基于響應(yīng)面法的徑向水平井轉(zhuǎn)向器軌道結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計(jì)

王 斌，李根生，黃中偉，宋先知，馬天麒，鄭東波

基于響應(yīng)面法的徑向水平井轉(zhuǎn)向器軌道結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計(jì)

王 斌，李根生，黃中偉，宋先知，馬天麒，鄭東波

（中國(guó)石油大學(xué)（北京）油氣資源與探測(cè)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京102249）①

為降低高壓軟管通過(guò)轉(zhuǎn)向器時(shí)的滑動(dòng)摩擦阻力，結(jié)合第2代套管開(kāi)窗型徑向水平井技術(shù)的實(shí)際工況，應(yīng)用響應(yīng)面法和有限元計(jì)算方法，建立了轉(zhuǎn)向器滑動(dòng)摩擦阻力關(guān)于轉(zhuǎn)向器結(jié)構(gòu)參數(shù)的響應(yīng)面模型，得到了轉(zhuǎn)向器關(guān)鍵結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)轉(zhuǎn)向器滑動(dòng)摩擦阻力的影響規(guī)律；并對(duì)?139．7mm（5英寸）套管轉(zhuǎn)向器進(jìn)行了結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計(jì)。結(jié)果表明：響應(yīng)面模型相對(duì)誤差約為1%；轉(zhuǎn)向器滑動(dòng)摩擦阻力隨彎曲半徑R值的增加而減小，隨出口偏角β值的增加而增加，隨導(dǎo)彎偏角α值的增加而減??；其中轉(zhuǎn)彎半徑R對(duì)滑動(dòng)摩擦阻力影響程度最大，出口偏角β次之，導(dǎo)彎偏角α最小；?139．7mm（5英寸）套管轉(zhuǎn)向器優(yōu)化后的滑動(dòng)摩擦阻力由27．21N降低至18．82N，降低了30．83%。

徑向水平井；轉(zhuǎn)向器；阻力；響應(yīng)面法；有限元分析

徑向水平井技術(shù)是利用高壓水射流能量，通過(guò)高壓鉆管和轉(zhuǎn)向器完成從垂直到水平的轉(zhuǎn)向，從而在某一層或多個(gè)層位沿徑向鉆出多個(gè)分支井眼的鉆井技術(shù)［1］。由于徑向水平井需以超短轉(zhuǎn)彎半徑完成由垂直到水平的轉(zhuǎn)向，因此轉(zhuǎn)向技術(shù)是保障徑向水平井成功實(shí)施的關(guān)鍵技術(shù)。徑向井技術(shù)提出以來(lái)，轉(zhuǎn)向器的發(fā)展分為2個(gè)階段：第1代套管段銑型轉(zhuǎn)向器和第2代套管開(kāi)窗型轉(zhuǎn)向器。套管段銑型轉(zhuǎn)向器是通過(guò)塑性鋼管穿過(guò)帶滾輪軌道，以0．6m左右的轉(zhuǎn)彎半徑完成轉(zhuǎn)向，該轉(zhuǎn)向器尺寸較大，作業(yè)前需要進(jìn)行套管段銑和擴(kuò)孔；第2代套管開(kāi)窗型轉(zhuǎn)向器是通過(guò)高壓軟管穿過(guò)軌道，以0．3m左右的轉(zhuǎn)彎半徑完成轉(zhuǎn)向，該轉(zhuǎn)向器無(wú)需套管段銑和擴(kuò)孔，在套管內(nèi)即可完成轉(zhuǎn)向。

