0 引言
绥中某油田在渤海石油勘探开发中具有非常重要的作用，但随着油田开发进入中后期，通过对低效井的治理实现剩余油开发显得尤为重要。开窗侧钻是油水井综合治理的有效手段[1]，中短半径侧钻技术的应用有利于规避复杂层位、缩短进尺和节约成本，但中短半径侧钻技术在渤海应用少，需对该技术各个细节进行深入研究。
赵俊平等[2]建立了钻具组合通过能力的一般模型，得出大曲率半径井眼内必须采用柔性或铰链式钻具组合的结论。陈祖锡等[3]利用小变形原理对螺杆钻具在套管内下入过程中的变形进行了分析，从而判断中短半径造斜螺杆钻具在套管内的通过度。祝效华等[4]利用有限元方法研究了单弯螺杆通过井口套管时的力学特性。刘巨保等[5]研究了ø139.7 mm套管内侧钻水平井弯螺杆钻具通过能力。孙健等[6]研究了ø177.8 mm套管内大角度单弯螺杆下入阻力。这些研究对大弯角螺杆钻具在套管中的通过性具有借鉴意义，但这些研究都没有针对套管开窗侧钻窗口的通过能力进行分析。王晓鹏等[7]建立了螺杆钻具动态下入套管开窗段力学模型，利用有限元法进行模拟计算，但是仅针对试验井进行了不同马达弯角通过能力的计算，没有对窗口的有效长度进行分析。
本文针对绥中油田E井侧钻采用大弯角螺杆钻具组合的设计，进行了螺杆钻具组合过窗口通过能力的专项研究，利用有限元软件ANSYS模拟分析了马达弯角和有效开窗长度对通过能力的影响，并将分析结果用于指导现场施工，效果良好。
1 绥中某油田E井设计概述 1.1 井身结构E井是绥中某油田综合调整井的其中一口，因该井在开窗位置上方存在砥砺岩层等复杂层位，故选择较深的开窗侧钻点，但定向井设计发现需要采用中短半径井眼轨道设计，因此利用大弯角螺杆钻具组合进行钻进作业。
E井井身结构示意图如图 1所示。
|
| 图 1 E井井身结构示意图 Fig.1 Wellbore schematic of the Well E |
1.2 窗口结构
本文研究过窗口的通过能力，故需较精确的窗口几何尺寸。E井窗口结构示意图如图 2所示。
|
| 图 2 E井窗口结构示意图 Fig.2 Schematic diagram of window structure of the Well E |
1.3 大弯角螺杆钻具组合
E井大弯角螺杆钻具组合设计最初有三种方案，即使用弯角度数分别为1.50°、1.75°和2.00°的螺杆钻具，具体组合如下：
ø209.6 mm PDC钻头+变扣(410×430)+ø171.5 mm PDM(扶正套ø206.0 mm，弯角1.50°、1.75°、2.00°)+ø171.5 mm陀螺定向短节+ø165.1 mm钻铤1柱+ø127.0 mm JAR+ø127.0 mm加重钻杆+ø127.0 mm钻杆。
2 有限元计算模型 2.1 简化实际开窗侧钻的井眼几何结构较复杂，井眼截面不是标准圆形，井眼中心线与开窗工具斜面也可能不是绝对平行的关系。为计算简便，将窗口横截面简化为圆筒结构，井眼轨迹中心线按照斜向器斜面进行设计。
螺杆钻具组合由具有复杂内部结构的各个钻具组合而成，要精确建立几何模型并逐个组件赋予材料属性较繁琐，而局部组件结构对通过性影响较小，故将整个钻具组合分段简化为圆环柱体结构。
2.2 有限元模型根据井身结构和窗口结构，建立井筒几何模型，如图 3a所示。根据大弯角螺杆钻具组合建立钻具几何模型，如图 3b所示。根据ANSYS有限元分析软件，认为井筒是刚性模型，内表面用TARGE170目标单元离散；认为钻具是弹性模型，选取二次函数，利用梁单元BEAM188离散，外表面用CONTA176接触单元离散[8-10]。
|
| 图 3 E井有限元模型 Fig.3 Finite element model of the Well E |
在短半径水平井钻井作业中，由于存在倾斜，钻柱所受载荷有钻具自重、钻井液浮力及与井壁摩擦阻力、井壁对钻柱的接触支反力等。钻柱上端除下入方向的自由度外，约束其他方向自由度，施加自重载荷，并在上端部施加下入位移量。
3 计算结果分析不同的斜向器开窗侧钻形成的有效窗口长度不一致，选取有效窗口长度0.50、0.75、1.00、1.50、2.00和2.50 m，进行螺杆钻具通过窗口的力学计算分析。通过分析摩阻力与自重的关系及计算螺杆钻具最大应力与允许用应力的大小关系，判断大弯角钻具组合过窗口的通过能力。
3.1 1.50°螺杆钻具组合通过能力分析马达弯角取1.50°，图 4给出了螺杆钻具总摩阻力随通过窗口距离的变化曲线。由图 4可知，在下入过程中，摩阻力出现了4个较大的峰值，且随有效窗口长度的增加，螺杆钻具的摩阻力呈现递减的趋势。
|
| 图 4 总摩阻力随通过窗口距离的变化曲线(马达弯角1.50°) Fig.4 The total frictional resistance versus the distance through the window (bending angle 1.50°) |
在不同有效窗口长度条件下，计算分析螺杆钻具组合应力变化，结果如图 5所示。由图 5可知，在下入过程中，应力出现了3个较大的峰值，且随有效窗口长度的减短，螺杆钻具组合应力呈现递增的趋势。
|
| 图 5 应力随通过窗口距离的变化曲线(马达弯角1.50°) Fig.5 Stress versus the distance through the window(bending angle 1.50°) |
3.2 1.75°螺杆钻具组合通过能力分析
马达弯角取1.75°，通过计算分析螺杆钻具总摩阻力和应力，得到了与1.50°弯角马达类似的规律。计算结果如图 6和图 7所示。
