一种定向穿越孔眼稳定性分析方法与流程

本发明涉及石油管道技术领域，具体而言，涉及一种定向穿越孔眼稳定性分析方法。

背景技术：

水平定向钻穿越技术作为油气管道非开挖施工技术的一个分支，是在油田定向钻井工艺的基础上发展起来的，是传统的管道铺设技术与油田定向钻井工艺结合形成的。其工艺原理是：施工时，按照设计的钻孔轨迹依靠钻机驱动钻具、钻杆先施工一条近似水平的导向孔，待导向孔钻具在穿越障碍物的另一侧出土后，卸下导向用钻头和仪表单元，根据穿越管道直径大小和穿越地质情况选择适当的钻具进行反向扩孔。当孔道满足管线回拖要求后，用钻机利用钻杆将预制好的管道从钻机出土点通过扩孔形成的孔道拉至入土点，从而完成管道的铺设。水平定向钻穿越在我国的长输油气管道建设领域已得到广泛应用，并成为非开挖穿越技术的优选方案。但是，水平定向钻技术施工便利的同时也存在很多施工风险，孔壁稳定性方面主要表现为钻孔缩径、坍塌、超径，严重的甚至造成地面塌陷和地下、地上相邻构筑物的破坏。因此需要对定向穿越孔的稳定性予以综合分析，并制定出相应的预防措施。

技术实现要素：

为解决上述问题，本发明的目的在于提供一种定向穿越孔眼稳定性分析方法，对穿越孔眼的稳定性进行评价，并针对具体问题优化相关钻井工艺技术，确保孔眼在钻井过程中井壁保持稳定，不至影响后续施工作业。

本发明提供了一种定向穿越孔眼稳定性分析方法，该方法包括：

步骤1、建立定向穿越孔眼的岩土本构模型；

步骤2、建立定向穿越孔眼周围岩土的应力分布模型；

步骤3、根据步骤1和步骤2中所建立的定向穿越孔眼的岩土本构模型和定向穿越孔眼周围岩土的应力分布模型，对定向穿越孔眼的稳定性进行数值模拟分析；

步骤4、根据步骤3中的分析结果得出对应的预防措施。

作为本发明的进一步改进，步骤1中定向穿越孔眼的岩土本构模型包括弹性模型和塑性模型。

作为本发明的进一步改进，所述弹性模型包括体积应力应变模型和剪切应力应变模型。

作为本发明的进一步改进，所述体积应力应变模型为：

式中，e0为初始孔隙比，p0为初始平均应力，为弹性状态的拉应力极限值，j^el为弹性体积应变，k为对数体积模量，p为等效压应力。

作为本发明的进一步改进，所述剪切应力应变模型为：

s＝2ge^el

式中，s为剪切应力，g为弹性剪切模量，e^el为弹性偏应变。

作为本发明的进一步改进，所述塑性模型为修正drucker-prager模型，其包括屈服面和塑性势面。

作为本发明的进一步改进，所述屈服面包括剪切破坏面和帽盖曲面和过渡面。

作为本发明的进一步改进，所述剪切破坏面为：

fs＝t-ptanβ-d＝0

式中，fs为剪切破坏面的剪切破坏应力，t为等效当量应力，p为土体等效压力，β为线性屈服面在压力-应力曲线上的斜率，d为材料粘聚力。

作为本发明的进一步改进，所述帽盖曲面为：

式中，fc为帽盖面的剪切破坏应力，p为土体等效应力，pa为帽盖面和过渡面焦点对应的应力值，r为控制帽盖曲几何形状的参数，t为等效当量应力，α为常数，β为线性屈服面在压力-应力曲线上的斜率，d为材料粘聚力，pb为压缩屈服平均应力。

作为本发明的进一步改进，所述过渡面为：

式中，ft为过渡面的剪切破坏应力，p为土体等效应力，pa为帽盖面和过渡面焦点对应的应力值，t为等效当量应力，α为常数，β为线性屈服面在压力-应力曲线上的斜率，d为材料粘聚力。

