一种压裂液管柱摩阻求取方法
张 军
【摘 要】摘 要 在油管压裂工程设计与分析过程中，由于考虑压裂液管柱摩阻，施工压力和施工排量的设计除考虑地层因素外，不得不考虑井筒管材和施工管柱所承受的最大压力，对依据储层条件科学合理地进行储层改造造成了很大的障碍。同时在压裂施工过程中，为确保压裂施工的成功率和减少井筒复杂，在计算施工压力和提升作业排量时，压裂液管柱摩阻必须纳入计算或估算范围内。但在实际情况中，由于成本、施工时间的影响，并不能将每种压裂液摩阻进行现场实测，同时运用摩阻经验计算公式对特定的压裂液计算的管柱摩阻误差较大，因此需要在实验室对每种压裂液进行实验，测试其在实验室条件下的管柱摩阻，然后将其得到的结果转化成现场条件下的摩阻。利用小管径实验将得到的管柱摩阻结果按现场比例放大能很好的指导现场压裂施工，对施工人员实时判断施工真实压力大小提供了参考。同时利用该方法能减小摩阻经验公式计算的误差，对提高压裂工程设计质量和压后分析起到很好的帮助作用。
【期刊名称】矿山工程
【年(卷),期】2018(006)003
【总页数】8
【关键词】关键词 压裂液摩阻，降阻比，小管径实验，放大方法
文章引用: 张军. 一种压裂液管柱摩阻求取方法[J]. 矿山工程, 2018, 6(3): 175-182.
Received: Jul. 4th, 2018; accepted: Jul. 19th, 2018; published: Jul. 26th, 2018
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1.引言
近年来，随着油气勘探开发技术的进步，油气勘探开发不断向深井和超深井领域发展，而深井和超深井改造过程中最令工程设计者困惑的是压裂液管柱摩阻。压裂液管柱摩阻是压裂施工过程中的一项重要参数[1] [2] [3] [4]。压裂液摩阻对施工水马力、压裂过程井底和井口压力、施工管材承压能力等的影响是设计者不得不考虑的因素[5]。通常压裂液管柱摩阻计算采用理论公式计算，但该方法对压裂液性质尤其是胶体黏度把握不够准确，导致摩阻计算数据与实测数值差距较大，影响后续数据分析[6]。而实测每种压裂液管柱摩阻耗时长，成本高。
1、管柱的摩阻和扭矩 钻大位移井时，由于井斜角和水平位移的增加而扭矩和摩阻增大是非常突出的问题，它可以限制位移的增加。 管柱的摩阻和扭矩是指钻进时钻柱的摩阻和扭矩，下套管时套管的摩阻和扭矩。 （1) 钻柱扭矩和摩阻力的计算 为简化计算，作如下假设： * 在垂直井段，钻柱和井壁无接触； * 钻柱与钻井液之间的摩擦力忽略不计； * 在斜井段，钻柱与井壁的接触点连续，且不发生失稳弯曲。 计算时，将钻柱划分为若干个小单元，从钻柱底部的已知力开始逐步向上计算。若要知道钻柱上某点的扭矩或摩阻力，只要把这点以下各单元的扭矩和摩阻力分别叠加，再分别加上钻柱底部的已知力。 钻柱扭矩的计算 在弯曲的井段中，取一钻柱单元，如图2—1。
该单元的扭矩增量为 F r R M =? （2—1） 式中 △M — 钻柱单元的扭矩增量，N·m R — 钻柱的半径，m ； Fr — 钻柱单元与井壁间的周向摩擦力，N 。 该单元上端的扭矩为 式中 M j — 从钻头算起，第j 个单元的上端的扭矩， N·m ； Mo — 钻头扭矩（起下钻时为零），N?m ， △ M I — 第I 段的扭矩增量，N.m 。 钻柱摩阻力的计算（转盘钻） 转盘钻进时，钻柱既有旋转运动，又有沿井眼轴向运动,因此，钻柱表面某点的运动轨迹实为螺线运动。在斜井段中取一钻柱单元，如图2-2。图2中，V 为钻柱表面C 点的运动速度V t ，V r 分别为V 沿钻柱轴向和周向的速度分量；F 为C 点处钻柱 所受井壁的摩擦力，其方向与V 相反；Ft ，Fr 分别为F 沿钻柱轴向和周向的摩擦力的分量，即钻柱的轴向摩擦力和周向摩擦力。
钻井过程中摩阻和扭阻监测 1．为什么要监测摩阻? 帮助追踪井下环境和井眼不稳定性问题； 帮助在接立柱前的循环、循环一周或多周、用高粘/高密度/低粘等泥浆密度清洗井眼、短起下等作业时，判断井眼清洁效果； 帮助确认岩屑床（和ECD，震动筛上的岩屑返出量一起进行）； 帮助确定扭矩问题，钻井设备的负荷能力以及最大可钻达深度和最大套管可下入深度； 帮助判断泥浆的润滑性，泥浆比重的效果，泥浆性能的变化； 帮助确定每口井的裸眼和套管摩擦系数，为丛式井施工建立摩擦系数数据库； 判断井眼轨迹增/降斜、增/降方位井段对摩阻的影响； 帮助解决下套管/尾管时遇到的问题； 帮助优化BHA和套管串，以及是否需要使用降扭矩工具。 2．理论摩阻曲线 由D&M根据实际井眼尺寸，实际BHA结构，设计轨迹，正确的泥浆性能等参数建立理论上的摩阻曲线。如果能获得实际井眼测斜数据和实际BHA工具，最好根据这些参数重新绘制； 理论摩阻曲线应显示起钻，下钻和提离井底时的旋转扭矩； 确保考虑了套管和裸眼在根据泥浆性能和实际经验确定的摩擦系数； 非常重要的是，理论曲线中应有一条摩擦系数为0的悬重曲线，这条曲线将用于标定理论曲线。如果理论曲线是正确的，旋转时的悬重将和理论曲线完全吻合。 在理论摩阻表中加入最大悬重曲线，该曲线将用于表明钻具使用或钻井设备极限负荷。 注意：理论摩阻曲线是根据动态摩擦系数来确定的。监测摩阻时，悬重是在钻具开始运动且旋重稳定后的读数。 3．需要监测的参数 总共需要四个参数： 上提旋重：保持同样的速度，上提钻具至少5-6米。 下放旋重：保持同样的速度，下放钻具至少5-6米。 旋转悬重：离开井底至少1-2米后，旋转钻具时的悬重。 扭矩：离开井底以旋转钻进时的转速旋转钻具时的扭矩。 注意：在进行摩阻测试时，也需要记录开始上提钻具时最大的静态悬重，这一数据将用于确定从静态到动态的悬重是否会超过钻井设备或钻具的极限。确保任何时候悬重都不要超过钻具或钻井设备的极限负荷。
