EP2633147A2 - Meisseldirektantrieb für werkzeuge auf basis einer wärmekraftmaschine - Google Patents

Meisseldirektantrieb für werkzeuge auf basis einer wärmekraftmaschine

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EP2633147A2
EP2633147A2 EP11813758.7A EP11813758A EP2633147A2 EP 2633147 A2 EP2633147 A2 EP 2633147A2 EP 11813758 A EP11813758 A EP 11813758A EP 2633147 A2 EP2633147 A2 EP 2633147A2
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EP
European Patent Office
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piston
gas
working
direct
bit drive
Prior art date
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EP11813758.7A
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English (en)
French (fr)
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EP2633147B1 (de
Inventor
Marcus Schwarz
Ulf Kirsten
Matthias Reich
Silke Röntzsch
Florian Mertens
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Individual
Original Assignee
Individual
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Publication date
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Publication of EP2633147B1 publication Critical patent/EP2633147B1/de
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    • E—FIXED CONSTRUCTIONS
    • E21—EARTH OR ROCK DRILLING; MINING
    • E21B—EARTH OR ROCK DRILLING; OBTAINING OIL, GAS, WATER, SOLUBLE OR MELTABLE MATERIALS OR A SLURRY OF MINERALS FROM WELLS
    • E21B4/00—Drives for drilling, used in the borehole
    • E21B4/06—Down-hole impacting means, e.g. hammers
    • E21B4/14—Fluid operated hammers
    • E—FIXED CONSTRUCTIONS
    • E21—EARTH OR ROCK DRILLING; MINING
    • E21B—EARTH OR ROCK DRILLING; OBTAINING OIL, GAS, WATER, SOLUBLE OR MELTABLE MATERIALS OR A SLURRY OF MINERALS FROM WELLS
    • E21B4/00—Drives for drilling, used in the borehole
    • E21B4/06—Down-hole impacting means, e.g. hammers
    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F01—MACHINES OR ENGINES IN GENERAL; ENGINE PLANTS IN GENERAL; STEAM ENGINES
    • F01B—MACHINES OR ENGINES, IN GENERAL OR OF POSITIVE-DISPLACEMENT TYPE, e.g. STEAM ENGINES
    • F01B11/00—Reciprocating-piston machines or engines without rotary main shaft, e.g. of free-piston type
    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F02—COMBUSTION ENGINES; HOT-GAS OR COMBUSTION-PRODUCT ENGINE PLANTS
    • F02G—HOT GAS OR COMBUSTION-PRODUCT POSITIVE-DISPLACEMENT ENGINE PLANTS; USE OF WASTE HEAT OF COMBUSTION ENGINES; NOT OTHERWISE PROVIDED FOR
    • F02G1/00—Hot gas positive-displacement engine plants
    • F02G1/04—Hot gas positive-displacement engine plants of closed-cycle type
    • F02G1/043—Hot gas positive-displacement engine plants of closed-cycle type the engine being operated by expansion and contraction of a mass of working gas which is heated and cooled in one of a plurality of constantly communicating expansible chambers, e.g. Stirling cycle type engines
    • F02G1/0435—Hot gas positive-displacement engine plants of closed-cycle type the engine being operated by expansion and contraction of a mass of working gas which is heated and cooled in one of a plurality of constantly communicating expansible chambers, e.g. Stirling cycle type engines the engine being of the free piston type

