新型双作用液动锤的研究*

早在19世纪末，人们便开始致力于液动冲击回转钻进技术的研究工作，但直到20世纪60年代，美国、日本、德国、苏联等发达国家才成功研制出了适合工程应用的液动锤[1]。中国地质科学院勘探技术研究所与吉林大学(原长春地质学院)是最早从事液动锤研究的单位，分别研制出了射吸式和射流式液动锤，在地质钻探、金矿等行业得到了大量的推广应用[2-3]。随着液动锤钻进工艺技术发展的需要，黄雪琴[4]、张海平[5]、赵建军[6]等分别对双作用液动锤、射流式冲击器和高频液动锤进行了设计与优化研究，并对其性能进行了台架试验验证，取得了一定的研究成果；曹学斌[7]、赵铁峰[8]、卢予北[9]等将液动锤与绳索取心钻进工艺相结合，应用于金矿复杂地层、坚硬致密“打滑”地层的钻进工作，取得了较好效果。液动锤在施工垂直下行孔时取得了较好效果，但在煤矿井下硬岩钻进施工上行孔或近水平孔(岩石坚固性系数f=8～12，施工角度为+5°)，却表现出冲击功小、钻进速度慢等缺点。为解决煤矿井下硬岩钻进的施工难题，本文研制了一种新型双作用阀控式液动锤，以达到井下或隧道快速施工上行或近水平硬岩孔的目的。

1 双作用阀控式液动锤的工作原理

由于气动冲击钻进在施工过程中存在较大的粉尘与噪音污染，且针对射流式和射吸式液动锤在施工近水平孔或上行孔时效率低、冲击功小等不足，本文结合液压凿岩冲击器的结构特点，在对无簧阀式双作用液动锤结构分析的基础上，结合水力凿岩冲击器的工作原理[10-11]，设计了一种新型双作用阀式液动锤，其结构原理见图1。高压水进入液动锤后，分别进入活阀(类似于先导阀)的环状间隙、活塞的前后腔，同时控制流体由活塞前腔引入到活阀前腔，由于活阀前腔作用面积大于后腔作用面积，促使活阀快速左移回程，当活阀上的泄压口与排液口连通时，活塞后腔压力迅速下降(近似为零)，远低于其前腔压力，从而促使活塞快速回程。当活阀回程到上死点时，由于活阀环状间隙中2个台肩面积不等，使活阀换向右移，其泄压口又逐渐被关闭，同时活塞后腔与高压水连通，形成水击现象，活塞回程结束，在水击压力作用下，活塞实现快速冲程，冲击钻头尾部，在旋转的配合下，实现硬岩层的快速钻进。

图1 新型双作用阀式液动锤结构原理

1—后接头；2—高压水通道；3—活阀；4—泄压口；

5—控制流体；6—活塞；7—钻头

2 液动锤活塞动力学模型的建立

液动锤工作时，由于活阀的泄漏油口是逐渐打开和关闭的，故活塞受力情况是相当复杂的，属于非线性动力学系统，为准确求解，需列出一系列非线性微分方程组。但这种方法求解难度较大，没有任何实际意义。为解决非线性系统动力学问题，可近似地把活塞受到的力看作是线性变化的，于是可建立活塞的动力学模型。

2.1 活塞回程时的动力学方程

活塞回程阶段示意见图2，以活塞为研究对象，根据牛顿第二定律，可建立活塞回程阶段的动力学方程：

(1)

式中，m为活塞质量，为活塞回程时的加速度，m/s2；F1为活塞回程时后腔所受到的液压力,回程时，后腔与出液口导通，水压近似为零，故F1=0 N；F2为活塞右侧受到的液体压力,N；Fs为活塞回程阶段受到的水力阻力作用，为活塞与密封圈、活塞与滑阀套相对滑动时所受到的摩擦力，N,Ff=μπdhps[12]，其中，μ为密封圈与配合面的摩擦系数,d为密封相对运动处的直径，m,h为密封圈的有效宽度，m,ps为密封圈处的工作压力，Pa。

