基于瞬态动力学的胶塞-短节作用机制及压力波动调控方法

吴欣袁; 程林; 田晓勇; 张京华; 董赵朋

doi:10.12404/j.issn.1671-1815.2505666

科学技术与工程 ›› 2026, Vol. 26 ›› Issue (14) :5967-5977 DOI: 10.12404/j.issn.1671-1815.2505666

石油、天然气工业

基于瞬态动力学的胶塞-短节作用机制及压力波动调控方法

吴欣袁 ¹ ,
程林 ¹ ,
田晓勇 ² ,
张京华 ² ,
董赵朋 ²

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Mechanism of Rubber Plug-short Section Interaction Based on Transient Dynamics and Method for Regulating Pressure Fluctuations

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摘要

针对复杂井况下伪信号干扰固井胶塞位置监测精度问题,提出了基于瞬态动力学的信号发生短节设计方法。通过建立胶塞-短节瞬态动力学模型,并结合应力应变、接触应力、支反力、结构参数等多参数耦合评价体系,深入研究胶塞-短节的密封性能与阻力动态演化规律。仿真与实验结果表明:短节内径主导应力应变,胶塞通过内径112 mm短节时,其最大Mises应力、最大主应变和最大接触应力相较未通过短节时分别激增210.7%、292.5%和549.4%,成为胶塞卡阻的主因,工程建议短节内径≥116 mm;短节宽度主导接触稳定性,当宽度超过皮碗间距(50 mm)时,各皮碗接触应力分布趋于稳定,工程建议短节宽度大于胶塞皮碗间距;支反力响应分析,内径减小导致支反力峰值剧增(内径112 mm相较未通过短节时增幅达427.7%),而短节宽度增大则显著扩展峰值作用区间(宽度>195 mm时增幅达100%)。基于此,提出了双参数信号调控策略:通过定向设计短节内径-支反力峰值-信号幅值和短节宽度-峰值作用区间-脉冲宽度的映射关系,生成特征可辨的压力信号。该策略将特征信号的识别准确率提升至95%以上,有效地降低了伪信号误判风险。

Abstract

To address the issue that false signals interfere with the monitoring accuracy of rubber plug position under complex well conditions, an innovative design method for signal-generating short sections based on transient dynamics was proposed. By establishing a transient dynamics model of the rubber plug-short section and integrating a multi-parameter coupling evaluation system including stress-strain, contact stress, bearing reaction, and structural parameters, the sealing performance and dynamic evolution law of resistance between the rubber plug and the short section were thoroughly investigated. Simulation and experimental results show that the inner diameter of the short section dominates stress and strain: when the rubber plug passes through a short section with an inner diameter of 112 mm, its maximum Mises stress, maximum principal strain, and maximum contact stress surge by 210.7%, 292.5%, and 549.4% respectively compared with those when not passing through the short section, which becomes the main cause of rubber plug sticking. The engineering recommendation is that the inner diameter of the short section should be ≥116 mm. The width of the short section governs contact stability: when the width exceeds the rubber cup spacing (50 mm), the contact stress distribution of each rubber cup tends to be stable, so the engineering recommendation is that the width of the short section should be larger than the rubber cup spacing of the rubber plug. Analysis of bearing reaction response indicates that a decrease in inner diameter leads to a sharp increase in the peak bearing reaction (the increase rate reaches 427.7% for an inner diameter of 112 mm compared with that when not passing through the short section), while an increase in short section width significantly expands the peak action interval (the increase rate reaches 100% when the width>195 mm). Based on this, a dual-parameter signal regulation strategy was proposed: by directionally designing the mapping relationships between short section inner diameter-bearing reaction peak-signal amplitude and short section width-peak action interval-pulse width, pressure signals with distinguishable characteristics are generated. This strategy improves the recognition accuracy of characteristic signals to over 95%, effectively reducing the risk of false signal misjudgment.