國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)于第1代套管段銑型轉(zhuǎn)向器做了大量的研究工作。W．Dickinson等人［1］首次提出了第1代套管段銑型轉(zhuǎn)向器的基本結(jié)構(gòu)及作業(yè)工藝；易松林等人［2-4］研究了轉(zhuǎn)向器的結(jié)構(gòu)對(duì)轉(zhuǎn)向阻力的影響規(guī)律，建立了轉(zhuǎn)向阻力的回歸公式，并設(shè)計(jì)出了優(yōu)化軌道并進(jìn)行了室內(nèi)和現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)；王慧藝等人［5-6］從彈塑性力學(xué)的角度建立了任意軌跡的彈塑性鉆桿轉(zhuǎn)向阻力理論模型，并對(duì)轉(zhuǎn)向器軌道和布輪參數(shù)進(jìn)行了優(yōu)化；楊永印等人［7］建立了彈塑性鋼管過(guò)轉(zhuǎn)向器的有限元仿真模型，對(duì)于其通過(guò)時(shí)的形態(tài)、阻力和變形規(guī)律進(jìn)行了分析。針對(duì)第2代套管開(kāi)窗型轉(zhuǎn)向器的研究較少，郭瑞昌等人［8］基于軟桿模型建立了轉(zhuǎn)向器內(nèi)柔性桿軸向力分析模型。目前，國(guó)內(nèi)外大部分研究集中于第1代轉(zhuǎn)向器。第1代轉(zhuǎn)向器鉆桿為塑性鋼管，在通過(guò)轉(zhuǎn)向器時(shí)發(fā)生塑形變形，在轉(zhuǎn)向器內(nèi)為滾動(dòng)摩擦。第2代鉆桿為高壓軟管，在通過(guò)高壓軟管發(fā)生的是彈性變形，在轉(zhuǎn)向器內(nèi)為滑動(dòng)摩擦。

近年來(lái)，有限元模擬結(jié)合響應(yīng)面法（Response Surfacemethod）的設(shè)計(jì)方法已在汽車(chē)、航天結(jié)構(gòu)優(yōu)化中得到了廣泛的應(yīng)用［9］。響應(yīng)面方法是試驗(yàn)設(shè)計(jì)與數(shù)理統(tǒng)計(jì)相結(jié)合的一種優(yōu)化方法，在試驗(yàn)測(cè)量、經(jīng)驗(yàn)公式及數(shù)值分析的基礎(chǔ)上，對(duì)指定的設(shè)計(jì)點(diǎn)集合進(jìn)行連續(xù)的試驗(yàn)，得到建立設(shè)計(jì)變量與響應(yīng)變量的擬合回歸模型［10］。響應(yīng)面模型能夠近似代替對(duì)應(yīng)的有限元計(jì)算，應(yīng)用響應(yīng)面法能夠以較小的計(jì)算量進(jìn)行快速優(yōu)化設(shè)計(jì)，提高了工程優(yōu)化的效率。

本文通過(guò)響應(yīng)面法對(duì)第2代套管開(kāi)窗型轉(zhuǎn)向器結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)，以轉(zhuǎn)向器軌道結(jié)構(gòu)參數(shù)為設(shè)計(jì)變量，在設(shè)計(jì)空間內(nèi)對(duì)有限的試驗(yàn)點(diǎn)進(jìn)行ANSYS有限元計(jì)算，在此基礎(chǔ)上建立響應(yīng)面模型，并研究各個(gè)設(shè)計(jì)變量對(duì)轉(zhuǎn)向器的通過(guò)阻力的影響規(guī)律，并對(duì)轉(zhuǎn)向器軌道結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化。

1　AnSYS有限元模型建立

1.1 幾何模型建立

徑向水平井第2代套管開(kāi)窗型轉(zhuǎn)向器與高壓軟管如圖1所示。高壓軟管通過(guò)轉(zhuǎn)向器的軌道完成由垂直到水平的轉(zhuǎn)向。轉(zhuǎn)向器為光滑的鋼鐵圓軌道，高壓軟管一般為3層復(fù)合材料管組成，內(nèi)層為橡膠芯管，中間層為纏繞鋼絲層，外層為保護(hù)層，具有良好的彎曲性能。轉(zhuǎn)向器根據(jù)不同軌道結(jié)構(gòu)參數(shù)簡(jiǎn)化為壁厚為1mm的薄壁圓軌道，高壓軟管結(jié)構(gòu)參數(shù)以EXITFLEX的PH3062型高壓軟管為原型進(jìn)行建模，該高壓軟管外徑14．20mm，內(nèi)徑10mm。最后將模型導(dǎo)入到ANSYS進(jìn)行劃分網(wǎng)格，完成幾何模型的建立，如圖2所示。

