摆动阀式泥浆脉冲器电机输出特性及影响因素分析.pdf

摆动阀式泥浆脉冲器电机输出特性及影响因素分析曲汉武，尚捷，卢华涛，王智明，陈锟(中海油田服务股份有限公司，北京 101149)摘要:摆动阀泥浆脉冲器本身可以产生较高频率的载波，成为高速泥浆脉冲传输的较好选择。由于工作时负载力矩复杂，影响因素众多，为电机输出特性研究带来较大困难。利用在井下工作时的动力学平衡方程，通过水循环实验方式测量得到摆动阀电机在最大转矩比电流控制方式下的位置角度和输出电流数据，进而计算井下工作时电机输出转矩和输出功率，并对其影响因素进行综合分析。结果表明，受惯性转矩、弹性转矩和动态水力转矩的影响，电机输出转矩在不同工作频段表现为不同特征；低频段时，电机输出转矩的变化幅度随载波频率的增大而减小，输出功率随载波频率的增大而缓慢增大；中低频段时，电机输出转矩和输出功率在该频段幅度变化较小，相对比较稳定；高频段时，电机输出转矩和输出功率均随频率的增大而快速增大。可以通过增大扭杆刚度系数和降低摆动阀转子轴系转动惯量的方式降低电机在高频段的输出，以保证电机在额定转矩和额定功率下可以控制摆动阀在井下实现高频快速的摆动，产生稳定高载波频率下的泥浆脉冲压力波形，实现高频载波的目的，为随钻测井数据的高速传输提供了保障。关键词：摆动阀脉冲器；泥浆脉冲；动力平衡方程；电机输出特性；结构参数优化；随钻测井中图分类号：TE927 文献标志码：A 文章编号：1001-1986(2023)09-0180-09AnalysisonmotoroutputcharacteristicsandinfluencingfactorsofoscillatingvalvemudpulserQU Hanwu,SHANG Jie,LU Huatao,WANG Zhiming,CHEN Kun(China Oilfield Services Limited Oilfield Technology Institute,Beijing 101149,China)Abstract:The oscillating valve pulser is a better choice for high-speed mud pulse transmission due to its capability ofgenerating a higher frequency carrier.Great difficulties are brought to the research on the motor output characteristicsdue to the complex load moment and its numerous influencing factors during the operation.Using the dynamic balanceequation for the motor operating in underground coal mine,the position angle and output current data of the oscillatingvalve motor under the Max Torque per Ampere(MTPA)control mode were obtained by measurement in the water cycleexperiment.Then,the output torque and output power of the motor operating in underground coal mine was calculated,and its influencing factors were comprehensively analyzed.The research results show that under the influence of inertiatorque,elastic torque and dynamic hydraulic torque,the output torque of the motor has different characteristics in differ-ent