MGD無源磁導向工具隔熱保護艙優化設計

基金項目：中國石油天然氣集團有限公司科學研究與技術開發項目“無源磁導向救援井關鍵技術及配套工具研制”（2021DJ6506）。

目前測井儀器在175 ℃及以上高溫環境下正常工作解決方案更注重隔熱，通常使用真空保溫瓶和多層隔熱材料隔絕外部熱量的進入，各學者主要通過理論公式和經驗系數設計保溫瓶，對保溫瓶溫度場數值模擬研究較少。為此，根據磁性探管的結構和保溫瓶參數，結合溫度場耦合分析了MGD無源磁導向工具溫度場隨時間變化的分布情況。分析結果表明：探管傳感器在175 ℃左右的地層環境中需要工作8～10 h，此時上、下隔熱體長度應為150、50 mm，上、下吸熱體長度均為150 mm；增加吸熱體體積可延長極限工作時間，應綜合考慮工作時間、傳感器適宜工作溫度和隔熱保護艙外形尺寸等因素合理確定吸熱體體積。所得結論可為無源磁導向工具隔熱保護艙的設計提供理論依據。

測井儀器；無源磁導向工具；隔熱保護艙；保溫瓶；溫度場；數值模擬

TE927

A

006

Optimized Design of Insulation Protection Cabin for MGD

Passive Magnetic Steering Tool

Zhang Jizhe^1，2，3 Qiao Lei^1，3 Zhang Yuhao⁴ Ren Xianke^1，3 Che Yang^1，3 Wu Changliang^2，3 Jin Ling^2，3

（1.CNPC Engineering Technology Ramp;D Company Limited；2.Kembl Petroleum Technology Co.，Ltd.，Beijing；3.National Engineering Research Center of Oil amp; Gas Drilling and Completion Technology；4.Key Laboratory of Enhanced Oil and Gas Recovery of Educational Ministry，Northeast Petroleum University）

The solutions for normal operation of logging tools at high temperature of 175 ℃ and above focus more on insulation.Vacuum flasks and multilayer insulation materials are usually used to isolate the entry of external heat.Scholars design vacuum flasks mainly based on theoretical formulas and empirical coefficients，and there is rare study on the temperature field of vacuum flasks by numerical simulation.In this paper，based on the structure of the magnetic probe and the parameters of the vacuum flask，together with temperature field coupling，the variation of the temperature field of magnetic steering tool over time were analyzed.The results show that the probe sensor needs to work for 8-10 hours underground at around 175 ℃，where the lengths of the upper and lower heat insulators should be 150 mm and 50 mm respectively，and the lengths of the upper and lower heat carriers should be 150 mm simultaneously.The increase of the heat carrier volume can extend the maximum working time，and the heat carrier volume should be reasonably determined by considering the factors such as working time，suitable working temperature of the sensor and external dimension of the insulation protection cabin.The research conclusions provide a theoretical basis for the design of insulation protection cabin for magnetic steering tool.

logging tool;passive magnetic steering；insulation protection cabin；vacuum flask；temperature field；numerical simulation

0 引 言

MGD無源磁導向技術通過對在救援井中探測目標井發出的磁信號進行軟件處理、控制，實現對兩井井眼空間位置的高精度定位與導航，進而引導救援井與目標井的厘米級連通^［1-2］。C.L.WEST等^［3-4］研發了磁測距工具，成功地實現井噴失控井救援。高德利等^［5］應用磁導向技術實現稠油SAGD雙水平井的注入井水平段井眼軌跡精細控制。車陽等^［6］應用研制的磁導向工具實現了老井眼重入，完成封井作業。在MGD無源磁導向技術中增加隔熱保護艙的設計，可解決油氣領域救援井封堵、報廢、防碰等工程應用中的軌跡測控難題，為井噴失控井救援、SAGD水平井眼軌跡控制、儲氣庫復雜老井封堵、老油區套返棄井報廢等不同類型復雜井提供解決方案^［7-9］。

