畢延森，鮮保安，石小磊，高德利

（1. 中國石油大學(xué)（北京）石油工程教育部重點實驗室，北京 102249；2. 河南理工大學(xué)資源環(huán)境學(xué)院，河南焦作 454000）

0 引言

21世紀初形成了以連續(xù)管和超短半徑水平井導(dǎo)向器為核心的超短半徑水平井技術(shù)[1-3]。該技術(shù)主要應(yīng)用于老井二次完井和低產(chǎn)井增產(chǎn)改造[4-6]。超短半徑水平井射流鉆井系統(tǒng)的井眼尺寸為25.4～50.1 mm，進尺可達到90 m。近年來，可旋轉(zhuǎn)鉆進柔性鉆具的應(yīng)用使超短半徑水平井的井眼尺寸增加到114.0～142.0 mm，進尺為60～100 m[7-10]。超短半徑水平井曲率半徑為2～5 m，適用于139.7 mm和244.5 mm套管，在中國海上油田和煤層氣田進行了多口井現(xiàn)場試驗[7-9,11]。雖然大尺寸的超短半徑水平井裸眼能夠匹配直徑較大的篩管，但是完井篩管下入遇阻問題依然未能解決，因此超短半徑水平井完鉆后均采用裸眼完井。一種采用垂直于套管軸向方向割縫的篩管能夠通過超短半徑水平井的彎曲段，但是篩管在水平段的下入長度有限[12]。申瑞臣等[13-14]提出的煤層氣水平井 PE篩管泵送方案中聚乙烯（PE）篩管直徑為 50.8 mm，可以通過鉆桿在水平段內(nèi)泵送的PE篩管長度是570 m。柔性鉆具結(jié)構(gòu)復(fù)雜且內(nèi)徑較小，限制了可以通過其內(nèi)部的非金屬完井篩管尺寸。

筆者選用大尺寸非金屬復(fù)合連續(xù)管加工篩管，同時采用小尺寸的鋼質(zhì)連續(xù)管作為內(nèi)層管柱增強非金屬復(fù)合連續(xù)管剛度。此外，設(shè)計采用液壓驅(qū)動方式下入由非金屬完井篩管與鋼質(zhì)連續(xù)管組成的完井管柱，克服完井管柱軸向力傳遞困難、管柱屈曲等問題。要實現(xiàn)液壓驅(qū)動非金屬篩管需要解決兩個主要問題：一是設(shè)計適用于該技術(shù)的管柱結(jié)構(gòu)與工具，二是將完井管柱的力學(xué)模型與液壓驅(qū)動模型進行耦合。為了解決上述問題，首先需要進行完井管柱結(jié)構(gòu)、井下專用裝置和工藝設(shè)計，再將液壓驅(qū)動模型引入完井管柱力學(xué)模型中。基于軟繩模型[15-16]和剛性模型[17]，GAO等[18-21]建立了井下管柱的局部及整體力學(xué)模型，對大位移井的管柱受力及屈曲行為進行了研究。還有學(xué)者對連續(xù)管的力學(xué)行為進行了研究[22]，建立了連續(xù)管極限破壞模型[23]，分析了連續(xù)管在水平井中的作業(yè)能力[24-25]。

針對采用柔性鉆具完鉆的大井眼超短半徑水平井，筆者設(shè)計了裸眼井筒非金屬復(fù)合連續(xù)篩管下入裝置及下入方式，采用液壓驅(qū)動方式將非金屬復(fù)合連續(xù)篩管下至超短半徑水平井眼，但是受限于管柱結(jié)構(gòu)設(shè)計，非金屬篩管尺寸相對井眼尺寸較小[26-27]。為此，本文進行完井管柱結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計。然后，建立管柱力學(xué)-液壓耦合模型，基于該模型計算非金屬復(fù)合連續(xù)篩管在超短半徑水平井中的下入長度，為超短半徑水平井液壓驅(qū)動非金屬連續(xù)篩管下入技術(shù)提供理論支持。

