鈾礦科學(xué)深鉆液動(dòng)沖擊器射吸結(jié)構(gòu)仿真分析

李博，劉曉陽(yáng)，葉曉平，段志強(qiáng)

（1.核工業(yè)北京地質(zhì)研究院，北京 100029；2.中國(guó)核工業(yè)地質(zhì)局，北京 100013；3.浙江華東建設(shè)工程有限公司，浙江 杭州 310014；4.核工業(yè)二七〇研究所，江西 南昌 330200）

為研究江西相山鈾礦田鈾多金屬成礦地質(zhì)條件、主要控礦因素和鈾礦床地質(zhì)特征，探索鈾資源深部外圍“第二找礦空間”，核工業(yè)北京地質(zhì)研究院自2011 年起連續(xù)開(kāi)展了中國(guó)鈾礦科學(xué)深鉆、龍燦工程和相山科學(xué)鉆探II 期等深部探測(cè)項(xiàng)目，先后完成了深孔、特深孔科學(xué)鉆孔6 個(gè)，終孔深度在1 435.58～3 016.32 m 之間［1-5］。為保障鈾礦科學(xué)深鉆施工順利，核工業(yè)北京地質(zhì)研究院開(kāi)展了大深度高效取心鉆進(jìn)工藝研究，總結(jié)出了大口徑繩索取心＋液動(dòng)沖擊器＋高效長(zhǎng)壽金剛石鉆頭組合鉆進(jìn)技術(shù)。液動(dòng)沖擊器作為相山鈾礦科學(xué)深鉆的關(guān)鍵技術(shù)之一，可有效防止破碎巖層巖心堵卡，提高巖心采取率，提高鉆進(jìn)效率，預(yù)防孔斜，具有內(nèi)管到位報(bào)信功能［6-8］。在深孔和特深孔繩索取心鉆進(jìn)工藝中，射吸式液動(dòng)沖擊器對(duì)深部小環(huán)空高背壓的工作條件具有較好的適應(yīng)性［9］，是鈾礦科學(xué)深鉆項(xiàng)目中主要研究和試驗(yàn)的一類(lèi)液動(dòng)沖擊器。

常規(guī)射吸式液動(dòng)沖擊器有套閥型、心閥型、柱塞型和貫通型等幾類(lèi)［10-14］，其基本工作原理均是利用噴嘴射流產(chǎn)生壓強(qiáng)差實(shí)現(xiàn)活閥和沖錘上下往復(fù)運(yùn)動(dòng)。射吸結(jié)構(gòu)參數(shù)隨著活閥和沖錘上移而動(dòng)態(tài)變化，產(chǎn)生的卷吸力也是動(dòng)態(tài)變化，正常工作時(shí)需要較高的流量，通常需要在沖擊器下部設(shè)置節(jié)流孔，產(chǎn)生節(jié)流壓強(qiáng)以輔助回程抬錘，沖程擊錘存在水墊效應(yīng)。蔣宏偉等人利用Pro/Engineer 軟件對(duì)228.6 mm（9 英寸）射吸式?jīng)_擊器內(nèi)部流場(chǎng)進(jìn)行了數(shù)值模擬，驗(yàn)證了沖錘位置不同，受到的卷吸力也不同［15］。

劉曉陽(yáng)在壓差式雙作用液動(dòng)沖擊器上設(shè)計(jì)了固定射吸單元結(jié)構(gòu)［16］，并在江西相山中國(guó)鈾礦科學(xué)深鉆CUSD3、CUSD4 和CUSD2-2 號(hào)鉆孔中進(jìn)行了試驗(yàn)應(yīng)用，驗(yàn)證了固定射吸單元結(jié)構(gòu)對(duì)沖擊器性能的提升作用［2］。本文利用FLUENT 軟件對(duì)沖錘固定射吸單元結(jié)構(gòu)進(jìn)行了流體仿真分析，探究其中主要結(jié)構(gòu)元件噴嘴和承噴管位置關(guān)系對(duì)射流卷吸效果的影響，為繩索取心射吸式液動(dòng)沖擊器性能優(yōu)化提供借鑒和參考。

