井下管柱局部強(qiáng)迫振動(dòng)對(duì)軸向力傳遞效率的影響

劉巨保， 張 宇， 陳 健， 姚利明， 莊申陽(yáng)， 張 猛， 朱 巖

( 1. 東北石油大學(xué) 機(jī)械科學(xué)與工程學(xué)院，黑龍江 大慶 163318； 2. 大慶油田創(chuàng)業(yè)集團(tuán) 華誼實(shí)業(yè)公司，黑龍江 大慶 163311 )

井下管柱局部強(qiáng)迫振動(dòng)對(duì)軸向力傳遞效率的影響

劉巨保1， 張 宇1， 陳 健1， 姚利明1， 莊申陽(yáng)1， 張 猛2， 朱 巖2

( 1. 東北石油大學(xué) 機(jī)械科學(xué)與工程學(xué)院，黑龍江 大慶 163318； 2. 大慶油田創(chuàng)業(yè)集團(tuán) 華誼實(shí)業(yè)公司，黑龍江 大慶 163311 )

大位移水平井管柱下放時(shí)需要克服管柱與井壁之間的摩阻力，限制作業(yè)管柱的入井深度及大位移水平段的延伸距離，振動(dòng)工具雖然可以在一定程度上降低管柱摩阻力，但其工程應(yīng)用依據(jù)還不充分。根據(jù)不同工況，運(yùn)用數(shù)值仿真方法，分析橫向、軸向、扭轉(zhuǎn)及其組合振源對(duì)管柱軸向力傳遞效率的影響規(guī)律。結(jié)果表明，單一振源對(duì)管柱軸向力傳遞效率在12.5%～64.5%之間，其中效果顯著的振源頻率為1 Hz、線(xiàn)位移幅值為3 mm的橫向X振動(dòng)或角位移幅值為π/6的扭轉(zhuǎn)振動(dòng)，計(jì)算得到兩種及三種振源組合傳遞效率在44.0%～85.0%之間；兩種振源的最佳組合為軸向加扭轉(zhuǎn)，最大傳遞效率為74.0%，三種振源的最佳組合為橫向X加軸向加扭轉(zhuǎn)，最大傳遞效率為85.5%；比單一振源提升21.0%～31.5%，其中無(wú)間隙狀態(tài)下提升幅度最大。該結(jié)果可為大位移水平井作業(yè)管柱振動(dòng)減阻技術(shù)的應(yīng)用提供技術(shù)參考。

水平井； 管柱； 摩阻力； 強(qiáng)迫振動(dòng)； 軸向力； 傳遞效率； 數(shù)值仿真

0 引言

隨著石油鉆采技術(shù)的發(fā)展，大位移水平井技術(shù)得到廣泛應(yīng)用。由于水平段距離過(guò)長(zhǎng)，作業(yè)管柱下放時(shí)需要克服管柱與井壁之間的摩阻力，從而限制作業(yè)管柱在水平井段的延伸距離[1]。Johancsik C A等[2]給出管柱與井壁間摩阻、扭矩的數(shù)學(xué)模型；高德利等[3-4]采用有限差分法研究鉆井摩阻，將鉆柱假設(shè)為一彈性體，求解彈性力學(xué)方程；閆鐵、代奎等[5-6]分析水平井中鉆柱的復(fù)合摩擦狀況，給出摩阻因數(shù)的分解計(jì)算模型，通過(guò)水平井上部鉆具和下部鉆具組合的摩阻力分析，建立水平井鉆柱摩阻力的計(jì)算模型；張學(xué)鴻等[7]、劉巨保等[8]構(gòu)造多向接觸摩擦間隙元，建立能夠綜合考慮鉆柱的隨機(jī)接觸非線(xiàn)性和幾何非線(xiàn)性有限元分析模型，使鉆柱的受力變形得到合理描述，并具有較高的計(jì)算精度和較好的收斂速度；秦永和等[9]建立一種大位移井管柱摩阻扭矩力學(xué)分析模型，提高模型的計(jì)算精度。

