直井隨鉆測斜磁流變液式負脈沖發生器研究*

伊 明 張 磊 李富強 李 明 云 濤 劉宸希 湯歷平

(1.中國石油集團西部鉆探工程有限公司工程技術研究院 2.中國石油集團西部鉆探工程有限公司準東鉆井公司 3.中國石油集團西部鉆探工程有限公司克拉瑪依鉆井公司 4.西南石油大學機電工程學院)

0 引 言

油氣鉆井中常用隨鉆測量系統(MWD)和直井測斜儀等設備來獲取井下壓力、溫度及傾斜角等參數[1]，并將采集到的各種井下參數傳送至地面，從而實現實時的鉆進監測和及時的參數優化。信號傳輸是隨鉆測斜的關鍵技術之一，常見的隨鉆信號傳輸方式主要包括：有線傳輸、聲波傳輸、電磁波傳輸及鉆井液壓力脈沖傳輸[2]。上述傳輸方式中，鉆井液壓力脈沖傳輸因無需絕緣電纜和特殊鉆桿，并且具有信號傳輸距離遠等優點而被廣泛使用。鉆井液壓力脈沖的核心是脈沖發生器，分為正脈沖發生器、負脈沖發生器和連續波脈沖發生器3種類型[3-5]。近年來，各類鉆井液壓力脈沖發生器在國內外已廣泛應用。

鉆井液負壓力脈沖發生器相較于連續波脈沖發生器及正脈沖發生器具有低功耗、不易出現信號失真的優點[6-8]，在保證信號穩定傳輸的基礎上能延長井下作業時間。但是，負壓力脈沖發生器也存在不足，表現在：其閥頭的運動控制難度高且控制響應速度存在延遲。王鵬等[9]采用電機伺服系統對連續波脈沖發生器閥頭的運動進行控制，實現了井下連續波脈沖信號的產生和傳輸。王寶仁等[10]將電磁閥與液壓閥組合，實現了對正脈沖發生器閥頭的運動控制。然而，在負脈沖發生器閥頭控制方面，既要保證能產生負脈沖壓力信號，又要實現低功耗、低延遲、高精度的脈沖發生器及相關研究較少。基于這一背景，筆者研發了一種用于隨鉆測斜的磁流變液式負脈沖發生器，并基于ANSYS Electronics軟件對作用于磁流變液的電磁場發生器周圍磁場分布特性開展研究，以期為低功耗、低延遲、高精度的鉆井液負壓力脈沖發生器的開發提供理論支撐。

1 負脈沖發生器工作原理

1.1 磁流變液性質及作用

磁流變液由高磁導率微米級的軟磁材料與非磁性基液和添加劑混合而成[11]。磁流變液在無磁場時呈現低黏度的牛頓流體特性，在外加磁場時則呈現為高黏度、低流動性的賓漢流體特性，液體的黏度大小與外加磁場的磁通量大小相關，這種效應也被稱為磁流變效應[12]。磁流變液的形態轉換耗能低、響應快(毫秒級)、易于控制。

采用電磁場發生器來產生外加磁場作用于磁流變液，可以通過對電磁場的控制實現對磁流變液狀態的控制，從而控制鉆井液負壓力脈沖發生器閥頭的運動，并實現對隨鉆測斜工具所測得的井下數據的傳輸。整套控制系統具有低延遲、易控制、低功耗的優點。

1.2 磁流變液式負脈沖發生器結構及工作模式

磁流變液式負脈沖發生器主要包括脈沖發生器閥頭組件、磁流變液腔室、鉆井液壓力平衡腔室、電磁場發生器、電路骨架和電池總成。磁流變液式負脈沖發生器結構三維模型如圖1所示。

脈沖發生器閥頭組件懸掛于鉆鋌內部，鉆井液由脈沖發生器閥頭組件上部導流閥進入，經過閥頭后沿磁流變液腔室及其之下所有零件的外殼體與鉆鋌內表面所組成的環空中流動。磁流變液腔室中充滿了磁流變液，電磁場發生器完全浸泡在磁流變液中并通過絕緣電線與電路骨架上的電路控制裝置連接。電路控制裝置由單片機驅動。電池總成作為供能裝置給電路骨架上的單片機處理器供電，使其正常運轉。鉆井液壓力平衡腔室中充滿了鉆鋌內部的鉆井液，腔室中設有無磁彈簧，用于在閥頭回縮運動時使磁流變液腔室內的壓力與鉆井液壓力平衡腔室內的壓力平衡，確保閥頭在鉆井液壓力下能順利回縮。

