基于LS－DYNA的貫通式潛孔錘反循環(huán)鉆頭強度的優(yōu)化分析

李 鵬，殷 琨，彭枧明，羅永江，李麗佳

(吉林大學建設工程學院，吉林 長春130026)

0 引言

貫通式反循環(huán)連續(xù)取心鉆進技術是一種集成化的鉆探技術，具有高效碎巖、流體介質(zhì)全孔反循環(huán)、鉆進中連續(xù)取心的特點?，F(xiàn)場鉆進表明，貫通式反循環(huán)連續(xù)取心鉆進的鉆進效率比常規(guī)的金剛石鉆探、牙輪鉆探等鉆探方法提高6～8倍［1］。貫通式潛孔錘鉆進技術具有鉆進效率高、時間利用率高、鉆頭壽命長、孔內(nèi)事故少、鉆探成本低、巖礦心(樣)采取率高、巖礦心(樣)質(zhì)量好、判斷準確及時等突出的優(yōu)點。這些優(yōu)勢現(xiàn)已經(jīng)成為礦產(chǎn)資源勘探方面使用比較廣泛的方法，并在地質(zhì)勘探領域得到了廣泛的應用［2］。

反循環(huán)連續(xù)取心鉆進無需提鉆取心，大大減少了輔助作業(yè)時間，影響鉆進效率的主要輔助作業(yè)時間是更換失效的反循環(huán)鉆頭。因此，提高反循環(huán)鉆頭的壽命是進一步提高鉆進效率的關鍵。在實踐中，通體花鍵式反循環(huán)鉆頭由于其與活塞接觸的端面面積較小，在承受活塞高頻高速的沖擊作用下，鉆頭尾部容易發(fā)生破裂致使鉆頭失效(圖1)。因此優(yōu)化設計鉆頭受沖擊端面的結(jié)構(gòu)形式，減小鉆頭端面附近區(qū)域的應力集中現(xiàn)象是提高反循環(huán)鉆頭壽命的關鍵因素［3］。

圖1 通體花鍵式反循環(huán)鉆頭尾部破損情況

1 通體花鍵式反循環(huán)鉆頭結(jié)構(gòu)及其改進

1.1 原鉆頭結(jié)構(gòu)及工作原理

通體花鍵式反循環(huán)鉆頭的結(jié)構(gòu)如圖2所示。潛孔錘工作時，驅(qū)動活塞沖擊做功后的廢氣進入卡槽，經(jīng)由花鍵底部的通道排出。其中一部分在花鍵槽上的內(nèi)噴孔進入中心通道形成抽吸作用，進而增強排屑能力;另一部分氣體則經(jīng)由底噴孔直接進入擴壓槽并在噴孔處形成負壓，沖洗孔底攜帶巖屑進入中心通道。根據(jù)引射原理所設計的內(nèi)噴孔引射器大大增強了反循環(huán)鉆頭的抽吸能力，使反循環(huán)形成更徹底［4］。此種反循環(huán)鉆頭最大的特點是通體式花鍵設計，這種設計的好處在于增大了過流斷面積，但同時也使鉆頭尾部壁厚比較薄。在沖錘活塞高頻高速沖擊鉆頭體時，由于鉆頭直接接受沖擊的尾部(圖3)較薄，在長時間沖擊載荷作用下易發(fā)生破裂致使反循環(huán)鉆頭破壞而減短了反循環(huán)鉆頭壽命，導致輔助作業(yè)的時間增大，增加了經(jīng)濟成本。故對其進行進一步的結(jié)構(gòu)優(yōu)化具有重要研究意義。

圖2 通體花鍵式反循環(huán)鉆頭結(jié)構(gòu)示意

圖3 通體花鍵式反循環(huán)鉆頭尾部實物

1.2 改進鉆頭

目前，通體花鍵式反循環(huán)鉆頭所用的35CrMo材料均具有較好的機械性能［5］。通過對損壞鉆頭的分析表明，導致鉆頭體發(fā)生破壞的主要原因可能在于鉆頭尾部壁厚較薄，與沖錘接觸面積較小導致。因此，增加鉆頭尾部與沖錘的接觸面積是改善鉆頭體受力狀況的主要措施。在對鉆頭體尾部進行加厚處理時，首先需要保證鉆頭體半圓卡部位的過流斷面積，過流斷面積過小會加大壓縮空氣在該部位的局部損失，造成反循環(huán)形成不徹底或不能形成反循環(huán)。通過設計計算表明，在鉆頭體尾部采用銑刀加工出63 mm過渡倒角(圖4)，可比采用通體花鍵的方式能大幅增加鉆頭體尾部的厚度和與沖錘的接觸面積。

圖4 帶倒角反循環(huán)鉆頭尾部實物

2 反循環(huán)鉆頭的數(shù)值模擬分析

隨著計算機技術的飛速發(fā)展和廣泛使用以及數(shù)值計算技術的日益完善，計算結(jié)構(gòu)在動載情況下的非線性動力學分析技術越來越廣泛地應用于工程應用領域，而往往這些結(jié)構(gòu)的分析很難模擬。由于沖錘活塞沖擊鉆頭尾部是一種高頻高速的沖擊應力波反復作用，這將導致在沖擊面處的應力情況極其復雜。為了能夠詳細地了解反循環(huán)鉆頭在受沖錘沖擊時鉆頭體內(nèi)的應力分布情況，該文采用非線性動力學分析軟件LS－DYNA技術對反循環(huán)鉆頭在沖錘沖擊作用下鉆頭體內(nèi)部的應力分布情況進行了仿真分析，了解新型反循環(huán)鉆頭對沖擊作用的內(nèi)部應力反應情況。

