大直径气力反循环钻头结构参数数值模拟与优化

赵志强，殷琨，博坤，殷其雷，张五钊

(吉林大学 建设工程学院，吉林 长春，130021)

摘要：为实现大直径嵌岩桩孔在浅孔和干孔时的气力反循环排渣，解决无法使用气举和泵吸反循环排渣的技术难题，设计基于引射器原理的大直径潜孔锤气力反循环钻头。采用正交试验设计方法，运用计算流体动力学(CFD)仿真技术，探索引射器原理在大直径钻井反循环排渣中应用的可行性。理论分析表明：钻头结构的6个关键参数即喷嘴直径(D_n)、喷嘴数量(N)、喷嘴长度(L)、喷嘴倾斜角度(θ_s)、喷嘴偏转角度(θ_d)和引导段直径(D_g)直接影响着排渣效果；基于引射器原理设计的大直径钻头反循环效果可靠、稳定；当GQF-16潜孔锤供风量为50 m³/min，钻头直径为1.2 m时，D_n=20 mm，N=3，L=50 mm，θ_s=35°，θ_d=10°，D_g=50 mm为钻头最优理论结构参数组合。

关键词：大直径钻头；气力反循环；引射器；计算流体动力学；正交设计

中图分类号：TE247          文献标志码：A         文章编号：1672-7207(2013)10-4264-09

Numerical simulation and optimization of structural parameters on large-diameter air reverse circulation DTH hammer bit

ZHAO Zhiqiang, YIN Kun, BO Kun, YIN Qilei, ZHANG Wuzhao

(College of Construction Engineering, Jilin University, Changchun 130021, China)

Abstract: In order to achieve cutting transport with air reverse circulation in dry and shallow large-diameter holes of rock-socketed pile, and solve the technical problem with air-lift and pump reverse circulation, a large-diameter reverse circulation bit was innovatively designed based on ejecting theory. Meanwhile, the orthogonal design method and computational fluid dynamics (CFD) simulation technique were applied to explore the application feasibility of ejector theory in use of in air reverse circulation drilling. Through theory analysis, six key geometry parameters of air reverse circulation bit were proved to have direct effect on the function of cutting transport, including the diameter of nozzles (D_n), the number of nozzles (N), the length of nozzles (L), the angle of inclination (θ_s), the angle of deflection (θ_d) and the diameter in induced segment(D_g). Each parameter was analysed and optimized to reveal influence law of structural parameters on reverse circulation cutting transport. The results show that the reverse circulation effect of large diameter bit designed based on ejecting theory is absolutely valid and stable. Furthermore, while the supplied air volume of GQF-16 DTH hammer reaches to 50 m³/min and diameter of the bit goes to 1.2 m, a configuration of parameters with D_n=20 mm, N=3, L=50 mm, θ_s=35°, θ_d=10°, D_g=50 mm are the most ideal parameter combinations.

Key words: large-diameter DTH hammer bit; air reverse circulation; ejector; computational fluid dynamics; orthogonal design

大直径嵌岩桩(桩径d≥0.8m)因具有单桩承载力大、抗震能力强、桩顶沉降量小等优点，被广泛应用于高层及超高层建筑、港口码头、水库坝基、公路及铁路桥梁、围海造田地基加固和煤矿抽排瓦斯通风井、投料井等工程^[1-3]。大直径嵌岩桩施工中可采用大直径潜孔锤钻进或旋挖钻机大直径潜孔锤联合施工工艺方法^[4]，后者可发挥2种施工工艺的优点，加快嵌岩桩孔施工速度和质量。但大直径潜孔锤施工过程中，由于钻杆与孔壁之间外环空断面积较大，采用正循环不能满足排渣要求^[5]，而反循环排渣因上返通道断面积较小，不受桩孔直径变化的影响^[6]，常用于嵌岩桩施工。但是在浅孔孔段、干孔或缺水、破碎漏失等地层时，常用的泵吸、气举反循环均无法使用^[7]。为实现大直径嵌岩桩孔施工中气力反循环排渣，突破无法使用常规气举和泵吸反循环的技术瓶颈，解决浅孔和干孔段排渣难题，避免孔底岩屑重复破碎对钻头球齿的磨损^[8]，将广泛应用的流体引射器原理引入到钻头的反循环排渣结构，设计气力反循环钻头。在钻头结构参数设计过程中，采用正交试验设计方法，运用计算流体动力学(CFD)仿真技术，探讨引射器原理应用于气力反循环结构的可行性，同时总结分析各结构参数对反循环排渣效果的影响，以及为气力反循环钻头结构参数设计提供依据。