working frequency bands.Specifically,the variation amplitude of motor output torque decreases but the outputpower increases slowly with the increasing carrier frequency in the low frequency band.Besides,the output torque andoutput power of the motor are relatively stable in the intermediate frequency band,with little variation.However,both ofthe output torque and output power of motor increase rapidly with the increasing frequency in the high frequency band.The motor output in the high frequency band can be reduced by increasing the stiffness coefficient of the torsional springand decreasing the moment of inertia of oscillating swing valve rotor shaft,so as to ensure that the motor can control theoscillating valve under rated torque and rated power to achieve rapid oscillating at high frequency in the well,therebygenerating the mud pulse pressure waveform under stable and high carrier frequency to achieve the purpose of high fre-quency carrier,which guarantees the high speed transmission of measurement while drilling(MWD)data.收稿日期:2023-05-24；修回日期:2023-08-03基金项目:海洋油气勘探国家工程研究中心基础研究类项目(YJB23YF007)第一作者:曲汉武，1988 年生，男，黑龙江绥化人，硕士，工程师，从事随钻、定向仪器研发工作.E-mail：Q通信作者:陈锟，1997 年生，男，湖北十堰人，硕士，初级工程师，从事随钻、定向仪器研发工作.E-mail：C 第 51 卷 第 9 期煤田地质与勘探Vol.51 No.92023 年 9 月COAL GEOLOGY&EXPLORATIONSep.2023曲汉武，尚捷，卢华涛，等.摆动阀式泥浆脉冲器电机输出特性及影响因素分析J.煤田地质与勘探，2023，51(9)：180188.doi:10.12363/issn.1001-1986.23.05.0282QU Hanwu，SHANG Jie，LU Huatao，et al.Analysis on motor output characteristics and influencing factors of oscillatingvalve mud pulserJ.Coal Geology&Exploration，2023，51(9)：180188.doi:10.12363/issn.1001-1986.23.05.0282Keywords:oscillating valve pulser;mud pulse;dynamic balance equation;motor output characteristics;the optimiza-tion of structure parameters;logging while drilling 随着煤田工业的发展和能源的需求量越来越大，钻井时需要实时测量的井下信息也越来越多，这些信息包括定向工程参数(方位、倾角、工具面角)、地层特性(电阻率、伽马、中子孔隙率、中子密度)、钻井参数(井底钻压、扭矩、转速)等1-5。