1 管柱結(jié)構(gòu)、配套工具及工作原理

針對超短半徑水平井非金屬完井篩管下入難題，進行了完井管柱結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計，由內(nèi)到外依次為導(dǎo)向管、液壓驅(qū)動管、非金屬復(fù)合連續(xù)篩管；同時，完成了液壓驅(qū)動完井管柱配套工具設(shè)計，主要包括引鞋、導(dǎo)向管扶正器、滑動密封裝置、轉(zhuǎn)換短節(jié)等。其中，引鞋用于連接液壓驅(qū)動管與非金屬復(fù)合連續(xù)篩管，導(dǎo)向管扶正器用于保持導(dǎo)向管在液壓驅(qū)動管內(nèi)的居中度，滑動密封裝置是維持液壓驅(qū)動管與導(dǎo)向管之間滑動密封的核心裝置，轉(zhuǎn)換短節(jié)連接上部油管與下部完井管柱。完井管柱系統(tǒng)配合超短半徑水平井液壓驅(qū)動下入技術(shù)，引鞋液壓載荷牽引完井管柱下入超短半徑水平井，解決了超短半徑水平井完井管柱推送下入過程中的軸向力傳遞困難、管柱屈曲等問題。

1.1 結(jié)構(gòu)設(shè)計與工作原理

超短半徑水平井柔性鉆具通過斜向器沿不同方位在直井套管內(nèi)自下而上依次側(cè)鉆[8]，套管開窗長度約0.2 m，側(cè)鉆窗口間隔約0.6 m，完成目的層內(nèi)多個井眼鉆井[7]。在單個超短半徑水平井眼完鉆后起出柔性鉆具，借助井底斜向器依次完成單個超短半徑水平井眼的液壓驅(qū)動完井管柱下入，完井管柱結(jié)構(gòu)如圖1a所示。完井管柱由 3層管柱組成：最外層是非金屬復(fù)合連續(xù)篩管管柱，由引鞋、非金屬復(fù)合連續(xù)篩管和篩管扶正器組成；中間層是液壓驅(qū)動管柱，由液壓驅(qū)動管（連續(xù)管）和滑動密封裝置組成；最內(nèi)層是導(dǎo)向管柱，由扶正器、導(dǎo)向管（連續(xù)管）組成。導(dǎo)向管柱通過轉(zhuǎn)換短節(jié)與油管連接。在完井管柱下入至裸眼井段之前，液壓驅(qū)動管、引鞋、導(dǎo)向管和轉(zhuǎn)換短節(jié)通過滑動密封裝置形成一個密封空間并充滿空氣。當轉(zhuǎn)換短節(jié)內(nèi)的滑套在液壓作用下被打開后，完井管柱中的空氣逐漸被液體置換，液壓驅(qū)動管和非金屬復(fù)合連續(xù)篩管在重力作用下向井底移動。液壓驅(qū)動管和非金屬復(fù)合連續(xù)篩管在水平井段遇阻時開啟液壓驅(qū)動完井管柱程序，通過導(dǎo)向管向液壓驅(qū)動管傳遞液壓，液壓驅(qū)動管在液壓動力下帶動非金屬復(fù)合連續(xù)篩管同步向井底移動。導(dǎo)向管在引導(dǎo)液壓驅(qū)動管移動過程中始終與滑動密封裝置保持滑動密封狀態(tài)。同時，導(dǎo)向管與液壓驅(qū)動管末端滑動密封裝置之間的摩擦阻力可避免液壓驅(qū)動管在垂直段發(fā)生螺旋屈曲。當液壓驅(qū)動管末端滑動密封裝置移動至導(dǎo)向管前端扶正器位置時制動，引鞋在液壓作用下帶動非金屬復(fù)合連續(xù)篩管繼續(xù)向前移動并剪切引鞋內(nèi)的銷釘與金屬線，完成液壓驅(qū)動管與引鞋分離。同時，引鞋內(nèi)刀翼脫離金屬線束縛后張開并固定于井壁，非金屬復(fù)合連續(xù)篩管被固定于超短半徑水平井內(nèi)。地面泵壓驟降表明引鞋與液壓驅(qū)動管分離成功。然后，依次起出油管、導(dǎo)向管、液壓驅(qū)動管柱與附件，完成單個超短半徑水平井眼的非金屬復(fù)合連續(xù)篩管液壓驅(qū)動下入程序。該技術(shù)可在井眼直徑116 mm的超短半徑水平井裸眼內(nèi)下入直徑為100 mm、壁厚為20 mm的非金屬復(fù)合連續(xù)篩管。

