鋸形PDC齒破巖與溫度特性數(shù)值模擬研究

吳澤兵 袁若飛 張文溪 賀嘯林 劉家樂(lè)

(西安石油大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院)

0 引 言

中國(guó)的非常規(guī)油氣儲(chǔ)存量巨大，展現(xiàn)出了可觀的開(kāi)發(fā)潛力。研究表明[1]，預(yù)計(jì)至2030年，中國(guó)的非常規(guī)油氣產(chǎn)量能夠達(dá)到1 000×108m3。然而，非常規(guī)油氣所處地層環(huán)境往往很復(fù)雜，開(kāi)采難度較大，這無(wú)疑是對(duì)鉆井、完井等相關(guān)技術(shù)的考驗(yàn)[2]，尤其在鉆井過(guò)程中PDC(Polycrystalline Diamond Compact)鉆頭遇硬巖往往難以第一時(shí)間吃入地層，因此產(chǎn)生黏滯滑動(dòng)，使鉆齒磨損加劇[3]，進(jìn)而使鉆頭的效率降低，壽命縮短，并在無(wú)形中增加了鉆井成本。想要解決上述問(wèn)題，就必須對(duì)單個(gè)PDC齒進(jìn)行改進(jìn)，因?yàn)镻DC齒作為鉆頭的基本切削單元，其性能決定了整體的效率與壽命[4]。

眾所周知，PDC齒的結(jié)構(gòu)與其性能密切相關(guān)，因此，眾多學(xué)者對(duì)不同結(jié)構(gòu)的PDC齒破巖性能進(jìn)行了研究。XIONG C.等[5]通過(guò)試驗(yàn)，從切削齒破碎巖石后的巖屑尺寸及巖石破碎后的斷口形狀和巖屑微觀形狀入手，對(duì)比了常規(guī)PDC齒和Stinger PDC齒的性能，結(jié)果表明，Stinger齒的切削力比常規(guī)齒小46.61%，破巖所需能量相較常規(guī)齒減小34.09%，且Stinger齒破巖以拉應(yīng)力為主。D.CRANE等[6]通過(guò)試驗(yàn)測(cè)試發(fā)現(xiàn)，脊形齒結(jié)合了牙輪與PDC齒的破巖特點(diǎn)，在破碎巖石時(shí)，不僅對(duì)巖石有剪切作用，而且伴隨對(duì)巖石的擠壓作用，與傳統(tǒng)PDC齒相比，明顯提高了鉆頭的機(jī)械鉆速。SHAO F.Y.等[7]對(duì)斧形PDC齒和常規(guī)PDC齒的性能進(jìn)行了對(duì)比測(cè)試，研究表明，斧形齒更容易吃入巖石，效率和耐磨性均有提升，且斧形齒所消耗的能量更少。ZENG Y.J.等[8]開(kāi)發(fā)了一種金字塔三角形的PDC齒，通過(guò)數(shù)值模擬的方式和常規(guī)PDC齒進(jìn)行對(duì)比，研究發(fā)現(xiàn)，所得金字塔形的PDC齒更容易破碎硬巖，耐磨性更好，效率更高，具有較大的使用潛力。DONG Z.等[9]通過(guò)數(shù)值模擬方法，對(duì)常規(guī)齒、斧形齒、三角形齒、Stinger齒等進(jìn)行破巖后的性能評(píng)估，得出三角形齒、斧形齒更適合用于鉆頭的前排，斧形齒適用于鉆進(jìn)硬地層，Stinger齒適用于輔助破巖。劉和興等[10]通過(guò)數(shù)值模擬的方式對(duì)比了10種異型齒的破巖特性，為PDC鉆頭的選齒提供了理論參考。除上述這些研究外，還有部分學(xué)者將仿生學(xué)引入到齒形設(shè)計(jì)中[11]，例如，WANG C.[12]以鼴鼠爪子為仿生原型，設(shè)計(jì)出一種波浪齒形，通過(guò)現(xiàn)場(chǎng)鉆井試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，該齒形相較于普通齒壽命和鉆井效率最大分別提升230%和345%。ZHANG Z.Z.等[13]基于數(shù)值模擬方法對(duì)波浪形PDC齒破巖特性及溫度變化展開(kāi)了研究，得到了該種齒的最優(yōu)后傾角度數(shù)、切削深度以及最佳結(jié)構(gòu)方案。孫榮軍等[14]基于仿生原理，設(shè)計(jì)出了一種鋸形PDC齒，研究發(fā)現(xiàn)，這種齒形的效率及耐磨性高于波浪形齒，且攻擊力更強(qiáng)，更容易吃入硬巖，經(jīng)室內(nèi)試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，這種齒相比普通齒的性能明顯更優(yōu)。

