楊 展，譚松成，楊凱華，方小紅

(1.中國地質(zhì)大學(武漢)機械與電子信息學院，湖北 武漢 430074；2.中國地質(zhì)大學(武漢)工程學院，湖北 武漢 430074)

隨著我國經(jīng)濟社會發(fā)展步入“新常態(tài)”[1]，地質(zhì)鉆探所服務(wù)的領(lǐng)域越來越廣，如深部科學鉆探、地熱能、頁巖氣、特殊能源勘探以及在特殊環(huán)境下勘探等，雖然取心鉆探仍是主流方式[2]，但也還有相當多的不需要取心的鉆探工程或鉆探中部分孔段可以不取心的鉆探工程。不取心鉆探具有鉆進效率高、鉆探成本較低等優(yōu)勢，在煤田地質(zhì)勘探、水文地質(zhì)勘探、地熱勘探以及礦產(chǎn)資源勘探等工程中，時常會采用不取心鉆探。然而，地質(zhì)鉆探不斷向深處發(fā)展，所鉆遇巖層也較為復雜，市場對不取心鉆頭的需求和鉆頭質(zhì)量的要求也越來越高。

傳統(tǒng)不取心全面鉆進鉆頭的制作一般采用熱壓、無壓浸漬或者電鍍的方法一次成型[3]，這對于較小口徑的鉆頭來說，比較容易實現(xiàn)，但是對于較大直徑的鉆頭，熱壓工藝參數(shù)難以保證鉆頭胎體硬度和耐磨性在同一界面上均勻。此外，在鉆進過程中，巖粉和鉆井液在孔底的流通也會對鉆頭造成沖蝕磨損，而鉆井液在鉆頭底部不同位置處的壓力不同，這又會造成不取心鉆頭在不同環(huán)狀部位出現(xiàn)不均衡磨損[4]。鉆頭的不均勻磨損導致鉆頭性能下降進而導致鉆頭提前報廢，降低使用壽命。為改善鉆頭性能，提高鉆進時效，國內(nèi)外科研工作者做了眾多努力，目前主要采用的方法為改進鉆頭結(jié)構(gòu)、布置耐磨金剛石復合片在鉆頭中心刀翼處、改善鉆頭唇面金剛石布置方式、改進胎體配方、采用分體燒結(jié)工藝等措施[3,5-8]，取得了一定的研究成果。然而，現(xiàn)有文獻數(shù)據(jù)表明，這些鉆頭主要針對的是研磨性強但硬度較小的礫石層，而針對研磨性強且硬度大的花崗巖層，尚未發(fā)現(xiàn)有性能良好的不取心全面鉆頭。

基于此，本文通過數(shù)值模擬和實驗相結(jié)合的方法，研究了鉆頭底唇面磨損規(guī)律，設(shè)計了一種組合式不取心孕鑲金剛石鉆頭，改善鉆頭唇面偏磨現(xiàn)象，進而提高不取心全面鉆頭的鉆進時效和壽命。

1 鉆頭底唇面磨損有限元分析

由于鉆孔環(huán)境的復雜性，鉆頭在孔底所受的應(yīng)力也非常復雜，鉆頭磨損規(guī)律難以采用實鉆方法進行統(tǒng)計分析。隨著計算機技術(shù)的發(fā)展與滲透，有限元仿真技術(shù)在地質(zhì)勘探、石油勘探、鉆頭設(shè)計等領(lǐng)域做出了許多貢獻[9-12]。因此，本文采用有限元方法對鉆頭唇面磨損規(guī)律進行模擬分析。

1.1 有限元模型建立

為探明不取心鉆頭在孔底的應(yīng)力和磨損規(guī)律，采用ANSYS workbench 仿真軟件建立了?95/16 mm 規(guī)格的不取心全面鉆進鉆頭，模擬了該鉆頭鉆進花崗巖的磨損和應(yīng)力情況，以便為設(shè)計大口徑全面鉆進鉆頭提供理論依據(jù)。

如圖1 所示，模擬的?95/16 mm 規(guī)格不取心金剛石鉆頭由兩部分組成，即外環(huán)鉆頭(?95/48 mm)和中心鉆頭(?46/16 mm)，工作層高度為10 mm，水路系統(tǒng)由4 條主水路、4 條副水路和一個環(huán)隙水路組成，其中主水路寬8 mm，副水路寬5 mm，環(huán)隙水路寬1 mm。模擬鉆進對象為花崗巖，巖石尺寸為直徑為180 mm，厚為6 mm。

