2. 吉林大学建设工程学院, 长春 130026
2. College of Construction Engineering, Jilin University, Changchun 130026, China
0 引言
液动潜孔锤具有结构简单、可靠性高、深孔高围压适应性好等优点，在石油钻井、地热钻井和大陆科学钻探等领域得到了成功应用[1-3]。孙强等[4]在使用SC-86H型射流式高能液动潜孔锤钻进可钻性等级为10级的花岗岩的试验中，获得的最大机械钻速为5.19 m/h，与常规回转钻进方法相比，机械钻速提升显著。潜孔锤工作过程中，冲锤高速往复运动，其运动规律一直为研究者所关注。目前常用的高频往复冲击特性测量方法主要有以下几种：1)触点法[5]。在采用触点法测试冲击钻具冲锤末速度时，需要通过运动连杆将冲锤的运动引至钻具外。当冲锤冲击试验台时，数字频率仪记录冲锤先后碰撞两触头的时间间隔，通过位移和时间间隔的比值得到冲锤冲击末速度，然后根据动能定理获得冲击钻具单次冲击功。2)电磁感应测速法[6-7]。基于霍尔传感器、单片机及计算机技术的冲锤末速度非接触测量系统，可以通过非接触的方式测得射流式液动锤的冲击末速度、冲击频率以及单次冲击功等性能参数。采用该方法可直接测出冲击末速度与冲击频率，单次冲击功可通过系统计算得出。3)电涡流位移传感器测速法[8]。电涡流位移传感器非接触测量方法能静态和动态地非接触、高线性度、高分辨力地测量被测金属导体距探头表面距离与时间，从而获得金属导体的运动速度。
但以上各测量方法只能够表征冲锤在某一时刻的瞬时状态，无法对一段时间内的冲锤运动情况进行描述。虽然涡流传感器具有一定的持续测量能力，但是其有效量程仅仅为几mm，无法获得冲击器整个行程的性能参数。为研究射流式液动锤冲锤全行程运动规律，缩短其研制周期和降低实验成本，有必要准确获取冲锤的全行程运动参数。基于以上方法的经验，笔者研制了液动潜孔锤激光测量系统，并将其应用于射流式液动锤冲锤运动规律研究中。
1 检测原理激光三角测距原理是激光测量的典型应用之一[9]。其原理为，激光光源发出激光，经过发射镜(组)进行准直和聚焦，投射到被测物表面形成光斑直径小于1 mm的点状光斑，光斑由目标物漫反射后由接收透镜(组)聚焦，成像于位置器件表面。假设激光点在位置探测器上的位移为x1, 根据几何关系，可以求出被测面位移s(m)：
(1) 式中：a为激光束轴和接收光轴的焦点到接收透镜前主面的距离，m；b为接收透镜后主面到成像面中心点的距离，m；θ1为激光束光轴与接收透镜光轴之间的夹角，(°)；θ2为探测器与接收透镜光轴之间的夹角，(°)。见图 1。
|
| 图 1 直射式激光三角法位移位移测量原理 Fig. 1 Principle diagram of direct laser triangulation method for displacement measurement |
|
|
图 2为新研制的激光测量系统，该系统可以监测射流式液动锤冲锤的实时运动状态。安装时, 将带有螺纹孔的镶块2放入射流式液动锤的冲锤1底部，并通过顶丝3顶紧以防止镶块2在运动过程中掉落。镶块2底部通过螺纹与运动外传杆4连接并通过螺母进行拧紧，同时采用了瑞典NORD-LOCK-AB公司生产的洛帝牢垫圈对连接进行防松处理。为了将冲锤的运动从液体环境实时传递到大气环境中，需要将运动外传杆4穿过砧子5、主接头6、底板9、橡胶板12和法兰盘13。在橡胶板上打孔并涂抹黄油，孔直径略小于运动外传杆直径，通过橡胶板12对运动外传杆4之间的抱紧来阻止冲击器内部液体的泄漏，同时由于黄油的润滑作用基本消除了竖直方向的摩擦力。运动外传杆4与接收板10通过螺母进行固定，同样通过洛帝牢垫圈进行防松处理。激光传感器11通过激光器发射红色激光射向接收板10，经过其反射的激光通过激光传感器11的接收透镜，被内部的位置探测器捕捉，并传递出电压信号。信号由USB数据采集器14采集，经过笔记本电脑15中的软件处理，之后就能实时显示出冲锤的位移情况。
|
| 1.冲锤；2.镶块；3.顶丝；4.运动外传杆；5.砧子；6.主接头；7.旁接头；8.盖板；9.底板；10.接收板；11.激光传感器；12.橡胶板；13.法兰盘；14.数据采集器；15.笔记本电脑。 图 2 基于激光三角位移传感器的测量系统 Fig. 2 Speed measuring system based on laser triangulation displacement sensor |
|
|