顶管施工中管壁摩阻力理论公式应用 摘要：顶管施工中管道四周受土体摩擦产生摩擦阻力，阻止管道前进。阻力的大小受多种因素的影响是比较复杂的，其中的因素是施工误差引起的管道轴线弯曲。管道轴线弯曲严重时可使摩阻力成倍增长。正是由于这一原因，引出了许多计算摩阻力的经验公式。但本文仅限于讨论理论公式，而且仅限于管轴线严格为直线状态下的摩阻力理论公式，即在排除由于管轴线弯曲所引起的附加摩阻力的前题下讨论管道摩阻力的理论公式，这时管道摩阻力的理论公式可以简化为平面问题，可以以管道的横断面为模型例出计算图式。 关键词：理论公式摩阻力 一、规范公式存在的问题 管道摩阻力的理论公式在许多文章和手册中都曾经出现过，后来集中反映在GB 50268-97《给水排水管道工程施工及验收规范》中。规范的6.4.8条规定，顶管的顶力可按下式计算： 式中P-计算的总顶力(kN)； γ-管道所处土层的重力密度(kN/m3)； D1-管道的外径(m)； H-管道顶部以上覆盖土层的厚度(m)； φ-管道所处土层的内摩擦角(°); ω-管道单位长度的自重(kN/m)，(笔者：应改为由自重产生
的力)； L-管道的计算顶进长度(m)； f-顶进时，管道表面与其周围土层之间的摩擦系数； PF-顶进时，工具管的迎面阻力(kN)。 仅就管道摩擦力而言，上述公式可以简化。设p为单位长度管道的摩阻力，则： 这一公式引用了摩擦力的基本理论：摩擦阻力等于正压力乘摩擦系数。摩擦系数f采用已有的成果，所以问题的讨论重点转移到正压力的计算上来，式中的tg2(45°-φ/2)是主动土压力系数，用K1来表示：K1=tg2(45°-φ/2),代入上式得： 稍作变化，将上式改写如下： 此式的物理意义是：管道摩助力等于管顶土压力强度与水平管轴线处主动土压力强度之和的2倍，乘以管道直径，再乘以摩擦系数，另外再加上管道自重所产生的摩阻力。 上式中第1项是管顶土压力和管底地基应力引起的摩阻力，第2项是管道两侧主动土压力引起的摩阻力，计算时采用了每个方向上的单位土压力乘以管道外径D1作为正压力，这种计算方法即违背了摩擦力的基本理论，因为除管顶、管底和水平管轴线两侧共4处土压力以外，所有的土压力与管道表面不垂直，并非是正压力。 二、理论公式的推导 假设土压力表示方法适用于圆形管道，下面按摩阻力的基本理论来推导摩阻力的理论公式。
压裂施工管柱摩阻计算 苏权生 摘要：压裂施工管柱摩阻计算对压裂施工过程中压力波动判断和压后净压力拟合具有重要意义。目前对压裂液在层流状态下的摩阻计算比较成熟，计算结果可信度高，但对压裂液在紊流状态下性质还未找出一定的规律，摩阻计算结果误差较大。本文以降阻比法为基础进行压裂管柱摩阻计算，通过理论计算与现场实测数据进行对比分析，提高计算精度。 关键词： 管柱摩阻 紊流 降阻比 计算精度 压裂管柱摩阻计算是压裂施工过程中压力变化判断的基础，是进行井底压力和裂缝净压力计算的关键。在实际压裂设计中经常采用经验估计法对管柱摩阻进行粗略计算，往往不能准确地预测实际管柱摩阻。本文以降阻比法为基础，分别对HPG 压裂液的前置液、携砂液沿程管柱摩阻进行理论计算，并结合胜利油田现场施工井的实际数据进行对比分析，对影响管柱摩阻计算的影响因素进行修正，提高理论计算和现场施工数据的一致性，形成适合胜利油田压裂施工管柱摩阻计算的相关计算程序。 1、降阻比管柱摩阻计算 Lord 和MC Gowen 等人在前人研究的基础上提出了HPG 压裂液前置液，携砂液摩阻计算的新方法，称为降阻比法，其基本原理是在相同条件（如排量、管径、管长相同）下，压裂液摩阻与清水摩阻之比称为降阻比，用公式表示为: w f p f P P )()(??= δ (1) 式中：p f P )(?：压裂液摩阻，Mpa ；w f P )(?：清水摩阻，Mpa ；δ：降阻比系数,无单位。 1.1 清水摩阻计算 从公式（1）可以看出，降阻比法要首先计算清水摩阻，且其值的准确性对压裂液摩阻计算有较大的影响，水力学中伯拉休斯清水摩阻计算式: L Q D P ***10*779.775.175.461--=? (2) 式中： 1P ?：清水摩阻，Mpa ； D ：管柱内径，m ； Q ：施工排量m 3 /s ； L: 管柱长度，m ；
1. 检测目的及测试内容 预应力摩阻测试包括锚口摩阻、管道摩阻、喇叭口摩阻三部分。预应力摩阻损失是后张预应力混凝土梁的预应力损失的主要部分之一，对它的准确估计将关系到有效预应力是否能满足梁使用要求，影响着梁体的预拱变形，在某些情况下将影响着桥梁的整体外观等。过高的估计会使得预应力张拉过度，导致梁端混凝土局部破坏或梁体预拉区开裂，且梁体延性会降低；过低的估计则不能施加足够的预应力，进而影响桥梁的承载能力、变形和抗裂度等。 预应力管道摩阻损失与管道材料性质、力筋束种类以及张拉工艺等有关，相差较大，最大可达45％。工程中对预应力管道摩阻损失采用摩阻系数μ和管道偏差系数k来表征，虽然设计规范给出了一些建议的取值范围，但基于对实际工程质量保证和施工控制的需要，以及在不同工程中其管道摩阻系数差别较大的事实，在预应力张拉前，需要对同一工地同一施工条件下的管道摩阻系数进行实际测定，从而为张拉时张拉力、伸长量以及预拱度等的控制提供依据。 摩阻测试的主要目的一是可以检验设计所取计算参数是否正确，防止计算预应力损失偏小，给结构带来安全隐患；二是为施工提供可靠依据，以便更准确地确定张拉控制应力和力筋伸长量；三是可检验管道及张拉工艺的施工质量；四是通过大量现场测试，在统计的基础上，为规范的修改提供科学依据。 2. 检测依据 （1）《高速铁路桥涵工程施工质量验收标准》（TB10752-2010） （2）《高速铁路桥涵工程施工技术规程》（Q/CR9603-2015） （3）《铁路工程预应力筋用夹片式锚具、夹具和连接器技术条件》TB/T3193-2008 （4）××桥设计文件。 3. 仪器设备 （1）张拉千斤顶及配套设备；
