連續(xù)油管下入煤層U型井疏通水平通道可行性研究

張友軍， 付燈煌， 劉家煒， 毛良杰*， 袁進(jìn)平， 曾松

(1.中石油江漢機(jī)械研究所有限公司， 武漢 430024； 2.西南石油大學(xué)油氣藏地質(zhì)及開(kāi)發(fā)工程國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 成都 610500)

煤層地下氣化是在地下進(jìn)行煤層不完全燃燒氣化開(kāi)采煤層氣的一種煤炭清潔利用技術(shù)。新型煤層地下氣化工藝可采用U型井結(jié)構(gòu)：在煤層一端鉆探水平井作為氣化劑注入井，在另一端鉆探定向井與水平井水平段末端連通作為粗煤氣生產(chǎn)井[1-4]。由于粗煤氣中含有煤焦油、煤渣等固相雜質(zhì)，容易堵塞注入井和生產(chǎn)井連通通道。連續(xù)油管常用于沖砂洗井等井下作業(yè)[5]，所以可采用連續(xù)油管及疏通工具從生產(chǎn)井下入注入井端部通道進(jìn)行清洗或鉆磨疏通作業(yè)。連續(xù)油管能否順利從生產(chǎn)井轉(zhuǎn)向進(jìn)入水平井段通道，受到生產(chǎn)井與水平通道夾角、局部轉(zhuǎn)向軌跡、摩擦阻力、屈曲自鎖等因素的影響。因此有必要對(duì)連續(xù)油管下入U(xiǎn)型井水平通道過(guò)程中摩阻、軸力等力學(xué)特性及其下入可行性進(jìn)行分析。

學(xué)者們針對(duì)連續(xù)油管的下入性開(kāi)展了大量研究。李文飛等[6]、李治淼等[7]建立了管柱縱橫彎曲梁模型，對(duì)管柱在水平井中的摩阻扭矩進(jìn)行了分析。練章華等[8]分析了復(fù)雜力學(xué)工況下管柱的屈曲形態(tài)和橫向位移。Gao等[9]、Qin等[10]、張文澤[11]建立了連續(xù)油管在水平井中的屈曲行為解析模型，對(duì)連續(xù)油管的屈曲軸向載荷進(jìn)行了研究。Mitchell[12-13]運(yùn)用梁柱穩(wěn)定性理論推導(dǎo)出了以管柱角位移為主變量的高階非線性管柱屈曲微分方程。曲寶龍等[14]結(jié)合連續(xù)油管屈曲狀態(tài)分析，給出了連續(xù)油管鎖死判定準(zhǔn)則。Johancsik等[15]提出了連續(xù)油管軟索分析模型，計(jì)算了連續(xù)油管在井眼中的扭矩及摩阻分布。祝效華等[16]基于彈塑性理論建立了彎曲段套管下入有限元模型和方法。竇益華等[17]建立了連續(xù)油管軸向載荷和極限下入深度分析方法，計(jì)算了不同連續(xù)油管的極限下入深度。文獻(xiàn)[18-22]給出了連續(xù)油管在螺旋屈曲時(shí)的扭矩和剪切應(yīng)力計(jì)算公式，分析了井眼曲率對(duì)連續(xù)油管屈曲行為的影響。

目前，中外學(xué)者主要研究了連續(xù)油管下入直井和斜井時(shí)的軸向力、支反力、摩阻等力學(xué)特性，而煤層U型井中生產(chǎn)井與水平通道并非平滑相接，連續(xù)油管下入時(shí)可能存在無(wú)法通過(guò)生產(chǎn)井與水平通道組成的彎道，針對(duì)這種工況的研究還很缺乏。為此，建立了連續(xù)油管下入性分析模型，結(jié)合連續(xù)油管下入受力分析模型、過(guò)彎道可行性模型以及極限下入深度模型，從多個(gè)方面研究了連續(xù)油管從生產(chǎn)井下入水平通道解堵的可行性，研究結(jié)果對(duì)連續(xù)油管下入煤層U型井的修井作業(yè)可以提供一定指導(dǎo)。

