CN105545260A - 一种套管柱下入方法及装置 - Google Patents

Abstract

本发明公开了一种套管柱下入方法及装置。其中，该方法包括：对套管柱进行受力分析，得到套管柱摩阻计算方程；基于套管柱摩阻计算方程，计算不同的漂浮长度所对应的大钩载荷；在满足预设载荷条件的基础上，取数值最大的大钩载荷所对应的漂浮长度为最佳漂浮长度；在套管柱的最佳漂浮长度对应位置设置漂浮接箍，执行套管柱下入操作。本发明应用漂浮下套管原理，对套管柱进行力学分析，建立漂浮下套管力学模型，形成一种计算套管漂浮长度的优化方案，从而确定最佳漂浮段长度，使漂浮接箍安放在最优化的井深处，使剩余下入载荷达到最佳，保证套管柱顺利下到位，为漂浮下套管提供技术支持，从而顺利完成完井施工作业。

Description

一种套管柱下入方法及装置

技术领域

本发明涉及钻完井技术领域，尤其涉及一种套管柱下入方法及装置。

背景技术

在边际油田或薄油层油田的开发中，大位移井和水平井起到了十分重要的作用。成功完成一口大位移井、水平井所涉及的关键技术很多，其中套管顺利下入是大位移井、水平井成功的关键技术之一。

大位移井、水平井由于水平段长、垂深浅、套管下入过程中摩阻力大，应用常规下套管工艺往往不能将套管下到位，无法满足施工要求，漂浮下套管技术可以解决这一技术难题，是下套管作业的有力保障。

漂浮下套管技术主要是通过在套管串结构中加入漂浮接箍，利用套管柱下部封闭的一段空气或低密度的钻井液的浮力作用，使套管处于“漂浮状态”，使套管下入过程中不会紧贴井壁，来减小套管下入过程中井壁对套管的摩阻，提高套管的下入深度，以达到套管安全下入的目的。

在漂浮下套管过程中，合理的确定漂浮长度是漂浮下套管技术的关键，漂浮长度就是盲板浮鞋与漂浮接箍之间的套管长度，不同的漂浮长度使下套管的难易程度不同：1)如果漂浮段过长，一方面会因为浮力太大，当套管下入到一定的深度后，大钩载荷降为零，造成套管下入困难；另一方面，套管与井壁的正压力得不到应有的改善，反而会增大套管与井壁的正压力，造成套管与井壁的摩阻力增大，不利于套管的下入；2)如果漂浮段过短，则由于降低摩阻力不是很显著，不能起到应有的漂浮效果，套管仍然无法下下去。

目前，对于如何确定套管漂浮长度，才能最大限度地发挥漂浮下套管技术的优势，国内外研究甚少，该项技术研究一直是漂浮下套管技术未解决的技术难点问题。

发明内容

本发明提供了一种套管柱下入方法及装置，以至少解决相关技术中套管柱漂浮长度无法准确计算的问题。

根据本发明的一个方面，提供了一种套管柱下入方法，其中，该方法包括：对套管柱进行受力分析，得到套管柱摩阻计算方程；基于所述套管柱摩阻计算方程，计算不同的漂浮长度所对应的大钩载荷；在满足预设载荷条件的基础上，取数值最大的大钩载荷所对应的漂浮长度为最佳漂浮长度；在所述套管柱的所述最佳漂浮长度对应位置设置漂浮接箍，执行套管柱下入操作。

优选地，对套管柱进行受力分析，得到套管柱摩阻计算方程，包括：将套管柱自下而上均分为多个微单元段；计算每个微单元段两端的节点处的集中力、每个微单元段的均布接触力、每个微单元段的线密度；将每个微单元段的所述集中力、所述均布接触力和所述线密度分别代入受力平衡公式，再结合弗朗内-塞雷公式、力矩平衡公式，得到套管柱摩阻计算方程。

优选地，所述方法还包括：对所述套管柱摩阻计算方程进行有限差分化和离散化操作，得到差分形式的套管柱摩阻计算方程。

优选地，差分形式的套管柱摩阻计算方程是：

其中，i为自井底至井口的节点数，i＝0～n，n为微单元段的个数，s为测深，F_t为大钩载荷，K为井眼轴线的曲率，K_α为井斜角变化率，为方位角变化率，α为井斜角，为方位角，N_n、N_b为均布接触力，M_b为弯矩，q为线密度，μ为摩擦系数，N为套管柱与井壁的接触正压力。

优选地，基于所述套管柱摩阻计算方程，计算不同的漂浮长度所对应的大钩载荷，包括：基于漂浮长度的不同取值，分别计算位于漂浮长度以上的每个微单元段的线密度，以及位于漂浮长度以下的每个微单元段的线密度；将每个微单元段的线密度代入所述套管柱摩阻计算方程，计算得到与漂浮长度对应的大钩载荷。

优选地，位于漂浮长度以上的套管柱灌入钻井液，每个微单元段的线密度由以下公式计算得到：位于漂浮长度以下的套管柱掏空，每个微单元段的线密度由以下公式计算得到：其中，q_m为套管柱在空气中的线重量，ρ_m为钻井液的密度，ρ_s为套管柱的材料密度，D为套管柱的外径，d为套管柱的内径。