圖1 ?95/16 mm 不取心金剛石鉆頭工作模型Fig.1 Working model of the ?95/16 mm non-coring diamond bit

建立模型時，鉆頭和巖石的單元類型都為3D-164實體單元。實際情況下，鉆頭為多種物質(zhì)所組成，且為彈塑性材料，由于暫未搜集到常用金剛石鉆頭制造用胎體材料的本構(gòu)關(guān)系，本文假定鉆頭為YG8 硬質(zhì)合金材料，塑性應(yīng)變速率采用經(jīng)典的Von-Mises 屈服準則，其物理力學參數(shù)見表1。假設(shè)花崗巖在脆塑性變形條件下的變形及損傷符合D-P 模型，其相關(guān)物理力學參數(shù)見表1。

表1 材料物理力學參數(shù)[9,13]Table 1 Physical and mechanical parameters of materials[9,13]

綜合考慮計算精度和計算時效的影響，除在鉆頭與巖石接近部位，鉆頭的網(wǎng)格尺寸為0.25 mm 外，其余網(wǎng)格尺寸均為0.5 mm，此時計算精度和計算時效最佳，鉆頭總共劃分為28 338 個單元，巖石總共劃分為101 736 個單元。鉆頭與巖石的接觸界面選用自動面-面接觸類型，其中鉆頭為主面，而巖石為從面。假定鉆頭冷卻良好，對外環(huán)鉆頭和中心鉆頭施加相同的鉆壓(F=10 kN)和轉(zhuǎn)速(n=1 000 r/min)，而對于巖石則進行固定約束。

1.2 有限元模擬結(jié)果分析

鉆頭的磨損是由無數(shù)圈鉆進磨損累計而成，為得到鉆頭鉆進時的應(yīng)力狀態(tài)及磨損規(guī)律，本文對鉆頭旋轉(zhuǎn)鉆進一周后的應(yīng)力狀態(tài)及磨損情況進行了分析，如圖2、圖3 所示。由圖中可以看出，鉆頭旋轉(zhuǎn)鉆進一周后，鉆頭胎體所受應(yīng)力大小和磨損量在鉆頭底唇面上分布不均，應(yīng)力較大的部位磨損嚴重。在靠近水口處的鉆頭外緣，胎體應(yīng)力值和磨損量最大，最大應(yīng)力為282.14 MPa，最大磨損深度為1.1×10-5mm。而在靠近鉆頭中心處，鉆頭胎體應(yīng)力和磨損量值最小，分別為0.002 MPa 和1.3×10-6mm。此外，由圖2 可以看出，在鉆頭唇面，由鉆頭外緣到中心，應(yīng)力值由大逐漸變小。在唇面上從外到內(nèi)依次取7 個點，獲取這7 個點的磨損量并繪制曲線，如圖4 所示。由圖4 可以看出，鉆頭各部位胎體的磨損不完全一致，在鉆頭唇面半徑為55 mm 處，也即第4 個點附近，鉆頭磨損速度出現(xiàn)了拐點，靠近鉆頭外緣環(huán)狀胎體的磨損較快，而靠近鉆頭中心環(huán)狀胎體的磨損稍慢，這種變化規(guī)律與不取心鉆頭的實際鉆進磨損情況十分相近，均受不同徑向位置處的回轉(zhuǎn)線速度差異影響顯著。

圖2 ?95/16 mm 不取心鉆頭胎體應(yīng)力云圖Fig.2 Stress nephogram of ?95/16 mm non-coring bit matrix

圖3 ?95/16 mm 鉆頭胎體磨損量云圖Fig.3 Wear nephogram of ?95/16 mm non-coring bit matrix

圖4 沿鉆頭徑向方向磨損深度變化曲線Fig.4 Variation of wear height along the radial direction of bit

鉆頭唇面的不均衡磨損制約了全面鉆進鉆頭應(yīng)用效果的充分發(fā)揮，分析其原因在于，普通不取心全面鉆頭為整體成型，鉆頭的環(huán)狀弧形胎體寬度較大，在鉆頭制作過程中由于浸漬通道較長或者壓力不足[14]，容易出現(xiàn)燒結(jié)強度不足的問題，使得鉆頭胎體性能在同一唇面上難以達到均衡。此外，不取心鉆頭規(guī)格一般都比較大，鉆頭在鉆進過程中，產(chǎn)生的巖粉比取心鉆頭多，巖粉從中心鉆頭底唇面內(nèi)環(huán)部位流向鉆頭的外環(huán)部位，直至鉆孔外環(huán)狀空間排出。此過程中，巖粉量在逐漸增加，不斷地對鉆頭底唇部產(chǎn)生磨損，由內(nèi)徑向外徑部位逐漸增多和加強，這是造成不取心鉆頭磨損不均衡的另一原因。