1 連續(xù)油管下入性分析模型

煤層U型井結(jié)構(gòu)如圖1所示，注入井為水平井結(jié)構(gòu)，在注入井井底建立煤層燃燒反應(yīng)腔，燃燒反應(yīng)腔與生產(chǎn)井之間存在一個(gè)大于長(zhǎng)為50～100 m的水平通道，生產(chǎn)井與注入井在水平通道末端相連。當(dāng)粗煤氣堵塞水平通道時(shí)，連續(xù)油管從生產(chǎn)井下入水平通道進(jìn)行鉆修井作業(yè)。

圖1 煤層U型井結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Schematic diagram of u-shaped well structure in coal seam

1.1 連續(xù)油管下入受力分析模型

1.1.1 連續(xù)油管下入受力分析模型的建立

根據(jù)連續(xù)油管下入的力學(xué)特性，作以下基本假設(shè)[23-24]：①連續(xù)油管的軸線和井眼軌跡軸線處于相同位置；②連續(xù)油管為彈性均質(zhì)桿，井筒內(nèi)壁為剛性圓柱；③連續(xù)油管與井眼內(nèi)壁之間的摩擦系數(shù)是常數(shù)。

采用空間直角坐標(biāo)系Oxyz與自然坐標(biāo)系OsTNB相結(jié)合建立連續(xù)油管下入受力分析模型。在自然坐標(biāo)系[25]OsTNB上任意取一長(zhǎng)為ds的微元AB，并對(duì)該微元AB作受力分析。A點(diǎn)坐標(biāo)為s，B點(diǎn)坐標(biāo)為s+ds，該微元AB的受力分析如圖2所示。

原點(diǎn)Os位于空間井眼軌跡曲線上的任意一點(diǎn)，T、N、B軸分別為該曲線的切線方向、主法線方向和副法線方向；t為切線方向單位矢量；n為主法線方向單位矢量；b為副法線方向單位矢量；qc為連續(xù)油管均布接觸力；q為連續(xù)油管浮重；Pin為管內(nèi)流體壓力；Pout為管外流體壓力；T(s)為A點(diǎn)連續(xù)油管的軸向力；Qn(s)為A點(diǎn)連續(xù)油管在主法線上的剪切力；Qb(s)為A點(diǎn)連續(xù)油管在副法線上的剪切力；Mb(s)為A點(diǎn)連續(xù)油管受的內(nèi)彎矩；Mt(s)為A點(diǎn)連續(xù)油管所受的扭矩；T(s+ds)為B點(diǎn)連續(xù)油管的軸向力；Qn(s+ds)為B點(diǎn)連續(xù)油管在主法線上的剪切力；Qb(s+ds)為B點(diǎn)連續(xù)油管在副法線上的剪切力；Mb(s+ds)為B點(diǎn)連續(xù)油管受的內(nèi)彎矩；Mt(s+ds) 為B點(diǎn)連續(xù)油管所受的扭矩圖2 連續(xù)油管微元段受力分析圖Fig.2 Stress Analysis Diagram of microelement section of coiled tubing

(1)單位長(zhǎng)度連續(xù)油管的浮重。

(1)

式(1)中：FG(s)為連續(xù)油管單位長(zhǎng)度的浮重，N/m；qm為單位長(zhǎng)度連續(xù)油管的浮重，N/m；k為井眼曲率，rad/m；α為井斜角，(°)；kα為井斜變化率，rad/m；kφ為方位角變化率，rad/m。

(2)連續(xù)油管微元段上的均布接觸力。

連續(xù)油管與套管內(nèi)壁之間的接觸正壓力為

Npo=Nnn+Nbb

(2)

式(2)中：Npo為連續(xù)油管和井壁間的正壓力，N；Nn為連續(xù)油管與井壁間在主法線上的壓力，N；Nb為連續(xù)油管與井壁間在副法線上的壓力，N。