优选地，所述预设载荷条件是：大钩载荷+游动系统重量≥0。

根据本发明的另一个方面，提供了一种套管柱下入装置，其中，该装置包括：模型搭建模块，用于对套管柱进行受力分析，得到套管柱摩阻计算方程；模型计算模块，用于基于所述套管柱摩阻计算方程，计算不同的漂浮长度所对应的大钩载荷；漂浮长度确定模块，用于在满足预设载荷条件的基础上，取数值最大的大钩载荷所对应的漂浮长度为最佳漂浮长度；套管下入模块，用于在所述套管柱的所述最佳漂浮长度对应位置设置漂浮接箍，执行套管柱下入操作。

优选地，所述模型搭建模块包括：受力分析单元，用于将套管柱自下而上均分为多个微单元段；计算每个微单元段两端的节点处的集中力、每个微单元段的均布接触力、每个微单元段的线密度；其中，每两个相邻微单元段之间为一节点；模型搭建单元，用于将每个微单元段的所述集中力、所述均布接触力和所述线密度分别代入受力平衡公式，再结合弗朗内-塞雷公式、力矩平衡公式，得到套管柱摩阻计算方程。

优选地，所述装置还包括：差分处理模块，用于对所述套管柱摩阻计算方程进行有限差分化和离散化操作，得到差分形式的套管柱摩阻计算方程。

优选地，差分形式的套管柱摩阻计算方程是：

其中，i为自井底至井口的节点数，i＝0～n，n为微单元段的个数，s为测深，F_t为大钩载荷，K为井眼轴线的曲率，K_α为井斜角变化率，为方位角变化率，α为井斜角，为方位角，N_n、N_b为均布接触力，M_b为弯矩，q为线密度，μ为摩擦系数，N为套管柱与井壁的接触正压力。

优选地，所述模型计算模块包括：线密度计算单元，用于基于漂浮长度的不同取值，分别计算位于漂浮长度以上的每个微单元段的线密度，以及位于漂浮长度以下的每个微单元段的线密度；大钩载荷计算单元，用于将每个微单元段的线密度代入所述套管柱摩阻计算方程，计算得到与漂浮长度对应的大钩载荷；其中，位于漂浮长度以上的套管柱灌入钻井液，的每个微单元段的线密度由以下公式计算得到：位于漂浮长度以下的套管柱掏空，每个微单元段的线密度由以下公式计算得到：其中，q_m为套管柱在空气中的线重量，ρ_m为钻井液的密度，ρ_s为套管柱的材料密度，D为套管柱的外径，d为套管柱的内径。

优选地，所述预设载荷条件是：大钩载荷+游动系统重量≥0。

本发明通过对漂浮下套管技术进行研究，应用漂浮下套管原理，对套管柱进行力学分析，建立漂浮下套管力学模型，形成一种计算套管漂浮长度的优化方案，从而确定最佳漂浮段长度，使漂浮接箍安放在最优化的井深处，使剩余下入载荷达到最佳，从而解决了相关技术中套管柱漂浮长度无法准确计算的问题，保证套管柱顺利下到位，为漂浮下套管提供技术支持，从而顺利完成完井施工作业。

附图说明

此处所说明的附图用来提供对本发明的进一步理解，构成本申请的一部分，本发明的示意性实施例及其说明用于解释本发明，并不构成对本发明的限定。在附图中：

图1是根据本发明实施例的套管柱下入方法的流程图；

图2是根据本发明实施例的空间坐标系示意图；

图3是根据本发明实施例的套管柱分段受力分析示意图；

图4是根据本发明实施例的套管柱漂浮长度的优化流程图；

图5是根据本发明实施例的套管柱下入装置的结构示意图；

图6是根据本发明实施例的套管柱下入装置的具体结构示意图；

图7是根据本发明实施例的套管柱下入装置的另一具体结构示意图。

具体实施方式

下面结合本发明实施例中的附图，对本发明实施例中的技术方案进行清楚、完整地描述，显然，所描述的实施例仅仅是本发明一部分实施例，而不是全部的实施例。基于本发明的实施例，本领域普通技术人员在没有做出创造性劳动前提下所获得的所有其他实施例，都属于本发明的保护范围。

本发明实施例提供了一种套管柱下入方法，图1是根据本发明实施例的套管柱下入方法的流程图。如图1所示，该方法包括以下步骤(步骤S102-步骤S108)：

步骤S102，对套管柱进行受力分析，得到套管柱摩阻计算方程；

步骤S104，基于套管柱摩阻计算方程，计算不同的漂浮长度所对应的大钩载荷；

步骤S106，在满足预设载荷条件的基础上，取数值最大的大钩载荷所对应的漂浮长度为最佳漂浮长度；该预设载荷条件是：大钩载荷+游动系统重量≥0；

步骤S108，在套管柱的最佳漂浮长度对应位置设置漂浮接箍，执行套管柱下入操作。

本实施例应用漂浮下套管原理，对套管柱进行力学分析，建立漂浮下套管力学模型，形成一种计算套管漂浮长度的优化方法，从而确定最佳漂浮段长度，使漂浮接箍安放在最优化的井深处，使剩余下入载荷达到最佳，从而解决了相关技术中套管柱漂浮长度无法准确计算的问题，保证套管柱顺利下到位，为漂浮下套管提供技术支持，从而顺利完成完井施工作业。

一实施例中，通过对套管柱进行受力分析得到套管柱摩阻计算方程，从而搭建漂浮下套管力学模型，通过以下步骤实现：将套管柱自下而上均分为多个微单元段；计算每个微单元段两端的节点处的集中力、每个微单元段的均布接触力、每个微单元段的线密度；将每个微单元段的上述集中力、上述均布接触力和上述线密度分别代入受力平衡公式，再结合弗朗内-塞雷公式、力矩平衡公式，得到套管柱摩阻计算方程。

