射流式冲击器性能优化设计

射流式冲击器性能优化设计

1各因素之间的相互作用液动射流式振动器的结构参数优化包括在振动器的外径、振动器或振动器的振动频率的约束条件下确定一组合适的设计参数，并使振动器的性能指标达到最佳值。影响射流冲击器的性能参数的因素很多,如冲击行程,活塞直径、活塞杆直径、冲锤质量、射流元件结构参数、泵压、泵量等。各因素之间有互相制约,它们与目标函数(优化目标)之间无明显的数学表达式。在优化时,采用试验最优化的直接求优方法,确定最优设计参数和方案。通过室内模拟实验进一步验证了微机模拟电算所揭示的射流式冲击器内部动力过程和冲锤质量、冲击行程、活塞作用面积、泵量、泵压对冲击器的影响规律的正确性,同时通过实验结果与电算结果相拟合,使电算结果与实测值高度吻合,因此,可以利用计算机对射流式冲击器进行辅助优化设计。1.1优化目标的选择1.1.1冲击器+泵压机钻具根据石油钻井的工况条件和现有设备能力来确定冲击器的性能参数。经调研,现场常采用二开井身结构。即开孔采用ϕ311.2mm钻头;二开采用ϕ215.9mm钻头,钻头上部采用ϕ178mm钻铤。为保持钻具原有组合结构,确定冲击器外径ϕ178mm。水泵参数也根据现场调研数据选择泵量20～40L/s,泵压10～20MPa。并以此为依据确定冲击器的冲击功、冲击频率。1.1.2球齿钻头设计冲击功是设计冲击器的关键,也是决定破碎岩石效果的基本条件。确定冲击器的单次冲击功要考虑到岩石的性质、钻孔直径、钻头上切削齿的数目及水泵能量。此外,要考虑所使用的钻头类型,对于牙轮钻头,冲击功不能太大,对球齿钻头,冲击功要求达到体积碎岩的需要。本钻具的设计,冲击能量是可调的。球齿钻头直径为ϕ215.9mm,根据相关文献,球齿直径可选择ϕ14～ϕ16mm,数量为26～28颗。球齿钻头单齿冲击功为15～25J,故确定最大单次冲击功为700J。1.1.3单次冲击功足够时,地层充填岩在其他技术参数相同的条件下,冲击频率增大,钻进效率将成正比增加,这是由于当单次冲击功在保证体积破碎时,增大冲击频率,单位时间破碎岩石的次数增多,另一方面钻具的转速可提高,从而加快了破碎岩石的过程。特别是在中硬岩石中钻进,效果尤为明显。但是,提高频率,要保证单次冲击功足够的前提。此外,冲击频率的确定尚需考虑到钻机的转速,根据相关资料,2次冲击之间存在最优间隔,可获得最优的碎岩效果。根据这一原则,冲击频率可由下式确定。f=360/ϕ,式中,ϕ为最优冲击转角,8～12°;n为钻机转速,r/min;f为冲击频率,r/min;设计目标为15～25Hz。1.2冲锤冲击行程参数影响冲击器性能参数的主要因素有冲击行程、冲锤质量、活塞直径、活塞杆直径。为确定冲击器合理的结构参数,需在一定的约束条件下,对射流式冲击器进行正交试验。根据正交设计理论,拟定四因素三水平的正交试验方案。四因素为冲击行程s、冲锤质量m、活塞直径d、活塞杆直径D。选定四因素的3个不同水平如表1。利用L12(43)正交表安排了12个设计方案进行计算机模拟实验,实验方案如表2,其电算结果如表3(泵量为1500L/min)。选择不同的优化目标函数,可以分析出影响优化目标函数的主要因素。a)以冲击功为优化目标函数,分别计算Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ水平所对应的平均效果ˉⅠwⅠ¯w、ˉⅡwⅡ¯w、ˉⅢwⅢ¯w以及它们之间的极差R。然后取ˉⅠwⅠ¯w、ˉⅡwⅡ¯w、ˉⅢwⅢ¯w为纵坐标值,诸因素为横坐标,作出诸因素与冲击功之间的关系,如图1。按极差大小排序,影响冲击功的因素主次顺序,极差为414.1→322.91→314.16→255.88;因素为活塞直径→冲击行程→冲锤质量→活塞杆直径。活塞直径的极差最大,为414.1,说明,活塞直径影响冲击功最为显著,其次是冲击行程、冲锤质量、活塞杆直径。