冰下基巖電動機械取心鉆具反扭裝置設計

范曉鵬，TALALAY P G，鄭治川，張楠，曹品魯，于達慧，胡正毅，楊成

(1. 吉林大學 建設工程學院，吉林 長春，130026; 2. 吉林大學 極地研究中心，吉林 長春，130026)

冰下基巖電動機械取心鉆具反扭裝置設計

范曉鵬1,2，TALALAY P G1,2，鄭治川1,2，張楠1,2，曹品魯1,2，于達慧1,2，胡正毅1,2，楊成1,2

(1. 吉林大學 建設工程學院，吉林 長春，130026; 2. 吉林大學 極地研究中心，吉林 長春，130026)

對提供大扭矩的反扭裝置進行優化設計，并根據鉆頭實驗確定反扭裝置設計參數；提出反扭裝置設計原則，建立反扭裝置力學計算模型，并對不同尖角滑刀式反扭裝置進行理論計算，得出其徑向壓力和扭矩關系曲線，確定最佳的反扭滑刀參數；設計具有六連桿機構的滑刀式反扭裝置，根據其結構原理，建立彈簧剛度與徑向壓力理論計算模型，并對4種剛度彈簧進行優選。研究結果表明：采用剛度為19.61 N/mm 的彈簧時，滑刀式反扭裝置理論上可提供73～94 N·m反扭矩，滿足冰下基巖鉆進的需要。

反扭裝置；力學模型；扭矩；冰下基巖鉆具

獲取南極冰下甘布爾采夫山脈巖樣，對研究南極、澳洲和南美洲的形成，探索岡瓦納古大陸演化歷史具有重要的科學意義[1]。目前，雖然國際上曾經嘗試鉆進極地冰下基巖，并在北極格陵蘭獲取了少量樣品[2?6]，但最終鉆進均因為鉆具結構和工藝的限制而被迫停止，不能很好地應用于極地冰下基巖尤其是硬巖取心鉆探中，因此必須研制新型深部冰下基巖取心鉆探系統，而鎧裝電纜電動機械鉆具由于其質量輕、效率高、能耗小等諸多優點成為設計的首選[7?8]。但鎧裝電纜鉆具沒有鉆桿來平衡鉆進產生的扭矩，必須在鉆具上方設計專門的反扭裝置，該裝置必須產生足夠大的反扭矩來防止上部鉆具的反轉，保證鉆具正常鉆進。巖心鉆探所需的扭矩遠遠大于冰層鉆進所需的扭矩，目前國際上已有的冰鉆鉆具反扭裝置不能滿足冰下基巖鉆進的需要，因此研制能提供大扭矩的反扭裝置就成為鎧裝電纜冰下基巖鉆具研制的關鍵技術。

1　確定反扭裝置設計參數

反扭裝置設計的關鍵參數為其所能提供的最大反扭矩，而該扭矩值取決于所采用的鉆頭類型。由于鎧裝電纜本身的抗拉強度決定了冰下基巖鉆具的自重不能太大，因此，無法提供常規金剛石鉆頭鉆進所需的大鉆壓，必須研制能夠在小鉆壓下取得高鉆進效率的鉆頭。

為此，針對花崗巖設計了多種類型小鉆壓鉆頭，并逐一進行試驗，表1所示為在相同轉速下外徑59 mm的不同類型鉆頭在不同鉆壓下的機械鉆速和扭矩。分析試驗數據得出底唇面為齒形的孕鑲金剛石鉆頭，可獲得較高的鉆進效率，當鉆壓為3～4 kN時，機械鉆速為2.24～4.27 m/h，鉆進扭矩介于28.77～37.88 N·m之間，該鉆進工況可以滿足極地現場鉆進需要。因此，確定與之配套的反扭裝置必須能夠提供不小于40 N·m的反扭矩。

表1　小鉆壓鉆頭的機械鉆速和扭矩[9]Table 1 Penetration rate and torque of small drill load drill bits[9]

