錐形PDC齒和常規PDC齒混合切削破巖試驗研究

張文波 史懷忠 席傳明 張楠 熊超 陳振良

摘要：混合布齒PDC鉆頭在油田現場取得了較好的提速和進尺效果，但其設計過多依賴于設計者的經驗，缺乏理論依據和室內試驗數據支撐。為了優選錐形PDC齒與常規PDC齒混合布齒參數，進一步提高混合布齒PDC鉆頭在硬巖地層中的鉆進性能，針對花崗巖地層設計并開展了錐形齒和常規齒混合切削試驗，探究了同軌道切削順序、切削齒高差和異軌道錐形齒間距、切削齒高差對破巖效果的影響規律。研究結果表明：對于同軌道混合切削，采用先錐形齒后常規齒的切削順序可以使錐形齒和常規齒的破巖效率都達到最佳，獲得最佳的整體破巖效果；對于異軌道混合切削，隨著錐形齒間距的增加，切削力和破巖比能先減小后增大，而破巖體積先增大后減小；當錐形齒間距為18 mm時，切削力和破巖比能同時達到最小值，分別為4 252 N和108 MPa，最優錐形齒間距為18 mm。所得結論可為適用于硬巖地層鉆進的混合布齒PDC鉆頭設計提供指導。

關鍵詞：PDC鉆頭；混合布齒；錐形齒；破巖比能；混合切削；同軌道切削

0 引 言

PDC鉆頭自20世紀70年代進入油氣鉆井行業以來，憑借高鉆速、長進尺的優勢迅速占領了全球油氣鉆頭市場［1］。目前PDC鉆頭在全球的進尺占比已經超過90%，但常規PDC鉆頭在堅硬地層中仍面臨崩齒、碎齒和磨損等挑戰［2-3］。2010年，美國Novatek公司C.J.DURRAND等［4］發明了一種新型PDC齒——錐形齒。該齒外形為圓錐狀，錐頂位置金剛石層厚度是常規PDC齒的2倍，抗沖擊性和耐磨性分別提高了100%和25%。此外，錐形齒依靠齒尖應力集中和特殊的犁削破巖方式在硬巖地層中具有較高的破巖效率。

關于錐形PDC齒，國內外學者開展了較為豐富的研究。中國石油大學（華東）鄒德永團隊開展了錐形齒破巖、耐磨性和抗沖擊性測試的室內試驗，研究了切削角、錐頂半徑、吃入深度和巖石硬度等參數對錐形齒受力、耐磨性和抗沖擊性的影響規律［5-7］。C.J.DURRAND等［8］以及M.AZAR等［9］也對錐形齒的耐磨性和抗沖擊性進行了測試評價。XIONG C.等［10-11］通過單齒切削破碎花崗巖試驗，對比了錐形齒和常規齒在切削力、破巖效率、切削槽形貌和切削槽斷口特征等方面的差異，揭示了錐形齒和常規齒的破巖特性和破巖機理差異，并通過理論推導，建立了預測錐形齒切削力的三維模型。胡思成等［12］通過ABAQUS有限元模擬，研究了錐形齒在旋沖和扭沖載荷下的巖石破碎過程和效率，探究了沖擊幅值和沖擊頻率對巖石內部應力場演化、破巖深度、破巖體積和破巖比能的影響規律。這些研究進一步驗證了錐形齒的高效破巖性能和長使用壽命，但同時也發現了錐形齒存在單次破巖體積小、井底巖石覆蓋能力不足的問題。

目前，錐形齒主要是和常規齒配合使用，混合布置在PDC鉆頭冠部或中心位置，形成混合布齒PDC鉆頭，在現場進行了大量應用，取得了較好的提速和進尺效果［13-14］。但是混合布齒PDC鉆頭的設計過多依賴于設計者的經驗，缺乏理論依據和室內試驗數據支撐。劉忠等［15-16］開展了錐形齒與常規齒混合切削砂巖的試驗與數值模擬研究，探究了混合布齒參數對切削力和破巖效率的影響規律。但針對硬巖地層，混合PDC鉆頭缺乏相關的混合布齒基礎研究。為此，筆者針對花崗巖，設計并開展了錐形齒和常規齒混合切削試驗，探究了同軌道切削順序、切削齒高差和異軌道錐形齒間距、切削齒高差對破巖效果的影響規律，優選了混合布齒參數，以期為適用于硬巖地層鉆進的混合布齒PDC鉆頭設計提供指導。