連續(xù)油管轉(zhuǎn)動(dòng)產(chǎn)生的切向摩擦力如圖3所示，連續(xù)油管在切向上的摩擦力根據(jù)Frenet標(biāo)架[25]定義為

ft=μtNbn-μtNnb

(3)

所以連續(xù)油管的摩擦力可表示為

(4)

式中：μα為軸向上的摩擦系數(shù)；μt為切向上的摩擦系數(shù)。

連續(xù)油管內(nèi)外流體對(duì)連續(xù)油管的黏滯阻力fλ的計(jì)算公式為[26]

(5)

圖3 連續(xù)油管轉(zhuǎn)動(dòng)產(chǎn)生的切向摩擦力Fig.3 Tangential friction due to coiled tubing rotation

式(5)中：fλ為連續(xù)油管內(nèi)、外流體對(duì)連續(xù)油管的黏滯阻力，N/m；v為連續(xù)油管的下入速度，m/s；ω為連續(xù)油管繞自身軸線旋轉(zhuǎn)的角速度，rad/s；τf為連續(xù)油管內(nèi)外流體的剪應(yīng)力，N/m2；μ為連續(xù)油管內(nèi)外流體的動(dòng)力黏度，Pa·s；R為連續(xù)油管的外半徑，m；Dw為井眼直徑，m。

微元段上的均布接觸力可表示為

qc(s)=[-(μαNpo+fλ)Nn+μtNnNb-

(6)

(3)連續(xù)油管內(nèi)力及內(nèi)力矩。

微元段s處(A點(diǎn))的集中內(nèi)力F(s)為

(7)

微元段s處(A點(diǎn))的集中內(nèi)力矩M(s)為

(8)

聯(lián)立式(7)和Frenet公式[25]可得

(9)

同理，對(duì)于微元段s+ds處(B點(diǎn))處有

(10)

式中：T為連續(xù)油管的軸向力，kN；Qn為連續(xù)油管在主法線上的剪切力，kN；Qb為連續(xù)油管在副法線上的剪切力，kN；Mb為連續(xù)油管受的內(nèi)彎矩，kN·m；Mt為連續(xù)油管所受的扭矩，kN·m；k為井眼曲率，rad/m；τ為井眼撓率，rad/m。

(4)連續(xù)油管微元體內(nèi)、外流體壓力作用。連續(xù)油管內(nèi)的流體內(nèi)壓可等效為在s和s+ds處作用的軸向壓縮載荷Pi(s)、Pi(s+ds)和向下的分布載荷dFi(s)，其中，

Pi(s)=-Pin(s)Ait(s)

(11)

Pi(s+ds)=-[Pi(s)+dPi(s)]

(12)

結(jié)合自然坐標(biāo)系和直角坐標(biāo)系的幾何關(guān)系，可得等效分布載荷為

(13)

同理，連續(xù)油管外的流體外壓等效為在s和s+ds處作用的軸向拉伸載荷Po(s)、Po(s+ds)和向上的分布載荷dFo(s)。

根據(jù)連續(xù)油管的微元體受力分析，由受力平衡條件可得連續(xù)油管微元的平衡方程為[24]

(14)

式中：Pin為連續(xù)油管內(nèi)的流體壓力， MPa；ρi為連續(xù)油管內(nèi)的流體密度，kg/m3；ρo為連續(xù)油管外的流體密度，kg/m3；Ai為連續(xù)油管內(nèi)截面積，m2；Ao為連續(xù)油管外截面積，m2；g為重力加速度，m/s2；F′為考慮了內(nèi)外壓等效作用后的合成內(nèi)力。

連續(xù)油管內(nèi)外流體的黏滯阻力產(chǎn)生的扭矩矢量為[26]

mf(s)t=μtRNpot

(15)

摩擦阻力產(chǎn)生的扭矩矢量為[27]

(16)

連續(xù)油管的有效軸向力Te(s)有

Te(s)=T(s)-Pi(s)Ai+Po(s)Ao

(17)

連續(xù)油管彎矩和曲率之間的關(guān)系為

Mb=EIkn

(18)