磁流變液式負脈沖發生器的工作模式有正常鉆井狀態、井下數據測量狀態和負脈沖壓力信號產生狀態。3種工作模式下負脈沖發生器內部關鍵工作元件狀態示意圖如圖2所示。正常鉆井狀態時，磁場發生器不產生磁場，磁流變液呈現低黏度牛頓流體特性，受地面鉆井泵泵壓影響，閥頭受到鉆井液壓力較大并回縮，鉆井液壓力平衡腔室內彈簧與磁流變液腔室內彈簧壓縮，實現工具內壓力的平衡。井下數據測量狀態時，磁場發生器依然不產生磁場，磁流變液仍呈現低黏度的牛頓流體狀態，關停地面鉆井泵后鉆井液壓力減小，閥頭在恢復力作用下返回初始位置，隨鉆測斜裝置內部的傳感器(井斜角傳感器、溫度傳感器及壓力傳感器等)開始測量井下實時數據。數據采集完成后，磁場發生器開始產生磁場，磁流變液由低黏度的牛頓流體瞬間變為高黏度、低流動性的賓漢流體。負脈沖壓力信號產生狀態時，開啟地面鉆井泵后鉆井液壓力增大，電路骨架上的單片機依據所測井下實時數據，控制電磁場發生器有規律地通電或斷電的時間間隔，引起磁流變液的狀態在低黏度的牛頓流體和高黏度、低流動性的賓漢流體之間迅速切換。閥頭受到鉆井液沖擊時，如果磁流變液處于牛頓流體狀態會出現回縮運動，而處于賓漢流體狀態閥頭不出現回縮運動。依據井下實時數據對閥頭回縮運動實現規律控制，引起閥頭表面節流面積周期性變化，產生鉆井液負壓力脈沖信號。

圖2 3種工作模式下負脈沖發生器內部關鍵工作元件狀態示意圖Fig.2 State of key working components inside the negative pulse generator under 3 working modes

鉆井液負壓力脈沖信號包含了所測得的井下實時數據，此鉆井液負脈沖壓力信號跟隨鉆井液返回地面。地面的立管壓力總匯讀取鉆井液負脈沖壓力信號波各個下降沿之間的時間間隔，再由下位機讀取解碼，下降沿之間的時間間隔是井下數據的預設倍數，換算完成后將數據傳輸至上位機顯示。這些井下實時數據可幫助工程師判斷當前狀態，并按需要進行方案調整，從而提高鉆井效率。

2 負脈沖發生器模型建立及理論研究

2.1 電磁場發生器建模

在磁流變液式負脈沖發生器中，磁流變液作為抑制閥頭回縮運動的介質，其磁流變效應的影響因素與負脈沖發生器的結構密切相關[13]。剪切屈服應力是衡量磁流變液制動能力的關鍵因素，也是抑制閥頭回縮特性的關鍵參數。當磁流變液處于賓漢流體狀態時，由賓漢流體的本構方程表示其剪切應力-應變關系，具體如下[14]：

(1)

若磁流變液中磁顆粒達到完全飽和，在受到剪應力作用時其抗剪應力為最大剪切屈服應力，Ginder等得到最大剪切屈服應力τmax與磁化強度MS的二次方成正比[15]

(2)

式中：τmax為最大剪切屈服應力，Pa；a為材料常數，N/A2；MS為磁化強度，A/m。

結合式(1)、式(2)可得磁流變液剪切屈服應力關系為：

(3)

式中：BS為磁性材料的飽和磁感應強度，T。

由式(3)可知，影響磁流變液剪切屈服應力的因素主要有外加磁場強度、基載液零場黏度及飽和磁感應強度。

磁流變液在無磁場時呈現牛頓流體特性，此時黏度稱為零場黏度，其大小與軟磁性顆粒體積分數α呈現正相關趨勢[16]。在顆粒體積分數較小時，可用Einstein方程[17]表示。如果顆粒體積分數較大，則可以由Vand公式[18]表示：

η=ηf(1+2.5α)

(4)

η=ηfexp[(2.5α+2.7α2)/(1-0.609α)]

(5)

