摘要
随着地下浅层资源的逐渐枯竭，人们逐渐向地下更深部位寻求能源。为应对钻井过程中地下岩层的恶劣环境，提出自平衡钻进系统和仿生自行走钻具给进系统，将压力驱动装置移至地下。本文为解决自行走钻具给进系统中支撑机构的增效问题，通过分析蜣螂头部表面非光滑结构对自行走钻具给进系统增阻机构表面进行仿生设计，并对其增阻性能以及对井壁的损伤进行了模拟仿真分析，同时对其摩擦磨损性能进行了实验测试，研究了不同仿生结构的增阻及减小磨损的效果。结果表明：蜣螂头部凸包间距与直径的比值在1.50左右，中间部位凸包的直径与对应蜣螂头部长度的比值在1∶142~1∶133，且在1∶138附近出现的概率较大，两边凸包的直径与对应蜣螂头部长度的比值在1：173~1∶158之间，且在1∶167附近出现的概率较大，中间部位凸包所占比例在45%左右，两侧所占比例基本相同；仿生结构设计的间距与直径比值在1.50附近时，有良好的增阻效果；相同凸包直径条件下，间距越大，对井壁的损伤越大；正三角形排布为仿生单元增阻效果最佳的排布方式，矩形排布会增大对井壁的损伤，同时降低增阻效果；同心圆形排布对井壁的损伤最大，增阻效果最差。
“支撑新一轮找矿突破战略行动专题”编者按：本刊编辑部于2024年8月组织召开了“第六届探矿工程学术论坛”，论坛主题为“攻关先进适用钻探技术 支撑新一轮找矿突破战略行动”，共有80余篇论文在会议上进行了交流，这些论文总结了钻探工作者在新一轮找矿突破战略行动中取得的科技创新成果。本专题从中遴选13篇优秀论文发表，既有钻探理论、方法、技术、装备的创新成果，也有典型钻探工程的应用实践。该专题的出版，将有力推动钻探技术对新一轮找矿突破战略行动的支撑作用。
仿生技术作为科技创新发展的不竭源泉，为人类各个领域提供创新依据，也早已引入钻探领域。黎明和
随着地下浅层资源的逐渐枯竭，人们逐渐向地下更深部位寻求能源。然而，深部地层复杂，钻进难度指数上升，钻探作为地下能源提取的关键技术，急需攻关克难。深部钻探面临高温、高压和高地应力的严苛环境，不仅提高了岩石的强度，降低了其可钻性，同时也对钻探设备的功率和可靠性提出了更高的标准。在这种情况下，如果一味地增加钻压和扭矩，将会大大提高钻杆折断、井壁坍塌等钻井事故发生的概率。同时，由于地面钻机为钻进提供的钻压和扭矩需要通过冗长的钻杆，使得大量能量在传递过程中耗
高科
仿生自行走钻具系统是以蚯蚓为生物原型所构建的近钻头动力驱动碎岩钻进系统，目前已开发出原理样机，如
图1 自行走钻具系统三维模型和原理样机
Fig.1 3D model and principle prototype of the self‑propelled drilling system
自行走钻具系统主要由支撑机构、行走机构、压力调节机构和内外钻头回转机构组成，如
图2 自行走钻具系统结构及支撑机构工作原理示意
Fig.2 Schematic diagram of self-propelled drilling tool system structure and working principle of support mechanism
为得出高效的增阻块表面结构，本文引入仿生理念为创新依据，通过分析研究蜣螂头部与土壤的增阻机理，优选仿生结构原型。蜣螂体表不同部位分布着亚宏观至微观尺度上的多种非光滑形态，如凸包、凹坑、波纹和微观鳞片形等，这些微观非光滑结构使蜣螂体表与土壤相互作用可产生微振效应、水膜不连续效应和界面空气膜效
为分析蜣螂体表的微观凸包、凹坑结构，本文采用体视显微镜辅助观察。从整体角度观察雄性蜣螂的头部凸包的分布情况，发现中间部位凸包间距较大，而两边较小；凸包直径也有中间大、两边小的规律，且两边的凸包直径较为均一，上下部位的凸包则没有明显差异。根据观察到的凸包疏密程度，将蜣螂头部分为3个区域，并测出每个区域的尺寸，如
图3 雄性蜣螂头部各部分的尺寸示意
Fig.3 Dimensions of each part of a male dung beetle’s head
将上述划分的区域放大观察，并以0.5 mm为半径画圆，分别统计记录圆内凸包的间距、直径和凸包个数，每只蜣螂头部有6个圆形。在统计凸包数据时，以凸包中心为算，在圆内时记一个，在圆外则不计，刚好压线则计为半个，每个圆内统计5~6组代表性凸包间距与直径数据。
图4 第5只蜣螂的凸包的间距、直径及其比值