连续油管速度管柱排水采气技术研究及应用 发表时间：2019-07-11T10:27:22.450Z 来源：《建筑学研究前沿》2019年7期作者：张海金张建伟孙昭[导读] 工业生产和居民生活对以天然气为代表的新兴能源的需求进一步加大。 长庆油田分公司第一采气厂陕西榆林 719000 摘要：连续油管速度管柱井口装置主要由井口悬挂器、井口防喷器以及其他配套工具组成。连续油管速度管柱排水采气技术主要适用于产液流量大而地层压力小的气井。连续油管速度管柱排水采气技术能够较好地解决采气井的积液问题，提升采气井的携液能力，从而实现低压气井的增产目标。本文就连续油管速度管柱排水采气技术的应用原理及应用实效进行了分析，将为我国低渗透油田的技术改造提供了新的思路。 关键词：排水采气技术；连续油管；应用 近年来，工业生产和居民生活对以天然气为代表的新兴能源的需求进一步加大，天然气开采和储运总量的不足成为制约国民经济发展的一大因素而随着气田开采时间的拉长，部分低压水平气井的产量易出现不同程度的萎缩，甚至部分低压气井已达到或小于临界的携液产量。在这一情况下，部分气井已不能实现连续的自喷生产，而进入间开生产的阶段，严重影响到气田的规模产量。在这一背景下，部分采气企业开始应用连续油管速度管柱的排水采气技术，其实践结果表明，该排水采气技术能够较好地解决采气井的积液问题，提升采气井的携液能力，从而实现低压气井的增产目标。而在生产中对水平井临界携液流量的预测有着较高的要求，其精确程度将成为影响采排作业的重要因素，同时这一预测也对完善连续油管速度管柱排水采气技术方案实施有着重要的推动作用。 1.连续油管速度管柱排水采气技术的应用 1.1连续油管速度管柱构造原理 连续油管的管柱构造以气井临界携液流速理论为原理，通过对连续油管的合理孔径选择下到井筒中，并通过专业设备的吊装悬挂在井口，从而构成新的作业管柱。这一设计可以有效减小气液流动通过时的横截面积，从而提高气液的流动速度，达到提高采气井的携液能力的目的，以便实现气井能够恢复连续的排水作业和产气作业。连续油管速度管柱井口装置结构主要由井口悬挂器、井口防喷器以及其他配套工具组成。连续油管速度管柱排水采气技术主要适用于产液流量大而地层压力小的气井。同时这一技术对采气井而言，可作为长期的增产重要策略。连续油管速度管柱排水采气技术也兼具了在施工工期、生产周期上的独特优势。其技术改造的施工工期一般较短，改造后的生产周期得以延长，从而能够有效避免压井作业对地层带来的影响。 1.2连续油管速度管柱排水采气技术的关键节点控制 当前，连续油管速度管柱排水采气装置的悬挂方式有两种。其一，悬挂在现有总闸上；其二，采用新式井口悬挂器悬挂。连续油管速度管柱能够安全悬挂在井口，并实现与原油管的环形空间密封，这将是该项技术应用成功的关键。在施工进程中应对这一环节进行重点的控制。同时，连续油管速度管柱的井口悬挂器、管底部堵塞器也应作为关键节点予以科学的技术管理。管柱装置中带有操作窗的井口悬挂器的安装相对复杂，其需要先将密封顶丝紧固，而后将外置卡瓦放入悬挂器内卡瓦座上，从而实现对井口悬挂器的悬挂。为确保生产中的井控安全，需对连续油管速度管柱进行封堵，一般选择带爆破阀的堵塞器来完成。堵塞器采用rolling-on 方式与管柱油管相连。 1.3 连续油管速度管柱排水采气的施工步骤 连续油管速度管柱在安装过程中应严控施工质量，遵循施工步骤展开对管柱的安装作业。其一般作业流程为：关闭井口主阀，并将主阀上的采气树进行拆除→依次将井口悬挂器、井口防喷器等设备安装到井口的主阀→将油管底部采用堵塞器封堵→井口试压→吊装连续油管注入头→下入连续油管→密封速度管柱环形空间→切断连续油管→加压打掉底部堵塞器。 2.连续油管速度管柱排水采气技术的应用实效 以某气田为例，其水平井位于鄂尔多斯盆地伊陕斜坡，自2011年投产以来，于近期出现了套压下降，间断产气等现象。分析发现其产气量的下降与井筒积液有着一定的关联。2016年6月1日，该采气井的油压为0.62MPa，套压为4.95MPa，日均产气量维持在0.52×104m3，为提高该气井的产气量，采用连续油管速度管柱排水采气技术对其进行了技术改造，使用直径为31.8mm的连续油管下放至预定深度，而后通过憋压作业打掉低端的封堵器。实施连续油管速度管柱排水采气技术以来，采气井的油压为0.85MPa，套压为3.76MPa，日均产气量维持在0.81×104m3，气井油套压力下降明显，增产效果显著（见表1）。 3..提升连续油管速度管柱排水采气技术的辅助性策略 3.1 加大技术培训 在连续油管速度管柱排水采气技术的应用中，要加大对员工施工质量的抽检和相关培训力度，提高连续油管速度管柱排水采气技术的规范化并提升岗位操作的熟练程度。在连续油管速度管柱施工前，需有效地实施设备、技术运行前的技术培训，以应对连续油管速度管柱施工作业中的突发问题。 3.2 实施人才战略 采气企业应着力做好连续油管速度管柱排水采气技术人才的培养，在专注于人才招聘提升策略的同时，也要注重岗位技术型人才的培树。通过引进在连续油管速度管柱排水采气技术实践中的高端人才和培育一批德才兼备、具有较强组织协调能力的现场管理人才的双层面建设，为连续油管速度管柱排水采气技术更好地研发和应用提供支点。 综上所述，采气企业的稳定生产是国民经济得以快速发展的根基，也是国家能源战略的重要支点。在连续油管速度管柱排水采气技术的应用进程中，在对施工步骤、环节控制的优化中，也应从设备、人才、工艺等方面有效整合，实现技术整合下连续油管速度管柱排水采气技术的系统性构建，进而促进采气企业的高效运行和生产。
