沖錘處流體阻力對高能射流式液動錘性能影響

張鑫鑫， 彭枧明， 楊冬冬， 吳冬宇, 孫 強

(吉林大學建設工程學院/國土資源部復雜條件鉆采技術重點實驗室 長春,130026)

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沖錘處流體阻力對高能射流式液動錘性能影響

張鑫鑫， 彭枧明， 楊冬冬， 吳冬宇, 孫 強

(吉林大學建設工程學院/國土資源部復雜條件鉆采技術重點實驗室 長春,130026)

應用計算流體動力學(computational fluid dynamics,簡稱CFD)動態分析技術，對SC-86H型高能射流式液動錘試驗樣機流場特性進行了研究，計算得出了相關性能參數，并通過實驗裝置對液動錘不同輸入流量下的沖擊頻率進行了測試。將液動錘沖擊頻率的模擬計算結果與實測結果進行了對比，結果表明：若不考慮沖錘處流體阻力的影響，液動錘沖擊頻率計算值與實測值相比明顯偏大，最小相對誤差達18.9%；而將沖錘處流體阻力的作用考慮在內，沖擊頻率的計算值與實測值比較接近，最大相對誤差為8.0%，大幅提高了數值計算結果與實測值之間的吻合程度。這說明沖錘高速運動產生的軸向流體阻力不容忽略，設法減小沖錘處流體阻力的大小，有望成為提高高能射流式液動錘沖擊功和能量利用率的重要途徑。

計算流體動力學； 射流式液動錘； 沖錘； 流體阻力； 沖擊頻率

引 言

射流式液動錘運動零件只有一個，且具有結構簡單、深孔高圍壓適應性好等優點，在石油鉆井、地熱鉆井和大陸科學鉆探領域得到了成功應用。常規射流式液動錘的沖擊末速度多為2～4 m/s,可提高30%～50%的平均硬巖鉆進效率[1-4]，但與風動潛孔錘5倍以上提高硬巖平均鉆進效率[5-7]相比，其對鉆進效率提高并不明顯，究其原因是沖錘沖擊末速度小，沖擊功低。通過增大射流元件噴嘴處射流速度，適當增大活塞行程[8-9]以及一系列的參數改進設計，研制出了具有高沖擊功的SC-86H型高能射流式液動錘試驗樣機，沖擊功大幅提高，沖錘沖擊末速度可以達到與風動潛孔錘相當的8 m/s。

將計算流體動力學動態分析技術成功應用于射流式液動錘的性能分析, 實現了射流元件內部流體附壁切換與活塞往復運動分析的有機統一[10]。然而, 現有的仿真計算模型均未考慮下部沖錘往復運動時流體阻力對液動錘性能的影響,而沖錘運動速度越高流體阻力越大，新設計的高能射流式液動錘沖錘沖擊末速度比常規射流式液動錘提高了2～4倍，流體阻力影響較為顯著，采用以往的CFD動態分析計算方法得到的高能射流式液動錘性能參數與實測值相差甚遠。因此，筆者修正原有計算模型, 通過C語言編寫用戶自定義函數，將沖錘運動中受到的流體阻力疊加到計算模型中,再進行CFD動態分析, 為高能射流式液動錘性能分析與參數設計提供重要參考。

1 高能射流式液動錘數值模擬

1.1 數學模型

高能射流式液動錘內部流體可視為不可壓縮流體,受到的體積力可以忽略, 工作過程中不與外界發生熱交換, 遵循不可壓縮流體運動的一般規律, 即滿足不可壓縮流體的質量守恒方程和動量守恒方程[11-12]。

質量守恒方程為

(1)

動量守恒方程為

(2)

(3)

(4)

其中：div表示散度；u表示速度矢量；u，v和w分別是速度矢量u在x，y和z方向的分量；ρ為液體密度；μ為動力粘度；p為壓強；Su，Sv和Sw為動量守恒方程的廣義源項。

1.2 網格模型與邊界條件設置

計算所用的SC-86H型高能射流式液動錘內部流場的網格模型如圖1所示。該網格模型除射流元件排空道區域作了較小簡化外, 其余各處均是在SC-86H型高能射流式液動錘流體區域的1∶1幾何模型基礎上劃分的, 與實際情況一致。圖1(a)為網格模擬的主視圖，另外，為了清楚顯示液動錘內部工作腔網格結構, 圖1(b)中采用剖視結構。為了保證計算精度與計算速度，提高計算收斂性，網格總體采用結構化六面體網格單元，難以劃分區域采用六面體和五面體混合單元類型進行劃分[13],該網格模型中共有368 434個單元, 其中五面體( 楔形體) 單元數為10 279個, 其余為六面體單元。

