直井随钻测斜磁流变液式负脉冲发生器研究*

伊 明 张 磊 李富强 李 明 云 涛 刘宸希 汤历平

(1.中国石油集团西部钻探工程有限公司工程技术研究院 2.中国石油集团西部钻探工程有限公司准东钻井公司 3.中国石油集团西部钻探工程有限公司克拉玛依钻井公司 4.西南石油大学机电工程学院)

0 引 言

油气钻井中常用随钻测量系统(MWD)和直井测斜仪等设备来获取井下压力、温度及倾斜角等参数[1]，并将采集到的各种井下参数传送至地面，从而实现实时的钻进监测和及时的参数优化。信号传输是随钻测斜的关键技术之一，常见的随钻信号传输方式主要包括：有线传输、声波传输、电磁波传输及钻井液压力脉冲传输[2]。上述传输方式中，钻井液压力脉冲传输因无需绝缘电缆和特殊钻杆，并且具有信号传输距离远等优点而被广泛使用。钻井液压力脉冲的核心是脉冲发生器，分为正脉冲发生器、负脉冲发生器和连续波脉冲发生器3种类型[3-5]。近年来，各类钻井液压力脉冲发生器在国内外已广泛应用。

钻井液负压力脉冲发生器相较于连续波脉冲发生器及正脉冲发生器具有低功耗、不易出现信号失真的优点[6-8]，在保证信号稳定传输的基础上能延长井下作业时间。但是，负压力脉冲发生器也存在不足，表现在：其阀头的运动控制难度高且控制响应速度存在延迟。王鹏等[9]采用电机伺服系统对连续波脉冲发生器阀头的运动进行控制，实现了井下连续波脉冲信号的产生和传输。王宝仁等[10]将电磁阀与液压阀组合，实现了对正脉冲发生器阀头的运动控制。然而，在负脉冲发生器阀头控制方面，既要保证能产生负脉冲压力信号，又要实现低功耗、低延迟、高精度的脉冲发生器及相关研究较少。基于这一背景，笔者研发了一种用于随钻测斜的磁流变液式负脉冲发生器，并基于ANSYS Electronics软件对作用于磁流变液的电磁场发生器周围磁场分布特性开展研究，以期为低功耗、低延迟、高精度的钻井液负压力脉冲发生器的开发提供理论支撑。

1 负脉冲发生器工作原理

1.1 磁流变液性质及作用

磁流变液由高磁导率微米级的软磁材料与非磁性基液和添加剂混合而成[11]。磁流变液在无磁场时呈现低黏度的牛顿流体特性，在外加磁场时则呈现为高黏度、低流动性的宾汉流体特性，液体的黏度大小与外加磁场的磁通量大小相关，这种效应也被称为磁流变效应[12]。磁流变液的形态转换耗能低、响应快(毫秒级)、易于控制。

采用电磁场发生器来产生外加磁场作用于磁流变液，可以通过对电磁场的控制实现对磁流变液状态的控制，从而控制钻井液负压力脉冲发生器阀头的运动，并实现对随钻测斜工具所测得的井下数据的传输。整套控制系统具有低延迟、易控制、低功耗的优点。

1.2 磁流变液式负脉冲发生器结构及工作模式

磁流变液式负脉冲发生器主要包括脉冲发生器阀头组件、磁流变液腔室、钻井液压力平衡腔室、电磁场发生器、电路骨架和电池总成。磁流变液式负脉冲发生器结构三维模型如图1所示。

脉冲发生器阀头组件悬挂于钻铤内部，钻井液由脉冲发生器阀头组件上部导流阀进入，经过阀头后沿磁流变液腔室及其之下所有零件的外壳体与钻铤内表面所组成的环空中流动。磁流变液腔室中充满了磁流变液，电磁场发生器完全浸泡在磁流变液中并通过绝缘电线与电路骨架上的电路控制装置连接。电路控制装置由单片机驱动。电池总成作为供能装置给电路骨架上的单片机处理器供电，使其正常运转。钻井液压力平衡腔室中充满了钻铤内部的钻井液，腔室中设有无磁弹簧，用于在阀头回缩运动时使磁流变液腔室内的压力与钻井液压力平衡腔室内的压力平衡，确保阀头在钻井液压力下能顺利回缩。

