馬超群，張 凱，柴 麟，劉寶林，周 琴

（1.中國地質大學（北京）工程技術學院，北京 100083；2.自然資源部深部地質鉆探技術重點實驗室，北京 100083）

在我國的《“十三五”國家科技創(chuàng)新規(guī)劃》中，“深海、深地、深空、深藍科學研究”被列為戰(zhàn)略性前瞻性重大科學問題。在此背景下，科學鉆探的作業(yè)量顯著增多，且鉆探深度也不斷增加[1]。在進行科學鉆探時，應保證所鉆超深孔上部井眼基本垂直。若無法有效控制井斜，則不僅會導致井眼偏離預定軌跡，還會加速鉆桿損壞。自動垂直鉆井技術的出現有效地改善了這一問題[2-4]。

自動垂直鉆具是一種通過井下閉環(huán)系統(tǒng)來主動防斜、糾斜的鉆井工具。國外已有多家公司成功研制了多種自動垂直鉆具并投入商用，其中最具有代表性的有貝殼休斯公司的VertiTrak[5]和斯倫貝謝公司的Power-V[6]等。在國外公司對我國實施技術封鎖的條件下，我國學者也開始自主研發(fā)自動垂直鉆具，目前已有機構研制了樣機并下井測試，但仍沒有成熟、可商用的自動垂直鉆具[7-9]。

自動垂直鉆具的分類方式眾多，若按其執(zhí)行機構推靠力的動力來源來劃分，可分為電控液壓式、電機驅動式和鉆井液壓差式（即機械式）三種。其中，機械式自動垂直鉆具是靠鉆具內外鉆井液的壓差來為執(zhí)行機構提供動力的[10]，其執(zhí)行機構能產生較大的推靠力，但其效能受鉆井液排量等因素的影響。若要產生較大的推靠力，則需要大排量的泵機來提供動力。但現有的機械式自動垂直鉆具大多是為油氣鉆探設計的，而地質鉆探中所用泵機的排量普遍偏小[11]。因此，應設計一款能在泵機排量較小條件下產生較大推靠力的執(zhí)行機構，以使機械式自動垂直鉆具完成自主糾斜功能，進而滿足地質鉆探的需求。

圖1 機械式自動垂直鉆具結構示意Fig.1 Structure diagram of mechanical automatic vertical drilling tool

圖2 機械式自動垂直鉆具糾斜原理Fig.2 Inclination correction principle of mechanical automatic vertical drilling tool

鑒于執(zhí)行機構中巴掌的推出需要由鉆井液來提供動力，而在泵機排量小、井眼孔徑較小等特定工況下，執(zhí)行機構的保壓性能取決于其內部結構。一個良好的結構可以有效提高執(zhí)行機構的保壓性能，極大地改善機械式自動垂直鉆具的糾斜能力。為此，筆者設計了一種內部帶有泄流縫隙的新型執(zhí)行機構，這種結構可在泵機排量較小的工況下通過縫隙泄流來保持內部壓強。在以往的研究中，已有多個案例驗證了通過在機構中引入縫隙來實現保壓的可行性。例如：王萬宏等[13]針對利用縫隙引流來提高葉輪性能的現象進行了分析，結果表明寬度合理的縫隙可以改善葉輪內的液體流動，減少流道阻塞；趙偉國等[14]通過在離心泵葉片上設置縫隙來提高葉片背面的壓力，抑制了空化帶來的影響；劉漢儒等[15]分析了縫隙對串列葉柵中分離流動的影響，結果表明縫隙射流可以提高其氣動性能。綜上可知，合理地設置縫隙結構可提高機構的效能。

為了研究帶有泄流縫隙的新型執(zhí)行機構的內部流場規(guī)律，筆者通過建立其內部流體區(qū)域的三維模型，利用CFD（computational fluid dynamics，計算流體動力學）方法對流體區(qū)域的壓強和流線分布情況進行模擬。同時，為了進一步探究泄流縫隙尺寸參數對流體區(qū)域壓強的影響規(guī)律，建立不同縫隙尺寸下的流體區(qū)域三維模型，對比不同尺寸參數在規(guī)定工況下對執(zhí)行機構內部流場的影響，并得到最優(yōu)的尺寸參數，旨在改善地質鉆探中需要大排量泵機來為執(zhí)行機構提供動力的缺點，進而為機械式自動垂直鉆具結構的進一步優(yōu)化提供理論指導。

