安徽地礦局313隊探礦工程技術研究所依托承擔的“高效長壽命金剛石鉆頭研制”項目,結合深部鉆探對金剛石鉆頭的特殊要求,研制了下述三種新型鉆頭。
(壹)熱壓直角梯形齒孕鑲金剛石鉆頭
1.鉆頭結構設計
這類鉆頭的切削單元是直角梯形齒。與等腰梯形相比,直角梯形齒的橫截面積小,在相同鉆壓下可增大鉆進比壓。直角梯形齒可分解為長方體和三角體兩部分。長方體是破碎巖石主體,而三角體支撐著長方體並參與破碎巖石,提高了切削齒的抗彎強度。直角梯形鉆頭如圖6-24所示。該型鉆頭已獲國家實用新型專利(專利號ZL201320108265.4)。
圖6-24 直角梯形齒鉆頭外形
(1)直角梯形齒受力分析
設直角梯形齒的直角邊高為H,梯形頂部寬為L,梯形斜角為α,受垂直鉆壓P和回轉力W的作用(圖6-25)。為了方便計算分析,忽略直角梯形齒鉆頭在孔底的振動、彎曲等交變應力作用。
圖6-25 直角梯形齒受力分析示意圖
直角梯形ABCD如圖6-26所示,假設B端面承受均布的軸向壓力,其合力P作用在對稱位置。鉆進中,該鉆齒可視為左端齒根部固定,右端自由的壹根懸臂梁。在回轉力矩和鉆壓同時作用下,懸臂梁承受軸向壓縮和彎曲。按材料力學分析,梁組合變形時危險橫截面在固定端A截面。
圖6-26 平面直角梯形齒受力分析
壹般鉆齒的α角較大,故該變截面梁左端橫截面上的彎曲變形中性軸可近似認為在該截面上下對稱位置,即y=h1/2;A橫截面上的內力有:
軸力(壓縮)N=P;剪力(彎曲)Q=F;
彎矩(彎曲)M=P·e-F·(l-x)x=0=P·e-F·l
若忽略剪力Q對材料強度的影響,則該截面上各點的正應力為:
深部巖心鉆探技術與管理
式中:A=b·h1=b·(h+l/tanα);
e=h1/2-h/2=(h1-h)/2=(h+l/tanα-h)/2=l/2tanα;
Iz=b /12;
h2=l/tanα;
h1=h+h2=h+l/tanα。
圖6-27 鉆齒A端橫截面
假設A端橫截面為矩形(圖6-27),則A橫截面上各點的正應力為:
深部巖心鉆探技術與管理
A橫截面上最大拉應力位於上邊緣線各點,最大壓應力位於下邊緣線各點,兩者絕對值相等。則:
深部巖心鉆探技術與管理
將h1代入化簡後得:
深部巖心鉆探技術與管理
深部巖心鉆探技術與管理
深部巖心鉆探技術與管理
利用推導出的式(6-5),再結合鉆頭的規格、結構、胎體力學性能和所鉆巖石的物理力學性能,就可以設計直角梯形齒鉆頭的齒形規格。
(2)直角梯形齒結構設計分析
考慮到鉆頭胎體的抗壓強度壹般都很高,遠遠超過鉆壓引起的軸向應力,即梯形切削齒的抗壓強度能滿足鉆進要求,所以,對梯形切削齒的軸向壓力不作過多分析。設直角梯形齒的尺寸如下:梯形頂寬h,梯形齒厚度b,梯形底角α,直角梯形高l。以規格Φ77/48mm的熱壓金剛石鉆頭為例,b=(77-48)/2=14.5mm。而l由工作層高和過水間隙確定,若工作層高10mm,過水間隙取3mm,則l為13mm。剩下的變量就只有α角和梯形頂寬h。式(6-3)可寫成:
深部巖心鉆探技術與管理
將上面數據代入式(6-6),得:
深部巖心鉆探技術與管理
梯形頂寬h決定了鉆頭與巖石的初始接觸面積,對可鉆性Ⅶ～Ⅸ級巖石,選擇h值在8～12mm之間。以巖石可鉆性Ⅷ級h=10mm為例,式(6-7)可寫成:
深部巖心鉆探技術與管理
梯形底角α可根據巖石力學性質和鉆頭規格在55°～70°之間選擇。在h值壹定的條件下,α越小,直角梯形齒的抗彎能力越大,但受到鉆頭水口的限制。因此,設計直角梯形齒鉆頭時,只要知道F力和α角的大小就可以得出梯形齒的應力σ,只要梯形齒的實際抗彎強度大於σ,這個梯形齒就是安全的。其中,F力主要取決於巖石抗剪強度和齒與孔底的摩擦力。壹般采用試算法決定α角。
