馮 進，遲少林，張慢來，陳 維，黃新宇

（1.長江大學機械工程學院，湖北荊州 434023；2.中國石油天然氣集團公司氣舉試驗基地多相流研究室，湖北武漢 430100）

海上平臺廣泛應用叢式井，由于其井數(shù)多、井距小，井眼一旦發(fā)生碰撞，會導致套管破損、鉆井液泄露，若被碰撞的井為生產井，則會直接影響產量，甚至停工停產[1-2]，因此進行井眼軌道設計和鉆井時都要注意防碰。為了防止井眼發(fā)生碰撞，在所鉆井底部安裝震源發(fā)生器，在鄰井或地面安置震源信號接收器，當震源發(fā)生器發(fā)生震擊時，會產生強有力的震擊信號，震源信號接收器接收到該震擊信號后，會計算出震源位置，從而監(jiān)測兩井的相對位置，然后根據(jù)安全要求，采取相應的防碰技術措施。工程上通過井眼軌道設計、隨鉆測量和防碰掃描等技術防止兩井相碰：井眼軌道設計時留出了防碰距離，但在鉆進時，因產生各種誤差，井眼軌跡會偏離井眼軌道，這時要通過兩井的隨鉆測量數(shù)據(jù)計算兩井間的距離，防止兩井相碰；或利用防碰掃描技術防止兩井相碰。隨鉆測量技術在鉆進硬地層時能充分發(fā)揮其作用，但在鉆進軟地層時由于產生的信號不穩(wěn)定或強度不夠會導致信號破譯失??；防碰掃描能較好地估算中遠距離的井距，但井距較近時精度達不到要求[3-5]。

J.R.Bailey[6]開發(fā)的連續(xù)鉆頭定位系統(tǒng)和美國Western Atlas International 公司開發(fā)的TOMEXTM 系統(tǒng)[7]都以鉆頭破巖產生的震動為震源，但在鉆進軟地層時產生的震源強度不足。劉剛等人[8-9]設計的機械式井下震源發(fā)生器能產生合適的震源強度，但由于工藝較復雜，限制了其推廣應用。邵冬冬等人[10]研制的水力脈沖鉆井工具在斜井和大位移井中能產生足夠的能量，但井下工藝更加復雜。李博[11]利用MATLAB 軟件模擬分析了YZX 液動沖擊器性能的影響因素：隨著流量或沖錘質量增大，沖擊功和沖擊功率增大；隨著沖錘自由行程增長，沖擊頻率和能量利用率降低。葉曉平等人[12]利用MATLAB 軟件模擬了雙作用液動沖擊器的輸出性能，其結果和實際工況相仿；Wu Tao 等人[13]利用ANSYS 有限元軟件分析了潛孔錘的沖擊應力，認為潛孔錘采用滑動軸承可以延長其疲勞壽命。

傳統(tǒng)機械式震源發(fā)生器在停鉆時通過大幅提拉鉆柱進行蓄能，再采取推拉活塞的方式釋放沖錘能量。針對傳統(tǒng)機械式震源發(fā)生器存在的問題，筆者等人設計了一種能產生強沖擊且操作便捷的液壓蓄能式井下震源發(fā)生器，正常作業(yè)時能利用鉆井液給沖擊裝置蓄能且不產生誤震，需要測井距時，通過簡單的操作便能獲得沖擊功。為了使井下震源發(fā)生器性能最佳，基于CFD 技術模擬分析了彈簧剛度、沖錘質量、節(jié)流面積、出口直徑和數(shù)量等設計參數(shù)對震源發(fā)生器動力性能的影響，并基于分析結果進行了正交試驗，得到了設計參數(shù)最優(yōu)組合。

1 井下震源發(fā)生器結構與原理

井下震源發(fā)生器主要由活塞、沖錘、彈簧、鐵砧和延時裝置等組成，如圖1 所示。該發(fā)生器的基本工作原理是通過液壓裝置蓄能，利用彈簧力驅動沖錘沖擊鐵砧，產生較大的震擊力。