實驗室調試采用清水作為動力介質，因此，CFD軟件中流體介質采用清水，其中密度和動力粘度分別為998.2 kg/m3,和0.001 Pa·s。另外，入口邊界條件類型選用速度入口(velocity inlet)相對質量入口(mass flow inlet)對于不可壓縮流體計算收斂較快。因此，如圖1(b)所示，射流元件噴嘴處為速度入口(velocity inlet)，根據輸入的不同泵量值計算出相應的噴嘴處流體平均流速作為入口邊界條件；沖錘外部流域(與排空道連通)右端為壓力出口(pressure outlet)，設置為一個大氣壓，即表壓為0；其余各處邊界條件均為壁面。

圖1 計算模型內部流域網格單元Fig.1 Grids of fluid regions of the computing model

1.3 計算條件設置

基于前人的計算經驗，綜合考慮計算精度與計算速度，選用k-ε湍流模型，速度壓力耦合算法，采用SIMPLE算法；控制方程中的擴散項采用一階迎風差分格式(活塞與沖錘移動所用的動網格只支持一階迎風差分格式)[14-15]。當需要進行液動錘瞬態計算時，用之前穩態計算結果作為瞬態計算的初始值，迭代步長設為0.000 1。

采用C語言編寫用戶自定義函數程序，在所用CFD軟件中編譯加載該程序,瞬態計算的每個時間步長可自動提取前后工作腔以及沖錘外部流域內流體的特性參數, 計算活塞前后端面(如圖1前后腔端面)液體壓力以及沖錘外表面流體阻力, 結合活塞、沖錘所受重力代入剛體運動方程, 從而計算得到活塞沖錘加速度、速度和位移等參數。程序中考慮了活塞在行程終了的反彈特性,沖錘的碰撞恢復系數的設置參照了文獻[16]在液壓沖擊器仿真中設置的0.2。

編譯加載用戶自定義函數后, 采用動態鋪層法(laying)，并進行有關動網格的設置。將活塞前后端面以及沖錘外部流域的運動區域類型設為剛體運動區域( rigid body) , 前后腔柱面以及沖錘外部流域壁面運動區域類型設為變形壁面區域( deforming)，如圖1沖錘外部流域左右端面運動區域類型定義為靜止區域(stationary)。

2 CFD分析結果

2.1 流場特性分析

通過CFD動態分析, 得到活塞沖錘每個運動周期內流場的動態變化圖像, 圖2為輸入流量為200 L/min時液動錘流場云圖，其中左圖為液動錘沖程階段主體流域的一個瞬間速度場的縱切面云圖，右圖為相應的沖錘外部流域縱切面壓力云圖。結果表明，射流元件噴嘴處流速最高，附壁穩定；沖錘外表面流體壓力沿軸向呈梯度分布，且最前端壓力最高，并在尾部形成局部低壓區，液體壓力對沖錘產生與運動方向相反的合力，形成壓差阻力;另外，由于流體粘性作用，在沖錘表面存在剪切力，也就是摩擦阻力，二者共同作用形成流體對沖錘的阻力。液動錘工作過程中沖錘受到的流體阻力隨時間變化關系如圖3所示(回程方向設為正方向)，回程階段隨著沖錘速度的不斷增加，流體阻力不斷增長;當運動到回程末了，由于活塞沖錘碰撞缸體頂部反彈，而沖錘前端液體受低壓區抽吸作用仍然向后流動，與沖錘產生較大的反向相對速度。因此流體阻力迅速反向增大，沖錘進入沖程階段，向前加速運動，流體

圖2 射流式液動錘流場縱切面云圖Fig.2 Contours at the longitudinal cross section of the flow field of the liquid-jet hammer

