特深孔地質巖心鉆探鉆孔口徑及管柱規格研究

梁 健， 尹 浩， 孫建華， 王志喬， 蔡紀雄， 李鑫淼

(1.中國地質科學院勘探技術研究所, 河北 廊坊 065000； 2.中國地質大學〈北京〉工程技術學院, 北京 100083；3.無錫鉆探工具廠有限公司, 江蘇 無錫 214147)

0 引言

深地探測是地球科學的最前沿，被看成是解決人類面臨能源資源和生存空間基本問題的必由之路，深地開拓科技問題已提升到戰略高度[1-2]。深部鉆探作為必要的技術手段之一，目前我國尚缺失5000 m以深地質巖心鉆探技術與裝備，而油氣鉆井與地質巖心鉆探差異大，無法直接應用[3]。為響應黨中央“向地球深部進軍”的號召，全面實施深地探測、深海探測、深空對地觀測和土地工程科技“四位一體”的科技創新戰略，亟需開展大深度智能地質鉆探關鍵技術與裝備的研發，包括開展復雜地層鉆進智能控制、地質巖心鉆機關鍵技術研究與裝備研制、大深度高性能薄壁繩索取心鉆桿研制、小口徑高效系列鉆具研究、環保沖洗液體系與廢漿處理技術等，突破智能控制、高效鉆進、輕量化與模塊化等關鍵技術，為探索地球深部奧秘、勘探深部資源等提供有力的技術裝備支撐。

近年來，多個部門先后設計和施工了3000 m以深的地質巖心鉆孔，其中山東萊州“中國巖金第一鉆”于2013年5月29日終孔，終孔深度4006.17 m，創我國地質巖心鉆探深度紀錄[4]。深孔地質巖心鉆探“滿眼”鉆進的服役工況更加復雜，其將遇到的困難與挑戰可概括為“地層多變性、連續取心難、環空間隙小、孔壁摩阻大、地表驅動難、送鉆精度低、鉆孔口徑小、鉆具輸出弱”。隨著鉆孔深度的不斷增加、工作難度的持續增大，深孔施工過程中鉆孔事故率大幅度增大，其中不同程度地存在著鉆桿柱極限承載力低、韌性不足致使鉆桿斷裂、螺紋拉脫，以及口徑系列不匹配致使沖洗液環空壓力降偏大，易發生鉆孔漏失和孔壁不穩定等技術問題[5-10]，采用常規工藝技術難以滿足鉆探要求。

因此，針對5000 m特深孔地質巖心鉆探基礎準則與依據缺失，制定鉆孔結構、鉆具級配、裝備配置等規范，構建以繩索取心為主的特深孔多工藝地質鉆探技術體系是一項復雜的系統工程[11]。本文參考現行標準并綜合其他工程實踐作為參考，開展5000 m地質鉆探鉆孔口徑、管柱規格等設計與計算，方案兼顧推廣應用現實需求，優化和加強以H、P作為深部固體礦產鉆探主要口徑，做好152 mm以上口徑產品研制工作，并完成了現行方案與國內外深部鉆探案例對比分析。

1 國內外深孔巖心鉆探口徑系列及管柱規格

1.1 德國GewerkschaftWaler AG公司

以繩索取心鉆探工藝為基礎，發展了H/P/S三種鉆孔口徑和管柱規格，可解決最大深度分別為4500和4000 m的鉆孔(見表1)。當鉆桿柱被迫留在孔內時可當套管使用，用次一級較小鉆桿繼續鉆進，即下一開次鉆頭直徑小于本開次鉆桿最小內徑。鉆桿加大了管體壁厚，增加了鉆桿柱的剛度和耐腐蝕能力，減小了巖心直徑；同時，改進鉆桿的尺寸公差(壁厚、同軸度、直線度等)，顯著減少鉆桿柱的振動；接頭與桿體摩擦焊接，螺紋為改進的API螺紋，多次擰卸磨損較小。以上措施使鉆桿柱的安全性和可靠性大幅增加，其平均壽命達到12000 m。

