巷道下向小孔徑錨固孔鉆進產渣特征及高效鉆頭設計

付孟雄，劉少偉，賈后省，馬念杰，張 英，盧運海

(1.河南理工大學 能源科學與工程學院，河南 焦作 454000；2.河南理工大學 安全科學與工程博士后流動站，河南 焦作 454000；3.河南省礦產資源綠色高效開采與綜合利用重點實驗室 河南 焦作 454000；4.煤炭安全生產與清潔高效利用省部共建協同創新中心，河南 焦作 454000；5.中國礦業大學(北京)能源與礦業學院，北京 100083；6.中赟國際工程有限公司，河南 鄭州 450000；7.四川華鎣山龍灘煤電有限責任公司，四川 廣安 638600)

自20世紀90年代以來，錨桿支護以其顯著的技術和經濟優越性在煤巷圍巖控制中獲得了廣泛應用，是巷道支護技術的一場革命。我國煤礦以井工開采為主，每年新掘巷道約12 000 km，其中近90%巷道以錨桿(索)主動支護形式為主。

近年來，我國煤炭企業對于深井巷道頂板及幫部的控制取得了諸多優秀成果，主被動聯合支護技術、支護-改性-卸壓協同控制、錨固力增強與防衰減等技術發揮了重要作用，但在巷道底臌控制方面仍有較大研究空間。高應力狀態下底板巖層受水平應力或煤柱垂直應力作用，產生塑性變形向巷道底板臨空區移動是巷道底臌的主要原因。據此，部分學者以限制底板巖層滑動為目的，采用底角、底板錨桿(索)對底臌控制進行了嘗試，取得了較好效果。但底角、底板錨固孔均屬大角度下向鉆孔，在“三徑匹配”前提下，小孔徑錨固孔(孔徑28～32 mm)往往會出現鉆渣排出困難，鉆渣堵塞排渣通道，嚴重影響成孔效率。

鉆頭結構對于鉆渣生成尺寸乃至排渣效果至關重要。近年來，我國油氣鉆井領域針對PDC鉆頭(復合金剛石鉆頭)刀片角度、密度、布設位置等進行了大量研究，有效提高了PDC鉆頭破巖效率及使用壽命。但煤礦巷道錨固孔深度一般不超過10 m，在鉆打水平及上向錨固孔時成孔效率基本可以得到保證。因此，針對常用的PDC兩翼鉆頭(直徑28～32 mm)在結構優化方面的研究仍屬少數。部分學者嘗試改變鉆頭過流槽形狀、刀片傾角提高破巖效率，取得了有益進展。少數學者研發了底板錨固孔“反循環”排渣鉆桿及配套鉆頭(直徑52 mm)，順利完成了底板錨固孔的施工。

現有針對PDC鉆頭結構優化研究均以提高破巖效率為目的，并未考慮對鉆渣生成尺寸的影響，目前礦用PDC兩翼式鉆頭所產粒徑大于2.5 mm的鉆渣占比近20%，錨固成孔多以水力排渣為主，特別是對于下向錨固孔而言，大尺寸鉆渣的存在會嚴重影響排渣效果。此外，鉆頭中鉆進液流入及流出通道位置、尺寸，整體結構對液渣混合流能量損失也有著極為重要的影響。

因此，針對上述問題，筆者采用理論分析、數值模擬、實驗室實驗及現場實測方法，分析了現有PDC兩翼式鉆頭產渣尺寸及其周邊鉆渣運移特征，設計了可有效降低鉆渣生成尺寸提高破巖效率的小孔徑下向錨固孔高效破巖鉆頭，并對其關鍵結構參數進行了優化，在實驗室及現場對其工作性能進行了成功驗證，為煤礦巷道小孔徑下向錨固孔高質量快速成孔提供理論參考與裝備支持。

1 PDC兩翼式鉆頭產渣特征分析

1.1 產渣尺寸特征分析

現場常用小孔徑PDC兩翼式鉆頭按照刀片形狀可整體劃分為全片型、半片型及直片型，全片型及半片型鉆頭刀片與垂直方向傾角均為17°，刀片直徑均為13.44 mm，但兩刀片間距卻不盡相同，為了探究刀片間距與鉆渣尺寸的關系，在實驗室進行了巖石實鉆實驗，利用全自動液壓鉆孔機配合具有不同刀片間距的PDC兩翼式鉆頭(標記鉆頭A～E)對粗砂巖進行鉆孔實驗，探究不同刀片間距鉆頭鉆進同種巖石時的成孔情況及鉆渣尺寸。