1 新型執(zhí)行機構結構設計與工作原理分析

根據深部地質鉆探的需求，自然資源部深部地質鉆探技術重點實驗室科研團隊研制了一套小直徑、小排量需求的新型執(zhí)行機構[16]，其主要由殼體、巴掌、泄流縫隙和圓柱形高壓流道等組成，其結構剖面圖如圖3所示。

圖3 新型執(zhí)行機構結構剖面圖Fig.3 Structural profile of new actuator

鑒于執(zhí)行機構中各巴掌、泄流縫隙和高壓流道除方位外都相同，選取其中一部分（如圖4所示）進行后續(xù)的流場分析。為了方便表述，對巴掌關鍵表面及其對應的執(zhí)行機構殼體表面進行命名：巴掌下表面為C面，其對應的執(zhí)行機構殼體表面為C′面；巴掌右表面為B面，其對應的執(zhí)行機構殼體表面為B′面，如圖4所示。

圖4 巴掌關鍵表面及其對應的執(zhí)行機構殼體表面命名示意Fig.4 Naming of critical plam surface and its corresponding actuator housing surface

對于所設計的新型執(zhí)行機構，當鉆具未傾斜時，巴掌處于閉合狀態(tài)，即C面與C′面相接觸時，執(zhí)行機構不行使糾斜功能；當鉆具傾斜時，偏重機構會根據井斜方向判斷井眼低邊，并打開對應井眼高邊方向上巴掌的流道，使鉆井液流入對應流道[17]。在鉆具內外鉆井液壓差的作用下，巴掌受到向外的壓力作用，開始以其銷軸為中心向外旋轉，C面逐漸遠離C′面，直到巴掌被執(zhí)行機構殼體限位并到達極限推靠位置（即巴掌完全打開），此時巴掌擠壓巖壁并產生反向推靠力，從而實現鉆具糾斜。當鉆具在當前方向糾斜完畢，且偏重機構檢測到井斜達到要求后，關閉該巴掌對應的流道。在整個糾斜過程中，B面與B′面不緊密接觸，這2個表面之間留有很窄的縫隙，巴掌流道內殘余的鉆井液從該縫隙處流出，從而使巴掌回到未被推出時的初始位置。新型執(zhí)行機構的工作原理（以其中一個巴掌為例）如圖5所示。

問她為什么這么拼命，她說：“保障百姓的用藥安全，是中藥中心每一個工作人員的職責所在，要用行動詮釋全心全意為人民服務的宗旨?！?/p>

圖5 新型執(zhí)行機構的工作原理示意Fig.5 Schematic diagram of working principle of new actuator

當巴掌完全打開時，C面、C′面與B′面之間形成一個流體區(qū)域，如圖6所示。圖中：入口為C′面上的圓柱形小孔，泄流縫隙為由B面與B′面形成的弧形縫隙，出口位于泄流縫隙末端，其寬度與泄流縫隙相同。鉆井液從入口進入該流體區(qū)域，流經泄流縫隙后從出口流出。

圖6 新型執(zhí)行機構內部流體區(qū)域示意Fig.6 Schematic diagram of fluid zone in new actuator

2 新型執(zhí)行機構內部流場模擬與結果分析

為了使執(zhí)行機構的巴掌在小排量工況下有足夠的動力來源，須保證執(zhí)行機構內部的壓強足夠大。為此，建立新型執(zhí)行機構內部流體區(qū)域的三維模型，并利用CFD軟件來分析該流體區(qū)域的壓強變化規(guī)律，以判斷執(zhí)行機構的保壓效果。

2.1 模型構建

當巴掌完全打開時，新型執(zhí)行機構內部流體區(qū)域的主要尺寸如圖7（a）所示。由于泄流縫隙為圓弧形且尺寸較小，為了便于后續(xù)的參數修改，用直線段近似代替圓弧，即將弧形縫隙簡化為長度為14 mm、寬度為0.2 mm的矩形縫隙。由于除圓柱形入口外，流體區(qū)域其他部分的橫截面相同，為了減少仿真運算時間，將原寬度為127 mm的模型簡化至20 mm，如圖7（b）所示。

