李偉峰，王 艷，于小龍

(延長石油(集團(tuán))有限責(zé)任公司研究院，西安 710075)

0 引言

漂浮下套管技術(shù)是應(yīng)對大位移井、長水平段水平井套管下入難題的一項有效技術(shù)[1]。該技術(shù)可以實現(xiàn)在漂浮接箍以下至阻流環(huán)位置采用低密度鉆井液或空氣填充，從而降低套管與井壁之間的摩擦阻力，起到提高套管下入能力的效果[2]。

漂浮下套管工藝的核心是漂浮長度的優(yōu)化設(shè)計問題[3-4]?，F(xiàn)有設(shè)計方法主要有2種，一種是通過計算套管下入臨界阻力角，將漂浮接箍安裝在臨界阻力角附近，另外一種是通過求取井底的最大鉤載值，以調(diào)整漂浮長度。但是，這2種方法均不適用于淺層大位移水平井。原因是臨界阻力角法，無法保證套管下至井底的鉤載余量;井底最大鉤載法，有可能導(dǎo)致漂浮接箍安裝時，鉤載荷余量過小的問題[5]。該文針對淺層大位移水平井合理漂浮長度設(shè)計問題，形成了兼顧漂浮接箍安裝以及套管下至井底2個關(guān)鍵位置鉤載余量的設(shè)計方法，并在一口高難度淺層大位移水平井中成功應(yīng)用。

1 Z88P4井基本情況

Z88P4井位于陜西省子長縣西部，區(qū)域構(gòu)造位于鄂爾多斯盆地伊陜斜坡，主要開發(fā)層系為三疊系延長組長6層[6-7]。儲層埋深500～900 m，平均孔隙度9.7%，滲透率為0.64 mD，屬典型的低孔特低滲儲層。研究區(qū)地處黃土高原南部，地面溝谷縱橫、峁梁交錯，屬典型的黃土塬地貌[8]，導(dǎo)致修建井場的干擾因素極多[9-10]，因此，必須利用有限的井場條件，采用淺層大位移水平井技術(shù)，才能充分動用地下原油資源。

1.1 井眼軌道設(shè)計

根據(jù)油藏地質(zhì)設(shè)計要求，Z88P4井目的層為三疊系延長組長613油層，以井口為原點(diǎn)，A點(diǎn)垂深847 m，相對坐標(biāo)(+E/-W370，+N/-S)為(370.3，60.22)，B點(diǎn)垂深835 m，相對坐標(biāo)(+E/-W370，+N/-S)為(1 756.30，256.22)。據(jù)此，該井設(shè)計井深2 489.59 m，垂深834.70 m，設(shè)計閉合位移1 809.89 m，水平段1 434.89 m，位垂比2.17，屬典型的淺層長水平段大位移水平井。軌道詳細(xì)設(shè)計參數(shù)如表1所示。

表1 井眼軌道設(shè)計參數(shù)Table 1 The wellpath planning parameters

1.2 井身結(jié)構(gòu)設(shè)計

為節(jié)約建井成本，Z88P4井采用二開制井身結(jié)構(gòu)設(shè)計:一開采用Φ311 mm鉆頭鉆至穩(wěn)定基巖后，下入Φ244.5 mm表層套管固井，井深280 m;二開采用Φ222.3/215.9 mm鉆頭，鉆至設(shè)計井深2 489.59 m后，下入Φ139.7 mm油層套管，固井完井。

因此，根據(jù)井眼軌道設(shè)計和井身結(jié)構(gòu)設(shè)計要求，二開下套管過程，將有2 210 m為純裸眼段，水平井復(fù)雜的空間軌跡和較高的摩阻，將會導(dǎo)致套管在下放過程中承受較大的阻力，水平位移過大，加之套管在長水平段中屈曲變形的影響[11]，使其難以通過自重到達(dá)預(yù)定位置。

目前行業(yè)通用的大位移水平井下套管方法為漂浮下套管、井口加壓以及旋轉(zhuǎn)下套管方法。井口加壓需要配置專門的井口加壓設(shè)備或頂驅(qū)裝置，旋轉(zhuǎn)下套管作業(yè)不僅成本高，而且對套管接箍的抗扭強(qiáng)度要求也非常高，均無法在Z88P4井中采用。因此，必須采用漂浮下套管作業(yè)方法，保證套管順利下放到位。

2 漂浮下套管技術(shù)

漂浮下套管技術(shù)可以實現(xiàn)在漂浮接箍以下至阻流環(huán)位置采用低密度鉆井液或空氣填充，從而降低套管與井壁之間的接觸力，進(jìn)而降低摩擦阻力，提高套管下入能力。漂浮下套管的核心技術(shù)是套管下放過程的摩阻特征分析和漂浮長度優(yōu)化設(shè)計。

