射吸式液動沖擊器流動實(shí)體的網(wǎng)格劃分

射吸式液動沖擊器流動實(shí)體的網(wǎng)格劃分

提高硬地層鉆井速度的方法隨著我國石油工業(yè)的快速發(fā)展，鉆井深度不斷增加，復(fù)雜開挖層數(shù)量日益增多，導(dǎo)致鉆孔速度慢，極大地影響了鉆探周期。提高硬地層鉆井速度成為鉆井研究的重要課題之一,旋沖鉆井技術(shù)是提高硬地層鉆井速度的一種新型有效的技術(shù)方法。在旋沖鉆井技術(shù)的諸多沖擊器中,射吸式液動沖擊器是一種新型的液動沖擊器,它能大幅度地提高機(jī)械鉆速。沖擊器的內(nèi)部結(jié)構(gòu)復(fù)雜,通過數(shù)值模擬研究可以更好地研究其內(nèi)部流場,有效進(jìn)行沖擊器結(jié)構(gòu)參數(shù)優(yōu)化,提高其沖擊性能,從而指導(dǎo)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)優(yōu)化。數(shù)值模擬計(jì)算1.舉錘沖擊,以沖擊方式輸出能量射吸式液動沖擊器主要是利用鉆井液流過噴嘴時(shí)的卷吸作用,以及閥控液壓隨動系統(tǒng)的壓力與位移綜合反饋關(guān)系,使閥與活塞在上下腔內(nèi)產(chǎn)生交變壓力差,推動活塞往復(fù)運(yùn)動,從而完成舉錘與沖擊,并以沖擊方式輸出能量。射吸式液動沖擊器具體結(jié)構(gòu)如圖1所示。2.非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格劃分沖擊器的幾何模型由Pro/Engineer軟件完成,利用已完成的幾何模型,建立流動實(shí)體。由于沖擊器流道的復(fù)雜性和不規(guī)則性,計(jì)算中采用的是非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格,這種網(wǎng)格形式常用于計(jì)算復(fù)雜區(qū)域的流動問題,但非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格生成的工作量大,離散方程的求解速度也比較慢,所以采用對沖擊器結(jié)構(gòu)進(jìn)行對稱分割后再進(jìn)行網(wǎng)格劃分的方法。利用對稱性能對沖擊器內(nèi)部流場的流動實(shí)體進(jìn)行切割,保留四分之一實(shí)體來進(jìn)行計(jì)算分析,并對流動實(shí)體進(jìn)行網(wǎng)格劃分(如圖2所示)。進(jìn)行流場數(shù)值模擬選用的是外徑為228.6mm(9英寸)的沖擊器。3.boussi現(xiàn)行動力學(xué)模型對沖擊器內(nèi)部流場模擬計(jì)算采用Reynolds時(shí)均方程法(Reynolds-averagingequations)中的湍流粘性系數(shù)法,該方法是目前工程流動與數(shù)值計(jì)算中應(yīng)用最廣的方法。對沖擊器的內(nèi)部流場作如下假定:①模擬的流場暫不考慮沖擊器鉆進(jìn)工作中的旋轉(zhuǎn);②沖擊器入口處來流均勻;③沖擊器出口截面處的流動過程已充分發(fā)展。在此基礎(chǔ)上,可認(rèn)為沖擊器的內(nèi)外部流場為穩(wěn)定的不可壓縮湍流流場。此時(shí),流動控制方程為(1)連續(xù)性方程方程式為?u?x+?v?y+?w?z=0(1)?u?x+?v?y+?w?z=0(1)式中u、v、w——3個(gè)坐標(biāo)方向的湍流時(shí)均速度。(2)動量方程方程式為??xj(ρuiuj)=??p?xi+?(μ?ui?xj?ρu′iu′jˉˉˉˉˉˉˉˉ)?xj(2)??xj(ρuiuj)=-?p?xi+?(μ?ui?xj-ρu′iu′jˉ)?xj(2)式中ρ——流體密度;P——流體壓力;μ——流體動力粘度;?ρu′iu′jˉˉˉˉˉˉˉˉ-ρu′iu′jˉ——雷諾應(yīng)力或湍流應(yīng)力。根據(jù)Boussinesq假設(shè)有?ρu′iu′jˉˉˉˉˉˉˉˉ=μt(?ui?xj+?uj?xi)?23(ρκ+μt?ui?xi)δij(3)-ρu′iu′jˉ=μt(?ui?xj+?uj?xi)-23(ρκ+μt?ui?xi)δij(3)式中κ——湍流動能;μt——湍流粘性系數(shù);δij——算子,當(dāng)i=j時(shí),δij=1,當(dāng)i≠j時(shí),δij=0。(3)湍流動能κ方程及湍流動能擴(kuò)散率ε方程采用下面的κ-ε兩方程模型來封閉以上的動量方程。ρuj?κ?xj=??xj[(η+μtσκ)?κ?xj]+ηt?ui?xj(?ui?xj+?uj?xi)?ρε(4)ρuj?ε?xj=??xj[(η+μtσε)?