圖1　轉(zhuǎn)向器與高壓軟管

圖2　高壓軟管幾何模型

1．2 有限元模型建立

高壓軟管穿過(guò)轉(zhuǎn)向器的狀態(tài)為剛?cè)峤佑|，對(duì)于轉(zhuǎn)向器導(dǎo)向軌道壁面和延伸軌道壁面，采用大彈性模量的剛體設(shè)置，選用材料為結(jié)構(gòu)鋼。其密度為7 850 kg／m3，彈性模量為2×1011Pa，泊松比0．30。高壓軟管具有可大變形的特性，采用柔體設(shè)置，其材料性質(zhì)采用超彈性Yeoh模型，模型參數(shù)取C10為2 ×107Pa，C20為－6×106Pa，C30為2×106Pa，橡膠材料一般不可壓縮，壓縮系數(shù)取0。

為了模擬高壓軟管穿過(guò)轉(zhuǎn)向器過(guò)程，設(shè)定軟管外壁和轉(zhuǎn)向器軌道內(nèi)壁為接觸對(duì)，軌道內(nèi)壁面為目標(biāo)面，高壓軟管外壁面為接觸面，接觸類(lèi)型滑動(dòng)摩擦，摩擦因數(shù)為0．30，接觸算法取增強(qiáng)拉格朗日，為提高收斂性，法向接觸剛度因子取0．10，穩(wěn)態(tài)阻尼因子取0．20。在軟管上端面添加遠(yuǎn)端位移載荷0．42m，轉(zhuǎn)向軌道設(shè)定固定約束。

在求解設(shè)置中，由于大變形分析為非線(xiàn)性分析，為了收斂計(jì)算量大，打開(kāi)自動(dòng)時(shí)間步長(zhǎng)，打開(kāi)大變形，載荷子步長(zhǎng)500，最小時(shí)間步長(zhǎng)100，最大時(shí)間子步長(zhǎng)2000，求解時(shí)間1s。為了得到高壓軟管穿過(guò)轉(zhuǎn)向器的通過(guò)阻力，在后處理中設(shè)定遠(yuǎn)程位移的作用反力。

2　響應(yīng)面模型建立

2．1 設(shè)計(jì)參數(shù)確定

徑向水平井第2代套管開(kāi)窗型轉(zhuǎn)向器的結(jié)構(gòu)如圖3所示?？紤]轉(zhuǎn)向器實(shí)際工況及套管內(nèi)軟軸開(kāi)窗作業(yè)的要求，軌道設(shè)計(jì)原則如下：轉(zhuǎn)向器寬度不得超過(guò)套管內(nèi)徑；開(kāi)窗軟軸與軌道內(nèi)壁間隙不可過(guò)大，開(kāi)窗軟軸外徑為26mm，軌道直徑定為30mm；轉(zhuǎn)向器長(zhǎng)寬比不宜過(guò)大，一般小于4。因此，本文在轉(zhuǎn)向器長(zhǎng)度、轉(zhuǎn)向器寬度和轉(zhuǎn)向器軌道直徑D一定的情況下，以最小滑動(dòng)摩擦阻力為目標(biāo)，對(duì)轉(zhuǎn)向器軌道結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化。

圖3　徑向水平井轉(zhuǎn)向器結(jié)構(gòu)

本文以用于?139．7mm套管的徑向水平井第2代套管開(kāi)窗型轉(zhuǎn)向器為例進(jìn)行優(yōu)化，取轉(zhuǎn)向器軌道設(shè)計(jì)參數(shù)為導(dǎo)彎偏角α，出口偏角β和轉(zhuǎn)彎半徑R。根據(jù)轉(zhuǎn)向器結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)和套管開(kāi)窗的工藝要求，選取響應(yīng)面的優(yōu)化設(shè)計(jì)空間為158°≤α≤165°，90°≤β≤105°，90mm≤R≤100mm，取L1＝100mm，D＝30mm，L2隨著其他設(shè)計(jì)參數(shù)的變化而變化。

