0 前言

近年来，随着我国经济建设的不断发展，基本建设范围持续拓宽，各种高、大、重建筑工程越来越多。嵌岩桩具有承载力大、抗震抗滑移能力强、桩基沉降小、群桩效应弱等特点，被广泛应用于高层建筑、深水大跨径桥梁基础工程施工中^[1]。

大口径嵌岩桩施工采用的钻进方法主要有:钢丝绳冲击钻进、潜孔锤钻进、组合式牙轮全面钻进、组合式滚齿全面钻进、钢粒回转取心钻进等^[2]。其中，潜孔锤钻进具有效率高、各类复杂地层适应能力强、施工成本低、成孔质量好等优点^{[3, 4]}，是大口径嵌岩桩施工的理想手段。目前，在大口径嵌岩桩施工中采用的潜孔锤钻进主要是正循环的排渣方式，但随着桩径的增大，桩孔与钻具的外环间隙面积和排渣需要的耗风量也增大，对空压机性能的要求也相应变高，经济效益变差^[5]。若采用反循环的排渣方式，压缩空气携带岩屑由钻具中心通道上返，不受桩径大小和地层条件限制，且上返流速高，排渣能力强，所需耗风量小^[6]，这样可以弥补正循环排渣方式存在的不足。

目前在潜孔锤反循环钻进方面，随着桩孔直径的增大，钻具系统与孔壁间的外环间隙面积也随之增大，流动阻力变小，使得压缩空气经钻头底喷孔喷出后的正循环趋势变强。与此同时，钻头冲击破碎岩石产生的大量岩屑向钻头中心孔的运移路径变长^[7]，从而导致反循环形成的难度加大。因此，必须对嵌岩桩用反循环钻头的底面结构进行优化设计并对流场进行详细分析，使其能够实现稳定反循环并消除正循环现象。

此前，刘建林博士^[8]对大直径反循环钻头的底面形状、底喷孔排布方式做了分析研究。本文借鉴其底喷孔异径分布的排布方式，运用Fluent流体动力学软件进一步研究了钻头底唇面上的底喷孔水平倾角θ_d、扩压槽水平倾角θ_k对反循环形成效果的影响。此外，还针对大直径反循环钻头中心贯通孔结构不合理的地方进行了改进优化。

1 反循环钻头工作原理

反循环钻头(图 1)是基于多喷嘴引射器原理^{[9, 10, 11]}设计而成的。其工作原理如图 2所示。压缩气体经过潜孔锤前后气室进入钻头与花键套的间隙之中，一部分压缩气体经钻头花键槽上的螺旋形内喷孔高速向上喷出，产生引射和卷吸作用，这股引射气流与中心孔下部的被引射气流及岩屑相互作用发生能量和动量交换，逐渐形成均匀的混合反循环流体沿着中心孔向上运动；另一部分压缩气体经钻头体内通道导入底喷孔喷出，在扩压槽内气体体积膨胀吸热冷却钻头，而外环间隙中的流体介质以及钻头破碎下的岩屑将会被这股经底喷孔喷出压缩气体卷吸进入扩压槽中，并由扩压槽进入钻头中心孔实现反循环^[12]。

图 1 大直径反循环钻头 Fig. 1 Large-diameter reverse circulation drill bit

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图 2 大直径反循环钻头工作原理 Fig. 2 Schematic of large-diameter reverse circulation drill bit

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目前国内外普遍采用引射系数来评价引射器性能的好坏^[13]，为了评价反循环钻头的反循环抽吸效果以及外环空间气体泄露的程度，本文引入了反循环抽吸系数ω，即外环空吸入(泄露)的气体流速与进入钻头与花键套环槽的压缩气体流速之比。ω<0表示钻头不具备抽吸能力，压缩气体经底喷孔喷出后从外环间隙泄露出去从而出现正循环；ω=0表示钻头抽吸能力很弱，外环间隙吸入气体质量流速与泄露的气体流速相互抵消；ω>0表示钻头的抽吸能力较强，压缩气体经底喷孔喷出后产生强烈的抽吸效果，能够将外环间隙中的流体介质和孔底破碎下的岩渣抽吸入钻头中心孔内形成稳定反循环。

在三维建模软件Solidworks中建立钻头孔底流场的几何模型，然后导入前处理软件Gambit中进行网格划分和边界条件设定。

由于大直径反循环钻头流场的几何模型较大且结构复杂，若全部采用四面体非结构化网格、以网格单元大小是4为例进行划分，则整个模型的单元总数为170万～180万。在迭代求解时，就会由于非结构化网格需要耗费大量内存，导致求解时间长；并且由于整体网格过于稀疏，造成计算精度不高；除此以外还容易在求解过程中出现数值扩散(也称为假扩散)现象^[14]。因此，对钻头孔底流场模型采用分块划分的方法(图 3)，其特点如下。

图 3 钻头网格模型 Fig. 3 Mesh model of large-diameter reverse circulation drill bit

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1)对模型中流场较为复杂、流速较高的部分采用较密集的六面体结构化网格，比如内喷孔、底喷孔和扩压槽区域，用以提高求解精度和增强迭代收敛性。

