深水鉆井送入管柱技術(shù)及其發(fā)展趨勢(shì)

周俊昌， 付英軍， 朱榮東

(中海石油(中國(guó))有限公司鉆完井技術(shù)管理部，北京 100027)

近年來(lái)，深水油氣勘探開(kāi)發(fā)不斷升溫，深水鉆井的工作量也越來(lái)越大。隨著海洋石油981、南海8號(hào)、南海9號(hào)等深水半潛式鉆井平臺(tái)相繼投入南海深水勘探作業(yè)，標(biāo)志著我國(guó)海洋石油鉆井作業(yè)領(lǐng)域?qū)崿F(xiàn)了由淺水向深水的跨越。近期，國(guó)外和南中國(guó)海深水鉆井過(guò)程中都發(fā)生過(guò)因送入管柱失效導(dǎo)致的井下故障，甚至造成井眼報(bào)廢的嚴(yán)重后果。目前，我國(guó)的深水鉆井作業(yè)還處于起步階段，對(duì)送入管柱的研究?jī)H限于一些理論分析，缺乏實(shí)際應(yīng)用經(jīng)驗(yàn)，國(guó)外對(duì)送入管柱設(shè)計(jì)的報(bào)道較多，但對(duì)其力學(xué)分析的也比較少。從全球范圍內(nèi)看，我國(guó)南海地區(qū)的深海海洋環(huán)境條件(主要包括臺(tái)風(fēng)、土質(zhì)等)最為惡劣，因此有必要對(duì)送入管柱進(jìn)行負(fù)載力學(xué)特性分析。筆者針對(duì)南中國(guó)海深水表層鉆井作業(yè)出現(xiàn)的復(fù)雜情況，在分析送入管柱在表層鉆井作業(yè)中的負(fù)載力學(xué)特性的基礎(chǔ)上，建立了符合現(xiàn)場(chǎng)實(shí)際情況的送入管柱校核力學(xué)模型，并在實(shí)際深水鉆井中進(jìn)行了應(yīng)用；同時(shí)，基于南中國(guó)海及國(guó)外深水鉆井送入管柱的使用情況，在進(jìn)行大量對(duì)比分析的基礎(chǔ)上，指出了送入管柱制造技術(shù)發(fā)展的趨勢(shì)。

1 深水表層鉆井工藝技術(shù)分析

深水鉆井與陸地及淺海鉆井的主要差別在于工藝技術(shù)不同，集中體現(xiàn)在深水表層無(wú)隔水管段鉆井過(guò)程中，一旦完成表層段鉆井、表層套管下入和固井并安裝防噴器組建立井口后，其后的鉆井工藝與陸地和淺水鉆井基本相同。表層鉆井這些關(guān)鍵作業(yè)都要用專用鉆柱(稱為送入管柱)進(jìn)行施工。

1.1 表層導(dǎo)管安裝

深水表層導(dǎo)管(也稱為結(jié)構(gòu)管)是整個(gè)深水井建井過(guò)程中安裝的第一層套管，通常采用φ914.0或φ762.0 mm套管，為其后的所有套管、海底防噴器組及將來(lái)生產(chǎn)用的水下采油樹(shù)等提供結(jié)構(gòu)支撐[1-4]。目前，利用噴射下入方法進(jìn)行表層導(dǎo)管安裝已是全世界深水鉆井作業(yè)的通用做法，其主要特點(diǎn)是不進(jìn)行固井作業(yè)，靠導(dǎo)管與土壤之間的附著力來(lái)固定導(dǎo)管。采用這種方法，省去了固井作業(yè)環(huán)節(jié)，避免了固井時(shí)的井漏問(wèn)題，同時(shí)一開(kāi)和二開(kāi)采用同一套鉆具組合，節(jié)省了一趟起下鉆時(shí)間，提高了作業(yè)效率，降低了鉆井成本。但是由于這種作業(yè)方法不進(jìn)行固井作業(yè)，靠土壤吸附力來(lái)承載導(dǎo)管重量，存在導(dǎo)管下沉的風(fēng)險(xiǎn)，一旦發(fā)生導(dǎo)管下沉，必須通過(guò)過(guò)提送入管柱來(lái)進(jìn)行處理。因此，在設(shè)計(jì)階段必須確定好送入管柱的合理過(guò)提量。在墨西哥灣、巴西和西非等深水鉆井過(guò)程中，都發(fā)生過(guò)因送入管柱過(guò)提能力不夠?qū)е聼o(wú)法處理井口下沉的情況，最終導(dǎo)致井眼報(bào)廢[5]。