1.2 德國大陸深鉆計劃(KTB)先導孔

舉世矚目的位于普法爾茨的聯邦德國大陸深鉆計劃(KTB)先導孔經歷560d的鉆探施工，于1989年4月4日，以4000.1 m的深度達到其科學目的。從480～3893 m的孔段，采用了繩索取心鉆探工藝，總進尺3142.6 m，取得巖心3074.66 m，巖心采取率97.84%。先導孔鉆孔設計四開完鉆，其中三開技術套管為活動套管，可實現超前裸眼鉆進，以解決地層復雜致使鉆孔結構設計開次不足的問題。KTB先導孔的鉆孔及套管程序見圖1。

表1 GW-深孔鉆探繩索取心系統

注：杜祥麟(翻譯);劉廣志(校核). Modern exploration by deep slim hole drilling and wire line coring. (內部資料)

圖1 KTB先導孔的鉆孔及套管程序

KTB先導孔工程研究結果表明：重新設計包括鉆桿在內的繩索取心鉆進系統，除了設計鉆桿外，還要設計專用的鉆鋌(見表2)；鉆桿的抗拉強度構成了最重要的設計準則；鉆頭及巖心管的尺寸要依據鉆桿的設計而定；鉆桿長度9 m，結構為外平內加厚形式；采用屈服強度為965MPa的優質合金鋼制作接頭，采用屈服強度725 MPa的合金鋼作為鉆桿體；鉆桿體兩端鐓粗，以摩擦焊接方法與接頭連接在一起；鉆桿外平減少了卡鉆的危險，另外減小了小環空高轉速情況下的鉆桿柱摩擦。

表2 KTB先導孔繩索取心鉆桿柱的技術參數

注：楊志豪, 張偉(翻譯);王達(校對). 聯邦德國大陸深鉆計劃-鉆探技術報告. (KTB-Report95-3內部資料)

1.3 夏威夷科鉆

夏威夷科學鉆孔設計孔深為4500 m，終孔深度4419.6 m，全孔連續取心，采用了“復合式”鉆桿柱設計，即由上部?88.9 mm高強度的Hydril 501油管柱(套管內)和下部常規HMCQ繩索取心鉆桿(裸眼內)組合而成[12-13]，見表3。施工采用了超前裸眼鉆進，全孔的取心鉆進孔徑統一為?98.4 mm，遇復雜地層無法鉆進時，通過擴孔來加大孔徑并下套管。

表3 夏威夷深孔繩索取心系統

1.4 中國大陸科鉆CCSD-1井繩索取心鉆進預案

中國大陸科鉆CCSD-1井井身結構總體方案設計原則為“少下套管，裸眼終孔”，加之地質情況不明，設計方案有兩個體系，即繩索取心體系和提鉆取心體系[14]。繩索取心體系井身結構見圖2；鉆具組合參數見表4。CCSD-1井井身結構設計方案僅給出了套管程序徑向級配尺寸，套管的下入深度還需根據具體地層信息確定。A設計使用長年CHD134和CHD101兩套鉆具，鉆桿可做套管使用；如遇復雜情況，CHD76或NBQ鉆具可做儲備口徑。B設計第二層為146 mm口徑，下?127 mm套管，然后換95 mm口徑，用?91 mm加重繩索取心鉆具鉆至終孔；如遇復雜情況，?71 mm加重繩索取心鉆具做為儲備口徑。

