CN115982832B - 一种rtts封隔器井筒内坐封位置分析方法 - Google Patents
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Abstract
本发明公开了一种RTTS封隔器井筒内坐封位置分析方法，该方法根据封隔器坐封前的管柱通过性、坐封时的管柱坐封力传递性以及坐封后的管柱安全性来选择坐封位置；分析封隔器与所连接试油管柱的通过性；通过封隔器坐封时需要上部管柱释放悬重传递给封隔器所需的坐封力，计算不同井深下封隔器不同坐封力所需释放悬重，通过管柱释放悬重传递坐封力后对试油管柱安全性的影响，计算不同井深与不同坐封力条件下管柱三轴安全系数变化，计算不同井深与坐封力条件下管柱螺旋屈曲长度，在满足封隔器与管柱通过性条件下，找出等高线图中满足封隔器坐封力与管柱三轴安全系数需求的最小释放悬重井段，即封隔器坐封井段。
Description
技术领域
本发明涉及采油工程技术领域，具体涉及一种RTTS封隔器井筒内坐封位置分析方法。
背景技术
RTTS封隔器是一种依靠上部管柱释放悬重传递坐封力到封隔器使其挤压胶筒完成坐封行为的设备，RTTS封隔器多用在石油天然气井的试油阶段。试油是检测一口井是否具备开采价值以及获得油气储层评价参数的必要步骤，RTTS封隔器与所连油管形成的试油管柱可在试油阶段构建出确保高压流体安全流动的通道，这是油气井在试油期间能够安全施工的关键。RTTS封隔器在试油施工完后还可通过上提其所连接的管柱实现解封，使得作业人员能够根据测试结果对油气井选择合理的开采或封闭措施，因此RTTS封隔器是一种重要的设备。
随着对油气资源需求的增长，深井超深井的试油工作量不断增加，深井超深井多采用大斜度井水平井的方式来进行轨迹设计，在这种轨迹形态下，油气储层上部的井眼往往长达几千上万米，由于RTTS封隔器的坐封位置一般会尽量靠近储层段顶部，而深井超深井储层上部井眼轨迹往往由直井段、斜井段、弯曲井眼段、水平井眼段等不同形态井眼构成，试油管柱在移动过程中的摩阻以及RTTS封隔器自身长度与外径都会影响管柱在不同形态井眼中的通过性，进而影响着坐封位置的选择，且不同坐封位置也会影响试油管柱能否传递足够坐封力到封隔器，同时不同坐封力对封隔器上部管柱也会有影响，因此在分析RTTS封隔器坐封位置的时候都需要考虑以上因素。
但是，现有技术还缺乏成系统分析RTTS封隔器在井筒内坐封位置的方法，已有方法也仅是通过计算试油管柱摩阻来判断管柱能否克服摩阻达到预定井深，而没有考虑封隔器几何尺寸限制以及坐封力传递，且未考虑不同坐封位置施加坐封力后对管柱安全的影响。此外，现阶段还未有一种对分析结果进行直观展示以便选择RTTS封隔器坐封位置的图形呈现方式，使得RTTS封隔器在井筒内坐封位置没有一个全面成系统的方法来进行分析。
因此，有必要提出一种RTTS封隔器井筒内坐封位置分析方法来解决上述技术问题。
发明内容
本发明的目的在于克服现有技术的不足，基于等高线图提供一种RTTS封隔器井筒内坐封位置分析方法，包括：分析综合参数获取步骤、通过性分析及调整步骤、管柱释放悬重计算步骤、三轴安全系数计算步骤、等高线及坐封力处理步骤和坐封位置分析及调整步骤；其中，
分析综合参数获取步骤：获取待分析试油施工方案对应的综合参数；其中，综合参数包括：封隔器综合参数、井身结构综合参数、试油管柱组合综合参数、井眼轨迹综合参数、压井液密度、试油层位顶部井深、封隔器可接受坐封力范围和管柱三轴安全系数最低值；
通过性分析及调整步骤：RTTS封隔器通过性分析和试油管柱通过性分析，并在未满足通过性要求时进行设计调整，直至通过性满足试油施工要求，得到同时满足RTTS封隔器与试油管柱通过性的井段L 1 ；其中，设计调整参数：封隔器综合参数、试油管柱组合综合参数或压井液密度；
