柔性短节对推靠式旋转导向底部钻具组合造斜能力的影响分析

2018-12-06管志川史玉才梁德阳王建云

钻采工艺 2018年6期

王恒，管志川，史玉才，白璟，梁德阳，王建云

(1中国石油大学石油工程学院·华东2中国石油集团川庆钻探钻采工程技术研究院3中石化胜利石油工程有限公司钻井工艺研究院)

旋转导向钻井技术是目前钻井工程技术领域的一项前沿科技，国外已形成了商业化应用的推靠式和指向式两类旋转导向系统［1－4］，国内也对推靠式旋转导向展开了较多的研究［5－8］，并进行了旋转导向工具的试验。

国内外推靠式旋转导向底部钻具组合(以下简称RSBHA)中普遍带有柔性短节结构［9－10］，而目前关于柔性短节对RSBHA导向特性的探讨较少，在优化RSBHA结构以提高导向工具造斜能力的背景下，准确认识柔性短节对于推靠式旋转导向所起的作用，可以实现柔性短节参数优化进而提高导向工具的造斜能力。为此，本文针对推靠式旋转导向双稳定器BHA结构，根据纵横弯曲梁理论，建立推靠式RSBHA力学分析模型，综合考虑钻头受力及转角，给出推靠式RSBHA造斜率预测方法，并分析柔性短节位置和长度在不同结构参数及钻进参数条件下对RSBHA造斜能力的影响规律，为优选柔性短节参数提高工具造斜能力提供相应的理论依据。

一、推靠式RSBHA力学模型

图1所示为常见的推靠式RSBHA，柔性短节为位于下稳定器与上部稳定器之间的一段细外径钻铤，其抗弯刚度小于其它部分钻铤。

图1推靠式RSBHA结构

导向钻进过程中，RSBHA在钻压、自重、翼肋导向力及井壁约束等作用下产生受力变形，忽略钻柱动态特性的影响［11］，RSBHA可以简化为纵横弯曲梁柱［12－13］。以井斜平面为例，RSBHA力学模型如图2所示。

图2 RSBHA纵横弯曲梁力学模型

支撑翼肋处通过液压调控导向合力的大小和方向，进而控制钻头的侧向力，将其作为集中力进行等效处理。下稳定器到上部稳定器之间，由于柔性短节抗弯刚度的不同，将其与后部钻铤分为两跨进行分析。钻头、各稳定器以及RSBHA上部与井壁相切处视为简单支座，由此可得四跨受纵横弯曲载荷的简支梁柱。根据纵横弯曲梁理论［10，12］，可以得到钻头所受地层侧向力Nb以及钻头转角α表达式为:

式中:Mi—每跨钻柱右端点处的弯矩，kN·m;qi—每跨钻柱的浮重，kN/m;F—翼肋导向合力，kN;p1，p2，p3—分别为钻头处、下稳定器及上部稳定器处的轴向力，kN;Li—每跨钻柱对应的长度，m;L11—翼肋距钻头的距离，m;EIi—每跨钻柱的抗弯刚度，kN·m2;yi—每跨钻柱右端点处的纵坐标值，m;K—井眼曲率，m－1;k—稳定因子，m－1;X(ui)、Y(ui)、Z(ui)—三弯矩方程中的放大因子。

三弯矩方程中M1，M2，M3，L4，y2为未知量，通过迭代求解L4，可以求解得到各未知量的值。

二、造斜率预测方法

RSBHA受力发生变形后，产生钻头转角。如图3所示，在井斜平面内建立井底坐标系O－XY，X轴指向井眼轴线方向，Y轴指向井眼高边方向。钻头坐标系O－xy可由井底坐标系旋转角度α得到。由于钻头转角以及钻头轴向切削与侧向切削能力的差异，钻头实际钻进方向V→不同于钻头对地层合力F→S方向。井斜趋势角AP定义为实钻方向V→与井眼轴线OX方向间夹角［14－16］。

图3变井斜平面内井斜趋势角示意图

由图3可以看出，当井斜趋势角AP不为0时，钻头钻进方向将偏离井眼轴线方向，井眼曲率将发生改变;当AP为0时，钻头钻进方向将与井眼轴线方向保持一致，井眼曲率不再改变，此时的井眼曲率即为推靠式RSBHA的造斜率［15］。

根据钻头切削各项异性指数Ib的定义［17］，井斜趋势角可以表达为:

通过求解纵横弯曲梁力学模型，可以得到使井斜趋势角为零所对应的井眼曲率，由此可以确定RSBHA的造斜率。

三、柔性短节对RSBHA造斜能力的影响

以双稳定器推靠式RSBHA为例进行造斜能力分析。RSBHA结构:Ø215．9 mm PDC钻头+Ø178 mm旋转导向工具+Ø213 mm下稳定器+Ø127 mm柔性短节+Ø178 mm钻铤+Ø213 mm上部稳定器+Ø178 mm钻铤。推靠式RSBHA结构如图4所示。