一种压裂液管柱摩阻求取方法 张 军 【摘 要】摘 要 在油管压裂工程设计与分析过程中，由于考虑压裂液管柱摩阻，施工压力和施工排量的设计除考虑地层因素外，不得不考虑井筒管材和施工管柱所承受的最大压力，对依据储层条件科学合理地进行储层改造造成了很大的障碍。同时在压裂施工过程中，为确保压裂施工的成功率和减少井筒复杂，在计算施工压力和提升作业排量时，压裂液管柱摩阻必须纳入计算或估算范围内。但在实际情况中，由于成本、施工时间的影响，并不能将每种压裂液摩阻进行现场实测，同时运用摩阻经验计算公式对特定的压裂液计算的管柱摩阻误差较大，因此需要在实验室对每种压裂液进行实验，测试其在实验室条件下的管柱摩阻，然后将其得到的结果转化成现场条件下的摩阻。利用小管径实验将得到的管柱摩阻结果按现场比例放大能很好的指导现场压裂施工，对施工人员实时判断施工真实压力大小提供了参考。同时利用该方法能减小摩阻经验公式计算的误差，对提高压裂工程设计质量和压后分析起到很好的帮助作用。 【期刊名称】矿山工程 【年(卷),期】2018(006)003 【总页数】8 【关键词】关键词 压裂液摩阻，降阻比，小管径实验，放大方法 文章引用: 张军. 一种压裂液管柱摩阻求取方法[J]. 矿山工程, 2018, 6(3): 175-182. Received: Jul. 4th, 2018; accepted: Jul. 19th, 2018; published: Jul. 26th, 2018 Copyright ? 2018 by authors and Hans Publishers Inc. This work is licensed under the Creative Commons Attribution International License (CC BY). https://www.doczj.com/doc/1916463928.html,/licenses/by/4.0/ 1.引言 近年来，随着油气勘探开发技术的进步，油气勘探开发不断向深井和超深井领域发展，而深井和超深井改造过程中最令工程设计者困惑的是压裂液管柱摩阻。压裂液管柱摩阻是压裂施工过程中的一项重要参数[1] [2] [3] [4]。压裂液摩阻对施工水马力、压裂过程井底和井口压力、施工管材承压能力等的影响是设计者不得不考虑的因素[5]。通常压裂液管柱摩阻计算采用理论公式计算，但该方法对压裂液性质尤其是胶体黏度把握不够准确，导致摩阻计算数据与实测数值差距较大，影响后续数据分析[6]。而实测每种压裂液管柱摩阻耗时长，成本高。
压裂施工中摩阻计算-标准化文件发布号：（9556-EUATWK-MWUB-WUNN-INNUL-DDQTY-KII
*川西地区压裂施工过程中管柱摩阻计算摘要：以降阻比法为基础，分别对有机硼交联(HPG) 压裂液的前置液、携砂液的沿程管柱摩阻计算方法进行分析，结合川西地区部分井压裂施工现场的施工数据，对管柱摩阻计算公式进行修正改进后，提高了压裂施工设计和数值模拟中摩阻参数计算的准确性；同时用计算机程序实现了施工过程管柱沿程摩阻的计算，可用于模拟压裂施工全过程的摩阻计算。对四川川西地区以油管方式注入井的水力压裂施工设计及现场施工过程中井底压力的分析具有重要意义。 关键词：压裂施工；降阻比；管柱摩阻；公式；计算前言 压裂施工管柱沿程摩阻值的准确性直接影响到压裂工艺的设计过程，是确定井底压力的必要数据，也是压裂施工成功与否的主要因素。在实际压裂设计中，大多数采用经验估计法对管柱的摩阻损失进行计算，往往不能准确地预测实际摩阻，尤其不能模拟压裂施工整个过程的实际摩阻值。管柱的摩阻计算单纯的从流变学和水力学的角度去计算，目前还不能被实际应用。文章以降阻比法为基础，分别就HPG压裂液、相应的携砂液沿程管柱摩阻计算方法进行分析对比，并结合川西地区大部分压裂井的现场施工数据，对压裂液的沿程摩阻有关计算公式进行改进，实现压裂施工全过程摩阻计算的计算机程序化。实例计算表明，改进后的摩阻计算公式以及压裂施工过程摩阻计算结果与现场实际数据有较高的符合率，可以用于川西地区压裂施工过程摩阻的模拟计算。 1 压裂液摩阻的计算 Lord和MC Gowen等人[1,2]利用其他人的实验资料提出了计算溶胶及混砂液摩阻的方法。采用延迟交联技术，使交联HPG与HPG溶胶在井筒中的摩阻相差不大，因此，Lord等人仍用溶胶的数据提出了一个降阻比（δ）的概念：（1） 式中：(△Pf)0为清水的摩阻损失，MPa；(△Pf)P为压裂液的摩阻损失，MPa。清水的摩阻损失可以用经典水力学雷诺数与摩阻系数关系进行计算，或者同样采用Lord等人提出的回归公式： （2） 式中：D为压裂油管柱的内径，mm；Q为施工过程泵注排量，m3/min；H为油管长度，m。 在实验数据处理中认为，降阻比δ是压裂液平均流速υ、稠化剂浓度CHPG、支撑剂浓度CP的函数，通常表示为δ＝f（υ、CHPG、CP）。通过对1 049个实验数据的线性回归，结合实际矿场条件，提出了实用于HPG压裂液降阻比的计算经验关系式： （3） 式中：CP为支撑剂的浓度，kg/m3；CHPG为稠化剂HPG的浓度，kg/m3。 从本质上讲，降阻比就是牛顿流体与非牛顿流体的不同流变特性在摩阻方面的表现，其值大小主要受物料来源及交联特性的影响[3]。因此，由上述公式计算所得到的压裂液摩阻与现场实测数据还有很大的误差，必须利用获得的实际压裂液的摩阻损失值进行现场校正，以便更为真实地反映压裂液的摩阻值。 前置液摩阻计算