鉆孔深度均為20 mm，鉆機轉速為1 400 r/min，鉆速為0.7 mm/s，各鉆頭成孔狀態如圖1所示。各類鉆頭鉆孔底部均出現巖柱狀結構，以下稱中心巖柱，正是由于鉆頭刀片均存在一定間距，中部區域巖石無法得到切削而形成的，且巖柱斷面極不規則，可能是鉆頭刀片側表面提供剪力或鉆頭中心通水孔所在平面提供壓力將其破壞。中心巖柱平均直徑及體積按照由大到小順序依次為：鉆頭E、鉆頭D、鉆頭C、鉆頭B、鉆頭A，由此可知，中心巖柱大小隨著鉆頭刀片間距的增加而增加，這是由于刀片間距增加后，孔底中部巖石無法得到切削的區域增大，中心巖柱形成尺寸也會增加。

圖1 各類鉆頭成孔狀態

將各鉆孔生成鉆渣(粒徑大于1 mm)篩分為>2.5，1.5～2.5，1.0～1.5 mm三個粒徑組，利用MATLAB圖形識別技術獲取了各鉆孔生成鉆渣(粒徑大于)的平均等效直徑。各鉆頭產生鉆渣等效直徑以及不同粒徑分組鉆渣平均等效直徑隨刀片間距變化情況如圖2所示。

如圖2所示，在1.0～1.5 mm以及1.5～2.5 mm粒徑分組，各鉆頭鉆渣等效直徑均相差不大，各曲線相對集中，兩粒徑分組鉆渣平均等效直徑隨刀片間距增加基本無明顯變化，經曲線擬合可知，兩粒徑分組鉆渣平均等效直徑隨刀片間距變化曲線近似水平線，關系式分別為：=-0.005+2.508以及=-0.001+1.690，可認為平均等效直徑與刀片間距無明顯關系。對于>2.5 mm粒徑分組鉆渣，各鉆頭等效直徑曲線出現了明顯離散，鉆頭E、鉆頭D鉆渣等效直徑明顯高于其他鉆頭，其平均等效直徑隨著刀片間距的增加逐漸增大，擬合所得關系為：=0.269+2.283，表明>2.5 mm粒徑分組鉆渣的平均等效直徑與鉆頭刀片間距呈線性遞增關系。

圖2 鉆渣等效直徑及各粒徑分組鉆渣平均等效直徑隨刀片間距變化情況

綜上，對于PDC兩翼式鉆頭而言，刀片間距越大，孔底中心巖柱生成尺寸越大，粒徑>2.5 mm鉆渣生成尺寸也越大。因此，鉆孔底部中心巖柱是大尺寸鉆渣生成的主要來源，鉆頭刀片結構、刀片間距是生成鉆渣尺寸的重要影響因素。

1.2 鉆頭周邊所產鉆渣運移特征分析

盡管前述兩翼式PDC鉆頭刀片結構不同，但各鉆頭刀片下部結構基本一致，下部圓周直徑均小于鉆頭連接件直徑，連接件突出部分會阻礙鉆渣上升，且現有鉆頭下部圓周均設有缺口，缺口的存在會與連接件突出部分形成類似“窩”結構，是鉆渣上升過程的主要聚集區域(圖3)，以上區域的存在會造成鉆渣的能量損失，不利于鉆渣的排出。

圖3 現有兩翼式鉆頭鉆渣運移示意

為此以前述鉆頭E為例，建立只含鉆頭部分的FLUENT排渣模型，進一步分析鉆頭周邊鉆渣運移特征，數值模型如圖4所示，模型向長度為90 mm，鉆底設置長度為20 mm的產渣區域，錨固孔直徑設為34 mm，鉆頭連接件直徑為24 mm，進液通道直徑6 mm，將鉆頭連接件與孔壁之間的環形通路設置為壓力出口邊界(標準大氣壓)，即上返液攜帶鉆渣于此處排出。鉆進液及上返液設置為流體域，連接件、鉆頭、錨固孔孔壁及孔底均設置為Wall，采用多重參考系模型(Multiple reference frame mode,MRF)穩態攪拌流場進行求解。鉆頭轉速為500 r/min，計算模型選用歐拉多相流模型，鉆進液材料的密度為1 000 kg/m，黏度系數為0.001 kg/(m·s)，以向為錨固孔軸向方向，設置重力加速度為9.81 kg/s，運算步長均設置為2 000步。根據前述鉆渣尺寸測定結果，設置鉆渣粒徑為2.5 mm，體積分數設為0.2。