管柱释放悬重计算步骤：在井段L 1 中预给定施工能接受坐封位置的井段L 2 ，并在井段L 2 中计算出不同井深与不同坐封力条件下对应的管柱所需释放悬重，将计算结果作在等高线图中，得到管柱释放悬重等高线图；
三轴安全系数计算步骤：在井段L 2 中计算不同井深与不同坐封力条件下对应的管柱最小三轴安全系数，并将计算结果作在等高线图中，得到管柱最小三轴安全系数等高线图；
等高线及坐封力处理步骤：通过管柱释放悬重等高线图找出满足坐封力条件下的最低释放悬重等高线，并寻得在最低释放悬重等高线上坐封力传递值最高的井段L 3 ；
坐封位置分析及调整步骤：在管柱最小三轴安全系数等高线图中核对封隔器所需坐封力与井段L 3 范围内的三轴安全系数是否满足要求；若满足，则井段L 3 为封隔器坐封位置；若不满足，则在井段L 3 范围内重新选择并分析井段；若井段L 3 范围内无井段满足，则进行设计调整；其中，设计调整参数：封隔器综合参数或压井液密度。
作为更进一步的解决方案，封隔器综合参数包括：RTTS封隔器的长度、外径和内径；井身结构综合参数包括：井筒油层套管的长度、外径和内径；试油管柱组合综合参数包括：油管的长度、外径、内径、线重和屈服强度；井眼轨迹综合参数：每个测点的井深、井斜角和方位角。
作为更进一步的解决方案，RTTS封隔器通过性分析通过如下步骤进行：
步骤A1：计算井段L 0 中井眼轨迹各测点之间的狗腿度α well ；其中，井段L 0 位于井口到试油层位顶部井深之间；
步骤A2：通过RTTS封隔器的长度与外径计算封隔器可通过最大狗腿度α tool ；
步骤A3：将井段L 0 中井眼轨迹各测点之间的狗腿度α well 与封隔器可通过最大狗腿度α tool 进行对比；若α tool ＜α well ，则RTTS封隔器无法到达当前测点所在井深；反之，则RTTS封隔器能到达当前测点所在井深。
作为更进一步的解决方案，试油管柱通过性分析通过如下步骤进行：
步骤B1：通过轴向载荷传递模型计算出井段L 0 内试油管柱的大钩载荷，其中，大钩载荷为试油管柱顶部载荷；井段L 0 位于井口到试油层位顶部井深之间；
步骤B2：通过各井深移动过程中的大钩载荷，做出对应的大钩载荷趋势图；
步骤B3：通过大钩载荷趋势图进行通过性判断，若大钩载荷趋势图未出现小于0的情况，则试油管柱能通过井段L 0 ；反之，则试油管柱不能通过井段L 0 。
作为更进一步的解决方案，管柱释放悬重计算步骤：
步骤C1：将轴向载荷传递模型的摩擦系数取为0，计算出顶部轴向载荷并作为原始悬重，在各井深计算出管柱的原始悬重；
步骤C2：在封隔器可接受坐封力范围内，将不同坐封力作为轴向载荷传递模型输入值，计算出对应的管柱对应的大钩载荷；
步骤C3：将原始悬重减去对应坐封力下的大钩载荷，得出所需的释放悬重；
步骤C4：将各井深、坐封力和对应的释放悬重用等高线图进行表示；其中，等高线表示相同的释放悬重，等高线之间用不同颜色进行填充。
作为更进一步的解决方案，三轴安全系数计算步骤：
步骤D1：计算管柱三轴应力：
其中，σ VMS 为管柱三轴应力，σ a 为轴向应力；
步骤D2：计算轴向应力：
其中，σ am 为屈曲形态下管柱受到的最大轴向应力；A P 为管柱的横截面积；I为管柱的惯性矩；M为管柱的弯矩；F c 为管柱受到的轴向载荷；D p 为管柱外径；
步骤D3：计算出管柱的三轴安全系数：
其中，σ YS 为管柱的屈服强度，单位为Pa。
作为更进一步的解决方案，轴向载荷传递模型：将全井管柱离散为多个单元体，按照划分的单元体逐段进行求解，并通过解过程得到全井段管柱沿程的轴向载荷分布；
其中，ΔF为移动每段单元体所需的附加轴向载荷；F in 为输入端的轴向载荷；F out 为输出端的轴向载荷；n为单元体总数，i为各单元体编号；
每个单元体移动所需附加轴向载荷为：
其中，F o i ut 为当前单元体的轴向载荷输出值；F i i n 为当前单元体的轴向载荷输入值。
作为更进一步的解决方案，为求得ΔF i 并得到全井段管柱的轴向载荷程分布，并通过如下步骤进行计算：