加重材料 指标 名称主要成份分子式密度数目可配最高密度 石灰石粉碳酸钙 CaCO3 2.7-2.9 200 1.68 超细粉碳酸钙 CaCO3 2.8-3.1 600 1.80 重晶石粉硫酸钡 BaSO4 3.9-4.2 200 2.3 活性重晶石粉硫酸钡 BaSO4 3.9-4.2 200 3.1 铁矿粉氧化铁 Fe2O3 4.9-5.3 150 4.0 方铅矿粉硫化铅 PbS 7.4-7.7 150 5.2 三无机盐类 一、碳酸钠 1、物理性质 碳酸钠（Na2CO3）又称纯碱、打，白色粉末结晶，密度2.5，易溶于水，水溶液呈碱性，在空气中易吸潮结块，要注意防潮。 2、化学性质 a、电离： Na2CO3=2Na +＋ CO32– b、水解： CO32– + H2O = HCO3– + OH– HCO3– + H2O = H2CO3 + OH– c、沉淀钙离子、镁离子 Ca2++ CO32–= CaCO3↓ Mg2++ CO32–= MgCO3↓↓ 3、作用
沉淀膨润土中的钙离子、镁离子，改善水化性能，促进膨润土分散造浆，降低泥浆的失水，提高泥浆的粘度和切力，改善泥饼的质量。 4、加量 准确加量应根据膨润土质量通过实验确定，一般为膨润土重量的5%。 5、测试 1%水溶液PH值大于12为合格品。 二、氢氧化钠 1、物理性质 氢氧化钠又称烧碱、火碱或苛性钠。白色结晶，有液体、固体片状三种产品，纯度从50%至99%不等，密度2-2.2，易吸潮，有强烈的腐蚀性，暴露在空气中，会吸收CO2，变成Na2CO3。 2、作用 a、调节泥浆PH值。 b、促使膨润土分散造浆。 c、加快有机处理机溶解。 3、加量 根据产品纯度和需要决定加量，一般加量为泥浆的 0.1%—0.5%. 4、测试
预应力混凝土管道摩阻实验 预应力混凝土箱梁 管道摩阻与锚圈口摩阻试验方案 1．试验概况 预应力混凝土箱梁为后张法预应力混凝土结构，预应力钢绞线采用φj15.24mm(单根截面积1.419cm2)高强度低松弛钢绞线，标准强度1860MPa。纵向预应力束19-φj15.24管道采用内径100mm 高密度聚乙烯波纹管成孔，纵向预应力束12-φj15.24管道采用内径90mm高密度聚乙烯波纹管成孔。纵向预应力束19-φj15.24、12-φj15.24采用群锚锚具，均为两端张拉。 箱梁纵向预应力束布置及管道相关参数见表1.1。 表1.1 预应力束布置及管道相关参数表 钢束编号钢束规格束数管道长度L(cm) 管道曲线角θ（度）管道曲线角θ （rad）位置 BF1 19-φj15.24 2 4748.2 14 0.2443 腹板 BF2 19-φj15.24 2 4936.2 14 0.2443 腹板 BF3 19-φj15.24 2 4921.5 14 0.2443 腹板 BF4 19-φj15.24 2 4928.9 14
0.2443 腹板 BB1 12-φj15.24 2 2596.1 29.7 0.5183 底板 BB2a 12-φj15.24 2 3393.3 29.7 0.5183 底板 BB2b 12-φj15.24 2 3394.7 29.7 0.5183 底板 BB3 12-φj15.24 4 4866.0 10 0.1745 底板 BT1 5-φj15.248 900 0 0 顶板 2．试验内容 本次试验包括两部分，管道摩阻试验和锚口摩阻试验。其中，管道摩阻试验的试验管道为低端侧BF1、高端侧BF4、底板BB3。主要通过测定三个管道张拉束主动端与被动端实测压力值，根据规范规定的公式计算摩擦系数μ和偏差系数k。 19孔群锚锚口摩阻试验在特制的混凝土试件上进行。试验主要测定锚口的摩阻损失。此外为测定喇叭口的摩阻损失，在试件上也要进行喇叭口的摩阻损失试验，方法是通过测试喇叭口与锚口摩阻损失之和，再从中扣除锚口摩阻损失，以确定喇叭口的摩阻损失。 3．试验原理 3.1 管道摩阻损失的组成
第三节 滚动摩阻 古人发明了车轮，用滚动代替滑动，以明显地节省体力。在工程实践中，人们常利用滚动来减少摩擦，例如搬运沉重的包装箱，在其下面安放一些滚子（见图4—6），汽车、自行车采用轮胎，火车采用钢轮。同样在图4—7中，滚珠轴承（见图b ）比滑动轴承（见图a ）摩擦所消耗的能量少。 a) b) 图4—6 搬运包装箱 图4—7 滑动轴承与滚珠轴 承 将一重量为G 的车轮放在地面上，如图4—8所示，在车轮中心C 加一微小的水平力 图4—8 在地面上的车轮 F T ，此时在车轮与地面接触处A 就会产生摩擦阻力F ，以阻止车轮的滑动。主动力F T 与滑动摩擦力F 组成一个力偶，其值为FR ，它将驱动车轮转动，实际上，如果F T 比较小，转动并不会发生，这说明还存在一阻止转动的力偶，这就是滚动摩阻力偶。 为了解释滚动摩阻力偶的产生，需要引入柔性约束模型。作为一种简化，仍将轮子视为刚体，而将路轨视为具有接触变形的柔性约束，如图4—9a 所示。当车轮受到较小的水平力F T 作用后，车轮与路轨在接触面上约束反力将非均匀地分布（见图4—9b ），我们将分布力系合成为F N 和F 二个力，或进一步合成为一个力F R ，如图4—9c 所示，这时F N 偏离AC 一微小距离1δ。当主动力F T 不断增大时，F N 偏离AC 的距离1δ也随之增加，滚动摩阻力偶矩F N 1δ平衡产生滚动趋势的力偶（F T ，F ）。当主动力F T 增加到某个值时，轮子处于将滚未滚的临界平衡状态，1δ达到最大值δ，滚动摩阻力偶矩达到最大值，称为最大滚动摩阻
