动态因素对旋转导向系统底部钻具组合影响分析.pdf

2023年第8期西部探矿工程*收稿日期：2022-08-22修回日期：2022-09-20作者简介：邱忠媛（1989-），女（汉族），吉林松原人，助理工程师，现从事钻井工程技术相关工作。动态因素对旋转导向系统底部钻具组合影响分析邱忠媛*（大庆钻探工程公司钻井四公司钻井工程技术服务中心，吉林 松原 138000）摘要：根据推靠式旋转导向钻井系统结构特点和工作原理，考虑导向翼肋与井壁的接触碰撞、导向翼肋的动态激励以及钻压、扭矩、转速、重力、浮力、钻井液阻尼等载荷，应用哈密顿原理建立了推靠式旋转导向钻井底部钻具组合的动力学模型，并对底部钻具组合的固有频率、动应力等动力学特性进行了计算分析；通过节点迭代法实现模型的求解，并通过ABAQUS软件二次开发，编写动态分析程序，实现模型的仿真分析。通过程序计算分析表明：钻具的应力峰值与钻压和钻具的钻速有关，随着钻压的变化应力周期不变但是峰值正相关变化，随着钻速的变化应力周期负相关变化；钻柱外径不同，应节峰值点应力的变化周期相同，但应力峰值随钻柱外径的变小而增大。该结论可为进一步优化底部钻具组合提供理论依据。关键词：旋转导向钻井；钻具组合；动力学模型；动应力；影响因素中图分类号：TE921 文献标识码：A 文章编号：1004-5716(2023)08-0029-05捷联式动态推靠式旋转导向钻井系统在现场试验中，由于部分井段发生了剧烈振动，导向工具内部的测控单元和导向翼肋过早的疲劳损坏，严重影响工具的使用寿命。此外，振动和冲击还会改变钻头的侧向力，从而影响旋转导向钻井系统的造斜特性。本文应用哈密顿原理建立推靠式旋转导向钻井工具底部钻具组合的动力学模型，并通过调整转速、钻压及扶正器条件，得到底部钻具组合的动应力变化规律，有利于指导优化底部钻具组合结构，降低其动态应力水平，进而提高旋转导向钻井系统随钻测控数据的准确性及井下工具的可靠性1。1推靠式旋转导向钻井系统底部钻具组合动力学模型1.1基本假设推靠式旋转导向钻井系统底部钻具组合计算模型其实际工作状态非常复杂，影响因素较多，对其进行精确的模拟和分析难度极高，因此在建立振动分析模型时尽量抓住主要受力关系，并引入一些基本假设从而对钻柱状态进行简化2。1.2力学模型钻柱系统动力学的动态平衡方程可以表示为:M U+C U+K U-P=0（1）式中：U、U、U、P广义位移、速度、加速度和外力矢量；M、C、K质量矩阵、阻尼矩阵及刚度矩阵。钻柱内外充满钻井液，钻柱单元可以承受更大的应力和挠度。该单元刚度矩阵如式（2）所示。Ke=AE/LTTAE/L-TTaZcZ-aZcZaY-cY-aY-cYTTGJ/L-TT-GJ/L-cYeYcYfYcZeZ-cZfZAE/L-TTAE/LTT-aZ-cZaZ-cZ-aYcYaYcY-TT-GJ/LTTGJ/L-cYfYcYeYcZfZ-cZeZ（2）292023年第8期西部探矿工程式中：A钻柱的横截面积；E杨氏模量；L单元钻柱长度；G剪切模量；J转动惯量，如果Ix0,可定义为Jx，如果Ix0,可定义为Ii；Ix绕x轴的扭转惯量；Iy绕y轴的扭转惯量；Iz绕z轴的扭转惯量。Jx=Iy+Iz为 惯 性 矩，可 以 定 义aZ=a(IZ,Y),aY=a(IY,Z),bZ=b(IZ,Y),cz=c(Iz,y),fZ=f(IZ,Y),fY=f(IY,Z),可以得到如下公式：a(I,)=12EIL3(1+)（3）c(I,)=6EIL2(1+)（4）e(I,)=(4+)EIL(1+)（5）f(I,)=(2-)EIL(1+)（6）Y=12EIZGASZL2（7）Z=12EIYGASYL2（8）式中：Ii在i方向上的转动惯量；ASi垂直于i方向的剪切面积，i=A/FSi；FSi剪切系数。扭矩的计算方程如下：TT=0GT(D3o-D3i)L（9）式中：扭矩的标准选项为 0，扭曲造成的扭矩方程GT(D3o-D3i)/L；GT扭曲拉伸刚度常数；Di钻柱内径，它的值等于Do-2tw；tw钻柱壁厚，mm；Do钻柱外径，mm。单元质量矩阵如公式（10），旋转导向系统单元质量矩阵类似于普通梁单元质量矩阵。只有部分因子需要重新修订，乘以系数MaMt。