，且材质受压弹性应变小，即3组卡瓦挤压夹持力作用范围无重叠，则有：
| （7） |
同理，为保证卡瓦抱紧“落鱼”不滑脱，卡瓦与“落鱼”之间的当量摩擦力F2必须大于“落鱼”浮重G，才能实现成功打捞，即：
| （8） |
式中：N3——卡瓦共轭内环空面积持续缩小产生的挤压夹持力，N；d——三组卡瓦内环空轴心投影点与捞筒轴心投影点的连线om、oq和on的长度，mm，om=oq=on=d；a——上卡瓦、中卡瓦和下卡瓦的内环空半径，m；b——“落鱼”半径，m，假设“落鱼”为圆形；r——极径，mm，所在极坐标系极点为o，极轴为on；θ——极角，rad，所在极坐标系极点为o，极轴为on；l——卡瓦长度，mm；ε——“落鱼”挤压应变，假设与卡瓦挤压应变一致，为简化计算将其视为线性应变，无量纲；E——“落鱼”的弹性模量，MPa。
同样，以Ø159 mm打捞筒为例，假设螺杆钻具外筒壳体脱扣形成的“落鱼”浮重为50 kN时，f2=0.34。按照API标准，卡瓦齿高与齿间距之比在1.5~2.5最合适，故取齿高度2.0 mm，齿间距5.0 mm，单个卡瓦长度取90 mm，三组卡瓦总长270 mm。螺杆钻具材料弹性模量取2.1×1
综上所述，在卡瓦内部接触面积相等且“落鱼”顺利下入的情况下，对比常规卡瓦打捞筒，三卡瓦偏心打捞筒因偏心结构设计产生新的挤压夹持力N3，有效分担了总打捞力，剩余的卡瓦常规夹持力N2产生的夹持应力减少50.46%，卡瓦捞牙咬深减少13.92%，即达到卡紧所需的夹持力、卡瓦捞牙咬深更易实现，可提高轻质“落鱼”打捞效率。
煤层气、地热和煤炭勘探常规井身结构所采用的螺杆钻具规格为Ø159、102和73 m
| 型号规格/mm | 设计尺寸/mm | 打捞尺寸/mm |
|---|---|---|
| Ø206/159 | Ø206×500 | Ø159±3 |
| Ø140/102 | Ø140×340 | Ø102±3 |
| Ø108/73 | Ø108×260 | Ø73±3 |
三卡瓦偏心打捞筒在山东、陕西等地区勘探井使用共计5井次，其中煤层气勘探3井次，地热勘探1井次，煤田勘探1井次，打捞简况见
| 井号 | “鱼顶”深度/m | 捞筒规格/mm | 打捞次数/次 | 打捞用时/h | 井型 |
|---|---|---|---|---|---|
| JS1 | 1854 | Ø206/159 | 3 | 81 | 直井 |
| 临Y9 | 2631 | Ø206/159 | 2 | 56 | 定向井 |
| 宜77 | 672 | Ø140/102 | 1 | 15 | 定向井 |
| 绣D3 | 2237 | Ø206/159 | 3 | 103 | 水平井 |
| DY-4 | 564 | Ø108/73 | 1 | 17 | 直井 |
5口井所打捞的“落鱼”浮重范围约为40~110 kN，均属于螺杆钻具外筒壳体脱扣、转子断裂抽芯等事故形成的轻质”落鱼”。其中JS1、临Y9和宜77在事故初期采用常规卡瓦打捞筒或滑块捞矛打捞，因“落鱼”不易扶正、摩阻大和井控风险等因素导致入“鱼”困难，而且出现二次落井情况，多次打捞失败。5口井后续采用三卡瓦偏心打捞筒，平均尝试打捞次数2次/井，平均打捞用时54.4 h，“落鱼”全部成功捞获，现场应用效果良好。
事故工况：绣D3井采用Ø215.9 mm PDC钻进至井深2248.6 m处时，Ø159 mm螺杆钻具转子距旁通阀13 cm处失效断裂；“落鱼”长度10.6 m，“鱼顶”深度2081 m；岩性为白云岩及泥岩；钻井液体系为钾基聚合物钻井液，密度1.18 g/c
打捞过程：下放工具至2232 m开泵循环冲洗岩屑，缓慢下探至2237.42 m遇阻3 kN，复探2次验证“鱼顶”位置；下放工具至距“鱼顶”0.4 m，停泵并顺时针间断转动钻具，转1圈扶正“落鱼”，下放工具加压20 kN，试提悬重无变化，反复两次均扶正失败；第三次下放工具至距“鱼顶”0.2 m，转2.5圈拨转“落鱼”，下放工具加压20 kN，试提悬重由505 kN增至533 kN，捞获“落鱼”；继续下放工具，加压30 kN，使“落鱼”顺利进入三组卡瓦；缓慢上提钻具至2230 m，期间多次活动工具，悬重由430 kN增加至564 kN；将“落鱼”提离井底0.8 m，猛刹车2次，悬重稳定无变化，证实“落鱼”卡牢并正常起钻至井口，捞出“落鱼”。
（1）通过对三卡瓦偏心打捞筒的结构设计改变了卡瓦打捞原理，增加了卡瓦共轭内环空面积持续缩小产生的挤压夹持力，针对螺杆钻具外筒壳体脱扣、转子断裂抽芯等事故形成的轻质“落鱼”，能有效提高其打捞成功率。
（2）根据捞筒力学分析，分析了“落鱼”与卡瓦的受力关系，推导出卡瓦当量摩擦系数应满足的参数要求；简化推导出卡瓦夹持力与卡瓦捞牙咬深的分布规律，通过计算卡紧所需的卡瓦捞牙咬深，量化打捞成功率；分析三卡瓦偏心打捞筒的综合夹持力组成，导出挤压夹持力计算公式，得出对比常规卡瓦打捞筒，三卡瓦偏心打捞筒所需的卡瓦常规夹持应力减少50.46%，卡瓦捞牙咬深减少13.92%。
（3）鉴于偏心排布结构导致捞筒尺寸增大，应根据实际井况合理建立打捞方案和工艺流程，减小打捞工具在下入过程中的遇阻力，有助于复杂事故“落鱼”打捞成功。
（4）在现场应用中，三卡瓦偏心打捞筒暂不适用于环空间隙较小的事故类型，今后应在材料强度、锥形导向面角度优化方面进一步开展研究。
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