張?chǎng)析危?彭枧明， 楊冬冬， 吳冬宇, 孫 強(qiáng)

(吉林大學(xué)建設(shè)工程學(xué)院/國(guó)土資源部復(fù)雜條件鉆采技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室 長(zhǎng)春,130026)

?

沖錘處流體阻力對(duì)高能射流式液動(dòng)錘性能影響

張?chǎng)析危?彭枧明， 楊冬冬， 吳冬宇, 孫 強(qiáng)

(吉林大學(xué)建設(shè)工程學(xué)院/國(guó)土資源部復(fù)雜條件鉆采技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室 長(zhǎng)春,130026)

應(yīng)用計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)(computational fluid dynamics,簡(jiǎn)稱CFD)動(dòng)態(tài)分析技術(shù)，對(duì)SC-86H型高能射流式液動(dòng)錘試驗(yàn)樣機(jī)流場(chǎng)特性進(jìn)行了研究，計(jì)算得出了相關(guān)性能參數(shù)，并通過實(shí)驗(yàn)裝置對(duì)液動(dòng)錘不同輸入流量下的沖擊頻率進(jìn)行了測(cè)試。將液動(dòng)錘沖擊頻率的模擬計(jì)算結(jié)果與實(shí)測(cè)結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比，結(jié)果表明：若不考慮沖錘處流體阻力的影響，液動(dòng)錘沖擊頻率計(jì)算值與實(shí)測(cè)值相比明顯偏大，最小相對(duì)誤差達(dá)18.9%；而將沖錘處流體阻力的作用考慮在內(nèi)，沖擊頻率的計(jì)算值與實(shí)測(cè)值比較接近，最大相對(duì)誤差為8.0%，大幅提高了數(shù)值計(jì)算結(jié)果與實(shí)測(cè)值之間的吻合程度。這說明沖錘高速運(yùn)動(dòng)產(chǎn)生的軸向流體阻力不容忽略，設(shè)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(dòng)錘沖擊功和能量利用率的重要途徑。

計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)； 射流式液動(dòng)錘； 沖錘； 流體阻力； 沖擊頻率

引 言

射流式液動(dòng)錘運(yùn)動(dòng)零件只有一個(gè)，且具有結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單、深孔高圍壓適應(yīng)性好等優(yōu)點(diǎn)，在石油鉆井、地?zé)徙@井和大陸科學(xué)鉆探領(lǐng)域得到了成功應(yīng)用。常規(guī)射流式液動(dòng)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(jìn)效率[1-4]，但與風(fēng)動(dòng)潛孔錘5倍以上提高硬巖平均鉆進(jìn)效率[5-7]相比，其對(duì)鉆進(jìn)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(dāng)增大活塞行程[8-9]以及一系列的參數(shù)改進(jìn)設(shè)計(jì)，研制出了具有高沖擊功的SC-86H型高能射流式液動(dòng)錘試驗(yàn)樣機(jī)，沖擊功大幅提高，沖錘沖擊末速度可以達(dá)到與風(fēng)動(dòng)潛孔錘相當(dāng)?shù)? m/s。

將計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)動(dòng)態(tài)分析技術(shù)成功應(yīng)用于射流式液動(dòng)錘的性能分析, 實(shí)現(xiàn)了射流元件內(nèi)部流體附壁切換與活塞往復(fù)運(yùn)動(dòng)分析的有機(jī)統(tǒng)一[10]。然而, 現(xiàn)有的仿真計(jì)算模型均未考慮下部沖錘往復(fù)運(yùn)動(dòng)時(shí)流體阻力對(duì)液動(dòng)錘性能的影響,而沖錘運(yùn)動(dòng)速度越高流體阻力越大，新設(shè)計(jì)的高能射流式液動(dòng)錘沖錘沖擊末速度比常規(guī)射流式液動(dòng)錘提高了2～4倍，流體阻力影響較為顯著，采用以往的CFD動(dòng)態(tài)分析計(jì)算方法得到的高能射流式液動(dòng)錘性能參數(shù)與實(shí)測(cè)值相差甚遠(yuǎn)。因此，筆者修正原有計(jì)算模型, 通過C語(yǔ)言編寫用戶自定義函數(shù)，將沖錘運(yùn)動(dòng)中受到的流體阻力疊加到計(jì)算模型中,再進(jìn)行CFD動(dòng)態(tài)分析, 為高能射流式液動(dòng)錘性能分析與參數(shù)設(shè)計(jì)提供重要參考。