圖2 CCSD-1井繩索取心鉆進預案

表4 長年CHD-深孔繩索取心系統

1.5 中國巖金勘查第一深鉆

山東萊州西嶺金礦區ZK96-5鉆孔被譽為“中國巖金第一深鉆”，五開完鉆、終孔口徑75 mm、孔深4006.17 m，最終鉆孔結構見圖3。其中，在五開鉆進至3300～4006.17 m時，由于N規格繩索取心鉆桿能力的不足，使用了復合鉆桿柱技術，即下部配2800 m的常規N規格(?71 mm)繩索取心鉆桿，上部采用?60 mm特制外絲鉆桿[4]。在取心作業時，先提出上部?60 mm特制外絲鉆桿后，再下入打撈器打撈巖心。復合鉆桿柱技術解決了S75繩索鉆桿能力不足的缺陷，增加了輔助時間。我國常規繩索取心鉆桿常用規格系列見表5。

表5 我國常規繩索取心鉆桿規格系列

圖3“中國巖金第一深鉆”ZK96-5孔孔身結構

Fig.3Borehole structure of ZK96-5

綜上所述，在采用繩索取心鉆進工藝為主體的前提下，德國GewerkschaftWaler AG公司和中國大陸科鉆CCSD-1井預案采用了重型繩索取心鉆具體系設計思路，2～3開次完鉆；夏威夷科鉆和巖金勘查第一深鉆為復合鉆桿柱的設計思路；同時，德國大陸科鉆KTB與夏威夷科鉆采用超前裸眼鉆進。

2 環空水力學計算

2.1 泥漿壓力損耗理論

特深孔地質巖心鉆探循環系統壓力損耗問題相對復雜，由于循環系統管路不規則，加之泥漿的流變特性變化較大，為此在工程上要進行簡化計算，即將泥漿看作賓漢流體、鉆頭外徑與裸眼直徑相等。根據水力學伯努利方程，可推導出計算壓耗的基本公式[15]。

(1)地表管匯壓力損耗。

+L3/d34.8+L4/d44.8)

(1)

(2)鉆桿柱內壓力損耗。

對于層流：

(2)

對于紊流：

(3)

(3)鉆頭水口壓力損耗。

(4)

(4)環空壓力損耗。

對于層流：

(5)

對于紊流：

(6)

2.2 鉆孔口徑優化與套管程序選擇

通過計算各開次裸眼鉆進時的理論壓耗、泵功率及碎巖面積等，確定合理鉆頭直徑，以選用最優套管規格，實現優化現有鉆孔口徑系列和套管程序等。同時，由于無具體地層信息，套管的下入深度無法確定，但當某一開次無論套管下深多少，由式(6)可知，在保證裸眼流速及塑性粘度一致的前提下，如有套管且間隙合理，其泵功率、循環壓降相對基于下一開次裸眼口徑計算的結果一定降低，碎巖面積不變，也就是說基于裸眼計算具有其合理性，計算出的泵功率及循環壓降為最大值。因此，本文計算是基于裸眼鉆進開展的，低(或無)固相泥漿密度1.05 g/cm3，塑性粘度0.001 Pa·s，裸眼環空流速1.5 m/s；一開設計孔深4500 m，二開孔深5000 m，三開孔深5500 m；從鉆桿柱剛度、抗腐蝕能力、標準管體規格等方面考慮，鉆桿體分別選為：一開?139.7/125.36/7.17 mm、二開?114.3/100.54/6.88 mm、三開?88.9/77.9/5.50 mm(外徑OD/內徑ID/壁厚S)。

圖4～6是不同開次裸眼鉆進理論壓耗、泵功率、碎巖面積等隨鉆孔直徑變化的趨勢圖。從圖中可知，隨著鉆孔口徑的增大，泥漿循環壓降降低、碎巖面積增加，一開鉆進的泵功率降低、二開和三開的泵功率先降后升；其中三個開次的泵功率變化在1.5～4.0 kW，影響不大，因此循環壓降和碎巖面積成為優選鉆孔口徑的最重要因素；綜合得出一開最優口徑為155～156 mm，二開最優口徑為126～128 mm，三開最優口徑為101 mm；同時，從現行國家及行業標準中的套管規格來看，一開套管規格選用分界口徑為154 mm，二開套管規格選用分界口徑為124 mm，三開套管規格選用分界口徑為101 mm。