步骤F1：将全井段管柱按划分为n个单元体，每个单元体长度为ΔL；将各单元体两端彼此相连，且有F i i n =F o i u - t 1；其中，F i i n 为第i个的轴向载荷输入值，F o i u - t 1为第i-1个的轴向载荷输出值，i∈[1,2,…,n]；
步骤F2：单元体在F i i n 的作用下，计算接触力N c i 与摩擦力F f i ；其中，
；
为管柱与井筒之间的摩擦系数；
步骤F3：将F f i 与单元体重力分量叠加，得到轴向载荷ΔF i ；其中，
；q为管柱重量，
为单元体的井斜角；
步骤F4：将ΔF i 叠加到F i i n 作为F o i ut 传递到下一个单元，其中，F o i ut =F i i n +ΔF i ；
步骤F5：依次计算，直至完成对所有单元体的计算。
作为更进一步的解决方案，对于管柱重量q，在考虑井筒中压井液对管柱重力影响后，利用下式进行计算：
其中，ρ mud 为井筒中压井液的密度；ρ pipe 为管柱的密度；w air 为管柱在空气中的线重；g为重力加速度。
作为更进一步的解决方案，接触力N C 的计算需要考虑管柱形态变化，即需要判断是否发生正弦屈曲或者螺旋屈曲；在轴向载荷传递模型中每单元体的F i i n 与F crs 、F crh 进行对比；若F i i n ＜F crs ，则单元体管柱无屈曲，若F crs ≤F i i n ＜F crh ，则单元体管柱发生正弦屈曲，若F crh ≤F i i n ，则单元体管柱发生螺旋屈曲；
其中，F crs 为正弦屈曲临界载荷；K c 为井眼曲率；β为工具面角；EI为刚度系数；E为连续油管的弹性模量；I为管柱的惯性矩；r c 为管柱的径向间隙，α为工具面补角，并通过下式计算：
其中，D well 为连续油管所在井眼的内径；D P 为管柱外径；
当管柱无屈曲与正弦屈曲时，接触力N C 为：
当螺旋屈曲时，接触力N C 为：
其中，N C 为管柱受到的接触力；F为管柱受到的轴向载荷；q为管柱受到的重力；θ为井斜角；ΔL为管柱单元长度；Δθ为管柱单元斜角。
本发明的有益效果是：本发明可以根据试油管柱数据、RTTS封隔器数据、井身结构数据、井眼轨迹数据以及压井液密度得到RTTS封隔器在井筒中合理的坐封位置，有效解决了RTTS封隔器坐封位置难以选择的问题；因此，相较于已有只计算管柱摩阻来判断封隔器坐封位置的方法，本方法能提供更加全面成体系的分析结果，实现RTTS封隔器坐封位置选择更加合理，为试油施工安全顺利提供可靠依据。
附图说明
图1为本发明实施例提供的示例大钩载荷趋势图；
图2为本发明实施例提供的示例轴向载荷传递模型示意图；
图3为本发明实施例提供的示例管柱释放悬重等高线图；
图4为本发明实施例提供的示例管柱最小三轴安全系数等高线图；
图5为本发明实施例提供的分析方法流程图；
图6为本发明实施例提供的实例大钩载荷趋势图。
具体实施方式
下面结合附图进一步详细描述本发明的技术方案，但本发明的保护范围不局限于以下所述。
为了使本发明的目的，技术方案及优点更加清楚明白，结合附图及实施例，对本发明进行进一步详细说明。应当理解，此处所描述的具体实施例仅用以解释本发明，并不用于限定本发明，即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。通常在此处附图中描述和示出的本发明实施例的组件可以以各种不同的配置来布置和设计。
以下结合实施例对本发明的特征和性能作进一步的详细描述。