1 混合切削試驗

1.1 試驗裝置

PDC齒切削破巖試驗主要用于研究PDC齒破巖性能，結構模型如圖1所示。

該裝置采用模塊化設計，利用相似原理模擬PDC齒直線切削破巖，主要由切削系統和控制與數據采集系統2大部分組成。切削系統主要由底座、側支撐臂、調角絲杠、切削刀頭、PDC齒夾持器、巖樣夾持裝置、載荷傳感器、水平滑臺、重載導軌和伺服電機組成。控制與數據采集系統主要由各種不同的執行機構、采集自控裝置及機柜等組合而成。通過調角絲杠帶動切削刀頭旋轉，配合不同角度的PDC齒夾持器，實現錐形齒在0°～45°、常規齒在0°～60°范圍內的切削角調節，調節精度為0.5°。通過沿豎直方向上下移動PDC齒夾持器，配合數顯千分表調節切削深度，調節范圍為0～5 mm，調節精度為0.01 mm。伺服電機最大推力為10 kN，切削速度在10～200 mm/s范圍內可調。

1.2 試驗材料

試驗采用的巖石是產自山東的花崗巖露頭，切割成150 mm×150 mm×150 mm的立方體，嚴格控制巖石表面的平整度和平行度。對花崗巖的基本力學性質進行測試，結果如表1所示。

采用武漢玖石超硬材料有限公司生產的S1913型常規齒和C1621型錐形齒開展破巖試驗，2種齒的幾何參數如圖2a和圖2b所示。值得注意的是，錐形齒是以前傾角破巖，而常規齒則是采用后傾角破巖，2種齒的切削角示意圖如圖2c和圖2d所示。

1.3 試驗方案及流程

錐形齒與常規存在2種混合布齒模式：一種是錐形齒與常規齒的切削軌道重合，即同軌道布齒模式；另一種是錐形齒與常規齒的切削軌道不重合，2個軌道之間存在一定徑向間距，即異軌道布齒模式。針對這2種混合布齒模式，設計了錐形齒與常規齒混合切削試驗。圖3a是同軌道切削模式示意圖。先采用錐形齒在花崗巖表面進行第一次切削，然后采用常規齒在與第一道切削槽重合的位置進行第二次切削。圖3b是異軌道切削模式示意圖。先采用錐形齒在花崗巖表面進行2次切削，形成2道切削槽，這2次切削時錐形齒齒頂之間存在一定間距，定義為錐形齒間距，然后采用常規齒在第一道與第二道切削槽中間的位置進行第三次切削。

表2和表3分別為同軌道混合切削和異軌道混合切削試驗方案表。本文共設計了14組試驗，其中5組為同軌道混合切削，9組為異軌道混合切削，主要探究錐形齒間距、錐形齒與常規齒的切削順序以及錐形齒與常規齒之間的切削深度差對破巖效果的影響。為了增加試驗結果的可靠性，減小試驗誤差，每組試驗重復3次。每次切削破巖過程中，實時測量和記錄錐形齒和常規齒切削力，切削完成后收集產生的巖屑，后續對其篩分和稱質量。

2 試驗結果與分析

2.1 同軌道切削順序

圖5對比了同軌道切削模式下，不同切削順序對切削力、破巖體積和破巖比能的影響規律。

第1組按照先錐形齒后常規齒的切削順序開展試驗；第2組與第1組的順序相反，采用先常規齒后錐形齒開展試驗。如表2所示，在這2組試驗中，錐形齒和常規齒的切削參數都相同，唯一不同的是2種齒的切削順序。結果表明，與第2組相比，第1組的切削力減小了19.6%，破巖體積增加了16.4%，破巖比能減小了31.3%。這說明采用先錐形齒后常規齒的切削順序可以實現以更小的切削力破碎更大體積的巖石，獲得更高的破巖效率。

第1組第一次切削與第2組第二次切削均采用錐形齒，切削參數相同，但破巖效果卻存在顯著差異，如圖6a所示。

第1組中錐形齒的切削力和破巖體積均顯著大于第2組中的，但破巖比能僅為第2組中錐形齒破巖比能的29.6%，這意味著第1組中錐形齒的破巖效率顯著高于第2組中錐形齒的破巖效率。對于常規齒（見圖6b），第1組第二次和第2組第一次切削參數均相同，第1組的常規齒切削力和破巖體積均顯著小于第2組的，破巖比能也比第2組的破巖比能低24.8%。這說明先采用錐形齒后采用常規齒的同軌道混合切削模式可以讓錐形齒和常規齒的破巖效率都達到最佳，故先錐形齒后常規齒的這種切削順序達到的整體破巖效果最佳。

2.2 同軌道切削齒高度差

對于同軌道混合切削，除了切削順序外，錐形齒和常規齒的高度差是另一個對破巖效果有重要影響的參數。針對先錐形齒后常規齒的切削順序，研究了錐形齒和常規齒的高度差對切削力、破巖體積和破巖比能的影響規律，如圖7所示。