例如,對於鉆進Ⅷ級花崗巖的Φ77/48mm鉆頭取α=60°進行試算,已知巖石抗剪強度約為315MPa,得出梯形齒承受的應力約為553MPa,顯然低於鉆頭胎體要求的最低抗彎強度(700MPa)。因此,這個設計是安全的。
2.鉆頭金剛石參數設計
1)直角梯形齒由長方體M和三角體N兩部分組成(圖6-28),它們的胎體成分及性能相同,而M部分的金剛石濃度較高,N部分較低。鉆進初期,只有BDFG平面與巖石接觸,面積小,比壓大,鉆進硬而致密的巖石效率高。隨著鉆頭磨損,接觸面積逐漸增大,鉆速將有所下降。但由於N部分的耐磨性較低,鉆速降幅不很大(在15%～18%範圍內)。此時,N部分的作用是支撐破巖主體M部分,增大其抗彎強度和抗沖擊韌性,並起輔助碎巖作用。因此,該類鉆頭的設計主要在於根據巖石性質確定M與N兩部分的比例及其性能。
圖6-28 金剛石分布示意圖
2)對硬、中等至較強研磨性巖石,可設計使長方體M與三角體N的胎體性能相同。而對硬至堅硬、弱研磨性巖石應選長方體M的胎體較硬、金剛石濃度較高;三角體N部分的胎體較軟、金剛石濃度較低。
3)通過改變長方體M、三角體N的比例及α角的大小,可以調節鉆頭的性能和鉆進效果。長方體M越小,α角越大,鉆進速度將越高,反之亦然。
4)該類鉆頭可供調節的結構參數有:長方體M、三角體N、α角、金剛石和胎體性能參數。壹般鉆頭水口取6～8mm;α角取75°～65°;M∶N=3∶2或5∶3。金剛石粒度、品級和濃度的基本規律與普通鉆頭相同。對硬至堅硬、弱研磨性巖石,長方體M的金剛石品級SMD35,濃度60%～65%,粒度:40/50目占50%～60%,50/60目占40%～50%。而三角體N的金剛石品級SMD30～SMD35,濃度45%～50%;粒度:50/60目占45%～50%,40/50目占50%～55%。對硬、中等至較強研磨性巖石,兩部分的性能相同,金剛石品級SMD30～SMD35,濃度75%～85%,粒度:30/35目占20%～25%,40/50目占50%～60%,50/60目占20%～25%。
5)該型鉆頭的鉆進規程參數應依據巖石硬度與研磨性來確定。對中硬、完整度較差的巖層,鉆壓與轉速宜偏低,以防切削齒切入巖石過深而憋鉆。而對硬而致密巖層可采用較高的鉆壓和轉速,以獲得高鉆速。
(二)熱壓孕鑲碎聚晶金剛石鉆頭
碎聚晶材料是聚晶體合成過程中產生的次品,但因其高硬度與高磨耗比性能不變而同樣具有利用價值。大多數碎聚晶粒為徑高比接近1的圓柱體,可以用來制造孕鑲鉆頭。對於中硬至硬、中等研磨性巖石具有好的適應性。
1.碎聚晶粒破碎巖石原理
與普通孕鑲粗顆粒金剛石鉆頭相似,碎聚晶粒在孕鑲鉆頭胎體中成無序排列。接近圓柱體的碎聚晶粒在熱壓胎體中可能有三種隨機分布的基本形態:直立、橫臥和與孔底成壹定角度(圖6-29),其破碎巖石的機理與效果也有所差異。
1)直立狀碎聚晶粒。直立狀碎聚晶粒破碎巖石的原理與完整聚晶體基本相同,在鉆壓P作用下切入巖石壹定深度,並在水平力Q作用下剪切破碎巖石[圖6-29(a)]。鉆壓越大,切入越深,產生的剪切體越大,破碎效果越好。
圖6-29 碎聚晶在胎體中不同形態與破碎巖石的情形
2)成壹定角度的碎聚晶粒。鉆進初期,成壹定角度的碎聚晶粒與巖石接觸面積最小[圖6-29(b)],具有壹定的尖棱角,容易切入巖石,鉆進效率高。隨著碎聚晶粒的銳角逐漸變鈍,鉆速逐步下降,但總的鉆進效率還是較高的。