2　反扭裝置設計

圖1　反扭裝置類型Fig. 1 Different types of anti-torque system

目前鎧裝電纜鉆具使用的反扭裝置主要有4種類型(見圖1)，分別是板簧式、雙葉片式、滑刀式、銑刀式[10?14]。雙葉片式和銑刀式反扭裝置不能根據孔內工況隨時調節反扭矩，自適應差容易出現孔內事故；板簧式反扭裝置受板簧材質和形變程度影響，提供的反扭矩較小；U形板簧式反扭裝置在應用中發現，U形板容易發生不可逆的形變，造成反扭失效等問題；相對而言滑刀式反扭裝置利用一定機構將滑刀壓入冰層，可以提供較大的反扭矩，并且該扭矩調節方便。因此選擇滑刀式反扭裝置為可能提供大扭矩反扭裝置類型，并對其進行優化設計。

2.1反扭裝置理論計算

根據反扭裝置的工作原理，結合其與孔壁的相互作用過程可以確定反扭裝置設計的2個基本原則：1)反扭裝置提供的最大反扭矩應該大于鉆具回轉及切削巖石所需的扭矩；2) 反扭裝置與孔壁的摩擦力應小于鉆具自重與鉆壓之差，以使鉆具在鉆進時可以自由下落。由于反扭裝置反扭矩以及孔壁摩擦力的產生均取決于反扭刀與孔壁之間徑向壓力，因此這2個基本原則確定了滑刀與孔壁之間徑向壓力的上下限。圖2所示為滑刀與孔壁接觸的受力分析圖。

圖2　滑刀與孔壁相互作用受力分析圖Fig. 2 Schematic of forces application between skates and hole wall

2.1.1滑刀與孔壁徑向壓力下限

滑刀進入鉆孔發生形變后將對孔壁產生徑向壓力Fr，此壓力使滑刀刀尖壓入孔壁冰層一定深度h。

式中：σ為冰的壓入硬度，Pa；s為滑刀與孔壁的接觸面積，m2。

滑刀與孔壁的接觸面積為：

式中：h為滑刀切入孔壁的深度，m；l為滑刀與孔壁接觸部分的長度，m；θ為滑刀尖角，(°)。

由式(1)和(2)可得

當滑刀在徑向壓力Fr作用下壓入孔壁深度為h時，滑刀能產生的最大反扭矩必須大于鉆具鉆進所需的扭矩M，即：

式中：n為滑刀的數量；R為冰孔半徑，m。滑刀邊緣與孔壁之間產生的切向力Fc為

式中：Es為冰層單位體積破碎功，MN/mm2。

根據式(3)～(5)可得滑刀與孔壁徑向壓力應滿足下式：

因為在實際鉆井中coshθ＜＜ R，式(6)可簡化為

根據式(7)，滑刀式反扭裝置所需徑向力并不取決于滑刀與孔壁的接觸長度L，而主要由冰硬度σ和單位體積切削功Es)決定。BOGORODSKY等[15]建議冰壓入硬度可按照冰單軸抗壓強度的3倍計算，當冰溫為?3 ℃時，單軸抗壓強度為11.5 MPa，因此，取σ=34.5 MPa。UEDA等[16]對冰層進行切削實驗表明：在冰溫為?3 ℃時，冰的單位體積破碎功Es為5 MN/mm2。取軸向設置滑刀數量n=3，冰孔半徑為67 mm，將上述參數代入式(7)可得：

2.1.2滑刀與孔壁徑向壓力上限

為了保證鉆具正常鉆進時可以連續下滑，同時能夠滿足冰層鉆進對鉆壓的要求，整套鉆具受力必須滿足下式：式中：G為鉆具自重，N；kp為卸載系數(鉆孔液浮力及孔壁阻力對鉆具自重的影響)；pWOB為巖層鉆進所需鉆壓，N；f為滑刀反扭裝置與孔壁產生的摩擦力，N。

根據圖2分析，滑刀反扭裝置與孔壁產生的摩擦力可由下式計算：

式中：μ為滑刀與孔壁之間的摩擦因數。

綜合式(9)和(10)可得滑刀與孔壁徑向壓力的上限為

取鉆具自重G=4 kN，kp=0.15，根據鉆頭試驗取鉆壓3 kN。滑刀與孔壁之間摩擦因數μ與冰面的溫度有關，冰層溫度越低，摩擦因數越大，當冰面溫度為?4 ℃時，μ=0.02[17]。將上述取值代入式(11)得：

根據上述計算結果，繪制不同尖角滑刀徑向壓力和所能提供反扭矩關系曲線圖，如圖3所示，表2中列出了不同尖角滑刀所允許的徑向壓力上限。

圖3　不同角度雙滑刀徑向壓力和扭矩關系曲線Fig.3 Relationship between radial force and torque with different θ

