基于有限元的下部钻具组合优化研究

基于有限元的下部钻具组合优化研究

调整部分排放系统的克氏分析,确定其是和其发展过程在钻井过程中，适当的钻孔压力是提高钻井效率的有效手段。随着井眼的加深，钻柱变厚。当钻孔压超过下钻具组合（boleassembly，简称b.a）的临界失稳负荷时，钻头失去的稳定性，也被称为结构畸变。这将有可能导致钻柱的失效、钻井效率的降低以及造成井斜。下部钻具组合的失稳也许不会导致钻柱的立即失效,但由于其引起的钻具疲劳和磨损将导致钻柱的过早失效。钻柱失稳后将导致钻柱在井眼里成蛇形或螺旋形,使钻压不能加在钻头上,从而造成钻井效率的降低。增强下部钻具的稳定性可以通过安放扶正器来实现,然而扶正器安放的位置将直接影响下部钻具组合所能承受临界失稳载荷的大小,在后面的有限元分析中我们可以发现,对于同样的钻具组合,通过调整扶正器的安放位置,可以实现尽量大的临界失稳载荷,从而达到防斜打快的目的。钻柱的屈曲模型最先由Lubinski在50年代提出,1984年Bogy和Paslay提出斜井中的屈曲模型,其他的屈曲模型基于欧拉模型,大多数屈曲模型都是基于临界载荷假设。1977年,白家祉提出了纵横弯曲连续梁理论,用于转盘钻井下部钻具组合的受力分析;苏义脑院士将纵横弯曲连续梁理论发展至可求解井下动力钻具、带弯角、变截面组合的三维分析,拓宽并完善了纵横弯曲法的理论体系。MillheimKK自1978年来先后发表了多篇使用有限元法求解下部钻具组合的受力与变形分析的论文,他在对下部钻具组合静力分析的基础上引入了惯性力和摩擦力,建立了对BHA的动力分析有限元模型。通过有限元软件,我们可以进行特征值屈曲分析,得到结构的理论临界屈曲载荷的上限值,通常,考虑非线性因素影响,这个值比实际临界屈曲载荷要大30%～50%。在结构受压情况下,当钻压增加时,钻柱的刚度弱化效应也随之增加,当达到某个载荷时,弱化效应超过钻柱结构的固有刚度,此时没有了净刚度,位移无限增加,结构发生失稳。基本思路是:采用有限元分析软件对包括钻铤和扶正器的整个中和点以下的下部钻具组合进行特征值屈曲分析,求得特征值屈曲荷载因子,从特征值屈曲模态可以分析不同扶正器及钻铤组合的稳定性。我们采用大型商用有限元分析软件ANSYS进行下部钻具组合在钻压作用下的失稳分析。1特征值屈曲分析ANSYS的特征值屈曲分析考虑了应力刚化效应,这种效应会导致结构在承受应力后抵抗横向载荷能力降低,当压力增加时,结构抵抗横向变形能力减小。在某一载荷水平下,这种负的应力刚度超过线性结构刚度,造成结构屈曲。屈曲发生的点称为分叉点(或歧点),由于力-变形曲线达到该点后可能沿两条不同途径前进,所以当超过分叉点时,结构将屈曲或者在不稳定状态下承受载荷。ANSYS的特征值屈曲分析使用特征值的公式计算造成负刚度的应力刚度矩阵的比例因子。公式如下([K]+λ[S]){ψ}=0式中,[K]=刚度矩阵;[S]=应力刚度矩阵;{ψ}=位移特征矢量;λ=特征值(也叫做比例因子或载荷因子,即分析图形中的FREQ)。利用上面的特征值公式可以决定结构的分叉点,具有分叉屈曲的结构在达到屈曲载荷之前其位移-变形曲线表现出线性关系,达到屈曲载荷之后,曲线将跟随另外的路线。需要说明的是,在下部钻具组合的稳定性分析中,如果给定的载荷为单位载荷,特征值即是屈曲载荷,我们在分析中考虑钻柱的自重以及泥浆浮力的影响,而不是一个恒定的单位集中力,因此得到的特征值只是载荷因子,结构的临界屈曲载荷是载荷因子与钻压的乘积,但这只是一个理论解,可以利用特征值屈曲分析预测出屈曲载荷的上限值,其特点是计算速度快,因此在考虑实际情况时应有一个安全系数。屈曲分析的基本步骤一般分以下三步进行:首先设置预应力选项进行静力分析;计算屈曲特征值;计算特征向量。具体如下:(1)建立模型;(2)完成静力分析:注意将求解预应力选项打开;(3)分析模型特征值;(4)分析模型特征向量:注意控制选项计算应力等参数;(5)进入后处理菜单获得计算结果等。