CN115577648A - 一种用于恒压径向水力钻孔的管柱摩阻计算方法及系统 - Google Patents

Abstract

本发明公开了一种用于恒压径向水力钻孔的管柱摩阻计算方法及系统，该方法包括如下步骤：设计满足当前恒压径向水力钻孔的管柱组合，其中，管柱组合包括不同壁厚的油管、钛合金管和射流喷嘴钻头组合，以及利用修井机来控制管柱组合的起升和下放；根据管柱组合的结构参数及施工参数，分别计算当前管柱组合中的水平段、转向段和垂直段的摩擦阻力特征信息；基于各段的摩擦阻力特征信息，结合当前管柱组合的整体受力情况和实际钻进特征，对管柱的钻进钻压进行实时调节。本发明能够对径向水力钻孔的管柱摩阻进行计算。

Description

一种用于恒压径向水力钻孔的管柱摩阻计算方法及系统

技术领域

本发明属于径向钻孔技术领域，尤其是涉及一种用于恒压径向水力钻孔的管柱摩阻计算方法及系统。

背景技术

现有技术中，常采用开窗侧钻技术对高温高压超深井中的油气藏进行开采。

常规侧钻技术主要包括：拔套管裸眼侧钻技术、锻铣式套管开窗侧钻技术和斜向器开窗侧钻技术。目前发展较为成熟且常用的是斜向器开窗侧钻技术，其主要的工作原理是：通过井上作业装备利用送入工具将导斜器送至套管内预设位置，再利用磨铣工具沿导向器在套管上磨铣出一个窗口，最后利用钻头等钻井工具组合从窗口钻出新的井眼。该技术相对复杂，操作过程中需要经历固定和对接斜向器、开窗、修窗等加工工序，故对工具定位要求较高。同时，利用斜向器开窗侧钻技术对油气进行开采，整体作业成本和时间成本较高，获取油气的采收率相对较低。

另外，非常规侧钻技术主要包括：高压水射流径向水平侧钻技术和连续油管开窗侧钻技术。其中，高压水射流径向水平侧钻技术主要的工作原理是：利用带喷头的高压软管，通过高压水射流的喷射压力破碎岩石，在地层中形成小直径井眼，从而降低流动阻力，增加泄油面积，最大限度地挖掘剩余油藏，由此提高采收率。连续油管开窗侧钻技术主要的工作原理是：通过下入随钻测量工具确认开窗点，之后在开窗点位置下入导向器并对其进行固定，再通过磨铣工具在套管上铣出侧钻窗口，最后利用连续油管侧钻钻具组合钻出一个新的井眼。但是，由于连续油管柔性较强，不好控制钻压，在钻井过程中容易出现连续油管螺旋屈曲的问题，进而阻碍钻进。

地处塔里木盆地的塔河油田，具有埋藏深(5300-8400m)、井下温度高(120-180℃)、井底压力高(55-90MPa)等特点，是典型的高温高压超深井。塔河油田属于缝洞型碳酸盐岩油藏，其地层层序多，跨度大，地层岩性变化较大，储集之间以大型洞穴、溶蚀孔洞和裂缝为主。另外，灰岩地质稳定可钻性好，储层非均质性强，空间分布具有的随机性，会导致部分油井在完井后无法顺利进行油气开采。针对塔河油田进行油气开采，常采用非常规侧钻工艺技术。在实现本发明过程中，发明人发现塔河油田在作业井深超过6000m后会出现连续管径向水力钻孔进尺受限、破岩射流速度小、作业效率低等问题。另外，作业过程中选用的管柱为外径小(外径≤25mm，壁厚≤5mm)，抗屈服能力小的半刚性管，同样会导致上述问题的出现。

发明内容

本发明所要解决的技术问题之一是需要提供一种用于恒压径向水力钻孔的管柱摩阻计算方法，包括：设计满足当前恒压径向水力钻孔的管柱组合，其中，管柱组合包括不同壁厚的油管、钛合金管和射流喷嘴钻头组合，以及利用修井机来控制管柱组合的起升和下放；根据管柱组合的结构参数及施工参数，分别计算当前管柱组合中的水平段、转向段和垂直段的摩擦阻力特征信息；基于各段的摩擦阻力特征信息，结合当前管柱组合的整体受力情况和实际钻进特征，对管柱的钻进钻压进行实时调节。

优选地，在本发明实施例中提供的一种用于恒压径向水力钻孔的管柱摩阻计算方法，还包括：根据各段的摩擦阻力数据，通过对当前管柱组合的受力分析，确定当前恒压径向水力钻孔的最小钻进钻压、以及实际作用在由钛合金管和射流喷嘴组合的第一结构的钻压；根据最小钻井钻压和作用于第一结构的实际钻压，判断在满足当前钻进所需的最小钻井钻压的情况下作用于第一结构的实际钻压是否在油管柱的承载范围内，以实时调整针对当前管柱组合所能提供的钻进钻压。

优选地，在本发明实施例中提供的一种用于恒压径向水力钻孔的管柱摩阻计算方法，还包括：根据各段的摩擦阻力数据，确定各井段的最大轴向力，进一步获得修井机大钩的提升力、油管重力、流体的粘滞阻力以及转向器的转向阻力，基于此，利用含有修井机大钩的提升力信息的表达式来表征作用于第一结构的实际钻压；结合钛合金管的极限承载力，确定在满足当前钻进所需的最小钻井钻压条件、以及作用于第一结构的实际钻压处于钛合金管的极限承载力的条件的情况下所对应的修井机大钩的提升力，以通过对修井机大钩的提升力的实时调节来控制钻井钻压。

优选地，管柱组合的水平段包括钛合金管和射流喷嘴钻头组合，在计算水平段的摩擦阻力特征信息的过程中，包括：根据钛合金管和射流喷嘴钻头组合的结构参数及施工参数，分别计算钻井液在钛合金管内紊流流动的摩阻系数和环空内流体的摩阻系数，进一步分别得到水平段内流体的摩擦阻力以及环空内流体的摩擦阻力；计算裸眼井壁对钛合金管的摩擦阻力；根据射流钻头的喷嘴排量与钻头压降之间的关系来计算作用于射流钻头的阻力。

