книги из ГПНТБ / Блохин В.С. Буровой инструмент для машин ударного действия

знака, во много раз превосходящих номинальное (сгн). Иными сло­ вами, эта зона в процессе работы бурового инструмента подвер­ жена знакопеременному циклу (табл. 27), ито вызывает появление и развитие усталостных трещин и, как следствие, разрушение инструмента. Кроме того, существующий способ крепления коро­ нок в молотке с помощью односторонней тангенциальной шпонкп оказывает существенное влияние на напряженное состояние кор­ пусов коронок. Во-первых, шпоночный паз создает 2 зоны концен­ трации напряжений: во-вторых, даже при симметричном опирании головки инструмента, на контуре хвостовика (противоположном шпоночному пазу) появляются растягивающие напряжения, ввиду асимметричности хвостовика коронки относительно шпоночного паза.

Т а б л и ц а 27

Приведенные (Рпр= 500 кгс) пиковые напряжения н характеристика цикла напряжений по наиболее опасной зоне экспериментальных моделей

н может быть принята за основу для создания рациональной формы буровых коронок. Дальнейшее исследование конструкции, подоб­ ной модели ЭМ-7 (для ее улучшения) облегчается тем обстоятель­ ством, что экспериментально установлена идентичность напряжен­

ие

ного состояния плоской и вклейки объемной моделей. Это позво­ ляет производить различную вариацию параметров конструкции на плоских моделях и получить на них качественную и прибли­ женную количественную картину напряженного состояния объем­ ной модели и натурной конструкции.

Окончательный выбор рациональной формы коронки — чрезвы­ чайно сложная задача, так как во время работы инструмента непре­ рывно меняются условия нагружения, т. е. непрерывно меняется расчетная схема усилий. Для таких условий приходится выбирать форму бурового инструмента, исходя не из требования равнопрочности всех зон при каком-либо одном (пусть даже характерном) нагру­ жении коронок, а из условия, при котором наибольшие напряженпя во всех опасных зонах при всевозможных схемах опирания и на­ гружении были бы ограничены сверху одной и той же величиной. Последнему в большей степени удовлетворяет конструкция типа

максимальные напряжения в отдельных зонах превосходят в 2 раза аналогичные напряжения других зон (Ѳ характеризует неравно­ мерность в распределении максимальных напряжений по кон­ струкции). Как видно из табл. 28, самые большие значения Ѳ имеют серийно выпускаемые буровые коронки. Трехлезвпйная коронка с опережающим лезвием 0 «=* 2,66, четырехлезвийная с опережающим лезвием 0 Ä*2,44; П-150 — 0 я» 2,54.

На основании анализа напряженного состояния исследован­ ных конструкций коронок можно отметить: форма эксперимен­ тальной модели ЭМ-7 может быть признана рациональной для

187

создания равнопрочного бурового инструмента. Дальнейшее совер­ шенствование (для понижения значений а а п апр) этой конструкции может быть достигнуто как за счет изменения формы коронки, так и за счет изменения условия ее работы. Изменение формы должно проводиться с таким расчетом,чтобы достичь более плавных сопря­ жений головной части с ее хвостовиком и хвостовика с проточкой. Последнее легко реализуется, так как сопряжения в обеих зонах концентрации напряжений не являются рабочими.

Изменение условий работы бурового инструмента ставит своей целью проведения таких конструктивных мероприятий, которые сводили бы к минимуму возможность работы коронки при опиранпи на одно лезвие или часть его. Указанный режим является наиболее неблагоприятным как с точки зрения прочности пластин твердого сплава, так п прочности корпусов инструмента. Экспе­ риментально установлено, что в случае эксцентричного нагруже­ ния коронок в последних реализуется очень сложное напряженное состояние и пнковые напряжения превосходят более чем в 2'раза соответствующие напряжения, полученные при равномерном рас­ пределении нагрузки по конструкции. Кроме того, при эксцентрич­ ном нагружении возникают большие силы реакции в буксе пнев­

Исследованиями моделей с опережающим лезвием установлено, что при нагружениях с опиранием на опережающее лезвие значе­ ния опр и <ха ниже, по сравнению с сгпР и аа подобных нагружений, но без опнрания на опережающее лезвие. Практикой бурения доказано, что наличие опережающего лезвия на рабочей головке инструмента способствует лучшему центрированию коронки в сква­ жине. Последнее, как известно, приводит к более равномерному рас­ пределению напряжений по корпусу и пластинам твердого сплава.