在理論研究基礎(chǔ)上，人們研究振動(dòng)減阻工具[10-12]。余志清[13]提出一種投球式振動(dòng)器裝置，利用鉆井液射流產(chǎn)生的脈沖振動(dòng)，使鉆柱產(chǎn)生振動(dòng)；連續(xù)管減阻工具[14]用于大位移水平井連續(xù)管下放，主要利用流體在連續(xù)管或底部工具組合中流動(dòng)產(chǎn)生軸向振動(dòng)；JZJZ-1型鉆柱激振減阻工具[15]采用螺桿馬達(dá)作為動(dòng)力源，偏心主軸旋轉(zhuǎn)產(chǎn)生激振力。這些減阻工具在一定程度上降低管柱摩阻力，增大連續(xù)管入井位移，但無(wú)法滿(mǎn)足大位移和超短半徑水平井技術(shù)發(fā)展對(duì)管柱下放能力的需求，也沒(méi)有對(duì)振動(dòng)降低摩阻力進(jìn)行評(píng)價(jià)，工程應(yīng)用的理論依據(jù)有待完善。

筆者運(yùn)用非線(xiàn)性瞬態(tài)動(dòng)力學(xué)方法，對(duì)管柱模型進(jìn)行數(shù)值模擬和理論分析，驗(yàn)證管柱模型的準(zhǔn)確性；根據(jù)不同工況，探討軸向、橫向、扭轉(zhuǎn)及其組合振源對(duì)管柱軸向力傳遞效率的影響，給出軸向力提升的單一、兩種及三種振源形式的最佳組合，繪制不同振源作用下、軸向力傳遞效率最大時(shí)的管柱軸向力分布曲線(xiàn)，結(jié)合管柱運(yùn)動(dòng)軌跡與接觸力云圖解釋振動(dòng)減阻的機(jī)理，為井下作業(yè)管柱振動(dòng)減阻技術(shù)發(fā)展提供參考。

1 井筒管柱振動(dòng)作用

1.1 振動(dòng)模型

表1 管柱、井筒幾何尺寸Table 1 Tube and wellbore geometry mm

根據(jù)石油鉆采工程中水平井作業(yè)管柱結(jié)構(gòu)與工藝，建立管柱振動(dòng)分析模型(見(jiàn)圖1(a))，取管柱長(zhǎng)度為L(zhǎng)，受均布自重和鉆井液浮力作用，即單位長(zhǎng)度管柱在鉆井液中重力為q，右端受集中載荷F作用，左端為軸向彈簧；井筒固定，管柱與井筒下壁接觸，摩阻因數(shù)為μ；管柱與井筒截面為圓環(huán)，根據(jù)管柱與井筒的間隙狀態(tài)分為三組(見(jiàn)表1)，其中上間隙1.0D來(lái)自于直徑60.8 cm連續(xù)油管在124.0 cm套管內(nèi)作業(yè)狀態(tài)。

圖1 井下管柱振動(dòng)分析模型Fig.1 Vibration analysis model of downhole tube

為研究井下工具產(chǎn)生的局部振動(dòng)對(duì)管柱軸向力傳遞效率的影響，在管柱中部B點(diǎn)，以不同形式施加隨時(shí)間變化的線(xiàn)位移S(t)和扭轉(zhuǎn)角位移θ(t)振源(見(jiàn)圖1(b))，其表達(dá)式為

(1)

式中：A1為線(xiàn)位移幅值；B1為角位移幅值；ω為振源頻率。

1.2 非線(xiàn)性瞬態(tài)動(dòng)力學(xué)分析

Md″(t)+C(t)d′(t)+[K0+Kg(t)]d(t)=F(t)+Rg(t),

(2)

其中質(zhì)量矩陣M和線(xiàn)性剛度矩陣K0不隨時(shí)間變化，阻尼矩陣C、間隙元?jiǎng)偠染仃嘖g、等效節(jié)點(diǎn)力向量F(t)和Rg(t)隨時(shí)間變化。