圖4 普通PDC兩翼式鉆頭排渣數值模型

鉆頭周邊鉆渣運移軌跡、體積分數及鉆頭所受剪力如圖5所示。

圖5 普通鉆頭周邊鉆渣運移軌跡、體積分數及所受剪力云圖

如圖5(a)所示，鉆渣在流出過程中在下部圓周缺口以及與鉆頭連接件形成的“窩”結構處形成明顯聚集，且此處鉆渣由于受到阻礙上返速度明顯低于其他區域。圖5(b)為周邊鉆渣體積分數及鉆渣對鉆頭剪力作用，由圖中P截面(=20 mm)可知，鉆桿連接件范圍內(0～43 mm)鉆渣排出基本正常，未出現明顯鉆渣集中現象，此時鉆頭連接件所受鉆渣的剪力基本為0。在P截面(=43 mm)，鉆渣體積分數出現了局部升高，該截面為鉆頭下部圓周與鉆頭連接件交界位置，鉆渣主要集中于下部圓周“窩”結構以及連接件突出部分，說明這些結構阻礙了鉆渣的排出，形成了局部聚集，這些部位所受剪力對應增加，此結果也與圖5(a)中鉆渣運移軌跡相對應，P～P截面體現了鉆頭的主要結構，由于空間較寬闊，鉆渣只在刀片位置出現集中，這是鉆頭快速旋轉造成的，分析剪力云圖可知，中心孔噴出的鉆進液在上返過程中對鉆頭刀翼以及中心孔區域形成了強烈沖擊，鉆頭承受剪力急劇增大，表明中心孔出口處受到上返鉆渣的強烈沖擊，極易造成中心孔堵塞。

1.3 綜合分析

根據前述研究結果可知，目前礦用PDC兩翼式鉆頭鉆進破巖及排渣過程中存在以下不足之處：

(1)孔底均會形成中心巖柱，對破巖效率可能存在較大影響。

(2)中心巖柱破斷會生成較大尺寸鉆渣，極易造成排渣通道阻塞。

(3)現有鉆頭局部結構會導致鉆渣聚集，造成鉆渣上返能量損失，不利于鉆渣排出，同時鉆進液出口一般位于鉆頭底部中心位置，易造成渣體堵塞。

基于上述不足之處，提出以下鉆頭結構優化對策：

(1)改變鉆頭切削部位結構，降低刀片間距，實現孔底中心巖柱完全在切削狀態下破壞，既可消除鉆進過程中的孔底中心巖柱，也可提高破巖效率。

(2)優化鉆頭整體結構，避免因鉆頭結構導致鉆渣局部聚集影響排渣效果，最大程度保證排渣順利進行。

(3)調整鉆進液出口位置，充分利用鉆頭旋轉產生的離心力進行排渣，降低鉆渣堵塞出口的風險。

2 高效破巖鉆頭設計

基于前述現有鉆頭不足之處，結合相關標準，設計了一種高效破巖鉆頭，結構示意如圖6所示。

圖6 高效破巖鉆頭結構及破巖效果示意

為滿足 “三徑匹配”原則，考慮到排渣通道尺寸不應過小，確定鉆頭直徑為32 mm。高效破巖鉆頭包括主切削刀片、副切削刀片、主刀翼、副刀翼、側通水孔、鉆頭連接部。高效破巖鉆頭為三刀片結構，包括2片主切削刀片，1片副切削刀片，分別焊接于主副刀翼之上。主刀片與副刀片均為全片式結構并排布置，傾角與市場現有PDC兩翼式鉆頭一致，材質均為高強度復合金剛石，主副切削刀片直徑分別為10 mm以及6 mm。兩主刀翼呈中心對稱布置，主切削刀片較副切削刀片高出一定距離，其目的是孔底外圍巖石被主切削刀片切削一定深度后，孔底中心巖柱初步形成一定高度自由面后，副切削刀片開始對中心巖柱進行切削，有利于提高破巖效率。鉆頭三刀片結構的切削范圍包括了錨固孔孔底絕大部分巖石，使主副刀片共同對底板巖石進行切削，可有效將孔底中心巖柱的破壞形式完全轉變為切削破壞，從根本上降低產出鉆渣尺寸。