|
| 图 6 总摩阻力随通过窗口距离的变化曲线(马达弯角1.75°) Fig.6 The total frictional resistance versus the distance through the window (bending angle 1.75°) |
|
| 图 7 应力随通过窗口距离的变化曲线(马达弯角1.75°) Fig.7 Stress versus the distance through the window (bending angle 1.75°) |
3.3 2.00°螺杆钻具组合通过能力分析
马达弯角取2.00°，计算结果如图 8和图 9所示。分析螺杆钻具总摩阻力和应力，得到了与1.50°弯角马达类似的规律。
|
| 图 8 总摩阻力随通过窗口距离的变化曲线(马达弯角2.00°) Fig.8 The total frictional resistance versus the distance through the window (bending angle 2.00°) |
|
| 图 9 应力随通过窗口距离的变化曲线(马达弯角2.00°) Fig.9 Stress versus the distance through the window (bending angle 2.00°) |
表 1给出了三种不同弯角的螺杆钻具组合通过不同有效窗口长度的最大摩阻力和最大应力。
| 马达弯 角/(°) | 有效窗口 长度/m | 最大摩阻 力/kN | 摩阻力判断 能否通过 | 最大应 力/MPa | 强度判断 能否通过 |
| 0.50 | 20.70 | 不能 | 369.8 | 不能 | |
| 0.75 | 20.25 | 不能 | 353.5 | 不能 | |
| 1.00 | 17.57 | 能 | 320.5 | 能 | |
| 1.50 | 1.30 | 17.52 | 能 | 293.2 | 能 |
| 1.50 | 17.49 | 能 | 291.0 | 能 | |
| 2.00 | 17.42 | 能 | 282.2 | 能 | |
| 2.50 | 17.34 | 能 | 235.4 | 能 | |
| 0.50 | 23.11 | 不能 | 396.3 | 不能 | |
| 0.75 | 17.87 | 能 | 355.1 | 不能 | |
| 1.00 | 17.82 | 能 | 332.1 | 能 | |
| 1.75 | 1.30 | 17.78 | 能 | 314.5 | 能 |
| 1.50 | 17.75 | 能 | 309.5 | 能 | |
| 2.00 | 17.68 | 能 | 285.6 | 能 | |
| 2.50 | 17.59 | 能 | 259.6 | 能 | |
| 0.50 | 36.79 | 不能 | 484.8 | 不能 | |
| 0.75 | 31.47 | 不能 | 432.8 | 不能 | |
| 1.00 | 18.02 | 能 | 346.5 | 不能 | |
| 2.00 | 1.30 | 19.48 | 能 | 347.4 | 不能 |
| 1.50 | 17.96 | 能 | 327.1 | 能 | |
| 2.00 | 17.87 | 能 | 286.4 | 能 | |
| 2.50 | 17.81 | 能 | 268.0 | 能 |
马达弯角取1.50°，有效窗口长度为0.50和0.75 m时，从强度评价来看，最大应力大于许用应力，出现强度不够、螺杆钻具通过套管开窗窗口时弯坏的风险。从摩阻力评价来看，大于许用的摩阻力20 kN，不能通过套管开窗窗口。因此，有效窗口长度大于等于1.00 m时，螺杆钻具马达弯角取1.50°能通过套管开窗段。同理，马达弯角取1.75°和2.00°时，螺杆钻具能通过窗口的最小有效窗口长度分别为1.00和1.50 m。
4 现场实施效果根据现场开窗侧钻斜向器有效开窗长度及螺杆钻具造斜能力等其他相关因素，综合考虑设计人员和现场施工人员，现场决定采用1.50°弯角螺杆钻具组合进行现场作业。E井一开高造斜率马达(1.50°)钻具组合为：ø209.6 mm PDC钻头+ø171.5 mm PDM+ø171.5 mm PM+6-ø171.5 mm HOC+ø171.5 mm DC+ø171.5 mm F/V+ø127.0 mm HWDP+ø203.2 mm液压扩眼器+ø165.1 mm JAR+ø127.0 mm HWDP。
钻具下钻至窗口顶1 m处，控制下放速度(未调整工具面)，过窗口期间无任何阻挂现象，直接通过窗口顶端。继续下放钻具至窗口底部，均无任何阻挂，高造斜率钻具顺利通过窗口段。着陆位于5小层顶以下2.5 m，着陆位置理想。
5 结论(1) 考虑有效窗口长度和马达弯角等参数的影响，利用ANSYS有限元软件对螺杆钻具组合过窗口进行模拟计算。从许用摩阻力和许用应力条件，判断了螺杆钻具组合的下入能力。
(2) 螺杆钻具马达弯角分别取1.50°、1.75°和2.00°时，综合考虑强度和摩阻力两个条件，能够通过的最短有效窗口长度分别为1.00、1.00和1.50 m。
(3) 经过螺杆钻具过窗口的模拟计算，其判断结果可为现场最终确定钻具组合方案提供依据。
| [1] |
董星亮. 海洋钻井手册[M]. 北京: 石油工业出版社, 2010. DONG X L. Manual of offshore drilling[M]. Beijing: Petroleum Industry Press, 2010. |