为了实现试油施工安全顺利，作业人员更直观高效分析出RTTS封隔器井筒内坐封位置；本实施例提供一种RTTS封隔器在井筒内坐封位置分析方法，该方案综合RTTS封隔器坐封前的管柱通过性、坐封时的管柱坐封力传递性以及坐封后的管柱安全性来选择坐封位置。首先分析RTTS封隔器与所连接试油管柱的通过性；然后考虑RTTS封隔器坐封时需要上部管柱释放悬重传递给封隔器所需坐封力的特点，计算不同井深下封隔器不同坐封力所需释放悬重，将计算结果用等高线图来显示；接着考虑管柱释放悬重传递坐封力后对试油管柱安全性的影响，计算不同井深与不同坐封力条件下管柱三轴安全系数变化，将结果用等高线图来展示；随后计算不同井深与不同坐封力条件下管柱螺旋屈曲长度，将结果用等高线图来展示。最后综合以上计算结果，在满足RTTS封隔器与管柱通过性条件下，找出等高线图中满足封隔器坐封力与管柱三轴安全系数需求的最小释放悬重井段，该井段就是RTTS封隔器坐封井段。
进一步的，本发明根据井眼轨迹与RTTS封隔器长度与外径分析封隔器的通过性，即根据试油层位顶部井深，将井口到试油层位顶部井深之间的井段L 0 中井眼轨迹每测点之间狗腿度α well 用公式(1)计算出来，利用RTTS封隔器长度L tool 与外径D tool 基于公式(2)计算出封隔器可通过最大狗腿度α tool ，然后与公式(1)计算的储层段以上不同测斜区间中的狗腿度α well 进行对比，若封隔器可通过最大狗腿度小于储层段以上狗腿度，即α tool ＜α well ，那么封隔器就无法到达该狗腿度所在井深；各计算公式如下：
其中，θ 1与θ 2是指测斜区间中两端点的井斜角，φ 1与φ 2是指测斜区间中两端点的方位角，α well 是测斜区间的狗腿度；
其中，a tool是RTTS封隔器可通过的最大狗腿度，L tool指RTTS封隔器的长度，δ tool是RTTS封隔器与油层套管之间的径向间隙，可用公式(3)进行计算：
其中，D well 是油层套管内径，D tool是RTTS封隔器外径。
进一步的，本发明使用大钩载荷趋势图来判断管柱通过性，图中的大钩载荷趋势线利用轴向载荷传递模型计算。下钻大钩载荷趋势图如图1所示，在该图中纵坐标表示井深，横坐标代表大钩载荷，图中每一点表示试油管柱在对应井深下的大钩载荷，连接每一点就形成了大钩载荷趋势线。在从地面到管柱预计到达井深的区间内，每单位井深都可通过轴向载荷传递模型计算出大钩载荷，并根据大钩载荷计算值做出大钩载荷趋势线，下钻大钩载荷趋势线代表管柱下入过程中的大钩载荷，由于摩阻作用，会使得全井段管柱的重量被抵消一部分用于克服管柱延伸过程中的摩阻，该曲线是管柱重量与管柱摩阻负叠加的结果。当管柱在下入过程中当全井段管柱重量无法克服管柱摩阻时，在对应井深利用轴向载荷传递模型计算出来的大钩载荷就会小于0，预示着需要附加部分轴向压缩载荷才能使管柱在该井深向前移动。如图1中A曲线所示，表示管柱在到达最终井深时大钩载荷小于0，无法达到该井深；如果可以达到就如图1中B曲线所示，管柱在最终井深位置的大钩载荷大于0。
进一步的，轴向载荷传递模型是在一定井深下将全井管柱离散为多个单元体，如图2所示。按照划分的单元体逐段进行求解，求解过程就得到全井段管柱沿程的轴向载荷分布。将全井段管柱输入端的轴向载荷命名为F in ，输出端的轴向载荷命名为F out ，按照对全井段管柱进行分段求解的思路，可用公式(4)来表示：
其中，ΔF为移动每段单元体所需的附加轴向载荷。那么针对每个单元体，可得公式(5)：
其中，ΔF o i ut 为单元体轴向载荷输出值；ΔF i i n 为单元体轴向载荷输入值。
进一步的，通过如下步骤求得ΔF i ，并得到全井段管柱轴向载荷程的分布：
步骤F1：将全井段管柱按划分为n个单元体，每个单元体长度为ΔL；将各单元体两端彼此相连，且有F i i n =F o i u - t 1；其中，F i i n 为第i个的轴向载荷输入值，F o i u - t 1为第i-1个的轴向载荷输出值，i∈[1,2,…,n]，如式(6)所示。
单元体在F i i n 的作用下计算接触力N c i 与摩擦力F f i ，如式(7)所示；
将F f i 与单元体重力分量叠加，得到轴向载荷ΔF i ，如式(8)所示；
最后，将ΔF i 叠加到F i i n 作为F o i ut 传递到下一个单元，如式(9)所示；
