基于流固熱耦合的旋轉導向鉆具電子倉散熱設計

陳雨 張光偉 胡金帥 李俊嶺 閆豐平

摘要：旋轉導向鉆井技術是目前最先進的鉆井技術，為了提高導向鉆井工具中驅動器的散熱能力，設計了一種新型的電子倉散熱結構并用Soildworks實現。該結構采用貼合圓形電子倉的散熱基板和肋片狀外壁面結合的方式，僅依靠鉆井液的循環作為冷卻液進行自發散熱，相比于內置熱管或風扇進行強迫散熱的方式，該結構更加經濟可靠。導入ANSYS中進行流固熱耦合的仿真分析的方式確定此散熱結構下驅動器的安全工作范圍，即環空處鉆井液的最高溫度，適用流速以及黏度。所設計的散熱機構為解決導向鉆具內發熱元件的散熱問題提供了一條新的途徑。

關鍵詞：流固熱耦合;旋轉導向;電子倉;散熱設計;熱仿真

中圖分類號：TH164;TE95

文獻標志碼：A

文章編號：1009-9492（ 2022） 02-0090-04

0 引言

我國石油鉆井現階段主要面臨深層、地質結構復雜、效率低等問題。在水平井、大位移井、大斜度井的開采中，由于旋轉導向鉆井技術具有超強的鉆井軌跡控制能力、高的鉆井效率、低的鉆井成本、光滑的井眼軌跡、極少的卡鉆風險等諸多優點，因此對旋轉導向鉆井工具的研制顯得十分重要[1]。在國家科技重大專項的支持下，經過科研工作者多年的潛心研究，我國在旋轉導向技術方面取得了長足的發展。組成導向系統的電子設備眾多，受鉆具形狀空間限制，元器件排布方式緊湊，工作時間長，使得密集空間內熱流密度劇增。特別對于在處于井下高溫高壓的鉆井工具中的電子元件，在設計階段不重視熱設計，則系統工作時可能會因為溫升過高而導致系統工作不穩定甚至失效[2]。

散熱處理是電子元器件設計必須重視的設計，其排布方式的合理與否直接與驅動系統功率密度設計的優劣相關。工程中，因熱設計不合理造成的產品損壞的故障率在各種故障中的比例高達50%以上[3]。隨著溫度的增長，一般功率電子設備的失效率呈指數增長。溫度升高會引起元器件電阻阻值降低、電容器的使用壽命縮短、變壓器絕緣材料性能的下降、電子器件焊點合金結構的變化等問題[2]。因此，分析導向鉆具電子艙倉的溫度場并對其中電子元件進行合理的熱設計很有必要。本文主要針對旋轉導向鉆井的電子倉內主要發熱元件進行散熱分析，對發熱元件進行散熱設計，使用CAD軟件確定散熱板結構，通過CFD軟件進行三維溫度場的模型建立，進行電子倉的溫度分析，為鉆具具體投入工作做理論支撐。

1 散熱系統的理論分析和設計

1.1 問題描述

為實現導向功能，在導向鉆井工具的電子倉中，放置兩臺用于分別控制兩個偏心環的伺服驅動器，電子倉位于鉆桿內部，外部環境為鉆井液。電子倉采用動密封，環境密閉，驅動器產生熱量無法及時有效散失，熱量集中，驅動器未經散熱處理，熱量集中于塑料外殼內部，由底座的散熱鋁片與空氣進行白然對流散熱，易超過設備的最大允許工作溫度，導致降低設備的驅動精度和縮短其使用壽命。因此，未經散熱處理的驅動器在密閉空間工作，容易到達最大結溫，損壞元器件，有必要進行散熱設計[4]。驅動器工作狀態所產生的熱量有兩個傳輸途徑，包括內部傳輸和外部傳輸。其中，內部傳輸是產生的熱量經過克服元件與外部塑料殼體連接層的傳導熱阻，達到殼體的外表面，這部分傳至表面的熱量再通過白然對流和熱輻射的方式傳遞給電子倉密封空間[5]。一部分外部傳熱途徑是，熱量通過熱傳導傳遞給散熱的鋁片，再由鋁片經電子倉壁面通過強制對流的方式，與流動的鉆井液進行熱交換，傳熱模型如圖1所示。