下面对漂浮下套管力学模型的搭建及应用过程进行详细介绍。

1)建立空间坐标系

图2是根据本发明实施例的空间坐标系示意图，如图1所示，以井口处为原点O建立空间坐标系，包括直角笛卡尔坐标系ONED和自然坐标系tnb，N轴指向正北方向，E轴指向正东方向，D轴垂直向下，为井眼轴线的切线方向的单位矢量，为井眼轴线的主法线方向的单位矢量，为井眼轴线的副法线方向的单位矢量。

2)建立漂浮下套管力学模型

图3是根据本发明实施例的套管柱分段受力分析示意图，如图3所示，以井眼轨迹数据点为节点，将套管柱划分成多个微单元段，图3展示的是任意两个节点之间的一个微单元段受力分析。

假设套管柱与井壁连续接触，套管柱轴线与井眼轴线一致，微单元段所受重力、正压力、摩阻力均匀分布，且为空间斜平面上的一段圆弧。在井眼轴线上取套管微单元段ds，假设微单元段的起点为A，其曲线坐标为s，终点为B，其曲线坐标为s+ds。

微单元段s处(A点)的集中力为：

$\stackrel{\→}{F}\left(s\right)=\left(\begin{array}{ccc}-F_t\left(s\right)& F_n\left(s\right)& F_b\left(s\right)\end{array}\right)\left[\begin{array}{c}\stackrel{\→}{t}\left(s\right)\\ \stackrel{\→}{n}\left(s\right)\\ \stackrel{\→}{b}\left(s\right)\end{array}\right]---\left(1\right)$

微单元段s+ds处(B点)的集中力为：

$\stackrel{\→}{F}(s+ds)=\left(F_t\right(s+{\mathrm{dF}}_t)-(F_n+{\mathrm{dF}}_n)-(F_b+{\mathrm{dF}}_b\left)\right)\left[\begin{array}{c}\stackrel{\→}{t}\left(s\right)+d\stackrel{\→}{t}\\ \stackrel{\→}{n}\left(s\right)+d\stackrel{\→}{n}\\ \stackrel{\→}{b}\left(s\right)+d\stackrel{\→}{b}\end{array}\right]---\left(2\right)$

微单元段ds上的均布接触力为：

${\stackrel{\→}{q}}_c\left(s\right)=\left(\begin{array}{ccc}\±\mathrm{\μ}N& N_n& N_b\end{array}\right)\left[\begin{array}{c}\stackrel{\→}{t}\left(s\right)\\ \stackrel{\→}{n}\left(s\right)\\ \stackrel{\→}{b}\left(s\right)\end{array}\right]---\left(3\right)$

微单元段ds套管浮重(或称为线密度)为：

$\stackrel{\→}{q}=q_m(1-\frac{{\mathrm{\ρ}}_m}{{\mathrm{\ρ}}_s})---\left(4\right)$

微单元段ds的受力平衡公式是：

$\stackrel{\→}{F}\left(s\right)+\stackrel{\→}{F}(s+ds)+{\stackrel{\→}{q}}_{c}ds+\stackrel{\→}{q}ds=0---\left(5\right)$

将(1)、(2)、(3)、(4)式代入(5)式，略去微量的乘积，可得：

$\begin{array}{c}-{\stackrel{\→}{F}}_t\stackrel{\→}{t}+{\stackrel{\→}{F}}_n\stackrel{\→}{n}+{\stackrel{\→}{F}}_b\stackrel{\→}{b}+{\stackrel{\→}{F}}_b\stackrel{\→}{t}+d{\stackrel{\→}{F}}_t\stackrel{\→}{t}-{\stackrel{\→}{F}}_n\stackrel{\→}{n}-d{\stackrel{\→}{F}}_n\stackrel{\→}{n}-{\stackrel{\→}{F}}_b\stackrel{\→}{b}-d{\stackrel{\→}{F}}_b\stackrel{\→}{b}\\ \±\mathrm{\μ}N\stackrel{\→}{t}ds+N_{n}nds+N_{b}ds\stackrel{\→}{b}+q_m(1-\frac{{\mathrm{\ρ}}_m}{{\mathrm{\ρ}}_s})ds=0\end{array}$

化简整理后，可得：

$\frac{{\mathrm{dF}}_t}{ds}\stackrel{\→}{t}-\frac{{\mathrm{dF}}_n}{ds}\stackrel{\→}{n}-\frac{{\mathrm{dF}}_b}{ds}\stackrel{\→}{b}\±\mathrm{\μ}N\stackrel{\→}{t}+N_n\stackrel{\→}{n}+N_b\stackrel{\→}{b}+q_m(1-\frac{{\mathrm{\ρ}}_m}{{\mathrm{\ρ}}_s})=0---\left(6\right)$

根据(6)式结合弗朗内-塞雷公式：

$\frac{d}{ds}\left(\begin{array}{c}\stackrel{\→}{t}\\ \stackrel{\→}{n}\\ \stackrel{\→}{b}\end{array}\right)=\left(\begin{array}{ccc}0& K& 0\\ -K& 0& -\mathrm{\τ}\\ 0& \mathrm{\τ}& 0\end{array}\right)\left(\begin{array}{c}\stackrel{\→}{t}\\ \stackrel{\→}{n}\\ \stackrel{\→}{b}\end{array}\right)$

