井下外磁转子式涡轮发电机设计与试验研究

陈威

doi:10.11911/syztjs.201506021

井下外磁转子式涡轮发电机设计与试验研究

陈威^1,2

1.
中国石油大学(华东)储运与建筑工程学院, 山东青岛 266580;
2.
中石化胜利石油工程有限公司钻井工艺研究院, 山东东营 257017

基金项目:

国家高技术研究发展计划("863"计划)项目"自动垂直钻井系统工程样机研制"(编号:2009AA093501)部分研究内容。

详细信息

作者简介:
陈威(1980—),男,安徽固镇人,2002年毕业于石油大学(华东)机械设计及制造专业,2005年获中国石油大学(华东)机械电子工程专业硕士学位,高级工程师,主要从事随钻测控技术井下控制与工具相关研究。

中图分类号: TE924
计量
- 文章访问数: 2515
- HTML全文浏览量: 96
- PDF下载量: 3329
出版历程
- 收稿日期: 2015-04-15
- 修回日期: 2015-10-27
- 刊出日期: 1899-12-31

Design and Experimental Research on the Downhole Turbine Generator with an Outer Magnetic Rotor

Chen Wei^1,2

1.
College of Pipeline and Civil Engineering, China University of Petroleum(Huadong), Qingdao, Shandong, 266580, China;
2.
Drilling Technology Research Institute, Sinopec Shengli Oilfield Service Corporation, Dongying, Shandong, 257017, China

摘要

摘要: 为了满足自动垂直钻井系统涡轮发电机寿命及功率需求,采用理论计算方法和仿真分析方法确定井下外磁转子式涡轮发电机电气参数,建立仿真分析模型,进行电磁场、场路耦合以及温度场分析,对发电机电磁特性、损耗以及温度变化进行数值模拟。理论计算和数值模拟结果表明,发电机输出功率达到设计额定功率800 W,在额定转速下的最大功率输出时定子稳态温升23 ℃。利用现场试验对理论计算与仿真数据以及发电机寿命进行验证,试验结果为额定转速下最大输出功率1 000 W,稳态定子温升20.5 ℃,仿真与试验数据基本吻合,发电机运行320 h后仍能正常工作。研究表明,井下外磁转子式涡轮发电机功率输出性能达到设计目标,可以为井下各类仪器设备用电源提供技术保障。
- 自动垂直钻井系统 /
- 井下涡轮发电机 /
- 电磁场 /
- 温度场
Abstract: A design and experimental research on downhole outer magnetic rotor turbine alternator was proposed to fulfill the life and power requirements of the turbine alternator in the vertical drilling system.The electrical parameters of the alternator were designed by theoretical and simulation methods,a simulation model was built to carry out electromagnetic field,field-circuit coupling and thermal field simulation,the electromagnetic characteristics,loss and temperature increments data were gained by simulation.The analysis result showed that the power output the alternator reached design targets(800 W),and the maximum stable state tempreture increments at maximum power output were 23 ℃.Then a field experiment was carried out to verify the theoretical calculation and simulation.During the experiment,the stable maximum power output reached 1 000 W,stable state tempreture increments were 20.5 ℃,after 320 h field experiment,the alternator worked normally.The research and experiment shows that the performance of downhole outer magnetic rotor turbine alternator reaches design targets,and it might be a solution to power requirements of vertical drilling system and other downhole instruments.
- automatic vertical drilling system /
- downhole turbine alternator /
- electromagnetic field /
- thermal field

HTML全文

很多陆上探井的完钻井深超过8 000 m，如塔里木油田轮探1井和满深3井的完钻井深分别为8 882和8 010 m；顺北油田鹰1井、蓬1井和顺北5-5H井的完钻井深分别为8 588，8 450和8 520 m^[1-2]。随着井深增加，地层温度快速上升，井深8 000 m处的初始地层温度已超过180 ℃。井下高温对保持钻井液和固井水泥浆性能、防止钻具腐蚀产生不利影响。因此，国内外学者基于数值模型和解析模型预测和分析钻进中的井筒温度分布特征，为钻前优化钻井液等工作液的性能、优选钻具和测量工具提供依据。

其中，通过数值模型求解，即基于能量守恒原理，考虑井筒–地层各控制区域在径向上和轴向上的热交换机理，建立井筒–地层瞬态传热模型（井筒–地层传热数值模型），并应用有限差分法和有限元法对该模型求解^[3]。截至目前，相关学者已开展了直井和水平井井筒温度敏感因素分析^[4-5]，结合不同钻井完井工况，论述了溢流、非循环时间及水泥浆水化热对井筒温度分布的影响^[6-9]。为了降低数值模型的求解难度，A. R. Hasan 等人^[10-11]应用无因次时间温度，将井筒–地层间热交换表征为拟稳态传热过程，钻柱内和环空中的流体为稳态传热过程，建立了井筒拟稳态传热模型（井筒–地层传热解析模型）。基于此方法，唐林等人^[12]研究了循环时间、注入排量对超深井钻井井筒温度的影响，窦亮彬等人^[13]分析了影响注CO₂井筒温度的因素，Nian Yongle等人^[14]评价了废弃油井的地热资源潜能，李勇等人^[15-16]考察了漏失工况下井筒温度分布以及气井井筒温度对水泥环应力的影响特征。