2.1 摩阻系數(shù)分析

在下套管摩阻計算中，摩阻系數(shù)是摩阻力計算的基礎(chǔ)[12]。摩阻系數(shù)客觀反映了管柱和井筒表面的接觸狀況[13]，其大小和井眼曲率、泥餅的黏滯程度、井壁不規(guī)則程度、鉆具結(jié)構(gòu)等因素密切相關(guān)[14]，難以通過室內(nèi)實驗或理論計算獲取。可以把它當(dāng)做是一個以摩擦力為表象的綜合阻力系數(shù)[15]，通過反算法，以求取近似平均摩阻系數(shù)，然后作為摩阻力計算的依據(jù)。

具體做法是，現(xiàn)場采集起、下鉆時的鉆桿結(jié)構(gòu)、大鉤載荷等工程參數(shù)，通過記錄不同井深時的鉤載值，根據(jù)上述公式，反算出近似平均摩阻系數(shù)，作為下套管摩阻系數(shù)預(yù)測的依據(jù)[16]。

根據(jù)文獻(xiàn)調(diào)研和現(xiàn)場施工經(jīng)驗，一開表層套管與入井管柱之間的摩阻系數(shù)相對較小，且接觸長度僅280 m，因此固定為0.25[17-18]。裸眼段與鉆桿之間接觸段長，摩阻系數(shù)不確性程度高，所以假定為0.30～0.55，步長0.05，采取反算法求取鉤載值，然后與實際鉤載進(jìn)行對比。求取的結(jié)果如表2所示。

表2 摩阻系數(shù)取值表Table 2 The friction coefficient calculation table

根據(jù)上表計算結(jié)果，實際大鉤載荷為7.82，因此平均摩阻系數(shù)應(yīng)為0.35～0.40，采取插入法，計算近似平均摩阻系數(shù)如式(1)所示:

因此，實際平均摩阻系數(shù)約為0.37，以此作為求取摩阻力的依據(jù)。

2.2 漂浮長度分析

套管下放過程為較為復(fù)雜的半剛性管柱三維受力模型[5]，重力、浮力、摩擦阻力、機(jī)械變形的附加阻力，均會對套管下入過程產(chǎn)生不同程度影響[19]。因此，該文采用三維彎曲井眼的半剛性管柱受力分析模型[20]，計算套管下入摩阻?，F(xiàn)場實時大鉤載荷為套管瞬時自重減去浮力、摩擦阻力、機(jī)械變形附加阻力的結(jié)果[9]。重力取套管沿重力方向分量，浮力為套管體積與鉆井液比重的乘積，摩擦阻力和附加阻力采取近似平均摩阻系數(shù)法估算[20]?；谝陨戏椒?，對Z88P4井下套管過程鉤載變化規(guī)律進(jìn)行計算，結(jié)果如圖1所示。從圖中可知，采用常規(guī)下套管工藝，套管下至井深約2 000 m時，鉤載已歸零，剩余490 m套管無法入井。必須采取漂浮下套管或其他輔助工藝[20]，才能將套管下放到位。

圖1 常規(guī)下套管鉤載變化規(guī)律Fig.1 The hook load of conventional casing running

采用同樣方法，對漂浮長度1 000～1 600 m(步長100 m)的鉤載隨井深變化規(guī)律進(jìn)行計算，結(jié)果如圖2所示。

從圖2中可以看出，不同漂浮長度的下套管方案，在漂浮接箍安裝之前，大鉤載荷隨井深變化的規(guī)律完全一致。安裝漂浮接箍以后，大鉤載荷隨套管入井深度增加，初期均會呈現(xiàn)一定程度的回升，這是由于漂浮接箍以上的泥漿重力作用導(dǎo)致的;但是，隨著套管入井深度的繼續(xù)增加，鉤載值上升到一定程度后，均會出現(xiàn)不同程度的下降趨勢，但不同方案的鉤載上升與下降趨勢各不相同。

圖2 漂浮下套管大鉤載荷變化規(guī)律Fig.2 The hook load tendency of floating casing

當(dāng)漂浮井段過小時(1 100～1 300 m)，套管下至井底位置的鉤載為負(fù)，或基本接近于零，無法下放到位。因此必須保證漂浮長度達(dá)到1 400 m以上，才能保證套管下至井底的鉤載余量;但是，漂浮井段也并非越長越好，當(dāng)漂浮井段達(dá)到1 700 m以上時，雖然井底鉤載余量還比較充裕，但是在安裝漂浮時鉤載為負(fù)，套管也是無法順利入井的。根據(jù)以上分析，該井合理的漂浮長度為1 500～1 600 m。

2.3 雙漂浮下套管設(shè)計

漂浮長度區(qū)間明確以后，如何兼顧漂浮接箍安裝以及井底這2個關(guān)鍵環(huán)節(jié)的鉤載余量，就是影響套管是否順利入井的關(guān)鍵[21-23]。當(dāng)漂浮長度為1 500 m時，套管下至井底的鉤載約為1.6 t，余量偏小。當(dāng)漂浮長度為1 600 m時，井底鉤載余量充裕，但是安裝漂浮接箍時的鉤載僅約為1.5 t，套管入井風(fēng)險仍舊很大。該文考慮采用雙漂浮下套管設(shè)計方案。

