孫養(yǎng)清 易先中 萬(wàn)繼方 易軍 吳霽薇 刁斌斌 陳志湘

常規(guī)沖擊器采用的水力脈沖方法存在的沖蝕問(wèn)題對(duì)沖擊器的工作壽命影響較大。為此，提出一種機(jī)械舉升及碟簧蓄能沖擊方法并設(shè)計(jì)了一種機(jī)械式復(fù)合沖擊器，通過(guò)實(shí)例模型驗(yàn)證了機(jī)構(gòu)的可行性，在此基礎(chǔ)上采用理論計(jì)算與數(shù)值分析相結(jié)合的方法對(duì)其壓縮蓄能、扭沖、軸沖特性展開(kāi)分析。研究結(jié)果表明：在10～100 MPa軸向壓縮下，數(shù)量為11的碟簧組其總變形量增長(zhǎng)率是數(shù)量為5的碟簧組變形量的約2.66倍，但其等效應(yīng)力曲線特性相近；扭沖特性與徑向沖擊力成正比，下軸體端面總速度和總變形量與沖擊力均呈線性相關(guān)，4對(duì)扭轉(zhuǎn)沖擊力作用的端面總速度約是2對(duì)的2.54倍；擺線軌跡線的舉升座在30 r/min的運(yùn)動(dòng)狀態(tài)下，12 mm沖程的最大沖擊速度為0.2 m/s，最大沖擊加速度為5.6 m/s2，為防止沖擊過(guò)程接觸應(yīng)力過(guò)大需合理選擇沖程大小，可通過(guò)增加扭沖對(duì)數(shù)、提高組合碟簧數(shù)量來(lái)增強(qiáng)沖擊特性。研究結(jié)果可為復(fù)合沖擊器的設(shè)計(jì)選型提供理論支撐。

復(fù)合沖擊器；機(jī)械式；軸向沖擊；扭轉(zhuǎn)沖擊；沖程

Working Characteristics of Mechanical Composite Impactor

Conventional impactor works with hydraulic impulse，which may induce erosion to impact the working life of the impactor.To this end，a mechanical lifting and disc spring energy storage impact method was proposed and a mechanical composite impactor was designed.The mechanism was verified by an example model，and then its compression energy storage，torsional impact，and axial impact characteristics were analyzed by combining theoretical calculation and numerical analysis.The results show that，under the axial compression of 10 to 100 MPa，the growth rate of the total deformation of the disc spring group with the number of 11 is about 2.66 times of that with the number of 5，but the characteristics of their equivalent stress curves are similar.The torsional impact is proportional to the radial impact force，the total velocity and total deformation of the lower shaft end face are linearly correlated with the impact force，and the total velocity of the end face with 4 pairs of torsional impact is about 2.54 times that with 2 pairs of torsional impact.When the lifting seat with pendulum trajectory moves at 30 r/min over 12 mm stroke，the maximum impact velocity is 0.2 m/s and the maximum impact acceleration is 5.6 m/s2.A proper stroke should be selected to prevent a too high contract stress in the impact process.The impact characteristics can be improved by increasing the pairs of torsion impact and the number of combined disc springs.The research results provide a theoretical support for the design of composite impactor.

composite impactor;mechanical;axial impact;torsional impact;stroke

0 引 言

孫養(yǎng)清，等：機(jī)械式復(fù)合沖擊器的工作特性分析

隨著油氣資源勘探開(kāi)發(fā)的不斷發(fā)展，深井、超深井?dāng)?shù)量不斷增多，開(kāi)采條件愈加復(fù)雜。鉆井效率低、動(dòng)力損失嚴(yán)重、鉆頭磨損等問(wèn)題日益突出［1-3］。在油氣勘探過(guò)程中，機(jī)械破巖是主導(dǎo)方式，研制適合所鉆地層的高效破巖工具尤為重要［4］。復(fù)合沖擊器可提高鉆頭的吃入深度、加強(qiáng)鉆頭對(duì)巖石的作用力、抑制PDC鉆頭的黏滑振動(dòng)，在復(fù)雜地層的勘探中具有廣闊的應(yīng)用前景［5-9］。