将力向主、副法线和切线方向上投影可得：

$\left\{\begin{array}{c}\frac{{\mathrm{dF}}_t}{ds}+{\mathrm{KN}}_n\±\mathrm{\μ}N-q_m(1-\frac{{\mathrm{\ρ}}_m}{{\mathrm{\ρ}}_s})cos\mathrm{\α}=0\\ -\frac{{\mathrm{dN}}_n}{ds}+{\mathrm{KF}}_t+{\mathrm{\τN}}_b+N_n-q_m(1-\frac{{\mathrm{\ρ}}_m}{{\mathrm{\ρ}}_s})sin\mathrm{\α}\frac{K_{\mathrm{\α}}}{K}=0\\ -\frac{{\mathrm{dN}}_b}{ds}-N_n\·\mathrm{\τ}+N_b-q_m(1-\frac{{\mathrm{\ρ}}_m}{{\mathrm{\ρ}}_s}){\sin }^2\mathrm{\α}\frac{K_{\mathrm{\φ}}}{K}=0\end{array}\right.---\left(7\right)$

由微单元段上的力矩平衡公式，可得：

$\left\{\begin{array}{c}\frac{{\mathrm{dM}}_t}{ds}=\mathrm{\μ}RN\\ \frac{{\mathrm{dM}}_b}{ds}=N_n\\ K\·M_b+\mathrm{\τ}\·M_t=N_b\end{array}\right.---\left(8\right)$

将(8)式代入(7)式整理后，可得漂浮下套管力学模型：

$\left\{\begin{array}{c}\frac{{\mathrm{dF}}_t}{ds}-qcos\mathrm{\α}\±\mathrm{\μ}N+K\frac{{\mathrm{dM}}_b}{ds}=0\\ \frac{{\mathrm{dM}}_t}{ds}=\mathrm{\μ}RN\\ N_n-\frac{d^2{M}_b}{{\mathrm{ds}}^2}+K\·F_t-q\frac{K_{\mathrm{\α}}}{K}sin\mathrm{\α}+\mathrm{\τ}(K\·M_b+\mathrm{\τ}\·M_t)=0\\ N_b-\frac{d({\mathrm{KM}}_b+\mathrm{\τ}\·M_t)}{ds}-\mathrm{\τ}\frac{{\mathrm{dM}}_b}{ds}-q\frac{K_{\mathrm{\φ}}}{K}{\sin }^2\mathrm{\α}=0\\ N^2={N_n}^2+{N_b}^2\end{array}\right.---\left(9\right)$

如前所述，假设井眼轴线相邻两测点为空间斜平面上的一段圆弧，井眼挠率位于密切面内，由密切面定义可知:τ＝0，由于上述计算过程不计算轴向扭矩M_t，故略去R是套管柱的半径，即套管柱外径的一半。

则最终漂浮下套管力学模型简化为：(下套管时±μN取负号，因此以下方程直接取负号)

$\left\{\begin{array}{c}\frac{{\mathrm{dF}}_t}{ds}=qcos\mathrm{\α}-\mathrm{\μ}N-K\frac{{\mathrm{dM}}_b}{ds}\\ N_n=\frac{d^2{M}_b}{{\mathrm{ds}}^2}-K\·F_t+q\frac{K_{\mathrm{\α}}}{K}sin\mathrm{\α}\\ N_b=K\frac{{\mathrm{dM}}_b}{ds}+q\frac{K_{\mathrm{\φ}}}{K}{\sin }^2\mathrm{\α}\\ N^2={N_n}^2+{N_b}^2\end{array}\right.---\left(10\right)$

其中：

$K_{\mathrm{\α}}=\frac{d\mathrm{\α}}{ds}$

$K_{\mathrm{\φ}}=\frac{d\mathrm{\φ}}{ds}$

上述各个公式中，i为自井底至井口的节点数，i＝0～n，n为微单元段的个数；s为测深，单位为m；ds为微单元段长度，单位为m；F_t为大钩载荷，单位为N；F_n、F_b为剪切力，单位为N；N_n，N_b为均布接触力，单位为N/m，M_t、M_b为弯矩，M_b＝EIK(s),单位为N·m；α为井斜角，单位为rad；为方位角，单位为rad；μ为摩擦系数；K_α为井斜角变化率，K_φ为方位角变化率，K为井眼轴线的曲率，单位为rad/m；q为管柱单位长度浮重(也称为线密度)，单位为N/m；E为弹性模量；I为惯性矩，单位为m4；N为套管柱与井壁的接触正压力。

3)优化漂浮下套管力学模型

为了保证漂浮下套管力学模型的计算准确性以及为了便于后续漂浮下套管力学模型更好的应用，本实施例对漂浮下套管力学模型进行以下优化操作：对套管柱摩阻计算方程进行有限差分化和离散化操作，得到差分形式的套管柱摩阻计算方程。

有限差分化操作是以有限个差分方程来代替偏微分方程。设f(x)弹性平面内的某一连续函数，用相隔等间距h来平分x轴。在x轴a点附近Taylor(泰勒)级数展开

f(x)有：

$f\left(x\right)=f_a+{\left(\frac{df}{ds}\right)}_a(x-a)+\frac{1}{2!}{\left(\frac{d^{2}f}{d^{2}x}\right)}_a\·{(x-a)}^2+\frac{1}{3!}{\left(\frac{d^{3}f}{d^{3}x}\right)}_a\·{(x-a)}^3+...;$

在a点的a-h处和a+h处f(x)可以分别表示为f1和f2：

$f_1=f_a-h{\left(\frac{df}{ds}\right)}_a+\frac{h^2}{2!}{\left(\frac{d^{2}f}{d^{2}x}\right)}_a-\frac{h^3}{3!}{\left(\frac{d^{3}f}{d^{3}x}\right)}_a+...---\left(11\right)$

