自驅修孔鉆頭動力參數及鉆齒結構研究

劉 勇，李 陽，魏建平，苑永旺，代 碩，李林豫

(1.河南理工大學瓦斯地質與瓦斯治理國家重點實驗室培育基地，河南 焦作 454000；2.河南理工大學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)

松軟煤層瓦斯高效抽采難題是長期制約煤炭高效生產的重要原因之一[1-2]。尤其在松軟煤層中采用水力化增透技術后，水的侵入導致煤體力學強度進一步降低，在抽采過程中極易發生塌孔、堵孔等現象[3-5]，堵塞瓦斯運移通道，瓦斯抽采流量衰減極快，導致瓦斯抽采周期長，制約采掘交替和煤炭產能釋放[6-8]。對發生塌孔、失去抽采能力的鉆孔進行修復，恢復鉆孔的抽采能力，是經濟高效的技術手段[9-10]。

水射流自驅鉆頭修復失效鉆孔技術具有經濟、高效、適用性強等特點[11]，具有廣泛的應用前景。但隨著瓦斯抽采鉆孔鉆進技術的發展，鉆孔長度增加，定向長鉆孔的長度普遍超過300 m[12-13]。長鉆孔失效后，需要更大的推進力才能實現全鉆孔修復疏通。提高鉆頭的推進能力是滿足長距離失效鉆孔修復的迫切技術需求。水射流自驅鉆頭的推進力與射流壓力、噴嘴直徑、噴嘴角度等參數有關[14]。噴嘴直徑一定時，推進力與射流壓力成正比；射流壓力一定時，推進力隨著噴嘴直徑增大而增大[15]。筆者前期開展了鉆孔修復運動方程關鍵參數研究[16]，得出推進力等于后置噴嘴軸向推力減去前置噴嘴軸向反沖力和系統總摩擦阻力。前置噴嘴射流反沖力沿鉆頭軸線分力方向與鉆頭行進方向相反，增大了系統阻力，導致后置噴嘴射流提供的推力不足，長鉆孔修復時需要更高的射流壓力[17]。鉆孔修復過程中，返水對鉆頭和高壓軟管產生阻力，鉆孔角度和射流壓力增大均導致返水流速增大，致使系統阻力增大[18]。提高射流壓力和減小系統阻力是提高鉆頭推進能力的有效措施，減小系統阻力是更經濟有效的技術思路。

為此，筆者前期基于水射流自驅旋轉和機械鉆頭破煤相結合的理念，提出了自驅修孔鉆頭修孔方法[19]，高壓水經后置噴嘴噴射提供行進動力，前置噴嘴沿鉆頭切向布置，切向射流提供鉆頭旋轉破煤清渣動力。由于鉆頭前置噴嘴射流不產生反推力，鉆頭推進能力得到提高。旋轉鉆頭對煤體產生的壓應力和剪應力是破煤、清渣的主要動力，而壓應力和剪應力與鉆頭對煤體施加的鉆進壓力和扭矩有關。分析鉆進壓力與扭矩的影響因素，建立其控制方法和能量分配機制，是設計自驅修孔鉆頭的前提。鉆進壓力和扭矩均源于高壓水能量經噴嘴轉化和分配，合理分配高壓水能量是該技術效能高效發揮的關鍵。常用鉆齒結構包括階梯鉆齒、十字鉆齒和三翼鉆齒等。鉆齒結構影響鉆齒與煤體接觸面和侵蝕角度，造成煤體壓入破碎和切削破碎程度不同，故優選鉆齒結構是實現高效破煤的關鍵[20-21]。

針對長距離失效鉆孔修復難題，本文通過構建自驅修孔鉆頭旋轉力學理論模型，明確自驅修孔鉆頭動力分配機制。基于旋轉力學理論模型確定數值模擬方案，開展不同鉆齒結構破煤數值模擬研究，優選鉆齒結構。在此基礎上形成自驅修孔鉆頭參數確定方法，優化設計自驅修孔鉆頭，并進行現場試驗，為長距離失效鉆孔修復難題提供新的技術思路。