磁流变液式负脉冲发生器的工作模式有正常钻井状态、井下数据测量状态和负脉冲压力信号产生状态。3种工作模式下负脉冲发生器内部关键工作元件状态示意图如图2所示。正常钻井状态时，磁场发生器不产生磁场，磁流变液呈现低黏度牛顿流体特性，受地面钻井泵泵压影响，阀头受到钻井液压力较大并回缩，钻井液压力平衡腔室内弹簧与磁流变液腔室内弹簧压缩，实现工具内压力的平衡。井下数据测量状态时，磁场发生器依然不产生磁场，磁流变液仍呈现低黏度的牛顿流体状态，关停地面钻井泵后钻井液压力减小，阀头在恢复力作用下返回初始位置，随钻测斜装置内部的传感器(井斜角传感器、温度传感器及压力传感器等)开始测量井下实时数据。数据采集完成后，磁场发生器开始产生磁场，磁流变液由低黏度的牛顿流体瞬间变为高黏度、低流动性的宾汉流体。负脉冲压力信号产生状态时，开启地面钻井泵后钻井液压力增大，电路骨架上的单片机依据所测井下实时数据，控制电磁场发生器有规律地通电或断电的时间间隔，引起磁流变液的状态在低黏度的牛顿流体和高黏度、低流动性的宾汉流体之间迅速切换。阀头受到钻井液冲击时，如果磁流变液处于牛顿流体状态会出现回缩运动，而处于宾汉流体状态阀头不出现回缩运动。依据井下实时数据对阀头回缩运动实现规律控制，引起阀头表面节流面积周期性变化，产生钻井液负压力脉冲信号。

图2 3种工作模式下负脉冲发生器内部关键工作元件状态示意图Fig.2 State of key working components inside the negative pulse generator under 3 working modes

钻井液负压力脉冲信号包含了所测得的井下实时数据，此钻井液负脉冲压力信号跟随钻井液返回地面。地面的立管压力总汇读取钻井液负脉冲压力信号波各个下降沿之间的时间间隔，再由下位机读取解码，下降沿之间的时间间隔是井下数据的预设倍数，换算完成后将数据传输至上位机显示。这些井下实时数据可帮助工程师判断当前状态，并按需要进行方案调整，从而提高钻井效率。

2 负脉冲发生器模型建立及理论研究

2.1 电磁场发生器建模

在磁流变液式负脉冲发生器中，磁流变液作为抑制阀头回缩运动的介质，其磁流变效应的影响因素与负脉冲发生器的结构密切相关[13]。剪切屈服应力是衡量磁流变液制动能力的关键因素，也是抑制阀头回缩特性的关键参数。当磁流变液处于宾汉流体状态时，由宾汉流体的本构方程表示其剪切应力-应变关系，具体如下[14]：

(1)

若磁流变液中磁颗粒达到完全饱和，在受到剪应力作用时其抗剪应力为最大剪切屈服应力，Ginder等得到最大剪切屈服应力τmax与磁化强度MS的二次方成正比[15]

(2)

式中：τmax为最大剪切屈服应力，Pa；a为材料常数，N/A2；MS为磁化强度，A/m。

结合式(1)、式(2)可得磁流变液剪切屈服应力关系为：

(3)

式中：BS为磁性材料的饱和磁感应强度，T。

由式(3)可知，影响磁流变液剪切屈服应力的因素主要有外加磁场强度、基载液零场黏度及饱和磁感应强度。

磁流变液在无磁场时呈现牛顿流体特性，此时黏度称为零场黏度，其大小与软磁性颗粒体积分数α呈现正相关趋势[16]。在颗粒体积分数较小时，可用Einstein方程[17]表示。如果颗粒体积分数较大，则可以由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为基载液黏度，Pa·s；α为软磁颗粒体积分数。

1—阀头底座；2—无磁弹簧；3—弹簧通孔压座；4—钻井液平衡弹簧；5—钻井液平衡弹簧底座；6—电磁场发生器；7—无磁外筒。图3 磁流变液制动组结构模型Fig.3 Structural model of magnetorheological fluid brake set