1 液動(dòng)沖擊器射吸結(jié)構(gòu)

1.1 常規(guī)射吸式液動(dòng)沖擊器

射吸式液動(dòng)沖擊器中噴嘴射吸結(jié)構(gòu)是利用文丘里效應(yīng)產(chǎn)生壓強(qiáng)差實(shí)現(xiàn)沖擊錘上下往復(fù)運(yùn)動(dòng)［17］。在常規(guī)射吸式液動(dòng)沖擊器中，活閥和沖錘同時(shí)作為承噴元件，噴嘴與活閥間的空間為混合室?；爻屉A段，噴嘴處的射流在活閥和沖錘上部空間形成低壓強(qiáng)區(qū)，使活閥和沖錘上下腔產(chǎn)生壓力差，推動(dòng)活閥和沖錘向上運(yùn)動(dòng)，起到抬閥和抬錘的作用（圖1）。在沖擊器啟動(dòng)時(shí)，由于活閥和沖擊錘均處于下位，噴嘴和承噴口的承噴距離為最大位置，注定了該類(lèi)型沖擊器在啟動(dòng)時(shí)需要較大噴嘴射流速度，所以要求噴嘴孔直徑尺寸較小，需要較大的初始啟動(dòng)流量，啟動(dòng)壓強(qiáng)大?；铋y和沖錘在上下運(yùn)動(dòng)過(guò)程中，與噴嘴的承噴距離始終在動(dòng)態(tài)變化，射吸力也在動(dòng)態(tài)變化，射吸性能不是處于穩(wěn)定狀態(tài)，從而影響沖擊器的整體性能穩(wěn)定。射吸結(jié)構(gòu)參數(shù)隨著零件的運(yùn)動(dòng)而動(dòng)態(tài)變化，導(dǎo)致射吸力動(dòng)態(tài)變化，從而導(dǎo)致抬錘困難、沖擊頻率不穩(wěn)、功率下降和水能利用率低等問(wèn)題出現(xiàn)。

圖1 常規(guī)射吸式?jīng)_擊器結(jié)構(gòu)原理圖（據(jù)參考文獻(xiàn)［10］修改）Fig.1 Structure of jet type hydraulic impactor（modified after reference［10］）

1.2 沖錘射吸結(jié)構(gòu)

針對(duì)常規(guī)射吸式液動(dòng)沖擊器在深孔應(yīng)用中存在的問(wèn)題，在沖錘位置設(shè)計(jì)了射流卷吸結(jié)構(gòu)，參考文丘里射流管，設(shè)計(jì)了固定的噴嘴、混合室和承噴管，旨在通過(guò)噴嘴的射流作用，提供穩(wěn)定的卷吸效果，提高沖錘下腔進(jìn)液量，提升沖錘下腔壓強(qiáng)，提高沖錘回程抬錘速度（圖2）。

圖2 沖錘射吸結(jié)構(gòu)示意圖Fig.2 Structure of jet type hammer

噴嘴是射吸結(jié)構(gòu)的重要元件，其將低速的流體轉(zhuǎn)化成高速的流體，產(chǎn)生負(fù)壓卷吸作用。出于性能和加工的綜合考慮，工程實(shí)際應(yīng)用中大多是圓錐型噴嘴和圓柱型噴嘴，噴嘴的收斂段長(zhǎng)度和收斂角度保證了射流核長(zhǎng)度，其幾何參數(shù)主要有收斂角、出口直徑、收斂段長(zhǎng)度和噴嘴長(zhǎng)度等［18-19］?；旌鲜沂菄娮靽姵龅母咚倭黧w和低速流體混合的區(qū)域，聯(lián)通外部低速流體區(qū)。承噴管作為混合室流體流出的通道，其喉管直徑和承噴距離（喉管與噴嘴出口之間距離）是主要結(jié)構(gòu)參數(shù)。