Definitions

  • the invention relates to a direct bit drive for tools for crushing and / or penetrating into brittle materials due to impact on the basis of a powered with a gaseous working medium heat engine.
  • Rotary drilling has dominated deep drilling to date.
  • This rotary drilling method is very suitable for drilling soft to medium-hard rocks.
  • the propulsion rate decreases significantly due to the higher rock strength.
  • crystalline hard stones can be destroyed much more effectively with impact drills than with rotating chisels, such as pressing roller bits or diamond cutting tools (PDC).
  • PDC diamond cutting tools
  • hammer drills can achieve, for example, up to 10x higher drilling speeds than with roller chisels. Further advantages are both the lower loads on the hammer of the percussion hammer as well as the higher directional stability of this drilling method.
  • Impact drilling is a common practice in flat drilling technology. Impact drilling methods are e.g. used in blast hole drilling in open pits or in the drilling of shallow geothermal probes in solid rock.
  • Hammer hammers are essentially divided into two groups: the over-the-wall hammers, which are located between the drill rig and the drill pipe, and the in-hole hammers, which are located directly above the bit. Since the impact energy in the overhead hammer must be transported over the entire boom to the chisel, the Bohrsteufe is in this process very limited. For deep holes, therefore, only in-hole hammers can be considered, in which the impact energy is generated directly above the chisel.
  • the use of blow drills operated with compressed air or other compressed gases fails at depths of a few hundred meters on the performance of the surface-mounted compressors.
  • a compressed air-fed in-hole impact hammer or hammer drill for greater depths is known, in which compressed air is alternately fed into an upper and lower cylinder chamber for a percussion piston.
  • compressed air In the upper cylinder chamber is injected in addition to the compressed air diesel fuel to cause combustion of the thus compressed air and diesel fuel mixture and thus a violent skidding of the percussion piston on the drill bit.
  • the air from the upper cylinder chamber, the exhaust gases after combustion and cooling air are discharged via lines from the bottom up.
  • a similar working combustion-powered percussion drilling device is known from DE 39 35 252 A1.
  • the percussion drill is suspended from a rough tubular drill pipe which allows the circulation of a drilling fluid for turbo drilling through the hollow interior.
  • Concentric rows of boring bars with piston-guided tusks in the manner of a drill bit are attached to the lower end of the drill string.
  • the pistons are ignited sequentially as often as necessary to drive the tusks strikingly and jostlingly.
  • supply and discharge lines for fuel, compressed air and exhaust gases for the Imloch impact drill are installed, as well as electric cables for spark plugs and control electronics.
  • WO 2001/040 622 A1 discloses a borehole oscillator based on an internal combustion engine in order to generate pressure oscillations in the borehole.
  • the vibrator includes a housing provided with an internal combustion engine, including a cylinder and a piston, configured to perform a combustion stroke upon combustion of a gas mixture in the cylinder.
  • a hammer connected to the piston strikes against an anvil moving from a first to a second position. Springs return each piston and anvil.
  • the internal combustion engine is fed by two tanks, which separately store oxygen and hydrogen. The supply of the gas mixture and removal of the exhaust gases are controlled by valves.
  • drilling fluids with a high specific gravity p of typically 1.2 g / cm 3 are used in deep drilling technology, and in extreme cases to more than 1.6 g / cm 3 . Accordingly, the hydrostatic pressure below a mud column with the depth h increases by pgh, where g is the gravitational acceleration and p can be considered as a first approximation constant.
  • pgh the gravitational acceleration
  • p can be considered as a first approximation constant.
  • the invention is based on the object to provide a direct chisel drive for the above tools based on a heat engine, which can be adapted while maintaining a high number of common design features on a variety of forms of energy and which the energy provided by an external source wear and high Efficiency can turn into an oscillating flapping motion.
  • Devices of this class should thus be able to be designed for various purposes, such as crushing of brittle materials, for vertical or horizontal propulsion overground or underground, and on various performance classes, from the handset to the Tiefbohrgarnitur.
  • a low-maintenance universal drive for a Schfagbohr réelle for propulsion in crystalline hard rock in large depths to be made available which can also be operated by a conventional drilling mud.
  • the functionality of this drive is intended Even at very high hydrostatic pressures at the bottom of the hole can be maintained up to over 1000 bar.
  • the invention is characterized by a direct chisel drive with a heat engine, the mechanical useful work is coupled in the form of impact energy.
  • the direct bit drive works according to a real Stirling cycle of a quasi-closed gaseous working medium.
  • the working gas thus remains within the heat engine and an optional integrated in the drill string pressure compensation system and is not exchanged with the environment.
  • the drives according to the invention thus operate without exhaust gases.
  • the direct bit drive consists of a preferably cylindrical pressure vessel, which encloses the entire working space of the heat engine and is divided into different working areas. In one working area, the working medium is continuously heated in accordance with the principle of action of a Stirling engine and cooled in another working area.
  • the mechanical useful work results from a phase shift between heating and expansion or cooling and contraction of the working gas.
  • the heat engines can be designed as a Stirling engine with a freely oscillating displacement piston and a freely oscillating working piston, usually referred to as a free-piston Stirling engine, or as a thermoacoustic Stirling engine.
  • a free-piston Stirling engine usually referred to as a free-piston Stirling engine
  • thermoacoustic Stirling engine usually referred to as a thermoacoustic Stirling engine
  • the oscillating pressure fluctuation of the working gas in a standing acoustic wave also called “standing wave thermoacoustic engine” or “lamina flow stirling” in Anglo-American
  • the required thermal operating energy can the working gas in both cases by any external heat source, for example by an electric heating element, which with the gas directly or via a heat exchanger in contact, are supplied, as well by a continuously supplied hot medium or by a chemical reaction between (continuously supplied) liquid, gaseous or solid substances in a integrated or integrated in the heat exchanger combustion chamber.
  • an electric heating element which with the gas directly or via a heat exchanger in contact
  • Another and particularly advantageous type of heat supply is the generation of frictional heat from a rotational movement, for example, generated by a pneumatic or hydraulic turbine or a positive displacement motor by means of a suitable friction pairing. This may be like the heating element in direct contact with the working gas or be connected via a heat exchanger with this.
  • the impact energy is transmitted to the cold end of the machine by compression of the working gas, direct mechanical impact of the working piston or an additional percussion piston on a movably guided anvil and forwarded to the chisel.
  • the impact energy at the cold end of the machine from the oscillating pressure fluctuation and movement of the working gas is coupled by a movably guided piston or other types of movable, free surfaces and either directly or via an additional percussion with percussion piston and anvil directed to the chisel.
  • gaseous working medium as 'quasi-finished' refers to the problems explained in the prior art that the average gas pressure in the working space of a powered with a gaseous working fluid heat engine at impact drilling in large depths with several 1000 m flushing column to the requirements of prevailing ambient pressure (hereinafter referred to as 'hydrostatic mud pressure') must be adjusted.
  • 'hydrostatic mud pressure' This is done according to the invention by a (quasi) -kon- Continuous supply or removal of a gaseous working medium into the working space according to two different variants.
  • FIGS. 1 (a) to 1 show variants of the heat supply for a direct-drive bit-driven Stirling engine in an axial piston arrangement of working and displacement pistons within a cylindrical pressure vessel
  • variants 1 (a) to 1 (f) can be combined with variants 2 (a), (c) or (d),
  • Fig. 3 (a) to Fig. 3 (e) variants of a direct bit drive on the basis of a thermoacoustic Stiriingmotors with a cylindrical pressure vessel, in which the working gas also undergoes a real Stirling cycle and the provision of the thermal operating energy by mechanically moving friction pairings with pure Axial surface pressure (Fig. 3 (a) and (c)) and with axial and radial surface pressure (Fig. 3 (b) and (d)) takes place.
  • 3 (3e) shows an additional impact mechanism
  • FIGS. 5 (a) to 5 (c) show a large scale gas generator and absorber unit integrated into the drill string.
  • the chisel insert 2b can be designed as a conventional percussion drill bit with hard material inserts 2d, as disclosed, for example, in EP 0 886 715 A1 or DE 196 18 298 A1.
  • the bit receptacle 2a may include a mechanism for translating the bit insert 2b to cause the hard material inserts 2d to impact different areas of the bottom hole rock in successive strikes.
  • the rotation of the bit 2 can thereby be driven using a portion of the axial impact energy, for example, according to a DE 27 33 300 A1 corresponding mechanism or by the flow of the drilling fluid.
  • the housing 1 and the bit 2 are arranged coaxially with the axis of the borehole.
  • a cylindrical pressure vessel 3 ⁇ which is non-positively connected by not shown in detail suitable connectors with the housing 1 and backlash.
  • the positive displacement piston cylinder 3b and the working piston cylinder 3g have their equivalent in an upper and a lower resonator cylinder (3b "and 3g 'in Fig. 3 (a), (b) and (e)) in the direct bit thermoacoustic actuator of Fig. 3.
  • the cylinder head 3a ' Is not heated in these embodiments.
  • a space between the pressure vessel 3 and the housing 1 serves to pass through or forward the drilling mud. He is in the simplest case hollow or contains not shown required channels or piping systems for this purpose.
  • the space may also include measuring devices for detecting operating parameters of the hammer drill, such as temperature sensors, strain gauges, force and accelerometers, as well as in the deep drilling usual other measuring instruments and the electronics required for this purpose.
  • measuring devices for detecting operating parameters of the hammer drill such as temperature sensors, strain gauges, force and accelerometers, as well as in the deep drilling usual other measuring instruments and the electronics required for this purpose.
  • a thermally insulating sheath 4 This may consist of a porous, mineral or keramikianom material which is either inherently pressure-resistant or is stabilized by an ambient pressure adjustable gas filling. Also, a correspondingly stable designed double wall with an intermediate evacuated insulation layer according to the principle of a dewar vessel is possible.
  • Fig. 1 (a) shows a schematic sectional view of the embodiment of an electrically heated cylinder head 3a with a resistor located in the pressure vessel 3 heating element 5, which is supplied via electrical leads 6 with a direct or alternating current.
  • the leads 6 are guided by gas-tight insulation pieces 7 into the interior of the pressure vessel 3.
  • FIG. 1 (b) shows a schematic sectional view for the embodiment of an electrically heated cylinder head 3a with a resistance heating element 5 located outside of the pressure vessel 3 (FIG. 2).
  • the thermal connection to the working gas takes place through a heat exchanger 8.
  • the heat exchanger 8 may consist of a material of higher thermal conductivity than the base material of the cylinder head 3a and the pressure vessel 3 and is embedded in this gas-tight. For better heat dissipation, the heat exchanger 8 may be provided with ribs or other bulges to increase the contact surface with the working gas.
  • the supply of electrical power in either case may be provided by an above-ground downhole electrical conductor as disclosed, for example, in EP 257 744 A2, or by an electric generator driven by the drilling fluid after e.g. DE 3029523 A1 in the borehole.
  • Fig. 1 (c) shows a schematic sectional view of the embodiment of a cylinder head 3a heated by a hot medium or a liquid or gaseous reaction mixture.
  • the heat is dissipated by a heat exchanger 8, this for this purpose to increase the surface spirally wound and additionally provided with ribs or other bulges.
  • superheated steam heated oil or molten metals (preferably gallium and gallium-indium-based eutectic alloys, mercury, molten alkali metals) heated and circulated by a heat source located above the drill can be used.
  • oxyhydrogen hydrogen / oxygen
  • a catalytic coating in the heat exchanger 8 to exothermic reaction can be used as the reaction mixture.
  • Fig. 1 (d) shows a schematic sectional view of the configuration of a cylinder head 3a heated by a direct flame burner.
  • This variant is preferably not suitable for use in deep drilling technology, but for the operation of compact and high-performance drills in the flat or horizontal drilling, possibly also for hand tools for impact drilling, chiselling and clamping in places where no electrical power supply to Available.
  • the gaseous or liquid fuel is supplied via a nozzle tube 10 while the oxidizing component, in the simplest case air, is added via an intake manifold 11.
  • the ignition of the fuel-air mixture can be done by an electric ignition device, which is not shown.
  • the heat is in turn transmitted via a heat exchanger 8 in the interior of the pressure vessel 3, wherein the hot exhaust gases to increase the efficiency are still guided along the cylinder head 3a and finally leave the device via an exhaust 12.
  • FIG. 1 (e) and (f) show schematic sectional views for the embodiment of an energy supply in the form of frictional heat, which is represented by a rotating friction pairing outside (Fig. (e)) or within (Fig. (f)) of the pressure vessel 3 is generated.
  • These design variants are particularly well suited for use in deep drilling technology, as the friction pairing directly via a conventional, powered by the circulating drilling mud drill motor
  • the biasing device consists of a bearing 17 which radially stabilizes the drive shaft 13 and can absorb axial forces in the direction of the bias.
  • the bearing 17 is executed in the present case by way of example as a ball bearing with conical treads, but also suitably designed needle roller bearings, bearings or plain bearings are suitable.
  • the bias and thus the frictional resistance and the power output of the two friction plates 14 and 15 can be controlled by expandable elements 18 according to the current requirements of Schlagbohrvorganges.
  • This may be a grouped about the drive shaft 13 arrangement of hydraulic cylinders, piezoelectric or magnetostrictive actuators or spindles with motor drive.
  • the drive shaft 13 is subjected to pressure between the bearing 17 and the rotating friction disk 14, which is why an additional load frame 19 is required.
  • This is frictionally connected to the wall of the pressure vessel 3 and executed in the present example as their immediate continuation, in which the cylinder head 3a is retracted as a kind of intermediate floor.
  • Another intermediate bottom 9a receives the force generated by the expandable elements.
  • the drive shaft 13 is loaded between the bearing 17 and the rotating friction disk 14 in tension, for which purpose the prestressing elements 20 are made of a pressure-resistant material of low thermal conductivity between the stationary friction disk 15 and the expandable elements 18 mounted inside and outside of the pressure vessel 3 are.
  • this material is a high strength ceramic material such as zirconia.
  • these pressure-resistant elements 20 may be provided with a honeycomb structure with honeycomb axes along the direction of compression. Since in the variant according to FIG. 1 (f) the friction pairing is located within the pressure vessel 3, a sealing passage 7 'for the drive shaft 13 is necessary.
  • the friction surfaces must be made of a wear-resistant material with a high coefficient of friction, high heat resistance and high Temperature resistance exist.
  • the friction surfaces must be made of a wear-resistant material with a high coefficient of friction, high heat resistance and high Temperature resistance exist.
  • GH Jang et al . "Tribological Properties of C / C-SiC Composites for Brake Discs", Met. Int. (2001), Vol. 16, no. 1, brake discs made of C / C-SiC composites with a thermal resistance up to 1300 ° C and high thermal conductivity are presented, which are already used in similar applications.
  • the body of the respective heat-emitting friction disc can be made entirely of these materials len.
  • the respective counter-disc is preferably made of a material with similar thermal resistance and strength, but lower thermal conductivity such as zirconia.
  • the fixed friction disk 15 can also be made of this base material with a frictional and / or cohesive support or a gradient of a friction layer of C / C-SiC or a similarly suitable ceramic material.
  • the fixed friction disk 15 and the pressure-resistant elements 20 on the inside of the cylinder head 3a can thus consist of an integral component.
  • FIG. 2 (a) to (d) show schematic sectional views of three different design variants of a direct chisel drive on the basis of a free-piston Stir- lingmotors.
  • Fig. 2 (b) is the visualization of a particular point in the cycle of operation of the motor, more particularly indicated by Fig. 2 (a), while Fig. 2 (c) represents a minor but decisive constructional variation thereof.
  • Both variants have the following common design features: a displacer piston 30b, to which is attached a piston rod 30c, which is guided through a sealed bore in the upper end of the working piston 30g.
  • the piston rod 30c carries a small piston 30e which operates within the working piston 30g in another cylinder or bore.
  • This cylinder in the working group ben 30g has two chambers 30d and 30f, which represent baffles or gas spring elements with respect to the relative movement between the displacer 30b and the working piston 30g.
  • axial The lower end of the working piston 30g operates in an abutment or impact space 42, the bottom 3i of which is held axially movably, for example, by a hermetically closing bellows 3h.
  • the geometry and volume of the baffle 42 are dimensioned such that the working piston 30g is decelerated to the standstill by compression of the working gas without colliding with the bottom or the wall of the working piston cylinder 3g in the axial direction.
  • the mean pressure of the working gas contained in the baffle 42 is identical to that in the two working spaces 40 and 41. This mean pressure is adapted in a manner to be described in more detail to the hydrostatic pressure of the flushing column which bears against the outside of the borehole bottom in such a way that an optimum effect of the motor is achieved.
  • displacer 30b is not at one of its dead centers with respect to the displacer cylinder 3b at the time of the duty cycle shown in FIG. 2 (b). This is due to the phase shift between working piston and displacer piston typical for any Stirling machine with piston drive.
  • the upward movement of the working piston 30g is determined by the gas volume rebounding after the pressure surge in the impact space 42, as well as the upper cylinder chamber 30d acting as a prestressed gas spring in the working piston 30g in combination. nation initiated with the inertia of the displacer 30b. It first goes hand in hand with a further downward movement of the displacer piston 30b, whereby cooled gas flows from the working region 41 through a cooler system 22 and a regenerator 21 into the hot working region 40. The heat removal at the radiator system 22 takes place through the flowing drilling fluid.
  • the regenerator 21 is designed so that it is at any point in as complete as possible thermal exchange with the working gas, ie, the cross sections of its channels or pores through which the working gas flows are of the same order of magnitude as its thermal penetration in the typical Operating frequencies of the engine.
  • an anvil 2e is additionally provided in the impact space 42.
  • Geometry and volume of the baffle 42 are designed as a 'too weak' gas spring, which is unable to decelerate the working piston 30g to a standstill, so that it collides with the anvil 2e in the axial direction. Analogously, this corresponds to a forced bottom dead center, which is displaced axially upwards by an offset Az in comparison with the arrangement in FIG. 2 (b).
