馮 進， 魏 俊

(長江大學機械工程學院，湖北荊州 434023)

柱閥結構參數(shù)對渦輪式壓力脈沖發(fā)生器性能的影響

馮 進， 魏 俊

(長江大學機械工程學院，湖北荊州 434023)

針對現(xiàn)有水力脈沖振蕩工具的動力系統(tǒng)及脈沖發(fā)生裝置所存在的問題，提出了一種基于柱閥系統(tǒng)的渦輪式壓力脈沖發(fā)生器，重點研究了柱閥結構參數(shù)對壓力波形和波幅的影響。以閥芯柱面開口扇形角、閥座周向過流槽的軸向長度、固定節(jié)流孔數(shù)量與直徑等參數(shù)為變量，并最終統(tǒng)一為柱閥的固定過流面積和周向過流面積，應用仿真軟件Fluent模擬研究了不同結構參數(shù)對壓力波形和波幅的影響規(guī)律。研究結果顯示，柱閥的結構參數(shù)對脈沖發(fā)生器的性能影響非常顯著：當鉆井液流量一定時，固定節(jié)流總過流面積主要影響脈沖壓力的最大值，不會改變脈沖壓力高壓區(qū)的寬度；可變的周向過流面積主要影響脈沖壓力高壓區(qū)的寬度，不會改變脈沖壓力幅值。該研究結果對不同工況所要求的壓力波形波幅的設計及井下脈沖振蕩工具的優(yōu)化設計具有參考價值。

壓力脈沖發(fā)生器；柱閥；結構參數(shù)；壓力波；波形；波幅；數(shù)值模擬

油氣井鉆井時應用水力脈沖振蕩工具，能大幅度降低因鉆桿柱與井壁接觸而產生的摩擦扭矩和摩擦阻力，對提高機械鉆速、改善工具面控制性、降低鉆桿和鉆頭磨損、延長井底鉆具組合的使用壽命具有顯著效果[1-4]。水力脈沖振蕩工具的工作性能與脈沖頻率、壓力波形和波幅密切相關。當工作流量一定時，脈沖頻率由馬達的工作轉速確定，壓力波形和波幅由脈沖發(fā)生裝置的幾何參數(shù)確定。目前，鉆井作業(yè)中常用的脈沖振蕩工具是水力振蕩器，以NOV公司生產的水力振蕩器為例，其主要由振蕩短節(jié)、動力系統(tǒng)及軸閥系統(tǒng)(脈沖發(fā)生系統(tǒng))組成[2-4]，當鉆井液通過水力振蕩器的馬達時，轉子旋轉并帶動偏心孔動閥盤相對靜閥盤運動，使過流面積呈周期性變化，從而產生周期性變化的壓力脈沖[4]。NOV水力振蕩器在應用中也存在一些問題：動閥盤與靜閥盤接觸壓力高，易發(fā)生磨損失效；在高密度鉆井液中工作時，馬達定子和轉子磨損嚴重；受高溫工作環(huán)境的影響，動力性能不可靠[5-6]。Cui Longlian等人[7]提出了一種可調頻脈沖振蕩工具，并分析了脈沖頻率與動閥結構參數(shù)之間的關系，該工具所使用的動閥與靜閥直接接觸，易導致端面磨損。王杰等人[8]提出了一種渦輪驅動水力振蕩器，其脈沖裝置采用的是一種雙偏心脈沖閥系統(tǒng)，渦輪驅動偏心閥高速旋轉產生的離心力過大，縮短了軸承壽命。

針對現(xiàn)有水力脈沖振蕩工具存在的問題和不足，筆者提出了一種采用柱閥作為脈沖發(fā)生裝置的渦輪式壓力脈沖發(fā)生器，渦輪驅動柱閥閥芯同心旋轉，使柱閥周向過流面積呈周期性變化，從而產生周期性變化的壓力波。根據(jù)柱閥的結構特點，以閥芯柱面開口扇形角、閥座周向過流槽的軸向長度和閥座固定節(jié)流孔數(shù)量與直徑等參數(shù)為變量，用流體仿真軟件Fluent模擬了系統(tǒng)壓力脈沖特性，研究了柱閥的結構參數(shù)對壓力波形和波幅的影響規(guī)律，以期為不同工況所要求的壓力波形波幅設計及井下脈沖振蕩工具的優(yōu)化提供依據(jù)。