2 模型與方法

2.1 射吸結(jié)構(gòu)模型

根據(jù)沖錘射流卷吸結(jié)構(gòu)形式，設(shè)計(jì)了H 口徑繩索取心液動(dòng)沖擊器沖錘噴嘴結(jié)構(gòu)和射流卷吸結(jié)構(gòu)，利用SolidWorks 軟件建立了結(jié)構(gòu)模型，導(dǎo) 入ANSYS Fluent 中 的Design Modeler 軟件生成流場(chǎng)結(jié)構(gòu)模型。

射流卷吸結(jié)構(gòu)中的噴嘴采用圓錐結(jié)構(gòu)（圖3），圓錐型噴嘴的主要結(jié)構(gòu)參數(shù)為：出口圓柱段長(zhǎng)度L1、入口圓柱段長(zhǎng)度L2、收斂段長(zhǎng)度L3、出口直徑D1、入口直徑D2、噴嘴收斂角α和噴嘴總長(zhǎng)度L。根據(jù)噴嘴結(jié)構(gòu)參數(shù)變化與出口速度和壓降之間的敏感性關(guān)系，噴嘴入口段長(zhǎng)度L2對(duì)出口速度和壓降影響很小［20］，可以忽略不計(jì)。在研究噴嘴對(duì)輸出性能的影響時(shí)，只需考慮出口圓柱段長(zhǎng)度L1、收斂段長(zhǎng)度L3、出口直徑D1和收斂角α。在研究承噴管結(jié)構(gòu)對(duì)輸出性能的影響時(shí)，重點(diǎn)考慮承噴距離L4和承噴喉管直徑D4。

圖3 射吸結(jié)構(gòu)主要參數(shù)Fig.3 Main parameters of jet structure

噴嘴流場(chǎng)模型：噴嘴選用常規(guī)的錐形噴嘴，噴嘴出口處為直徑30 mm，長(zhǎng)度200 mm 的圓柱形流場(chǎng)通道，即沖錘中心流道，用于觀察噴嘴流出的高速流體變化狀況（圖4）。

圖4 噴嘴流場(chǎng)模型Fig.4 Model of nozzle structure

射吸結(jié)構(gòu)流場(chǎng)模型：建立一個(gè)總長(zhǎng)度為300 mm 的流場(chǎng)，模型包括噴嘴、混合室、承噴管和沖錘中心流道（圖5）。

圖5 射吸結(jié)構(gòu)流場(chǎng)模型Fig.5 Model of jet structure

2.2 網(wǎng)格劃分與邊界類(lèi)型選擇

2.2.1 網(wǎng)格劃分

利用ANSYS Meshing 對(duì)流體模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分，模型網(wǎng)格控制尺寸設(shè)置為1 mm，網(wǎng)格相關(guān)度設(shè)為＋100，在過(guò)流端面和縱向軸對(duì)稱面上做了局部加密處理，使用四面體網(wǎng)格劃分網(wǎng)格。

2.2.2 邊界類(lèi)型選擇

1）噴嘴流場(chǎng)模型

噴嘴流場(chǎng)模型邊界主要設(shè)置入口、出口邊界條件和壁面邊界條件，其中壁面邊界條件使用無(wú)滑移的固定壁面（No Slip Stationary Wall）。流體介質(zhì)為無(wú)固相泥漿（密度1.011 g/cm3，粘度4 mPa·s）可看作不可壓縮流體，噴嘴進(jìn)口（inlet）類(lèi)型選為速度入口（velocity-inlet）；液流直接從圓柱形流道流出時(shí)在出口存在壓強(qiáng)，出口類(lèi)型選為壓強(qiáng)出口（pressure-outlet）。

2）射吸結(jié)構(gòu)流場(chǎng)模型

射吸結(jié)構(gòu)流場(chǎng)模型邊界條件的確定分兩個(gè)階段：沖錘啟動(dòng)前階段和沖錘回程階段（圖6）。

圖6 射吸結(jié)構(gòu)邊界設(shè)置Fig.6 Boundary settings of jet entrainment structure

沖錘啟動(dòng)前階段，射吸結(jié)構(gòu)模型邊界條件需設(shè)置速度入口（velocity-inlet）、壓強(qiáng)出口（pressure-outlet）和壁面條件（wall），設(shè)置方法和噴嘴流場(chǎng)模型設(shè)置相同。劃分網(wǎng)格時(shí)，射吸結(jié)構(gòu)設(shè)置了兩個(gè)出口，沖錘的4 個(gè)呼吸孔出口（outlet）設(shè)置為pressure-outlet，沖錘下端面出口（outlet 2）設(shè)置為壁面（wall）。