  • the collision of the two bodies releases two oppositely running elastic waves.
  • the running in the working piston 30g elastic wave is reflected at its inner boundary surface acting as a gas spring lower working space 30f, thus contributing to its upward movement.
  • the running in the anvil 2e elastic wave continues in the chisel 2 and is transmitted to the rock to be destroyed. Due to the significantly lower compressibility of the colliding solids compared to the previously described pressure surge in the compressed gas cushion, the shock wave thus triggered has a higher amplitude with a shorter duration of action than in the aforementioned embodiment of Fig. 2 (a) and (b).
  • the impact energy is taken from the working piston 30g close to its bottom dead center, in which this only has a low speed.
  • FIG. 2 (d) shows the schematic sectional view of another impact energy generating device based on a free-piston Stirling engine, which is equipped with an additional, freely movable percussion piston 30h in a fully automatic percussion piston 30h.
  • Tert impact chamber 43 mounted impact piston cylinder 50 operates. This is like the anvil 2e firmly connected to the bottom of the baffle 42 and has at the bottom of Ausströmkanäle 51, which consist for example of elongated slots along its circumference to a possible
  • the cross section of the percussion piston cylinder 50 is reduced in comparison to the working piston cylinder 3g. Due to the gas flowing from the working piston 30g with the larger cross section into the percussion piston cylinder 50, the percussion piston 30h is therefore accelerated to a higher speed during the downward movement of the working piston 30g than this.
  • the height of the percussion piston cylinder 50 is dimensioned such that the percussion piston 30h hits the anvil 2e when the working piston 30g is at the apex of its movement, ie has reached its maximum speed.
  • the upper end of the percussion piston cylinder 50 is closed by a control valve, which consists of an actuator unit 52 and a valve flap 53, up to this time.
  • the valve flap 53 may be made annular, for example, to allow unimpeded inflow and outflow of the working gas.
  • the signal for opening the valve flap 53 can be triggered for example by the impact of the percussion piston 30h on the anvil 2e.
  • the valve flap 53 represents an effective instrument for controlling the speed of the working piston 30g during the entire working cycle, it is preferably controlled by a process computer which detects the instantaneous speed and position of the working piston 30g by means of a corresponding sensor.
  • valve flap 53 is now opened. This is indicated by arrows in FIG. 2 (d). Since the percussion piston 30h located at the bottom of the impact piston cylinder 50 closes the flow channels 51, the gas displaced in the second half of the downward movement of the working piston 30g is now pressed into the expanded impact space 43, as a result of which the working piston 30g slows down its movement.
  • the gas flows through the valve flap 53 and the discharge passages 51 are controlled in the following section of the duty cycle via this valve flap 53 so that the percussion piston 30h has lifted up to its top dead center during the entire upward movement of the working piston and irregularities in the upward movement of the working piston 30g be compensated.
  • the operation and operating sequence of the free-piston Stirling engine can also be stabilized and controlled by further technical measures, such as by a particular embodiment of the working piston auxiliary piston combination 30g / 30e presented in DE2524479A1.
  • WO 1995 029 334 A1 discloses a method for operating and controlling a free-piston Stirling engine in which a pressure potential is established between a high-pressure accumulator and a low-pressure accumulator. With this pressure gradient, a pneumatic hammer drill can be operated at the lower end of the Stirling engine.
  • a pneumatic hammer drill can be operated at the lower end of the Stirling engine.
  • all work spaces and lines filled with gaseous working medium must also be kept at a medium working pressure by adding the same from a gas generator unit, which ensures a complication-free function of the machines in view of a high external pressure which is loaded by the liquid column of the drilling fluid.
  • FIG. 3 (a) and (b) show schematic sectional views for two different design variants of a direct-drive bit-driven drive based on a thermoacoustic Stirling engine. Identical or similar parts shown are again occupied in the two variants with the same numbers. The corresponding inscription in FIG. 3 takes place only once for the sake of clarity, as far as this is sufficient for the respectively following explanations.
  • the pressure vessel 3 represents a predominantly cylindrical resonance body, in which a standing acoustic wave of the gaseous working medium is formed.
  • the required thermal operating energy is in Fig. 3 (a) similar to the previously described with reference to FIG. 1 (e) device (for 17, 18, 19 and 19 a, see there) supplied as mechanical work via a drive shaft 13 and over an axially biased friction pair of a fixed friction disc 15 and a rotating friction disc 14 converted into frictional heat.
  • the sealing bushing T has already been explained in more detail in the comments on FIG. 1 (f).
  • Fig. 3 (b) is a conical friction pair with tangential relative movement and a bias with radial and axial components.
  • the cooling elements 22a within the radiator system 22 are formed along the cylinder axis surface or rod-shaped and as thin as possible to cause the smallest possible reduction in cross-sectional area for the working gas flowing through.
  • the cooling is preferably carried out by one of the particle-containing and viscous drilling fluid materially separate coolant circuit.
  • very effective coolants are preferably liquid metals such as gallium, eutectic mixtures based on gallium and indium or mercury in question, since they have a low viscosity, high boiling points and high thermal conductivity.
  • liquids based on polysiloxanes silicone oils
  • perfluorinated hydrocarbons or water with boiling point increasing additives
  • the circulation of the coolant is effected by a pump 22d, which is preferably driven directly by a continuation of the drive shaft 3 in the interior of the pressure vessel 3.
  • Another embodiment consists in an outside of the pressure vessel 3 located pump 22 d ', which is driven for example by a small electric motor.
  • the coolant releases the heat absorbed in the interior of the pressure vessel via a further heat exchanger 22b to the drilling fluid.
  • this is indicated as spirally wound around the pressure vessel 3 pipeline.
  • the coolant is passed through a supply and heat exchanger system 22c via the cooling elements 22a.
  • the heat exchanger 22b also communicates with a coolant reservoir, not specified, which serves to compensate for pressure and volume changes of the coolant due to temperature changes and its compression / decompression upon retraction of the drill string into or out of great depths. It is preferably located in the intermediate space between the housing 1 and the pressure vessel 3.
  • the oscillation of the working gas is driven by the regenerator 21, in which a possible continuous temperature gradient from the temperature of the friction pair to that of the coolant circuit is established.
  • the regenerator 21 is flowed through by the working gas oscillating, wherein the flow to the hot end with increasing pressure and the cold end at falling pressure.
  • the Regenerator 21 may be designed as a so-called "stack" with an incomplete local thermal coupling to the working gas in order to effect a necessary for the maintenance of the oscillation phase shift between the movement of the working gas and its thermal expansion / contraction.
  • the characteristic lateral dimension of the flow channels in the regenerator 21 must be one to several thermal penetration depths ("thermal penetration depths") in the gas at the oscillation frequency. This finding is state of the art (see, for example, US 2003019644 A1), but is given here for the sake of completeness of the description.
  • FIGS. 3 (a) and (b) In contrast to the friction pairings shown in FIGS. 1 (e) and (f) for heating free piston Stirling engines, the heating elements realized by friction pairings in the Stirling thermoacoustic engines in FIGS. 3 (a) and (b) must be designed so that they can be flowed through by the working gas along the cylinder axis of the pressure vessel 3 with the lowest possible viscous flow losses. This requirement is solved in the embodiment of FIG. 3 (a) by friction with axial channels or annular gaps.
  • Fig. 3 (c) schematically shows the section AA in Fig. 3 (a).
  • the drive shaft 13 opens into a hub 13a, to which the upper rotating friction disc 14 is attached via ribs 14b.
  • the ribs 14b run radially outwards and transmit the axial contact pressure and the torque of the drive shaft 13 to the rotating friction disk 14.
  • the rotating friction disk 14 itself consists of concentric rings 14c, which via the ribs 14b and optionally further radially extending webs (not shown) are interconnected.
  • the underlying fixed friction disc 15 is designed so that their rings are congruent with those of the upper rotating friction disc 14 one above the other, so that a continuous sliding path is formed.
  • the lower fixed friction disc 15 In contrast to the rotating upper friction disc 14 with its obliquely rising towards the hub ribs 14b, the lower fixed friction disc 15 only radial reinforcing elements of the same height and is flat resting firmly connected to the regenerator 21.
  • FIG. 3 (b) and FIG. 3 (d) a variant is presented in which this problem can be circumvented by using a rotating, conically shaped drum 60, which in turn uses solid material for the friction pairing.
  • the drum 60 consists of a hollow metal cylinder (or cone) 61, which is fixed concentrically on the drive shaft 13 by means of force-transmitting spokes 62.
  • the interior of the drum 60 is provided with radially on the drive shaft 13 tapered thermally conductive fins 63.
  • On the metal cylinder 61 is a conical shaped layer of a friction material 14 'is applied and the entire drum 60 is seated in a seat of segmented friction elements 5' which can be pressed against the friction layer 14 "individually with actuator elements 18 'via a thermal insulation layer of pressure resistant material 20 1
  • On the drive shaft 13 acting axial force component is in turn derived via a bearing 17 on a radially symmetrical support frame construction 19 and 19a in the pressure vessel 3.
  • the relative speed of the mutually rubbing surfaces along the drive shaft 13 is different, resulting in a locally different
  • the effect can be further enhanced by different contact forces of the actuator elements 18 ', so that the lamellae 63, which are in (incomplete) thermal contact with the working gas, are used both as a heat source, as well as regenerator 21 function. Therefore, since the frictional heat is applied to the edge, the fins 63 become hotter along a line from the drive shaft 13 to the metal cylinder 61. However, since they approach each other due to their radial arrangement towards the drive shaft 13, the specific heat release to the gas increases in this direction.
  • the radian measure between two adjacent fins 63 should ideally be dimensioned such that both effects compensate each other in the optimum operating state of the Stirling engine and a heating of the working gas which is almost uniform over the cross section takes place.
  • the chisel 2 facing end face 3i of the pressure vessel 3 as well as the drive variants described above based on free-piston Stirling engines designed to be movable, so that a part of the energy of standing acoustic wave can be coupled as an oscillating movement on the chisel 2.
  • the mobility is realized in the present case via the bellows 3h, but can also be designed as a sealed movable piston.
  • the maximum possible travel of these elements need only be a small fraction of the length of the pressure vessel 3, preferably 0.1 to 3%.
  • the actual amplitude of movement of the bottom 3i or of the adjoining bit 2 is even lower. It is made up of the distance between the bottom of the hole and the hard material inserts 2d of the chisel insert 2b plus the penetration depth into the rock per executed punch together.
  • a percussion mechanism shown schematically in cross section in FIG. 3 (e). This may be flanged to both of the described direct thermal acoustic drill drives as indicated by the section line B-B and is identical in construction and function, but not necessarily in its absolute dimensions, to the percussion shown in Fig. 2 (d).
  • FIG. 4 (a) shows a schematic longitudinal section of a pressure compensation container 65 according to the invention.
  • This consists of a cylindrical housing V. At its upper end there is a collar 70 into which the drill pipe is screwed.
  • the drilling mud is passed through a mud channel 71 through the device to the drill motor and bit direct drive.
  • the flow direction is indicated by an arrow.
  • the downhole component of the drill string e.g., drill motor
  • Concentric in the widening flushing channel 71 of the surge tank 65 is arranged, which is connected by streamlined brackets 66 fixed to the housing 1 '.
  • the working gas which is over one day Pressure pes-ovon is precompressed several 100 bar, can be removed via the valve 67 and, if necessary, while passing through the drill motor and other components of the drill set, via a pressure equalization line 68 to the heat engine according to the invention direct M preciselyeldirektantriebe.
  • the conduit is guided on the outside of the surge tank 65 along one of the brackets 66 'to the subsequent components of the drill string. Valve and pipe are screened against the abrasive action of the incoming drilling mud by the conical guard / flow divider 64.
  • Fig. 4 (b) shows a cross section through the device along the cutting plane A-A with a top view of the guard.
  • the length of the surge tank 65 is not drawn to scale with respect to the diameter of the unit. It can be extended depending on the required for the desired drilling depth compensation volume at the cutting line BB.
  • the pressure compensation unit 69 ⁇ It consists of a sealed piston 69 a, which is freely movable in the surge tank 65 against the gas pressure.
  • the piston 69a is sufficiently long to provide good guidance in the pressure compensating cylinder 65 and therefore may be hollow for reasons of material economy.
  • At the lower end of the piston 69a there is a cylindrical plug with a conical end 69b, which is pressed firmly into a conical seal 65c at low depths due to the high pressure (p 6 5> Pauiien) in the cylindrical pressure equalization tank 65. This seal 65c ensures gas tightness under these conditions and prevents the leakage of compressed gas.
  • drilling mud can flow in via bores 69 d, lifting the piston 69 a and compressing the working gas above it to equalize the pressure.
  • a running ring seals 69 e prevent primarily the ingress of liquid into the surge tank at a vanishingly small pressure difference between this around the External pressure.
  • they can consist of a temperature-resistant and wear-resistant elastomer.
  • a non-volatile liquid 69f which at each point in the deep well has a lower density than the drilling fluid and therefore floats above it. It is located at a closed valve 69b / 69c in a flooding space 69g and is displaced with the inflowing drilling fluid to the top. It also has the task of wetting the inside of the pressure vessel cylinder 65 and thus protect against corrosion.
  • Another variant provides for a combined gas generator and gas absorber unit situated in the drill assembly above the bit direct drive, which operates using gas-producing or gas-consuming chemical reactions of solids with a high molar conversion of gas molecules.
  • the addressed chemical reactions will first be described in more detail, followed by the description of the gas generator and absorber unit (FIG. 5).
  • Preferred materials for this purpose are nitride-forming metals and semimetals, which are able to bind as high a number of nitrogen molecules per formula conversion and have a sufficiently high activation barrier for the reaction, so that it can not come to self-ignition when stored in a nitrogen atmosphere.
  • Particularly suitable are:
  • silicon is a particularly preferred material in terms of availability, price, nitrogen binding capacity and handling safety.
  • the ignition temperature for the o.g. Nitriding reaction is very high with pure silicon powder with 1250-1450X, but it has been found that it can be lowered by admixtures of catalytically active substances below 1000 ° C (WO002002090254A1).
  • Figs. 5 (a) to 5 (c) are schematic sectional views of an embodiment of a gas generator and absorber unit. This is preferably at the top of the drill string, i. located above the drill motor and the M thoroughlyeldirektantrieben invention. Specifically show:
  • Fig. 5 (a) shows a lateral section transverse to the axis of the bore (indicated by C-C in Fig. 5 (b));
  • Fig. 5 (b) is a longitudinal section to the axis of the bore and
  • the gas generator and absorber unit in turn consists of a cylindrical housing V.
  • the unit is gas-tight sealable and designed so that it can withstand an internal pressure of the working gas, which is typically in the range of 50-100 bar without deformation, without deformation.
  • the drilling mud is forwarded via a central flushing channel 71 to drill motor and direct bit drive.
  • the flow direction is indicated by an arrow.
  • Concentrically around the flushing channel 70 are in the upper part of a storage silo for the gas generator 73 and a storage silo for the gas absorbing material 74, arranged in the lower part of the collecting container 75, 76 for the respective reaction products.
  • the length of these silos is not drawn to scale with respect to the diameter of the unit. Depending on the amount of gas to be generated and absorbed, they may be extended along the lines CC and FF in Fig. 5 (b). Also, the radians between partitions 77, 78 and 79 may be chosen differently depending on the space requirements of the respective materials.
  • a decomposition reactor 80 and the nitriding reactor 8_1 which are each equipped with an insulating sheath 8 a and 8 b electrical resistance heating.
  • both reactors are circulated through cooling pipes 83a of drilling fluid.
  • the coolant flow is expediently caused by the pressure gradient between the drilling fluid flowing downwards in the flushing channel 71 and upwards between the housing V and the borehole wall. It can for example be made through an inlet opening 83b and controlled by control valves 83c. After passing through the valve, the drilling fluid can for example be distributed by a ring line 83d on the cooling lines 83a.
  • the free-flowing gas generator and gas absorber material is supplied to the reactors in each case via Feststoffdosier Anlagenen 84.
  • the feed is carried out quasi-continuously in portions by a suitable sluice system, so that a repelling of the reaction is prevented in the reservoir.
  • Reactors 80 and 8J. are designed so that they are sufficient for the reaction thermal contact and residence time of the gas generator and
  • the resulting gas flows through a filler neck 85 into the collecting tank 75.
  • the solid reaction products are entrained and / or removed by means of the screw conveyor 8 c from the reaction zone.
  • the collecting container 75 serves at the same time for buffering possibly occurring pressure surges by intermittent decomposition. Finely distributed solid particles in the gas can settle here. Further dust particles are retained by a particle filter 86.
  • the generated gas flows into a heat exchanger 87 which is integrated into a vertically extending gas distribution well 88 which is integrated into the housing of the gas generator and absorber unit.
  • the heat exchanger 87 is cooled by the drilling mud streams inside and outside the gas generator and absorber units.
  • the pressure equalization with the working spaces of the hot gas engine of the direct bit drives according to the invention takes place via a controllable valve (not shown) which is mounted in the region of 3a (see Fig. 3 and Fig. 5).
  • a controllable valve (not shown) which is mounted in the region of 3a (see Fig. 3 and Fig. 5).
  • the control function of the valve can be reversed, so that in each case small amounts of gas flow out of the hot gas engines.
  • the gas is supplied to the nitriding reactor in the present embodiment by a blower 91 and a bore or line 92, which opens into a hollow and perforated shaft of the screw conveyor 81c '.
  • a gas circulation 88 -> 91 - 92 81 85->86->89-> 88 can be used to ensure an efficient reaction.
  • nitridation reactor may be embodied in other ways, for example as a fluidized bed reactor.
  • Preferred fields of application for the invention are deep drilling for the extraction of oil, gas or geothermal heat and the deepening of exploratory boreholes into deep rock layers. Further areas of application are, for example, the driving of routes in mining and on construction sites without electric power supply the impact drilling with hand-held impact drills or pruning and chiselling with hand-held chisel hammers.
  • e ring seal e.g. Made of temperature-resistant elastomer