作为本发明的进一步改进，所述塑性势面包括帽盖曲面上的塑性势面，以及剪切破坏面和过渡面的塑性势面。

作为本发明的进一步改进，所述帽盖曲面上的塑性势面为：

式中，gc为帽盖曲面上的塑性势面的剪切破坏应力，p为土体等效压应力，pa为帽盖面和过渡面焦点对应的应力值，r为控制帽盖曲几何形状的参数，t为等效当量应力，α为常数，β为线性屈服面在压力-应力曲线上的斜率。

作为本发明的进一步改进，所述剪切破坏面和过渡面的塑性势面为：

式中，gs为剪切破坏面和过渡面的塑性势面的剪切破坏应力，p为土体等效压应力，pa为帽盖面和过渡面焦点对应的应力值，β为线性屈服面在压力-应力曲线上的斜率，t为等效当量应力，α为常数。

作为本发明的进一步改进，所述穿越钻孔眼周围岩土的应力分布模型为：

σr＝p-δf×(p-p0)-αp

τrθ＝-2τxysin2θ+τyxcos2θ

τzθ＝0

τrz＝0

式中，σr径向应力，σθ周向应力，σzz轴向应力，τrθ、τzθ、τrz为三个切向应力，p为土体等效压力，p0为初始土体压力，δ为渗透状态参数，f为土体抗压强度，α为常数，μ为内摩擦角，σx为x方向应力，σy为y方向应力，σz为z方向的应力，θ为主应力夹角，τxy为xy面剪切应力，τyx为yx面剪切应力。

作为本发明的进一步改进，步骤3中对定向穿越孔眼的稳定性进行数值模拟分析的具体方法为，根据收集的研究目标地层的相关资料，对其稳定性特征进行初步分析，并根据地层的围压、上覆岩层压力和施工工艺参数，对定向穿越孔眼的稳定性进行数值模拟分析。

本发明的有益效果为：通过分析目标地层性质，根据不同的地层采用多组力学关键参数，对穿越孔眼的稳定性进行评价，并针对具体问题优化相关钻井工艺技术，确保孔眼在钻井过程中井壁保持稳定，不至影响后续施工作业。

附图说明

图1为本发明实施例所述的一种定向穿越孔眼稳定性分析方法流程示意图；

图2为修正drucker-prager帽盖模型的屈服面；

图3为修正drucker-prager帽盖模型的塑性势面；

图4为原始地应力分量；

图5为变换后的地应力分量；

图6为转换后的力系；

图7为斜井孔眼截面受力图。

具体实施方式

下面通过具体的实施例并结合附图对本发明做进一步的详细描述。

如图1所示，本发明实施例所述的是一种定向穿越孔眼稳定性分析方法，该方法包括：

步骤1、建立定向穿越孔眼的岩土本构模型。利用定向钻穿越技术实现油气管道铺设时，所穿越的目的层主要为岩土，其力学强度性能较低，进行孔眼稳定性分析时必须建立合理的岩土本构模型。

步骤2、建立定向穿越孔眼周围岩土的应力分布模型；

步骤3、根据步骤1和步骤2中所建立的定向穿越孔眼的岩土本构模型和定向穿越孔眼周围岩土的应力分布模型，对定向穿越孔眼的稳定性进行数值模拟分析；

步骤4、根据步骤3中的分析结果得出对应的预防措施。

进一步的，步骤1中定向穿越孔眼的岩土本构模型包括弹性模型和塑性模型。

进一步的，所述弹性模型包括体积应力应变模型和剪切应力应变模型。由于定向穿越孔眼岩土实际是具有孔隙介质的材料，多孔介质弹性模量是一种非线性的各向同性弹性模量，因此穿越孔眼的岩土本构模型中的弹性模型应包括体积应力应变关系和剪切应力应变关系。

进一步的，体积应力应变模型为：

式中，e0为初始孔隙比，p0为初始平均应力，为弹性状态的拉应力极限值，j^el为弹性体积应变，k为对数体积模量，p为等效压应力。该模型认为平均应力是体积应变的指数函数，更准确的说，弹性体积应变与平均应力的对数成正比。

