高能射流式液動(dòng)潛孔錘回程節(jié)流緩沖研究

李國琳1， 葛 東， 李柯柯， 彭枧明

(1.長(zhǎng)春大學(xué)計(jì)算機(jī)科學(xué)技術(shù)學(xué)院， 吉林長(zhǎng)春 130022；2.吉林大學(xué)建設(shè)工程學(xué)院， 吉林長(zhǎng)春 130026)

引言

射流式液動(dòng)潛孔錘是我國第一種得到廣泛應(yīng)用的液動(dòng)潛孔錘[1]，只有一個(gè)運(yùn)動(dòng)零件，結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單，深孔高圍壓適應(yīng)性好[2]。在地質(zhì)巖心鉆探、科學(xué)鉆探和油氣鉆井領(lǐng)域，常規(guī)壓力的射流式液動(dòng)潛孔錘可以提高鉆進(jìn)效率30%以上，取得了優(yōu)良經(jīng)濟(jì)效果[3-7]。盡管開展了大量理論和試驗(yàn)研究工作[8-10]，但壓力降小于5 MPa的常規(guī)射流式液動(dòng)潛孔錘，沖擊能和沖擊頻率未能同時(shí)達(dá)到與同規(guī)格風(fēng)動(dòng)潛孔錘相當(dāng)?shù)某潭?，?yīng)用范圍受到了限制。近年來，瑞典某公司生產(chǎn)的高能液動(dòng)潛孔錘，以高度凈化后的清水作為動(dòng)力介質(zhì)，壓力降為14～18 MPa，沖擊能與同規(guī)格風(fēng)動(dòng)潛孔錘相當(dāng)，沖擊頻率比同規(guī)格風(fēng)動(dòng)潛孔錘高1倍左右，在歐美地區(qū)得到了廣泛應(yīng)用[11]。韓國某公司也研制了高能液動(dòng)潛孔錘，最大應(yīng)用孔深已達(dá)到3502 m[12]。

鑒于瑞典和韓國產(chǎn)品的成功，基于射流式液動(dòng)潛孔錘研究的良好研究基礎(chǔ)，在國內(nèi)率先開展了高能型液動(dòng)潛孔錘的研制工作[13-14]。研制的SC86H型高能射流式液動(dòng)潛孔錘，在實(shí)驗(yàn)室花崗巖鉆進(jìn)試驗(yàn)過程中，機(jī)械鉆速已達(dá)到5.2 m/h，是常規(guī)方法的3倍以上[15]。在試驗(yàn)過程中，信號(hào)道側(cè)置式兩體型硬質(zhì)合金射流元件，短暫工作后即發(fā)生破裂，如圖1所示。從圖中可以發(fā)現(xiàn)，破裂位置為工作腔內(nèi)部，破裂原因分析為沖擊器回程沖擊力過大而導(dǎo)致射流元件應(yīng)力集中處(內(nèi)部直角拐彎)的峰值應(yīng)力超過材料承載極限，因而造成脆性破壞。所以，在之后的實(shí)驗(yàn)中，務(wù)必降低射流元件所受到的沖擊載荷，才能保障射流元件安全工作。張永光等[16]提出在缸體中設(shè)置碟簧緩沖結(jié)構(gòu)來吸收沖錘回程的沖擊能，結(jié)果顯示，碟簧可以有效改善射流元件的應(yīng)力狀態(tài)，但是在惡劣的使用環(huán)境下碟簧極易快速磨損和疲勞破壞。張?chǎng)析蔚萚17]提出在缸體上方增加節(jié)流型緩沖結(jié)構(gòu)，但是加工和制造困難較大，工業(yè)化生產(chǎn)成本較高。因此經(jīng)過綜合分析，最終提出了在中接頭處設(shè)計(jì)回程節(jié)流緩沖機(jī)構(gòu)的新方案。