文献调研可知^[17-20]，数值模型和解析模型广泛应用于钻井、开采中井筒温度分布特征分析，为高温井井筒流体流动安全与压力控制提供了重要的分析方法。井下温度需要精细化评价，如水泥浆温度差值为5 ℃时，其稠化时间有1 h左右的误差，若井下温度预测过低，可能导致水泥浆在套管内提前凝固。同时，井下循环温度预测过低会缩短定向工具使用寿命，增加钻井成本。此外，准确预测井下温度，可为研发、优选钻井液、水泥浆、完井液及压裂液等工作液提供依据^[21]。然而，目前尚未深入分析井筒–地层瞬态传热模型和井筒拟稳态传热模型计算精度及影响其计算精度的因素，对传热模型的应用条件与范围还不清楚。为此，笔者基于微分单元能量守恒原理，建立了钻井流体循环期间井筒–地层传热数值模型和井筒–地层传热解析模型，并对其进行了求解，然后以顺北油田某超深井井身结构、钻井参数及测温数据为基础，分析了2种模型的井筒温度计算精度及其影响因素，以期为科学实时评价超深井井筒温度提供依据。

1. 井筒–地层传热物理模型

钻进时，钻井流体循环过程中井筒–地层各控制区域（包括钻柱内流体、钻柱壁、环空流体、井壁及近井壁地层）为耦合体，一个控制区域热量的变化会影响其他区域热量的改变。因此，井筒–地层各控制区域发生复杂的热交换方式，会使钻柱内和环空流体温度随钻进时间变化。

研究井筒流体温度变化时，需建立井筒–地层瞬态传热模型并进行求解，以获得钻柱内和环空流动流体的温度变化特征。钻进时钻柱内与环空流体温度的变化情况（物理模型）如图1所示（图1中：q_p(z)为钻柱内流体向下流入微元体的热量，J；Δz为微元体长度，m；q_p(z+Δz)为钻柱内流体向下流出微元体的热量，J；q_pf为单位长度钻柱内流体循环摩阻产生的热量，J；q_pa为钻柱内流体与钻柱内壁面交换的热量，J；q_a(z+Δz)为环空内流体向上流入微元体的热量，J；q_a(z)为环空内流体向上流出微元体的热量，J；q_af为单位长度环空内流体循环摩阻产生的热量，J；q_Fa为从井壁传入环空的热量，J；q_ap为从环空传入钻柱的热量，J；t_p为钻柱内流体温度，℃；t_w为钻柱壁温度，℃；t_a为环空流体温度，℃；t_c1为井壁温度，℃；t_i，j为地层中空间网格第i行第j列的温度，℃）。

图 1 钻进中钻柱内与环空流体温度的变化

Figure 1. Fluid temperature variations in the drill string and annulus during drilling

下载: 全尺寸图片幻灯片

钻井液在地面以温度t_in从钻柱内向下流动，钻柱内流动传热控制单元的热量变化包括：1）向下流入的热量q_p(z)与流出热量之差q_p(z+Δz)；2）钻柱内壁以热对流方式传入钻柱内流体的热量q_pa；3）流体循环摩阻产生的热量q_pf。流体向下流经钻头喷嘴后流入环空，在井底钻柱内流体的温度与环空流体的温度相同。在环空向上流动过程中，控制单元热量变化包括：1）向上流入的热量q_a(z+Δz)与流出热量之差q_a(z)；2）钻柱外壁以热对流方式传入钻柱壁的热量q_ap；3）井壁以热对流方式传入环空的热量q_Fa；4）流体循环摩阻产生的热量q_af。流体经一个循环周期从环空返至地面。

2. 井筒–地层传热数值模型

基于井筒–地层各控制区域的能量守恒原理，分别建立了钻柱内流体、钻柱壁、环空流体及近井壁地层温度数值模型（统称为井筒–地层传热数值模型），并采用全隐式有限差分法求解了该模型。

2.1 钻柱内流体传热模型

结合图1所示物理模型反映的传热机理，建立钻柱内传热模型^[6]。在时间dt内，钻柱内钻井液向下流动携带进入单元体的热量为：

${\rm{d}}{q_{\text{1}}} = {q_{{\rm{p}}(z)}} - {q_{{\rm{p}}(z + \Delta z)}} = {\rho _{\text{m}}}Q{c_{\text{m}}}\left| {{t_{{\rm{p}}(z)}} - {t_{{\rm{p}}(z + \Delta z)}}} \right|{\rm{d}}t$

(1)

在时间dt内，钻柱内钻井液与钻柱内壁在径向上对流换热产生的热量为：

${\rm{d}}{q_{\text{2}}} = 2{\text{π}}{r_{\text{0}}}{h_{{\text{ci}}}}({t_{\text{w}}} - {t_{\text{p}}})\Delta z{\rm{d}}t$

(2)

令单位长度的功率为Q_p，则外界对单元体做功产生的热量为：

${\rm{d}}W = {Q_{\text{p}}}\Delta z{\rm{d}}t$

(3)

在时间dt内，钻柱内单元体流体内能的变化为：

${\rm{d}}E = {\rho _{\text{m}}}{c_{\text{m}}}{\text{π}}{r_{\text{0}}}\Delta z\frac{{\partial {t_{\text{p}}}}}{{\partial t}}{\rm{d}}t$

(4)