为获得这些井下信息参数，随钻测井中使用的泥浆脉冲发生器需要具有较高的传输速率。摆动阀式泥浆脉冲器由于可以产生较高频率的载波，成为高速泥浆脉冲传输的较好选择6-8。针对脉冲器井下工作时的转矩问题，由于其在工作时负载力矩复杂，影响因素众多，给研究带来较大困难。目前模型仿真是研究脉冲器负载转矩的主要手段，通过脉冲器建立稳态三维模型，进而进行理论研究和数值仿真，可以对不同外形转子进行实验研究8，但是该方法对所建立模型的准确度依赖很高，且只能分析剪切阀单向摆动时的负载特性，无法分析摆动阀脉冲器的动态负载特性。基于相关系数设计准则及流场仿真，可以分析转子阀口形状、阀片个数等参数对转子水力转矩的影响，实现了简谐波压力信号的影响6-8，但是无法分析摆动阀脉冲器在井下的动态特性，且依然对模型准确性的依赖度很高。利用有限元分析软件可以对转阀的流场搭建模型9，但此模型是稳态的，只能对转阀的静态水力转矩进行分析。以往的仿真研究极大地丰富了脉冲器的理论，促进了国内外脉冲器的发展与应用，但是均受限于模型的准确性，如所建立模型与真实仪器存在微小差别，会对计算的准确性产生较大的影响，而且仿真研究均集中于脉冲器的静态负载特性，无法进一步研究其动态负载特性，因此，只能局部认识脉冲器井下工作时的负载特性，无法从整体上分析其影响因素及规律。鉴于此，笔者从摆动阀脉冲器井下工作时的动力平衡方程出发，利用摆动阀脉冲器在水循环实验中测量的数据，计算得到电机输出转矩和输出功率，并进一步对其影响因素进行分析，以期对脉冲器结构参数的优化和设计以及电机的选型提供指导。1摆动阀脉冲器的动力平衡方程摆动阀脉冲器总成如图 1 所示，其核心部件由永磁同步电动机组成，电机转子和摆动阀转子通过扭杆连接在一起。当上电控制永磁同步电动机摆动时，电机转子通过扭杆拖动摆动阀转子做往复式摆动，进而剪切泥浆流体，产生泥浆脉冲压力波。由于扭杆尾端通过螺纹锁死，所以电动机摆动时需要克服扭杆的弹性力做功。1上轴承；2电机转子；3扭轴；4下轴承；5联轴器；6摆动阀定子；7摆动阀转子 1234567图 1 摆动阀脉冲器总成Fig.1 Structure of oscillating valve pulser assembly 当摆动阀脉冲器在井下工作时，电动机还需要克服水力转矩负载做功，因此，再根据摆动阀脉冲器的结构特征，在电动机运动状态下的机械平衡方程的基础上附加水力转矩10-15，可以得到摆动阀脉冲器在井下工作时的动态力矩平衡方程：Te=Tn+Ts+TfThd(1)式中：Te为电机输出的电磁转矩；Tn为惯性转矩；Ts为扭杆产生的弹性转矩；Tf为黏滞摩擦转矩；Thd为水力转矩。在上述这些转矩参数中，Te和 Thd为驱动力矩，当它们方向沿着摆动阀关闭时为正，沿着摆动阀打开时为负；Ts和 Tf为阻力矩，当它们方向沿着摆动阀打开方向时为正，沿着摆动阀关闭方向时为负，Tn可表示为：Tn=Jddt=Jd2dt2(2)式中：J 为摆动阀转子轴系的转动惯量；为转子摆动的角速度；为摆动阀转子的摆动角度；t 为时间变量。Ts可以表示为：Ts=ks(0)(3)式中：ks为扭杆的弹性系数；0为扭杆未发生扭动时所处的初始位置。Tf可以表示为：Tf=kf=kfddt(4)kf式中：为摆动阀摆动过程中的轴系黏滞摩擦因数。当选用的永磁同步电机采用最大转矩比电流 MTPA的方式控制时16-17，Te可表示为：Te=kmIq(5)式中：km为电机的转矩系数；Iq为电机的 Q 轴电流。脉冲器在井下工作的力矩动态平衡方程可以描述为电机的输出转矩等于摆动阀摆动过程中的惯性转矩、黏滞摩擦转矩、扭杆的弹性转矩和负水力转矩的代数和。2水循环实验和动态水力转矩的计算利用泥浆泵循环系统建立摆动阀脉冲器水循环的第 9 期曲汉武等：摆动阀式泥浆脉冲器电机输出特性及影响因素分析 181 实验装置如图 2 所示，摆动阀脉冲器上游通过泥浆管线连接泥浆泵，下游通过循环管线连接水池，数据读写口引出数据线至地面控制系统。