铀矿科学深钻液动冲击器射吸结构仿真分析

李博，刘晓阳，叶晓平，段志强

（1.核工业北京地质研究院，北京 100029；2.中国核工业地质局，北京 100013；3.浙江华东建设工程有限公司，浙江 杭州 310014；4.核工业二七〇研究所，江西 南昌 330200）

为研究江西相山铀矿田铀多金属成矿地质条件、主要控矿因素和铀矿床地质特征，探索铀资源深部外围“第二找矿空间”，核工业北京地质研究院自2011 年起连续开展了中国铀矿科学深钻、龙灿工程和相山科学钻探II 期等深部探测项目，先后完成了深孔、特深孔科学钻孔6 个，终孔深度在1 435.58～3 016.32 m 之间［1-5］。为保障铀矿科学深钻施工顺利，核工业北京地质研究院开展了大深度高效取心钻进工艺研究，总结出了大口径绳索取心＋液动冲击器＋高效长寿金刚石钻头组合钻进技术。液动冲击器作为相山铀矿科学深钻的关键技术之一，可有效防止破碎岩层岩心堵卡，提高岩心采取率，提高钻进效率，预防孔斜，具有内管到位报信功能［6-8］。在深孔和特深孔绳索取心钻进工艺中，射吸式液动冲击器对深部小环空高背压的工作条件具有较好的适应性［9］，是铀矿科学深钻项目中主要研究和试验的一类液动冲击器。

常规射吸式液动冲击器有套阀型、心阀型、柱塞型和贯通型等几类［10-14］，其基本工作原理均是利用喷嘴射流产生压强差实现活阀和冲锤上下往复运动。射吸结构参数随着活阀和冲锤上移而动态变化，产生的卷吸力也是动态变化，正常工作时需要较高的流量，通常需要在冲击器下部设置节流孔，产生节流压强以辅助回程抬锤，冲程击锤存在水垫效应。蒋宏伟等人利用Pro/Engineer 软件对228.6 mm（9 英寸）射吸式冲击器内部流场进行了数值模拟，验证了冲锤位置不同，受到的卷吸力也不同［15］。

刘晓阳在压差式双作用液动冲击器上设计了固定射吸单元结构［16］，并在江西相山中国铀矿科学深钻CUSD3、CUSD4 和CUSD2-2 号钻孔中进行了试验应用，验证了固定射吸单元结构对冲击器性能的提升作用［2］。本文利用FLUENT 软件对冲锤固定射吸单元结构进行了流体仿真分析，探究其中主要结构元件喷嘴和承喷管位置关系对射流卷吸效果的影响，为绳索取心射吸式液动冲击器性能优化提供借鉴和参考。

1 液动冲击器射吸结构

1.1 常规射吸式液动冲击器

射吸式液动冲击器中喷嘴射吸结构是利用文丘里效应产生压强差实现冲击锤上下往复运动［17］。在常规射吸式液动冲击器中，活阀和冲锤同时作为承喷元件，喷嘴与活阀间的空间为混合室。回程阶段，喷嘴处的射流在活阀和冲锤上部空间形成低压强区，使活阀和冲锤上下腔产生压力差，推动活阀和冲锤向上运动，起到抬阀和抬锤的作用（图1）。在冲击器启动时，由于活阀和冲击锤均处于下位，喷嘴和承喷口的承喷距离为最大位置，注定了该类型冲击器在启动时需要较大喷嘴射流速度，所以要求喷嘴孔直径尺寸较小，需要较大的初始启动流量，启动压强大。活阀和冲锤在上下运动过程中，与喷嘴的承喷距离始终在动态变化，射吸力也在动态变化，射吸性能不是处于稳定状态，从而影响冲击器的整体性能稳定。射吸结构参数随着零件的运动而动态变化，导致射吸力动态变化，从而导致抬锤困难、冲击频率不稳、功率下降和水能利用率低等问题出现。