采用Newmark直接積分法對(duì)式(2)求解，若已知t時(shí)刻的位移、速度和加速度，可以求出t+Δt時(shí)刻的位移、速度和加速度，其表達(dá)式為

(3)

(4)

d′(t+Δt)=d′(t)+(1-δ)Δtd″(t)+δΔtd″(t+Δt)。

(5)

(6)

2 井筒管柱無(wú)振源作用

根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)施工參數(shù)，取振動(dòng)模型L=100 m，q=100 N/m，μ=0.2。根據(jù)管柱右端作用力取兩種計(jì)算工況：工況一F=5 kN；工況二F=8 kN。假設(shè)管柱沿軸向與井筒呈均勻接觸狀態(tài)，自重由井筒承擔(dān)，可以用庫(kù)倫定理求解振動(dòng)模型的管柱左端作用力。同時(shí)，采用有限元法對(duì)兩種工況下管柱受力狀態(tài)進(jìn)行數(shù)值分析，求解管柱左端軸向力見(jiàn)表2。由表2可知，管柱左端軸向力理論解與數(shù)值解的相對(duì)誤差小于1%，證明無(wú)振動(dòng)作用時(shí)管柱振動(dòng)模型及計(jì)算方法的有效性。

表2 無(wú)振源作用時(shí)管柱左端軸向力理論解與數(shù)值解

3 井筒管柱單一振源作用

參照文獻(xiàn)[17]數(shù)據(jù)和現(xiàn)場(chǎng)工具參數(shù)，振動(dòng)頻率低于10 Hz、線(xiàn)位移幅值低于5 mm，局部振動(dòng)對(duì)井底鉆具的影響是良性的。因此，將振源頻率分別取為1、5、10 Hz，線(xiàn)位移幅值A(chǔ)分別取為1、3、5 mm，角位移幅值B分別取為π/4、π/6、π/12；將橫向、軸向、扭轉(zhuǎn)振源分別作用在管柱中點(diǎn)B處，取計(jì)算時(shí)間為1 s，對(duì)兩種工況下不同強(qiáng)迫振動(dòng)形式的管柱進(jìn)行數(shù)值計(jì)算。為了便于分析，對(duì)不同時(shí)刻求得的管柱左端軸向力數(shù)據(jù)進(jìn)行處理，并把峰峰值、平均值列入表3和表4，管柱軸向力傳遞效率分布見(jiàn)圖2。

由表3和表4可見(jiàn)，無(wú)間隙時(shí)，無(wú)論何種振源都不能顯著提高管柱左端軸向力傳遞效率，最大為12.5%。間隙為0.1D時(shí)，頻率為1 Hz、角位移為π/6的扭轉(zhuǎn)振源對(duì)管柱左端軸向力傳遞效率最大為60.0%；頻率為1 Hz、幅值為3 mm的軸向振源對(duì)管柱左端軸向力傳遞效率最大為27.5%。間隙為1.0D時(shí)，頻率為1 Hz、角位移為π/6的扭轉(zhuǎn)振源對(duì)管柱左端軸向力傳遞效率最大為64.5%；頻率為1 Hz、幅值為3 mm的橫向X振源對(duì)管柱左端軸向力傳遞效率最大為52.5%。

由圖2可見(jiàn)，當(dāng)管柱受線(xiàn)位移幅值為3 mm的橫向X振源和角位移幅值為π/6的扭轉(zhuǎn)振源作用時(shí)，左端軸向力傳遞效率明顯高于其他振動(dòng)形式的幅值，其中以振源頻率為1 Hz最為顯著，扭轉(zhuǎn)振動(dòng)對(duì)上間隙1.0D管柱軸向力傳遞效率影響最為明顯，最大為64.5%。在不同振源作用條件下，以最大左端軸向力時(shí)刻為基準(zhǔn)，提取該時(shí)刻管柱沿軸線(xiàn)的軸向力(見(jiàn)圖3)。