1 自驅修孔鉆頭修孔原理及動力分析

1.1 修孔原理

自驅修孔鉆頭修孔原理如圖1 所示，系統裝備包括高壓柱塞泵、高壓膠管卷盤、高壓膠管和自驅修孔鉆頭。柱塞泵將高壓水輸送至修孔鉆頭，經鉆頭后置噴嘴噴出形成高壓射流并產生推力，提供系統前進動力，同時用于機械鉆齒對煤體施加鉆進壓力。前置噴嘴噴射切向射流，提供機械鉆齒旋轉扭矩，驅動機械鉆齒旋轉破煤。

圖1 自驅修孔鉆頭修孔原理Fig.1 Principle of borehole repair with a self-propelled drill bit

1.2 動力分析

鉆頭自進力決定了修孔距離和行進速度，鉆進壓力和扭矩決定破煤能力，轉速決定破煤效率。自驅修孔鉆頭受力分析如圖2 所示，鉆頭對煤體的鉆進壓力等于自進力減去摩擦阻力。射流反沖力是鉆進壓力、扭矩以及轉速的動力來源。因此，基于射流反沖力理論公式推導鉆進壓力、扭矩和轉速理論公式，并建立自驅修孔鉆頭旋轉力學理論模型。

圖2 自驅修孔鉆頭受力分析Fig.2 Force analysis of a self-propelled drill bit

1.2.1 射流反沖力

根據動量定理，物體噴出氣體、液體或者固體時，被噴出的物體會產生一個反方向的推力，即反沖力。根據楊博凱[14]的研究，單個噴嘴產生射流反沖力Fr為：

1.2.2 鉆進壓力

鉆進壓力為鉆頭作用于煤體的力，數值上等于鉆頭自進力減去系統摩擦阻力。自進力Fd為各射流反沖力在鉆頭軸線上的合力。鉆頭自進力計算模型如圖3 所示，其中α為噴嘴與鉆頭軸線夾角，即張角。

圖3 自進力計算模型Fig.3 Propelling force calculation model

由式(1)可得：

鉆孔修復過程中，系統總摩擦阻力由鉆頭和高壓膠管與孔壁間的摩擦阻力和返水阻力組成。根據劉勇等[16]的研究，系統總摩擦阻力Ff為：

鉆進壓力Fp等于自進力Fd減去摩擦阻力Ff，即：

1.2.3 扭 矩

施加在鉆頭上的扭矩克服摩擦扭矩驅動機械鉆齒旋轉破煤，扭矩的大小等于扭力與力的作用線到轉動軸垂直距離的乘積。扭力為射流反沖力在鉆頭外壁切線方向上的分力。扭力計算模型如圖4 所示，其中β為噴嘴與鉆頭外壁切線方向夾角，即偏心角。

圖4 扭力計算模型Fig.4 Torsional force calculation model

扭力計算公式為：

所以扭矩計算公式有：

扭力產生的扭矩除克服摩擦扭矩外，還用于驅動機械鉆齒旋轉破煤，則有：

其中摩擦扭矩和破煤扭矩計算公式分別為：

1.2.4 轉 速

射流提供的扭矩克服系統摩擦扭矩后，使得鉆齒旋轉，機械鉆齒轉速決定破煤效率。根據溫志輝等[19]的研究，轉速計算公式為：

1.2.5 自驅修孔鉆頭旋轉力學理論模型

結合式(1)、式(5)、式(8)構建自驅修孔鉆頭旋轉力學理論模型：

由旋轉力學理論模型可知，射流反沖力大小決定于射流壓力、噴嘴數量和噴嘴直徑。噴嘴的張角α和偏角β是鉆進壓力與扭矩分配的關鍵。當射流反沖力為定值時，鉆進壓力隨張角α增大而減小，隨偏心角β增大而增大；扭矩隨偏心角β的增大而減小。自驅修孔鉆頭旋轉力學理論模型為確定鉆齒破煤數值模擬方案參數和優化設計自驅修孔鉆頭提供理論基礎。