圖7 新型執(zhí)行機構內部流體區(qū)域三維模型尺寸參數設置Fig.7 Dimensional parameter setting for threedimensional model of fluid zone in new actuator

2.2 邊界條件設置

執(zhí)行機構內部流體區(qū)域三維模型的邊界條件設置如下：

1）鑒于井下流場中泥漿流量近似為恒定，以及其流動形式為不可壓縮流動[18]，將入口設置為速度入口（Velocity-Inlet）[19]，根據泵機排量計算得到入口流速為3.5 m/s。

2）出口與鉆具外部連通，將出口設置為壓強出口（Pressure-Outlet），壓強為101.325 kPa（1個標準大氣壓）。

3）將其他壁面設置成無滑移的固定壁面（Wall），壁面處流動函數取默認標準值。

4）流體方程使用湍流RNGk-ε模型[20]，該模型能更好地處理流場中流線彎曲較大的情況，符合本文模擬要求；利用SIMPLE算法進行速度與壓強耦合計算，采用一級迎風格式。

5）流體為不可壓縮流體，其性能參數如下：密度為 998.2 kg/m3、動力黏度為0.001 003 N·s/m2。環(huán)境參數為：外界溫度為20℃，大氣壓為101.325 kPa。

2.3 模擬結果分析

如圖5所示，在實際工作時，執(zhí)行機構中巴掌的推出過程是一個動態(tài)過程。在巴掌由完全閉合狀態(tài)逐漸打開的過程中，其與執(zhí)行機構殼體之間流體區(qū)域的體積越來越大；當巴掌完全打開時，流體區(qū)域的體積達到最大。為了便于量化分析流體區(qū)域壓強的變化規(guī)律，以打開角度示意巴掌的推出狀態(tài)，如圖8所示。巴掌是以其銷軸中心為回轉中心，在流體區(qū)域內鉆井液所提供動力的作用下向外旋轉。在從完全閉合到完全打開的過程中，巴掌共旋轉了20°。以4°為旋轉步長，利用上文所構建的三維模型分別模擬不同的巴掌打開角度下流體區(qū)域的平均壓強，以分析巴掌推出過程中該流體區(qū)域的壓強變化規(guī)律。

圖8 巴掌打開角度示意Fig.8 Schematic diagram of palm opening angle

通過模擬得到的流體區(qū)域平均壓強隨巴掌打開角度的變化曲線如圖9所示。從圖9中可以看出，在巴掌從完全閉合到完全打開的過程中，流體區(qū)域的平均壓強逐漸減??；當巴掌從打開4°逐漸至打開16°時（下文簡稱為第1階段），壓強變化曲線較陡，且壓強的變化幅度相對于后續(xù)階段大，但該階段每段的壓降基本不變；當巴掌從打開16°逐漸至打開20°時（下文簡稱為第2階段），壓強變化不明顯。

圖9 流體區(qū)域平均壓強隨巴掌打開角度的變化曲線Fig.9 Variation curve of average pressure of fluid zone with palm opening angle

為分析巴掌打開過程中與完全打開時新型執(zhí)行機構內部流場的區(qū)別，選取巴掌未完全打開（12°）與完全打開（20°）時的流場流線進行對比，結果如圖10所示。從圖10中可以看出，無論巴掌是未完全打開還是完全打開時，流體區(qū)域都會產生旋渦，但完全打開時產生的旋渦較多，且分布得更不均勻；當巴掌未完全打開時，流體區(qū)域產生的旋渦較少，且多分布于回轉中心附近以及右側出口下方的壁面邊緣附近。由于流體區(qū)域體積越大，則有越多的旋渦產生，而旋渦會導致能量耗散[21]，數量多且分布不均勻的旋渦導致巴掌完全打開時流體區(qū)域的平均壓強小于未完全打開時的。在巴掌打開的第1階段，由于流體區(qū)域體積較小，且體積隨巴掌打開角度的變化更加明顯，使得流場中的流線變化更大且旋渦位置變換更頻繁[22]，從而導致壓強變化劇烈；在第2階段，當巴掌打開角度增大時，雖然流場中的流線及旋渦位置也會產生變化，但體積較大的流體區(qū)域可穩(wěn)定原有流線[23]，使得壓強的變化程度不如第1階段劇烈。