1.2 表層無(wú)隔水管段鉆井

在完成深水導(dǎo)管安裝后不需起鉆進(jìn)行固井作業(yè)，采用連續(xù)鉆進(jìn)工具(簡(jiǎn)稱CADA)直接進(jìn)行下一井段的鉆井作業(yè)，即無(wú)隔水管段鉆井作業(yè)。在無(wú)隔水管旋轉(zhuǎn)鉆進(jìn)期間，由于缺乏井壁的支撐和鉆井液黏附力的作用，且海流和波浪容易造成平臺(tái)-送入管柱系統(tǒng)振動(dòng)較為強(qiáng)烈，因此有必要確定合理的機(jī)械轉(zhuǎn)速，避開(kāi)共振的臨界轉(zhuǎn)速，從而減少鉆柱的振動(dòng)?，F(xiàn)場(chǎng)作業(yè)時(shí)井下MWD經(jīng)常無(wú)法正常上傳信號(hào)，證實(shí)了這一現(xiàn)象。

1.3 表層套管的下入

由于深水表層套管的尺寸較大(通常為φ558.8或φ508.0 mm)，套管柱的重量非常大，必須使用專用送入管柱進(jìn)行下套管作業(yè)，且高壓井口頭坐掛在低壓井口上井口有下沉的風(fēng)險(xiǎn)，必須利用下入管柱重新將全部導(dǎo)管和套管提出，送入管柱承受的載荷非常大，而且由于是無(wú)隔水管作業(yè)，送入管柱暴露于海水中，還必須承受海浪和海流的動(dòng)載作用，管柱在高拉伸載荷和橫向動(dòng)載荷的復(fù)合作用下很可能發(fā)生斷裂、脫扣以及疲勞失效。因此，在設(shè)計(jì)階段必須對(duì)送入管柱承受極限拉伸載荷條件下的強(qiáng)度進(jìn)行校核計(jì)算，并評(píng)估其作業(yè)安全余量，為現(xiàn)場(chǎng)作業(yè)提供合理依據(jù)。

2 深水鉆井送入管柱設(shè)計(jì)方法

2.1 送入管柱極限載荷計(jì)算模型

根據(jù)前述分析，常見(jiàn)的導(dǎo)管下沉有2種情況：一種是噴射安裝完成后下沉，需要用送入管柱上提吸附，由于吸附時(shí)間不夠，土壤承載力恢復(fù)不夠，導(dǎo)致無(wú)法對(duì)導(dǎo)管柱形成有效支撐；另一種是下表層套管時(shí)，表層套管的套管頭坐入導(dǎo)管頭之后，固井之前循環(huán)清洗井壁時(shí)浮力下降，導(dǎo)管因承載力不足而發(fā)生井口下沉，這種情況需要將套管連同導(dǎo)管一同提出，在上提過(guò)程中，導(dǎo)管受到的地層摩阻力較大，送入管柱受到非常大的極限拉伸載荷[6]，如圖1所示。

根據(jù)前述分析，結(jié)合圖1，極限載荷計(jì)算模型為：

Fmax=Bf(w1+w2+w3+w4+w5)+fmz

(1)