2 鉆齒結構

2.1 物理模型

利用Solidworks 建立階梯鉆齒、三翼鉆齒、十字鉆齒和煤體模型，鉆齒和煤體模型如圖5 所示。通過Hypermesh 對鉆齒和煤體模型進行網格劃分，鉆齒模型基本參數見表1。數值模擬中使用的煤體模型均相同，為邊長60 mm 的正方體，煤體模型網格數量為216 000。應用軟件中關鍵字對煤體模型進行固定，對鉆齒施加鉆進壓力和扭矩，計算時間為0.1 s。

表1 鉆齒模型基本參數Table 1 Basic parameters of cutting teeth models

圖5 鉆齒和煤體模型Fig.5 Models of cutting teeth and coal mass

2.2 HJC 本構模型及參數

LS-DYNA 中HJC (Holmquist Johnson Cook)本構模型充分考慮了屈服應力的影響指標[22]，通過MAT_HOLMQUIST_CONCRETE 關鍵字對HJC 本構模型進行定義。HJC 本構模型包括強度模型、損傷模型和狀態方程，其中共涉及20 個參數，可分成5 類。物理力學參數：ρ0、fc、T、G；強度參數：A、B、C、N、Smax；壓力參數：K1、K2、K3、plock、pcrush、μlock、μcrush；失效參數：fs；損傷參數：D1、D2、εfmin。

經強度模型、損傷模型和狀態方程標定的煤樣HJC 模型參數見表2。

表2 煤樣HJC 模型基本參數Table 2 Basic parameters of the HJC model for coal samples

2.2.1 強度模型

如圖6 所示，強度模型由歸一化等效應力σ*進行描述，其表達式為：

2.2.2 損傷模型

如圖7 所示，模型損傷由塑性應變累積而成，其中塑性應變包括等效塑性應變εp和體積塑性應變μp，表達式為：

圖7 損傷模型Fig.7 Damage model

2.2.3 狀態方程

如圖8 所示，狀態方程中靜水壓力p1與體積應變μ之間的關系分3 個階段描述，分別為彈性壓縮階段、塑性變形階段和密實階段。

圖8 狀態方程Fig.8 State equation

第一階段為彈性壓縮階段，該階段靜水壓力與體積應變之間的關系為：

第二階段為塑性變形階段，材料原生孔隙逐漸壓實，并產生塑性變形。此時，靜水壓力與體積應變之間的關系為：

第三階段為密實階段，此時材料無孔隙，且在此階段材料被完全壓碎。此時，靜水壓力與體積應變之間的關系為：

2.3 模擬方案

將不同結構鉆齒破煤數值模擬分組，第Ⅰ組為階梯鉆齒破煤模擬，第Ⅱ組為三翼鉆齒破煤模擬，第Ⅲ組為十字鉆齒破煤模擬。由文獻研究可知[16]，當鉆孔修復長度100 m 時，所需自進力120 N。根據實驗室高壓水泵條件，鉆頭后置噴嘴張角21°，前置噴嘴偏心角0°，噴嘴直徑為0.50、0.75、1.00、1.50 和2.00 mm，由式(1)計算得出可為自驅修孔鉆頭提供150 N 射流反沖力。因此，破煤數值模擬中以150 N 射流反沖力為基礎進行鉆進壓力與扭矩的分配。利用式(13)計算分配射流反沖力，得到鉆進壓力與扭矩分配結果見表3，其中鉆進壓力由20 N 逐漸增加至140 N，鉆頭扭矩由2.6 N·m 降至0.2 N·m。

表3 鉆進壓力與扭矩的分配Table 3 Distribution of drilling force and torque

2.4 模擬結果與分析

在鉆進壓力和扭矩共同作用下，鉆齒對煤體造成壓剪作用，當煤體受到的壓應力或剪應力達到煤體強度極限時，煤體發生破壞，破壞體積通過失效網格單元數量量化。

不同鉆進參數作用下鉆齒破煤體積變化曲線如圖9所示。由圖9 可知，對于階梯鉆齒，隨著鉆進壓力增大、扭矩減小，破煤體積先增大后減小。當鉆進壓力120 N、扭矩0.6 N·m 時破煤體積最大，為1 750 mm3。對于十字鉆齒，當鉆進壓力20 N、扭矩2.6 N·m 時，鉆齒未對煤體造成破壞。當鉆進壓力40 N、扭矩2.2 N·m 時，破煤體積最大，為459 mm3。但隨著鉆進壓力的增大、扭矩的減小，破煤體積呈現減小趨勢，減小趨勢相對穩定。對于三翼鉆齒，隨著鉆進壓力增大、扭矩減小，破煤體積不斷減小。當鉆進壓力20 N、扭矩2.6 N·m 時破煤體積最大，為390 mm3。當鉆進壓力140 N、扭矩0.2 N·m時，破煤體積最小，為61 mm3。