具體做法是，最下部漂浮接箍距離井底1 500 m，2個漂浮接箍間隔150 m，其中100 m套管進(jìn)行灌漿作業(yè)，增加下壓力，保障漂浮接箍安裝后的鉤載余量。對雙漂浮方案鉤載變化規(guī)律進(jìn)行計算，結(jié)果如圖3所示。

圖3 Z88P4井雙漂浮下套管設(shè)計鉤載變化圖Fig.3 The hook load of double floating casing design

從圖3可見，井深1 500 m之前，鉤載隨井深變化規(guī)律與其他漂浮方案完全一致，安裝漂浮接箍時，大鉤載荷為2.15 t;1 500～1 600 m，漂浮接箍安裝完畢，鉤載緩慢抬升至2.63 t，這是由于灌漿作業(yè)導(dǎo)致的;1 600 m之后，鉤載出現(xiàn)50 m的降低，在井深1 650 m，回落至約2.1 t，于是安裝第2個漂浮接箍，繼續(xù)進(jìn)行灌漿作業(yè);在井深1 650～2 250 m，鉤載出現(xiàn)第2次抬升，峰值出現(xiàn)在井深約2 250 m，最大鉤載4.3 t;井深2 250 m之后，鉤載緩慢降低，直至井底位置時，鉤載余量2.7 t?？梢姡捎秒p漂浮設(shè)計時，鉤載余量明顯高于單個漂浮(1 500 m和1 600 m)方案。這樣，既可以解決漂浮接箍安裝前鉤載過小的問題，同時在套管下至井底時，也能有足夠的余量，降低套管入井風(fēng)險。

2.4 現(xiàn)場應(yīng)用情況

現(xiàn)場作業(yè)階段，依次安裝浮鞋、套管、浮箍等附件，套管串結(jié)構(gòu)為:Φ139.7 mm浮鞋+Φ139.7 mm套管1根+Φ139.7 mm浮箍+Φ139.7 mm套管1根+Φ139.7 mm浮箍+Φ139.7 mm套管串(1 500 m)+漂浮接箍(1)+Φ139.7 mm套管串(150 m)+漂浮接箍(2)+Φ139.7 mm套管串+聯(lián)頂節(jié)。

現(xiàn)場施工階段，現(xiàn)場鉤載變化規(guī)律如圖4所示。

圖4 Z88P4井現(xiàn)場下套管過程鉤載變化圖Fig.3 The actual hook load of casing running in Z88P4

第一階段:按照上述套管結(jié)構(gòu)，組裝套管串。套管串下入1 500 m后，現(xiàn)場鉤載顯示約為2 t，開始安裝1號漂浮接箍;

第二階段:1號漂浮接箍與2號漂浮接箍間隔150 m套管，其中100 m進(jìn)行灌漿作業(yè)。現(xiàn)場發(fā)現(xiàn)，開始灌漿作業(yè)后，鉤載值回升至約0.8 t;

第三階段:安裝2號漂浮接箍，2號漂浮接箍以后的套管全部進(jìn)行灌漿作業(yè)，直至套管全部入井。套管下至井深2 250 m前后，鉤載最大4.6 t，隨后出現(xiàn)緩慢下滑。直至套管全部入井，鉤載值一直維持在2 t以上。

從實際鉤載變化規(guī)律可以明顯看出，實際鉤載與圖3中設(shè)計鉤載變化規(guī)律非常一致，漂浮接箍安裝和井底2個關(guān)鍵位置的鉤載值與設(shè)計基本吻合，均保留了充足的余量，套管成功下至預(yù)定位置?，F(xiàn)場試驗充分說明，采用反算法求取的綜合摩阻系數(shù)與井筒實際綜合摩阻特征一致。

雙漂浮下套管的作業(yè)方法，可以有效解決漂浮段過長導(dǎo)致的安裝漂浮接箍時，鉤載余量過小的問題。該技術(shù)不僅在延長油田具有較高的實用性，也為同行業(yè)淺層大位移水平井下套管作業(yè)提供了一種新方法。

3 結(jié)論

1)摩阻系數(shù)大小與井眼曲率、泥餅的黏滯程度等多種因素密切相關(guān)，理論計算受限因素多，參數(shù)求取難度大。該文采用反算法求取的近似平均摩阻系數(shù)為0.37，現(xiàn)場應(yīng)用后，實際鉤載變化與設(shè)計曲線非常吻合。因此，采用反算綜合平均摩阻系數(shù)法，能夠為現(xiàn)場摩阻計算提供較為準(zhǔn)確的依據(jù)。

2)淺層大位移水平井的下套管作業(yè)，必須兼顧漂浮接箍安裝以及套管下放到位2個關(guān)鍵環(huán)節(jié)的鉤載余量，如果任何一個環(huán)節(jié)的鉤載不足，都有可能導(dǎo)致套管無法下放到位。

3)Z88P4井位垂比達(dá)到2.17，水平段1 400 m，為典型的淺層長水平段大位移水平井。該研究首創(chuàng)了雙漂浮下套管作業(yè)方法，成功解決了由于漂浮段過長導(dǎo)致的鉤載余量過小問題。實現(xiàn)了無頂驅(qū)條件下，油層套管一次性下放成功。