高能射流式液動潛孔錘回程節流緩沖研究

2020-01-15 06:26:56李國琳1李柯柯彭枧明

液壓與氣動 2020年1期

李國琳1，葛東，李柯柯，彭枧明

(1.長春大學計算機科學技術學院，吉林長春 130022；2.吉林大學建設工程學院，吉林長春 130026)

引言

射流式液動潛孔錘是我國第一種得到廣泛應用的液動潛孔錘[1]，只有一個運動零件，結構簡單，深孔高圍壓適應性好[2]。在地質巖心鉆探、科學鉆探和油氣鉆井領域，常規壓力的射流式液動潛孔錘可以提高鉆進效率30%以上，取得了優良經濟效果[3-7]。盡管開展了大量理論和試驗研究工作[8-10]，但壓力降小于5 MPa的常規射流式液動潛孔錘，沖擊能和沖擊頻率未能同時達到與同規格風動潛孔錘相當的程度，應用范圍受到了限制。近年來，瑞典某公司生產的高能液動潛孔錘，以高度凈化后的清水作為動力介質，壓力降為14～18 MPa，沖擊能與同規格風動潛孔錘相當，沖擊頻率比同規格風動潛孔錘高1倍左右，在歐美地區得到了廣泛應用[11]。韓國某公司也研制了高能液動潛孔錘，最大應用孔深已達到3502 m[12]。

鑒于瑞典和韓國產品的成功，基于射流式液動潛孔錘研究的良好研究基礎，在國內率先開展了高能型液動潛孔錘的研制工作[13-14]。研制的SC86H型高能射流式液動潛孔錘，在實驗室花崗巖鉆進試驗過程中，機械鉆速已達到5.2 m/h，是常規方法的3倍以上[15]。在試驗過程中，信號道側置式兩體型硬質合金射流元件，短暫工作后即發生破裂，如圖1所示。從圖中可以發現，破裂位置為工作腔內部，破裂原因分析為沖擊器回程沖擊力過大而導致射流元件應力集中處(內部直角拐彎)的峰值應力超過材料承載極限，因而造成脆性破壞。所以，在之后的實驗中，務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]提出在缸體中設置碟簧緩沖結構來吸收沖錘回程的沖擊能，結果顯示，碟簧可以有效改善射流元件的應力狀態，但是在惡劣的使用環境下碟簧極易快速磨損和疲勞破壞。張鑫鑫等[17]提出在缸體上方增加節流型緩沖結構，但是加工和制造困難較大，工業化生產成本較高。因此經過綜合分析，最終提出了在中接頭處設計回程節流緩沖機構的新方案。

圖1 短暫工作后發生破裂的信號道側置式硬質合金射流元件

1 數值模擬研究

1.1 高能液動潛孔錘工作過程及緩沖原理

如圖2所示，高能射流式液動潛孔錘主要由1個射流元件和1個由缸體、活塞和沖錘組成的執行機構組成，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入前室和后室，導致沖錘的往復運動，從而產生沖擊力，作用于鉆頭。在回程運動初期的自由行程段內，沖錘所受到的液壓制動力較小，運動速度逐漸增加。在回程運動后期，沖錘粗段上部進入中接頭空腔，使沖錘與中接頭之間的環狀間隙大幅度縮小，產生節流作用，從而使沖錘粗段上方的液體壓強大幅度上升，沖錘粗段因此受到較大液壓制動力作用，沖錘速度快速降低，促使沖錘未走滿結構行程時速度減小為0，從而實現回程終了零沖擊。為科學合理設計回程節流緩沖機構結構參數[18]，開展了數值模擬與臺架試驗研究。

圖2 高能射流式液動潛孔錘及其回程節流緩沖結構示意圖

1.2 控制方程

射流式液動潛孔錘內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連續性方程和動量方程[19]。

(1)

式中， ▽ —— 哈密爾頓算子

grad —— 梯度符號

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—— 動力黏度，Pa·s

p—— 壓強，Pa

在沖錘粗段上端進入中接頭空腔之前，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。當回程后期沖錘粗段上端進入中接頭空腔，和沖程前期階段沖錘粗段上端未離開中接頭空腔時，沖錘還受到節流壓力作用。根據牛頓第二定律，沖錘的運動滿足方程式[20]：

沖錘粗段上端在中接頭空腔之外時：

(2)

沖錘粗段上端處于中接頭空腔內時:

pchoking·A3

(3)

式中，M—— 活塞和沖錘的總質量，kg

X—— 沖錘位移，mm

t—— 時間，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—— 有節流緩沖作用時沖錘在中接頭空腔有效受壓面積

g—— 重力加速度，m/s2

Flocking—— 液壓卡緊效應造成的摩擦力，N

1.3 幾何模型和網格劃分

以SC86H型高能射流式液動錘為例，根據其具體結構設計，經適當簡化，建立了其內部流體域的系列三維幾何模型，與之前開展有關研究所用的幾何模型相比[21-22]，更加貼近射流式液動潛孔錘內的流體域實際。幾何模型的絕大部分區域，采用六面體單元進行網格劃分，個別難以采用六面體單元進行劃分的區域，采用六面體和五面體相結合進行網格劃分。劃分后的網格模型如圖3所示，單元總數為258922個，其中五面體(三棱柱體)單元數為309個。此網格單元密度兼顧了計算精度和計算時間消耗，在此基礎上再加密1倍，耗時太長而計算精度幾乎沒有提高。