圖9 不同鉆進參數作用下鉆齒破煤體積變化Fig.9 Changes in coal-breaking volume for differently structured drill bits under different drilling parameters

2.4.1 階梯鉆齒

選取與鉆齒相接觸的失效網格單元，對比分析失效網格單元破壞形式。階梯鉆齒在鉆進壓力120 N、扭矩0.6 N·m 條件下接觸網格單元及單元應力曲線如圖10 所示。階梯鉆齒破煤時，齒尖在鉆進壓力作用下與煤體網格單元a 發生局部接觸，如圖10a 所示。因接觸面積較小，鉆齒對網格單元a 產生的壓應力較大，如圖10c 所示。當齒尖對煤體產生的壓應力超過煤體抗壓強度，網格單元a 產生壓破壞。隨著齒尖侵蝕進入煤體，鉆齒的切削刃對水平方向的煤體進行切削，如圖10b 所示，網格單元b 受切削刃產生剪應力超過煤體抗剪強度，網格單元b 產生剪切破壞。同理，位于鉆齒正下方的網格單元c 破壞形式為壓破壞，說明階梯鉆齒以壓-剪破壞混合形式侵蝕煤體。根據網格單元a、b、c 的應力曲線，壓應力是導致網格單元失效的主要形式。隨著鉆進壓力增大，相同時間內階梯鉆齒破煤體積增大。在鉆進壓力120 N、扭矩0.6 N·m 時破煤體積達到最大，為1 750 mm3。階梯鉆齒呈錐形，破煤體積增大意味著鉆齒侵蝕深度增加，進而導致鉆齒與煤體接觸面積增大，鉆齒與煤體間的摩擦扭矩隨之增加。而鉆進壓力增大的同時扭矩減小，轉速隨之減小，進而影響破煤效率。因此，當鉆進壓力進一步增大，扭矩進一步減小時，階梯鉆齒對煤體的破壞體積減小。

圖10 網格單元a、b、c 及其應力曲線Fig.10 Grid units a,b and c and their stress curves

2.4.2 十字鉆齒

十字鉆齒破煤模擬中網格單元d 如圖11a 所示，該單元在編號2、4、6 條件下的應力曲線如圖11b 所示。由圖11b 知十字鉆齒對網格單元d 造成壓破壞。鉆進壓力達到一定值時，十字鉆齒對網格單元產生的壓應力導致單元失效。由圖9 知，當鉆進壓力20 N、扭矩2.6 N·m時，十字鉆齒未對煤體造成破壞；鉆進壓力40 N、扭矩2.2 N·m 時，破煤體積最大，為459 mm3。但煤體破碎體積并未隨著鉆進壓力的增大而增大。鉆進壓力增大的同時扭矩減小，導致轉速降低，進而降低了破煤效率。鉆進壓力增大提高的破煤效果與扭矩減小降低的破煤效果基本一致，因此隨著鉆進壓力的增大、扭矩的減小，十字鉆齒破煤體積波動趨勢相對穩定。

圖11 網格單元d 及應力曲線Fig.11 Grid unit d and stress curves for this unit

2.4.3 三翼鉆齒

三翼鉆齒破煤模擬中網格單元e 如圖12a 所示，該單元在編號2、4、6 條件下的應力曲線如圖12b 所示。由圖12b 知三翼鉆齒對網格單元施加剪應力導致網格單元失效。扭矩減小后，一方面使鉆齒對網格單元產生的剪應力減小，另一方面鉆齒轉速降低影響破煤效率。因此在鉆進壓力為20 N、扭矩為2.6 N·m 時，破煤體積最大，為390 mm3。隨著鉆進壓力增大、扭矩減小，三翼鉆齒破煤體積呈現不斷減小趨勢。