目前，測井儀器在175 ℃及以上高溫環境下正常工作解決方案更注重隔熱，通常使用真空保溫瓶和多層隔熱材料隔絕外部熱量的進入^［10-12］，并通過增加系統的總熱容延長測井儀器在井下的工作時間^［13-14］。各學者主要通過理論公式和經驗系數設計保溫瓶^［15-19］，對保溫瓶溫度場數值模擬研究較少。本文根據磁性探管的結構和保溫瓶參數，結合溫度場耦合分析了MGD無源磁導向工具溫度場隨時間變化的分布情況。研究結果可為無源磁導向工具隔熱保護艙的設計提供依據。

1 無源磁導向工具結構及隔熱保護艙材料熱物理性能

1.1 無源磁導向工具

無源磁導向工具主要由馬籠頭、遙傳短節、過渡接頭、陀螺上接頭、陀螺艙體、陀螺下接頭、磁導向探管艙體與堵頭組成。無源磁導向工具結構示意圖如圖1所示。磁導向探管隔熱保護艙主要包括由外管、內管以及其內填充的多層材料組成的探管隔熱保護艙體，上吸熱體、下吸熱體，上隔熱體、下隔熱體與探管傳感器。探管隔熱保護艙上、下吸熱體緊鄰探管傳感器布置，用于吸收內部熱量和外部漏熱，上、下隔熱體用于隔絕上、下連接接頭處漏熱。

1.2 材料屬性

由于無源磁導向工具的特點，隔熱保護艙的設計除考慮絕熱和支撐作用外，還要求介質為無磁，空氣域的材料為空氣。隔熱保護艙體材料導熱系數、密度、質量定壓熱容如表1所示。

2 隔熱保護艙熱量計算

核心隔熱保護艙漏熱熱量（指外部高溫環境傳入其中的熱量）傳遞方式涉及導熱、對流和熱輻射，主要體現在隔熱保護艙開口處的軸向固體導熱，隔熱保護艙體內外管之間的輻射熱量傳遞、真空層殘余氣體漏熱以及真空層之間的多層固體材料導熱。其中隔熱保護艙瓶開口處的軸向固體導熱包括隔熱保護艙內管壁導熱、引線管導熱以及引線管內隔熱塞體導熱。另外，還有一個重要方面是隔熱保護艙體內核心電路板自身產生的熱量。故產生的總熱量Q計算式為：

Q=Q₁+Q₂+Q₃+Q₄+Q₅+Q₆+Q₇（1）

式中：Q₁為開口處傳導熱量，Q₂為引線管傳導熱量，Q₃為隔熱塞體傳導熱量，Q₄為多層固體材料傳導熱量，Q₅為輻射漏熱，Q₆為殘余氣體傳導熱量，Q₇為儀器工作發熱熱量，單位均為W。

隔熱保護艙內磁導向探管傳感器直徑89 mm，長度290 mm，內管壁內徑91 mm，內壁厚度δ=1 mm，外管壁外徑102 mm，外壁厚度δ=1 mm，多層材料厚度為3.5 mm，引線管初始設計內徑6 mm，環境溫度175 ℃，室溫為20 ℃。

2.1 主要漏熱量計算

隔熱保護艙開口處漏熱計算式為：

Q₁=A₁L₁λ₁ΔT（2）

式中：A₁為內管壁截面積，m²；λ₁為隔熱保護艙材料的導熱系數，W/（m·K）；L₁為隔熱保護艙內管長度，m；ΔT為隔熱保護艙內外溫度差，K。

引線管漏熱計算式為：

Q₂=A₂L₂λ₂ΔT（3）

式中：A₂為引線管截面積，m²；λ₂為引線管材料的導熱系數，W/（m·K）；L₂為引線管長度，m，以隔熱體長度進行計算。

隔熱塞體漏熱計算式為：

Q₃=A₃L₃λ₃ΔT（4）

式中：A₃為隔熱塞體截面積，m²；λ₃為隔熱塞體材料的導熱系數，W/（m·K），由于線管直徑較小，可按空管（填充材料為空氣）進行計算；L₃為隔熱塞體長度，m，以隔熱體長度進行計算。

