蔣發(fā)光　劉曉寧　李進(jìn)付　梁　政

1.西南石油大學(xué)，成都，610500　　2.石油天然氣裝備教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，成都，6105003.中國石油化工集團(tuán)公司勝利石油管理局鉆井工藝研究院，東營，257017

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非定常氣動(dòng)重錘震源系統(tǒng)的動(dòng)態(tài)特性研究

蔣發(fā)光1,2劉曉寧1,2李進(jìn)付3梁政1,2

1.西南石油大學(xué)，成都，6105002.石油天然氣裝備教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，成都，6105003.中國石油化工集團(tuán)公司勝利石油管理局鉆井工藝研究院，東營，257017

摘要：基于氣體動(dòng)力學(xué)理論，采用連續(xù)過程離散化方法，建立了氣動(dòng)系統(tǒng)動(dòng)態(tài)數(shù)值模型，得到了沖擊時(shí)刻沖擊錘的速度，提出了基于動(dòng)態(tài)過程研究的沖擊能量計(jì)算方法。分別研究了氣管管徑、沖擊錘行程與沖擊能量的關(guān)系。研究結(jié)果表明，沖擊能量隨管徑的增大先增大后減小，隨沖擊錘行程的增大線性增大。該方法可為計(jì)算重錘震源沖擊能量、優(yōu)選氣管管徑、確定沖擊錘行程提供參考。

關(guān)鍵詞：重錘震源；氣動(dòng)系統(tǒng)；非定常；高壓氣體；沖擊能量

0引言

重錘震源的經(jīng)濟(jì)、環(huán)保、方便移動(dòng)、不存在震源和儀器不同步問題等特點(diǎn)[1-2]使其成為淺層地質(zhì)勘探的重要設(shè)備[3]。國內(nèi)外學(xué)者針對(duì)重錘震源開展了大量研究，Sallas[4]、Lebedev等[5]研究了基板與地層的失耦問題；王鴻雁等[6]研究了重錘震源控制系統(tǒng)問題；張永剛等[7]研究了氣缸壓力穩(wěn)定性問題。目前，針對(duì)氣動(dòng)重錘震源系統(tǒng)的動(dòng)態(tài)特性研究鮮見報(bào)道，難以準(zhǔn)確計(jì)算重錘震源的沖擊能量。然而，重錘震源產(chǎn)生足夠大的沖擊能量是獲得合格地震資料的前提[8]，所以對(duì)氣動(dòng)重錘震源系統(tǒng)動(dòng)態(tài)特性的研究成為目前亟待解決和完善的問題之一。本文首先在分析重錘震源氣動(dòng)系統(tǒng)氣體流動(dòng)過程的基礎(chǔ)上，基于氣體動(dòng)力學(xué)理論，采用連續(xù)過程離散化[9]方法，建立了氣動(dòng)系統(tǒng)非定常高壓氣體流動(dòng)過程的動(dòng)態(tài)計(jì)算模型。然后，應(yīng)用迭代算法求解沖擊時(shí)刻既定結(jié)構(gòu)沖擊錘速度，獲得重錘震源沖擊能量，并與目前常規(guī)算法計(jì)算結(jié)果進(jìn)行比較。最后，分別研究了氣管管徑、沖擊錘行程與沖擊能量的關(guān)系。