力偶矩，用M max 表示。若力F T 再增加，轮子就会滚动。若将力F N 、F 平移到A 点，如图4—9d 所示，F N 的平移产生附加力偶矩F N 1δ，即滚动摩阻力偶矩M f 。 图4—9 滚动摩阻 在滚动过程中，滚动摩阻力偶矩近似等于M max 。 综上所述，滚动摩阻是由于轮与支承面接触变形而形成的摩阻力偶矩M f ，其大小介于零与最大值M max 之间，即 max 0M M f ≤≤ （4—6） 其中最大滚动摩阻力偶矩M max 与滚子半径无关，与支承面的正压力F N 成正比，即 N F M δ=max （4—7） 上式称为滚动摩阻定律，其中比例常数δ称为滚动摩阻系数，简称滚阻系数，单位为mm 。 滚动摩阻系数与轮子和支承面的材料硬度和湿度有关，与滚子半径无关。以骑自行车为例，减小滚阻系数δ的方法是轮胎充气足、路面坚硬。对于同样重量的车厢，采用钢制车轮与铁轨接触方式，其滚阻系数δ就小于橡胶轮胎与马路接触时的滚阻系数。滚阻系数δ由实验测定，表4—2列出了一些材料的滚动摩阻系数的值。 表4—2 滚动摩阻δ
3003504004505005506006507007508008509001000110012000.0710.0960.1260.1590.1960.2380.2830.3320.3850.4420.5030.5670.6360.7850.950 1.13125.44734.63645.23957.25670.68685.530101.788119.459138.544159.043180.956204.282229.022282.743342.119407.15065% 1.065 1.449 1.893 2.396 2.957 3.579 4.259 4.998 5.797 6.6547.5718.5479.58211.83014.31417.03565% 1.065 1.449 1.893 2.396 2.957 3.579 4.259 4.998 5.797 6.6547.5718.5479.58211.83014.31417.03575% 0.923 1.256 1.640 2.076 2.563 3.101 3.691 4.332 5.024 5.767 6.5627.4078.30410.25212.40514.76480%0.865 1.177 1.538 1.946 2.403 2.908 3.460 4.061 4.710 5.407 6.151 6.9447.7859.61211.63013.8413.0 2.424 2.014 1.717 1.492 1.315 1.174 1.0590.9630.8820.8130.7530.7010.6550.5780.5170.4663.2 2.757 2.292 1.953 1.697 1.497 1.336 1.205 1.096 1.0030.9240.8560.7970.7450.6580.5880.5313.6 3.490 2.901 2.472 2.148 1.894 1.691 1.525 1.387 1.270 1.170 1.084 1.0090.9430.8330.7440.6723.8 3.888 3.232 2.755 2.393 2.111 1.884 1.699 1.545 1.415 1.304 1.208 1.124 1.0510.9280.8290.7484.0 4.309 3.581 3.052 2.652 2.339 2.088 1.882 1.712 1.568 1.445 1.338 1.246 1.164 1.0280.9190.8294.2 4.750 3.948 3.365 2.924 2.578 2.302 2.075 1.887 1.728 1.593 1.475 1.373 1.283 1.133 1.0130.9144.4 5.213 4.333 3.693 3.209 2.830 2.526 2.278 2.071 1.897 1.748 1.619 1.507 1.409 1.244 1.112 1.0034.6 5.698 4.736 4.037 3.507 3.093 2.761 2.490 2.264 2.073 1.910 1.770 1.647 1.540 1.359 1.215 1.0964.8 6.204 5.157 4.395 3.819 3.368 3.006 2.711 2.465 2.257 2.080 1.927 1.794 1.676 1.480 1.323 1.1945.0 6.732 5.596 4.769 4.143 3.654 3.262 2.941 2.675 2.449 2.257 2.091 1.946 1.819 1.606 1.435 1.2955.27.281 6.052 5.158 4.481 3.952 3.528 3.181 2.893 2.649 2.441 2.262 2.105 1.967 1.737 1.552 1.4015.47.852 6.527 5.563 4.833 4.262 3.805 3.431 3.120 2.857 2.633 2.439 2.270 2.122 1.873 1.674 1.5115.68.4457.019 5.983 5.197 4.584 4.092 3.690 3.355 3.073 2.831 2.623 2.441 2.282 2.015 1.800 1.6255.89.0597.530 