針對以上問題，本文設計了一種新型結構的電子倉，主要創新點為結構方面，改進了鉆具的外部形狀，采用了肋排狀外殼，配合驅動器底部的散熱鋁片，采用散熱器貼合電子倉內壁利用熱傳導與外壁處鉆井液換熱的方式，使得驅動器T作環境溫度保持在80℃（零件設計手冊）以下。

1.2 散熱結構設計

1.2.1 驅動器散熱設計

驅動器處于密封網筒形電子倉內，散熱主要途徑是由底部鋁片白然傳遞至散熱塊以及電子倉壁面，通過熱傳導與強制對流的形式把熱量從電子倉內散發到溫度較低的鉆井液處，與通過底部鋁片進行熱傳導的熱量相比，通過熱輻射和白然對流散失至電子倉內的熱量對整體溫升的影響可忽略不計，即認定驅動器產生的熱量全部由鋁片進行發散。

電子倉內的設備主要是兩個驅動器，結合電子倉外形條件和散熱方式按照以下原則進行結構設計：（1）散熱塊曲面完全貼合電子倉內壁形狀，平面寬度覆蓋鋁制底片的寬度，由于電子倉內密閉無空氣流動，鋁制散熱塊僅起溫度傳導到橋梁作用，不采用肋片形狀[6]。（2）將電子倉與散熱塊貼合的外壁面處，設計肋板式形狀，增大傳熱面積以增強傳熱效果。（3）驅動器盡可能遠距離相對擺放，防止相互產生熱影響，各白獨立散熱。

根據以上原則，確定驅動器的擺放方式為相對直線型平行排布，其布置空間上的長度由下式計算得到：式中：△為驅動器安裝的間距;l為電子倉內部布置空間的長度，取153 mm;n為長度方向布置的驅動器單元數量;w為驅動器的寬度，取52mm;l0為散熱器預留長度，

布置空間的高度，考慮到散熱器的制作成本以及驅動器的底座安裝方式，鋁制散熱器為一面緊貼電子倉內壁的圓弧面，一面安裝驅動器的平面。根據驅動器的底座尺寸及電子倉內預留空間，將散熱器平板尺寸定為48 mmx150 mm，網弧面為φ80的一段圓截面，截取距離為圓心高度32 mm，安裝時貼合圓筒內壁。

1.2.2 電子倉散熱設計

考慮到電子倉的空間尺寸有限且倉內只存在了自然對流，驅動器的熱耗散功率，成本限制，為了滿足驅動器的長時間工作要求，確定采用散熱器分散熱量集中，根據溫度自然從高到低進行自發的傳導，與溫度較低的鉆井液進行對流換熱，完成整個散熱過程。

從散熱方式考慮，電子倉外殼與鉆井液直接接觸，為增強電子倉外壁面的傳熱能力，同時盡量避免影響鉆井液的流動速度，兼顧電子倉重量，僅將殼體與散熱器壁面連接處加工成肋板散熱形狀，提高整體對外散熱面積。

圖2所示為使用Soildworks所設計的配合鋁質散熱片的電子倉散熱結構。

2 熱仿真

根據本文設計，將建立好的模型，經過簡化后，導人ANSYS中進行仿真。驅動器底座與散熱器通過螺紋直接連接，近似認為兩者接觸的部分溫度相同[7]。查詢驅動器的零件手冊得其結溫范圍和熱源傳導至底座的熱阻。散熱器肋片表面的溫度由驅動器的底座溫度確定。驅動器的底板及散熱器采用擠壓鋁6061，熱導率為236 W/（m.K），電子倉采用銅，熱導率為401 W/ （m.K）。