由图3可知，磁流变液存在于阀头底座下端和钻井液平衡弹簧底座上端之间。无磁弹簧、弹簧通孔压座、电磁场发生器都完全浸泡于磁流变液之中，电磁场发生器通过线路槽与电源控制系统连接。为了更好地分析电磁场发生器在结构中产生磁场的分布情况，选取应用于理论计算的电磁场发生器部分的结构模型(见图4)。参考实际钻井现场井下工具尺寸，用于随钻测斜的磁流变液脉冲发生器该段内径为40 mm，设置电磁场发生器与内径贴合，尺寸为40 mm，高度为50 mm，磁导绕管内部流通磁流变液的通道内径为20 mm，磁流变液充分填充于磁导绕管上下表面及内部通孔的腔室。其中，壳体材质为4340不锈钢，螺线圈材质为铜，磁导绕管材质为10号低碳钢。

图4 电磁场发生器部分的结构示意图Fig.4 Schematic structure of electromagnetic field generator

为了更好地完成磁流变液的状态转化，实现有效制动，在线圈的选择和设计时，采用螺线圈缠绕的方式使得磁场能均匀且密集地分布。线圈线径为2 mm，螺距为2 mm，研究内圆直径分别为22、23、24、25、26、27及28 mm时的磁场强度及磁感线分布情况，从而研究线圈与磁流变液之间的壁厚对磁场强度及磁感线分布情况的影响。由于螺距和线径的限制，在磁导绕管上螺线圈密集缠绕，在模拟时采用等效截面进行处理。

磁流变液采用的是MRF-J25T型[19]，其材料属性为：密度2.65 g/cm3，零场黏度0.8 Pa·s，最小屈服应力50 kPa，磁化性能379.64 kA/m。

2.2 磁流变液式负脉冲发生器磁场理论研究

依据磁流变液式负脉冲发生器中电磁场发生器的结构，在螺线圈缠绕的磁导绕管内部存在圆柱形状的腔室以容纳磁流变液，磁导绕管的壁厚影响磁流变液内部的磁感应强度与磁感线分布，因此需分析其变化规律并确定磁导绕管的壁厚。

在磁流变液的建模过程中主要依据麦克斯韦(Maxwell)方程组，其中还涉及到安培环路定理及高斯磁通定理[20-22]。在微分形式下的Maxwell方程组为：

(6)

式中：c为与磁流变液材料相关的常数；B为磁感应强度矢量，T；ρ为自由电荷体密度，C/m3；E为电场强度矢量，V/m；j为传导电流密度，A/m2；ε0为介电常数，C2/(N·m2)；t为时间，s。

在实际求解过程中，通常需引入磁矢量势A，对式(6)简化处理，同时定义辅助函数：

B=∇×A

(7)

通过此辅助函数可求得磁矢量势A，从而求得磁通密度。将式(7)的辅助函数代入到安培环路定理和高斯磁通定理中可得：

目前我国养猪业的痛点是市场而不是技术，是数据而不是概念，不从育种、品质和特色上调整养猪业的结构，为消费者真正提供风味特色的安全猪肉，仅从改善养猪的辅助设备上下功夫，让消费者感觉似乎“刷脸”的猪就是安全的，并不是真正解决问题的做法。需要注意的是，眼前有些养猪企业在众多新概念的影响下盲目拉高硬件水平，将养猪以来多年的积累变成了设备和设施，给行业造成额外的负担。作为传统行业，我们既要敢于勇于拥抱互联网、高科技，更要善于精于做强行业自身优势和特点，方能在巨变的时代大潮中更好更高质量地赢得发展先机。

(8)

式中：μ为磁导率，H/m；A为磁矢量势，10-11×Wb/m。

本文求解磁流变液式负脉冲发生器中电磁场分布时，所求得的是稳定的磁场，因此可以对上述方程的时间项进行省略处理，进而得到如下所示的泊松方程[23]：

∇2A=-μj

(9)

通过上述分析，本文通过改变磁导绕管的厚度，分析厚度由1.0 mm变为3.5 mm，步进值为0.5 mm时，在电流一定的情况下研究磁导绕管厚度对磁场分布及磁感应强度的影响。在确定了磁导绕管厚度的情况下，再分析磁导绕管上的螺线圈内电流对磁感应强度的影响。

