水平定向钻泥浆拖拽阻力对回拖力的贡献权重.docx

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水平定向钻泥浆拖拽阻力对回拖力的贡献权重

水平定向钻泥浆拖拽阻力对回拖力的贡献权重

颜道根1，王聪2（1.西安石油大学机械工程学院，陕西西安710065；2.西安交通大学机械工程学院，陕西西安710049）摘要：

泥浆拖拽阻力对回拖力贡献的权重问题是研究水平定向钻管道穿越回拖力时一项重要的内容。

在目前的计算模型中，泥浆拖拽阻力的贡献权重不一致。

针对这一问题，文中采用了与实际工程较接近的ASTM法进行计算研究，提出了新的权重计算公式，并结合3个工程实例，对泥浆拖拽阻力的权重进行计算分析。

结果表明，泥浆拖拽阻力引起的回拖力计算结果差值为10%左右，泥浆拖拽阻力在回拖力中贡献的权重不能忽略。

关键词：

水平定向钻;回拖力；泥浆拖拽阻力；贡献权重；管道；泥浆0引言泥浆拖拽阻力是指管道回拖过程中泥浆作用在管道上的动切力，泥浆拖拽阻力对回拖力的影响大小需研究[1-2]。

G.Duyvestyn[2]对回拖载荷的影响因素进行研究，提出将泥浆拖曳阻力纳入分析，可以更准确地预测回拖载荷的动态变化过程。

泥浆拖曳阻力的贡献权重有3种模型（AGA模型[3]、ASTM模型[4]、Polak模型[5-6]）。

M.E.Baumert[7]进行的水平定向钻穿越管道安装实验中监测模拟出的泥浆拖拽阻力占总回拖力的很大部分，最高可达77%，然而与此对应的Polak模型实例计算得出的泥浆拖拽阻力仅占整个回拖力的0.11%[5]。

主要原因是泥浆流变参数选取不一致，导致回拖力计算波动较大，孔底泥浆的剪切速率在较大范围内波动，而计算所用流变参数则基于特定剪切速率的实验数据回归而得[8]。

S.T.Ariaratnam等开展HDD泥浆的流变特性检测研究，着重分析钻屑含量的影响规律[9]；所得数据在随后的HDD导向孔泥浆压降研究中得以运用，但分析中并未采纳W.C.Chin的建议[10]。

M.E.Baumert[11]等继续W.C.Chin[8]的工作，基于S.T.Ariaratnam[9]的成果，分别采用高剪切速率（300、600r/min）与低剪切速率（6、100r/min）下的剪切数据回归流变参数，结果显示2次计算的压降值相差70%，分析认为低剪切速率下的流变参数更适合在回拖载荷的计算中应用。

1泥浆拖拽阻力计算泥浆是典型的非牛顿流体，确定其流变特性是进行泥浆拖曳阻力计算的前提。

目前，泥浆拖拽阻力的计算主要存在2种思路：

经验法确定，即根据现场施工经验直接确定管道外表面所形成的泥浆剪切应力值（D.P.Huey[12]，J.S.Puckett[13]等的相关研究），根据管道外表面积大小确定整个流体阻力值，或是根据活塞效应，基于孔底压力的监测数据反算出流体阻力（I.D.Moore等[14]的相关研究）；解析法确定，该方法主要是基于流体力学推导而来，分析泥浆流体在管道与孔壁间的流动规律，推导出管道与泥浆界面之间的剪切应力的计算公式[5]。

解析法的基础为假定泥浆流动符合幂律流体在同心环形空间中的稳定流动，如图1所示，泥浆拖拽阻力计算公式为:

（1）

（2）Q=2πrv（r）dr（3）式中：

（Td）i为第i段的泥浆拖拽阻力，N；K为泥浆稠度系数，Pa·sn；n为泥浆流性指数（无量纲）；Rp为回拖管道的半径，m；D为管道外径，m；Lk为管道在钻孔内的回拖长度,m;v（r）为泥浆流速分布规律，m/s；Rl为环形空间中泥浆的最大流速处半径，m；Rb为终孔半径，m；vp为管道的回拖速率，m/s；dp/dz为沿管道轴线方向的压力梯度，Pa/m；Q为泥浆流量，m3/s。

图1泥浆流体钻孔流动模型联合式

（1）～式（3），迭代计算可求解相应的流体阻力（Td）i。

管道回拖期间，泥浆拖拽阻力与泥浆、泥浆流速、管道及钻孔的几何尺寸有关。

实际施工中，为了简化泥浆拖拽阻力的计算，一般用泥浆拖拽系数进行简化。

ASTM模型假定泥浆对管道外表面、导向孔孔壁剪切力相等，则泥浆拖拽阻力Td等于泥浆总剪切力的一半，即[4]：

（4）式中：

Td为泥浆拖拽阻力，kN；ΔP为导向孔内泥浆压降，kN/m2，推荐取70kPa；Dhole为钻孔直径，m。

2泥浆拖拽阻力对回拖力的贡献权重分析管道回拖力的分析计算涉及工程力学、流体力学、土力学、弹性力学等方面，其计算的精确度影响工程施工。

目前，实际工程中的回拖力计算大都采用经验估算法，如卸荷拱土压力计算法、净浮力计算法和绞盘计算法。

涉及到的标准包括GB50424-2007《油气输送管道穿越工程施工规范》[15]、GB50268-2008《给水排水管道工程施工及验收规范》[16]、ASTMF1962—2011《StandardGuideforUseofMaxi-Hori-zontalDirectionalDrillingforPlacementofPolyethylenePipeorConduitUnderObstacles，IncludingRiverCrossings》等。

文献[17]表明，《油气输送管道穿越工程施工规范》计算的回拖力值相对实际回拖力值偏小，虽然在实际施工中会按照回拖力计算结果的1.5～3倍选择钻机，但范围太宽，可操作性差；《给水排水管道工程施工及验收规范》和美国燃气管道研究会的计算方法得出的回拖力值偏大；美国材料试验学会采用的ASTM标准计算结果与实际工程较接近。

因此，本文在研究泥浆拖拽阻力与回拖力关系时采用ASTM方法进行。

ASTM计算方法的思路是将穿越管段近似为一条部分缠绕在巨型卷筒上的柔性钢索，其穿越包含了直线段和弯曲段的组合。

在水平钻孔内回拖时的摩擦阻力即为回拖力：

Fp=fWsL（5）式中：

Fp为回拖力，kN；f为管道与泥浆之间的摩擦系数（无量纲），通常平均值取0.3，管道与地面之间的摩擦系数通常取0.5，采用滚轮时取0.1；Ws为单位长度管道重力方向上的合力，kN/m；L为钻孔长度，m。

弯曲段受力应用绞盘效应，回拖力计算公式如下：

Fc=eμθ（μWsL′）（6）式中：

μ为管道与泥浆之间的摩擦系数（无量纲），通常取0.3；θ为管道的弯曲角，rad；L′为回拖长度，m。

由于水平定向钻穿越可分解成直线段和弯曲段，因此可将式（5）和式（6）应用到钻孔的各个直线段和弯曲段中。

如图2所示，钻孔轨迹中4点处回拖力TA、TB、TC、TD可采用式（7）～式（12）进行计算，并取其中最大值作为设计回拖力。

图2管道回拖力计算的钻孔轨迹TA=exp（vaα）[vawa（L1+L2+L3+L4）]（7）TB=exp（vbα）[TA+vb|wb|L2+wbH-vawaL2exp（vaα）]（8）TC=TB+vb|wb|L3-exp（vbα）[vawaL3exp（vaα）]（9）TD=exp（vbβ）{TC+vb|wb|L4-wbH-

