機械式復合沖擊器的工作特性分析

孫養(yǎng)清 易先中 萬繼方 易軍 吳霽薇 刁斌斌 陳志湘

常規(guī)沖擊器采用的水力脈沖方法存在的沖蝕問題對沖擊器的工作壽命影響較大。為此，提出一種機械舉升及碟簧蓄能沖擊方法并設計了一種機械式復合沖擊器，通過實例模型驗證了機構的可行性，在此基礎上采用理論計算與數值分析相結合的方法對其壓縮蓄能、扭沖、軸沖特性展開分析。研究結果表明：在10～100 MPa軸向壓縮下，數量為11的碟簧組其總變形量增長率是數量為5的碟簧組變形量的約2.66倍，但其等效應力曲線特性相近；扭沖特性與徑向沖擊力成正比，下軸體端面總速度和總變形量與沖擊力均呈線性相關，4對扭轉沖擊力作用的端面總速度約是2對的2.54倍；擺線軌跡線的舉升座在30 r/min的運動狀態(tài)下，12 mm沖程的最大沖擊速度為0.2 m/s，最大沖擊加速度為5.6 m/s2，為防止沖擊過程接觸應力過大需合理選擇沖程大小，可通過增加扭沖對數、提高組合碟簧數量來增強沖擊特性。研究結果可為復合沖擊器的設計選型提供理論支撐。

復合沖擊器；機械式；軸向沖擊；扭轉沖擊；沖程

Working Characteristics of Mechanical Composite Impactor

Conventional impactor works with hydraulic impulse，which may induce erosion to impact the working life of the impactor.To this end，a mechanical lifting and disc spring energy storage impact method was proposed and a mechanical composite impactor was designed.The mechanism was verified by an example model，and then its compression energy storage，torsional impact，and axial impact characteristics were analyzed by combining theoretical calculation and numerical analysis.The results show that，under the axial compression of 10 to 100 MPa，the growth rate of the total deformation of the disc spring group with the number of 11 is about 2.66 times of that with the number of 5，but the characteristics of their equivalent stress curves are similar.The torsional impact is proportional to the radial impact force，the total velocity and total deformation of the lower shaft end face are linearly correlated with the impact force，and the total velocity of the end face with 4 pairs of torsional impact is about 2.54 times that with 2 pairs of torsional impact.When the lifting seat with pendulum trajectory moves at 30 r/min over 12 mm stroke，the maximum impact velocity is 0.2 m/s and the maximum impact acceleration is 5.6 m/s2.A proper stroke should be selected to prevent a too high contract stress in the impact process.The impact characteristics can be improved by increasing the pairs of torsion impact and the number of combined disc springs.The research results provide a theoretical support for the design of composite impactor.

composite impactor;mechanical;axial impact;torsional impact;stroke

0 引 言

孫養(yǎng)清，等：機械式復合沖擊器的工作特性分析

隨著油氣資源勘探開發(fā)的不斷發(fā)展，深井、超深井數量不斷增多，開采條件愈加復雜。鉆井效率低、動力損失嚴重、鉆頭磨損等問題日益突出［1-3］。在油氣勘探過程中，機械破巖是主導方式，研制適合所鉆地層的高效破巖工具尤為重要［4］。復合沖擊器可提高鉆頭的吃入深度、加強鉆頭對巖石的作用力、抑制PDC鉆頭的黏滑振動，在復雜地層的勘探中具有廣闊的應用前景［5-9］。

目前，眾多學者對復合沖擊器的研究取得了一定進展。查春青等［10］結合扭轉沖擊破巖及水力脈沖空化射流提速方法，研制了雙向耦合沖擊鉆具。汪偉等［11］設計了脈動式扭轉沖擊鉆井工具，通過高壓鉆井液驅動渦輪旋轉，帶動旋轉軸旋轉，周向腔體交替與旋轉軸中心孔的高壓流道及旋轉軸外環(huán)空低壓流道連通，實現(xiàn)扭轉沖擊。張昕等［12］設計了具有低頻高幅特性的旋轉沖擊鉆井提速裝置。葉道輝等［13］研制出同頻異位式復合沖擊器，其軸向沖擊和扭向沖擊頻率相同。在復合沖擊破巖機理研究方面，胡思成等［14］利用ABAQUS 有限元軟件和試驗數據驗證的方法，研究了旋轉沖擊和扭轉沖擊載荷作用下的破巖過程和破巖效率。閆炎等［15］基于有限元方法，依據旋轉沖擊破巖試驗數據，建立并驗證了全尺寸PDC鉆頭旋轉沖擊破巖數值模型及模擬方法。

