米隴峰，王傳留，高曉亮，范運林，馬少明

(中煤科工集團(tuán) 西安研究院有限公司，陜西 西安 710077)

0 引 言

增大鉆孔直徑可以增大施工后形成的卸壓范圍[1]、增大孔內(nèi)暴露面積，從而提高瓦斯的抽采效率，也可減少鉆進(jìn)工程量[2]。鉆孔抽放瓦斯一直是治理煤與瓦斯突出最常用的有效手段[3-5]，已在淮南礦業(yè)集團(tuán)和晉煤集團(tuán)等開始進(jìn)行推廣應(yīng)用[6-7]。但受井下條件限制，一次完成大直徑鉆孔施工存在困難，目前普遍采用多級擴(kuò)孔的施工方法，即完成小直徑先導(dǎo)孔施工后，提出鉆桿鉆頭，然后換成擴(kuò)孔鉆頭和螺旋鉆桿，進(jìn)行擴(kuò)孔作業(yè)[8-11]。但是這種施工方法存在輔助鉆進(jìn)時間長，排渣困難，成孔效率低，且易發(fā)生鉆孔偏斜，保直性差，影響后續(xù)下管作業(yè)等缺點，特別是當(dāng)鉆孔直徑較大時，孔內(nèi)煤渣多，且不易排出，不但影響擴(kuò)孔軌跡，而且容易造成孔內(nèi)事故。

為了解決大直徑鉆孔施工存在的上述問題，開發(fā)了回拉擴(kuò)孔鉆進(jìn)工藝，研制了一套拆裝式大直徑鉆頭+扶正器+外平鉆桿的組合鉆具，進(jìn)行回拉擴(kuò)孔鉆進(jìn)工藝施工[12]，該裝備及工藝不但具有擴(kuò)孔速度快和鉆孔保直性好等優(yōu)點，而且大大降低了工人的勞動強(qiáng)度，施工效率相比牙輪鉆頭得到了明顯提升，滿足順槽聯(lián)絡(luò)巷大直徑鉆孔施工要求，取得了良好的應(yīng)用效果。但是，該方法需要在目的巷道通過人工更換大直徑鉆頭和扶正器進(jìn)行回拉擴(kuò)孔，因而僅適用于兩巷道聯(lián)通鉆孔施工，對于普通非聯(lián)絡(luò)巷等不能適用。

針對非兩巷道貫通大直徑鉆孔成孔存在的需要多次提鉆，施工效率低，鉆孔軌跡難以控制的問題，筆者設(shè)計了可開閉的?300/153 mm連桿式回拉擴(kuò)孔鉆頭，通過調(diào)節(jié)泥漿泵流量的方法，使得鉆頭處于關(guān)閉或者打開狀態(tài)：即在正常鉆進(jìn)中能保持閉合，不影響正常鉆進(jìn)，在鉆進(jìn)至設(shè)計孔深時，通過增加泥漿泵流量方式，推動鉆頭內(nèi)活塞運動從而帶動切削刀翼旋轉(zhuǎn)張開，在回轉(zhuǎn)的同時向后提拉鉆具，實現(xiàn)回拉擴(kuò)孔。

1 回拉擴(kuò)孔鉆頭結(jié)構(gòu)及原理

?300/153 mm連桿式回拉擴(kuò)孔鉆頭結(jié)構(gòu)如圖1所示，回拉擴(kuò)孔鉆頭主要由鉆頭鋼體、切削刀翼、活塞、連桿、復(fù)位彈簧、上接頭、下接頭和銷釘?shù)攘悴考?gòu)成。上接頭上端通過螺紋與鉆桿相連，下端與鉆頭鋼體連接，鉆頭鋼體內(nèi)部有活塞活動腔，活塞下安裝有復(fù)位彈簧，保證切削刀翼能夠在鉆井液壓力變小后保持閉合狀態(tài)，同時也保證出現(xiàn)卡鉆等事故后自動收回。活塞底部和2個連桿通過銷釘相鉸接，可相對活塞自由轉(zhuǎn)動，連桿的另一端與切削刀翼相連接，可將活塞的軸向運動轉(zhuǎn)換為切削刀翼的旋轉(zhuǎn)運動。切削刀翼和鉆頭鋼體之間通過銷釘相連接，鋼體下端和下接頭相連接，下接頭可通過螺紋連接先導(dǎo)孔鉆頭。