沖錘回程階段，沖錘下端面出口（outlet2）不再是固定壁面，設(shè)置為速度入口（velocityinlet），因此，射吸結(jié)構(gòu)模型3 個(gè)進(jìn)出口分別設(shè)置 為velocity-inlet、pressure-outlet 和velocityinlet，其中inlet 和outlet 設(shè)置方法與形式與沖錘啟動(dòng)前階段設(shè)置相同。

2.3 湍流模型選擇

流場(chǎng)模型復(fù)雜多變，在承噴口、呼吸孔和噴嘴出口等多處會(huì)形成漩渦，故在湍流模型中選擇RNGk-ε模型。k-ε方程中模型常量值為Cμ=0.084 5，C1=1.42，C2=1.62，其他為默認(rèn)值。

2.4 邊界條件設(shè)置

噴嘴模型：入口流量為Q=90 L/min，噴嘴出口直徑為D1=10 mm，根據(jù)公式（1）可以求得入口速度為19.11 m/s；出口壓強(qiáng)為0 Pa。

射吸結(jié)構(gòu)模型：?jiǎn)?dòng)前階段入口速度和出口壓強(qiáng)設(shè)置與噴嘴模型設(shè)置相同，一個(gè)循環(huán)周期內(nèi)沖錘回程階段噴嘴輸入的流體體積V1：

式中：Q—進(jìn)口流量，L/min；V1—回程流入流體，L；f—沖擊器工作頻率，Hz；b—回沖比，一個(gè)周期中回程時(shí)間與沖程時(shí)間的比值，b=3。

回程階段在沖錘下缸套內(nèi)變化體積V2為：

式中：V2—變化的總體積，L；D—沖錘下活塞直徑，mm；d—沖錘中心孔直徑，mm；S—活閥行程，mm；ΔS—自由行程，mm。

回程階沖錘下缸套內(nèi)變化體積與噴嘴輸入體積的比值為B：

射吸結(jié)構(gòu)模型沖錘回程階段outlet 2 的出口速度vout2為：

式中：q=QV2/V1，為沖錘回程階段outlet2 出口流量，L。

在輸入流量Q=90 L/min，f=10 Hz，D=44 mm，d=24 mm，S=30 mm，ΔS=3 mm 時(shí)，沖錘回程階段，噴嘴處進(jìn)口速度設(shè)置為19.11 m/s，出口壓強(qiáng)設(shè)置為0 pa，沖錘下端面outlet 2進(jìn)口速度由公式（1）—（5）計(jì)算得出：vout2=0.309 m/s。