1氣動(dòng)系統(tǒng)物理模型

氣動(dòng)重錘震源系統(tǒng)的工作原理如圖1所示，儲(chǔ)氣罐為供壓元件，氣缸為執(zhí)行部件，沖擊錘為執(zhí)行機(jī)構(gòu)，二通接頭、手動(dòng)截止閥Ⅰ為氣源補(bǔ)充裝置(如氮?dú)馄?提供連接接口和管路啟閉控制。在重錘震源運(yùn)輸過程中和沖擊作用前，沖擊錘被懸掛機(jī)構(gòu)懸置。氣動(dòng)系統(tǒng)的一個(gè)完整工作周期分為開閥充壓、非定常高壓氣體流動(dòng)和反壓回收三個(gè)階段。開閥充壓過程時(shí)打開手動(dòng)截止閥Ⅱ，氮?dú)馔ㄟ^氣管由儲(chǔ)氣罐流經(jīng)儲(chǔ)氣罐接頭、手動(dòng)截止閥Ⅱ、三通接頭和氣缸接頭到達(dá)氣缸；非定常高壓氣體流動(dòng)過程中，沖擊錘被釋放且在高壓氣對(duì)氣缸活塞產(chǎn)生的推力和自重作用下快速推出后沖擊砧臺(tái)；當(dāng)沖擊結(jié)束后，借助錘頭回收裝置將沖擊錘回收至初始位置并依靠懸掛機(jī)構(gòu)懸置，同時(shí)將氣缸內(nèi)的氮?dú)鈮夯氐絻?chǔ)氣罐內(nèi)，完成反壓回收過程。沖擊錘的沖擊能量是保證沖擊效果的首要條件，為此，重點(diǎn)研究氣動(dòng)系統(tǒng)的開閥充壓和非定常高壓氣體流動(dòng)過程以獲得重錘震源沖擊能量的計(jì)算方法。

圖1　氣動(dòng)重錘震源系統(tǒng)的工作原理示意圖

結(jié)合氣動(dòng)重錘震源系統(tǒng)的工作原理建立其物理模型，如圖2所示。圖2中，Dp為連接氣管的直徑，lp為連接氣管的長度，Dc為氣缸的直徑，Sn為沖擊錘位移，mm；Vg為儲(chǔ)氣罐容積，Vp為連接氣管容積，Vcn為氣缸實(shí)際工作容積，L；pgn為儲(chǔ)氣罐工作壓力，pcn為氣缸氣體工作壓力，MPa；u1n、u2n分別為進(jìn)氣流速和排氣流速，m/s；M為沖擊錘質(zhì)量，kg。

圖2　氣動(dòng)重錘震源系統(tǒng)的物理模型

氣動(dòng)系統(tǒng)結(jié)構(gòu)較為復(fù)雜，在研究時(shí)對(duì)其進(jìn)行必要的假設(shè)：連接氣管較長，三通接頭等管徑一致且使用數(shù)量較少，忽略三通接頭對(duì)氣體流動(dòng)的影響；開閥充壓和非定常高壓氣體流動(dòng)過程作用時(shí)間短，忽略工作過程中的氣體泄漏；由于氣動(dòng)系統(tǒng)在工作過程中的實(shí)際狀態(tài)介于絕熱和等溫之間，很多參數(shù)難以在設(shè)計(jì)階段確定，導(dǎo)致絕熱過程分析非常復(fù)雜，同時(shí)氣動(dòng)系統(tǒng)的氮?dú)赓|(zhì)量約9 kg，即使在大溫差下散失的熱量相對(duì)于沖擊能量設(shè)計(jì)目標(biāo)60 kJ仍然很小，故將非定常高壓氣體流動(dòng)過程簡化為等溫過程；忽略氮?dú)庵囟鹊挠绊慬10]。

2氣動(dòng)系統(tǒng)動(dòng)態(tài)特性分析

2.1開閥充壓過程的氣體狀態(tài)分析

開閥充壓過程中，沖擊錘、氣缸活塞桿被懸置，沖擊錘速度v0、加速度a0、位移S0均為0，氣體從高壓儲(chǔ)氣罐經(jīng)連接氣管向定工作容積的氣缸充氣，直至達(dá)到新的平衡狀態(tài)，該過程視為定邊界氣體流動(dòng)問題。理想氣體的壓力與體積的乘積在恒溫下按定值處理，而實(shí)際氣體在某些溫度、壓力范圍內(nèi)，壓力與體積的乘積變化很大，用氣體壓縮因子的變化來表示[11]。重錘震源應(yīng)用環(huán)境的最大溫度范圍為-30～80 ℃[12]，而研究的氣動(dòng)系統(tǒng)最大絕對(duì)壓力為6.1 MPa。依據(jù)實(shí)際氣體狀態(tài)方程[11]和氣體通用壓縮因子圖[13]，當(dāng)氣溫為-30 ℃時(shí)氮?dú)鈮嚎s因子變化最大，其變化率為2%。故可認(rèn)為氮?dú)鉅顟B(tài)方程為ptVt=C， pt為氮?dú)饨^對(duì)壓力，MPa；Vt為氮?dú)怏w積，L；C為定值常數(shù)。氣動(dòng)系統(tǒng)氣體平衡方程為