多層固體材料導熱計算式為：

Q₄=2πL₁KΔT/lnd₂d₁（5）

式中：K為多層固體材料導熱系數，是多層絕熱材料和反射材料集合在一起的當量導熱系數，W/（m·K）；d₂為多層材料外徑，m；d₁為多層材料內徑，m。

輻射漏熱計算式為：

Q₅=A₅σT⁴₁-T⁴₂11ε₁+1ε₂-1·1n+1（6）

式中：A₅為輻射面積，m²，以內管圓柱體的表面積進行計算；σ為斯特藩常數，σ=5.67×10^-8 W/（m²·K⁴）；T₁ 為環境溫度，K；T₂ 為內部初始溫度，K；ε₁、ε₂為鈦合金內外管表面發射率，ε₁=ε₂=0.048；n為多層隔熱體的層數。

殘余氣體導熱計算式為：

Q₆=γ+1γ-1 R/8πMTpαT₁-T₂（7）

式中：γ為空氣定壓熱容與定容熱容的比值，γ=1.4；R為氣體常數，J/（mol·K），R=8.314；M為氣體摩爾質量，M=29 g/mol；T為相鄰兩層間的平均溫度，K；p為相鄰兩層間的氣體壓力，隔熱保護艙的真空度可以達到133×10^-4 Pa；α為空氣熱適應系數，α=0.8；T₁為環境溫度，K；T₂為內部初始溫度，K。

儀器工作發熱計算式為：

Q₇=CW（8）

式中：W為磁導向工具探管傳感器發熱功率，W；C為非純電阻電路的系數，C=0.24。

2.2 吸收熱量計算

隔熱保護艙可吸收的熱量取決于吸熱材料的體積，隔熱保護艙應用的吸熱材料為石蠟，其物理特性參數見表2。

材料相變溫度/℃相變潛熱/（kJ·kg^-1）密度/（kg·m^-3）比熱容/（J·kg^-1·K^-1）導熱系數/（W·m^-1·K^-1）

石蠟442408602 0000.2

根據吸熱材料的體積和密度計算吸熱材料的質量，進而通過相變潛熱來計算吸熱材料在許可溫度內的總蓄熱量。

相變材料石蠟的質量m計算式為：

m=π4d²lρ（9）

式中：d為吸熱圓柱體直徑，m；l為吸熱圓柱體長度，m；ρ為吸熱材料的密度，kg/m³。

總蓄熱量計算式為：

Q′=m₁L（10）

式中：Q′為吸熱體的總蓄熱量，kJ；m₁為吸熱體質量，kg；L為相變潛熱，kJ/kg。

3 隔熱保護艙熱量計算結果與分析

3.1 隔熱保護艙熱量計算結果

為滿足磁導向工具在深井、復雜井的應用和起下作業，需優化隔熱保護艙的尺寸。在探管傳感器尺寸和多層隔熱材料厚度相對固定的條件下，需優化隔熱保護艙的長度，也就是需要滿足探管在高溫環境下使用時間的條件下優化隔熱體與吸熱體的長度。該長度影響著隔熱保護艙內部溫升速度，決定其在高溫環境下的工作能力。

對稱分布在探管傳感器兩側的上、下吸熱體長度一致，選擇100、150、200 mm這3種長度進行分析。由于探管布置在磁導向工具串最下部，其隔熱保護艙為單端開口設計，下部漏熱相對較少，下部隔熱體的長度為50 mm，上部隔熱體選擇50、100、150和200 mm這4種長度。

隔熱保護艙上、下隔熱體長度50 mm，上、下吸熱體長度150 mm，探管傳感器長度290 mm。單端開口總漏熱量計算結果見表3。根據式（9）和式（10），經計算得Q′=393.81 kJ。

儀器工作時間為吸熱體持續吸收所有漏熱直至相變轉換全部完成所需要的時間，經計算得，單端工作時間為7.6 h。不同隔熱體、吸熱體長度下的隔熱保護艙漏熱量與工作時間計算結果如表4所示。