圖1 超短半徑水平井完井管柱結(jié)構(gòu)示意圖

超短半徑水平井非金屬復(fù)合連續(xù)篩管常規(guī)下入技術(shù)如圖1b所示，采用連續(xù)管輸送非金屬復(fù)合連續(xù)篩管至水平井段，工藝簡單，但是完井管柱下入過程中軸向力傳遞效率低、連續(xù)管與非金屬復(fù)合連續(xù)篩管易發(fā)生屈曲，導(dǎo)致完井管柱下入長度有限。本文將通過工程案例計算對液壓驅(qū)動非金屬復(fù)合連續(xù)篩管完井技術(shù)和常規(guī)技術(shù)的下入長度進行對比。

1.2 關(guān)鍵裝置

1.2.1 引鞋

引鞋本體采用輕質(zhì)高強度的合金鋁材料。將非金屬復(fù)合連續(xù)篩管前端伸入引鞋凹槽內(nèi)，通過鎖緊裝置與引鞋連接。液壓驅(qū)動管、引鞋和刀翼由內(nèi)置金屬線的銷釘連接。液壓驅(qū)動管與引鞋分離前，4個刀翼收縮于引鞋本體內(nèi)，如圖2a所示。液壓驅(qū)動管與引鞋分離后，4個刀翼張開并固定于裸眼井壁，如圖2b所示。

圖2 引鞋結(jié)構(gòu)示意圖

1.2.2 導(dǎo)向管扶正器與滑動密封裝置

如圖3所示，導(dǎo)向管扶正器通過4個螺栓連接到導(dǎo)向管前端。4個凸翼采用低摩阻、耐磨損的聚四氟乙烯（PTFE）材質(zhì)。扶正器保持導(dǎo)向管在斜向器位置居于液壓驅(qū)動管的中心位置，以減小導(dǎo)向管與液壓驅(qū)動管之間的摩擦阻力。

圖3 導(dǎo)向管扶正器結(jié)構(gòu)示意圖

如圖4所示，滑動密封裝置本體由調(diào)質(zhì)鋼制成，密封組件由橡膠制成，具有高強度、高韌性和高耐磨性。在井口處連接滑動密封裝置和液壓驅(qū)動管，如圖5a所示。液壓流體經(jīng)過1號和2號進液孔進入密封腔，膠筒在液壓作用下膨脹并與導(dǎo)向管密封，如圖5b所示。當密封腔壓力達到設(shè)計值時停止注入液壓流體，1號和2號進液孔內(nèi)金屬密封球在彈簧彈力作用下復(fù)位，然后關(guān)閉1號和2號進液孔，如圖5c所示。滑動密封裝置與導(dǎo)向管扶正器接觸后液壓驅(qū)動管制動，如圖5d所示。液壓驅(qū)動非金屬復(fù)合連續(xù)篩管完井作業(yè)完成后起出液壓驅(qū)動裝置至井口，打開泄壓通道釋放密封腔內(nèi)的壓力使橡膠復(fù)位，如圖5e所示。拆卸液壓驅(qū)動管上端滑動密封裝置，如圖5f所示。