优选地，利用如下表达式计算水平段的摩擦阻力：

F_f＝μ_tK_tw_eL_t

其中，F_h表示水平段内流体的摩擦阻力，f_t表示钻井液在钛合金管内紊流流动的摩阻系数，ρ表示钻井液的密度，v_t表示钛合金管内流体的流速，v表示管柱组合的下放速度，d_t表示钛合金管的内径，L表示水平段的长度，F_l表示水平段环空内流体的摩擦阻力，f_l表示钛合金管环空内流体的摩阻系数，D₀表示钛合金管的外径，v_a表示钛合金管环空内流体的流速，F_f表示裸眼井壁对钛合金管的摩擦阻力，μ_t表示钛合金管和孔壁之间的摩擦系数，K_t表示浮力系数，w_e表示每米钛合金管的重量，L_t表示钛合金管的长度。

优选地，在计算转向段的摩擦阻力特征信息的过程中，包括：对管柱组合的转向段在正常稳定径向钻孔和钛合金管在转向器内部滑道发生完全变形的状态进行受力分析，通过计算在未发生形变到完全形变过程中外力对转向段所做的功，从而确定转向段的摩擦阻力。

优选地，利用如下表达式计算转向段的摩擦阻力：

其中，F_f表示转向段的摩擦阻力，F₁表示转向段受上部垂直段的轴向推力，F₂表示转向段受下端水平段的轴向压力，f表示轨道对转向段的摩擦阻力，σ_s表示钛合金管的屈服强度，r表示钛合金管转向段的外半径，δ表示钛合金管的管壁厚度，R表示转向器的曲率半径。

优选地，管柱组合的垂直段包括油管、油管接箍、加重油管、转换接头和钛合金管组合，在计算垂直段的摩擦阻力特征信息的过程中，包括：根据垂直段的结构参数及施工参数，计算油管内流体的摩擦阻力、以及垂直段环空内流体的摩擦阻力；计算具有不同壁厚的油管组合所引起的流体压力损失、以及流体从油管流入钛合金管时所引起的压力损失；将所有类别的摩擦阻力和所有类别的压力损失的和，确定为当前垂直段的总流体的摩擦阻力。

优选地，利用如下表达式计算垂直段的摩擦阻力：

F＝F_g+Δp_g-g·S_Δg+Δp_s·S_Δs+F_v

其中，F_g表示具有不同壁厚的油管组合内流体的摩擦阻力，f_g表示钻井液在具有不同壁厚的油管组合内紊流流动的摩阻系数，ρ表示钻井液的密度，v_i表示垂直段管内流体的流速，v表示管柱组合的下放速度，d_g表示油管的内径，L_g表示油管组合的长度，F_v表示垂直段环空内流体的摩擦阻力，f_v表示垂直段环空内流体的摩阻系数，v_a表示垂直段环空内流体的流速，D_h表示转向器的套管内径，D_g表示油管的外径，F表示当前垂直段的总流体的摩擦阻力，Δp_g-g表示具有不同壁厚的油管组合所引起的流体压力损失，S_Δg表示具有不同壁厚的油管组合的截面积差，Δp_s表示流体从加重油管流入钛合金管所引起的流体压力损失，S_Δs表示加重油管与钛合金管的截面积差。

另一方面，本发明还提供了一种用于恒压径向水力钻孔的管柱摩阻计算系统，其特征在于，所述系统包括如下模块：管柱组合确定模块，其用于设计满足当前恒压径向水力钻孔的管柱组合，以及利用修井机来控制管柱组合的起升和下放，其中，管柱组合包括不同壁厚的油管、钛合金管和射流喷嘴钻头组合；摩阻计算模块，其用于根据管柱组合的结构参数及施工参数，分别计算当前管柱组合中的水平段、转向段和垂直段的摩擦阻力特征信息；钻压调节模块，其用于基于各段的摩擦阻力特征信息，结合当前管柱组合的整体受力情况和实际钻进特征，对管柱的钻进钻压进行实时调节。

与现有技术相比，上述方案中的一个或多个实施例可以具有如下优点或有益效果：

本发明提出了一种用于恒压径向水力钻孔的管柱摩阻计算方法，采用非常规侧钻工艺技术来实现塔河油田这种典型高温高压超深井增产的目标。为满足现有的径向钻孔需求，创新性的提出了利用修井机和管柱组合相结合的径向钻孔技术，同时通过计算管柱组合对应的摩擦阻力，结合管柱组合的受力情况，对钻进钻压进行控制调节。提高了典型高温高压超深井的采收率，增加了油气产量，并且降低了施工作业成本。

本发明的其它特征和优点将在随后的说明书中阐述，并且，部分地从说明书中变得显而易见，或者通过实施本发明而了解。本发明的目的和其他优点可通过在说明书、权利要求书以及附图中所特别指出的结构来实现和获得。

附图说明

附图用来提供对本发明的进一步理解，并且构成说明书的一部分，与本发明的实施例共同用于解释本发明，并不构成对本发明的限制。在附图中：

图1为本申请实施例的用于恒压径向水力钻孔的管柱摩阻计算方法的步骤图。

图2为本申请实施例的用于恒压径向水力钻孔的管柱摩阻计算方法中的管柱组合的示意图。

图3为本申请实施例的用于恒压径向水力钻孔的管柱摩阻计算方法中钛合金管微元段的受力简图。

图4为本申请实施例的用于恒压径向水力钻孔的管柱摩阻计算方法中钛合金管微元体的应变图。

图5为本申请实施例的用于恒压径向水力钻孔的管柱摩阻计算系统的模块框图。

在本申请中，所有附图均为示意性的附图，仅用于说明本发明的原理，并且未按实际比例绘制。

其中，附图标记列表如下：

31：套管

32：油管

33：油管接箍

34：加重油管

35：转换接头

36：钛合金管

37：转向器

38：轨道

具体实施方式

以下将结合附图及实施例来详细说明本发明的实施方式，借此对本发明如何应用技术手段来解决技术问题，并达成技术效果的实现过程能充分理解并据以实施。需要说明的是，只要不构成冲突，本发明中的各个实施例以及各实施例中的各个特征可以相互结合，所形成的技术方案均在本发明的保护范围之内。