前人設計的復合沖擊器主要通過水力脈動方法來實現(xiàn)扭轉沖擊，但水力脈動易損壞密封件、對流道變截處產生沖蝕影響，同時沖擊器內部產生的銹蝕等問題縮短了沖擊器的使用壽命［16］。針對前人設計的復合沖擊器中水力脈沖射流的缺點，結合復合沖擊破巖機理，筆者提出一種機械舉升及彈簧蓄能方法，并設計了一種機械式復合沖擊器。通過數值分析的方法對其扭沖、軸沖及壓縮蓄能特性展開分析，研究結果可為復合沖擊器的設計提供參考。

1 技術分析

1.1 工具結構

機械式復合沖擊器主要由中心軸、組合碟簧、軸沖部、扭沖部組成，結構如圖1所示。組合碟簧安裝在沖錘上端；軸沖部由沖錘和舉升座構成，沖錘內側滾子與舉升座相接觸；舉升座與中心軸花鍵配合如截面A-A所示；扭沖部由蓄力座、沖擊座組成，沖擊座均布安裝沖擊塊后與殼體緊密配合，蓄力座均布安裝蓄力塊后與下軸體緊密配合，下軸體內部與中心軸花鍵配合如B-B截面所示。

1.2 工作原理

機械式復合沖擊器工作原理如圖2所示。該裝置的沖擊部分由軸向沖擊與扭轉沖擊這2部分組成，如圖2b所示。如圖2a所示，在下軸體的外圓周面均布的沖擊弧面用來承受沖擊塊的沖擊。單次沖擊過程可分為壓縮蓄力、蓄力結束、開始扭沖3個過程。當首次扭轉沖擊結束后，安裝于下軸體上的蓄力塊開始擠壓沖擊塊，對沖擊塊下部的蓄力彈簧進行壓縮。在中心軸的旋轉運動下帶動蓄力座轉動，到達蓄力結束位置時沖擊塊在蓄力彈簧的作用下產生瞬時沖擊力，沖擊力作用于下軸體實現(xiàn)扭轉沖擊動作。如圖2c所示，舉升座與中心軸花鍵配合，沖擊器工作時，沖錘內置的滾子沿軌跡舉升后壓縮組合碟簧。當舉升完畢后，沖錘產生瞬時的軸向沖擊力，作用于下軸體后傳遞至鉆頭，用于鉆頭輔助破巖。

1.3 工具參數及特點

機械式復合沖擊器的主要技術參數包括工具尺寸及使用工況，如表1所示。

圖3為不同鉆具工作原理圖。如圖3a所示，常規(guī)鉆具上端施加鉆壓后通過鉆頭旋轉進行破巖，遇到硬地層時鉆頭切入巖石困難，可通過施加如圖3b所示的軸向沖擊器輔助破巖。在深井段，鉆井過程易出現(xiàn)黏滑現(xiàn)象，即鉆頭在某一狀態(tài)下停止轉動，上部鉆桿持續(xù)施加轉矩后迫使鉆頭產生瞬時轉動現(xiàn)象，可通過如圖3c所示的扭轉沖擊以減輕黏滑現(xiàn)象的發(fā)生。

如圖3d所示，復合沖擊器結合軸向與扭轉2種沖擊效果，采用機械式沖擊機構，杜絕了液動式沖擊器的沖蝕與銹蝕損傷。通過碟簧蓄能，以增強軸沖特性。沖錘的內部設有滾子結構，可減輕沖錘與舉升座的磨損，避免了滾子直接作用于下軸體而對滾子產生變形，影響沖擊器的使用壽命。

