硬巖PDC 定向鉆頭優(yōu)化設計及其表面增材技術研究

王傳留，金 新,2，高曉亮，張 朋

(1.中煤科工集團西安研究院有限公司，陜西 西安 710077；2.中南大學 地球科學與信息物理學院，湖南 長沙 410083)

近年來，隨著“以孔代巷”技術的廣泛應用，以及煤層頂?shù)装宥ㄏ蜷L鉆孔的廣泛實施，在頂板高位鉆孔、底板注漿鉆孔施工過程中，鉆孔需穿越采空區(qū)垮落帶以及含水裂隙地層，巖石硬度大，巖層構造發(fā)育，現(xiàn)在常用的胎體式PDC 定向鉆頭鉆進過程中容易發(fā)生損壞，主要表現(xiàn)在鉆頭體出現(xiàn)裂紋、局部破損，甚至出現(xiàn)胎體折斷的現(xiàn)象。另外由于巖層硬度大，常規(guī)PDC 切削齒容易出現(xiàn)崩齒、磨損嚴重等現(xiàn)象。通過對不同礦區(qū)使用鉆頭壽命進行調(diào)研發(fā)現(xiàn)，大部分鉆頭不能滿足一個定向鉆孔施工的需求，鉆進過程中需要提鉆更換鉆頭，輔助作業(yè)時間長、工人勞動強度大[1-2]。

常規(guī)PDC 定向鉆頭一般由金屬粉末燒結而成，鉆頭體硬度大，耐磨性好，但是受限于材料本身特性，胎體脆性大，在沖擊載荷作用下容易產(chǎn)生裂紋、斷裂等現(xiàn)象。為改善這一問題，目前常采用的方法是在鋼體鉆頭表面熔覆焊一層耐磨層，保證鉆頭具有鋼材的韌性，同時耐磨帶保證了其表面硬度及耐磨性能。針對PDC 崩齒、磨損嚴重等問題，目前一般采用優(yōu)化切削齒排布、優(yōu)選高性能切削齒，采用異型齒等方案。

徐建飛等[3]研究了噴焊技術在鋼體PDC 鉆頭表面硬化中的應用，提高了鉆頭耐磨性及耐沖蝕性，但是其采用表面噴焊技術，存在環(huán)境友好性差、噴涂厚度低的問題。彭慶林等[4]研究了沖頭的激光表面硬化技術，解決了沖頭壽命低的問題，但是激光熔覆焊技術門檻較高，且設備造價昂貴。相關學者[5-7]對定向鉆頭布齒進行了研究，通過有限元分析等方法，提出采用等體積碎巖規(guī)則對鉆頭布齒進行設計，但是未涉及切削齒規(guī)格優(yōu)選及異形切削齒研究內(nèi)容。

筆者通過對切削齒進行仿真分析，對鉆頭水力參數(shù)進行模擬分析，從優(yōu)化鉆頭結構、優(yōu)選復合片、優(yōu)化鉆頭體加工工藝等方面入手，引入增材制造技術，研制一款基于增材制造技術的硬巖鉆進用長壽命PDC 鉆頭，降低定向鉆孔施工輔助作業(yè)時間。

1 鉆頭優(yōu)化設計

煤礦井下定向鉆孔多以近水平鉆孔為主，此類鉆孔采用孔底動力鉆具進行受控定向鉆進，并根據(jù)需求及孔底測量系統(tǒng)反饋的數(shù)據(jù)進行軌跡控制以及分支孔鉆進[8-9]。為提高鉆頭碎巖效率，降低鉆頭磨損，對鉆頭進行刀翼結構及水力參數(shù)優(yōu)化。

1.1 刀翼結構優(yōu)化

目前PDC 鉆頭刀翼結構主要有刮刀式、單齒式2 種布齒方式。其中刮刀式鉆頭切削齒分布在多個刀翼上，鉆進過程中能夠更好切入巖石，且提供更好的流道，便于清洗鉆頭、排出巖屑。因此，此次鉆頭設計采用刮刀式結構。