圖4 滑動密封裝置結(jié)構(gòu)示意圖

圖5 滑動密封裝置工作原理圖

1.2.3 轉(zhuǎn)換短節(jié)與非金屬復(fù)合連續(xù)篩管

在完井管柱的引鞋到達套管側(cè)鉆位置前，轉(zhuǎn)換短節(jié)內(nèi)置的滑套裝置保持關(guān)閉，轉(zhuǎn)換短節(jié)下部完井管柱內(nèi)充滿空氣，上部油管內(nèi)充滿清水，如圖6a所示。引鞋到達套管側(cè)鉆位置后向油管內(nèi)注入清水，滑套在液壓作用下打開后停泵，如圖6b所示。轉(zhuǎn)換短節(jié)上部油管內(nèi)清水進入完井管柱內(nèi)驅(qū)替空氣過程中，液壓驅(qū)動管和非金屬復(fù)合連續(xù)篩管在重力作用下向井底移動。

圖6 轉(zhuǎn)換短節(jié)結(jié)構(gòu)示意圖

超短半徑水平井采用石油天然氣行業(yè)井下非金屬復(fù)合連續(xù)管。如圖7所示，非金屬復(fù)合連續(xù)管由內(nèi)襯層、增強層、抗拉層和外護套組成[15,28-29]。非金屬復(fù)合連續(xù)管的最小工作彎曲半徑為0.6 m，可以通過超短半徑水平井彎曲段[30]。與普通油管、套管相比，非金屬復(fù)合連續(xù)管具有柔性好、強度高、摩擦系數(shù)低、防垢、耐腐蝕等特點[31]。采用水力切割技術(shù)在非金屬復(fù)合連續(xù)管上進行割縫、打孔設(shè)計，形成孔、縫組合結(jié)構(gòu)的非金屬復(fù)合連續(xù)篩管。

圖7 非金屬復(fù)合連續(xù)管實物圖

1.3 液壓驅(qū)動非金屬復(fù)合連續(xù)篩管完井流程

①轉(zhuǎn)換短節(jié)下端完井管柱形成的密封空間內(nèi)充滿空氣，轉(zhuǎn)換短節(jié)上端油管充滿清水，采用油管輸送完井管柱至套管側(cè)鉆位置，如圖8a所示。②采用液壓方式打開轉(zhuǎn)換短節(jié)內(nèi)置的滑套，滑套打開后立即停泵，上部油管柱內(nèi)的清水進入完井管柱內(nèi)驅(qū)替空氣過程中，非金屬復(fù)合連續(xù)篩管和液壓驅(qū)動管在重力作用下向井底移動直至遇阻，如圖8b所示。③啟動液壓驅(qū)動非金屬復(fù)合連續(xù)篩管程序，滑動密封裝置到達導(dǎo)向管扶正器位置時液壓驅(qū)動管發(fā)生制動。引鞋與非金屬復(fù)合連續(xù)篩管在液壓驅(qū)動下繼續(xù)移動并剪切引鞋內(nèi)置銷釘，液壓驅(qū)動管與引鞋分離。同時，刀翼張開并將非金屬復(fù)合連續(xù)篩管固定于井壁，如圖8c所示。④通過作業(yè)管柱向井內(nèi)注入清水驅(qū)替鉆井液，減少鉆井液對儲集層傷害，如圖8d所示。

圖8 超短半徑水平井液壓驅(qū)動非金屬復(fù)合連續(xù)篩管完井技術(shù)流程示意圖

2 管柱力學(xué)-液壓耦合模型

針對液壓驅(qū)動管和非金屬復(fù)合連續(xù)篩管組成的完井管柱結(jié)構(gòu)，將帕斯卡原理和液壓驅(qū)動原理引入管柱力學(xué)模型，建立管柱力學(xué)-液壓耦合模型。以超短半徑水平井的井身結(jié)構(gòu)、管柱強度、工作泵的安全工作壓力、管柱臨界下入速度等作為約束條件，采用有限差分法求解超短半徑水平井液壓驅(qū)動非金屬復(fù)合連續(xù)篩管下入長度。