2．2 試驗(yàn)設(shè)計(jì)與結(jié)果

應(yīng)用三因子五水平的的中心復(fù)合設(shè)計(jì)（CCD）的試驗(yàn)設(shè)計(jì)［11］，以導(dǎo)彎偏角α，出口偏角β和轉(zhuǎn)彎半徑R為設(shè)計(jì)變量，以ANSYS有限元計(jì)算的高壓軟管通過(guò)轉(zhuǎn)向器的滑動(dòng)摩擦阻力F為響應(yīng)量。因子水平如表1所示，試驗(yàn)方案及結(jié)果如表2所示。

表1　因子水平中心復(fù)合設(shè)計(jì)

表2　三因素二次旋轉(zhuǎn)正交試驗(yàn)方案及結(jié)果

2．3 響應(yīng)面模型

一般響應(yīng)面取二階多項(xiàng)式近似，使用最小二乘法對(duì)有限元計(jì)算數(shù)據(jù)進(jìn)行回歸分析，得到二階回歸模型：

對(duì)回歸模型應(yīng)用方差分析（An O V A）［11］，結(jié)果如表3，可得該回歸模型P值0．001 7，小于0．01，表明該二階回歸模型是極顯著的。統(tǒng)計(jì)量R2和調(diào)整后R2用來(lái)檢驗(yàn)?zāi)Ｐ偷臄M合度的，一般R2和調(diào)整后R2越接近模型的擬合度越高，從表中可得該模型的擬合度達(dá)97．53%。因此該回歸模型可以很好的描述轉(zhuǎn)向器摩擦阻力F與設(shè)計(jì)參數(shù)的關(guān)系，試驗(yàn)設(shè)計(jì)可靠，可用于在設(shè)計(jì)空間內(nèi)預(yù)測(cè)有限元計(jì)算數(shù)據(jù)，.進(jìn)行后續(xù)的響應(yīng)面分析及優(yōu)化研究。

表3　方差分析表

3　結(jié)果及分析

3．1 轉(zhuǎn)向器結(jié)構(gòu)參數(shù)影響規(guī)律分析

根據(jù)響應(yīng)面模型方差分析表（表3），可進(jìn)一步進(jìn)行P值和F值分析設(shè)計(jì)變量對(duì)響應(yīng)量的影響程度。轉(zhuǎn)向器結(jié)構(gòu)參數(shù)α、β和R的P值均小于0．01，可得3個(gè)結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)轉(zhuǎn)向器滑動(dòng)摩擦阻力影響極顯著。而平方項(xiàng)和交互項(xiàng)的P值均遠(yuǎn)大于0．05，可得3個(gè)結(jié)構(gòu)參數(shù)之間無(wú)明顯的交互作用。F值越大表示該變量對(duì)相應(yīng)量的影響程度越大［11］，可知轉(zhuǎn)彎半徑R對(duì)轉(zhuǎn)向器滑動(dòng)摩擦阻力影響最大，其次是出口偏角β，影響最小的為導(dǎo)彎偏角α。

圖4～6為將導(dǎo)彎偏角α，轉(zhuǎn)彎半徑R和出口偏角β3個(gè)設(shè)計(jì)參數(shù)其中一個(gè)固定為零水平，轉(zhuǎn)向器滑動(dòng)摩擦阻力F隨著其他2個(gè)設(shè)計(jì)參數(shù)變化的趨勢(shì)。由圖可知，轉(zhuǎn)向器摩擦阻力F隨著導(dǎo)彎偏角α和轉(zhuǎn)彎半徑R的增加而減小，而隨著出口偏角β的增加而增大。同時(shí)各個(gè)響應(yīng)面的極值都落在響應(yīng)面的端點(diǎn)，說(shuō)明各個(gè)設(shè)計(jì)參數(shù)之間交互性不明顯，這與方差分析結(jié)果相吻合。