另外，在附图的流程图示出的步骤可以在诸如一组计算机可执行指令的计算机系统中执行，并且，虽然在流程图中示出了逻辑顺序，但是在某些情况下，可以以不同于此处的顺序执行所示出或描述的步骤。

现有技术中，常采用开窗侧钻技术对高温高压超深井中的油气藏进行开采。

常规侧钻技术主要包括：拔套管裸眼侧钻技术、锻铣式套管开窗侧钻技术和斜向器开窗侧钻技术。目前发展较为成熟且常用的是斜向器开窗侧钻技术，其主要的工作原理是：通过井上作业装备利用送入工具将导斜器送至套管内预设位置，再利用磨铣工具沿导向器在套管上磨铣出一个窗口，最后利用钻头等钻井工具组合从窗口钻出新的井眼。该技术相对复杂，操作过程中需要经历固定和对接斜向器、开窗、修窗等加工工序，故对工具定位要求较高。同时，利用斜向器开窗侧钻技术对油气进行开采，整体作业成本和时间成本较高，获取油气的采收率相对较低。

另外，非常规侧钻技术主要包括：高压水射流径向水平侧钻技术和连续油管开窗侧钻技术。其中，高压水射流径向水平侧钻技术主要的工作原理是：利用带喷头的高压软管，通过高压水射流的喷射压力破碎岩石，在地层中形成小直径井眼，从而降低流动阻力，增加泄油面积，最大限度地挖掘剩余油藏，由此提高采收率。连续油管开窗侧钻技术主要的工作原理是：通过下入随钻测量工具确认开窗点，之后在开窗点位置下入导向器并对其进行固定，再通过磨铣工具在套管上铣出侧钻窗口，最后利用连续油管侧钻钻具组合钻出一个新的井眼。但是，由于连续油管柔性较强，不好控制钻压，在钻井过程中容易出现连续油管螺旋屈曲的问题，进而阻碍钻进。

地处塔里木盆地的塔河油田，具有埋藏深(5300-8400m)、井下温度高(120-180℃)、井底压力高(55-90MPa)等特点，是典型的高温高压超深井。塔河油田属于缝洞型碳酸盐岩油藏，其地层层序多，跨度大，地层岩性变化较大，储集之间以大型洞穴、溶蚀孔洞和裂缝为主。另外，灰岩地质稳定可钻性好，储层非均质性强，空间分布具有的随机性，会导致部分油井在完井后无法顺利进行油气开采。针对塔河油田进行油气开采，常采用非常规侧钻工艺技术。在实现本发明过程中，发明人发现塔河油田在作业井深超过6000m后会出现连续管径向水力钻孔进尺受限、破岩射流速度小、作业效率低等问题。另外，作业过程中选用的管柱为外径小(外径≤25mm，壁厚≤5mm)，抗屈服能力小的半刚性管，同样会导致上述问题的出现。

因此，为了解决上述问题，本发明实施例提出了一种用于恒压径向水力钻孔的管柱摩阻计算方法及系统。该方法及系统采用非常规侧钻工艺技术来实现塔河油田这种典型高温高压超深井增产的目标，为满足现有的径向钻孔需求，创新性的提出了利用修井机和管柱组合相结合的径向钻孔技术，同时通过计算当前新型管柱组合对应的摩擦阻力，结合管柱组合的受力情况，对钻进钻压进行控制调节。提高了典型高温高压超深井的采收率，增加了油气产量，并且降低了施工作业成本。

实施例一

图1为本申请实施例的用于恒压径向水力钻孔的管柱摩阻计算方法的步骤图。图2为本申请实施例的用于恒压径向水力钻孔的管柱摩阻计算方法中的管柱组合的示意图。下面参考图1和图2来说明本方法的各个步骤。

如图1所示，在步骤S110中，设计满足当前恒压径向水力钻孔的管柱组合。其中，新设计的管柱组合包括不同壁厚的油管、钛合金管和射流喷嘴钻头组合，并且利用修井机来控制管柱组合的起升和下放。如图2所示，在本申请实施例中，将油管32与加重油管34的一端连接起来，并利用油管接箍33进行固定，获得具有不同壁厚的油管组合。同时，将钛合金管36的一端连接射流喷嘴钻头，另一端利用转换接头35与上述油管组合中的加重油管34的剩余的另一端连接。由此，得到满足当前恒压径向水力钻孔的管柱组合，该管柱组合在套管31开窗后进行钻井施工作业。作业过程中，钛合金管36穿过转向器37发生塑性形变，并且利用转向器37对钛合金管36进行定向。优选地，采用修井机作为起升该管柱组合的地面装备，用以控制所设计的管柱组合的起升和下放。

进一步，在步骤S120中，根据步骤S110所设计管柱组合的结构参数及施工参数，分别计算当前管柱组合中的水平段、转向段和垂直段的摩擦阻力特征信息。具体地，将步骤S110的管柱组合分为水平段、转向段和垂直段，分别对这三个过程建立对应的摩擦阻力计算模型，并对各段的摩擦阻力进行计算分析。由于钛合金管36在水平段裸眼钻进，裸眼井壁对钛合金管36的摩擦阻力、射流喷嘴的压降阻力较大，故基于前述因素而建立水平段的摩擦阻力计算模型；另外，由于钛合金管36在转向器36内部的转向阻力直接影响钛合金管36是否能够穿过转向器37进行水力钻孔，故基于前述因素而建立转向段的摩擦阻力计算模型；以及，由于管柱内外流体的粘滞阻力和不同管柱截面尺寸变化引起的压降阻力较大，故基于前述因素而建立垂直段的摩擦阻力计算模型。