$f_2=f_a+h{\left(\frac{df}{ds}\right)}_a+\frac{h^2}{2!}{\left(\frac{d^{2}f}{d^{2}x}\right)}_a+\frac{h^3}{3!}{\left(\frac{d^{3}f}{d^{3}x}\right)}_a+\mathrm{...}---\left(12\right)$

联立以上两式可以求得及

${\left(\frac{df}{ds}\right)}_a=\frac{f_2-f_1}{h}---\left(13\right)$

${\left(\frac{d^{2}f}{d^{2}x}\right)}_a=\frac{f_2+f_1-2f_a}{h^2}---\left(14\right)$

由于漂浮下套管力学模型的计算方程式为非线性方程组，采用牛顿迭代法进行迭代求解。首先应用有限差分中的差分公式，即转化成

$\left\{\begin{array}{c}\frac{F_{ti+1}-F_{ti}}{{\mathrm{\Δs}}_i}+K_i\frac{M_{bi+1}-M_{bi}}{{\mathrm{\Δs}}_i}=q_i{\mathrm{cos\α}}_i\±{\mathrm{\μN}}_i\\ N_{ni}=\frac{M_{bi+2}-2M_{bi}+M_{bi+1}}{{{\mathrm{\Δs}}_i}^2}-K_i{F}_{ti}+q_i\frac{K_{\mathrm{\α}i}}{K_i}{\mathrm{sin\α}}_i\\ N_{bi}=K_i\frac{M_{bi+1}-M_{bi}}{{\mathrm{\Δs}}_i}+q_i\frac{K_{\mathrm{\φ}i}}{K_i}{\sin }^2{\mathrm{\α}}_i\\ N_i=\sqrt{{N_{ni}}^2+{N_{bi}}^2}\end{array}\right.---\left(15\right)$

根据井眼几何形状和管柱结构特征，n表示将整个管柱自井底至井口分割为n个微单元段，n个微单元段对应n+1个节点。假设第i(i为0到n之间)个节点的F_ti和M_bi都已知，则可用差分方程求出第i+1个节点的值。把上述方程(10)离散化，得到差分形式的套管柱摩阻计算方程：

$\left\{\begin{array}{c}\frac{F_{ti+1}-F_{ti}}{{\mathrm{\Δs}}_i}+K_i\frac{M_{bi+1}-M_{bi}}{{\mathrm{\Δs}}_i}=q_i{\mathrm{cos\α}}_i\±{\mathrm{\μN}}_i\\ N_{ni}=\frac{M_{bi+2}-2M_{bi}+M_{bi+1}}{{{\mathrm{\Δs}}_i}^2}-K_i{F}_{ti}+q_i\frac{K_{\mathrm{\α}i}}{K_i}{\mathrm{sin\α}}_i\\ N_{bi}=K_i\frac{M_{bi+1}-M_{bi}}{{\mathrm{\Δs}}_i}+q_i\frac{K_{\mathrm{\φ}i}}{K_i}{\sin }^2{\mathrm{\α}}_i\\ N_i=\sqrt{{N_{ni}}^2+{N_{bi}}^2}\end{array}\right.---\left(16\right)$

式中：M_bi＝EI_iK_bi。

4)基于漂浮下套管力学模型，计算不同的漂浮长度所对应的大钩载荷

首先，基于漂浮长度的不同取值，分别计算位于漂浮长度以上的每个微单元段的线密度，以及位于漂浮长度以下的每个微单元段的线密度；

然后，漂浮长度依次取不同值，将每个微单元段的线密度代入套管柱摩阻计算方程，计算得到与漂浮长度对应的大钩载荷。基于此，可利用漂浮下套管力学模型准确计算不同漂浮长度对应的大钩载荷，为后续找出最佳漂浮长度提供基础。

处于漂浮段的套管柱在钻井液中的线密度，等于单位长度套管柱的自重减去钻井液对它的浮力。假设将漂浮接箍安装在井底，依次增加安装高度，假设在距离底端L(L为套管的漂浮长度)处有一漂浮接箍，漂浮接箍下端的套管柱掏空，漂浮接箍上端的套管柱中灌入钻井液。

对于漂浮接箍以上的套管柱：

每个微单元段的线密度根据以下公式计算：

对于漂浮接箍以下的套管柱：

套管和管内液体的总重量W_g为：W_g＝Lq_m+LA_iρ_ig；

在钻井液中所产生的浮力为F_b为：F_b＝LgA_oρ_m；

则套管柱在钻井液中的重量为：W_b＝W_g-F_b＝Lq_m-Lg(A_oρ_m-A_iρ_i)；A_i是套管柱内径的截面积，A_o是套管柱外径的截面积。

则套管柱每个微单元段在钻井液中的重量为：

$\begin{array}{c}q=q_m-g(A_o{\mathrm{\ρ}}_m-A_i{\mathrm{\ρ}}_i)\\ ={\mathrm{\ρ}}_s\·g\·\frac{\mathrm{\π}}{4}(D^2-d^2)-{\mathrm{\ρ}}_m\·g\·\frac{\mathrm{\π}}{4}{D}^2+{\mathrm{\ρ}}_i\·g\·\frac{\mathrm{\π}}{4}{d}^2\\ =\frac{\mathrm{\π}g}{4}{D}^2({\mathrm{\ρ}}_s-{\mathrm{\ρ}}_m)-\frac{\mathrm{\π}g}{4}{d}^2({\mathrm{\ρ}}_s-{\mathrm{\ρ}}_i)\end{array}$

