水槽涂層表面陶瓷織構化對泥漿潤濕性的影響研究

王延文 高 凱,2*

（1.中石化石油工程技術服務有限公司科技信息部，北京 100020；2.中石化勝利石油工程有限公司鉆井工藝研究院，東營 257000）

在鉆進過程中，鉆頭處于高溫、高壓等復雜工況下，導致泥包的形成過程難以被直接觀察。泥頁巖地層鉆進時形成的聚晶金剛石復合片（Polycrystalline Diamond Compact，PDC）鉆頭泥包，主要受地層性質、鉆井液類型及性能、鉆頭結構、鉆頭水力學參數4 個方面的影響。通常認為，PDC 鉆頭泥包的形成是巖屑的物理鑲嵌和黏附效應共同作用的結果。在鉆進時，切削巖屑無法及時排出，條狀巖屑沿著切削齒的周圍向外運移，隨著接觸面積的逐漸增大，摩擦力逐漸增大，巖屑不斷在PDC 鉆頭上堆積，即發生巖屑機械鑲嵌。當巖屑堆積速度大于巖屑排出速度時，鉆頭泥包隨之產生。也有學者提出，由于水基環境下巖屑本身帶有凈負電荷，并呈現膠體特性，而鉆頭表面金屬具有較強的正電勢，帶有負電荷的鉆屑顆粒極容易黏附在鉆頭上，黏附堆積產生泥包[1]。

利用激光表面織構化技術控制不同材料的表面潤濕性已有許多研究，研究中發現微織構尺寸對材料潤濕性有著巨大的影響，通過構建特定的織構形貌可以獲得理想的潤濕效果。WAHAB 等在等離子噴涂氧化鋁鈦涂層的激光織構化研究上開展了大量工作[2-4]。他們利用激光表面微織構技術在等離子噴涂涂層的粗糙表面加工出網格狀微溝槽織構，并通過摩擦試驗證明試樣表面復合粗糙結構對減少表面摩擦磨損、提高耐腐蝕性能具有良好效果。此外，WAHAB 研究激光織構表面的耐蝕性時發現織構涂層的接觸角在97°左右，而非織構涂層接觸角在74°左右，織構涂層表面疏水性與溝槽氣穴的增加有關。本研究利用等離子噴涂技術和激光織構化技術制備了一種氧化鋁基網狀織構化涂層，結合接觸角實驗和泥漿黏附實驗，分析了織構化涂層的潤濕性和防泥漿黏附性能。

1 織構化陶瓷表面潤濕性機理分析

脈沖激光器的光強符合高斯分布規律，結合觀察到的織構截面輪廓曲線，在氧化鋁基涂層表面制備的網格狀微凹槽織構的截面呈拋物線形狀。對網狀微溝槽表面單元結構進行設計，如圖1 所示。

圖1 網狀凹槽織構表面微結構

針對粗糙表面，學者們提出了Wenzel模型和Cassie-Baxter 模型。Wenzel 模型關系式為

式中：Rf為表面粗糙度系數，表示固液實際接觸面積與表觀投影面積的比值，Rf≥1。Cassie-Baxter提出，液滴無法完全進入粗糙的微觀表面，使空氣被截留在液體下方的粗糙微觀結構中。它滿足Cassie-Baxter 方程，為

如圖1 陰影部分所示，取單個凸臺為研究對象，以溝槽間距d為邊長，選中區域單位面積為d2。設溝槽寬度為b，深度為h。若織構內部未被浸潤，即在Cassie-Baxter 接觸狀態下，在單位面積內，液滴的表觀接觸面積S0=d2，固液的表面真實接觸面積S1=(d-b)2。微織構表面固液真實接觸面積與固體表面表觀接觸面積的比值為

定義占空比α=b/d（0 ＜α＜1），則可得

將式（4）代入Cassie-Baxter 公式，可得

從式（5）可以看出，在Cassie-Baxter 模型中，Rf與溝槽深度無關，而是隨著α的增大而減小。假設表面三維形貌測量儀測得AT00、AT13 和AT40 這3 種織構化涂層表面的粗糙度參數為Sa、Ssk、Sku，將測得的3 種織構化涂層微織構參數代入式（2），計算Cassie-Baxter 接觸狀態層網狀織構涂層表面理論接觸角，計算結果分別展示在圖2、圖3 和圖4 中。