圖4　導(dǎo)彎偏角α與出口偏角β交互作用的響應(yīng)面與等高線(xiàn)

圖5　導(dǎo)彎偏角α與轉(zhuǎn)彎半徑R　交互作用的響應(yīng)面與等高線(xiàn)

圖6　出口偏角β與轉(zhuǎn)彎半徑R交互作用的響應(yīng)面與等高線(xiàn)

圖7為根據(jù)響應(yīng)面模型得到的設(shè)計(jì)變量敏感性分析圖，由圖得轉(zhuǎn)向器結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)轉(zhuǎn)向器滑動(dòng)摩擦阻力的影響程度排序?yàn)椋恨D(zhuǎn)彎半徑R＞出口偏角β＞導(dǎo)彎偏角α，該結(jié)果與前文方差F值分析結(jié)果一致。

圖7　轉(zhuǎn)向器結(jié)構(gòu)參數(shù)敏感性

綜上所述，彎曲半徑R對(duì)轉(zhuǎn)向器滑動(dòng)摩擦阻力的影響最大，轉(zhuǎn)向器滑動(dòng)摩擦阻力隨R值的增加而減小；出口角度β對(duì)轉(zhuǎn)向阻力的影響其次，隨β值的增加轉(zhuǎn)向阻力增加；導(dǎo)彎偏角α對(duì)轉(zhuǎn)向阻力的影響最小，隨α值的增加轉(zhuǎn)向阻力減小。因此應(yīng)通過(guò)提高R值與α值，降低β值來(lái)降低轉(zhuǎn)向器滑動(dòng)摩擦阻力。

3．2 轉(zhuǎn)向器結(jié)構(gòu)優(yōu)化

首先根據(jù)建立的響應(yīng)面模型，通過(guò)優(yōu)化算法在響應(yīng)面上尋找最優(yōu)值，然后再根據(jù)實(shí)際工況和設(shè)計(jì)參數(shù)對(duì)響應(yīng)值的影響規(guī)律對(duì)優(yōu)化結(jié)果進(jìn)行修正，從而得到滿(mǎn)足現(xiàn)場(chǎng)應(yīng)用的最優(yōu)軌道參數(shù)。

在響應(yīng)面模型基礎(chǔ)上，采用廣泛應(yīng)用于機(jī)械優(yōu)化設(shè)計(jì)的遺傳算法尋找轉(zhuǎn)向器結(jié)構(gòu)參數(shù)的最優(yōu)點(diǎn)。遺傳算法是基于自然選擇和群體遺傳機(jī)理的隨機(jī)優(yōu)化算法，是一種適用于復(fù)雜形態(tài)函數(shù)的全局尋優(yōu)方法［12］。通過(guò)MATLAB遺傳算法工具箱對(duì)響應(yīng)面模型（式1）進(jìn)行優(yōu)化搜索，優(yōu)化范圍取158°≤α≤165°，90°≤β≤105°，90mm≤R≤100mm，種群規(guī)模80，終止代數(shù)100，交叉概率0．75，變異概率0．20，通過(guò)迭代計(jì)算得到在響應(yīng)面上優(yōu)化結(jié)果：導(dǎo)彎偏角α＝165°，出口偏角β＝90°，轉(zhuǎn)彎半徑R＝100mm。