1—上接頭；2—鉆頭鋼體；3—復(fù)位彈簧；4—活塞；5—銷釘；6—連桿；7—切削刀翼；8—下接頭圖1 回拉擴(kuò)孔鉆頭結(jié)構(gòu)示意Fig.1 Structural sketch of back reamer

正常鉆進(jìn)時，由于水壓較小，鉆井液作用于活塞的推力不足以克服彈簧的預(yù)緊力，活塞不能沿軸向移動，2個刀翼均保持閉合狀態(tài)，可進(jìn)行先導(dǎo)鉆孔施工。當(dāng)完成鉆孔鉆進(jìn)作業(yè)需要進(jìn)行回拉擴(kuò)孔時，增大泥漿泵的流量，鉆井液作用于活塞的推力大于彈簧的預(yù)緊力從而推動活塞沿軸向向前移動，切削刀翼逐漸張開。至切削刀翼與孔壁接觸時，開始進(jìn)行造穴，當(dāng)切削刀翼和鋼體成90°夾角時，為切削刀翼張開到最大位置，可以進(jìn)行回拉擴(kuò)孔作業(yè)。當(dāng)擴(kuò)孔作業(yè)完成時，關(guān)閉泥漿泵，活塞在復(fù)位彈簧的作用下沿著軸向退回，切削刀翼亦縮回至鋼體內(nèi)，對提鉆作業(yè)不產(chǎn)生影響。

鉆進(jìn)過程中，切削刀翼的打開和閉合狀態(tài)切換是否靈敏可靠，關(guān)系到回拉擴(kuò)孔鉆頭的設(shè)計和應(yīng)用能否成功。當(dāng)切削刀翼張開小于45°時，切削刀翼張開主要靠水壓推動活塞，當(dāng)切削刀翼張開角度大于45°時，水壓產(chǎn)生的推力還沒有達(dá)到平衡狀態(tài)，切削刀翼繼續(xù)張開，直到張開到90°。若出現(xiàn)水壓力不夠的情況，鉆機(jī)施加一定的拉力，切削刀翼可以輕松打開，保證了回拉擴(kuò)孔時，切削刀翼能順利張開。

2 開閉機(jī)構(gòu)力學(xué)分析

?300/153 mm回拉擴(kuò)孔鉆頭開閉機(jī)構(gòu)可簡化為曲柄滑塊機(jī)構(gòu)，如圖2所示。其中，圖2a和圖2b分別為刀翼閉合和張開位置時的機(jī)構(gòu)。當(dāng)滑塊處于最遠(yuǎn)位置時，要求曲柄與滑塊運動軸線平行；當(dāng)滑塊處于最近位置時，要求曲柄垂直于滑塊運動軸線。翼片張開過程中避免了曲柄和連桿共線，故不會出現(xiàn)死點位置[13]。

圖2 極限位置時機(jī)構(gòu)示意Fig.2 Structure sketch of mechanism at extreme position

切削刀翼處于一般位置的狀態(tài)如圖3所示，其中：α為切削刀翼張角；β為連桿張角；L為連桿長度；e為偏心距；b為曲柄長度；h為連桿鉸支點與刀翼鉸支點之間的軸向距離；M為活塞對刀翼的推動力矩。

圖3 一般位置時機(jī)構(gòu)示意Fig.3 Schematic sketch of mechanism in general position

忽略連桿與滑塊、連桿與刀翼、刀翼與鉸支座之間的摩擦力矩以及滑塊與側(cè)壁之間的摩擦阻力。以活塞作為受力分析對象，如圖4所示，根據(jù)平衡原理可知：

F=2FLcosβ

(1)

式中：F為活塞所受推力；FL為連桿對活塞作用力。

圖4 活塞受力情況Fig.4 Force condition of piston

活塞對刀翼的推動力矩為

M=FLbsin (α+β)=FLlf

(2)

定義lf為活塞的推力傳遞到曲柄而對刀翼的等效力臂，由式(1)、式(2)得

lf=[b(sinα+cosαtanβ)]/2

(3)

由連桿與鉸支座位置的幾何位置關(guān)系，可得

Lsinβ=bsinα+e

(4)

聯(lián)立式(1)—式(4)得

(5)