3 电磁场发生器仿真分析

在完成电磁场发生器结构设计后，通过ANSYS Electronics软件对模型进行有限元仿真分析，以期研究其磁场分布。在边界条件设置中，定义求解器为Maxwell求解器，设置磁流变液式负脉冲发生器中电磁场发生器各个零部件的材料参数，定义激励方式为3 A的电流激励，设置完成后进行网格剖分并求解，得到磁场分布，如图5所示。

图5 电磁场发生器磁场分布Fig.5 Magnetic field distribution of electromagnetic field generator

电磁场发生器内部磁场磁感线分布由上至下，为了获得电流一定情况下磁导绕管厚度对磁场分布及磁感应强度的影响，分析了在磁导绕管厚度由1.0 mm变为3.5 mm时，磁场分布及磁感应强度云图，结果如图6所示。

图6 电磁场发生器磁导绕管不同厚度时YOZ截面磁感应强度Fig.6 Magnetic induction intensity of YOZ section at different thicknesses of magnetic permeance tube of electromagnetic field generator

由图6可知，随着电磁场发生器磁导绕管的厚度增加，最大磁感应强度呈现下降趋势，在磁导绕管的壁面附近磁感应强度较强，磁导绕管内部的磁流变液也同样受到较强的磁场作用。但是位于磁导绕管上部和下部的磁流变液部分的磁感应强度较弱，此处磁流变液相较于磁导绕管内部的磁流变液更加不容易发生磁流变效应。由此可知，磁流变液脉冲发生装置的电磁场制动装置主要是依靠磁导绕管上的螺线圈产生作用于磁导绕管内部的感应磁场来实现制动，从而实现磁流变液的磁流变效应，进而控制阀头的运动。

为了更为直观地呈现在磁导绕管不同厚度情况下磁导绕管内部电磁场感应强度及分布的变化规律，沿着OZ轴即磁导绕管的中心轴采集有限元仿真数值，绘制在磁导绕管不同厚度情况下磁感应强度分布曲线，结果如图7所示。

图7 电磁场发生器磁导绕管不同壁厚情况下OZ轴位移与磁感应强度关系Fig.7 Relation between OZ axis displacement and magnetic induction intensity at different wall thicknesses of magnetic permeance tube of electromagnetic field generator

由图7可知，在磁导绕管内部，磁感应强度整体分布趋势随磁导绕管的壁厚改变并无变化，整体呈现类似于正态分布，处于磁导绕管中心位置的磁感应强度最大，处在磁导绕管上下端面处的磁感应强度则很小。随着磁导绕管壁厚的增加，其内部磁感应强度最大值呈现负增长趋势。当磁导绕管壁厚增加至2 mm以后，随着磁导绕管壁厚继续增加，磁感应强度最大值的减小量呈现相对固定的趋势。因此，对于磁导绕管壁厚，影响磁导绕管内部最大磁感应强度变化的区间为0～2 mm，后续分析中均采用2 mm壁厚的磁导绕管模型。

由上述分析可知，磁流变液式负脉冲发生器的制动性能不仅与磁流变液的零场黏度、基载液黏度和颗粒体积分数有关，也与作用于磁流变液的磁场强度有关。前者可以通过依据实际情况选取特定的磁流变液作为工作材料，后者则需要通过改变电磁场发生器上电流的大小来引起磁感应强度的变化。为得到不同电流情况下引起的磁感应强度的分布及变化规律，分析电磁场发生器中螺线圈内部的电流变化区间为1.0～3.5 A，步进值为0.5 A，通过ANSYS Electronics软件采用Maxwell求解器对有限元模型进行求解。

前文分析已得到在电磁场发生器磁导绕管内部的磁感应强度相较于其他部分高，说明在磁流变液式负脉冲发生器发挥制动性能时，主要是该部分的电磁场作用于对应位置的磁流变液，从而产生磁流变效应以实现制动的相关要求。为了研究磁导绕管内部的电磁场感应强度分布特性，绘制了YOZ截面的磁感应强度及分布规律云图，如图8所示。