目前，眾多學(xué)者對(duì)復(fù)合沖擊器的研究取得了一定進(jìn)展。查春青等［10］結(jié)合扭轉(zhuǎn)沖擊破巖及水力脈沖空化射流提速方法，研制了雙向耦合沖擊鉆具。汪偉等［11］設(shè)計(jì)了脈動(dòng)式扭轉(zhuǎn)沖擊鉆井工具，通過(guò)高壓鉆井液驅(qū)動(dòng)渦輪旋轉(zhuǎn)，帶動(dòng)旋轉(zhuǎn)軸旋轉(zhuǎn)，周向腔體交替與旋轉(zhuǎn)軸中心孔的高壓流道及旋轉(zhuǎn)軸外環(huán)空低壓流道連通，實(shí)現(xiàn)扭轉(zhuǎn)沖擊。張昕等［12］設(shè)計(jì)了具有低頻高幅特性的旋轉(zhuǎn)沖擊鉆井提速裝置。葉道輝等［13］研制出同頻異位式復(fù)合沖擊器，其軸向沖擊和扭向沖擊頻率相同。在復(fù)合沖擊破巖機(jī)理研究方面，胡思成等［14］利用ABAQUS 有限元軟件和試驗(yàn)數(shù)據(jù)驗(yàn)證的方法，研究了旋轉(zhuǎn)沖擊和扭轉(zhuǎn)沖擊載荷作用下的破巖過(guò)程和破巖效率。閆炎等［15］基于有限元方法，依據(jù)旋轉(zhuǎn)沖擊破巖試驗(yàn)數(shù)據(jù)，建立并驗(yàn)證了全尺寸PDC鉆頭旋轉(zhuǎn)沖擊破巖數(shù)值模型及模擬方法。

前人設(shè)計(jì)的復(fù)合沖擊器主要通過(guò)水力脈動(dòng)方法來(lái)實(shí)現(xiàn)扭轉(zhuǎn)沖擊，但水力脈動(dòng)易損壞密封件、對(duì)流道變截處產(chǎn)生沖蝕影響，同時(shí)沖擊器內(nèi)部產(chǎn)生的銹蝕等問(wèn)題縮短了沖擊器的使用壽命［16］。針對(duì)前人設(shè)計(jì)的復(fù)合沖擊器中水力脈沖射流的缺點(diǎn)，結(jié)合復(fù)合沖擊破巖機(jī)理，筆者提出一種機(jī)械舉升及彈簧蓄能方法，并設(shè)計(jì)了一種機(jī)械式復(fù)合沖擊器。通過(guò)數(shù)值分析的方法對(duì)其扭沖、軸沖及壓縮蓄能特性展開(kāi)分析，研究結(jié)果可為復(fù)合沖擊器的設(shè)計(jì)提供參考。

1 技術(shù)分析

1.1 工具結(jié)構(gòu)

機(jī)械式復(fù)合沖擊器主要由中心軸、組合碟簧、軸沖部、扭沖部組成，結(jié)構(gòu)如圖1所示。組合碟簧安裝在沖錘上端；軸沖部由沖錘和舉升座構(gòu)成，沖錘內(nèi)側(cè)滾子與舉升座相接觸；舉升座與中心軸花鍵配合如截面A-A所示；扭沖部由蓄力座、沖擊座組成，沖擊座均布安裝沖擊塊后與殼體緊密配合，蓄力座均布安裝蓄力塊后與下軸體緊密配合，下軸體內(nèi)部與中心軸花鍵配合如B-B截面所示。