1 渦輪式壓力脈沖發(fā)生器結構及原理

1.1 基本結構

渦輪式壓力脈沖發(fā)生器的結構見圖1。該壓力脈沖發(fā)生器采用柱閥作為脈沖發(fā)生裝置，主要由動力系統(tǒng)、壓力平衡單元及柱閥系統(tǒng)3部分組成。動力系統(tǒng)包括蘑菇頭、渦輪軸、上扶正軸承、下扶正軸承、推力軸承及裝在渦輪軸上的渦輪組，壓力平衡單元包括壓力平衡裝置固定端和承壓端，柱閥系統(tǒng)由閥芯和閥座組成。

1.2 脈沖壓力形成原理

柱閥系統(tǒng)是渦輪式壓力脈沖發(fā)生器的脈沖發(fā)生裝置，圖2為其裝配簡圖。該柱閥系統(tǒng)完全由金屬元件組成，受鉆井液密度和高溫環(huán)境的影響較小，不存在端面接觸磨損，工作可靠。另外，該柱閥系統(tǒng)采用壓力平衡單元，可大幅降低推力軸承的載荷，有效延長壓力脈沖發(fā)生器的使用壽命。

圖1 渦輪式壓力脈沖發(fā)生器的結構Fig.1 Structure of the mud pulse generator driven by turbine1.下接頭;2.閥芯；3.閥座；4.壓力平衡裝置；5.推力軸承；6.軸承端蓋；7.下扶正軸承；8.渦輪轉子；9.渦輪定子；10.渦輪軸；11.殼體；12.上扶正軸承；13.蘑菇頭；14.上接頭

圖2 柱閥系統(tǒng)裝配簡圖Fig.2 The assembly diagram of the cylindrical valve system

當鉆井液經過渦輪式壓力脈沖發(fā)生器時，渦輪將鉆井液的壓能轉化為機械能，使渦輪軸旋轉并將動力傳遞給柱閥的閥芯，閥芯隨渦輪軸同步旋轉。閥芯裝在閥座中心孔內且同心，在閥座和閥芯的柱面上分別開有矩形和扇形過流槽，閥芯旋轉時閥座和閥芯的過流槽出現(xiàn)周向錯位，使實際周向過流面積呈由大到小的周期性變化。在鉆井液流量一定時，實際周向過流面積的周期性變化使柱閥上部鉆井液壓力也呈周期性變化，實際周向過流面積最小時柱閥上部鉆井液壓力最大，反之則最小。在一個周期內柱閥上部鉆井液最大壓力與最小壓力的差值為脈沖壓力幅值，其大小應滿足振蕩工具正常工作的要求。另外，為防止在最小過流面積時產生憋壓現(xiàn)象，在閥座的端面上設計了固定節(jié)流孔，其孔口數(shù)量及直徑根據(jù)脈沖壓力幅值要求而定。

2 柱閥的流道模型及模擬分析

2.1 柱閥結構和幾何變量

柱閥由閥座和閥芯組成，閥座與閥芯的基本結構見圖3。閥芯柱面上設計了2個對稱的扇形過流槽；為保證閥芯的結構強度及穩(wěn)定性，閥芯下端設計成圓環(huán)結構；閥座柱面上也設計了2個對稱的矩形截面過流槽，其寬度等于或略大于閥芯外柱面上的過流槽寬度；另外，在閥座中心孔下端設計有倒角結構，可改善鉆井液在柱閥系統(tǒng)處的出流效果，降低對閥芯的沖蝕磨損。

閥芯的結構參數(shù)為：柱面內徑20.0 mm，外徑30.0 mm；閥座柱面內徑30.0 mm，外徑40.0 mm；閥芯和閥座柱面開口上端保持對齊，且閥座下端面到閥芯下端面的距離50.0 mm。為分析柱閥的結構參數(shù)對水力脈沖發(fā)生器性能的影響，選取閥芯柱面開口扇形角α、周向過流槽軸向長度L、固定節(jié)流孔數(shù)量n和直徑d為變量(見圖3)，研究以上變量的不同組合對脈沖壓力波形和波幅的影響規(guī)律。

