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    旋沖鉆具凸輪-滾輪沖擊機構(gòu)工作特性分析

    2024-02-20 08:06:00孫養(yǎng)清易先中萬繼方馬健祺吳霽薇殷光品
    煤田地質(zhì)與勘探 2024年3期
    關(guān)鍵詞:軸體沖程滾輪

    孫養(yǎng)清,易先中,2,*,萬繼方,馬健祺,吳霽薇,易 軍,殷光品

    (1.長江大學(xué) 機械工程學(xué)院,湖北 荊州 434023;2.湖北省智能油氣鉆釆裝備企校聯(lián)合創(chuàng)新中心,湖北荊州 434000;3.中能建數(shù)字科技集團(tuán)有限公司,北京 100044;4.中海油能源發(fā)展股份有限公司工程技術(shù)分公司,天津 300459;5.湖北佳業(yè)石油機械股份有限公司,湖北 荊州 434000)

    旋轉(zhuǎn)沖擊是一種有效提高破巖效率和機械鉆速的破巖方式[1-3],能有效應(yīng)對深井和復(fù)雜地層導(dǎo)致的鉆進(jìn)效率低、動力損失嚴(yán)重、鉆頭磨損等問題[4-6]。旋沖鉆具產(chǎn)生的軸向沖擊使巖石的破壞模式由延性破壞轉(zhuǎn)變?yōu)榇嘈云茐腫7-8],擴大了巖石的響應(yīng)范圍和載荷的作用區(qū)域,能夠大幅度提高破巖效率[9]。沖擊機構(gòu)是旋沖鉆具實現(xiàn)沖擊破巖的核心部件,循環(huán)沖擊動作對機構(gòu)的損傷嚴(yán)重,對其工作特性展開分析有利于提高鉆具壽命、提升鉆進(jìn)效率、減少施工成本[10-11]。

    部分學(xué)者對旋沖鉆具的結(jié)構(gòu)進(jìn)行了設(shè)計與分析,其中以螺桿式軸向沖擊提速器為主[12-14],通過對鉆具的井下動力學(xué)分析和現(xiàn)場試驗,驗證了裝置在硬地層中的提速效果并且能夠控制PDC(Polycrystalline Diamond Compact,PDC)鉆頭的黏滑振動[15-16]。沖擊機構(gòu)以凸輪-凸輪、凸輪-滾輪為主,其中凸輪-滾輪機構(gòu)的損耗扭矩更小、沖擊特性顯著,被廣泛應(yīng)用于旋沖鉆具[17]。在旋沖破巖數(shù)值模擬研究方面,以PDC 鉆頭、鉆齒在復(fù)合沖擊力作用下切入巖石的運動特性分析較多,利用Abaqus/Explicit 模塊建立PDC 單齒-巖石沖擊模型[18],通過連續(xù)-非連續(xù)單元法建立基于共享節(jié)點的FEM-DEM耦合模型[19],模擬研究復(fù)合沖擊作用下PDC 鉆齒破巖機理。通過數(shù)值分析對巖-煤、煤-巖、巖-煤-巖雙材料復(fù)合結(jié)構(gòu)進(jìn)行力學(xué)特性分析[20],建立離散裂縫網(wǎng)絡(luò)的隨機模型,對頁巖的尺寸效應(yīng)和力學(xué)參數(shù)進(jìn)行離散元模擬研究[21]。而針對凸輪-滾輪沖擊機構(gòu)的模擬研究較少,通常利用ADAMS 軟件對其沖擊力和運動特性進(jìn)行分析[22]。Autodyn 采用的求解器及其數(shù)值分析法有有限差分法Euler、有限元法Lagrange、有限體積法Beam、無網(wǎng)格粒子化法ALE 和有限差分法SPH,可直觀地顯示各種動力學(xué)特性,廣泛應(yīng)用于沖擊特性分析[23]。