式(18)中：E為連續(xù)油管的彈性模量， MPa；I為連續(xù)油管的慣性矩，m4。

綜合式(1)～式(18)，將其聯(lián)合化簡(jiǎn)，并向自然坐標(biāo)系的3個(gè)方向上投影，可得到3個(gè)方向上的力平衡方程和力矩平衡方程。省略模型方程中含有井眼曲率k和井眼撓率τ乘積的微小量，再整理可得連續(xù)油管下入受力分析模型。模型考慮了連續(xù)油管自重、連續(xù)油管與井壁之間的摩擦力、連續(xù)油管內(nèi)/外的流體壓力、黏滯阻力以及實(shí)鉆井眼軌跡。

連續(xù)油管下入受力分析模型可表示為

(19)

連續(xù)油管的正弦和螺旋屈曲臨界載荷公式為[27]

(20)

(21)

式中：Fcr為正弦屈曲臨界載荷，N；Fhel為螺旋屈曲臨界載荷，N；δ為連續(xù)油管與井壁之間的徑向間隙，m；RA為井眼曲率半徑，m。

1.1.2 模型求解

由于連續(xù)油管下入受力分析模型較為復(fù)雜，無(wú)法使用解析方法求解，采用四階Runge-Kutta法[28]對(duì)模型進(jìn)行求解。首先模型可簡(jiǎn)化為

(22)

連續(xù)油管的軸向載荷、扭矩、主/副法線上的接觸壓力是關(guān)于井深的函數(shù)，將模型中右側(cè)函數(shù)分別記作F1、F2、F3、F4，則模型可表示為

(23)

起點(diǎn)位置S0的函數(shù)值記為yi(S0)，取步長(zhǎng)為h，節(jié)點(diǎn)S=S0+h處的解可以用四階Runge-Kutta法表示為

(24)

連續(xù)油管下入受力分析模型求解圖如圖4所示。

圖4 模型求解圖Fig.4 Model solution diagram

1.2 連續(xù)油管過(guò)彎道可行性分析方法

煤層U型井結(jié)構(gòu)中，生產(chǎn)井與水平通道的連接如果存在一定夾角，則會(huì)給連續(xù)油管過(guò)彎道帶來(lái)挑戰(zhàn)。連續(xù)油管從傾斜的生產(chǎn)井井眼進(jìn)入水平井眼，在井壁約束下分別與上下表面接觸發(fā)生彎曲變形，此時(shí)連續(xù)油管極限彎曲最小曲率半徑可表示為[29]

(25)

式(25)中：σs為管材的屈服強(qiáng)度，MPa；d為連續(xù)油管外徑，mm。

如圖5所示，根據(jù)水平井眼-生產(chǎn)井井眼-連續(xù)油管三者在空間上滿足連續(xù)油管極限彎曲曲率的幾何關(guān)系，可表示為

(26)

式(26)中：D1為生產(chǎn)井井眼直徑，mm；D2為水平井眼直徑，mm；Rmin為連續(xù)油管彎曲的曲率半徑的最小值，m；θ為生產(chǎn)井眼與水平井眼夾角，(°)；α為生產(chǎn)井眼井斜角，(°)。

如圖6所示，由于生產(chǎn)井眼與水平井眼之間的夾角為二者在三維空間上的夾角，需要在同一空間坐標(biāo)系，并將該夾角轉(zhuǎn)換為生產(chǎn)井井眼的井斜角與方位角。生產(chǎn)井井眼方位角與井斜角的關(guān)系式為

sinαcos(180°-β)=cosθ

(27)

式(27)中：β為生產(chǎn)井眼與水平井眼的方位角之差,(°)。

另外，連續(xù)油管下入生產(chǎn)井與水平通道交界點(diǎn)時(shí)，連續(xù)油管末端以一定夾角與水平通道平面接觸，如圖7所示。連續(xù)油管過(guò)彎道時(shí)其軸向力在水平方向的分力需大于摩阻，其摩阻極限夾角關(guān)系為