基于能量守恒，对式（1）—式（4）整理可得：

$\begin{split} {\rho _{\text{m}}}Q{c_{\text{m}}}&\left| {{{t}_{{\rm{p}}(z)}}- {{t}_{{\rm{p}}(z + \Delta z)}}} \right|{\rm{d}}t + 2{\text{π}}{r_{\text{0}}}{h_{{\text{ci}}}}({t_{\text{w}}} - {t_{\text{p}}})\Delta z{\rm{d}}t + \\ &\quad {Q_{\text{p}}}\Delta z{\rm{d}}t = {\rho _{\text{m}}}{c_{\text{m}}}{\text{π}}r_{\text{0}}^2\Delta z\frac{{\partial {t_{\text{p}}}}}{{\partial t}}{\rm{d}}t \end{split}$

(5)

等式两边同时除以 $\Delta z{\rm{d}}t$ ，则有：

$\begin{split} - {\rho _{\text{m}}}Q{c_{\text{m}}}& \frac{{\left| {{t_{{\rm{p}}(z + \Delta z)}} - {t_{{\rm{p}}(z)}}} \right|}}{{\Delta z}} + 2{\text{π}}{r_{\text{0}}}{h_{{\text{ci}}}}({t_{\text{w}}} - {t_{\text{p}}}) + {Q_{\text{p}}} = \\ &\qquad\qquad {\rho _{\text{m}}}{c_{\text{m}}}{\text{π}}r_{\text{0}}^2\frac{{\partial {t_{\text{p}}}}}{{\partial t}} \end{split}$

(6)

由微分基本定义， $\displaystyle\frac{{\left| {{t_{{\rm{p}}(z + \Delta z)}} - {t_{{\rm{p}}(z)}}} \right|}}{{\Delta z}} \approx \frac{{\partial {t_{\text{p}}}}}{{\partial z}}$ ，整理可得：

${Q_{\text{p}}} - {\rho _{\text{m}}}Q{c_{\text{m}}}\frac{{\partial {t_{\text{p}}}}}{{\partial z}} - 2{\text{π}}{r_{\text{0}}}{h_{{\text{ci}}}}({t_{\text{p}}} - {t_{\text{w}}}) = {\rho _{\text{m}}}{c_{\text{m}}}{\text{π}}r_{\text{0}}^2\frac{{\partial {t_{\text{p}}}}}{{\partial t}}$

(7)

式中： $\;{\rho _{\text{m}}}$ 为钻井液密度，kg/m³； ${c_{\text{m}}}$ 为钻井液比热容，J/（kg·℃）； ${h_{{\text{ci}}}}$ 为钻柱内壁面对流换热系数，W/（m²·℃）； $Q$ 为钻井液排量，m³/s； ${Q_{\text{p}}}$ 为钻柱内流体热源项，W/m； ${r_{\text{0}}}$ 为钻柱内径，m；t为时间，s。

2.2 钻柱壁传热模型

钻柱壁温度与钻柱内钻井液和环空钻井液的热对流相关。钻柱壁热量变化因素包括：轴向上，钻柱热传导产生的热量；径向上，在钻柱外壁和钻柱内部由热对流传入钻柱壁和钻柱内流体的热量；单位时间内单元体内能的变化。用数学模型可表示为：

${\lambda _{\text{w}}}\frac{{{\partial ^2}{t_{\text{w}}}}}{{\partial {z^2}}} + \frac{{2{r_{\text{0}}}{h_{{\text{ci}}}}}}{{r_{\text{1}}^2 - r_{\text{0}}^2}}({t_{\text{p}}} - {t_{\text{w}}}) - \frac{{2{r_{\text{1}}}{h_{{\text{co}}}}}}{{r_{\text{1}}^2 - r_{\text{0}}^2}}({t_{\text{w}}} - {t_{\text{a}}}) = {\rho _{\text{w}}}{c_{\text{w}}}\frac{{\partial {t_{\text{w}}}}}{{\partial t}}$

(8)

式中： ${\rho _{\text{w}}}$ 为钻柱密度，kg/m³； ${c_{\text{w}}}$ 为钻柱比热容，J/（kg·℃）； ${\lambda _{\text{w}}}$ 为钻柱导热系数，W/（m·℃）； ${h_{{\text{co}}}}$ 为钻柱外壁面对流换热系数，W/（m²·℃）； ${r_{\text{1}}}$ 为钻柱外径，m。

2.3 环空流体传热模型

影响环空钻井液温度的因素包括：1）钻井液沿井筒向上流动时携带的热量；2）井壁和钻柱外壁发生热对流获得的热量；3）外界对单元体流体所做的功；4）钻井液自身内能的变化。据此，环空流体传热数学模型可表示为：

$\begin{split} {\rho _{\text{m}}}Q{c_{\text{m}}}\frac{{\partial {t_{\text{a}}}}}{{\partial z}} + 2{\text{π}} & {r_{\text{1}}}{h_{{\text{co}}}}({t_{\text{w}}} - {t_{\text{a}}}) - 2{\text{π}}{r_{\text{2}}}{h_{\text{b}}}({t_{\text{a}}} - {t_{{\text{c1}}}}) + {Q_{\text{a}}} = \\ & {\rho _{\text{m}}}{c_{\text{m}}}{\text{π}}(r_{\text{2}}^2 - r_{\text{1}}^2)\frac{{\partial {t_{\text{a}}}}}{{\partial t}} \\[-15pt] \end{split}$

(9)

式中： $h{}_{\text{b}}$ 为井壁对流换热系数，W/（m²·℃）； ${r_{\text{2}}}$ 为井壁半径，m； ${Q_{\text{a}}}$ 为环空内流体热源项，W/m。