鉆進液出口位于鉆頭下部側表面，偏離鉆頭軸心近6 mm，此位置不易受到上返鉆渣的干擾堵塞出口，且一旦形成堵塞，鉆頭高速旋轉產生的離心力也可將鉆渣甩出。兩側通水孔與中心軸線夾角為55°，可保證鉆進液恰好入射至主切削刀片的破巖區域，相對于普通鉆頭又可起到更好地沖刷及降溫作用。

設計鉆頭在下部圓周并未設置缺口，鉆渣可沿排渣通道向上運動，同時圓周直徑與鉆頭連接件相同，避免了鉆渣在鉆頭與連接件處形成聚集區域(圖7)。

圖7 設計鉆頭附近鉆渣運移路線示意

3 鉆頭鉆渣運移特征及進出液通道尺寸優化

3.1 設計鉆頭周邊鉆渣運移特征分析

建立只含設計鉆頭的FLUENT排渣模型，進一步對比設計鉆頭與普通鉆頭孔底鉆渣的運移特征，數值模型在邊界條件、鉆渣生成參數等方面與普通鉆頭相同，數值模型如圖8所示。

圖8 高效破巖鉆頭排渣數值模型

模型向長度為90 mm，錨固孔直徑設為34 mm，鉆頭連接件直徑為24 mm，高效排渣鉆頭鉆進液入口直徑7 mm，側通水孔直徑5 mm。高效破巖鉆頭在排渣過程中周邊鉆渣體積分數及鉆頭所受剪力如圖9所示。

圖9 高效破巖鉆頭周邊鉆渣體積分數及所受剪力云圖

由圖9可知，在P截面處(=20 mm)，鉆渣分布情況與普通鉆頭相同，鉆渣排出基本正常，鉆頭連接件所受剪力略小于普通鉆頭。在P截面(=43 mm)，即鉆頭連接件與下部圓周交界位置，鉆渣體積分數也并未明顯增加，這是由于高效破巖鉆頭取消了下部圓周的缺口設計，且下部圓周與鉆頭連接件直徑相同，避免了在交界位置形成鉆渣聚集區域，P截面附近所受剪力與連接件基本相同。P～P截面刀翼附近鉆渣體積分數因鉆頭旋轉有所增加，但所受剪力明顯低于普通鉆頭，說明該處受鉆渣沖擊程度較小。這是由于高效破巖鉆頭側通水孔結構使鉆進液由與軸線呈55°的方向噴出，鉆進液沖刷位置主要集中于主切削區域，兩側上返液會直接向中部聚集向上運動，由于側通水孔開口方向與鉆頭刀翼垂直，在破巖過程中上返液始終不會對鉆頭刀翼形成強烈沖擊，因此，鉆頭刀翼所受剪力較小，同時也有效避免了鉆渣堵塞側通水孔，圖10為鉆頭連接件周邊鉆渣上返速度與體積分數曲線。

圖10 連接件周邊鉆渣上返速度與體積分數曲線

如圖10(a)所示，設計鉆頭連接件周邊鉆渣上返速度顯著高于普通鉆頭，兩鉆頭平均速度分別為-3.39 m/s及-4.28 m/s，可見在進液壓力相同時，液渣混合流在上返過程中受到普通鉆頭結構較大的阻礙作用，出現了較大的能量損失，導致上返速度較大的下降幅度。圖10(b)為體積分數曲線，普通鉆頭鉆渣體積分數在鉆頭連接件周邊的體積分數也高于高效破巖鉆頭，兩者體積分數分別為0.008與0.002。

綜上所述，高效破巖鉆頭因其結構優勢，較普通鉆頭更能夠減少液渣混合流的能量損失，不易形成鉆渣局部聚集，使鉆渣具有更高的上返速度，更有利于鉆渣順利排出。

3.2 高效破巖鉆頭通水孔尺寸優化

3.2.1 尺寸優化依據

高效破巖鉆頭鉆進液入口以及出口(兩側邊通水孔)尺寸對流速有著至關重要的影響(圖11(a))，因此，建立了高效破巖鉆頭鉆進液流入至流出整個過程的能量方程，分析鉆進液流出速度、鉆進液入口截面直徑、側邊通水孔截面直徑之間的關系，能量守恒方程為

圖11 鉆頭通道流體力學模型及局部損失hbm與參數c關系

(1)