圖4一開裸眼鉆進理論壓耗、泵功率等變化趨勢

Fig.4Variation trends of theoretical pressure loss and pump power in first open-hole section drilling

圖5 二開裸眼鉆進理論壓耗、泵功率等變化趨勢

圖7是一開裸眼鉆進孔內壓耗分布圖。從圖中可知，泥漿壓力損耗主要集中在外環空的壓力損耗，占總壓力損耗的93.3%；地表管線壓力損耗可忽略不計；由于碎巖后巖粉和孔壁造漿作用，鉆孔外環空與內環空液柱壓差占總壓力損耗的0.2%。

圖8是一開裸眼鉆進?152 mm(現行標準口徑)與?156 mm(本文一開優選口徑)鉆孔直徑的碎巖面積、壓力損失等參數變化比率圖。從圖中可知，鉆孔直徑增加后，156 mm鉆孔口徑的泵功率升高2.4%，環空壓耗下降33.7%，碎巖面積增加12%。

綜合以上計算與分析，給出了優化后的口徑系列和套管程序見表6。

圖6三開裸眼鉆進理論壓耗、泵功率等變化趨勢

Fig.6Variation trends of theoretical pressure loss and pump power in third open-hole section drilling

圖7 一開裸眼鉆進孔內壓耗分布圖

圖8 一開裸眼鉆進?152 mm與156 mm口徑參數變化比率

表6 水力學優化后的鉆孔口徑和套管程序

3 鉆桿等強度設計

本文的鉆桿設計準則如下：

(1)鉆桿等強度設計，即接頭螺紋根部截面屈服強度不小于桿體強度、內外螺紋強度基本一致。

(2)鉆桿端部加厚形式包括外平內加厚、內平外加厚及內外加厚形式，加厚形式應綜合考慮應用孔深、鉆進工藝、內管投放、事故處理、起下鉆坐卡及其自動化操作等。

(3)接頭與桿體連接形式(螺紋連接、加厚直聯、摩擦焊直聯)、加厚端尺寸、螺紋等應結合生產制造中設備生產參數綜合考慮。

鉆桿結構參數計算思路框架見圖9。

3.1 鉆桿結構尺寸關系

根據圖10的鉆桿結構關系與等強度設計準則，建立了母接頭壁厚≥公接頭壁厚、接頭壁厚≥桿體壁厚、螺紋小徑+2倍牙高=螺紋大徑、臺肩+螺紋縱向尺寸=接頭壁厚的尺寸關系計算模型：

圖9 鉆桿結構參數計算思路

(7)

式中：S母端——母接頭近端部橫截面積，mm；S公根——公接頭根部橫截面積，mm；Do——接頭外徑，mm；Di——接頭內徑，mm；do——鉆桿體外徑，mm；di——鉆桿體內徑，mm；x1——公螺紋臺肩徑向寬度，mm；x2——母螺紋根部臺肩徑向寬度，mm；d根大——公接頭螺紋大端大徑，mm；d端大——公接頭螺紋小端大徑，mm；d根小——公接頭螺紋大端小徑，mm；d端小——公接頭螺紋小端小徑，mm；L——螺紋長度，mm；P——螺距，mm；Cone——螺紋錐度。

圖10 接頭及桿體結構示意圖

鉆桿接頭螺紋結構參數如圖11、圖12所示。圖12中：d為螺紋有效平均最大直徑，mm；d1為螺紋有效平均最小直徑，mm；d2為螺紋有效平均直徑，mm。

3.2 鉆桿的受力分析

鉆進過程中，鉆桿柱運動及受力極其復雜，包括自轉、渦動、縱向振動、扭轉振動、橫向振動等[16-20]。以靜力學計算為基礎，鉆桿的抗拉強度構成了其最重要的設計準則。在不考慮動載荷的影響下，鉆桿體部分受到自重拉伸與工作扭矩扭轉的作用；除此之外，鉆桿接頭還受到上扣扭矩的影響，同時接頭處還存在螺紋連接結構。在進行螺紋末端軸向力的確定時，除考慮自重產生的Fa，還需要考慮上扣扭矩Tu與工作扭矩對螺紋所受軸向力的影響(如圖13所示)。