2.4 井壁传热模型

井壁由套管段和裸眼段（岩石）构成，则影响井壁温度的因素有：轴向上，热传导获得的热量；径向上，与内层水泥环/岩石发生热传导、与环空钻井液产生对流换热；自身内能的变化。据此，井壁传热数学模型可表示为：

${\lambda _{{\text{c1}}}}\frac{{{\partial ^2}{t_{{\text{c1}}}}}}{{\partial {z^2}}} + \frac{{2{r_{\text{2}}}{h_{\text{b}}}({t_{\text{a}}} - {t_{{\text{c1}}}})}}{{r_{\text{3}}^2 - r_{\text{2}}^2}} - \frac{{2{\lambda _{{\text{o1}}}}({t_{{\text{c1}}}} - {t_{{\text{c2}}}})}}{{r_{\text{3}}^2 - r_{\text{2}}^2}} = \rho {}_{{\text{c1}}}{c_{{\text{c1}}}}\frac{{\partial {t_{{\text{c1}}}}}}{{\partial t}}$

(10)

式中： ${\lambda _{{\text{c1}}}}$ 为套管/岩石的导热系数，W/（m·℃）； ${\lambda _{{\text{o1}}}}$ 为水泥环/岩石的导热系数，W/（m·℃）； ${t_{{\text{c2}}}}$ 为井水泥环/岩石温度，℃； $\rho {}_{{\text{c1}}}$ 为套管/岩石的密度，kg/m³； ${c_{{\text{c1}}}}$ 为套管/岩石的比热容，J/（kg·℃）； ${r_{\text{3}}}$ 为套管外径，m。

2.5 近井壁地层传热模型

近井壁各控制区域包括多层套管、水泥环及地层，其热交换可看作单一圆筒壁在轴向和径向上的热传导。据此，传热模型可表示为：

$\frac{{{\partial ^2}{t_{{\rm{f}}k}}}}{{\partial {r^2}}} + \frac{1}{{{r_k}}}\frac{{\partial {t_{{\rm{f}}k}}}}{{\partial r}} + \frac{{{\partial ^2}{t_{{\rm{f}}k}}}}{{\partial {z^2}}} = \frac{{{\rho _{{\rm{f}}k}}{c_{{\rm{f}}k}}}}{{{\lambda _{{\rm{f}}k}}}}\frac{{\partial {t_{{\rm{f}}k}}}}{{\partial t}}$

(11)

式中： ${t_{{{\rm{f}}_k}}}$ 为套管、水泥环或岩石的温度，℃； ${\rho _{{\rm{f}}k}}$ 为套管、水泥环或岩石的密度，kg/m³； ${c_{{{\rm{f}}_k}}}$ 为套管、水泥环或岩石的比热容，J/（kg·℃）； ${\lambda _{{{\rm{f}}_k}}}$ 为套管、水泥环或岩石的导热系数，W/（m·℃）；k为套管层级大小，通常4 ≤ k ≤ 11。

2.6 井筒–地层传热数值模型求解

上述井筒–地层传热数值模型涉及多个偏微分方程组。对此，采用全隐式有限差分法对该模型进行求解：

${\alpha _{ij}}t_{i - 1,j}^{n + 1} + {\beta _{ij}}t_{i,j}^{n + 1} + {\gamma _{ij}}t_{i + 1,j}^{n + 1} + {\delta _{ij}}t_{i,j - 1}^{n + 1} + {\lambda _{ij}}t_{i,j + 1}^{n + 1} = {c_{ij}}$

(12)

把所有节点的有限差分方程用矩阵形式表示：

${\boldsymbol{AT}}={\boldsymbol{C}}$

(13)

式中： ${\alpha _{ij}}$ ， ${\beta _{ij}}$ ， ${\gamma _{ij}}$ ， ${\delta _{ij}}$ 和 ${\lambda _{ij}}$ 均为矩阵系数；i, j分别为径向和轴向上的空间网格节点；n为时间节点。

结合式（12）的离散形式，将上述偏微分方程在时间上和空间上离散，并合并空间和时间节点相同的温度项，构建微分方程的离散格式。以式（7）为例，具体偏微分方程的离散格式为：

$\begin{split} \frac{{{\rho _{\text{m}}}Q{c_{\text{m}}}}}{{\Delta {z_j}}} &t_{{\text{0}},j - 1}^{n + 1} - \left( {\frac{{{\rho _{\text{m}}}Q{c_{\text{m}}}}}{{\Delta {z_j}}} + 2\text{π} {r_{\text{0}}}{h_{{\rm{c}}i}} + \frac{{\text{π} r_{\text{0}}^2{\rho _{\text{m}}}{c_{\text{m}}}}}{{\Delta t}}} \right) t_{{\text{0}},j}^{n + 1}+ \\ & 2\text{π} {r_{\text{0}}}{h_{{\rm{c}}i}} t_{{\text{1}},j}^{n + 1} = - {Q_{\text{p}}} - \frac{{\text{π} r_{\text{0}}^2{\rho _{\text{m}}}{c_{\text{m}}}}}{{\Delta t}} t_{{\text{0}},j}^n \\[-15pt] \end{split}$

(14)

式中：下标0，1分别代表钻柱内流体和钻柱壁。

将井筒–地层各区域的瞬态传热模型及边界条件均按照式（14）离散，构成多个微分方程组（如式（13）），然后应用全隐式有限差分法对方程组进行求解。

3. 井筒–地层传热解析模型

基于微分单元体能量平衡原理，建立了钻柱内和环空流体热量平衡方程（统称为井筒–地层传热解析模型），但建立模型时简化了地层和井筒间的热交换。建立后，对该解析模型进行了求解。