圖12 網格單元e 及應力曲線Fig.12 Grid unit e and stress curves for this unit

2.4.4 模擬結論

在相同鉆進壓力和扭矩條件下，不同結構鉆齒破煤體積呈現不同。當鉆進壓力20 N、扭矩2.6 N·m 時，三翼鉆齒破煤體積大于階梯鉆齒和十字鉆齒，為390 mm3。當鉆進壓力40 N、扭矩2.2 N·m 時，十字鉆齒破煤體積略大于階梯鉆齒和三翼鉆齒，為459 mm3。當鉆進壓力60 N、扭矩1.8 N·m 時，階梯鉆齒的破煤體積略大于三翼鉆齒和十字鉆齒，隨著鉆進壓力增大、扭矩減小，階梯鉆齒的破煤體積遠大于三翼鉆齒和十字鉆齒。在鉆進壓力120 N、扭矩0.6 N·m 時，階梯鉆齒破煤體積最大，為1 750 mm3。

當射流反沖力為定值時，鉆齒所受鉆進壓力增大意味自進力增大，而提高自進力是長距離失效鉆孔修復的迫切需求。鉆齒破煤是失效鉆孔修復的重要環節，鉆齒破煤能力決定了鉆孔修復效果。

綜上所述，階梯鉆齒為最優破煤鉆齒，故選擇階梯鉆齒作為自驅修孔鉆頭的鉆齒結構。

2.5 階梯鉆齒破煤實驗

為進一步明確階梯鉆齒破煤效果，選用階梯鉆齒作為修孔鉆頭鉆齒結構，開展自驅修孔鉆頭破煤實驗。實驗裝置如圖13 所示，瓦斯抽采篩管水平放置并固定，煤樣放置于篩管管口，連接高壓膠管的鉆頭放置于篩管內，啟動高壓柱塞泵，高壓水能量經噴嘴轉化和分配產生鉆進壓力與扭矩，帶動鉆頭自進并旋轉破煤。通過改變噴嘴的數量和直徑控制鉆進壓力與扭矩，實驗方案見表4。盡可能保持實驗與模擬條件一致，所用階梯鉆齒最大直徑42 mm，長度80 mm。

表4 不同鉆進參數條件下自驅修孔鉆頭破煤實驗方案Table 4 Experimental program for coal breaking by self-propelled drill bits under different drilling parameters

圖13 自驅修孔鉆頭破煤實驗裝置Fig.13 Experimental system for coal breaking by a self-propelled drill bit

破煤體積是表征階梯鉆齒破煤效果的重要因素。通過灌砂法測得破煤體積，其原理為利用顆粒均勻的砂置換孔洞的體積。計算公式為：

破煤實驗結果如圖14 所示，實驗值與仿真值對比如圖15 所示。由圖14、圖15 可知，隨著鉆進壓力的增大與扭矩的減小，破煤體積呈先增大后減小的趨勢，實驗結果與階梯鉆齒破煤數值模擬結果規律基本一致。由于仿真軟件中網格單元失效后，失效單元被直接刪除，而實驗過程中鉆齒破碎的部分煤渣顆粒留存于侵蝕坑中，導致鉆齒在鉆進破煤過程中的摩擦增大，造成一定的能量損耗，致使實驗結果與數值模擬結果產生誤差。

圖14 不同鉆進參數條件下自驅修孔鉆頭破煤效果Fig.14 Coal-breaking performance of self-propelled drill bits under different drilling parameters

圖15 破煤體積實驗值與仿真值對比Fig.15 Comparison of experimental and simulation results with respect to coal-breaking volume

3 鉆頭設計

3.1 鉆頭參數確定方法

當鉆孔和煤體參數確定時，鉆孔修復所需的自進力與扭矩一定。由式(4)可知，修復鉆孔過程中，自驅修孔鉆頭鉆進壓力等于鉆頭受到自進力減去系統總摩擦阻力。由式(10)可知，鉆進壓力的增大會導致鉆頭與煤體間的摩擦扭矩增大，導致鉆頭所需扭矩增大。自驅修孔鉆頭的自進力和扭矩均源于高壓水能量經噴嘴轉化和分配，合理設計的自驅修孔鉆頭結構能夠有效分配高壓水能量，是滿足長距離失效鉆孔修復的關鍵。因此，自驅修孔鉆頭參數確定具體步驟如下：