3)橫臥狀態碎聚晶粒。橫臥狀態碎聚晶粒破碎巖石的原理與直立狀碎聚晶粒不同,鉆進初期橫臥碎聚晶粒與巖石的接觸面積比直立狀小得多[圖6-29(c)],鉆進效率高。隨著鉆進時間的推移,碎聚晶粒與巖石的接觸面積逐漸變大鉆速有所下降,但總的鉆進效率仍較高。橫臥狀碎聚晶粒不易崩刃,鉆進比較平穩。當碎聚晶粒磨損過半後,與孔底接觸面積逐步減小,又將出現鉆速提高的階段。
以上三種隨機分布的碎聚晶粒的破巖機理和效果各有所長,可以實現優勢互補,可以在可鉆性Ⅷ級以下(含部分Ⅷ級)較完整巖石(如大理巖、灰巖、玄武巖、砂巖等)中保持較穩定、較高的鉆進速度。它比碎合金粒鉆頭適應的巖層更廣,只要胎體性能設計合理,還可用於鉆進硬、脆、碎的較強研磨性巖層。
2.碎聚晶孕鑲鉆頭的胎體性能設計
碎聚晶的粒度比金剛石單晶粗,而比碎合金粒細。因此,胎體性能應介於普通金剛石鉆頭和碎合金粒鉆頭之間,具備中等硬度、中等耐磨性。硬度設計為HRC25～HRC30;而耐磨性可設計為(0.55～0.6)×10-5,采用MPX-2000型摩擦磨損試驗機測試時,其耐磨性可設計為420mg～450mg。
由於碎聚晶粒的抗壓強度高,磨耗比為2萬～8萬,甚至更高,從理論上講它可以鉆進任何巖石,但由於其顆粒較粗,切入巖石阻力大,破碎硬巖的時間效應明顯,所以鉆進的巖石級別受到壹定限制,適於鉆進Ⅷ級以下、中等至較強研磨性、完整至較完整的巖層。
3.碎聚晶參數設計
由金剛石破碎巖石原理可知,粗粒金剛石多用於鉆進較軟的和低研磨性巖石。碎聚晶鉆頭中壹般選取直徑Φ1.5～Φ2.5mm,高2～2.5mm,即徑高比接近1的碎聚晶。這種粒度接近於表鑲鉆頭中天然金剛石的粒度,由於其硬度與磨耗比遠不如天然金剛石,所以只能制造孕鑲鉆頭。對可鉆性Ⅵ級及其以下的巖石體積濃度取20%,而對Ⅵ～Ⅷ級巖石取25%。考慮到隨機混料時難以保證粗粒碎聚晶在鉆頭胎體中均勻分布,必須采用如圖6-30所示的制粒機,邊旋轉邊噴撒金屬粉料和黏結劑,使碎聚晶顆粒裹上壹層厚厚的金屬膜,以達到胎體中顆粒均勻分布之目的。
圖6-30 制粒機
4.碎聚晶鉆頭結構設計
在生產實踐中,人們都希望新鉆頭下孔後便能有效鉆進,而傳統的孕鑲碎聚晶鉆頭必須要有個初磨過程才能進入正常鉆進。為改變這種狀況,可把碎聚晶鉆頭設計成表鑲與孕鑲結合的結構,即第壹層為有序排列的表鑲形式,而後續工作層為無序排列的孕鑲形式。按照這個思路,石墨模具也設計成普通模具和第壹層表鑲模具(如圖6-31所示)兩部分。取心式碎聚晶金剛石鉆頭的結構如圖6-32所示。
圖6-31 取心式碎聚晶鉆頭
用第壹層模具
圖6-32 取心式碎聚晶鉆頭結構示意圖
1—鉆頭鋼體;2—鉆頭胎體材料;3—孕鑲碎聚晶;4—表鑲碎聚晶;5—單晶金剛石;6—鉆頭保徑材料;7—鉆頭水口
在熱壓碎聚晶鉆頭結構中,除了碎聚晶主磨料外,還孕鑲有品級SMD30、粒度30/40目、濃度20%～25%的單晶金剛石。這部分金剛石不僅參與破碎巖石,更重要的是可以保持工作層平衡磨損,提高鉆頭的使用效果。孕鑲碎聚晶鉆頭已獲得國家實用新型專利,專利號:ZL201320109451.X。
(三)添加氧化鋁空心球的熱壓金剛石鉆頭
氧化鋁空心球是粉末冶金材料中的壹種造孔劑,硬度不高,脆性大,基本不與胎體其他材料發生反應,把它隨胎體材料與金剛石壹起混合均勻後裝入模具中熱壓燒結(圖6-33),可起到提高胎體材料孔隙度,弱化耐磨性的作用。
圖6-33 氧化鋁空心球的作用機理示意圖
1—金剛石;2—氧化鋁空心球