本系统所使用的激光三角位移传感器的型号为HG-C1400，生产厂家为Panasonic。激光传感器的测量范围为200~600 mm，重复精度分别为0.3 mm(测量距离为200~400 mm时)和0.8 mm(测量距离为400~600 mm时)，测量距离为400 mm，大于冲锤结构行程110 mm，完全满足设计要求。由于传感器自身测量机理限制，不可以测量距离传感器200 mm以内物体，故将接收板布置于大于200 mm的位置。为了更加精确地测量冲锤的位移，根据激光传感器的精度指标，选用200~400 mm的范围，将误差控制在±0.3 mm以内。
射流式液动潜孔锤测试系统如图 3所示，高压泵吸入水箱内的流体后通过高压胶管送给在台架上的射流式液动锤驱动冲锤工作。回流流体进入水箱后继续参与循环。实验用高压泵为江苏无锡前洲高压泵厂生产的3P30型三柱塞高压泥浆泵，电机功率为90 kW，排量为250 L/min, 出口压力为18 MPa。为了实现潜孔锤输入流量的连续变化，采用一台变频器对高压泵进行无极调节。本实验所采用的SC-86H型射流式液动潜孔锤为增加了缓冲结构的型号，在系统调试稳定后, 对系统进行了整体调试，试验条件为：泵量为200 L/min，泵压为13.5 MPa, 传感器采样频率为455 Hz。SC-86H射流式液动锤基本性能参数如表 1所示。
|
| 图 3 射流式液动潜孔锤测试系统 Fig. 3 Fluidic DTH hammer test system |
|
|
| 参数名称 | 参数值 |
| 冲锤质量/kg | 8 |
| 外径/mm | 86 |
| 冲锤结构行程/mm | 110 |
| 活塞直径/mm | 25 |
| 活塞杆直径/mm | 18 |
测速过程中激光位移传感器通过对冲锤位移的捕捉来获取信息，所以输出到电脑中的数据为位移-时间数据。活塞冲锤运动的速度随时间变化而改变，但取任一极短时间步中活塞冲锤的运动可认为是速度为v的匀速运动。任意n+1时间步活塞冲锤的运动速度v n+1如式(2)所示：
(2) 式中：v为冲锤速度；x为冲锤位移；Δt为时间增量；n为时间步。
图 4为冲锤的位移-时间曲线。在本实验条件下，冲锤工作正常，冲击频率为8.3 Hz，从图 4可以看出，通过新研制的激光测量系统，可以直观地观察冲锤在每个周期内的往复运动状况；同时测出冲锤实际行程为106 mm，避免了之前通过标记法获得行程所带来的误差与不确定性[16]。
|
| 图 4 冲锤运动的位移-时间曲线 Fig. 4 Displacement-time curve of the hammer motion |
|
|
通过冲程与回程平均时间统计可以看出，冲锤一个周期内的冲程时间远小于回程时间。在泵量为200 L/min条件下，回程时间在整个周期内所占比例为73%。出现这种现象有以下4方面的原因：1)冲程周期内冲锤所受重力与运动方向相同，速度较快；2)冲程过程中，缸体内流体的作用面积为活塞截面面积，回程作用面积为活塞截面面积与活塞杆截面面积的差值，在缸体内压力一样的条件下，显然冲程作用力更大；3)可以观察到某些周期内的冲锤在回程初始运动状态不稳定，导致其回程时间有所增加；4)冲锤的结构行程为110 mm，而冲锤的实际行程为106 mm，回程过程中，冲锤到达100 mm位置时受到了缓冲结构作用所产生的液压阻尼力而减速，进而提前回程，在这个过程中也会导致冲锤回程的速度降低，时间增加。所以冲锤在1个周期的运动包括3个阶段：冲程加速阶段、回程加速阶段以及回程制动阶段。
从图 4还可以看出，活塞在完成冲程运动以后会有一个停顿的过程，但是停顿的时间很短，停顿的时间为应力波在活塞中往返传播一次所需的时间。
图 5为冲锤的速度-时间曲线，从图 5可以直观地了解到冲锤的运动规律。冲程加速阶段，冲锤不断加速，直到速度到达最大值，这里冲锤的平均冲击末速度为5.2 m/s(即冲锤到达下死点时的瞬时速度)。冲程末端，冲锤撞击砧子并回弹; 回程开始，冲锤速度不断增加，但加速度较低; 回程末端，在缓冲结构作用下，冲锤速度降低并最终减小为0。
|
| 图 5 冲锤运动的速度-时间曲线 Fig. 5 Velocity-time curve of the hammer motion |
|
|
