射流式脉冲短节设计及测试研究

赵润琦

中石化中原石油工程有限公司钻井三公司

0 引言

水力振荡器通过脉冲短节产生周期性压力波，压力波带动振荡短节产生轴向和径向的振动，改善钻具与井壁或套筒间的摩擦条件，解决钻头脱压问题，提高钻进效率[1-6]，近年来获得了广泛应用。水力振荡器一般由振荡短节和脉冲短节组成，振荡短节结构相似，脉冲短节差别很大，按脉冲短节结构形式可以分为螺杆式、叶轮式、涡轮式和射流式等。射流式脉冲短节采用射流元件作为换向和动力执行部件[7-10]，活塞在射流元件驱动下往复运动，活塞杆周期性改变节流盘过流面积，从而产生压力波，具有良好的应用前景。渤海钻探针对射流脉冲短节结构进行了深入的研究，在射流式水力振荡器设计与现场应用方面取得了一系列进展[11-14]，但在射流式脉冲短节参数设计与性能分析两个方面缺乏理论指导，制约了射流式水力振荡器性能与应用。本文针对射流式脉冲短节设计中存在的问题，研究射流式脉冲短节设计理论，分析射流式脉冲短节压力脉冲特性，对射流式水力振荡器的设计与应用具有重要意义。

1 射流式脉冲短节结构及工作原理

射流式水力振荡器脉冲短节结构包括：上压盖、射流元件、缸体、调整锥杆、活塞杆、缸盖、隔套、节流盘、碟簧、外缸等，连接关系详见图1。脉冲短节核心部件为射流元件、活塞与活塞杆、节流盘等。

1.外缸;2.上压盖;3.射流元件;4.缸体;5.调整锥杆;6.活塞杆;7.缸盖;8.隔套;9.节流盘;10.碟簧。

射流元件具有动力驱动与换向双重功能。其动力驱动原理为：上下冲程活塞运动过程中，射流稳定附壁作用在射流元件一侧壁面上，高速射流动能转为高压后，在射流元件两个输出道产生压力差p1和p2(如图1)，两侧输出道中的压力差通过流道联通到活塞缸中活塞上下端面上，驱动活塞带动活塞杆上下往复运动。射流元件两侧输出道压差p1-p2是活塞杆上下运动的动力来源[15-18]。其换向原理为:当活塞缸中的活塞运动到上下死点时，射流元件喷嘴射流会发生切换，射流由一侧附壁流动切换为另外一侧附壁流动，两侧输出道与活塞缸上下腔高低压力分布随之改变，活塞上下端面的压差也完成切换，活塞缸中的活塞在反向压差作用下产生反向运动，从而完成运动换向。

节流盘是脉冲压力产生部件，内部为锥形结构。钻井液流入隔套时压力为p3，当活塞杆在节流盘内部往复运动时，过流面积会产生周期变化，过流压差会产生周期变化，如图1所示，过流后活塞杆端面位置压力分别定义为p4与p4′。当活塞杆运动到上死点时，活塞杆处于刚进入节流盘位置，过流面积最大，此时压力定义为p4；当活塞杆运动到下死点时，活塞杆到达锥形结构底部，过流面积最小，此时压力定义为p4′。在周期性压力p4-p4′作用下，射流式脉冲短节产生压力波，压力波向下作用在振动短节上，振动短节产生轴向振动，降摩减阻防止钻头托压，提高机械钻速。

2 射流式脉冲短节设计理论研究

2.1 射流式脉冲短节稳定工作条件

基于图1所示的射流式脉冲短节基本结构，建立活塞与活塞杆力学模型，如图2所示。上下冲程时存在四个压力区，从左往右依次为：缸体上腔压力区p1、缸体下腔压力区p2、隔套次低压区p3和节流盘低压区p4，或p4′;A1为活塞上端面积，可以通过活塞缸内径计算得到；A3为活塞杆末端面积，可以通过活塞杆外径计算得到；A2为活塞杆下端面积，可以通过公式A2=A1-A3计算得到。