圖2 織構化AT00 涂層表面Cassie 接觸角和實際接觸角

圖3 織構化AT13 涂層表面Cassie 接觸角和實際接觸角

圖4 織構化AT40 涂層表面Cassie 接觸角和實際接觸角

圖2 是織構化AT00 涂層的Cassie-Baxter 接觸狀態下，理論計算接觸角即圖中Cassie 接觸角，與實際接觸角的變化對比曲線。1 號、2 號、3 號試樣的激光功率為16 W、掃描次數為5 次，掃描速度分別為200 mm·s-1、400 mm·s-1、600 mm·s-1；4 號、5 號試樣的掃描速度為400 mm·s-1、掃描次數為5 次，激光功率分別為8 W、12 W；6 號、7 號試樣的掃描速度為400 mm·s-1、掃描功率為16 W，掃描次數分別為10 次、15 次。

為了進一步分析織構化涂層表面的液滴浸潤狀態，繪制了涂層表面微織構的深度變化曲線。在圖2 中，織構化AT00 涂層的實際接觸角與Cassie 理論接觸角具有相同的變化規律，兩曲線均呈現先下降后上升的趨勢，測量接觸角始終低于理論接觸角。1 號和7 號試樣接觸角與理論值較接近，說明此時液滴基本符合Cassie-Baxter 狀態，而曲線的中間段的實際接觸角嚴重偏離了理論計算值。圖2 展示了不同編號的AT00 涂層微織構深度變化曲線，4 號試樣的深度最低，此時偏離差最大，隨著微織構深度的增加，偏離值逐漸縮小。這意味著溝槽深度較淺時，織構內部氣穴無法完全支撐液滴，而隨著溝槽深度增加，這種浸潤作用不斷減弱。

圖3 是織構化AT13 涂層的Cassie 理論接觸角與實際測量接觸角的關系曲線，以及涂層表面微織構的深度變化曲線。織構化AT13 涂層Cassie 理論接觸角呈現微弱的上升趨勢，而實際測量值發生了較大的波動。在2～6 號試樣中，3 號試樣的微織構深度最小，實際測量結果與Cassie 接觸角相差也最大，而隨著織構深度的增加，實際接觸角越來越接近計算值。對于1 號試樣和7 號試樣，理論值和實際值差距變大，意味著Cassie-Baxter 接觸狀態無法維持，這可能是因為此時溝槽深度較大，溝槽對液滴的毛細作用使得液滴又一次發生向微凹槽內部的浸潤。

圖4 是織構化AT40 涂層的Cassie 理論接觸角與實際測量接觸角的變化對比曲線，以及涂層表面微織構的深度變化曲線。織構化AT40 涂層表面的實際測量接觸角和Cassie 接觸角均出現先降低后上升的變化，實際接觸角基本低于理論值。對于織構溝槽深度最小的3 號試樣，其接觸角偏差最明顯，說明此時由于溝槽較淺，液滴進入織構內部，導致固液實際接觸面積增大。然而，相比6 號試樣，7 號試樣由于溝槽過深，在毛細作用下液滴向凹槽內部發生了浸潤。

結合圖2、圖3 和圖4 可以看出，當液滴處于Cassie-Baxter 接觸狀態時，微織構的存在可以改變涂層表面固液實際接觸面積，進而影響接觸角的大小。根據式（3）可知，隨著涂層溝槽織構寬度的增大，固液實際接觸面積減小，而微織構表面接觸角增大。微溝槽深度在理論上對接觸角沒有影響，然而實際測量結果并未完全符合Cassie 接觸角的一般預測變化規律。因此，涂層微織構深度和寬度對液滴在涂層表面的潤濕性能的變化均具有一定的作用。可知，網狀織構涂層表面并未完全遵循Cassie-Baxter 理論模型。由于微溝槽深度的影響，固體表面處于一種復合潤濕狀態，即處于Cassie-Baxter 接觸狀態的液滴在局部出現Wenzel 接觸狀態[5]。液滴在織構表面的復合浸潤模型如圖5 所示，由于液滴下垂陷入織構內部，液滴與織構內壁上部分發生直接接觸。

圖5 復合潤濕模型

如圖5（a）所示，當織構溝槽較淺時，織構內部所存空氣難以支撐液滴，液滴部分陷入織構內部，液滴與固體實際接觸面積增大，導致此時涂層表面接觸角較小。如圖5（b）所示，隨著織構深度的增加，網狀凹槽內部存留的空氣增多，液滴更易“懸浮”在織構化涂層表面，涂層與液滴的實際接觸面積減小，故接觸角減小，織構化表面的疏水性能增強。此時，隨著涂層表面粗糙度值進一步變大，材料表面的靜態接觸角逐漸增加。如圖5（c）所示，隨著網格狀凹槽型微織構的深度不斷變大，織構內部毛細浸潤作用加強，液滴部分浸潤微織構內部，液滴向完全潤濕的Wenzel接觸狀態靠近，親水表面接觸角減小，疏水表面接觸角增加。因此，網狀織構涂層存在一個微凹槽深度值臨界值，當深度超過該臨界值之后，材料表面的靜態接觸角反而出現減小趨勢。