2 工作特性分析

通過數值分析的方法對復合沖擊器的碟簧壓縮特性、扭轉沖擊特性、軸向沖擊特性分別展開論述。

2.1 碟簧壓縮特性分析

2.1.1 碟簧選型

碟簧在載荷作用方向上尺寸較小，較小的變形可承受較大載荷，軸向空間緊湊具有較大變形能，采用不同的組合形式可以得到不同的載荷、非線性、零剛度及負剛度的變形特性曲線［17］。針對井下高溫、防腐蝕條件下需選用693F或20813特殊材料。為了滿足軸向壓縮的變形量，采用圖4所示的對合組合碟簧，同時根據實際的壓縮力可采用復合組合形式以增加軸向的蓄力大小。

碟簧的力學特性關系如下［18］。

碟簧載荷F為：

碟簧變形能U為：

式中：K1是與碟簧內外徑比C（D/d）相關的比例系數；K4為有無支承面系數，取無支撐面彈簧，K4=1；E為材料彈性模量，MPa；μ為材料泊松比；f為單片碟簧的變形量，mm；t為碟簧厚度，mm；h0為碟簧壓平時的變形量，mm；D、d分別為碟簧的內、外徑，mm。

2.1.2 壓縮特性

使用靜態(tài)結構分析中的Mechanical APDL求解器對碟簧組的壓縮特性進行分析，建立碟簧組碟簧個數n為5、7、9、11的4組碟簧組模型。網格設置為多區(qū)域映射六面體網格，網格大小取5 mm，共計11 286個單元、67 032個節(jié)點，平均單元質量為0.949 83，表明網格質量較好，滿足分析要求。碟簧外徑D取160 mm，內徑d取80 mm，厚度t取10 mm，極限行程h0取3.5 mm，自由高度H0取13.5 mm，泊松比為0.3，彈性模量為206 GPa。設碟簧間的接觸為粗糙接觸，對碟簧組上接觸面采用固定約束，設置分析步驟為10步后對碟簧組下端外圓均勻施加10～100 MPa的載荷。其中100 MPa載荷下的壓縮位移云圖如圖5所示。

總結4組碟簧組在不同載荷下的總變形量及等效應力值，繪制特性曲線如圖6所示。圖6a線性擬合函數為：y1=0.165x1+1.542；y2=0.131x2+1.193；y3=0.097x3+0.846；y4=0.062x4+0.245。n取11的總變形量增長率為n取5的約2.66倍，近似于線性關系。當載荷為100 kN時，n取5、7、9、11時的最大等效應力分別為3 209.7、3 894.3、3 901.0、3 886.1 MPa，應力特性相近。

2.1.3 特性驗證

為了驗證分析模型的準確性，采用相同的約束條件與控制方程，建立文獻［19］所述的碟簧模型，其壓縮過程如圖7所示。10～100 MPa下組合碟簧的變形特性曲線如圖8所示。通過對特性曲線線性擬合后對其斜率進行比較，試驗值較仿真值偏大約14%，表明模型具有一定的準確性。

2.2 扭沖特性分析

2.2.1 扭沖原理

扭轉沖擊是通過壓縮周向分布的沖擊塊的內部彈簧進行蓄能，完成蓄能后作用沖擊力于下軸體，其徑向分力相互抵消而周向分力可對下軸體提供扭矩。在多組沖擊塊的共同作用下可產生較大的扭沖力，如圖9所示。

在徑向沖擊裝置的往復式沖擊下，產生周期扭轉沖擊，其沖擊力作用公式如下。

彈簧壓縮能：

Fi=kx1－x0（3）

轉矩：

聯(lián)立式（3）、式（4）得彈簧與轉矩的關系：

式中：k為彈簧彈性系數，N/mm；x1為壓縮前彈簧長度，mm；x0為壓縮后彈簧長度，mm；N為沖擊個數；α為沖擊力與徑向力夾角，（°）；d1為沖擊傳動軸直徑，mm；dx為沖擊傳動軸外徑凸起高度，mm。