1.2 工作原理

機(jī)械式復(fù)合沖擊器工作原理如圖2所示。該裝置的沖擊部分由軸向沖擊與扭轉(zhuǎn)沖擊這2部分組成，如圖2b所示。如圖2a所示，在下軸體的外圓周面均布的沖擊弧面用來(lái)承受沖擊塊的沖擊。單次沖擊過(guò)程可分為壓縮蓄力、蓄力結(jié)束、開(kāi)始扭沖3個(gè)過(guò)程。當(dāng)首次扭轉(zhuǎn)沖擊結(jié)束后，安裝于下軸體上的蓄力塊開(kāi)始擠壓沖擊塊，對(duì)沖擊塊下部的蓄力彈簧進(jìn)行壓縮。在中心軸的旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)下帶動(dòng)蓄力座轉(zhuǎn)動(dòng)，到達(dá)蓄力結(jié)束位置時(shí)沖擊塊在蓄力彈簧的作用下產(chǎn)生瞬時(shí)沖擊力，沖擊力作用于下軸體實(shí)現(xiàn)扭轉(zhuǎn)沖擊動(dòng)作。如圖2c所示，舉升座與中心軸花鍵配合，沖擊器工作時(shí)，沖錘內(nèi)置的滾子沿軌跡舉升后壓縮組合碟簧。當(dāng)舉升完畢后，沖錘產(chǎn)生瞬時(shí)的軸向沖擊力，作用于下軸體后傳遞至鉆頭，用于鉆頭輔助破巖。

1.3 工具參數(shù)及特點(diǎn)

機(jī)械式復(fù)合沖擊器的主要技術(shù)參數(shù)包括工具尺寸及使用工況，如表1所示。

圖3為不同鉆具工作原理圖。如圖3a所示，常規(guī)鉆具上端施加鉆壓后通過(guò)鉆頭旋轉(zhuǎn)進(jìn)行破巖，遇到硬地層時(shí)鉆頭切入巖石困難，可通過(guò)施加如圖3b所示的軸向沖擊器輔助破巖。在深井段，鉆井過(guò)程易出現(xiàn)黏滑現(xiàn)象，即鉆頭在某一狀態(tài)下停止轉(zhuǎn)動(dòng)，上部鉆桿持續(xù)施加轉(zhuǎn)矩后迫使鉆頭產(chǎn)生瞬時(shí)轉(zhuǎn)動(dòng)現(xiàn)象，可通過(guò)如圖3c所示的扭轉(zhuǎn)沖擊以減輕黏滑現(xiàn)象的發(fā)生。

如圖3d所示，復(fù)合沖擊器結(jié)合軸向與扭轉(zhuǎn)2種沖擊效果，采用機(jī)械式?jīng)_擊機(jī)構(gòu)，杜絕了液動(dòng)式?jīng)_擊器的沖蝕與銹蝕損傷。通過(guò)碟簧蓄能，以增強(qiáng)軸沖特性。沖錘的內(nèi)部設(shè)有滾子結(jié)構(gòu)，可減輕沖錘與舉升座的磨損，避免了滾子直接作用于下軸體而對(duì)滾子產(chǎn)生變形，影響沖擊器的使用壽命。

2 工作特性分析

通過(guò)數(shù)值分析的方法對(duì)復(fù)合沖擊器的碟簧壓縮特性、扭轉(zhuǎn)沖擊特性、軸向沖擊特性分別展開(kāi)論述。

2.1 碟簧壓縮特性分析

2.1.1 碟簧選型

碟簧在載荷作用方向上尺寸較小，較小的變形可承受較大載荷，軸向空間緊湊具有較大變形能，采用不同的組合形式可以得到不同的載荷、非線性、零剛度及負(fù)剛度的變形特性曲線［17］。針對(duì)井下高溫、防腐蝕條件下需選用693F或20813特殊材料。為了滿足軸向壓縮的變形量，采用圖4所示的對(duì)合組合碟簧，同時(shí)根據(jù)實(shí)際的壓縮力可采用復(fù)合組合形式以增加軸向的蓄力大小。

碟簧的力學(xué)特性關(guān)系如下［18］。

碟簧載荷F為：

碟簧變形能U為：

式中：K1是與碟簧內(nèi)外徑比C（D/d）相關(guān)的比例系數(shù)；K4為有無(wú)支承面系數(shù)，取無(wú)支撐面彈簧，K4=1；E為材料彈性模量，MPa；μ為材料泊松比；f為單片碟簧的變形量，mm；t為碟簧厚度，mm；h0為碟簧壓平時(shí)的變形量，mm；D、d分別為碟簧的內(nèi)、外徑，mm。