(1)通過LS-DYNA 數值模擬軟件開展不同鉆齒破煤模擬，優選鉆齒結構，設計鉆齒結構參數。

(2)依據井下高壓柱塞泵工作參數和鉆孔參數條件進行高壓膠管和高壓膠管卷盤選型。

(3)依據鉆孔和高壓膠管參數，通過式(3)確定系統總摩擦阻力，確定鉆進壓力，通過式(4)計算修復鉆孔所需自進力。

(4)根據煤體物理力學性質，通過式(10)和式(11)計算所需扭矩。通過式(13)確定自驅修孔鉆頭噴嘴參數。

3.2 鉆頭設計

基于前期研究結論，選擇階梯鉆齒作為自驅修孔鉆頭的鉆齒結構。鉆頭結構如圖16 所示，鉆頭主要由入口連接螺母、鉆頭底座、旋轉體和階梯鉆齒組成。

圖16 自驅修孔鉆頭結構Fig.16 Structure of a self-propelled drill bit with stepped teeth

根據鉆孔參數條件，在保證環空比前提下，鉆頭整體外徑為28 mm。鉆頭后置噴嘴由4 個沿圓周對稱布置的噴嘴組成，前置噴嘴由4 個旋轉對稱布置的噴嘴組成。基于自驅修孔鉆頭結構，鉆頭進水軸體不旋轉，后置噴嘴射流反沖力僅提供自進力及鉆進壓力，偏心角β應取90°。前置噴嘴α角不合理時會為旋轉體提供推進力，使旋轉體與限位片間摩擦力增大，從而增大摩擦扭矩，故張角應取90°。

自驅修孔鉆頭如圖17 所示，其中后置噴嘴直徑為2 mm，張角α為20°，偏心角β為90°；前置噴嘴直徑1 mm，張角α為90°，偏心角β為0°。

圖17 自驅修孔鉆頭Fig.17 A self-propelled drill bit for borehole repair

4 現場試驗研究

4.1 實驗地點

自驅修孔鉆頭鉆孔修復技術應用地點選擇在鄭煤集團超化煤礦22 煤柱面底抽巷。實驗地點煤層堅固性系數0.10～0.23，瓦斯壓力0.45 MPa，瓦斯含量約7.62 m3/t，煤層煤質松軟，透氣性差且埋深較大，導致瓦斯抽采孔塌孔現象嚴重。試驗地點失效抽采鉆孔參數見表5。

表5 失效鉆孔參數Table 5 Parameters of failed boreholes

根據井下高壓柱塞泵額定壓力和額定流量，選定高壓膠管基本參數為：內徑16 mm，外徑24 mm，工作壓力25 MPa。選定高壓膠管卷盤，負責有序回收并纏繞高壓膠管。應用自驅修孔鉆頭鉆孔修復技術開展現場試驗。

4.2 鉆孔修復實驗

為了明確鉆孔修復效果，對比分析塌孔鉆孔和塌孔后修復鉆孔的瓦斯抽采數據。塌孔后修復鉆孔編號為S1、S2、S3、S4、S5；塌孔未修復鉆孔編號為D1、D2、D3、D4、D5。鉆孔修復過程中，記錄鉆孔修復時間和修復長度，統計出塌孔鉆孔平均修復速度，見表6。

表6 鉆孔修復參數Table 6 Parameters of borehole repair

對塌孔未修復鉆孔和塌孔后修復鉆孔的瓦斯抽采情況進行監測，監測結果如圖18、圖19 所示。

圖18 瓦斯抽采純量變化曲線Fig.18 Changes in scalar drainage rate for unrepaired and repaired boreholes