圖1 短暫工作后發(fā)生破裂的信號(hào)道側(cè)置式 硬質(zhì)合金射流元件

1 數(shù)值模擬研究

1.1 高能液動(dòng)潛孔錘工作過程及緩沖原理

如圖2所示，高能射流式液動(dòng)潛孔錘主要由1個(gè)射流元件和1個(gè)由缸體、活塞和沖錘組成的執(zhí)行機(jī)構(gòu)組成，活塞將缸體分為前室和后室。射流元件控制高壓液體交替進(jìn)入前室和后室，導(dǎo)致沖錘的往復(fù)運(yùn)動(dòng)，從而產(chǎn)生沖擊力，作用于鉆頭。在回程運(yùn)動(dòng)初期的自由行程段內(nèi)，沖錘所受到的液壓制動(dòng)力較小，運(yùn)動(dòng)速度逐漸增加。在回程運(yùn)動(dòng)后期，沖錘粗段上部進(jìn)入中接頭空腔，使沖錘與中接頭之間的環(huán)狀間隙大幅度縮小，產(chǎn)生節(jié)流作用，從而使沖錘粗段上方的液體壓強(qiáng)大幅度上升，沖錘粗段因此受到較大液壓制動(dòng)力作用，沖錘速度快速降低，促使沖錘未走滿結(jié)構(gòu)行程時(shí)速度減小為0，從而實(shí)現(xiàn)回程終了零沖擊。為科學(xué)合理設(shè)計(jì)回程節(jié)流緩沖機(jī)構(gòu)結(jié)構(gòu)參數(shù)[18]，開展了數(shù)值模擬與臺(tái)架試驗(yàn)研究。

圖2 高能射流式液動(dòng)潛孔錘及其回程節(jié)流 緩沖結(jié)構(gòu)示意圖

1.2 控制方程

射流式液動(dòng)潛孔錘內(nèi)的液體可視為不可壓縮流體，其受到的體積力可以忽略，工作過程中不與外界發(fā)生熱交換，遵循不可壓縮流體運(yùn)動(dòng)的一般規(guī)律，即滿足不可壓縮流體的連續(xù)性方程和動(dòng)量方程[19]。

(1)

式中， ▽ —— 哈密爾頓算子

grad —— 梯度符號(hào)

V—— 速度矢量，m/s

u，v，w—— 分別為速度矢量在x，y和z方向的分量

ρ—— 液體密度，kg/m3

μ—— 動(dòng)力黏度，Pa·s

p—— 壓強(qiáng)，Pa

在沖錘粗段上端進(jìn)入中接頭空腔之前，沖錘主要受到上下腔液體壓力、沖錘重力、液壓卡緊力的作用，沖錘在外管中受到的流體阻力忽略不計(jì)。當(dāng)回程后期沖錘粗段上端進(jìn)入中接頭空腔，和沖程前期階段沖錘粗段上端未離開中接頭空腔時(shí)，沖錘還受到節(jié)流壓力作用。根據(jù)牛頓第二定律，沖錘的運(yùn)動(dòng)滿足方程式[20]：

沖錘粗段上端在中接頭空腔之外時(shí)：

(2)

沖錘粗段上端處于中接頭空腔內(nèi)時(shí):

pchoking·A3

(3)