2.1 簡化散熱模型

為使熱仿真更加快速，將結構設計中對仿真結果影響不大的部分進行簡化，去除驅動器的模型結構，只考慮熱傳導方式和鉆井液強制對流，認定驅動器的熱量全部由底部的鋁制底片散出，將驅動器縮減為46 mmx55 mmx2 mm的長方體鋁板[9]，電子倉外部的肋片結構省去圓角等工藝結構。并且由于模型的對稱性，取一臺驅動器進行散熱分析。

2.2 網格劃分

對經過簡化的散熱模型整體進行網格劃分，采用AutomaticMethod對全局劃分，調整微元尺寸為1X10 -3 m。由于需要定義流體邊界層，為固液耦合傳熱做準備，采用Inflation將貼合電子倉壁面的流體面進行局域化網格劃分，劃分完成后模型如圖3所示。

2.3 仿真參數設定

根據真實鉆井液的密度修改water-liquid的參數并用來定義流體區域，定義模型各固體域的材料，為保證各區域內的熱傳遞和熱對流，需要添加Contact Region設定各部件間的連接。在設置驅動器底部鋁片時，勾選Source-Terms，激活此處為熱源，熱功率為額定功耗160 W。由于在井下鉆進時鉆具發生偏移，偏轉角度隨實際工況變化，導致重力方向難以確定，因此不勾選重力選項。

2.4 仿真分析結果

根據散熱傳熱的類型將仿真過程分為兩部分，由散熱鋁片至散熱器至電子倉壁面的熱傳導，采用Steady-State Thermal模塊分析，將分析結果導人Fluid Flow（ Fluent）模塊分析，得到電子倉壁面傳至鉆井液的熱對流情況[10]。

如圖4 （a）所示，溫度由驅動器底座傳遞至電子倉外壁，觀察云圖，不同顏色代表溫度最高分布在鋁片處，未經散熱處理時達81.313℃，超過了驅動器的最大工作溫度，通過熱傳遞向電子倉外壁自發均勻擴散，在傳遞過程中形成溫階。在電子倉外壁處，有低溫的鉆井液流經，主要通過熱對流進行固液熱交換，在仿真結果中，如圖4 （b）所示，可以觀察到在肋片狀外壁處，即驅動器散熱方向處溫度最高，流經此處的流體呈現高溫度分布。

2.4.1 流體溫度對散熱效果影響

首先保證電子倉外形及驅動器散熱功率不變，探究流體溫度對驅動器底片最高溫度的影響。電子倉位于鉆具內部流動的鉆井液內，環境溫度是環空內鉆井液在井底的溫度，參照實際井底溫度，鉆井液溫度即鉆具環空溫度范圍25-60℃，此溫度范圍內的鉆井液條件下鋁片的最高溫度分布如圖5所示。

從圖5可以看出當鉆井液的溫度變化范圍在57℃以內的范圍里，雖然隨著鉆井液溫度的升高散熱器的最高溫度上升趨勢，但隨著鉆井液溫度升高，減弱了散熱的強度，影響了散熱的效果。影響散熱的原因在于：環空處鉆井液溫度升高，即電子倉工作環境溫度升高，直接降低了與散熱底板的溫度差，根據牛頓冷卻定律：

φ= λS△T

（2）式中：咖為驅動器的產熱功率，λ為電子倉壁面與流體的對流換熱系數，S為肋片結構表面積，△T為電子倉表面溫度和環空處鉆井液溫度差值。

可以得出，隨鉆井液溫度與驅動器溫差降低，傳熱效果減弱，但根據驅動器的最大許可工作溫度，57℃仍處在允許范圍內。因此本文所設計的散熱結構，允許工作范圍為57℃的鉆具環空溫度。