式中：ηf為基載液黏度，Pa·s；α為軟磁顆粒體積分數。

1—閥頭底座；2—無磁彈簧；3—彈簧通孔壓座；4—鉆井液平衡彈簧；5—鉆井液平衡彈簧底座；6—電磁場發生器；7—無磁外筒。圖3 磁流變液制動組結構模型Fig.3 Structural model of magnetorheological fluid brake set

由圖3可知，磁流變液存在于閥頭底座下端和鉆井液平衡彈簧底座上端之間。無磁彈簧、彈簧通孔壓座、電磁場發生器都完全浸泡于磁流變液之中，電磁場發生器通過線路槽與電源控制系統連接。為了更好地分析電磁場發生器在結構中產生磁場的分布情況，選取應用于理論計算的電磁場發生器部分的結構模型(見圖4)。參考實際鉆井現場井下工具尺寸，用于隨鉆測斜的磁流變液脈沖發生器該段內徑為40 mm，設置電磁場發生器與內徑貼合，尺寸為40 mm，高度為50 mm，磁導繞管內部流通磁流變液的通道內徑為20 mm，磁流變液充分填充于磁導繞管上下表面及內部通孔的腔室。其中，殼體材質為4340不銹鋼，螺線圈材質為銅，磁導繞管材質為10號低碳鋼。

圖4 電磁場發生器部分的結構示意圖Fig.4 Schematic structure of electromagnetic field generator

為了更好地完成磁流變液的狀態轉化，實現有效制動，在線圈的選擇和設計時，采用螺線圈纏繞的方式使得磁場能均勻且密集地分布。線圈線徑為2 mm，螺距為2 mm，研究內圓直徑分別為22、23、24、25、26、27及28 mm時的磁場強度及磁感線分布情況，從而研究線圈與磁流變液之間的壁厚對磁場強度及磁感線分布情況的影響。由于螺距和線徑的限制，在磁導繞管上螺線圈密集纏繞，在模擬時采用等效截面進行處理。

磁流變液采用的是MRF-J25T型[19]，其材料屬性為：密度2.65 g/cm3，零場黏度0.8 Pa·s，最小屈服應力50 kPa，磁化性能379.64 kA/m。

2.2 磁流變液式負脈沖發生器磁場理論研究

依據磁流變液式負脈沖發生器中電磁場發生器的結構，在螺線圈纏繞的磁導繞管內部存在圓柱形狀的腔室以容納磁流變液，磁導繞管的壁厚影響磁流變液內部的磁感應強度與磁感線分布，因此需分析其變化規律并確定磁導繞管的壁厚。

在磁流變液的建模過程中主要依據麥克斯韋(Maxwell)方程組，其中還涉及到安培環路定理及高斯磁通定理[20-22]。在微分形式下的Maxwell方程組為：

(6)

式中：c為與磁流變液材料相關的常數；B為磁感應強度矢量，T；ρ為自由電荷體密度，C/m3；E為電場強度矢量，V/m；j為傳導電流密度，A/m2；ε0為介電常數，C2/(N·m2)；t為時間，s。

在實際求解過程中，通常需引入磁矢量勢A，對式(6)簡化處理，同時定義輔助函數：

B=?×A

(7)

通過此輔助函數可求得磁矢量勢A，從而求得磁通密度。將式(7)的輔助函數代入到安培環路定理和高斯磁通定理中可得：

目前我國養豬業的痛點是市場而不是技術，是數據而不是概念，不從育種、品質和特色上調整養豬業的結構，為消費者真正提供風味特色的安全豬肉，僅從改善養豬的輔助設備上下功夫，讓消費者感覺似乎“刷臉”的豬就是安全的，并不是真正解決問題的做法。需要注意的是，眼前有些養豬企業在眾多新概念的影響下盲目拉高硬件水平，將養豬以來多年的積累變成了設備和設施，給行業造成額外的負擔。作為傳統行業，我們既要敢于勇于擁抱互聯網、高科技，更要善于精于做強行業自身優勢和特點，方能在巨變的時代大潮中更好更高質量地贏得發展先機。

(8)

式中：μ為磁導率，H/m；A為磁矢量勢，10-11×Wb/m。

本文求解磁流變液式負脈沖發生器中電磁場分布時，所求得的是穩定的磁場，因此可以對上述方程的時間項進行省略處理，進而得到如下所示的泊松方程[23]：

?2A=-μj

(9)