式中，M—— 活塞和沖錘的總質(zhì)量，kg

X—— 沖錘位移，mm

t—— 時(shí)間，s

pup—— 上腔水壓力，Pa

pdown—— 下腔水壓力，Pa

A1—— 活塞上腔有效作用面積，m2

A2—— 活塞下腔有效作用面積，m2

A3—— 有節(jié)流緩沖作用時(shí)沖錘在中接頭空腔有效受壓面積

g—— 重力加速度，m/s2

Flocking—— 液壓卡緊效應(yīng)造成的摩擦力，N

1.3 幾何模型和網(wǎng)格劃分

以SC86H型高能射流式液動(dòng)錘為例，根據(jù)其具體結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)，經(jīng)適當(dāng)簡(jiǎn)化，建立了其內(nèi)部流體域的系列三維幾何模型，與之前開展有關(guān)研究所用的幾何模型相比[21-22]，更加貼近射流式液動(dòng)潛孔錘內(nèi)的流體域?qū)嶋H。幾何模型的絕大部分區(qū)域，采用六面體單元進(jìn)行網(wǎng)格劃分，個(gè)別難以采用六面體單元進(jìn)行劃分的區(qū)域，采用六面體和五面體相結(jié)合進(jìn)行網(wǎng)格劃分。劃分后的網(wǎng)格模型如圖3所示，單元總數(shù)為258922個(gè)，其中五面體(三棱柱體)單元數(shù)為309個(gè)。此網(wǎng)格單元密度兼顧了計(jì)算精度和計(jì)算時(shí)間消耗，在此基礎(chǔ)上再加密1倍，耗時(shí)太長(zhǎng)而計(jì)算精度幾乎沒有提高。

圖3 數(shù)值模擬所用典型網(wǎng)格模型

1.4 初始條件、邊界條件和求解控制條件

先將沖錘視為靜止，進(jìn)行穩(wěn)態(tài)計(jì)算，將其結(jié)果作為后續(xù)動(dòng)網(wǎng)格數(shù)值模擬的初始條件。將射流元件入口設(shè)置為速度邊界條件，流速大小根據(jù)200 L/min輸入流量和入口處過流斷面積計(jì)算得到。流體流出潛孔錘的斷面處設(shè)置為壓力出口，取值為1個(gè)大氣壓，表壓為0。

綜合考慮計(jì)算速度和精度，根據(jù)已經(jīng)積累的經(jīng)驗(yàn)，選用標(biāo)準(zhǔn)k-ε湍流模型,速度-壓力耦合算法選擇SIMPLE算法。所用CFD商用軟件動(dòng)網(wǎng)格分析只支持一階迎風(fēng)差分格式[23]，故控制方程中的擴(kuò)散項(xiàng)只能用一階迎風(fēng)差分格式。時(shí)間步長(zhǎng)為0.0001 s。動(dòng)態(tài)計(jì)算過程中，沖錘有效受壓面上的壓強(qiáng)、沖錘受到的軸向合力、沖錘加速度和速度及位移等，通過編寫的專用udf程序在數(shù)值模擬過程中自動(dòng)提取和計(jì)算加以完成。

2 數(shù)值模擬結(jié)果

數(shù)值模擬結(jié)果可以清晰揭示內(nèi)部流體域內(nèi)流場(chǎng)參數(shù)分布動(dòng)態(tài)變化過程以及沖錘運(yùn)動(dòng)參數(shù)變化歷程。圖4展示的是一個(gè)沖錘運(yùn)動(dòng)周期內(nèi)某個(gè)典型瞬間速度場(chǎng)。

2.1 節(jié)流間隙對(duì)回程沖擊末速度的影響

如表1所示，節(jié)流間隙為7 mm時(shí)(間隙為7 mm時(shí)為未加緩沖狀態(tài)，即原樣機(jī)狀態(tài))，回程沖擊末速度和沖擊功與無緩沖結(jié)構(gòu)時(shí)幾乎相等，可以作為比較的基準(zhǔn)。當(dāng)沖錘粗段與中接頭內(nèi)壁間節(jié)流間隙小于3 mm時(shí)， 隨著節(jié)流間隙的減小， 回程沖擊末速度急劇減小，如圖5所示。當(dāng)節(jié)流間隙為1 mm時(shí)，回程沖擊末速度降低至0.57 m/s，約為無節(jié)流緩沖時(shí)的1/6，回程沖擊功減小到無節(jié)流緩沖時(shí)的1/42。當(dāng)節(jié)流間隙進(jìn)一步減小到0.5 mm時(shí)，回程沖擊末速度接近0，幾乎不存在沖擊，但此時(shí)節(jié)流間隙內(nèi)的流速很高，沖蝕作用較強(qiáng)烈，對(duì)工作過程中節(jié)流間隙大小保持恒定不利。當(dāng)自由行程為100 mm，節(jié)流間隙在0.5～1 mm之間取值時(shí)，回程沖擊末速度已降低至1 m/s以下，根據(jù)沖擊應(yīng)力波理論分析[22]，此時(shí)的應(yīng)力波峰值不足以導(dǎo)致硬質(zhì)合金元件發(fā)生破壞。