Me=MtMa/3MtEMaA/MtLAZCZBZ-DZAY-CYBYDYJXMa/3MtA-GMaJ/MtL-CYEY-DYFYCZEZDZFZMa/6MtMa/3MtBZDZAZCZBY-DYAY-CYJXMa/6MtAJXMa/3MtADYFY-CYEY-DZFZCZEZ（10）式中：Ma=(mw+mint)L（11）Mt（mwmintminsmadd）L（12）mw(D2o-D2i)4（13）maddCMfD204（14）式中：mw钻柱单元的质量；mint钻柱单元内的流体质量；mins外部附加层的质量，mins=0；madd外部流体附加质量；钻柱材料密度；CM外部流体附加质量因子；f流体密度。定义AZ=A(rZ,Y),AY=A(rY,Z),BZ=B(rZ,Y),FZ=F(rZ,Y),FY=F(rY,Z),旋转半径ry=IyyA,rz=IzzA。详细的计算公式如下：A(r,)=1335+710+132+65(r/L)2(1+)2（15）B(r,)=970+310+162+65(r/L)2(1+)2（16）302023年第8期西部探矿工程C(r,)=11210+11120+1242+110-12(r/L)2L(1+)2（17）D(r,)=13420+340+1242+110-12(r/L)2L(1+)2（18）E(r,)=1105+160+11202+215+16+132(r/L)2L2(1+)2（19）F(r,)=1140+160+11202+130+16-162(r/L)2L2(1+)2（20）通过分析旋转导向底部钻柱系统在外部荷载为零时的动力响应，可以得到钻柱系统固有频率。应用Abaqus软件，计算了无阻尼的振动模型，在这种情况下，运动方程可表示为：K-2M=0（21）式中：旋转导向钻柱系统的固有频率。由式（21）可得到钻柱的n阶固有频率和n阶固有模态，固有频率和固有模态的计算是一个计算矩阵所有特征值的数学问题。对于一般工程结构所引起的振动损伤，通常只发生在较低的频率范围内，因此只能得到部分的低阶固有频率。然而，大多数工程问题仍然涉及阻尼，尽管阻尼可能很小。阻尼与无阻尼的固有频率关系为3：d=1-2（22）式中：d存在阻尼条件下的系统固有频率；阻尼比。基于上述分析和Hamilton原理，可以得到钻柱系统的动力模型为：Mu+FF(u,u)+FG(u)=R+FE(u,u,t)（23）式中：u节点的位移或转动弧度，m或rad；M质量矩阵；FF泥浆的分布力，kN/m；Fw井壁接触力，kN；FG非线性弹性力，kN；R静力（重力、浮力、钻压等），kN；FE激励力（质量不均匀、轴向钻头载荷、侧向钻头载荷等），kN。这个公式是钻柱动力模型计算的常规公式，在现场应用中要根据实际工具的受力和载荷以及现场条件进行修订后应用。现场钻井施工中要根据地层状况和底部钻具的具体工作状态和其他一些列条件进行综合计算，如钻具钻头参数、井眼尺寸、钻井液性质等。2推靠式旋转导向钻井系统底部钻具组合载荷函数模型2.1接触碰撞载荷模型钻井过程中钻柱必不可少的与钻井井眼进行碰撞，这个影响因素是多样化的，一般可以简化为普通管中管的接触碰撞形式，如图1所示4-5。接触判断公式为：g=0.5|D-d-c0（24）式中：g间隙值，m；d钻柱直径，m；D井筒直径，m；c轴向位置钻柱与井筒轴线间距，m。2.2钻头激励载荷通过分析可得到，在实际作业过程当中，捷联式旋转导向钻井系统底部钻具组合的钻头激励力包含两部分钻头干扰力：一是钻头轴向载荷，二是钻头侧向接触的支反力，且两者均为动载荷6。根据经验，钻头激励力可通过公式（25）得到：Pb=iPccos(t)+kPzsin(t)（25）式中：Pb钻头激励力，N；Pc侧向接触支反力幅值，N；Pz轴向激励力幅值，N；激励角频率，rad/s；i、k单位方向向量。2.3钻井液阻尼效应研究发现，钻井液阻尼由Rayleigh阻尼及陀螺阻尼两部分组成7，如公式（26）所示：C=CD+CN（26）图1钻柱与井壁接触模型312023年第8期西部探矿工程式中：C钻井液阻尼；CDRayleigh阻尼；CN陀螺阻尼。与Rayleigh阻尼相比，通常情况下陀螺阻尼的影响较小，实际使用过程中可忽略。进行动力学分析时，可以设置阻尼比，也可以根据公式（27）、（28）及（29）设置Rayleigh阻尼：CD=DM+DKL（27）D=2ij()ij-jij2-i2（28）D=2()ij-jij2-i2（29）式中：D质量矩阵阻尼系数；D刚度矩阵阻尼系数；wi、wj系统的第i和第j阶固有频率；i、j系统的第i和第j阶振型的阻尼比，值通过试验确定。钻柱的参数可以根据现场施工情况确定，然后计算出静态载荷和动态参数分析。3动态因素对底部钻具组合动应力的影响为得到钻井参数和导向力因素对底部钻具组合动应力的影响，取推靠式旋转导向系统现场试验应用中的钻具组合作为研究对象。