依次计算，直到计算完所有单元；
其中，μ为管柱与井筒之间的摩擦系数，q为管柱重量，θ为单元体的井斜角。
进一步的，对于上式中的q，当考虑井筒中压井液对管柱重力影响后，可利用下式进行计算：
其中，ρ mud 为井筒中压井液的密度；ρ pipe 为管柱的密度；w air 为管柱在空气中的线重；g为重力加速度。
利用上面的步骤，可以求得在每一井深下井下管柱沿程的轴向载荷、接触力以及摩阻分布，对于全井段井下管柱最顶部的轴向载荷，就是大钩载荷F HL 。如果计算出的大钩载荷F HL ≥0，那么说明在该井深下管柱可以依靠自身重力克服摩阻到达，如果F HL ＜0，则说明管柱无法达到预定井深。
进一步的，轴向载荷传递模型中接触力N C 的计算需要考虑管柱形态变化，即需要判断是否发生正弦屈曲或者螺旋屈曲，在轴向载荷传递模型中每单元体的F i i n 与公式(11)、公式(12)进行对比，若F i i n ＜F crs ，则单元体管柱无屈曲，若F crs ≤F i i n ＜F crh ，则单元体管柱发生正弦屈曲，若F crh ≤F i i n ，单元体管柱发生螺旋屈曲；其中，各计算公式如下：
其中，F crs 为正弦屈曲临界载荷；K c 为井眼曲率；β为工具面角；EI为刚度系数；E为连续油管的弹性模量；I为管柱的惯性矩；r c 为管柱的径向间隙，α为工具面补角，并通过下式计算：
其中，D well 为连续油管所在井眼的内径；D p 为管柱外径。
进一步的，当管柱无屈曲与正弦屈曲时，接触力N C 采用公式(14)计算，螺旋屈曲时，接触力N C 采用公式（15）计算：
其中，N C 为管柱受到的接触力；F为管柱受到的轴向载荷；q为管柱受到的重力；θ为井斜角；ΔL为管柱单元长度；Δθ为管柱单元斜角。
进一步的，利用轴向载荷传递模型计算出管柱在井眼中每井深移动过程中的大钩载荷，做出大钩载荷趋势图。
进一步的，完成RTTS封隔器与试油管柱通过性计算后，在L 0 中得到满足RTTS封隔器与试油管柱通过性的井段L 1 ，L 1 ≤L 0 ；若封隔器与试油管柱的通过性满足试油施工要求，则进行下一步的计算，否则就需要调整封隔器尺寸或者试油管柱结构重新进行通过性计算，直到满足试油施工需求。
在L 1 中预给出一个施工能接受坐封位置的范围L 2 ，例如，L 1 为
m，根据试油施工可给出封隔器坐封可接受位置为L 2 =4500-5000m。然后根据封隔器可接受的坐封力范围，在井段L 2 内利用轴向载荷传递模型计算出不同井深与不同坐封力条件下管柱所需释放悬重，并将计算结果作在等高线图中，如图3所示。
进一步的，为了做出等高线图，需要利用轴向载荷传递模型计算出每一井深下一定坐封力范围内所需的管柱顶部释放悬重，每一井深与每一坐封力对应一个管柱释放悬重计算结果。首先在每一井深计算出管柱的原始悬重，利用轴向载荷传递模型将摩擦系数取为0来计算，将计算出的顶部轴向载荷作为原始悬重；然后将坐封力作为轴向载荷传递模型输入值，计算出该坐封力下管柱对应的大钩载荷；然后将原始悬重减去坐封力下的大钩载荷得出该坐封力下所需的释放悬重；最后将井深，坐封力以及释放悬重用等高线图来表示，等高线表示相同的释放悬重，等高线之间可用不同颜色来进行填充。
进一步的，在井段L 2 内利用轴向载荷传递模型在计算不同坐封力所对应的顶部载荷过程中，计算出管柱每单元体的三轴安全系数，并记录下最小三轴安全系数作为该坐封力下的对应值。如图4所示，将井深，坐封力以及管柱最小三轴安全系数用等高线图来表示，等高线表示相同的三轴安全系数，等高线之间也可用不同颜色来进行填充。
进一步的，三轴安全系数的计算时首先需要计算出管柱三轴应力。利用三轴应力来校核管柱强度是现场施工前确保井下管柱安全的重要步骤，管柱的三轴应力计算为公式(16)：
