0 引 言

连续管钻井(CTD)技术在北美已广泛应用于页岩气、煤层气及致密气等非常规气藏的开发^[1]，在低压、低渗、低产三低油气藏以及老油田的二次开发中，具有降低成本、减少油层污染和保护环境等优势。该技术解决了许多常规钻井技术和方式难以解决的问题，应用效果明显，在我国也有着广泛的应用前景^[2]。由于连续管的不可旋转性，必须釆取CTD定向工具调整工具面以达到定向钻进的目的^{[3, 4]}。目前，传统的液压定向工具需在地面预先设定工具面角度，由于连续管的刚度低，工具面易变动，定向时，需依靠开关泵循环钻井液驱动棘轮机构单方向旋转工具面，其旋转角度固定，液压定向工具及其工具面调整方法精度低，定向效率也低。为此，笔者在设计CTD新型电液定向工具(EHO)的基础之上，建立了EHO高效的工具面调整方法。该EHO将实钻轨迹工具面信息与设计轨迹工具面角度实时进行对比，通过螺旋传动可双向连续旋转工具面角度，精确摆放工具面，实现CTD的高效定向^{[5, 6, 7]}。并以多目标井段为例，验证了连续管钻井过程中EHO调整工具面的理论模型，按照设计轨迹连续双向调整工具面，提高了连续管定向钻井的精度及效率。

连续管钻井井下工具组合如图 1所示。CTD电液定向工具上部连接MWD，下部连接弯马达。该装置的工作原理如图 2所示。连续管钻井过程中，当需要调整工具面角时，通过连续管中的内置电缆给微型电马达供电，微型电马达驱动微型液压泵工作，微型液压泵将密闭油箱中的液压油泵入液压缸，液压缸活塞在电磁换向阀的控制下往复运动，通过活塞杆带动滑动螺母往复运动，滑动螺母往复轴向移动使得螺杆芯轴产生双向旋转运动。由于芯轴与输出轴连接，输出轴与弯马达连接，所以芯轴的双向旋转最终实现了工具面角度的双向调整。

图 1 连续管钻井井下工具组合示意图 Fig.1 Schematic of downhole tools for coiled tubing drilling 1—连续管；2—连接器；3—电力信息接头；4—电开关接头；5—连接器；6—钻井性能接头；7—随钻测量工具；8—电液定向工具；9—弯马达；10—钻头。

图选项

图 2 电液定向工具原理图 Fig.2 Schematic of electro-hydraulic directional tool 1—微型电马达；2—微型液压泵；3—密闭油箱；4—电磁换向阀；5—液压缸；6—位移传感器；7—滑动螺母；8—螺杆芯轴；9—弯螺杆；10—钻头。

图选项

相比传统的液压定向工具利用棘轮转动旋转工具面，EHO是通过螺旋传动旋转工具面，其精度更高；由于连续管中内置电缆，信号传递迅速，可通过地面控制台实时控制EHO双向旋转工具面，所以EHO的定向效率更高。

连续管钻井过程中，受地层特性参数(包括地层倾角、岩石各向异性和岩石强度)及工艺操作参数(包括钻压、水力参数和机械钻速)变化的影响，实际的钻进工具面会与设计轨迹的工具面角度偏离一定的角度^{[8, 9, 10]}，若此偏离角度过大，则钻进轨迹将可能超出井眼轨迹的设计窗口。因此，需在钻进过程中实时调整工具面角度接近设计值。根据斜面圆弧模型，工具面需维持在设计圆弧斜平面内，使工具面角度与设计值相同或相近，从而严格控制井眼轨迹，保证钻头沿设计方向钻进^[11]。

建立大地坐标系OENZ，E、N、Z分别指向东、北、地心方向，如图 3所示。井眼轨迹上某一点的工具面角为此点处BHA重力高边所在的平面与圆弧所在平面的夹角，如图 4所示。