2.4.2流體速度對散熱效果影響

保持換熱效果最佳的鉆井液溫度，根據實際井下鉆井液的排量，確定電子倉外壁面處鉆井液的流速范圍為0.5 -1.5 m/s，此速度范圍下，鋁片的最高溫度如圖6所示，由于散點混亂，在小圖中僅保留擬合曲線觀察仿真結果。

從圖6中可以看出，當鉆井液速度增大時，鋁片的最高溫度下降，原因是流體與固體表面之間的換熱能力與物體表面附近的流體的流速有關，同等熱流條件下，隨著鉆井液流速的增大壁面溫度降低。鉆井液流動速度的增大有利于液流擾動的形成和發展，強化鉆井液體系的混亂程度，促進電子倉壁面與液流換熱過程的持續進行;同時，高速流動的液流能在肋片狀上壁面滯止點附近產生更薄的邊界層，降低熱阻;此外，隨著液流速度的增大，流體從層流向湍流狀態過渡，使得更多流體分子進入肋片間隙，減小間隙區域回流的影響，強化固液界面的傳質過程。因此，電子倉外壁面表面液體流速的增加，從而降低熱阻，有利于電子倉外壁面散執[11]。鉆井液的流速愈大，與電子倉壁面接觸處的對流換熱能力也愈強。并且在環空鉆井液溫度至60℃時，流速超過0.6 m/s時，該設計仍然在許可工作溫度范圍內，因此該散熱設計可以在流速為0.6 m/s以上的鉆井液環境下使用。

2.4.3 流體黏度對散熱效果影響

保持換熱效果處于臨界狀態的的鉆井液溫度和流速，進一步探究鉆井液黏度對驅動器散熱效果的影響。取鉆井液黏度的變化范圍為20-100 mm2/s，此黏度范圍內的鉆井液條件下鋁片的最高溫度分布如圖7所示。

圖7描述了電子倉外輸送不同黏度的鉆井液時，液流與管壁之間的換熱能力與黏度的關系。水基鉆井液相對油基鉆井液的黏度較低，本圖對在該散熱結構下的鉆井液的輸送有參考意義。由圖可得，電子倉外為低黏度流體時，通過影響對流換熱系數的變化而改變鋁板最高溫度，對流換熱系數的數值變化隨黏度在20 mm2/s與80 mm2/s之間改變時，幅度較大。黏度越高對流換熱系數數值越大，在流速、熱流密度以及溫度一定時換熱系數隨黏度的增加而增大[12]。這是由于，流體的黏度對流體的換熱系數有影響，根據采用動量熱量比擬的方法建立輸油管道對流換熱系數模型壁面處的溫度與湍流普朗特數成正比關系，普朗特常量與流體黏度呈正相關，因此鉆具環空鉆井液的黏度越高，電子倉散熱能力越強。因此在鉆井液溫度59℃，流速為0.5 m/s時，黏度范圍在50 mm2/s以上，可應用此設計進行散熱處理。

3 結束語

本文設計了一種具有散熱效果的內置散熱片的電子倉，在沒有外加強迫散熱的條件下，可以滿足最大連續輸出功率為1600 W，效率為90%的驅動器在可行范圍下安全工作要求。通過流固熱耦合仿真驗證了該設計的可行性，并得出所設計的結構在環空處鉆井液的溫度、流速以及黏度的適用范圍。為旋轉導向鉆井工具用大功率伺服驅動器的散熱設計提供了一種新思路。但本文僅選擇了滿足理論計算結果的一種設計，未對電子倉的肋片設計做進一步的優化，后續將通過對井下環空鉆井液的流固耦合仿真模擬對結構做優化設計。

參考文獻：

[1]展茂雷，張光偉.可控彎接頭密封結構設計研究[J].石油礦場機械，2016 （4）：28-31.

[2]張健.基于有限元熱分析的潛油螺桿泵伺服系統井下驅動器研究[D].哈爾濱：哈爾濱工業大學，2010.

[3]韓復振.襟縫翼EMA高功率密度驅動系統研究[D].西安：西北工業大學。2016.