圖5 連續(xù)油管過(guò)彎道示意圖Fig.5 Schematic diagram of coiled tubing through curve

x、y、z為空間坐標(biāo)系的3個(gè)坐標(biāo)軸；A、B、C為3個(gè)輔助點(diǎn)圖6 井斜角和方位角空間示意圖Fig.6 Sketch map of well deviation angle and azimuth angle

圖7 連續(xù)油管過(guò)彎道受力示意圖Fig.7 Force diagram of coiled tubing through curve

(28)

式(28)中：μα為連續(xù)油管與水平通道間的摩擦系數(shù)。

1.3 連續(xù)油管極限下入深度計(jì)算方法

連續(xù)油管下入時(shí)，隨著水平段受到的摩阻累計(jì)增加，連續(xù)油管的軸向壓縮載荷逐漸增大，可能發(fā)生屈曲或自鎖，達(dá)到極限下入深度。

在水平段，連續(xù)油管未發(fā)生螺旋屈曲時(shí)，其軸向載荷與井深的關(guān)系可表示為

F(x)=Fb+μqmx

(29)

式(29)中：F(x)為連續(xù)油管軸向載荷，kN；x為距井底距離，m；Fb為井底處的軸向壓縮載荷，kN；μ為連續(xù)油管與井壁之間的摩擦系數(shù)。

在水平段，如果連續(xù)油管發(fā)生螺旋屈曲時(shí)，其軸向載荷與井深的關(guān)系為[30]

(30)

式(30)中：F0為連續(xù)油管螺旋屈曲始端的軸向壓縮載荷，kN。

在直井段中，當(dāng)連續(xù)油管未發(fā)生螺旋屈曲時(shí)，其軸向載荷與井深的關(guān)系可表示為

F(x)=F0-qmx

(31)

式(31)中：F0為計(jì)算起始點(diǎn)x=0處的軸向載荷，kN。

在直井段中，連續(xù)油管發(fā)生螺旋屈曲，其軸向載荷與井深的關(guān)系可表示為[30]

(32)

連續(xù)油管在造斜井段中通常不發(fā)生屈曲，在造斜點(diǎn)處的軸向壓縮載荷Fkop造斜井段末端載荷Feoc存在簡(jiǎn)單的函數(shù)關(guān)系[30]。

(33)

2 連續(xù)油管下入實(shí)例分析

中石油計(jì)劃在新疆三塘湖鉆探煤層U型井開(kāi)展先導(dǎo)試驗(yàn)，其生產(chǎn)井設(shè)計(jì)造斜點(diǎn)井身為1 000 m，造斜段末端井深為1 200 m，井口至造斜段末端為套管井段；水平段通道長(zhǎng)100 m，為裸眼井段井眼直徑為177.8 mm。水平通道發(fā)生堵塞時(shí)，需從生產(chǎn)井下入連續(xù)油管疏通水平通道。因此需對(duì)連續(xù)油管能否下入疏通水平通道的可行性展開(kāi)分析。

首先結(jié)合實(shí)鉆井眼軌跡分析連續(xù)油管下入生產(chǎn)井時(shí)的力學(xué)特性，然后基于連續(xù)油管過(guò)彎道可行性模型分析其下入生產(chǎn)井時(shí)的完全角度范圍，最后基于連續(xù)油管極限下入深度模型分析其可下入水平通道的極限深度，結(jié)合3種分析結(jié)果分析連續(xù)油管下入生產(chǎn)井水平通道解堵的可行性。

2.1 連續(xù)油管下入受力分析

連續(xù)油管下入生產(chǎn)井時(shí)，連續(xù)油管在套管段與井壁之間的摩擦系數(shù)[31]為0.25，連續(xù)油管在裸眼段與井壁之間的摩擦系數(shù)[31]為0.5，其他參數(shù)如表1所示。