圖1 井下震源發(fā)生器結構示意Fig.1 Schematic diagram of downhole seismic generator

正常鉆進時，井下震源發(fā)生器不會產生震擊，只是作為鉆具的一部分傳遞扭矩和鉆壓。鉆井液推動活塞并帶動沖錘在軸向上運動，壓縮彈簧蓄能，而沖錘和活塞組合處于鋼球卡點處時，鋼球部分伸出卡住沖錘的弧形下端。為防止即拉即震或誤震，設計了液壓延時裝置，其工作原理是高壓鉆井液通過單向閥進入液壓腔中，當停泵微提鉆柱時，鐵砧在下接頭所連接動力鉆具的重力和摩擦力作用下壓縮液壓腔，迫使鉆井液通過細縫擠出，起到延時作用；延時結束后，止推套筒也相應下行一小段距離，鋼球在彈簧力的作用下退縮到外筒和固定套筒之間的腔體中，即卡點消失，彈簧釋放能量，驅動沖擊錘和活塞組合迅速下行沖擊鐵砧，實現(xiàn)一次有效震擊。

2 模型建立與網(wǎng)格劃分

根據(jù)井下震源發(fā)生器的工作原理，建立了沖錘流道的三維模型，如圖2 所示。為了縮短計算時間、提高計算結果精度，選用六面體網(wǎng)格對沖錘流道模型進行網(wǎng)格劃分，并分析模擬結果與網(wǎng)格的相關性。將沖錘流道模型分別劃分為27×104，32×104，36×104，40×104和53×104個網(wǎng)格，進行模擬計算，得到沖錘運動面最大速度與網(wǎng)格數(shù)量之間的關系，如圖3 所示。從圖3可以看出，當網(wǎng)格數(shù)量大于36×104時，數(shù)值模擬結果便與網(wǎng)格數(shù)量無關，為了避免網(wǎng)格數(shù)量過多導致計算機超負荷運行，進行數(shù)值模擬時選擇網(wǎng)格數(shù)量為40×104個。

圖2 沖錘流道模型Fig.2 Flow passage model of impact hammer

圖3 不同網(wǎng)格數(shù)量下沖錘的最大速度Fig.3 Maximum velocity of impact hammer under different mesh numbers

基于CFD 動網(wǎng)格技術，利用Fluent 軟件模擬沖錘運動過程，選擇基于壓力求解方式、瞬態(tài)計算、標準κ-ε湍流模型，流體選擇不同密度鉆井液，壓力出口設為零，在動網(wǎng)格界面定義沖錘運動面和網(wǎng)格更新方式，采用C 語言編制的UDF（user define function）指定運動面的運動形式，采用Coupled 算法求解壓力速度耦合方程。

3 井下震源發(fā)生器性能影響因素

井下震源發(fā)生器輸出性能的影響因素較多，本文主要分析彈簧剛度、節(jié)流面積、沖錘質量、出口直徑和數(shù)量等結構參數(shù)及鉆井液密度的影響。以沖擊功和沖擊效率最大為優(yōu)化目標，通過調整井下震源發(fā)生器結構參數(shù)和水力參數(shù)（如流量、背壓、沖錘結構尺寸等），分析單因素對震源發(fā)生器性能的影響及采用正交試驗分析多因素的影響，優(yōu)選井下震源發(fā)生器的最佳結構參數(shù)。

3.1 沖錘輸出性能參數(shù)變化規(guī)律

分析各因素對沖錘輸出性能的影響，需要了解沖錘一個運動行程內各輸出性能參數(shù)的變化。為此，利用CFD 軟件模擬了沖錘一個行程內各輸出性能參數(shù)的變化，結果如圖4 所示。

圖4 沖錘一個行程內各輸出性能參數(shù)的變化規(guī)律Fig.4 Variation law of output parameters of the impact hammer within a stroke

從圖4 可以看出：沖錘速度的變化趨勢是先升高后降低，這是因為彈簧力逐漸減小，而流體阻力相對增大，導致沖錘加速度逐漸變??；沖錘的位移與時間呈二次函數(shù)關系，可認為每一個微小時間段內加速度恒定，符合勻加速運動規(guī)律；沖錘沖擊功的變化趨勢與沖錘速度相似；沖錘的沖擊效率也是先增大后減小，這是因為沖錘起始階段的動能是逐漸增加的，之后彈簧的彈性勢能和沖錘的重力勢能不只是轉化為沖錘的動能，還轉化為其他形式的能量，導致沖錘的動能增加量相對勢能減少量要小，造成后期沖錘沖擊效率減小。