為了提高鉆頭壽命，降低不均勻磨損，布齒采用等切削布齒原則設計[10-13]。

根據(jù)等切削原理：

式中：Si為第i齒的切削面積；ri為第i齒的中心距。

由于鉆頭外徑較小，且采用平底型結構，外圈切削齒受限于鉆頭直徑，次外圈切削齒受限于切削齒直徑，其中心距已確定，對其余切削齒按照式(1)進行設計、計算，獲得鉆頭布齒參數(shù)。

切削角的大小決定了切削齒切入地層的方向[14-16]。根據(jù)前期地質(zhì)勘探資料，擬鉆地層以灰?guī)r為主，堅固性系數(shù)f為8～10，為加強鉆頭攻擊性能，并有效增強外圈切削齒的壽命，本次PDC 鉆頭的切削角設計為15°～20°，由內(nèi)向外依次增大。側(cè)轉(zhuǎn)角的大小對鉆頭排屑有重要影響，可通過調(diào)整其大小改變切削齒切入方向進而改變鉆頭的排屑能力。由于巖層硬度較大，排粉量較小，選擇鉆頭側(cè)轉(zhuǎn)角為4°～8°。按照以上參數(shù)設計的鉆頭三維模型如圖1 所示。

圖1 鉆頭三維模型Fig.1 3D model of the bit

1.2 水力參數(shù)優(yōu)化

鉆頭水力參數(shù)對鉆頭的碎巖影響巨大，合適的水力參數(shù)具有較少的渦流，能夠及時將切削的巖粉排出孔底，防止重復破碎，進而降低鉆頭磨損，提高鉆頭壽命。通過計算流體力學分析軟件對鉆頭水路進行模擬分析。

1)模型簡化與邊界條件

因切削齒安裝具有一定角度，切削齒后靠背呈不規(guī)則圓弧形狀，為便于網(wǎng)格劃分及模擬計算，對鉆頭模型進行簡化，去除相關圓角。將鉆頭內(nèi)孔設置為流量入口，入口設定流量為300 L/min，出口為鉆頭與鉆孔環(huán)空間隙，出口邊界條件設定為環(huán)境壓力，即1 個標準大氣壓。固壁邊界條件為壁面上滿足無滑移條件，近壁區(qū)采用壁面函數(shù)法處理，計算介質(zhì)選擇為清水。以速度、壓力為目標進行計算。

2)結果分析與結構優(yōu)化

通過模擬分析，得到鉆頭水眼、水道流線。通過反復調(diào)整水眼大小、噴射角度以及水口形狀，調(diào)整至流線中渦流最小，最終確實水眼的尺寸為?14 mm，噴射角度25°，水眼空間位置以靠近中心為宜，優(yōu)化后的鉆頭水路流線如圖2 所示。

圖2 優(yōu)化后的鉆頭水路流線Fig.2 Waterway streamline of the optimized bit

2 金剛石復合片優(yōu)選

目前煤田領域小直徑鉆頭常用的切削齒直徑以?13.44 mm 為主，石油領域常用的切削齒直徑還包括?19、?16 mm 等。研究表明：大直徑切削齒具備較高的抗沖擊韌性，且在大鉆壓下具備較強的吃入地層的能力。因此，本次選用?16 mm 復合片代替原胎體鉆頭?13.44 mm 切削齒。

另外，隨著PDC 超硬材料行業(yè)的發(fā)展，出現(xiàn)了三棱齒、斧形齒等異形切削齒。三棱齒具有較好的抗沖擊韌性及破巖效率，為驗證三棱齒與平面齒的使用效果，對2 種PDC 進行了數(shù)值模擬。

2.1 數(shù)值模型建立

為了便于分析，依據(jù)論文的研究重點，對模擬過程進行假設以簡化模擬過程，假設如下：流體對鉆頭破巖不產(chǎn)生影響；切削過程不存在重復破碎；巖石為均質(zhì)各向同性材料，且無原生裂紋。