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Abstract

Bei einem Meißeldirektantrieb für Werkzeuge zum Zerkleinern spröder Materialien und Eindringen in spröde Materialien unter Schlageinwirkung auf Basis einer mit einem gasförmigen Arbeitsmedium betriebenen Wärmekraftmaschine, ist die Wärmekraftmaschine ein nach einem realen Stirling-Kreisprozess arbeitender Heißgasmotor.

Description

Bezeichnung der Erfindung
Meißeldirektantrieb für Werkzeuge auf Basis einer Wärmekraftmaschine Technisches Gebiet
Die Erfindung betrifft einen Meißeldirektantrieb für Werkzeuge zum Zerkleinern von und/oder Eindringen in spröde Materialien infolge Schlageinwirkung auf Basis einer mit einem gasförmigen Arbeitsmedium betriebenen Wärmekraftmaschine.
Stand der Technik
In der Tiefbohrtechnik ist bislang das Rotarybohren dominierend. Dieses Drehbohrverfahren ist für das Bohren von weichen bis mittelharten Gesteinen sehr gut geeignet. Wenn jedoch im Verlauf von Tiefbohrungen sehr harte Gesteinsformationen durchörtert werden müssen, nimmt die Vortriebsgeschwindigkett aufgrund der höheren Gesteinsfestigkeit signifikant ab. Es ist bekannt, dass kristalline Hartgesteine mit Schlagbohrhämmern wesentlich effektiver zerstört werden können, als mit rotierend arbeitenden Meißeln, wie drückenden Rollenmeißeln oder spanenden Diamantwerkzeugen (PDC). Im Granit lassen sich mit Schlagbohrhämmern beispielsweise bis zu 10x höhere Bohrgeschwindigkeiten als mit Rollenmeißeln erzielen. Weitere Vorteile sind sowohl die geringeren Auflasten auf den Meißel des Schlagbohrhammers als auch die höhere Richtungsstabilität dieses Bohrverfahrens.
Der Einsatz von Schlagbohrverfahren gehört in der Flachbohrtechnik zur gängigen Praxis. Schlagbohrverfahren werden z.B. bei Sprenglochbohrungen in Tagebaubetrieben oder bei der Bohrung von flachen Geothermiesonden im Festgestein eingesetzt.
Im Stand der Technik sind zahlreiche Vorrichtungen und Verfahren für einen schlagenden Vortrieb dokumentiert.
Schlagbohrhämmer werden im Wesentlichen in zwei Gruppen eingeteilt: Die Über- flurhämmer, die sich Übertage zwischen Bohrgerät und Bohrgestänge befinden und die Imloch-Hämmer, die Untertage direkt über dem Meißel angeordnet sind. Da die Schlagenergie beim Überflur-Hammer über das gesamte Gestänge zum Meißel transportiert werden muss, ist die Bohrungsteufe bei diesem Verfahren sehr begrenzt. Deshalb kommen für tiefe Bohrungen prinzipiell nur Imloch-Häm- mer in Frage, bei denen die Schlagenergie direkt über dem Meißel erzeugt wird. Der Einsatz von mit Pressluft oder anderen komprimierten Gasen betriebenen Schlagbohrhämmern scheitert ab Teufen von wenigen hundert Metern an der Leistungsfähigkeit der übertägigen Kompressoren.
Konventionelle hydraulische Schlagbohrhämmer beziehen ihre Schlagenergie beispielsweise aus dem Wasserhammer-Effekt. Die bewegte Spülungssäule im Bohrstrang wird hierbei abwechselnd beschleunigt und dann schlagartig wieder gestoppt. Das Stoppen der Spülungssäule erzeugt den Schlagimpuls, der auf den Bohrkopf übertragen wird. Mit zunehmender Bohrungstiefe wird die zu beschleunigende Spülungsmasse immer größer und erfordert unter Beibehalt der Schlagfrequenz einen immer größer werdenden Energieaufwand. Das Verfahren erleidet dadurch immer größere Verluste und der energetische Wirkungsgrad nimmt mit zunehmender Teufe ab. Darüber hinaus sind Schlagbohrhämmer, die nach einem solchen oder ähnlichen Wirkungsprinzip auf einen direkten Durchsatz von Bohrspülung angewiesen sind, einem verfrühten Verschleiß durch die darin enthaltenen Feststoffe unterworfen.
Aus der EP 0096 639 A1 ist ein druckluftgespeister Imloch-Schlag- bzw. Bohrhammer für größere Tiefen bekannt, bei dem wechselweise in eine obere und untere Zylinderkammer Druckluft für einen Schlagkolben eingespeist wird. In die obere Zylinderkammer wird zusätzlich zur Druckluft Dieselkraftstoff eingespritzt, um eine Verbrennung des so verdichteten Luft- und Diesel-Brennstoffgemischs und damit ein heftiges Schleudern des Schlagkolbens auf die Bohrschneide zu bewirken. Die Luft aus der oberen Zylinderkammer, die Auspuffgase nach der Verbrennung sowie Kühlluft werden über Leitungen aus der Tiefe nach oben abgeführt. Eine ähnlich arbeitende brennkraftbetriebene Schlagbohrvorrichtung ist aus DE 39 35 252 A1 bekannt. Die Schlagbohrvorrichtung ist hängend an einem roh rförm igen Bohrgestänge angebracht, welches die Zirkulation eines Bohrfluids für ein Turbobohren durch den hohlen Innenraum erlaubt. Am unteren Ende des Bohrgestänges sind konzentrische Reihen von Bohrstangen mit kolbengeführten Stoßzähnen nach Art einer Bohrkrone angebracht. Die Kolben werden sequentiell so häufig wie erforderlich gezündet, um die Stoßzähne schlagend und stoßend anzutreiben. Auch hier sind Zu- und Ableitungen für Kraftstoff, Druckluft und Abgase für die Imloch-Schlagbohrvorrichtung installiert, außerdem Elektroleitungen für Zündkerzen und Steuerelektronik.
Außerdem ist aus der WO 2001 / 040 622 A1 ein Bohrloch-Schwingungserzeuger auf Basis eines Verbrennungsmotors bekannt, um im Bohrloch Druckschwingungen zu erzeugen. Der Schwingungserzeuger weist ein Gehäuse auf, das mit einem Verbrennungsmotor versehen ist, einschließlich eines Zylinders und eines Kolbens, die so ausgebildet sind, dass sie einen Verbrennungshub beim Verbrennen eines Gasgemisches in dem Zylinder ausführen. Ein mit dem Kolben verbundener Hammer schlägt gegen einen Amboß, der sich aus einer ersten in eine zweite Position bewegt. Federn führen jeweils Kolben und Amboß zurück. Der Verbrennungsmotor wird aus zwei Tanks gespeist, die getrennt voneinander Sauerstoff und Wasserstoff bevorraten. Die Zufuhr des Gasgemisches und Abfuhr der Abgase werden über Ventile gesteuert.
Weiter sind aus DE 27 26 729 A1 und DE 30 29 710 A1 Tiefbohreinrichtungen bekannt, die durch Explosivstoffe oder Brenngas in Drehung versetzt und schlagend betrieben werden.
Fernerhin werden In SE 153256 C und GB 1350646 A Schlagbohrgeräte auf Basis von Innenverbrennungsmotoren offenbart.
Allen genannten Wärmekraftmaschinen kommen ohne Pleuelstange und Kurbelgetriebe aus, indem das Treibgas direkt auf ein Schlagwerkzeug wirkt. Allerdings sind die Versorgung mit gasförmigem oder flüssigen Treibstoff, Explosivstoff oder Oxidationsmitteln sowie die Entsorgung der entstehenden Abgase in großen Teufen ebenso problematisch wie eine störungsfreie Stromversorgung.
Um die Stabilität des Bohrloches zu gewährleisten, kommen in der Tiefbohrtechnik Bohrspülungen mit hoher spezifischer Dichte p mit typischerweise 1 ,2 g/cm3, in Extremfällen bis über 1 ,6 g/cm3 zum Einsatz. Demensprechend nimmt der hydrostatische Druck unterhalb einer Spülungssäule mit der Teufe h um p-g-h zu, wobei g die Erdbeschleunigung ist und p in erster Näherung als konstant angesehen werden kann. Beim Bohren in großen Teufen mit mehreren 1000 m Spülungssäule können demnach Drücke von mehreren hundert bis über 1000 bar auftreten. Ein signifikanter Unterdruck in einer mit einem gasförmigen Arbeitsmedium betriebenen Wärmekraftmaschine in Bezug auf diesen immensen Außendruck kann daher leicht zum Erliegen des Schlagmechanismus oder sogar zu einem Kollaps von deren Arbeitsvolumen und damit zu ihrer Zerstörung führen. Umgekehrt stellt eine starke Vorkompression des Arbeitsgases Übertage wegen der Berstgefahr der Wärmekraftmaschine ein Sicherheitsrisiko da. Damit käme nur ein Druckaufbau während des Bohrens bzw. Absenkens des Bohrgestänges in Frage. Hierbei wäre eine Versorgung mit einer Druckgasleitung von Übertage oder durch einen im Bohrstrang integrierten Vorratstank praktikabel. Bei sehr großen Teufen > 4000 m und/oder Wärmekraftmaschinen mit einem großen Arbeitsvolumen sind diesen Lösungsansätzen technische Grenzen gesetzt. Ein Vorratstank wäre bei Befüllung auf einen hohen Druck ein nahezu ebenso großes Sicherheitsrisiko wie eine derart befüllte Wärmekraftmaschine selbst. Bei Befüllung auf einen geringen Vordruck wäre andererseits das benötigte Volumen aufgrund des Boyle- Mariott'schen Gesetzes prVi = p2 V2 in Bezug auf die typischen Dimensionen eines Bohrstranges inakzeptabel groß.
Darstellung der Erfindung
Technische Aufgabe der Erfindung
Der Erfindung liegt die Aufgabe zu Grunde, einen Meißeldirektantrieb für oben genannte Werkzeuge auf Basis einer Wärmekraftmaschine zu schaffen, der unter Beibehaltung einer hohen Anzahl gemeinsamer Konstruktionsmerkmale auf eine Vielzahl von Energieformen angepasst werden kann und welcher die von einer äußeren Quelle bereitgestellte Energie verschleißarm und mit hoher Effizienz in eine oszillierende Schlagbewegung umwandeln kann. Geräte dieser Klasse sollen somit auf verschiedene Zwecke, wie z.B. zur Zerkleinerung von spröden Materialien, zum vertikalen oder horizontalen Vortrieb Übertage oder Untertage, und auf verschiedene Leistungsklassen, vom Handgerät bis zur Tiefbohrgarnitur, ausgelegt werden können. Insbesondere soll ein wartungsarmer universeller Antrieb für ein Schfagbohrgerät zum Vortrieb in kristallinen Hartgesteinen in großen Teufen zur Verfügung gestellt werden, welcher auch durch eine konventionelle Bohrspülung betrieben werden kann. Die Funktionsfähigkeit dieses Antriebs soll dabei auch bei sehr hohen hydrostatischen Drücken an der Bohrlochsohle bis über 1000 bar aufrecht erhalten werden können.
Lösung der Aufgabe
Die Aufgabe wird erfindungsgemäß durch die Merkmale der Ansprüche 1 und 15 gelöst. Vorteilhafte Ausgestaltungen geben die begleitenden Ansprüche an. Danach ist die Erfindung durch einen Meißeldirektantrieb mit einer Wärmekraftmaschine geprägt, deren mechanische Nutzarbeit in Form von Schlagenergie ausgekoppelt wird. Der Meißeldirektantrieb arbeitet dabei nach einem realen Stirling- Kreisprozess eines quasi abgeschlossenen gasförmigen Arbeitsmediums. Das Arbeitsgas verbleibt demnach innerhalb der Wärmekraftmaschine und eines optional in den Bohrstrang integrierten Druckausgleichssystems und wird nicht mit der Umgebung ausgetauscht. Abgesehen von Ausführungsvarianten mit einer durch Verbrennung betriebenen externen Wärmequelle, arbeiten die erfindungsgemäßen Antriebe somit ohne Abgase.
Der Meißeldirektantrieb besteht aus einem vorzugsweise zylinderförmig ausgeführten Druckbehälter, der den gesamten Arbeitsraum der Wärmekraftmaschine umschließt und in unterschiedliche Arbeitsbereiche unterteilt ist. In einem Arbeitsbereich wird das Arbeitsmedium gemäß dem Wirkprinzip eines Sttrlingmotors fortwährend erhitzt und in einem anderen Arbeitsbereich abgekühlt. Die mechanische Nutzarbeit resultiert dabei aus einer Phasenverschiebung zwischen Erwärmung und Expansion bzw. Abkühlung und Kontraktion des Arbeitsgases.
Die Wärmekraftmaschinen können als Stirlingmotor mit einem frei oszillierenden Verdrängerkolben und einem frei oszillierenden Arbeitskolben, üblicherweise als Freikolben-Stirlingmotor bezeichnet, ausgeführt sein, oder als thermoakustischer Stirlingmotor. Bei letzterem tritt an die Stelle des Verdrängerkolbens die oszillierende Druckschwankung des Arbeitsgases in einer stehenden akustischen Welle (im angloamerikanischen auch "Standing Wave Thermoacoustic Engine" oder "Lamina Flow Stirling" genannt).
Die erforderliche thermische Betriebsenergie kann dem Arbeitsgas in beiden Fällen durch eine beliebige äußere Wärmequelle, beispielsweise durch ein elektrisches Heizelement, welches mit dem Gas direkt oder über einen Wärmetauscher in Kontakt steht, zugeführt werden, ebenso durch ein kontinuierlich zugeführtes heißes Medium oder durch eine chemische Reaktion zwischen (kontinuierlich zugeführten) flüssigen, gasförmigen oder festen Stoffen in einer in den Wärmetauscher integrierten oder diesem benachbarten Brennkammer. Eine weitere und besonders vorteilhafte Art der Wärmezufuhr ist die Erzeugung von Reibungswärme aus einer beispielsweise durch eine pneumatische oder hydraulische Turbine oder einen Verdrängermotor erzeugten Drehbewegung mittels einer geeigneten Reibpaarung. Diese kann sich ebenso wie das Heizelement in direktem Kontakt mit dem Arbeitsgas befinden oder über einen Wärmetauscher mit diesem verbunden sein.
Bei dem erfindungsgemäßen Meißeldirektantrieb auf Basis eines Freikolben- Stirlingmotors wird die Schlagenergie am kalten Ende der Maschine durch Kompression des Arbeitsgases, direkten mechanischen Anprall des Arbeitskolbens oder einen zusätzlichen Schlagkolben auf einen beweglich geführten Amboß übertragen und auf den Meißel weitergeleitet.
Bei dem erfindungsgemäßen Meißeldirektantrieb auf Basis eines thermoakusti- schen Stirlingmotors wird die Schlagenergie am kalten Ende der Maschine aus der oszillierenden Druckschwankung und Bewegung des Arbeitsgases durch einen beweglich geführten Kolben oder andere Arten beweglicher, freier Oberflächen ausgekoppelt und entweder direkt oder über ein zusätzliches Schlagwerk mit Schlagkolben und Amboß zum Meißel geleitet.
Ergänzend zu den der Fachwelt wohlbekannten physikalischen Grundlagen des Stirling-Kreisprozesses wird zur prinzipiellen Konstruktion von Stirling-Maschinen auf US 2003/0196441 A1 verwiesen.
Die oben gemachte Beschreibung des gasförmigen Arbeitsmediums als 'quasi abgeschlossen' bezieht sich auf die im Stand der Technik erläuterte Problematik, dass der mittlere Gasdruck im Arbeitsraum einer mit einem gasförmigen Arbeitsmedium betriebenen Wärmekraftmaschine beim Schlagbohren in großen Teufen mit mehreren 1000 m Spülungssäule an die Erfordernisse des herrschenden Umgebungsdrucks (im Folgenden mit 'hydrostatischer Spülungsdruck' bezeichnet) angepasst werden muss. Dies erfolgt erfindungsgemäß durch eine (quasi)-kon- tinuieriiche Zufuhr oder Abfuhr von einem gasförmigem Arbeitsmedium in den Arbeitsraum nach zwei unterschiedlichen Varianten.
Bei kompakten Wärmekraftmaschinen mit einem Arbeitsraum von wenigen 10 Litern und geringen Bohrtiefen können zum einen Vorratsbehälter mit mindestens auf den Innendruck der Wärmekraftmaschine vorkomprimiertem Arbeitsmedium Verwendung finden. Diese sind im Bohrstrang oberhalb des Meißeldirektantriebes angeordnet. Ab Teufen, bei denen der hydrostatische Spülungsdruck den Druck der Vorkompression überschreitet, kann ihr momentanes Speichervolumen konstruktionsbedingt durch Ein- und Ausströmen von Bohrspülung verringert/ vergrößert werden, wodurch ein Druckausgleich zwischen Spülungsdruck, Wärmekraftmaschine und Vorratsbehälter hergestellt wird. Bohrspülung und Arbeitsgas bleiben dabei stets stofflich getrennt.
Zum Anderen kommen, um den volumetrtschen Limitierungen in einer Bohrgarnitur Rechnung zu tragen, insbesondere bei Wärmekraftmaschinen mit einem großen Arbeitsraum und Teufen mit über 3500 m Spülungssäule, gaserzeugende oder gasverbrauchende chemische Reaktionen von Feststoffen mit einem hohen molaren Umsatz an Gasmolekülen, wie beispielsweise die Zersetzung von Aziden und die Bildung von (Metall)nitriden zum Einsatz. Das bevorzugte Arbeitsgas ist demnach in diesen Fällen Stickstoff.
Beschreibung
Die Erfindung soll nachstehend anhand eines bevorzugten Weges näher erläutert werden, welcher sich auf die Anwendung als Meißeldirektantrieb für ein Schlagbohrgerät („Bohrhammer") zum Abteufen tiefer Bohrlöcher, wie dies zur Erschließung von Erdöl, Erdgas- oder Erdwärmelagerstätten üblich ist, bezieht. Alle dargestellten Varianten des erfindungsgemäßen Meißeldirektantriebs befinden sich am unteren Ende eines nicht näher dargestellten Bohrgestänges. Die Positionsangabe "unten", "unterer ." bezieht sich im Folgenden allgemein sowohl auf die durch die Bezugszeichen vorgegebene Orientierung der Zeichnungen, als auch auf die Richtung des Bohrvortriebs.
Kurzbeschreibung der Zeichnungen: ln den Zeichnungen zeigen:
- Fig. 1 (a) bis Fig. 1 <f) Varianten der Wärmezufuhr für einen Meißeldirektantrieb auf Basis eines Freikolben-Stirlingmotors in axialer Kolbenanordnung von Arbeitsund Verdrängerkolben innerhalb eines zylindrischen Druckbehälters,
- Fig. 2 (a) bis Fig. 2 (d) Varianten eines Meißeldirektantriebs auf Basis eines Freikolben-Stirlingmotors in axialer Kolbenanordnung von Arbeits- und
Verdrängerkolben innerhalb eines zylindrischen Druckbehälters,
wobei die Varianten 1 (a) bis 1 (f) mit den Varianten 2 (a), (c) oder (d) kombinierbar sind,
- Fig. 3 (a) bis Fig. 3 (e) Varianten eines Meißeldirektantriebs auf Basis eines thermoakustischen Stiriingmotors mit einem zylindrischen Druckbehälter, bei dem das Arbeitsgas ebenfalls einen realen Stirling-Kreisprozess durchläuft und die Bereitstellung der thermischen Betriebsenergie durch mechanisch bewegte Reibpaarungen mit rein axialer Flächenpressung (Fig. 3 (a) und (c)) und mit axialer und radialer Flächenpressung (Fig. 3 (b) und (d)) erfolgt. Fig. 3 (3e) zeigt ein Zusatzschlagwerk,
- Fig. 4 (a) bis Fig. 4 (b) einen in den Bohrstrang integrierten gasgefüllten Druckausgleichsbehälter für geringe bis mittlere Teufen und
- Fig. 5 (a) bis Fig. 5 (c) eine in den Bohrstrang integrierte Gasgenerator- und Absorbereinheit für große Teufen.
Bevorzugter Weg zur Ausführung der Erfindung anhand von Beispielvarianten und der Zeichnungen
Gemäß Fig. 2 und 3 verfügen alle dargestellten Meißeldirektantriebe, deren Kombinationen und Varianten als gemeinsame Konstruktionsmerkmale über eine zylindrische Einhausung 1 , an deren unteren Ende sich ein Meißel 2, bestehend aus einer Meißelaufnahme 2, und einem Meißeleinsatz 2 mit Spülkanälen 2 zur Entfernung des erzeugten Bohrkleins befindet.
Der Meißeleinsatz 2b kann als konventioneller Schlagbohrmeißel mit Hartstoffeinsätzen 2d, wie beispielsweise in EP 0 886 715 A1 oder DE 196 18 298 A1 offenbart, ausgeführt sein. Die Meißelaufnahme 2a kann einen Mechanismus zum Umsetzen des Meißeleinsatzes 2b beinhalten, damit die Hartstoffeinsätze 2d in aufeinanderfolgenden Schlägen auf verschiedene Bereiche des Gesteins an der Bohrlochsohle einwirken. Die Rotation des Meißels 2 kann dabei unter Verwendung eines Teils der axialen Schlagenergie z.B. nach einem DE 27 33 300 A1 entsprechenden Mechanismus oder durch den Fluss der Bohrspülung angetrieben werden.