Graphical abstract

关键词

胶塞 / 短节 / 支反力 / 压力信号 / 瞬态动力学

Key words

rubber plug / short section / bearing reaction / pressure signal / transient dynamics

引用本文

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吴欣袁, 程林, 田晓勇, 张京华, 董赵朋. 基于瞬态动力学的胶塞-短节作用机制及压力波动调控方法[J]. 科学技术与工程, 2026, 26(14): 5967-5977 DOI:10.12404/j.issn.1671-1815.2505666

WU Xin-yuan, CHENG Lin, TIAN Xiao-yong, ZHANG Jing-hua, DONG Zhao-peng. Mechanism of Rubber Plug-short Section Interaction Based on Transient Dynamics and Method for Regulating Pressure Fluctuations[J]. Science Technology and Engineering, 2026, 26(14): 5967-5977 DOI:10.12404/j.issn.1671-1815.2505666

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随着全球石油天然气勘探加速挺进深井、超深井及大位移水平井,固井完井技术正面临高温、高压、长裸眼段与复杂井眼轨迹叠加等极端挑战^[1-2]。在此苛刻工况下,推动固井装备向智能化与高可靠性技术升级,已成为保障井筒完整性和固井作业安全的核心目标^[3-4]。固井胶塞(以下简称胶塞)作为隔离钻井液与水泥浆,实现精准顶替与碰压确认的关键工具,其井下状态的实时可靠感知直接决定固井作业的成败,是构建高可靠性胶塞实时跟踪系统不可或缺的核心感知节点。

传统胶塞跟踪技术主要依赖顶替液体积计量法与碰压信号识别法^[5-6]。然而,现场实践表明:体积计量法因井径变化、温压效应及复杂工况(如漏涌、窜流)导致理论容积严重偏离实际,泵入体积与胶塞位置显著失联;碰压信号识别法在深井中受流体流变性差异、管柱振动及噪声干扰,误判率居高不下。由此造成胶塞实时监测误差与状态不确定性,进而诱发替空与留塞事故。典型案例包括:T25井139.7 mm油层套管固井时因顶替过量(多替钻井液20 m³),致使设计封固段(2 555~3 501 m)完全替空,近千米油层裸露,经3次挤水泥补救,工期延误10天,严重制约勘探进程^[7];鄂北工区62口井因假碰压导致异常留塞(73~738 m),钻塞耗时严重,单井试气周期平均延长15%^[8]。此类事故不仅劣化固井质量(层间窜流、井筒完整性破坏),更迫使采用挤水泥、侧钻乃至弃井等高成本补救措施,造成钻机非生产时间激增与资源浪费,严重制约复杂油气资源的安全高效开发。因此,研发高可靠性胶塞实时跟踪系统亟待突破。

高可靠性胶塞实时跟踪系统的研发,作为应对胶塞顶替精度不足问题的关键途径,已受到中外学者的广泛关注,并开展了大量研究工作。孙文俊等^[9]针对胶塞复合压力缺乏理论预测方法的问题,首次建立了基于流体压力分布的预测模型。马德成^[10]通过有限元分析胶塞下套管过程,构建了皮碗脱落与接触失效的评价指标体系。孙泽秋等^[11]将胶塞复合压力计算模型应用于现场井况,并研发配套的剪切销钉井口压力监测系统。Bois等^[12]构建了水泥塞机械完整性与水力完整性的综合评估框架,通过实验与数值模拟量化分析封隔失效机理,为保障固井作业的长期封隔效果提供关键判据。Wu等^[13]建立了井下连续压力波信号的动力学模型,系统分析了信号在井筒环境中的传播特性与衰减机制,为优化井下无线通信系统的信号传输可靠性提供了理论基础。段风海等^[14]通过有限元模拟确定,当皮碗径差为20~25 mm、皮碗角度为45°~65°时,胶塞的刮拭效果与隔离能力综合性能最优。刘承婷等^[15]针对低频脉冲压力波在井筒内传播衰减规律问题,基于线性小扰动理论构建Fluent-UDF模型,并耦合岩心实验与低频脉冲器-井筒-地层一体化实验验证。研究明确频率、波长、振幅为关键影响因素,为现场震源参数优化提供了坚实理论支撑。于明武等^[16]针对深水固井中水下井口系统的技术瓶颈,研发出关键的水下释放胶塞工具,通过优化胶塞结构(如单胶塞设计)与释放机制,实现单塞碰压固井,在消除井漏风险的同时提升钻塞效率达50%。Jing等^[17]提出基于CNN-LSTM混合深度学习模型的套管接箍信号识别与预测方法,通过端到端特征提取与时间序列分析,显著提升井下工具定位精度,为钻井实时监测提供智能化解决方案。