进一步，步骤S110的管柱组合的水平段包括钛合金管36的水平段以及与其连接的射流喷嘴钻头；步骤S110的管柱组合的转向段包括钛合金管36在转向器37内部滑道中的塑性变形部分；步骤S110的管柱组合的垂直段包括油管组合、转换接头35以及钛合金管36的垂直段部分。接下来，利用建立好的水平段、转向段和垂直段的摩擦阻力计算模型，将当前管柱组合中套管31、油管32、加重油管34、钛合金管36、转向器37、轨道38和射流喷嘴的结构参数，以及施工作业中的钻井液密度和作业井裸眼直径等施工参数代入对应的摩擦阻力计算模型中，从而得到当前管柱组合中的水平段、转向段和垂直段的摩擦阻力数据。

恒压径向水力钻孔过程中产生的阻力主要包括：管柱组合内外流体的粘滞阻力、水平段裸眼井壁对钛合金管36水平段的摩擦阻力、射流喷嘴的压降阻力、钛合金管36在转向器37内部的转向阻力以及不同管柱截面尺寸变化引起的压降阻力。其中，管柱组合的内外流体的粘滞阻力由管内流体的摩擦阻力和环空内流体的摩擦阻力构成。需要说明的是，在恒压径向水力钻孔过程中，为了保证射流喷嘴的水功率达到破岩要求，通常选择在大排量、高流速的情况下进行作业，因此管内流体的流动形式始终处于紊流流动状态。因此，在本申请实施例中，将钻井液视为不可压缩的牛顿流体，同时不考虑温度的影响。

接下来，对步骤S120的管柱组合中的水平段的阻力计算过程进行详细的说明。

通过对整体管柱组合的阻力特征信息进行分析，得到管柱组合中的水平段的摩擦阻力特征信息。其中，水平段的摩擦阻力特征信息包括：水平段内流体的摩擦阻力、环空内流体的摩擦阻力、裸眼井壁对钛合金管36的摩擦阻力和作用于射流钻头的阻力。

进一步，在对水平段内流体的摩擦阻力进行计算的过程中，利用施工参数确定水平段的长度以及管柱组合的下放速度。同时，分别计算钛合金管36水平段内流体紊流流动的流速以及环空内流体的流速。利用钻井液在钛合金管36水平段内紊流流动的摩阻系数和钛合金管36水平段环空内流体的摩阻系数，基于范宁方程分别计算水平段内流体的摩擦阻力。

进一步，利用如下表达式计算钻井液在钛合金管36水平段内紊流流动的水平段内流体的摩擦阻力：

其中，F_h表示水平段内流体的摩擦阻力，f_t表示钻井液在钛合金管内紊流流动的摩阻系数，ρ表示钻井液的密度，v_t表示钛合金管内流体的流速，v表示管柱组合的下放速度，d_t表示钛合金管的内径，L表示水平段的长度，Δ表示钛合金管壁面的绝对粗糙度。

进一步，利用如下表达式计算钛合金管36水平段环空内流体的水平段环空内流体的摩擦阻力：

其中，F_l表示水平段环空内流体的摩擦阻力，f_l表示钛合金管环空内流体的摩阻系数，v_a表示钛合金管环空内流体的流速，D₀表示钛合金管的外径，L表示水平段的长度，d_h表示裸眼直径。

进一步，利用如下表达式计算裸眼井壁对钛合金管36水平段的摩擦阻力：

F_f＝μ_tK_tw_eL_t (6)

其中，K_t表示浮力系数，ρ_t表示钛合金管的密度，F_f表示裸眼井壁对钛合金管的摩擦阻力，μ_t表示钛合金管和孔壁之间的摩擦系数，w_e表示每米钛合金管的重量，L_t表示钛合金管的长度。

接下来，基于射流钻头的喷嘴排量与钻头压降之间的关系，计算作用于射流钻头的阻力。在本申请实施例中，优选地采用自进式射流钻头进行水力钻孔。需要说明的是，本申请对于射流钻头类型的选取不做具体限定，本领域技术人员可以根据实际需要进行选择。

进一步，利用如下表达式计算作用于射流钻头的阻力：

其中，Δp_z表示射流钻头的压降，Q_z表示射流流量，C表示喷嘴流量系数，d表示射流喷嘴出口的直径，F表示射流钻头受到的阻力。

接下来，对步骤S120的管柱组合中的转向段的阻力计算过程进行详细的说明。

通过对整体管柱组合的阻力特征信息进行分析，得到管柱组合中的转向段的摩擦阻力特征信息。其中，转向段的摩擦阻力特征信息包括：钛合金管36在转向器37内部的转向阻力。

进一步，针对管柱组合的转向段在正常稳定的径向钻孔进行受力分析并且对钛合金管在转向器内部滑道发生完全变形的状态进行受力分析，通过计算在未发生形变到完全形变过程中外力对转向段所做的功，确定转向段的摩擦阻力。在本申请实施例中，在管柱组合的转向段进行正常稳定径向钻孔，同时钛合金管36转向段发生形变之前，对钛合金管36转向段和射流钻头系统进行受力分析，明确当前条件下的钛合金管36转向段和射流钻头系统处于受力平衡状态，通过计算得到这一过程中轨道对转向段的摩擦阻力。接下来，对正常稳定径向钻孔条件下，钛合金管36转向段刚开始发生形变到完全形变的过程进行分析。在这一过程中，系统只存在塑性应变能并且总势能变化为零，此时系统的塑性应变能即为这一过程中外力所做的功，确定该外力为这一过程中转向段的摩擦阻力。以上两部分摩擦阻力构成整个转向段的摩擦阻力。

图3为本申请实施例的用于恒压径向水力钻孔的管柱摩阻计算方法中钛合金管微元段的受力简图。如图3所示，将钛合金管36转向段分为若干个微元段(子元段)，并将各微元段作为研究对象，对正常稳定径向钻孔过程中处于转向器37滑道内的转向段进行受力分析。选取钛合金管36转向段的弯曲段的一小段为微元段，经过分析得到其受上部油管32的轴向推力F₁，下端受水平段的轴向压力F₂，同时还受轨道38的正压力N与摩擦力f。在正常稳定径向钻孔过程中，钛合金管36转向段和射流钻头系统处于受力平衡状态。