Die Einhausung 1 und der Meißel 2 sind koaxial zur Achse des Bohrlochs angeordnet. Im Inneren der Einhausung 1 befindet sich ein zylindrischer Druckbehälter 3^ welcher durch nicht näher gezeigte geeignete Verbindungsstücke mit der Einhausung 1 kraftschlüssig und spielfrei verbunden ist. Der Druckbehälter 3 besteht im Falle des Freikolben-Stirlingmotors nach Fig. 1 (a) bis (f) und Fig. 2 (a) bis (d) aus einem beheizten Zylinderkopf 3a, einem Verdrängerkolbenzylinder 3b, einem Arbeitskolbenzylinder 3g, einem Faltenbalg 3h und einer dem Meißel 2 zugewandten, mittels des Faltenbalges 3h beweglich gehaltenen 'Bodens' 3i des zylindrischen Druckbehälters 3, welche alle aus temperatur- und/oder verschleißbeständigen Metalllegierungen gefertigt sind.
Der Verdrängerkolbenzylinder 3b und der Arbeitskolbenzylinder 3g haben beim thermoakustischen Meißeldirektantrieb gemäß Fig. 3 ihre Entsprechung in einem oberen und einem unteren Resonatorzylinder (3b" und 3g' in Fig. 3 (a),(b) und (e)). Der Zylinderkopf 3a' ist in diesen Ausführungsvarianten nicht beheizt.
Ein Zwischenraum zwischen dem Druckbehälter 3 und der Einhausung 1 dient der Durch- bzw. Weiterleitung der Bohrspülung. Er ist im einfachsten Falle hohl oder enthält zu diesem Zweck nicht dargestellte erforderliche Kanäle bzw. Rohrleitungssysteme.
Der Zwischenraum kann darüber hinaus Messeinrichtungen zur Erfassung von Betriebsparametern des Bohrhammers, wie beispielsweise Temperaturmessfühler, Dehnungsmesser, Kraft- und Beschleunigungsmesser, sowie in der Tiefbohrtechnik übliche sonstige Messinstrumente und die hierzu erforderliche Elektronik enthalten.
Die einzelnen Ausführungsvarianten der Zylinderköpfe 3a für einen Freikolben- Stirlingmotor (Fig. 1) werden im Nachfolgenden näher beschrieben. Gleiche Hinweiszahlen beziehen sich dabei durchgehend auf Komponenten gleicher Funktion und (nahezu) gleicher Bauart. So haben alle Ausführungsvarianten als ein weiteres gemeinsames Konstruktionsmerkmal eine thermisch isolierende Ummantelung 4. Diese kann aus einem porösen, mineral- bzw. keramikartigem Material bestehen, welches entweder inhärent druckfest ist oder durch eine dem Umgebungsdruck anpassbare Gasfüllung stabilisiert wird. Auch ist eine entsprechend stabil ausgelegte Doppelwandung mit einer dazwischen befindlichen evakuierten Isolationsschicht nach dem Prinzip eines Dewar-Gefäßes möglich.
Fig. 1 (a) zeigt eine schematische Schnittansicht für die Ausgestaltung eines elektrisch beheizten Zylinderkopfes 3a mit einem im Druckbehälter 3 befindlichen Widerstands-Heizelement 5, welches über elektrische Zuleitungen 6 mit einem Gleich- oder Wechselstrom versorgt wird. Die Zuleitungen 6 werden durch gasdichte Isolationsstücke 7 ins Innere des Druckbehälters 3 geführt.
Fig. 1 (b) zeigt eine schematische Schnittansicht für die Ausgestaltung eines elektrisch beheizten Zylinderkopfes 3a mit einem außerhalb des Druckbehälters 3 (Fig. 2) befindlichen Widerstands-Heizelement 5. Die thermische Anbindung an das Arbeitsgas erfolgt durch einen Wärmeüberträger 8. Der Wärmeüberträger 8 kann aus einem Material höherer Wärmeleitfähigkeit als das Grundmaterial des Zylinderkopfes 3a bzw. des Druckbehälters 3 bestehen und ist in diesen gasdicht eingelassen. Zur besseren Wärmeabgabe kann der Wärmeüberträger 8 mit Rippen oder anderen Ausbuchtungen zur Vergrößerung der Kontaktfläche mit dem Arbeitsgas versehen sein.
Die Versorgung mit elektrischen Strom kann in beiden Fällen durch eine oberirdisch gespeiste, im Bohrloch befindliche elektrische Leitereinrichtung wie sie beispielsweise in EP 257 744 A2 offenbart wird, oder durch einen von der Bohrspülung angetriebenen elektrischen Generator nach z.B. DE 3029523 A1 im Bohrloch erfolgen.
Fig. 1 (c) zeigt eine schematische Schnittansicht für die Ausgestaltung eines durch ein heißes Medium oder eine flüssige oder gasförmige Reaktionsmischung beheizten Zylinderkopfs 3a. Die Zu- und Abfuhr dieser Medien erfolgt über isolierte Rohrleitungen 9, die für einen besseren Wärmeübertag durch die Wandung des Zylinderkopfes 3a geführt sind. Die Wärmeabgabe erfolgt durch einen Wärmeüberträger 8, wobei dieser zu diesem Zweck zur Vergrößerung der Oberfläche spiralförmig gewunden und zusätzlich mit Rippen oder anderen Ausbuchtungen versehen sein kann. Als Medien können Heißdampf, erhitztes Öl oder Metallschmelzen (vorzugsweise Gallium und eutektische Legierungen auf Basis von Gallium und Indium, Quecksilber, geschmolzene Alkalimetalle), die von einer über dem Bohrer befindlichen Wärmequelle erhitzt und in Zirkulation gehalten werden, verwendet werden. Als Reaktionsmischung kann beispielsweise Knallgas (Wasserstoff/ Sauerstoff), welches durch eine katalytische Beschichtung im Wärmetauscher 8 zu exothermer Reaktion aktiviert wird, verwendet werden.
Für eine Anwendung in der Tiefbohrtechnik sind solche Medien und Mischungen bevorzugt, welche keine permanent gasförmigen Reaktionsprodukte erzeugen, da das Aufsteigen von Gasblasen und deren starke Expansion im Bohrloch zu einer Unterbrechung des Bohrspülungskreislaufs und zu weitere Komplikationen beim Bohrprozess führen kann. Der aus einer Knallgasreaktion entstehende Wasserdampf kann durch die Kühlwirkung der Bohrspülung zu flüssigem Wasser auskondensiert werden.
Fig. 1 (d) zeigt eine schematische Schnittansicht für die Ausgestaltung eines durch einen Brenner mit direkter Flamme beheizten Zylinderkopfes 3a. Diese Variante ist vorzugsweise nicht für den Einsatz in der Tiefbohrtechnik, sondern für den Betrieb kompakter und leistungsstarker Bohrgeräte in der Flach- oder Hori- zontalbohrtechnik, ggf. auch für Handgeräte zum Schlagbohren, Meißeln und Stemmen an Orten geeignet, an denen keine elektrische Spannungsversorgung zur Verfügung steht.
Der gasförmige oder flüssige Brennstoff wird über ein Düsenrohr 10 zugeführt während die oxidierende Komponente, im einfachsten Fall Luft, über einen Ansaugstutzen 11 hinzutritt. Die Zündung des Brennstoff-Luft Gemisches kann durch eine elektrische Zündeinrichtung erfolgen, welche nicht abgebildet ist. Die Wärme wird wiederum über einen Wärmeüberträger 8 in das Innere des Druckbehälters 3 übertragen, wobei die heißen Abgase zur Steigerung der Effizienz noch am Zylinderkopf 3a entlanggeführt werden und das Gerät schließlich über einen Auspuff 12 verlassen.
Fig. 1 (e) und (f) zeigen schematische Schnittansichten für die Ausgestaltung einer Energiezufuhr in Form von Reibungswärme, die durch eine rotierende Reib- paarung außerhalb (Fig. (e)) oder innerhalb (Fig. (f)) des Druckbehälters 3 erzeugt wird. Diese Ausgestaltungsvarianten sind für den Einsatz in der Tiefbohrtechnik besonders gut geeignet, da die Reibpaarung direkt über einen herkömmlichen, durch die zirkulierende Bohrspülung betriebenen Bohrmotor
(Verdrängermotor) oder eine entsprechende hydraulische Turbine angetrieben werden kann. Die Drehbewegung wird dabei über eine Antriebswelle 13 auf die daran befestigte, rotierende Reibscheibe 14 übertragen, welche mittels einer Vorspannvorrichtung 16 auf eine der rotierenden Reibscheibe 14 gegenüberliegende feststehende Reibscheibe 15 gepresst wird.
Die Vorspannvorrichtung besteht aus einem Lager 17 welches die Antriebswelle 13 radial stabilisiert und axiale Kräfte in Richtung der Vorspannung aufnehmen kann. Das Lager 17 ist im vorliegenden Fall beispielhaft als Kugellager mit konischen Laufflächen ausgeführt, jedoch sind auch entsprechend ausgelegte Nadellager, Wälzlager oder Gleitlager geeignet.
Die Vorspannung und damit der Reibwiderstand und die Leistungsabgabe der beiden Reibscheiben 14 und 15 kann durch expandierbare Elemente 18 gemäß den aktuellen Erfordernissen des Schlagbohrvorganges gesteuert werden. Dabei kann es sich um eine um die Antriebswelle 13 gruppierte Anordnung von Hydraulikzylindern, piezoelektrischen oder magnetostriktiven Aktuatoren oder Spindeln mit Motortrieb handeln.
In der Variante nach Fig. 1 (e) wird die Antriebswelle 13 zwischen dem Lager 17 und der rotierenden Reibscheibe 14 auf Druck belastet, weshalb ein zusätzlicher Lastrahmen 19 erforderlich ist. Dieser ist kraftschlüssig mit der Wand des Druckbehälters 3 verbunden und im vorliegenden Beispiel als deren unmittelbare Fortsetzung ausgeführt, in die der Zylinderkopf 3a als eine Art Zwischenboden eingezogen ist. Ein weiterer Zwischenboden 9a nimmt die von den expandierbaren Elementen erzeugte Kraft auf.
In der Variante nach Fig. 1 (f) wird die Antriebswelle 13 zwischen dem Lager 17 und der rotierenden Reibscheibe 14 auf Zug belastet, weshalb zur Aufrechterhaltung der Vorspannung Elemente 20 aus einem druckfesten Material geringer Wärmeleitfähigkeit zwischen der stehenden Reibscheibe 15 und den expandierbaren Elementen 18 innerhalb und außerhalb des Druckbehälters 3 angebracht sind. Bei diesem Material handelt es sich beispielsweise um ein hochfestes keramisches Material wie Zirkonoxid. Um den Wärmeübertrag zusätzlich zu verringern können diese druckfesten Elemente 20 mit einer Wabenstruktur mit Wabenachsen längs zur Druckrichtung versehen sein. Da bei der Variante nach Fig. 1 (f) die Reibpaarung innerhalb des Druckbehälters 3 liegt, ist eine abdichtende Durchführung 7' für die Antriebswelle 13 notwendig. Sie muss der Druckdifferenz zwischen der maximalen Druckamplitude des Arbeitsgases und dem Druck außerhalb des Druckbehälters 3, beispielsweise dem Gasdruck in der Isolierummantelung 4 standhalten. Diese Druckdifferenz ist im Vergleich zum absoluten hydrostatischen Druck an der Bohrlochsohle gering, da der Innendruck des Motors wie eingangs erwähnt und weiter unten genauer ausgeführt erfindungsgemäß an diesen ange- passt wird.
Im nachfolgenden Abschnitt wird näher auf die für die Leistungsfähigkeit der erfindungsgemäßen Stirling-Bohrhämmer dieses Typs wichtige Materialwahl der beiden Reibscheiben 14, 15 eingegangen.
Aus den Figuren wird deutlich, dass die erzeugte Reibungswärme in Variante nach Fig. 1 (e) von der Reibfläche quasi-eindimensional durch die feststehende Reibscheibe 15 und die Stirnseite des Zylinderkopfes weitergeleitet werden muss, während eine Wärmeabfuhr durch die rotierende Scheibe 14 nicht zum Antrieb des Stirling-Motors beiträgt und einen Verlust darstellt.
In Variante nach Fig. 1 (f) hingegen erfolgt die Wärmeabgabe an das Arbeitsgas an den Mantelflächen beider Reibscheiben 14, 15, vor allem jedoch an der von der Reibfläche abgewandten Stirnseite der rotierenden Reibscheibe 14, während eine Wärmeabfuhr von der feststehenden Reibscheibe 15 durch die Wandung des Zylinderkopfes 3a einen Verlust darstellt. Da der Wirkungsgrad des realen Stirling- Kreisprozesses mit der Temperaturdifferenz zwischen beheizter und gekühlter Seite steigt und die Kühltemperatur durch die Temperatur der Bohrspülung fixiert ist, ist eine möglichst hohe Temperatur der jeweils wärmeabgebenden Reibscheibe 14, 15 zu erzielen.
Diesen Randbedingungen muss bei der Materialwahl der beiden Reibscheiben 14, 5 Rechnung getragen werden. Die Reibflächen müssen aus einem verschleißfesten Material mit hohem Reibungskoeffizienten, hoher Warmfestigkeit und hoher Temperaturbeständigkeit bestehen. In DE 44 38 455 C1 und: G.H. Jang et al.: "Tribological Properties of C/C-SiC Composites for Brake Discs", Met. Mater. Int. (2001 ), Vol. 16, No. 1 , werden Bremsscheiben aus C/C-SiC Verbundwerkstoffen mit einer thermischen Beständigkeit bis zu 1300°C und hoher Wärmeleitfähigkeit vorgestellt, welche bereits in ähnlichen Anwendungen im Einsatz sind. Der Körper der jeweils wärmeabgebenden Reibscheibe kann vollständig aus diesen Materia- len gefertigt sein. Die jeweilige Gegenscheibe besteht vorzugsweise aus einem Material mit ähnlicher thermischer Beständigkeit und Festigkeit, aber geringerer Wärmeleitfähigkeit wie beispielsweise Zirkonoxidkeramik.
Zur Erzielung optimaler Reibeigenschaften kann die feststehende Reibscheibe 15 auch diesem Grundmaterial mit einer kraft- und/oder stoffschlüssigen Auflage oder einem Gradienten einer Reibschicht aus C/C-SiC oder einem ähnlich geeigneten keramischen Material ausgeführt sein. Insbesondere können bei einer Variante nach Fig. 1 (f) die feststehende Reibscheibe 15 und die druckfesten Elemente 20 auf der Innenseite des Zylinderkopfes 3a auf diese Weise aus einem integralen Bauteil bestehen.
Fig. 2 (a) bis (d) zeigen schematische Schnittansichten für drei verschiedene Ausgestaltungsvarianten eines Meißeldirektantriebs auf Basis eines Freikolben-Stir- lingmotors. Dabei ist Fig. 2 (b) die Visualisierung eines speziellen Zeitpunktes im Arbeitszyklus der mittels Fig. 2 (a) näher bezeichneten Motors, während Fig. 2 (c) eine geringfügige, aber entscheidende konstruktive Abwandlung von diesem darstellt.
Identisch oder ähnlich dargestellte Teile sind bei den drei Varianten Fig. 2 (a) bis (d) wiederum mit denselben Hinweiszahlen belegt. Die entsprechende Beschriftung in Fig. 2 erfolgt, der Übersichtlichkeit halber, jeweils nur einmalig, sofern dies für die jeweils nachfolgenden Erläuterungen ausreichend ist.
Beide Varianten verfügen über folgende gemeinsame Konstruktionsmerkmale: Einen Verdrängerkolben 30b, an dem eine Kolbenstange 30c befestigt ist, die durch eine gedichtete Bohrung im oberen Ende des Arbeitskolbens 30g geführt ist. An dem dem Verdrängerkolben 30b gegenüberliegenden Ende trägt die Kolbenstange 30c einen kleinen Kolben 30e, der innerhalb des Arbeitskolbens 30g in einem weiteren Zylinder oder einer Bohrung arbeitet. Dieser Zylinder im Arbeitskol- ben 30g hat zwei Kammern 30d und 30f, welche Prallräume bzw. Gasfederelemente in Bezug auf die Relativbewegung zwischen dem Verdrängerkolben 30b und dem Arbeitskolben 30g darstellen. Mit axial wird im Folgenden die Richtung längs der gemeinsamen Achse dieser Kolbenanordnung bezeichnet. Das untere Ende des Arbeitskolbens 30g arbeitet in einem Anschlag- bzw. Prallraum 42, dessen Boden 3i beispielsweise durch einen hermetisch schließenden Faltenbalg 3h axial beweglich gehalten ist.
Zwei unterschiedliche Möglichkeiten der Auskopplung von Schlagenergie aus dem beschriebenen Stirlingmotor, die nur mit geringen konstruktiven Unterschieden einhergehen sind in Fig. 2 (b) und Fig. 2 (c) näher dargestellt.
In Fig. 2 (b) sind Geometrie und Volumen des Prallraums 42 so bemessen, dass der Arbeitskolben 30g durch Kompression des Arbeitsgases bis zum Stillstand abgebremst wird, ohne mit dem Boden oder der Wand des Arbeitskolbenzylinders 3g in axialer Richtung zu kollidieren. Dabei ist der mittlere Druck des im Prallraum 42 enthaltenen Arbeitsgases mit demjenigen in den beiden Arbeitsräumen 40 und 41 identisch. Dieser mittlere Druck wird in noch näher zu beschreibenden Weise auf den außen an der Bohrlochsohle anliegenden hydrostatischen Druck der Spülungssäule so angepasst, dass eine optimale Wirkung des Motors erzielt wird. Durch eine Verjüngung des Querschnitts Ar am unteren Ende des Prallraums 42 wird das Arbeitsgas kurz vor Erreichen des unteren Totpunktes des Arbeitskolbens 30g besonders stark verdichtet. Der hierdurch erzeugte Druckstoß verursacht eine über den Faltenbalg 3h vermittelte axiale Abwärtsbewegung des Prallraumbodens 3Ί, die auf den daran mittelbar oder unmittelbar befestigten Meißel 2 übertragen wird.
Es ist anzumerken, dass sich der Verdrängerkolben 30b zu dem in Fig. 2 (b) dargestellten Zeitpunkt des Arbeitszyklus nicht an einem seiner Totpunkte in Bezug auf den Verdrängerkolbenzylinder 3b befindet. Dies liegt in der für jede Stirlingma- schine mit Kolbenantrieb typischen Phasenverschiebung zwischen Arbeits- und Verdrängerkolben begründet.
Die Aufwärtsbewegung des Arbeitskolbens 30g wird durch das nach dem Druckstoß zurückfedernde Gasvolumen im Prallraum 42, sowie der als vorgespannte Gasfeder wirkenden oberen Zylinderkammer 30d im Arbeitskolben 30g in Kombi- nation mit der Trägheit des Verdrängerkolbens 30b eingeleitet. Sie geht zunächst mit einer weiteren Abwärtsbewegung des Verdrängerkolbens 30b einher, wobei erkaltetes Gas aus Arbeitsbereich 41 durch ein Kühlersystem 22 und einen Regenerator 21 in den heißen Arbeitsbereich 40 strömt. Die Wärmeabfuhr am Kühlersystem 22 erfolgt durch die durchströmende Bohrspülung. Der Regenerator 21 ist dabei so ausgelegt, dass er an jeder Stelle in einem möglichst vollständigen thermischen Austausch mit dem Arbeitsgas steht, d.h. die Querschnitte seiner Kanäle oder Poren, durch die das Arbeitsgas strömt, sind in der gleichen Größenordnung wie dessen thermische Eindringtiefe bei den typischen Arbeitsfrequenzen des Motors.
In Fig. 2 (c) ist im Prallraum 42 zusätzlich ein Amboß 2e vorgesehen. Geometrie und Volumen des Prallraums 42 sind als eine 'zu schwache' Gasfeder ausgelegt, welche den Arbeitskolben 30g nicht zum Stillstand abzubremsen vermag, so dass dieser mit dem Amboß 2e in axialer Richtung kollidiert. Sinngemäß entspricht das einem erzwungenen unteren Totpunkt, der im Vergleich mit der Anordnung in Fig. 2 (b) um einen Versatz Az axial nach oben verschoben ist.
Die Kollision der beiden Körper löst darin zwei entgegengesetzt laufende elastische Wellen aus. Die in den Arbeitskolben 30g laufende elastische Welle wird an dessen innerer Grenzfläche zum als Gasfeder wirkenden unteren Arbeitsraum 30f reflektiert und trägt damit zu dessen Aufwärtsbewegung bei. Die in den Amboß 2e laufende elastische Welle läuft in den Meißel 2 weiter und wird auf das zu zerstörende Gestein übertragen. Aufgrund der deutlich geringeren Kompressibilität der kollidierenden Festkörper im Vergleich zu dem zuvor beschriebenen Druckstoß in dem komprimierten Gaspolster, hat die so ausgelöste Stoßwelle eine höhere Amplitude bei gleichzeitig geringerer Einwirkungsdauer als bei der vorgenannten Ausführung nach Fig. 2 (a) und (b).
Bei den vorstehend beschriebenen Ausführungsvarianten wird die Stoßenergie dem Arbeitskolben 30g nahe an seinem unteren Totpunkt entnommen, bei dem dieser nur noch eine geringe Geschwindigkeit aufweist.