表 2为激光测量系统对不同泵量下的SC-86H射流式液动锤的测试结果。如表 2所示：当泵量＜40 L/min时，液动锤无法启动, 当泵量≥40 L/min时，冲击末速度随泵量增加而增加; 当冲锤的实际行程为50.9 mm时，冲锤频率突增为3.9 Hz，这是由于行程短，冲锤运行时间相应缩短，导致频率突然增大；当泵量从80 L/min增加到220 L/min时，实际缓冲行程仅在5.9~6.8 mm之间变化，表明冲锤的实际缓冲行程对泵量并不敏感；当冲锤的实际行程达到102.7 mm(接近结构行程)后，随着泵量增加，冲击频率逐渐增加。
| 泵量/(L/min) | 冲击末速度/(m/s) | 冲击频率/Hz | 单次冲击功/J | 冲锤实际行程/mm | 冲锤实际缓冲行程/mm | 功率/W |
| 20 | 0 | 0 | 0 | 0 | 0 | 0 |
| 40 | 1.6 | 3.9 | 10.2 | 50.9 | 0 | 39.78 |
| 60 | 2.1 | 2.6 | 17.6 | 102.7 | 2.7 | 45.76 |
| 80 | 2.5 | 3.0 | 25.0 | 106.8 | 6.8 | 75.00 |
| 100 | 2.9 | 4.0 | 33.6 | 106.5 | 6.5 | 134.40 |
| 120 | 3.5 | 5.1 | 49.0 | 106.2 | 6.2 | 249.90 |
| 140 | 4.0 | 5.8 | 64.0 | 106.6 | 6.6 | 371.20 |
| 160 | 4.5 | 6.1 | 81.0 | 106.4 | 6.4 | 494.10 |
| 180 | 4.9 | 6.3 | 96.0 | 106.8 | 6.8 | 604.80 |
| 200 | 5.4 | 7.9 | 116.6 | 105.9 | 5.9 | 921.14 |
| 220 | 6.0 | 8.5 | 144.0 | 106.5 | 6.5 | 1 224.00 |
| 注：射流式液动潜孔锤活塞直径为25 mm，活塞杆直径为18 mm，冲锤质量为8 kg，冲锤结构行程为110 mm，冲锤自由行程为100 mm。 | ||||||
由于实验用SC-86H射流式液动潜孔锤为具有缓冲结构的型号，内部增加了节流缓冲结构，因此冲锤实际行程均小于结构行程。当泵量≥80 L/min时，冲锤实际行程基本保持不变，此时冲锤开始“全行程”运动状态，即冲锤达到了缓冲结构所允许达到的最大实际行程；当泵量＜80 L/min时，冲锤为非“全行程”运动状态。在进行缓冲调试过程中，冲锤实际行程参数至关重要。一方面，希望当冲锤开始“全行程”运动状态时，冲锤实际行程小于结构行程，以此保证冲锤无法对上部结构进行碰撞，达到对射流元件等结构的保护作用；另一方面，冲锤实际行程接近结构行程，以增加冲锤冲程过程中的加速距离，增加冲击末速度。此外，当泵量≥80 L/min时，冲锤的实际缓冲行程基本不变，表明在这种缓冲结构参数下，冲锤的实际缓冲行程对泵量并不敏感，缓冲结构对冲锤有良好的适应性，即当泵量增加，冲锤回程速度增加时，缓冲结构能够对冲锤产生更大的反向作用力，阻碍冲锤继续运动。
由不同结构行程下SC-86H的测试结果(表 3)可知：随着结构行程的增加，单次冲击功逐渐增大，冲击频率逐渐减小，而冲锤实际行程及冲锤实际缓冲行程逐渐增加，这是由于冲锤动能的增加导致其制动距离增加；随着冲锤行程增加57%(70~110 mm)，缓冲行程只增加了7%(5.5~5.9 mm), 即实际行程的改变并不会大幅增加冲锤实际缓冲行程。
| 结构行程/mm | 冲锤实际行程/mm | 冲锤实际缓冲行程/mm | 冲击末速率/(m/s) | 冲击频率/Hz | 冲击功/J | 输出功/W |
| 70 | 65.5 | 5.5 | 4.1 | 9.6 | 67.2 | 646 |
| 80 | 75.6 | 5.6 | 4.5 | 9.1 | 81.0 | 737 |
| 90 | 85.6 | 5.6 | 4.6 | 8.7 | 84.6 | 736 |
| 100 | 95.8 | 5.8 | 4.8 | 8.3 | 92.2 | 765 |
| 110 | 105.9 | 5.9 | 5.4 | 7.9 | 116.6 | 921 |
| 注：活塞直径为25 mm，活塞杆直径为18 mm，冲锤质量为8 kg，泵量为200 L/min。 | ||||||
1) 基于激光三角测量原理的射流式液动潜孔锤激光测量系统工作正常，能够实现全行程测量，并清楚地阐明了冲锤的实时运动状态，可以为钻具结构优化提供有效依据。