图4为本申请实施例的用于恒压径向水力钻孔的管柱摩阻计算方法中钛合金管微元体的应变图。如图4所示，当钛合金管36转向段在转向器37滑道内发生完全变形时，以钛合金管36转向段的中心线为界，此时靠近弯曲中心的部分呈受压状态，远离弯曲中心的部分呈受拉状态。需要说明的是，理想状态下，钛合金管36转向段达到塑性变形状态时，选取的微元段截面各处的轴向应力与钛合金管36转向段的屈服强度相等。由于径向钻孔过程正常稳定，根据能量守恒原理，转向段的总势能变化为零，此时外力做功等于塑性应变能。

对F₁、F₂、N和f进行合成得到如下关系式：

f＝μ·N_g (9)

其中，f表示轨道对转向段的摩擦阻力，μ表示钛合金管与轨道壁面的摩擦系数，N_g表示轨道对转向段的支持力，F₁表示转向段受上部垂直段的轴向推力，F₂表示转向段受下端水平段的轴向压力，θ表示微元段两截面的倾斜角。

本申请实施例中，不考虑转向段的管柱内流体阻力的影响，此时钛合金管36转向段受到转向器37的转向阻力即为转向段的摩擦阻力，并利用如下表达式计算转向段的摩擦阻力：

dW＝(F₁-F₂-f-f_p)dl (12)

其中，U表示钛合金管塑性变形后的塑性应变能，δ表示钛合金管的管壁厚度，r表示钛合金管转向段的外半径，

表示径向钻孔过程中外力所作用在微元段对应的圆心角，l表示径向钻进过程中外力所作用在微元段的距离，W表示在径向钻进过程中外力做功，f_p表示钛合金管在转向器中开始发生形变到完全形变过程中的摩擦阻力，R表示转向器的曲率半径，F_f表示转向段的摩擦阻力，σ_s表示钛合金管的屈服强度。

接下来，对步骤S120的管柱组合中的垂直段的阻力计算过程进行详细的说明。

通过对整体管柱组合的阻力特征信息进行分析，得到管柱组合中的垂直段的摩擦阻力特征信息。其中，垂直段的摩擦阻力特征信息包括：垂直段内流体的摩擦阻力、环空内流体的摩擦阻力、具有不同壁厚的油管组合所引起的流体压力损失和流体从油管32流入钛合金管36垂直段时所引起的压力损失。在分别计算出各类垂直段的摩擦阻力特征信息后，将所有类别的摩擦阻力和所有类别的压力损失的和，确定为当前垂直段的总流体的摩擦阻力。

进一步，管柱组合的垂直段包括油管32、油管接箍33、加重油管34、转换接头35和钛合金管36的组合。在对垂直段内流体的摩擦阻力进行计算的过程中，先利用施工参数确定垂直段油管组合的长度并分别计算油管组合内流体紊流流动的流速以及环空内流体的流速，而后，利用钻井液在具有不同壁厚的油管组合内紊流流动的摩阻系数和垂直段环空内流体的摩阻系数，基于范宁方程分别计算以上两个摩阻系数所属垂直段内流体的摩擦阻力。

进一步，利用如下表达式计算钻井液在油管组合内紊流流动的垂直段内流体的摩擦阻力：

其中，F_g表示具有不同壁厚的油管组合内流体的摩擦阻力，f_g表示钻井液在具有不同壁厚的油管组合内紊流流动的摩阻系数，v_i表示垂直段管内流体的流速，d_g表示油管的内径，L_g表示油管组合的长度，Q表示钻井液的排量，Re表示流体的雷诺数，μ表示钻井液的粘度。

需要说明的是，不管实际施工作业中注入的钻井液是属于牛顿流体还是属于非牛顿流体，均能够按照上述方法对本申请中垂直段的摩擦阻力进行计算。

进一步，利用如下表达式计算垂直段环空内流体的垂直段内流体的摩擦阻力：

其中，F_v表示垂直段环空内流体的摩擦阻力，f_v表示垂直段环空内流体的摩阻系数，v_a表示垂直段环空内流体的流速，D_h表示转向器的套管内径，D_g表示油管的外径，L_g表示油管组合的长度，d_h表示裸眼直径。

接下来，需要计算具有不同壁厚的油管组合所引起的流体压力损失、以及流体从油管32流入钛合金管36垂直段时所引起的压力损失。在本申请实施例中，由于油管32重量较轻并且承载能力较小，在管柱组合中若只采用油管32会直接导致管柱组合中的垂直段也具有较小的承载能力，为避免上述问题，采用具有不同管壁厚度的油管32与加重油管33组成的油管组合。此时的油管组合中，油管32与加重油管33具有不同的截面尺寸，在钻井液从油管32流入加重油管33的过程中，会由于截面尺寸的变化导致流体的压力损失。在本发明实施例中，需要根据伯努利方程并按照如下表达式计算油管组合中流体的压力损失：

其中，Δp表示截面尺寸变化所引起的流体压力损失，Δp_g-g表示具有不同壁厚的油管组合所引起的流体压力损失，v₁、v₂分别表示油管和加重油管中流体的流速，d₁、d₂分别表示油管和加重油管的内径，ξ表示垂直段的局部阻力系数。

同理，钻井液从具有大尺寸截面的加重油管34到小尺寸截面的钛合金管36垂直段，同样会导致流体的压力损失。因此，在本发明实施例中，还需要利用如下表达式计算由于局部截面面积减小导致的流体压力损失：

其中，Δp_s表示流体从油管流入钛合金管时所引起的压力损失，g表示重力加速度，

分别表示加重油管和钛合金管内流体的流速，h_s表示两截面尺寸变化的水头损失，d_g、d_t分别表示加重油管和钛合金管的内径。

最后，将垂直段所有类别的摩擦阻力和所有类别的压力损失的和，确定为当前垂直段的总流体的摩擦阻力，此时垂直段的总流体摩阻为：

F＝F_g+Δp_g-g·S_Δg+Δp_s·S_Δs+F_v (25)