图 3 目标段井眼轨迹示意图 Fig.3 Schematic of the target section wellbore trajectory

图选项

图 4 局部坐标系中工具面角度示意图 Fig.4 Schematic of tool face angle in local coordinate system

图选项

为了便于求取井眼轨迹上各点的工具面角，以井下工具测点为坐标原点建立三维局部坐标系O_biX_biY_biZ_bi。Z_bi轴沿井下工具的中心轴线指向井眼钻进方向，X_bi轴垂直于Z_bi轴且指向弯马达的弯曲方向，根据右手法则确定Y_bi轴的方向，如图 4所示。水平段的井眼轨迹按斜面圆弧法设计^{[11, 12, 13]}，则井眼轨迹离散点的设计工具面角为重力高边所在平面O_biO₁G_i与斜平面P(Q)的夹角ω_vi，若已知当前MWD显示轨迹离散点工具面角为ω_ui，则所需调整的工具面角为ω_vi-ω_ui，即∠B_iO₁G_i。

设计轨迹中，井斜角和方位角均已知，而工具面角未知，且工具面角因BHA参数(测点、结构弯角等)的不同而不同。因此，为了求取设计轨迹离散点的工具面角度，需要确定局部坐标系O_biX_biY_biZ_bi与大地坐标系OENZ的相对位置关系^[11]。根据坐标转换原理^[11]，将大地坐标系OENZ分别绕OZ轴、ON轴、OE轴依次旋转φ_i(方位角)、α_i(井斜角)和ω_vi(设计工具面角)，得到坐标系O′_iE′_iN′_iZ′_i，转换关系为：

将O′_iE′_iN′_iZ′_i沿p_i→做平移变换，使之与局部坐标系O_biX_biY_biZ_bi重合，得到：

由式(1)~式(7)可求得井眼设计轨迹离散点在局部坐标系中的空间位置。

如图 4所示，以斜平面P内的设计井段为例，重力高边所在平面O_biO₁G_i在局部坐标系O_biX_biY_biZ_bi下的位置可由向量

斜平面P在局部坐标系O_biX_biY_biZ_bi中的位置可由其法向向量

则在设计轨迹离散点O_bi处工具面角度的计算式为：

于是工具面所需调整角度Δω_i为：

当实际工具面角ω_vi与设计工具面角ω_ui的差值大于δ时，需调整工具面角。

为了实施精确、高效的连续管钻井，每当钻进一定距离ΔL(ΔL≤5 m)时^[16]，需将MWD返回的当前工具面角信息与设计轨迹的工具面角进行实时对比，再根据式(11)判断是否需调整工具面，以保证精确定向。

EHObi旋转工具面的传递过程为：微型电马达→微型液压泵→电磁换向阀→液压缸活塞往复轴向运动(φ)→滑动螺母轴向运动(φ)→螺杆心轴旋转运动→输出轴→弯马达。调整工具面过程中，对液压缸活塞的运动位置控制是调整工具面角度的关键，因此笔者对活塞运动位移与工具面调整角度的函数关系进行了详细分析。

从工具面角度的传递过程可以看出，滑动螺母由活塞驱动，活塞与滑动螺母的运动行为一致，因此，滑动螺母的位移即为活塞位移。滑动螺母位移推导如下。

螺杆导程为：

传动速度(活塞移动速度)为：

传动位移(活塞移动位移)为：

工具面角度调整示意图如图 5所示。工具面角度调整量与液压缸活塞位移的关系推导过程如下。

图 5 工具面调整示意图 Fig.5 Schematic of tool face adjustment

图选项

以液压缸中心点为原点，建立平面直角坐标系xoy，如图 6所示。电液定向工具的螺杆为右旋，其特点决定了液压缸活塞向右推动时，工具面顺时针旋转，反之，液压缸活塞向左推动时，工具面逆时针旋转。同时，调整工具面时，活塞的位移应该遵循“就近原则”，即若活塞位移x_i＞0，应先判断是否活塞向右运动就能满足工具面角度调整的要求，若因为滑动螺母导程所限不能调整到目标工具面角，则活塞应进行相反方向的运动，反之亦然。此法的益处是能够缩短调整工具面角度的时间，提高效率。活塞的行程为p_z，因此活塞的往复运动恰好满足设计工具面角度调整范围(0°~360°)。

图 6 活塞移动示意图 Fig.6 Schematic of piston displacement

图选项

如图 5a和图 6a所示，若

如图 5a和图 6b所示，若，且Δω_i＞0、x_ui＜0时，根据“就近原则”，若

其中：x_ui为活塞当前位移，mm；x_vi为调整到目标工具面角度时的活塞位移，mm。

按照上述步骤，同样分析了Δω_i＜0的活塞运动及工具面旋转情况。根据要求的设计参数以及相应的几何关系，推导出了任意时刻活塞位移与工具面角度调整的函数关系，得出工具面变化角度Δω_i与活塞位移的关系，如表 1所示。