式中：Fmax為送入管柱承受極限拉伸載荷，kN；Bf為管柱在海水中的浮力系數(shù)；w1為導(dǎo)管柱重量，kN；w2為表層套管重量，kN；w3為井口頭重量，包括高低壓井口頭重量和Mudmat重量，kN；w4為固井管

圖1 表層套管固井工況示意Fig.1 Cementing surface casing diagram

柱中的水泥漿重量，kN；w5為送入管柱本身的重量，kN；fmz為上提過(guò)程中地層對(duì)導(dǎo)管的側(cè)向摩擦力，kN。

fmz和土壤的性質(zhì)、導(dǎo)管尺寸、吸附時(shí)間等因素有關(guān)，關(guān)于深水鉆井導(dǎo)管和土壤相互作用的計(jì)算分析涉及到大量非線性計(jì)算，國(guó)內(nèi)外不少學(xué)者都進(jìn)行了大量研究，存在很多爭(zhēng)議和不確定性。但是在井口下沉的短時(shí)間內(nèi)，導(dǎo)管與地層之間的瞬時(shí)摩阻力最大不超過(guò)導(dǎo)管及管內(nèi)鉆具組合的總浮重，否則就不會(huì)發(fā)生井口下沉,因此可以用下式計(jì)算地層對(duì)導(dǎo)管的摩阻力：

fmz=Bf(w1+w2+w3)

(2)

2.2 送入管柱卡瓦擠毀載荷計(jì)算模型

從以上分析可以看出，無(wú)隔水管作業(yè)送入管柱負(fù)載的一個(gè)顯著特點(diǎn)就是承受高拉伸載荷。T.Vreeland Jr用試驗(yàn)的方法證實(shí)，隨著拉伸載荷的增加，管柱的抗擠和抗扭額定載荷都會(huì)降低，在高拉伸載荷作用下更容易發(fā)生卡瓦擠毀管柱事故[7]。因此，卡瓦擠毀為送入管柱作業(yè)的重要限制因素，在進(jìn)行送入管柱設(shè)計(jì)校核時(shí)必須考慮卡瓦擠毀限制。

目前,鉆井行業(yè)常用的計(jì)算卡瓦擠毀載荷模型是Reinhold-Spiri模型(以下稱R-S模型)[8]：

(3)

式中：σyp為鉆桿材料的最小屈服強(qiáng)度，MPa；do為鉆桿外徑，mm；di為鉆桿內(nèi)徑，mm；A1為鉆桿的橫截面積，mm2；AL為卡瓦與鉆桿的接觸面積，mm2；K為橫向載荷系數(shù)，與摩擦系數(shù)和滑脫角有關(guān)；Fa為卡瓦擠毀載荷，kN。

但最近的現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試表明，在拉伸載荷作用下鉆桿本體材料的初始屈服值要比R-S模型預(yù)測(cè)值小20%左右[9]，使用R-S模型無(wú)法對(duì)鉆桿抗卡瓦擠毀能力作出保守的評(píng)價(jià)。此外，近年來(lái)新型高性能卡瓦和無(wú)卡瓦下入系統(tǒng)的出現(xiàn)[10]，表明卡瓦制造商和設(shè)備供應(yīng)商對(duì)卡瓦擠毀機(jī)理有更清醒的認(rèn)識(shí)，但目前僅限于公司內(nèi)部測(cè)試報(bào)告，其測(cè)試結(jié)果一般是不公開(kāi)的。在認(rèn)識(shí)到R-S模型不足之后，U.B.Sathuvalli 等人[5]詳細(xì)分析了卡瓦-鉆桿之間相互作用的機(jī)理，基于卡瓦-送入管柱的載荷分布函數(shù)，利用厚壁圓筒理論Lame方程、卡氏定理、梁柱理論和第四強(qiáng)度理論等相關(guān)力學(xué)理論,推導(dǎo)出了預(yù)測(cè)卡瓦擠毀載荷的新模型(以下稱修正模型)：

(4)