2.1.2 壓縮特性

使用靜態(tài)結(jié)構(gòu)分析中的Mechanical APDL求解器對(duì)碟簧組的壓縮特性進(jìn)行分析，建立碟簧組碟簧個(gè)數(shù)n為5、7、9、11的4組碟簧組模型。網(wǎng)格設(shè)置為多區(qū)域映射六面體網(wǎng)格，網(wǎng)格大小取5 mm，共計(jì)11 286個(gè)單元、67 032個(gè)節(jié)點(diǎn)，平均單元質(zhì)量為0.949 83，表明網(wǎng)格質(zhì)量較好，滿足分析要求。碟簧外徑D取160 mm，內(nèi)徑d取80 mm，厚度t取10 mm，極限行程h0取3.5 mm，自由高度H0取13.5 mm，泊松比為0.3，彈性模量為206 GPa。設(shè)碟簧間的接觸為粗糙接觸，對(duì)碟簧組上接觸面采用固定約束，設(shè)置分析步驟為10步后對(duì)碟簧組下端外圓均勻施加10～100 MPa的載荷。其中100 MPa載荷下的壓縮位移云圖如圖5所示。

總結(jié)4組碟簧組在不同載荷下的總變形量及等效應(yīng)力值，繪制特性曲線如圖6所示。圖6a線性擬合函數(shù)為：y1=0.165x1+1.542；y2=0.131x2+1.193；y3=0.097x3+0.846；y4=0.062x4+0.245。n取11的總變形量增長(zhǎng)率為n取5的約2.66倍，近似于線性關(guān)系。當(dāng)載荷為100 kN時(shí)，n取5、7、9、11時(shí)的最大等效應(yīng)力分別為3 209.7、3 894.3、3 901.0、3 886.1 MPa，應(yīng)力特性相近。

2.1.3 特性驗(yàn)證

為了驗(yàn)證分析模型的準(zhǔn)確性，采用相同的約束條件與控制方程，建立文獻(xiàn)［19］所述的碟簧模型，其壓縮過(guò)程如圖7所示。10～100 MPa下組合碟簧的變形特性曲線如圖8所示。通過(guò)對(duì)特性曲線線性擬合后對(duì)其斜率進(jìn)行比較，試驗(yàn)值較仿真值偏大約14%，表明模型具有一定的準(zhǔn)確性。

2.2 扭沖特性分析

2.2.1 扭沖原理

扭轉(zhuǎn)沖擊是通過(guò)壓縮周向分布的沖擊塊的內(nèi)部彈簧進(jìn)行蓄能，完成蓄能后作用沖擊力于下軸體，其徑向分力相互抵消而周向分力可對(duì)下軸體提供扭矩。在多組沖擊塊的共同作用下可產(chǎn)生較大的扭沖力，如圖9所示。

在徑向沖擊裝置的往復(fù)式?jīng)_擊下，產(chǎn)生周期扭轉(zhuǎn)沖擊，其沖擊力作用公式如下。

彈簧壓縮能：

Fi=kx1－x0（3）

轉(zhuǎn)矩：

聯(lián)立式（3）、式（4）得彈簧與轉(zhuǎn)矩的關(guān)系：

式中：k為彈簧彈性系數(shù)，N/mm；x1為壓縮前彈簧長(zhǎng)度，mm；x0為壓縮后彈簧長(zhǎng)度，mm；N為沖擊個(gè)數(shù)；α為沖擊力與徑向力夾角，（°）；d1為沖擊傳動(dòng)軸直徑，mm；dx為沖擊傳動(dòng)軸外徑凸起高度，mm。

2.2.2 特性分析

下軸體是承受沖擊的關(guān)鍵零件，其材料既要滿足一定的強(qiáng)度還要滿足一定的韌性，故整體材料選取9Cr18鋼，再將硬質(zhì)合金YG15通過(guò)銅焊接在沖擊接觸面［20］。9Cr18材料密度為7.66×103 kg/m3，彈性模量為228 GPa，泊松比為0.288。整體網(wǎng)格大小為5 mm，沖擊接觸面網(wǎng)格加密為1 mm，單元平均質(zhì)量為0.71，滿足分析要求。