圖10 巴掌打開角度不同時流體區(qū)域流場流線對比Fig.10 Comparison of flow field streamlines of fluid zone under different palm opening angles

為了便于后續(xù)研究，選取壓強較穩(wěn)定時（即巴掌完全打開時）的流體區(qū)域三維模型作為后續(xù)分析泄流縫隙尺寸參數敏感性的默認模型。巴掌完全打開時流體區(qū)域的壓強云圖如圖11所示。

圖11 巴掌完全打開時流體區(qū)域的壓強云圖Fig.11 Pressure nephogram of fluid zone with palm fully opened

由圖11可以看出，當巴掌完全打開時，流體區(qū)域中的低壓區(qū)域主要集中在出、入口處，高壓區(qū)域主要集中在除出、入口外的其余區(qū)域。由于出口的通流面積遠小于入口，當一定排量的鉆井液流入該區(qū)域后，其無法在短時間內及時地從出口泄流，從而導致該區(qū)域的壓強上升。由此可知，該新型執(zhí)行機構具有一定的保壓效果。此外，從圖11中還可以看出，入口正對曲面存在低壓區(qū)域，說明該附近存在壓強突變，結合圖10（b）所示的流體區(qū)域流場流線來分析其成因。

由圖10（b）可以看出，部分流線（圖中右側）從入口一直連接到出口，說明在該流體區(qū)域中，部分鉆井液從入口流入后直接從出口流出；而其余流線填充于流體區(qū)域遠離出口的另一側以及正對入口的中間區(qū)域，說明部分鉆井液進入流體區(qū)域后并不會直接流向出口。由于除右側外沒有其他出口且流體區(qū)域體積較小，使得流體區(qū)域內產生了若干個旋渦，這些旋渦會改變鉆井液流速方向，從而導致能量脈動，增強了流場擾動，產生了壓強損失[24]。而位于正對入口的流體區(qū)域附近的旋渦會將從入口流入的鉆井液分散至其他旋渦處，導致相對于其他旋渦來說，該區(qū)域的旋渦會造成更大的壓強損失，從而形成了低壓區(qū)域。

在執(zhí)行機構中，巴掌由其內部高壓流體提供動力將其推出。為計算巴掌所需的推靠力，可先計算流體區(qū)域的平均壓強，再求解該流體區(qū)域內鉆井液可對巴掌產生的推靠力大小[25]。鑒于巴掌完全打開時流體區(qū)域的流場較為穩(wěn)定，選用此時的流體區(qū)域平均壓強作為后續(xù)推靠力計算的依據。通過積分運算得到巴掌完全打開時流體區(qū)域的平均壓強，如圖12所示。

圖12 巴掌完全打開時流體區(qū)域平均壓強的變化曲線Fig.12 Variation curve of average pressure of fluid zone with palm fully opened

從圖12中可以看出，巴掌完全打開時流體區(qū)域的平均壓強最終穩(wěn)定在2 MPa左右，說明新型執(zhí)行機構的保壓效果良好，理論上可達到設計目的。

3 新型執(zhí)行機構關鍵尺寸參數的敏感性分析

3.1 敏感性分析方案

為探究新型執(zhí)行機構中各結構的尺寸參數對其內部流場的影響，分析流體區(qū)域壓強對關鍵尺寸參數變化的敏感性。根據實際工況，設計多組觀察新型執(zhí)行機構內部流體區(qū)域平均壓強隨單一尺寸參數變化的實驗，選取入口直徑、入口角度、泄流縫隙寬度和泄流縫隙長度這4個關鍵尺寸參數進行敏感性分析。在其他邊界條件一定的工況下，入口直徑決定了流體入流速度；入口角度決定了流場中流線的位置與方向；泄流縫隙的寬度和長度會影響流體區(qū)域的壓強。根據文獻[26]中的實驗結果，得到合適的執(zhí)行機構單個流道入口排量，并通過計算得到單個流體區(qū)域的入口排量。依據實際工況，可得單個流體區(qū)域的入口排量為0.1 L/s，除每組單一變量外，其余參數均為上文設定的默認參數，且采用流體區(qū)域體積最大時（即巴掌完全打開時）的流體區(qū)域進行分析。