式中：Fa,mod為修正后的卡瓦擠毀載荷，kN；Kmod為修正的橫向載荷系數(shù)，與鉆桿、卡瓦的幾何形狀及接觸狀態(tài)有關(guān)。

3 實(shí)例分析

LW6-1-1井是我國(guó)南海深水區(qū)域自主作業(yè)的第一口深水井[11]，井位水深1 500.8 m，屬于超深水井，面臨著深水鉆井具有的諸多風(fēng)險(xiǎn)和挑戰(zhàn)，尤其是深水無(wú)隔水管鉆井階段，要求在設(shè)計(jì)階段做好深入細(xì)致的計(jì)算分析研究，對(duì)比分析西方大力神平臺(tái)和海洋石油981平臺(tái)上送入管柱的抗卡瓦擠毀性能，分析送入管柱下送套管的安全性；對(duì)比分析2種送入管柱處理井口下沉情況的能力。

3.1 管柱數(shù)據(jù)

1) LW6-1-1井無(wú)隔水管段鉆井涉及的管柱數(shù)據(jù)見(jiàn)表1和表2，由于設(shè)計(jì)時(shí)考慮將南海常用的φ149.2 mm送入管柱作為備選之一，因此需要進(jìn)行對(duì)比計(jì)算分析。

表1海洋石油981和西方大力神平臺(tái)上的送入管柱參數(shù)

Table1ParametersoflandingstringsusedintheplatformHYSY981andWestHercules

參 數(shù)?168.2 mm送入管柱(海洋石油981)?149.2 mm送入管柱(西方大力神)外徑/mm160.96141.6內(nèi)徑/mm131.7111.1壁厚/mm14.6315.24橫截面積/mm26 725.86 053.3線重/(N·m-1)777.63697.27抗拉強(qiáng)度/kN6 267.845 627.70抗扭強(qiáng)度/(kN·m)215.96185.80抗外擠強(qiáng)度/MPa153.75192.47抗內(nèi)壓強(qiáng)度/MPa162.03181.00接頭規(guī)格?168.2 mm貫眼(8.5×4.75)?139.7 mm貫眼(7.625×3.375)接頭拉伸強(qiáng)度/kN8 090.07 557.9接頭抗扭強(qiáng)度/(kN·m)180.20104.33

表2LW6-1-1井φ914.4mm導(dǎo)管和φ508.0mm套管性能參數(shù)

Table2Performanceparametersofφ914.4mmconductorandφ508.0mmsurfacecasinginWellLW6-1-1

管柱類型外徑/mm內(nèi)徑/mm壁厚/mm線密度/(kg·m-1)長(zhǎng)度/m重量/kN?914.4 mm導(dǎo)管914.4863.625.4555.181.5443.4?508.0 mm套管508.0466.720.6247.7461.01 119.1

2) φ660.4 mm井段鉆至設(shè)計(jì)井深后，用密度為1.3 kg/L的墊漿替滿井筒，防止井壁垮塌。

3) φ508.0 mm表層套管固井水泥漿密度為1.58 kg/L。

4) 選用的是Varco SDXL鉆桿卡瓦,卡瓦接觸長(zhǎng)度為457.2 mm，考慮到卡瓦背和轉(zhuǎn)盤面之間常加潤(rùn)滑劑，在計(jì)算中摩擦系數(shù)μ取0.08。

3.2 設(shè)計(jì)方法

采用文獻(xiàn)[12]中的安全系數(shù)法(抗拉安全系數(shù)=1.3)、拉力余量法(過(guò)提500 kN)和卡瓦擠毀載荷模型(式(3)和式(4)),分別計(jì)算送入管柱下送表層套管時(shí)的拉伸載荷。需要注意的是，鉆桿的拉伸載荷決不能超過(guò)其拉伸極限載荷的90 %。