图1 常规射吸式冲击器结构原理图（据参考文献［10］修改）Fig.1 Structure of jet type hydraulic impactor（modified after reference［10］）

1.2 冲锤射吸结构

针对常规射吸式液动冲击器在深孔应用中存在的问题，在冲锤位置设计了射流卷吸结构，参考文丘里射流管，设计了固定的喷嘴、混合室和承喷管，旨在通过喷嘴的射流作用，提供稳定的卷吸效果，提高冲锤下腔进液量，提升冲锤下腔压强，提高冲锤回程抬锤速度（图2）。

图2 冲锤射吸结构示意图Fig.2 Structure of jet type hammer

喷嘴是射吸结构的重要元件，其将低速的流体转化成高速的流体，产生负压卷吸作用。出于性能和加工的综合考虑，工程实际应用中大多是圆锥型喷嘴和圆柱型喷嘴，喷嘴的收敛段长度和收敛角度保证了射流核长度，其几何参数主要有收敛角、出口直径、收敛段长度和喷嘴长度等［18-19］。混合室是喷嘴喷出的高速流体和低速流体混合的区域，联通外部低速流体区。承喷管作为混合室流体流出的通道，其喉管直径和承喷距离（喉管与喷嘴出口之间距离）是主要结构参数。

2 模型与方法

2.1 射吸结构模型

根据冲锤射流卷吸结构形式，设计了H 口径绳索取心液动冲击器冲锤喷嘴结构和射流卷吸结构，利用SolidWorks 软件建立了结构模型，导 入ANSYS Fluent 中 的Design Modeler 软件生成流场结构模型。

射流卷吸结构中的喷嘴采用圆锥结构（图3），圆锥型喷嘴的主要结构参数为：出口圆柱段长度L1、入口圆柱段长度L2、收敛段长度L3、出口直径D1、入口直径D2、喷嘴收敛角α和喷嘴总长度L。根据喷嘴结构参数变化与出口速度和压降之间的敏感性关系，喷嘴入口段长度L2对出口速度和压降影响很小［20］，可以忽略不计。在研究喷嘴对输出性能的影响时，只需考虑出口圆柱段长度L1、收敛段长度L3、出口直径D1和收敛角α。在研究承喷管结构对输出性能的影响时，重点考虑承喷距离L4和承喷喉管直径D4。

图3 射吸结构主要参数Fig.3 Main parameters of jet structure

喷嘴流场模型：喷嘴选用常规的锥形喷嘴，喷嘴出口处为直径30 mm，长度200 mm 的圆柱形流场通道，即冲锤中心流道，用于观察喷嘴流出的高速流体变化状况（图4）。

图4 喷嘴流场模型Fig.4 Model of nozzle structure

射吸结构流场模型：建立一个总长度为300 mm 的流场，模型包括喷嘴、混合室、承喷管和冲锤中心流道（图5）。

图5 射吸结构流场模型Fig.5 Model of jet structure

2.2 网格划分与边界类型选择

2.2.1 网格划分

利用ANSYS Meshing 对流体模型进行网格划分，模型网格控制尺寸设置为1 mm，网格相关度设为＋100，在过流端面和纵向轴对称面上做了局部加密处理，使用四面体网格划分网格。

2.2.2 边界类型选择

1）喷嘴流场模型

喷嘴流场模型边界主要设置入口、出口边界条件和壁面边界条件，其中壁面边界条件使用无滑移的固定壁面（No Slip Stationary Wall）。流体介质为无固相泥浆（密度1.011 g/cm3，粘度4 mPa·s）可看作不可压缩流体，喷嘴进口（inlet）类型选为速度入口（velocity-inlet）；液流直接从圆柱形流道流出时在出口存在压强，出口类型选为压强出口（pressure-outlet）。