3 仿真模擬結(jié)果與分析

3.1 沖錘射吸結(jié)構(gòu)對(duì)抬錘的作用機(jī)理

沖錘啟動(dòng)前射吸結(jié)構(gòu)內(nèi)速度矢量圖顯示，沖錘射吸結(jié)構(gòu)將沖錘外側(cè)流體由呼吸孔卷吸進(jìn)入承噴喉管，與噴嘴射流共同流向沖錘中心通道下部，射流混合流體在向沖錘下腔方向的速度消散后轉(zhuǎn)為靠側(cè)壁向上流出，與勢(shì)流核邊緣被卷吸的部分流體呈相向交錯(cuò)狀態(tài)，最后由呼吸孔側(cè)壁流出（圖7）。傳統(tǒng)文丘里射流管中，噴嘴射流的流體和被卷吸的流體合并后經(jīng)喉管全部流出，流體為單向狀態(tài)；而液動(dòng)沖擊器沖錘結(jié)構(gòu)中，沖錘下腔無(wú)流體出口，只有沖錘抬升形成的部分空間，大部分流體經(jīng)噴嘴噴出后，最終還要向上經(jīng)沖錘側(cè)面呼吸孔流出，因此承噴喉管處的流體為迎面兩向狀態(tài)。同時(shí)，射吸結(jié)構(gòu)啟動(dòng)前湍流分布云圖顯示，湍流主要出現(xiàn)在混合室壁面和承噴管側(cè)壁，表明了此處兩向流體相互作用最明顯（圖8）。因此，相比于無(wú)射吸結(jié)構(gòu)的沖錘，增加射吸結(jié)構(gòu)使進(jìn)入沖錘中心流道下部的流量由噴嘴輸入流量變?yōu)閲娮燧斎肓髁浚痪砦髁?，而承噴喉管處中心射流與側(cè)壁回流聯(lián)合作用形成了對(duì)沖錘下腔流體的節(jié)流作用，可增加沖錘下腔壓強(qiáng)，助力沖錘抬升。

圖7 沖錘啟動(dòng)前射吸結(jié)構(gòu)速度矢量圖Fig.7 Velocity vectors of jet structure before hammer lifting

圖8 沖錘啟動(dòng)前射吸結(jié)構(gòu)湍流分布云圖Fig.8 Contours of turbulent kinetic energy before hammer lifting

3.2 噴嘴結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)射流長(zhǎng)度的影響

在相同性質(zhì)的流體流量情況下，噴嘴射流勢(shì)流核的長(zhǎng)度取決于噴嘴結(jié)構(gòu)［21］，與收斂角、收斂長(zhǎng)度等參數(shù)相關(guān)。射流的勢(shì)流核長(zhǎng)度越長(zhǎng)，與周邊流體接觸距離就變長(zhǎng)，卷吸周邊流體的量也就越大。射流的長(zhǎng)度取決于噴嘴流體速度和壓強(qiáng)的共同作用，一定程度表征了射流卷吸效果強(qiáng)弱。

3.2.1 噴嘴出口圓柱長(zhǎng)度L1對(duì)射流長(zhǎng)度的影響

在流量和噴嘴其他結(jié)構(gòu)參數(shù)不變的情況下，噴嘴出口圓柱長(zhǎng)度L1對(duì)射流長(zhǎng)度的影響關(guān)系見(jiàn)表1。隨著出口圓柱段長(zhǎng)度L1的增大，射流勢(shì)流核長(zhǎng)度、速度降至0.7Vmax 和0.25Vmax 時(shí)的射流長(zhǎng)度均先增大后減?。▓D9），當(dāng)L1=6 mm時(shí)，存在最優(yōu)值。當(dāng)L1在0～40 mm 之間變化時(shí)，勢(shì)流核、0.7Vmax 和0.25Vmax 射流長(zhǎng)度最大變化幅度分別為13.77%、8.06%和4.88%。噴嘴的出口圓柱段長(zhǎng)度L1雖然對(duì)噴嘴出口速度基本沒(méi)有影響，但是對(duì)噴嘴能量傳遞效率和出口速度分布有重要影響。在使用圓錐形噴嘴時(shí)，噴嘴出口圓柱段長(zhǎng)度L1的較優(yōu)取值范圍在5～10 mm 之間（圖9）。

圖9 出口圓柱段長(zhǎng)度L1對(duì)射流長(zhǎng)度的影響Fig.9 Influence of outlet cylinder length L1 on jet length

表1 出口圓柱段長(zhǎng)度L1對(duì)射流長(zhǎng)度的影響Table 1 Influence of outlet cylinder length L1 on jet length

3.2.2 收斂角α對(duì)勢(shì)流核長(zhǎng)度的影響

噴嘴收斂角α是決定噴嘴流動(dòng)阻力和輸出性能的主要因素，在其他結(jié)構(gòu)參數(shù)不變的情況下，以調(diào)整噴嘴入口直徑的方式來(lái)調(diào)整收斂角，根據(jù)H 口徑繩索取心液動(dòng)沖擊器尺寸規(guī)格限制，確定噴嘴入口直徑變化范圍為14～50 mm，對(duì)應(yīng)收斂角α變化范圍為5.72°～53.14°（表2）。