表2　不同尖角θ滑刀的徑向壓力Fr最大值Table 2 Max value of Frwith different θ

由圖3可知：計算的幾種不同尖角雙刀鋒滑刀式反扭裝置在不超過最大徑向壓力時皆可提供40 N·m以上的反扭矩，可以滿足鎧裝電纜冰下基巖電動機械取心鉆具要求，但反扭裝置在提供相同反扭矩時，滑刀尖角越大所需徑向壓力也越大。

2.2滑刀式反扭裝置機械設計

根據理論計算結果可知，不同度數尖角滑刀在提供相同扭矩時，角度越大，所需的徑向壓力越大，但考慮滑刀尖角太小，強度和壽命均較低，因此選用尖角為20°的滑刀進行設計，滑刀長度選擇為350 mm。將上述參數代入式(8)和(10)可得尖角為20°的滑刀反扭裝置徑向壓力和下滑阻力與反扭矩關系公式為：

根據公式計算并繪制尖角為20°的滑刀反扭裝置徑向壓力和下滑阻力與反扭矩關系，如圖4所示。從圖4可看出：當該反扭裝置徑向壓力達到最大值時，可提供反扭矩達到94 N·m，此時下滑阻力為399 N，滿足設計要求。

圖4 尖角20°滑刀徑向壓力及下滑阻力與扭矩關系Fig. 4 Relationship between radial force and friction and torque (angle of skate is 20°)

圖5所示為設計完成的反扭裝置結構圖。為了保證滑刀7在伸縮運動中的一致性，該反扭裝置滑刀設計為六連桿機構，滑刀下支座2和滑刀中支座4固定在外管9上，調整拉桿3可在滑刀下支座2和滑刀中支座4中活動，當旋緊調整螺母8時，調整拉桿3向左運動，從而通過滑刀上支座6帶動滑刀5向內收縮，當旋松調整螺母8時，滑刀上支座6在彈簧7推力作用下帶動滑刀4向外張開。

滑刀在鉆具周向均布3個，可對鉆具起到導正作用。為了增加彈簧7的使用壽命，使用3個同樣的彈簧來保證滑刀的張開，同時彈簧的使用可以使滑刀對孔徑具有自適應性，可以有效防止出現卡鉆事故。

圖5　滑刀式反扭裝置結構圖[18]Fig. 5 Structure drawing of double tips skates antitorque system[18]

由于滑刀徑向壓力的施加是通過彈簧形變產生的，彈簧剛度的選擇對反扭裝置的性能具有很大影響，因此有必要對彈簧形變與徑向壓力關系進行計算。滑刀受力分布簡圖見圖6。

圖中BF為滑刀，由于與孔壁接觸，因此受到均布載荷作用，均布載荷的合力即為徑向壓力Fr。

式中：p為均布載荷，N/m；ls為滑刀長度，m。

圖6　滑刀與彈簧受力分析圖Fig. 6 Schematic of forces application between skate and spring

桿AB，CD，EF分別為滑刀的3個支桿，支座A、C為固定約束，支座E可左右滑動，計算中假設滑刀為剛性體，則CD桿為虛約束，不會對滑刀產生力的作用。對A，E點進行受力分析可得：

式中：RAy和REy分別為A和E點在y軸方向分力，N；RAx和REx分別為A和E點在x軸方向分力，N；β為支桿與x軸夾角，(°)。

E點在x軸方向是由彈簧來進行限位，因此，

式中：Fe為均布載荷，N；k為彈簧剛度，N/mm；Δh為彈簧形變，m。

將式(17)～(19)代入(16)可得：

由于滑刀伸縮機構為六連桿結構，因此當彈簧發生形變時，β也將隨之變化，圖7所示為滑刀位置變化示意圖，圖中：ABCDEF為滑刀張開最大狀態位置，此時彈簧處于原長狀態；A′B′C′D′E′F′為滑刀收縮位置，此時彈簧壓縮且壓縮量′。