因此，在活塞推力一定的情況下，刀翼所受力矩M(α,b,L,e)與切削刀翼張角α、曲柄長度b、連桿長度L和偏心距e等因素有關(guān)。

3 最佳傳力性能張開機(jī)構(gòu)尺寸的確定

3.1 偏心距及活塞行程的確定

由式(5)可知，為保證較好的傳力性能，應(yīng)該選取較大的偏心距e。實際中，鋼體的直徑為132 mm，正常鉆進(jìn)成孔的尺寸為153 mm，考慮到鉸支座與鉆頭鋼體的強(qiáng)度，實際取e=40 mm。

活塞行程影響翼片張開靈敏程度：活塞的行程過大，會導(dǎo)致切削刀翼張開過于緩慢，影響張開效果；活塞行程過小，則切削刀翼張開過于靈敏，對復(fù)位彈簧的要求較高。慮到鉆頭軸向尺寸及翼片空間限制，確定的活塞行程為65 mm。

3.2 最佳傳力性能連桿及曲柄長度的確定

回拉擴(kuò)孔鉆頭張開機(jī)構(gòu)應(yīng)保證切削刀翼張角α在0°～45°時具備足夠的張開力矩[14]?？紤]到α和β的實際意義，切削刀翼從閉合到張開的過程中α和β都是單調(diào)增加的。從切削刀翼初始閉合(α=0)到張開至與切削刀翼與連桿垂直(α+β=90°)位置，對于任意1組固定的偏心距e、連桿長度L和曲柄長度b的組合，由式(2)可得出M(α)為增函數(shù)，即切削刀翼張開的過程中所受的推動力矩是逐漸增加的。在此過程中，最小推動力矩出現(xiàn)在切削刀翼將要張開的初始位置(α=0)。此時，切削刀翼所受推動力矩M0為

M0=Feφ(b,L)

(6)

活塞的行程S可表示為

(7)

連桿長度L與曲柄長度b的數(shù)值關(guān)系可通過隱函數(shù)(7)來獲得。由式(7)可得

(8)

當(dāng)活塞行程S=65 mm時，連桿長度L與曲柄長度b的關(guān)系如圖5所示。

圖5 連桿長度L與曲柄長度b的關(guān)系Fig.5 Relationship between connecting rod lengthL and crank length b

在式(8)條件下，函數(shù)φ(b,L)與曲柄長度b的關(guān)系如圖6所示。由圖6可知，b=26 mm時，φ(b,L)取得極大值。根據(jù)式(7)可算出L=72 mm，由此得到連桿和曲柄長度組合使得刀翼具有初始最大推動力矩。

圖6 曲柄長度與φ(b,L)關(guān)系Fig.6 Relationship between connecting rod length and φ(b,L)

由上述方法確定的活塞行程以及連桿和曲柄長度組合，刀翼受到的等效力臂隨切削刀翼張角的變化趨勢如圖7所示?？煽闯觯邢鞯兑碓趶堥_過程中，受到的推動力矩呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢。推動力矩最小值出現(xiàn)在刀翼的初始位置(張角為0°)，最大值出現(xiàn)在張角為56°位置處。

圖7 切削刀翼張角與等效力臂關(guān)系Fig.7 Relationship between blade tension angle and equivalent force arm of cutting tool

4 復(fù)位彈簧選型設(shè)計

復(fù)位彈簧的設(shè)計選型主要為控制初始預(yù)緊力和最大壓緊力。初始預(yù)緊力至少應(yīng)大于正常鉆進(jìn)時水流對活塞的推力；最大壓緊力不宜過大或過小：過大會使刀翼張開阻力過大，過小則會影響刀翼的快速復(fù)位。受回拉擴(kuò)孔鉆頭空間結(jié)構(gòu)限制，所確定的上接頭內(nèi)孔直徑為56 mm，活塞中心孔的直徑為25 mm，鋼體鉆孔的直徑為16 mm，切削刀翼未張開活塞臺肩與殼體活塞臺肩的距離為100 mm。

4.1 水流對活塞的推力分析

正常鉆進(jìn)時，水壓產(chǎn)生的壓力差不足以克服彈簧的預(yù)緊力，切削刀翼處于閉合狀態(tài)，此時活塞未沿軸向移動，設(shè)計的水通過擴(kuò)孔鉆頭的路線為上接頭—活塞—鋼體鉆孔—下接頭如圖8所示。對上述的水路圖經(jīng)簡化后如圖9所示，水通過活塞孔最終流出，可認(rèn)為是自由水射流模型[15-16]。水流對活塞的作用力包括水流對活塞的臺肩的沖擊力FR1和水流從兩側(cè)流出時對活塞的沖擊力FR2，水流對活塞的推力為