表2 收斂角α 對(duì)射流長(zhǎng)度的影響Table 2 Influence of convergence angle α on jet length

隨著噴嘴入口直徑增大，收斂角α增大，射流長(zhǎng)度先增大后減小，當(dāng)噴嘴入口直徑D2=26 mm，收斂角α=22.62°時(shí)，射流中勢(shì)流核長(zhǎng)度為59.572 mm，射流速度降至0.7Vmax 和0.25Vmax的流體長(zhǎng)度也處于最長(zhǎng)距離段（圖10）。當(dāng)噴嘴入口直徑小于26 mm，即收斂角小于22.62°時(shí)，收斂角過(guò)小，收斂段流速偏高，使得細(xì)長(zhǎng)噴嘴結(jié)構(gòu)造成錐面段形成較大的沿程流動(dòng)阻力，輸出壓強(qiáng)降低，影響噴嘴中心勢(shì)流核的長(zhǎng)度。當(dāng)噴嘴入口直徑大于26 mm，即收斂角大于22.62°時(shí)，收斂角增大，噴嘴入口直徑增大，錐面到出口圓柱段的橫流截面積迅速減小，造成噴嘴處局部流動(dòng)阻力增大，消耗噴嘴流體動(dòng)壓強(qiáng)，影響噴嘴中心勢(shì)流核的長(zhǎng)度。相比于高壓噴嘴射流作用，H 口徑繩索取心鉆進(jìn)工藝流量在80～120 L/min，沖錘位置的噴嘴射流屬于小流量低壓噴嘴射流，收斂角變化造成的局部阻力損失變化幅度較小，因此，對(duì)應(yīng)于最優(yōu)射流長(zhǎng)度的收斂角處于較小范圍內(nèi)，考慮實(shí)際應(yīng)用過(guò)程中輸入流量的變化，建議收斂角在22°～23°之間。

圖10 收斂角α 對(duì)射流長(zhǎng)度的影響Fig.10 Influence of convergence angle α on jet length

3.2.3 收斂段長(zhǎng)度L3對(duì)射流長(zhǎng)度的影響

噴嘴收斂段是指流體在噴嘴中由低速變成高速的區(qū)域，在固定噴嘴直徑（10 mm）和收斂角（22.62°）的情況下，調(diào)整收斂段長(zhǎng)度，其變化對(duì)應(yīng)不同速度的射流長(zhǎng)度（表3）。隨著噴嘴收斂段長(zhǎng)度的增大，噴嘴射流長(zhǎng)度保持延長(zhǎng)趨勢(shì)，但是變化幅度較?。▓D11）。考慮到過(guò)長(zhǎng)的收斂段長(zhǎng)度會(huì)增大壓強(qiáng)損失，同時(shí)由于H 口徑繩索取心液動(dòng)沖擊器沖錘尺寸的限制，建議收斂段長(zhǎng)度為40～60 mm為宜，即噴嘴入口段直徑在26～34 mm 范圍內(nèi)。

圖11 收斂段長(zhǎng)度L3對(duì)射流長(zhǎng)度的影響Fig.11 Influence of convergence length L3 on jet length

表3 收斂段長(zhǎng)度L3對(duì)射流長(zhǎng)度的影響Table 3 Influence of convergence length L3 on jet length