式中，為進液壓力；為鉆進液入口液面高度；為重力加速度；，，為動能修正系數，在實際應用中可近似為1；為鉆進液入口處流速；為鉆進液容重；，為側通水孔處壓強，均為標準大氣壓；，為側通水孔處液面高度；，為側通水孔處流速，由于通道對稱，可近似認為=；，為鉆進液沿程損失與局部損失。

由不可壓縮流體連續性方程可知

=+

(2)

式中，為鉆進液入口截面積；，為兩側通水孔截面積，=。

令=(>0)，由=且=，式(2)可進一步表示為

(3)

那么側通水孔截面直徑與鉆液入口截面直徑關系為

(4)

由于鉆進液由流入至流出路程非常小，因此，沿程損失以及鉆進液入口液面高度均可忽略不計，此時，能量損失的主要來源為側通水孔截面尺寸變化造成的局部損失，式(1)可表示為

(5)

式(5)中除外，在邊界條件一定時其余量均為常量，式(5)可視為以為自變量，局部損失為因變量的二次函數，其曲線如圖11(b)所示，由圖11(b)可知，局部損失最小時(趨于0)為側通水孔最佳尺寸，此時可計算得參數為

(6)

式中，為鉆進液密度。

由數值模擬結果可知，理想狀態下，進液壓力=2 MPa時，入口壓力會在極短時間內將鉆進液速度提升至約40 m/s，同時壓強也降低為1.2 MPa左右，為標準大氣壓，根據以上數據，可求得近似為1，則有

(7)

以式(7)為依據，可確定局部損失最小情況下高效破巖液通道尺寸與側通水孔的尺寸組合優化方案。

3.2.2 進出液通道尺寸優化

以式(7)為依據，結合現有鉆頭進液通道尺寸，確定了進液通道及側通水孔尺寸組合方案，通過FLUENT數值模擬軟件作進一步比較，數值模擬方案見表1。

表1 數值模擬方案

不同尺寸組合方案時軸向測線測得的鉆渣向上返速度及體積分數曲線如圖12所示。

圖12 不同通道尺寸組合時鉆渣z向上返速度與軸向體積分數

通過在鉆渣出口所在過流斷面內布置一條徑向測線，測得各方案鉆渣在該過流斷面內上返速度以及體積分數變化情況，如圖13所示。

圖13 不同通道尺寸組合時鉆渣上返速度與徑向體積分數

如圖13(a)所示，過流斷面內上返速度曲線形態基本一致，均在連接件與孔壁形成的環形通路中部達到最大值，各方案鉆渣平均上返速度按照由大到小順序依次為：方案3、方案4、方案1、方案2，圖13(b)為鉆渣體積分數曲線，各方案鉆渣平均體積分數按照由小到大順序依次為：方案3、方案4、方案1、方案2。

由以上分析可知，方案3(=7 mm，=4.9 mm)尺寸組合條件下，鉆渣上返速度最大，排渣效率最高。

4 高效破巖鉆頭破巖效果分析

4.1 高效破巖鉆頭破巖效率數值模擬分析

4.1.1 模型構建

利用有限元數值模擬軟件，建立高效破巖鉆頭及前述鉆頭A～D破巖數值模型，對比設計鉆頭與常規鉆頭的破巖效率。為了便于分析，在不影響模擬結果前提下，對模型作了一定簡化：① 鉆進過程鉆頭以垂直于巖石平面的方式進行鉆進；② 假設鉆頭為剛體；③ 巖石單元鉆進失效后，默認刪除，不再影響后續的鉆進工作。

為簡化模型，只保留鉆頭刀片部分，巖石模型尺寸為100 mm×50 mm圓柱體，巖石類型為泥巖，其物理力學參數見表2。

表2 巖石力學參數

鉆頭采用四面體網格劃分，巖石采用六面體網格劃分，并對中部鉆進區域網格進行細化。在鉆頭尾部施加推進力6 000 N，扭矩140 N·m，鉆進時長2 s，數值模型如圖14所示。

圖14 數值模型

4.1.2 不同類型鉆頭破巖效率分析

鉆進至2 s時，各類型鉆頭成孔狀態及鉆進位移如圖15所示。

圖15 不同種類鉆頭2 s時成孔狀態與鉆進位移

如圖15(a)～(d)所示，鉆進至2 s時，鉆頭A～D在鉆孔底部均形成了中心巖柱結構，鉆頭刀片間距越大，中心巖柱尺寸越大，與圖1所示實驗結果一致。圖15(d)中，在兩刀片中間形成了明顯的柱狀結構(高度為9.48 mm，最大直徑8.40 mm)，巖柱頂端已與鉆頭出水口所在平面接觸，嚴重降低了鉆頭破巖效率。圖15(e)中孔底巖石在高效破巖鉆頭主切削刀片作用下，在孔底中部形成了一個平臺結構，副切削刀片對該平臺作進一步切削，保證了孔底巖石均為切削破壞。