圖4 液動(dòng)錘內(nèi)部某個(gè)典型瞬間速度場(chǎng)云圖

表1 不同節(jié)流間隙下沖錘回程沖擊末速度和回程沖擊功

注：沖錘行程為110 mm，自由行程(沖錘處于沖程終了位置時(shí)，沖錘粗段上端面到中接頭下端面的距離)為100 mm。

圖5 節(jié)流間隙大小對(duì)回程沖擊末速度的影響

2.2 自由行程對(duì)回程沖擊末速度的影響

如表2和圖6所示，當(dāng)節(jié)流間隙為1.3 mm時(shí)，隨著自由行程的減小，回程沖擊末速度呈線性下降趨勢(shì)。自由行程為96 mm時(shí)的回程沖擊末速度，較自由行程104 mm時(shí)降低了38%，較沒有節(jié)流緩沖時(shí)降低了68%，回程沖擊功較104 mm自由行程時(shí)降低了59%，較無節(jié)流緩沖時(shí)下降了89.8%，表明隨著自由行程的減小，回程沖擊作用大幅度降低，硬質(zhì)合金射流元件因沖擊應(yīng)力過大而破裂的可能性顯著減小。

表2 不同自由行程下回程沖擊末速度和回程沖擊功大小

注：沖錘行程為110 mm，節(jié)流間隙為1.3 mm。

圖6 自由行程大小對(duì)回程沖擊末速度的影響

2.3 節(jié)流結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)潛孔錘性能的影響

1) 節(jié)流間隙和自由行程對(duì)沖擊能和沖擊頻率的影響

如圖7和圖8所示，無節(jié)流緩沖時(shí)，沖擊能為154.311 J；在自由行程為110 mm情況下，隨著節(jié)流間隙的減小，沖擊能呈顯著減小趨勢(shì)，當(dāng)節(jié)流間隙減小到1.3 mm時(shí)，沖擊能減小為125 J，降低了18.9%；而在緩沖環(huán)狀間隙為1.3 mm的情況下，隨著自由行程減小，沖擊能呈線性下降，自由行程為104 mm時(shí)沖擊能為125.26 J，而當(dāng)自由行程減小到96 mm時(shí)，沖擊能為124.61 J，下降了5.6%。

圖7 節(jié)流間隙大小對(duì)沖擊能的影響

圖8 自由行程對(duì)沖擊能的影響

如圖9和圖10所示，無節(jié)流緩沖時(shí)，沖擊能為12.08 Hz；在自由行程為110 mm情況下，隨著節(jié)流間隙的減小，沖擊頻率呈減小趨勢(shì)，當(dāng)節(jié)流間隙減小到1.3 mm時(shí)，沖擊頻率減小為10.04 Hz，降低了16.87%；而在緩沖環(huán)狀間隙為1.3 mm的情況下，隨著自由行程減小，沖擊頻率近似呈線性下降趨勢(shì)，自由行程為96 mm時(shí)沖擊頻率為9.74 Hz，較無節(jié)流緩沖時(shí)下降了19.37%?？梢?，為了實(shí)現(xiàn)回程緩沖，需要以犧牲部分沖擊能和沖擊頻率為代價(jià)，是因?yàn)榫彌_間隙的存在，顯著降低了回程沖擊末速度，沖錘在回程終了反彈后下行的初速度相應(yīng)降低，進(jìn)而導(dǎo)致沖程末速度下降，沖擊能和沖擊頻率相應(yīng)降低。