图2 活塞杆受力图

下冲程时(见图3)，活塞杆向下运动：p1>p2>p3>p4，作用力可以分成两组：①射流元件输出道产生的压差p1-p2,合力方向向下，作为动力推动活塞杆运动，作用面积为活塞下端面面积大小为A2，环形面积；②活塞杆端面压差p1-p4，作用面积大小为A3，合力方向向下，也作为动力推动活塞杆向下运动。因此，下冲程时活塞杆受到两组动力同时推动活塞杆向下运动，下冲程能够正常工作。

图3 活塞杆受力图(下冲程)

上冲程时活塞杆向上运动，详见图4，p2>p1>p3>p4′，作用力也分成两组：①射流元件输出道产生的压差p2-p1，作用面积大小为活塞下端面面积A2，合力向上，作为动力推动活塞杆向上运动；②活塞杆端面压差p1-p4′，作用面积大小为A3，合力向下，作为阻力阻碍活塞杆向上运动。所以，上冲程时，活塞杆同时受到动力和阻力的作用，上冲程稳定运动的条件是：动力>阻力。

图4 活塞杆受力图(上冲程)

2.2 活塞杆上冲程设计理论研究

由2.1分析得，脉冲短节向上稳定工作需要动力>阻力，如图4，当活塞杆处于下死点时，过流面积最小，此时p4′最小，阻力压差最大，若此时活塞杆满足稳定工作条件，则上行过程可以稳定进行。所以下死点时活塞与活塞杆受力如下：

活塞缸内动力(向上为正方向)：

F1=(p2-p1)A2

(1)

节流盘处阻力：

(2)

忽略下腔到隔套的摩阻压降，若工具稳定向上换向，则需：动力≥阻力，整理得：

(3)

式(3)为动阻比公式，式左为射流元件产生的动力，式右为节流盘处产生的阻力。考虑到实际工程应用，需要加一保险系数α，确保其稳定工作，则

(4)

式中：p1—缸体上腔压强，MPa;

p2—缸体下腔压强，MPa；

p4′—节流盘出口处压强，MPa；

A2—活塞杆下端面积，m2；

A3—活塞杆末端面积，m2；

α—保险系数，取值1.5。

从式(4)可知，动力与阻力比值等于活塞杆末端与下端面积的比值，即当动力一定时，活塞杆末端面积越小，阻力越小。所以应在保证脉冲幅值的情况下，尽量设计小尺寸活塞杆。

综上,当进行射流脉冲短节设计时，如果射流速度一定时即射流动力一定，通过减小活塞杆尺寸减小节流盘负载阻力；当节流盘负载一定时，通过减小活塞杆尺寸，在保证稳定工作前提下降低射流动力，即减小射流速度，从而降低工具压降。

2.3 射流式脉冲短节脉冲幅值设计理论

2.3.1 上死点压力分析

下冲程开始时，活塞杆位于上死点开始向下运动，此时活塞杆刚进入节流盘，与节流盘的过流面积最大，即开度最大位置。根据射流脉冲短节的流动特征，全流量Q流入隔套中并经节流盘流入下接头。通过节流盘时由于节流面积突变产生压降，则压降p3-p4等效于此时流体动压。节流盘大直径d1，小直径d2，活塞杆末端直径d3，见图5。

图5 节流盘压力图(下冲程)

由上文分析得：

(5)

式中:p3—隔套压力,MPa;

p4—节流盘最大压力，MPa;

d1—节流盘大直径，mm;

d2—节流盘小直径，mm;

d3—活塞杆末端直径,mm;

Q—钻井排量,m3/min;

ρ—钻井液密度，kg/m3。

2.3.2 下死点压力分析

上冲程开始时，活塞杆位于下死点开始向上运动，此时活塞杆全进入节流盘，与节流盘的面积差最小，即开度最小位置。根据射流脉冲短节的流动特征，全流量Q流入隔套中并经节流盘流入钻头，通过节流盘时由于节流面积突变产生压降，此时压力p3-p4′等效于流体动压，见图6。

图6 节流盘压力图(上冲程)

由上文分析得：

(6)

式中：p3—隔套压力,MPa;

p4′—节流盘最小压力，MPa。

因此，活塞杆在节流盘中周期运动时，产生的周期压力波波峰值为p3-p4，波谷值为p3-p4′，其压力波幅值为Δp=p4-p4′。

综上，由式(5)、式(6)得出，当脉冲幅值一定时，可以设计出相应的节流盘内径与收缩锥度；在活塞杆保持不变时，通过设计不同的节流盘内径和收缩锥度，可以产生不同大小的脉冲幅值，提高钻进效率。