圖3 閥座與閥芯的基本結構Fig.3 Schematic diagram of the valve seat and core

2.2 柱閥系統(tǒng)流道模型的建立及網(wǎng)格劃分

用三維建模軟件SolidWorks[9]建立了該柱閥系統(tǒng)的流道模型，考慮進、出口過流斷面上流動參量的充分發(fā)展要求，分別在閥門系統(tǒng)入口和出口處設計了一定的外流道。網(wǎng)格劃分采用了Fluent專用前處理軟件GAMBIT[10]，自動生成Tet/Hybrid(四面體/混合單元)網(wǎng)格(見圖4)，將流道上、下邊界分別定義為進/出口(inlet/outlet)，其他邊界默認為固壁(wall)類型。當n=8，d=9.0 mm，α=50°，L=70.0 mm時，流道模型劃分的四面體網(wǎng)格單元數(shù)為710 813，網(wǎng)格節(jié)點數(shù)為138 826。

圖4 柱閥系統(tǒng)的流道網(wǎng)格模型Fig.4 Mesh model of the flow pass of the cylindrical valve

2.3 數(shù)值模擬分析

采用仿真軟件Fluent進行數(shù)值模擬分析，應用有限體積法求解圓柱坐標系下的三維定常流動N-S方程組[7]。筆者主要研究了當該系統(tǒng)內液體流量為30 L/s時的工作狀況，由模型結構尺寸計算出入口等效速度為8.3 m/s。在Fluent中定義流動介質為水，并選擇二階標準κ-ε模型為計算模型。進口邊界條件為速度入口并給定流體速度大小，速度方向為軸向。出口邊界條件為壓力出口，出口端面壓力為相對零點。出入口的湍流方式均為強度和黏度比，并都設置為10%。在進行不同柱閥系統(tǒng)結構參數(shù)模擬時，進口、出口邊界條件保持不變，每次僅改變一個變量。

3 柱閥結構參數(shù)對脈沖特性的影響

3.1 閥座固定節(jié)流孔數(shù)及直徑的影響

保持閥芯柱面開口扇形角α及周向過流槽軸向長度L不變(α=60°，L=70.0 mm)，分別對6種固定節(jié)流孔數(shù)n與直徑d(n分別為8，6，10，8，8和10；d分別為8.0，10.0，8.0，9.0，10.0和9.0 mm)的柱閥建立流道模型并進行CFD分析。固定節(jié)流孔數(shù)n與直徑d可以用固定節(jié)流總過流面積A1替代，6個模型的A1分別為402.12，471.24，502.66，508.94，628.32和636.17 mm2，則其對柱閥水力脈沖性能影響情況的模擬結果見圖5。

圖5 固定節(jié)流孔數(shù)n與直徑d對脈沖性能影響情況的模擬結果Fig.5 The effect of the orifice number n and the diameter d on the performances of hydraulic impulse

由圖5可知，閥座下端面固定節(jié)流孔數(shù)與直徑對脈沖壓力波形基本不產生影響，但對脈沖壓力最大值的影響非常顯著。結合固定節(jié)流總過流面積A1可知，隨A1減小，脈沖壓力的最大值顯著增大，但對脈沖壓力的最小值、高壓區(qū)寬度和脈沖壓力波形曲線的影響不明顯。這表明，通過控制固定節(jié)流總過流面積，可以方便地獲得所需脈沖壓力幅值。

3.2 閥芯柱面開口扇形角的影響

保持閥座周向過流槽軸向長度L和固定節(jié)流總過流面積A1不變(L=70.0 mm，A1=508.94 mm2)，分別對5種不同扇形角α(α分別為40°，50°，60°，70°和80°)的柱閥建立流道模型并進行CFD分析。α對柱閥水力脈沖性能影響情況的模擬結果見圖6。

圖6 扇形角α對水力脈沖性能影響情況的模擬結果Fig.6 Effects of fan angle α on the performance of hydraulic pulse

由圖6可知：隨著扇形角α增大，高壓區(qū)變窄，但不影響脈沖壓力的最大值，α等于80°時恰好出現(xiàn)了單峰波形；當扇形角α較大時，柱閥系統(tǒng)周向過流面積較大，導致系統(tǒng)脈沖壓力最小值變小。進一步研究表明，當閥座周向過流槽的寬度與閥芯周向過流槽的寬度相等時，對α大于80°的柱閥，壓力脈沖波形呈單峰狀，柱閥系統(tǒng)將不會出現(xiàn)全關閉的狀態(tài)，導致系統(tǒng)壓力的最大值降低。通過模擬試驗可以發(fā)現(xiàn)，改變α值可以方便地控制系統(tǒng)高壓區(qū)寬度，對脈沖壓力波形影響較小。