通過上述分析，本文通過改變磁導繞管的厚度，分析厚度由1.0 mm變為3.5 mm，步進值為0.5 mm時，在電流一定的情況下研究磁導繞管厚度對磁場分布及磁感應強度的影響。在確定了磁導繞管厚度的情況下，再分析磁導繞管上的螺線圈內電流對磁感應強度的影響。

3 電磁場發生器仿真分析

在完成電磁場發生器結構設計后，通過ANSYS Electronics軟件對模型進行有限元仿真分析，以期研究其磁場分布。在邊界條件設置中，定義求解器為Maxwell求解器，設置磁流變液式負脈沖發生器中電磁場發生器各個零部件的材料參數，定義激勵方式為3 A的電流激勵，設置完成后進行網格剖分并求解，得到磁場分布，如圖5所示。

圖5 電磁場發生器磁場分布Fig.5 Magnetic field distribution of electromagnetic field generator

電磁場發生器內部磁場磁感線分布由上至下，為了獲得電流一定情況下磁導繞管厚度對磁場分布及磁感應強度的影響，分析了在磁導繞管厚度由1.0 mm變為3.5 mm時，磁場分布及磁感應強度云圖，結果如圖6所示。

圖6 電磁場發生器磁導繞管不同厚度時YOZ截面磁感應強度Fig.6 Magnetic induction intensity of YOZ section at different thicknesses of magnetic permeance tube of electromagnetic field generator

由圖6可知，隨著電磁場發生器磁導繞管的厚度增加，最大磁感應強度呈現下降趨勢，在磁導繞管的壁面附近磁感應強度較強，磁導繞管內部的磁流變液也同樣受到較強的磁場作用。但是位于磁導繞管上部和下部的磁流變液部分的磁感應強度較弱，此處磁流變液相較于磁導繞管內部的磁流變液更加不容易發生磁流變效應。由此可知，磁流變液脈沖發生裝置的電磁場制動裝置主要是依靠磁導繞管上的螺線圈產生作用于磁導繞管內部的感應磁場來實現制動，從而實現磁流變液的磁流變效應，進而控制閥頭的運動。

為了更為直觀地呈現在磁導繞管不同厚度情況下磁導繞管內部電磁場感應強度及分布的變化規律，沿著OZ軸即磁導繞管的中心軸采集有限元仿真數值，繪制在磁導繞管不同厚度情況下磁感應強度分布曲線，結果如圖7所示。

圖7 電磁場發生器磁導繞管不同壁厚情況下OZ軸位移與磁感應強度關系Fig.7 Relation between OZ axis displacement and magnetic induction intensity at different wall thicknesses of magnetic permeance tube of electromagnetic field generator

由圖7可知，在磁導繞管內部，磁感應強度整體分布趨勢隨磁導繞管的壁厚改變并無變化，整體呈現類似于正態分布，處于磁導繞管中心位置的磁感應強度最大，處在磁導繞管上下端面處的磁感應強度則很小。隨著磁導繞管壁厚的增加，其內部磁感應強度最大值呈現負增長趨勢。當磁導繞管壁厚增加至2 mm以后，隨著磁導繞管壁厚繼續增加，磁感應強度最大值的減小量呈現相對固定的趨勢。因此，對于磁導繞管壁厚，影響磁導繞管內部最大磁感應強度變化的區間為0～2 mm，后續分析中均采用2 mm壁厚的磁導繞管模型。

由上述分析可知，磁流變液式負脈沖發生器的制動性能不僅與磁流變液的零場黏度、基載液黏度和顆粒體積分數有關，也與作用于磁流變液的磁場強度有關。前者可以通過依據實際情況選取特定的磁流變液作為工作材料，后者則需要通過改變電磁場發生器上電流的大小來引起磁感應強度的變化。為得到不同電流情況下引起的磁感應強度的分布及變化規律，分析電磁場發生器中螺線圈內部的電流變化區間為1.0～3.5 A，步進值為0.5 A，通過ANSYS Electronics軟件采用Maxwell求解器對有限元模型進行求解。

前文分析已得到在電磁場發生器磁導繞管內部的磁感應強度相較于其他部分高，說明在磁流變液式負脈沖發生器發揮制動性能時，主要是該部分的電磁場作用于對應位置的磁流變液，從而產生磁流變效應以實現制動的相關要求。為了研究磁導繞管內部的電磁場感應強度分布特性，繪制了YOZ截面的磁感應強度及分布規律云圖，如圖8所示。