圖7　滑刀移動位置示意圖Fig. 7 Schematic diagram of skate positions

根據圖7進行計算：

根據設計參數，支桿EF長度為30 mm，彈簧處于原長時，β=82o，將此值代入式(21)得：

將式(20)進行三角變換可得

將式(23)代入式(20)得

滑刀外徑可由下式計算：

式中：Dk為滑刀外徑，mm；l1為F′點距離滑刀外邊緣距離，根據設計l1=25 mm；l2為E′點距離反扭裝置中軸線距離，l2=28 mm。

根據式(23)變化得：

將式(26)及相關參數代入式(25)得：

將式(27)代入式(24)可得：

通過式(28)可計算不同剛度彈簧、不同滑刀外徑情況下滑刀對孔壁所產生的徑向壓力。在4種彈簧剛度條件下，對滑刀外徑與徑向壓力關系進行計算，兩者關系曲線如圖8所示。

圖8　不同彈簧剛度下滑刀外徑Dk與徑向壓力Fr關系曲線Fig. 8 Relationship between Dkand Frin different springs

由于在南極甘布爾采夫山脈鉆探中，設計鉆孔直徑為134 mm，因此，圖8中主要列舉了滑刀外徑為131～141 mm范圍內的數據，與圖3對比可以看出：剛度為k1的彈簧，產生的徑向力不超過600 N，所提供反扭矩在48 N·m以下，而剛度為k3和k4的彈簧，徑向力遠遠大于滑刀式反扭裝置所允許的范圍，k2彈簧產生的徑向壓力比較適中，因此選擇剛度為k2的彈簧作為滑刀式反扭裝置用彈簧。

根據式(12)和(28)計算并繪制采用k2彈簧的20°尖角滑刀式反扭裝置工作曲線，結合孔徑和徑向壓力上限可以確定該反扭裝置的工作區域，如圖9所示。

從圖9可以看出：當徑向壓力不超過上限值時，滑刀外徑最大可調至142 mm；根據該反扭裝置可以抵抗的反扭矩為73～94 N·m。遠遠大于鉆頭鉆進需要的扭矩，可以滿足冰下基巖鉆具對反扭矩的設計需求。

圖9　采用k2彈簧的滑刀式反扭裝置工作區域Fig. 9 Working area of 20° skate antitorque system with k2spring

3　結論

1) 根據鉆頭實驗確定鎧裝電纜冰下基巖鉆具反扭裝置設計扭矩應高于40 N·m。

2) 建立滑刀式反扭裝置與孔壁相互作用力學模型，通過計算得出不同尖角滑刀反扭裝置徑向壓力與扭矩關系，為滑刀式反扭裝置設計提供理論依據。

3) 設計了一種滑刀式反扭裝置，并依據其結構原理對4種彈簧剛度產生的徑向壓力進行計算，優選出剛度為19.61 N/mm的彈簧為該反扭裝置設計的最佳彈簧。設計的反扭裝置結構件少，工作可靠，便于拆卸和維修。根據理論計算，其扭矩范圍可達73～94 N·m，滿足冰下基巖鉆探需要。

4) 為了測試設計的反扭裝置性能，同時檢驗理論計算的正確性，下一步應建立試驗臺，對設計的反扭裝置進行實驗研究。

[1] 胡建民, 劉曉春, 趙越, 等. 南極普利茲造山帶性質及構造變形過程[J]. 地球學報, 2008, 29(3): 343?354. HU Jianming, LIU Xiaochun, ZHAO Yue, et al. Advances in the study of the orogeny and structural deformation of Prydz tectonic belt in east Antarctica[J]. Acta Geoscientica Sinica, 2008, 29(3): 343?354

[2] BENTLEY C R, ROCI B R. Drilling to the beds of the Greenland and Antarctic ice sheets: a review[J]. Annals of Glaciology, 2007, 47: 1?9.

[3] WUMKES M A. Development of the U.S. deep coring ice drill[J]. Memoirs of National Institute of Polar Research, 1994, 49: 41?51.`

[4] ZAGORODNOV V, THOMPSON L G, GINOT P, et al. Intermediate depth ice coring of high altitude and polar glaciers with a light-weight drilling system[J]. Annals of Glaciology, 2005, 51(174): 491?501.

[5] UEDA H T. Byrd station drilling 1966?69[J]. Annals of Glaciology, 2007, 47: 24?27.

[6] TALALAY P G. Subglacial till and bedrock drilling[J]. Cold Regions Science and Technology, 2013, 86: 142?166.

[7] SHTURMAKOV A J, LEBAR D A, MASON W P, et al. A new 122 mm electromechanical drill for deep ice-sheet coring (DISC): 1. design concepts[J]. Annals of Glaciology, 2007, 47: 28?34.