1 高能射流式液動(dòng)錘數(shù)值模擬

1.1 數(shù)學(xué)模型

高能射流式液動(dòng)錘內(nèi)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(fā)生熱交換, 遵循不可壓縮流體運(yùn)動(dòng)的一般規(guī)律, 即滿足不可壓縮流體的質(zhì)量守恒方程和動(dòng)量守恒方程[11-12]。

質(zhì)量守恒方程為

(1)

動(dòng)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(dòng)力粘度；p為壓強(qiáng)；Su，Sv和Sw為動(dòng)量守恒方程的廣義源項(xiàng)。

1.2 網(wǎng)格模型與邊界條件設(shè)置

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

實(shí)驗(yàn)室調(diào)試采用清水作為動(dòng)力介質(zhì)，因此，CFD軟件中流體介質(zhì)采用清水，其中密度和動(dòng)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(duì)質(zhì)量入口(mass flow inlet)對(duì)于不可壓縮流體計(jì)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(jù)輸入的不同泵量值計(jì)算出相應(yīng)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(shè)置為一個(gè)大氣壓，即表壓為0；其余各處邊界條件均為壁面。

圖1 計(jì)算模型內(nèi)部流域網(wǎng)格單元Fig.1 Grids of fluid regions of the computing model

1.3 計(jì)算條件設(shè)置

基于前人的計(jì)算經(jīng)驗(yàn)，綜合考慮計(jì)算精度與計(jì)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(kuò)散項(xiàng)采用一階迎風(fēng)差分格式(活塞與沖錘移動(dòng)所用的動(dòng)網(wǎng)格只支持一階迎風(fēng)差分格式)[14-15]。當(dāng)需要進(jìn)行液動(dòng)錘瞬態(tài)計(jì)算時(shí)，用之前穩(wěn)態(tài)計(jì)算結(jié)果作為瞬態(tài)計(jì)算的初始值，迭代步長(zhǎng)設(shè)為0.000 1。

采用C語(yǔ)言編寫用戶自定義函數(shù)程序，在所用CFD軟件中編譯加載該程序,瞬態(tài)計(jì)算的每個(gè)時(shí)間步長(zhǎng)可自動(dòng)提取前后工作腔以及沖錘外部流域內(nèi)流體的特性參數(shù), 計(jì)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(jié)合活塞、沖錘所受重力代入剛體運(yùn)動(dòng)方程, 從而計(jì)算得到活塞沖錘加速度、速度和位移等參數(shù)。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(fù)系數(shù)的設(shè)置參照了文獻(xiàn)[16]在液壓沖擊器仿真中設(shè)置的0.2。

編譯加載用戶自定義函數(shù)后, 采用動(dòng)態(tài)鋪層法(laying)，并進(jìn)行有關(guān)動(dòng)網(wǎng)格的設(shè)置。將活塞前后端面以及沖錘外部流域的運(yùn)動(dòng)區(qū)域類型設(shè)為剛體運(yùn)動(dòng)區(qū)域( rigid body) , 前后腔柱面以及沖錘外部流域壁面運(yùn)動(dòng)區(qū)域類型設(shè)為變形壁面區(qū)域( deforming)，如圖1沖錘外部流域左右端面運(yùn)動(dòng)區(qū)域類型定義為靜止區(qū)域(stationary)。

2 CFD分析結(jié)果

2.1 流場(chǎng)特性分析

通過CFD動(dòng)態(tài)分析, 得到活塞沖錘每個(gè)運(yùn)動(dòng)周期內(nèi)流場(chǎng)的動(dòng)態(tài)變化圖像, 圖2為輸入流量為200 L/min時(shí)液動(dòng)錘流場(chǎng)云圖，其中左圖為液動(dòng)錘沖程階段主體流域的一個(gè)瞬間速度場(chǎng)的縱切面云圖，右圖為相應(yīng)的沖錘外部流域縱切面壓力云圖。結(jié)果表明，射流元件噴嘴處流速最高，附壁穩(wěn)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(qū)，液體壓力對(duì)沖錘產(chǎn)生與運(yùn)動(dòng)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(duì)沖錘的阻力。液動(dòng)錘工作過程中沖錘受到的流體阻力隨時(shí)間變化關(guān)系如圖3所示(回程方向設(shè)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(zhǎng);當(dāng)運(yùn)動(dòng)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(qū)抽吸作用仍然向后流動(dòng)，與沖錘產(chǎn)生較大的反向相對(duì)速度。因此流體阻力迅速反向增大，沖錘進(jìn)入沖程階段，向前加速運(yùn)動(dòng)，流體

圖2 射流式液動(dòng)錘流場(chǎng)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?jīng)_擊砧子反彈，流體阻力快速反向增大，重新進(jìn)入回程階段，如此形成循環(huán)。