雖然鋸形PDC齒的性能已經(jīng)得到了驗(yàn)證，但與其結(jié)構(gòu)、工作參數(shù)相關(guān)的研究幾乎為空白。另外，目前關(guān)于仿生齒的研究多集中在波浪形齒上，與鋸形齒破巖特性相關(guān)研究鮮有報(bào)道。鑒于此，基于彈塑性力學(xué)與Drucker-Prager巖石失效準(zhǔn)則，建立了鋸形PDC齒與花崗巖相互作用的有限元模型，對(duì)鋸形PDC齒的破巖以及破巖溫度特性展開(kāi)研究。對(duì)不同后傾角、切削深度以及結(jié)構(gòu)方案下的破巖過(guò)程進(jìn)行數(shù)值模擬，分析上述參數(shù)對(duì)鋸形齒破巖特性及溫度的影響，并對(duì)比鋸形齒與常規(guī)齒的破巖特性。該研究深度揭示了鋸形PDC齒在不同工作參數(shù)及結(jié)構(gòu)方案下破巖特性和溫度的變化規(guī)律，對(duì)于鉆頭布齒和優(yōu)化設(shè)計(jì)具有指導(dǎo)意義。

1 巖石理論模型及評(píng)價(jià)指標(biāo)

1.1 巖石理論模型

巖石模型對(duì)于破巖數(shù)值模擬非常重要，目前最常用的分別是Mohr-Coulomb(M-C)和Drucker-Prager(D-P)模型。其中D-P模型考慮了巖石所受靜水壓力，能夠更好地解釋巖石的屈服現(xiàn)象，因此在研究中采用D-P模型[15]，其數(shù)學(xué)公式為：

(1)

I1=σ1+σ2+σ3

(2)

(3)

(4)

(5)

式中：ρ和K為試驗(yàn)常數(shù)；α為巖石摩擦角，(°)；e為黏聚力，MPa；I1為第一不變量的應(yīng)力量，MPa；J2為第二不變量的應(yīng)力偏量，MPa2；σ1、σ2、σ3分別為第一、二和三主應(yīng)力，MPa。

PDC齒主要以剪切方式破巖，當(dāng)巖石塑性應(yīng)力超過(guò)其臨界值時(shí)開(kāi)始受到損傷。忽略已破壞單元對(duì)破巖的影響，巖石的塑性應(yīng)變準(zhǔn)則為：

(6)

為保證巖石D-P模型的準(zhǔn)確性，對(duì)花崗巖的單軸壓縮進(jìn)行數(shù)值模擬，并與文獻(xiàn)[16]中的試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比，如圖1所示。圖1a為花崗巖單軸壓縮有限元模型。其中，花崗巖直徑50 mm，高100 mm，下端固定，上端有一剛性圓盤(pán)，使其產(chǎn)生5 mm的壓縮位移。圖1b為數(shù)值模擬和試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比曲線。從圖1b可知，模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的趨勢(shì)體現(xiàn)出了良好的一致性，證明了巖石模型的準(zhǔn)確性。

圖1 巖石模型驗(yàn)證Fig.1 Rock model verification

1.2 評(píng)價(jià)指標(biāo)