由圖15(f)可知，各類鉆頭2 s內破巖深度按照由大到小順序依次為：高效破巖鉆頭、鉆頭A、鉆頭B、鉆頭C、鉆頭D，最大鉆進深度達到了34.2 mm，最小深度為23.3 mm，平均鉆速按照由大到小順序依次為：24.16(高效破巖鉆頭)，15.46(鉆頭A)，14.47(鉆頭B)，12.46(鉆頭C)，11.48 mm/s(鉆頭D)。

(8)

式中，，，分別為鉆頭刀片受力監測節點(圖16(a))受到巖石，，向作用力，kN；,,分別為柱坐標下受力監測節點受到的軸向力、切向力及徑向力；為受力監測節點當前柱坐標環境下的方位角。

各鉆頭單個刀片整個切削過程平均攻擊性如圖16(b)所示，按照由大到小順序依次為：高效破巖鉆頭、鉆頭A、鉆頭B、鉆頭C、鉆頭D，且高效破巖鉆頭主副切削刀片攻擊性明顯高于其他鉆頭，攻擊性達到了5.16，表明其破巖效率明顯優于其他4種鉆頭。

圖16 柱坐標系下鉆頭單切削刀片破巖攻擊性

4.2 高效破巖鉆頭鉆渣生成尺寸實驗驗證

根據前述研究結論，完成高效破巖鉆頭加工，如圖17所示。

圖17 高效破巖鉆頭實物

將高效破巖鉆頭與A～D四類鉆頭分別安裝于自動鉆孔機，為達到更好的測試效果，在實驗室對高強度石灰巖(單軸抗壓強度137.6 MPa)進行了實鉆實驗。通過分析所產鉆渣尺寸驗證高效破巖鉆頭的破巖效果，實驗過程如圖18所示。

圖18 高效破巖鉆頭鉆進實驗過程

實驗過程中鉆機動力保持恒定，鉆進深度20 mm，高效破巖鉆頭鉆進1號、2號2個鉆孔，其余鉆頭各鉆進1個鉆孔(圖18(a))。圖18(b)為1號、2號鉆孔及鉆頭D的鉆孔成孔情況，由圖18(b)可明顯看出，兩鉆孔底部未見明顯柱狀結構，在主副切削刀片作用下形成了平臺結構，與圖15(e)數值模擬結果一致。經測量兩鉆孔平臺結構直徑分別為9.54 mm與9.14 mm，高分別為1.21 mm與1.16 mm，孔底圓盤表面較平整規則，未見明顯破斷痕跡，可見該結構完全是在切削作用下形成的。其余4類鉆頭孔底均形成了明顯巖柱結構，且巖柱尺寸隨刀片間距的增加而增加，鉆頭D孔底中心巖柱尺寸最大。1號、2號孔鉆渣經篩分后均未產生粒徑大于2.5 mm鉆渣，圖18(c)為MATLAB圖像處理后1號鉆孔最大鉆渣粒徑分組鉆渣(1.5～2.5 mm)與鉆頭D鉆孔最大粒徑分組鉆渣(>2.5 mm)對比。由此可知，高效破巖鉆頭極大程度上減小了孔底中心巖柱尺寸，使鉆孔中心區域巖石始終處于切削破壞狀態，避免了中心巖柱非切削破壞生成大粒徑鉆渣。對MATLAB圖形識別所得各鉆孔鉆渣數據進行處理，通過廣義極值分布函數擬合后鉆渣尺寸(粒徑大于0.5 mm)等效直徑累積頻率分布曲線如圖19所示。

圖19 高效破巖鉆頭與各類兩翼式鉆頭所產鉆渣尺寸累積頻率分布曲線

由圖19可知，高效破巖鉆頭1號、2號鉆孔產生的鉆渣尺寸累積頻率分布曲線首先達到了統一，表明高效破巖鉆頭產生鉆渣的平均等效直徑最小，且大尺寸鉆渣產出量小于其他4類鉆頭，尺寸大于2 mm的鉆渣尺寸數量占比極小，其他4類鉆頭鉆渣等效直徑累積頻率分布曲線按照達到統一的先后順序依次為：鉆頭A、鉆頭B、鉆頭C、鉆頭D，可見鉆渣平均等效直徑隨鉆頭刀片間距增加而增加，且刀片間距增大后，中心巖柱體積不斷增大，導致其破斷后大尺寸鉆渣占比增加，特別是鉆頭D，其平均等效直徑5 mm以上鉆渣仍占據一定比例。