圖11 螺紋結構參數示意圖

圖12 螺紋徑向參數示意圖

圖13 鉆桿接頭螺紋面及端部受力示意圖

(1)鉆桿自重產生軸向力為：

Fa=G桿Ka=ρglπ(do2-di2)Ka·106/4

(8)

式中：Fa——自重產生的軸向力，kN；ρ——合金鋼密度，g/cm3；l——鉆桿柱長度，m；K——浮力系數；a——接頭增重系數。

(2)由上扣扭矩Tu產生的接頭所受軸向力Fu為[21]：

(9)

其中，預緊應力與破壞應力之比為：

σu/σs=0.35(1+1/Q)

(10)

式中：Fu——上扣扭矩Tu產生的接頭所受軸向力，kN；Tu——上扣扭矩，N·m；ψ——螺紋螺旋升角，(°)；ρ′——當量摩擦角，ρ′=arctan{μ/cos〔arctan(tanβtanψ)〕}，(°)；μ——有潤滑脂作用下的螺紋動摩擦系數，取值0.1；β——牙型半角，(°)；Q——預緊系數，考慮到接頭為沖擊或動力擰緊，Q取值為2。

綜上所述，推導得出由于預緊產生的公螺紋軸向拉力為：

Fu=0.131πσs(d12-Di2)

(11)

式中：Fu——上扣扭矩Tu產生的接頭所受軸向力，kN；σs——上鉆桿接頭材料屈服強度，GPa；

(3)鉆進過程中，鉆桿接頭承受鉆頭與地層間以及鉆桿與井壁(套管)間碎巖、摩擦的反扭T而產生的軸向力為Fb，其中T井壁與T鉆頭根據鉆井實測數據歸納的公式計算。

T=T井壁+T鉆頭

(12)

T井壁=πdoε1l/1000

(13)

T鉆頭=πdo2ε2

(14)

由此可推導出反扭T而產生的軸向力為Fb，公式如下：

(15)

式中：T——工作扭矩，N·m；T井壁——井壁對鉆桿產生的反扭矩，N·m；T鉆頭——地層對鉆頭產生的反扭矩，N·m；Fb——工作扭矩T產生的接頭所受軸向力，kN；l——鉆孔深度，m；do——鉆桿桿體外徑，mm；ε1=2.65，ε2=0.011。

3.3 鉆桿的強度要求

隨著孔深的不斷增加，孔口處鉆桿所受軸向拉力逐漸增加，得益于上扣扭矩的預緊作用，螺紋牙上的接觸壓力基本保持不變，扭矩產生的臺肩面之間的擠壓力逐漸減小[22]，當上扣扭矩產生的臺肩擠壓力為零時，鉆桿柱長度達到設計的使用長度，即上扣扭矩產生的螺紋軸向力不小于設計鉆桿柱總重力Fa。因此，鉆桿接頭承受總的軸向力F取Fa與Fb之和。

3.3.1 接頭的拉伸與扭轉強度

接頭除去螺紋部分占用空間外的有效抗拉強度校核公式如下：

(16)

式中：σ拉——鉆桿接頭螺紋大端根部橫截面受到的軸向拉應力，GPa；F——接頭所承受的總的軸向拉力，kN；S公根——公接頭根部危險斷面面積，mm2；[σs]——接頭材料的許用拉應力，取0.9σs，GPa。

接頭除去螺紋部分占用空間外的有效扭轉強度校核公式如下：

(17)