其中，F表示当前垂直段的总流体的摩擦阻力，S_Δg表示具有不同壁厚的油管组合的截面积差，S_Δs表示加重油管与钛合金管的截面积差。

进一步，在步骤S130中，基于各段的摩擦阻力特征信息，结合当前管柱组合的整体受力情况和实际钻进特征，对管柱的钻进钻压进行实时调节。具体地，根据步骤S120所计算出的各段的摩擦阻力特征信息。然后，结合实际钻进特征，通过对修井机进行结构改进，同时在井下使用控压工具实时小幅调节管柱的钻进钻压。由此，利用修井机与井底控压工具配合对钻进钻压进行实时控制和调节。

进一步，根据各段的摩擦阻力数据，通过对当前管柱组合的受力分析，确定当前恒压径向水力钻孔所需的最小钻进钻压、以及实际作用在由钛合金管和射流喷嘴组合的第一结构的钻压；根据最小钻井钻压和作用于第一结构的实际钻压，判断在满足当前钻进所需的最小钻进钻压的情况下作用于第一结构的实际钻压是否在管柱的承载范围内，以实时调整针对当前管柱组合所能提供的钻进钻压。

在本申请实施例中，具体地，先对当前管柱组合的受力分析，确定当前恒压径向水力钻孔所需的最小钻进钻压、以及实际作用在由钛合金管和射流喷嘴组合的第一结构的钻压。然后，将最小钻进钻压与作用于第一结构的实际钻压进行对比，若实际钻压大于最小钻进钻压，则表明能够对当前实际钻进钻压进行调整；在此基础上，继续将当前实际钻压与管柱的极限承载力进行对比，判断实际钻压是否在管柱的极限承载范围内。其中，如果当前实际钻压在油管柱的极限承载范围内，则对当前管柱组合的钻进钻压进行实时调节。另外，如果当前实际钻压小于或等于最小钻进钻压或当前实际钻压超出管柱的极限承受力，则需要对修井机的结构进行改进，并配合井下控压工具实时小幅调节当前钻进钻压。

进一步，根据各段的摩擦阻力数据，确定各井段的最大轴向力，进一步获得修井机大钩的提升力、油管重力、流体的粘滞阻力以及转向器的转向阻力，基于此，利用含有修井机大钩的提升力信息的表达式来表征作用于第一结构的实际钻压；而后，结合钛合金管的极限承载力，确定在满足当前钻进所需的最小钻井钻压条件、以及作用于第一结构的实际钻压处于钛合金管的极限承载力的条件的情况下所对应的修井机大钩的实时提升力，以通过对修井机大钩的(实时)提升力的实时调节来控制钻井钻压。

具体地，通过对钛合金管36和射流喷嘴组合的进行受力分析，并得到至少包括修井机大钩的拉力、油管组合的重力、流体的粘滞阻力以及转向器37的转向阻力在内的第一结构的受力分析结果。利用各段的摩擦阻力特征信息，确定各井段的最大轴向力。在本申请实施例中，最大轴向力分为3部分，包括：水平段的轴向力为水平段的摩擦阻力，转向段的轴向力为转向段的摩擦阻力，垂直段的轴向力为具有不同壁厚的油管组合的重力和垂直段的摩擦阻力，因而水平钻进所需要的最大轴向力即为轴向力为垂直段油管柱重力和垂直段摩擦阻力、水平段摩擦阻力和弯曲段转向阻力的总和。其中，水平段的轴向力是根据前述公式(1)、(3)、(6)、(8)得到；转向段的轴向力是利用前述公式(13)得到；垂直段的轴向力是利用前述公式(25)通过计算垂直段的摩擦阻力，并结合具有不同壁厚的油管组合的重力而得到。另外，最小钻进钻压是利用具有不同壁厚的油管组合的重力减去当前修井机大钩提升力T而得到。

其中，垂直段的最大轴向力即为最大钩载，将该最大钩载与修井机的最大钩载进行对比，若小于修井机的最大钩载，则当前修井机具备提升管柱组合调整钻进钻压的能力。接着，在当前修井机具备提升管柱组合调整钻进钻压的能力的情况下，进一步将作用于第一结构的实际钻压与当前最小钻井钻压进行对比，其中，将修井机大钩的实时提升力信息作为未知量来表征实际作用在第一结构的实际钻压。最后，结合钛合金管36的极限承载力，计算当前修井机大钩的实时拉力(实时提升力)，以通过调整修井机大钩的提升力来控制钻进钻压。

基于上述实施例所述的一种用于恒压径向水力钻孔的管柱摩阻计算方法，本发明实施例还提供了一种用于恒压径向水力钻孔的管柱摩阻计算系统(以下简称“管柱摩阻计算系统”)。图5为本申请实施例的用于恒压径向水力钻孔的管柱摩阻计算系统的模块框图。

如图5所示，本发明实施例中的管柱摩阻计算系统包括：管柱组合确定模块51、摩阻计算模块52和钻压调节模块53。具体地，管柱组合确定模块51按照上述步骤S110所述的方法实施，配置为设计满足当前恒压径向水力钻孔的管柱组合，以及利用修井机来控制管柱组合的起升和下放，其中，管柱组合包括不同壁厚的油管、钛合金管和射流喷嘴钻头组合。摩阻计算模块52按照上述步骤S120所述的方法实施，配置为根据调度管理模块51设计的管柱组合的结构参数及施工参数，分别计算当前管柱组合中的水平段、转向段和垂直段的摩擦阻力特征信息。钻压调节模块53，按照上述步骤S130所述的方法实施，配置为基于摩阻计算模块52计算得到的各段的摩擦阻力特征信息，结合当前管柱组合的整体受力情况和实际钻进特征，对管柱的钻进钻压进行实时调节。