2.1 管柱力學(xué)模型

假設(shè)條件：①完井管柱采用軟桿模型；②柔性管柱的外側(cè)與井壁充分接觸；管柱與井壁的曲率相同；③忽略管柱上的剪切力；④將靠近井口的管柱末端稱為后端，靠近井底的管柱末端稱為前端。

2.1.1 管柱軸向力與側(cè)向力

2.1.2 滑動密封裝置與引鞋受力

2.2 液壓驅(qū)動模型

假設(shè)條件：①流體體積不可壓縮；②整個管柱處于理想密封狀態(tài)；③地層無漏失；④摩擦力為庫侖摩擦力；⑤不考慮流體在管柱中流動的局部壓力損失；⑥管柱內(nèi)的流體為清水。

2.2.1 驅(qū)動完井管柱的液壓載荷

2.2.2 管柱系統(tǒng)壓力損耗

2.3 約束條件

需要考慮的約束條件主要包括：管柱螺旋屈曲臨界載荷、工作泵的安全工作壓力（本文取48.0 MPa）、完井管柱臨界下入速度、連續(xù)管最小彎曲半徑、完井管柱米塞斯強度校核、超短半徑水平井井身結(jié)構(gòu)與曲率半徑。

3 工程案例計算分析

2017年，在鄂爾多斯盆地東緣1口深層煤層氣直井進行了側(cè)鉆超短半徑水平井試驗。該井生產(chǎn)套管外徑139.7 mm，厚度7.72 mm，下入深度1 968.1 m。該井在1 900.0 m處側(cè)鉆，井眼直徑114.0 mm，水平進尺100.0 m，采用裸眼完井。基于該井的井身結(jié)構(gòu)數(shù)據(jù)與本文提出的管柱力學(xué)-液壓耦合模型，計算液壓驅(qū)動完井管柱下入長度。為量化評價液壓驅(qū)動完井管柱最大下入長度，假設(shè)該超短半徑水平井的水平進尺為無限區(qū)間。

3.1 超短半徑水平井完井管柱結(jié)構(gòu)設(shè)計

基于最小彈性彎曲半徑計算公式（見（23）式），根據(jù)哈利伯頓公司紅皮書連續(xù)管規(guī)格參數(shù)設(shè)計了 3種適用于不同曲率半徑的超短半徑水平井完井管柱結(jié)構(gòu)，如表1所示。設(shè)計了適用于外徑139.7 mm套管側(cè)鉆超短半徑水平井的非金屬復(fù)合連續(xù)篩管，其外徑為100 mm，壁厚為20 mm，密度為1 600 kg/m3，類型為纖維增強復(fù)合管，適用井溫小于等于90 ℃[38-39]。

表1 液壓驅(qū)動管與導(dǎo)向管組合方案

3.2 數(shù)值計算

3.2.1 常規(guī)技術(shù)非金屬復(fù)合連續(xù)篩管下入長度

基本參數(shù)：鉆井液密度為1 050 kg/m3；清水密度為1 000 kg/m3，黏度為1.000 5 mPa·s。

連續(xù)管尺寸、超短半徑水平井曲率半徑、非金屬復(fù)合連續(xù)篩管與井壁間摩擦系數(shù)是影響常規(guī)技術(shù)非金屬復(fù)合連續(xù)篩管下入長度的主要因素。基于這 3個因素進行正交分析設(shè)計，如表2所示。在正交分析設(shè)計的基礎(chǔ)上進行數(shù)值計算，將影響下入長度的 3個主要因素作為自變量，最大下入長度作為評價指標，得到數(shù)值計算結(jié)果，如表3所示。

