復(fù)合片切削刃的工作機(jī)理

金剛石－硬質(zhì)合金復(fù)合片的工作機(jī)理是一個(gè)非常復(fù)雜的問(wèn)題。一般認(rèn)為，PDC鉆頭在彈－塑性巖石中的破巖機(jī)理與孕鑲金剛石鉆頭有著本質(zhì)性區(qū)別。PDC鉆頭破碎巖石的方式是以切削破碎、剪切破碎為主，擠壓破碎為輔。這種切削作用與金屬切削類似，在軸向載荷和水平載荷作用下，對(duì)于硬度較小的彈－塑性巖石，鉆頭的復(fù)合片切削刃極易吃入地層，開(kāi)始時(shí)產(chǎn)生彈性變形，然后出現(xiàn)殘余塑性變形，同時(shí)切削刃前的巖石在扭轉(zhuǎn)力(切向力)的作用下不斷產(chǎn)生塑性流動(dòng)而實(shí)現(xiàn)切削破碎。即巖石在切削過(guò)程中不會(huì)形成破碎穴，破碎區(qū)域的深度和寬度與金剛石復(fù)合片的吃入深度和寬度相當(dāng)。

根據(jù)金屬切削理論，單個(gè)金剛石復(fù)合片切入塑性巖石時(shí)的受力如圖3－1所示，設(shè)

人造金剛石超硬材料在鉆探中的應(yīng)用

式中:Pom為單個(gè)切削刃的軸向力;Pzm為單個(gè)切削刃的切向力;Pn為單個(gè)切削刃與巖石的壓持作用力;Ps為單個(gè)切削刃與巖石的摩擦力;f為切削具與巖石間的摩擦系數(shù)，一般f=0.3～0.4;φ為切削具與巖石間的摩擦角;k為切削力系數(shù)，一般與切入深度、切削面積和切削角等因素有關(guān);Po為總軸向力;Pz為總切向力;m為參與工作的切削刃數(shù)量。

切削刃切削及破碎巖石的條件為:

人造金剛石超硬材料在鉆探中的應(yīng)用

式中:σc為巖石的壓入硬度;Sa為切削刃與巖石間的壓持面積;b為切削刃的直徑;γ為復(fù)合片的安裝角度;h為單個(gè)切削刃切入巖石的深度， H為每轉(zhuǎn)給進(jìn)量。

由式(3－1)～式(3－4)，用解析法可確定金剛石切削具前表面使巖石變形和破碎所需的切向力:

人造金剛石超硬材料在鉆探中的應(yīng)用

考慮到鉆進(jìn)過(guò)程是一動(dòng)態(tài)過(guò)程，并可能具有一定沖擊作用，以及用不同尺寸切削具切削或切入深度不同時(shí)巖石力學(xué)性能的變化等因素，在式(3－5)中引進(jìn)一個(gè)動(dòng)載系數(shù)B(一般取值B=0.1～0.9，動(dòng)載越強(qiáng)，B值越小)，于是

人造金剛石超硬材料在鉆探中的應(yīng)用

根據(jù)(3－6)式，可確定回轉(zhuǎn)切削型金剛石工具的機(jī)械鉆速

人造金剛石超硬材料在鉆探中的應(yīng)用

式中:n為轉(zhuǎn)速，r/min;B為動(dòng)載系數(shù)。

可見(jiàn)，影響切削刃工作機(jī)理(機(jī)械鉆速)的因素有:復(fù)合片的尺寸結(jié)構(gòu)(切削刃的直徑b和安裝角度γ);巖石性質(zhì)(巖石的壓入硬度、研磨性和彈－塑性等);鉆進(jìn)規(guī)程(主要指鉆壓和轉(zhuǎn)速)。

式(3－6)表明:巖石的壓入硬度越大，復(fù)合片的尺寸和安裝角越大，軸向載荷(切入深度)越大，則所需的切向力越大。所以，在巖石較硬的情況下不宜盲目追求大直徑復(fù)合片、較大的安裝角和增大軸向載荷(切入深度)。

式(3－7)表明:軸向載荷和轉(zhuǎn)速越大，巖石的壓入硬度和復(fù)合片尺寸越小，機(jī)械鉆速將顯著增加。此外，還應(yīng)考慮切削不均勻、沖擊作用和鉆桿柱的穩(wěn)定性等其他因素。

為了檢驗(yàn)理論分析的正確性，根據(jù)烏克蘭超硬材料研究所完成的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)(表3－1)進(jìn)行了實(shí)例計(jì)算。實(shí)驗(yàn)是在破碎的彈－塑性巖石———輝長(zhǎng)巖上鉆進(jìn)。公式中相關(guān)參數(shù)及系數(shù)取值為b=4.5mm，動(dòng)載系數(shù)B=0.5，切削角γ=10°，σc=235kN/cm2，摩擦系數(shù)f=0.35。在恒定規(guī)程(軸壓P0=5.0kN，轉(zhuǎn)速n=125r/min)下鉆進(jìn)的理論計(jì)算和試驗(yàn)結(jié)果示于圖3－2。