3.2 入口直徑的影響

在流體區(qū)域入口排量一定和其他條件不變的情況下，設置5組入口直徑，通過模擬得到流體區(qū)域平均壓強與入口直徑的關系，結果如圖13所示。

圖13 流體區(qū)域平均壓強隨入口直徑的變化曲線Fig.13 Variation curve of average pressure of fluid zone with inlet diameter

從圖13中可以看出，隨著入口直徑的增大，流體區(qū)域的平均壓強在2 MPa左右波動，波動程度相對不明顯。

流體區(qū)域入口流速與入口排量的關系如下：

式中：Q為流體的體積流量，m3/s；S為流體過流截面面積，m2；V為流體在過流截面的瞬時速度，m/s。

在設計的工況條件下，流體區(qū)域的通流量恒定。由式（1）可知，鉆井液的入口流速與入口截面面積呈反比關系，則可推得：當入口直徑變化時，入口流速與入口直徑的平方呈反比，且入口直徑會影響鉆井液在入口附近的流場。因此，隨著入口直徑的增大，流體區(qū)域平均壓強的變化在整體上并無明顯規(guī)律，僅在一定范圍內波動。由于執(zhí)行機構殼體尺寸決定了入口直徑的大小，在設計時可次要考慮入口直徑對保壓效果的影響，應優(yōu)先考慮執(zhí)行機構殼體的尺寸要求。

3.3 入口角度的影響

在流體區(qū)域入口排量不變和其他條件一定的情況下，入口角度（入口與豎直方向的夾角，如圖14所示）會影響執(zhí)行機構內部流場，并改變旋渦位置與數量，進而影響流體區(qū)域的壓強。為探究流體區(qū)域壓強的變化規(guī)律，規(guī)定角度以順時針方向為正值，設置5組入口角度，通過模擬得到流體區(qū)域平均壓強與入口角度的關系，結果如圖15所示。

圖14 流體區(qū)域入口角度示意Fig.14 Schematic diagram of inlet angle of fluid zone

圖15 流體區(qū)域平均壓強隨入口角度的變化曲線Fig.15 Variation curve of average pressure of fluid zone with inlet angle

由圖15可以看出，在入口角度由負值變?yōu)檎档倪^程中，流體區(qū)域的平均壓強在2 MPa左右波動，且整體上呈增大趨勢，但總體波動程度相對不明顯。這說明流體區(qū)域壓強對入口角度的變化并不敏感，即該變量對執(zhí)行機構保壓效果的影響不大。由于入口為位于執(zhí)行機構殼體與巴掌相鄰處的一個圓柱形孔，相比于保壓需求，其角度的選擇更應滿足執(zhí)行機構殼體的設計要求。

3.4 泄流縫隙寬度的影響

在流體區(qū)域入口排量和其他條件一定的情況下，泄流縫隙寬度會對流體區(qū)域壓強產生影響。設置12組泄流縫隙寬度，通過模擬得到流體區(qū)域平均壓強與泄流縫隙寬度的關系，結果如圖16所示。

圖16 流體區(qū)域平均壓強隨泄流縫隙寬度的變化曲線Fig.16 Variation curve of average pressure of fluid zone with discharge gap width

由圖16可以看出，隨著泄流縫隙寬度的增大，流體區(qū)域的平均壓強分布在0～3.0 MPa內，且呈明顯的下降趨勢。這是因為隨著泄流縫隙寬度逐漸增大，鉆井液越來越容易從泄流縫隙處流出，導致流體區(qū)域的壓強逐漸減小，即執(zhí)行機構的保壓效果越來越差。另外，流體區(qū)域的平均壓強與泄流縫隙寬度并不呈線性關系。從圖16中可以看到：當泄流縫隙寬度小于0.2 mm時，流體區(qū)域的平均壓強呈迅速下降趨勢，壓降也呈迅速減小趨勢，說明當寬度小于0.2 mm時，壓強對泄流縫隙寬度的變化非常敏感；當寬度大于0.2 mm時，流體區(qū)域的平均壓強呈平緩下降趨勢，壓降基本不變，說明當寬度大于0.2 mm后，泄流縫隙無法起有效的保壓作用。