由图8可知，随着电磁场发生器螺线圈的电流由1.0 A增大至3.0 A，作用于磁流变液的电磁场也在不断增加，两者呈现正相关趋势。由图8a可知电流为1.0 A时，电磁场发生器磁导绕管内部的电磁场感应强度极弱，中心线附近的磁场区域仍然为低强度磁场，在实现制动时响应速度及制动性能均不好。由图8b～图8d可知，电磁场发生器磁导绕管内部的电磁场处于中等强度的磁场区域面积由中间向上、下两端逐渐扩大，最终呈现近似四边形的中等强度的电磁场区域。由图8e～图8f可知，当电流由3.0 A增加至3.5 A时，电磁场发生器的磁导绕管壁处的电磁场强度较大，但是对其内部区域的电磁场分布情况影响不大，仍然呈现为近似于四边形的中等强度的电磁场区域。

为了更加清晰地呈现在螺线圈电流改变的情况下磁导绕管内部电磁场感应强度分布及变化规律，沿OZ轴采集有限元仿真数值，绘制螺线圈内部不同电流情况下沿OZ轴的磁感应强度分布曲线，结果如图9所示。

图9 电磁场发生器螺线圈电流不同情况下OZ轴位移与磁感应强度关系Fig.9 Relation between OZ axis displacement and magnetic induction intensity under different solenoid currents of electromagnetic field generator

由图9可知，随着电磁场发生器螺线圈上电流的不断增大，电磁场发生器几何中心附近的最大电磁场感应强度也在不断增加，且呈现沿OZ轴先增加后减小的趋势。对于所分析的电流情形，不论电流为多少，都是处于整个电磁场发生器几何中心位置附近的电磁场感应强度最大。由此可知，在磁流变液式负脉冲发生器需要制动阀头时，处于几何中心附近的磁流变液受到较高强度的磁场作用，因此这一部分的磁流变液首先产生磁流变效应并实现制动功能。

为明确不同电流情况下处于几何中心附近的电磁场感应强度变化，绘制了应用于数据采集的以几何中心为原点，磁导绕管内径为半径的几何平面，在该平面上随着半径增加而导致平面圆周周长不断增加。研究周长不断增加情况下，圆周上平均电磁感应强度的变化趋势，以及周长与圆周上平均电磁感应强度关系，结果如图10所示。图10a中由里到外电流依次为1.0、1.5、2.0、2.5、3.0及3.5 A。图10b为图10a中分布于120°～150°的局部放大图。图10c～图10h分别为电流不同时分布于120°～150°之间的磁感应强度及变化趋势，水平线代表0°～360°之间的平均感应强度。

图10 不同电流时磁感应强度沿平面圆周长变化特性Fig.10 Variation of magnetic induction intensity along plane circumference under different currents

由图10a和图10b可知，电流由1.0 A增加至3.5 A时，最大磁感应强度都随着圆周的不断增加整体增加趋势为波动式，这表明作用于磁流变液的磁感应强度受电磁场产生的动态电场影响。由图10c～图10h可知，随着电流不断增加，平均磁感应强度呈现正相关趋势，这表明针对不同类型磁流变液的制动功能，可以通过改变其电流来实现。在不同电流情况下，其波动周期大致相同，与电流频率有关。为了提高其稳定性，可以优选电流频率从而产生相对稳定的磁场，最终实现有效且稳定的制动。

4 结束语

目前随钻测量应用不断增多，为高效地获取钻进时的实时数据，研制低延迟、低功耗及高精度的脉冲发生器紧迫且必要。本文将磁流变液应用于随钻测斜的脉冲发生器研发之中。首先将磁流变液运用于随钻测斜的脉冲发生器，设计了磁流变液式负脉冲发生器，分析了外加磁场强度、基载液动力黏度、饱和磁感应强度、磁流变液材料参数和磁导绕管壁厚等参数对磁感应强度的影响，确定了易于控制的变量。

在确定磁流变液类型的基础上，分析了不同磁导绕管壁厚、不同电流强度下磁感应强度的大小及磁场的分布情况，通过磁场分布云图及数据分析，确定了磁导绕管壁厚及电流强度对磁场分布及电磁感应强度的影响规律，在此基础上进行了优化设计。