由圖3可見(jiàn)，在橫向X振源和扭轉(zhuǎn)振源作用下，上間隙1.0D管柱軸向力沿軸線(xiàn)呈線(xiàn)性減小，即摩阻力沿軸線(xiàn)呈線(xiàn)性減小。管柱25、50、75 m處定義為A、B、C三點(diǎn)(見(jiàn)圖1(a))，提取三點(diǎn)在一個(gè)振動(dòng)周期內(nèi)運(yùn)動(dòng)軌跡和接觸力(見(jiàn)圖4)。

由圖4可見(jiàn)，在橫向X振源作用下，管柱沿井筒內(nèi)壁呈周期性運(yùn)動(dòng)，最大接觸力位置在運(yùn)動(dòng)軌跡的左右兩端；A點(diǎn)與C點(diǎn)的接觸區(qū)域基本相同，明顯小于B點(diǎn)接觸區(qū)域，且離振源越近，其滾動(dòng)范圍越大，邊緣處接觸力也越大，管柱在橫向X振源作用下不同軸線(xiàn)位置均產(chǎn)生滾動(dòng)摩擦，是提高軸向力傳遞效率的主要原因。

綜上所述，對(duì)管柱軸向力傳遞效率提高最大的振源為頻率1 Hz、線(xiàn)位移幅值3 mm的橫向X振動(dòng)或角位移幅值π/6的扭轉(zhuǎn)振動(dòng)，為井筒管柱振動(dòng)降阻及振動(dòng)工具設(shè)計(jì)提供依據(jù)。

4 井筒管柱組合振源作用

考慮兩類(lèi)振源組合，一類(lèi)為兩種振源組合：橫向X加橫向Y、橫向X加軸向、橫向X加扭轉(zhuǎn)、橫向Y加扭轉(zhuǎn)、橫向Y加軸向、軸向加扭轉(zhuǎn)；另一類(lèi)為三種振源組合：橫向X加橫向Y加軸向、橫向X加橫向Y加扭轉(zhuǎn)、橫向X加軸向加扭轉(zhuǎn)、橫向Y加軸向加扭轉(zhuǎn)；以工況一、二參數(shù)為算例，頻率ω=1 Hz，線(xiàn)位移幅值A(chǔ)=3 mm，角位移幅值B=π/6；計(jì)算時(shí)間為1 s。不同工況、不同參數(shù)下管柱左端軸向力數(shù)值解見(jiàn)表5，軸向力傳遞效率分布見(jiàn)圖5。

表3 不同單一振源作用下工況一管柱左端軸向力計(jì)算結(jié)果

由表5和圖5可見(jiàn)，當(dāng)無(wú)間隙時(shí)，在橫向X加軸向或橫向X加扭轉(zhuǎn)振源組合作用下，軸向力傳遞效率最大為34.0%；在橫向X加軸向加扭轉(zhuǎn)振源組合作用下，軸向力傳遞效率最大為44.0%，比單一振源作用下的12.5%提升31.5%。當(dāng)間隙為0.1D時(shí)，在軸向加扭轉(zhuǎn)振源組合作用下，軸向力傳遞效率最高，為67.0%；在橫向X加軸向加扭轉(zhuǎn)或橫向Y加軸向加扭轉(zhuǎn)振源組合作用下，軸向力傳遞效率顯著提高，最大為82.0%，比單一振源作用下的60.0%提升22.0%。當(dāng)間隙為1.0D時(shí)，在軸向加扭轉(zhuǎn)、橫向X加軸向或橫向X加扭轉(zhuǎn)振源組合作用下，軸向力傳遞效率有較好提高，最大為74.0%；在橫向X加扭轉(zhuǎn)或橫向Y加軸向加扭轉(zhuǎn)組合振源作用下，軸向力傳遞效率最大為85.5%，比單一振源作用下的64.5%提升21.0%。因此，兩種及三種振源組合比單一振源軸向力傳遞效率提升21.0%～31.5%，其中無(wú)間隙狀態(tài)下最明顯。柱狀圖形狀大致呈階梯狀，說(shuō)明上間隙1.0D管柱的軸向力傳遞效率高于其他兩種管柱的，管柱與井筒的間隙增大有利于振源提高管柱軸向力傳遞效率；在左端軸向力最大時(shí)提取工況二、上間隙1.0D管柱沿軸線(xiàn)變化的軸向力(見(jiàn)圖6)。

