硬巖PDC 定向鉆頭優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，以及煤層頂底板定向長鉆孔的廣泛實施，在頂板高位鉆孔、底板注漿鉆孔施工過程中，鉆孔需穿越采空區垮落帶以及含水裂隙地層，巖石硬度大，巖層構造發育，現在常用的胎體式PDC 定向鉆頭鉆進過程中容易發生損壞，主要表現在鉆頭體出現裂紋、局部破損，甚至出現胎體折斷的現象。另外由于巖層硬度大，常規PDC 切削齒容易出現崩齒、磨損嚴重等現象。通過對不同礦區使用鉆頭壽命進行調研發現，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，輔助作業時間長、工人勞動強度大[1-2]。

常規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生裂紋、斷裂等現象。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，目前一般采用優化切削齒排布、優選高性能切削齒，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則對鉆頭布齒進行設計，但是未涉及切削齒規格優選及異形切削齒研究內容。

筆者通過對切削齒進行仿真分析，對鉆頭水力參數進行模擬分析，從優化鉆頭結構、優選復合片、優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時間。

1 鉆頭優化設計

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，并根據需求及孔底測量系統反饋的數據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優化。

1.1 刀翼結構優化

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。

切削角的大小決定了切削齒切入地層的方向[14-16]。根據前期地質勘探資料，擬鉆地層以灰巖為主，堅固性系數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°，由內向外依次增大。側轉角的大小對鉆頭排屑有重要影響，可通過調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，選擇鉆頭側轉角為4°～8°。按照以上參數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 水力參數優化

鉆頭水力參數對鉆頭的碎巖影響巨大，合適的水力參數具有較少的渦流，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則圓弧形狀，為便于網格劃分及模擬計算，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空間隙，出口邊界條件設定為環境壓力，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，近壁區采用壁面函數法處理，計算介質選擇為清水。以速度、壓力為目標進行計算。

2)結果分析與結構優化

通過模擬分析，得到鉆頭水眼、水道流線。通過反復調整水眼大小、噴射角度以及水口形狀，調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，優化后的鉆頭水路流線如圖2 所示。

圖2 優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 超硬材料行業的發展，出現了三棱齒、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 進行了數值模擬。

2.1 數值模型建立

為了便于分析，依據論文的研究重點，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生影響；切削過程不存在重復破碎；巖石為均質各向同性材料，且無原生裂紋。

1)材料模型及參數

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，內部先產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見表1。

表1 巖石和切削齒材料參數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)發生位移，因此只有切削力做功。通過模擬可得出，在0.06 s 內，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

鉆頭體質量的好壞直接影響煤礦井下成孔作業。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。如果發現錯誤可以及時分析原因并且進行糾正。也能進行NC 程序優化，獲得縮短加工時間、延長刀具壽命、改進表面質量的方法，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的問題，達到縮短產品研發周期的目的。

3.3 表面增材技術工藝參數優化

為提高鉆頭體表面硬度，需對鉆頭體表面進行增材硬化。

1)增材技術優選

根據熱源類型，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粉的質量分數為60%。

3) PTA 增材工藝參數

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]。為保證增材層的質量，通常通過調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、噴粉量、步進量等參數以控制表面層的性能參數[22]。

工藝參數的調整需要根據粉料特性、鉆頭規格及結構特點、增材區域形狀及大小進行優化，優選工藝參數見表2。

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

3.4 鉆頭體檢驗

根據上述優選的工藝參數，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。得到的硬度數據見表3。分析可知，硬化層硬度較高，平均HRC 值60，與常規胎體鉆頭胎體硬度相近(常規胎體鉆頭胎體硬度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 試樣硬度數據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量分數為60%，說明其顆粒保留較好，未出現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14321 膠帶機底抽巷內進行現場試驗，施工鉆孔含中央1 煤采區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 灰巖，為灰黑色隱晶質結構，見大量方解石，巖性致密、堅硬。鉆孔終孔層位為太原組4 灰巖層，為灰色隱晶質結構，見裂隙發育被方解石填充，見深灰色不規則構造線，局部夾有深灰色泥質條帶，巖性致密、堅硬。

4.2 鉆頭試驗效果

現場采用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，未出現裂紋或掰斷現象；切削齒磨損均勻，僅左下角最外圓復合片發生了崩齒現象，與之前胎體鉆頭多片復合片發生崩齒有顯著提高；鉆頭未發生泥包現象，充分驗證了鉆頭結構及水路參數設計的合理性。

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，較常規定向鉆頭壽命提升1 倍以上，降低了輔助作業時間，大大提高了鉆孔施工效率。

5 結 論

a.通過優化布齒結構、水力參數和PDC 切削齒仿真分析，并開發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、堅硬灰巖地層時，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，為煤礦頂底板硬巖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進行了優化，并測試了增材層硬度、結合面強度以及金相組織等參數，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。