以往学者对胶塞顶替过程中井筒内复合压力变化进行详细研究,将胶塞可控阻力源作为压力监测重点。然而,现有研究主要集中于胶塞经过常规套管或剪切销钉时产生的压力信号进行监测。此类信号特征普通,易受干扰信号淹没,缺乏特异性识别能力。当干扰信号与有效信号在频率及幅值范围上重叠时,极易产生伪信号,导致信号识别系统或现场施工人员出现误判。

针对此问题,现提出基于瞬态动力学的信号发生短节设计方法,通过构建胶塞-短节动力学模型,揭示短节结构参数对压力信号的调控规律,旨在实现特征压力信号的主动生成,从根本上提升信号识别的可靠性。

1 胶塞-短节瞬态动力学数值模型的构建与验证

1.1 几何结构与尺寸参数构建

胶塞-短节几何模型包含胶塞、短节及塞头,其中塞头与胶塞采用硫化工艺一体化连接,胶塞与短节间为非线性摩擦接触。

图1所示为胶塞-短节结构,其尺寸参数如表1所示。

胶塞由主体和5个依次排列的皮碗组成(图1和图2),皮碗沿主体从左至右排列顺序依次为第五级至第一级皮碗,相邻皮碗间距为50 mm。塞头位于第一级皮碗处,起到强化主体作用,短节中间凸起区域为变径处(短节内径和短节宽度均指变径处)。

短节宽度较短时,短节作为阻力环安装在接箍缝位置;短节宽度大于接箍时,短节作为独立段与套管连接。

1.2 本构模型与材料参数建立

橡胶材料的应变能密度函数W^[18]为

(1)

$W=W({I}_{1},{I}_{2},{I}_{3})$

式(1)中:I₁、I₂、I₃为右Cauchy-Green 变形张量C的3个不变量。

(2)

$\left\{\begin{array}{l}{I}_{1}={\lambda }_{1}^{2}+{\lambda }_{2}^{2}+{\lambda }_{3}^{2}\\ {I}_{2}={\lambda }_{1}^{2}{\lambda }_{2}^{2}+{\lambda }_{2}^{2}{\lambda }_{3}^{2}+{\lambda }_{1}^{2}{\lambda }_{3}^{2}\\ {I}_{3}={\lambda }_{1}^{2}{\lambda }_{2}^{2}{\lambda }_{3}^{2}\\ {\lambda }_{i}=1+{\epsilon }_{i}\end{array}\right.$

式(2)中:λ₁、λ₂、λ₃为各方向的主伸长比;λ_i为主伸长比;ε_i为主应变。

Mooney-Rivlin模型是各向同性超弹性材料的一种,其应变能密度函数W^[19-20]为

(3)

$W=\sum _{i+j+k=1}^{N}{C}_{ijk}\left{(I}_{1}{-3)}^{i}\right{(I}_{2}{-3)}^{j}{(I}_{3}{-1)}^{k}$

式(3)中:C_ijk为材料力学性能参数,通常由实验拟合确定。

当橡胶材料近似不可压缩时,λ₁λ₂λ₃→1,I₃→1,Mooney-Rivlin模型的二项三阶展开式应变能密度函数W简化为

(4)

$W={C}_{10}({I}_{1}-3)+{C}_{01}({I}_{2}-3)$

式(4)中:C₁₀和C₀₁为力学性能参数,MPa。

实验测得固井胶塞材料邵氏硬度为69.4 HA,根据丁腈橡胶拉伸实验拟合曲线对弹性模量的拟合公式^[21]为

(5)

$lnE=14.280 88-0.661 89x+0.007 25{x}^{2}$

式(5)中:E为弹性模量,MPa;x为邵氏硬度,HA。

将实验测得邵氏硬度代入式(5)中计算出胶塞弹性模量为26.46 MPa。

结合Mooney-Rivlin模型参数的经验计算公式^[22],即

(6)

$E=6{C}_{10}\left(1+\frac{{C}_{01}}{{C}_{10}}\right)$

当橡胶材料硬度较高时,C₀₁/C₁₀比值越小,邵氏硬度69.4 HA时,比值为0.02。经计算C₁₀和C₀₁取值分别为4.324 MPa和0.086 MPa,密度为1 200 kg/m³。