式中：τ扭——鉆桿接頭受到的切應力，GPa；Wp——扭轉截面系數，mm3。

3.3.2 螺紋的剪切強度

假設剪應力平均分布在牙根端面上，由螺紋沿周向懸臂梁根部斷面剪切，其剪切強度條件為：

(18)

簡化后為：

(19)

式中：Fs——接頭螺紋所承受的剪切力，取F，kN；Sr——齒根面積，mm2；ρ——摩擦角，ρ=arctanμ；z——螺紋有效作用牙數，z=L/P-2；b——螺紋牙底寬，mm；[τ]——接頭材料的許用剪應力，取0.65σb，GPa。

3.3.3 螺紋的彎曲強度

將螺紋牙展開，在螺紋齒高中點處受到平均分布力FM/z作用下的懸臂梁，其最大彎曲應力為[23]：

(20)

式中：FM——螺紋側面受到的分布載荷沿軸向的合力，取F，kN；h——螺紋齒高，mm；[σw]——許用彎曲正應力，取σs，GPa。

3.3.4 螺紋的擠壓強度

(21)

式中：Fp——接頭螺紋所承受的擠壓力，取F，kN；[σp]——材料的許用擠壓應力，取2σb，GPa；Sp——螺紋承受擠壓的面積，mm2。

3.3.5 自鎖

ψ=arctan(P/πd2)≤ψv=arctanρ′

(22)

3.4 螺紋參數強度校核

3.4.1 公螺紋大端小徑d根小

將式(16)和式(17)分別代入下式可計算出螺紋大端小徑d根小的最小值。

(23)

式中：n——設計安全系數。

3.4.2 螺紋長度L

假設接頭根部被拉伸破壞時，螺紋牙也被擠壓破壞，可進行螺紋長最小值Lmin的計算。即，滿足S公根/Sp=[σp]/[σs]，可推出：

(24)

式中：R1、R2——螺紋齒頂、齒根的圓角半徑，mm；scf——螺紋應力集中因子，可取0.6。

根據螺紋幾何關系，可推出：

d+d1=2d根小-Cone(L-2P)+2h

(25)

將式(25)代入式(24)，解關于Lmin的一元二次方程，可得到Lmin。

3.4.3 螺紋牙高h

假設接頭根部被拉伸破壞時，螺紋牙也被擠壓破壞，可進行螺紋牙高最小值hmin的計算，即：

(26)

將式(25)代入式(26)，解關于hmin的一元二次方程，可得到hmin。

3.4.4 螺距P

根據式(21)可推導出螺距最大值Pmax，即：

(27)

將式(25)代入式(27)，解關于Pmax的一元二次方程，可得到Pmax。

3.4.5 接頭外徑Do

根據受力滿足第四強度理論及式(7)，可計算出接頭外徑Do。

3.5 鉆桿結構及螺紋參數計算結果

選用國家和行業標準中的鉆桿體規格，并由表6可知各開次設計深度，給定設計安全系數為2.0、選擇API標準中S135鋼級強度；假定鉆桿定尺長度為9 m、接頭的增重系數為1.05、泥漿密度1.05 g/cm3，可計算出鉆桿柱的懸重及確定其上扣扭矩值。再結合式(7)、(16)～(21)及(23)，并考慮鉆孔直徑與繩索取心工藝需求，可計算出接頭外徑Do與內徑Di以及螺紋大端大徑d根大與螺紋小端大徑d端大；以及給定的牙型角、螺紋錐度、螺距、螺紋長度、牙高等，根據式(24)～(27)求出Lmin、hmin、Pmax，驗證最初給定的L、h、P是否合理，不合理根據計算出的極值重新給定。