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

2.2 計(jì)算結(jié)果

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

表1結(jié)果顯示，與無(wú)沖錘阻力計(jì)算結(jié)果相比，當(dāng)計(jì)算包含沖錘處流體阻力作用時(shí)，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(dāng)活塞沖錘運(yùn)動(dòng)速度越高，沖錘處流體阻力影響越為明顯；此外，有無(wú)沖錘阻力對(duì)系統(tǒng)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(dòng)錘性能參數(shù)計(jì)算結(jié)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(wú)沖錘阻力含沖錘阻力無(wú)沖錘阻力含沖錘阻力無(wú)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(zhì)量為4.0 kg；液動(dòng)錘行程為140 mm

3 實(shí)驗(yàn)室測(cè)試

實(shí)驗(yàn)室對(duì)SC-86H型高能射流式液動(dòng)錘進(jìn)行了測(cè)試，圖4為實(shí)驗(yàn)裝置圖。流體輸入端采用江蘇無(wú)錫前洲高壓泵廠生產(chǎn)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(shí)驗(yàn)要求。實(shí)驗(yàn)時(shí)，泵量調(diào)至40 L/min時(shí)，液動(dòng)錘開始工作，逐漸增大泵量直到225 L/min。期間，使用計(jì)算機(jī)連接錄音設(shè)備，通過聲波處理軟件采集了液動(dòng)錘撞擊砧子時(shí)的聲波波形圖[17]，然后統(tǒng)計(jì)出波形跳動(dòng)頻率來測(cè)得液動(dòng)錘的沖擊頻率。圖4中的聲波波形圖為實(shí)驗(yàn)測(cè)試時(shí)所采集，可以清楚地記錄液動(dòng)錘的沖擊頻率。

圖4 實(shí)驗(yàn)裝置Fig.4 Equipment of the testing

圖5為液動(dòng)錘沖擊頻率隨泵量變化曲線，其中包括實(shí)驗(yàn)室測(cè)試值與數(shù)值模擬計(jì)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(zhǎng)，其中，有沖錘阻力影響的數(shù)值模擬計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)室實(shí)測(cè)值接近，最大相對(duì)誤差為8.0%。而無(wú)沖錘阻力影響的數(shù)值模擬計(jì)算值與實(shí)測(cè)值相比明顯偏大，最小相對(duì)誤差為18.9%。因此，沖錘處流體阻力對(duì)液動(dòng)錘性能的影響比較明顯，有沖錘阻力影響的數(shù)值模擬計(jì)算結(jié)果更接近實(shí)際，計(jì)算精度較高，對(duì)高能射流式液動(dòng)錘的設(shè)計(jì)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(jié) 論

1) 對(duì)以往射流式液動(dòng)錘CFD動(dòng)態(tài)分析時(shí)忽略沖錘處流體阻力影響的計(jì)算方法進(jìn)行了修正, 將流體阻力對(duì)沖錘的作用力疊加到活塞與沖錘所受合力中, 再進(jìn)行射流式液動(dòng)錘性能參數(shù)CFD動(dòng)態(tài)分析, 使理論計(jì)算值與實(shí)測(cè)值的相對(duì)誤差控制在8%以內(nèi)，大大提高了計(jì)算結(jié)果與實(shí)測(cè)值的吻合程度，證明了改進(jìn)后仿真模型的有效性和實(shí)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(jìn)而減小了射流式液動(dòng)錘的沖擊功和沖擊頻率等性能參數(shù)。通過優(yōu)化沖錘外形結(jié)構(gòu)來減小流體阻力，有望成為提高高能射流式液動(dòng)錘沖擊功和能量利用率的重要途徑。

[1] 李廣國(guó), 索忠偉, 王甲昌, 等. 射流沖擊器配合PDC鉆頭在超深井中的應(yīng)用[J]. 石油機(jī)械，2013，41(4)：31-34.

Li Guangguo, Suo Zhongwei, Wang Jiachang, et al. Application of jet hammer and PDC bit in super-deep well[J]. China Petroleum Machinery, 2013，41(4)：31-34.(in Chinese )

[2] 祁宏軍．石油、地?zé)徙@井沖擊回轉(zhuǎn)鉆進(jìn)試驗(yàn)研究[D].長(zhǎng)春: 吉林大學(xué)，2002:32-55.

[3] Marxc D, Rischmullerh H. Evaluation of hammer drilling potential for KTB in supper-deep drilling and deep geophysical sounding[M]. Heidelberg: Springer Verlag, 1995: 310-320.