2 無關變量對泥漿黏附量影響

在試驗中發現，當表面黏附量過少時，黏附效果不穩定，受人為操作等因素影響易出現大的試驗誤差，最終影響試驗結果的準確性。為了獲得穩定的黏附性能評價結果，同時規范試驗步驟，通過考察主要試驗因素對黏附量的影響規律，確定轉動黏附試驗中的無關變量最佳取值范圍。

頁巖是一種沉積巖，主要由黏土礦物（蒙脫石、伊利石、高嶺石）和其他形式的礦物組成[6]。文章選擇蒙脫石、伊利石、高嶺石3 種黏土的微米級粉末作為主要黏附相。觀察發現，伊利石黏土與水混合液的含水量超過10%時出現分層沉淀現象，不適宜進行試驗。選擇含水量為70%的蒙脫石和含水量為50%的高嶺土黏土，以42CrMo 鋼基體為試驗樣品開展轉動黏附試驗，結果如圖6 所示。常用的PDC 鉆頭工作轉速通常為50～200 r·min-1，然而在這一轉速下試樣表面黏附差異不明顯，因此在后續實驗中提高了試驗轉速。初步設定旋轉轉速為400 r·min-1，通過對比兩種黏土在基體表面的黏附效果，確定最終試驗所用黏土種類。試驗考察了兩種黏土在5～30 min 時基材表面黏附量的差異。由圖6 可知，在含水量為50%的高嶺土混合液環境中，試樣表面黏附量近似呈直線上升趨勢，說明高嶺土對試樣表面的黏附增加效果穩定，而含水量為70%的蒙脫石黏土混合液環境造成黏附量波動較大，因此試驗選用黏土種類為高嶺土。

圖6 不同黏土條件下表面黏附量隨時間的變化

在研究轉動時間對黏附量的影響時，設置工作轉速為400～650 r·min-1。在含水量為50%的高嶺土混合測試液中，研究轉動時間為5～30 min 時基材表面黏附量隨時間的變化規律，試驗結果如圖7 所示。由圖7 可知，當試驗轉速為400 r·min-1、450 r·min-1時，隨著時間的增加，表面黏附量呈現逐漸上升的趨勢。但是，當轉速分別為550 r·min-1、600 r·min-1、650 r·min-1時，在轉動時間低于20 min 時，黏附量不斷增加。當工作時間超過20 min 后，表面黏附量呈現下降趨勢，說明當轉動速度較大時存在一個黏附量峰值時間，使得樣品表面黏附量最大。因此，為了保證試樣表面形成差異明顯的黏附層，增強試驗效果，初步確定轉動黏附時間為20 min。

在研究轉速對試樣表面黏附量的影響時，設定轉動時間為5～30 min，考察不同轉動時間下，基材試樣表面黏附量的變化規律。在試驗中，設置不同的轉動時間，選擇含水量為50%的高嶺土混合測試液，研究轉動速度為400～650 r·min-1時42CrMo 鋼基材表面黏附量的變化曲線，如圖8 所示。當工作時間超過15 min 時，黏附量呈現先增加后降低的變化規律，工作轉速為550 r·min-1時表面黏附量達到峰值。因此，確定泥漿黏附試驗的最佳轉速為550 r·min-1。

圖8 不同轉速下表面黏附量隨時間的變化

在高嶺土/水混合測試液中，當設定轉動時間為20 min、轉速為550 r·min-1時，試樣表面黏附情況最顯著。在實際鉆井時，PDC 鉆頭的泥包現象發生在鉆井液環境中，因此在鉆井液環境中研究表面黏附情況尤為重要。將配制混合測試液的水替換成泥漿液，向泥漿液中添加10～50 g 高嶺土粉末。將42CrMo 鋼基體放置在泥漿混合液中進行轉動黏附試驗，設置轉動速度為550 r·min-1，轉動時間均為20 min，試驗完成后計算不同黏土添加質量的泥漿液中試樣的表面黏附質量，結果如圖9 所示。當黏土添加質量為20 g 時，試樣表面黏附量最多，此時達到理想黏附效果。

圖9 不同黏土添加質量下試樣表面黏附量的變化

3 結語

由于激光工藝參數的變化，微織構的深度和寬度改變，3 種網狀織構涂層潤濕性隨之改變。織構化表面液滴處于復合潤濕狀態，處于Cassie-Baxter 接觸狀態的液滴呈現出向Wenzel 接觸狀態過渡的趨勢。當凹槽深度較淺時，微織構內部空氣不足以支撐液滴。隨著凹槽深度增加，液滴基本符合Cassie-Baxter 接觸狀態，此時織構表面接觸角最大。當凹槽深度過大時，微織構內部毛細作用促進了液滴向織構內部的浸潤作用。