    目前,眾多學(xué)者對旋沖鉆具的研究主要在其提速效果以及鉆齒的破巖特性等方面,而針對沖擊機構(gòu)的運動軌跡、接觸應(yīng)力、沖擊形變、沖擊力等特性研究較少,為了全面了解其工作特性將凸輪-滾輪三維模型導(dǎo)入Autodyn 分析模塊。同時基于前期研制的5LZ172X7.0-DW-CJ 型沖擊鉆具的現(xiàn)場試鉆效果,結(jié)合現(xiàn)場數(shù)據(jù)資料通過理論計算與Autodyn 仿真相結(jié)合對沖擊機構(gòu)在不同沖程、轉(zhuǎn)速、鉆壓下的工作特性展開分析,總結(jié)變化規(guī)律,優(yōu)化沖擊結(jié)構(gòu),為旋沖鉆具的設(shè)計選型提供理論參考。

    1 鉆具結(jié)構(gòu)及其工作原理

    1.1 鉆具結(jié)構(gòu)

    如圖1 所示,旋沖鉆具主要由萬向節(jié)總成、軸承組、凸輪-滾輪沖擊機構(gòu)、PDC 鉆頭組成。動力馬達(dá)通過萬向節(jié)總成傳遞轉(zhuǎn)矩至下軸體與PDC 鉆頭,其中凸輪-滾輪沖擊機構(gòu)在下軸體的轉(zhuǎn)動下使與上軸體配合的滾輪沿凸輪輪廓運動,在動力馬達(dá)的持續(xù)輸出下實現(xiàn)往復(fù)式旋沖鉆進(jìn)。

    圖1 鉆具結(jié)構(gòu)Fig.1 Drilling tool structure

    1.2 工作原理

    旋沖鉆具的沖擊動作主要由凸輪-滾輪沖擊機構(gòu)實現(xiàn)。如圖2a 所示,沖擊短節(jié)位于PDC 鉆頭上端,在下軸體的轉(zhuǎn)動下凸輪會推動滾輪使上部的組合碟簧和其他部件向上運動,在鉆壓、自身重力、彈力的作用下撞擊下軸體的凸輪面,將沖擊力傳遞至PDC 鉆頭。圖2b為3 齒數(shù)的凸輪展開示意圖,滾輪在凸輪座上的運動情況如圖2c 所示。

    圖2 機構(gòu)沖擊工作原理Fig.2 Mechanism impact principle

    破巖過程滿足累積損傷變量關(guān)系[24]如下:

    沖擊頻率:

    上沖程段滾輪受力情況[25]:

    根據(jù)累積巖石損傷原理,巖石的累積損傷度隨循環(huán)沖擊次數(shù)增加而增加,其中沖擊頻率隨圓周分布的齒數(shù)個數(shù)增大而呈線性增大關(guān)系,即在一定的施工時間內(nèi),破巖效率隨沖擊頻率增大而增大。因此,可適當(dāng)增加凸輪齒數(shù)以提高破巖效率,但在摩擦因數(shù)的限制下需根據(jù)式(3)合理選擇螺旋升角θ確保機構(gòu)的正常工作。

    1.3 實例分析

    基于前期研發(fā)的5LZ172X7.0-DW-CJ 型旋沖鉆具在兩處油田進(jìn)行了的多次現(xiàn)場試驗,試驗情況見表1、表2。

    表1 遼河油田兩口井應(yīng)用情況Table 1 Application to two wells in Liaohe Oilfield

    表2 中石化東北油氣分公司北某井應(yīng)用情況Table 2 Application to a well in the north of Northeast Oil and Gas Branch of Sinopec

    試驗情況表明,旋沖鉆具的提速效果超過了30%,但由于缺乏對沖擊特性的理論研究,在鉆進(jìn)過程中凸輪-滾輪損傷變形及鉆具磨損得不到有效控制。為此展開凸輪-滾輪工作特性分析,優(yōu)化結(jié)構(gòu)提高壽命。

    2 模型構(gòu)建與約束條件

    ANSYS Autodyn 通過Lagrangian FE 能夠快速解決沖擊問題,以Lagrange-Lagrange、SPH-Lagrange 和Euler-Lagrange 相互作用可以在模型中以簡單直觀的方式創(chuàng)建,適用于爆炸、侵蝕、沖擊等動態(tài)分析。首先結(jié)合沖擊理論建立機構(gòu)的動力學(xué)模型,然后將機構(gòu)導(dǎo)入Autodyn 系統(tǒng)后創(chuàng)建約束條件并設(shè)置材料參數(shù)與運動參數(shù)后即可進(jìn)行動力學(xué)分析。