采用極限拉伸載荷計(jì)算模型(式(1))來(lái)分析送入管柱處理導(dǎo)管下沉的能力和安全性。

3.3 計(jì)算結(jié)果分析

圖2和圖3給出了不同尺寸送入管柱采用不同計(jì)算方法求出的拉伸載荷曲線，并給出了用常規(guī)計(jì)算方法計(jì)算出的載荷曲線。由圖2和圖3可以看出，用送入管柱卡瓦擠毀修正模型計(jì)算出的φ168.2 mm和φ149.2 mm鉆桿的最大拉伸載荷分別為3 234 kN和3 136 kN，而用其他設(shè)計(jì)方法計(jì)算出的最大拉伸載荷雖然小，但實(shí)際的最大拉伸載荷與最大許用拉伸載荷基本接近，反之說(shuō)明設(shè)計(jì)出的送入管柱更安全。因此在下套管作業(yè)時(shí)，必須考慮卡瓦擠毀限制，可以依據(jù)修正模型(式(4))進(jìn)行設(shè)計(jì)。

圖2 不同設(shè)計(jì)方法下φ149.2 mm送入管柱軸向載荷分布Fig.2 The axial load distribution of φ149.2 mm landing string with different design methods

圖3 不同設(shè)計(jì)方法下φ168.2 mm送入管柱軸向載荷分布Fig.3 The axial load distribution of 6-5/8in landing string with different design methods

表3給出了不同尺寸送入管柱在下送表層套管過(guò)程中的拉伸載荷安全余量對(duì)比。由表3可以看出，海洋石油981平臺(tái)的φ168.2 mm送入管柱相對(duì)于西方大力神平臺(tái)的φ149.2 mm送入管柱，其安全余量和安全系數(shù)要大一些。

表3 考慮卡瓦擠毀條件下的拉伸載荷及過(guò)提量

表4給出了不同尺寸送入管柱處理導(dǎo)管下沉的安全系數(shù)。由表4可以看出，φ168.2 mm送入管柱相對(duì)于φ149.2 mm送入管柱來(lái)說(shuō)是比較安全的，該井若采用φ149.2 mm送下入管柱進(jìn)行作業(yè)也可以，因?yàn)槟壳皣?guó)際上還沒(méi)有統(tǒng)一的設(shè)計(jì)安全系數(shù)標(biāo)準(zhǔn)，國(guó)外幾大公司通常采用1.10的安全系數(shù)。另外，還可以看出,該井如果選用常規(guī)鉆桿進(jìn)行作業(yè)，有導(dǎo)致井眼報(bào)廢的風(fēng)險(xiǎn)。

表4不同尺寸鉆桿處理導(dǎo)管下沉的安全系數(shù)

Table4Safetyfactorsofhandlingconductorsinkwithdifferentsizesofdrillpipe

管柱類型承受極限拉伸載荷/kN許用拉伸載荷/kN拉伸安全系數(shù)?149.2 mm送入管柱4 003.35 064.91.26?168.2 mm送入管柱4 109.95 641.11.37常規(guī)?149.2 mm鉆桿3 667.83 087.00.84常規(guī)?139.7 mm鉆桿3 554.72 878.20.81

注：采用最大壁厚和最高鋼級(jí)S-135的常規(guī)φ149.2 mm和φ139.7 mm鉆桿進(jìn)行比較。

4 深水鉆井送入管柱發(fā)展趨勢(shì)

近年來(lái)，為解決深井超深井以及大位移井鉆井中的鉆具失效問(wèn)題，國(guó)外提出了在大位移井、深井及超深井中使用非鋼質(zhì)鉆柱(合成碳纖維、鈦和鋁)的想法[13-15]，主要用來(lái)減小鉆柱的扭矩和拉伸載荷。用于制造鉆桿的每種材料都已經(jīng)開(kāi)展過(guò)研究，且以不同次數(shù)使用過(guò)，并取得了不同程度的成功，如在南中國(guó)?；葜輩^(qū)塊6口大位移井鉆井過(guò)程中使用鋁鉆桿，成功解決了扭矩大和套管磨損的問(wèn)題。但在深水鉆井送入管柱的產(chǎn)品設(shè)計(jì)中，目前普遍采用的是高強(qiáng)度鋼材料技術(shù)。目前，市場(chǎng)上已經(jīng)有鋼級(jí)為 Z-140、V-150和UD-165 的新型高強(qiáng)度鉆桿。與 S-135 鋼級(jí)鉆桿相比，這3種鋼級(jí)鉆桿的強(qiáng)度分別提高了4 %，11 %和22 %(見(jiàn)表5)，但成本卻與之相差不多。