2）射吸结构流场模型

射吸结构流场模型边界条件的确定分两个阶段：冲锤启动前阶段和冲锤回程阶段（图6）。

图6 射吸结构边界设置Fig.6 Boundary settings of jet entrainment structure

冲锤启动前阶段，射吸结构模型边界条件需设置速度入口（velocity-inlet）、压强出口（pressure-outlet）和壁面条件（wall），设置方法和喷嘴流场模型设置相同。划分网格时，射吸结构设置了两个出口，冲锤的4 个呼吸孔出口（outlet）设置为pressure-outlet，冲锤下端面出口（outlet 2）设置为壁面（wall）。

冲锤回程阶段，冲锤下端面出口（outlet2）不再是固定壁面，设置为速度入口（velocityinlet），因此，射吸结构模型3 个进出口分别设置 为velocity-inlet、pressure-outlet 和velocityinlet，其中inlet 和outlet 设置方法与形式与冲锤启动前阶段设置相同。

2.3 湍流模型选择

流场模型复杂多变，在承喷口、呼吸孔和喷嘴出口等多处会形成漩涡，故在湍流模型中选择RNGk-ε模型。k-ε方程中模型常量值为Cμ=0.084 5，C1=1.42，C2=1.62，其他为默认值。

2.4 边界条件设置

喷嘴模型：入口流量为Q=90 L/min，喷嘴出口直径为D1=10 mm，根据公式（1）可以求得入口速度为19.11 m/s；出口压强为0 Pa。

射吸结构模型：启动前阶段入口速度和出口压强设置与喷嘴模型设置相同，一个循环周期内冲锤回程阶段喷嘴输入的流体体积V1：

式中：Q—进口流量，L/min；V1—回程流入流体，L；f—冲击器工作频率，Hz；b—回冲比，一个周期中回程时间与冲程时间的比值，b=3。

回程阶段在冲锤下缸套内变化体积V2为：

式中：V2—变化的总体积，L；D—冲锤下活塞直径，mm；d—冲锤中心孔直径，mm；S—活阀行程，mm；ΔS—自由行程，mm。

回程阶冲锤下缸套内变化体积与喷嘴输入体积的比值为B：

射吸结构模型冲锤回程阶段outlet 2 的出口速度vout2为：

式中：q=QV2/V1，为冲锤回程阶段outlet2 出口流量，L。

在输入流量Q=90 L/min，f=10 Hz，D=44 mm，d=24 mm，S=30 mm，ΔS=3 mm 时，冲锤回程阶段，喷嘴处进口速度设置为19.11 m/s，出口压强设置为0 pa，冲锤下端面outlet 2进口速度由公式（1）—（5）计算得出：vout2=0.309 m/s。

3 仿真模拟结果与分析

3.1 冲锤射吸结构对抬锤的作用机理

冲锤启动前射吸结构内速度矢量图显示，冲锤射吸结构将冲锤外侧流体由呼吸孔卷吸进入承喷喉管，与喷嘴射流共同流向冲锤中心通道下部，射流混合流体在向冲锤下腔方向的速度消散后转为靠侧壁向上流出，与势流核边缘被卷吸的部分流体呈相向交错状态，最后由呼吸孔侧壁流出（图7）。传统文丘里射流管中，喷嘴射流的流体和被卷吸的流体合并后经喉管全部流出，流体为单向状态；而液动冲击器冲锤结构中，冲锤下腔无流体出口，只有冲锤抬升形成的部分空间，大部分流体经喷嘴喷出后，最终还要向上经冲锤侧面呼吸孔流出，因此承喷喉管处的流体为迎面两向状态。同时，射吸结构启动前湍流分布云图显示，湍流主要出现在混合室壁面和承喷管侧壁，表明了此处两向流体相互作用最明显（图8）。因此，相比于无射吸结构的冲锤，增加射吸结构使进入冲锤中心流道下部的流量由喷嘴输入流量变为喷嘴输入流量＋被卷吸流量，而承喷喉管处中心射流与侧壁回流联合作用形成了对冲锤下腔流体的节流作用，可增加冲锤下腔压强，助力冲锤抬升。