2.1 三維模型及網(wǎng)格劃分

該文采用Solidworks建立反循環(huán)鉆頭體及簡化的沖錘活塞三維模型，采用Hypermesh進行自適應網(wǎng)格劃分。由于鉆頭體結(jié)構(gòu)復雜，在保證計算精度要求的前提下，對模型采用四面體單元進行劃分，鉆頭體單元總數(shù)為5×104(圖5)。

圖5 鉆頭體網(wǎng)格模型

2.2 邊界條件

將鉆頭底部定義為完全約束，不考慮鉆頭碎巖的影響。與沖錘所具有的沖擊末速度相比，重力加速度對沖錘沖擊能量的影響較小，因此在模擬計算中未設置重力加速度項，忽略其對沖錘速度的影響。因此設置沖錘以初始速度為一般實際應用中沖錘末速度8 m/s沖擊反循環(huán)鉆頭［6］，沖錘活塞質(zhì)量為4 kg。沖錘活塞距離鉆頭受沖擊端面的初始距離為10 mm，計算時間步長設置為0.001 s，計算總時間為0.1 s。

3 模擬計算結(jié)果分析

圖6、圖7是通體花鍵式反循環(huán)鉆頭和優(yōu)化后反循環(huán)鉆頭的最大應力值云圖與應力最大值單元點應力隨時間的變化曲線。

圖6 通體花鍵式反循環(huán)鉆頭尾部最大應力云圖和最大應力曲線

圖7 優(yōu)化后反循環(huán)鉆頭尾部最大應力云圖和最大應力曲線圖

從圖6可知:通體花鍵式反循環(huán)鉆頭接受沖錘沖擊作用后，鉆頭內(nèi)最大應力值主要集中在鉆頭受沖擊端面，局部瞬時最大應力集中值可達1566 MPa，然而，最大應力單元應力變化曲線圖表明，該最大應力值出現(xiàn)在沖錘沖擊鉆頭的瞬間，并且傳播衰減迅速，最大應力狀態(tài)作用時間較短，約為3×10－4s。因此，在單次沖擊作用中，鉆頭體不至于損壞，鉆頭體的破壞是隨著高頻沖擊的積累，致使鉆頭尾部發(fā)生疲勞破裂。

在實際鉆進中，當沖錘高速撞擊反循環(huán)鉆頭尾部端面過程中，會有大量的壓縮氣體從鉆頭的尾部端面流入反循環(huán)鉆頭通道中。因此，在鉆頭尾部會有泄風槽增加過流斷面積，滿足孔底排屑的要求，減少壓縮氣體的節(jié)流損失。圖8和圖9分別是帶泄風槽的通體花鍵式反循環(huán)鉆頭和優(yōu)化后的鉆頭在單次沖錘沖擊作用后的最大應力云圖和最大應力曲線圖。

圖8 現(xiàn)有帶泄風槽的鉆頭最大應力值云圖及最大應力曲線

圖9 優(yōu)化后帶泄風槽的鉆頭最大應力值云圖及最大應力曲線

由圖8可知，在通體花鍵式反循環(huán)鉆頭尾部開泄風槽后，由于進一步減小了鉆頭尾部與沖錘的接觸面積，致使鉆頭尾部泄風槽部位出現(xiàn)局部應力集中，瞬時最大有效應力值達到2756 MPa。

由圖9可知，優(yōu)化后帶泄風槽的鉆頭最大應力值也出現(xiàn)在鉆頭尾部泄風槽部位，瞬時最大有效應力值為2258 MPa，最大應力值較優(yōu)化前反循環(huán)鉆頭減小19%。因此，采用63 mm銑刀工藝在鉆頭尾部加工過渡圓角替代通體花鍵可大幅減小鉆頭體的最大應力值，有效改善鉆頭體的應力集中狀態(tài)，提高鉆頭體的使用壽命。

4 工程應用及取得的效果

改進后的鉆頭實物如圖10所示，在河南欒川鉬礦進行實驗。該礦礦區(qū)地質(zhì)條件極其復雜，是典型的硬、脆、碎復雜地層，通體花鍵式的鉆頭在此進行工程實踐中，經(jīng)常出現(xiàn)鉆頭尾部斷裂問題。配套實驗鉆具主要有:89 mm雙壁鉆桿，89 mm貫通式潛孔錘，95 mm改進后的鉆頭，在1.8 MPa風壓下鉆進60 m后的鉆頭尾部如圖11所示。

圖10 改進鉆頭實物

實驗證明，優(yōu)化后的反循環(huán)鉆頭在工程實踐中，未出現(xiàn)鉆頭尾部斷裂破壞現(xiàn)象，提高了鉆頭的使用壽命和耐久性。

5 結(jié)論

本文就通體花鍵式鉆頭存在的問題，提出了對其結(jié)構(gòu)改進的措施，并利用非線性動力學分析軟件LS－DYNA對現(xiàn)有通體花鍵式反循環(huán)鉆頭和優(yōu)化后的反循環(huán)鉆頭的進行動力學仿真分析，得出以下結(jié)論:采用63 mm銑刀加工的帶過渡圓角的反循環(huán)鉆頭尾部受沖擊部位應力集中得到有效改善，與通體花鍵式反循環(huán)鉆頭相比，改進后的無泄風槽反循環(huán)鉆頭最大局部應力集中值減小44%，有泄風槽反循環(huán)鉆頭尾部最大應力集中值減小19%。

在河南欒川現(xiàn)場試驗結(jié)果表明，新鉆頭結(jié)構(gòu)能夠明顯改善鉆頭體受力狀況，能明顯提高反循環(huán)鉆頭的使用壽命，驗證了結(jié)構(gòu)改進的有效性。

圖11 鉆進60 m后的改進鉆頭尾部

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