Выбор конструкции рабочей головки бурового инструмента должен обусловливаться конкретными условиями бурения. Для бурения скважин в крепких абразивных и весьма крепких горных породах предпочтительнее применение коронок, армированных пластинами твердого сплава, а для бурения мягких пород и тре­ щиноватых пород средней крепости возможно использование коро­ нок, армированных как цилиндрическими вставками, так и пла­ стинами твердого сплава. Необходимо иметь в виду, что опереяіающее лезвие создает более благоприятные условия для разруше­ ния буримой породы за счет образования дополнительной обна­ женной поверхности.

§ 2. ТЕХНИЧЕСКИЕ УСЛОВИЯ НА РАЗРАБОТКУ БУРОВОГО ИНСТРУМЕНТА ПОВЫШЕННОЙ СТОЙКОСТИ

На основании экспериментально-теоретических исследований напряженного состояния различных конструкций бурового ин­ струмента установлены оптимальные соотношения основных разме-

188

роп, определяющих конструкцию коронки. Область применения установленных соотношений размеров — коронки для бурения скважин диаметром 85—165 мм.

Коронка, изготовленная с соблюдением предложенных соотно­ шений, обладает следующими преимуществами: коэффициент рав­ нопрочное™ конструкции близок единице, т. е. конструкция прак­ тически равнопрочна по всем зонам концентрации напряжений;

На рис. 64 представлена принципиальная схема бурового инструмента, где показаны рекомендуемые соотношения основных размеров коронки:

а) d — диаметр хвостовика, размер d определяется типом пнев­ моударника и рабочим диаметром головной части коронки d я» « (0,47-0,52) D\

б) А — опорная поверхность, предназначенная для посадки пневмоударника на коронку. Выполнение опорной поверхности позволяет избежать большой концентрации напряжений в гал­ тели, где для серийно выпускаемого инструмента характерно наличие напряжений разного знака и большой концентрации напряжений, коэффициент концентрации для некоторых конструк­ ций аа > 10. Опорная поверхность может быть выполнена плоской или конической, площадь ее составляет примерно 0,7 площади хвостовика (Вх);

в) В — блокировочная поверхность. Линейный размер блоки­ ровочной поверхности принимается В = (0,5—0,6) d из условии

189

более равномерного распределения напряжений по конструкции (зона влияния концентрации напряжений от сопряжения с радиу­ сом і?г должна быть в пределах 0,3/6);

г) С — кольцевая проточка, если крепление осуществляется с помощью разрезных полуколец; шпоночный паз для установки тангенциальной шпонкп; е — пазы для размещения призматиче­ ских шпонок плп замков, предназначенных для крепления коронки в пневмоударнике. Для всех рассмотренных случаев линейные раз­ меры (h2 и Д) и радиусы сопряжений (Д15 R 2 н R 3) оказывают существенное влияние на напряженное состояние конструкции в целом;

д) /?! — радиус верхнего сопряжения проточки или паза с хвостовиком. От величины R x зависит значение коэффициента концентрации напряжений в зоне сопряжения и возможность удерживания коронки, без заклинпвапия, при большом отходе

в одной зоне концентрации, не должна накладываться на область распространения напряжений другой зоны концентрации

ж) Fe — глубина кольцевой проточки или паза. Величина Fe принимается с таким расчетом, чтобы площадь поперечного сече­ ния по ослабленному месту составляла не менее (0,7 -у 0,8) Fx; з) Ro, R 3n R i — соответственно радиусы сопряжений проточки и паза в хвостовпке и хвостовика с головной частью коронки.