通過(guò)ANSYS瞬態(tài)分析模塊分析沖擊器的沖擊瞬態(tài)特性，模型約束條件如圖9b所示，底面為固定約束，上部施加鉆壓Ft。如圖9c所示，建立4對(duì)、3對(duì)、2對(duì)、1對(duì)4組扭沖力模型，F(xiàn)a、Fb、Fc、Fd為扭沖力，設(shè)時(shí)間步長(zhǎng)為1 s，取扭沖力為10 kN，其扭轉(zhuǎn)特性如圖10所示。

扭沖力取500 N，9.1×103倍放大后下軸體扭轉(zhuǎn)變形過(guò)程如圖11所示。在扭轉(zhuǎn)沖擊力作用下，沖擊傳動(dòng)軸出現(xiàn)扭轉(zhuǎn)的運(yùn)動(dòng)狀態(tài)，符合扭沖破巖的特性要求。為了揭示不同作用力與沖擊對(duì)數(shù)下沖擊器的扭轉(zhuǎn)特性，施加5～20 kN作用力對(duì)下軸體端面的總速度及總變形量進(jìn)行特性分析，結(jié)果如圖12所示。由圖12可知，端面總速度和總變形量與沖擊力均呈線性相關(guān)，4對(duì)扭轉(zhuǎn)沖擊力作用的端面總速度約是2對(duì)的2.54倍。

取沖擊力為5 kN，軸端面圓周分布的總變形量及速度反映了鉆頭的扭轉(zhuǎn)沖擊效果。軸端面扭轉(zhuǎn)特性如圖13所示。在徑向沖擊塊的作用下，下軸體為扭轉(zhuǎn)狀態(tài)。在1 s的瞬態(tài)時(shí)間內(nèi)4對(duì)扭轉(zhuǎn)沖擊力作用下端面的最大總速度為0.032 mm/s，總變形量為0.016 2 mm；2對(duì)扭轉(zhuǎn)沖擊力的最大總速度為0.013 mm/s，總變形量為0.003 2 mm。因此，可適當(dāng)提高沖擊力對(duì)數(shù)和大小來(lái)增大傳遞至鉆頭的扭轉(zhuǎn)沖擊力。

2.3 軸向沖擊特性分析

2.3.1 軸向沖擊原理

軸向沖擊破巖是通過(guò)沖錘將沖擊力傳遞至鉆頭，鉆頭受到?jīng)_擊力后作用于巖石，使巖石破裂，在循環(huán)載荷的作用下，巖石破碎直至粉碎，實(shí)現(xiàn)鉆進(jìn)過(guò)程。軸向沖擊破巖原理如圖14所示［21］。設(shè)沖錘質(zhì)量為mh、鉆頭質(zhì)量為mb、沖擊速度為v0、反彈速度為v1，反射應(yīng)力波為σr、入射應(yīng)力波為σi；沖擊高度為h1，回彈高度為h2。

結(jié)合圖14可以得出鉆頭的運(yùn)動(dòng)控制方程，具體如下［22］：

初始條件為：

式中：mb為沖錘質(zhì)量，kg；Ab為沖錘橫截面積，m2；ρ為沖錘密度，kg/m3；c為縱波速度，m/s；K穿透阻力系數(shù)；u為鉆頭的穿透深度，m；v0為沖擊速度，m/s。

由式（6）可知，增強(qiáng)鉆頭的破巖特性需要較大的軸向沖擊速度以及合理的沖擊結(jié)構(gòu)。凸輪構(gòu)形的舉升座可通過(guò)調(diào)整沖程大小產(chǎn)生不同的沖擊速度，并且其結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單。圖15為舉升示意圖。與沖錘相互配合的滾子沿舉升座運(yùn)動(dòng)，上沖程時(shí)壓縮碟簧，下沖程時(shí)由沖錘自身重力和碟簧的彈力產(chǎn)生軸向沖擊。

沖擊頻率對(duì)沖擊效果具有重要影響，通過(guò)增加舉升座軌跡數(shù)量可提高沖擊頻率。若保持沖程h不變，隨著舉升座軌跡數(shù)量增加，其螺旋升角θ將增大，此時(shí)需要考慮滾子的受力，確保其能夠順利舉升。

