摘要
聚晶金刚石复合片（PDC）凭借硬度大、弹性模量高、热导率高、各向同性且具有很好的耐磨性等显著优势，广泛应用于地质勘探和石油钻探行业。近年来，随着深井、超深井的增加，PDC开始应用于螺杆钻具的传动轴轴承中。本文以螺杆钻具传动轴上的PDC推力轴承为研究对象，从静力学和PDC轴承材料自身工艺角度出发，运用SolidWorks Simulation软件开展有限元分析，探究PDC推力轴承在不同静压力、温度、扭矩、焊缝宽度下的失效形式。对仿真结果进行方差分析表明，温度、扭矩和焊缝宽度对PDC推力轴承失效有显著性影响，其中，温度对PDC推力轴承在3个方向上的变形呈现高显著性影响，扭矩对轴承在x、y两个方向上的变形有显著性影响，焊缝宽度对轴承在x、z两个方向上的变形有显著性影响。
我国地质找矿事业飞速发展，如今大部分区域浅表层矿产资源趋近枯竭，为了满足国家建设发展需要，矿产资源勘探开采已整体转向千米深部。在深井、超深井作业的恶劣工况下，提高钻探设备和工具的性能、寿命成了影响勘探开采效率的关键性问题。螺杆钻具常用于煤、油气层定向钻井中，钻具失效会导致严重的井事故，处理井下事故不仅需要耗费大量成本也严重降低了工作效率。螺杆钻具工作时传动轴承受很大的轴向载荷和冲击动载荷，其失效常发生在传动轴的推力轴承部分。因此，探究推力轴承失效的影响规律对提高螺杆钻具的寿命有重要意义。
传统常用的推力轴承结构大多为推力滚珠轴承和圆柱滚子轴承。滚珠轴承的滚珠与轴承轨道之间为点接触，圆柱滚子轴承为线接触，相对滚珠轴承而言接触面积增大，有利于减轻应力集中的现象，可以在一定程度上延长轴承的工作寿
目前性能比较优越的推力轴承是聚晶金刚石复合片（PDC）推力轴承。PDC推力轴承在材料和结构设计方面比传统轴承更具优势，在实际应用中一般能达到较长的工作寿命。轴承上排布的PDC复合片结合了金刚石和硬质合金2种材料的优点，既具有很高的强度、硬度和耐磨性，又有良好的导热性和抗冲击韧性。在干摩擦或水润滑条件下，PDC轴承的摩擦系数稳定在0.12左右，在钻井液环境下测试时，摩擦系数增加到0.2左
一套PDC推力轴承由静环和动环组成，静环和动环相对安装，如
图1 一套PDC推力轴承静环与动环模型
Sexton
目前对于PDC推力轴承的失效规律的仿真大多偏向于热失效形式和振动特性这两个方面的研究，很少考虑焊接工艺和工作环境因素的叠加效应影响。本文尝试探索一种新思路，从静力学和材料自身工艺角度出发，分析PDC推力轴承组静环的孔底受力情况，利用有限元分析软件探究工作环境及焊接工艺对其失效的影响规律。
PDC是由一层金刚石聚晶薄层（0.5~2.5 mm）和一层较厚的硬质合金层（WC-Co，5~20 mm）在超高压和高温（5~7 GPa、1300 ~1500 ℃）的条件下烧结所形成的一种超硬复合材料，既具有金刚石材料的耐磨性和高硬度、强度，也具有硬质合金材料的可焊接性和韧性。
聚晶金刚石与碳化钨的性能参数见
| 材料 | 摩擦系数 | 导热系数/[W·(m·k | 硬度/GPa | 抗拉强度/GPa | 杨氏模量/GPa | 抗压强度/GPa |
|---|---|---|---|---|---|---|
| 聚晶金刚石 | 0.05~0.08 | 543 | 49.8 | 6.9~7.6 | 841 | 1300~1600 |
| 碳化钨 | 0.2~0.25 | 70 | 1.8 | 2.68 | 669~696 | 334 |
PDC推力轴承的失效常发生在PDC焊缝处，因此其焊接工艺直接影响轴承的制造成本和使用寿命。目前常用的PDC轴承焊接工艺有高频感应钎焊、真空扩散焊接、激光焊接和真空钎
焊接过程中，钎料能够强有力地连接两种材料或零部件，并在一定程度上提高其使用寿
此外，PDC复合片钎焊时，若为硬质合金和异种材料间的钎焊，为了提高剪切强度，常用提高钎焊温度或采用Ni含量高的钎
由于金刚石在800 ℃以上时容易失效，高品质的PDC允许的钎焊温度≯780~800 ℃，一般质量的PDC允许的钎焊温度≯750
PDC推力轴承在使用过程中的失效原因主要有3部分。
PDC因其具有很好的耐磨性，很少因为磨损而失效，主要的失效形式为金刚石层的热损
图2 PDC复合片摩擦热损
传动轴将马达的转速和转矩传递给钻头，其中推力轴承组的作用是承担钻头的轴向载荷和冲击力，减少轴和支承之间的摩擦和转矩，并保持传动轴的旋转精度。螺杆钻具传动轴的总成结构如
图3 螺杆钻具PDC轴承传动轴总成结构示