表3 常規(guī)技術(shù)非金屬復(fù)合連續(xù)篩管下入長度數(shù)值計算結(jié)果

對數(shù)值計算結(jié)果進行極差分析，如表4所示?？梢钥闯?，對常規(guī)技術(shù)非金屬復(fù)合連續(xù)篩管下入長度的影響由大到小依次為摩擦系數(shù)、連續(xù)管尺寸和井眼曲率半徑。對數(shù)值計算結(jié)果進行方差分析，如表5所示?？梢钥闯觯Σ料禂?shù)對常規(guī)技術(shù)非金屬復(fù)合連續(xù)篩管下入長度影響最顯著，連續(xù)管尺寸和井眼曲率半徑的影響相對不顯著。基于極差分析和方差分析結(jié)果，摩擦系數(shù)為0.2時，采用直徑為31.75 mm的連續(xù)管，在曲率半徑為4.8 m的超短半徑水平井內(nèi)，常規(guī)技術(shù)非金屬復(fù)合連續(xù)篩管最大下入長度為37 m。

表4 常規(guī)技術(shù)非金屬復(fù)合連續(xù)篩管下入長度數(shù)值計算結(jié)果的極差分析

表5 常規(guī)技術(shù)非金屬復(fù)合連續(xù)篩管下入長度數(shù)值計算結(jié)果的方差分析

3.2.2 液壓驅(qū)動非金屬復(fù)合連續(xù)篩管下入長度

基本參數(shù)：鉆井液密度為1 050 kg/m3；清水密度為1 000 kg/m3，黏度為1.000 5 mPa·s；井眼曲率半徑為4.8 m，采用外徑為60.3 mm的油管輸送完井管柱至直井套管側(cè)鉆開窗位置。

完井管柱結(jié)構(gòu)、注入流量、非金屬復(fù)合連續(xù)篩管與井筒間摩擦系數(shù)是影響液壓驅(qū)動非金屬復(fù)合連續(xù)篩管下入長度的主要因素?；谶@ 3個因素進行正交分析設(shè)計，如表6所示。在正交分析設(shè)計的基礎(chǔ)上進行數(shù)值計算，將影響下入長度的 3個主要因素作為自變量，最大下入長度作為評價指標，得到數(shù)值計算結(jié)果，如表7所示。

表6 液壓驅(qū)動非金屬復(fù)合連續(xù)篩管下入長度影響因素的正交分析設(shè)計

表7 液壓驅(qū)動非金屬復(fù)合連續(xù)篩管下入長度數(shù)值計算結(jié)果

對數(shù)值計算結(jié)果進行極差分析，如表8所示?？梢钥闯觯昃苤Y(jié)構(gòu)對液壓驅(qū)動非金屬復(fù)合連續(xù)篩管下入長度的影響最大，其次為摩擦系數(shù)，注入流量影響最小。對數(shù)值計算結(jié)果進行方差分析，如表9所示?？梢钥闯?，摩擦系數(shù)和完井管柱結(jié)構(gòu)對液壓驅(qū)動非金屬復(fù)合連續(xù)篩管下入長度有顯著影響，注入流量的影響相對不顯著?；跇O差分析和方差分析結(jié)果，采用 1#完井管柱結(jié)構(gòu)，摩擦系數(shù)為 0.2，注入流量為1 L/min的條件下，超短半徑水平井液壓驅(qū)動非金屬復(fù)合連續(xù)篩管最大下入長度為655.0 m。

表8 液壓驅(qū)動非金屬復(fù)合連續(xù)篩管下入長度數(shù)值計算結(jié)果的極差分析

表9 液壓驅(qū)動非金屬復(fù)合連續(xù)篩管下入長度數(shù)值計算結(jié)果的方差分析

3.3 液壓驅(qū)動完井管柱結(jié)構(gòu)適用條件分析

表1中3#完井管柱結(jié)構(gòu)的液壓驅(qū)動管與導(dǎo)向管間隙為0.675 mm，難以安裝滑動密封裝置和扶正器，不再考慮，只考慮1#、2#完井管柱結(jié)構(gòu)。如表10所示，本文計算得出1#、2#完井管柱結(jié)構(gòu)的安全下入速度上限分別為39.81，31.35 m/min，對應(yīng)注入流量上限分別為7.54，4.67 L/min；1#、2#完井管柱結(jié)構(gòu)適用的最小井眼曲率半徑分別為4.8，3.8 m，最大下入長度分別為655，381 m，對應(yīng)注入流量下限分別為1.5，0.5 L/min。