6.418 5.575 4.917 4.389 3.958 3.599 3.296 3.037 2.814 2.619 2.448 2.161 1.931 1.7436.09.6948.058 6.868 5.966 5.262 4.697 4.236 3.851 3.527 3.250 3.011 2.803 2.619 2.313 2.067 1.8656.210.3518.6047.333 6.371 5.619 5.016 4.523 4.112 3.766 3.470 3.215 2.992 2.797 2.470 2.207 1.9926.411.0309.1687.814 6.788 5.987 5.345 4.819 4.382 4.013 3.698 3.426 3.189 2.980 2.632 2.352 2.1236.611.7309.7508.3107.219 6.367 5.684 5.125 4.660 4.268 3.933 3.643 3.391 3.169 2.799 2.501 2.2576.812.45210.3508.8217.664 6.759 6.033 5.440 4.947 4.530 4.175 3.867 3.600 3.364 2.971 2.655 2.3967.013.19510.9689.3488.1217.162 6.394 5.765 5.242 4.801 4.424 4.098 3.815 3.565 3.148 2.813 2.5397.213.96011.6039.8908.5927.577 6.764 6.099 5.546 5.079 4.680 4.336 4.036 3.772 3.331 2.976 2.6867.414.74612.25710.4479.0768.0047.145 6.443 5.858 5.365 4.944 4.580 4.263 3.984 3.518 3.144 2.8387.615.55412.92811.0199.5738.4427.537 6.796 6.179 5.659 5.215 4.831 4.497 4.203 3.711 3.316 2.9937.816.38313.61811.60710.0838.8937.9397.158 6.509 5.961 5.493 5.089 4.736 4.427 3.909 3.493 3.1538.0 17.23414.32512.20910.6079.3558.3517.530 6.847 6.271 5.778 5.353 4.982 4.657 4.112 3.674 3.3163003504004505005506006507007508008509001000110012000.01585 0.015370.014970.01463 0.014340.014080.013850.013640.013460.013290.013130.012980.012850.012610.012390.01220 1.06 1.331.15 1.501.20 1.70 66.00mWC Flow 4.16 m3/s 3.44km Flow 4.16m3/s 5.00m Velocity 5.87m/s 4302kW Velocity 5.87m/s 1.540-Pipe dia 950 mm 30%Pipe dia 950 mm 1.15 -83 % Pipe Dia (mm)Area (m2) Prod. at 1 m/s (10% con.) Shaft kW at Head out the pump Lenght op Pipeline Friction Coefficient for Various Materials Coarse Gravel - Boulders 1 mWc and 1 m/s V e l o c i t y H e a d V 2/2g Efficiency Total Elevation at end Friction Losses Friction Factor Material Power Density Friction Losses in mWC per 100 m of straight smooth pipe based on Colebrook-White Pipe Dia (mm)Friction Head Factor V e l o c i t y i n m e t e r s p e r s e c o n d C l e a r w a t e r f r i c t i o n h e a d p e r 100 m P i p e i n m W C F r i c t i o n f r a c t o r C o l e b r o o k -W h i t e a t 4.5 m /s 2.20Tough Clay - Coarse Sand - Grvl.Lightsilt - Mud - Peat Mud - Fine Sand - Soft Clay Med. Sand - Mud and Clay Pebbles Coarse Sand - Shell