1.3 仿真参数设置

胶塞材料为丁腈橡胶。短节材料为P110钢,密度为7 850 kg/m³,杨氏模量210 GPa,泊松比0.3。塞头材料为铝合金,密度为2 700 kg/m³,杨氏模量71 GPa,泊松比0.33。

在有限元软件中建立胶塞-短节瞬态动力学模型,用于模拟胶塞通过短节时的变形和接触演化过程。在模型中,对短节外壁施加全固定约束(位移自由度 U_x=U_y=U_z=0),在胶塞顶部沿轴向施加位移载荷以模拟顶替过程。依据现场施工经验^[23],将顶替速度设置为0.5 m/s。针对胶塞与短节之间的接触,采用罚函数法进行处理。考虑到顶替作业前需在胶塞表面涂抹润滑脂降低摩擦系数,因此胶塞与短节间的摩擦系数取值为0.15,低于常规橡胶与钢铁间的摩擦值。

胶塞-短节网格划分如图3所示。短节和塞头采用四节点轴对称单元CAX4R进行离散。网格划分采用差异化策略以平衡精度与效率,变径处及接触区域网格尺寸为1 mm,非接触区域网格尺寸为3 mm。

胶塞材料近似不可压缩,其网格采用添加杂交公式的CAX4RH单元进行划分。该杂交单元利用独立压力自由度解耦体积响应,为Mooney-Rivlin模型中的不可压缩约束提供数值稳定性,有效避免大变形导致的体积锁死问题。胶塞皮碗接触区域网格尺寸为0.8 mm,主体区域网格尺寸为3 mm。

1.4 网格无关性分析与最优网格确定

网格无关性验证是确保数值模拟结果可靠性与精度的关键步骤,其核心在于系统细化计算网格并考察关键物理量的收敛性。当目标结果的变化幅度随网格细化显著减小并最终稳定在可接受误差范围内时,表明数值解已达到或接近网格无关状态。

通过开展网格细化研究,系统分析胶塞通过短节时最大Mises应力及计算时长随网格数量变化规律。从图4可知,当网格数量达到0.5×10⁴(平均尺寸1.5 mm)时,Mises应力趋于稳定,相邻网格层级间最大误差小于5%;当网格单元>3.2×10⁴(网格尺寸0.5 mm)后,计算时长快速增加。综合计算精度与计算效率,选定网格数量1.15×10⁴~3.2×10⁴(网格尺寸1~0.5 mm)为最优网格规模,该方案Mises应力误差控制在2%以内,计算资源消耗降低75%。

2 胶塞通过短节的力学特性及结构参数影响规律

2.1 胶塞危险区域识别与破坏准则应用

对胶塞危险部位分析时,根据第四强度理论和最大主应变破坏准则作为断裂损伤准则。对于二维计算模型,第四强度理论计算公式为

(7)

${\sigma }_{max}=\sqrt{{\sigma }_{x}^{2}+{\sigma }_{y}^{2}-{\sigma }_{x}{\sigma }_{y}}$

式(7)中:σ_max为材料最大Mises应力,MPa;σ_x、σ_y为各方向主应变,MPa。

第四强度理论基于Mises应力与屈服应力的比较准则为

(8)

${\sigma }_{max}\ge {\sigma }_{s}$

式(8)中:σ_s为材料屈服应力。

根据《石油天然气钻采设备机械式固井胶塞的测试与评价》(GB/T 43599—2023),胶塞屈服应力取20 MPa。

最大主应变破坏准则为最大主应变与拉伸试验中的临界断裂应变相等时,材料将发生断裂。对于二维计算模型,最大主应变的计算公式^[24]为

(9)

${\epsilon }_{max}=\frac{{\epsilon }_{x}+{\epsilon }_{y}}{2}+\sqrt{{\left(\frac{{\epsilon }_{x}-{\epsilon }_{y}}{2}\right)}^{2}+{\left(\frac{{\gamma }_{xy}}{2}\right)}^{2}}$

式(9)中:ε_max为材料最大主应变;ε_x、ε_y和γ_xy分别为应变分量。

根据材料拉伸实验中得到的临界断裂应变ε_critical,当满足式(10)时,胶塞将发生断裂。

(10)