    2.1 動力學(xué)模型

    2.1.1 沖擊理論模型

    上軸體通過凸輪傳遞沖擊功至下軸體,該沖擊過程[26]如圖3 所示。

    圖3 沖擊理論模型Fig.3 Theoretical model of impact

    在鉆壓的施加下假設(shè)鉆頭切入地層與其緊密接觸,基于離散化模型忽略傳動軸與下軸體之間的鍵傳動摩擦。上下軸體之間沖擊引起的局部變形與沖擊力的大小成正比,即認(rèn)為上下軸體之間存在一個質(zhì)量為零,變形系數(shù)為kcc的彈簧,上軸體質(zhì)量為m沖擊前初速度為c0,沖擊后上下軸體的速度分別為c1、c2。沖擊面作用力為F1,下軸體由沖擊面?zhèn)鞒龅捻槻ㄗ饔昧镕2,逆波作用力為F'2,兩種波的質(zhì)點速度分別為v2、v'2。上述參數(shù)c0、c1、c2、v2、v'2、F1、F2、F'2均為關(guān)于時間t的函數(shù)。

    可得上軸體與下軸體之間的沖擊力F(t)與時間t的關(guān)系[27]:

    滾子與凸輪的實際運動狀態(tài)為接觸-間隙-接觸過程,其間隙過程不受下軸體約束故不再贅述,結(jié)合沖擊理論模型對凸輪-滾子沖擊接觸特性進(jìn)行討論。

    如圖4 所示,滾輪上沖程段為接觸段,滾輪在上部載荷Ft的作用下使部件之間的接觸由線接觸變?yōu)榧?xì)長矩形接觸,考慮表面粗糙度的影響引入修正系數(shù)η,則接觸應(yīng)力[28]如下:

    圖4 凸輪-滾輪赫茲(Hertz)接觸示意Fig.4 Schematic diagram of cam-roller Hertz contact

    2.1.2 有限元控制方程

    顯示動力學(xué)系統(tǒng)的控制方程[29]為:

    顯式動力學(xué)理論中通常采用直接積分法中的中心差分格式對運動方程進(jìn)行積分,其中速度、加速度可用位移表達(dá)為[30]:

    聯(lián)立式(9)、式(10)可得各個離散時間點的解的遞推公式:

    由式(9)可求得各個時間點的位移,為確保算法的穩(wěn)定性,在求解具體值時需滿足時間步長Δt小于該問題求解方程性質(zhì)所決定的某個臨界值Δtcr,實際工程應(yīng)用中Δtcr近似滿足以下公式[30]:

    2.2 約束條件

    確定凸輪座的內(nèi)圓柱面直徑為70 mm,外圓柱面直徑為110 mm,滾輪直徑為30 mm。凸輪材料選擇42 CrNiMoVA 低合金強度鋼,材料參數(shù)見表3。

    表3 凸輪材料參數(shù)設(shè)定Table 3 Cam material parameter setting

    對凸輪-滾輪機構(gòu)整體采用四面體網(wǎng)格劃分,網(wǎng)格大小設(shè)為2 mm,對滾輪表面網(wǎng)格加密為1 mm,據(jù)網(wǎng)格單元質(zhì)量顯示平均質(zhì)量為0.81,共計150 937 個節(jié)點,53 430 個單元,網(wǎng)格質(zhì)量較好,滿足分析要求。

    建立部件約束條件見表4,約束模型如圖5 所示。為了減少分析時長將滾輪與上凸輪綁定約束,設(shè)置分析步時長為0.01 s,上軸體初始轉(zhuǎn)速為180 rad/s,放大時間倍數(shù)為0.1 s,則轉(zhuǎn)速為18 rad/s,設(shè)置求解器SPH 的最小時步為1.0×10-10,SPH 的最小密度因子取0.2,最大密度因子取3.0。Autodyn 分析類型包括程序控制、效率、準(zhǔn)靜態(tài)、跌落試驗等,為確保分析的正常收斂選擇程序控制分析類型,程序根據(jù)問題的載荷響應(yīng)計算每個子步結(jié)束時的最優(yōu)時間步長,能夠以較少的資源獲得有效解,其中步的最大周期數(shù)量為1.0×107。