表10 液壓驅(qū)動完井管柱結(jié)構(gòu)適用條件

3.4 完井管柱力學(xué)與水力學(xué)分析

基本參數(shù)：采用表1中1#完井管柱結(jié)構(gòu)，井眼曲率半徑為4.8 m；鉆井液密度為1 050 kg/m3；清水密度為1 000 kg/m3，黏度為1.000 5 mPa·s；非金屬復(fù)合連續(xù)篩管與井壁間摩擦系數(shù)為0.2；采用外徑為60.3 mm的油管輸送完井管柱至直井套管側(cè)鉆開窗位置；液壓驅(qū)動完井管柱的注入排量為1.5 L/min。

基于本文提出的管柱力學(xué)-液壓耦合模型，采用有限差分法計算超短半徑水平井液壓驅(qū)動非金屬復(fù)合連續(xù)篩管下入長度和井下管柱壓力損耗。超短半徑水平井液壓驅(qū)動完井管柱下入過程中受到的牽引力與井下管柱壓力損耗如圖9所示。液壓驅(qū)動管和非金屬復(fù)合連續(xù)篩管依靠自重下入超短半徑水平井內(nèi) 36 m后遇阻，此過程泵壓為零。液壓驅(qū)動完井管柱程序啟動后引鞋處牽引力逐漸增大，完井管柱克服摩擦阻力后繼續(xù)向井底移動，井下管柱壓力損耗達到48 MPa時，牽引力達到13 663.06 N，完井管柱最大下入長度為655 m。

圖9 井下管柱壓力損耗和引鞋處牽引力隨下入長度的變化

在超短半徑水平井液壓驅(qū)動完井管柱下入過程中，距離完井管柱上端不同位置處管柱單元的軸向力隨時間變化如圖10a所示，整體完井管柱在不同時刻的軸向力分布如圖10b所示。液壓驅(qū)動完井管柱程序啟動前，完井管柱依靠自重下入水平井段，完井管柱軸向力逐漸減小，摩擦阻力逐漸增大，進入水平段的完井管柱從拉伸狀態(tài)進入受壓狀態(tài)。液壓驅(qū)動完井管柱程序啟動后，完井管柱前端引鞋處牽引力逐漸增大，完井管柱克服與井筒之間摩擦阻力向井底移動，完井管柱逐漸由受壓狀態(tài)進入拉伸狀態(tài)，完井管柱下入過程中未發(fā)生螺旋屈曲。

圖10 完井管柱軸向力曲線

4 結(jié)論

優(yōu)化了超短半徑水平井液壓驅(qū)動非金屬復(fù)合連續(xù)篩管完井技術(shù)的完井管柱結(jié)構(gòu)，由內(nèi)到外依次為導(dǎo)向管、液壓驅(qū)動管、非金屬復(fù)合連續(xù)篩管；完成了配套裝置設(shè)計，主要包括引鞋、導(dǎo)向管扶正器、滑動密封裝置、轉(zhuǎn)換短節(jié)等。完井管柱系統(tǒng)配合超短半徑水平井液壓驅(qū)動下入技術(shù)，能夠?qū)崿F(xiàn)在超短半徑水平井中下入非金屬復(fù)合連續(xù)篩管，保持井眼穩(wěn)定性。建立了管柱力學(xué)-液壓耦合模型，將水力學(xué)模型引入管柱力學(xué)模型，可為超短半徑水平井液壓驅(qū)動非金屬連續(xù)篩管下入技術(shù)設(shè)計與控制提供理論指導(dǎo)。