1)材料模型及參數(shù)

巖石的本構方程選用擴展的Drucker-Prager 塑性模型，并通過對單元的剪切失效準則的設定以模擬巖屑切除過程，實現(xiàn)地層巖石的剪切破壞[17]。

通過塑性損傷–破壞模型的引入以表征巖屑的分離，認為材料的破壞過程是隨著其塑性變形的增加，內(nèi)部先產(chǎn)生微裂紋并逐漸擴大，從而最后達到材料完全破壞點，導致單元失效并刪除，通過定義材料的失效參數(shù)ωs來確定其是否失效：

將切削齒設置為彈性材料，以便觀察其金剛石層表面應力分布特征。模擬中巖石和切削齒的材料參數(shù)見表1。

表1 巖石和切削齒材料參數(shù)Table 1 Material parameters of rock and cutters

2)幾何模型

分別對平面PDC 切削齒和三棱凸脊PDC 切削齒進行碎巖模擬分析。設置切削齒吃入巖石的深度為3 mm，切削齒的切削角度為–15°。PDC 切削齒及其碎巖模型如圖3 所示。

圖3 PDC 切削齒及其碎巖三維模型Fig.3 PDC cutters and 3d model of rock fragmentation

3)邊界及載荷

設置PDC 切削齒沿Y軸以50 m/h 的平移速度切削巖石，約束切削齒其余方向的自由度；巖石全固定，并在其四周邊界施加非反射邊界條件，以消除邊界透射波的影響。PDC 切削齒與巖石單元之間設置侵蝕接觸，當巖石單元的損傷變量達到臨界值時，認定該單元失效(即發(fā)生斷裂)，將此處的巖石單元從計算中刪除。

在切削齒和巖石之間法向行為設置硬接觸，切向行為設置為庫倫摩擦準則。在巖石外表面增加非反射邊界以避免邊界反射波影響。為了避免因大變形導致的網(wǎng)格畸變，采用拉格朗日?歐拉方法(Arbitrary Lagrangian Eulerian，ALE)計算方法，并對模型進行沙漏控制。

2.2 模擬結果分析

1) PDC 切削齒表面應力特征常規(guī)平面PDC 切削齒上應力主要分布于切削齒與巖石接觸邊緣區(qū)域，最大應力集中于切削刃最下端，以及切削刃與巖石接觸兩側(cè)頂端部位(圖4a)。而三棱凸脊PDC 切削齒應力則主要集中分布于最下端棱脊上，且由棱脊向兩側(cè)偏楔面對稱擴散分布，凸脊棱線以“斧刃”的形式接觸巖石，有利于將應力集中于非常短的棱線部位，更加容易破碎和犁開巖石(圖4b)。

圖4 PDC 切削齒表面應力分布Fig.4 Surface stress distribution cloud diagram of PDC cutters

2) PDC 切削齒切削力變化規(guī)律

對PDC 切削齒的碎巖切削力進行對比分析，說明其載荷特征和變化規(guī)律。

PDC 切削齒切削力隨時間變化曲線如圖5 所示。無論是平面PDC 切削齒還是三棱凸脊PDC 切削齒，切削力均隨著時間呈周期性波動變化規(guī)律，平面PDC切削齒和三棱凸脊PDC 切削齒的平均切削力分別為864.62 N 和688.35 N，在相同切削深度和切削速度的情況下，三棱凸脊PDC 切削齒所需切削力小于平面PDC 切削齒。

圖5 PDC 切削齒切削力隨時間變化曲線Fig.5 Cutting force curve of PDC cutters changing with time

PDC 切削齒軸向力隨時間變化曲線如圖6 所示。平面PDC 切削齒和三棱凸脊PDC 切削齒的平均軸向力分別為900.37 N 和789.59 N，在相同切削深度和切削速度的情況下，三棱凸脊PDC 切削齒所需軸向力小于平面PDC 切削齒，三棱凸脊PDC 切削齒更易吃入巖石。