沖擊頻率的計(jì)算公式為：

f1=λR/60（8）

式中：f1為沖擊頻率，Hz；λ為舉升座軌跡數(shù)量；R為螺桿馬達(dá)轉(zhuǎn)速，r/min。

如圖15所示，上沖程段滾輪受力情況為：

式中：θ為螺旋升角，（°）；G為重力，kN；Fn為凸輪座的支撐力，kN；Fx為支持力水平分力，kN；Fy為支持力垂直分力，kN；F為舉升座對(duì)滾子的水平作用力，kN；F1為滾動(dòng)摩擦力，kN；F2為軸向滑動(dòng)摩擦力，kN;μ1、μ2分別為滾動(dòng)、滑動(dòng)摩擦因數(shù)。

為了實(shí)現(xiàn)舉升過(guò)程，需滿足式（11）及螺旋升角θ不宜過(guò)大，防止出現(xiàn)自鎖。

2.3.2 軸向沖擊特性

舉升座輪廓取擺線構(gòu)形，其運(yùn)動(dòng)速度與加速度均為連續(xù)變化，無(wú)剛性沖突與柔性沖突，適用于高速運(yùn)動(dòng)。為了顯示復(fù)合沖擊鉆具的軸沖特性，建立12、10、8、6、4 mm共5組不同沖程的軸沖模型，通過(guò)Iventor凸輪設(shè)計(jì)加速器，對(duì)其舉升行程、速度、加速度、接觸應(yīng)力展開(kāi)特性分析，結(jié)果如圖16所示。

設(shè)舉升座旋轉(zhuǎn)角速度ωa=30 r/min，作用于滾子上的力為Fa=10 kN，舉升座及滾子的彈性模量取206 GPa，泊松比為0.3。為了清晰顯示其工作特性，將模型放大2倍，其參數(shù)見(jiàn)表2。

如圖16a所示，采用擺線軌跡線的舉升座軌跡，滾子運(yùn)動(dòng)連續(xù)平穩(wěn)。速度及加速度反映了軸向沖擊力的大小。如圖16b所示，沖程越高其軸向沖擊速度越大，12 mm沖程軌跡的最大沖擊速度為0.2 m/s，約是4 mm沖擊軌跡的3.3倍。如圖16c所示，沖程越高其軸向沖擊加速度越大，12 mm沖程軌跡時(shí)最大沖擊加速度為5.6 m/s2，約是4 mm沖程軌跡的3.08倍。如圖16d所示，在上沖程段5組不同沖程軌跡的舉升座接觸應(yīng)力均小于1 150 MPa，在沖擊段12 mm沖程的舉升座的接觸應(yīng)力達(dá)8 507 MPa，此時(shí)易對(duì)滾子產(chǎn)生變形?？紤]摩擦和沖擊的影響，滾子及沖擊部件應(yīng)選用高強(qiáng)度、耐磨損材料。

3 實(shí)例分析

復(fù)合沖擊器的軸沖部結(jié)構(gòu)較為簡(jiǎn)單，而扭沖部的結(jié)構(gòu)則較為復(fù)雜。為了進(jìn)一步了解扭沖部的工作特性，按1∶3比例對(duì)各個(gè)零部件進(jìn)行了加工。將各個(gè)零件進(jìn)行組裝后如圖17a所示，其內(nèi)部結(jié)構(gòu)如圖17b所示，通過(guò)內(nèi)部花鍵傳遞轉(zhuǎn)矩驅(qū)動(dòng)下軸體轉(zhuǎn)動(dòng)，進(jìn)行了扭沖特性分析，驗(yàn)證了結(jié)構(gòu)的合理性。

隨著鉆探技術(shù)的發(fā)展，鉆具種類(lèi)愈加豐富，通過(guò)井下工具動(dòng)態(tài)模擬測(cè)試系統(tǒng)可以對(duì)沖擊鉆具進(jìn)行地面試驗(yàn)，測(cè)試其鉆速及破巖特性，但是缺乏針對(duì)其沖擊特性的信號(hào)采集及處理。井下工具動(dòng)態(tài)測(cè)試臺(tái)架如圖18所示。后期應(yīng)設(shè)計(jì)一種沖擊特性信號(hào)采集接頭，將復(fù)合沖擊鉆具與采集接頭連接后分別測(cè)試其軸沖、扭沖及振動(dòng)特性，將測(cè)試結(jié)果導(dǎo)入計(jì)算機(jī)進(jìn)行特征提取與分析，為沖擊鉆具的優(yōu)化設(shè)計(jì)提供指導(dǎo)。