In Fig. 2 (d) ist die schematische Schnittansicht einer weiteren Vorrichtung zur Erzeugung von Schlagenergie auf Basis eines Freikolben-Stirlingmotors gezeigt, die mit einem zusätzlichen frei beweglichen Schlagkolben 30h in einem im erwei- terten Prallraum 43 angebrachten Schlagkolbenzylinder 50 arbeitet. Dieser ist wie auch der Amboß 2e mit dem Boden des Prallraums 42 fest verbunden und weist am unteren Ende Ausströmkanäle 51 auf, welche beispielsweise aus lang gezogenen Schlitzen längs seines Umfanges bestehen, um ein möglichst
ungedrosseltes Durchströmen des Arbeitsgases zu gewährleisten.
Der Querschnitt des Schlagkolbenzylinders 50 ist im Vergleich zum Arbeitskolbenzylinder 3g verringert. Durch das aus dem Arbeitskolben 30g mit dem größeren Querschnitt in den Schlagkolbenzylinder 50 einströmende Gas wird der Schlagkolben 30h daher bei der Abwärtsbewegung des Arbeitskolbens 30g auf eine höhere Geschwindigkeit beschleunigt als dieser. Die Höhe des Schlagkolbenzylinders 50 ist dabei so bemessen, dass der Schlagkolben 30h auf den Amboß 2e aufschlägt, wenn der Arbeitskolben 30g am Scheitelpunkt seiner Bewegung ist, also seine größte Geschwindigkeit erreicht hat.
Das obere Ende des Schlagkolbenzylinders 50 ist bis zu diesem Zeitpunkt durch ein Steuerventil, welches aus einer Aktuator Einheit 52 und einer Ventilklappe 53 besteht, verschlossen.
Die Ventilklappe 53 kann, um ein ungehindertes Ein- und Ausströmen des Arbeitsgases zu ermöglichen, beispielsweise ringförmig ausgefertigt sein. Das Signal zum Öffnen der Ventilklappe 53 kann beispielsweise durch den Aufprall des Schlagkolbens 30h auf den Amboß 2e ausgelöst werden. Da die Ventilklappe 53 allerdings ein wirkungsvolles Instrument zur Steuerung der Geschwindigkeit des Arbeitskolbens 30g während des gesamten Arbeitszyklus darstellt, wird sie bevorzugt durch einen Prozessrechner angesteuert, welcher die Momentangeschwindigkeit und Position des Arbeitskolbens 30g mittels einer entsprechenden Senso- rik erfasst.
In der zweiten Hälfte der Abwärtsbewegung wird die Ventilklappe 53 nun geöffnet. Dies ist in Fig. 2 (d) durch Pfeile angedeutet. Da der am Boden des Schlagkolbenzylinders 50 befindliche Schlagkolben 30h die Strömungskanäle 51 verschließt, wird das in der zweiten Hälfte der Abwärtsbewegung des Arbeitskolbens 30g verdrängte Gas nun in den erweiterten Prallraum 43 eingepresst, wodurch der Arbeitskolben 30g seine Bewegung verlangsamt. Die Gasströme über die Ventilklappe 53 und die Ausströmkanäle 51 werden im nun folgenden Abschnitt des Arbeitszyklus über diese Ventilklappe 53 so gesteuert, dass sich der Schlagkolben 30h während der gesamten Aufwärtsbewegung des Arbeitskolbens bis zu seinem oberen Totpunkt gehoben hat und Unregelmäßigkeiten in der Aufwärtsbewegung des Arbeitskolbens 30g ausgeglichen werden. Der Betrieb und die Arbeitssequenz des Freikolben-Stirlingmotors kann außerdem durch weitere technische Maßnahmen, wie z.B. durch eine in DE2524479A1 vorgestellte besondere Ausführung der Arbeitskolben-Hilfskolben-Kombination 30g/ 30e stabilisiert und gesteuert werden.
Es ist darüber hinaus dem Fachmann ersichtlich, dass weitere Möglichkeiten bestehen, Schlagenergie unter Verwendung eines Freikolben-Stirlingmotors zu erzeugen. So wird beispielsweise in WO 1995 029 334 A1 ein Verfahren zum Betreiben und Steuern einer Freikolben-Stirlingmaschine vorgestellt, bei dem ein Druckpotential zwischen einem Hochdruckspeicher und einem Niederdruckspeicher aufgebaut wird. Mit diesem Druckgefälle kann ein pneumatischer Bohrhammer am unteren Ende des Stirlingmotors betrieben werden. Beim Bohren in großen Tiefen müssen auch hierbei alle mit gasförmigem Arbeitsmedium gefüllten Arbeitsräume und Leitungen durch Zugabe desselben aus einer Gasgeneratoreinheit auf einem mittleren Arbeitsdruck gehalten werden, welcher eine komplikationsfreie Funktion der Maschinen angesichts eines durch die Flüssigkeitssäule der Bohrspülung auf diesen lastenden hohen Außendruckes gewährleistet.
Fig. 3 (a) und (b) zeigen schematische Schnittansichten für zwei verschiedene Ausgestaltungsvarianten eines Meißeldirektantriebs auf Basis eines thermoakusti- schen Stirlingmotors. Identisch oder ähnlich dargestellte Teile sind bei den beiden Varianten wiederum mit denselben Hinweiszahlen belegt. Die entsprechende Beschriftung in Fig. 3 erfolgt der Übersichtlichkeit halber jeweils nur einmalig, soweit dies für die jeweils nachfolgenden Erläuterungen ausreichend ist.
Der Druckbehälter 3 stellt einen überwiegend zylinderförmigen Resonanzkörper dar, in dem sich eine stehende akustische Welle des gasförmigen Arbeitsmediums ausbildet. Die erforderliche thermische Betriebsenergie wird in Fig. 3 (a) ähnlich der zuvor anhand Fig. 1 (e) beschriebenen Vorrichtung (für 17, 18, 19 und 19a, siehe dort) als mechanische Arbeit über eine Antriebswelle 13 zugeführt und über eine axial vorgespannten Reibpaarung aus einer feststehenden Reibscheibe 15 und einer rotierenden Reibscheibe 14 in Reibungswärme umgewandelt. Die abdichtende Durchführung T wurde bereits in den Ausführungen zu Fig. 1 (f) näher erläutert.
Im Fall von Fig. 3 (b) handelt es sich um eine konische Reibpaarung mit tangentialer Relativbewegung und einer Vorspannung mit radialen und axialen Komponenten.
Auf den Aufbau der beiden Reibsysteme wird, unter anderem anhand von Fig. 3 (c) und (d), weiter unten eingegangen .
Die Wärmeabfuhr auf der Niedertemperaturseite erfolgt über ein Flüssigkeits- durchflossenen Kühlersystem 22. Die Kühlelemente 22a innerhalb des Kühlersystems 22 sind längs der Zylinderachse flächig oder stabförmig ausgebildet und möglichst dünn, um eine möglichst geringe Querschnittsverringerung für das durchströmende Arbeitsgas zu bewirken. Um diese dünne Bauweise zu gewährleisten und ein Verstopfen der feinen Kühlkanäle zu verhindern, erfolgt die Kühlung vorzugsweise durch einen von der partikelhaltigen und viskosen Bohrspülung stofflich getrennten Kühlmittelkreislauf. Als sehr wirkungsvolle Kühlmittel kommen vorzugsweise flüssige Metalle wie Gallium, eutektische Mischungen auf Basis von Gallium und Indium oder Quecksilber in Frage, da diese eine geringe Viskosität, hohe Siedepunkte und eine hohe Wärmeleitfähigkeit aufweisen. Aber auch Flüssigkeiten auf Basis von Poiysiloxanen (Silikonöle), perfluorierten Kohlenwasserstoffen oder Wasser mit Siedepunktserhöhenden Zusätzen können verwendet werden. Die Umwälzung des Kühlmittels erfolgt durch eine Pumpe 22d, die vorzugsweise direkt durch eine Fortsetzung der Antriebswelle 3 im Inneren des Druckbehälters 3 angetrieben wird. Eine andere Ausführungsform besteht in einer außerhalb des Druckbehälters 3 befindliche Pumpe 22d', die beispielsweise durch einen kleinen Elektromotor angetrieben wird. Das Kühlmittel gibt die im Innern des Druckbehälters aufgenommene Wärme über einen weiteren Wärmetauscher 22b an die Bohrspülung ab. In Fig. 3 (a) und (b) ist dieser als spiralförmig um den Druckbehälter 3 gewundene Rohrleitung angedeutet. Das Kühlmittel wird durch ein Zuleitungs- und Wärmetauschersystem 22c über die Kühlelemente 22a geleitet. Beide sind dabei so angeordnet, dass eine möglichst gleichförmige Kühlleis- tung über den gesamten Druckbehälterquerschnitt gewährleistet wird. Der Wärmetauscher 22b steht außerdem mit einem nicht näher bezeichneten Kühlmittelreservoir in Verbindung, welches dazu dient, Druck- und Volumenänderungen des Kühlmittels aufgrund von Temperaturänderungen und seiner Kompression/ Dekompression beim Einfahren bzw. Herausziehen des Bohrgestänges in bzw. aus großen Tiefen zu kompensieren. Es befindet sich vorzugsweise im Zwischenraum zwischen Einhausung 1 und Druckbehälter 3.
Die Oszillation des Arbeitsgases wird angetrieben durch den Regenerator 21 , in welchem sich ein möglichst kontinuierliches Temperaturgefälle von der Temperatur der Reibpaarung zu derjenigen des Kühlmittelkreislaufs einstellt.
Der Regenerator 21 wird vom Arbeitsgas oszillierend durchströmt, wobei die Strömung zum heißen Ende bei steigendem Druck und zum kalten Ende bei fallendem Druck erfolgt. Ist der thermoakustische Stirlingmotor wie in Fig. 3 (a) und (b) dargestellt, als ein einstufiger Motor mit einem geradlinigen Resonanzraum (= Druckbehälter 3) und stehender akustischer Welle ("standing wave acoustic engi- ne") ausgeführt, so muss der Regenerator 21 als so genannter "Stack" mit einer unvollständigen lokalen thermische Ankopplung zum Arbeitsgas ausgeführt sein, um eine für die Aufrechterhaltung der Oszillation notwendige Phasenverschiebung zwischen der Bewegung des Arbeitsgases und seiner thermischen Expansion/ Kontraktion zu bewirken. Die charakteristische laterale Dimension der Strömungskanäle im Regenerator 21 muss dazu eine bis mehrere thermische Eindringtiefen ("thermal penetration depths") im Gas bei der Oszillationsfrequenz betragen. Diese Erkenntnis ist Stand der Technik (siehe beispielsweise US 2003019644 A1), wird hier jedoch der Vollständigkeit der Beschreibung halber angeführt.
Im Gegensatz zu den in Fig. 1 (e) und (f) dargestellten Reibpaarungen zum Beheizen von Freikolben-Stirlingmotoren, müssen die durch Reibpaarungen realisierten Heizelemente bei den thermoakustischen Stirlingmotoren in Fig. 3 (a) und (b) so ausgelegt sein, dass sie vom Arbeitsgas längs der Zylinderachse des Druckbehälters 3 mit möglichst geringen viskosen Fließverlusten durchströmt werden können. Diese Anforderung wird in der Ausführungsvariante nach Fig. 3 (a) durch Reibscheiben mit axialen Kanälen bzw. Ringspalten gelöst. Fig. 3 (c) zeigt schematisch den Schnitt A-A in Fig. 3 (a). Die Antriebswelle 13 mündet in eine Nabe 13a, an welcher die obere rotierende Reibscheibe 14 über Rippen 14b befestigt ist. Die Rippen 14b laufen radial nach außen und übertragen die axiale Anpresskraft und das Drehmoment der Antriebswelle 13 auf die rotierende Reibscheibe 14. Im vorliegenden Ausführungsbeispiel besteht die rotierende Reibscheibe 14 selbst aus konzentrischen Ringen 14c, die über die Rippen 14b und gegebenenfalls weitere radial Verlaufende Stege (nicht abgebildet) miteinander verbunden sind. Die darunterliegende feststehende Reibscheibe 15 ist so ausgeführt, dass deren Ringe deckungsgleich mit denen der oberen rotierenden Reibscheibe 14 übereinander liegen, so dass ein kontinuierlicher Gleitweg entsteht. Im Gegensatz zu der rotierenden oberen Reibscheibe 14 mit ihren schräg zur Nabe hin ansteigenden Rippen 14b, hat die untere feststehende Reibscheibe 15 nur radiale Verstärkungselemente gleicher Höhe und ist flach aufliegend fest mit dem Regenerator 21 verbunden. Dieser ist wiederum kraft- und/oder stoffschlüssig am Druckbehäfter 3 befestigt und nimmt neben der übertragenen Wärme das auf die feststehende untere Reibscheibe 15 übertragene Drehmoment und die axiale Anpresskraft auf. Wird der Kühlmittelkreislauf mit einer im Druckbehälter 3 liegenden Pumpe 22d betrieben, so haben die untere Reibscheibe 15 und der Regenerator 21 eine entsprechende zentrale Durchführung für die verlängerte Antriebswelle 13.
Für die Wahl der Reibscheibenmaterialien kommen wiederum vorzugsweise die bereits in der Erläuterung zu Fig. 1 (e) und (f) in Frage. Es ist dabei anzumerken, dass die relative mechanische Belastung auf das Material aufgrund der inhärent notwendigen Perforation für den Durchtritt des Arbeitsgases und der damit verbundenen Schwächung der Reibscheiben jedoch höher ausfällt als bei diesen. In Fig 3 (b) und Fig. 3 (d) wird daher noch eine Variante vorgestellt, bei der diese Problematik durch Verwendung einer rotierenden, konisch geformten Trommel 60, die wiederum mit Vollmaterial für die Reibpaarung auskommt, umgangen werden kann. Die Trommel 60 besteht aus einem hohlen Metallzylinder (oder Konus) 61 welcher mittels kraftübertragender Speichen 62 konzentrisch auf der Antriebswelle 13 befestigt ist. Das Innere der Trommel 60 ist mit radial auf die Antriebswelle 13 zulaufenden wärmeleitenden Lamellen 63 versehen. Auf den Metallzylinder 61 ist eine konisch geformte Schicht eines Friktionsmaterials 14' aufgebracht und die gesamte Trommel 60 sitzt in einem Sitz aus segmentierten Reibelementen 5', die über eine thermische Isolationsschicht aus druckfestem Material 201 einzeln mit Aktuatorelementen 18' gegen die Friktionsschicht 14" gepresst werden können. Die dadurch auf die Antriebswelle 13 wirkende axiale Kraftkomponente wird wiederum über ein Lager 17 auf eine radialsymmetrische Tragrahmenkonstruktion 19 und 19a in den Druckbehälter 3 abgeleitet. Aufgrund der Konizität der Trommel 60 ist die Relativgeschwindigkeit der aneinander reibenden Flächen längs der Antriebswelle 13 unterschiedlich, was in einer lokal verschiedenen Wärmefreisetzung und damit einem axialen Temperaturgradienten resultiert. Der Effekt kann durch unterschiedliche Anpresskräfte der Aktorenelemente 18' noch verstärkt werden, so dass die mit dem Arbeitsgas in (unvollständigem) thermischen Kontakt befindlichen Lamellen 63 sowohl als Wärmequelle, als auch als Regenerator 21 fungieren. Da die Reibungswärme am Rand eingetragen wird, werden die Lamellen 63 daher längs einer Linie von der Antriebswelle 13 zum Metallzylinder 61 hin heißer. Da sie sich jedoch aufgrund ihrer radialen Anordnung zur Antriebswelle 13 hin einander annähern, steigt die spezifische Wärmeabgabe an das Gas in diese Richtung hin an. Das Bogenmaß zwischen zwei benachbarten Lamellen 63 sollte idealerweise so bemessen sein, dass sich beide Effekte im optimalen Betriebszustand des Stirlingmotors ausgleichen und eine über den Querschnitt nahezu gleichförmige Erwärmung des Arbeitsgases erfolgt.
Wie in Fig. 3 (a) und Fig.3 (b) dargestellt, ist die dem Meißel 2 zugewandte Stirnseite 3i des Druckbehälters 3 ebenso wie die zuvor beschriebenen Antriebsvarianten auf Basis von Freikolben-Stirlingmotoren beweglich ausgeführt, so dass ein Teil der Energie der stehenden akustischen Welle als eine oszillierende Bewegung auf den Meißel 2 ausgekoppelt werden kann. Die Beweglichkeit wird im vorliegenden Fall über den Faltenbalg 3h realisiert, kann aber auch als gedichteter beweglicher Kolben ausgeführt sein. Der maximal mögliche Verfahrweg dieser Elemente braucht nur einen geringen Bruchteil der Länge des Druckbehälters 3 zu betragen, vorzugsweise 0,1 bis 3%. Die tatsächliche Bewegungsamplitude des Bodens 3i bzw. des daran anschließenden Meißels 2 ist nochmals geringer. Sie setzt sich aus dem Abstand zwischen Bohrlochsohle und den Hartstoffeinsätzen 2d des Meißeleinsatzes 2b zuzüglich der Eindringtiefe in das Gestein je ausgeführten Schlages zusammen.
Die Theorie stehender akustischer Wellen fordert, dass sich an beiden Enden eines beidseitig geschlossenen Resonanzrohres ein Maximum des oszillierenden Druckes befindet, bei einem einseitig offenen Rohr hingegen ein Maximum der Geschwindigkeit des oszillierenden Arbeitsgases, während die Druckoszillation einen Knotenpunkt aufweist.
Im vorliegenden Fall einer beweglichen Stirnseite tritt eine Mischform aus beiden Fällen auf, wobei der Charakter einer stehenden Welle in einem beidseitig Geschlossenen Resonanzrohr aufgrund der geringen Bewegungsamplitude des Bodens 3i im Fall der in Fig. 3 (a) und (b) abgebildeten Ausführungsvarianten überwiegt.
Je nach der erforderlichen Amplitude des auf das Gestein zu übertragenden Kraftstoßes kann es von Vorteil sein, diese mittels eines in Fig. 3 (e) schematisch im Querschnitt dargestellten Schlagwerks zu erhöhen. Dieses kann an beide beschriebenen thermoakustischen Meißeldirektantriebe wie durch die Schnittlinie B- B angedeutet angeflanscht werden und ist in Bauart und Funktion, jedoch nicht notwendigerweise in seinen absoluten Abmessungen, zu dem in Fig. 2 (d) gezeigten Schlagwerk identisch.
Es bleibt noch anzumerken, dass die hierin beschriebenen, erfindungsgemäßen Meißeldirektantriebe ebenso wie die meisten konventionellen Schlagbohrvorrichtungen bei geringer bis keiner Auflast (engl.: 'weight on bit', WOB) betrieben werden, da sonst keine dynamischen Schlagbewegungen mehr ausgeführt werden können.
Nachstehend soll anhand der Fig. 4 (a) und Fig. 4 (b) eine Druckregulierung in den Meißeldirektantrieben beim Bohren in großen Tiefen näher erläutert werden. Auf die Notwendigkeit, den Druck im Arbeitsraum der erfindungsgemäßen Meißeldirektantriebe auf Basis von Wärmekraftmotoren beim Bohren in großen Tiefen durch eine (quasi)-kontinuierliche Zufuhr oder Abfuhr von gasförmigem Arbeitsmedium an den herrschenden Umgebungsdruck anzupassen, wurde in der Aufgabenstellung der Erfindung und im Abschnitt "Darstellung der Erfindung" bereits hingewiesen. Dabei muss sowohl beim Bohren selbst als auch beim Abteufen des Bohrgestänges in ein bereits vorhandenes Bohrloch, beispielsweise nach Wartungsarbeiten an der Bohrgarnitur, ein Druckaufbau und beim Herausziehen der Bohrgarnitur ein entsprechender Druckabbau erfolgen.
Bei einer Bohrspülung mit einer (als konstant angenommenen) Dichte von 1 ,2 g/cm3 beträgt die Änderung des hydrostatischen Drucks je Meter Teufe 0,12 Pa. Für die Auslegung einer entsprechenden Vorrichtung sind dabei die Verfahrge- schwindigkeiten für Ein- und Ausbau des Bohrgestänges (mehrere 100 m je Stunde) maßgebend, während die Vortriebsgeschwindigkeit der Bohrung selbst mit maximal einigen zehn Metern je Stunde eine relativ langsame Zufuhr von Arbeitsgas erfordert.
Bei kompakten Wärmekraftmotoren mit einem Arbeitsraum von wenigen 10 Litern und geringen Bohrtiefen können - wie bereits oben ausgeführt - zum Einen erfindungsgemäß Ausgleichsbehälter mit mindestens auf den Innendruck des Wärmekraftmotors vorkomprimiertem Arbeitsmedium Verwendung finden, die im Bohrstrang oberhalb des Meißeldirektantriebes angeordnet sind. Ab Teufen, bei denen der hydrostatische Spülungsdruck den Druck der Vorkompression überschreitet, kann ihr momentanes Speichervolumen konstruktionsbedingt durch Ein- und Ausströmen von Bohrspülung verringert vergrößert werden, wodurch ein Druckausgleich zwischen Spülungsdruck, Wärmekraftmotor und Vorratsbehälter hergestellt wird. Bohrspülung und Arbeitsgas bleiben dabei stets stofflich getrennt.
