分離式?jīng)_擊-刮切復(fù)合鉆頭破巖機(jī)理及鉆進(jìn)破巖研究

蔡 燦，譚政博，玄令超，楊迎新，任海濤,2，蒲治成，張 沛，謝 松

(1．西南石油大學(xué) 機(jī)電工程學(xué)院 巖石破碎學(xué)與鉆頭研究所，成都 610500；2.西南石油大學(xué) 油氣鉆井技術(shù)國(guó)家工程實(shí)驗(yàn)室鉆頭研究室，成都 610500；3.西南石油大學(xué) 油氣藏地質(zhì)與開發(fā)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，成都 610500；4.中國(guó)石化石油工程技術(shù)研究院，北京 100101)

隨著油氣勘探開發(fā)的不斷深入，深井、超深井不斷增多，深部地層的機(jī)械鉆速降低，鉆具的磨損加劇，嚴(yán)重影響了油氣田開發(fā)的速度和成本。對(duì)于鉆井工程中常用的PDC鉆頭，在深部地層仍存在黏滑、回彈震蕩等問題，這些問題將導(dǎo)致鉆具壽命以及鉆井效率降低。

為解決常用PDC鉆頭在深井、超深井等硬巖鉆井過程中出現(xiàn)的問題，逐步發(fā)展出軸向沖擊、周向沖擊以及復(fù)合沖擊等多種沖擊破巖理論與鉆具。例如，美國(guó)阿特拉公司[1]較早研發(fā)了扭力沖擊器，采用鉆井液渦輪驅(qū)動(dòng)沖擊錘產(chǎn)生高頻扭轉(zhuǎn)沖擊，應(yīng)用表明，扭力沖擊器配合PDC鉆頭一起使用提高機(jī)械鉆速效果顯著。隨后，國(guó)內(nèi)外學(xué)者及相關(guān)單位特別關(guān)注沖擊器研究及應(yīng)用。Powell等[2]提出了一種新的能量分配系統(tǒng)，通過機(jī)械升降作用使鉆頭鉆壓迅速變化，通過機(jī)械撞擊產(chǎn)生軸向沖擊脈沖，使得鉆井時(shí)間減少了50%。玄令超等[3]設(shè)計(jì)了一種新型旋轉(zhuǎn)沖擊破巖試驗(yàn)裝置，利用齒型振套的碰撞產(chǎn)生沖擊載荷，用地質(zhì)鉆機(jī)帶動(dòng)鉆頭破巖。李顯義[4]提出了扭轉(zhuǎn)沖擊破巖鉆井新技術(shù)，現(xiàn)場(chǎng)應(yīng)用結(jié)果顯示，所設(shè)計(jì)的扭力沖擊器能夠顯著提高PDC鉆頭的機(jī)械鉆速，降低鉆進(jìn)成本。Mu等[5]提出了一種新的軸向-扭轉(zhuǎn)復(fù)合沖擊鉆井工具。賈紅軍等[6]將沖擊鉆井破巖技術(shù)與脈沖射流輔助破巖技術(shù)相結(jié)合，研制出一種新型高頻低幅扭轉(zhuǎn)振蕩耦合沖擊器。劉宇[7]設(shè)計(jì)了一種新型的機(jī)械式?jīng)_擊器，將旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)轉(zhuǎn)換為往復(fù)運(yùn)動(dòng)，使沖擊錘產(chǎn)生沖擊載荷。柳貢慧等[8]提出了一種適用于軟硬交錯(cuò)及非均質(zhì)性嚴(yán)重地層的復(fù)合沖擊破巖鉆井新技術(shù)，通過將軸向脈動(dòng)沖擊與扭向反轉(zhuǎn)沖擊破巖方式聯(lián)合起來，將流體能量轉(zhuǎn)換成扭向和軸向交替的高頻沖擊機(jī)械能。

基于沖擊器的研究基礎(chǔ)，國(guó)內(nèi)外專家學(xué)者對(duì)于沖擊器作用下的鉆頭沖擊破巖機(jī)理也開展了大量的研究。蔡燦等[9]通過分析單齒沖擊破碎的齒坑外觀形貌圖，提出了巖石破碎的分區(qū)模型，得出其中潛在破碎區(qū)雖然沒有破碎，但是巖石已經(jīng)在應(yīng)力波的作用下產(chǎn)生了損傷。李思琪等[10]研究了高頻諧振沖擊破巖的提速效果，發(fā)現(xiàn)高頻諧振沖擊破巖擴(kuò)大了巖石的響應(yīng)范圍和載荷的作用區(qū)域，加劇了巖石振動(dòng)的劇烈程度。祝效華等[11]研究了扭轉(zhuǎn)沖擊作用下切削齒切削巖石過程中的裂紋擴(kuò)展、巖屑形成、損傷演化以及破巖比功等問題。得出扭轉(zhuǎn)沖擊破巖的破碎比功更小，且扭轉(zhuǎn)沖擊載荷的幅值存在最優(yōu)值。劉書斌等[12]建立了沖擊-切削破巖分析模型，探究了多維沖擊提高PDC鉆頭破巖效率的機(jī)理。李瑋等[13]基于振動(dòng)學(xué)理論，在考慮巖石重力的情況下，建立鉆頭沖擊載荷下巖石振動(dòng)響應(yīng)的數(shù)學(xué)模型，采用重整化方法對(duì)其求解，分析各參數(shù)對(duì)鉆頭高頻沖擊下巖石振動(dòng)的影響。方金[14]對(duì)沖擊載荷作用下軟巖的破碎規(guī)律展開研究，從理論上分析了沖擊載荷作用下軟巖的損傷累積過程以及裂紋擴(kuò)展情況。