${\epsilon }_{max}\ge {\epsilon }_{critical}$

根据丁腈橡胶拉伸试验数据和《固井水泥头及常规固井胶塞》(SY/T 7084—2016)行业标准,胶塞临界断裂应变ε_critical取值为2。

胶塞通过内径116 mm,宽度25 mm短节时,胶塞皮碗Mises应力分布云图和最大主应变分布云图如图5和图6所示。

图5和图6展示胶塞通过短节时应力应变动态演变过程。胶塞未通过短节时最大Mises应力为4.68 MPa,最大主应变为0.107。胶塞通过116 mm内径短节时,最大Mises应力增长77.8%,最大主应变增长130%。各级皮碗通过短节时最大Mises应力集中于皮碗根部,最大主应变集中于胶塞-短节接触点,最大Mises应力和最大主应变安全系数为2.4和8.16,井下工具安全系数取1.5,胶塞应力应变均在安全区间。

胶塞最大Mises应力和最大主应变由各皮碗根部和胶塞-短节接触点向主体扩散,其中第1级皮碗和第5级皮碗根部处于高应力应变集中区,易诱发疲劳损伤,造成皮碗脱落。上述危险部位(第1级、第5级皮碗根部)为后续分析短节内径、宽度对胶塞力学特性影响的核心关注区域,其应力应变演化规律直接决定胶塞安全性与信号调控可行性。

2.2 短节内径对胶塞力学行为的影响规律

胶塞通过短节的力学行为包含安全性(应力应变不超过材料极限)、密封性(接触应力满足静水压穿透要求且分布稳定)及信号可调控性(支反力峰值与作用区间可定向设计)3个评价维度,下文将基于此三维度分析短节参数的影响规律。

为探究短节内径对胶塞力学行为的影响,在满足井下工具协同作业安全性的前提下,分析胶塞通过内径范围为120~112 mm(与胶塞最大直径差为22~30 mm)、宽度为25 mm短节的力学行为。短节内径以1 mm为间隔变化。

图7显示,胶塞的应力应变水平随短节内径的减小而显著增大。相较胶塞未通过短节时的基准工况,在112 mm内径短节处,其最大Mises应力激增210.7%,安全系数降至1.375,已超出安全阈值;最大主应变增幅达292.5%,安全系数为4.76,仍处于安全区间内。

当短节内径≥118 mm时,由于第5级皮碗径差较大,承受压缩变形最严重,应力应变也较大,此时第5级皮碗根部为较危险区域;当短节内径<118 mm时,短节内径与塞头之间通量减小,第1级皮碗通过短节时径向变形空间受限,使得第1级皮碗应力应变逐渐超过第5级皮碗,形成最大应力应变位置迁移现象,此时第1级皮碗根部为较危险区域;当短节内径<113 mm时,应力安全系数超过安全阈值,皮碗存在脱落危险。

胶塞通过短节时的密封性能与其接触长度和接触应力密切相关。通常认为,接触长度越长,接触面积越大,隔离稳定性越好;接触应力越大,则隔离效果越好。然而,接触长度和接触同时急剧增加时,将导致胶塞下行过程中的摩擦磨损加剧。根据《固井水泥头及常规固井用胶塞》(SY/T 7084—2016)标准规定,胶塞的静水压穿透力宜控制在1~3 MPa范围内。

根据图8分析,接触长度和最大接触应力均随短节内径的减小而呈显著线性增长趋势。相较胶塞未通过短节时的基准工况(接触长度20.4 mm,最大接触应力1.54 MPa),在内径112 mm短节处,接触长度增幅达112%,最大接触应力激增549.4%。尽管接触应力大幅增加,但其数值均满足最小静水压穿透力要求,其密封性能可靠。

各皮碗接触应力随短节内径减小而增大,变化趋势如图9所示,短节内径从120 mm减小至112 mm,第1~5级皮碗增幅分别为552.6%、387%、395.2%、383%、254.3%。短节内径从120 mm减小至118 mm时,最大接触应力位于第5级皮碗;短节内径从117 mm减小至112 mm时,最大接触应力位于第1级皮碗,与应力应变迁移现象吻合。

综合图7~图9分析,短节内径减小时应力应变和接触长度显著增加,对胶塞密封效果和密封稳定性有促进作用,但短节内径<116 mm时,应力应变和接触面积急剧增大,此时需注意胶塞摩擦磨损加剧和皮碗疲劳破坏等情况的发生。