3.3 閥座周向過流槽軸向長度的影響

保持固定節(jié)流總過流面積A1和閥芯柱面開口扇形角α不變(α=60°，A1=508.94 mm2)，分別對5種周向過流槽軸向長度L(L分別為60，65，70，75和80 mm)的柱閥建立流道模型并進行CFD分析。L對柱閥水力脈沖性能影響情況的模擬結果見圖7。從圖7可以看出，L對脈沖壓力性能幾乎沒有影響。

圖7 周向過流槽軸向長度L對水力脈沖性能影響情況的模擬結果Fig.7 Effects of L on the performance of hydraulic pulsSe

3.4 模擬結果綜合分析

由上述模擬結果可知，固定節(jié)流孔數(shù)n與直徑d主要通過改變柱閥系統(tǒng)固定節(jié)流總面積而影響系統(tǒng)脈沖壓力，當柱面過流面積最小時，鉆井液主要由閥座固定節(jié)流孔向井底傳遞，因此用閥座固定節(jié)流總過流面積A1表征該結構參數(shù)的影響更具代表性。A1的計算公式為：

(1)

閥芯柱面開口扇形角α、閥座周向過流槽軸向長度L主要通過改變柱閥系統(tǒng)周向過流面積A2以影響系統(tǒng)脈沖壓力，A2大小主要取決于閥芯柱面開口扇形角α和d1(如圖8所示)。A2的計算公式為：

(2)

圖8 閥芯柱面開口截面Fig.8 Profile of cylinder opening of the cylinder

不同柱閥結構參數(shù)下脈沖壓力極值的模擬結果見表1。表1中，pmax為系統(tǒng)高壓脈沖寬度內的最大平均壓力值，MPa；pmin為系統(tǒng)脈沖壓力的最小值，MPa；壓力波幅Δp=pmax-pmin。

由表1可知：當A1一定時，隨著A2增大，柱閥系統(tǒng)的pmin減小，Δp有所增大但不明顯；當A2一定時，隨著A1減小，柱閥系統(tǒng)的pmax增大，Δp顯著增大。因此，可認為A1主要影響柱閥系統(tǒng)脈沖壓力的最大值，A2主要改變柱閥系統(tǒng)脈沖壓力的最小值。

表1 柱閥系統(tǒng)結構參數(shù)對脈沖壓力的影響

4 結 論

1) 提出了一種采用柱閥系統(tǒng)的渦輪式壓力脈沖發(fā)生器，柱閥的結構參數(shù)對該發(fā)生器的性能影響顯著。對柱閥結構參數(shù)進行合理設計，可以很好地改變壓力脈沖性能，以適應不同鉆井的需要。

2) 柱閥系統(tǒng)采用固定節(jié)流與可變節(jié)流相結合，可方便地控制脈沖壓力波形與幅值，且閥芯與閥座同心，不產生接觸磨損。

3) 鉆井液流量一定時，柱閥的固定節(jié)流總過流面積主要影響脈沖壓力的最大值，而不改變脈沖壓力高壓區(qū)的寬度；可變的周向過流面積主要影響脈沖壓力高壓區(qū)的寬度，不改變脈沖壓力幅值。

4) 模擬研究時未考慮鉆井液沖蝕效應對脈沖壓力的影響，該問題有待進一步研究。

References

[1] 柳鶴，馮強，周俊然，等.射流式水力振蕩器振動頻率分析與現(xiàn)場應用[J].石油機械，2016，44(1)：20-24. LIU He，F(xiàn)ENG Qiang，ZHOU Junran，et al.Vibration frequency analysis of jetting hydraulic oscillator[J].China Petroleum Machinery，2016，44(1)：20-24.

[2] 羅朝東，鄢標，夏成宇，等.水力振蕩器性能影響因素試驗研究[J].石油機械，2016，44(1)：25-28. LUO Chaodong，YAN Biao，XIA Chengyu，et al.Experimental study on the factors impacting the performance of the hydraulic oscillator[J].China Petroleum Machinery，2016，44(1)：25-28.