1  引射器原理与气力反循环

引射器利用高速射流的紊动扩散作用，使2股不同压力的流体相互混合并产生能量交换，已被广泛地应用于化工、军事等领域^[9]。引射器结构包括：喷嘴、接收室、混合室和扩压室，其工作原理如图1所示：高压气流从喷嘴1高速喷出，被引射气流在引射气流的剪切作用下，被卷吸进入混合室3，继续与引射气流发生动量、能量交换，逐渐在扩压室4形成单一均匀的混合气流^[10-12]。

GQF-16大直径潜孔锤气力反循环钻具系统原理如图2所示：由空压机1输出的压缩空气经进气管2、气水龙头3、主动钻杆5、双壁钻杆6、进入潜孔锤7，驱动活塞冲击做功，驱动活塞做功后的压缩空气借助钻头内部的引射器结构引导流体进入双壁钻杆中心通道，形成孔底负压区，抽吸钻头8与孔壁之间外环空的空气，并携带钻头破碎的岩屑快速上返至地表。

图1  单级气体引射器原理图

Fig. 1  Schematic diagram of single gas ejector

图2  GQF-16大直径潜孔锤气力反循环钻具系统图

Fig. 2  Diagram of GQF-16 large diameter DTH air reverse circulation drilling tool

基于引射器原理设计的大直径气力反循环钻头的工作原理(见图3)是：压缩空气在驱动活塞2作功后，经由花键套7与花键轴8之间的间隙，进入花键轴8内部的导引孔，再经由喷嘴高速喷出；喷出的高速气流卷吸周围流体，在孔底形成负压区，进而抽吸钻头9与孔壁之间的外环空的空气，2股气流混合后携带钻头破碎的岩屑，经由芯管1高速上返至地表。

根据大直径潜孔锤结构特点，气力反循环钻头的主要结构参数有6个(见图4)：(1) 喷嘴直径D_n；(2) 喷嘴数量N；(3)喷嘴长度L；(4) 喷嘴倾斜角度θ_s；(5) 喷嘴偏转角度θ_d；(6) 引导段直径D_g。

图3  气力反循环钻头结构原理图

Fig. 3  Schematic diagram of structure of air reverse circulation bit

2  CFD建模

2.1  数学模型

流体流动要受物理守恒定律的支配，基本的守恒定律包括：质量守恒定律、动量守恒定律和能量守恒定律^[13]。

质量守恒方程为

             (1)

动量守恒方程为

    (2)

     (3)

    (4)

能量守恒方程为

    (5)

其中：div为散度；u为速度矢量；u，v和w分别为速度矢量 u在x，y和z方向的分量；ρ为液体密度；μ为动力黏度；p为压强；k为流体传热系数；c_p为比热容；S_u，S_v和S_w为动量守恒方程的广义源项^[14]。

图4  气力反循环钻头结构参数图

Fig. 4  Schematic diagram of structural parameters of air reverse circulation bit

2.2  CFD建模

采用三维CAD软件Solidworks建立钻头内部流体流动区域模型，在满足计算精度的前提下，结合所配置计算机的计算能力，用前处理软件Hypermesh划分网格，见图5。CFD模型网格数量控制在(30~40)万个，其中六面体网格所占比例为78%~92%。

在Fluent求解过程中，为提高求解的精度和收敛的速度，采用SIMPLEC算法对对流项采用二阶迎风格式进行离散；近壁面采用标准壁面函数法^[15]。在Fluent分析过程中，设置质量入口边界条件和压力出口边界条件；同时设置残差监视(动量方程、湍动耗散率、湍动能残差均为10^-7，连续性方程残差为10^-5，能量方程残差为10^-6)和出入口质量流量监视，以这2个监视值作为收敛与否的判定标准^[16]。

图5  CFD网格模型

Fig. 5  CFD grid model

3  正交试验设计

气力反循环钻头结构参数优化设计中，如每个结构参数选3个变量，那么，这6个参数全面数值模拟的模型数量是3⁶(即729)个，CFD计算会十分繁重，并且统计分析数据及总结各参数变化规律也很繁琐。

若采用正交试验设计来科学地安排CFD数值模拟，则CFD模型数量会大大减少，而且数据统计也会简化^[17-19]。

首先，选用L₈(2⁷)正交表，对6个钻头结构参数各选2个水平，确定各参数之间的主次顺序，同时检查任意2个参数之间是否存在交互作用。经过对6个参数15种组合的计算分析，各因素之间均不存在交互作用。