此外，在執(zhí)行機構運作時，巴掌會產生一定的晃動。當泄流縫隙寬度小于臨界值時，由于流體區(qū)域壓強對泄流縫隙寬度的變化非常敏感，巴掌晃動對泄流縫隙寬度產生的影響不能忽視，且泄流縫隙越窄，巴掌晃動產生的影響越明顯，這就對執(zhí)行機構的實體加工有更高的要求。在選擇泄流縫隙寬度時，應在加工情況允許的條件下選擇小于0.2 mm，以使其更好地起保壓作用。

3.5 泄流縫隙長度的影響

執(zhí)行機構內部流體區(qū)域通過出口與鉆具外部相連通。將從執(zhí)行機構外徑處到巴掌B面處有鉆井液流過的區(qū)域的長度定義為泄流縫隙長度，如圖17所示。泄流縫隙的長度取決于巴掌的打開角度和執(zhí)行機構的外徑：巴掌打開角度越小、執(zhí)行機構外徑越大，泄流縫隙越長。由于執(zhí)行機構外徑是根據整個鉆具尺寸確定的[27]，在鉆具總體尺寸允許的情況下，通過改變執(zhí)行機構外徑得到5組不同的泄流縫隙長度，并通過模擬得到流體區(qū)域平均壓強與泄流縫隙長度的關系，結果如圖18所示。。

圖17 泄流縫隙長度示意Fig.17 Schematic diagram of discharge gap length

圖18 流體區(qū)域平均壓強隨泄流縫隙長度的變化曲線Fig.18 Variation curve of averge pressure of fluid zone with discharge gap length

由圖18可知，流體區(qū)域的平均壓強分布在1.7～1.9 MPa內。在鉆具整體尺寸允許的情況下，流體區(qū)域平均壓強隨泄流縫隙長度的增大而增大，但增大趨勢平緩。這是因為隨著泄流縫隙長度的增大，流體區(qū)域內的鉆井液越來越難從出口處流出。若當泄流縫隙的長度遠大于其寬度時，對于流體區(qū)域內的鉆井液來說，相當于流入了密閉空間，理論上此時流體區(qū)域的平均壓強急劇升高且達到最大值。但受限于執(zhí)行機構的尺寸，泄流縫隙的長度并不會無限大，則流體區(qū)域的壓強僅會在一定范圍內略微增大。由此可知，在執(zhí)行機構外徑確定的情況下，流體區(qū)域的壓強對泄流縫隙長度的變化并不敏感，在設計時選擇合適長度即可。

4 結論

為提高地質鉆探中泵機排量較小工況下自動垂直鉆具的糾斜能力，本文從機械式自動垂直鉆具入手，設計了帶有泄流縫隙的新型執(zhí)行機構，通過建立其內部流體區(qū)域的三維模型，利用CFD軟件分析流體區(qū)域的流場流線和平均壓強，并對其關鍵尺寸參數進行敏感性分析，來驗證所設計執(zhí)行機構的保壓效果，得到如下結論。

1）對于所設計的執(zhí)行機構，當巴掌完全打開時，其內部流體區(qū)域的流場較為穩(wěn)定；當單個流體區(qū)域的入口排量為0.1 L/s時，該流體區(qū)域的平均壓強可達到1.9 MPa。仿真結果表明，所設計的執(zhí)行機構的保壓效果良好，能夠滿足泵機小排量工況下的工作需求，提高了地質鉆探中機械式自動垂直鉆具的糾斜能力。

2）通過對入口直經、入口角度、泄流縫隙寬度和泄流縫隙長度這4個關鍵尺寸參數進行敏感性分析后發(fā)現：泄流縫隙寬度對執(zhí)行機構保壓效果的影響最為明顯，其他3個尺寸參數均為次要因素；泄流縫隙寬度的臨界值為0.2 mm，當寬度小于0.2 mm時，執(zhí)行機構流體區(qū)域的壓強對泄流縫隙寬度的變化非常敏感；當寬度大于0.2 mm時，流體區(qū)域的壓強變化相對不明顯。在加工條件允許的情況下，應控制泄流縫隙的寬度小于0.2 mm，以改善執(zhí)行機構的保壓性能，從而提高機械式自動垂直鉆具的糾斜能力。