姚永汉;狄勤丰;朱卫平;胡以宝;王文昌;姚建林
【摘 要】编制了井底钻具组合动力学特性的模拟程序,模拟结果与文献中的结果对比表明,所编模拟程序的模拟结果正确.利用井底钻具组合动力学特性的模拟程序模拟了钻铤形心的径向速度、径向加速度、涡动加速度、涡动速度功率谱以及相图,较全面地反映了井底钻具组合的动力学特性.结果表明:井底钻具组合在特定的情况下可以做规则涡动,更多的是做非规则涡动,没有运动周期;做规则涡动时,钻铤形心的涡动速度较小,其径向速度、径向加速度和涡动加速度均为0.在文中条件下,钻铤形心的涡动速度高达568.73 r/min,远大于规则向后涡动速度(79.41 r/min),该种状态的出现对钻具组合的导向能力及安全性将造成很大的的影响,值得进一步探讨. 练习曲博士
【期刊名称】《石油钻探技术》
【年(卷),期】2010(038)004康复舞春满人间
黑箱法【总页数】5页(P84-88)
全球品牌价值百强
【关键词】钻具组合;钻柱振动;动力学;数学模型;数值模拟
【作 者】姚永汉;狄勤丰;朱卫平;胡以宝;王文昌;姚建林
【作者单位】上海市应用数学和力学研究所(上海大学)上海市能源与环境工程中的关键力学问题重点实验室,上海200072;上海市应用数学和力学研究所(上海大学)上海市能源与环境工程中的关键力学问题重点实验室,上海200072;上海市应用数学和力学研究所(上海大学)上海市能源与环境工程中的关键力学问题重点实验室,上海200072;上海市应用数学和力学研究所(上海大学)上海市能源与环境工程中的关键力学问题重点实验室,上海200072;上海市应用数学和力学研究所(上海大学)上海市能源与环境工程中的关键力学问题重点实验室,上海200072;上海市应用数学和力学研究所(上海大学)上海市能源与环境工程中的关键力学问题重点实验室,上海200072
【正文语种】中 文
【中图分类】TE21;TE921+.2
底部钻具组合(bottom hole assembly,BHA)是控制井眼轨迹的主要工具,也是井下测试工具
的主要载体,因此,BHA的动力学特性对井眼轨迹控制精度、井下测试资料的准确性及设备的安全性具有重要影响。纵观钻柱动力学的发展历史可知[124],国内外学者建立了各种模型来尽可能地反映钻井过程中钻柱运动的真实情况。1991年,J.D.Jansen首次系统地将转子动力学理论应用于BHA动力学特性研究,结果较好地反映了BHA的涡动特性[5],而且这种有效性已得到初步检验[627]。J.D.Jansen的研究揭示了钻柱的动力响应有很强的非线性,甚至可能进入混沌状态,并在现场得到了较好的验证。1997年,A.P.Christoforou利用Rayleigh梁模型对BHA的动力学特性进行了研究,其研究结果较好地反映了BHA的力学特性[8],但没有考虑钻井液附加质量以及稳定器间隙的影响。2007年,Y.A.Khulief综合考虑纵向和横向振动的耦合、横向和扭转振动的耦合、惯性力以及粘滑运动,并用有限元方法求得钻柱的动态响应[9],但忽略了钻柱与井壁的接触及钻井液与钻柱的相互作用,也没考虑稳定器间隙的影响。笔者以J.D.Jansen的研究为基础,考虑BHA与井壁的接触、钻井液附加质量以及稳定器间隙等综合因素,利用转子动力学理论,计算了钻铤形心的径向速度、径向加速度、涡动加速度、涡动速度功率谱图以及相图等,以对BHA的动力学特性进行进一步的描述。
蘑菇石施工
1 BHA动力学模型及动力学特性模拟
把底部钻具组合(BHA)简化为质量弹簧模型(mass2spring model),可得其动力学方程[5,10]为:
式中:(r,θ)为极坐标;Q g为井眼倾斜影响下的重力项;Q k为恢复力项。
式中:k为钻铤的等效刚度,N/m;r=q/c0;c0为钻铤间隙,c0=015(D h-D c),m;D h、D c分别为井眼、钻柱的直径,m;β=(m+m f)/m;m,m f分别为钻柱、钻井液的等效质量,kg;δ=s0/c0;s0为稳定器间隙,s0=015(D h-D s),m;D s为稳定器直径,m;ε=e/c0;e为偏心距,m;ω为固有频率,ω= Hz;η=Ω/ω;Ω为转速,r/min;ξ=c f c0/m;c f为钻井液的等效阻尼系数;τ=ωt;t为时间,s;ν=c w/mω;c w为井壁阻尼系数;ρ=k w/k;k w为井壁的修正刚度系数,N/m;<为稳定器与井壁的摩擦角,rad;μc为钻柱与井壁的摩擦因数;ζ0为初始相位角,rad;f b为浮力系数;α为井眼倾斜角,rad;R c=D c/(D h-D c)。