3.1 环空流体传热模型

从地层远处传递到井筒的总热量q_f可表示为^[10]：

${\text{ }}{q_{\text{f}}} = \frac{{2\text{π} {\lambda _{\text{f}}}}}{{{\rho _{\text{m}}}Q{t_{\text{D}}}}}({t_{\rm{i}}} - {t_{{\text{c1}}}}){\text{ }}$

(15)

式中： ${\lambda _{\text{f}}}$ 为地层导热系数，W/（m·℃）；t_i为初始地层温度，℃ ； ${t_{\text{D}}}$ 为无因次温度，计算方法可参考文献[11]。

根据傅里叶热传导定律，地层与环空流体交换的热量q_a可表示为^[12]：

${\text{ }}{q_{\text{a}}} = \frac{{2\text{π} {r_{\text{2}}}{U_{\text{a}}}}}{{{\rho _{\text{m}}}Q}}({t_{{\text{c1}}}} - {t_{\text{a}}})\Delta z{\text{ }}$

(16)

式中， ${U_{\text{a}}}$ 为钻井流体循环时环空内流体与地层之间的综合传热系数，W/（m·℃）。

联立式（15）和式（16）消除 ${t_{{\text{c1}}}}$ ，可得：

${\text{ }}{q_{\text{a}}} = \frac{{{c_{\text{m}}}}}{A}({t_{\rm{i}}} - {t_{\text{a}}})\Delta z$

(17)

$\,\text{其中} \qquad\qquad A = \frac{{{c_{\text{m}}}Q{\rho _{\text{m}}} ({\lambda _{\text{f}}} + {r_{\text{2}}}{U_{\text{a}}}{t_{\text{D}}})}}{{2\text{π} {r_{\text{2}}}{U_{\text{a}}}{\lambda _{\text{f}}}}}$

(18)

3.2 钻柱内流体传热模型

根据能量守恒原理，钻柱内流体与环空内流体交换的热量q_p可表示为：

${\text{ }}{q_{\text{p}}} = \frac{{{c_{\text{m}}}}}{B}({t_{\text{a}}} - {t_{\text{p}}})\Delta z$

(19)

$\,\text{其中} \qquad\qquad\qquad\quad B = \frac{{{c_{\text{m}}}Q{\rho _{\text{m}}}}}{{2\text{π} {r_{\text{0}}}{U_{\text{p}}}}} \qquad\quad\qquad$

(20)

式中， ${U_{\text{p}}}$ 为钻柱内流体与环空内流体间的综合传热系数，W/（m·℃）。

3.3 井筒–地层传热解析模型求解

基于钻柱内和环空流体微分单元能量守恒原理，对井筒–地层传热解析模型进行求解：

${t_{\text{p}}} = {\beta _{\text{1}}}{{\rm{e}}^{{k_{\text{1}}}z}} + {\beta _{\text{2}}}{{\rm{e}}^{{k_{\text{2}}}z}}{\text{ + }}{G_{\text{t}}}\left( {z - B} \right) + {t_{{\text{mf}}}}$

(21)

${t_{\text{a}}} = {\beta _{\text{1}}}(B{k_{\text{1}}} + 1){{\rm{e}}^{{k_{\text{1}}}z}} + {\beta _{\text{2}}}(B{k_{\text{2}}} + 1){{\rm{e}}^{{k_{\text{2}}}z}} + {G_{\text{t}}}z + {t_{{\text{mf}}}}$

(22)

$\,\text{其中} \qquad\qquad\qquad {k_{\text{1}}} = \frac{{1 + \sqrt {\frac{{4A}}B + 1} }}{{2A}}$

(23)

${k_{\text{2}}} = \frac{{1 - \sqrt {\frac{{4A}}B + 1} }}{{2A}}$

(24)

${\beta _{\text{1}}} = \varphi - \frac{{B{G_{\text{t}}} + \varphi B{k_{\text{1}}}{{\rm{e}}^{{k_{\text{1}}}H}} - {t_{\text{b}}}}}{{B({k_{\text{1}}}{{\rm{e}}^{{k_{\text{1}}}H}} - {k_{\text{2}}}{{\rm{e}}^{{k_{\text{2}}}H}})}}$

(25)

${\beta _{\text{2}}} = \frac{{B{G_{\text{t}}} + \varphi B{k_{\text{1}}}{{\rm{e}}^{{k_{\text{1}}}H}} - {t_{\text{b}}}}}{{B({k_{\text{1}}}{{\rm{e}}^{{k_{\text{1}}}H}} - {k_{\text{2}}}{{\rm{e}}^{{k_{\text{2}}}H}})}}{\text{ }}$

(26)

$\varphi ={t}_{\text{in}}－{t}_{\text{mf}}+B{G}_{\text{t}}$

(27)

${t_{{\text{mf}}}} = A{t_{{\text{fa}}}} + \left( {A + B} \right){t_{{\text{fp}}}} + {t_{{\text{in}}}} + {t_{\text{s}}}$

(28)