以某煤層氣超短半徑水平井的井身結(jié)構(gòu)為基礎(chǔ)，應(yīng)用管柱力學(xué)-液壓耦合模型進行數(shù)值計算后得出，采用常規(guī)技術(shù)下入非金屬復(fù)合連續(xù)篩管的最大下入長度為37 m，而相同條件下液壓驅(qū)動非金屬復(fù)合連續(xù)篩管最大下入長度可達 655 m，大幅度延長了管柱下入長度。數(shù)值計算結(jié)果多因素正交分析表明，完井管柱結(jié)構(gòu)和非金屬復(fù)合連續(xù)篩管與井筒間摩擦系數(shù)是對超短半徑水平井液壓驅(qū)動非金屬復(fù)合連續(xù)篩管下入長度影響最大的兩個因素。

優(yōu)選了兩種適用于不同條件的超短半徑水平井液壓驅(qū)動完井管柱結(jié)構(gòu)，數(shù)值計算得出兩種完井管柱結(jié)構(gòu)的最大下入長度分別為381，655 m。

符號注釋：

a，b——計算系數(shù)；A1——油管內(nèi)截面積，m2；A2——導(dǎo)向管內(nèi)截面積，m2；Ac——完井管柱截面積，m2；Ah——液壓驅(qū)動管內(nèi)截面積，m2；C——安全系數(shù)，0.7≤C≤1.0，無因次；d——連續(xù)管的外徑，m；d1——油管內(nèi)徑，m；d2——導(dǎo)向管內(nèi)徑，m；dgo——導(dǎo)向管外徑，m；dhi——液壓驅(qū)動管內(nèi)徑，m；E——完井管柱彈性模量，Pa；f1——油管內(nèi)流體流動時的摩擦系數(shù)，無因次；f2——導(dǎo)向管內(nèi)流體流動時的摩擦系數(shù)，無因次；fc——單位長度的滑動摩擦力，N/m；F——引鞋受力，N；Fc——滑動摩擦力，N；Fd——完井管柱與井筒之間的摩擦力，N；Fhel——完井管柱臨界屈曲載荷，N；Fn——完井管柱微元的側(cè)向力，N；Fs——滑動密封裝置受力，N；g——重力加速度，m/s2；i——節(jié)點序號；I——完井管柱的截面慣性矩，m4；j——微元序號；l——完井管柱長度（超短半徑水平井進尺），m；dl——均勻離散后的完井管柱微元長度，m；l1——油管長度，m；l2——導(dǎo)向管長度，m；m——微元數(shù)量；n——節(jié)點數(shù)量；Nc——橡膠作用于導(dǎo)向管本體上的正壓力，N；ps——引鞋處的液壓，Pa；Δp——整體管柱內(nèi)流體流動產(chǎn)生的壓力損耗，Pa；q——單位長度完井管柱的重力，N/m；qf——液壓驅(qū)動非金屬復(fù)合連續(xù)篩管的流量，m3/s；rc——完井管柱與井眼之間的間隙，m；R——井眼曲率半徑，m；Rmin——連續(xù)管的最小彈性彎曲半徑，m；Re1——油管內(nèi)流體雷諾數(shù)，無因次；Re2——導(dǎo)向管內(nèi)流體雷諾數(shù)，無因次；T——完井管柱軸向拉力，N；dT——完井管柱微元軸向拉力，N；Tr——牽引力，N；u——完井管柱伸長量，m；v1——油管內(nèi)液體平均流速，m/s；v2——導(dǎo)向管內(nèi)液體平均流速，m/s；v——完井管柱下入速度，m/s；W——完井管柱微元在完井液中的浮重，N；Wp——完井管柱在鉆井液中的浮重，N；Δα——微元段的方位角增量，Δα=0，rad；γ——注入流體的黏度，Pa·s；θ——井斜角，rad；Δθ——井斜角增量，rad；——微元段的平均井斜角，rad；μ——非金屬復(fù)合連續(xù)篩管與井壁之間的滑動摩擦系數(shù)，無因次；μc——橡膠與導(dǎo)向管之間的滑動摩擦系數(shù)，無因次；ρ——完井管柱密度，kg/m3；ρf——注入流體的密度，kg/m3；σs——連續(xù)管的屈服強度，Pa。