1—传动轴；2—下TC静套；3—下TC动套；4—调整套；5—隔套；6—轴承动环；7—中间隔套；8—轴承静环；9—挡套；10—壳体；11—上TC动套；12—上TC静套；13—上调整套；14—水帽
PDC推力轴承的受力状态可简化如
图4 PDC推力轴承受力示意
基于对PDC推力轴承工作特性及失效形式的分析，选取了轴向载荷、温度、扭矩、焊缝宽度这4个因子（自变量）在4个水平下的正交设计作为试验方案。以PDC推力轴承的变形量作为轴承失效的判据（因变量），分析这4种因素对PDC推力轴承失效的影响规律和显著性，并结合实际工况分析其影响机理。
根据螺杆钻具技术参数（
| 钻具型号 | 工作扭矩/(N·m) | 最大扭矩/(N·m) | 钻具长度/m | 钻具质量/kg |
|---|---|---|---|---|
| LZ127×3.5 | 576 | 1152 | 5.8 | 400 |
| LZ165×3.5 | 935 | 1870 | 6 | 700 |
| LZ197×3.5 | 1532 | 3064 | 6.2 | 1023 |
| LZ127×7.0 | 712 | 1424 | 6.6 | 500 |
| LZ165×7.0 | 1817 | 3634 | 7.3 | 860 |
| LZ197×7.0 | 2928 | 5856 | 7.8 | 1120 |
运用SPSS软件制作4因素4水平的正交表，共16组无重复的独立试验，每个因子在各水平下的试验次数相同。具体试验方案见
| 组别 | 轴向载荷/ kN | 扭矩/ （kN·m） | 温度/ ℃ | 焊缝宽度/ mm |
|---|---|---|---|---|
| 1 | 5 | 1.0 | 25 | 0.15 |
| 2 | 15 | 2.0 | 25 | 0.25 |
| 3 | 20 | 2.5 | 25 | 0.30 |
| 4 | 10 | 1.5 | 25 | 0.20 |
| 5 | 10 | 2.5 | 400 | 0.15 |
| 6 | 20 | 2.0 | 200 | 0.15 |
| 7 | 15 | 1.5 | 600 | 0.15 |
| 8 | 5 | 2.5 | 600 | 0.25 |
| 9 | 20 | 1.0 | 600 | 0.20 |
| 10 | 5 | 2.0 | 400 | 0.20 |
| 11 | 10 | 2.0 | 600 | 0.30 |
| 12 | 10 | 1.0 | 200 | 0.25 |
| 13 | 15 | 1.0 | 400 | 0.30 |
| 14 | 15 | 2.5 | 200 | 0.20 |
| 15 | 20 | 1.5 | 400 | 0.25 |
| 16 | 5 | 1.5 | 200 | 0.30 |
为了便于施加载荷和简化模型计算，在结构设计时仅设置了一对PDC复合片。试验证明，简化后的双齿模型与原始模型的仿真分析结果一致，这样设置不仅可以将问题聚焦在PDC上，且保证分析结果不失真。以市面上常见的PDC推力轴承的产品尺寸为参考，设计双齿PDC滑动推力轴承，其平面图如
图5 双齿PDC推力轴承工程图
图6 双齿PDC推力轴承模型
（1）建立模型。
（2）分析类型和选项。本文选用SolidWorks Simulation中的静应力分析，可以计算模型在不同条件下的应力，应变和变形（位移）情况。
（3）定义装配体各部分零件的材料属性。为了增加仿真的计算效率，本文在设置PDC的材料属性时将聚晶层和硬质合金基体当作整体考虑，均设置成PDC材料。轴承基体材料设置为SolidWorks Simulation材料库中的42CrMo钢，钎料用SolidWorks Simulation材料库中的镍银替代，根据文献［
| 材料 | 密度ρ/(kg | 导热系数k/[W·(mk | 比热C/[J·(kgK | 泊松比 | 弹性模量E/GPa | 热胀系数α/(1· |
|---|---|---|---|---|---|---|
| PDC | 3510 | 543 | 790 | 0.07 | 890 | 2.3 |
| 42GrMo | 7800 | 48 | 452 | 0.3 | 209 | 11 |
（4）施加约束和载荷。由于PDC推力轴承在工作状态下动环随着传动轴转动，静环不动，在施加约束的时候需要约束静环在6个方向上的自由度，因此使用夹具固定轴承内侧。约束设置好后，在PDC上表面施加垂直载荷和一对沿轴承周向分布的扭矩，选取所有敞开面施加环境温度，如