ε?xj]+C1εκηt×?ui?xκ(?ui?xκ+?uκ?xi)?C2ρε2κ(5)ρuj?κ?xj=??xj[(η+μtσκ)?κ?xj]+ηt?ui?xj(?ui?xj+?uj?xi)-ρε(4)ρuj?ε?xj=??xj[(η+μtσε)?ε?xj]+C1εκηt×?ui?xκ(?ui?xκ+?uκ?xi)-C2ρε2κ(5)湍流粘性系數(shù)μt由μt=ρCμκ2εμt=ρCμκ2ε確定。κ-ε方程中模型常量值為:Cμ=0.09,C1=1.44,C2=1.92,σκ=1.0,σε=1.3。壁面函數(shù)法模擬過程中計(jì)算介質(zhì)采用清水,設(shè)定鉆頭排量為0.04m3/s,則初始速度為1.965m/s,即u0=0,v0=0,w0=1.965m/s。流動的出口條件為將出口壓力點(diǎn)設(shè)為10MPa,出口截面的局部呈單向化假設(shè)。固體壁面邊界條件為壁面上滿足無滑移條件,近壁區(qū)采用壁面函數(shù)法處理。為便于對沖擊器內(nèi)部流場進(jìn)行分析,采用沖擊器的軸對稱面作為截面,對不同排量工況下的壓力和流速場進(jìn)行分析,并模擬計(jì)算了1個(gè)工作周期。1.沖擊器內(nèi)部流速分布排量為0.04m3/s時(shí)沖擊器軸對稱面上速度等值線圖如圖3所示。通過分析計(jì)算得到的速度等值線圖,可以看出沖擊器內(nèi)部的流速分布情況,特別是噴嘴出口的等速核大小及分布,有助于對噴嘴形狀及活塞內(nèi)孔進(jìn)行改進(jìn),以取得較好的射流卷吸效果。對于其它各過流斷面的速度分布可用于分析沖擊器內(nèi)部各處的液流壓力損失。通過各點(diǎn)計(jì)算出的數(shù)值和設(shè)計(jì)原則來做局部結(jié)構(gòu)修改以便減小壓力損耗。2.射流卷吸對沖錘的影響排量為0.04m3/s時(shí)沖擊器軸對稱面上壓力等值線圖如圖4所示。通過分析壓力等值線圖可知沖擊器各對稱面上各點(diǎn)的壓力分布。如圖中所示,閥和活塞頂部由于受射流卷吸的影響壓力遠(yuǎn)遠(yuǎn)低于活塞底部,說明當(dāng)沖錘處于沖程末端時(shí),由于射流卷吸形成的壓差,沖錘和閥將受到向上的壓力,使它們加速向上運(yùn)動。等值壓力線圖同速度等值線圖一樣還可用于分析沖擊器內(nèi)部各處的液流壓力損失,用于局部結(jié)構(gòu)調(diào)整和完善。對于相同結(jié)構(gòu)的射吸式液動沖擊器,排量越大則射流卷吸作用越強(qiáng),如表1所示。3.沖錘受力大小的影響通過分析模擬結(jié)果可清楚地得出沖錘、活塞以及閥所受壓力、粘滯力的大小,如表2所示。從計(jì)算結(jié)果中可看出粘滯力對沖錘受力的影響非常小,各表面對沖錘受力大小的影響有很大差別,沖錘所受合力向上且遠(yuǎn)大于錘重,可在回程中使沖錘快速向上運(yùn)動。表2中w1為砧子下表面的球形面;w2為砧子下表面的圓倒角面;w3為活塞小臺面;w4為活塞切削口頂面;w5為活塞大臺面;w6為砧子上表面;w7為閥體上表面;w8為活塞切削口底面;w9為活塞上表面;w10活塞內(nèi)孔處切削倒角面。w1～w5為沖錘(沖錘和活塞結(jié)合體)受力向上的面,w6～w10為沖錘受力向下的面。4.噴嘴直徑對沖擊器沖錘受力影響對噴嘴直徑分別為19,17,15mm,排量為0.04m3/s的沖擊器進(jìn)行模擬計(jì)算可得出不同噴嘴直徑下沖擊器各面的受力數(shù)據(jù),如表3所示。由計(jì)算數(shù)據(jù)可知,噴嘴直徑的設(shè)計(jì)對沖擊器工作參數(shù)的影響較大,噴嘴直徑太大則沖擊器的沖錘受力有可能達(dá)不到舉升效果,不能形成有效沖擊;而噴嘴直徑太小則沖錘受力較大,沖擊頻率有可能過高,而且壓力損耗也會增加。5.圓形噴嘴沖擊器的性能如圖5和圖6所示,通過數(shù)值計(jì)算與相同排量和噴嘴直徑的錐形噴嘴進(jìn)行比較發(fā)現(xiàn):雙圓弧結(jié)構(gòu)的噴嘴在此沖擊器中產(chǎn)生的射流效果不及圓錐形噴嘴,它所形成的壓力場對沖錘的提升力比圓錐形噴嘴小18%,而且壓力損耗也有所增加。所以不同噴嘴結(jié)構(gòu)對沖擊器的工作性能影響較大。6.沖程越大造成的沖擊場通過計(jì)算可以發(fā)現(xiàn),沖程對沖擊器工作性能的影響較大,特別是對頻率和沖擊功的影響更大,如表4所示。沖程越大,在相同排量下沖擊器的沖擊頻率越低,沖錘的沖擊末速度越大,沖擊功也就越大。另外,對沖擊器1個(gè)工作周期的模擬計(jì)算結(jié)果表明,在上止點(diǎn)時(shí),向下的水擊壓力最大,沖錘有向下的加速度;在下止點(diǎn)時(shí),沖錘有向上的加速度,卷吸壓差較大。沖錘在兩止點(diǎn)時(shí)對