(p+pa)Vg+(p′+pa)(Vp+Vc0)=

(ps+pa)(Vg+Vp+Vc0)

(1)

式中，pa為大氣壓力，其值為0.1MPa；p為儲(chǔ)氣罐內(nèi)初始?jí)毫?，MPa；p′為氣管和氣缸內(nèi)初始?jí)毫Γ琈Pa，ps為開閥充壓過程終了時(shí)的氣動(dòng)系統(tǒng)壓力，MPa。

2.2非定常高壓氣體流動(dòng)過程的氣體狀態(tài)分析

非定常高壓氣體流動(dòng)過程是從開閥充壓過程結(jié)束時(shí)沖擊錘被釋放到?jīng)_擊錘與沖擊砧臺(tái)之間的動(dòng)邊界氣體流動(dòng)過程。該過程中氣缸有效工作容積不斷增大，氣動(dòng)系統(tǒng)的氣體壓力與流量連續(xù)變化，且氣管內(nèi)氣體的阻力系數(shù)隨進(jìn)口氣體流速實(shí)時(shí)變動(dòng)。因此，采用連續(xù)過程離散化的思想[9]，假定在短暫時(shí)間步長內(nèi)進(jìn)出口的氮?dú)鈮毫土髁糠謩e保持不變。

2.2.1連接氣管壓差公式

圖2所示的氣動(dòng)重錘震源系統(tǒng)的物理模型，氣管進(jìn)排氣口的氣體壓力分別為儲(chǔ)氣罐和氣缸的氣體壓力。等溫狀態(tài)下，氮?dú)庠诘冉孛鏆夤苤锌紤]摩擦?xí)r的動(dòng)量微分方程[14]為

(2)

式中，ρ1n為進(jìn)口氮?dú)饷芏?；λ為氣管阻力系?shù)，連接氣管為等截面光滑管，其阻力系數(shù)λ可按不可壓縮流體選取[14]。

由等溫、等截面摩擦管連續(xù)性方程和狀態(tài)方程[14]可知pgnu1n=pcnu2n。不考慮氮?dú)庑孤r(shí)，工作氮?dú)赓|(zhì)量為定值，氣管進(jìn)口氮?dú)鈩?dòng)態(tài)密度與壓力之間的關(guān)系如下：

(3)

式中，m為氮?dú)赓|(zhì)量，g；k為氮?dú)饷芏扰c壓力之間的比例因子，k=12.5g/(L·MPa)。

由式(2)、式(3)可得連接氣管壓差公式：

(4)

依據(jù)莫狄圖與相應(yīng)經(jīng)驗(yàn)公式[15]，得到氣管阻力系數(shù)λ與雷諾數(shù)Re之間的關(guān)系。計(jì)算過程中采用試湊法[10]，即先假定阻力系數(shù)λ，估算出流速，并計(jì)算出雷諾數(shù)Re，再根據(jù)雷諾數(shù)Re所在范圍對(duì)阻力系數(shù)λ的值進(jìn)行校正，直至滿足要求。

2.2.2非定常高壓氣體流動(dòng)過程數(shù)值模型

應(yīng)用氮?dú)鉅顟B(tài)方程和壓差公式(式(4))，建立圖3所示的非定常高壓氣體流動(dòng)過程迭代模型，儲(chǔ)氣罐和氣缸內(nèi)氣體初始?jí)毫g0、pc0設(shè)定為開閥充壓過程終了時(shí)氣動(dòng)系統(tǒng)壓力ps；Δt為迭代步長，s；an為沖擊錘加速度，m/s2；vn為沖擊錘速度，m/s；Sc為沖擊錘行程，mm；η為氣缸效率，一般取0.7～0.95[15]，為保證足夠的設(shè)計(jì)能量，η取0.7。