图2 活塞回程阶段的受力分析示意

2.2 活塞冲程时的动力学方程

活塞冲程阶段示意见图3，其后腔受到水击压力作用，且后腔作用面积远大于前腔作用面积，活塞快速冲程，可建立活塞回程阶段的动力学方程：

(2)

式中，m为活塞质量，为活塞冲程时的加速度，m/s2；F1为活塞冲程时后腔所受到的液压力，为泵压与活塞环状面积乘积，N；Fd为水击压力，即活阀将活塞后腔与出液口阻断，同时导通高压与前腔瞬间所产生的压力，其中，C为水击波速，为与管道材料相关的参数，D为通水孔内径，m，i为通水孔壁厚，m； F2为活塞冲程阶段受到的液体压力，N；Fs为活塞冲程阶段受到的水力阻力，N；Ff为活塞与密封圈、活塞与滑阀套相对滑动时所受到的摩擦力，N。

图3 活塞冲程阶段的受力分析示意

3 活塞冲击性能分析

根据双作用阀式液动锤的动力学模型， 利用Matlab软件编制了仿真程序，对其微分方程进行求解，可得到活塞回程和冲程阶段行程与时间的特性曲线，见图4、图5。可知，活塞回程时，活阀上的泄压口与活塞后腔迅速连通，使活塞后腔压力迅速下降为零，在压差作用下，快速启动回程；冲程阶段，当活阀泄压口与活塞后腔关闭且连通高压腔与后腔时，由于惯性作用，活塞还将往左运动微段距离，并迅速启动并完成冲程。

图4 回程阶段活塞行程与时间的关系

图5 冲程阶段活塞行程与时间的关系

4 液动锤样机主要技术参数

根据动力学模型，结合钻孔需要，设计并试制了1台φ89 mm双作用液动锤样机，其结构参数见表1。样机及试验室试验见图6。当泵量为200 L/min，泵压为6 MPa时，其冲击功为48.6 J，与理论计算值44.5 J基本相符。

表1 YCJQ89型新型液动冲击器的主要技术参数

图6 液动锤的试验室试验

5 现场试验

2018年12月将样机送至松藻煤矿矛口巷道的灰岩层中进行试验，岩石坚固性系数f>10，试验泵流量为200 L/min，泵压为8 MPa。灰岩中施工时，其钻进速度为0.08～0.15 m/min，比φ90 mm低风压气动冲击器略低，比普通回转钻机高2倍左右。试验共完成2个孔，孔深分别为44和53.5m。试验完成后，拆开液动锤，发现配流套磨损严重，活塞等其他零件没有发现磨损情况，见图7。

图7 试验后的液动锤配流套

6 结 论

(1)通过分析与研究液动锤工作原理，建立了液动锤的几何模型；同时为研究液动锤的冲击性能，建立了液动锤活塞的动力学模型。

(2)根据活塞的动力学模型，建立了相应动力学方程，利用matlab软件编制了M文件，对活塞的回程和冲程阶段的性能进行了仿真分析，得出了活塞回程和冲程阶段的启动性能曲线，并将其与设计样机进行性能对比，发现其冲击功与冲击性能较为吻合，说明动力学分析模型建立的正确性。

(3)通过井下工业性试验，发现液动锤的配流套磨损严重，使活塞冲击性能下降，严重影响了液动锤的冲击功、冲击频率等性能参数，后期将重点研究液动锤关键零件的可靠性方面，为液动锤的推广应用奠定基础。

(4)设计的阀控式双作用液动锤，通过试验室与井下工业性试验，验证了液动锤的冲击性能，为煤矿井下或隧道近水平或仰孔硬岩层施工提供了高效、清洁的孔底动力钻具，具有较好的推广应用前景。