表5 高強(qiáng)度鋼級(jí)鉆桿與API標(biāo)準(zhǔn)鉆桿性能比較Table 5 Performance comparison of high-strength DP and API standard DP

注：1)均指相對(duì)于S-135鋼級(jí)鉆桿的數(shù)值。

除采用高強(qiáng)度鋼級(jí)材料外，另外一個(gè)趨勢(shì)是將高強(qiáng)度鋼的冶金技術(shù)應(yīng)用到非標(biāo)準(zhǔn)尺寸鉆桿中去，對(duì)鉆桿新的重量標(biāo)準(zhǔn)和新的尺寸進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)。因?yàn)闃?biāo)準(zhǔn)鉆桿和工具接頭采用高強(qiáng)度鋼材料，雖然能提高它們的承載能力,但并不能改進(jìn)重量和水力方面的限制條件。最近，報(bào)道了一種φ149.2 mm XR新型鉆桿。這種新型鉆桿不僅減少了水力損失，還可提高大位移井、深水井及超深井等大直徑井段的鉆井效率。此外，還為新型鉆桿專門開(kāi)發(fā)出一種高扭矩 XT-57 鉆桿接頭，其外徑為φ177.8 mm，便于在φ244.5 mm套管或φ215.9 mm裸眼井段內(nèi)進(jìn)行打撈作業(yè)。1999年7月,墨西哥灣的一個(gè)項(xiàng)目首次應(yīng)用了φ149.2 mm鉆桿，提高了鉆井速度，明顯地縮短了鉆井周期。目前，這種鉆桿已經(jīng)在南中國(guó)海、墨西哥灣、特立尼達(dá)島遠(yuǎn)海及懷俄明州海域進(jìn)行了成功應(yīng)用。

鉆桿新技術(shù)快速發(fā)展的另一個(gè)焦點(diǎn)集中在鉆桿連接技術(shù)上，第一代和第二代大扭矩連接頭已應(yīng)用了幾年，第二代大扭矩接頭也已經(jīng)成為大位移重點(diǎn)井的標(biāo)準(zhǔn)選擇。最近，一種新型高性能旋轉(zhuǎn)臺(tái)肩連接在超深井和其他難度較大的鉆井中得到應(yīng)用。它屬于第三代雙臺(tái)肩連接，并且引入了幾個(gè)創(chuàng)新功能：

1) 在第一代旋轉(zhuǎn)臺(tái)肩基礎(chǔ)上，引進(jìn)了雙導(dǎo)入或雙啟動(dòng)螺紋旋轉(zhuǎn)臺(tái)肩連接。上扣和卸扣的時(shí)間縮短了50%，大大提高了起下鉆的速度。目前深水鉆井船的日租費(fèi)用非常高，這種設(shè)計(jì)能提高鉆井效率和成本效益。此外，同單導(dǎo)入螺紋連接相比，雙導(dǎo)入螺紋連接配置提高了連接的抗扭強(qiáng)度。

2) 第三代雙臺(tái)肩連接是在超高強(qiáng)度鉆具接頭鍛件上加工而成的，該鍛件的最小屈服強(qiáng)度為896 MPa，而標(biāo)準(zhǔn)鉆具接頭的屈服強(qiáng)度為827 MPa，所以進(jìn)一步提高了抗扭強(qiáng)度，降低了鉆井過(guò)程中的風(fēng)險(xiǎn)。