Fig.4 Spacing, diameter and their ratios of the 5th dung beetle’s bumps
本次实验共观察统计并记录了5只雄性蜣螂的头部触土部位的尺寸Z、凸包间的中心间距X、凸包的直径D以及圆内凸包的个数L值，并求X、D平均值
此外，测量了
实际增阻钻进过程中，增阻块与井壁圆筒形表面紧密接触，为后续完成增阻加压动作提供反力支撑。考虑到增阻块与井壁是面面接触的作用方式，为简化模型，缩短后期模型计算的周期，将增阻块与井壁模型之间的曲面接触简化为平面接触。
本文采用ABAQUS软件，研究和分析不同仿生增阻结构在增阻效果上的差异性。依次建立有不同仿生凸包表面形态的增阻块与井壁的相互接触几何模型。经过反复模拟试算，最终确定了模型中增阻块与岩石的网格尺寸。增阻块与岩石均采用结构化网格划分技术，共201091个网格单元，其中岩石划分为180000个网格单元，单元类型均为C3D8R，最终建立如
图5 增阻块与井壁的接触作用网格模型
Fig.5 Mesh model of the contact interaction between the incremental blocks and the well wall
在本模型中，由于主要研究设置有不同仿生凸包表面形态的增阻块在与岩石接触时所表现出的摩阻效果以及岩石的应力应变情况，因此，将增阻块设置为刚体。同时，为岩石模型赋予相应的材料属性。具体参数设置如
| 模型 | 密度/(kg· | 弹性模量/GPa | 泊松比 | 抗压强度/MPa | 内摩擦角/(°) |
|---|---|---|---|---|---|
| 岩石 | 2840 | 31 | 0.17 | 105.951 | 43.62 |
模型边界条件设置见
图6 接触仿真模型边界条件设置
Fig.6 Boundary condition setting of the contact simulation model
基于对蜣螂头部的微观凸包结构的观察与分析，以正六边形的凸包为基础结构，进行增阻块的仿生形态设计。以凸包外圆直径d（1、2、4 mm）、间距（0.25、0.5、1 d）、倾角（0°、5°、10°）和排布方式（正三角形、矩形、同心圆）为研究因素，并对每个研究因素设置3个水平，建立四因素三水平正交表（见
| 因素组号 | 直径/mm | 排布方式 | 间距/mm | 倾角/() |
|---|---|---|---|---|
| 1 | 1 | 正三角形 | 0.25 d | 0 |
| 2 | 1 | 矩形 | 0.5 d | 5 |
| 3 | 1 | 同心圆 | 1 d | 10 |
| 4 | 2 | 正三角形 | 0.5 d | 10 |
| 5 | 2 | 矩形 | 1 d | 0 |
| 6 | 2 | 同心圆 | 0.25 d | 5 |
| 7 | 4 | 正三角形 | 1 d | 5 |
| 8 | 4 | 矩形 | 0.25 d | 10 |
| 9 | 4 | 同心圆 | 0.5 d | 0 |
基于
图7 仿生凸包表面形态设计
Fig.7 Bionic bump surface morphology design
通过模拟9组不同凸包表面形态的增阻块与岩石之间的接触摩擦滑动过程，得到不同增阻块由静止状态到匀速滑动状态过程中其接触面受到的摩擦阻力的大小，如
| 组别 | 摩擦反力/N |
|---|---|
| 1 | 2061 |
| 2 | 2705 |
| 3 | 2151 |
| 4 | 2343 |
| 5 | 2535 |
| 6 | 1965 |
| 7 | 1753 |
| 8 | 1887 |
| 9 | 1864 |
对上述结果采用正交试验极差分析可得：对增阻块与井壁间摩擦反力大小影响最大的因素为直径，排布方式和间距的影响次之，倾角的影响最小。影响因素的最佳水平组合为：凸包直径1 mm、间距0.5 mm、无倾角，采用矩形排布方式。由于倾角因素对增阻块与井壁之间的摩擦阻力的大小影响最小，因此，后续着重分析凸包直径、间距以及排布方式对其增阻效果的影响。
基于上一节正交设计的相关参数，设计如
| 组别 | 直径/mm | 相邻间距/mm | 中心间距/mm | 间距/直径 |