钻具组合参数：215.9mmPDC钻头+177.8mm旋转导向工具+206mm欠尺寸扶正器127mm无磁钻杆+MWD 短节127mm加重钻杆15 根+127mm钻杆。钻具组合的杨氏弹性模量为 2.061011Pa，泊松比为0.3，钻柱材料密度取7850kg/m3。钻井参数：钻压100kN；转盘扭矩10kNm；推靠力15kN；钻井液密度1150kg/m3；转速100r/min。3.1钻压对钻柱动应力的影响钻柱外径为 139.7mm，内径为 108.6mm，长度为120m，转速为 100r/min。其他条件不变，改变钻压大小，分别为60kN、100kN和140kN，连续记录相同位置的应力数值，可以得出其变化规律：钻压增大的同时，钻柱节点应力数值同时增长，但是其增长的周期不会随着钻压发生变化。应力变化周期虽然不受钻压数值影响，但是其变化规律与钻具转速正相关。3.2转速对钻柱动应力的影响钻柱直径为 139.7mm，内径为 108.6mm，长度为120m，钻压为60kN。其他条件不变，改变转速，分别为60r/min、100r/min和140r/min，连续记录同一位置的应力数值，可以根据数值变化规律得出结论：应力变化周期虽然不受钻压数值影响，但是其变化规律与钻具转速正相关。3.3钻柱外径对钻柱动应力的影响计算条件：钻柱长度为120m，转速为100r/min，钻压为 60kN。其它条件不变，改变钻柱外径，分别为114.3mm、127mm和139.7mm，观察最大应力节点处应力的变化情况。直径为114.3mm时，应力峰值最大为202MPa；直径为139.7mm时，应力峰值最大为107MPa。改变钻柱外径，距离钻柱底部同一节点应力的变化周期相同，外径越小，应力越大。3.4钻柱长度对钻柱动应力的影响计算条件：钻柱直径为139.7mm，内径为108.6mm，转速为60r/min，钻压为60kN。在保持其他参数不变的情况下，连续记录钻柱的相同位置应力值，根据数据变化规律可以得出，随着钻柱长度的增加，应力幅值在减小，但是应力峰值变化幅值较小，同一节点应力的变化周期相同。4结论（1）考虑导向翼肋与井壁的接触碰撞、导向翼肋的动态激励以及钻压、扭矩、转速、重力、浮力、钻井液阻尼等载荷，应用哈密顿原理建立了推靠式旋转导向钻井底部钻具组合的动力学模型，并对影响动应力的因素进行了分析。（2）钻压增大的同时，钻柱节点应力数值同时增长，但是其增长的周期不会随着钻压发生变化。应力变化周期虽然不受钻压数值影响，但是其变化规律与钻具转速正相关。（3）钻柱的外形尺寸对应力点的变化周期影响大，其外径越大应力值越小，长度越短应力峰值相差越大。参考文献：1袁建平,孙震洲,陈杰峰,卢洪超.导管架式海上升压站初始条件下瞬态响应频域计算方法研究J.振动工程学报,2022,35(2):342-350.2高艺航,段静波,雷勇军.超音速气流中热塑性复合材料壁板的非线性热颤振特性J.国防科技大学学报,2022,44(2):16-23.3常海啸,韩超,梁友涛,武小一.基于显式动力学的控制臂球销脱出力仿真分析J.计算机辅助工程,2022,31(1):20-23.4胡亚男.捷联式旋转导向钻井底部钻具组合动态应力分析322023年第8期西部探矿工程D.中国石油大学(华东),2017.5何保生,王明杰,狄勤丰,王文昌,沈子俊.带旋转导向工具的底部钻具组合动态应力有限元分析及优化J.钻采工艺,2013,36(5):77-80，15.6胡以宝,狄勤丰,李汉兴,王文昌,姚建林.带旋转导向工具底部钻具组合的动力学特性分析及参数优化J.石油钻采工艺,2011,33(2):8-11.7姚建林,狄勤丰,胡以宝,邹海洋.空气钻井斜直井眼中钻柱的动力学特性及失效机理J.中国石油大学学报:自然科学版,2008(3):63-67.（上接第28页）得到显著提高。（2）保压密闭取芯必须考虑液氮冷冻解冻时间对计算数据精度的影响。（3）蓖麻油基密闭液，对井底温度较高的适应性更强。（4）建议增加涩北气田保压取芯井的试验井次，进一步明确泥岩气储层的真实含气能力和储集能力。特别是对于深层泥岩气、海陆过渡相泥岩气等新区新领域的勘探，可优先试验保压取芯，这对于指导泥岩气地质勘探具有重要意义。参考文献：1陈磊,田景春,文怀军,等.柴达木盆地北缘鱼卡煤田侏罗系煤层气特征及含气性评价J.石油实验地质,2019,41(2):215-221.2胡畔,郑凯中,等.保压储气取芯工具设计研究,2018,41(2):89-90.3苏洋,杨立文,刘兴欣.