為了得到適用于工程實(shí)際的優(yōu)化結(jié)果，需要對(duì)響應(yīng)面優(yōu)化結(jié)果進(jìn)行修正。根據(jù)?139．7mm套管工作空間限制及徑向水平井實(shí)際工況，軌道長(zhǎng)和寬應(yīng)不超過(guò)395mm和114mm，出口偏角β不超過(guò)105°。在幾何建模過(guò)程中，發(fā)現(xiàn)改變導(dǎo)彎偏角α值僅影響軌道長(zhǎng)度，提高出口偏角β值可大幅降低轉(zhuǎn)向器軌道的長(zhǎng)度和寬度。同時(shí)根據(jù)轉(zhuǎn)向器結(jié)構(gòu)參數(shù)的影響規(guī)律，對(duì)優(yōu)化結(jié)果過(guò)進(jìn)行修正：通過(guò)提高出口偏角β來(lái)為轉(zhuǎn)彎半徑R值和導(dǎo)彎偏角α創(chuàng)造增長(zhǎng)空間，從而得到最優(yōu)軌道。在不同β值下，首先使R值達(dá)到最大值，使其不超過(guò)軌道限寬，然后使α值達(dá)到最大值，使其不超過(guò)軌道限長(zhǎng)，最終得相應(yīng)的最優(yōu)轉(zhuǎn)向器軌道參數(shù)如表4。

表4　軌道設(shè)計(jì)范圍內(nèi)最優(yōu)軌道結(jié)構(gòu)優(yōu)化參數(shù)

表5為轉(zhuǎn)向器結(jié)構(gòu)參數(shù)優(yōu)化結(jié)果可知，在響應(yīng)面上的優(yōu)化點(diǎn)的轉(zhuǎn)向器滑動(dòng)摩擦阻力由27．21 N降低至21．93 N，比原設(shè)計(jì)值降低了19．40%。響應(yīng)面模型誤差低于1%，響應(yīng)面模型的可靠度和精確度滿(mǎn)足要求。根據(jù)徑向井實(shí)際工況及轉(zhuǎn)向器結(jié)構(gòu)參數(shù)影響規(guī)律，對(duì)響應(yīng)面優(yōu)化結(jié)果進(jìn)行改進(jìn)，改進(jìn)優(yōu)化點(diǎn)的轉(zhuǎn)向器滑動(dòng)摩擦阻力進(jìn)一步降低至18．52 N，比原設(shè)計(jì)值降低了30．83%。

表5　轉(zhuǎn)向器結(jié)構(gòu)參數(shù)優(yōu)化結(jié)果

圖8～9為轉(zhuǎn)向器軌道結(jié)構(gòu)優(yōu)化前后軌道結(jié)構(gòu)及轉(zhuǎn)向器滑動(dòng)摩擦阻力對(duì)比?？梢?jiàn)高壓軟管在通過(guò)轉(zhuǎn)向器時(shí)滑動(dòng)摩擦阻力有2次躍增，且滑動(dòng)摩擦阻力的上升在第2接觸區(qū)要大于第1接觸區(qū)。第1和第2接觸區(qū)分別反映導(dǎo)彎偏角α和轉(zhuǎn)彎半徑R對(duì)摩擦阻力的影響，這也驗(yàn)證了轉(zhuǎn)彎半徑R對(duì)轉(zhuǎn)向器滑動(dòng)摩擦阻力影響要大于導(dǎo)彎偏角α的規(guī)律。優(yōu)化后的轉(zhuǎn)向器軌道充分利用轉(zhuǎn)向器空間，大幅提高了轉(zhuǎn)彎半徑R，從而降低了轉(zhuǎn)向器滑動(dòng)摩擦阻力。從彈性力學(xué)角度分析，優(yōu)化后的轉(zhuǎn)向器降低了高壓軟管在通過(guò)轉(zhuǎn)向器時(shí)彈性變形，降低其在接觸區(qū)的接觸壓力，從而降低了滑動(dòng)摩擦阻力。

圖8　優(yōu)化后轉(zhuǎn)向器軌道結(jié)構(gòu)

圖9　優(yōu)化轉(zhuǎn)向器軌道滑動(dòng)摩擦阻力

4　結(jié)論

1） 建立了徑向水平井第2代套管開(kāi)窗型轉(zhuǎn)向器轉(zhuǎn)向系統(tǒng)的參數(shù)化模型，采用顯式動(dòng)力學(xué)的有限元分析方法，為轉(zhuǎn)向器結(jié)構(gòu)優(yōu)化提供了有限元計(jì)算模型。

