李敏 李瑞強 嚴仁田

(1.中國石油長城鉆探工程有限公司工程技術研究院，遼寧 盤錦 124010;2.大連工業(yè)大學機械工程與自動化學院，遼寧 大連 116034)

GW-ML分支井系統(tǒng)是長城鉆探自主研發(fā)的適用于套管開窗分支井鉆完井的分支井系統(tǒng)［1-6］。該系統(tǒng)的特點是采用了以底座作為分支井鉆完井工具的基準平臺，而底座是造斜及導斜器坐放的定位基準，延續(xù)著分支井鉆完井整個施工過程，它的可靠性決定了整口井施工的成敗，如圖1所示。

圖1 GW-ML分支井系統(tǒng)

常規(guī)地層條件下，分支井底座液壓系統(tǒng)中的液缸與活塞配合間隙，按照現(xiàn)有的標準進行零件的公差范圍調整就能滿足施工作業(yè)的要求［7-8］，如圖2所示。但在井下高壓環(huán)境下，底座的工作條件極其苛刻:一方面，鉆井液黏度高、流動性差，液體不能進入到活塞與液缸的間隙內，導致活塞與液缸的接觸處靜水壓力無法傳遞;另一方面，液缸外壁受井筒的外壓、開孔中心管受管柱內壓，二者的變形均作用在活塞上，容易導致活塞被抱死而無法移動。

圖2 底座液壓系統(tǒng)

本次研究針對常規(guī)分支井工具在高壓環(huán)境下容易失效的問題，對分支井工具的液壓部分進行了有限元模擬，根據模擬高壓環(huán)境下的零件變形結果調整液壓零部件壁厚及公差配合尺寸，并通過室內試驗和現(xiàn)場應用驗證了對高壓環(huán)境下分支井液壓系統(tǒng)改進的合理性。

1 有限元模型模擬

為準確對分支井底座的液壓系統(tǒng)進行有限元模擬，忽略中心管上小孔的影響，將液化系統(tǒng)簡化為軸對稱模型，液缸采用PLANE82劃分網格單元，液缸及活塞接觸處設置接觸單元，采用TARGE 169與CONTA 172來定義面 — 面接觸對［9-10］。

從圖3可以看出，底座液缸受外壓75.00 MPa時，最大等效應力約為167.00 MPa，遠低于液缸所用材料的屈服應力620.00 MPa，因此底座液壓系統(tǒng)的零件強度不作分析。系統(tǒng)中的開孔中心管在高壓下變形量很小，在其公差范圍內加大開孔中心管與活塞至適當間隙，就不會對活塞動作產生影響，因而不對其進行試驗研究。而底座液缸在受到較高外壓作用時，變形量遠遠超出了尺寸公差范圍，利用有限元方法可計算得出不同壁厚的底座液缸變形數據。

圖3 液壓系統(tǒng)等效應力云圖(左)和變形云圖(右)

圖4 不同壁厚液缸變形趨勢

如圖4所示，不同壁厚的底座液缸徑向變形趨勢相似，都是沿著行程方向達到一個最大值，然后逐漸減小。如果底座液缸變形量大于活塞的加工公差時，活塞將抱死液缸，底座液壓系統(tǒng)就會停止動作。當液缸壁厚為10 mm，最大徑向變形量約為0.57 mm;當液缸壁厚為20 mm時，最大徑向變形量約為0.41 mm。液缸壁厚的大小與其徑向變形量呈反比，而液缸壁厚的大小，除了跟其強度有關，還直接影響到工具的內通徑大小，因此，根據計算結果選擇最佳的底座液缸壁厚尺寸進行工具加工，并根據變形量調整實際液缸系統(tǒng)的公差尺寸，然后進行高壓環(huán)境下的底座液壓系統(tǒng)打壓試驗。

2 室內試驗

圖5是測試底座液壓部分在高圍壓下的動作壓力試驗裝置，開孔中心管的一端封堵，另一端連接一低壓泵，液缸外面的圍壓施加裝置是用來模擬井底環(huán)境的高壓泵。試驗時，先將高壓泵打開到模擬壓力值，穩(wěn)壓5 min后再向低壓泵打壓，記錄活塞開始移動的壓力值。試驗完成后，拆開活塞和液缸，對配合表面進行處理后再重復上述試驗。

圖5 打壓試驗裝置圖

底座液壓系統(tǒng)中，液缸壁厚為20 mm，配合表面磨光使粗糙度達到0.8μm，尺寸按標準偏差加工，在外壓75 MPa時對活塞施加液壓推力，活塞在壓力達到7 MPa時開始動作，且活塞表面出現(xiàn)明顯劃痕，如圖6所示。

圖6 試驗后的活塞及液缸

出現(xiàn)這種情況可能有2個方面的原因:一是加工問題，零件硬度不夠;二是活塞和液缸間隙太小，小于液缸在外壓作用下的變形量，因而液缸對活塞產生了較大的抱緊力。經檢測活塞和液缸的硬度均符合設計要求，因此排除了第一個原因。

由有限元計算可知在外壓75.00 MPa下，底座液缸變形量可達到0.41 mm，按照計算得到的變形量重新調整底座液缸與活塞的公差尺寸，進而優(yōu)化了底座液壓系統(tǒng)的配合間隙，然后再進行高圍壓下的打壓測試，試驗顯示活塞動作無阻力，且活塞與液缸之間密封圈的密封壓力達到設計要求。

3 應用實例分析

H8309井是在哈薩克斯坦肯吉亞克油區(qū)部署的1口套管開窗雙分支水平井，完鉆井深分別為4 950.00 m和4 850.00 m。該井地層壓力高，井控風險大，泥漿密度高達2.01 g/cm3，黏度為98 mPa·s。其第二分支開窗點深度為3 724.75 m，開窗點靜水壓力達到74.86 MPa，造斜器底座坐掛時由于液壓系統(tǒng)內外壓差大，液缸在外部高壓作用下產生微變形，致使底座液壓坐封失效，工具未坐掛到設計開窗位置。由于GW-ML系統(tǒng)兼?zhèn)湟簤鹤夂蜋C械坐封的功能，在液壓坐封失效的情況下，通過機械坐封將底座坐掛在第一分支懸掛器上方，再通過調整造斜器管柱長度，順利地完成了第二分支的開窗施工。在第二分支完井時，根據對底座液壓系統(tǒng)的模擬計算與室內實驗，及時調整分支井完井工具中液壓系統(tǒng)的公差配合尺寸，優(yōu)化后的液壓工具活塞在高壓井底動作正常，順利實現(xiàn)分支井工具的液壓丟手，完成了第二分支的完井施工。

圖7 H8309完井井身結構圖

4 結語

(1)利用有限元方法分析計算出的分支井工具——液壓零件的變形量是準確可靠的，可以作為分支井液壓工具改進的依據。

(2)在分支井工具零部件的壁厚滿足強度要求的情況下，通過改變零部件的公差尺寸來調整配合間隙，可以消除高壓環(huán)境對工具液壓系統(tǒng)的不利影響。

(3)H8309井的成功完成驗證了GW-ML系統(tǒng)在深井高壓環(huán)境下的適用性，為GW-ML分支井系統(tǒng)在其他復雜油氣藏中的推廣應用積累了寶貴經驗。

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