Значения названных радиусов принимаются с учетом допустимой величины концентрацпи напряжений по зонам сопряжений и усло­ вия равнопрочности конструкции в целом

/?2 Зй(0,6-f-0,8)d; R3 ^ (0,44-0,5)d; Д4 = (1,0-И,5)й;

и) Д — длина пазов. Величина принимается из условия возможности блокировки пневмоударника и достаточной площади контакта по шпонкам пли замкам (lx Ä* 2,0d);

к) Н х — длина хвостовика коронки. При выборе размера Н 1 учитываются значения А, hly и 11У R 3 и условие — увеличение длины хвостовика способствует некоторому снижению динамиче­

в зависимости от диаметра скважин, для бурения которых она предназначается, конструктивного исполнения коронки и вели­ чины /?4; общая длина коронки составляет примерно (4,0—4,5) d. Площадь поперечного сечения металлической части пера коронки / ’j = (2,0—2,5) F, где F — площадь поперечного сечения пласти­ ны твердого сплава;

190

м) форма рабочей головки в каждом конкретном случае должна выбираться с учетом горно-геологических условий предприятий. Рекомендуемая форма — трех и четырехлопастная с опережающим лезвием или без него. Головке коронки должна придаваться простейшая форма. При этом необходимо учитывать, что опережа­ ющее лезвие (d0 = (0,4—0,5) D) способствует более равномерному распределению нагрузки по всей конструкции, лучшему центриро­ ванию инструмента в скваяшне и создает более благоприятные условия для разрушения породы на забое скважины за счет образования дополнительной обнаженной поверхности (h.ä = = (0,5—0,6) d0 . Для бурения вязких крепких и весьма крепких горных пород (/ = '16—20) рекомендуются коронки, армирован­ ные пластинами твердого сплава, а для хрупких мягких и трещи­ новатых пород средней и высокой крепости (/ = 8—16) — коронки, армированные цилиндрическими вставками:

н) каналы для подвода энергоносителя на забой скважины могут быть выполнены как в корпусе коронки, так и в стволе пневмоударника, предпочтительнее конструкции с каналами в кор­ пусе буровой коронки;

о) материал коронок — сталь (40—45) ХН или (30—35) ХГСА, изготовленные по специальным техническим условиям (предусма­ тривающим снижение содержания серы и фосфора). Термообра­ ботка коронок: одновременный нагрев под закалку и пайку пла­ стин твердого сплава, закалка в охлаждающей среде с достаточно продолжительной выдержкой, обеспечивающей снижение темпе­ ратуры коронки до 280° С; отпуск при температуре 220—250° С. После термообработки микроструктура и твердость материала: хвостовик — троостомартенсит на поверхности и троостосорбит в средней части, HRC 48—43; зона сопряжения хвостовика с ра­ бочей головкой — сорбит на поверхности и сорбитообразный перлит в средней части корпуса, HRC 35—28; головная часть коронки — сорбитообразный перлит, HRC 28—25. Твердость пазов под пластины твердого сплава HRC 28—30.

Для твердого сплава, предназначенного армированию буровых коронок, рекомендуется следующее:

двумя пластинами с 10 — -^-1;

в) материал — сплав ВК-15, изготовленный по специальным техническим условиям (предусматривающим отсутствие включений графита, суммарного количества пор более 0,1% и пор размером выше (8—10 мк). Твердый сплав перед пайкой желательно под­ вергнуть отбраковке и последующей алмазной шлифовке;

г) d" — диаметр вставки, значение d' принимается в зависи­ мости от величины действующей динамической нагрузки (РтаХ)>

191

192

возникающей в инструменте при прохождении ударного импульса.