数据读写口上游管线下游管线摆动阀脉冲器传感器和采集电路泥浆泵循环系统地面采集系统图 2 摆动阀脉冲器水循环实验装置Fig.2 Water cycle experimental device of oscillating valve pulser 实验选用的摆动阀脉冲器定转子模型如图 3 所示，规定摆动阀全开时转子的位置 为 0(图 3a)，全关时转子的位置 为 24(图 3b)。脉冲器工作时，摆动阀转子在 0位置到 24位置之间做反复摆动，转子从 0位置向 24位置运动时为关阀方向，从 24位置向 0位置运动时为开阀方向。摆动阀定子(a)关阀(b)开阀 摆动阀转子关阀方向 开阀方向 泥浆流动方向 泥浆流动方向 图 3 摆动阀定转子模型Fig.3 Model of stator and rotor of oscillating valve 当泥浆泵开至稳定流量后，通过地面控制系统控制摆动阀转子的位置角度以正弦函数方式随时间进行摆动，摆动阀转子位置运动轨迹如下式：=msin(2ft)+0(6)式中：m为摆动阀转子的摆动幅度；f 为摆动阀脉冲器摆动的载波频率。实时采集脉冲器内部传感器记录的位置角度 和 Q 轴电流 Iq，根据式(1)式(5)可以推导出摆动阀脉冲器的动态水力转矩为：Thd=kmIqJd2dt2ks(0)kfddt(7)kmkskf其中，、J、等脉冲器自身结构参数可以通过实验的方法测量得到18-20，因此，可以通过式(7)计算得到相应工况下的水力转矩。水循环实验中脉冲器的结构参数值见表 1。表1水循环实验中摆动阀脉冲器的结构参数Table1Structureparametersofoscillatingvalvepulserinwatercycleexperiment参数数值km/(NmA1)1.17J/(kgm2)0.000 7ks/(Nm()1)0.4kf/(Nms)0.01 3电机输出特性及载波影响因素分析3.1电机输出转矩利用式(5)可以计算得到电机的输出转矩，不同摆载波率下电机的输出转矩随位置角度的变化关系如图 4 所示，摆动阀脉冲器井下工作时电机输出转矩具备如下特征。0510152025摆动阀转子位置/()108642024电机输出转矩/(Nm)1 Hz 关阀方向1 Hz 开阀方向6 Hz 关阀方向6 Hz 开阀方向24 Hz 关阀方向24 Hz 开阀方向36 Hz 关阀方向36 Hz 开阀方向图 4 不同频率下电机输出转矩随位置的变化曲线Fig.4 Curve of motor output torque varying with position atdifferent frequencies 摆动阀转子以载波频率为 1 和 6 Hz 的低频进行摆动时，摆动阀电机转矩随转子位置的曲线特征基本一致，如图 4 中的黑线和蓝线所示。转子位置 位于08时，电机输出转矩方向为负，当位置角度=0(摆动阀全开时)，输出转矩最大，输出转矩随位置角度的增大而减小；摆动转子位置 位于 821时，变化较小，输出稳定；21时，电机输出转矩随转子位置角度的 182 煤田地质与勘探第 51 卷增大而减小至 0，而后反向增大至正值。摆动阀转子以载波频率为 24 Hz 的中频进行摆动时，曲线如图 4 中绿线所示。电机输出转矩在一个载波周期内比较平稳，变化不大，且均为负值，其中位置 位于 015时，开阀时电机输出转矩和关阀时的输出转矩较相近，1624时关阀电机输出转矩明显大于开阀的输出转矩。摆动阀转子以载波频率为 36 Hz 的高频进行摆动时，曲线如图 4 中红线所示。位置=0(摆动阀全开时)，输出转矩方向为正，随着转子位置角度的增大，输出转矩逐渐减小至 0，随后方向变为负方向反向增大至最大值。开、关阀转矩曲线出现分离现象，为016时，关阀电机输出负向转矩更大，为 1724时，开阀电机输出的负向转矩更大。3.2电机输出转矩影响因素在流量 1 800 L/min 下控制摆动阀脉冲器分别以6、24、36 Hz 的载波频率摆动，利用式(2)式(5)、式(7)分别计算出摆动阀脉冲器的惯性转矩、弹性转矩、黏滞摩擦转矩、电机输出转矩和动态负水力转矩，具体转矩曲线如图 5图 7 所示。根据式(1)可知脉冲器在井下工作时电机的输出转矩等于摆动阀摆动过程中的惯性转矩、黏滞摩擦转矩、扭轴的弹性转矩和负水力转矩的代数和，因此可以对电机输出转矩的影响因素做具体分析。