2） 將響應(yīng)面設(shè)計(jì)優(yōu)化方法和有限元計(jì)算相結(jié)合，建立了轉(zhuǎn)向器滑動(dòng)摩擦阻力F關(guān)于轉(zhuǎn)向器結(jié)構(gòu)參數(shù)的二階多項(xiàng)式響應(yīng)面模型，經(jīng)驗(yàn)證該模型擬合度和可靠性高，適用于轉(zhuǎn)向器結(jié)構(gòu)優(yōu)化和轉(zhuǎn)向器參數(shù)規(guī)律分析。

3） 得到了轉(zhuǎn)向器結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)轉(zhuǎn)向器滑動(dòng)摩擦阻力影響規(guī)律：彎曲半徑R對(duì)轉(zhuǎn)向阻力的影響最大，轉(zhuǎn)向阻力隨R值的增加而減??；出口偏角β對(duì)轉(zhuǎn)向阻力的影響其次，隨β值的增加轉(zhuǎn)向阻力增加；導(dǎo)彎偏角α對(duì)轉(zhuǎn)向阻力的影響最小，隨α值的增加轉(zhuǎn)向阻力減小。

4） 基于響應(yīng)面模型、結(jié)構(gòu)參數(shù)影響規(guī)律和徑向井現(xiàn)場(chǎng)實(shí)際工況，對(duì)?139．7mm套管轉(zhuǎn)向器的結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化，優(yōu)化后的轉(zhuǎn)向器滑動(dòng)摩擦阻力由27．21 N降至18．82N，比原設(shè)計(jì)值降低了30．83%。

5） 基于響應(yīng)面法進(jìn)行轉(zhuǎn)向器的結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計(jì)，方法簡(jiǎn)單，計(jì)算結(jié)果和精度可靠度較高，可快速找到轉(zhuǎn)向器結(jié)構(gòu)最優(yōu)參數(shù)，對(duì)轉(zhuǎn)向工具結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計(jì)具有一定指導(dǎo)意義。

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Structural Optimization Design for Deflector of Radial Horizontal W ells Using Response Surfacemethod

WANG Bin，LI Gensheng，HUANG Zhong wei，SONG Xianzhi，MA Tianqi，ZHENG Dongbo
（State Key Laboratory of PetroleumResources and Prospecting，China Uniuersity of Petroleum（Beijing），Beijing102249，China）

In order to reduce sliding friction resistance that the high pressure hose through the deflector of radial horizontal well，based on response surfacemethod and finite element calculation，considering the actual field condition，the response surfacemethodmode of sliding friction resistance on deflector structure parameters is established．The effect law between deflector structure parameters and sliding friction resistance is investigated．The structure optim umdesign case of deflector for 5″casing is studied．The results show that：the response surfacemodel is reliable and the error is approximate 1%for the case in this paper．The sliding friction resistance is decrease with the increase of turning radiusRand turning angleα，the sliding friction resistance increases with the increase of exiting angleβ，and the effect of deflector turning radiusR，exiting angleβ，turning angleαon sliding friction resistance ranked decreasingly．After the optimization，the sliding friction resistance is decreased from27．21 Nto 18．82 N，decreased by 30．83%．The research had some degree of guiding significance in structural optimization design for deflector of radial horizontal wells．

radial horizontal well；deflector；resistance；response surfacemethod；finite element analysis

TE921．2

A

10．3969／j．issn．10013842．2015．03．009

10013482（2015）03003807

①2014-09-16

國(guó)家自然科學(xué)基金創(chuàng)新群體項(xiàng)目（No．51221003）；國(guó)家科技重大專(zhuān)項(xiàng)（2011Z-X05009-005）

王斌（1991-），男，安徽懷寧人，碩士研究生，主要從事油氣井力學(xué)與流體工程的研究，Email：ligs＠cup．edu．cn。