实施例二

在本申请的一个具体实施例中，以含槽形刮痕缺陷连续管寿命安全评价装置(以下简称“寿命安全评价装置”)为例进行详细说明。

在本申请实施例中，将寿命安全评价装置设置于塔河油田中的目标作业井内。根据塔河油田现场数据，当前作业目标井深为6000m,需要水平钻进50m。设计如实施例一所述的管柱组合，在高压流体的作用下利用该管柱组合进行射流破岩，实现径向水力钻孔。并将修井机作为起升该管柱组合的地面装备，以控制管柱组合的起升和下放，进而实时对当前钻进钻压进行控制和调整。

按照如实施例一所述的方法，将当前管柱组合分成水平段、转向段和垂直段，并分别建立对应的摩擦阻力计算模型。在本申请实施例中，钛合金管的相关参数如下：内径0.0214m，外径0.0254m，壁面的绝对粗糙度8×10^-5m，壁面厚度0.002m，密度4470kg/m³，重量1.15kg/m，屈服强度654Mpa,抗弯刚度1215.8N/m²。钻井液的相关参数如下：密度1200kg/m³，粘度1.005×10^-3Pa·S,流量0.005m³/s。射流喷嘴的相关参数如下：喷嘴出口直径0.005m,喷嘴流量系数0.56。另外，钛合金管与孔壁之间的摩擦系数为0.3。将上述相关参数以及现场施工参数代入水平段摩擦阻力计算模型中，得到当前目标作业井水平段的摩阻为14.6kN。

进一步，转向器的曲率半径0.2m,钛合金管与轨道壁面之间的摩擦系数为0.3。将对应的参数代入转向段摩擦阻力计算模型中，得到当前目标作业井转向段的摩阻为4.74kN。

优选地，油管组合采用P110套管，套管内径0.1937m。其中，P110油管的相关参数如下：长度5000m,内径0.076m,外径0.0889m，线重量q₁13.11kg/m。P110加重油管的相关参数如下：长度1000m,内径0.06986m,外径0.0889m，线重量q₂18.64kg/m。另外，裸眼直径为0.03m。将对应的参数代入垂直段摩擦阻力计算模型中，得到当前目标作业井转向段的摩阻为595kN(其中油管到钛合金管截面变化引起的摩阻占比最大)。另外，当前具有不同壁厚的油管组合的总重量为825.06kN。

按照如实施例一所述的方法，通过对钛合金管和射流喷嘴组合的受力分析，得到至少包括修井机大钩的拉力、油管组合的重力、流体的粘滞阻力以及转向器的转向阻力在内的第一结构的受力分析结果。根据前述摩擦阻力计算结果以及受力分析结果，确定水平段的最大轴向力为12.6kN，转向器内的最大轴向力为4.81kN，垂直段的最大轴向力记为最大钩载为1440kN。在本申请实施例中，优选地采用XJ750修井机，其所具有的最大钩载为1700kN，大于当前能够提升管柱组合的最大钩载.。由此，当前修井机具备提升管柱组合调整钻进钻压的能力。接着，计算得到水平钻进50m所需要的最小钻压为18.9kN，作用在由钛合金管和射流喷嘴组合的第一结构的实际钻压为(226-T)kN(其中T为修井机大钩的提升力)。在本申请实施例中钛合金管的极限承载力为56.58kN，此时需要在满足不超过钛合金管的极限承载力的条件下，合理的调整修井机大钩的提升力来控制钻进钻压。

本发明提出了一种用于恒压径向水力钻孔的管柱摩阻计算方法及系统。该方法及系统基于高压径向水力钻孔技术，采用非常规侧钻工艺技术来实现高温高压超深井高效增产的目标，并利用修井机和管柱组合的结合来进行径向钻孔，同时为该钻孔技术匹配相应的管柱磨阻计算方法，进而对现场实际施工进行推广应用与措施指导。由此提高高温高压超深井的采收率，增加其油气产量，并且降低施工作业成本。

以上所述，仅为本发明较佳的具体实施方式，但本发明的保护范围并不局限于此，任何熟悉该技术的人员在本发明所揭露的技术范围内，可轻易想到的变化或替换，都应涵盖在本发明的保护范围之内。因此，本发明的保护范围应该以权利要求的保护范围为准。

当然，本发明还可有其他多种实施例，在不背离本发明精神及其实质的情况下，熟悉本领域的技术人员当可根据本发明作出各种相应的改变和变形，但这些相应的改变和变形都应属于本发明的权利要求的保护范围。

本领域的技术人员应该明白，上述的本发明的各模块或各步骤可以用通用的计算装置来实现，它们可以集中在单个的计算装置上，或者分布在多个计算装置所组成的网络上，可选地，它们可以用计算装置可执行的程序代码来实现，从而，可以将它们存储在存储装置中由计算装置来执行，或者将它们分别制作成各个集成电路模块，或者将它们中的多个模块或步骤制作成单个集成电路模块来实现。这样，本发明不限制于任何特定的硬件和软件结合。

虽然本发明所揭露的实施方式如上，但所述的内容只是为了便于理解本发明而采用的实施方式，并非用以限定本发明。任何本发明所属技术领域内的技术人员，在不脱离本发明所揭露的精神和范围的前提下，可以在实施的形式上及细节上作任何的修改与变化，但本发明的专利保护范围，仍须以所附的权利要求书所界定的范围为准。

Claims (10)

1.一种用于恒压径向水力钻孔的管柱摩阻计算方法，其特征在于，包括：

设计满足当前恒压径向水力钻孔的管柱组合，其中，管柱组合包括不同壁厚的油管、钛合金管和射流喷嘴钻头组合，以及利用修井机来控制管柱组合的起升和下放；

根据管柱组合的结构参数及施工参数，分别计算当前管柱组合中的水平段、转向段和垂直段的摩擦阻力特征信息；

基于各段的摩擦阻力特征信息，结合当前管柱组合的整体受力情况和实际钻进特征，对管柱的钻进钻压进行实时调节。

2.根据权利要求1所述的方法，其特征在于，包括：

根据各段的摩擦阻力数据，通过对当前管柱组合的受力分析，确定当前恒压径向水力钻孔的最小钻进钻压、以及实际作用在由钛合金管和射流喷嘴组合的第一结构的钻压；

根据最小钻井钻压和作用于第一结构的实际钻压，判断在满足当前钻进所需的最小钻井钻压的情况下作用于第一结构的实际钻压是否在油管柱的承载范围内，以实时调整针对当前管柱组合所能提供的钻进钻压。