[3] 余長柏，黎明，劉洋，等.水力振蕩器振動特性的影響因素[J].斷塊油氣田，2016，23(6)：842-845，850. YU Changbai,LI Ming,LIU Yang,et al.Influence factors on vibration characteristics of hydraulic oscillator[J].Fault-Block Oil & Gas Field,2016,23(6):842-845,850.

[4] 明瑞卿，張時中，王海濤，等.國內外水力振蕩器的研究現(xiàn)狀及展望[J].石油鉆探技術，2015，43(5)：116-122. MING Ruiqing,ZHANG Shizhong,WANG Haitao,et al.Research status and prospect of hydraulic oscillator worldwide[J].Petroleum Drilling Techniques,2015,43(5):116-122.

[5] 李永波.石油鉆井用水力振蕩器的設計及分析[D].揚州：揚州大學，2015. LI Yongbo.Design and analysis of hydraulic oscillator for oil drilling[D].Yangzhou:Yangzhou University,2015.

[6] ALALI A,BARTON S P.Unique axial oscillation tool enhances performance of directional tools in extended reach applications[R].SPE 143216,2011.

[7] CUI Longlian,ZHANG Fucheng,WANG Haige,et al.Development and application of adjustable frequency pulse jet generating tool to improve rate of penetration in deep wells[R].SPE 155799,2012.

[8] 王杰，夏成宇，馮定，等.新型渦輪驅動水力振蕩器設計與實驗研究[J].工程設計學報，2016，23(4)：391-395，400. WANG Jie,XIA Chengyu,FENG Ding,et al.Design and experimental study on a new type of turbine driven hydraulic oscillator[J].Journal of Engineering Design,2016,23(4):391-395,400.

[9] 趙罘，楊曉晉，趙楠.SolidWorks2016中文版機械設計從入門到精通[M].北京：人民郵電出版社，2016：42-155,284-288. ZHAO Fu,YANG Xiaojin,ZHAO Nan.SolidWorks2016(Chinese) entry to the master of mechanical design[M].Beijing：People’s Posts and Telecommunications Press,2016:42-155,284-288.

[10] 鄭力銘.ANSYS Fluent 15.0流體計算從入門到精通[M].北京：電子工業(yè)出版社，2015：21-190. ZHENG Liming.ANSYS Fluent 15.0 entry to the mastery of fluid computing[M].Beijing：Publishing House of Electronics Industry,2015:21-190.

[編輯 令文學]

The Effect of Cylindrical Valve Structure on the Performance of Turbine-Driven Mud Pulse Generators

FENG Jin，WEI Jun

(SchoolofMechanicalEngineering,YangtzeUniversity,Jingzhou,Hubei,434023,China)

Because of problems in the power system and also the pulse generating system of the pulse oscillator,mud pulse generators based on the cylinder valve have been developed.This paper reviews the effects of structural parameters of cylindrical valves on waveforms and amplitudes of the pressure.Taking the axial length of the valve seat circumferential opening,and the number of fixed orifices and the diameter of the fixed throttle as variables,the impact of different structural parameters on the pressure waveform are investigated by using CFD and FLUENT.Research results indicate that the structural parameters of the valve have significant influence on the performance of the generator.Under constant flow rate of drilling fluids,the sectional area in the fixed throttle may affect the maximum pulse pressurebut not the high-pressure range.On the other hand,the variable channel of the circumferential flows mainly affects the range of the pulse pressure but not the amplitude.Conclusions of the study may provide necessary reference for the design of the waveforms and amplitudes of pressure under the different working conditions,and thus optimize the design of pulse oscillation tools.

pulse pressure generator;cylinder valve;structural parameter; pulse pressure;amplitude;waveform;CFD simulation

2016-11-28；改回日期：2017-05-01。

馮進(1958—)，男，四川崇州人，1982年畢業(yè)于西南石油學院石油礦場機械專業(yè)，1994年獲北京科技大學礦山機械工程專業(yè)碩士學位，1997年獲石油大學(北京)石油天然氣機械工程專業(yè)博士學位，教授，主要從事機械結構與強度和流體機械優(yōu)化設計及CAD研究。E-mail：feng_jincad@126.com。

10.11911/syztjs.201703011

TE920

A

1001-0890(2017)03-0062-05