忽略空气密度，则漂浮接箍以下的套管柱的每个微单元段的线密度根据以下公式计算：

$q=\frac{{\mathrm{\πD}}^{2}g}{4}({\mathrm{\ρ}}_s-{\mathrm{\ρ}}_m)-\frac{{\mathrm{\πd}}^{2}g}{4}{\mathrm{\ρ}}_s;$

式中，q_m为套管柱在空气中的线重量，单位为N/m；ρ_m为钻井液的密度，单位为kg/m3；ρ_s为套管柱的材料密度，单位为kg/m3；ρ_i为漂浮段管内液体密度，kg/m3；D，d分别为套管柱的外径与内径，单位为m。

综上可知，位于漂浮长度以上的套管柱灌入钻井液，每个微单元段的线密度由以下公式计算得到：位于漂浮长度以下的套管柱掏空，每个微单元段的线密度由以下公式计算得到： $q=\frac{{\mathrm{\πD}}^{2}g}{4}({\mathrm{\ρ}}_s-{\mathrm{\ρ}}_m)-\frac{{\mathrm{\πd}}^{2}g}{4}{\mathrm{\ρ}}_s;.$

在上述计算大钩载荷的过程中，当下放套管柱时，套管底端的载荷为零，上端载荷为大钩悬重。即：井底F_t(0)＝0，依次类推，即可计算出距钻头任意井深处的受力F_t，即套管柱在某一深度的大钩载荷。另外，根据公式f_i＝μN_i，利用迭加计算方法，从套管柱底端开始迭加计算到井口，则可以计算出整个套管柱所受的总摩擦阻力。

5)选取最佳漂浮长度

在实践中，套管柱的漂浮长度不能太长也不能太短。如果漂浮长度太长，一方面会因为浮力太大，使得套管柱下入到一定的深度后大钩载荷降为零，造成套管柱下入困难；另一方面，套管柱与井壁的正压力得不到应有的改善，反而会增大套管柱与井壁的正压力，造成套管柱与井壁的摩阻力增大，不利于套管柱的下入。如果套管柱的漂浮长度太短，则不能起到应有的漂浮效果，不利于作业。因此，选取最佳的套管漂浮段长度是非常重要的。需要同时满足以下两个准则：

第一准则：F_t+F_游≥0；其中，F_t是大钩载荷，F_游是游动系统重量。

在套管柱下入的过程中，由于套管柱漂浮作用，大钩载荷会降低，为了防止大钩载荷降为零，要求漂浮长度不能太大，必须满足最大漂浮力小于套管有效自重。可通过大钩载荷判断，当套管柱下入某一深度时求出相应的大钩载荷，当大钩载荷F_t>0时，均可以正常下入；当F_t<0，F_游>|F_t|时，可用游动系统的压力使套管柱下入井底；当F_游<|F_t|时，套管柱无法下入，当F_游＝|F_t|时，就是套管柱可下入的最大深度。因此，为了确使套管柱顺利下到井底，必须确保漂浮长度的选择满足第一准则。

第二准则：F_t(L)＝F_t(max)，即数值最大的大钩载荷所对应的漂浮长度L为最佳漂浮长度。套管柱的漂浮长度不同，则降低摩阻的大小程度不同，通过对不同漂浮长度下的套管柱进行力学计算，可以选择一个最优的漂浮长度L，使得井口载荷达到最大，摩阻最小。

综合以上两个准则，则可计算出最佳漂浮长度。在套管柱的最佳漂浮长度位置处安装漂浮接箍，即可实现套管柱的顺利下入。

前面详细介绍了建立漂浮下套管力学模型，以及应用漂浮下套管力学模型求取最佳漂浮长度的过程，下面通过优选实施例对整个流程进行介绍。假设初始漂浮长度为0，按照步长ΔL，逐渐增加漂浮长度，自下至上逐段计算不同漂浮长度对应的大钩载荷。图4是根据本发明实施例的套管柱漂浮长度的优化流程图，如图4所示，该流程包括以下步骤(步骤S401-步骤S405)：

步骤S401，获取基本参数。参数主要包括井眼轨迹数据(测深、井斜角、方位角)；套管柱组合数据(套管尺寸、长度、单位重量)；井身结构数据(获取套管与套管之间以及套管与裸眼之间的摩擦系数)；以及相关作业数据(钻井液性能、顶驱重量等)。

步骤S402，将套管柱分段。根据井眼几何形状和管柱结构特征，对井眼轨迹进行井段划分，利用三次样条插值法进行井眼轨迹拟合及井段测斜数据求取。将整个套管柱自下至上(自井底至井口)分割为n个微单元段，共计n+1个节点，△s为每个微单元段的长度。

步骤S403，结合上述基本参数，对微单元段进行受力分析，搭建漂浮下套管力学模型。

步骤S404，基于漂浮下套管力学模型，按照步长ΔL计算漂浮长度为L_i时的大钩载荷F_i。

步骤S405，在满足F_t+F_游≥0的基础上，在L_i和L_i+1之间采用二分法，直到计算的大钩载荷达到最大值，其对应的漂浮长度L即为最佳漂浮长度。

如上所述即为套管柱的漂浮长度的优化方法，该方法能计算最大限度发挥漂浮下套管技术的最佳漂浮长度。对固井完井作业的方案设计及调整都具有非常重要的参考价值，能够解决套管柱遇阻无法正常下入的技术难题，是下套管作业的有力保障。