最后，采用L₁₈(3⁷)正交表，对6个钻头结构参数进行3水平正交试验设计，见表1。引入“外环空空气抽吸质量(Q_环空)”概念，作为试验评价指标：Q_环空＞0, 说明外环空空气被吸入中心通道，Q_环空反映引射器的抽吸能力，其值越大说明抽吸能力越强，反循环的效果也越好；Q_环空=0, 说明压缩气体通过引射器后既不抽吸外环空空气，也没进入外环空；Q_环空＜0, 说明钻头不能吸入外环空空气，反循环失效，在设计中，需要避免这种情形。

4  CFD计算结果分析

在进风量不变的前提下，对L₁₈(3⁷)交表中得到的Q_环空数值进行回归分析，总结参数变化对反循环排渣效果的影响规律。

4.1  喷嘴长度L、引导段直径D_g变化时，喷嘴直径D_n变化对Q_环空的影响规律

图6所示为喷嘴长度L、引导段直径D_g变化时，Q_环空随D_n的变化规律。从图6可见：当D_g和D_n不变，L变化时，目标值Q_环空的变化幅度不大。当L和D_g不变，D_n由15 mm增至40 mm时，Q_环空先增大后减小。无论L和D_g如何组合，Q_环空的最大值均出现在D_n=20 mm附近。

图6  D_g变化时，Q_环空随D_n的变化规律

Fig. 6  Effect of D_n on Q_环空 at different D_g

表1  钻头结构设计参数 L₁₈(3⁷) 正交表

Table 1  L₁₈(3⁷) orthogonal table for structural parameter of DTH hammer bit

因为压缩气体通过喷嘴高速喷出，对低速流体产生卷吸作用，形成“文丘里效应”，在钻头底部产生负压区，从而抽吸外环空的空气进入芯管。当D_n过小时，喷嘴局部压力损失会增大，活塞底部的背压也会增大，压缩气体的能量不能有效地转化为活塞的冲击能，会造成能量浪费；当D_n过大时，压缩气体的流速会降低，引射流体对外环空空气的抽吸作用会减弱。因此，在钻头设计过程中，为达到最优的反循环效果，D_n应尽量选在20 mm附近。

4.2  引导段直径D_g、喷嘴直径D_n变化时，喷嘴数量N变化对Q_环空的影响

图7所示为引导段直径D_g、喷嘴直径D_n变化时，Q_环空随N的变化规律。从图7可见：当N和D_n一定时，D_g变化，Q_环空变化的幅度很小；D_g和D_n不变时，喷嘴数量N由2个增至6个，Q_环空先增大后减小。不管D_g和D_n怎么变化，均是N=3时，Q_环空出现最大值。

因为D_n一定，N增加，喷嘴总断面积增加，压缩空气经过喷嘴后流速降低，从而减弱引射流体的卷吸能力，并且喷出的流体之间会形成干扰，不利于引射流体在孔底形成负压区。当N过小时，流经喷嘴的局部压力损失会增加，造成压缩气体能量损失，也会降低引射气体对外环空空气的抽吸能力。

图7  D_n变化时，Q_环空随N的变化规律

Fig. 7  Effect of N on Q_环空at different D_n

因此，为使气力反循环钻头的反循环效果达到最优，喷嘴数量N应选3个。

4.3  喷嘴直径D_n、引导段直径D_g变化时，喷嘴长度L变化对Q_环空的影响规律

图8所示为喷嘴直径D_n、引导段直径D_g变化时，Q_环空随L的变化规律。从图8可见：当L和D_g一定，D_n变化时，Q_环空波动幅度较大；当D_n和D_g一定时，随着L由30 mm增加到70 mm，Q_环空先缓慢增大；在L=50 mm附近时，Q_环空取得最大值，然后Q_环空减小。不管D_n和D_g怎么组合，Q_环空的最大值均出现在L=50 mm附近。

图8  D_g变化时，Q_环空随L的变化规律

Fig. 8  Effect of L on Q_环空 at different D_g

这是因为喷嘴长度L过短时，经由喷嘴喷射出的流体会发散，减弱了引射流体的引射能力，但是，当L过长时，虽然喷射出的流体成束性好，但喷嘴处的局部压力损失又过大，同样降低了引射流体的引射能力。因此，在钻头结构参数设计中，喷嘴长度L选值应靠近50 mm。

4.4  喷嘴直径D_n、喷嘴偏转角度θ_d变化时，喷嘴倾斜角度θ_s对Q_环空的影响规律

图9所示为喷嘴直径D_n、喷嘴偏转角度θ_d变化时，Q_环空随θ_s的变化规律。从图9可见：当D_n和θ_s一定，D_n变化时，Q_环空的数值波动较大；当D_n和θ_d一定时，随着θ_s由20°增加到40°，Q_环空先增大再减小。并且无论D_n和θ_d参数如何组合，θ_s=35°附近时，Q_环空均出现最大值。