4 結(jié) 論

針對(duì)水力脈沖射流沖擊方法存在的沖蝕問(wèn)題，提出一種機(jī)械舉升及碟形彈簧蓄能沖擊方法，并基于該方法設(shè)計(jì)了一種機(jī)械式復(fù)合沖擊器。通過(guò)實(shí)例模型對(duì)機(jī)構(gòu)的可行性進(jìn)行了驗(yàn)證，以理論計(jì)算與數(shù)值分析相結(jié)合的方法對(duì)其工作特性展開(kāi)分析，結(jié)論如下：

（1） 組合碟簧個(gè)數(shù)n取11時(shí)的總變形量增長(zhǎng)率是n取5的約2.66倍，不同組合碟簧個(gè)數(shù)的等效應(yīng)力曲線特性相近。

（2） 扭沖大小隨徑向沖擊力增大而增大，下軸體軸端面總速度和總變形量與沖擊力均呈線性相關(guān)，4對(duì)扭沖力作用的端面總速度約是2對(duì)的2.54倍。

（3） 擺線線型的舉升座輪廓，舉升運(yùn)動(dòng)連續(xù)且平穩(wěn)，擺線軌跡線的舉升座在30 r/min的運(yùn)動(dòng)狀態(tài)下，12 mm沖程的最大沖擊速度為0.2 m/s，最大沖擊加速度為5.6 m/s2，最大接觸應(yīng)力為8 507 MPa，為防止沖擊過(guò)程接觸應(yīng)力過(guò)大應(yīng)合理選擇沖程大小。

［1］汪海閣，黃洪春，畢文欣，等．深井超深井油氣鉆井技術(shù)進(jìn)展與展望［J］．天然氣工業(yè)，2021，41（8）：163-177．

WANG H G，HUANG H C，BI W X，et al.Deep and ultra-deep oil/gas well drilling technologies： progress and prospect［J］.Natural Gas Industry，2021，41（8）： 163-177.

［2］ 張海平．機(jī)械式旋轉(zhuǎn)沖擊鉆井工具結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)與試驗(yàn)［J］．石油機(jī)械，2020，48（12）：9-14．

ZHANG H P.Structural design and test of mechanical rotary percussion drilling tool［J］.China Petroleum Machinery，2020，48（12）： 9-14.

［3］ 李濤，蘇強(qiáng)，楊哲，等．川西地區(qū)超深井鉆井完井技術(shù)現(xiàn)狀及攻關(guān)方向［J］．石油鉆探技術(shù)，2023，51（2）：7-15．

LI T，SU Q，YANG Z，et al.Current practices and research directions for drilling and completion technologies for ultra-deep wells in Western Sichuan［J］.Petroleum Drilling Techniques，2023，51（2）： 7-15.

［4］ 熊繼有，錢(qián)聲華，嚴(yán)仁俊，等．鉆井高效破巖新進(jìn)展［J］．天然氣工業(yè)，2004，24（4）：27-29．

XIONG J Y，QIAN S H，YAN R J，et al.New progress on efficient rock-breaking of drilling［J］.Natural Gas Industry，2004，24（4）： 27-29.

［5］ HUANG J，ZENG B，HE Y H，et al.Numerical study of rock-breaking mechanism in hard rock with full PDC bit model in compound impact drilling［J］.Energy Reports，2023，9： 3896-3909.

［6］ 陳新勇，韓煦，邱愛(ài)民，等．扭力沖擊器與螺桿鉆具集成BHA應(yīng)用研究［J］．石油機(jī)械，2020，48（5）：34-38．

CHEN X Y，HAN X，QIU A M，et al.Research of integrated BHA with torsional impactor and screw drill［J］.China Petroleum Machinery，2020，48（5）： 34-38.