從圖3－2可以看出，用式(3－7)計(jì)算的機(jī)械鉆速結(jié)果與實(shí)測(cè)值比較吻合。而理論切削力曲線與其他2條曲線趨勢(shì)一致，表明復(fù)合片鉆進(jìn)所需的切削力將隨機(jī)械鉆速增大而增大。從而證明，復(fù)合片的切削機(jī)理可以在金屬切削理論基礎(chǔ)上，補(bǔ)充考慮荷載大小、切削刃尺寸及切削角等參數(shù)來(lái)研究。因系數(shù)B的取值需要考慮加載速度、沖擊作用等動(dòng)力學(xué)因素，是一個(gè)較難確定的系數(shù)。因此理論計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)數(shù)據(jù)并不完全一致。但計(jì)算結(jié)果表明:隨著轉(zhuǎn)速或軸向載荷增加，系數(shù)B應(yīng)取較小的值(取B=0.3)。

表3－1 PDC鉆頭和孕鑲金剛石鉆頭的臺(tái)架試驗(yàn)結(jié)果

*在給進(jìn)量為0.16mm/r和鉆速3.84m/h的條件下БС01－76型孕鑲鉆頭已開(kāi)始進(jìn)入臨界鉆進(jìn)規(guī)程。

圖3－2 恒定規(guī)程條件下的試驗(yàn)結(jié)果與理論計(jì)算對(duì)比圖

實(shí)驗(yàn)結(jié)果和計(jì)算值證明，與金剛石孕鑲鉆頭相比，在彈－塑性巖石中使用大切削具復(fù)合片(PDC)鉆頭可明顯提高機(jī)械鉆速，降低所需軸向載荷和巖石破碎的切向力，由此可使鉆進(jìn)過(guò)程的功耗下降(表3－1)。

由于被復(fù)合片剪切分離的塑性巖石顆粒內(nèi)部能量較小，在受壓條件下將被壓實(shí)，形成壓密核。而壓密核的存在，以及巖石和刀具的彈性變形與彈性恢復(fù)，又增大了刀具端面和側(cè)面與巖石的摩擦力。接觸面積隨著刀具前面積聚的巖屑量而增大。為了減輕積聚巖屑對(duì)鉆頭端面的影響并防止燒鉆，必須增大刀具的出刃量。

作用于刀具底面和前面的力在物理實(shí)質(zhì)上是有很大差別的。巖石的剪切破碎僅出現(xiàn)在切削具前面。當(dāng)用恒定載荷切削塑性巖石時(shí)，在切削具與巖石的多個(gè)接觸單點(diǎn)上出現(xiàn)的是剪斷，而不是重復(fù)壓碎。檢驗(yàn)到的振動(dòng)波表明，雖然切向載荷增大至一定水平，但振動(dòng)并不強(qiáng)烈，所以切削具損壞的主要原因是摩擦磨損，而不是折斷。如果巖石變硬，建議使用較小尺寸的復(fù)合片或大顆粒金剛石聚晶。

根據(jù)參考文獻(xiàn)的數(shù)據(jù)，圖3－3中給出了機(jī)械鉆速隨巖石等級(jí)變化的情況。

圖3－3 不同類型鉆頭的鉆進(jìn)指標(biāo)變化情況

圖中的曲線1反映的是正常鉆探過(guò)程的標(biāo)準(zhǔn)數(shù)據(jù)。曲線2和3是針對(duì)不同鉆頭類型，根據(jù)規(guī)范推薦的鉆進(jìn)指標(biāo)，對(duì)數(shù)據(jù)取平均值后得出的曲線。曲線2表明孕鑲金剛石鉆頭機(jī)械鉆速與所鉆巖石等級(jí)的關(guān)系;曲線3為表鑲金剛石鉆頭;曲線4為鑲有大顆粒人造金剛石聚晶的切削型鉆頭;曲線5為硬質(zhì)合金地勘鉆頭。對(duì)比曲線1～5可以看出，用孕鑲和小顆粒金剛石鉆頭鉆進(jìn)硬巖時(shí)，實(shí)際上機(jī)械鉆速明顯高于標(biāo)準(zhǔn)值;而鉆進(jìn)軟－中硬巖石(部分硬巖)時(shí)，切削型金剛石鉆頭的效果還不如硬質(zhì)合金鉆頭，且達(dá)不到規(guī)范的指標(biāo)。此時(shí)，應(yīng)該采用復(fù)合片鉆頭，其機(jī)械鉆速將高于硬質(zhì)合金鉆頭。在曲線2～5的基礎(chǔ)上，通過(guò)計(jì)算可得出:曲線6鉆頭的每轉(zhuǎn)給進(jìn)量變化情況;曲線7鉆頭單粒金剛石進(jìn)尺量的變化情況;曲線8鉆頭保證相應(yīng)機(jī)械鉆速時(shí)的切向力Pz變化情況。

通過(guò)上述分析，我們可得出研制鉆進(jìn)中硬左右沉積巖的鉆頭時(shí)需遵循的原則。

(1)鉆頭上的切削具數(shù)量應(yīng)盡量少，并保證端面上的載荷均勻分布，要減少切削具在孔底的重復(fù)破碎和振動(dòng)。

(2)為了有效地清除巖粉，應(yīng)在保證復(fù)合片和其他切削具強(qiáng)度的條件下盡量設(shè)計(jì)大出刃。

(3)如果孔底巖石較軟，應(yīng)讓復(fù)合片前端有盡量大的接觸面積，去完成主要的破碎工作量。沒(méi)有必要設(shè)計(jì)細(xì)粒金剛石胎體與復(fù)合片組合的鉆頭，因?yàn)椴捎眠@種組合可能導(dǎo)致機(jī)械鉆速下降。