exp（vbα）[vawaL4exp（vaα）]}（10）wa=πD2ρwγa（11）wb=πρwγb-wa（12）式中：

L1为钻孔外额外需要的管道长度，m；L2为管道入孔点距离管道预定深度的水平距离，m；L3为水平段的长度，m；L4为水平段终点至管道出土点的水平距离，m；H为钻孔埋深，m；va为管道与地面之间的摩擦系数，无量纲；vb为管道与钻孔孔壁之间的摩擦系数，无量纲；wa为单位长度空管道的重力，kN/m；wb为单位长度管道重力方向上的合力，kN/m；α为管道入土角，（°）；β为管道出土角，（°）；ρw为水的重度，kN/m3，取值9.8kN/m3；γa为管道材料的相对密度，如PE为0.955，钢材为7.85；DR为管道径厚比，无量纲；γb为泥浆的相对密度。

由ASTM方法可知，将泥浆拖拽阻力分别加入到式（7）～式（10）可得4个关键点处的回拖载荷预测值：

=exp（vaα）[vawa（L1+L2+L3+L4）]（13）=exp（vbα）[TA+Td+vb|wb|L2+wbH-

vawaL2exp（vaα）]（14）=TB+Td+vb|wb|L3-exp（vbα）[vawaL3exp（vaα）]（15）=exp（vbβ）{TC+Td+vb|wb|L4-wbH-

exp（vbα）[vawaL4exp（vaα）]}（16）在A、B、C、D点处，将考虑泥浆拖拽阻力的回拖力与未考虑泥浆拖拽阻力的回拖力之间的差值和未考虑泥浆拖拽阻力的回拖力的比值作为泥浆拖拽阻力在各关键点对回拖力的贡献权重，即可以用式（17）计算：

Pi=×100%（17）3实例计算与分析3.1西气东输管道穿越西气东输管道工程采用水平定向钻方式穿越江苏无锡的北兴塘河。

穿越地质为黏土和粉质黏土层，穿越管段总长564m（管道附加长度L1=14.4m，下行段水平长度L2=250.48m，中间水平段长度L3=19.39m，上升段水平长度L4=278.23m），外径D=1016mm，壁厚δ=26.2mm。

最终扩孔直径Dhole=1320mm。

管道入土（钻杆出土）角α=7.1°（0.12392rad），出土（钻杆入土）角β=9.2°（0.16057rad）。

穿越深度H=21.3m。

取va=0.1,vb=0.3，γa=7.85，γb=1.15，将有关数据带入上述计算公式中求得：

Td=19.52kN，TA=356.94kN，TB=492.72kN，TC=496.64kN，TD=516.06kN，=356.94kN，=512.98kN，=536.42kN，=578.29kN，PA=0，PB=4.1%，PC=8%，PD=12.1%。

实际回拖力Tmax=658kN。

3.2武汉天然气干线管道穿越武汉天然气干线管道工程采用水平定向穿越汉江。

穿越地质为冲填土、黏土、粗砂和部分砂夹卵石层。

穿越管道总长853m（管道附加长度L1=0，下行段水平长度L2=227.65m，中间水平段长度L3=406.05m，上升段水平长度L4=216.30m），外径D=711mm，壁厚δ=11mm。

最终扩孔直径Dhole=1067mm。

管道入土（钻杆出土）角α=6°（0.10472rad），出土（钻杆入土）角β=10°（0.17453rad）。

穿越深度H=35.2m。

取va=0.1，vb=0.3，γa=7.85，γb=1.15，将有关数据带入上述计算公式中求得：

Td=17.40kN，TA=159.85kN，TB=399.90kN，TC=639.48kN，TD=711.40kN，=159.85kN，=417.86kN，=674.84kN，=766.99kN，PA=0，PB=4.5%，PC=5.5%，PD=7.8%。