［7］ 于洋，劉士銀．高速旋沖鉆井技術(shù)優(yōu)化及在順北區(qū)塊的試驗(yàn)［J］．石油機(jī)械，2020，48（10）：24-29，38．

YU Y，LIU S Y.High-speed rotary percussion drilling technology optimization and its field test in the shunbei block［J］.China Petroleum Machinery，2020，48（10）： 24-29，38.

［8］ DEEN A，WEDEL R，NAYAN A，et al.Application of a torsional impact hammer to improve drilling efficiency［C］∥SPE Annual Technical Conference and Exhibition.Denver： SPE，2011： SPE 147193-MS.

［9］ 伊明，黃志強(qiáng)，靳曉偉，等.鉆井扭力沖擊器導(dǎo)流筒沖蝕性能優(yōu)化及應(yīng)用［J］.鉆采工藝，2022，45（5）：101-105.

YI M，HUANG Z Q，JIN X W，et al.Erosion performance optimization and application of diversion tube of drilling torque impactor［J］.Drilling and Production Technology，2022，45（5）：101-105.

［10］ 查春青，劉偉，陳杰，等．雙向耦合沖擊鉆具設(shè)計(jì)與數(shù)值模擬［J］．石油機(jī)械，2022，50（4）：1-8．

ZHA C Q，LIU W，CHEN J，et al.Design and numerical simulation of bidirectional coupling percussion drilling Tool［J］.China Petroleum Machinery，2022，50（4）： 1-8.

［11］ 汪偉，柳貢慧，李軍，等．脈動(dòng)式扭轉(zhuǎn)沖擊鉆井工具工作特性分析與測(cè)試［J］．石油鉆探技術(shù)，2022，50（5）：63-69．

WANG W，LIU G H，LI J，et al.Analysis and testing of the working characteristics of a pulsating torsional impact drilling Tool［J］.Petroleum Drilling Techniques，2022，50（5）： 63-69.

［12］ 張昕，喬?hào)|宇，王新，等．旋轉(zhuǎn)沖擊鉆井提速裝置的研制與應(yīng)用［J］．鉆采工藝，2022，45（5）：106-111．

ZHANG X，QIAO D Y，WANG X，et al.Development and application of a rotary percussion drilling apparatus for improving rate of penetration［J］.Drilling & Production Technology，2022，45（5）： 106-111.

［13］ 葉道輝，陳東方，肖平，等．同頻異位式復(fù)合沖擊器的研究開(kāi)發(fā)與現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)［J］．石油機(jī)械，2023，51（6）：20-26．

YE D H，CHEN D F，XIAO P，et al.Development and field test of the same-frequency different-phase compound impact tool［J］.China Petroleum Machinery，2023，51（6）： 20-26.

［14］ 胡思成，管志川，路保平，等．錐形齒旋沖及扭沖的破巖過(guò)程與破巖效率分析［J］．石油鉆探技術(shù)，2021，49（3）：87-93．

HU S C，GUAN Z C，LU B P，et al.Rock breaking process and efficiency analysis of conical cutting teeth under rotary and torsional impact［J］.Petroleum Drilling Techniques，2021，49（3）： 87-93.

［15］ 閆炎，韓禮紅，劉永紅，等．全尺寸PDC鉆頭旋轉(zhuǎn)沖擊破巖過(guò)程數(shù)值模擬［J］．石油機(jī)械，2023，51（6）：36-42．

YAN Y，HAN L H，LIU Y H，et al.Numerical simulation of rotary impact rock-breaking process of a full-size drill bit［J］.China Petroleum Machinery，2023，51（6）： 36-42.

［16］ 高建強(qiáng)，陳朝達(dá)．液動(dòng)沖擊旋轉(zhuǎn)鉆具存在的問(wèn)題及解決途徑［J］．西安石油學(xué)院學(xué)報(bào)（自然科學(xué)版），1998，13（3）：62-64，68．

GAO J Q，CHEN C D.The difficulties in hydraulic hammer drilling and the ways to solve them［J］.Journal of Xian Petroleum Institute （Natural Science Edition），1998，13（3）： 62-64，68.