其中，σ a 为管柱的轴向应力；σ t 为管柱的切向应力；σ r 为管柱的径向应力。管柱在下入过程中可得σ t =0以及σ r =0，那么管柱的三轴应力实际就等同于轴向应力：
进一步的，当管柱在井眼中延伸时，当管柱发生屈曲形变时，管柱根据中性层分为内弯曲与外弯曲两部分，对于内弯曲部分管壁受压，外弯曲部分管壁受拉，根据轴向载荷的方向，可以得出管柱内弯曲部分的最外面管壁受到最大的轴向压缩应力，管柱外弯曲部分的最外面管壁受到最大的轴向拉伸应力。考虑到轴向载荷的方向，轴向载荷产生的应力叠加到由于管柱屈曲造成的轴向压力上时，管柱内弯曲部分的最外面管壁叠加的应力最大，计算公式为：
其中，σ am 为屈曲形态下管柱受到的最大轴向应力；A P 为管柱的横截面积；I为管柱的惯性矩；M为管柱的弯矩；F c 为管柱受到的轴向载荷；D p 为管柱外径。
计算管柱受到的最大轴向应力后，就可计算出管柱的三轴安全系数：
其中，σ YS 为管柱的屈服强度，单位为Pa。
进一步的，根据以上计算结果，在管柱释放悬重等高线图中根据释放悬重等高线，找出满足封隔器坐封力要求且释放悬重最小的井段L 3 ，然后再在管柱最小三轴安全系数等高线图中确认该坐封力下井段L 3 的管柱最小三轴安全系数是否满足要求，如果满足三轴安全系数要求，该井段就是封隔器坐封位置，否则就重新选择，直到满足三轴安全系数要求。如果没有，那么就需要重新调整管柱结构或压井液密度重新开始计算。
以下结合具体实例，以图5所示步骤，来对实施例进一步阐述。
第一步：分析综合参数获取步骤，记录试油施工井数据，井身结构如表1所示、封隔器以上试油管柱组合如表2所示、井眼轨迹如表3所示：
其中，压井液密度为2000kg/m3、试油层位顶部井深为5400m，封隔器外径103mm，封隔器本体长度1.2m，但其余附件（如水力锚）长度加上后总共4.5m；封隔器坐封力需要120kN；试油管柱三轴安全系数要求不低于1.5。
第二步：RTTS封隔器通过性分析，计算出井眼轨迹区间狗腿度如表4所示：
根据RTTS封隔器外径以及井身结构，取封隔器加上附件后的总长4.5m，利用公式(2)可得到封隔器在152.5mm内径套管中可通过最大狗腿为33.6°/30m，在115.5mm内径套管中可通过最大狗腿度为8.5°/30m。将封隔器可通过最大狗腿度与表4中不同井眼区间中的狗腿对比，这些井眼区间中的狗腿度角均小于封隔器可通过最大狗腿度角，表明封隔器可以通过试油层顶界上的井段。
第三步：试油管柱通过性分析，做出大钩载荷趋势图，如图6所示，从图中可以看出，试油管柱在到达试油顶界井深5400m时大钩载荷大于0，说明试油管柱可以通过试油顶界以上井段。
管柱释放悬重计算步骤执行第四步-第五步。
第四步：通过第二步与第三步的计算结果，封隔器与试油管柱可以通过0至5400m的井段，初步选定4500m至5400m的井段范围来做进一步分析。
第五步：计算坐封力范围为60kN至140kN，做出试油管柱在4500m至5400m井段的不同井深与不同坐封力范围下的管柱释放悬重等高线图。
第六步：三轴安全系数计算步骤，做出试油管柱在4500m至5400m井段的不同井深与不同坐封力下的管柱最小三轴安全系数等高线图。
第七步：等高线及坐封力处理步骤，封隔器坐封力需要120kN，在管柱释放悬重等高线图中根据悬重等高线，找出满足坐封力要求的最低释放悬重等高线为200kN等高线，在这条等高线上，井段4650m至4750m范围内获得的坐封力最大，初步确定井段4650m至4750m为封隔器坐封位置。
第八步：坐封位置分析及调整步骤，在管柱最小三轴安全系数等高线图中，确认坐封力120kN，井段4650m至4750m范围内的三轴安全系数大于1.5，因此井段4650m至4750m就为封隔器坐封位置。
以上所述仅是本发明的优选实施方式，应当理解本发明并非局限于本文所披露的形式，不应看作是对其他实施例的排除，而可用于各种其他组合、修改和环境，并能够在本文所述构想范围内，通过上述教导或相关领域的技术或知识进行改动。而本领域人员所进行的改动和变化不脱离本发明的精神和范围，则都应在本发明所附权利要求的保护范围内。