由於氧化鋁空心球的抗壓強度遠低於金剛石,在熱壓過程中部分被壓碎的空心球將形成薄弱點陣,隨著胎體磨損這些薄弱點陣很容易脫落,並在底唇面留下許多空穴,使之變得粗糙,摩擦系數提高,胎體磨損加快,金剛石出刃效果更好。加之與孔底接觸面減少,有利於提高在硬而致密巖石中的鉆進效率。添加氧化鋁空心球的熱壓金剛石鉆頭已獲國家實用新型專利,專利號ZL201220651088.X。
1.氧化鋁空心球的參數設計
(1)氧化鋁空心球的粒度
市場上不同粒度的氧化鋁空心球如圖6-34、圖6-35所示。空心球的粒度對弱化胎體耐磨性和強度具有明顯影響。濃度壹定時,空心球粒度小,比表面積大,意味著分散性好,在胎體唇面形成的空穴小且多,弱化胎體耐磨性的效果將提高。但如果粒度太小形成的孔隙過小,對胎體的弱化效果並不明顯。而粒度過大,分散性變差,同樣不利於弱化胎體。因而空心球的粒徑應選擇0.2～1.0mm,相當於70目～20目的金剛石粒徑。巖石越硬、越致密,空心球的粒度應越粗,使磨損後的底唇面越粗糙,胎體耐磨性下降越多,有利於工作金剛石出刃,提高鉆進速度。
圖6-34 粗粒氧化鋁空心球
圖6-35 混合粒度氧化鋁空心球
(2)氧化鋁空心球的濃度
空心球在胎體中的濃度高則胎體的弱化程度也高,但濃度過高會降低胎體的強度,影響金剛石鉆頭的正常使用。而空心球的濃度過低則對弱化胎體耐磨性作用不大。壹般認為其體積濃度12%～18%比較合理。巖石越硬、越致密,胎體中空心球的含量應越高,使胎體耐磨性下降得明顯,金剛石的出刃效果更好。
(3)氧化鋁空心球參數的試驗研究
取氧化鋁空心球粒度0.3mm、0.6mm、0.9mm三種規格,濃度10%、20%、30%三種水平進行試驗設計。胎體配方:FeCuNi占40%,FeCu30占40%,CuSn10占20%。按試驗設計分別燒結出胎塊並測試耐磨性,其對胎體弱化的效果見表6-5。根據表中數據繪制的柱狀圖見圖6-36。
表6-5 鉆頭胎體耐磨性弱化試驗設計表
圖6-36 氧化鋁空心球粒度及含量與耐磨性的關系
粒徑:A—0.3mm;B—0.6mm;C—0.9mm
由圖6-36可以看出,隨著氧化鋁空心球的濃度增加,胎體的磨損量增大,耐磨性呈下降趨勢。而不論含量如何變化,只要空心球的粒度增加,胎體的耐磨性呈增加趨勢。可見,氧化鋁空心球的濃度對胎體弱化具有顯著影響,而空心球的粒度同樣是影響胎體性能的重要因素。
2.鉆頭金剛石參數的設計
含氧化鋁空心球熱壓金剛石鉆頭主要為堅硬致密的“打滑”巖石設計。必須明確,在堅硬致密巖石中盡管采用高轉速,也不可能取得較高的鉆速,只有實現微壓入以微體積破碎方式破碎巖石,才能取得好的破碎效果。
(1)金剛石粒度設計
在硬而致密巖石中粗粒金剛石鉆頭極難自銳,鉆進效率反而很低。因而必須選擇較細粒的金剛石,但如果太細,金剛石與胎體接觸面積甚小,很快隨胎體磨損而掉粒。因而多選擇50/60目與60/70目的金剛石。
(2)金剛石濃度設計
壹般認為鉆進堅硬致密巖石的鉆頭應采用低的金剛石濃度,但究竟濃度多低合適還需要研究。雖然在相同鉆壓條件下,低濃度的每顆金剛石上壓力增大,更容易切入巖石。但濃度過低鉆進效率和鉆頭壽命也會隨之下降。所以,金剛石的濃度應存在壹個優化值。設計濃度時,還必須考慮添加材料的造孔作用,由於造孔後胎體的孔隙度增加,應適當降低金剛石的濃度,以保證其包鑲強度不受影響。另外,金剛石的濃度與粒度有相互依存關系。金剛石的粒度越細,其濃度也應適當降低。
(3)金剛石品級設計
堅硬致密巖石的抗壓入硬度很高,所以必須使用高品級的金剛石,單顆金剛石的抗壓碎強度不能低於300N,金剛石的TTi值能達到85%。
綜上所述,金剛石參數設計如下:粒度采用50/60目～60/70目,其中50/60目占40%,60/70目占60%;濃度為60%～70%;金剛石品級不低於SMD35。