表 1 工具面角变化与活塞运动关系 Table 1 The relationship between tool face angle change and the piston displacement

工具面角变化	边角条件	活塞运动之后位移xvi	运动方向	工具面旋转方向
Δωi＜0			向左	逆时针
Δωi＜0			向右	顺时针
Δωi≥0			向右	顺时针
Δωi≥0			向左	逆时针

表选项

利用连续管钻井技术对华北地区某油田官-X2井进行二次开发，侧钻造斜后该井水平段为多目标井段，设计轨迹如图 7中实线所示。目标点的设计坐标T(E,N,Z)依次为：t₁(400.0,400.0,995.0)、t₂(450.0,600.0,1 000.5)、t₃(650.0,650.0,995.1)、t₄(872.0,570.0,990.0)。肘点至钻头距离L₁=1.5 m，肘点至MWD测点距离L₂=8 m，弯马达的结构弯角为1.5°^[16]，δ=5°。

图 7 多目标段设计轨迹 Fig.7 Schematic of designed well path for multit-target section

图选项

首先，在设计轨迹数据的基础上，根据式(1)~式(10)，通过数值迭代得到设计轨迹的工具面角。然后在CTD过程中，若设计轨迹离散点的工具面角与MWD返回的实时工具面角信息存在，需按照表 1利用CTD电液定向工具将当前工具面角度及时调整到设计工具面角度，水平段工具面调整的部分数据见表 2。

运用工具面调整方法，每钻进5 m对实测工具面角度与设计工具面角度进行一次对比，若 ，则需及时调整工具面角度到设计值，以保证沿设计轨迹精确钻进。以下是钻进过程中实时调整工具面角度的部分实例。

如表 2所示，从目标点1开始钻进一定距离后(离目标点10 m处)，连续管的柔性及地层反扭矩作用造成的工具面角度与设计工具面角度会存在一定的偏差累积，工具面角随井深增量变化如图 8所示。此时实测工具面角为24.19°，设计工具面角29.31°，根据式(11)求得|Δω_i|=|-5.12°|＞δ。根据表 1中调整方法进行调整，x_ui=-190.50 mm，得出

图 8 工具面角随井深增量变化 Fig.8 The change of tool surface angle with well depth

图选项

图 9 液压缸活塞位移随井深增量变化 Fig.9 The change of piston displacement in hydraulic cylinder with well depth

图选项

在钻达距离目标点t₁井深增量为30 m处，为了测试钻速，将钻压从原来的15 kN增大到30 kN，反扭矩也随之突然增大，工具面发生较大变动(见图 8)，当前实测工具面角度为358.40°，设计工具面角为29.23°，根据式(11)求得|Δω_i|=-30.83°＞δ。根据表 1得出

在此过程中活塞左移，工具面逆时针旋转。测试完成后，将钻压重新降低到15 kN，正常钻进。

在钻达距离目标点t₁井深增量为80 m处，|Δω_i|=|-6.54°|＞δ。当前活塞位移为-260.70 mm，由于活塞行程所限，若向左移动则不能达到调整工具面的要求，根据表 1得出

按照上述CTD实时旋转工具面的方法，得到了CTD过程中液压缸活塞位移及工具面角度随井深的变化曲线；并根据文献^[15]，由实测井斜角、方位角和井深增量等，得出实钻轨迹如图 7中虚线所示。从图 7中可知实钻轨迹接近设计轨迹(图中实线)，且在各个目标点处均精确命中靶区，符合CTD精确定向的要求，利于CTD的广泛应用。

(1)建立了求取连续管钻井设计轨迹离散点的工具面角度模型。通过工具面角度调整特点分析及新型电液定向工具的结构分析，确定了工具面角度调整量与EHO液压缸活塞位移的函数关系。

(2)现场试验结果表明，该新型CTD电液定向工具及其工具面的调整方法解决了传统液压定向工具无法实时连续双向调整工具面角度的问题，为国内高端CTD定向工具的研究提供了一定的指导作用，利于国内连续管定向钻井的应用与发展。

(3)在该CTD工具面调整方法的基础上，建议进一步对其电液控程序进行研究。