Claims (10)
1.一种RTTS封隔器井筒内坐封位置分析方法，其特征在于，包括：分析综合参数获取步骤、通过性分析及调整步骤、管柱释放悬重计算步骤、三轴安全系数计算步骤、等高线及坐封力处理步骤和坐封位置分析及调整步骤；其中，
分析综合参数获取步骤：获取待分析试油施工方案对应的综合参数；其中，综合参数包括：封隔器综合参数、井身结构综合参数、试油管柱组合综合参数、井眼轨迹综合参数、压井液密度、试油层位顶部井深、封隔器可接受坐封力范围和管柱三轴安全系数最低值；
通过性分析及调整步骤：RTTS封隔器通过性分析和试油管柱通过性分析，并在未满足通过性要求时进行设计调整，直至通过性满足试油施工要求，得到同时满足RTTS封隔器与试油管柱通过性的井段L 1 ；其中，设计调整参数：封隔器综合参数、试油管柱组合综合参数或压井液密度；
管柱释放悬重计算步骤：在井段L 1 中预给定施工能接受坐封位置的井段L 2 ，并在井段L 2 中计算出不同井深与不同坐封力条件下对应的管柱所需释放悬重，将计算结果作在等高线图中，得到管柱释放悬重等高线图；
三轴安全系数计算步骤：在井段L 2 中计算不同井深与不同坐封力条件下对应的管柱最小三轴安全系数，并将计算结果作在等高线图中，得到管柱最小三轴安全系数等高线图；
等高线及坐封力处理步骤：通过管柱释放悬重等高线图找出满足坐封力条件下的最低释放悬重等高线，并寻得在最低释放悬重等高线上坐封力传递值最高的井段L 3 ；
坐封位置分析及调整步骤：在管柱最小三轴安全系数等高线图中核对封隔器所需坐封力与井段L 3 范围内的三轴安全系数是否满足要求；若满足，则井段L 3 为封隔器坐封位置；若不满足，则在井段L 3 范围内重新选择并分析井段；若井段L 3 范围内无井段满足，则进行设计调整；其中，设计调整参数：封隔器综合参数或压井液密度。
2.根据权利要求1所述的一种RTTS封隔器井筒内坐封位置分析方法，其特征在于，封隔器综合参数包括：RTTS封隔器的长度、外径和内径；井身结构综合参数包括：井筒油层套管的长度、外径和内径；试油管柱组合综合参数包括：油管的长度、外径、内径、线重和屈服强度；井眼轨迹综合参数：每个测点的井深、井斜角和方位角。
3.根据权利要求2所述的一种RTTS封隔器井筒内坐封位置分析方法，其特征在于，RTTS封隔器通过性分析通过如下步骤进行：
步骤A1：计算井段L 0 中井眼轨迹各测点之间的狗腿度α well ；其中，井段L 0 位于井口到试油层位顶部井深之间；
步骤A2：通过RTTS封隔器的长度与外径计算封隔器可通过最大狗腿度α tool ；
步骤A3：将井段L 0 中井眼轨迹各测点之间的狗腿度α well 与封隔器可通过最大狗腿度α tool 进行对比；若α tool ＞α well ，则RTTS封隔器无法到达当前测点所在井深；反之，则RTTS封隔器能到达当前测点所在井深。
4.根据权利要求2所述的一种RTTS封隔器井筒内坐封位置分析方法，其特征在于，试油管柱通过性分析通过如下步骤进行：
步骤B1：通过轴向载荷传递模型计算出井段L 0 内试油管柱的大钩载荷，其中，大钩载荷为试油管柱顶部载荷；井段L 0 位于井口到试油层位顶部井深之间；
步骤B2：通过各井深移动过程中的大钩载荷，做出对应的大钩载荷趋势图；
步骤B3：通过大钩载荷趋势图进行通过性判断，若大钩载荷趋势图未出现小于0的情况，则试油管柱能通过井段L 0 ；反之，则试油管柱不能通过井段L 0 。
5.根据权利要求2所述的一种RTTS封隔器井筒内坐封位置分析方法，其特征在于，管柱释放悬重计算步骤：
步骤C1：将轴向载荷传递模型的摩擦系数取为0，计算出顶部轴向载荷并作为原始悬重，在各井深计算出管柱的原始悬重；
步骤C2：在封隔器可接受坐封力范围内，将不同坐封力作为轴向载荷传递模型输入值，计算出对应的管柱对应的大钩载荷；