2) 由于实际行程增加的原因，冲锤的冲击频率随着泵量的增加呈现先增加后减小再增加的规律；通过对测量数据的分析发现冲锤的实际缓冲行程对泵量并不敏感，缓冲结构对冲锤有良好的适应性；随着结构行程的增加，冲锤单次冲击功逐渐增大，冲击频率逐渐减小，而冲锤实际行程及冲锤实际缓冲行程逐渐增加但增加幅度不大。随着冲锤行程增加57%(70~110 mm)，缓冲行程只增加了7%，即实际行程的改变并不会大幅增加冲锤实际缓冲行程。
3) 冲锤的不规则运动发生在某些周期的回程初始阶段，增加了冲锤的回程时间，相应地降低了冲锤的冲击频率。下一步的研究将针对回程初始运动状态不稳定进行优化改进。
| [1] |
李广国, 索忠伟, 王甲昌, 等. 射流冲击PDC钻头在超深井中的应用[J]. 石油机械, 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. DOI:10.3969/j.issn.1001-4578.2013.04.008 |
| [2] |
祁宏军, 石油、地热钻井冲击回转钻进试验研究[D].长春: 吉林大学, 2003: 32-55. Qi Hongjun. Experimental Study on Percussive Rotary Drilling in Petroleum and Geothermal Drilling[D]. Changchun: Jilin University, 2003: 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] |
孙强, 杨冬冬, 彭枧明, 等. 高能射流式液动锤在花岗岩中的钻进研究[J]. 探矿工程(岩土钻掘工程), 2016, 43(8): 39-43. Sun Qiang, Yang Dongdong, Peng Jianming, et al. Drilling Research of High Energy Jet Hydraulic Hammer in Granite[J]. Prospecting Engineering (Geotechnical Drilling Engineering), 2016, 43(8): 39-43. DOI:10.3969/j.issn.1672-7428.2016.08.009 |
| [5] |
梁家玮.液动冲击器测试实验台设计与研制[D].北京: 中国地质大学(北京): 2011. Liang Jiawei. Design and Development of Hydraulic Impactor Test Bench[D]. Beijing: China University of Geosciences, 2011. |
| [6] |
彭枧明, 吴忠杰, 韦建荣. 射流式射流式液动锤冲击功非接触测量系统[J]. 石油矿场机械, 2006, 35(1): 48-51. Peng Jianming, Wu Zhongjie, Wei Jianrong. Non-Contact Measurement System for Impact Power of Jet Hydraulic Hammer[J]. Petroleum Mine Machinery, 2006, 35(1): 48-51. DOI:10.3969/j.issn.1001-3482.2006.01.013 |
| [7] |
李国琳, 彭枧明. 射流式液动锤冲击功非接触测量系统的改进[J]. 石油机械, 2008, 36(7): 56-71. Li Guolin, Peng Jianming. Improvement of Non-Contact Measurement System for Impact Power of Jet Hydraulic Hammer[J]. Petroleum Machinery, 2008, 36(7): 56-71. |
| [8] |
何将福.硬岩水平定向钻用射流式液动锤理论与试验研究[D].长春: 吉林大学, 2016. He Jiangfu. Theory and Experimental Study of Jet Hydraulic Hammer for Horizontal Directional Drilling in Hard Rock[D]. Changchun: Jilin University, 2016. |
| [9] |