2 組合式不取心鉆頭結(jié)構(gòu)設(shè)計

根據(jù)有限元分析結(jié)果可知，不取心鉆頭在鉆進過程中底唇面出現(xiàn)了不均勻磨損，即鉆頭磨損由外徑向內(nèi)徑方向逐漸減小，這種不均勻磨損使得不取心鉆頭不能充分發(fā)揮其功效。為了解決這一問題，本文設(shè)計研究了一種二級組合式不取心金剛石鉆頭，通過調(diào)整外環(huán)鉆頭和中心鉆頭的性能參數(shù)，使得從鉆頭外緣向中心部位的每一級鉆頭的硬度與耐磨性逐級降低，以消除不取心鉆探中鉆頭不均衡磨損現(xiàn)象，進而提高鉆進速度。

本文設(shè)計研究中以鉆頭規(guī)格為?95 mm 的二級組合式結(jié)構(gòu)為例，如圖5 所示。采用外環(huán)鉆頭3、內(nèi)環(huán)鉆頭即中心鉆頭10 組合的方式，通過螺紋5、13 連接，組合成二級不取心孕鑲金剛石鉆頭。

圖5 組合式不取心金剛石鉆頭結(jié)構(gòu)Fig.5 Structure of assembling non–coring diamond bit

2.1 外環(huán)鉆頭結(jié)構(gòu)設(shè)計

根據(jù)前面的分析可知，靠近鉆頭的外徑部位，其磨損量較大。因此，首先從鉆頭結(jié)構(gòu)上考慮，適當提高外環(huán)鉆頭的面積。對于較大直徑的不取心鉆頭，還可以改變水口寬度等輔助措施，改變內(nèi)環(huán)鉆頭或中心鉆頭的面積，獲得科學的含金剛石層的底唇面積比，使得鉆頭的磨損從結(jié)構(gòu)上獲得較好的平衡。同時，自外緣向中心部位采取的金剛石的粒徑逐級提高，金剛石濃度逐級適當降低[15]，以保證每級鉆頭的磨損和鉆進效果相同或相近，確保整個不取心鉆頭的磨損均衡且鉆進效果得到提高。依據(jù)前面的數(shù)值模擬分析結(jié)果可知，在距鉆頭中心為55 mm 徑向位置上，鉆頭磨損效果存在較明顯的拐點?？紤]到實際工況會更復雜，為保證外環(huán)鉆頭的壽命較高，設(shè)計的不取心鉆頭外環(huán)寬度為23.5 mm，即外環(huán)鉆頭規(guī)格為?95/48 mm。

2.2 中心鉆頭結(jié)構(gòu)設(shè)計

中心鉆頭設(shè)計為平底形，外環(huán)鉆頭與中心鉆頭間留有1.0 mm 寬的環(huán)隙水路。中心鉆頭的外徑為?46 mm，中心孔設(shè)計為?16 mm，中心鉆頭的環(huán)狀寬度15 mm，即中心鉆頭規(guī)格為?46/16 mm。

此外，中心鉆頭也可以設(shè)計為內(nèi)錐形或?qū)蛐汀?nèi)錐形中心鉆頭能提高鉆進的穩(wěn)定性，其錐度α建議為110°～120°，且其工作層高與外環(huán)鉆頭同為13 mm。當中心鉆頭設(shè)計為導向型結(jié)構(gòu)時，中心鉆頭的工作層高于外環(huán)鉆頭，但底唇面同為平底型，具有較好的導向能力，可以維持鉆頭穩(wěn)定地鉆進。相對于平底鉆頭，排出的巖粉對外環(huán)鉆頭的底唇面存在一定的磨損作用，但兩部分鉆頭的磨損差依然存在。

2.3 鉆頭水路設(shè)計

不取心全面鉆進的巖粉量較大，因此，合理的鉆頭水路對不取心全面鉆頭壽命的影響非常顯著。組合式不取心鉆頭的水路，既要保證鉆頭的有效冷卻，還要保障鉆井液通暢，有效清除巖粉。