圖3　非定常高壓氣體流動(dòng)過程迭代流程圖

計(jì)算流程如下：①依據(jù)上一迭代步獲得的氣缸氣體壓力pc(n-1)計(jì)算沖擊錘加速度an，迭代步內(nèi)將加速度an視為定值，計(jì)算出沖擊錘速度vn、位移Sn作為下一迭代步的輸入數(shù)據(jù)。②如果沖擊錘位移Sn大于或等于沖擊錘行程Sc，則重錘震源動(dòng)能即為沖擊能量，獲得重錘震源沖擊能量E=Mvn2/2，終止迭代計(jì)算；反之，依據(jù)沖擊錘位移Sn計(jì)算氣缸工作容積Vcn。③依據(jù)上一迭代步獲得的儲(chǔ)氣罐氣體壓力pg(n-1)和氣缸氣體壓力pc(n-1)，應(yīng)用壓差公式計(jì)算進(jìn)口氮?dú)饬魉賣1n。④依據(jù)進(jìn)口氮?dú)饬魉賣1n求得儲(chǔ)氣罐在該迭代步損失的氣體量，應(yīng)用氮?dú)鉅顟B(tài)方程求解儲(chǔ)氣罐氣體壓力pgn，并作為下一迭代步的輸入數(shù)據(jù)。⑤依據(jù)進(jìn)口氮?dú)饬魉賣1n求得出口氮?dú)饬魉賣2n，進(jìn)而求得氣缸在該迭代步內(nèi)增加的氣體量，結(jié)合步驟②所求得的氣缸工作容積Vcn應(yīng)用氮?dú)鉅顟B(tài)方程求解氣缸氣體壓力pcn，并作為下一迭代步的輸入數(shù)據(jù)。

經(jīng)上述對(duì)氣動(dòng)系統(tǒng)氣體流動(dòng)過程的分析，通過迭代獲得基于非定常高壓氣體動(dòng)態(tài)過程研究的重錘震源沖擊能量E，為重錘震源的設(shè)計(jì)計(jì)算提供參考。

3算例分析

以某型號(hào)氣動(dòng)重錘震源系統(tǒng)為例，設(shè)計(jì)沖擊能量E=60kJ，預(yù)定氣管管徑Dp=51mm，氣管長度l=10m、預(yù)定沖擊錘行程Sc=675mm，沖擊錘質(zhì)量M=535kg，儲(chǔ)氣罐體積Vg=120L，氣缸缸徑Dc=200mm，氣缸預(yù)留氣體長度lc=82.5mm(lc不得小于40mm)，大氣壓力pa=0.1MPa，初始狀態(tài)儲(chǔ)氣罐的壓力p=6MPa，氣管與氣缸內(nèi)的壓力p′=0。

3.1動(dòng)態(tài)算法與常規(guī)算法比較

圖4　η=0.7時(shí)同等條件下兩種算法沖擊能量差值

圖5　η=0.95時(shí)同等條件下兩種算法沖擊能量差值

3.2氣管管徑優(yōu)選

氣管管徑既影響氣體在管內(nèi)的流動(dòng)，又因?yàn)槭菤夤荏w積的決定因素從而影響非定常高壓氣體流動(dòng)過程的初始?jí)毫?，所以氣管管徑的選擇對(duì)重錘震源沖擊能量的影響十分重大。為此，在前述氣動(dòng)系統(tǒng)動(dòng)態(tài)過程研究的基礎(chǔ)上對(duì)氣管管徑與沖擊能量之間的關(guān)系進(jìn)行研究，得到最佳管徑以使既定結(jié)構(gòu)的沖擊能量最大。

在10～80 mm范圍內(nèi)，選用某公司提供的氣管公稱內(nèi)徑參數(shù)作為管徑序列，得到氣管管徑與沖擊能量之間的關(guān)系曲線，如圖6所示。隨著連接氣管管徑的增大，系統(tǒng)的沖擊能量呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢，氣管管徑Dp=64 mm時(shí)取得最大沖擊能量值62.8 kJ。

圖6　氣管管徑Dp與沖擊能量E的關(guān)系

3.3確定沖擊錘行程

沖擊錘行程越短，重錘震源整體高度越低，結(jié)構(gòu)越穩(wěn)定。在最優(yōu)管徑下對(duì)沖擊錘行程與沖擊能量之間的關(guān)系進(jìn)行研究，以確定滿足沖擊能量條件下最短沖擊錘行程。