图7 冲锤启动前射吸结构速度矢量图Fig.7 Velocity vectors of jet structure before hammer lifting

图8 冲锤启动前射吸结构湍流分布云图Fig.8 Contours of turbulent kinetic energy before hammer lifting

3.2 喷嘴结构参数对射流长度的影响

在相同性质的流体流量情况下，喷嘴射流势流核的长度取决于喷嘴结构［21］，与收敛角、收敛长度等参数相关。射流的势流核长度越长，与周边流体接触距离就变长，卷吸周边流体的量也就越大。射流的长度取决于喷嘴流体速度和压强的共同作用，一定程度表征了射流卷吸效果强弱。

3.2.1 喷嘴出口圆柱长度L1对射流长度的影响

在流量和喷嘴其他结构参数不变的情况下，喷嘴出口圆柱长度L1对射流长度的影响关系见表1。随着出口圆柱段长度L1的增大，射流势流核长度、速度降至0.7Vmax 和0.25Vmax 时的射流长度均先增大后减小（图9），当L1=6 mm时，存在最优值。当L1在0～40 mm 之间变化时，势流核、0.7Vmax 和0.25Vmax 射流长度最大变化幅度分别为13.77%、8.06%和4.88%。喷嘴的出口圆柱段长度L1虽然对喷嘴出口速度基本没有影响，但是对喷嘴能量传递效率和出口速度分布有重要影响。在使用圆锥形喷嘴时，喷嘴出口圆柱段长度L1的较优取值范围在5～10 mm 之间（图9）。

图9 出口圆柱段长度L1对射流长度的影响Fig.9 Influence of outlet cylinder length L1 on jet length

表1 出口圆柱段长度L1对射流长度的影响Table 1 Influence of outlet cylinder length L1 on jet length

3.2.2 收敛角α对势流核长度的影响

喷嘴收敛角α是决定喷嘴流动阻力和输出性能的主要因素，在其他结构参数不变的情况下，以调整喷嘴入口直径的方式来调整收敛角，根据H 口径绳索取心液动冲击器尺寸规格限制，确定喷嘴入口直径变化范围为14～50 mm，对应收敛角α变化范围为5.72°～53.14°（表2）。

表2 收敛角α 对射流长度的影响Table 2 Influence of convergence angle α on jet length

随着喷嘴入口直径增大，收敛角α增大，射流长度先增大后减小，当喷嘴入口直径D2=26 mm，收敛角α=22.62°时，射流中势流核长度为59.572 mm，射流速度降至0.7Vmax 和0.25Vmax的流体长度也处于最长距离段（图10）。当喷嘴入口直径小于26 mm，即收敛角小于22.62°时，收敛角过小，收敛段流速偏高，使得细长喷嘴结构造成锥面段形成较大的沿程流动阻力，输出压强降低，影响喷嘴中心势流核的长度。当喷嘴入口直径大于26 mm，即收敛角大于22.62°时，收敛角增大，喷嘴入口直径增大，锥面到出口圆柱段的横流截面积迅速减小，造成喷嘴处局部流动阻力增大，消耗喷嘴流体动压强，影响喷嘴中心势流核的长度。相比于高压喷嘴射流作用，H 口径绳索取心钻进工艺流量在80～120 L/min，冲锤位置的喷嘴射流属于小流量低压喷嘴射流，收敛角变化造成的局部阻力损失变化幅度较小，因此，对应于最优射流长度的收敛角处于较小范围内，考虑实际应用过程中输入流量的变化，建议收敛角在22°～23°之间。

图10 收敛角α 对射流长度的影响Fig.10 Influence of convergence angle α on jet length

3.2.3 收敛段长度L3对射流长度的影响

喷嘴收敛段是指流体在喷嘴中由低速变成高速的区域，在固定喷嘴直径（10 mm）和收敛角（22.62°）的情况下，调整收敛段长度，其变化对应不同速度的射流长度（表3）。随着喷嘴收敛段长度的增大，喷嘴射流长度保持延长趋势，但是变化幅度较小（图11）。考虑到过长的收敛段长度会增大压强损失，同时由于H 口径绳索取心液动冲击器冲锤尺寸的限制，建议收敛段长度为40～60 mm为宜，即喷嘴入口段直径在26～34 mm 范围内。