3) 新型連接固有的高抗扭強(qiáng)度使其結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)具有流線形，這樣接頭處就可以獲得較大的內(nèi)徑，從而獲得良好的水力性能。這對(duì)于鉆超深井、大位移井和深水井來(lái)說(shuō)是非常關(guān)鍵的。

4) 新型高強(qiáng)度鉆桿接頭加硬涂層可以保護(hù)工具接頭避免過(guò)度疲勞，減小對(duì)套管或隔水導(dǎo)管的磨損，降低鉆桿與井眼間的摩擦系數(shù)，以降低作用在鉆桿上的扭矩與阻力，使鉆桿的疲勞壽命達(dá)到最大。

目前，中海油在深水鉆井作業(yè)中已經(jīng)采用的送入管柱見(jiàn)表6，每種類型的送入管柱都有各自的技術(shù)特色，涉及到大尺寸、超高鋼級(jí)、非標(biāo)準(zhǔn)尺寸等。

Devon公司2003—2009年期間深水探井送入管柱的使用情況見(jiàn)表7。從表7可以看出，在水深超過(guò)2 000 m的海域，目前主要選用的是厚壁φ168.2 mm鉆桿作為送入管柱。水深越深，對(duì)送入管柱的強(qiáng)度要求越高。

表6中海油深水鉆井項(xiàng)目選用的送入管柱類型及與普通鉆桿性能的對(duì)比

Table6PerformancecomparisonoflandingstringusedinCNOOCdeepwaterdrillingprojectandcommonDP

鉆桿類型外徑/mm壁厚/mm鋼級(jí)拉伸極限/kN備 注?168.2 mm送入管柱(海洋石油981)168.214.63S-1356 268拉伸載荷大,但占用立根盒重量?149.2 mm送入管柱(西方大力神)149.215.24S-1355 628較常見(jiàn)?127.0 mm送入管柱(Jasper平臺(tái))127.015.24V-1505 258拉伸載荷相對(duì)較小,但節(jié)約立根盒重量?149.2 mm普通鉆桿149.28.43S-1353 434不作為送入管柱使用?139.7 mm普通鉆桿139.710.54S-1353 198不作為送入管柱使用

表7 Devon公司2003—2009年期間深水探井送入管柱使用情況Table 7 Landing strings used in Devon's deepwater exploration well from 2003 to 2009

5 結(jié)論及建議

1) 深水鉆井中送入管柱負(fù)載特性是高拉伸載荷、低扭矩，鑒于管材在高拉伸載荷條件下易被擠毀，在送入管柱設(shè)計(jì)時(shí)必須考慮卡瓦擠毀限制因素，卡瓦擠毀載荷修正模型更加適用于深水高風(fēng)險(xiǎn)的井，可以作為設(shè)計(jì)深水鉆井送入管柱的依據(jù)。

2) 在深水送入管柱設(shè)計(jì)過(guò)程中,必須考慮將處理導(dǎo)管下沉情況下管柱承受的極限拉伸載荷作為設(shè)計(jì)依據(jù)，才能合理確定送入管柱的安全作業(yè)窗口，為現(xiàn)場(chǎng)應(yīng)急事故處理提供指導(dǎo)。

3)水越深，對(duì)送入管柱的強(qiáng)度要求越高，且送入管柱尺寸越大，安全余量和安全系數(shù)越高；水深超過(guò)2 000 m的海域，建議選用尺寸φ168.2 mm以上的厚壁鉆桿作為送入管柱。

4) 超高強(qiáng)度鋼質(zhì)鉆桿、更加優(yōu)化的非標(biāo)準(zhǔn)尺寸鉆桿以及第三代雙臺(tái)肩連接鉆桿接頭技術(shù),是深水鉆井送入管柱發(fā)展的方向和趨勢(shì)。

5) 由于送入管柱還需用于深水表層的旋轉(zhuǎn)鉆進(jìn)作業(yè)，而在開(kāi)放的海水中缺乏井壁約束和鉆井液黏附力的作用，管柱振動(dòng)劇烈,建議開(kāi)展深水表層鉆井條件下送入管柱的動(dòng)力學(xué)特性分析，確定合理的機(jī)械轉(zhuǎn)速，避開(kāi)共振的臨界轉(zhuǎn)速，減少鉆柱的振動(dòng)。

參考文獻(xiàn)
References

[1] 管志川，柯珂，蘇堪華.深水鉆井井身結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)方法[J].石油鉆探技術(shù)，2011，39(2):16-21.