    表4 凸輪-滾輪機構(gòu)部件約束關(guān)系Table 4 Constraint relationship of cam-roller mechanism components

    圖5 約束條件Fig.5 Constraint condition

    3 數(shù)值分析結(jié)果

    凸輪沖程、上軸體轉(zhuǎn)速、上軸體鉆壓是影響旋沖鉆具凸輪-滾輪沖擊機構(gòu)工作特性的主要因素,總結(jié)其特性規(guī)律對現(xiàn)場施工及結(jié)構(gòu)選型具有一定指導(dǎo)意義。

    3.1 凸輪沖程

    如圖6 所示,不同沖程高度H的凸輪模型,取上部壓力Fon=10 kN,轉(zhuǎn)速為18 rad/s,構(gòu)建3 組沖程高度分別為5、8、10 mm 的擺線凸輪進(jìn)行動力學(xué)分析。

    圖6 不同沖程模型Fig.6 Different stroke models

    如圖7 所示,在相同的鉆速和轉(zhuǎn)壓下,沖程越大上軸體的軸向速度越大。相同凸輪輪廓線、齒數(shù)下的小沖程凸輪,如圖7a 所示,H=5 mm 曲線滾輪在極短的時間內(nèi)完成沖擊動作,軸向速度小于高沖程凸輪,但由于滾輪尺寸和實際旋轉(zhuǎn)運動軌跡的影響其軸向加速度特性變化顯著,上沖程段則趨于穩(wěn)定,速度及加速度特性均小于高沖程運動下的滾輪。

    圖7 沖程特性曲線Fig.7 Stroke characteristic curve

    如圖7 所示,沖程增高滾輪軸向運動的距離增大,軸向速度增大,但由于慣性、滾輪半徑、輪廓曲率的影響,如圖8 中所示,滾輪的運動軌跡不再沿著凸輪輪廓運動,此時滾輪在下沖程段的運動軌跡較實際凸輪輪廓相對平緩。沖程增大至12 mm,軸向加速度特性提升不顯著,需結(jié)合施工條件選取合適的沖程以提高軸向沖擊特性。

    圖8 凸輪-滾輪旋沖運動狀態(tài)Fig.8 Cam-roller rotary percussion motion state

    3.2 上軸體轉(zhuǎn)速

    基于5 mm 沖程凸輪模型10 kN 鉆壓,分析4.5、9、18 rad/s 三組不同轉(zhuǎn)速下凸輪-滾輪的動力學(xué)特性。

    941 Prevention and treatment of stroke in China: the status and future

    如圖9a、圖9b 所示,隨著轉(zhuǎn)速的增大,滾輪的軸向速度和加速度也隨之增大,3 種轉(zhuǎn)速下最大軸向速度分別為-0.25、-0.168、-0.148 m/s,最大軸向加速度分別為-576、-233、-41 m/s2。上軸體在下沖程段速度、加速度波動幅度較大,上沖程逐漸趨于穩(wěn)定。如圖9c、圖9d 所示,隨著轉(zhuǎn)速的增加沖擊接觸面的應(yīng)力值與形變量變化較大,如圖中Mises 應(yīng)力云圖所示,凸輪內(nèi)緣為應(yīng)力集中處。為了防止接觸面出現(xiàn)大幅變形,需結(jié)合地質(zhì)參數(shù)及沖擊機構(gòu)的材料參數(shù)選取工作轉(zhuǎn)速。

    圖9 轉(zhuǎn)速特性曲線Fig.9 Speed characteristic curve

    3.3 上軸體鉆壓

    基于8 mm 沖程凸輪模型,轉(zhuǎn)速為18 rad/s,分析Fon=10 kN、Fon=15 kN、Fon=20 kN、Fon=25 kN 四組鉆壓下凸輪-滾輪的動力學(xué)特性。