由圖6可見(jiàn)，在組合振源中，軸向振源使管柱中點(diǎn)B處軸向力發(fā)生波動(dòng)，對(duì)于兩種振源組合，軸向力在中點(diǎn)處產(chǎn)生規(guī)律性波動(dòng)；對(duì)于三種振源組合，軸向力在中點(diǎn)處產(chǎn)生不規(guī)則波動(dòng)。

表4 不同單一振源作用下工況二管柱左端軸向力計(jì)算結(jié)果

圖2 不同單一振源作用下軸向力傳遞效率分布Fig.2 Axial force improve efficiency with different single vibration source

圖3 不同振源作用下軸向力傳遞效率最大時(shí)的管柱軸向力分布Fig.3 Tube axial force curve with different vibration source at the max axial force improve efficiency time

圖4 橫向X振源作用下1.0D間隙管柱運(yùn)動(dòng)軌跡與接觸力

圖5 不同組合振源作用下軸向力傳遞效率分布Fig.5 Axial force improve efficiency with different combinations vibration source

振動(dòng)組合軸向力傳遞無(wú)間隙上部間隙0.1D上部間隙1.0D工況一工況二工況一工況二工況一工況二橫向X加橫向Y橫向X加軸向橫向X加扭轉(zhuǎn)橫向Y加軸向橫向Y加扭轉(zhuǎn)軸向加扭轉(zhuǎn)橫向X加橫向Y加軸向橫向X加橫向Y加扭轉(zhuǎn)橫向X加軸向加扭轉(zhuǎn)橫向Y加軸向加扭轉(zhuǎn)左端軸向力/kN最大最小平均傳遞效率/%左端軸向力/kN最大最小平均傳遞效率/%左端軸向力/kN最大最小平均傳遞效率/%左端軸向力/kN最大最小平均傳遞效率/%左端軸向力/kN最大最小平均傳遞效率/%左端軸向力/kN最大最小平均傳遞效率/%左端軸向力/kN最大最小平均傳遞效率/%左端軸向力/kN最大最小平均傳遞效率/%左端軸向力/kN最大最小平均傳遞效率/%左端軸向力/kN最大最小平均傳遞效率/%3.326.423.606.513.767.063.176.143.366.283.486.613.256.283.486.403.626.8412.514.024.020.031.042.03.636.844.147.154.197.373.316.523.756.623.896.933.476.683.956.894.047.1523.534.047.544.552.057.53.656.773.816.994.217.313.426.543.306.654.026.873.546.663.566.824.127.0927.033.028.041.056.054.53.526.583.576.663.616.483.396.383.266.233.276.223.466.483.426.453.446.3523.024.021.022.522.017.53.476.523.726.643.876.993.166.373.386.343.686.743.326.453.556.493.786.8716.022.527.524.539.043.53.286.514.467.474.607.523.156.234.227.064.357.263.226.374.347.274.487.3911.018.567.063.574.069.53.676.844.036.763.847.123.436.493.676.333.516.553.556.673.856.553.686.8427.533.542.527.534.042.03.726.613.756.643.847.343.506.343.566.293.686.903.616.483.666.473.767.1230.524.033.023.538.056.03.897.034.767.684.837.783.666.724.517.444.587.543.786.884.647.564.717.6639.044.082.078.085.583.03.696.774.687.544.717.613.446.474.267.224.297.233.576.624.477.384.507.4228.531.073.569.075.071.0