阻力依然隨著沖錘速度增大而增大，直到沖擊砧子反彈，流體阻力快速反向增大，重新進入回程階段，如此形成循環。

圖3 沖錘所受流體阻力大小隨時間變化曲線Fig.3 Fluid resistance at the hammer versus working time

2.2 計算結果

表1為不同輸入流量下SC-86H 型高能射流式液動錘性能參數計算結果，其中，Q為輸入流量;Vn為射流元件噴嘴處平均流速計算值;Vimpact為沖擊末速度;Eblow為沖擊功;P為平均壓力降。

表1結果顯示，與無沖錘阻力計算結果相比，當計算包含沖錘處流體阻力作用時，相同輸入流量下，沖擊末速度與沖擊功下降較為明顯；隨著輸入流量的增大，沖擊末速度與沖擊功下降的比例越高，說明當活塞沖錘運動速度越高，沖錘處流體阻力影響越為明顯；此外，有無沖錘阻力對系統平均壓力降的影響較小。

表1 不同輸入流量下SC-86H 型高能射流式液動錘性能參數計算結果

Tab.1 Simulated performance parameters of the SC-86H liquid-et hammer with different input flow rat

Q/(L·min-1)Vn/(m·s-1)Vimpact/(m·s-1)Eblow/JP/MPa無沖錘阻力含沖錘阻力無沖錘阻力含沖錘阻力無沖錘阻力含沖錘阻力12581.35.134.5152.6340.684.804.7515097.56.125.3474.9157.036.936.83175113.77.106.24100.8277.889.479.31200129.98.107.12131.22101.3912.2912.18225146.19.087.99164.89127.6815.5715.36

注：活塞沖錘質量為4.0 kg；液動錘行程為140 mm

3 實驗室測試

實驗室對SC-86H型高能射流式液動錘進行了測試，圖4為實驗裝置圖。流體輸入端采用江蘇無錫前洲高壓泵廠生產的3p30型三柱塞高壓泵，最大排量250 L/min，出口壓力18 MPa，滿足實驗要求。實驗時，泵量調至40 L/min時，液動錘開始工作，逐漸增大泵量直到225 L/min。期間，使用計算機連接錄音設備，通過聲波處理軟件采集了液動錘撞擊砧子時的聲波波形圖[17]，然后統計出波形跳動頻率來測得液動錘的沖擊頻率。圖4中的聲波波形圖為實驗測試時所采集，可以清楚地記錄液動錘的沖擊頻率。

圖4 實驗裝置Fig.4 Equipment of the testing

圖5為液動錘沖擊頻率隨泵量變化曲線，其中包括實驗室測試值與數值模擬計算值。泵量從125 L/min增加至225 L/min，沖擊頻率近似成線性增長，其中，有沖錘阻力影響的數值模擬計算結果與實驗室實測值接近，最大相對誤差為8.0%。而無沖錘阻力影響的數值模擬計算值與實測值相比明顯偏大，最小相對誤差為18.9%。因此，沖錘處流體阻力對液動錘性能的影響比較明顯，有沖錘阻力影響的數值模擬計算結果更接近實際，計算精度較高，對高能射流式液動錘的設計具有重要參考意義。

圖5 沖擊頻率隨泵量變化曲線
Fig.5 Blow frequency versus pump volume

4 結 論

1) 對以往射流式液動錘CFD動態分析時忽略沖錘處流體阻力影響的計算方法進行了修正, 將流體阻力對沖錘的作用力疊加到活塞與沖錘所受合力中, 再進行射流式液動錘性能參數CFD動態分析, 使理論計算值與實測值的相對誤差控制在8%以內，大大提高了計算結果與實測值的吻合程度，證明了改進后仿真模型的有效性和實用性。

2) 沖錘處流體阻力的作用, 降低了活塞沖錘的加速度和速度, 進而減小了射流式液動錘的沖擊功和沖擊頻率等性能參數。通過優化沖錘外形結構來減小流體阻力，有望成為提高高能射流式液動錘沖擊功和能量利用率的重要途徑。

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國土資源公益性行業科研專項經費資助項目(201311112)

2015-09-09；

2015-11-16

TH113；TE242

張鑫鑫, 男, 1990年6月生,博士生。主要研究方向為多工藝沖擊回轉鉆探工藝與機具領域。曾發表《Development of applicable ice valves for ice-valve-based pressure corer employed in offshore pressure coring of gas hydrate-bearing sediments》(《Chemical Engineering Research and Design》2016，Vol.111)等論文。

E-mail:zxx14@mails.jlu.edu.cn