PDC齒與巖石相互作用模型如圖2所示。假定鉆頭所受的橫向力和軸向力分別為Fx和Fy，PDC刀具在破巖過(guò)程中受Fy壓力的作用吃入巖石，受Fx作用旋轉(zhuǎn)破壞巖石。另外，其切削刃面承受巖石摩擦力Fs和切削反作用力Ft以及沿軸向的反力Fn，底部受巖石反作用力Fb，β為切削后傾角，d為切削深度，S為PDC齒破巖的行程，則力平衡方程為：

Fx=Ft+Fncosβ+Fssinβ

(7)

Fy=Fb+Fnsinβ+Fscosβ

(8)

圖2 PDC齒與巖石相互作用Fig.2 Interaction between PDC cutter and rock

PDC齒在破碎巖石過(guò)程中，所產(chǎn)生的切削力與機(jī)械比能是評(píng)判其性能的重要標(biāo)準(zhǔn)[9，17]。切削力為PDC齒切削巖石方向上所受到的阻力，該值越低，表明切削齒在破碎巖石過(guò)程中所受的阻力越小，巖石越容易被破碎，切削齒的耐磨性越強(qiáng)。機(jī)械比能代表PDC齒破碎單位巖石所消耗的能量，該值越小，表示PDC齒的破巖效率越高。結(jié)合圖2，機(jī)械比能的計(jì)算公式為：

(9)

式中：Em為機(jī)械比能，J/m3；W為破巖消耗的能量，J；V為破碎巖石的體積，m3；l為切削齒寬，mm。

2 有限元模型建立

2.1 模型構(gòu)建

在SolidWorks軟件中對(duì)鋸形PDC齒進(jìn)行建模，如圖3所示。

圖3 鋸形PDC齒模型Fig.3 Sawtooth PDC cutter model

其各部分的尺寸如表1所示。將鋸形PDC齒模型導(dǎo)入到ABAQUS軟件中，構(gòu)建切削齒與巖石相互作用的有限元模型，如圖4所示。

基于圣維南原理[18]，巖石與切削齒接觸處的尺寸應(yīng)是切削齒尺寸的5～10倍，因此，設(shè)計(jì)巖石尺寸為長(zhǎng)100 mm，寬50 mm，高20 mm。另外，切削齒的后傾角為15°，切削深度1 mm。

表1 鋸形PDC齒參數(shù)取值Table 1 Parameters of sawtooth PDC cutter

圖4 切削齒與巖石相互作用三維模型Fig.4 3D model for interaction between cutter and rock

2.2 邊界條件和材料

為保證數(shù)值模擬的計(jì)算精度和效率，對(duì)PDC齒與巖石接觸處的網(wǎng)格進(jìn)行細(xì)化，大小為0.8 mm，其余部分網(wǎng)格大小設(shè)置為1.6 mm，單元類(lèi)型C3D8T，劃分結(jié)果如圖5所示。將切削齒耦合在一參考點(diǎn)上，并對(duì)該參考點(diǎn)施加速度500 mm/s，巖石上表面釋放自由度，其余面均固定。各部件所用的材料參數(shù)如表2所示。建立PDC齒表面與巖石節(jié)點(diǎn)的摩擦接觸，設(shè)置摩擦因數(shù)為0.3，環(huán)境溫度設(shè)置為27 ℃。

圖5 網(wǎng)格劃分結(jié)果Fig.5 Grid division results

表2 材料參數(shù)Table 2 Material parameters

2.3 模型假設(shè)

為了便于數(shù)值模擬，對(duì)有限元模型做以下假設(shè)：①由于PDC齒和巖石的硬度差異，破巖過(guò)程中忽略PDC齒的磨損和變形，將其設(shè)為剛體；②忽略鉆井液對(duì)模擬過(guò)程的影響；③切削齒和巖石為均質(zhì)材料。

3 結(jié)果分析

3.1 破巖特性對(duì)比分析

圖6和圖7分別為普通PDC齒和鋸形PDC齒破巖過(guò)程中的中間截面應(yīng)力云圖。

圖6 普通PDC齒破巖過(guò)程截面應(yīng)力云圖Fig.6 Nephogram of stress on cross section during rock-breaking process of ordinary PDC cutter