步骤C3：将原始悬重减去对应坐封力下的大钩载荷，得出所需的释放悬重；
步骤C4：将各井深、坐封力和对应的释放悬重用等高线图进行表示；其中，等高线表示相同的释放悬重，等高线之间用不同颜色进行填充。
6.根据权利要求2所述的一种RTTS封隔器井筒内坐封位置分析方法，其特征在于，三轴安全系数计算步骤：
步骤D1：计算管柱三轴应力：
其中，σ VMS 为管柱三轴应力，σ a 为轴向应力；
步骤D2：计算轴向应力：
其中，σ am 为屈曲形态下管柱受到的最大轴向应力；A P 为管柱的横截面积；I为管柱的惯性矩；M为管柱的弯矩；F c 为管柱受到的轴向载荷；D p 为管柱外径；
步骤D3：计算出管柱的三轴安全系数：
其中，σ YS 为管柱的屈服强度，单位为Pa。
7.根据权利要求4或权利要求5任一项所述的一种RTTS封隔器井筒内坐封位置分析方法，其特征在于，轴向载荷传递模型：将全井管柱离散为多个单元体，按照划分的单元体逐段进行求解，并通过解过程得到全井段管柱沿程的轴向载荷分布；
其中，ΔF为移动每段单元体所需的附加轴向载荷；F in 为输入端的轴向载荷；F out 为输出端的轴向载荷；n为单元体总数，i为各单元体编号；
每个单元体移动所需附加轴向载荷为：
其中，F o i ut 为当前单元体的轴向载荷输出值；F i i n 为当前单元体的轴向载荷输入值。
8.根据权利要求7所述的一种RTTS封隔器井筒内坐封位置分析方法，其特征在于，通过如下步骤求得ΔF i ，并得到全井段管柱轴向载荷程的分布：
步骤F1：将全井段管柱按划分为n个单元体，每个单元体长度为ΔL；将各单元体两端彼此相连，且有F i i n =F o i u - t 1；其中，F i i n 为第i个的轴向载荷输入值，F o i u - t 1为第i-1个的轴向载荷输出值，i∈[1,2,…,n]；
步骤F2：单元体在F i i n 的作用下，计算接触力N c i 与摩擦力F f i ；其中，
；
为管柱与井筒之间的摩擦系数；
步骤F3：将F f i 与单元体重力分量叠加，得到轴向载荷ΔF i ；其中，
；q为管柱重量，
为单元体的井斜角；
步骤F4：将ΔF i 叠加到F i i n 作为F o i ut 传递到下一个单元，其中，F o i ut =F i i n +ΔF i ；
步骤F5：依次计算，直至完成对所有单元体的计算。
9.根据权利要求8所述的一种RTTS封隔器井筒内坐封位置分析方法，其特征在于，对于管柱重量q，在考虑井筒中压井液对管柱重力影响后，利用下式进行计算：
其中，ρ mud 为井筒中压井液的密度；ρ pipe 为管柱的密度；w air 为管柱在空气中的线重；g为重力加速度。
10.根据权利要求8所述的一种RTTS封隔器井筒内坐封位置分析方法，其特征在于，接触力N C 的计算需要考虑管柱形态变化，即需要判断是否发生正弦屈曲或者螺旋屈曲；在轴向载荷传递模型中每单元体的F i i n 与F crs 、F crh 进行对比；若F i i n ＜F crs ，则单元体管柱无屈曲，若F crs ≤F i i n ＜F crh ，则单元体管柱发生正弦屈曲，若F crh ≤F i i n ，则单元体管柱发生螺旋屈曲；
其中，F crs 为正弦屈曲临界载荷；K c 为井眼曲率；β为工具面角；EI为刚度系数；E为连续油管的弹性模量；I为管柱的惯性矩；r c 为管柱的径向间隙，α为工具面补角，并通过下式计算：
其中，D well 为连续油管所在井眼的内径；D p 为管柱外径；
当管柱无屈曲与正弦屈曲时，接触力N C 为：
当螺旋屈曲时，接触力N C 为：
其中，N C 为管柱受到的接触力；F为管柱受到的轴向载荷；q为管柱受到的重力；θ为井斜角；ΔL为管柱单元长度；Δθ为管柱单元斜角。
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