3.2 隔熱保護艙熱量計算結果分析

隔熱保護艙在吸熱體長度150 mm，不同隔熱體長度下的漏熱量和工作時間計算結果如圖2和圖3所示。從圖2和圖3可以看出，隨著隔熱體長度由50 mm增加到150 mm，隔熱保護艙漏熱量顯著減少，探管傳感器的工作時間也從7.6 h增加至11.3 h。繼續增加到200 mm時，隔熱保護艙漏熱量變化量較少，探管傳感器的工作時間變化不大。隔熱體長度在增至一定程度后，由此導致的瓶口漏熱、引線管漏熱和塞體漏熱的減少量，與多層導熱、輻射漏熱與殘余氣體導熱漏熱量的增加量相當。隔熱體長度選擇100和150 mm長度時帶來的探管工作時間的增益較好。

隔熱保護艙在隔熱體長度150 mm時，不同吸熱體長度水平下的漏熱量和工作時間計算結果如圖4和圖5所示。

從圖4和圖5可以看出，隨著吸熱體長度由100 mm增加到200 mm，隔熱保護艙漏熱量呈緩慢增加的趨勢。雖然隨著吸熱體長度的增加多層導熱、輻射漏熱與殘余氣體導熱漏熱量逐漸增加，但由于吸熱體體積的增大，蓄熱量增加，探管工作時間從8.0 h顯著增加至14.2 h。

4 隔熱保護艙溫度場數值模擬

4.1 隔熱保護艙模型

磁導向工具設計過程中將隔熱保護艙與承壓外殼分開，隔熱保護艙只考慮隔絕溫度的作用，不具備承壓能力。另外，進行探管隔熱保護艙建模時忽略了隔熱體、吸熱體以及探管傳感器之間的相互聯接的影響，探管傳感器也簡化為均勻散熱的電路板。以SolidWorks軟件建立探管隔熱保護艙三維模型，如圖6所示。多層隔熱導熱系數指的是多層絕熱材料和反射材料集合在一起的當量導熱系數，采用的材料和層密度不同，導熱系數有差異，在此多層導熱系數采用經驗系數進行模擬計算。

4.2 探管隔熱保護艙溫度場模擬結果與分析

在環境溫度175 ℃，傳感器發熱功率0.72 W，隔熱保護艙吸熱體長度選擇100、150和200 mm這3種長度，上部隔熱體長度選擇50、100、150和200 mm這4種長度，下部隔熱體長度為50 mm條件下，對探管隔熱保護艙內部溫度場進行模擬。探管隔熱保護艙工作10 h后內部溫度場模擬結果云圖如圖7所示。從圖7可以看出，隔熱體溫度自外向內呈逐步降低的趨勢，遠離端口方向處其溫度與吸熱體基本一致，溫度較低，隔熱體的隔熱效果較好。探管傳感器其自身產生的熱量未被吸熱體完全吸收，溫度相對較高，已接近其耐溫極限，這與前述計算在該條件下探管工作時間9.2 h的結果基本一致。

在吸熱體長度150 mm、下隔熱體長度50 mm條件下，不同上隔熱體長度探管傳感器的溫度隨時間的變化模擬結果如圖8所示。從圖8可以看出，傳感器溫度隨著工作時間初始的變化較慢，一定時間后其變化呈線性增加的趨勢，在隔熱體長度50 mm條件下探管傳感器溫升較快，工作10 h后其溫度達到了探管傳感器最佳工作溫度極限。在隔熱體長度100和150 mm條件下探管傳感器溫升基本一致且相對較小，極限工作時間略有增加。在滿足工作時間的條件下，可合理減少隔熱體長度，從而優化整體長度。

在上隔熱體長度150 mm、下隔熱體長度50 mm條件下，不同長度吸熱體探管傳感器的溫度隨時間變化如圖9所示。從圖9可以看出，在不同吸熱體長度條件下在探管傳感器適宜溫度范圍內的溫升速度基本一致，其變化趨勢與隔熱體長度變化一致。