2.2.2 特性分析

下軸體是承受沖擊的關鍵零件，其材料既要滿足一定的強度還要滿足一定的韌性，故整體材料選取9Cr18鋼，再將硬質合金YG15通過銅焊接在沖擊接觸面［20］。9Cr18材料密度為7.66×103 kg/m3，彈性模量為228 GPa，泊松比為0.288。整體網格大小為5 mm，沖擊接觸面網格加密為1 mm，單元平均質量為0.71，滿足分析要求。

通過ANSYS瞬態(tài)分析模塊分析沖擊器的沖擊瞬態(tài)特性，模型約束條件如圖9b所示，底面為固定約束，上部施加鉆壓Ft。如圖9c所示，建立4對、3對、2對、1對4組扭沖力模型，F(xiàn)a、Fb、Fc、Fd為扭沖力，設時間步長為1 s，取扭沖力為10 kN，其扭轉特性如圖10所示。

扭沖力取500 N，9.1×103倍放大后下軸體扭轉變形過程如圖11所示。在扭轉沖擊力作用下，沖擊傳動軸出現(xiàn)扭轉的運動狀態(tài)，符合扭沖破巖的特性要求。為了揭示不同作用力與沖擊對數下沖擊器的扭轉特性，施加5～20 kN作用力對下軸體端面的總速度及總變形量進行特性分析，結果如圖12所示。由圖12可知，端面總速度和總變形量與沖擊力均呈線性相關，4對扭轉沖擊力作用的端面總速度約是2對的2.54倍。

取沖擊力為5 kN，軸端面圓周分布的總變形量及速度反映了鉆頭的扭轉沖擊效果。軸端面扭轉特性如圖13所示。在徑向沖擊塊的作用下，下軸體為扭轉狀態(tài)。在1 s的瞬態(tài)時間內4對扭轉沖擊力作用下端面的最大總速度為0.032 mm/s，總變形量為0.016 2 mm；2對扭轉沖擊力的最大總速度為0.013 mm/s，總變形量為0.003 2 mm。因此，可適當提高沖擊力對數和大小來增大傳遞至鉆頭的扭轉沖擊力。

2.3 軸向沖擊特性分析

2.3.1 軸向沖擊原理

軸向沖擊破巖是通過沖錘將沖擊力傳遞至鉆頭，鉆頭受到沖擊力后作用于巖石，使巖石破裂，在循環(huán)載荷的作用下，巖石破碎直至粉碎，實現(xiàn)鉆進過程。軸向沖擊破巖原理如圖14所示［21］。設沖錘質量為mh、鉆頭質量為mb、沖擊速度為v0、反彈速度為v1，反射應力波為σr、入射應力波為σi；沖擊高度為h1，回彈高度為h2。

結合圖14可以得出鉆頭的運動控制方程，具體如下［22］：

初始條件為：

式中：mb為沖錘質量，kg；Ab為沖錘橫截面積，m2；ρ為沖錘密度，kg/m3；c為縱波速度，m/s；K穿透阻力系數；u為鉆頭的穿透深度，m；v0為沖擊速度，m/s。

由式（6）可知，增強鉆頭的破巖特性需要較大的軸向沖擊速度以及合理的沖擊結構。凸輪構形的舉升座可通過調整沖程大小產生不同的沖擊速度，并且其結構簡單。圖15為舉升示意圖。與沖錘相互配合的滾子沿舉升座運動，上沖程時壓縮碟簧，下沖程時由沖錘自身重力和碟簧的彈力產生軸向沖擊。

沖擊頻率對沖擊效果具有重要影響，通過增加舉升座軌跡數量可提高沖擊頻率。若保持沖程h不變，隨著舉升座軌跡數量增加，其螺旋升角θ將增大，此時需要考慮滾子的受力，確保其能夠順利舉升。

沖擊頻率的計算公式為：

f1=λR/60（8）

式中：f1為沖擊頻率，Hz；λ為舉升座軌跡數量；R為螺桿馬達轉速，r/min。

如圖15所示，上沖程段滾輪受力情況為：

式中：θ為螺旋升角，（°）；G為重力，kN；Fn為凸輪座的支撐力，kN；Fx為支持力水平分力，kN；Fy為支持力垂直分力，kN；F為舉升座對滾子的水平作用力，kN；F1為滾動摩擦力，kN；F2為軸向滑動摩擦力，kN;μ1、μ2分別為滾動、滑動摩擦因數。