式中： ${G_{\text{t}}}$ 为地温梯度，℃/100m；H为井深，m； ${t_{\text{b}}}$ 为钻头压降产生的温度，℃； ${t_{{\text{fp}}}}$ 和 ${t_{{\text{fa}}}}$ 分别为钻柱内和环空内流体流动摩阻产生的温度，℃； ${t_{{\text{in}}}}$ 和 ${t_{\text{s}}}$ 分别为入口温度和地表温度，℃。

4. 算例分析

以顺北油田某超深井为例，利用该井井身结构与钻井参数进行了计算分析。

该井用ϕ444.5 、ϕ311.1和ϕ215.9 mm钻头分别钻至井深800，3 065及6 348 m，下入ϕ339.7、ϕ250.8及ϕ177.8 mm套管。在井深6 099 m处造斜，井眼曲率为7.46°/30 m，靶点A和靶点B对应井深分别为6 353和6 759 m，井斜角为30.35°。6 348～6 750 m井段采用ϕ149.2 mm钻头钻进，钻进中钻井液排量为16 L/s，密度为1.35 kg/L，塑性黏度为22 mPa·s，动切力为8 Pa，比热容为2 600 J/（kg·℃）、导热系数为0.32 W/（m·℃）。钻具主要由ϕ88.9 mm加重钻杆和ϕ101.6 mm钻杆组成。

以井深6 750 m处钻井参数为参考，地表温度与流体入口温度分别为10和30 ℃，地温梯度为2.467 ℃/100m，利用井筒–地层传热数值模型和解析模型计算钻柱内和环空流体的温度分布，结果见图2和图3。

图 2 数值模型计算的钻柱内与环空流体的温度分布

Figure 2. Fluid temperature distributions in the drill string and annulus calculated by numerical model

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 3 解析模型计算的钻柱内与环空流体的温度分布

Figure 3. Fluid temperature distributions in the drill string and annulus calculated by analytical model

下载: 全尺寸图片幻灯片

从图2和图3可以看出，2种模型计算出的环空流体温度均高于钻柱内流体温度，表明钻井液从钻柱内向下流动过程中不断被环空钻井液加热，距井底越近，温度越高。

对比图2和图3可知，环空流体和钻柱内流体的温度差，数值解小于解析解，2种模型计算结果的差值分别为5 ℃和13 ℃左右。导致该结果的主要原因是：建立解析模型时忽略了钻柱内外壁对热对流交换的影响，采用综合传热系数表示环空流体与钻柱内流体的热交换（如式（20）中U_p），钻进中，钻柱内外钻井液与壁面进行强烈的对流换热，交换的热量远高于热传导方式下的热量；若仅用综合传热系数U_p来表述径向上钻柱内外壁面的热交换，减弱了热交换效率，使环空流体热量不能有效传递至钻柱内。因此，解析模型下的环空流体温度要远高于钻柱内流体温度。

未钻进时，井筒–地层达到热力学平衡状态，钻柱内与环空流体的温度与初始地层温度接近。钻进中井筒–地层为耦合体，流体循环不断将下部井段地层热量携带到地面，使下部井段流体温度低于初始地层温度，而上部井段高于初始地层温度。因此，井筒流体与近井壁地层温度间互相影响，即井筒–地层传热为瞬态过程。将图2和图3中温度分布与初始地层温度分布进行对比可知，解析模型得到的钻柱内与环空流体的温度均远低于初始地层温度。导致该现象的原因是：建立解析模型时对瞬态传热进行了简化，采用无因次温度t_D表示地层-井筒间热量传递的拟稳态过程，见式（15）。同时，用综合传热系数U_a表示流体循环时井壁与环空流体间的热交换效率，见式（16）。2种因素的共同作用，使解析模型计算出的钻柱内与环空流体的温度低于数值模型。

根据MWD实测数据，钻进10 h后环空温度为156.5 ℃。基于此，利用数值模型和解析模型计算环空流体温度，结果见图4所示。

图 4 数值模型和解析模型计算的环空流体温度

Figure 4. Fluid temperature in the annulus calculated bynumericaland analytical models

下载: 全尺寸图片幻灯片

从图4可以看出，数值模型和解析模型计算出的井底温度分别为158.79和145.64 ℃，两者相差13.15 ℃，与实测温度相比，2种模型的计算误差分别为1.46%和6.94%，表明数值模型的计算精度远高于解析模型。因此，进行钻进中井筒温度预测与评价研究时，推荐使用数值模型。

为了解近井壁地层温度扰动特征，利用数值模型计算了近井壁地层温度与环空流体温度之差的分布情况（见图5），分析流体循环对近井壁温度的影响。

图 5 近井壁温度与环空流体温度差分布

Figure 5. Distribution of the difference between the temperature near well walls and that of annular fluid

下载: 全尺寸图片幻灯片

从图5可以看出：井深5 100 m以深，近井壁地层温度高于环空流体温度，表明循环钻井液时携带了下部井段近井壁地层热量；井深5 100 m以浅，近井壁地层温度低于环空流体温度，表明钻井液在环空向上流动过程中携带下部地层热量并不断加热上部地层，使环空流体温度高于初始地层温度（见图2）。同时，距井壁越近，环空流体温度与地层温度的差越小；反之，距井壁越远，环空流体温度与地层温度的差越大。距井壁1.07和2.84 m处的地层温度与环空流体温度之差几乎相等，表明2种距离的地层温度也相等，也说明钻进中钻井液循环对近井壁地层的扰动距离在1.07 m左右。井深6 348 m处，近井壁地层温度与环空流体温度之差发生波动，由于技术套管下至该处，套管与地层的导热系数（分别为43.2和2.05 W/（m·℃））不同引起该现象。因此，计算井筒–地层瞬态温度时，需要考虑井身结构对近井壁地层传热效率的影响，使计算结果更能深入揭示流体循环条件下井筒–地层各控制区域的传热机理与温度演变特性。