綜合以上計算，給出了鉆孔直徑、套管程序、鉆桿尺寸和螺紋參數計算結果(見表7)。從表7中可知，與現行標準相比，各開次鉆孔直徑加大，增加了鉆頭的碎巖面積，潛在的降低了機械鉆速，但環空壓耗的下降為孔底動力鉆具使用留有壓降空間，還可抑制由于高泵壓帶來的鉆孔漏失和孔壁不穩定等問題，同時適當加大的鉆桿柱外環空間隙降低了管柱與孔壁的碰撞概率和摩擦阻力；由于設計鉆深的加大，從鉆桿柱剛度、抗腐蝕能力等方面考慮，參考標準適量增加了桿體的壁厚；依據等強度設計原則，綜合考慮環空間隙、螺紋參數、內管打撈投放以及孔口操作等事宜，鉆桿接頭結構確定為內外加厚形式，適度的外加厚(單邊3 mm左右)既有效滿足繩索取心鉆進工藝需求，還可高效滿足起下鉆坐卡及其自動化操作，同時在不過多“犧牲”巖心直徑的條件下，滿足了內管總成的高效投放與打撈；加大了螺紋錐度可有效提高加接單根時螺紋的對中性；通過增加螺紋長度和螺紋扣高，優化設計接頭尺寸，使得整體管柱的結構與環空尺寸合理化。

表7 外徑/內徑計算優化的鉆桿結構和套管程序

注：給定值為計算的前提條件值；計算值為按算法計算后的數值；選擇值是根據計算值和給定值查詢標準后選擇的數據。

4 結論

綜上研究和分析，可以得到以下幾點結論：

(1)5000 m深孔繩索取心鉆進應以重型取心鉆具體系設計為主導思路，2～3開次完鉆或采用超前裸眼鉆進方法，必要時可考慮復合鉆桿柱組合設計。

(2)通過環空水力學計算，優化了不同開次的鉆孔直徑，結果顯示降低了環空壓耗，泵功率變化不大，碎巖面積增大，為孔底動力鉆具使用留有壓降空間，初步形成了深孔巖心鉆探新的鉆孔口徑系列。

(3)以靜力學計算為基礎，鉆桿軸向力為主的等強度設計構成了最重要的基本準則，在滿足繩索取心“滿眼”鉆進工藝特點的同時，為獲得盡量大的巖心及便于薄壁金剛石鉆頭的使用，鉆桿加厚形式為內外鐓粗。

(4)適當增加的鉆桿體壁厚，增加了鉆桿柱剛度、抗腐蝕能力，但減小了巖心直徑；需重新設計包括鉆桿在內的繩索取心鉆進系統。

(5)鉆頭、內管總成及專用鉆鋌(或加重鉆桿)的尺寸要依據鉆桿的設計而定，等強度設計方法使鉆桿柱重力與接頭尺寸之間的關系達到最佳化。

(6)鉆桿采用直聯結構，與摩擦焊相比，可保證鉆桿的尺寸公差(壁厚、同軸度、直線度)，會顯著減少鉆桿柱的振動；與螺紋連接相比，減小了螺紋處薄弱點數量，增加了孔內作業的安全性和可靠性，但鉆桿矯直需要增加工序。

(7)后續設計中還可增加螺紋防磨和密封及接頭耐磨帶技術，采用技術可靠并且經濟的制造方法。

(8)計算中給出了不同開次鉆進時所需的泵量與泵壓，可為后續泥漿泵設計與優選提供技術參考。

致謝：在特深孔地質巖心鉆探鉆孔口徑及管柱規格的論證過程中，得到了中國地質調查局王達教授級高工和張偉教授級高工、中國地質調查局勘探技術研究所張金昌教授級高工和劉凡柏教授級高工、中國地質調查局探礦工程研究所陶士先教授級高工、中煤科工集團西安研究院有限公司石智軍研究員、中國地質大學(北京)劉寶林教授和王成彪教授、中國地質裝備集團有限公司劉躍進教授級高工和朱江龍教授級高工、山東省地質礦產勘查開發局第三地質大隊陳師遜教授級高工、無錫鉆探工具廠有限公司彭莉總工、金石鉆探(唐山)股份有限公司田波董事長等專家和學者的幫助，在此表示衷心的感謝！