圖7 鋸形PDC齒破巖過(guò)程截面應(yīng)力云圖Fig.7 Nephogram of stress on cross section during rock-breaking process of sawtooth PDC cutter

對(duì)比圖6和圖7，相較于鋸形齒，普通齒破碎巖石高應(yīng)力區(qū)域更偏向下方，且面積更大，說(shuō)明鋸形齒破碎的巖石體積更小，相同條件下，使巖石以更小的塑性應(yīng)變被破壞，消耗的能量更少，意味著其破巖效率更高。

圖8為鋸形齒破巖時(shí)的三維應(yīng)力云圖。由圖8可看出，由于鋸形PDC齒表面鋸齒形狀的存在，在破巖時(shí)，鋸齒刃以點(diǎn)載荷的方式吃入巖石，此時(shí)巖石所受的最大應(yīng)力主要出現(xiàn)在與鋸齒刃接觸部位。由于鋸形齒相鄰鋸齒刃之間形成了凹凸不平的結(jié)構(gòu)，所以與巖石的接觸面積小于普通齒，且在兩鋸齒中間的內(nèi)凹部位能夠?qū)r石形成擠出作用，如圖9所示。假設(shè)切削齒的2個(gè)鋸齒刃對(duì)巖石的點(diǎn)載荷作用力分別為F1和F2，巖石必將受到兩者合力的作用。在實(shí)際破巖過(guò)程中，2個(gè)點(diǎn)載荷的作用力是與切削方向呈15°夾角斜向下，而鋸齒刃所受到的反力F3與切削方向相反，呈15°夾角斜向上，此時(shí)巖石以一種被鏟的趨勢(shì)破碎，類(lèi)似于犁地的效果，即受拉應(yīng)力被破壞，而巖石在拉應(yīng)力下更容易被破碎，所以其破巖效率高于普通齒。

圖8 鋸形PDC齒破巖過(guò)程三維應(yīng)力云圖Fig.8 Nephogram of triaxial stress during rock-breaking process of sawtooth PDC cutter

圖9 鋸形切削齒與巖石作用分析Fig.9 Analysis on interaction between sawtooth cutter and rock

切削力與機(jī)械比能變化如圖10所示。圖10a為2種齒在破巖過(guò)程中所產(chǎn)生的切削力變化曲線，圖10b為切削力均值與機(jī)械比能計(jì)算值。由圖10a可看出，鋸形PDC齒在破巖過(guò)程中所產(chǎn)生的切削力曲線峰值明顯小于普通齒，且整體處于較低水平。圖10b中計(jì)算常規(guī)齒形成的切削力均值為1 994 N，而鋸形齒切削力均值為1 740 N，相比普通齒，鋸形齒產(chǎn)生切削力均值減小約12.7%。數(shù)據(jù)表明，鋸形齒破巖過(guò)程中所受阻力明顯更小，意味著其更容易吃入巖石，耐磨性更強(qiáng)。另外，鋸形齒相較于普通齒的機(jī)械比能減小約19%，表明相同條件下鋸形齒的破巖效率明顯更高，這也印證了圖8和圖9中的分析。

圖10 切削力和機(jī)械比能Fig.10 Cutting force and mechanical specific energy

3.2 不同結(jié)構(gòu)方案對(duì)比

為了最大化鋸形PDC齒的優(yōu)勢(shì)，對(duì)其切削面上的鋸齒數(shù)量展開(kāi)研究。不同方案破巖對(duì)比見(jiàn)圖11。

圖11 不同方案下破巖對(duì)比Fig.11 Rock-breaking under different schemes

圖11a中分別構(gòu)建了鋸齒數(shù)量為1～4個(gè)切削齒的4種方案，在后傾角15°、切削深度1 mm、速度500 mm/s條件下進(jìn)行模擬對(duì)比。圖11b所示為不同方案下鋸形齒破巖的切削力均值和機(jī)械比能。從圖11b可見(jiàn)，隨著鋸齒數(shù)的增加，鋸形齒所產(chǎn)生切削力先減小后增加，在數(shù)量為3時(shí)所產(chǎn)生切削力最小。通過(guò)不同方案下鋸形齒破巖時(shí)的接觸應(yīng)力云圖(見(jiàn)圖12)探究上述現(xiàn)象發(fā)生的原因。