图11 收敛段长度L3对射流长度的影响Fig.11 Influence of convergence length L3 on jet length

表3 收敛段长度L3对射流长度的影响Table 3 Influence of convergence length L3 on jet length

3.3 承喷管结构参数对冲锤下腔压强的影响

3.3.1 承喷距离对冲锤下腔压强的影响

承喷距离是指喷嘴出口与承喷喉管之间的距离，承喷距离对混合室内射流卷吸范围有较大的影响。前文喷嘴结构参数对射流长度影响关系显示，现有流量和喷嘴尺寸条件下，势流核长度和速度降至0.7Vmax 时的射流长度在50～75 mm 之间，势流核速度降至0.25Vmax倍时的射流长度不超过120 mm。为使射流在混合室内充分发挥卷吸作用，承喷距离需小于射流长度，因此，其他参数不变的情况下，承喷距离选择以14 mm 为起点，逐步提升，分析冲锤下腔压强变化（表4）。随承喷距离L4的增大，冲锤下腔的压强呈降低趋势（图12），说明承喷距离增加，射流将逐渐发散，全部在混合室内消散后从锤杆侧孔流出，未能通过承喷喉管进入冲锤下腔起到增流增压的作用，致使冲锤下腔压强随之降低。因此，建议H 口径绳索取心液动冲击器冲锤射吸结构承喷距离以12～14 mm为宜。

图12 不同承喷距离时冲锤下腔的压强Fig.12 The pressure of the lower piston chamber of hammer at different nozzle-throat distance

表4 不同承喷距离时冲锤下腔的压强Table 4 The pressure of the lower piston chamber of hammer at different nozzle-throat distance

3.3.2 承喷喉管直径对冲锤下腔压强的影响

其他参数不变的情况下，在16～24 mm 范围之间调整承喷喉管直径，分析冲锤下腔压强变化（表5）。在启动或回程阶段，随着承喷喉管直径D4的增大，冲锤下腔的压强近似直线下降（图13）。承喷喉管直径增大，减少了喉管边缘向上返出流体与势核流边缘流体接触面积，便于冲锤下腔流体流出，冲锤下腔压强随之降低。

图13 不同承喷喉管直径时冲锤下腔的压强Fig.13 The pressure of the lower piston chamber of hammer at different throat diametes

表5 不同承喷喉管直径时冲锤下腔的压强Table 5 The pressure of the lower piston chamber of hammer at different throat diametes

从不同承喷距离的速度分布云图来看，喷嘴直径10 mm、承喷喉管为17 mm 时，呼吸孔流入混合室的中低速流体被势流核较好的卷吸汇合，速度分布较连贯，承喷喉管直径为16 mm和18 mm 时，混合室的流体流速分布连贯性弱于17 mm 时的状态（图14）。

图14 不同承喷喉管直径的速度分布云图Fig.14 Velocity cloud with different throat tube diameters

综合冲锤下腔压强变化和速度云图的显示，建议H 口径绳索取心液动冲击器冲锤射吸结构承喷喉管直径以16～17 mm 为宜。

4 结论

1）冲锤射流卷吸结构可将冲锤外流体卷入冲锤中心流道，与喷嘴射流共同作用于冲锤下部，提高冲锤上下腔压强差，降低冲击器的启动工作流量。

2）喷嘴结构参数可影响有效射流长度，建议喷嘴出口圆柱段长度取值范围为5～10 mm，喷嘴收敛角的取值范围为22°～23°，收敛段长度为40～60 mm。

3）承喷距离和喉管直径影响冲锤下腔压强。承喷距离和承喷喉管增大都可造成冲锤下腔压强减小，建议当喷嘴直径为10 mm 时，承喷距离在12～14 mm 之间，承喷喉管直径在16～17 mm 为宜。