5. 结　论

1）基于微分单元能量平衡原理，建立了钻进流体循环时的井筒–地层传热数值模型和井筒–地层传热解析模型，分别应用全隐式有限差分法和解析法对2种模型进行了求解。计算结果表明，下部井段环空流体温度低于初始地层温度，上部井段环空流体温度高于初始地层温度。

2）解析模型应用无因次时间函数简化了远处地层传入近井壁的热交换方式，采用综合传热系数表征近井壁地层传入环空的热量。同时，解析模型应用综合传热系数表示环空流体与钻柱内流体间的热交换，忽略了钻柱内外壁热对流的热交换作用，导致解析模型计算出的钻柱内与环空流体的温度低于数值模型。

3）近井壁地层温度数值模型能有效解释钻进中环空流体与近井壁温度演变特性，结合实测结果可知，数值模型和解析模型的计算误差分别为1.46%和6.94%，两者计算结果之差为13.15 ℃。推荐采用数值模型进行井筒瞬态温度预测。

参考文献(17)

[1]	吕官云,孙峰,杨全进,等.一种捷联式稳定平台装置,中国:200510044509.7[P].2005-08-26. Lv Guanyun,Sun Feng,Yang Quanjin,et al.A strap down stabilization platform:CN,200510044509.7[P].2005-08-26.
[2]	孙峰,吕官云,陈威,等. 捷联式自动垂直钻井稳定平台控制系统仿真研究[J].石油钻探技术,2011,39(5):91-95. Sun Feng,Lü Guanyun,Chen Wei,et al. Research on strap-down automatic vertical drilling system with the simulation of stable platform control[J]. Petroleum Drilling Techniques,2011,39(5):91-95.
[3]	孙峰,吕官云,马清明.捷联式自动垂直钻井系统[J].石油学报,2011,32(2):360-363. Sun Feng,Lv Guanyun,Ma Qingming.A strap down automatic vertical drilling system[J].Acta Petrolei Sinica,2011,32(2):360-363.
[4]	王义峰,刘庆龙,刘文庭,等.捷联式自动垂直钻井工具伺服控制设计及实现[J].石油钻探技术,2014,42(3):95-101. Wang Yifeng,Liu Qinglong,Liu Wenting,et al.Design and implementation of servo control of strap-down automatic vertical drilling system[J].Petroleum Drilling Techniques,2014,42(3):95-101.
[5]	孙峰.捷联式自动垂直钻井系统稳定平台技术研究[J].青岛:中国石油大学(华东)石油工程学院,2012. Sun Feng.Research on stabilizing platform for strapdown automatic vertical drilling system technology[J].Qingdao:China University of Petroleum,School of Petroleum Engineering,2012.
[6]	王锡洲.捷联式自动垂直钻井系统的研制及现场试验[J].石油钻探技术,2010,38(3):13-16. Wang Xizhou. Development and field test of automated strap-down vertical drilling system[J]. Petroleum Drilling Techniques,2010,38(3):13-16.
[7]	张奎林,夏柏如.国产自动垂直钻井系统的改进与优化[J].断块油气田,2012,19(4):529-532. Zhang Kuilin,Xia Boru.Improvement and optimization on home-made automatic vertical drilling system[J].Fault-Block Oil Gas Field,2012,19(4):529-532.
[8]	王燕,刘白雁,王科. 垂直钻井系统纠斜机构脉宽调制控制研究[J].石油钻探技术,2015,43(2):120-125. Wang Yan,Liu Baiyan,Wang Ke. PWM Control of the anti-deviation mechanism in the vertical drilling system[J].Petroleum Drilling Techniques,2015,43(2):120-125.
[9]	张先勇,冯进,罗海兵,等.井下涡轮式发电机水力性能研究[J].机械研究与应用,2006,19(6):44-45. Zhang Xianyong,Feng Jin,Luo Haibing,et al.Hydraulic behavior research of under-well turbine generator[J].Mechanical Research Application,2006,19(6):44-45.
[10]	菅志军,王智明,贺麦红,等.连续波钻井液脉冲发生器用磁力耦合器设计[J].石油机械,2008, 36(11):35-36. Jian Zhijun,Wang Zhiming,He Maihong,et al.Design of magnetic coupler of continuous wave drilling fluid pulse generator[J].China Petroleum Machinery,2008,36(11):35-36.
[11]	李林,张连成,魏志刚,等.随钻测量中井下大功率发电技术的研究与试验[J].石油钻探技术,2008,36(5):24-27. Li Lin,Zhang Liancheng,Wei Zhigang,et al.Research and experiment of downhole powerful generator for measurement while drilling[J].Petroleum Drilling Techniques,2008,36(5):24-27.
[12]	赵克中.磁力驱动技术与设备[M].北京:化学工业出版社,2004:21-22. Zhao Kezhong.Magnetic drive technology and device[M].Beijing:Chemical Industry Press,2004:21-22.
[13]	彭勇,蒋庄德,王进全.自动垂直钻井工具用涡轮发电机磁力驱动器设计[J].石油钻采工艺,2014,36(1):126-128. Peng Yong,Jiang Zhuangde,Wang Jinquan.Design of the magnetic driver in turbine generators used in automatic vertical drilling[J].Oil Drilling Production Technology,2014,36(1):126-128.
[14]	黄晓凡,林恩怀,干昌明.井下涡轮发电机系统特性分析与实验[J].石油钻探技术,2012,40(6):104-109. Huang Xiaofan,Lin Enhuai,Gan Changming.Performance analysis of downhole turbine alternator system and its experimental verification[J].Petroleum Drilling Techniques,2012,40(6):104-109.
[15]	巩宪锋,马颖丹.井下涡轮发电机磁力传动机构的耦合磁场分析[J].机械设计与制造,2014(2):59-62. Gong Xianfeng,Ma Yingdan.Analysis of the coupling magnetic field of the magnetic transmission mechanism with downhole turbine generator[J].Machinery Design Manufacture,2014(2):59-62.
[16]	周静,雷瑞利,常鹏.井下永磁发电机的设计与试验分析[J].微电机,2014,47(3):11-15. Zhou Jing,Lei Ruili,Chang Peng.Design and experimental study on downhole permanent magnet generator[J].Micromotors,2014,47(3):11-15.
[17]	Grabic S,Celanovic N,Katic V A.Permanent magnet synchronous generator cascade for wind turbine application[J].IEEE Transactions on Power Electronics,2008,23:1136-1142.