基于同一发明构思，本发明实施例中还提供了一种套管柱下入装置，可以用于实现上述实施例所描述的方法，如下面的实施例所述。由于套管柱下入装置解决问题的原理与套管柱下入方法相似，因此套管柱下入装置的实施可以参见套管柱下入方法的实施，重复之处不再赘述。以下所使用的，术语“单元”或者“模块”可以实现预定功能的软件和/或硬件的组合。尽管以下实施例所描述的装置较佳地以软件来实现，但是硬件，或者软件和硬件的组合的实现也是可能并被构想的。

图5是根据本发明实施例的套管柱下入装置的结构示意图，如图5所示，该装置包括：模型搭建模块10、模型计算模块20、漂浮长度确定模块30和套管下入模块40，下面对该结构进行具体说明。

模型搭建模块10，用于对套管柱进行受力分析，得到套管柱摩阻计算方程；

模型计算模块20，连接至模型搭建模块10，用于基于上述套管柱摩阻计算方程，计算不同的漂浮长度所对应的大钩载荷；

漂浮长度确定模块30，连接至模型计算模块20，用于在满足预设载荷条件的基础上，取数值最大的大钩载荷所对应的漂浮长度为最佳漂浮长度；该预设载荷条件是：大钩载荷+游动系统重量≥0；

套管下入模块40，连接至漂浮长度确定模块30，用于在套管柱的最佳漂浮长度对应位置设置漂浮接箍，执行套管柱下入操作。

本实施例应用漂浮下套管原理，对套管柱进行力学分析，建立漂浮下套管力学模型，实现了一种计算套管漂浮长度的优化方案，从而确定最佳漂浮段长度，使漂浮接箍安放在最优化的井深处，使剩余下入载荷达到最佳，从而解决了相关技术中套管柱漂浮长度无法准确计算的问题，保证套管柱顺利下到位，为漂浮下套管提供技术支持，从而顺利完成完井施工作业。

图6是根据本发明实施例的套管柱下入装置的具体结构示意图，如图6所示，上述模型搭建模块10包括：受力分析单元12，用于将套管柱自下而上均分为多个微单元段；计算每个微单元段两端的节点处的集中力、每个微单元段的均布接触力、每个微单元段的线密度；其中，每两个相邻微单元段之间为一节点；模型搭建单元14，用于将每个微单元段的上述集中力、上述均布接触力和上述线密度分别代入受力平衡公式，再结合弗朗内-塞雷公式、力矩平衡公式，得到套管柱摩阻计算方程。通过搭建漂浮下套管力学模型为后续计算大钩载荷提供基础，更有利于找出最佳漂浮长度。模型搭建过程前面已进行了详细描述，在此不再赘述。

一实施例中，为了保证漂浮下套管力学模型的计算准确性以及为了便于后续漂浮下套管力学模型更好的应用，可以对漂浮下套管力学模型进行优化，基于此，本实施例提供了一种优选实施方式，即上述装置还包括：差分处理模块，用于对套管柱摩阻计算方程进行有限差分化和离散化操作，得到差分形式的套管柱摩阻计算方程。方程优化过程前面已进行了详细描述，在此不再赘述。

一实施例中，在搭建好漂浮下套管力学模型后，便可基于此计算大钩载荷。图7是根据本发明实施例的套管柱下入装置的另一具体结构示意图，如图7所示，上述模型计算模块20包括：线密度计算单元22，用于基于漂浮长度的不同取值，分别计算位于漂浮长度以上的每个微单元段的线密度，以及位于漂浮长度以下的每个微单元段的线密度；大钩载荷计算单元24，用于将每个微单元段的线密度代入上述套管柱摩阻计算方程，计算得到与漂浮长度对应的大钩载荷。位于漂浮长度上下的微单元段的线密度计算方式不同，前面已进行了详细描述，在此不再赘述。

当然，上述模块划分只是一种示意划分，本发明并不局限于此。该装置还可以仅包括：计算模块和下入模块，计算模块执行与计算相关的功能，下入模块执行与套管下入的功能，只要能实现本发明的目的的模块划分，均应属于本发明的保护范围。

从以上的描述中可知，本发明通过对漂浮下套管技术进行研究，应用漂浮下套管原理，对套管柱进行力学分析，建立漂浮下套管力学模型，形成一种计算套管漂浮长度的优化方案，从而确定最佳漂浮段长度，使漂浮接箍安放在最优化的井深处，使剩余下入载荷达到最佳，从而解决了相关技术中套管柱漂浮长度无法准确计算的问题，保证套管柱顺利下到位，为漂浮下套管提供技术支持，从而顺利完成完井施工作业。本发明不仅可为大位移井、水平井和套管下入方式提供依据，而且对于最大限度地发挥漂浮下套管技术的优势提供技术支持。

在本说明书的描述中，参考术语“一个实施例”、“优选实施方式”等的描述意指结合该实施例或示例描述的具体特征、结构、材料或者特点包含于本发明的至少一个实施例或示例中。在本说明书中，对上述术语的示意性表述不一定指的是相同的实施例或示例。而且，描述的具体特征、结构、材料或者特点可以在任何的一个或多个实施例或示例中以合适的方式结合。

以上所述的具体实施例，对本发明的目的、技术方案和有益效果进行了进一步详细说明，所应理解的是，以上所述仅为本发明的具体实施例而已，并不用于限定本发明的保护范围，凡在本发明的精神和原则之内，所做的任何修改、等同替换、改进等，均应包含在本发明的保护范围之内。

Claims (13)