3.2 單因素變化對輸出性能的影響

3.2.1 彈簧剛度

彈簧是井下震源發(fā)生器的主動力蓄能裝置，直接影響井下震源發(fā)生器的動力輸出性能，故有必要分析彈簧剛度對沖錘動力性能的影響。欲使沖錘獲得最佳輸出性能，應該在彈簧形變范圍內運動，故以彈簧實際行程為運動行程。井下震源發(fā)生器彈簧的相關參數(shù)見表1。

表1 彈簧的相關參數(shù)Table 1 Relevant parameters of spring

保持井下震源發(fā)生器其他結構參數(shù)和水力參數(shù)不變，利用CFD 軟件模擬不同彈簧剛度下沖錘的輸出性參數(shù)，結果如圖5 所示。從圖5 可以看出：隨著沖錘彈簧剛度增大，沖錘的最大速度呈遞增趨勢，而沖錘位移則隨著沖錘彈簧剛度增大呈減小趨勢，彈簧剛度越大，達到最大速度的位移越??；沖錘的沖擊功和沖擊效率均呈遞增趨勢，沖錘速度、沖擊功呈線性增大，而沖擊效率的遞增幅度逐漸減小，這是由于沖錘運動行程加長，阻力做負功，沖錘的動能增加量相對勢能減少量減小的緣故；沖錘的位移與彈簧選型有關。

圖5 不同鉆井液密度下沖錘輸出性能參數(shù)隨彈簧剛度的變化Fig.5 Variation of the output performance parameters of impact hammer with spring stiffness under different drilling fluid densities

從圖5 還可以看出，沖錘在不同密度的鉆井液中工作時，隨著彈簧剛度增大，沖錘輸出性能參數(shù)的變化規(guī)律基本相同。井下震源發(fā)生器在密度相對較低的鉆井液中工作，沖錘可獲得更佳的輸出性能。彈簧剛度為54.81 N/mm 時，在密度1100 kg/m3鉆井液中工作與在密度1200 kg/m3鉆井液相比，沖錘最大速度提高了2.79%，最大沖擊功提高了6.03%，最大速度對應的沖擊效率提高了3.93%，但達到最大速度所對應的位移也相應增大了3.58%，而達到最大速度的實際行程不足90 mm，增加的位移可忽略。

3.2.2 節(jié)流面積

井下震源發(fā)生器的其他結構參數(shù)不變，改變節(jié)流面積，利用CFD 軟件模擬不同節(jié)流面積下沖錘的輸出性能參數(shù)，結果如圖6 所示。從圖6 可以看出：隨著節(jié)流面積增大，沖錘的各項輸出性能參數(shù)呈遞增趨勢，且增大速率逐漸變小，這是因為節(jié)流面積變大，對沖錘的阻力變小，沖錘動能相對增大；沖錘位移增大，這是因為阻力隨著節(jié)流面積增大而減小，加速度轉換方向的時間延長，達到最大速度的時間也會延長，則位移增大；節(jié)流面積增大到一定值之后，節(jié)流面積繼續(xù)增大，沖錘速度的增大幅度變小，說明繼續(xù)增大節(jié)流面積對沖擊功影響不顯著，這為節(jié)流面積的選擇提供了依據(jù)。從圖6 還可以看出，節(jié)流面積為2875.19 mm2時沖錘的輸出性能最佳。

圖6 沖錘輸出性能參數(shù)隨節(jié)流面積變化的規(guī)律Fig.6 Variation laws of output performance parameters of impact hammer with throttling area

3.2.3 沖錘質量

井下震源發(fā)生器的其他結構參數(shù)不變，改變沖錘質量，利用CFD 軟件模擬不同沖錘質量下沖錘的輸出性能參數(shù)，結果如圖7 所示。從圖7 可以看出：隨著沖錘質量增大，沖錘的最大速度呈下降趨勢，這是由于沖錘合外力變化不明顯，而沖錘質量增加相對突出，使加速度變小的緣故；沖錘的沖擊功呈遞增趨勢，沖擊功與沖錘質量和沖錘速度平方的乘積正相關，沖錘質量增大幅度相對于沖錘速度的降低幅度更大，使沖擊功呈增長趨勢；沖擊效率呈遞增趨勢并逐漸趨于平緩，這是因為沖錘總勢能轉化為沖錘動能的量隨著沖錘質量增大而增大，但阻力做功的增量亦會增大，且大于動能增量，使沖擊功增量相對減少。因此，可根據(jù)優(yōu)化目標和沖錘質量的特性曲線選擇沖錘質量，以獲得最佳的輸出性能。