[8] 胡正毅, 達拉拉伊·帕維爾, 曹品魯, 等. 氣體局部反循環電動機械冰鉆技術[J]. 吉林大學學報(地球科學版), 2012, 42(S3): 374?378. HU Zhengyi, TALALAY P G, CAO Pinlu, et al. Investigations of near-bottom air reverse circulation in non-pipe electromechanical ice drill technology[J]. Journal of Jilin University (Earth Science Edition), 2012, 42(S3): 374?378.

[9] CAO Pinlu, TALALAY P G, ZHENG Zhichuan, et al. The diamond drilling bits test for sampling subglacial bedrocks in Antarctica[R]. Changchun: Jilin University. Polar Research Center, 2013: 5?10.

[10] KYNE J, MCCONNELL J. The prairiedog: a double-barrel coring drill for ‘Hand’ augering[J]. Annals of Glaciology, 2007, 47: 99?100.

[11] YOSIO S. Light weight electro-mechanical drills[C]// HOLDSWORTH G. Proceedings of the Second International Workshop on Ice Drilling Technology. Calgary, 1984: 33?40.

[12] VASILIEV N I, TALALAY P G. Twenty years of drilling the deepest hole in ice[J]. Scientific Drilling, 2011(11): 41?45.

[13] YOSIO S. New counter-torque devices of a cable-suspended electromechanical drill[J]. Low Temperature Science, 1978, 37: 163?165

[14] ZAGORODNOV V, THOMPSON L G, MOSLEY-THOMPSON E. Portable system for intermediate-depth ice-core drilling[J]. Annals of Glaciology, 2000, 46: 167?172.

[15] BOGORODSKY V V, GAVRILO V P. Physical properties: modern methods of glaciology[M]. Leningrad: Gydrometeoizdat, 1980: 384.

[16] UEDA H T, KALAFUT J. Experiments on the cutting process in ice[R]. Hanover: USA CRREL Spec, 1989: 85.

[17] KIETZIG A M, HATZIKIRIAKOS S G, ENGLEZOS P. Physics of ice friction[J]. Journal of Applied Physics, 2010, 107(8): 081101-1?15.

[18] 于成鳳, 鄭治川, TALALAY P G, 等. 基于RecurDyn的極地

冰下基巖取心鉆具反扭裝置的運動仿真及運動分析[J]. 探礦工程: 巖土鉆掘工程, 2013, 40(12): 21?24.

YU Chengfeng, ZHENG Zhichuan, TALALAY P G, et al. Motion simulation of antitorque device based on RecurDyn for coring tool used for sub-glacial bedrock in polar regions and the motion analysis[J]. Exploration Engineering: Rock & Solid Drilling and Tunneling, 2013, 40(12): 21?24.

(編輯 趙俊)

Design of antitorque system of cable-suspended electromechanical drill for subglacial bedrock coring

FAN Xiaopeng1,2, TALALAY P G1,2, ZHENG Zhichuan1,2, ZHANG Nan1,2, CAO Pinlu1,2, YU Dahui1,2, HU Zhengyi1,2, YANG Cheng1,2
(1. College of Constructional Engineering, Jilin University, Changchun 130026, China; 2. Polar Research Center, Jilin University, Changchun 130026, China)

Antitorque system with high antitorque was optimized and redesigned. The antitorque system design principle was proposed and the mathematical model was built up for calculation of its main parameters. Through theoretical calculation for double tips skates antitorque system, the dependence of radial force on torque was investigated, and the parameters of double tips skates antitorque system to provide high antitorque were obtained. A new antitorque system with six-bar mechanism was designed. The mathematical model for calculation of radial force provided by spring was built, and four kinds of spring were optimized. The results show that skates antitorque system with 19.61 N/mm spring can hold the antitorque in rang of 73?94 N·m theoretically. And these parameters can meet the requirement of armored cable-suspended electromechanical subglacial bedrock core drilling.

antitorque system; mathematical model; torque; subglacial bedrock drilling

TB64；TU472.9

A

1672?7207(2016)03?0946?07

10.11817/j.issn.1672-7207.2016.03.030

2015?04?13；

2015?06?10

國家重大科研儀器設備研制專項(41327804) (Project(41327804) supported by the Major Research Equipment Development Project)

鄭治川，博士，副教授，從事鉆探設備與器具研究；E-mail: zhengzc@jlu.edu.cn