图4双稳定器推靠式RSBHA结构

其它基本计算参数:钻井液密度取1．2 g/cm3，井斜角为30°，钻头切削各向异性指数0．045，翼肋导向合力20 kN，指向井眼高边方向，钻压70 kN。

1．柔性短节位置的影响

常见的双稳定器推靠式旋转导向RSBHA中，柔性短节一般位于下稳定器与上部稳定器之间，首先分析柔性短节所处RSBHA中位置对造斜能力的影响规律。

柔性短节的特点是抗弯刚度较低，为此，作RS-BHA造斜率随钻头至下稳定器L1、下稳定器至上部稳定器L2和上部稳定器以上L3三段钻柱抗弯刚度的变化关系曲线，如图5所示。

图5 RSBHA造斜率随各段抗弯刚度的变化

由图5可以看出，对于钻头到下稳定器L1段，随抗弯刚度的增加，RSBHA造斜率由负值变为正值，并逐渐趋于稳定。在L1段抗弯刚度低时，导向合力使L1段发生弯曲变形，导致钻头产生大的转角，使井斜趋势角AP为负值，此时的导向作用相当于指向式旋转导向。随着L1段抗弯刚度的增加，钻头转角逐渐减小并趋向于稳定，钻头上的侧向力起主要作用，此时井斜趋势角AP为正并趋于稳定。对于推靠式旋转导向，应增加L1段的抗弯刚度，从而提高RSBHA造斜能力。对于两稳定器间L2段，随抗弯刚度的增加，RSBHA造斜率逐渐降低，表明增大该段抗弯刚度不利于RSBHA造斜能力的发挥。对于上部稳定器之上的L3段，随抗弯刚度的增加，RSBHA造斜率基本保持不变，表明L3段抗弯刚度对于RSBHA造斜能力影响不大。通过以上分析可以看出，柔性短节适合安置在两稳定器之间的L2段，以降低该段的抗弯刚度，从而提高RSBHA的造斜能力。

为进一步确定柔性短节在两稳定器间何处位置更有助于造斜能力的发挥，作RSBHA造斜率随柔性短节距离下稳定器L21的变化关系曲线，如图6所示。

由图6可以看出，对于每种不同长度的柔性短节，随柔性短节距下稳定器距离L21的增加，对应的RSBHA造斜率逐渐降低，表明柔性短节距离下稳定器越远，RSBHA造斜能力越低。因此，柔性短节应尽量靠近下稳定器位置进行安置。另外，当柔性短节靠近下稳定器位置时，柔性短节长为2 m的RSBHA造斜率要低于柔性短节长为4 m及6 m时的RSBHA造斜率。应进一步分析柔性短节是否越长越有利于提高RSBHA的造斜能力。

图6 RSBHA造斜率随柔性短节距下稳定器位置的变化

2．柔性短节长度的影响

基于上述分析，将L21段长度取为0，柔性短节紧靠下稳定器。进一步分析柔性短节长度的取值对RSBHA造斜能力的影响规律。图7所示为不同稳定器间距条件下，RSBHA造斜率随柔性短节长度变化的关系曲线。

图7 RSBHA造斜率随柔性短节长度的变化

由图7可以看出，对于每种稳定器间距条件下，随着柔性短节长度的增加，RSBHA造斜率先快速上升后缓慢下降，表明RSBHA造斜能力随柔性短节长度的增加先增大后降低，存在最佳的柔性短节长度使RSBHA造斜能力达到最大。在柔性短节长度一定时，随两稳定器间距的增加，RSBHA造斜率相应增大，表明扩大两稳定器间距可以提高RSBHA造斜能力。

为得到不同的两稳定器间距条件下，最优柔性短节长度值，建立稳定器间距与最佳柔性短节长度间的关系曲线，如图8所示。

由图8可以看出，使RSBHA造斜能力最大的柔性短节最优长度随两稳定器间距的增加而线性增大。当两稳定器间距给定后，可以根据两者的定量关系式确定最优的柔性短节长度从而使RSBHA造斜能力最大化。

图8最优柔性短节长度随两稳定器间距的变化

作不同导向合力条件下RSBHA造斜率随柔性短节长度的变化关系曲线，如图9所示。

图9不同导向合力下造斜率随柔性短节长度的变化

由图9可以看出，导向合力为0时，随柔性短节长度的增加，RSBHA造斜率为零，且基本保持不变;在导向合力为10 kN、20 kN条件下，随柔性短节长度的增加，RSBHA造斜率先增大后缓慢减小，使RSBHA造斜率最大的柔性短节长度最优值相同且均为5 m左右，此模拟计算对应的两稳定器间距条件为8 m，仍然符合图8所示的最优柔性短节长度与两稳定器间距的变化关系，表明导向合力水平的改变不会影响相应的柔性短节长度最优值。