b)若以能量利用率为优化目标,分别计算Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ水平所对应的平均效果ˉⅠη1Ⅰ¯η1、ˉⅡη1Ⅱ¯η1、ˉⅢη1Ⅲ¯η1以及它们之间的极差R。然后取ˉⅠη1Ⅰ¯η1、ˉⅡη1Ⅱ¯η1、ˉⅢη1Ⅲ¯η1为纵坐标,诸因素为横坐标,作出诸因素与能量利用率的关系,如图2。按极差大小排序,影响能量利用率的因素主次顺序,极差为1.68→1.44→1.15→0.60;因素为活塞直径→冲锤质量→活塞杆直径→冲击行程。活塞直径的极差最大,为1.68,说明,活塞直径影响能量利用率最为显著,其次是冲锤质量、活塞杆直径、冲击行程。c)若以流量利用率为优化目标,分别计算Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ水平对应的平均效果ˉⅠη2Ⅰ¯η2、ˉⅡη2Ⅱ¯η2、ˉⅢη2Ⅲ¯η2及它们之间的极差R。然后取ˉⅠη2Ⅰ¯η2、ˉⅡη2Ⅱ¯η2、ˉⅢη2Ⅲ¯η2为纵坐标,诸因素为横坐标,作出诸因素与流量利用率的关系,如图3。按极差大小排序,影响流量利用率的因素主次顺序,极差为13.17→9.01→7.06→3.55;因素为冲击行程→冲锤质量→活塞直径→活塞杆直径。冲击行程的极差最大,为13.17,说明,冲击行程影响流量利用率最为显著,其次是冲锤质量、活塞直径、活塞杆直径。d)以冲击功率为优化目标函数。分别计算Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ水平所对应的平均效果ˉⅠΡⅠ¯P、ˉⅡΡⅡ¯P、ˉⅢΡⅢ¯P以及它们之间的极差R。然后取ˉⅠΡⅠ¯P、ˉⅡΡⅡ¯P、ˉⅢΡ为纵坐标值,诸因素为横坐标,作出诸因素与冲击功率之间的关系,如图4。按极差大小排序,影响冲击功率的因素主次顺序,极差为10698.60→7621.17→5547.92→2665.05;因素为活塞直径→冲锤质量→活塞杆直径→冲击行程。活塞直径的极差最大,为10698.6,说明活塞直径影响冲击功率最为显著,其次是冲锤质量、活塞杆直径、冲击行程。由以上分析可知,泵压上升,冲击功增加,冲击频率增加;活塞与活塞杆直径的面积差减小,泵压上升,冲击功、冲击频率增加。因此,设计冲击器时,可以通过增加锤重或减小面积差来利用高压,降低对泵量的需求,设计低流量高泵压的射流冲击器。反之,可以通过减小冲锤质量或增加面积差来减小压力,设计大流量低压力的冲击器。在满足冲击功冲击频率的基础上,以能量利用率最大作为设计目标。由极差分析可知,活塞直径对能量利用率的影响最大。W5方案的工作性能参数与设计目标值比较接近,即冲击行程60mm,冲锤质量为45kg,活塞直径ϕ85mm,活塞杆直径ϕ30mm。实际设计过程中,可进一步优化。2b调节机构设计针对石油钻井的工况条件,设计了深孔石油钻井的液动射流冲击器,整体结构如图5。a)射流元件的工作室参数进行了改进设计,增大了深宽比及各过流断面的尺寸,并进行了镶嵌硬质合金和表面冶金处理,以适应石油钻进孔深、大排量、高泵压等条件。b)设计了简单有效的行程调节机构,通过改变调整锥杆的长度,可大幅度地调整行程,从20～230mm,以实现冲击器性能参数的调节。c)活塞密封采用了非接触式螺旋密封,密封可靠,寿命长。d)冲击器砧子与下接头采用一体化设计,增加了该处的强度,并使螺纹实现了标准化。e)设计了下滑式防空打机构,其简单可靠,避免了冲孔时,冲锤的无效冲击。其原理是,当钻具提离孔底时,钻头及砧子下滑,砧子坐在下接头的台阶上,同时活塞冲锤也随之下移,使活塞下圆柱面关闭下腔进水口,这样流体就无法进入下腔,冲锤活塞无法抬起,冲击器停止工作。冲洗液由排空孔直接流向孔底。f)设计了分流装置,可满足不同钻井深度,不同钻头(牙轮钻头或球齿钻头)的需要。g)整套钻具的全部螺纹均采用了石油