因为喷嘴倾斜角度过小时，流体流动的距离长，沿程损失增大，从而降低高速流体的卷吸能力。当倾斜角度过大时，高速喷射流体会直接撞击芯管内壁，产生射流漫反射现象，同时产生紊流，不利于引射流体抽吸外环空的气体进入中心通道。

图9  θ_d变化时，Q_环空随θ_s的变化规律

Fig. 9  Effect of θ_s on Q_环空 at different θ_d

所以，在钻头设计过程中，喷嘴的倾斜角度应尽量靠近35°。

4.5  喷嘴直径D_n、喷嘴倾斜角度θ_s变化时，喷嘴偏转角度θ_d对Q_环空的影响规律

图10所示为喷嘴直径D_n、喷嘴倾斜角度θ_s变化时，Q_环空随θ_d的变化规律。从图10中可见：θ_s和θ_d一定，随着D_n的变化，Q_环空变化波动较大；D_n和θ_s一定时，随着θ_d由0°增大到20°，Q_环空先增大后减小。无论D_n和θ_s怎么组合，当θ_d在10°附近时，Q_环空均取得最大值。

图10  θ_s变化时，Q_环空随θ_d的变化规律

Fig. 10  Effect of θ_d on Q_环空 at different θ_s

因为当喷嘴产生一定偏转角度后，压缩气体在经过喷嘴高速喷出后会沿着芯管内壁螺旋状上升，增加引射流对外环空空气的抽吸效果。当偏转角度增大到一定角度后，喷嘴喷出的高速气流会在芯管内壁产生碰撞干扰，并在芯管内形成紊流，从不利于引射流卷吸外环空的气体上返。

因此，在气力反循环钻头结构参数设计时，喷嘴偏转角度θ_d尽量选10°。

4.6  喷嘴数量N、喷嘴直径D_n变化时，引导段直径D_g对Q_环空的影响规律

图11所示为喷嘴数量N、喷嘴直径D_n变化时，Q_环空随D_g的变化规律。从图11可见：当D_n和D_g一定，N变化时，Q_环空的数值波动剧烈；N和D_n一定时，随着D_g由35 mm增大到55 mm，Q_环空数值先缓慢增加在减小。在不同D_n和N参数组合下，D_g在50 mm附近时，Q_环空均取得最优值。

图11  D_n变化时, Q_环空随D_g的变化规律

Fig. 11  Effect of D_g on Q_环空at different D_n

这是因为引射流的卷吸能力主要受引射流体所携带的能量和流速影响，压缩气体通过引导段进入喷嘴时，引导孔直径过小，将增大引导孔内沿程损失，减弱引射流体卷吸能力；但引导孔直径增大，引射流体流速会降低，也会减弱引射流体对被引射流体的的卷吸能力。

因此，为使反循环形成效果达到最佳，在实际钻头结构参数设计中，D_g应尽量靠近50 mm。

5  结论

(1) 将引射器原理应用到大直径潜孔锤气力反循环钻头结构是可行的，并可实现稳定的反循环效果。

(2) 通过正交试验设计方法，得到钻头6个结构参数的主次因素和最优水平，优选出了最优理论参数组合。钻头6个结构参数显著影响目标值Q_环空，L₈₍2⁷)与L₁₈(3⁷)正交表中各因素的主次顺序一致，它们对目标值Q_环空影响由大至小的顺序是：喷嘴直径D_n，喷嘴数量N，喷嘴偏转角度θ_d，喷嘴倾斜角度θ_s，引导段直径D_g，喷嘴长度L。

(3) 当GQF-16潜孔锤供风量为50 m³/min，钻头直径为1.2 m时，喷嘴直径D_n=20 mm，喷嘴数量N=3，喷嘴偏转角度θ_d=10°，喷嘴倾斜角度θ_s=35°，引导段直径D_g=50 mm，喷嘴长度L=50 mm为最优理论参数组合，此时Q_环空=3.575 kg/s，均大于L₁₈(3⁷)正交表中任意参数组合的Q_环空，并且这组参数组合不在L₁₈(3⁷)正交表中。

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(编辑  邓履翔)

收稿日期：2013-04-01；修回日期：2013-06-29

基金项目：中国地质调查局资助项目(1212011120256)

通信作者：殷琨(1952-)，男，吉林长春人，教授，从事多工艺冲击回转钻探工艺及工具研究；电话：13804320251；E-mail：yinkun@jlu.edu.cn