3.2.4 出口直徑和數(shù)量

圖7 沖錘輸出性能參數(shù)隨沖錘質量變化的規(guī)律Fig.7 Variation laws of output performance parameters of hammer with its mass

圖8 沖錘輸出性能參數(shù)隨出口數(shù)量變化的規(guī)律Fig.8 Variation laws of output performance parameters of impact hammer with the number of outlets

井下震源發(fā)生器出口數(shù)量和出口直徑影響流道中鉆井液及時排出。保持井下震源發(fā)生器的其他結構參數(shù)不變，僅改變出口數(shù)量或出口直徑，利用CFD 軟件模擬分析了不同出口數(shù)量和不同出口直徑時的沖錘輸出性能參數(shù)，結果如圖8 和圖9。從圖8 和圖9 可以看出：隨著井下震源發(fā)生器出口數(shù)量增多或出口直徑增大，沖錘的最大速度呈遞增趨勢，但遞增趨于變緩，這是因為在沖錘勢能不變的條件下，無論是出口數(shù)量增多還是出口直徑增大，都使水力阻力減小，使沖錘合外力為正，之后沖錘勢能降低，阻力相對穩(wěn)定，沖錘加速度變小，沖錘速度增大趨勢變緩；沖錘的沖擊功呈遞增趨勢，這是因為沖擊功與沖錘速度正相關，沖擊功與沖錘速度協(xié)同變化；沖擊效率呈遞增趨勢，則是因為沖錘總勢能轉化為沖錘動能的增量呈上升趨勢；沖錘速度和沖擊功后期增長緩慢，說明出口數(shù)量繼續(xù)增多或出口直徑繼續(xù)增大對沖擊功的影響不顯著，因此可以選擇相對較少的出口數(shù)量或較小的出口直徑，使沖錘獲得最佳輸出性能。

圖9 沖錘輸出性能參數(shù)隨出口直徑變化的規(guī)律Fig.9 Variation laws of output performance parameters of impact hammer with outlet diameter

3.3 多因素對沖錘輸出性能的影響

上文分析了單因素對井下震源發(fā)生器輸出性能的影響，而優(yōu)化井下震源發(fā)生器的綜合性能時，一般采用正交試驗方法評估各因素對沖錘輸出性能影響的顯著性[14-18]。因此，設計了六因素三水平正交試驗的因素和水平（見表2），選擇L8（27）作為正交試驗方案，以沖擊功為考察指標，利用CFD 軟件模擬計算了沖擊功，結果見表3（其中，為各因素指標的均值）。對正交試驗結果進行了方差分析，結果見表4（其中，A，B，C，D，E 和F 為各因素代號）。

表2 各影響因素的水平Table 2 The level of each influencing factors

表3 正交試驗方案及試驗結果Table 3 Orthogonal test scheme and the test results

4 結論

1）設計了一種蓄能式井下震源發(fā)生器，建立了正源發(fā)生器沖錘的流道模型，基于CFD 動網(wǎng)格技術分析了沖錘的運動規(guī)律。

2）采用單因素分析法，分析了各因素對井下震源發(fā)生器輸出性能的影響，結果表明：節(jié)流面積、出口數(shù)量、出口直徑和鉆井液密度與井下震源發(fā)生器輸出性能參數(shù)呈正相關關系；彈簧剛度越大，沖錘最大沖擊功對應的位移越??；沖錘的質量越大，沖錘的速度越小。

3）采用正交試驗法，通過方差分析了各因素對井下震源發(fā)生器輸出性能的影響，發(fā)現(xiàn)出口直徑對井下震源發(fā)生器輸出性能的影響極為顯著，而鉆井液密度對其影響不顯著，并根據(jù)分析結果篩選出最優(yōu)的結構參數(shù)組合方案。

表4 正交試驗方差分析結果Table 4 Variance analysis of orthogonal test