3.3 承噴管結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)沖錘下腔壓強(qiáng)的影響

3.3.1 承噴距離對(duì)沖錘下腔壓強(qiáng)的影響

承噴距離是指噴嘴出口與承噴喉管之間的距離，承噴距離對(duì)混合室內(nèi)射流卷吸范圍有較大的影響。前文噴嘴結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)射流長(zhǎng)度影響關(guān)系顯示，現(xiàn)有流量和噴嘴尺寸條件下，勢(shì)流核長(zhǎng)度和速度降至0.7Vmax 時(shí)的射流長(zhǎng)度在50～75 mm 之間，勢(shì)流核速度降至0.25Vmax倍時(shí)的射流長(zhǎng)度不超過(guò)120 mm。為使射流在混合室內(nèi)充分發(fā)揮卷吸作用，承噴距離需小于射流長(zhǎng)度，因此，其他參數(shù)不變的情況下，承噴距離選擇以14 mm 為起點(diǎn)，逐步提升，分析沖錘下腔壓強(qiáng)變化（表4）。隨承噴距離L4的增大，沖錘下腔的壓強(qiáng)呈降低趨勢(shì)（圖12），說(shuō)明承噴距離增加，射流將逐漸發(fā)散，全部在混合室內(nèi)消散后從錘桿側(cè)孔流出，未能通過(guò)承噴喉管進(jìn)入沖錘下腔起到增流增壓的作用，致使沖錘下腔壓強(qiáng)隨之降低。因此，建議H 口徑繩索取心液動(dòng)沖擊器沖錘射吸結(jié)構(gòu)承噴距離以12～14 mm為宜。

圖12 不同承噴距離時(shí)沖錘下腔的壓強(qiáng)Fig.12 The pressure of the lower piston chamber of hammer at different nozzle-throat distance

表4 不同承噴距離時(shí)沖錘下腔的壓強(qiáng)Table 4 The pressure of the lower piston chamber of hammer at different nozzle-throat distance

3.3.2 承噴喉管直徑對(duì)沖錘下腔壓強(qiáng)的影響

其他參數(shù)不變的情況下，在16～24 mm 范圍之間調(diào)整承噴喉管直徑，分析沖錘下腔壓強(qiáng)變化（表5）。在啟動(dòng)或回程階段，隨著承噴喉管直徑D4的增大，沖錘下腔的壓強(qiáng)近似直線下降（圖13）。承噴喉管直徑增大，減少了喉管邊緣向上返出流體與勢(shì)核流邊緣流體接觸面積，便于沖錘下腔流體流出，沖錘下腔壓強(qiáng)隨之降低。

圖13 不同承噴喉管直徑時(shí)沖錘下腔的壓強(qiáng)Fig.13 The pressure of the lower piston chamber of hammer at different throat diametes

表5 不同承噴喉管直徑時(shí)沖錘下腔的壓強(qiáng)Table 5 The pressure of the lower piston chamber of hammer at different throat diametes

從不同承噴距離的速度分布云圖來(lái)看，噴嘴直徑10 mm、承噴喉管為17 mm 時(shí)，呼吸孔流入混合室的中低速流體被勢(shì)流核較好的卷吸匯合，速度分布較連貫，承噴喉管直徑為16 mm和18 mm 時(shí)，混合室的流體流速分布連貫性弱于17 mm 時(shí)的狀態(tài)（圖14）。

圖14 不同承噴喉管直徑的速度分布云圖Fig.14 Velocity cloud with different throat tube diameters

綜合沖錘下腔壓強(qiáng)變化和速度云圖的顯示，建議H 口徑繩索取心液動(dòng)沖擊器沖錘射吸結(jié)構(gòu)承噴喉管直徑以16～17 mm 為宜。

4 結(jié)論

1）沖錘射流卷吸結(jié)構(gòu)可將沖錘外流體卷入沖錘中心流道，與噴嘴射流共同作用于沖錘下部，提高沖錘上下腔壓強(qiáng)差，降低沖擊器的啟動(dòng)工作流量。

2）噴嘴結(jié)構(gòu)參數(shù)可影響有效射流長(zhǎng)度，建議噴嘴出口圓柱段長(zhǎng)度取值范圍為5～10 mm，噴嘴收斂角的取值范圍為22°～23°，收斂段長(zhǎng)度為40～60 mm。

3）承噴距離和喉管直徑影響沖錘下腔壓強(qiáng)。承噴距離和承噴喉管增大都可造成沖錘下腔壓強(qiáng)減小，建議當(dāng)噴嘴直徑為10 mm 時(shí)，承噴距離在12～14 mm 之間，承噴喉管直徑在16～17 mm 為宜。