根據深井無源磁導向工具施工作業的需求，探管傳感器在175 ℃左右的地層環境中需要工作8～10 h，同時應盡量減小其隔熱保護艙的長度，以實現工具的順利起下作業。從模擬結果可以看出：在8～10 h范圍內，上隔熱體長度為100和150 mm時，溫升速度基本一致，均可滿足8～10 h工作需求，但當上隔熱體長度為100 mm時，探管傳感器工作時間不足10 h，綜合考慮上隔熱體長度選擇150 mm；另外，當吸熱體長度為100、150和200 mm時，其內部傳感器溫升基本一致，在工作10 h后均低于90 ℃，但在上、下吸熱體長度為100 mm時，內部傳感器工作時間剛好滿足8 h設計指標，此時傳感器實際內部發熱并不均勻，局部溫度可能稍高，綜合考慮，選擇上、下吸熱體長度均為150 mm。

5 結論與建議

（1）本文理論計算與模擬分析結果基本一致，可用于隔熱保護艙的設計。實際應用中探管傳感器的散熱并不均勻，局部溫度可能過高，對各連接部分的傳熱也有一定的影響，為保護儀器需考慮一定的安全余量。

（2）隨著隔熱體長度的增加，探管傳感器的工作時間有所延長，理論計算和模擬結果表明隔熱體長度增加至一定程度后工作時間增幅不顯著。

（3）增加吸熱體體積可延長極限工作時間，不同吸熱體長度條件下的探管傳感器溫升速度基本一致，應綜合考慮工作時間、傳感器適宜工作溫度和隔熱保護艙外形尺寸等因素合理確定吸熱體體積。

參考文獻

［1］ 徐云龍，馬鳳清，馮光通．磁性導向鉆井技術現狀及發展趨勢［J］．鉆采工藝，2012，35（2）：35-37．

XU Y L，MA F Q，FENG G T.Status and developmental trend of magnetic guidance drilling technique［J］.Drilling amp; Production Technology，2012，35（2）：35-37.

［2］ 周釔，喬磊．從0至1的創新之路有多遠［N］．中國石油報，2021-10-08（3）．

ZHOU Y，QIAO L.How far is the road of innovation from 0 to 1［N］.China Petroleum News，2021-10-08（3）.

［3］ WEST C L，KUCKES A F，RITCH H J.Successful ELREC logging for casing proximity in an offshore Louisiana blowout［C］∥SPE Annual Technical Conference and Exhibition.San Francisco，California ：SPE，1983：SPE 11996-MS.

［4］ AADNOY B S，BAKOY P.Relief well breakthrough at problem well 2/4-14 in the North sea［C］∥European Petroleum Conference.The Hague，Netherlands：SPE，1990：SPE 20915-MS.

［5］ 高德利，刁斌斌．復雜結構井磁導向鉆井技術進展［J］．石油鉆探技術，2016，44（5）：1-9．

GAO D L，DIAO B B.Development of the magnetic guidance drilling technique in complex well engineering［J］.Petroleum Drilling Techniques，2016，44（5）：1-9.

［6］ 車陽，喬磊，袁光杰，等．主動磁測距技術在T1井封井工程的應用［J］．石油機械，2022，50（2）：15-22．

CHE Y，QIAO L，YUAN G J，et al.Application of active magnetic ranging technology in capping operation of well T1［J］.China Petroleum Machinery，2022，50（2）：15-22.

［7］ 楊連行．磁導向鉆井技術在遼河油田復雜結構井的應用［J］．石化技術，2022，29（6）：69-71．

YANG L H.Research and application of magnetic steering drilling technology in complex structure wells in liaohe oilfield［J］.Petrochemical Industry Technology，2022，29（6）：69-71.

［8］ 耿莉，王辰龍，車陽．工程技術研究院無源磁導向技術解難題［N］．中國石油報，2021-10-15（3）．

GENG L，WANG C L，CHE Y.Solving the difficult problem of passive magnetic guidance technology of engineering technology research institute［N］.China Petroleum News，2021-10-15（3）.