連續(xù)油管下入造斜點(diǎn)、造斜段末端和井底時(shí)，其軸向載荷分布如圖8(a)、圖9(a)和圖10(a)所示?？梢钥闯?，連續(xù)油管下入至造斜點(diǎn)時(shí)，軸向均受拉伸載荷，最大拉伸載荷為17.22 kN；連續(xù)油管下入至造斜段末端時(shí)，最大拉伸載荷為17.62 kN，且1 037～1 200 m井段處于壓縮狀態(tài)，其最大軸向壓縮載荷為0.38 kN；連續(xù)油管下入至井底時(shí)，最大拉伸載荷為16.92 kN，在976～1 300 m井段處于壓縮狀態(tài)，最大軸向壓縮載荷為1.59 kN。綜上，連續(xù)油管在下入至造斜點(diǎn)、造斜段末端以及井底時(shí)，其最大軸向拉伸載荷均小于其最大允許靜拉載荷，所以連續(xù)油管在下入煤層U型井-生產(chǎn)井水平通道進(jìn)行鉆修井作業(yè)不會(huì)發(fā)生拉伸屈服。

表1 連續(xù)油管下入?yún)?shù)

連續(xù)油管下入不同井段時(shí)正壓力和摩阻分布如圖8(b)、圖9(b)和圖10(b)所示。可以看出，在大部分直井段連續(xù)油管的摩阻與正壓力較小，這主要是因?yàn)檫B續(xù)油管與井壁之間的摩阻與正壓力主要由其自身重力產(chǎn)生，而直井段的井斜角較小，則自重產(chǎn)生的壓力與摩阻也較小。連續(xù)油管在下入到造斜點(diǎn)時(shí)，在井深20～40 m和620～650 m處附近的摩阻與正壓力較大，在造斜段的摩阻與正壓力主要隨井深的增大而增大，連續(xù)油管的摩阻與正壓力在水平段首先隨井深逐漸減小，減小到一定值后保持穩(wěn)定。

圖8 連續(xù)油管下入至造斜點(diǎn)時(shí)力學(xué)特性分布Fig.8 Distribution of mechanical characteristics when coiled tubing runs down to the deflection point

圖9 連續(xù)油管下入至造斜段末端時(shí)力學(xué)特性分布Fig.9 Distribution of mechanical characteristics when coiled tubing runs down to the end of deflecting section

圖10 連續(xù)油管下入至井底時(shí)力學(xué)特性分布Fig.10 Distribution of mechanical characteristics when coiled tubing runs down to the bottom hole

2.2 連續(xù)油管過(guò)彎道可行性分析

考慮不同工況下，不同鋼級(jí)、不同外徑連續(xù)油管過(guò)生產(chǎn)井和水平通道夾角彎道的可行性。工況參數(shù)如表2所示，連續(xù)油管參數(shù)如表3、表4所示。

圖11中，曲線的右上方即為連續(xù)油管過(guò)彎道時(shí)生產(chǎn)井和水平段的安全夾角范圍。外徑較大的連續(xù)油管過(guò)彎道時(shí)，生產(chǎn)井和水平段的安全夾角范圍越小，QT-800系列連續(xù)油管在工況一下的井斜角范圍處于60°～90°，方位角差值處于150°～180°。QT-1000系列連續(xù)油管在工況一下的井斜角范圍處于55°～90°，方位角差值處于145°～180°。因此，鋼級(jí)較高的連續(xù)油管過(guò)彎道時(shí)，生產(chǎn)井和水平段的安全夾角范圍越大。

表2 不同工況相關(guān)參數(shù)

表3 連續(xù)油管鋼級(jí)參數(shù)

表4 連續(xù)油管參數(shù)

圖11 連續(xù)油管在工況一下的安全夾角范圍Fig.11 Safety angle range of coiled tubing under working conditions of one

圖12中，QT-800系列連續(xù)油管在工況二下的井斜角范圍處于62°～90°，方位角差值處于152°～180°；QT-1000系列連續(xù)油管在工況二下的井斜角范圍處于58°～90°，方位角差值處于148°～180°。對(duì)比圖10和圖11可知，隨著井眼尺寸的減小，連續(xù)油管過(guò)彎道時(shí)，生產(chǎn)井和水平段的安全夾角范圍越小。另外，考慮連續(xù)油管過(guò)彎道時(shí)的摩阻限制，連續(xù)油管過(guò)生產(chǎn)井和水平段彎道的夾角安全范圍為井斜角：65°～90°，方位角差值：157°～180°。