|---|---|---|---|---|
| 1 | 1 | 1 | 2 | 2.0 |
| 2 | 1 | 1.5 | 2.5 | 2.5 |
| 3 | 1 | 2 | 3 | 3.0 |
| 4 | 2 | 1 | 3 | 1.5 |
| 5 | 2 | 1.5 | 3.5 | 1.8 |
| 6 | 2 | 2 | 4 | 2.0 |
| 7 | 3 | 1 | 4 | 1.3 |
| 8 | 3 | 1.5 | 4.5 | 1.5 |
| 9 | 3 | 2 | 5 | 1.7 |
| 10 | 增阻块表面无仿生结构设计 | |||
仿真完成后，提取增阻块由静止状态转变为运动状态时的最大静摩擦力，如
图8 不同表面结构的最大静摩擦力
Fig.8 Maximum static friction for different surface structures
如
图9 相同凸包间距不同直径的表面结构摩擦反力对比
Fig.9 Comparison of frictional reactions of surface structures with different diameters for the same bump spacing
为了深刻理解增阻块与井壁接触时对井壁岩石的损伤机理，以第8组为例，分析增阻块与井壁接触滑动中，岩石的最大主应力和最大主应变的分布特征，如
图10 不同时段岩石最大主应力分布
Fig.10 Distribution of maximum principal stresses
in rocks at different time periods
图11 不同时段岩石最大主应变分布
Fig.11 Distribution of maximum principal strains
in rocks in different time periods
可以看出，增阻块是沿着正压力与摩阻力合力的方向挤压岩石，形成钻具系统实现增阻加压的反力支撑点。当增阻块发生移动时，岩石表面的应力集中点开始远离增阻块的挤压，形变减小，应力集中程度降低，相应地，对岩石地损伤也就越小。同时，在增阻块与井壁岩石由静止接触状态转变为滑动接触状态时，岩石的形变是最大的，对其损伤也最大。一旦增阻块开始滑动接触，在增阻块与井壁岩石之间的接触形式始终保持一种挤压-分离-再挤压周期性循环模式，岩石的形变也在逐步趋于稳定。
为量化增阻块对井壁的损伤，将岩石损伤与岩石受应力时间相关联，应力值越大，作用时间越久，对岩石完整性越不利。因此，提取增阻块由静止状态转变为运动状态过程中其与井壁接触面的最大应力值，并将其随时间的变化曲线积分，获得不同应力曲线与时间轴围成的面积，以此量化评价增阻块在与井壁接触时对井壁造成的损伤（见
图12 不同表面结构不同时刻最大应力曲线与时间围成的面积
Fig.12 Area enclosed by the maximum stress curves and time at different moments for different surface structures
当增阻块表面设置的仿生凸包的直径为1 mm、相邻间距为2 mm时，在与井壁接触增阻过程中，对井壁的损伤最大，相较于对照组，损伤程度加剧31.34%。当增阻块表面设置的仿生凸包的直径为3 mm、相邻间距为1 mm时，在与井壁接触增阻过程中，对井壁的损伤最小，相较于对照组，损伤程度减弱48.03%。其中，对井壁损伤较小的仿生表面结构设计中，第1、4、7组表面结构对井壁的损伤分别降低了32.37%、35.83%和48.03%。
如
图13 相同凸包间距不同直径的表面结构下最大应力曲线与时间围成的面积对比
Fig.13 Maximum stress curve and the area enclosed by time for surface structures with different diameters and same bump spacing
为了更加直观地得到不同仿生结构设计在接触增阻过程中所表现出的综合性能，将增阻块受到的摩擦反力和最大应力曲线围成面积的比值作为综合评价增阻块在与井壁接触增阻过程中性能好坏的指标。如
图14 不同表面结构摩擦反力与其应力曲线围成面积的比值