[4] 樸成哲，殷琨，蔣榮慶，等．KSC-127 型射流式液動(dòng)錘應(yīng)用于大陸科學(xué)深鉆的試驗(yàn)研究[J]. 世界地質(zhì), 2000，19(3) :295-298．

Piao Chengzhe，Yin Kun，Jiang Rongqing，et al. Experimental research on application of KSC-127 fluid efflux hammer in CSDP [J]. Global Geology，2000，19( 3) : 295-298. (in Chinese )

[5] 王人杰, 蔣榮慶. 液動(dòng)沖擊回轉(zhuǎn)鉆進(jìn)技術(shù)[M]. 北京: 地質(zhì)出版社,1988:97-104.

[6] 殷琨，王茂森，彭枧明，等.沖擊回轉(zhuǎn)鉆進(jìn)[M]. 北京：地質(zhì)出版社，2010: 60-77.

[7] 彭枧明. 射流式液動(dòng)錘增設(shè)蓄能裝置的數(shù)值分析與實(shí)驗(yàn)研究[D]. 長(zhǎng)春：吉林大學(xué)，2004:4-7.

[8] 菅志軍, 殷琨, 蔣榮慶,等.增大液動(dòng)射流式?jīng)_擊器單次沖擊功的試驗(yàn)研究[J]. 長(zhǎng)春科技大學(xué)學(xué)報(bào), 2000, 30(3): 303-306.

Jian Zhijun, Yin Kun, Jiang Rongqing, et al. The research on increasing impacting energy of hydro-efflux hammer[J]. Journal of Changchun University of Science and Technology, 2000，30(3): 303-306. (in Chinese)

[9] 殷琨, 菅志軍, 蔣榮慶,等. 大沖擊功液動(dòng)錘的研究及其應(yīng)用[J]. 探礦工程, 1996(4): 8-10.

Yin Kun, Jian Zhijun, Jiang Rongqing, et al. Research on large impact energy hydro-hammer and its application[J]. Exploration Engineering, 1996(4): 8-10. (in Chinese)

[10]Peng Jianming, Zhang Qiang, Li Guolin, et al. Effect of geometric parameters of the bistable fluidic amplifier in the liquid-jet hammer on its threshold flow velocity[J]. Computers & Fluids, 2013, 82 (17): 38-49.

[11]張蕊華, 張建輝. 金屬橡膠高壓精密流量閥流場(chǎng)分析[J]. 振動(dòng)、測(cè)試與診斷, 2013, 33 (1): 71-74.

Zhang Ruihua, Zhang Jianhui. Analysis of flow field in metal-rubber high-pressure precision flow valve[J]. Journal of Vibration, Measurement & Diagnosis, 2013, 33 (1): 71-74. (in Chinese)

[12]Peng Jianming, Yin Qilei, Li Guolin, et al. The effect of actuator parameters on the critical flow velocity of a fluidic amplifier [J]. Applied Mathematical Modelling, 2013, 37 (14-15): 7741-7751.

[13]Mousavian S M, Najafi A F. Numerical simulations of gas-liquid-solid flows in a hydro cyclone separator[J]. Archive of Applied Mechanics, 2009, 79(5):395-409.

[14]Nagano Y, Itazu Y. Renormalization group theory for turbulence: eddy-viscosity type model based on an iterative averaging method[J]. Physics Fluids,1997,9(1):143-153.

[15]黃毅, 成偉, 張建輝, 等. 非對(duì)稱坡面腔底無(wú)閥壓電泵流場(chǎng)分析[J].振動(dòng)、測(cè)試與診斷, 2010, 30 (3):295-299.

Huang Yi, Cheng Wei, Zhang Jianhui, et al. Analysis of flow field of piezoelectric pump with unsymmetrical slopes element[J]. Journal of Vibration, Measurement & Diagnosis, 2010, 30 (3):295-299. (in Chinese)

[16]何清華. 液壓沖擊機(jī)構(gòu)研究設(shè)計(jì)[M]. 長(zhǎng)沙：中南大學(xué)出版社, 2009:136-143.

[17]辜華良. 沖擊器頻率聲波測(cè)試法[J]. 長(zhǎng)春科技大學(xué)學(xué)報(bào), 2000, 30(2): 204-206.

Gu Hualiang. Percussive frequency measurement by sound wave[J]. Journal of Changchun University of Science and Technology, 2000, 30(2): 204-206. (in Chinese)

10.16450/j.cnki.issn.1004-6801.2016.05.028

國(guó)土資源公益性行業(yè)科研專項(xiàng)經(jīng)費(fèi)資助項(xiàng)目(201311112)

2015-09-09；

2015-11-16

TH113；TE242

張?chǎng)析? 男, 1990年6月生,博士生。主要研究方向?yàn)槎喙に嚊_擊回轉(zhuǎn)鉆探工藝與機(jī)具領(lǐng)域。曾發(fā)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