圖9 節(jié)流間隙大小對(duì)沖擊頻率的影響

圖10 自由行程大小對(duì)沖擊頻率的影響

2) 節(jié)流間隙對(duì)整機(jī)壓力降的影響

如圖11和圖12所示，隨著節(jié)流間隙和自由行程的減小，整機(jī)壓力降逐漸增加。無節(jié)流緩沖時(shí)，整機(jī)壓力降為13.4 MPa，當(dāng)節(jié)流間隙減小到1.3 mm時(shí)，整機(jī)壓力降增大到13.69 MPa，增加了2.1%，增幅很小，可以忽略。可見，盡管下游增加了節(jié)流環(huán)節(jié)，局部流動(dòng)阻力增加，但整體壓力降主要還是由射流元件決定，節(jié)流緩沖造成的整機(jī)壓力降增加值所占比例很小。

圖11 節(jié)流間隙大小對(duì)整機(jī)壓力降的影響

圖12 自由行程大小對(duì)整機(jī)壓力降的影響

3 試驗(yàn)結(jié)果

設(shè)計(jì)加工了優(yōu)化后的新沖錘，使節(jié)流間隙為1.3 mm、自由行程為96 mm，裝入SC86H型高能射流式液動(dòng)潛孔錘，使用合金鋼材質(zhì)射流元件，在200 L/min 輸入流量條件下進(jìn)行了試驗(yàn)測(cè)試。由于回程沖擊末速度測(cè)試較困難，因此利用之前專門研制的沖擊能和沖擊頻率非接觸式測(cè)試系統(tǒng)[24]，對(duì)沖擊能和沖擊頻率進(jìn)行了測(cè)試，測(cè)試值分別為113.72 J和9.13 Hz，與數(shù)值模擬結(jié)果較為接近。此外，利用泵壓表觀測(cè)到的整機(jī)壓力降，與無節(jié)流緩沖時(shí)沒有區(qū)別。試驗(yàn)測(cè)試結(jié)果表明，數(shù)值模擬結(jié)果具有較高可信度。隨后，將新加工的信號(hào)道側(cè)置式硬質(zhì)合金射流元件裝入潛孔錘，進(jìn)行臺(tái)架試驗(yàn)，連續(xù)工作了10 min后，停機(jī)檢查硬質(zhì)合金射流元件，未發(fā)現(xiàn)任何肉眼可見的破損之處。隨后，在實(shí)驗(yàn)室開展的10級(jí)花崗巖鉆進(jìn)試驗(yàn)過程中，以及在工程現(xiàn)場(chǎng)進(jìn)行7級(jí)石灰?guī)r地層應(yīng)用試驗(yàn)過程中，由于節(jié)流緩沖機(jī)構(gòu)正常發(fā)揮作用，信號(hào)道側(cè)置式硬質(zhì)合金射流元件再也沒有發(fā)生過破裂現(xiàn)象。

4 結(jié)論

(1) 在高能射流式液動(dòng)潛孔錘CFD動(dòng)態(tài)分析中，將中接頭處回程節(jié)流緩沖機(jī)構(gòu)考慮在內(nèi)，得到的數(shù)值模擬結(jié)果與試驗(yàn)測(cè)試結(jié)果基本吻合，表明CFD動(dòng)態(tài)分析數(shù)值模擬方法，適用于含回程節(jié)流緩沖機(jī)構(gòu)的射流式液動(dòng)潛孔錘性能分析預(yù)測(cè)，可以用來進(jìn)行節(jié)流緩沖效果評(píng)價(jià)分析;

(2) 高能射流式液動(dòng)潛孔錘中接頭處節(jié)流緩沖結(jié)構(gòu)參數(shù)，對(duì)回程沖擊末速度、沖擊能和沖擊頻率有顯著影響，但對(duì)整機(jī)壓力降的影響可以忽略不計(jì)。隨著節(jié)流間隙和自由行程的減小，回程沖擊末速度可以降低至不危害硬質(zhì)合金射流元件完整性的水平，對(duì)其進(jìn)行有效保護(hù)，但會(huì)一定程度地降低沖擊能和沖擊頻率。