Fig.14 Ratio of friction reaction force to the area en‑closed by its stress curve for different surface structures
独立选择凸包排布方式对增阻块增阻效果的影响，结合第二章中对蜣螂头部表面微结构的研究结果（头部凸包微结构的间距与凸包直径的比值在1.5左右），最终确定以凸包直径2 mm、相邻间距1 mm为基础设计参数，并在此基础上进行仿生凸包排布方式对增阻块增阻性能影响的研究。
与前文分析方法一致，提取接触增阻过程中增阻块由静止状态转变为滑动状态时受到的最大静摩擦力（摩擦反力），如
图15 不同分布结构下的摩擦效果对比
Fig.15 Comparison of friction effects with different distribution structures
岩石使用石灰岩，尺寸为边长400 mm的正方体，中心开有直径216 mm的通孔，其中心通孔已经调心完成。测试块材质为45号钢，圆弧半径为108 mm，长度为70 mm，宽度为30 mm，采用数控加工的方法加工出仿生增阻单元，如
图16 仿生结构测试块
Fig.16 Tested block with bionic structure
测定试块与岩石的静摩擦力时，记录试块与岩石从相对静止到滑动过程中的拉压力传感器示数，所得数据减去试块自重并绘制曲线，曲线最高点即为最大静摩擦力大小。
提取拉压传感器数据，可得到测试块在纵向的受力情况。
| 实验组 | 凸包直径/mm | 凸包中心间距/mm | 间距/直径 | 最大静摩擦力/N | 增阻百分比/% |
|---|---|---|---|---|---|
| 1 | 1 | 2 | 2.0 | 464.8 | 97.7 |
| 2 | 1 | 3 | 3.0 | 257.7 | 9.6 |
| 3 | 2 | 3 | 1.5 | 378.3 | 60.9 |
| 4 | 2 | 4 | 2.0 | 270.4 | 15.0 |
| 5 | 3 | 4 | 1.3 | 491.9 | 109.2 |
| 6 | 无 | 无 | 无 | 235.1 | 0 |
通过数据可以看出，增阻效果较好的3个试块其凸包中心间距与直径比值大致在1.5，与模拟结果保持一致。通过对比第1组数据和第4组数据可知，间距与直径比例在2时，凸包直径越小，增阻效果越明显；对比第2与第3组、第4与第5组数据可知，中心间距相同时，增大凸包大小有助于提升静摩擦力；对比第1组与第2组、第3组与第4组数据可知，在控制仿生凸包直径大小相同的情况下，增大凸包之间的间距，会降低试块的增阻效果。
值得注意的是，在实验过程中存在不同程度的岩粉填充仿生凸包间隙的现象，如
图17 试块岩粉填充情况
Fig.17 Rock dust filling condition of tested blocks
提取相同直径和间距（直径2 mm，中心间距3 mm）、不同排布方式（正三角形、矩形、圆形排布）的3组实验数据与光滑测试块的数据进行对比分析，制作实验数据表如
| 实验组 | 排布方式 | 最大静摩擦力/N | 增阻百分比/% |
|---|---|---|---|
| 1 | 正三角形 | 378.3 | 60.9 |
| 2 | 矩形 | 376.5 | 60.2 |
| 3 | 同心圆形 | 333.7 | 41.9 |
| 4 | 无 | 235.1 | 0.0 |
根据测试结果不难看出，正三角形排布和矩形排布增加的摩擦阻力大致相同，均优于同心圆形排布方式。与模拟结果相对比，通过实验所得不同仿生测试块静摩擦阻力增幅程度大大提高，但总体趋势大体相同，说明有限元分析具有一定可靠性。
测试块在增阻过程中会在井壁留下划痕，同时测试快重复在同一位置增阻过程中，自身受力情况也会有所不同，因此通过观察井壁形貌和检测测试块受力情况能够预测支撑机构对井壁的损伤。将不同的测试块在岩石内壁以微小的速度单向滑动3次，观察记录拉压传感器示数，分析最大静摩擦变化情况，以观察不同仿生结构测试快对井壁的损伤。
提取5种不同直径和间距的仿生结构测试块实验时拉压传感器数据，每个测试块3组实验室据，如
| 实验组 | 凸包直径/mm | 中心间距/mm | 第1次增阻百分比/% | 第2次增阻百分比/% | 第3次增阻百分比/% |