| [2] |
赵俊平, 苏义脑. 钻具组合通过能力模式及其分析[J]. 石油钻采工艺, 1993, 15(5): 1-6. ZHAO J P, SU Y N. Drilling tool assembly throughput model and its analysis[J]. Oil Drilling & Production Technology, 1993, 15(5): 1-6. |
| [3] |
陈祖锡, 唐雪平. 中短半径造斜螺杆钻具在套管内的通过度[J]. 钻采工艺, 1999, 22(6): 7-10. CHEN Z X, TANG X P. Passing ability of medium/short-radius whipstocking screw drill tools inside casing[J]. Drilling and Production Technology, 1999, 22(6): 7-10. DOI:10.3969/j.issn.1006-768X.1999.06.002 |
| [4] |
祝效华, 高原, 刘少胡, 等. 单弯螺杆钻具下入套管可行性分析[J]. 石油钻采工艺, 2011, 33(3): 106-108. ZHU X H, GAO Y, LIU S H, et al. Feasibility analysis of single bend screw tripping[J]. Oil Drilling & Production Technology, 2011, 33(3): 106-108. DOI:10.3969/j.issn.1000-7393.2011.03.028 |
| [5] |
刘巨保, 罗敏. ø139.7 mm套管内侧钻水平井弯螺杆钻具通过能力分析[J]. 钻采工艺, 2003, 26(1): 15-16. LIU J B, LUO M. The passing capacity analysis of curved screw rod in the ø139.7 mm casing sidetracking horizontal well[J]. Drilling and Production Technology, 2003, 26(1): 15-16. |
| [6] |
孙健, 李黔. ø177.8mm套管内大角度单弯螺杆下入阻力分析[J]. 石油矿场机械, 2006, 35(6): 73-75. SUN J, LI Q. Stress analysis of single-bending screw drill tool with large angle[J]. Oil Field Equipment, 2006, 35(6): 73-75. DOI:10.3969/j.issn.1001-3482.2006.06.023 |
| [7] |
王晓鹏, 谢涛, 张强, 等. 弯外壳螺杆钻具窗口通过能力有限元分析[J]. 石油机械, 2017, 45(7): 34-38. WANG X P, XIE T, ZHANG Q, et al. Finite element analysis of throughput capacity of screw drilling tool after window cutting of casing[J]. China Petroleum Machinery, 2017, 45(7): 34-38. |
| [8] |
赵域栋, 狄勤丰, 王文昌, 等. 浅层水平井管柱可下入性分析及下入过程的可视化[J]. 钻采工艺, 2012, 35(3): 67-70. ZHAO Y D, DI Q F, WANG W C, et al. Tripability analysis of the strings and 3D visualization of strings running process in shallow horeizontal well[J]. Drilling and Production Technology, 2012, 35(3): 67-70. DOI:10.3969/J.ISSN.1006-768X.2012.03.22 |
| [9] |
陈勇, 刘飞, 张兴国, 等. 水平井内套管柱下入过程的数值模拟[J]. 石油机械, 2010, 38(3): 28-30. CHEN Y, LIU F, ZHANG X G, et al. Numerical simulation of the running process of the casing string in horizontal wells[J]. China Petroleum Machinery, 2010, 38(3): 28-30. |
| [10] |
张强, 刘巨保, 姚利明, 等. 石油钻机井架结构梁单元计算精度分析[J]. 石油机械, 2013, 41(12): 1-5. ZHANG Q, LIU J B, YAO L M, et al. Calculation precision analysis of the beam element for rig derrick structural design[J]. China Petroleum Machinery, 2013, 41(12): 1-5. |