各類鉆頭鉆渣(粒徑大于0.5 mm)平均等效直徑、水平尺寸、豎直尺寸統計結果如圖20所示。

圖20 各類型鉆頭所產鉆渣平均尺寸對比

如圖20所示，各類鉆頭鉆渣的平均等效直徑、水平尺寸、豎直尺寸按照由大到小順序依次為：鉆頭D、鉆頭C、鉆頭B、鉆頭A、高效破巖鉆頭，可見高效破巖鉆頭較其他4種鉆頭具有更好的降低鉆渣尺寸的效果。綜上所述，設計鉆頭可較好地消除孔底中心巖柱，有效降低了鉆渣尺寸。

5 高效破巖鉆頭破巖效果現場試驗

5.1 試驗巷道概況及試驗方案

試驗地點為河南某礦14205工作面回風平巷，該巷道沿煤層底板掘進，直接底為砂質泥巖，均厚3.40 m，單軸抗壓強度為49.7 MPa，基本底為L灰巖，均厚9.57 m，單軸抗壓強度為40～60 MPa，巷道圍巖地質柱狀如圖21所示。

圖21 14205工作面回風平巷圍巖地質柱狀

錨固孔深度為6 m，底板鉆進試驗分為Ⅰ，Ⅱ兩組，每組鉆打4個鉆孔，Ⅰ組利用高效破巖鉆頭(鉆孔編號為：Ⅰ，Ⅰ，Ⅰ，Ⅰ)，Ⅱ組采用鉆頭D(鉆孔編號為：Ⅱ，Ⅱ，Ⅱ，Ⅱ)，即32 mm兩翼式鉆頭進行成孔，對各鉆孔成孔時長進行記錄，將上返的液渣混合流進行過濾，收集產生的鉆渣(每組各收集2個鉆孔的鉆渣，為了便于分析，僅對鉆進前100 mm時的鉆渣進行收集)并分析鉆渣的尺寸。

5.2 試驗過程及結果分析

高效破巖鉆頭及鉆頭D施工過程如圖22所示，整個試驗過程，底板鉆機轉速及推進力均保持恒定，以鉆機進尺0.5 m為單位，每進尺一個0.5 m記錄一次時間。收集的Ⅰ，Ⅱ組鉆渣烘干后如圖23所示。

圖22 高效破巖鉆頭與普通兩翼式鉆頭成孔過程

圖23 經烘干后的Ⅰ，Ⅱ組鉆渣(大于0.5 mm)

如圖23所示，由于井下環境復雜，在鉆渣過濾時混入了一些雜質(淺色顆粒)，通過過濾剔除了大部分雜質(粒徑小于0.5 mm)。由于雜質與鉆渣顏色差異明顯，通過調節MTALAB圖形識別時的灰度，增強了兩者對比度，降低了分析誤差。由于所收集鉆渣均來自淺孔(100 mm)，因此，可保證所產鉆渣幾乎均被完全排出，由圖23可直觀地看出Ⅰ組鉆渣尺寸明顯小于Ⅱ組，Ⅱ組鉆渣中含有大量大尺寸鉆渣。經MATLAB處理后，得到了Ⅰ組與Ⅱ組、1號及2號鉆孔鉆渣等效直徑累積頻率分布曲線及數量占比曲線，如圖24所示。