［9］ 李峰飛，蔣世全，李漢興，等．救援井電磁探測工具分析及應用研究［J］．石油機械，2014，42（1）：56-61．

LI F F，JIANG S Q，LI H X，et al.Analysis of electromagnetic probe for relief well［J］.China Petroleum Machinery，2014，42（1）：56-61.

［10］ 吳天澤，熊春曉，朱文杰，等．新型多層絕熱材料組合包覆工藝及其絕熱性能［J］．宇航材料工藝，2019，49（3）：56-60．

WU T Z，XIONG C X，ZHU W J，et al.Combined coating process of multilayer insulation material and exploration on its thermal insulation performance［J］.Aerospace Materials amp; Technology，2019，49（3）：56-60.

［11］ 陳麗艷，王小軍，單喆．高真空多層絕熱容器抽真空工藝探討［J］．中國化工裝備，2013，15（1）：24-27，36．

CHEN L Y，WANG X J，SHAN Z.et al.Discuss about vacuum pumping process of high vacuum multi-layer insulation vessels［J］.China Chemical Industry Equipment，2013，15（1）：24-27，36.

［12］ 程進杰，朱建炳，李正清．低溫容器高真空多層絕熱性能分析［J］．低溫與超導，2013，41（2）：11-14．

CHENG J J，ZHU J B，LI Z Q.Analysis on the performance of high vacuum multilayer insulation for cryogenic storage vessel［J］.Cryogenics and Superconductivity，2013，41（2）：11-14.

［13］ 商博鋒．相變材料導熱強化及其在高溫測井儀熱管理中的應用研究［D］．武漢：華中科技大學，2019．

SHANG B F.Thermal enhancement of phase change material and its application in thermal management of high-temperature logging tools［D］.Wuhan：Huazhong University of Science and Technology，2019.

［14］ 馬一鳴．相變材料在測井儀中的應用研究［D］．武漢：華中科技大學，2022．

MA Y M.Application research of phase change materials in logging tool［D］.Wuhan：Huazhong University of Science and Technology，2022.

［15］ 王亞芳，沙榮鈞．石油測井儀用小型保溫瓶的研制［J］．低溫與特氣，2002（6）：26-28，37．

WANG Y F，SHA R J.Research on mini vacuum flask for an apparatus used in petrol well［J］.Low Temperature and Specialty Gases，2002（6）：26-28，37.

［16］ 王亞芳．深井測試用小型金屬保溫瓶的研制［C］∥江蘇省制冷學會第四屆年會論文集．江蘇：江蘇省制冷學會，2000：42-45．

WANG Y F.Development of small metal Thermos for deep well testing［C］∥ Proceedings of the 4th Annual Conference of Jiangsu Refrigeration Society.Jiangsu：Jiangsu Association of Refrigeration，2000：42-45.

［17］ 付強，王亞芳．石油測井儀用金屬保溫瓶［J］．低溫與超導，1988（3）：5-10．

FU Q，WANG Y F.Metal thermostat for petroleum well test devise［J］.Cryogenics and Superconductivity，1988（3）：5-10.

［18］ 韓銳，章學華，張俊峰．一種新型的石油測井用金屬保溫瓶［J］．低溫與超導，2005，33（2）：73-76，68．

HAN R，ZHANG X H，ZHANG J F.A new type of well logging vacuum flask［J］.Cryogenics and Superconductivity，2005，33（2）：73-76，68.

［19］ 李建民．石油超深井絕熱容器的研制報告［J］．低溫與超導，1981（2）：19-23，40．

LI J M.Development report of adiabatic vessel for oil ultra-deep well［J］.Cryogenics and Superconductivity，1981（2）：19-23，40.

第一張吉喆，高級工程師，生于1983年，2014年畢業于中國農業大學農業機械化工程專業，獲博士學位，現從事井下工具、井筒隔熱/保溫技術研究工作。地址：（102206）北京市昌平區。電話：（010）80162053。email：zhangjizhedri@cnpc.com.cn。2024-03-28楊曉峰