由圖8可知，隨著電磁場發生器螺線圈的電流由1.0 A增大至3.0 A，作用于磁流變液的電磁場也在不斷增加，兩者呈現正相關趨勢。由圖8a可知電流為1.0 A時，電磁場發生器磁導繞管內部的電磁場感應強度極弱，中心線附近的磁場區域仍然為低強度磁場，在實現制動時響應速度及制動性能均不好。由圖8b～圖8d可知，電磁場發生器磁導繞管內部的電磁場處于中等強度的磁場區域面積由中間向上、下兩端逐漸擴大，最終呈現近似四邊形的中等強度的電磁場區域。由圖8e～圖8f可知，當電流由3.0 A增加至3.5 A時，電磁場發生器的磁導繞管壁處的電磁場強度較大，但是對其內部區域的電磁場分布情況影響不大，仍然呈現為近似于四邊形的中等強度的電磁場區域。

為了更加清晰地呈現在螺線圈電流改變的情況下磁導繞管內部電磁場感應強度分布及變化規律，沿OZ軸采集有限元仿真數值，繪制螺線圈內部不同電流情況下沿OZ軸的磁感應強度分布曲線，結果如圖9所示。

圖9 電磁場發生器螺線圈電流不同情況下OZ軸位移與磁感應強度關系Fig.9 Relation between OZ axis displacement and magnetic induction intensity under different solenoid currents of electromagnetic field generator

由圖9可知，隨著電磁場發生器螺線圈上電流的不斷增大，電磁場發生器幾何中心附近的最大電磁場感應強度也在不斷增加，且呈現沿OZ軸先增加后減小的趨勢。對于所分析的電流情形，不論電流為多少，都是處于整個電磁場發生器幾何中心位置附近的電磁場感應強度最大。由此可知，在磁流變液式負脈沖發生器需要制動閥頭時，處于幾何中心附近的磁流變液受到較高強度的磁場作用，因此這一部分的磁流變液首先產生磁流變效應并實現制動功能。

為明確不同電流情況下處于幾何中心附近的電磁場感應強度變化，繪制了應用于數據采集的以幾何中心為原點，磁導繞管內徑為半徑的幾何平面，在該平面上隨著半徑增加而導致平面圓周周長不斷增加。研究周長不斷增加情況下，圓周上平均電磁感應強度的變化趨勢，以及周長與圓周上平均電磁感應強度關系，結果如圖10所示。圖10a中由里到外電流依次為1.0、1.5、2.0、2.5、3.0及3.5 A。圖10b為圖10a中分布于120°～150°的局部放大圖。圖10c～圖10h分別為電流不同時分布于120°～150°之間的磁感應強度及變化趨勢，水平線代表0°～360°之間的平均感應強度。

圖10 不同電流時磁感應強度沿平面圓周長變化特性Fig.10 Variation of magnetic induction intensity along plane circumference under different currents

由圖10a和圖10b可知，電流由1.0 A增加至3.5 A時，最大磁感應強度都隨著圓周的不斷增加整體增加趨勢為波動式，這表明作用于磁流變液的磁感應強度受電磁場產生的動態電場影響。由圖10c～圖10h可知，隨著電流不斷增加，平均磁感應強度呈現正相關趨勢，這表明針對不同類型磁流變液的制動功能，可以通過改變其電流來實現。在不同電流情況下，其波動周期大致相同，與電流頻率有關。為了提高其穩定性，可以優選電流頻率從而產生相對穩定的磁場，最終實現有效且穩定的制動。

4 結束語

目前隨鉆測量應用不斷增多，為高效地獲取鉆進時的實時數據，研制低延遲、低功耗及高精度的脈沖發生器緊迫且必要。本文將磁流變液應用于隨鉆測斜的脈沖發生器研發之中。首先將磁流變液運用于隨鉆測斜的脈沖發生器，設計了磁流變液式負脈沖發生器，分析了外加磁場強度、基載液動力黏度、飽和磁感應強度、磁流變液材料參數和磁導繞管壁厚等參數對磁感應強度的影響，確定了易于控制的變量。

在確定磁流變液類型的基礎上，分析了不同磁導繞管壁厚、不同電流強度下磁感應強度的大小及磁場的分布情況，通過磁場分布云圖及數據分析，確定了磁導繞管壁厚及電流強度對磁場分布及電磁感應強度的影響規律，在此基礎上進行了優化設計。