二級結(jié)構(gòu)不取心孕鑲金剛石鉆頭的底唇面結(jié)構(gòu)如圖6 所示。由圖6 可知，鉆頭水路由三部分構(gòu)成：一是鉆頭的中心孔，一般規(guī)格在?(15～25)mm，是主要的鉆井液通道，直接與4 條主水路相通；二是與4 條主水路相通的4 條副水路；第三部分是內(nèi)、外鉆頭間的環(huán)隙水路。內(nèi)、外鉆頭的水口與內(nèi)外水槽相一致。這樣的水路設(shè)計可保證各部位的鉆井液流量和流速基本一致，還可確保洗井液通暢，有效冷卻鉆頭和及時攜帶巖粉。為較好地均衡鉆井液對鉆頭各部位的沖蝕磨損，本設(shè)計取中心孔直徑為?16 mm，主水路寬8 mm，副水路寬5 mm。

圖6 組合式不取心鉆頭底唇面結(jié)構(gòu)Fig.6 Surface of assembling non-coring diamond bit

3 胎體與金剛石參數(shù)設(shè)計

為保證不取心全面鉆頭的均衡磨損，除了設(shè)計合理的鉆頭結(jié)構(gòu)外，還需設(shè)計合理的鉆頭工作層。

3.1 外環(huán)鉆頭胎體與金剛石參數(shù)設(shè)計

外環(huán)鉆頭與普通熱壓孕鑲金剛石鉆頭研究思路基本相同，即依據(jù)巖石力學性質(zhì)設(shè)計鉆頭的結(jié)構(gòu)參數(shù)、胎體的耐磨性與硬度、金剛石參數(shù)等，以及設(shè)計實現(xiàn)胎體性能的胎體材料及其優(yōu)化配合的熱壓工藝參數(shù)。本文以常鉆遇的可鉆性為7～8 級巖石為基礎(chǔ)，設(shè)計二級組合式孕鑲金剛石鉆頭的外環(huán)鉆頭胎體配方與燒結(jié)工藝：

(1)依據(jù)所鉆巖石的可鉆性指標為7～8 級，外環(huán)形孕鑲金剛石鉆頭的胎體硬度設(shè)計HRC 為30～32，對應(yīng)的耐磨性為280～270 mg(采用HYMH 型金剛石鉆頭磨損測試儀測試，以下同)。

(2)外環(huán)形鉆頭胎體采用預合金粉材料體系，胎體材料為：FAM2110、FAM1020、FJT-A1、FJT-A2、WC與YG8 預合金粉[16-18]。

(3)外環(huán)金剛石鉆頭的金剛石參數(shù)為：粒度30/40 目(0.600/0.425 mm)與50/60 目(0.300/0.250 mm)，其質(zhì)量分數(shù)分別為60%和40%，金剛石質(zhì)量采用SMD40 型，外環(huán)鉆頭金剛石的質(zhì)量分數(shù)為85%。

(4)熱壓燒結(jié)外環(huán)孕鑲金剛石鉆頭工藝參數(shù)為：溫度945℃，壓力17 MPa，保溫時間6.0 min，820℃時設(shè)一次保溫、保壓工序，時間30 s，出爐溫度780℃。

3.2 中心鉆頭胎體與金剛石參數(shù)設(shè)計

中心孕鑲金剛石鉆頭的性能，由于其靠近鉆頭的中心部位，鉆進中的磨損比外環(huán)部分的磨損較輕，故其耐磨性與硬度均比外環(huán)鉆頭要求的應(yīng)稍低，以實現(xiàn)整個鉆頭胎體的均衡磨損。設(shè)計金剛石的粒度時，中心鉆頭相對于外環(huán)鉆頭均要增大，而金剛石的濃度須適當降低。根據(jù)前文的外環(huán)鉆頭規(guī)格與性能，中心鉆頭具體設(shè)計如下。

(1)中心孕鑲金剛石鉆頭的胎體硬度與耐磨性設(shè)計均低于外環(huán)金剛石鉆頭，設(shè)計硬度HRC 為28～30，對應(yīng)的耐磨性為290～280 mg。