從圖12可見(jiàn)：切削齒所受的接觸力越大，其破巖過(guò)程中所形成的切削力也越大，兩者之間呈正比關(guān)系；在相同時(shí)刻下，方案3所形成最大接觸應(yīng)力區(qū)域主要分布在中心鋸齒刃兩側(cè)，方案2所形成最大接觸應(yīng)力區(qū)域分布在與巖石接觸的2個(gè)鋸齒刃上，方案1和方案4則是分布在邊緣位置。這意味著方案1和方案4犁切巖石的效果不明顯，主要是以剪切方式破巖。相比之下，方案2和方案3對(duì)巖石的犁削作用明顯，而方案3最明顯，所以其更容易破碎巖石，所產(chǎn)生切削力更小，破巖效率更高。通過(guò)圖11b中機(jī)械比能的計(jì)算也印證了上述分析結(jié)論。

圖12 不同方案下的接觸應(yīng)力云圖Fig.12 Contact stress under different schemes

3.3 不同切削深度破巖分析

分析切削深度對(duì)于PDC齒破巖效果的影響，有助于結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計(jì)[18]。因此，對(duì)鋸形PDC齒在后傾角15°、速度500 mm/s，不同切削深度(0.5、1.0、1.5、2.0、2.5及3.0 mm)條件下進(jìn)行數(shù)值模擬。圖13為不同條件下PDC鋸形齒所產(chǎn)生切削力曲線。圖14為不同條件下鋸形齒的切削力均值與機(jī)械比能。

圖13 不同切削深度時(shí)產(chǎn)生的切削力Fig.13 Cutting forces at different cutting depths

從圖13和圖14可見(jiàn)，當(dāng)切削深度為0.5～1.5 mm時(shí)，鋸形齒破巖所產(chǎn)生的切削力峰值和均值變化不大，但有上升趨勢(shì)，該范圍內(nèi)鋸形齒的破巖效率同樣變化不大，略有上升趨勢(shì)。當(dāng)切削深度超過(guò)1.5 mm后，鋸形齒所產(chǎn)生切削力的峰值和均值突然明顯增大，原因是此時(shí)巖石的破壞方式由粉末狀或小塊狀的塑性破壞轉(zhuǎn)變?yōu)榇髩K狀的脆性剝落，切削齒需對(duì)其重復(fù)或多次切削才能移除巖石。

圖14 切削力均值與機(jī)械比能Fig.14 Mean value of cutting force and mechanical specific energy

另外，圖14中切削深度超過(guò)1.5 mm后，鋸形齒的機(jī)械比能急速上升，說(shuō)明其效率大大降低，原因是切削齒使巖石呈大塊狀脆性破壞需要消耗更多能量，且塊狀脫落的巖石需要重復(fù)被破碎，這也增加了能量消耗。綜合上述分析，得出鋸形齒在該模擬條件下最優(yōu)切削深度為1.5 mm。

3.4 不同后傾角破巖分析

后傾角對(duì)于切削齒充分發(fā)揮優(yōu)勢(shì)有重要意義[19]，同時(shí)也決定了鉆頭整體的性能。因此，以速度500 mm/s和切削深度1 mm為邊界條件，對(duì)不同后傾角(0°、5°、10°、15°、20°及25°)下鋸形齒破巖過(guò)程進(jìn)行數(shù)值模擬。圖15為不同后傾角下鋸形齒破巖時(shí)的切削力均值和機(jī)械比能。

從圖15可見(jiàn)，在0°～10°范圍內(nèi)，后傾角越小，鋸形齒所受切削力均值越大，效率越低。根據(jù)圖9中的受力分析，可以推出受力變化如圖16所示。