|---|---|---|---|---|---|
| 1 | 1 | 2 | 97.7 | 93.1 | 92.7 |
| 2 | 1 | 3 | 9.6 | 4.2 | -8.8 |
| 3 | 2 | 3 | 60.9 | 60.2 | 55.9 |
| 4 | 2 | 4 | 15.0 | -3.1 | -13.1 |
| 5 | 3 | 4 | 109.2 | 107.3 | 106.2 |
从实验数据可知，随着实验次数的增加，各个测试块增阻百分比出现了不同程度的下降，这是由于在相同位置进行多次实验时，仿生凸包对井壁产生微损伤并不断碾压、破碎，并根据自身的仿生单元的形状产生了微沟槽，降低了使用过程中的最大静摩擦。
在实验中发现，在进行多次摩擦测试过程中，静摩擦阻力出现了负增长，说明这两种测试块对井壁的损伤程度大，破坏了岩石表面结构，形成了贴合测试块凸包结构的沟槽，同时破碎时产生的石灰岩粉颗粒在凸包与岩石表面起到一定润滑作用，降低了最大静摩擦力，见
图18 测试块与岩石接触痕迹
Fig.18 Marks produced by the contact of the tested blocks and the rock
通过对比数据可知，相同凸包直径条件下，间距越大，对井壁的损伤越大；保持凸包间距不变，凸包直径越小，对井壁的损伤越大。这种现象的原因在于，在前进过程中，前后两个凸包间的岩石受到前面凸包所提供的切向拉应力，受到后面凸包提供切向压应力，这两种应力存在应力干涉现象，间距过大时，两种应力干涉作用较弱，单个凸包破碎岩石作用显著，而随着间距减小，这种干涉现象愈发显著，凸包之间协同作用削弱单一凸包对岩石的破碎，进而降低单一凸包对岩石的损伤，宏观来看仿生单元整体对岩石的损伤相对减弱。而增大凸包直径或缩小凸包间距能有效加强这种应力干涉现象。
根据前文所设置的正三角形、矩形、同心圆形三种仿生凸包排布方式，进行相应实验，得到柱状图（
图19 不同排布方式3次增阻百分比柱状图
Fig.19 Incremental percentage for 3 passes in different rows
正三角形排布对井壁的微损伤最轻，3次实验中分别摩擦阻力分别下降了0.7%和4.3%，矩形排布则下降了1.6%和12.1%，同心圆形排布对井壁的损伤较大，两次下降幅度分别达到了8.4%和9.0%。
对于矩形排布，第2次实验增阻百分比下降幅度较小，但第3次实验增阻效果明显下降更多，这是由于矩形排布的仿生结构在前进时，凸包沿着前进方向进行投影时存在空隙，这部分空隙在实验过程中不与凸包接触，
图20 仿生试块与井壁接触产生的微痕
Fig.20 Microtraces produced by contact of bionic tested blocks with the well wall
（1）通过对蜣螂头部增阻非光滑测定与分析得出：蜣螂头部凸包间距与直径的比值在1.50左右；中间部位凸包的直径与对应蜣螂头部长度的比值在1∶142~1∶133，且在1：138附近出现的概率较大，两边凸包的直径与对应蜣螂头部长度的比值在1∶173~1∶158之间，且在1∶167附近出现的概率较大；中间部位凸包所占比例在45%左右，两侧所占比例基本相同。
（2）通过仿真分析得出：仿生凸包中心间距与凸包直径的比值在1.5左右，均具有相对较高的增阻效果；结合井壁损伤，建立了增阻效果评定指标，仿生结构参数为直径3 mm、相邻间距1 mm、中心间距4 mm的测试块增阻效果良好。从仿生凸包排布方式的角度讲，采用正三角形、同心圆、矩形排布摩擦反力依次提高17.67%、13.43%、12.82%；考虑对井壁的损伤，正三角形排布方式的仿生表面结构呈现出最佳的综合增阻性能，矩形排布方式次之，同心圆排布方式的综合增阻性能最弱。
（3）通过实验测定，得出：仿生结构设计的间距与直径比值在1.5附近时，有良好的增阻效果，摩擦阻力分别提高了97.7%、60.9%和109.2%；间距与直径比值大于1.5的增阻块其增阻效果有明显下降，且对岩石损伤较大。从仿生凸包排布方式的角度讲，正三角形排布方式的仿生表面结构呈现出最佳的综合增阻性能，矩形排布方式次之，同心圆排布方式的综合增阻性能相对较差。
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