1.一种套管柱下入方法，其特征在于，包括：

对套管柱进行受力分析，得到套管柱摩阻计算方程；

基于所述套管柱摩阻计算方程，计算不同的漂浮长度所对应的大钩载荷；

在满足预设载荷条件的基础上，取数值最大的大钩载荷所对应的漂浮长度为最佳漂浮长度；

在所述套管柱的所述最佳漂浮长度对应位置设置漂浮接箍，执行套管柱下入操作。

2.根据权利要求1所述的方法，其特征在于，对套管柱进行受力分析，得到套管柱摩阻计算方程，包括：

将套管柱自下而上均分为多个微单元段；

计算每个微单元段两端的节点处的集中力、每个微单元段的均布接触力、每个微单元段的线密度；

将每个微单元段的所述集中力、所述均布接触力和所述线密度分别代入受力平衡公式，再结合弗朗内-塞雷公式、力矩平衡公式，得到套管柱摩阻计算方程。

3.根据权利要求2所述的方法，其特征在于，所述方法还包括：

对所述套管柱摩阻计算方程进行有限差分化和离散化操作，得到差分形式的套管柱摩阻计算方程。

4.根据权利要求3所述的方法，其特征在于，差分形式的套管柱摩阻计算方程是：

其中，i为自井底至井口的节点数，i＝0～n，n为微单元段的个数，s为测深，F_t为大钩载荷，K为井眼轴线的曲率，K_α为井斜角变化率， 为方位角变化率，α为井斜角，为方位角，N_n、N_b为均布接触力，M_b为弯矩，q为线密度，μ为摩擦系数，N为所述套管柱与井壁的接触正压力。

5.根据权利要求4所述的方法，其特征在于，基于所述套管柱摩阻计算方程，计算不同的漂浮长度所对应的大钩载荷，包括：

基于漂浮长度的不同取值，分别计算位于漂浮长度以上的每个微单元段的线密度，以及位于漂浮长度以下的每个微单元段的线密度；

将每个微单元段的线密度代入所述套管柱摩阻计算方程，计算得到与漂浮长度对应的大钩载荷。

6.根据权利要求5所述的方法，其特征在于，

位于漂浮长度以上的套管柱灌入钻井液，每个微单元段的线密度由以下公式计算得到： $q=q_m(1-\frac{{\mathrm{\&rho;}}_m}{{\mathrm{\&rho;}}_s});$

位于漂浮长度以下的套管柱掏空，每个微单元段的线密度由以下公式计算得到：其中，q_m为套管柱在空气中的线重量，ρ_m为钻井液的密度，ρ_s为套管柱的材料密度，D为套管柱的外径，d为套管柱的内径。

7.根据权利要求1所述的方法，其特征在于，所述预设载荷条件是：大钩载荷+游动系统重量≥0。

8.一种套管柱下入装置，其特征在于，包括：

模型搭建模块，用于对套管柱进行受力分析，得到套管柱摩阻计算方程；

模型计算模块，用于基于所述套管柱摩阻计算方程，计算不同的漂浮长度所对应的大钩载荷；

漂浮长度确定模块，用于在满足预设载荷条件的基础上，取数值最大的大钩载荷所对应的漂浮长度为最佳漂浮长度；

套管下入模块，用于在所述套管柱的所述最佳漂浮长度对应位置设置漂浮接箍，执行套管柱下入操作。

9.根据权利要求8所述的装置，其特征在于，所述模型搭建模块包括：

受力分析单元，用于将套管柱自下而上均分为多个微单元段；计算每个微单元段两端的节点处的集中力、每个微单元段的均布接触力、每个微单元段的线密度；其中，每两个相邻微单元段之间为一节点；

模型搭建单元，用于将每个微单元段的所述集中力、所述均布接触力和所述线密度分别代入受力平衡公式，再结合弗朗内-塞雷公式、力矩平衡公式，得到套管柱摩阻计算方程。

10.根据权利要求9所述的装置，其特征在于，所述装置还包括：

差分处理模块，用于对所述套管柱摩阻计算方程进行有限差分化和离散化操作，得到差分形式的套管柱摩阻计算方程。

11.根据权利要求10所述的装置，其特征在于，差分形式的套管柱摩阻计算方程是：

其中，i为自井底至井口的节点数，i＝0～n，n为微单元段的个数，s为测深，F_t为大钩载荷，K为井眼轴线的曲率，K_α为井斜角变化率， 为方位角变化率，α为井斜角，为方位角，N_n、N_b为均布接触力，M_b为弯矩，q为线密度，μ为摩擦系数，N为所述套管柱与井壁的接触正压力。

12.根据权利要求11所述的装置，其特征在于，所述模型计算模块包括：

线密度计算单元，用于基于漂浮长度的不同取值，分别计算位于漂浮长度以上的每个微单元段的线密度，以及位于漂浮长度以下的每个微单元段的线密度；

大钩载荷计算单元，用于将每个微单元段的线密度代入所述套管柱摩阻计算方程，计算得到与漂浮长度对应的大钩载荷；

其中，

位于漂浮长度以上的套管柱灌入钻井液，的每个微单元段的线密度由以下公式计算得到： $q=q_m(1-\frac{{\mathrm{\&rho;}}_m}{{\mathrm{\&rho;}}_s});$

位于漂浮长度以下的套管柱掏空，每个微单元段的线密度由以下公式计算得到：其中，q_m为套管柱在空气中的线重量，ρ_m为钻井液的密度，ρ_s为套管柱的材料密度，D为套管柱的外径，d为套管柱的内径。

13.根据权利要求8所述的装置，其特征在于，所述预设载荷条件是：大钩载荷+游动系统重量≥0。