文献[10]利用式(1)计算了一双稳定器钻具组合的动力学特性。双稳定器钻具组合的参数:钻铤外径为01228 6 m,钻铤内径为01076 2 m;两个稳定器的外径都为01419 1 m,两稳定器之间的距离为19181 m;井眼直径为01444 5 m。计算时用到的其他参数 :β=1140;δ=0120;ε=0112;η=0190;<=0120 rad;μc=0110;Q g=0;h=01006 3;t0=0;t end=250
2007广东高考s。
笔者首先编制了井底钻具组合动力学特性的模拟程序(模拟程序的流程图见图1),并利用文献[10]的结果对模拟程序的准确性进行验证。图2为模拟结果与文献[10]的计算结果比较。从图2可以看出,两者一致性好,说明笔者所编模拟程序的模拟结果是正确的。
2 BHA涡动特性分析
钻具的涡动已为理论和实验所证实,其反映的是在钻进过程中钻具绕井眼轴线运动的特征,是钻具与井壁碰摩的结果。其涡动轨迹十分复杂,涡动特征无法很好地用模型加以描述,因此,在文献[11]中,用沿井壁向前或向后做无滑动运动这种有规则的涡动来对钻柱涡动的性质进行描述,并给出了后涡动角速度临界值的计算模型。
式中:Ωb为涡动角速度;Ω为钻具绕自身轴线的转动速度;R为井眼半径;r为钻具半径。
文献[12]对这种规则涡动也进行了探讨,并认为由于钻铤做向后无滑动涡动时消耗的能量较小,因而是相对稳定的状态,存在机会较多。
图3～图10是底部钻具组合涡动特性的模拟结果。从图3可以清楚地看到钻铤与井壁的碰撞特征和由此引起的涡动特性。但只观察钻铤形心的涡动轨迹图,无法判断涡动的性质,必须与涡动速度的时程曲线结合才能判断具体的涡动特性。从图4可以看出,刚开始时,钻铤的形心表现为向前涡动(角速度为正);当τ>35时,钻铤形心表现为向后涡动特征;当τ>164时,开始表现为较稳定的规则向后涡动。
钻铤形成向后涡动的动力源于钻铤与井壁的接触力。在转子动力学中,将转子与定子之间的接触定义为两种接触作用:1)“部分碰摩”,即间隙接触;2)“全周碰摩”,即连续接触[13]。钻铤与井壁之间的接触关系与之类似,规则涡动对应于不存在滑移速度时的“全周碰摩”,而更多的情况是,钻铤的涡动是由于钻铤与井壁的“部分碰摩”,即间隙接触所引起的。
图5和图6分别为钻铤形心径向位移和径向速度时程曲线。图5反映了钻铤形心涡动的位移与钻柱间隙之间的关系,当 r=1时表明钻铤与井壁有接触关系,或是碰撞,或是紧贴。分析图5可知,当τ>164时径向位移 r恒等于1,说明钻铤开始贴着井壁运动。图6反映了钻铤涡动过程中钻铤形心的径向速度的波动情况,更直观地反映了钻铤横向振动的激烈程度。从图6可以看出,钻铤形心的径向速度为 -01398 7～01514 8,等效于 -01338 0～01436 4 m/s,最后径向速度趋于0,同样反映了钻铤贴井壁运动的特征。
图3～图6体现了这样一种规律:当τ<35时钻铤做一般前涡运动,涡动速度最大为71583(等效于568173 r/min);在35<τ<164时钻铤做一般后涡运动,涡动速度极值为-41358(等效于326185 r/min);在τ>164时钻铤做规则后涡运动,涡动速度约为1102～1106(等效于7615～7915 r/min),按式(5)计算的规则涡动速度为79141 r/min。由此可以看出,当规则后涡出现时,钻铤的转动角速度较小。
图7和图8分别为钻铤形心的涡动速度功率谱图及相图。从图8可以看出:径向位移 r等于1,说明钻铤与井壁发生碰撞;相轨不封闭,说明钻铤形心的运动没有周期性。从图7也可以看出,该条件下钻铤形心的运动无周期性。
图9和图10分别为钻铤形心的径向加速度、涡动加速度时程曲线。从图9、图10可以发现:径向加速度、涡动加速度都在正负值之间反复变化;径向加速度为 -33195～9103,等效于-225195～60110 m/s2;τ>164,径向加速度恒为0,因为此时钻铤只贴着井壁运动,径向方向没有运动;τ=32152时,涡动加速度瞬时可达-36111;τ=32137时,涡动加速度为36106;最后涡动加速度几乎为0,进一步说明钻铤贴着井壁做无滑动的规则涡动。
3 结 论
1)在钻进过程中,BHA与井壁的接触作用比较复杂,BHA与井壁接触促使BHA向后涡动。
2)通过数值模拟发现,当规则后涡动出现时,钻铤形心的涡动速度较小,钻铤形心的径向速度、径向加速度、涡动加速度都为0,钻铤形心的运动较稳定。
3)根据规则涡动速度模型,求得无滑动向后规则涡动的速度为79141 r/min,而数值模拟结果表明,无滑动向后规则涡动的速度为7615～7915 r/min。两种计算方法的计算结果相近,但最大涡动速度则高达568173 r/min,这较好地反映了不规则后涡动对钻具安全性的影响。
豫公网安备41160202000603
站长QQ:729038198
关于我们
投诉建议