圖6 PDC 切削齒軸向力隨時間變化曲線Fig.6 Variation curve of axial force of PDC cutters with time

3) PDC 切削齒載荷碎巖效率

采用巖石破碎比功評價PDC 切削齒的碎巖效率，將巖石破碎比功定義為：破碎單位體積巖石所需要的載荷。碎巖比功越小，切削齒的碎巖效率越高。

PDC 切削齒切削碎巖過程中，其僅在切削力方向(切削齒運動方向)發(fā)生位移，因此只有切削力做功。通過模擬可得出，在0.06 s 內(nèi)，平面PDC 切削齒和三棱凸脊PDC 切削齒的碎巖體積分別為4.47×10?6m3和4.41×10?6m3，由此可計算出平面PDC 切削齒和三棱凸脊PDC 切削齒的碎巖比功分別為6.39×106J/m3和5.16×106J/m3，三棱凸脊PDC 切削齒破碎單位體積巖石所需要的載荷更小，能夠取得更高的碎巖效率。

3 鉆頭體加工及表面增材制造工藝

3.1 鉆頭鋼體優(yōu)化設計

為保證耐磨層的厚度，降低鉆頭后期清理難度，對鉆頭鋼體進行特殊設計，如圖7 所示。在鉆頭保徑部位、刀翼前后預留耐磨層基準，增材制造時僅需要將耐磨材料高于刀翼及保徑基準面即可。

圖7 增材制造基準Fig.7 Diagram of additive manufacturing benchmark

3.2 鉆頭鋼體加工

鉆頭體質(zhì)量的好壞直接影響煤礦井下成孔作業(yè)。定向長鉆孔用表面增材制造長壽命PDC 鉆頭，鉆頭體的結構復雜，外形輪廓度要求高，但因其表面要進行添加耐磨材料，所以對表面光潔度要求不高；而齒窩、保徑因空間位置直接影響鉆頭切削齒的排布，表面粗糙度影響切削齒的焊接強度，對加工精度要求較高[18]。為了提高加工效率，同時保證加工精度，制定粗加工和精加工兩個加工工序，并對加工刀路進行仿真，優(yōu)化刀路。

1)粗加工

粗加工包括鉆頭體整體開粗、二次開粗2 個工序。在進行零件整體開粗時，采用型腔銑的方式可以較快地去除材料余量，按最大切削效率進行切削分層。在進行清角時，則采用輪廓銑的方法，進行余量的二次加工，最大程度地提高刀具利用率，節(jié)省加工時間[19]。

2)精加工

粗加工完成后，對鉆頭體進行齒窩精加工，在鉆頭體齒窩精加工時，通過減小切削層厚度以提高齒窩光潔度。為提高加工效率，定制專用端面銑刀，可齒窩輪廓銑加工改為啄鉆方法加工。在水眼加工過程中，為保證水眼位置，先用定心鉆加工定位孔，然后進行水眼加工。圖8 為鉆頭體精加工部分加工刀路。其中紅色線條代表快速移刀，深藍色線條代表進刀，淺藍色線條代表切削刀路。

圖8 鉆頭體精加工刀路模擬Fig.8 Mechanical road simulation of drill bodies

3)加工仿真

通過UG-CAM 軟件提供的三維仿真演示，對鉆頭刀路軌跡、切削量進行仿真校驗。如果發(fā)現(xiàn)錯誤可以及時分析原因并且進行糾正。也能進行NC 程序優(yōu)化，獲得縮短加工時間、延長刀具壽命、改進表面質(zhì)量的方法，檢查過切、欠切，防止機床碰撞、超行程等錯誤。模擬真實加工中出現(xiàn)的問題，達到縮短產(chǎn)品研發(fā)周期的目的。