圖15 后傾角相關(guān)分析Fig.15 Correlation analysis of back rake angle

圖16 后傾角受力分析Fig.16 Force analysis of back rake angle

從圖16可得，上述現(xiàn)象發(fā)生的原因是在切削深度一定，小后傾角情況下，鋸形齒與巖石接觸面積大，此時(shí)鋸形齒所受切削反力阻礙了其破巖，因而犁切現(xiàn)象不明顯，無(wú)法及時(shí)排出巖屑，導(dǎo)致鋸形齒對(duì)其重復(fù)切削，降低了效率，增大了鋸形齒所產(chǎn)生的切削力。當(dāng)后傾角為10°～25°時(shí)，鋸形齒所產(chǎn)生切削力增加，效率降低。后傾角與巖屑相關(guān)分析如圖17所示。當(dāng)后傾角過(guò)大時(shí)，切削齒阻礙了巖屑的排出，容易與巖屑發(fā)生二次接觸，對(duì)其重復(fù)切削，從而使自身所受阻力增大，效率降低。綜合上述分析可以得出，在該模擬條件下，鋸形齒的后傾角為10°時(shí)，性能達(dá)到最優(yōu)。

圖17 后傾角與巖屑相關(guān)分析Fig.17 Correlation analysis of back rake angle and cuttings

3.5 溫度特性分析

圖18為普通PDC齒和鋸形PDC齒破巖的溫度分布云圖。從圖18可見(jiàn)，2種齒的破巖溫度均呈現(xiàn)扇形分布狀態(tài)，鋸形齒的溫度低于普通齒。產(chǎn)生這種現(xiàn)象的原因是鋸形齒所受切削阻力較小，相同條件下，與巖石的摩擦生熱較少，且鋸形齒由于表面凹凸不平的存在，增大了傳熱面積；切削齒的最高溫度區(qū)域在與巖石接觸部位。鋸形齒的最高溫度區(qū)域分布在鋸齒刃的尖端處，相較于普通齒，這樣能夠避免熱應(yīng)力對(duì)切削齒表面的進(jìn)一步損傷，對(duì)其起到一定保護(hù)作用。

圖18 溫度分布云圖Fig.18 Nephogram of temperature distribution

溫度相關(guān)分析如圖19所示。圖19a為鋸形齒在后傾角15°、切削深度1 mm、速度500 mm/s模擬情況下某節(jié)點(diǎn)的溫度變化分析。從圖19a可知，切削齒破巖過(guò)程中的溫度變化分為3個(gè)階段：第1個(gè)階段溫度極速上升，鋸形齒和巖石以點(diǎn)載荷的方式初始接觸，摩擦生熱出現(xiàn)在與鋸形齒和巖石點(diǎn)接觸部位，由于接觸時(shí)間很短，還未開(kāi)始散熱，所以溫度上升很快；第2個(gè)階段為溫度緩慢上升，此時(shí)鋸形齒與巖石接觸面積變大，隨著時(shí)間的推移，逐漸開(kāi)始散熱，但散熱速度小于摩擦生熱速度，所以溫度仍在上升；第3個(gè)階段溫度開(kāi)始穩(wěn)定，此時(shí)鋸形齒與巖石摩擦生熱的速度等于散熱速度，溫度逐漸趨于穩(wěn)定。

圖19b為不同結(jié)構(gòu)方案下鋸形齒破巖的溫度變化曲線。圖19b中數(shù)據(jù)為鋸形齒穩(wěn)定階段的溫度平均值(下同)。其中模擬條件為速度500 mm/s、切削深度1 mm、后傾角15°。從圖19b可知，不同鋸齒數(shù)量對(duì)于鋸形齒的溫度有較大影響，結(jié)合對(duì)圖12的分析發(fā)現(xiàn)，鋸齒數(shù)量為2和3的情況下，鋸形齒的犁切效果明顯，接觸應(yīng)力最大值分布在靠齒中心位置，且應(yīng)力最大值區(qū)域面積較大，意味著其散熱面積大，所以溫度較低。相反，鋸齒數(shù)量為1和4情況下，鋸形齒可能會(huì)出現(xiàn)熱應(yīng)力集中的情況，這對(duì)齒的效率和壽命極為不利，因此在設(shè)計(jì)過(guò)程中應(yīng)盡可能避免這2種方案。