Fig. 4 (a) zeigt einen schematischen Längsschnitt eines erfindungsgemäßen Druckausgleichsbehälters 65. Dieser besteht aus einer zylindrischen Einhausung V. An deren oberen Abschluss befindet sich ein Kragen 70 in den das Bohrgestänge eingeschraubt ist. Der Bohrschlamm wird durch einen Spülungskanal 71 durch die Vorrichtung hindurch zum Bohrmotor und Meißeldirektantrieb weitergeleitet. Die Strömungsrichtung ist mit einem Pfeil angezeigt. Die sich unmittelbar nach unten anschließende Komponente der Bohrgarnitur (z.B. Bohrmotor) ist wiederum durch ein Verbindungsstück 70' mit der Vorrichtung verbunden.
Konzentrisch in dem sich aufweitenden Spülungskanal 71 ist der Druckausgleichsbehälter 65 angeordnet, der durch stromlinienförmige Halterungen 66 fest mit der Einhausung1' verbunden ist. Das Arbeitsgas, welches Übertage auf einen Druck pes-ovon mehreren 100 bar vorkomprimiert ist, kann über das Ventil 67 entnommen werden und wird, ggf. unter Durchleitung durch den Bohrmotor und andere Komponenten der Bohrgarnitur, über eine Druckausgleichsleitung 68 zu den erfindungsgemäßen Wärmekraftmotor der Meißeldirektantriebe weitergeleitet. Die Leitung wird auf der Außenseite des Druckausgleichsbehälters 65 entlang durch eine der Halterungen 66' zu den anschließenden Komponenten der Bohrgarnitur geführt. Ventil und Leitung werden gegen die abrasive Wirkung des einströmenden Bohrschlammes durch die konische Schutzhaube/Strömungsteiler 64 abgeschirmt.
Fig. 4 (b) zeigt einen Querschnitt durch die Vorrichtung längs der Schnittebene A-A mit Draufsicht auf die Schutzhaube.
Die Länge des Druckausgleichsbehälters 65 ist in Bezug auf den Durchmesser der Einheit nicht maßstäblich dargestellt. Er kann je nach dem des für die angestrebte Bohrtiefe benötigten Ausgleichsvolumens an der Schnittlinie B-B verlängert sein. Am unteren Ende des Druckausgleichsbehälters 65 befindet sich die Druckausgleichseinheit 69^ Sie besteht aus einem gedichteten Kolben 69a, der in dem Druckausgleichsbehälter 65 gegen den Gasdruck frei beweglich ist. Der Kolben 69a ist ausreichend lang, um eine gute Führung im Druckausgleichszylinder 65 zu gewähren und kann daher aus Gründen der Materialersparnis hohl sein. Am unteren Ende des Kolbens 69a befindet sich ein zylindrisches Verschlussstück mit einem konischen Ende 69b, welches Übertage und bei geringen Teufen aufgrund des hohen Überdruckes (p65 > Pauiien) im zylindrischen Druckausgleichsbehälter 65 fest in eine konische Dichtung 65c gepresst wird. Diese Dichtung 65c stellt unter diesen Bedingungen die Gasdichtigkeit sicher und verhindert das Austreten komprimierten Gases.
Überschreitet der Umgebungsdruck der Bohrgarnitur bei zunehmender Teufe den Innendruck (p65 < Pausen), kann Bohrschlamm über Bohrungen 69d einströmen, dabei den Kolben 69a anheben und das darüber befindliche Arbeitsgas bis zum Druckausgleich komprimieren. Um den Kolben 69a laufenden Ringdichtungen 69e verhindern primär das Eindringen von Flüssigkeit in den Druckausgleichsbehälter bei einem verschwindend geringen Druckunterschied zwischen diesem um dem Außendruck. Sie können beispielsweise aus einem temperaturbeständigen und verschleißfesten Elastomer bestehen.
Eine zusätzliche Dichtungs- und Schmierungswirkung wird durch eine nicht flüchtige Flüssigkeit 69f erzeugt, die zu jedem Zeitpunkt der Tiefbohrung eine geringere Dichte hat als die Bohrspülung und daher über dieser aufschwimmt. Sie befindet sich bei geschlossenem Ventil 69b/69c in einem Flutungsraum 69g und wird mit der einströmenden Bohrspülung nach Oben verdrängt. Sie hat ebenfalls die Aufgabe, die Innenseite des Druckbehälterzylinders 65 zu benetzen und so vor Korrosion zu schützen.
Beim Herausziehen des Bohrgestänges bewegt sich der Kolben aufgrund der Expansion des Arbeitsgases wieder nach unten. Dabei wird kurz vor Erreichen des unteren Anschlags, welcher durch das Schließen der Dichtungspaarung 69b/69c gegeben ist, die Flüssigkeit 69f unter erhöhter Fließgeschwindigkeit durch den verbleibenden Spalt zwischen beiden Flächen herausgepresst. Sie reißt dabei Feststoffbestandteile welche sich durch die eingeströmte Bohrspülung auf dem Dichtungssitz festgesetzt haben könnten mit. Hierdurch wird beim Erreichen der Oberfläche wiederum ein Druck- und gasdichter Verschluss gewährleistet.
Eine weitere Variante sieht eine in der Bohrgarnitur oberhalb des Meißeldirektantriebs verortete, kombinierte Gasgenerator- und Gasabsorbereinheit vor, welche unter Verwendung gaserzeugender oder gasverbrauchender chemischer Reaktionen von Feststoffen mit einem hohen molaren Umsatz an Gasmolekülen arbeitet . Im Folgenden werden zunächst die angesprochenen chemischen Reaktionen näher ausgeführt, es folgt dann die Beschreibung der Gasgenerator- und Absorbereinheit (Fig. 5).
Mit Metallaziden stehen gasgenerierende Materialien mit hohem Stickstoffgehalt zur Verfügung deren thermische Induzierter Zerfall im Gegensatz zu den meisten organischen stickstoffreichen Verbindungen nicht zusätzlich Wasserstoff oder andere schädliche Gase freisetzt, z.B.
2 NaN3 -> 3 N2 + 2 Na Beispielsweise aus der Kraftfahrzeug-Sicherheitstechnik sind pyrotechnische Mischungen und -Versätze auf Basis von Alkali- oder Erdalkali-Metallaziden bekannt, bei denen das reaktive Alkali- bzw. Erdalkalimetall durch Zuschläge oder stöchiometrisch zugegebene Reaktionspartnern zu ungefährlicheren Produkten umgesetzt werden. So lehrt US3865660 beispielsweise die Verwendung von wasserfreiem Chromchlorid:
3 NaN3 + CrCI3 -> 4 Vi N2 + 3 NaCI + Cr
In US 4376002 werden oxidische Zusätze aus Eisen-, Silicium- Mangan-, Tantal-, Niob und Zinnoxiden als Schlackebildner und Abbrandmoderatoren vorgeschlagen. Im Gegensatz zu Anwendungen für aufblasbare Luftkissen in der Kraftfahrzeugsicherheit (Airbags) wird für die erfindungsgemäße Verwendung eine Zubereitung benötigt, die bei hohem Stickstoffgehalt eine Zersetzungstemperatur über 300°C, vorzugsweise über 500°C, und eine moderate Abbrandgeschwindigkeit besitzt. Außerdem muss beispielsweise durch Beimischung hochschmelzender Zuschlagstoffe verhindert werden, dass bei der Reaktion eventuell entstehende schmelzflüssige Reaktionsprodukte an der Reaktorwandung anhaften.
Beim Herausziehen des Bohrgestänges muss der Druck im Arbeitsraum der Wär- mekraftmotor wieder abgebaut werden. Dies kann nicht durch Abblasen von Gas in die Bohrspülung erfolgen, da die Gasblasen auf ihrem Weg an die Erdoberfläche stark expandieren und den Bohrspülungskreislauf in erheblichem Maße beeinträchtigen würden. Es ist daher erforderlich, das Gas wiederum durch eine chemische Reaktion in ein Produkt von deutlich kleinerem Volumen, vorzugsweise einen Feststoff, zu überführen.
Bevorzugte Materialien für diesen Zweck sind nitridbildende Metalle und Halbmetalle, welche je Formelumsatz eine möglichst hohe Anzahl von Stickstoffmolekülen zu binden vermögen und über eine ausreichend hohe Aktivierungsbarriere für die Reaktion verfügen, so dass es bei deren Lagerung in Stickstoffatmosphäre nicht zur Selbstentzündung kommen kann. Als besonders geeignet sind zu nennen:
Magnesium, Silicium, Titan, Zirkonium: 3 Mg + N2 -> Mg3N2
3 Si + 2 N2 ^ Si3N4
2 Ti + N2 -» 2 TiN
2 Zr + N2 -> 2 ZrN
Sie könnten vorzugsweise in fein verteilter Form eines Schwammes, Gewebes oder Pulvers durch einen direkten Heizstrom oder eine von außen vorgenommene Erwärmung zur Reaktion gebracht werden. Die Reaktion zu den Nitriden ist stark exotherm, weshalb der Zustrom des Gases und die Abfuhr der Wärme zu regeln ist.
Von den genannten Materialien stellt Silicium in Bezug auf Verfügbarkeit, Preis, Stickstoffbindevermögen und Handhabungssicherheit ein besonders bevorzugtes Material da. Die Zündtemperatur für die o.g. Nitridierungsreaktion liegt bei reinem Siliciumpulver mit 1250-1450X sehr hoch, es wurde jedoch festgestellt, dass sie durch Beimengungen katalytisch aktiver Substanzen auf unter 1000°C gesenkt werden kann (WO002002090254A1 ).
Es wird daher erfindungsgemäß vorgeschlagen, Gasgenerator- und Absorbermaterialien in Form eines rieselfähigen Pulvers, kleiner Kugeln oder Pellets zu bevorraten und mittels einer Feststoffdosiereinrichtung einer elektrisch beheizbaren Zersetzungszone zuzuführen.
Fig. 5 (a) bis Fig. 5 (c) zeigen schematische Schnittansichten eines Ausführungsbeispiels einer Gasgenerator- und -Absorbereinheit. Diese ist vorzugsweise am oberen Ende der Bohrgarnitur, d.h. über dem Bohrmotor und den erfindungsgemäßen Meißeldirektantrieben verortet. Speziell zeigen:
Fig. 5 (a) einen lateralen Schnitt quer zur Achse der Bohrung (Durch C-C in Fig. 5 (b) angedeutet),
Fig. 5 (b) einen Längsschnitt zur Achse der Bohrung und
Fig. 5 (c) einen längs B-B der Linie in Fig. 5(a) abgerollten Schnitt der Apparatur. Nicht in der Schnittebene liegende Komponenten sind zum besseren Verständnis z.T. dennoch abgebildet. Ihre Umrisse sind in diesem Fall mit einer gepunkteten Linie dargestellt. Die Gasgenerator- und -Absorbereinheit besteht wiederum aus einer zylindrischen Einhausung V. Die Einheit ist gasdicht verschließbar und so ausgelegt, dass sie Übertage einem Innendruck des Arbeitsgases, der typischerweise im Bereich von 50-100 bar liegt, ohne Deformation standhält. An ihrem oberen Ende befindet sich ein Kragen 70 in den das Bohrgestänge eingeschraubt ist. Der Bohrschlamm wird über einen zentralen Spülungskanal 71 zu Bohrmotor und Meißeldirektantrieb weitergeleitet. Die Strömungsrichtung ist mit einem Pfeil angezeigt. Konzentrisch um den Spülungskanal 70 sind im oberen Teil ein Vorratssilo für den Gasgenerator 73 und ein Vorratssilo für das Gasabsorbermaterial 74, im unteren Teil die Auffangbehälter 75, 76 für die jeweiligen Reaktionsprodukte angeordnet. Die Länge dieser Silos ist in Bezug auf den Durchmesser der Einheit nicht maßstäblich dargestellt- Sie können je nach der Menge des zu erzeugenden und absorbierenden Gases an den Schnittlinien C-C und F-F in Fig. 5 (b) verlängert sein. Auch kann das Bogenmaß zwischen Trennwänden 77, 78 und 79 je nach den Raumerfordernissen der jeweiligen Materialen anders gewählt sein.
Zwischen den Vorratssilos 73, 74 und den Auffangbehältem 75, 76 befinden sich ein Zersetzungsreaktor 80 und der Nitridierungsreaktor 8_1, die jeweils mit einer Isolierummantelung 8 a und einer elektrischen Widerstandsheizung 8 b ausgestattet sind.
Um eine Überhitzung aufgrund der freiwerdenden Reaktionswärme zu vermeiden, werden sind beide Reaktoren über Kühlleitungen 83a von Bohrspülung umflossen. Der Kühlmittelfluss wird dabei zweckmäßig durch das Druckgefälle zwischen der im Spülungskanal 71 nach unten und zwischen der Einhausung V und der Bohrlochwand nach oben strömenden Bohrspülung hervorgerufen. Er kann beispielsweise durch eine Eintrittsöffnung 83b erfolgen und durch Steuerventile 83c geregelt werden. Nach Durchtritt durch das Ventil kann die Bohrspülung beispielsweise durch eine Ringleitung 83d auf die Kühlleitungen 83a verteilt werden.
Das rieselfähige Gasgenerator- und Gasabsorbermaterial wird den Reaktoren jeweils über Feststoffdosiereinrichtungen 84 zugeführt. Die Zufuhr erfolgt quasikontinuierlich portionsweise durch ein geeignetes Schleusen System, so dass ein Zurückschlagen der Reaktion in die Vorratsbehälter verhindert wird. Die Reaktoren 80 und 8J. sind so ausgelegt, dass sie eine für die Reaktion ausreichenden thermischen Kontakt und Verweildauer der Gasgenerator- und
Gasabsorbermaterialien gewährleisten. Im vorliegenden Ausführungsbeispiel ist dies durch eine Förderschnecke 81c mit elektrischem Antrieb 81d angedeutet. Auf eine Darstellung der erforderlichen elektrischen Spannungsversorgung der jeweiligen Geräte wurde der Übersichtlichkeit halber verzichtet.
Im Falle der Gaserzeugung strömt das entstehende Gas über einen Füllstutzen 85 in den Auffangbehälter 75. Die festen Reaktionsprodukte werden dabei mitgerissen und/oder mittels der Förderschnecke 8 c aus der Reaktionszone entfernt. Der Auffangbehälter 75 dient gleichzeitig zur Abpufferung eventuell auftretender Druckstöße durch stoßweise Zersetzung. Fein verteilte Feststoffpartikel im Gas können sich hier absetzen. Weitere Staubpartikel werden durch einen Partikelfilter 86 zurückgehalten.
Das erzeugte Gas strömt in einen Wärmetauscher 87, der in einen vertikal verlaufenden Gasverteilungsschacht 88 der in das Gehäuse der Gasgenerator- und Absorbereinheit integriert ist. Der Wärmetauscher 87 wird durch die Bohrspülungsströme innerhalb und außerhalb der Gasgenerator- und Absorbereinheit gekühlt. Der Druckausgleich mit den Vorratssilos 73, 74 und Auffangbehältern 75, 76 erfolgt über entsprechende Durchführungen 89. Diese können zusätzlich durch Sicherheitsventile (nicht dargestellt) kontrolliert werden.
Der Druckausgleich mit weiteren gasgefüllten Räumen der Bohrgarnitur unterhalb der Gasgenerator- und Absorbereinheit, insbesondere mit den Arbeitsräumen der erfindungsgemäßen Meißeldirektantriebe, erfolgt über den Verbindungsflansch 90. Das Arbeitsgas wird dabei mittels entsprechender Leitungen durch den dazwischen liegenden Bohrmotor geführt.
Der Druckausgleich mit den Arbeitsräumen des Heißgasmotors der erfindungsgemäßen Meißeldirektantriebe erfolgt über ein im Bereich von 3a (vergl. Fig. 3 und Fig. 5) angebrachtes steuerbares Ventil (nicht gezeigt). Bei Druckaufbau wird jeweils so viel Gas erzeugt, bis dieses Ventil sich aufgrund des Überdrucks in der Leitung öffnet und eine geringe Menge Gas in den Zylinder einströmt. Bei Druckabbau kann die Regelfunktion des Ventils umgekehrt werden, so dass jeweils kleine Gasmengen aus den Heißgasmotoren ausströmen. Für den Druckabbau wird das Gas dem Nitridierungsreaktor im vorliegenden Ausführungsbeispiel durch ein Gebläse 91 und eine Bohrung bzw. Leitung 92 zugeführt, welche in eine hohle und perforierte Welle der Förderschnecke 81c' mündet. Durch eine Gaszirkulation 88 -> 91 - 92 81 85-> 86-> 89-> 88 kann so für eine oltständige Reaktion gesorgt werden.
Es ist für den Fachmann nachvollziehbar, dass der Nitridierungsreaktor auf weitere Arten ausgeführt sein kann, beispielsweise als Wirbelbettreaktor.
Gewerbliche Verwertbarkeit
Bevorzugte Anwendungsgebiete für die Erfindung sind das Tiefbohren zur Gewinnung von Öl, Gas oder Erdwärme und die Niederbringung von Erkundungsbohrungen in tiefe Gesteinsschichten. Weitere Anwendungsgebiete sind beispielsweise das Vortreiben von Strecken im Bergbau und auf Baustellen ohne Elektroenergieversorgung das Schlagbohren mit handgeführten Schlagbohrhämmern oder Stemmen und Meißeln mit handgeführten Meißelhämmern.
Bezugszeichen
1 zylindrische Einhausung des Stirlingmotors
V zylindrische Einhausung des Druckausgleichsbehälters
2 Meißel
2a Meißelaufnahme
2b Meißeleinsatz
2c Spülkanal
2d Hartstoff- bzw. Hartmetalleinsätze im Kopfteil
2e Amboß
3 zylindrischer Druckbehälter
3a beheizter Zylinderkopf (Freikolben-Stirling)
3a' nicht beheizter Zylinderkopf (thermoakustischer Stirling)
3b Verdrängerkolbenzylinder
3g Arbeitskolbenzylinder
3h Faltenbalg
3i Boden
3b' oberer Resonatorzylinder des thermoakustischen Stirlingmotors
3g' unterer Resonatorzylinder des thermoakustischen Stirlingmotors
4 Isolierummantelung
5 Widerstands-Heizelement
6 elektrische Zuleitung
7 gasdichtes Isolationsstück für elektrische Zuleitung 6
7' gasdichte Durchführung für Antriebswelle 13
8 Wärmetauscher
9 Rohrleitung
10 Düsenrohr
11 Ansaugstutzen
12 Auspuff
13 Antriebswelle
13a Nabe
14 rotierende Reibscheibe
14' Friktionsmaterial b radiale Rippen an Reibscheibe
c konzentrische Ringe an Reibscheibe
feststehende Reibscheibe
1 segmentierte Reibelemente
Vorspannungsvorrichtung
Lager
expandierbare Elemente
' Aktorelemente
Lastrahmen
a Zwischenboden
druckfeste Elemente
' Isolationsschicht
Regenerator
Kühlersystem
a Kühlerelemente
b Wärmetauscher
c Zuleitungs- und Wärmetauschersystem
d Pumpe des Kühlersystems
d' Variante der Pumpe
b Verdrängerkolben
c Kolbenstange
d obere Zylinderkammer im Arbeitskolben
e kleiner Kolben im Arbeitskolben
f untere Zylinderkammer im Arbeitskolben
g Arbeitskolben
h Schlagkolben
oberer (heißer) Arbeitsraum im zylindrischen Druckbehälter unterer (kalter) Arbeitsraum im zylindrischen Druckbehälter Prallraum im zylindrischen Druckbehälter
Prallraum um Schlagkolbenzylinder
Schlagkolbenzylinder
Ausströmkanäle Aktuatoreinheit
Ventilklappe
rotierende Trommel
Metallzylinder
Speichen
Lamellen
Schutzhaube/Strömungsteiler
Druckausgleichsbehälter
Halterungen
' Halterung mit Gasdurchführung
Ventil
Gasleitung (Arbeitsgas)
Ausgleichseinheit
a Kolben
b konisches Verschlussstück
c konische Dichtung
d Ein- bzw. Ausströmbohrungen für Bohrschlamm
e Ringdichtung, z.B. aus temperaturbeständigem Elastomer
f Flüssigkeit mit Dichte < Dichte (Bohrspülung)
g Flutungsraum für Flüssigkeit 69f
Verbindungskragen (Verschraubung zw. Bohrgestänge und Gaseinheit) ' Verbindungskragen (Verschraubung zw. Gaseinheit und Bohrmotor) Spülungskanal
Vorratssilo Gasgeneratormaterial
Vorratssilo Gasabsorbermaterial
Auffangbehälter für feste Nebenprodukte des Gasgenerators
Auffangbehälter für nitridiertes Gasabsorbermaterial
Trennwand
Trennwand
Trennwand
Zersetzungsreaktor
Nitridierungsreaktor 81a Isolierummantefung
81 b elektrische Heizelemente
81c Förderschnecke
81c' Hohlwelle der Förderschnecke des Nitridierungsreaktors
81d elektr. Antrieb für Förderschnecke
83a Kühlleitungen
83b zentrale Eintrittsöffnung für Kühlleitungen in 71
83c Steuerventile
83d Ringleitung
84 Feststoffdosiereinrichtungen mit Rückschlagschutz
85 Füllstutzen
86 Partikelfilter für Gas
87 Wärmetauscher
88 Gasverteilungsschacht
89 Durchführungen für Gas
90 Verbindungsflansch
91 Gebläse zur Vesorgung des Nitridierungsreaktors
92 Gaszuleitung zum Nitrid ierungsreaktor