綜上所述，煤層U型井結(jié)構(gòu)中，為滿足連續(xù)油管從生產(chǎn)井和水平通道連接處順利通過(guò)，生產(chǎn)井的井斜角通常需要大于65°，生產(chǎn)井方位角與水平通道方位角差值需大于157°。

圖12 連續(xù)油管在工況二下的安全夾角范圍Fig.12 Safety angle range of coiled tubing under working conditions of two

2.3 連續(xù)油管極限下入深度分析

分析不同外徑連續(xù)油管在不同井眼直徑下的極限下入深度，考慮水平段和直井段均為平直井段，造斜段造斜率為9°/30 m。連續(xù)油管相關(guān)參數(shù)如表4所示，井眼直徑參數(shù)如表5所示。

不同井眼直徑下與不同外徑連續(xù)油管極限下入深度關(guān)系如圖13所示，連續(xù)油管的極限下入深度值如表6所示?？梢钥闯?，連續(xù)油管的水平段極限下入深度首先隨垂直段長(zhǎng)度的增加而增加，然后隨著摩阻的累積達(dá)到屈曲和自鎖載荷，水平段極限深度達(dá)到一定值后便保持穩(wěn)定。另外還可以看出，連續(xù)油管外徑越大，水平段極限下入深度越大；井眼直徑越大，連續(xù)油管的水平段極限下入深度越小。這是因?yàn)檫B續(xù)油管外徑越大，自身浮重越大，同時(shí)連續(xù)油管與井壁之間的徑向間隙越小，連續(xù)油管在下入時(shí)的屈曲臨界載荷越大，連續(xù)油管越不容易發(fā)生屈曲。另外井眼直徑越小，連續(xù)油管與井壁之間的徑向間隙也越小，連續(xù)油管不容易發(fā)生屈曲。綜上所述，連續(xù)油管的外徑增大、井眼直徑減小，連續(xù)油管的水平段極限下入深度會(huì)隨著增大；25.4～50.8 mm連續(xù)油管的極限下入深度均滿足煤層U型井從生產(chǎn)井下入50～100 m長(zhǎng)水平通道的需求。

表5 套管參數(shù)

3 結(jié)論

通過(guò)研究分析，得出如下主要結(jié)論。

(1)連續(xù)油管下入煤層U型井-生產(chǎn)井時(shí)，在造斜段所受摩阻與正壓力最大，在井口位置所受軸向張力最大。常規(guī)連續(xù)油管抗拉強(qiáng)度滿足下入煤層U型井-生產(chǎn)井水平通道進(jìn)行鉆修井作業(yè)的強(qiáng)度要求。

(2)考慮連續(xù)油管彎曲強(qiáng)度以及生產(chǎn)井與注入井交接處夾角極限摩擦阻力，為滿足25.4～50.8 mm外徑連續(xù)油管通過(guò)煤層U型生產(chǎn)井與水平通道夾角，生產(chǎn)井在連接處井斜角需大于65°，生產(chǎn)井和水平通道方位差值需大于157°。外徑越小以及鋼級(jí)越大的連續(xù)油管通過(guò)生產(chǎn)井和水平通道夾角時(shí)的安全夾角范圍越大。

(3)25.4 mm外徑連續(xù)油管極限下入水平段長(zhǎng)度約為600 m，極限下入深度隨連續(xù)油管外徑增大而增大，50.8 mm外徑連續(xù)油管水平段極限下入水平段長(zhǎng)度約為2 000 m。另外，井眼直徑尺寸越小，連續(xù)油管水平段極限下入深度越大。25.4～50.8 mm外徑連續(xù)油管在水平段極限下入深度均滿足從煤層U型井-生產(chǎn)井下入50～100 m水平通道的需求。

圖13 不同直徑井眼下連續(xù)油管極限下入深度Fig.13 Limit run depth of coiled tubing under different diameter wells

表6 極限下入深度計(jì)算結(jié)果