圖3 數值模擬所用典型網格模型

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，進行穩態計算，將其結果作為后續動網格數值模擬的初始條件。將射流元件入口設置為速度邊界條件，流速大小根據200 L/min輸入流量和入口處過流斷面積計算得到。流體流出潛孔錘的斷面處設置為壓力出口，取值為1個大氣壓，表壓為0。

綜合考慮計算速度和精度，根據已經積累的經驗，選用標準k-ε湍流模型,速度-壓力耦合算法選擇SIMPLE算法。所用CFD商用軟件動網格分析只支持一階迎風差分格式[23]，故控制方程中的擴散項只能用一階迎風差分格式。時間步長為0.0001 s。動態計算過程中，沖錘有效受壓面上的壓強、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程序在數值模擬過程中自動提取和計算加以完成。

2 數值模擬結果

數值模擬結果可以清晰揭示內部流體域內流場參數分布動態變化過程以及沖錘運動參數變化歷程。圖4展示的是一個沖錘運動周期內某個典型瞬間速度場。

2.1 節流間隙對回程沖擊末速度的影響

如表1所示，節流間隙為7 mm時(間隙為7 mm時為未加緩沖狀態，即原樣機狀態)，回程沖擊末速度和沖擊功與無緩沖結構時幾乎相等，可以作為比較的基準。當沖錘粗段與中接頭內壁間節流間隙小于3 mm時，隨著節流間隙的減小，回程沖擊末速度急劇減小，如圖5所示。當節流間隙為1 mm時，回程沖擊末速度降低至0.57 m/s，約為無節流緩沖時的1/6，回程沖擊功減小到無節流緩沖時的1/42。當節流間隙進一步減小到0.5 mm時，回程沖擊末速度接近0，幾乎不存在沖擊，但此時節流間隙內的流速很高，沖蝕作用較強烈，對工作過程中節流間隙大小保持恒定不利。當自由行程為100 mm，節流間隙在0.5～1 mm之間取值時，回程沖擊末速度已降低至1 m/s以下，根據沖擊應力波理論分析[22]，此時的應力波峰值不足以導致硬質合金元件發生破壞。

圖4 液動錘內部某個典型瞬間速度場云圖

表1 不同節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，沖錘粗段上端面到中接頭下端面的距離)為100 mm。

圖5 節流間隙大小對回程沖擊末速度的影響

2.2 自由行程對回程沖擊末速度的影響

如表2和圖6所示，當節流間隙為1.3 mm時，隨著自由行程的減小，回程沖擊末速度呈線性下降趨勢。自由行程為96 mm時的回程沖擊末速度，較自由行程104 mm時降低了38%，較沒有節流緩沖時降低了68%，回程沖擊功較104 mm自由行程時降低了59%，較無節流緩沖時下降了89.8%，表明隨著自由行程的減小，回程沖擊作用大幅度降低，硬質合金射流元件因沖擊應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，節流間隙為1.3 mm。

圖6 自由行程大小對回程沖擊末速度的影響

2.3 節流結構參數對潛孔錘性能的影響

1) 節流間隙和自由行程對沖擊能和沖擊頻率的影響

如圖7和圖8所示，無節流緩沖時，沖擊能為154.311 J；在自由行程為110 mm情況下，隨著節流間隙的減小，沖擊能呈顯著減小趨勢，當節流間隙減小到1.3 mm時，沖擊能減小為125 J，降低了18.9%；而在緩沖環狀間隙為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時沖擊能為125.26 J，而當自由行程減小到96 mm時，沖擊能為124.61 J，下降了5.6%。

圖7 節流間隙大小對沖擊能的影響

圖8 自由行程對沖擊能的影響

如圖9和圖10所示，無節流緩沖時，沖擊能為12.08 Hz；在自由行程為110 mm情況下，隨著節流間隙的減小，沖擊頻率呈減小趨勢，當節流間隙減小到1.3 mm時，沖擊頻率減小為10.04 Hz，降低了16.87%；而在緩沖環狀間隙為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，自由行程為96 mm時沖擊頻率為9.74 Hz，較無節流緩沖時下降了19.37%?？梢?，為了實現回程緩沖，需要以犧牲部分沖擊能和沖擊頻率為代價，是因為緩沖間隙的存在，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降低，進而導致沖程末速度下降，沖擊能和沖擊頻率相應降低。

圖9 節流間隙大小對沖擊頻率的影響

圖10 自由行程大小對沖擊頻率的影響

2) 節流間隙對整機壓力降的影響

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

圖11 節流間隙大小對整機壓力降的影響

圖12 自由行程大小對整機壓力降的影響

3 試驗結果

設計加工了優化后的新沖錘，使節流間隙為1.3 mm、自由行程為96 mm，裝入SC86H型高能射流式液動潛孔錘，使用合金鋼材質射流元件，在200 L/min 輸入流量條件下進行了試驗測試。由于回程沖擊末速度測試較困難，因此利用之前專門研制的沖擊能和沖擊頻率非接觸式測試系統[24]，對沖擊能和沖擊頻率進行了測試，測試值分別為113.72 J和9.13 Hz，與數值模擬結果較為接近。此外，利用泵壓表觀測到的整機壓力降，與無節流緩沖時沒有區別。試驗測試結果表明，數值模擬結果具有較高可信度。隨后，將新加工的信號道側置式硬質合金射流元件裝入潛孔錘，進行臺架試驗，連續工作了10 min后，停機檢查硬質合金射流元件，未發現任何肉眼可見的破損之處。隨后，在實驗室開展的10級花崗巖鉆進試驗過程中，以及在工程現場進行7級石灰巖地層應用試驗過程中，由于節流緩沖機構正常發揮作用，信號道側置式硬質合金射流元件再也沒有發生過破裂現象。