為了實現(xiàn)舉升過程，需滿足式（11）及螺旋升角θ不宜過大，防止出現(xiàn)自鎖。

2.3.2 軸向沖擊特性

舉升座輪廓取擺線構形，其運動速度與加速度均為連續(xù)變化，無剛性沖突與柔性沖突，適用于高速運動。為了顯示復合沖擊鉆具的軸沖特性，建立12、10、8、6、4 mm共5組不同沖程的軸沖模型，通過Iventor凸輪設計加速器，對其舉升行程、速度、加速度、接觸應力展開特性分析，結果如圖16所示。

設舉升座旋轉角速度ωa=30 r/min，作用于滾子上的力為Fa=10 kN，舉升座及滾子的彈性模量取206 GPa，泊松比為0.3。為了清晰顯示其工作特性，將模型放大2倍，其參數見表2。

如圖16a所示，采用擺線軌跡線的舉升座軌跡，滾子運動連續(xù)平穩(wěn)。速度及加速度反映了軸向沖擊力的大小。如圖16b所示，沖程越高其軸向沖擊速度越大，12 mm沖程軌跡的最大沖擊速度為0.2 m/s，約是4 mm沖擊軌跡的3.3倍。如圖16c所示，沖程越高其軸向沖擊加速度越大，12 mm沖程軌跡時最大沖擊加速度為5.6 m/s2，約是4 mm沖程軌跡的3.08倍。如圖16d所示，在上沖程段5組不同沖程軌跡的舉升座接觸應力均小于1 150 MPa，在沖擊段12 mm沖程的舉升座的接觸應力達8 507 MPa，此時易對滾子產生變形。考慮摩擦和沖擊的影響，滾子及沖擊部件應選用高強度、耐磨損材料。

3 實例分析

復合沖擊器的軸沖部結構較為簡單，而扭沖部的結構則較為復雜。為了進一步了解扭沖部的工作特性，按1∶3比例對各個零部件進行了加工。將各個零件進行組裝后如圖17a所示，其內部結構如圖17b所示，通過內部花鍵傳遞轉矩驅動下軸體轉動，進行了扭沖特性分析，驗證了結構的合理性。

隨著鉆探技術的發(fā)展，鉆具種類愈加豐富，通過井下工具動態(tài)模擬測試系統(tǒng)可以對沖擊鉆具進行地面試驗，測試其鉆速及破巖特性，但是缺乏針對其沖擊特性的信號采集及處理。井下工具動態(tài)測試臺架如圖18所示。后期應設計一種沖擊特性信號采集接頭，將復合沖擊鉆具與采集接頭連接后分別測試其軸沖、扭沖及振動特性，將測試結果導入計算機進行特征提取與分析，為沖擊鉆具的優(yōu)化設計提供指導。

4 結 論

針對水力脈沖射流沖擊方法存在的沖蝕問題，提出一種機械舉升及碟形彈簧蓄能沖擊方法，并基于該方法設計了一種機械式復合沖擊器。通過實例模型對機構的可行性進行了驗證，以理論計算與數值分析相結合的方法對其工作特性展開分析，結論如下：

（1） 組合碟簧個數n取11時的總變形量增長率是n取5的約2.66倍，不同組合碟簧個數的等效應力曲線特性相近。

（2） 扭沖大小隨徑向沖擊力增大而增大，下軸體軸端面總速度和總變形量與沖擊力均呈線性相關，4對扭沖力作用的端面總速度約是2對的2.54倍。

（3） 擺線線型的舉升座輪廓，舉升運動連續(xù)且平穩(wěn)，擺線軌跡線的舉升座在30 r/min的運動狀態(tài)下，12 mm沖程的最大沖擊速度為0.2 m/s，最大沖擊加速度為5.6 m/s2，最大接觸應力為8 507 MPa，為防止沖擊過程接觸應力過大應合理選擇沖程大小。

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