Cigada A, Manzoni F, Manzoni S, et a1. Laser-Triangulation Device for in-Line Measurement of Road Texture at Medium and High Speed[J]. Mechanical Systems and Signal Processing, 2010, 24(7): 2225-2234. DOI:10.1016/j.ymssp.2010.05.002 |
| [10] |
吴冬宇, 殷琨, 甘心, 等. 两种贯通潜孔锤反循环钻头应用效果及理论分析[J]. 吉林大学学报(地球科学版), 2017, 47(1): 197-202. Wu Dongyu, Yin Kun, Gan Xin, et al. Strength Analysis of New Kinds of RC Drill Bit and Its Experimental Study[J]. Journal of Jilin University (Earth Science Edition), 2017, 47(1): 197-202. |
| [11] |
Sirohi R S, Chau F S. Optical Methods of Measurement[M]. New York: CRC Press, 1999: 56-70.
|
| [12] |
王人杰, 蒋荣庆, 韩军智. 液动冲击回转钻探[M]. 北京: 地质出版社, 1988. Wang Renjie, Jiang Rongqing, Han Junzhi. Hydraulic Percussive Rotary Drilling[M]. Beijing: Geological Publishing House, 1988. |
| [13] |
王福平, 李鹏, 李国琳, 等. 基于Ls-Dyna的高能射流式冲击器活塞杆回程应力分析[J]. 吉林大学学报(地球科学版), 2016, 46(5): 1482-1489. Wang Fuping, Li Peng, Li Guolin, et al. Back-Stroke Stress Analysis of Piston Rod of High-Energy Jet Impactor Based on Ls-Dyna[J]. Journal of Jilin University (Earth Science Edition), 2016, 46(5): 1482-1489. |
| [14] |
殷琨, 王茂森, 彭枧明, 等. 冲击回转钻进[M]. 北京: 地质出版社, 2010: 60-77. Yin Kun, Wang Maosen, Peng Jianming, et al. Percussive Rotary Drilling[M]. Beijing: Geological Publishing House, 2010: 60-77. |
| [15] |
菅志军, 殷琨, 蒋荣庆, 等. 增大液动射流式冲击器单次冲击功的试验研究[J]. 长春科技大学学报, 2000, 30(3): 303-306. Jian Zhijun, Yin Kun, Jiang Rongqing, et al. Experimental Study on Increasing Single Impact Energy of Hydraulic Jet Impactor[J]. Journal of Changchun University of Science and Technology, 2000, 30(3): 303-306. DOI:10.3969/j.issn.1671-5888.2000.03.022 |
| [16] |
张鹏飞, 葛东, 程靖清, 等. 高能射流式液动锤在赵固一矿井下穿层注浆钻孔中的应用[J]. 探矿工程(岩土钻掘工程), 2018, 45(5): 4-7, 17. Zhang Pengfei, Ge dong, Cheng Jingqing, et al. Application of High Energy Jet Hydraulic Hammer in Grouting Drilling of Underpass in Zhaogu No.1 Mine[J]. Prospecting Engineering(Geotechnical Drilling Engineering), 2018, 45(5): 4-7, 17. |