2)对于钻头中心孔上部及外环间隙等流场相对简单、流速较慢的部分采用较为稀疏的六面体结构化网格，用以减少总的网格单元数并最终达到缩短求解时间的目的。

3)对于内喷孔与中心孔交汇部分及扩压槽与中心孔相交部分采用较密集的四面体非结构化网格，既可以进行网络过渡连接，也可以提高这些部分的计算精度。

运用分块划分的方法，网格总数减少到100万～110万，较四面体非结构网格划分时减少了70万，并且在整个流场模型中六面体结构化网格所占比例约为70％，大大缩短了计算时间，提高了求解精度。

2.2 边界条件及参数设置

压缩空气在整个钻头孔底流场模型中遵循可压缩流体运动规律，满足质量守恒方程、动量守恒方程和能量守恒方程。

质量守恒方程：

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动量守恒方程：

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能量守恒方程：

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湍流强度I和水力直径d_H的计算公式分别为：

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压缩气体入口采用质量流量入口(mass flow inlet)边界条件。其中：入口质量流量设定为1.225 kg/s(空压机额定供风量为60 m³/min)；环境温度为300 K；环境压力为正常大气压；由公式(6)(7)算得湍流强度为0.035；由公式(7)算得水力直径为0.03 m。钻头与孔壁环状间隙出口以及中心孔出口均采用压力出口(pressure outlet)边界条件。其中：出口压力设为大气压，出口边界允许有回流出现，钻头与孔壁环状间隙出口的湍流强度为0.049；水力直径为0.02 m；中心孔出口的湍流强度为0.028；水力直径为0.095 m。模型的其他表面采用壁面(wall)边界条件，均采用标准壁面函数法^[15]。

在参数设置方面，选择隐式压力求解器进行稳态分析，湍流模型采用RNG k-ε，可以更好地分析处理高应变率和弯曲程度较高的湍流运动问题^[16]。为了提高求解精度及缩短计算时间，采用SIMPLEC算法对模型的对流项进行二阶迎风格式的离散化求解计算^[17]。迭代求解时，采用监测残差曲线以及钻头中心孔与外状间隙出口的质量流量曲线相结合的方法对整个计算过程的收敛性进行判断。当残差曲线低于预设值10^-6并且中心孔出口和外环间隙出口的质量流量变化曲线平稳时，可认定整个迭代求解过程收敛。图 4所示即为监测的残差收敛曲线。

图 4 残差收敛曲线 Fig. 4 Convergence curves of residuals

图选项

综合考虑钻头的整体强度和加工的可行性，θ_k一般在0°～20°的范围内，θ_d在15°～90°的范围内。图 5所示为θ_k取不同值时，抽吸系数ω随θ_d的变化曲线。

图 5 不同θk时，ω随θd的变化规律 Fig. 5 Effect of θd on ω at different θk

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由图 5可知：

1)θ_d为45°和60°分别是ω变化曲线的两个拐点。在θ_k不变的条件下：当θ_d为15°～45°时，ω随着θ_d的增大而减小；当θ_d为45°～60°时，ω随着θ_d的增大而增大；当θ_d为60°～90°时，ω随着θ_d的增大而加速减小。总体来说，当θ_d=15°时，ω值最大。

2)θ_d为15°～36°和54°～67°时，随着θ_k从10°增大到20°，ω也随之增大；而θ_d为36°～54°和67°～90°时，随着θ_k从10°增大到20°，ω反而减小。

3)θ_k=20°时的ω变化曲线的波动幅度要比θ_k分别为10°和15°时的ω变化曲线的波动幅度大，表明θ_k越大，ω受θ_d的影响也越大。

由反循环钻头纵向截面速度分布云图(图 6)并结合图 5,可进一步分析ω随着θ_d的变化情况。

图 6 大直径反循环钻头纵向截面速度分布云图 Fig. 6 Velocity contours of large-diameter reverse circulation drill bit at longitudinal cross section

图选项

1)θ_d=15°和θ_d=30°时，经过底喷孔喷射出的压缩气体不与孔底岩石产生强烈的反射作用，而是直接经扩压槽进入钻头中心孔内，产生强烈的引射卷吸作用，将孔底破碎的岩渣和外环间隙流体介质携带至中心孔实现反循环，所以ω较大。

2)θ_d=45°时，靠近钻头中心的底喷孔喷出的压缩空气不与孔底岩石产生强烈的反射作用，而是直接进入扩压槽内；而靠近钻头外侧的底喷孔喷出的压缩气体则会与孔底岩石产生强烈的反射作用，在孔底形成漫流；并且这两股反循环流体在钻头中心孔入口处附近产生强烈的干涉作用，影响反循环流体的顺畅排出，从而造成ω的下降。