Guan Zhichuan，Ke Ke，Su Kanhua.Casing design and optimization for deepwater drilling[J].Petroleum Drilling Techniques，2011，39(2):16-21.

[2] Akers T J.Jetting of structural casing in deepwater environments: job design and operational practices[R].SPE 102378，2006.

[3] 劉正禮，葉吉華，田瑞瑞，等.南海深水表層導(dǎo)管水下打樁安裝技術(shù)適應(yīng)性分析[J].石油鉆探技術(shù)，2014，42(1):41-45.

Liu Zhengli，Ye Jihua，Tian Ruirui，et al.Adaptability of underwater tamping for deepwater drilling conductor installation in South China Sea[J].Petroleum Drilling Techniques，2014，42(3):41-45.

[4] 路保平，李國(guó)華.西非深水鉆井完井關(guān)鍵技術(shù)[J].石油鉆探技術(shù)，2013，41(3):1-6.

Lu Baoping，Li Guohua.Key technologies for deepwater drilling & completion in West Africa[J].Petroleum Drilling Techniques，2013，41(3):1-6.

[5] Sathuvalli U B，Payne M L，Suryanarayana P V，et al.Advanced slip crushing consideration for deepwater drilling[R].SPE 74488，2002.

[6] 付英軍，姜偉，朱榮東.深水表層導(dǎo)管安裝方法及風(fēng)險(xiǎn)控制技術(shù)研究[J].石油天然氣學(xué)報(bào)，2011，33(6)：153-157.

Fu Yingjun，Jiang Wei，Zhu Rongdong.Installation method and risk control technology of surface conductor in deepwater drilling[J].Journal of Oil and Gas Technology，2011，33(6)：153-157.

[7] Vreeland T Jr.Deformation of drill pipe held in rotary slips[R].ASME 61-PET-20，1962.

[8] Reinhold W B，Spiri W H.Why does drill pipe fail in the slip area?[J].World Oil，1959(10)：100-115.

[9] Paslay Paul R，Patilo P D，Patilo David，et al.A re-examination of drill/pipe mechanics[R].SPE 99074，2006.

[10] Brock James N,Chandler R Brett,Jellison Micheal J,et al.2 million-lbm slip-based landing string landing string system pushes the limit of deepwater casing running[R].OTC 18496，2007.

[11] 李迅科,周建良,李嗣貴,等.深水表層鉆井動(dòng)態(tài)壓井裝置的研制與應(yīng)用試驗(yàn)[J].中國(guó)海上油氣，2013，25(6)：70-73.

Li Xunke，Zhou Jianliang，Li Sigui，et al.Development and application test of the dynamic killing unit for deep water top-hole drilling[J].China Offshore Oil and Gas，2013，25(6)：70-73.

[12] SY/T 6427—1999 鉆柱設(shè)計(jì)和操作限度的推薦做法[S].

SY/T 6427—1999 recommended practice for drill stem design and operating limits[S].

[13] James C Leslie，Steve Williamson，Roy Long，et al.Composite drill pipe for extended-reach and deep water applications[R].OTC 14266，2002.

[14] Jellision Michael J，Payne Mike L，Shepard Jess S，et al.Next generation drill pipe for extended reach，deep water and ultra-deep drilling[R].OTC 15327，2003.

[15] Payne M L，Bailey E I.Purpose-built drillpipe for extended reach drilling[R].SPE 39319，1998.