进一步的，剪切应力应变模型为：

s＝2ge^el

式中，s为剪切应力，g为弹性剪切模量，e^el为弹性偏应变。剪切模量的定义方式有两种：一种是直接给定剪切模量，即剪切模量为常数；另一种是给定泊松比，即剪切模量由泊松比和体积弹性模量确定，与平均应力也是相关的，即压缩后剪切模量增加。

进一步的，塑性模型为修正drucker-prager模型，其包括屈服面和塑性势面。

现常用的岩土塑性模型有mohr-coulomb模型和drucker-prager模型。但是由于此两者模型最大的问题在于不能反映土体压缩导致的屈服，也就是说在等向压应力作用下，材料永远不会屈服，这显然与土体的特性是不吻合的。为了解决这一问题，本申请选用了修正drucker-prager模型，在线性的drucker-prager模型上增加一个帽盖状的屈服面，引入了压缩导致的屈服，同时也能控制材料在剪切作用下的无限制剪胀现象。

进一步的，屈服面包括剪切破坏面和帽盖曲面和过渡面。修正的drucker-prager模型的屈服面如图2所示。由图可见，屈服面主要由两段组成，drucker-prager给出的剪切破坏面和右侧的帽盖曲面。剪切“破坏面”，意味着这一部分不会发生硬化，即是理想的塑性，造成体积增加，随着会造成帽盖的缩小(软化)。帽盖面是一个椭圆曲线，其实可以放大或缩小的(与塑性体积应变有关)。在剪切破坏面和帽盖屈服面之间渐变曲线光滑连接。

进一步的，所述剪切破坏面为：

fs＝t-ptanβ-d＝0

式中，fs为剪切破坏面的剪切破坏应力，t为等效当量应力，p为土体等效压力，β为线性屈服面在压力-应力曲线上的斜率，d为材料粘聚力。

进一步的，所述帽盖曲面为：

式中，fc为帽盖面的剪切破坏应力，p为土体等效应力，pa为帽盖面和过渡面焦点对应的应力值，r为控制帽盖曲几何形状的参数，t为等效当量应力，α为常数，β为线性屈服面在压力-应力曲线上的斜率，d为材料粘聚力，pb为压缩屈服平均应力。pb为帽盖面与p轴的交点，称为压缩屈服平均应力，控制了帽盖的大小。

进一步的，过渡面为：

式中，为过渡面的剪切破坏应力p为土体等效应力，pa为帽盖面和过渡面焦点对应的应力值，t为等效当量应力，α是一个数值很小的数，通常为0.01≤α≤0.05，α＝0表示没有过渡面，此时由于帽盖面的法线方向都指向右侧(体积压缩)，帽盖面上不会出现软化；α取得越大其过渡面的曲率也就越大，有利于拟合剪切破坏数据点，β为线性屈服面在压力-应力曲线上的斜率，d为材料粘聚力。

进一步的，塑性势面包括帽盖曲面上的塑性势面，以及剪切破坏面和过渡面的塑性势面。修正drucker-prager模型的塑性势面同样也采用几段组成(如图3所示)，其在帽盖曲面上是相关联的，而在剪切破坏面和过渡面是非关联的。

进一步的，帽盖曲面上的塑性势面为：

式中，gc为帽盖曲面上的塑性势面的剪切破坏应力，p为土体等效压应力，pa为帽盖面和过渡面焦点对应的应力值，r为控制帽盖曲几何形状的参数，t为等效当量应力，α为常数，β为线性屈服面在压力-应力曲线上的斜率。

进一步的，剪切破坏面和过渡面的塑性势面为：

式中，gs为剪切破坏面和过渡面的塑性势面的剪切破坏应力，p为土体等效压应力，pa为帽盖面和过渡面焦点对应的应力值，β为线性屈服面在压力-应力曲线上的斜率，t为等效当量应力，α为常数。