    如圖10a、圖10b 所示,上軸體的軸向速度和加速度隨鉆壓的增大而增大,通??赏ㄟ^增大鉆壓來提高破巖效率,但鉆壓過大軸向加速度波動幅度較大,對鉆井系統(tǒng)的穩(wěn)定性將產(chǎn)生一定影響。如圖10c、圖10d 所示,接觸面的最大等效應(yīng)力在上沖程段與鉆壓成正比;由Mises 應(yīng)力云圖所示,凸輪齒頂處為應(yīng)力最大值點,此處的形變特征較為顯著,凸輪的形變量與鉆壓成正比,其中25 kN 鉆壓下凸輪的最大形變量約是10 kN 的2.6 倍。

    圖10 鉆壓特性曲線Fig.10 Bit pressure characteristic curve

    3.4 模型驗證

    對不同鉆壓、不同排量條件下的旋沖鉆具的沖擊性能進(jìn)行了測試分析,測試結(jié)果表明:工具的最大沖擊力與鉆壓呈線性關(guān)系,鉆壓越大則沖擊力越大,但與排量關(guān)系不明顯[31]。

    如圖11a 所示,文獻(xiàn)[31]所測試模型與動力學(xué)分析模型均為凸輪構(gòu)型,對比多組鉆壓下模型的沖擊力特性,均滿足文獻(xiàn)所測試的正旋型特性曲線。如圖11b 所示,選取不同鉆壓下的最大沖擊力建立動力學(xué)分析曲線,與測試值的最大誤差為11.8%,考慮到實際工況的復(fù)雜性,該誤差范圍能較好保證動力學(xué)分析的正確性。

    圖11 模型運動特性驗證Fig.11 Verification of model motion characteristics

    基于Inventor 凸輪設(shè)計加速器進(jìn)行理論計算與仿真計算特性對比,以5 mm 沖程凸輪模型,9 rad/s 轉(zhuǎn)速,10 kN 鉆壓為例。如圖12 所示,理論值與仿真值的變化特性基本一致,在下沖擊段,最大理論值為0.24 m/s,最大仿真值為0.17 m/s,理論值偏大約29%,這是由于動力學(xué)運動下,滾輪的運動并不是時刻沿著凸輪座輪廓運動,而是在最高點以類拋物線運動,軸向運動時間縮短,故軸向速度小于理論值。通過文獻(xiàn)試驗數(shù)據(jù)和理論數(shù)據(jù)與數(shù)值分析結(jié)果對比,驗證了模型的正確性。

    圖12 理論與分析值的速度Fig.12 Velocity plot of theoretical and analytical values

    4 結(jié)構(gòu)優(yōu)化

    4.1 凸輪座構(gòu)型優(yōu)化

    如圖13 a 所示,動力學(xué)數(shù)值分析的凸輪-滾輪機構(gòu)最大應(yīng)力值處的應(yīng)力云圖。凸輪齒頂與滾子內(nèi)緣處為最大形變點,針對以上兩處提出優(yōu)化措施。

    圖13 凸輪-滾輪優(yōu)化模型Fig.13 Cam-roller optimization model

    4.2 凸輪座輪廓線

    凸輪座輪廓線是影響滾輪運動特性的重要因素,基于Inventor 凸輪設(shè)計加速器對拋物線-直線-拋物線、2次多項式、擺線、7 次多項式4 種凸輪座輪廓線的沖程、速度、加速度、轉(zhuǎn)矩、曲率半徑、接觸應(yīng)力展開特性分析,結(jié)構(gòu)參數(shù)見表5。

    表5 基于Inventor 的凸輪-滾輪參數(shù)設(shè)置Table 5 Cam-roller parameter settings based on Inventor

    凸輪及從動件的彈性模量為206 GPa、泊松比為0.3,其中0°~100°為上沖程段采用以上4 種線型,100°~120°為下沖程段采用擺線線型。

    如圖14 所示,以上4 種凸輪座輪廓線以擺線和7次多項式無加速度突變,無剛性沖擊。并且隨著多項式次數(shù)增大,最大速度和加速度也將增大;轉(zhuǎn)矩和接觸應(yīng)力最大值均為7 次多項式輪廓線,因為隨著多項式輪廓線的擬合項數(shù)增加,位于中間點處的輪廓線越陡,此時并不利于滾輪的運動并且消耗大量的轉(zhuǎn)矩;七次多項式和擺線的曲率半徑更大,這有利于更大范圍選取滾輪尺寸,減小滾輪與凸輪座的磨損。