胶塞通过短节时,其阻力的动态演化特征集中体现于轴向支反力的变化规律。支反力-位移曲线可定量表征短节结构参数对胶塞下行阻力的影响机制。该阻力源作为胶塞顶替过程的核心调控变量,具有通过结构设计实现定向优化的特性,因而可作为监测胶塞顶替过程的关键信号源。将支反力与短节截面积进行拟合,即可生成理论压力信号曲线。

如图10所示,胶塞通过不同内径短节时,其支反力随位移变化的曲线可划分为4个阶段:位移0~200 mm,为胶塞初始卡入套管、支反力建立阶段;位移200~250 mm,为胶塞在套管内稳定运行、支反力相对平稳阶段;位移250~450 mm,为胶塞通过短节、支反力显著变化阶段;位移450~500 mm,为胶塞完全通过短节后在套管内稳定运行,支反力恢复平稳阶段。

分析表明,胶塞支反力与短节内径成显著负相关,该变化趋势与接触应力的变化规律一致。当短节内径从120 mm减小至112 mm时,第1~5级皮碗的支反力增幅分别为226.7%、97.4%、123.2%、134%和189.8%。相较于未通过短节时,胶塞通过内径112 mm短节时支反力增幅为427.7%。短节内径变化对支反力峰值具有显著影响,但其峰值作用区间始终稳定在200 mm附近。结果表明,短节内径是支反力峰值的主导控制因素,而对峰值作用区间影响甚微。基于这一特性,可通过精准设计短节内径,直接实现对压力信号幅值的定向调控。

2.3 短节宽度对胶塞力学行为的影响规律

综合分析短节内径对胶塞力学行为的影响规律发现,当短节内径小于116 mm 时,胶塞皮碗的应力、应变及接触应力均快速上升,接触应力大幅超出静水压穿透力上限。因此选定116 mm作为基准短节内径,以研究短节宽度对力学行为的影响,宽度范围为15~205 mm,宽度变化间隔为10 mm。

根据图11最大Mises应力与最大主应变随短节宽度变化曲线分析,当短节宽度增加至95 mm时,最大Mises应力和最大主应变逐渐趋于稳定,最大Mises应力稳定于8.4 MPa,安全系数2.38;最大主应变稳定于0.23,安全系数8.69,均在安全阈值内。短节宽度增大对最大Mises应力和最大主应变影响微弱。

图12分析短节宽度从15 mm增加至195 mm时,最大接触长度呈线性增长趋势,增幅为200%,短节宽度大于195 mm时,5级皮碗同时进入短节,最大接触长度稳定在90 mm;当短节宽度超过皮碗间距(50 mm)时,最大接触应力稳定在3.42 MPa附近。

根据图13分析结果,当短节宽度大于皮碗间距(50 mm)时,各皮碗的接触应力趋于稳定。其稳定值按从大到小排序依次为:第1级皮碗(3.45 MPa)、第5级皮碗(2.57 MPa)、第2级皮碗(2.55 MPa)、第4级皮碗(2.47 MPa)、第3级皮碗(2.45 MPa)。分析表明,除第1级皮碗的接触应力(3.45 MPa)略高于静水压穿透力上限,其余4个皮碗的接触应力均满足阈值要求。

结合图12与图13分析表明,当短节宽度达到皮碗间距(50 mm)时,各皮碗接触应力趋于稳定;当宽度增至195 mm(超过第1~5级皮碗接触点最大间距)时,胶塞5级皮碗可同步卡入短节,接触长度达到饱和而进入稳定区间。短节宽度增加对接触应力幅值影响微弱,但通过显著扩展接触长度增强界面密封效应,从而有效提升胶塞密封稳定性。

图14与图15的支反力曲线表明,其位移响应特征与图10相似,但各阶段位移范围随宽度增加而扩展。当短节宽度从15 mm增至205 mm时,胶塞支反力峰值及其作用区间均与短节宽度呈显著正相关线性增长,最大峰值增幅为42.5%,峰值作用区间增幅为100%。