FT=FR1+FR2

(9)

圖8 正常鉆進(jìn)時水路Fig.8 Waterways for normal drilling

圖9 正常鉆進(jìn)時流體力學(xué)示意Fig.9 Fluid mechanics sketch for normal drilling

入水口流量為Q，忽略水勢能變化和水頭損失，分別取截面1-1、2-2之間和截面2-2、3-3之間控制體，伯努利方程為[17-20]

(10)

(11)

式中：p1、p2、p3分別為截面1-1、2-2、3-3處的壓強(qiáng)；v1、v2、v3分別為截面1-1，2-2和3-3處流體的流速；ρ為流體密度。

連續(xù)性方程為

(12)

式中：d1、d2和d3分別為截面1-1、2-2、3-3的直徑。

截面3-3為自由流出，故p3=0。由式(11)、(12)可得

(13)

將截面1-1水流流向取為X方向，截面1-1、2-2 之間控制體的動量方程為

(14)

將截面2-2水流流向取為X方向，截面2-2、3-3之間控制體的動量方程為

(15)

現(xiàn)場試驗所用的泥漿泵量控制由泥漿泵檔位確定，由2個檔位控制鉆頭的開合，即2檔(149 L/min)時，鉆頭保持閉合，既能滿足正常鉆進(jìn)時所需水量，又不能將鉆頭切削刀翼張開。當(dāng)泵量達(dá)到3檔及以上時(泵量194～300 L/min)時，鉆頭切削刀翼張開進(jìn)行回拉擴(kuò)孔鉆進(jìn)。因此，可根據(jù)泥漿泵的臨界流量計算水流對活塞的推力范圍，以此作為依據(jù)進(jìn)行復(fù)位彈簧選型設(shè)計。取正常鉆進(jìn)時泥漿泵的流量為160 L/min，迫使切削刀翼張開的泥漿泵的最大流量為300 L/min，根據(jù)式(10)—式(15)可算出，正常鉆進(jìn)時水流對活塞的推力為38 N、泥漿泵達(dá)到最大流量時水流對活塞的推力為137 N。

4.2 復(fù)位彈簧設(shè)計計算

彈簧在一般載荷條件下工作，可選用第三類彈簧，所使用的材料為50CrVA，其許用剪切應(yīng)力[τ]和切變模量G分別為750 MPa和80 000 MPa。

受回拉擴(kuò)孔鉆頭空間結(jié)構(gòu)尺寸限制，所確定的彈簧中徑D為60 mm，彈簧最大壓縮量l2為40 mm，初步選取彈簧鋼絲直徑d為4 mm。根據(jù)泥漿泵達(dá)到最大流量時水流對活塞的推力計算結(jié)果，取初始彈簧壓縮的彈力為38 N、最大壓縮時彈簧所受的壓力為120 N。

1)曲度系數(shù)K和鋼絲直徑d計算公式分別為

(16)

(17)

式中：C為彈簧指數(shù)；F″為最大壓縮時彈簧的彈力。

2)彈簧剛度kF為

(18)

式中：F′為彈簧初始壓縮時的彈力；l1為彈簧初始壓縮時的高度；l2為彈簧最大壓縮時的高度。

3)彈簧圈數(shù)n為

(19)

4)彈簧總?cè)?shù)n0為

n0=n+2

(20)

5)彈簧節(jié)距p′為

(21)

其中，δ為彈簧鋼絲間距。

6)彈簧自由長度l0為

l0=nδ+(n0-0.5)d

(22)

7)彈簧的螺旋升角αl和展開總長L0分別為

(23)

(24)

取旋繞比C=6，最大變形時相鄰兩彈簧鋼絲間距δ=10，由式(24)及相關(guān)校驗公式計算并經(jīng)標(biāo)準(zhǔn)化得出彈簧的工作原理如圖10所示。

圖10 復(fù)位彈簧工作原理Fig.10 Working principle of reset spring

相關(guān)技術(shù)參數(shù)如下: 彈簧有效圈數(shù)n=9，螺旋升角αl為5.61°，展開長度L0為2 083.4 mm；彈簧端部形式為YJ型，兩端并緊，每端面磨平3/4圈；熱處理后硬度45-50HRC。