施引文献(14)

期刊类型引用(12)

1.	祝效华，李柯，李文哲，贺明敏，佘朝毅，谭宾. 万米深井上部大尺寸井眼钻柱动力学特性研究. 天然气工业. 2024(01): 49-57 . 百度学术
2.	刘涛，何淼，张亚，陈鑫，阚正玉，王世鸣. 小井眼超深井井筒温度预测模型及降温方法研究. 钻采工艺. 2024(03): 65-72 . 百度学术
3.	刘忠飞，刘江峰，王孝亮，张耀晖，袁中涛，张子灏，李致宏. 深层环境下固井水泥水化放热特性及井周温度场演化规律研究. 钻采工艺. 2024(03): 161-169 . 百度学术
4.	宋先知，姚学喆，许争鸣，周蒙蒙，王庆辰. 超深井控温钻井隔热涂层参数影响机制研究. 石油钻探技术. 2024(02): 126-135 . 本站查看
5.	刘平江，和建勇，张晔，毕毅，张瑞华，杨谋. 高温深井温压耦合下流体性质对井筒压力的影响特性. 钻井液与完井液. 2024(03): 288-295 . 百度学术
6.	刘金璐，李军，柳贡慧，李辉，杨宏伟. 深水固井循环阶段井筒温度场预测模型研究. 石油钻探技术. 2024(04): 66-74 . 本站查看
7.	叶辉兵，张所邦，胡胜华，洪毅，刘航铭，陈维保，梁五宝，万宇航. 中深层地热井开采对套管与水泥环性能影响的研究. 钻探工程. 2024(05): 93-100 . 百度学术
8.	米晓军，刘东伟，杨保健，闫成双，关皓纶. 精细控压钻井技术研究及应用现状浅析. 中国石油和化工标准与质量. 2024(19): 186-189 . 百度学术
9.	龚巧龙. 莺-琼盆地海洋钻井井筒温度预测与分析. 阀门. 2024(10): 1165-1169 . 百度学术
10.	胡景宏，方博，王晓冬. 高含硫气藏地层温度场及硫沉积相态预测模型. 天然气工业. 2024(11): 92-100 . 百度学术
11.	柳军，简屹林，陈益丽，周鑫钟，梁爽，袁明健. 超深井射孔冲击振动模型及减振器振动抑制研究. 特种油气藏. 2024(05): 146-154 . 百度学术
12.	梁晓阳，赵聪，赵向阳，张亚洲，白园园，杨谋. 基于热管技术的钻井液地面降温系统研制. 石油机械. 2023(03): 24-32 . 百度学术

其他类型引用(2)

资源附件(0)

计量

文章访问数: 2515
HTML全文浏览量: 96
PDF下载量: 3329
被引次数: 14

1. 井筒–地层传热物理模型
2. 井筒–地层传热数值模型
2.1 钻柱内流体传热模型
2.2 钻柱壁传热模型
2.3 环空流体传热模型
2.4 井壁传热模型
2.5 近井壁地层传热模型
2.6 井筒–地层传热数值模型求解
3. 井筒–地层传热解析模型
3.1 环空流体传热模型
3.2 钻柱内流体传热模型
3.3 井筒–地层传热解析模型求解
4. 算例分析
5. 结　论

1. 井筒–地层传热物理模型
2. 井筒–地层传热数值模型
2.1 钻柱内流体传热模型
2.2 钻柱壁传热模型
2.3 环空流体传热模型
2.4 井壁传热模型
2.5 近井壁地层传热模型
2.6 井筒–地层传热数值模型求解
3. 井筒–地层传热解析模型
3.1 环空流体传热模型
3.2 钻柱内流体传热模型
3.3 井筒–地层传热解析模型求解
4. 算例分析
5. 结　论

参考文献(17)

施引文献(14)

资源附件(0)

井下外磁转子式涡轮发电机设计与试验研究

作者简介: 陈威(1980—),男,安徽固镇人,2002年毕业于石油大学(华东)机械设计及制造专业,2005年获中国石油大学(华东)机械电子工程专业硕士学位,高级工程师,主要从事随钻测控技术井下控制与工具相关研究。

计量

出版历程