从图 5 中可以得到，6 Hz 时惯性力矩和黏滞摩擦力矩较小，电机输出转矩主要取决于弹性转矩和水力转矩的影响。当 8时，由于水力转矩较小，此时弹性转矩是电机输出转矩的主要影响；位于高角度时，水力转矩和弹性转矩方向相反，削弱弹性转矩对电机输出的影响，使电机输出转矩有所降低。开阀和关阀时水力转矩略有不同，由于关阀时负向水力转矩略大，造成关阀时电机输出正向转矩略大于开阀时电机输出转矩值。从图 6 中可以得到，载波频率为 24 Hz 时，惯性转矩增大，但黏滞摩擦转矩依然较小，此时电机输出转矩主要受弹性转矩、惯性转矩、水力转矩三者综合影响。弹性转矩与惯性转矩、负水力转矩相反，可以抵消大部分惯性转矩和负水力转矩对电机输出的影响；开阀时，由于弹性转矩、惯性转矩、水力转矩三者在 24 Hz时相互补偿和抵消，所以电机输出转矩在该频率处保持相对稳定，变化较小。关阀时，由于水力转矩在低角 摆动阀转子的位置角度/()5转矩/(Nm)(a)关阀方向电机输出转矩惯性转矩扭杆弹性转矩轴系黏滞摩擦转矩负水力转矩2520151050摆动阀转子的位置角度/()(b)开阀方向2520151050电机输出转矩惯性转矩扭杆弹性转矩轴系黏滞摩擦转矩负水力转矩43210124535转矩/(Nm)4321012453图 5 6 Hz 摆动阀所受力矩随位置角度的变化Fig.5 Variation of torque on the oscillating valve with the posi-tion angle at 6 Hz 0510152025摆动阀转子的位置角度/()5432105432143214321转矩/(Nm)(a)关阀方向电机输出转矩惯性转矩扭杆弹性转矩轴系黏滞摩擦转矩负水力转矩0510152025摆动阀转子的位置角度/()505转矩/(Nm)(b)开阀方向电机输出转矩惯性转矩扭杆弹性转矩轴系黏滞摩擦转矩负水力转矩图 6 24 Hz 摆动阀所受力矩随位置角度的变化Fig.6 Variation of torque on the oscillating valve with theposition angle at 24 Hz第 9 期曲汉武等：摆动阀式泥浆脉冲器电机输出特性及影响因素分析 183 度较平稳，高角度(大于 15)时快速增大，造成了电机输出转矩在低角度时平稳，高角度快速增大的现象。从图 7 中可以得到，载波频率为 36 Hz 时，惯性转矩对电机输出转矩的影响明显增大，黏滞摩擦力依然较小。此时电机输出转矩主要受惯性转矩、弹性转矩和水力转矩的综合影响。由于弹性转矩仅能补偿部分惯性转矩和水力转矩对电机输出的影响，因此，电机输出转矩曲线形态特征同惯性转矩、水力转矩形态特征接近。相比于开阀时摆动阀承受的水力转矩，关阀时负向水力转矩明显更大，造成了关阀时电机输出的正向转矩值明显大于相同位置开阀时的电机输出转矩值。3.3电机输出转矩随频率的变化在 1 800 L/min 的流量下，控制摆动阀脉冲器的载波频率从 1 Hz 摆至 40 Hz，利用式(5)计算出在每种频率下开关阀的最大输出正转矩、最大输出负转矩和平均输出转矩(图 8)。从图 8 可以得到，电机在不同载波频率下输出的平均转矩均为负值，表明在摆动阀脉冲器在一个载波周期中电机整体上需要克服正向力矩做功。电机输出的最大正转矩、最大负转矩以及转矩变化幅度均随频率的增高而呈先减小后增大的趋势，电机输出转矩在1825 Hz 出现了最小极值点，表明该频段下电机的负载最小。电机输出转矩随频率的变化体现了惯性转矩、弹性转矩和水力转矩的动态平衡。0510152025303540载波频率/Hz1086420246电机输出转矩/(Nm)关阀方向正峰值转矩开阀方向正峰值转矩关阀方向负峰值转矩开阀方向负峰值转矩关阀方向平均峰值转矩开阀方向平均峰值转矩图 8 电机输出转矩随频率的变化关系Fig.8 Relationship between motor output torque and frequency 不同位置下的摆动阀所受转矩随频率的变化关系如图 9 所示。摆动阀转子位于 0位置(全开)时，水力转矩和黏滞摩擦转矩几乎为 0，电机输出转矩主要受弹性转矩和惯性转矩的影响，由于弹性转矩方向为负且大小不变，因此，电机输出转矩的形态与惯性转矩的形态一致，弹性转矩起到抵消部分惯性转矩的作用，此时输出转矩受频率的影响较大。