593罗人文等：马深1井超深井钻井液技术 （2）调整流变性改善携砂效果时，最好采用等密度段塞的方式。 （3）起钻时扶正器在入大套管前，应降低起钻速度，观测好指重表注意防卡。 4 结论 Conclusions （1）针对四开设计的高密度KCl聚胺磺化钻井液体系、五开的抗高温聚磺钻井液体系均在现场成功应用，抗温、抗污染效果较好，两种体系的封堵能力强，高温高压滤失量能控制在8~12 mL，满足了封堵防塌的要求。解决了超深井井壁稳定问题，四开井径扩大率为3.1%，五开井径扩大率为5.1%。 （2）研究结果解决了大小井眼携砂问题，保证了五开螺杆+PDC钻头双驱钻井技术的顺利应用，大幅度缩短了施工周期。 参考文献： References: ［1］ 谭茂波，何世明，邓传光，米光勇，高德伟，王强.龙岗西地区首口非常规超深井钻井技术［J］.石油钻采工艺， 2015，37（2）：19-23. TAN Maobo, HE Shiming, DENG Chuanguang, MI Guangyong, GAO Dewei, WANG Qiang. Drilling technology for the first unconventional ultra-deep well in West Longgang Region［J］. Oil Drilling & Production Technology, 2015, 37（2）: 19-23. ［2］ 王中华. 超高温钻井液体系研究（Ⅰ）——抗高温钻井液处理剂设计思路［J］.石油钻探技术，2009，37（3）：1-7. WANG Zhonghua. Studies on ultra-high-temperature drilling fluid system （Ⅰ） : Design ultra-high-temperature drilling fluid additives［J］. Petroleum Drilling Techniques, 2009, 37（3）: 1-7. ［3］ 刘克飞.超高温水基钻井液技术研究与应用［D］ .北京：中国石油大学（北京），2009. LIU Kefei. Study and application on ultra-high temperature water base drilling fluid technique［D］. Beijing: China University of Petroleum ( Beijing ), 2009. ［4］ 周光正，王伟忠，穆剑雷，曹孜英，尹丽，张刚，杨鹏梅.钻井液受碳酸根/碳酸氢根污染的探讨［J］.钻井液与 完井液，2010，27（6）：42-45. ZHOU Guangzheng, WANG Weizhong, MU Jianlei, CAO Ziying, YIN Li, ZHANG Gang, YANG Pengmei. Research on carbonate/bicarbonate contamination of drlling fluid ［J］. Drilling Fluid & Completion Fluid, 2010, 27（6）: 42- 45. ［5］ 邹大鹏.大庆油田致密油水平井强抑制防塌水基钻井液技术［J］.石油钻采工艺，2015，37（3）：37-39. ZOU Dapeng. High inhibition and anti-sloughing water- based drilling fluid technology for horizontal wells in tight oil reservoirs in Daqing Oilfield［J］. Oil Drilling & Production Technology, 2015, 37（3）: 37-39. ［6］ 王平全，余冰洋，王波，时海涛，李红梅.常用磺化酚醛树脂性能评价及分析［J］ .钻井液与完井液，2015，32 （2）：29-33. WANG Pingquan, YU Bingyang, WANG Bo, SHI Haitao, LI Hongmei. Valuation and analysis of commonly used sulfonated phenolic resins［J］. Drilling Fluid & Completion Fluid, 2015, 32（2）: 29-33. ［7］ 梁奇敏，侯本权，方丽超.多约束条件下的钻井液排量优选研究［J］.石油机械，2013，41（8），13-16. LIANG Qimin, HOU Benquan, FANG Lichao. Research on the optimization of drilling fluid displacement in multi- constraint conditions［J］. China Petroleum Machinery, 2013, 41（8）: 13-16. （修改稿收到日期 2016-08-29） 〔编辑 薛改珍〕 美国Altus公司提出水平井完井管柱摩阻分布的新机理 水平井完井设计中需要准确预测井眼内管柱的受力，以确定管柱部件的强度等级，保证施工安全。但以前的水平井完井管柱摩阻多按照水平井钻井摩阻计算，不仅计算精度低，而且计算结果与应力分布与实际情况不符。美国Altus公司提出水平井完井管柱的摩阻产生新机理。该公司认为，完井管柱下入井底，受到水平井的大斜度井眼影响，积聚了大量摩阻载荷。而通过最初的完井作业工艺，如坐封封隔器或部分井段的水泥固井，又将这些摩阻载荷分段隔离在各管柱之间，在后续的完井作业中，通过管柱的运动或振动，又使管柱的载荷进行重新分布。公司依据新机理设计了计算程序，并获得良好的应用效果。 (郭永峰编译 E-mail：guoyf2@https://www.doczj.com/doc/1916463928.html,) 万方数据