肯基亚克盐下油田小井眼取芯技术J.石油钻采工艺,2018,40(1):58-62.4罗军.保温保压取芯工具球阀工作力学的有限元分析J.石油机械,2014,42(7):16-19.5朱永宜.KZ型单动双管取芯钻具的研制与应用J.石油钻探技术,2006,34(3):19-22.6杨立文,苏洋,等.GW-CP194-80A型保压取芯工具的研制J.天然气工业,2020,40(4):91-96.7贾月果.新型取芯钻头的研制与应用J.石化技术,2018,25(4):72-75.8张存福,等.涩北气田钻井工程提速、提效措施及成效J.天然气工业,2014,34(10):133-136.9李永平,等.保压密闭取芯技术在台6-28井的应用M.青海石油,2009,27(4):10-13.10 张洪君,刘春来,等.深层保压密闭取芯技术在徐深12井的应用J.石油钻采工艺,2007,29(4):110-112.11 陈朝晖,等.涩北气田疏松砂岩气藏微观气水驱替实验J.西南石油大学学报:自然科学版,2013,35(4):139-144.12 马力宁,等.保压取芯储层流体饱和度分析方法以柴达木盆地台南气田第四系生物成因气藏为例J.天然气工业,2016,36(1):76-80.The Application of Pressure Maintaining and SealingCoring Technology in Well ST1LU Bao-bin1,ZHENG Feng1,YU Guo-wei2,XIE Meng-yu3(1.Bohai Drilling Engineering Technology Research Institute,Tianjin 300450,China;2.Jidong Oilfield Exploration and Devel-opment Construction Engineering Division Tanghai County,Tang-shan Hebei 063200,China;3.Great Wall Drilling EngineeringTechnology Research Institute,Panjin Liaoning 124010,China)Abstract:The purpose of the risk exploration well ST1 in Qinghaioilfield is to explore the potential of the unconsolidated shale gasfield in Sanhu area,evaluate the oil,gas,and water content of itscore under the original pressure state,and establish shale gas evalu-ation standards by various analysis and testing.It is a great signifi-cance for the exploration potential of the Sebei Gas Field.In viewof the loose formation and developed mudstone in the coring wellsection of Sebei Gas Field,which makes it difficult to guaranteethe coring yield,a new type of pressure maintaining sealed coringtool was designed,and the coring construction parameters were op-timized to make it more suitable for Oil shale formation.On thepremise of ensuring the core recovery rate and pressure retentionrate,the operation cycle has been shortened.Key words:Pressure maintaining coring tool;Core harvestingrate;Risk exploration wells;ST1 well33