摆动阀转子位置角度位于 12(半开)时，惯性转矩和弹性转矩均较小(接近 0)，此时电机输出转矩主要受水力转矩影响，两者曲线形态相似，电机输出转矩受频率的影响较小。摆动阀转子位于 24位置时，水力转矩增大明显，且与弹性转矩方向相反，扭杆起到抵消水力转矩的作用，电机输出转矩主要受惯性转矩的影响，受频率的影响较大。3.4电机输出功率特征摆动阀脉冲器电机的输出功率可以表示为：Pe=Te=Teddt(8)式中：Pe为摆动阀电机输出的功率，W。摆动阀以低频(1、12 Hz)进行摆动时，功率随位置变化的曲线如图 10 中黑线和蓝线所示。开阀摆动功率约在 12位置(半开)达到最大，关阀摆动功率约在 4位置达到最大，关阀时电机输出功率小于开阀时功率。摆动阀以中频(24 Hz)进行摆动时，功率随位置变化的曲线如图 10 中绿线所示。开阀摆动功率约在12位置达到最大；关阀功率约在 21位置达到最大负值。摆动阀以高频(36 Hz)进行摆动时，功率随位置变化的曲线如图 10 中红线所示。曲线在一个载波周期内呈“蝴蝶结”状；关阀功率在低角度(约在 4)位置达到最大正值，高角度(约 21)达到最大负值；开阀功率在低角度(约在 4)达到最大负值，高角度(21)达到最 0510152025摆动阀转子的位置角度()05.07.55.08.5转矩/(Nm)(a)关阀方向电机输出转矩惯性转矩扭杆弹性转矩轴系黏滞摩擦转矩负水力转矩0510152025摆动阀转子的位置角度/()8.05.005.08.5转矩/(Nm)(b)开阀方向电机输出转矩惯性转矩扭杆弹性转矩轴系黏滞摩擦转矩负水力转矩图 7 36 Hz 摆动阀所受力矩随位置角度的变化Fig.7 Variation of the torque on the oscillating valve with theposition angle at 36 Hz 184 煤田地质与勘探第 51 卷大正值。利用式(8)计算出每个频率下开关阀的最大输出功率、最小输出功率和平均输出功率，三者随频率的关系如图 11 所示。从图 11 可以得到，载波频率 114 Hz 时，电机输出功率随载波频率的增大而缓慢上升，将该频段称为缓慢增大区；频率 1528 Hz 时，电机输出功率相对平稳，将该频段称为输出稳定区；频率 2940 Hz 时，电机输出功率随频率的增大而快速增大，将该频段称为快速增大区。电机输出功率随频率变化的曲线在一定程度上影响了摆动阀脉冲器电动机的选型，例如当脉冲器选择的电动机最大功率为 200 W 时，将无法得到频率超过35 Hz 以上的载波。4结构参数对电机输出的影响通过上述分析可知，摆动阀脉冲器在 040 Hz 做正弦摆动时，由于黏滞摩擦力矩较小，电机输出转矩主要受弹性力矩、惯性力矩和水力转矩影响。根据式(2)、式(3)可知，惯性力矩和弹性力矩分别受转子的转动惯量 J 和扭杆的刚度系数 ks的影响。因此，可以通过选择合适的扭杆和摆动阀转子的方法来达到减小电机输出的目的。4.1扭杆刚度系数图 12a 为脉冲器安装刚度系数为 0.4 Nm/()的扭杆时电机输出转矩随载波频率的变化关系，图 12b 为脉冲器安装刚度系数为 0.8 Nm/()的扭杆时电机输出转矩随频率的变化关系。从图中可以得到，随着扭杆刚度系数 ks的增大，脉冲器在低中频段(125 Hz)摆动 0510152025303540载波频率/Hz0510152025303540载波频率/Hz0510152025303540载波频率/Hz1050510=01050510=121050510转矩/(Nm)转矩/(Nm)转矩/(Nm)=24电机输出转矩惯性转矩扭杆弹性转矩轴系黏滞摩擦转矩负水力转矩图 9 摆动阀转子在不同位置角度处所受的力矩特征Fig.9 Torque characteristics of the oscillating valve rotor at different position angles 0510152025摆动阀转子位置角度/()20015010050050100150200250电机输出功率/W1 Hz 关阀方向1 Hz 开阀方向12 Hz 关阀方向12 