水平井定向穿越过程中所形成的导向孔和扩孔孔眼，由于孔眼方向偏离垂直方向，所以原始垂直方向的地应力不再与孔眼方向一致，水平方向的两个地应力也不再与孔眼方向垂直了，因此需要进行坐标变换，以便进行计算。

在地层未被钻开前，岩土处于原始地应力作用下。通常认为原始地应力的三个主应力方向分别沿着垂直方向和水平方向(如图4、5所示)。在受三向原始地应力σv、σh、σh作用下的地层中钻一个井斜角为α，方位角为β的孔眼后，建立孔眼直角坐标系xyz。原坐标系为1-2-3，转换后的坐标系为xyz，两者之间的转换过程为：

首先，把坐标系1-2-3绕z轴逆时针转动β，变为x、y、z坐标系；然后，再把x、y、z坐标系绕y轴转动一个α角，变为x、y、z坐标系。

则x轴通过井眼横截面上的最高点，z轴与井眼轴线重合，方向朝上。1-2-3坐标系下的原始地应力分量与x-y-z坐标系下的原始地应力分量之间的转换关系为：

转换后的应力分量为：

σx＝cos²α(σhcos²β+σhsin²β)+σvsin²β

σy＝σhsin²β+σhcos²β

σz＝sin²α(σhcos²β+σhsin²β)σvcos²α

τxy＝cosαsinβcosβ(σh-σh)

τxz＝cosαsinα(σhcos²β+σhsin²β-σv)

τyz＝sinαcosβsinβ(σh-σh)

通过坐标转换后，孔眼从σv、σh、σh力系作用变为受σx、σy、σz、τxy、τxz、τyz组成的力系作用。该力系引起孔眼周围岩土应力的重新分布，重新分布的力系包括径向应力σrr、周向应力σθθ、轴向应力σzz以及三个切向应力σrθ、σzθ、σrz，受力情况如图6所示。

分析一个斜平面受力情况(如图7所示)，该平面与孔眼轴线垂直，四周受均匀的剪切应力τxy，上下两边受均匀的压应力σy，左右受均匀的压应力σx。中间孔内受均匀的压力p作用，前后面受均匀压力σz和均匀剪应力τxz、τyz。由于σz、τxz、τyz在该平面上是常量，且对该平面的应力重新分布不起作用，所以该问题可以按照解带圆孔的无穷大平面应变问题处理。

叠加由σx引起的应力分布、由σy引起的应力分布、由τxy引起的应力分布、计算的应力σzz、由τxz引起的应力分布、由τyz引起的应力分布、由孔眼内钻井液液柱压力p引起的应力分布、钻井液渗流效应，便得到了斜井、水平井孔眼r＝r岩土的应力分布。

进一步的，穿越钻孔眼周围岩土的应力分布模型为：

σr＝p-δf×(p-p0)-αp

τrθ＝-2τxysin2θ+τyxcos2θ

τzθ＝0

τrz＝0

式中，σr径向应力，σθ周向应力，σzz轴向应力，τrθ、τzθ、τrz为三个切向应力，p为土体等效压力，p0为初始土体压力，δ为渗透状态参数，f为土体抗压强度，α为常数，μ为内摩擦角，σx为x方向应力，σy为y方向应力，σz为z方向的应力，θ为主应力夹角，τxy为xy面剪切应力，τyx为yx面剪切应力。当孔眼壁面有渗流时，δ＝1，当孔壁无渗流时，δ＝0。

进一步的，步骤3中对定向穿越孔眼的稳定性进行数值模拟分析的具体方法为，根据收集的研究目标地层的相关资料，对其稳定性特征进行初步分析，并根据地层的围压、上覆岩层压力和施工工艺参数，对定向穿越孔眼的稳定性进行数值模拟分析。