5 現(xiàn)場試驗及效果分析

按照上述要求設(shè)計制造的?300/153 mm連桿式回拉擴(kuò)孔鉆頭如圖11所示，該鉆頭在神華保德煤礦81309工作面進(jìn)行了試用。試驗工作面屬8號煤層，位于山西組底部S3砂巖之上，煤層厚度在2.15～10.50 m，平均厚度7.36 m；純煤層厚度3.19～8.84 m，平均6.01 m；為中厚-特厚煤層，以厚煤層為主。煤層結(jié)構(gòu)較復(fù)雜，含夾矸0～8層，一般3～4層，夾矸總厚度0.3～2.6 m，平均厚度1.06 m。81309工作面鉆孔布置如圖12所示。

圖11 加工完成的回拉擴(kuò)孔鉆頭Fig.11 Finished back reamer bit

圖12 81309工作面鉆孔布置Fig.12 Borehole layout of 81309 working face

試驗鉆具組合為：采用?98 mmPDC鉆頭+0.5 m×?73 mm扶正器+?73 mm摩擦焊鉆桿的鉆具組合開先導(dǎo)孔，再采用?153 mmPDC鉆頭+1.5 m×?151 mm扶正器+?73 mm摩擦焊鉆桿的鉆具。

工藝試驗按照以下操作規(guī)程：①在回拉擴(kuò)孔鉆頭前連接?153 mm內(nèi)凹鉆頭，并針對現(xiàn)場水壓流量情況在孔口試驗鉆頭開合情況，確定開啟時流量；②進(jìn)行正向鉆孔施工，施工一定深度后緩慢旋轉(zhuǎn)鉆頭，并增大水流量，待扭矩增大及返渣量增大后，提升鉆具，進(jìn)行回拉擴(kuò)孔鉆進(jìn)；③完成?300 mm回拉擴(kuò)孔成孔。

試驗共施工鉆孔4個，累計進(jìn)尺336 m，其中5-13號鉆孔回拉擴(kuò)孔施工16 m，5-15號鉆孔回拉擴(kuò)孔施工20 m，5-14號鉆孔回拉擴(kuò)孔施工150 m，5-16號鉆孔回拉擴(kuò)孔施工150 m。鉆進(jìn)過程中切削刀翼開合靈活，鉆頭鉆進(jìn)穩(wěn)定，能夠?qū)崿F(xiàn)正常鉆進(jìn)保持?153 mm鉆孔鉆井，回拉擴(kuò)孔時實現(xiàn)?300 mm鉆孔回擴(kuò)。鉆進(jìn)336 m后鉆頭連接部件可靠，滿足了回拉擴(kuò)孔鉆進(jìn)工藝的要求。

6 結(jié) 論

1)?300/153 mm連桿式回拉擴(kuò)孔鉆頭張開機(jī)構(gòu)采用曲柄連桿結(jié)構(gòu)，切削刀翼在張開過程中，受到的推動力矩呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢，推動力矩最小值出現(xiàn)在刀翼的初始位置；通過計算優(yōu)選的彈簧既不影響鉆頭切削刀翼的張開過程，也能迫使切削刀翼快速可靠復(fù)位。

2)現(xiàn)場試驗證明，?300/153 mm連桿式回拉擴(kuò)孔鉆頭能夠?qū)崿F(xiàn)正常鉆進(jìn)保持?153 mm鉆孔鉆進(jìn)，回拉擴(kuò)孔時實現(xiàn)?300 mm鉆孔回擴(kuò)。鉆進(jìn)過程中切削刀翼開合靈活，鉆頭鉆進(jìn)穩(wěn)定，驗證了連桿式回拉擴(kuò)孔鉆頭結(jié)構(gòu)設(shè)計及適用于普通非聯(lián)絡(luò)巷大直徑鉆孔成孔施工工藝的可行性。

3)?300/153 mm回拉擴(kuò)孔工藝能夠?qū)崿F(xiàn)提鉆同時進(jìn)行擴(kuò)孔施工，改善了現(xiàn)有多級擴(kuò)孔起下鉆次數(shù)多、輔助時間長等問題，為煤礦井下大直徑鉆孔施工提供了新的方案。