圖6 不同組合振源作用下軸向力傳遞效率最大時(shí)的管柱軸向力分布Fig.6 Tube axial force curve with different combinations vibration at the max axial force improve efficiency time

5 結(jié)論

(1)建立井筒管柱振動(dòng)模型，根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)施工參數(shù)和工況，在無(wú)振源條件下求得軸向力與理論解基本吻合，驗(yàn)證模型的準(zhǔn)確性。

(2)在單一振源作用下，管柱軸向力傳遞效率在12.5%～64.5%之間，其中效果顯著的振源頻率為1 Hz、線(xiàn)位移幅值為3 mm的橫向X振動(dòng)或角位移幅值為π/6的扭轉(zhuǎn)振動(dòng)。

(3)兩種振源的最佳組合為軸向加扭轉(zhuǎn)，最大傳遞效率為74.0%；三種振源的最佳組合為橫向X加軸向加扭轉(zhuǎn)，最大傳遞效率為85.5%；兩種及三種振源組合傳遞效率為44.0%～85.0%，比單一振源提升21.0%～31.5%，其中無(wú)間隙狀態(tài)下提升幅度最大。

(4)在實(shí)際工程中，優(yōu)先推薦扭轉(zhuǎn)振源方式減小管柱與井壁之間的摩阻力，但隨著管柱與井筒的間隙減小，單一振源對(duì)提升管柱軸向力傳遞效率的能力顯著下降，建議橫向X加軸向加扭轉(zhuǎn)或橫向Y加軸向加扭轉(zhuǎn)組合振源。

[1] 劉清友,敬俊,祝效華.長(zhǎng)水平段水平井鉆進(jìn)摩阻控制[J].石油鉆采工藝,2016,38(1):18-22. Liu Qingyou, Jing Jun, Zhu Xiaohua. Control of friction resistance in drilling of horizontal well with long horizontal section [J]. Oil Drilling & Production Technology, 2016,38(1):18-22.

[2] Johancsik C A, Friesen D B, Dawson R. Torque and drag in directional wells-prediction and measurement[J]. Journal of Petroleum Technology, 1984,36(6):987-992.

[3] 高德利,覃成錦,代偉鋒,等.南海流花超大位移井摩阻/扭矩及導(dǎo)向鉆井分析[J].石油鉆采工藝,2006,28(1):9-12. Gao Deli, Tan Chengjin, Dai Weifeng, et al. Numerical analysis of downhole dragtorque and rotary steering system for Liuhua Mega-Extended-Reach wells in south China sea [J]. Oil Drilling & Production Technology, 2006,28(1):9-12.

[4] 高德利,高寶奎.水平井段管柱屈曲與摩阻分析[J].石油大學(xué)學(xué)報(bào):自然科學(xué)版,2000,24(2):1-3. Gao Deli, Gao Baokui. Effects of tubular bucklingon torque and drag in horizontal well [J]. Journal of the University of Petroleum: Edition of Natural Science, 2000,24(2):1-3.

[5] 閻鐵,張建群,孫學(xué)增,等.大慶水平井摩阻力分析[J].大慶石油學(xué)院學(xué)報(bào),1995,19(2):1-5. Yan Tie, Zhang Jianqun, Sun Xuezeng, et al. Analysis of drill string frictional drag in horizontal wells of Daqing [J]. Journal of Daqing Petroleum Institute,1995,19(2):1-5.

[6] 代奎,閻鐵.水平井井眼摩阻因數(shù)的確定方法[J].大慶石油學(xué)院學(xué)報(bào),1995,19(3):5-8. Dai Kui, Yan Tie. Method of determining frictional coefficient of borehole of horizontal wells [J]. Journal of Daqing Petroleum Institute, 1995,19(3):5-8.

[7] 張學(xué)鴻,董振剛,張雄.探井水平井整體鉆柱摩阻力分析的間隙元法[J].石油學(xué)報(bào),2002,23(5):105-109. Zhang Xuehong, Dong Zhengang, Zhang Xiong. Gap element method for frictional resistance analysis of whole drill string inprospecting horizontal well [J]. Acta Petrolei Sinica, 2002,23(5):105-109.