本实施例中以某线原油管道工程种黄河定向钻穿越为例对穿越钻孔眼的稳定性予以数值模拟分析。原油管道工程黄河定向钻穿越水平长度为1911.7米，穿越实长为1915.27米，设计穿越曲线入土角度为10°，出土角度为6°，穿越深度为21米。穿越主管道设计压力为6.3mpa，管径φ457×7.1mm。当导向孔完成，60米套管拆除后立即进行扩孔作业。进行三级扩孔，采用经现场检测合格的5-1/2″s-135钻杆进行扩孔作业。第一级用18″板式扩孔器，第二级用24″板式扩孔器，第三级用30″板式扩孔器，洗孔采用24″桶式扩孔器。穿越经过地层主要是细砂层，局部含卵砾石，穿越距离长，易缩径，造成钻杆被抱卡，使钻杆扭矩增大，推力或拉力增加。

根据黄河定向穿越钻导向孔和扩孔作业建立孔眼稳定性有限元模型，岩土采用修正drucker-prager模型，岩土材料弹性模量为90mpa，泊松比为0.4，内摩擦角为33，粘聚力为22kpa，抗拉强度为40kpa。以河槽遭遇100年一遇洪水冲刷最低高程为模型顶部，以导向孔孔眼以下5m为模型底部建立模型剖面，为平面应变问题，模型顶部施加冲刷线以上岩土和水等重力载荷p(x)，在孔眼内壁施加泥浆静液柱压力。模型中，定向穿越地层冲刷面之上岩土和河水重力压实作用为300kpa，冲刷面之下岩土重力压实作用为140kpa，泥浆液柱压力对孔眼支撑作用为230kpa。在该模型中同时设定扩孔孔眼岩土的拉伸破坏和剪切破坏准则，动态模拟扩孔后孔眼岩石的剪切应力和拉应力状态，进行孔眼稳定性判断。

定向穿越时，扩孔时原始地应力发生了扰动，孔眼壁面上产生应力集中，但受到影响的区域仅在孔眼附近有限范围。随着扩孔次数的增加，孔眼直径不断增大，发生应力扰动的孔眼岩石范围越大。从数值来看，各级扩孔孔眼顶部的最大主应力为负值，受到压力作用，孔眼不会发生拉伸破坏。

扩孔孔眼最大剪应力值出现在孔眼斜角上，剪应力数值较大，超过150kpa，但各级扩孔孔眼剪应力值都没有超过drucker-prager剪切屈服面，扩孔孔眼没有发生剪切破坏，说明黄河定向穿越钻孔和扩孔完成时，孔眼在有泥浆压力支撑作用下稳定。

综上分析，黄河原油管道定向穿越砾石层孔眼不会发生拉伸和剪切破坏，孔眼稳定。

根据分析可知，在合理选择穿越地层情况下，扩孔后孔眼在初期是稳定的，但也存在失稳的风险，尤其是孔眼顶部区域。为了有效预防孔眼失稳，提出以下预防措施：

1).优化定向穿越井眼轨迹设计，通过对定向穿越设计曲线的调整，使定向穿越避开不利的或易冒浆、漏浆的地层；在疏松入土端和出土端斜井段地层或者可能出现孔眼坍塌风险的斜井段进行两端夯套管加固孔壁；

2).合理选择定向穿越地层，尽量选择岩石地层或者强度较大的岩土地层进行穿越，地层岩石内聚力和内摩擦角越大，井壁稳定性越好；

3).优化泥浆性能设计，增强泥浆造壁性能，提高泥浆水化抑制性、减少滤失水量、适当提高泥浆粘度和矿化度、形成高性能滤饼或网状膜结构，有效的保护孔眼和支撑孔眼；

4).提高扩孔速度，科学管理，避免出现井下复杂情况，减少泥浆浸泡时间。泥浆失水造成岩土强度降低是发生孔眼稳定性问题的重要原因。

5).进一步开展深入研究，建立定向穿越地层岩土强度分级方法和计算模型，形成定向穿越地层孔眼稳定性分级技术。

以上所述仅为本发明的优选实施例而已，并不用于限制本发明，对于本领域的技术人员来说，本发明可以有各种更改和变化。凡在本发明的精神和原则之内，所作的任何修改、等同替换、改进等，均应包含在本发明的保护范围之内。