3.根据权利要求2所述的方法，其特征在于，

根据各段的摩擦阻力数据，确定各井段的最大轴向力，进一步获得修井机大钩的提升力、油管重力、流体的粘滞阻力以及转向器的转向阻力，基于此，利用含有修井机大钩的提升力信息的表达式来表征作用于第一结构的实际钻压；

结合钛合金管的极限承载力，确定在满足当前钻进所需的最小钻井钻压条件、以及作用于第一结构的实际钻压处于钛合金管的极限承载力的条件的情况下所对应的修井机大钩的提升力，以通过对修井机大钩的提升力的实时调节来控制钻井钻压。

4.根据权利要求1～3中任一项所述的方法，其特征在于，管柱组合的水平段包括钛合金管和射流喷嘴钻头组合，在计算水平段的摩擦阻力特征信息的过程中，包括：

根据钛合金管和射流喷嘴钻头组合的结构参数及施工参数，分别计算钻井液在钛合金管内紊流流动的摩阻系数和环空内流体的摩阻系数，进一步分别得到水平段内流体的摩擦阻力以及环空内流体的摩擦阻力；

计算裸眼井壁对钛合金管的摩擦阻力；

根据射流钻头的喷嘴排量与钻头压降之间的关系来计算作用于射流钻头的阻力。

5.根据权利要求4所述的方法，其特征在于，利用如下表达式计算水平段的摩擦阻力：

F_f＝μ_tK_tw_eL_t

其中，F_h表示水平段内流体的摩擦阻力，f_t表示钻井液在钛合金管内紊流流动的摩阻系数，ρ表示钻井液的密度，v_t表示钛合金管内流体的流速，v表示管柱组合的下放速度，d_t表示钛合金管的内径，L表示水平段的长度，F_l表示水平段环空内流体的摩擦阻力，f_l表示钛合金管环空内流体的摩阻系数，D₀表示钛合金管的外径，v_a表示钛合金管环空内流体的流速，F_f表示裸眼井壁对钛合金管的摩擦阻力，μ_t表示钛合金管和孔壁之间的摩擦系数，K_t表示浮力系数，w_e表示每米钛合金管的重量，L_t表示钛合金管的长度。

6.根据权利要求1～5中任一项所述的方法，其特征在于，在计算转向段的摩擦阻力特征信息的过程中，包括：

对管柱组合的转向段在正常稳定径向钻孔和钛合金管在转向器内部滑道发生完全变形的状态进行受力分析，通过计算在未发生形变到完全形变过程中外力对转向段所做的功，从而确定转向段的摩擦阻力。

7.根据权利要求6所述的方法，其特征在于，利用如下表达式计算转向段的摩擦阻力：

其中，F_f表示转向段的摩擦阻力，F₁表示转向段受上部垂直段的轴向推力，F₂表示转向段受下端水平段的轴向压力，f表示轨道对转向段的摩擦阻力，σ_s表示钛合金管的屈服强度，r表示钛合金管转向段的外半径，δ表示钛合金管的管壁厚度，R表示转向器的曲率半径。

8.根据权利要求1～7中任一项所述的方法，其特征在于，管柱组合的垂直段包括油管、油管接箍、加重油管、转换接头和钛合金管组合，在计算垂直段的摩擦阻力特征信息的过程中，包括：

根据垂直段的结构参数及施工参数，计算油管内流体的摩擦阻力、以及垂直段环空内流体的摩擦阻力；

计算具有不同壁厚的油管组合所引起的流体压力损失、以及流体从油管流入钛合金管时所引起的压力损失；

将所有类别的摩擦阻力和所有类别的压力损失的和，确定为当前垂直段的总流体的摩擦阻力。

9.根据权利要求8所述的方法，其特征在于，利用如下表达式计算垂直段的摩擦阻力：

F＝F_g+Δp_g-g·S_Δg+Δp_s·S_Δs+F_v

其中，F_g表示具有不同壁厚的油管组合内流体的摩擦阻力，f_g表示钻井液在具有不同壁厚的油管组合内紊流流动的摩阻系数，ρ表示钻井液的密度，v_i表示垂直段管内流体的流速，v表示管柱组合的下放速度，d_g表示油管的内径，L_g表示油管组合的长度，F_v表示垂直段环空内流体的摩擦阻力，f_v表示垂直段环空内流体的摩阻系数，v_a表示垂直段环空内流体的流速，D_h表示转向器的套管内径，D_g表示油管的外径，F表示当前垂直段的总流体的摩擦阻力，Δp_g-g表示具有不同壁厚的油管组合所引起的流体压力损失，S_Δg表示具有不同壁厚的油管组合的截面积差，Δp_s表示流体从加重油管流入钛合金管所引起的流体压力损失，S_Δs表示加重油管与钛合金管的截面积差。

10.一种用于恒压径向水力钻孔的管柱摩阻计算系统，其特征在于，所述系统包括如下模块：

管柱组合确定模块，其用于设计满足当前恒压径向水力钻孔的管柱组合，以及利用修井机来控制管柱组合的起升和下放，其中，管柱组合包括不同壁厚的油管、钛合金管和射流喷嘴钻头组合；

摩阻计算模块，其用于根据管柱组合的结构参数及施工参数，分别计算当前管柱组合中的水平段、转向段和垂直段的摩擦阻力特征信息；

钻压调节模块，其用于基于各段的摩擦阻力特征信息，结合当前管柱组合的整体受力情况和实际钻进特征，对管柱的钻进钻压进行实时调节。

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