3)随着θ_d大于45°，经底喷孔喷出的压缩气体与孔底岩石产生的反射作用不断增强，而引射卷吸作用则不断减弱，将孔底破碎下岩渣和外环间隙流体介质携带进入钻头中心孔实现反循环的能力逐渐减弱，从而造成ω的不断减小，影响反循环的形成效果。

图 7为θ_d不同时，反循环钻头中心轴线上的流体上返速度分布曲线，其中虚线1表示钻头底部中心孔入口的位置，虚线2表示钻头内喷孔与中心孔交汇的位置。由图 7中可知：

图 7 中心轴线上的速度分布曲线 Fig. 7 Curves of velocity distribution on the path of central axis

图选项

1)θ_d=15°时，中心孔内的反循环流体在绝大部分区段内上返流速最高。

2)随着θ_d从15°不断增大到90°，反循环流体上返流速逐渐下降，θ_d=90°时的反循环流体则在大部分区段内上返流速最低。

3)当θ_d=45°时，反循环流体在内喷孔与中心孔交汇处下端的上返流速波动较为明显，多股反循环流体在下部中心孔段产生的相互干涉作用也越强烈，反循环形成不顺畅。

4)当θ_d分别为15°、30°和45°时，反循环流体上返流速在钻头中心孔入口处会出现短暂的下降，而后再急剧增大。

从钻头底部中心孔入口处的速度矢量图(图 8)可以知，在钻头中心孔与扩压槽交汇处两侧出现较大面积的涡流区，多股反循环流体在钻头中心孔入口处发生剧烈碰撞干涉，大部分流体能够进入中心孔上返，而小部分流体则在干涉碰撞作用后向下运动回到孔底岩石表面。这一方面影响反循环流体介质顺畅地进入钻头中心孔内排出，从而影响钻头反循环的抽吸效果；另一方面，这部分破碎下的岩渣屑回到孔底造成重复破碎，影响钻头碎岩和整体钻进效率。

图 8 大直径反循环钻头底部中心孔速度矢量图 Fig. 8 Velocity vector diagram of central nozzle at the bottom of large-diameter reverse circulation drill bit

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由图 8发现大直径反循环钻头中心孔设计的不合理之处，于是进行了结构上的优化改进，将原先的单一中心贯通孔改成3个排渣孔的分布方式(图 9)。3个排渣孔距钻头中心点距离分别为60、108和153 mm，倾角分别为10°、22°和30°，以使这3个排渣孔同时交汇于钻头内部中心孔；每个排渣孔分别与相邻的两个扩压槽连通；排渣孔直径为75 mm，均小于中心孔直径95 mm，可以有效限制进入内部中心孔岩块的颗粒大小，从而有效地避免在钻具中心反循环通道发生岩块卡堵的现象。

图 9 优化的大直径反循环钻头结构图 Fig. 9 Optimization of structure diagram on the large-diameter reverse circulation drill bit

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从优化后钻头中心孔与排渣孔交汇处的速度矢量图(图 10)可知，反循环流体经排渣孔进入钻头内部中心孔后相互之间的碰撞干涉作用明显减弱，无明显涡流区出现，多股流体在中心孔内相互交汇后共同沿着中心孔上返。并且，ω达到0.331，明显优于单一中心贯通孔结构时的0.263，反循环抽吸效果明显改善。

图 10 中心孔与排渣孔交汇处的速度矢量图 Fig. 10 Velocity vector diagram of intersection between central nozzle and cutting discharge nozzle

图选项

采用中心贯通孔的设计方式加工制造了一个直径为445 mm的反循环钻头，并与SD20型旋挖钻机连接配套，在硬度等级为IV级的褐红色微风化泥质粉砂岩中进行钻进试验，平均钻进效率为3.32 m/h，最高钻进效率为3.60 m/h，反循环形成不彻底，偶尔出现正循环现象。

而后采用优化后的设计方式加工制造了一个直径为660 mm的反循环钻头(图 11)并进行试验。从试验效果来看，平均钻进效率达到4.00 m/h以上，其中最高钻进效率达到6.00 m/h，且反循环形成良好，孔底无沉渣，能够满足基础工程嵌岩桩施工对嵌岩深度、成孔质量以及钻进效率方面的需要。

图 11 660 mm反循环钻头 Fig. 11 660 mm reverse circulation drill bit

图选项

1)扩压槽水平倾角θ_k不变时，底喷孔水平倾角θ_d为15°时，抽吸系数ω最大，反循环效果最显著。θ_k越大，ω受θ_d的影响也越大。

2)对单一中心贯通孔的结构进行了优化改进,结果表明：将单一中心贯通孔改成3个排渣孔的分布方式，消除了钻头底部多股反循环流体相互碰撞干涉现象，ω增大，反循环抽吸效果明显增强。

采用优化前后的钻头底面结构设计方式分别加工了一个直径445 mm和660 mm的反循环钻头，并进行现场钻进试验。从试验效果看，采用优化后的钻头钻进效率更高、反循环形成效果更好，能够满足嵌岩桩施工对嵌岩深度、成孔质量以及钻进效率方面的需要。