3 122 mm射流式脉冲短节优化设计

3.1 122 mm射流式脉冲短节原水力参数计算

以122 mm射流式脉冲短节为例，其现场正常工作排量为8～10 L/s，工具压降为4 MPa左右，射流喷速达70 m/s才能工作，原结构参数见表1。

表1 122 mm射流式脉冲短节原结构参数表

由现场资料得，射流式脉冲短节正常工作排量为8～10 L/s，本文取9 L/s清水计算。根据公式(4)得出，射流动力与节流盘阻力之比和其作用面积成反比，由122 mm射流式水力振荡器缸体和活塞杆直径，可以计算出射流动压以及节流盘压力。根据式(5)、式(6)得出，脉冲幅值与节流盘尺寸有关，由122mm射流式水力振荡器节流盘尺寸，可以计算出脉冲幅值Δp，工具压降Δpt基本等于射流压降与脉冲幅值均值的和，忽略工具摩阻压降，计算的水力参数见表2。

表2 122 mm射流式脉冲短节水力参数表

3.2 122mm射流式脉冲短节水力参数优化

根据上节分析，工作排量为9 L/s，射流喷速达到70 m/s，产生了2.45 MPa的射流压耗，但节流盘脉冲幅值只有0.4 MPa左右。根据公式(4)，压降比和面积比成反比，通过优化设计活塞杆d3，可以有效减小阻力，从而降低射流喷速，减小射流压耗。

根据式(5)、式(6)，脉冲幅值与节流盘内外径的数量关系，优化设计节流盘的内外径d2和d1，增大节流盘处的压力脉冲幅值，提高钻进效率。具体优化参数和水力参数见表3。

表3 122mm射流式脉冲短节设计参数表

由表3可知，在9 L/s排量下，保持工具稳定换向前提下，通过减小活塞杆和节流盘尺寸，将射流喷速降至50 m/s，减小了1.25 MPa射流压耗；同时增大脉冲幅值1.4～3.3 MPa,且保持工具压降在3 MPa以内，优化效果明显。

3.3 设计理论验证

选取表3两组尺寸，进行工具加工和地面试验验证。试验过程中，射流式脉冲短节上设置3个测点，连接3个压力传感器，分别采集上接头入口、射流元件喷嘴和节流盘出口处压力，试验参数和试验结果见表4、表5,试验装置见图7。

表4 地面试验参数

表5 地面试验结果

图7 现场装置安装示意图

验结果表明：通过优化设计给出的两组尺寸参数，122 mm射流式脉冲短节均能稳定工作，没有换向失败情况发生；在9 L/s的排量下，射流喷嘴流速保持在50 m/s左右，两组压力脉冲幅值为3.45 MPa和2.20 MPa，工具压降为3.30 MPa和2.50 MPa，与理论计算值在允许误差范围内，验证了射流式脉冲短节优化设计理论的正确性。

4 结论

(1)通过对射流式脉冲短节的工作原理进行研究，发现下冲程中活塞杆受到射流元件和节流盘两部分动力驱动，可以顺利下行；上冲程中活塞杆受到射流元件的动力驱动和节流盘的阻力负载，稳定工作需要动力≥阻力。

(2)通过对上冲程中活塞杆的受力情况分析，得到了动阻比公式，即动力与阻力之比等于活塞杆末端与前端截面积之比，减小活塞杆末端尺寸可以有效减小阻力，从而降低射流动力，从而保证工具在低射流喷速下稳定工作。

(3)通过分析上下死点节流盘处压力，发现脉冲压力幅值与节流盘和活塞杆的尺寸有定量关系：通过减小活塞杆和节流盘尺寸可以有效地增大脉冲幅值，从而提高钻进效率。

(4)对122 mm射流式脉冲短节进行结构优化设计，并进行现场试验验证，工具在射流喷速50 m/s下即可正常工作，压力脉冲幅值大幅升高，工具压降保持在3 MPa以内，优化效果显著。