图7 施加约束和网格划分
（5）网格划分。对于局部应力集中或产生变形较大的地方，网格划分时需要加密细化，一般情况下，SolidWorks Simulation会自动进行细化。本文在模拟时选择网格密度良好的标准网格，划分的网格大小为2.959 mm，网格公差为0.148 mm，见
（6）运行算例。运行算例之前要确保所有的零件材料属性均已定义，合理设置夹具，避免出现过度约束的情况，否则在运行时会报错。
由
图8 第11组和第11组试验变形云图
（7）探测局部数据并导出。云图显示，变形最大值出现在轴承PDC复合片上表面边线处（见
图9 轴承最大变形位置
仿真实现正交设计16组试验后，通过云图结果可知PDC推力轴承发生失效的最危险截面在PDC复合片上表面处。因此，为了进行定量分析，在处理仿真结果时分别探测各组试验条件下PDC复合片上表面圆周边线在x、y、z三个方向上的变形。
由
图10 16组试验变形量对比
由
由
由
4种因子对轴承变形的影响程度可以通过方差分析表进行定量分析。当显著性<0.05时，表明该因素对试验结果产生显著性影响。同时，通过比较F值的大小可以得出各因素之间的影响程度排名。
在
| x方向 | Ⅲ类平方和 | 自由度 | 均方 | F | 显著性 |
|---|---|---|---|---|---|
| 轴向载荷/kN | 2.163E-05 | 3 | 7.211E-06 | 0.799 | 0.571 |
| 扭矩/（kN·m） | 0.000 | 3 | 0.000 | 14.240 | 0.028 |
| 温度/℃ | 0.002 | 3 | 0.001 | 71.163 | 0.003 |
| 焊缝宽度/mm | 0.001 | 3 | 0.000 | 20.683 | 0.017 |
| 误差 | 2.708E-05 | 3 | 9.027E-06 | ||
| 总计 | 0.017 | 16 | |||
| 修正后总计 | 0.003 | 15 | |||
|
a.方正汇总行方正汇总行 | |||||
在
| y方向 | Ⅲ类平方和 | 自由度 | 均方 | F | 显著性 |
|---|---|---|---|---|---|
| 轴向载荷/kN | 5.195E-6 | 3 | 1.732E-6 | 0.455 | 0.732 |
| 扭矩/（kN·m） | 0.000 | 3 | 3.923E-5 | 10.318 | 0.043 |
| 温度/℃ | 0.002 | 3 | 0.001 | 155.126 | 0.001 |
| 焊缝宽度/mm | 9.873E-5 | 3 | 3.291E-5 | 8.656 | 0.055 |
| 误差 | 1.141E-5 | 3 | 3.802E-6 | ||
| 总计 | 0.010 | 16 | |||
| 修正后总计 | 0.002 | 15 | |||
|
a.方正汇总行方正汇总行 | |||||
在
| z方向 | Ⅲ类平方和 | 自由度 | 均方 | F | 显著性 |
|---|---|---|---|---|---|
| 轴向载荷/kN | 1.624E-5 | 3 | 5.414E-6 | 7.917 | 0.062 |
| 扭矩/（kN·m） | 1.354E-5 | 3 | 4.515E-6 | 6.602 | 0.078 |
| 温度/℃ | 0.003 | 3 | 0.001 | 1244.388 | 0.000 |
| 焊缝宽度/mm | 4.962E-5 | 3 | 1.654E-5 | 24.187 | 0.013 |
| 误差 | 2.051E-6 | 3 | 6.838E-7 | ||
| 总计 | 0.008 | 16 | |||
| 修正后总计 | 0.003 | 15 | |||
|
a.方正汇总行方正汇总行 | |||||
（1）温度是影响PDC推力轴承失效的最主要因素，温度过高会使PDC推力轴承膨胀变形，从而失效。温度对轴承变形的影响是4个因子中最大的，且温度效应的影响在沿着一对PDC齿连线方向（即z方向）上最为显著。
（2）扭矩对轴承在x、y两个方向上的变形有显著性影响。由于扭矩设置的方向与x方向相同，因此扭矩的变化会对该扭矩方向上的轴承失效产生显著性影响。