圖19 溫度相關(guān)分析Fig.19 Correlation analysis of temperature

圖19c為3個(gè)鋸齒的PDC齒在切削速度500 mm/s、后傾角15°、不同切削深度情況下的溫度變化曲線。從圖19c可知：在模擬范圍內(nèi)，鋸形齒穩(wěn)定狀態(tài)的溫度先升高后降低，臨界切削深度為2 mm，其使鋸形齒的穩(wěn)定狀態(tài)溫度達(dá)到最高；在切削深度為0.5～2.0 mm范圍內(nèi)，小切削深度情況下，切削齒與巖石的接觸面積很小，摩擦生熱較小，所以溫度較低，隨著切削深度增加，鋸形齒與巖石的摩擦面積增大，產(chǎn)熱較大，散熱速度小于產(chǎn)熱速度；在切削深度為2 ～3 mm范圍內(nèi)，鋸形齒與巖石之間的摩擦生熱面積變大，但散熱面積也隨之變大，且散熱速度大于產(chǎn)熱速度，切削齒在破巖過(guò)程中的溫度變化與材料的性質(zhì)也有一定關(guān)系。

圖19d為不同后傾角下3個(gè)鋸齒的PDC齒在切削速度500 mm/s、后傾角15°情況下的溫度變化曲線。從圖19d可知，隨著后傾角的增加，鋸形齒的溫度逐漸降低。這是由于小后傾角情況下，鋸形齒與巖石接觸面積較大，犁切效果不明顯，主要靠擠壓破碎巖石，同時(shí)也導(dǎo)致巖石無(wú)法及時(shí)排出，進(jìn)而增大了摩擦生熱。

文獻(xiàn)[13]中關(guān)于鋸形PDC齒的室內(nèi)鉆進(jìn)試驗(yàn)結(jié)果如圖20和表3所示。鋸形PDC齒的鉆進(jìn)效率是普通齒的1.78倍，驗(yàn)證了關(guān)于鋸形PDC齒性能研究的可靠性。

圖20 鋸形齒制備圖Fig.20 Picture of sawtooth cutter

表3 試驗(yàn)結(jié)果Table 3 Test results

4 結(jié) 論

(1)相比普通PDC齒，鋸形PDC齒在破巖過(guò)程中，除對(duì)巖石的剪切作用外，還伴隨有犁切作用，該方式通過(guò)拉應(yīng)力破碎巖石，提升了PDC齒的效率。鋸形PDC齒在破巖過(guò)程中所產(chǎn)生切削力峰值和均值更小，所產(chǎn)生切削力均值相較普通齒減小約12.7%，證明其耐磨性更強(qiáng)，機(jī)械比能減小約19%，效率明顯更高。室內(nèi)試驗(yàn)也驗(yàn)證了上述分析結(jié)論。

(2)后傾角增大情況下，鋸形齒的機(jī)械比能和切削力均先減小后增大，當(dāng)最佳后傾角為10°時(shí)，其使鋸形齒的機(jī)械比能和切削力最小。切削深度增加，巖石逐漸由塑性破壞轉(zhuǎn)變?yōu)榇嘈云茐模徯锡X的切削力與機(jī)械比能均增加，且存在臨界切削深度1.5 mm，超過(guò)1.5 mm后，切削力與機(jī)械比能呈現(xiàn)跳躍式增加。鋸形齒隨著鋸齒數(shù)量的增加，切削力與機(jī)械比能先減小后增加，在模擬范圍內(nèi)，最佳設(shè)計(jì)方案為3個(gè)鋸齒。實(shí)際使用中應(yīng)選擇小后傾角，根據(jù)具體情況選擇合適的結(jié)構(gòu)方案。

(3)相比普通PDC齒，鋸形PDC齒在破巖過(guò)程中的溫度更低，更具優(yōu)勢(shì)。在模擬范圍內(nèi)，切削深度增加，溫度先升高后降低；后傾角增加，溫度逐漸降低；鋸齒數(shù)增加，溫度先降低后升高。