Claims

Patentansprüche
1. Meißeldirektantrieb für Werkzeuge zum Zerkleinern spröder Materialien oder Eindringen in spröde Materialien unter Schlageinwirkung auf Basis einer mit einem gasförmigen Arbeitsmedium betriebenen Wärmekraftmaschine,
dadurch gekennzeichnet,
dass die Wärmekraftmaschine ein nach einem realen Stirling-Kreisprozess arbeitender Heißgasmotor ist.
2. Meißeldirektantrieb nach Anspruch 1,
dadurch gekennzeichnet,
dass der Heißgasmotor ein Freikolben-Stirlingmotor in axialer Koibenanordnung von Arbeitskolben (30g) und Verdrängerkolben (30b) innerhalb eines zylindrischen Druckbehälters (3) ist.
3. Meißeldirektantrieb nach Anspruch 1 oder 2
dadurch gekennzeichnet,
dass Schlagenergie durch mechanische Kollision des Arbeitskolbens (30g) mit einem am Boden des Druckbehälters (3) beweglich geführten Kolben oder Boden (3i) mit einer freien, dem Arbeitsraum (40, 41) des Motors zugewandten Oberfläche ausgekoppelt wird.
4. Meißeldirektantrieb nach Anspruch 1 ,
dadurch gekennzeichnet,
dass der Heißgasmotor ein thermoakustischer Stirlingmotor mit einem überwiegend zylindrischen Druckbehälter (3) ist.
5. Meißeldirektantrieb nach Anspruch 1, 2 und 4,
dadurch gekennzeichnet,
dass Schlagenergie durch Übertragung einer oszillierenden Druckschwankung und oszillierenden Bewegung des Arbeitsgases auf einen am Boden des Druck- behälters (3) beweglich geführten Kolben oder Boden (3i) mit freier, dem Arbeitsraum (40, 41) des Motors zugewandten Oberfläche ausgekoppelt wird.
6. Meißeldirektantrieb nach einem der Ansprüche 1 bis 5,
gekennzeichnet durch
ein elektrisches Widerstandsheizelement (5) zur Bereitstellung thermischer Betriebsenergie.
7. Meißeldirektantrieb nach Anspruch 6,
dadurch gekennzeichnet,
dass die Energie für die elektrische Widerstandsheizung (5) durch einen
Übertage-Stromgenerator oder durch einen von einer Borspülung angetriebenen Imloch-Stromgenerator erzeugt wird.
8. Meißeldirektantrieb nach einem der Ansprüche 1 bis 5,
gekennzeichnet durch
einen von einem heißen Medium zur Bereitstellung thermischer Betriebsenergie durchströmten Wärmetauscher (8).
9. Meißeldirektantrieb nach Anspruch 8,
dadurch gekennzeichnet,
dass das heiße Medium aus einer flüssigen oder gasförmigen Reaktionsmischung, oder einem entsprechenden Aerosol oder Suspension eines Feststoffes besteht.
10. Meißeldirektantrieb nach einem der Ansprüche 1 bis 5,
gekennzeichnet durch
einen Brenner (10) mit direkter Flamme zur Bereitstellung thermischer Betriebsenergie.
11. Meißeldirektantrieb nach einem der Ansprüche 1 bis 5,
gekennzeichnet durch eine Einrichtung (14, 15; 14', 15') zur Erzeugung thermischer Betriebsenergie in Form von Reibungswärme.
12. Meißeldirektantrieb nach Anspruch 1,
dadurch gekennzeichnet,
dass die Einrichtung (14, 15; 14', 15') zur Erzeugung der Reibungswärme von einem mit Bohrspülung betriebenen hydraulischen Motor oder einer hydraulischen Turbine angetrieben wird.
13. Meißeldirektantrieb nach einem der Ansprüche 1, 2 und 4,
dadurch gekennzeichnet,
dass der Stirlingmotor im unteren Bereich des zylindrischen Druckbehälters (3) einen zusätzlichen, frei beweglichen Schlagkolben (30h) in einem eigenen
Schlagkolbenzylinder (50) aufweist, der den Meißel (2) über einen Amboß (2e) beaufschlagt.
14. Meißeldirektantrieb nach einem der vorstehenden Ansprüche,
dadurch gekennzeichnet,
dass der Meißel (2) eine Meißelaufnahme (2a) mit einem Betriebsmechanismus zum rotatorischen Umsetzen eines Meißeleinsatzes (2b) aufweist.
15. Meißeldirektantrieb für Werkzeuge zum tiefbohrenden Eindringen in spröde Materialien unter Schlageinwirkung auf Basis einer mit einem gasförmigen Arbeitsmedium betriebenen Wärmekraftmaschine,
gekennzeichnet durch
einen nach einem realen Stirling-Kreisprozess arbeitenden Heißgasmotor mit einem in den Bohrstrang integrierten gasgefüllten Druckausgleichsbehälter (65) für eine Zufuhr / Abfuhr des gasförmigen Arbeitsmediums unter Verdrängung / Expansion oder mit einer in den Bohrstrang integrierten Gasgenerator- und Absorbereinheit zur Erzeugung / Bindung eines Arbeitsmediums aus einem / in einen Feststoff infolge einer chemischen Reaktion.
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ZA (1) ZA201303854B (de)

Families Citing this family (30)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
US9090315B1 (en) 2010-11-23 2015-07-28 Piedra—Sombra Corporation, Inc. Optical energy transfer and conversion system
US12206036B2 (en) 2011-11-23 2025-01-21 Stone Aerospace, Inc. Power conversion module for use with optical energy transfer and conversion system
US9850711B2 (en) * 2011-11-23 2017-12-26 Stone Aerospace, Inc. Autonomous laser-powered vehicle
DE102011122071B4 (de) * 2011-12-22 2013-10-31 Eads Deutschland Gmbh Stirlingmotor mit Schlagflügel für ein emissionsfreies Fluggerät
WO2015028204A2 (en) 2013-08-26 2015-03-05 Dynaenergetics Gmbh & Co. Kg Perforating gun and detonator assembly
DE102014010942A1 (de) * 2014-07-28 2016-01-28 Trw Airbag Systems Gmbh Gasgenerator für ein Fahrzeuginsassensicherheitssystem, Gassackmodul und Fahrzeuginsassensicherheitssystem mit einem solchen Gasgenerator sowie Herstellungsverfahren
US10352272B2 (en) * 2015-10-15 2019-07-16 Thermolift, Inc. Dome for a thermodynamic apparatus
CN105370210B (zh) * 2015-11-03 2018-01-05 北京建工环境修复股份有限公司 一种可加热钻头以及去除有机污染物的方法
FI127692B (fi) * 2017-06-05 2018-12-14 Robit Oyj Poralaitekokoonpano, porajonokokoonpano varustettuna poralaitekokoonpanolla, sekä päätykappale ja takaiskuventtiilin kytkeytyvä elin käytettäväksi poralaitekokoonpanossa
CN109556318B (zh) * 2017-09-25 2020-07-28 同济大学 一种热声制冷机
US11808093B2 (en) 2018-07-17 2023-11-07 DynaEnergetics Europe GmbH Oriented perforating system
DE102018220266A1 (de) 2018-11-26 2020-05-28 Thyssenkrupp Ag Druckwasserausstoßvorrichtung
CN109707305B (zh) * 2019-02-02 2024-02-13 吉林大学 一种超燃式单作用冲击回转钻具及冲击回转方法
US12241326B2 (en) 2019-05-14 2025-03-04 DynaEnergetics Europe GmbH Single use setting tool for actuating a tool in a wellbore
US11578549B2 (en) 2019-05-14 2023-02-14 DynaEnergetics Europe GmbH Single use setting tool for actuating a tool in a wellbore
US11255147B2 (en) 2019-05-14 2022-02-22 DynaEnergetics Europe GmbH Single use setting tool for actuating a tool in a wellbore
US10927627B2 (en) 2019-05-14 2021-02-23 DynaEnergetics Europe GmbH Single use setting tool for actuating a tool in a wellbore
CN110118450B (zh) * 2019-05-23 2024-06-28 江苏热声机电科技有限公司 一种热声制冷机
US11204224B2 (en) 2019-05-29 2021-12-21 DynaEnergetics Europe GmbH Reverse burn power charge for a wellbore tool
CZ310189B6 (cs) 2019-12-10 2024-11-06 DynaEnergetics Europe GmbH Hlava rozněcovadla, rozněcovadlo a sestava rozněcovadla
CN113062686B (zh) 2019-12-16 2022-02-22 中国石油化工股份有限公司 钻井提速工具
CN111238085A (zh) * 2020-01-10 2020-06-05 中铁十二局集团建筑安装工程有限公司 基于土壤岩石交替出现地层的地源热泵地埋管施工方法
US11859532B2 (en) * 2020-11-21 2024-01-02 Alexandra Leonidovna Zhmudyak Vibratory plate and its engine
DE102021103672B3 (de) 2021-02-17 2022-01-27 Avl Software And Functions Gmbh Wärmekraftmaschine
WO2023200984A1 (en) 2022-04-15 2023-10-19 Dbk Industries, Llc Fixed-volume setting tool
US11753889B1 (en) 2022-07-13 2023-09-12 DynaEnergetics Europe GmbH Gas driven wireline release tool
WO2024013338A1 (en) 2022-07-13 2024-01-18 DynaEnergetics Europe GmbH Gas driven wireline release tool
CN115263259B (zh) * 2022-09-20 2023-08-08 陕西延长石油（集团）有限责任公司 一种油田注水注气开发用地面管路优化系统及其优化方法
CN117192061B (zh) * 2023-10-09 2025-01-21 山东昊润自动化技术有限公司 具有电源管理功能的极寒环境地下水监测仪
PL449896A1 (pl) 2024-09-26 2026-03-30 Akademia Górniczo-Hutnicza im. Stanisława Staszica w Krakowie Silnik geotermalny oraz sposób pozyskiwania energii z górotworu za pomocą silnikageotermalnego

Family Cites Families (33)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
SE153256C1 (de)
SE353042B (de) * 1971-06-09 1973-01-22 G Bergman
US3782859A (en) * 1971-12-07 1974-01-01 M Schuman Free piston apparatus
US3865660A (en) 1973-03-12 1975-02-11 Thiokol Chemical Corp Non-toxic, non-corrosive, odorless gas generating composition
ZA753251B (en) * 1974-06-07 1976-04-28 Research Corp Power piston actuated displacer piston driving means for free-piston stirling cycle type engine
FR2356802A1 (fr) 1976-06-30 1978-01-27 Hengel Emile Dispositif de forage profond entraine en rotation et actionne a percussion par des explosifs ou par du gaz combustible
DE3029710A1 (de) 1976-06-30 1981-02-26 Emile Hengel Tiefbohreinrichtung, die durch explosivstoffe oder brenngas in drehung versetzt und schlagend betrieben wird
DE2733300C2 (de) 1977-07-21 1983-01-05 Western Rock Bit Co. Ltd., Calgary, Alberta Gesteinsbohrmeißel
CA1146756A (en) 1980-06-20 1983-05-24 Lechoslaw A.M. Utracki Multi-ingredient gas generants
DE3029523C2 (de) 1980-08-04 1984-11-22 Christensen, Inc., Salt Lake City, Utah Generator zur Energieversorgung von innerhalb eines Bohrloches angeordneten Verbrauchern
FR2528104A1 (fr) 1982-06-04 1983-12-09 Stenuick Freres Marteau de forage
US4413475A (en) 1982-07-28 1983-11-08 Moscrip William M Thermodynamic working fluids for Stirling-cycle, reciprocating thermal machines
US4805407A (en) * 1986-03-20 1989-02-21 Halliburton Company Thermomechanical electrical generator/power supply for a downhole tool
CA1320481C (en) * 1986-03-20 1993-07-20 Ronnie J. Buchanan Thermomechanical electrical generator/power supply for a downhole tool
GB8616006D0 (en) 1986-07-01 1986-08-06 Framo Dev Ltd Drilling system
US4883133A (en) 1988-10-24 1989-11-28 Fletcher Gerald L Combustion operated drilling apparatus
US5003777A (en) 1990-06-25 1991-04-02 Sunpower, Inc. Asymmetric gas spring
DE4414257A1 (de) * 1994-04-23 1995-10-26 Klaus Reithofer Verfahren zur Steuerung des Verdrängekolbens einer Freikolben-stirling-Maschine
DE4438455C1 (de) 1994-10-28 1996-05-02 Deutsche Forsch Luft Raumfahrt Verfahren zur Herstellung einer Reibeinheit mittels Infiltration eines porösen Kohlenstoffkörpers mit flüssigem Silizium
SE508490C2 (sv) 1996-03-14 1998-10-12 Sandvik Ab Bergborrkrona för slående borrning
DE19618298A1 (de) 1996-05-07 1997-11-13 Geisert Engineering Gmbh Bohrvorrichtung für das schlagende Bohren
US6488105B1 (en) * 1999-01-04 2002-12-03 California Institute Of Technology Method and apparatus for subsurface exploration
OA12110A (en) 1999-11-29 2006-05-04 Shell Int Research Downhole pulser.
DE10121476A1 (de) 2001-05-03 2002-11-07 Norbert Auner Verfahren zur Herstellung von Siliciumnitrid
US6658862B2 (en) * 2002-04-18 2003-12-09 The Regents Of The University Of California Cascaded thermoacoustic devices
FR2841199B1 (fr) 2002-06-20 2004-08-27 Renault Sa Dispositif et procede de desserrage automatique du frein de parking automatique au demarrage
US20050097911A1 (en) * 2003-11-06 2005-05-12 Schlumberger Technology Corporation [downhole tools with a stirling cooler system]
US20080209904A1 (en) * 2006-09-22 2008-09-04 Sumrall Theodore S Systems and Methods for Generating Electricity Using a Stirling Engine
US20070245729A1 (en) * 2006-04-21 2007-10-25 Mickleson D Lynn Directional geothermal energy system and method
US7685818B2 (en) 2007-05-30 2010-03-30 Sunpower, Inc. Connection of a free-piston stirling machine and a load or prime mover permitting differing amplitudes of reciprocation
UA34284U (ru) * 2008-02-05 2008-08-11 Национальный Транспортный Университет Механизм привода двигателя внешнего сгорания (стирлинга)
JP5067260B2 (ja) * 2008-05-20 2012-11-07 いすゞ自動車株式会社 フリーピストン型のスターリングサイクル機械
CA2654339C (en) * 2009-03-09 2009-09-15 Edward James Cargill Heat engine apparatus and method

Non-Patent Citations (1)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Title
See references of WO2012055392A2 *

Also Published As

Publication number Publication date
AU2011320466B2 (en) 2017-03-16
WO2012055392A2 (de) 2012-05-03
AU2011320466A1 (en) 2013-06-20
ZA201303854B (en) 2014-04-30
RU2601633C2 (ru) 2016-11-10
US9328559B2 (en) 2016-05-03
NZ611240A (en) 2015-03-27
CA2816470C (en) 2018-02-06
BR112013010636A2 (pt) 2016-08-09
DK2633147T3 (en) 2016-10-17
DE102010050244B4 (de) 2013-10-17
RU2013124966A (ru) 2014-12-10
EP2633147B1 (de) 2016-06-29
WO2012055392A3 (de) 2013-04-04
CA2816470A1 (en) 2012-05-03
AU2011320466A2 (en) 2013-08-01
US20130220656A1 (en) 2013-08-29
DE102010050244A1 (de) 2012-05-03

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