Hz 开阀方向24 Hz 关阀方向24 Hz 开阀方向36 Hz 关阀方向36 Hz 开阀方向图 10 不同频率下电机输出功率随角度的变化Fig.10 Variation of motor output power with position angle atdifferent frequencies 0510152025303540载波频率/Hz3002001000100200300400电机输出功率/W关阀方向正峰值功率开阀方向正峰值功率关阀方向负峰值功率开阀方向负峰值功率关阀方向平均功率开阀方向平均功率图 11 电机输出功率随频率的变化关系Fig.11 Variation of motor output power with frequency第 9 期曲汉武等：摆动阀式泥浆脉冲器电机输出特性及影响因素分析 185 时电机输出转矩变化幅度明显增大，在高频段(3040 Hz)摆动时，电机的输出幅度明显减小。最小负载频段在大刚度系数下更高。ks图 13 是脉冲器选用不同刚度系数(图 13a 为 ks=0.4 Nm/()，图 13b 为 ks=0.8 Nm/()扭杆时电机输出功率随频率的变化关系。从图中可以得到，增大扭杆刚度系数使得电机输出功率在中低频段有所升高，但同时会增大“输出稳定段”的频率范围，使得电机输出功率在高频段明显降低。因此，增大脉冲器扭杆刚度系数可以实现减小高频段电机输出的目的，但同时会增大中低频段的电机输出。4.2摆动阀转子转动惯量图 14 是脉冲器选用不同转动惯量的(图 14a 为J=0.000 7 kgm2，图 14b 为 J=0.000 5 kgm2)转子时电机输出转矩随频率的变化关系。从图中可以得到，脉冲器转子转动惯量 J 的变化对中低频段下电机的输出转矩影响较小，但是对高频段下电机输出转矩影响明显，减小转子转动惯量可以显著降低电机输出转矩。图 15 是 不 同 转 子 转 动 惯 量(图 15a 为 J=J0.000 7 kgm2，图 15b 为 J=0.000 5 kgm2)对应的电机输出功率随频率的变化关系。从图中可以得到，脉冲器转子转动惯量 的增大不改变缓慢增大区和输出稳定区，对中低频段下的电机输出功率影响较小，但是会减小快速增大区的斜率，使得电机输出功率在高频段明显降低。因此，适当减小转子转动惯量，可以实现较小高频段电机输出的目的。0510152025303540载波频率/Hz1086420246810电机输出转矩/(Nm)关阀方向正峰值扭矩开阀方向正峰值扭矩关阀方向负峰值扭矩开阀方向负峰值扭矩关阀方向平均峰值扭矩开阀方向平均峰值扭矩载波频率/Hz(a)J=0.000 7 kgm2(b)J=0.000 5 kgm电机输出转矩/(Nm)关阀方向正峰值扭矩开阀方向正峰值扭矩关阀方向负峰值扭矩开阀方向负峰值扭矩关阀方向平均峰值扭矩开阀方向平均峰值扭矩 0510152025303540载波频率/Hz10864202468电机输出转矩/(Nm)关阀方向正峰值扭矩开阀方向正峰值扭矩关阀方向负峰值扭矩开阀方向负峰值扭矩关阀方向平均峰值扭矩开阀方向平均峰值扭矩0510152025303540载波频率/Hz(a)ks=0.4 Nm/()(b)ks=0.8 Nm/()10864202468电机输出转矩/(Nm)关阀方向正峰值扭矩开阀方向正峰值扭矩关阀方向负峰值扭矩开阀方向负峰值扭矩关阀方向平均峰值扭矩开阀方向平均峰值扭矩图 12 不同刚度系数下电机输出转矩随频率的变化Fig.12 Variation of motor output torque with carrier frequencyunder different stiffness coefficients 0510152025303540载波频率/Hz3002001000100200300400电机输出功率/W关阀方向正峰值功率开阀方向正峰值功率关阀方向负峰值功率开阀方向负峰值功率关阀方向平均功率开阀方向平均功率0510152025303540载波频率/Hz3002001000100200300400电机输出功率/W关阀方向正峰值功率开阀方向正峰值功率关阀方向负峰值功率开阀方向负峰值功率关阀方向平均功率开阀方向平均功率(a)ks=0.4 