（3）焊缝宽度水平对轴承在x、z两个方向上的变形有显著性影响。这主要是由于焊缝宽度过高或过低都会使PDC与轴承基座之间的焊接强度降低，使PDC发生倾倒从而整体脱落，导致失效，这种倾倒的趋势是沿着轴承径向的，即沿着x、z方向发生失效。
（4）受PDC材料高硬度高强度的影响，轴向静载荷不是使PDC轴承发生失效的主要因素，但生产实际中PDC推力轴承常因振动冲击载荷的影响而失效，后续有必要据此开展针对性研究。
参考文献
童华，祝效华，石昌帅.螺杆钻具推力轴承工作力学分析及结构改进［J］.石油机械，2010，38（4）：34-36. [百度学术]
SY/T 5547—2012，螺杆钻具使用、维修和管理［S］. [百度学术]
Wang J， Liu Q， Li B， et al. Experimental measurement on friction performance of PDC bearings for oil drilling under different working conditions［J］. Measurement， 2020，163（1）. [百度学术]
Knuteson C W， Sexton T N， Cooley C H. Wear-in behaviour of polycrystalline diamond thrust bearings［J］. Wear， 2010，271（9）. [百度学术]
Sexton T N， Cooley C H. Polycrystalline diamond thrust bearings for down‑hole oil and gas drilling tools［J］. Wear， 2009，267（5）. [百度学术]
Lingwall B. A， Sexton T N， Cooley C H. Polycrystalline diamond bearing testing for marine hydrokinetic application［J］. Wear， 2013，302（1-2）. [百度学术]
张香红.基于ABAQUS的PDC轴承摩擦生热分析［J］.现代制造技术与装备，2017（4）：69-70. [百度学术]
孙健越.金刚石止推轴承组振动特性研究［D］.北京：中国地质大学（北京），2017. [百度学术]
陈永龙.PDC径向轴承的布齿方法及力学性能研究［D］.成都：西南石油大学，2019. [百度学术]
段晨伟.PDC推力轴承工作环境因素对热失效影响规律的仿真［J］.现代制造技术与装备，2022，58（12）：28-30. [百度学术]
Tretyak A A， Borisov K A， Grossu A N. The Use of New Wear‑Resistant Materials in the Development of Two‑Level Bits with a Balanced Resultant Moment at the Drilling Flight［J］. IOP Conference Series： Earth and Environmental Science， 2019，272（2）. [百度学术]
魏明雪.Ø89井下工具用轴承设计与实验研究［D］.北京：中国地质大学（北京），2016. [百度学术]
张启运，庄鸿寿.钎焊手册第3版［J］.焊接技术，2020，49（2）：102. [百度学术]
左平英.PDC钻头钎焊工艺的研究［D］.西安：西安科技大学，2005. [百度学术]
张素慧，戴勇波，李耿，等.基于不同母材的PDC钎焊强度的影响因素分析［J］.煤田地质与勘探，2018，46（6）：198-202. [百度学术]
戴勇波.PDC自动化高频感应钎焊强度的影响因素［J］.煤田地质与勘探，2019，47（6）：218-224. [百度学术]
龙伟民，乔培新，丁天然，等.PDC石油钻头钎缝强度的研究［J］.金刚石与磨料磨具工程，2010，30（5）：15-20. [百度学术]
陈文婷.新型高耐磨金刚石复合片的研发［J］.科学技术创新，2018（8）：167-168. [百度学术]
王海娟.高速涡轮钻具支承节分析研究［D］.成都：西南石油大学，2011. [百度学术]
徐芊，赵宁，朱雅妮，等.螺杆钻具轴承组优化设计［J］.复杂油气藏，2016，9（1）：83-86. [百度学术]
龙静.PDC轴承长寿命螺杆钻具传动轴总成设计［J］.石油矿场机械，2022， 51（1）：60-65. [百度学术]