3.3 表面增材技術工藝參數(shù)優(yōu)化

為提高鉆頭體表面硬度，需對鉆頭體表面進行增材硬化。

1)增材技術優(yōu)選

根據(jù)熱源類型，表面增材硬化技術可分為激光、氬弧、等離子(Plasma Transferred Arc，PTA)等熔覆增材。激光熔覆增材設備結構復雜，使用成本高，主要應用于航空航天領域；氬弧熔覆增材主要在母材表面熔覆自溶性合金粉末，加工成本低，易于推廣，廣泛應用于機械零件表面強化；PTA 熔覆增材熱源能量介于激光和氬弧之間，較普通氬弧更穩(wěn)定、易于控制[20]。因此，本文采用PTA 增材技術對鉆頭表面進行增材硬化。

2)增材粉末

鉆頭體材料為45 號鋼材，為保證鉆頭表面增材硬度，提高增材層與鉆頭基體的粘接強度，選用的原料粉末分別為WC/WC2粉、B 粉、Co 粉、Fe 粉、Ni 粉以及Si 粉，且WC/WC2粉的質(zhì)量分數(shù)為60%。

3) PTA 增材工藝參數(shù)

PTA 增材制造技術是以等離子弧做加熱能源，熔化基板和送給的絲材或者粉末形成熔池，運動控制三維運動機構(焊槍)，掃描設計的成型路徑，通過逐層沉積得到設計的金屬材料零件[21]。為保證增材層的質(zhì)量，通常通過調(diào)整噴嘴端平面距工件表面的距離、焊接電流、焊槍移動速度、橫擺速度、離子氣體流量、保護氣體流量、送粉氣體流量、擺焊狀態(tài)、噴粉量、步進量等參數(shù)以控制表面層的性能參數(shù)[22]。

工藝參數(shù)的調(diào)整需要根據(jù)粉料特性、鉆頭規(guī)格及結構特點、增材區(qū)域形狀及大小進行優(yōu)化，優(yōu)選工藝參數(shù)見表2。

表2 PTA 增材制造工藝參數(shù)Table 2 PTA additive manufacturing process parameters

3.4 鉆頭體檢驗

根據(jù)上述優(yōu)選的工藝參數(shù)，利用PTA 自動增材制造設備，在長×寬×厚為70 mm×70 mm×10 mm 的Q235鋼板上增材2 mm 耐磨層作為試件進行檢測。對試件硬度、結合面強度進行了力學性能測試，并進行了金相組織分析。

1)硬度測試

采用Wolpert-600MR 硬度計檢測試樣硬度(圖9)，分別在硬化層、結合界面、基體各測兩點取平均值，因硬化層硬度高，采用洛氏硬度(HRC)表征，而結合面和母材主要為鋼材，采用布氏硬度(HB)表征。得到的硬度數(shù)據(jù)見表3。分析可知，硬化層硬度較高，平均HRC 值60，與常規(guī)胎體鉆頭胎體硬度相近(常規(guī)胎體鉆頭胎體硬度HRC 值在50 左右)，滿足了鉆頭的要求。

圖9 表面增材試樣硬度測試Fig.9 Surface additive sample hardness test

表3 試樣硬度數(shù)據(jù)Table 3 Hardness data table of samples

2)結合面強度測試

采用WE-50 萬能試驗機對試樣結合面進行壓力測試，在750 N 的壓力下，未出現(xiàn)明顯裂紋或脫層，能夠保證表面增材制造層的粘接強度。

3)金相分析

采用MR3000 金相顯微鏡對試件進行金相組織觀察(圖10)。采用色階分析軟件對圖10a 像素進行測量，可知WC/WC2 所占比例為56%，粉末母材鑄造碳化鎢質(zhì)量分數(shù)為60%，說明其顆粒保留較好，未出現(xiàn)高溫下明顯分解的情況。由圖10b 對接合面組織放大后可以看出，結合面處出現(xiàn)了冶金反應，反應界面厚度為20 μm 左右，說明增材制造層與鋼體層結合面良好。