圖19 瓦斯抽采體積分數變化曲線Fig.19 Changes in gas concentration during gas drainage

由表6 可知，鉆孔S2 的平均修復速度最低，為1.82 m/min，鉆孔S1 的平均修復速度最高，為3.11 m/min，相比水射流自驅鉆頭，修孔速度提高了1.2 倍[23]。由圖18、圖19 可知，應用自驅修孔鉆頭鉆孔修復技術的鉆孔瓦斯抽采純量和抽采體積分數明顯提高。經統計，塌孔未修復鉆孔單孔瓦斯抽采純量平均為0.024 m3/min，而塌孔后修復鉆孔單孔瓦斯抽采純量平均為0.047 m3/min，抽采純量提高了1.96 倍。在瓦斯抽采體積分數方面，塌孔未修復鉆孔瓦斯抽采體積分數平均為6.73%，塌孔修復鉆孔瓦斯抽采體積分數平均為26.77%，抽采體積分數提高了3.98 倍。塌孔鉆孔在修復后40 d 內能夠保持較好的抽采效果。

5 結論

a.建立了自驅修孔鉆頭旋轉力學理論模型，明確了射流壓力、噴嘴數量和噴嘴直徑決定射流反沖力大小，噴嘴的張角α和偏心角β是鉆進壓力和扭矩合理分配的關鍵參數。當射流反沖力為定值時，鉆進壓力隨張角α的增大而減小，隨偏心角β增大而增大；扭矩隨偏心角β的增大而減小。

b.在相同的鉆進壓力和扭矩條件下，不同結構鉆齒破煤體積呈現較大差異，階梯鉆齒破煤效果優于三翼鉆齒和十字鉆齒。當射流反沖力為定值時，隨著鉆進壓力增大、扭矩減小，階梯鉆齒破煤體積先增大后減小，當鉆進壓力120 N、扭矩0.6 N·m 時，破煤體積最大。

c.根據超化煤礦22 煤柱面底抽巷鉆孔和煤體參數，確定最優鉆頭結構參數為：鉆頭外徑28 mm，4 個后置噴嘴沿圓周對稱布置，噴嘴直徑2 mm，張角20°，偏心角90°；4 個前置噴嘴旋轉對稱布置，噴嘴直徑1 mm，張角90°，偏心角0°。工程應用結果表明：瓦斯抽采純量提高1.96 倍，瓦斯抽采體積分數提高3.98 倍；相比水射流自驅鉆頭，修孔速度提高1.2 倍。

符號注釋：

A為黏聚強度；B為壓力硬度系數；C為應變率系數；d為噴嘴直徑，mm；D為損傷變量；D1、D2均為損傷常數；Fr為射流反沖力，N；Fd為自進力，N；Ff為摩擦阻力，N；Fp為鉆進壓力，N；Ft為扭力，N；i為扭矩損耗系數；j為綜合損失系數，m3；k為單位長度綜合摩擦阻力系數，N/m；k'為鉆頭與煤體間摩擦因數；K為體積模量；K1、K2、K3均為壓力常數；L為力的作用線到轉動軸的垂直距離，m；ms為填洞所用砂質量，kg；M為總扭矩，N·m；M1為摩擦扭矩；M2為破煤扭矩，N·m；n為轉速，r/min；N為壓力硬度指數；p為射流壓力，MPa；p*為歸一化靜水壓力，p*=p1/fc，p1為靜水壓力，MPa，fc為單軸抗壓強度，MPa；plock為壓實壓力，GPa；pcrush為壓碎體積壓力，MPa；S1為鉆頭與煤體接觸面積，m2；S2為切削齒與煤體接觸面積，m2；T*為歸一化抗拉強度，T*=T/fc，T為抗拉強度，MPa；Vc為破煤體積，m3；x為鉆孔修復距離，m；α為張角，(°)；β為偏心角，(°)；ε*為等效應變率，ε*=ε/ε0，ε為實際應變率，ε0為參考應變率；εp為等效塑性應變；Δεp單位時間步長等效塑性應變；+為當前積分時步下塑性應變之和，t為積分時間步長；μp為體積塑性應變；Δμp單位時間步長等效體積塑性應變；μ為體積應變；為修正體積應變；μlock為壓實體積應變；μcrush為壓碎體積應變；ρs為所用砂密度，kg/m3；σ*為歸一化等效應力，σ*=σ/fc，σ為實際應力，MPa；τ為煤體抗剪強度，MPa。