Nm/()(b)ks=0.8 Nm/()图 13 不同刚度系数下的电机输出功率随摆动频率的变化Fig.13 Variation of motor output power with oscillating carrierfrequency under different stiffness coefficients 186 煤田地质与勘探第 51 卷载波频率/Hz2电机输出转矩/(Nm)关阀方向正峰值扭矩开阀方向正峰值扭矩关阀方向负峰值扭矩开阀方向负峰值扭矩关阀方向平均峰值扭矩开阀方向平均峰值扭矩0510152025303540载波频率/Hz(a)J=0.000 7 kgm(b)J=0.000 5 kgm21086420246810电机输出转矩/(Nm)关阀方向正峰值扭矩开阀方向正峰值扭矩关阀方向负峰值扭矩开阀方向负峰值扭矩关阀方向平均峰值扭矩开阀方向平均峰值扭矩图 14 不同转子轴系转动惯量下的电机输出转矩随频率的变化Fig.14 Variation of motor output torque with frequency underdifferent moments of inertia of rotor shaft 0510152025303540载波频率/Hz3002001000100200300400电机输出功率/W关阀方向正峰值功率开阀方向正峰值功率关阀方向负峰值功率开阀方向负峰值功率关阀方向平均功率开阀方向平均功率0510152025303540载波频率/Hz3002001000100200300400电机输出功率/W关阀方向正峰值功率开阀方向正峰值功率关阀方向负峰值功率开阀方向负峰值功率关阀方向平均功率开阀方向平均功率(a)J=0.000 7 kgm2(b)J=0.000 5 kgm2图 15 不同转子轴系转动惯量下的电机输出功率随频率的变化Fig.15 Variation of motor output power with frequency underdifferent moments of inertia of rotor shaft 5结论a.从摆动阀脉冲器井下工作时的动力平衡方程出发，结合水循环实验数据分析得出摆动阀脉冲器电机的输出特性受惯性转矩、弹性转矩和动态水力转矩的影响，且电机输出转矩在不同工作频段表现为不同特征；低频段，电机输出转矩的变化幅度随载波频率的增大而减小，输出功率随载波频率的增大而缓慢增大；中低频段时，电机输出转矩和输出功率在该频段幅度变化较小，相对比较稳定；高频段时，电机输出转矩和输出功率均随频率的增大而快速增大。b.摆动阀脉冲器机械结构设计上，可以通过增大扭杆刚度系数和降低摆动阀转子轴系转动惯量的方式降低电机在高频段的输出，以保证电机在额定转矩和额定功率下可以控制摆动阀在井下实现高频快速的摆动，产生稳定高载波频率下的泥浆脉冲压力波形，实现高频载波的目的。c.基于动力平衡方程和水循环实验数据分析脉冲器负载特性的方法更具有真实性和可靠性，克服了以往通过模型仿真分析的方法研究脉冲器负载转矩的局限，同时也可以用于检验所建立脉冲器仿真模型的准确性。为指导脉冲器的结构优化设计和电机的选型提供了进一步的数据指导，该方法后续可应用于不同尺寸和不同规格型号的脉冲器结构参数优化和电机选型上。参考文献(References)GRAVLEY W.Review of downhole measurementwhiledrilling systemsJ.Journal of Petroleum Technology，2019，35(8)：14391445.1 KLOTZ C，BOND P，WASSERMAN I，et al.A new mud pulsetelemetry system for enhanced MWD/LWD applicationsC/IADC/SPE Drilling Conference.Orlando，2008.2 苏义脑，窦修荣.随钻测量、随钻测井与录井工具J.石油钻采工艺，2005，27(1)：7478.SU Yinao，DOU Xiurong.Measurement while 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