當(dāng)氣缸確定后，沖擊錘行程與氣缸預(yù)留氣體長度之和為定值。增大沖擊錘行程，初始?xì)飧坠ぷ魅莘e減小，相應(yīng)的非定常高壓氣體流動(dòng)過程初始?jí)毫υ龃?，從而沖擊能量增大。所以，要確定滿足設(shè)計(jì)要求的最短沖擊錘行程，只需以沖擊能量E≤60 kJ為終止條件進(jìn)行計(jì)算。已知?dú)飧鬃钚☆A(yù)留氣體長度為40 mm，以10 mm為增長間隔，得到氣缸預(yù)留氣體長度與沖擊能量之間的關(guān)系曲線如圖7所示。由圖7可以看出：隨著氣缸預(yù)留氣體長度的增大，沖擊能量呈線性遞減趨勢，相應(yīng)的沖擊錘行程與沖擊能量之間為線性遞增關(guān)系；最大沖擊能量在lc=40 mm處取得，為66.4 kJ；滿足設(shè)計(jì)沖擊能量的最長氣缸預(yù)留氣體長度為110 mm，相應(yīng)的最短沖擊錘行程為647.5 mm，取整為648 mm。

圖7　氣缸預(yù)留氣體長度lc與沖擊能量E的關(guān)系

4結(jié)論

(1)現(xiàn)行常規(guī)算法獲得的沖擊能量大于非定常高壓氣體動(dòng)態(tài)算法，最大差值可達(dá)約50%；沖擊能量差值隨沖擊錘行程增大線性增大，同時(shí)隨氣缸缸徑或氣缸效率增大而增大；現(xiàn)行常規(guī)算法不能滿足重錘震源設(shè)計(jì)。

(2)隨著連接氣管管徑的增大，系統(tǒng)的沖擊能量先增大后減小，采用非定常高壓氣體動(dòng)態(tài)算法算得管徑Dp為64mm時(shí)獲得最大沖擊能量為62.8 kJ。

(3)沖擊錘行程與沖擊能量之間為線性遞增關(guān)系，既定的壓力條件與計(jì)算條件下沖擊錘行程需達(dá)到648 mm才能實(shí)現(xiàn)沖擊能量60 kJ的設(shè)計(jì)要求。

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(編輯陳勇)

Study on Dynamic Characteristics of Unsteady Pneumatic Weight Drop Seismic Source

Jiang Faguang1,2Liu Xiaoning1,2Li Jinfu3Liang Zheng1,2

1.Southwest Petroleum University,Chengdu,610500 2.Key Laboratory of Petroleum and Natural Gas Equipment of China Education Ministry,Chengdu,610500 3.Drilling Technology Research Institute of Shengli Petroleum Bureau,Dongying,Shandong,257017

Abstract:Based on the theory of gas dynamics and the discretization of continuous attributes, a dynamic numerical model was established. As a result, the critical impact velocity and the shot energy were got. Then, the paper separately studied the relationships among diameter of trachea, impact stroke and shot energy. It shows that the shot energy increases first and then decreases with the increase of the diameter of trachea, and increases linearly with the increase of the stroke. The method provides a reference for shot energy calculation, diameter of trachea and stroke determination.

Key words：weight drop seismic source; pneumatical system; unsteady; high pressure gas; shot energy

收稿日期：2015-06-30

基金項(xiàng)目：國家高技術(shù)研究發(fā)展計(jì)劃(863計(jì)劃)資助項(xiàng)目(2012AA09A203-01)；石油天然氣裝備教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室(西南石油大學(xué))開放基金資助項(xiàng)目(OGE201403-25)；四川省教育廳科技項(xiàng)目(13ZB0192)

中圖分類號(hào)：TH138; P631.1

DOI：10.3969/j.issn.1004-132X.2016.10.005

作者簡介：蔣發(fā)光，男，1975年生。西南石油大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院講師。主要研究方向?yàn)槭吞烊粴庋b備設(shè)計(jì)與仿真。劉曉寧，女，1991年生。西南石油大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院碩士研究生。李進(jìn)付，男，1979年生。中國石油化工集團(tuán)公司勝利石油管理局鉆井工藝研究院高級(jí)工程師。梁政，男，1959年生。西南石油大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院教授、博士研究生導(dǎo)師。