第1、3和4組試驗的第一次切削均采用錐形齒，切削深度為3 mm；第二次切削均采用常規齒，但是切削深度不同，分別為2、3和4 mm，即切削齒高度差分別為-1、0和1 mm。隨著第二次切削常規齒的切削深度增加，切削力呈線性增大，破巖體積也逐漸增加，破巖比能逐漸降低，破巖效率逐漸提高。但值得注意的是，當常規齒切削深度由3 mm增加到4 mm時，即切削齒高度差由0增加到1 mm時，破巖體積大幅增加（由4 616 mm3增加到6 484 mm3），破巖比能也出現明顯降低（由113 MPa減小到98 MPa）。這表明增加第二次常規齒的切削深度，即增加切削齒高度差，可以逐步提高破巖效率，尤其是當第二次常規齒的切削深度大于第一次錐形齒的切削深度時，破巖效率提高更加明顯。這主要是因為第二次切削時，常規齒不僅將第一次錐形齒在切削槽兩側形成的受損傷巖石破碎了，同時還將切削槽底部受損傷的巖石破碎了，即錐形齒第一次破巖對切削槽周圍造成損傷的巖石，在第二次常規齒破巖過程中被最大范圍地破碎了。

切削齒高度差增加可以提高破巖效率，但是也不能過大。錐形齒具有卓越的抗沖擊能力，其與常規齒混合布齒在鉆頭上，除了提高破巖效率，另一個重要的功能是分擔沖擊載荷，保護常規齒，延長鉆頭壽命，提高鉆頭進尺。當錐形齒與常規齒高度差過大時，錐形齒無法對常規齒形成有效保護。因此，在錐形齒與常規齒同軌道布齒時，不僅要考慮破巖效率，還應考慮鉆頭壽命。根據本研究結果，建議錐形齒與常規齒的高度差不超過1 mm。

2.3 異軌道錐形齒間距

圖8展示了異軌道混合切削時，切削力、破巖體積和破巖比能隨錐形齒間距的變化規律。由圖8可知：切削力和破巖比能的變化規律相似，當錐形齒間距從14 mm增加到22 mm時，切削力和破巖比能先減小后增大；破巖體積的變化規律則與切削力和破巖比能的變化規律相反，隨著錐形齒間距的增大而先增大后減小；當錐形齒間距為18 mm時，切削力和破巖比能同時達到最小值，最小切削力為4 252 N，最小破巖比能為108 MPa。這意味著錐形齒間距為18 mm時，破巖效果最佳，即在本研究條件下，最優錐形齒間距為18 mm。

2.4 異軌道切削齒高度差

在異軌道混合切削中，第一次和第二次切削時錐形齒切削深度為2 mm，第三次切削時常規齒的切削深度分別設置為1.0、1.5、2.0、2.5和3.0 mm，即錐形齒與常規齒的高度差分別為-1.0、-0.5、0、0.5和1.0 mm。圖9展示了切削力、破巖體積和破巖比能隨切削齒高度差的變化規律。由圖9可知，破巖體積隨著切削齒高度差的增加而顯著增大，這是第三次切削時常規齒的切削深度逐漸增大，齒與巖石的接觸面積增大造成的。隨著切削齒高度差的增加，切削力和破巖比能先減小后增大。當切削齒高度差為0.5 mm，即常規齒的切削深度比錐形齒的切削深度大0.5 mm時，切削力和破巖比能同時達到最小值，最小切削力為4 827 N，最小破巖比能為107 MPa。這意味著切削齒高度差為0.5 mm時，破巖效果達到最佳。此外，值得注意的是，當切削齒高度差由0.5 mm增加到1.0 mm時，切削力從4 827 N急劇增加到6 138N。這主要是因為第一次和第二次錐形齒切削時在切削槽周圍誘導的裂紋長度有限，隨著與巖石表面距離的增加，巖脊的損傷程度逐漸減弱。當切削齒高度差為1.0 mm時，常規齒在第三次切削時的切削深度為3.0 mm，該區域的巖脊損傷程度較弱或沒有受到損傷，因此，切削力會急劇增大。在本文研究條件下，異軌道混合切削的最優切削齒高度差為0.5 mm，在異軌道混合布齒設計時，建議錐形齒與常規齒的高度差為0.5 mm。

3 結論及建議

（1）對于同軌道混合切削，采用先錐形齒后常規齒的切削順序，可以使錐形齒和常規齒的破巖效率都達到最佳，獲得最佳的整體破巖效果。

（2）對于同軌道混合切削，隨著切削齒高度差的增加，切削力呈線性增大，破巖體積逐漸增加，破巖比能逐漸降低，破巖效率逐漸提高。同時考慮破巖效率和鉆頭壽命，建議錐形齒與常規齒的高度差不超過1 mm。

（3）對于異軌道混合切削，隨著錐形齒間距的增加，切削力和破巖比能先減小后增大，而破巖體積先增大后減小。當錐形齒間距為18 mm時，切削力和破巖比能同時達到最小值，分別為4 252 N和108 MPa，最優錐形齒間距為18 mm。

（4）對于異軌道混合切削，隨著切削齒高度差的增加，切削力和破巖比能先減小后增大，破巖體積逐漸增大。當切削齒高度差為0.5 mm，切削力和破巖比能同時達到最小值，分別為4 827 N和107 MPa，最優切削齒高度差為0.5 mm。

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