圖24 Ⅰ組與Ⅱ組鉆孔鉆渣等效直徑累積頻率分布、數量占比曲線及其均值

如圖24(a)所示，高效破巖鉆頭所成的Ⅰ，Ⅰ鉆孔等效直徑小于1 mm的鉆渣占比分別為0.58及0.49，鉆頭D所成的Ⅱ，Ⅱ鉆孔等效直徑小于1 mm的鉆渣占比分別為0.39及0.33，遠小于前者。Ⅰ，Ⅰ鉆孔等效直徑在1～2 mm的鉆渣占比分別為0.40及0.45，Ⅱ，Ⅱ占比分別為0.53以及0.55，Ⅰ，Ⅰ鉆孔等效直徑在2 mm以上的鉆渣占比僅為0.02及0.06，Ⅱ，Ⅱ占比分別為0.08以及0.12，可見高效破巖鉆頭與普通PDC兩翼式鉆頭相比，產生的小尺寸鉆渣(小于1 mm)占比前者遠高于后者，大尺寸鉆渣占比則遠小于后者。如圖24(b)所示，Ⅰ，Ⅰ，Ⅱ，Ⅱ鉆孔所產鉆渣特征尺寸分別為0.806，0.850，0.952，0.934 mm，前者特征尺寸明顯小于后者。利用=0.9 mm的直線將曲線一分為二，由左半側可知，Ⅰ組鉆渣等效直徑在小于0.9 mm尺寸范圍內的數量占比明顯高于Ⅱ組鉆渣，即Ⅰ>Ⅰ>Ⅱ>Ⅱ，而Ⅱ組右半側等效直徑大于0.9 mm尺寸的鉆渣數量占比明顯高于Ⅰ組，即Ⅰ<Ⅰ<Ⅱ<Ⅱ，可見Ⅰ組小尺寸鉆渣占比多，大尺寸鉆渣占比少。根據統計結果，Ⅰ組鉆渣最大等效直徑均小于3 mm，而Ⅱ組鉆渣最大尺寸達到了10.47 mm。由圖24(c)所示，Ⅰ，Ⅰ，Ⅱ，Ⅱ鉆孔所產鉆渣平均等效直徑分別為1.016，1.160，1.410，1.343 mm，可見高效破巖鉆頭所產鉆渣平均尺寸要低于普通PDC兩翼式鉆頭。Ⅰ，Ⅱ組鉆進深度與時間曲線及平均鉆速如圖25所示。

圖25 Ⅰ，Ⅱ組各鉆孔鉆進深度與時間曲線及平均鉆速

如圖25所示，在整數進尺時，各曲線均表現為水平線，這是由于接長鉆桿占用時間造成的，各孔接鉆桿時長較為相近，均為60 s左右。在鉆進深度小于1 m時，兩者鉆進速度差別較小，但隨著鉆孔深度不斷增加，排渣效率受孔深影響越加明顯，加之Ⅱ組32 mm兩翼式鉆頭產生的大尺寸鉆渣產量不斷增加，排渣效率的不斷降低使鉆孔底部出現了鉆渣集聚，加之生成的中心巖柱無法有效切削，最終影響了鉆進速度。相比之下，雖然Ⅰ組鉆進速度有所下降，但整體依然明顯高于Ⅱ組，由于高效破巖鉆頭極大程度上降低了鉆渣的生成尺寸，使產生的鉆渣能夠及時排出，較大程度地減輕了孔底鉆渣積聚程度，此外，得益于高效破巖鉆頭的結構優勢，較普通鉆頭具有更高的破巖效率，進一步提高了鉆進速度。Ⅰ～Ⅰ鉆孔整體均值為4.79 mm/s，Ⅱ～Ⅱ鉆孔平均鉆速整體均值為3.72 mm/s，同樣表明Ⅰ組鉆孔成孔速度明顯高于Ⅱ組。

6 結 論

(1)現有PDC兩翼式鉆頭成孔后，鉆孔底部均會形成中心巖柱，并隨鉆頭刀片間距的增加而增加。中心巖柱是大尺寸鉆渣的主要來源，其尺寸越大，產生大粒徑鉆渣的平均尺寸也越大。因此，改變刀片結構，消除孔底中心巖柱，是降低鉆渣生成尺寸的有效途徑，此外現有PDC兩翼式鉆頭結構會導致鉆渣局部聚集，造成鉆渣上返能量損失，不利于鉆渣排出。

(2)高效破巖鉆頭因其結構優勢，較普通鉆頭更能夠減少液渣混合流的能量損失，不易形成鉆渣局部聚集，使鉆渣具有更高的上返速度，更有利于鉆渣順利排出。主副刀片作用會使鉆孔平均鉆速底部巖石形成平臺結構，可保證孔底巖石均為切削破壞，消除了孔底中心巖柱，產生的鉆渣平均尺寸明顯低于其他類型鉆頭，也具有更高的破巖效率。

(3)現場試驗結果表明，高效破巖鉆頭有效降低了鉆渣生成尺寸，具有更高的成孔速度及排渣效率，對于錨固力提升也具有一定作用，工作性能良好。研究成果可為小孔徑下向錨固孔高質量快速形成理論與裝備研究提供理論參考與裝備支持。