[8] 劉巨保,丁皓江,張學(xué)鴻.間隙元在鉆柱瞬態(tài)動(dòng)力學(xué)分析中的應(yīng)用[J].計(jì)算力學(xué)學(xué)報(bào),2002,19(4):456-460. Liu Jyubao, Ding Haojiang, Zhang Xuehong. An application of gap element to the transient dynamicsanalysis of drillstring [J]. Chinese Journal of Computational Mechanics, 2002,19(4):456-460.

[9] 秦永和,付勝利,高德利.大位移井摩阻扭矩力學(xué)分析新模型[J].天然氣工業(yè),2006,26(11):77-79. Qin Yonghe, Fu Shengli, Gao Deli. A new model for analyzing torque and drag in extended reach wells [J]. Natural Gas Industry, 2006,26(11):77-79.

[10] 付加勝,李根生,史懷忠.井下振動(dòng)減摩技術(shù)研究進(jìn)展[J].石油機(jī)械,2012,40(10):6-10. Fu Jiasheng, Li Gensheng, Shi Huaizhong. Research progress of the downhole vibration antifriction technology [J]. China Petroleum Machinery, 2012,40(10):6-10.

[11] Gee R, Hanley C, Hussain R, et al. Axial oscillation tools vs. lateral vibration tools for friction reduction-what's the best way to shake the pipe [C]//SPE/IADC Drilling Conference and Exhibition. Society of Petroleum Engineers, 2015.

[12] Wicks N, Pabon J A, Zheng A S. Modeling and field trials of the effective tractoring force of axial vibration tools [C]//SPE Deepwater Drilling and Completions Conference. Society of Petroleum Engineers, 2014.

[13] 余志清.降摩阻短節(jié)在定向鉆井及水平鉆井中的應(yīng)用[J].鉆采工藝,1999,22(1):66-67. Yu Zhiqing. Application of anti-frictional short section in directional drilling and horizontal drilling [J]. Drilling & Production Technology, 1999,22(1):66-67.

[14] Sola K I, Lund B. New downhole tool for coiled tubing extended reach [C]//SPE/ICoTA Coiled Tubing Roundtable. Society of Petroleum Engineers, 2000.

[15] 張會(huì)增,管志川,劉永旺,等.基于旋轉(zhuǎn)激勵(lì)的鉆柱激振減阻工具的研制[J].石油機(jī)械,2015,43(5):9-12. Zhang Huizeng, Guan Zhichuan, Liu Yongwang, et al. Development of drill string excitation drag reduction tool based on rotary excitation [J]. China Petroleum Machinery, 2015,43(5):9-12.

[16] 劉巨保,岳欠杯,張強(qiáng).石油鉆采管柱力學(xué)[M].北京:石油工業(yè)出版社,2011. Liu Jyubao, Yue Qianbei, Zhang Qiang. Oil drilling pipe string mechanics [M]. Beijing: Petroleum Industry Press, 2011.

[17] 柳鶴,馮強(qiáng),周俊然.射流式水力振蕩器振動(dòng)頻率分析與現(xiàn)場(chǎng)應(yīng)用[J].石油機(jī)械,2016,44(1):20-24. Liu He, Feng Qiang, Zhou Junran. Vibration frequency analysis of jetting hydraulic oscillator [J]. China Petroleum Machinery, 2016,44(1):20-24.

2016-12-26；編輯：任志平

國(guó)家自然科學(xué)基金項(xiàng)目(51674088)

劉巨保(1963-)，男，博士，教授，主要從事井下管柱力學(xué)及應(yīng)用軟件開(kāi)發(fā)、井下專(zhuān)用工具等方面的研究。

TE22；TE243；TE921+.5

A

2095-4107(2017)03-0094-09

DOI 10.3969/j.issn.2095-4107.2017.03.010