    圖14 凸輪軌跡特性Fig.14 Cam trajectory characteristics

    4.3 滾輪特性分析

    滾輪作為實現(xiàn)沖擊傳遞的關(guān)鍵零件防止其變形對提高旋沖鉆具的使用壽命具有重要意義?;诖?,建立凸輪機構(gòu)三維模型通過ANSYS 靜力學(xué)模塊分析不同滾輪厚度及鼓輪構(gòu)型的應(yīng)力變化情況。

    邊界約束條件軸向載荷100 kN,上凸輪的轉(zhuǎn)速120 r/min,底面固定約束。如圖15 所示滾輪與凸輪座的應(yīng)力分布云圖,應(yīng)力最大值均位于滾輪與下凸輪接觸面內(nèi)側(cè)。

    圖15 滾輪、凸輪接觸應(yīng)力云圖Fig.15 Contact stress nephogram of roller and cam

    如圖16a 所示wg=8~18 mm 的線性擬合函數(shù)分別為:y1=14.427x-0.026;y2=11.003x-0.02;y3=8.176x-0.002;y4=5.692x-0.003;y5=5.484x-0.004;y6=5.404x-0.002。增大滾輪厚度有利于減少滾輪變形及磨損,滾輪寬度10 mm 較8 mm 滾輪的最大等效應(yīng)力減小了約31%。wg=16 mm 時滾輪所受應(yīng)力值趨于穩(wěn)定,后續(xù)若再增大滾輪厚度效果將不再明顯。

    圖16 滾輪、下凸輪最大等效應(yīng)力曲線Fig.16 Maximum equivalent stress curve of roller and lower cam

    如圖17 所示,hg=0~3 mm 的線性擬合函數(shù)分別為:ya=14.427x-0.026;yb=11.838x-0.024 7;yc=9.449x-0.012;yd=8.408x-0.004。隨著鼓輪的凸起高度增大滾輪的最大等效應(yīng)力減小,鼓輪hg=3 mm 的最大等效應(yīng)力減小了約42%,凸起程度增加至3 mm 以上其抵抗變形效果將趨于穩(wěn)定。

    為了解釋凸輪-滾輪機構(gòu)的沖擊形變特征,將形變系數(shù)放大65 倍后,滾輪應(yīng)力和凸輪-滾輪應(yīng)力結(jié)果如圖17、圖18 所示。由圖可知,在100 kN 鉆壓下滾輪內(nèi)緣處應(yīng)力較大,但總體滿足施工強度要求。

    5 結(jié)論

    a.針對旋沖鉆具缺乏凸輪-滾輪沖擊機構(gòu)的理論研究,基于旋沖鉆具多井次的試鉆數(shù)據(jù),建立了凸輪-滾輪動力學(xué)模型,通過Autodyn 得到不同沖程、轉(zhuǎn)速、鉆壓、形變等特性規(guī)律,分析結(jié)果與理論計算和文獻(xiàn)數(shù)據(jù)對比驗證了模型的合理性。在此基礎(chǔ)上,對凸輪-滾輪結(jié)構(gòu)進(jìn)行了優(yōu)化,有助于提高沖擊機構(gòu)的工作壽命,提升旋沖鉆具的破巖效率。

    b.沖程增大可提高沖擊效果,但高于10 mm 沖程的滾子實際運動軌跡受鉆速、滾輪尺寸、凸輪輪廓曲率影響其軌跡將變平緩,沖程選取需結(jié)合現(xiàn)場鉆具尺寸設(shè)計。轉(zhuǎn)速在9~18 rad/s 時軸向加速度波動幅度較大對鉆具的穩(wěn)定性具有一定影響。鉆壓增大凸輪內(nèi)緣處形變特性明顯,25 kN 鉆壓下凸輪的形變量約是10 kN 的2.6 倍。