(6)评价分析结果。2防斜能力计算分析对某油田目前正在使用的大尺寸井眼(17.5″)钻具组合,进行有限元钻柱受力和变形的计算分析,分析下部钻柱中心线产生最大位移和应力的位置,对其进行防斜机理评价分析。我们对该油田大井眼钻井使用的两种典型钻具结构进行防斜能力的力学计算分析。计算使用的参数有钻压:牙轮钻头20t;泥浆比重:1.1g/cm3;井斜角:0°;钻挺内径:11″为76.2mm,9″为76.2mm,8″为71.44mm;钢的比重:7.8g/cm3。2.1无排液钻具结构17.5″钻头(0.5m)+接头(0.5m)+9″钻铤(9m)×3根+扶正器1(2m)+9″钻铤(9m)×1根+扶正器2(2m)+9″钻铤(9m)×1根+8″钻铤(9m)×14根+8″随钻减震器(9m)×1根+8″钻铤(9m)×3根+5″加重钻杆×15根+5″钻杆至井口。用上述计算方法计算钻具结构1得到的结果见图1。从图1可看出,该结构的载荷因子(图中的FREQ值)为3.622,第一次屈曲发生在钻头与第一个扶正器之间,如果考虑屈曲稳定系数为3,该钻具结构只要钻压达到20t多一点,下部钻具就发生屈曲,在易斜地层就会引起严重的井斜。但是由于该结构的第一次屈曲发生在钻头与第一个扶正器之间,因此该结构适合吊打纠斜钻进。该组合的最大弯曲和最大应力发生在钻头与第一个扶正器之间。2.2钻具结构血压因子确定17.5″钻头(0.5m)+接头(0.5m)+9″钻铤(9m)×2根+扶正器1(2m)+9″钻铤(9m)×1根+扶正器2(2m)+8″钻铤(9m)×15根+5″加重钻杆×15根+5″钻杆至井口。钻具结构2计算得到的结果见图2。从图2可看出,该结构的载荷因子(图中的FREQ值)为2.438,第一次屈曲发生在扶正器2与钻柱中和点之间,如果考虑屈曲稳定系数为3,当钻压达到16t左右,该钻具组合就发生屈曲,屈曲发生的位置比钻具结构1的高,同时临界屈曲载荷小,不适合正常钻进使用。如果用于吊打,其吊打防斜能力不如钻具结构1。该组合的最大弯曲和最大应力发生在最上面的扶正器与中和点之间。2.3加大一种新的载荷因子在上述两种钻具组合计算的基础上,用超刚性钻具的原则对多种不同钻具组合进行了钻柱受力和变形的有限元计算机计算分析,分析钻柱中心线相对井眼轴线位移和应力减小的原理和程度,以及防斜机理分析。从上面的分析结果我们可以看到,改进组合1在已使用钻具结构2的基础上,将第2扶正器上移一个单根,虽然第一次屈曲还是发生在扶正器2与钻柱中和点之间,但载荷因子却从2.438提高到6.796,是原来的2.78倍。其原因是第2扶正器上移一个单根,提高了扶正器2与钻柱中和点之间钻具的屈曲载荷,起到了提高整个中和点以下钻具屈曲载荷的作用。改进组合2计算出来的载荷因子从原来的3.622提高到8.636,是原来的2.38倍。即增加扶正器数量,可以提高下部钻柱的屈曲载荷。该组合的最大弯曲和最大应力发生在第一扶正器与第二扶正器之间。改进组合5使用三个扶正器,计算得到的载荷因子为18.23,比前面有明显提高。改进组合7使用了11″钻铤,由计算结果得到载荷因子为26.699,比现在使用的钻具结构2提高了10倍多。改进组合13采用了一根非正规长度的11″钻铤,以提高钻头和第一扶正器之间钻铤的抗屈曲能力,计算出的载荷因子为81.453,达到了非常高的程度。这个载荷因子是现使用的钻具结构1载荷因子3.622的22.48倍,是现使用的钻具结构2载荷因子2.438的33.4倍,因此看出,通过增加钻铤直径,调整扶正器的安放位置,可以使中和点下部钻柱的抗屈曲能力提高很多。也就是说,增加钻铤直径和调整扶正器的安放位置,可以增加下部钻柱的刚性,使中和点以下受压的钻柱在大钻压作用下,由于自身刚度大而不发生屈曲。这种大刚性钻柱组合和一般刚性钻具组合在钻易斜地层时,在同样大小的地层造斜力作用下,大刚性钻柱组合保持垂直状态更好,井更不容易斜。3大