(2)胎體材料中，中心鉆頭和外環(huán)鉆頭采用相同材料，只是各種材料的含量比有一定差別，以確保稍低于外環(huán)鉆頭胎體的耐磨性能。

(3)中心金剛石鉆頭的金剛石參數(shù)為：粒度30/40目與50/60 目，其質(zhì)量分數(shù)分別為70%與30%，金剛石質(zhì)量采用SMD40 型，金剛石質(zhì)量分數(shù)為82%。

(4)熱壓燒結(jié)中心孕鑲金剛石鉆頭的工藝參數(shù)為：溫度940℃，壓力16 MPa，保溫時間5.5 min，850℃時設(shè)一次保溫工序，時間30 s；出爐溫度800℃。

3.3 組裝成型

考慮到室內(nèi)鉆進試驗臺的加載能力有限，按照上述的設(shè)計思路，采用熱壓法分別試制了規(guī)格為?75/48 mm 的外環(huán)孕鑲金剛石鉆頭和規(guī)格為?46/16 mm 的中心孕鑲金剛石鉆頭，組合成二級組合式不取心孕鑲金剛石鉆頭，如圖7 所示。外環(huán)孕鑲金剛石鉆頭和中心孕鑲金剛石鉆頭采用螺紋連接。

圖7 ?95/16 mm 不取心鉆頭形貌Fig.7 Schematic of ?95/16 mm non-coring diamond bit

4 鉆頭室內(nèi)鉆進實驗

為了驗證所設(shè)計的二級組合式不取心孕鑲金剛石鉆頭的性能，將試制的?75/16 mm 不取心鉆頭在XD-1DB 微鉆實驗臺上進行了室內(nèi)鉆進試驗。試驗所采用的巖樣為二長花崗巖，其平均壓入硬度值為4 460 MPa，可鉆性等級約為8 級。試驗所采用的具體工藝參數(shù)為：轉(zhuǎn)速400～550 r/min 鉆壓1.6～3.0 t，泵量40～60 L/min。由于巖樣規(guī)格為14 cm×14 cm×25 cm，每個巖石樣只能鉆一個孔，鉆進后的巖樣如圖8 所示，每個孔深度24 cm，累計鉆進15 個孔，共鉆進了約3.6 m，累計用時117 min，鉆頭的磨損均勻，鉆進時效約1.84 m/h，胎體消耗高度約1 mm。可見，鉆頭的鉆進時效較高，能滿足硬巖全面鉆進的需要，但是胎體磨耗高度稍大，這是因為每個鉆孔的開孔都需要初磨，增加了鉆頭的磨損。

圖8 室內(nèi)鉆進試驗用花崗巖巖樣Fig.8 Granite sample for laboratory drilling test

5 結(jié)論

a.基于ANSYS-Workbench 有限元軟件對不取心全面鉆頭進行了數(shù)值模擬，模擬結(jié)果顯示，在靠近水口處的鉆頭外緣，胎體應(yīng)力值和磨損量最大，分別為282.14 MPa 和1.1×10-5mm。而在靠近鉆頭中心處，鉆頭胎體應(yīng)力和磨損量值最小，分別為0.002 MPa 和1.3×10-6mm。在鉆頭唇面半徑為55 mm 處，鉆頭磨損速度出現(xiàn)拐點。

b.根據(jù)數(shù)值模擬結(jié)果，設(shè)計了由外環(huán)鉆頭、中心鉆頭和相應(yīng)水路系統(tǒng)組成的二級組合式不取心鉆頭，并以常鉆遇的可鉆性為7～8 級巖石為基礎(chǔ)，對設(shè)計的二級組合式不取心鉆頭胎體配方、金剛石參數(shù)和燒結(jié)工藝進行了設(shè)計，設(shè)計思路是外環(huán)鉆頭胎體耐磨性、金剛石濃度、小粒徑金剛石比例、燒結(jié)溫度和壓力稍高于中心鉆頭。

c.對設(shè)計的二級組合式不取心鉆頭在可鉆心等級為8 級的花崗巖上進行了室內(nèi)鉆進試驗，試驗結(jié)果表明，鉆頭磨損均勻，鉆進時效約1.84 m/h，胎體消耗高度約1 mm，能滿足硬巖全面鉆進的需要。

d.本設(shè)計還需繼續(xù)開展其他巖樣的室內(nèi)與野外實鉆試驗，以及不同內(nèi)錐角或?qū)蛐褪降慕M合不取心鉆頭數(shù)值模擬和鉆進試驗，以便全面掌握鉆頭的結(jié)構(gòu)與性能。