Пайка коронок осуществляется припоем, обладающим преде­ лом прочности паяного шва на срез не менее 25 кгс/мм2, толщина паяного шва 1г0 = 0,5—1,0 мм.

При разработке конструкции бурового инструмента необхо­ димо величину L принимать не менее длины бойка ударной ма­ шины, иначе в инструменте возникают динамические нагрузки, близкие по величине нагрузки в заделке.

Опытные партии коронок (типа ЧШ), близкие по соотношениям основных размеров к разработанным техническим условиям (РТМ)

впаре пневмоударник-хвостовик коронки и лучшей передачи его

всистеме ударник-инструмент-порода. Последнему способствует специфическая конфигурация коронки, она же определяет и по­ вышенную прочность (износостойкость) коронок при динамическом их нагружении. В табл. 29 представлены значения напряжений, полученные экспериментальным и аналитическим методами, для двух типов инструмента. По зонам концентраций величина напря­

жений в опытной коронке меньше в 1,5—2,0 раза по сравнению с соответствующими значениями серийной коронки. Для пневмо­ ударников, находящихся в эксплуатации в настоящее время, коронки диаметром 105 мм, изготовленные с учетом изложенных РТМ, могут применяться при энергии единичного удара до 12— 14 кгс-м. С изменением формы ударного импульса (растянутый импульс прямоугольной формы) энергия удара молотка может быть увеличена до 16—18 кгс-м. Это подтверждается результатами испытаний серийной и экспериментальной коронок на пульсаторе при Р0п = (5—6)-104 кгс. Увеличение энергии удара, как отмеча­ лось ранее, ведет к пропорциональному росту скорости бурения скважин. Величина срезающих напряжений в припое, в случае соблюдения рекомендуемых размеров пластин твердого сплава и паяного шва, снижается в (1,5—2) раза.

С П И С О К Л И Т Е Р А Т У Р Ы

через инструмент в породу. Горный породоразрушающий пиструмент. Киев,

Применение фотоупругпх покрытий для исследования деформаций криволи­ нейных поверхностей. — «Труды НИИЖТ», НѢвоспбпрск, 1967, вып. 62.

6. Б е р ж е р о н Л. От гидравлического удара в трубах до разряда в электрической сети. М., «Машиностроение», 1962.

7. Б и д е р ж м а п В. Л., М а л ю к о в а Р. П. Усилия и деформа­ ции при продольпом ударе. Расчеты на прочность. М., «Машиностроение»,

буровых коронок типа К-17 поляризационно-оптическим методом. Новоси­ бирск, изд-во СО АН СССР, 1965.

10.Б л о X п н В. С. К вопросу динамических исследований. — В кн.: Материалы научных исследований (по итогам научно-исследовательских работ кафедр НИСКТ за 1966 г.). НИСКТ, 1967.

11.Б л о х и н В. С. К вопросу применения составных моделей для анализа напряженного состояния. НИСКТ, 1967.

12.Б л о х и н В. С. Некоторые особенности исследования упруговязкпх материалов. — В ки.: Материалы научных исследований (по итогам научно-исследовательских работ кафедр НИСКТ за 1967 г.) НИСКТ, 1968.

13.Б л о X и н В. С. Методика расчета динамических нагрузок для

буровых коронок. — «Горный журнал», 1969, № 7.

14.Б л о X и н В. С. Методика проверочного расчета коронок для бурения скважин машинами ударного действия.— «Горный журнал», 1969, .

№9.

15.Б л о X и н В. С. Расчет иапряжешій по сечениям в корпусах буровых коронок. — «Горный журнал», 1970, № 9.

16.Б л о X п н В. С. Графоаналитический метод расчета динамических

нагрузок для пневмоударного ппструмента. — «Горный журнал», 1971,

№8.

17.Б л о X п н В. С. Метод расчета напряженного состояния паяного соединения буровой коронки. — «Горный журнал», 1971, № 10.