相邻峰值间因短节宽度增加出现支反力叠加现象,当前级皮碗未完全脱离短节,后级皮碗即已接触,此时支反力峰值产生叠加现象。短节宽度超过195 mm(第1~5级皮碗最大接触点间距)时,5级皮碗支反力完全叠加,导致最大峰值载荷趋近恒定;短节宽度每增加一个皮碗间距(50 mm),峰值即新增一个,短节宽度超过195 mm时,峰值增至9个,此后峰值数量不再增加,第五峰值的作用区间拓宽,其形态逐渐趋近于胶塞整体通过无变径处短节的波峰特征,此规律为支反力叠加后的逐级卸载现象。

结合上述分析,短节宽度对支反力峰值的影响较弱,但对其峰值作用区间具有显著调控作用。基于此特性,可通过精准设计短节宽度,直接实现压力信号脉冲宽度的定向调控。

3 胶塞-短节作用特性及压力信号调控的实验验证

实验旨在验证短节内径对压力信号幅值的调控作用和支反力与压力信号幅值和脉冲宽度之间的定量关联,从而为双参数调控策略提供实验依据。为此,搭建了模拟胶塞顶替实验台架如图16和图17所示,并针对宽度为25 mm、内径分别为116 mm和120 mm的短节开展了胶塞顶替过程中的压力监测实验。

采用高压柱塞泵提供6 L/s的高压清水,驱动胶塞通过装有短节的套管束。利用安装于井口的油壬压力传感器(量程:50 MPa,精度:0.2%F.S.,采集频率:2 000 Hz)实时监测胶塞通过短节过程中的管内压力变化。采集的压力信号经信号采集器转换后,传输至信号处理系统进行分析与显示。实验台架材料及工况设置均与仿真条件保持一致,所用套管与胶塞的具体尺寸如表1所示。

图18为模拟胶塞顶替实验结果,只需对窗口点内数据进行算术平均(平滑滤波法),其滤波效果就能显著凸显胶塞通过短节时的压力信号特征,使特征信号与伪信号的区分度从50%提高到95%,显著增强有效信号识别可靠性。

为了直观对比实验结果与仿真结果差异性,将仿真结果支反力与短节截面积拟合成压力结果进行比较。

结合图18和表2数据分析,仿真与实验数据对比,压力峰值和脉冲宽度最大误差分别为5%和10%,误差均在工程允许范围内。这一结果表明实验与仿真数据具有良好的一致性,进而验证了所建立模型及双参数调控策略的可靠性与有效性。

4 结论

通过搭建胶塞-短节瞬态动力学模型和胶塞顶替实验平台,结合多参数耦合效应的胶塞通过性评价体系分析,得到以下结论。

(1)短节内径主导应力应变,内径从120 mm 减小至112 mm,相较未通过短节时,胶塞最大Mises 应力、最大主应变和最大接触应力分别激增210.7%、292.5%、549.4%,成为胶塞卡阻主因;但内径<116 mm时需注意胶塞摩擦磨损加剧,实际设计建议短节内径≥116 mm以平衡信号调控与胶塞寿命。

(2)短节宽度主导接触稳定性,短节宽度超过皮碗间距(50 mm)时各皮碗接触应力趋于稳定;短节宽度增至195 mm(第1~5级皮碗最大接触间距)时,接触长度饱和(增幅 200%),故工程推荐宽度>50 mm。

(3)支反力响应调控,内径减小使支反力峰值剧增(内径112 mm时增幅为427.7%),宽度增大则扩展峰值作用区间(宽度>195 mm增幅为100%)。

(4)实验与仿真结果高度吻合,胶塞通过120 mm短节时实验压力峰值为0.36 MPa,仿真拟合峰值为0.352 MPa;通过116 mm短节时实验压力峰值为0.675 MPa,仿真拟合峰值为0.648 MPa。仿真与实验对比的最大误差为10%。实验与仿真的压力信号幅值及脉冲宽度基本吻合,验证了模型的总体可靠性。

(5)基于上述分析,提出双参数信号调控策略,在评估短节内径对皮碗脱落风险的基础上,通过短节内径-支反力峰值-信号幅值、短节宽度-峰值作用区间-脉冲宽度的定向设计,生成特征可辨的压力信号,使特征信号与伪信号的区分度从50%提高到95%,显著增强有效信号识别可靠性,有效的消除了伪信号误判风险,为高可靠性胶塞实时跟踪系统开发提供理论支撑。

参考文献

原文顺序 | 出版日期 | 本文引用

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