实际回拖力Tmax=997kN。

3.3苏丹3/7区原油外输管道穿越苏丹3/7区原油外输管道工程采用水平定向钻方式穿越阿特巴拉河。

穿越地质为砂性黏土和砂夹砾石层。

穿越管段总长483m（管道附加长度L1=0，下行段水平长度L2=207.34m，中间水平段长度L3=84.92m，上升段水平长度L4=187.96m），外径D=813mm，壁厚δ=18.9mm。

最终扩孔直径Dhole=1067mm。

管道入土（钻杆出土）角α=6°（0.10472rad），出土（钻杆入土）角β=10°（0.17453rad）。

穿越深度H=16.67m。

取va=0.1，vb=0.3，γa=7.85，γb=1.15，将有关数据带入上述计算公式中求得：

Td=13.13kN，TA=176.02kN，TB=284.16kN，TC=308.68kN，TD=343.41kN，=176.02kN，=297.71kN，=335.35kN，=385.34kN，PA=0，PB=4.8%，PC=8.6%，PD=12.2%。

实际回拖力Tmax=681kN。

4结束语通过以上的分析和对工程实例的计算，可以看出：

（1）由于ASTM法建立的力学模型考虑了摩擦阻力、泥浆拖拽阻力、绞盘效应力等，因此与管道实际受力情况比较符合。

但是计算值与实测值不完全相符而较实际值小，主要原因为：

模型忽略了管道抗弯刚度的影响，未考虑弯曲效应引起的阻力；模型假定了管道出土点与入土点之间高度差为零、穿越曲线中间段为水平直线，从而建立了一个理想化的力学模型，然而实际施工中管道一直处在一个动态回拖环境中。

（2）ASTM法建议管道与地面之间的摩擦系数va取值0.5，管道与钻孔孔壁之间的摩擦系数vb取值0.3，如果地表的管道采用滚轮支撑，则va取值0.1。

在上述3个实例的计算过程中发现，va取值0.5和0.1时回拖力计算值差别很大，va越小回拖力计算值越小，因此在实际工程中一般对孔外的管道采取支撑以尽可能地降低va。

（3）根据以上3个实例数据计算可知，出土点的回拖力均为最大值，分别计为其设计回拖力。

在出土点处泥浆拖拽阻力引起的回拖力计算差值为10%左右，比较稳定。

因此泥浆拖拽阻力在回拖力中贡献的权重不能忽略。

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（1）:

1-6.ContributionWeightofFluidicDragFrictiontoPullForceinHorizontalDirectionalDrillingYANDao-gen1，WANGCong2（1.SchoolofMechanicalEngineering，Xi’anShiyouUniversity，Xi’an710065，China;2.SchoolofMechanicalEngineering，Xi’anJiaotongUniversity，Xi’an710049，China）Abstract:

Intheresearchpullforceinhorizontaldirectionaldrilling,thecontributionweightoffluidicdragfrictiontopullforceisanimportantcontent.Contributionweightoffluidicdragfrictionisinconsistentinthepresentcalculationmodel.Aimingatthisproblem,thispaperadoptedASTMmethodtocomputeandresearchwhichareclosertotheactualengineering.Thenewweightcalculationformulawasputforward.Combiningwith3typicalengineeringexamples,thecontributionweightoffluidicdragfrictionwascalculatedandanalyzed.Itisindicatedthatthecalculationdifferenceofpullforcecausedbyfluidicdragfrictionisabout10%.Thecontributionweightoffluidicdragfrictioncannotbeignored.Keywords:

horizontaldirectionaldrilling（HDD）;pullforce;fluidicdragfriction;contributionweight；pipe；slurry收稿日期：

2016-11-28中图分类号：

TE973文献标识码：

A文章编号：

1004-9614（2017）04-0038-04作者简介：

颜道根（1983—），硕士研究生，研究方向为水平定向钻在管道河流穿越施工中的应用。

E-mail：

471324321@