圖10 表面增材試樣金相組織Fig.10 Metallographic structure of surface additive samples

按照以上設計及工藝，加工鉆頭2 只，實物如圖11所示。

圖11 試制的新型鉆頭Fig.11 Trial production of a new drill bit

4 鉆頭試驗

4.1 鉆孔設計與地層概況

在淮南顧橋煤礦北區(qū)14321 膠帶機底抽巷內(nèi)進行現(xiàn)場試驗，施工鉆孔含中央1 煤采區(qū)底板膠帶機巷第二茬前探鉆孔、14321 工作面疏放水鉆孔、前探鉆孔及驗證孔等，前探鉆孔沿巷道掘進方向右邊不超過20 m，疏放水鉆孔按間距80～100 布置，驗證鉆孔按間距不大于100 m 布置，共計8 個，含前探鉆孔1 個，疏放水鉆孔4 個，驗證鉆孔3 個。圖12 為疏放水鉆孔剖面。

圖12 鉆孔剖面Fig.12 Schematic diagram of borehole section

此次試驗鉆孔布設于太原組1 灰?guī)r，為灰黑色隱晶質(zhì)結構，見大量方解石，巖性致密、堅硬。鉆孔終孔層位為太原組4 灰?guī)r層，為灰色隱晶質(zhì)結構，見裂隙發(fā)育被方解石填充，見深灰色不規(guī)則構造線，局部夾有深灰色泥質(zhì)條帶，巖性致密、堅硬。

4.2 鉆頭試驗效果

現(xiàn)場采用ZDY12000LD 定向鉆機，配套BLY460/12泥漿泵和?89 mm 泥漿脈沖測量儀器。此次試驗2 只新型PDC 定向鉆頭的性能，施工14321 工作面疏放水鉆孔2 個，采用鉆壓8 MPa，泵量200 L/min。兩只鉆頭壽命分別為827、810 m，鉆頭一翼PDC 齒出現(xiàn)崩齒，停止使用，目前使用的?120 mm 胎體式定向鉆頭平均壽命在300 m 左右。從試驗完成后的鉆頭照片(圖13)可以看出，鉆頭體刀翼結構完好，無沖蝕磨損，未出現(xiàn)裂紋或掰斷現(xiàn)象；切削齒磨損均勻，僅左下角最外圓復合片發(fā)生了崩齒現(xiàn)象，與之前胎體鉆頭多片復合片發(fā)生崩齒有顯著提高；鉆頭未發(fā)生泥包現(xiàn)象，充分驗證了鉆頭結構及水路參數(shù)設計的合理性。

圖13 試驗完成后鉆頭Fig.13 Photo of the bit after tests

試驗證明，2 只鉆頭壽命滿足了硬巖定向鉆進工藝的要求，較常規(guī)定向鉆頭壽命提升1 倍以上，降低了輔助作業(yè)時間，大大提高了鉆孔施工效率。

5 結 論

a.通過優(yōu)化布齒結構、水力參數(shù)和PDC 切削齒仿真分析，并開發(fā)鉆頭體表面增材制造工藝，研制了新型PDC 定向鉆頭。試驗結果表明，鉆進致密、堅硬灰?guī)r地層時，2 只鉆頭壽命分別達到827、810 m，相對于以前胎體式定向PDC 鉆頭平均壽命300 m 有較大幅度的提高，達到了硬巖定向長鉆孔提速增效的目標。

b.開發(fā)的表面增材制造工藝，突破了兼具胎體耐磨耐沖蝕和鋼體強韌性的WC 基復合鉆頭體加工技術，解決了胎體式PDC 鉆頭刀翼掉塊、斷裂等問題，為煤礦頂?shù)装逵矌r定向鉆頭制造工藝研究提供了新思路。

c.本研究僅對鉆頭體表面增材制造工藝參數(shù)進行了優(yōu)化，并測試了增材層硬度、結合面強度以及金相組織等參數(shù)，未對增材層與鋼體材料結合機理進行闡釋，尚需進一步深入研究。