    c.凸輪輪廓為擺線和7 次多項式無加速度突變,無剛性沖擊,曲率半徑更大,這有利于更大范圍選取滾輪尺寸,減小滾輪與凸輪座的磨損,后續(xù)可采用組合形式的輪廓線以提高沖擊特性。增大寬度或采用鼓輪構(gòu)型的滾輪均能有效提高機構(gòu)的抗沖擊強度。直徑為30 mm凸起高度為3 mm 的鼓輪較平面滾輪最大等效應(yīng)力減少了約42%,凸起高度增加至3 mm 以上其抵抗變形效果將趨于穩(wěn)定。

    d.旋沖鉆具的組成部件較多,本文僅圍繞凸輪-滾輪沖擊機構(gòu)的工作特性展開分析,而對旋沖鉆具系統(tǒng)的工作特性分析較少,對沖擊力的產(chǎn)生至旋沖破巖過程的機理分析不足,建議在后續(xù)研究中,結(jié)合旋沖鉆具的多個部件針對沖力特性進(jìn)行系統(tǒng)性研究。同時,積極開展針對復(fù)雜地層的井下試驗,結(jié)合試驗情況對旋沖鉆具進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計與分析。

    符號注釋:

    а為上軸體軸向加速度,m/s2;Ad為上軸體沖擊下軸體的有效接觸面積,m2;c0為上軸體沖擊前的速度,m/s;c1為沖擊后上軸體的速度,m/s;c2為沖擊后下軸體的速度,m/s;C為系統(tǒng)阻尼矩陣;dg為滾輪直徑,mm;D1為首次沖擊產(chǎn)生的巖石損傷變量;為第n次循環(huán)沖擊的累積巖石損傷變量;為第n-1 次循環(huán)沖擊的巖石累積損傷變量;E為材料彈性模量,MPa;E1、E2分別為滾輪的彈性模量和凸輪的彈性模量,MPa;f為沖擊頻率,Hz;f(t)為系統(tǒng)節(jié)點載荷向量;Fon為鉆壓,kN;F為上軸體對凸輪座的水平作用力,N;Ff1為滾動摩擦力,N;Ff2為軸向滑動摩擦力,N;F1、F2、F'2分別為沖擊面作用力、順波作用力和逆波作用力,N;Fd為上部有效鉆壓,N;Ft為垂直于受力面的作用力,N;G為重力,N;hg為滾輪凸起高度,mm;K為系統(tǒng)剛度矩陣;kcc為上軸體沖擊下軸體的變形系數(shù),N/m;l1、l2分別為滾輪、凸輪瞬時接觸的曲率半徑,mm;lmin為最小單元長度,m;lb為部件接觸長度,mm;m為上軸體質(zhì)量,kg;M為系統(tǒng)質(zhì)量矩陣;n為凸輪齒數(shù);N為支持力,N;Nx、Ny分別為支持力水平分力和垂直力分力,N;Rev為凸輪轉(zhuǎn)速,r/min;RZ為Z軸旋轉(zhuǎn)自由度;s為凸輪的有效沖程,m;Sr為實際接觸面積,mm2;St為理論接觸面積,mm2;wg為滾輪厚度;v2為順波質(zhì)點速度,m/s;v'2為逆波質(zhì)點速度,m/s;va為波的速度,m/s;x(t)為系統(tǒng)節(jié)點位移向量;(t) 為系統(tǒng)節(jié)點速度向量;x¨(t)為系統(tǒng)節(jié)點加速度向量;xt+Δt、xt、xt-Δt分別為t+Δt、t、t-Δt時刻的位移;Δ 為時間t的差分算子;α為下沖程段凸輪升角,(°);δ為沖擊部分的波阻,kg/s;η為應(yīng)力修正系數(shù);θ為螺旋升角,(°);λ為反映動載響應(yīng)的綜合指標(biāo)系數(shù);μ1為滾動摩擦因數(shù);μ2為滑動摩擦因數(shù);υ為材料泊松比;υ1、υ2分別為滾輪、凸輪泊松比;ρtz為下軸體的密度,kg/m3;ρ為材料密度,kg/m3;σH為最大接觸應(yīng)力,MPa。

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