上述沖旋鉆井中，PDC鉆頭既存在軸向或者周向沖擊，又存在旋轉(zhuǎn)切削運(yùn)動(dòng)。這種切削和沖擊復(fù)合載荷極易導(dǎo)致PDC切削齒過早失效，降低切削齒壽命和鉆井效率。因此，楊迎新等[15-16]提出了新型分離式?jīng)_擊-刮切復(fù)合鉆頭，如圖1所示。該鉆頭由含沖擊齒的沖擊模塊和傳統(tǒng)PDC鉆頭固定刀翼組成，使得復(fù)合鉆頭沖擊模塊和固定刀翼各自分別獨(dú)立完成切削破巖與沖擊破巖，形成復(fù)合破巖效果，也實(shí)現(xiàn)了保護(hù)PDC齒和提高鉆頭鉆進(jìn)破巖效果的目的。相比原有PDC-牙輪復(fù)合鉆頭，由于常規(guī)牙輪鉆頭存在牙輪軸承系統(tǒng)，原有復(fù)合鉆頭的可靠性有賴于牙輪軸承和密封系統(tǒng)的使用壽命。而該新型分離式?jīng)_擊-刮切復(fù)合鉆頭未采用牙輪切削結(jié)構(gòu)，故不存在軸承失效和潤(rùn)滑油密封問題。由于該復(fù)合鉆頭的沖擊-切削復(fù)合破巖機(jī)理和鉆進(jìn)破巖特點(diǎn)尚不清晰，為此采用試驗(yàn)與數(shù)值仿真分析分別開展了單齒沖擊、單齒切削以及復(fù)合破巖鉆進(jìn)研究，以期為新型沖擊-刮切復(fù)合鉆頭的設(shè)計(jì)提供參考。

圖1 新型分離式?jīng)_擊-刮切復(fù)合鉆頭Fig.1 New impact-cutting compound drill bit

1 沖擊-刮切復(fù)合破巖試驗(yàn)裝置

為探究沖擊-刮切復(fù)合破巖以及為數(shù)值模型提供驗(yàn)證，設(shè)計(jì)了先沖擊、后切削的試驗(yàn)方案。試驗(yàn)主要分為兩個(gè)步驟：①先采用沖擊齒在巖石上沖擊形成沖擊坑；②然后利用單齒切削試驗(yàn)平臺(tái)以不同的切削路徑偏離沖擊坑距離切削含沖擊坑巖樣，試驗(yàn)裝置示意圖如圖2所示，由應(yīng)變采集系統(tǒng)采集切削力[17-18]，傳感器接頭固定在刀頭架上，PDC切削齒以及配套齒座安裝于刀架下方，通過螺釘固定，PDC切削齒切削角及側(cè)傾角均可調(diào)節(jié)。巖石通過夾持裝置固定于切削平臺(tái)上，進(jìn)行單齒切削試驗(yàn)時(shí)，由切削平臺(tái)帶動(dòng)巖石進(jìn)行直線切削運(yùn)動(dòng)。

圖2 單齒切削試驗(yàn)裝置示意圖及實(shí)物Fig.2 Schematic diagram and physical object of single tooth cutting experimental device

2 有限元建模及研究方案

2.1 三維模型建立

由于單個(gè)PDC切削齒的切削深度較小，旋轉(zhuǎn)切削一圈產(chǎn)生偏離軸線的角度很小，故將單個(gè)PDC切削齒的旋轉(zhuǎn)切削簡(jiǎn)化為切削固定深度的直線運(yùn)動(dòng)，并且做出如下假設(shè)：①巖石為連續(xù)、均質(zhì)、各向同性的材料；②忽略溫度對(duì)其的影響；③巖石單元一旦發(fā)生失效，立即刪除，同時(shí)忽略失效的巖石單元對(duì)后續(xù)切削過程的影響。

巖石本構(gòu)模型采用線性Druker-Prager模型，它同時(shí)兼顧了圍壓對(duì)屈服特性的影響，以及剪切引起膨脹的性質(zhì)。其屈服面不再是標(biāo)準(zhǔn)的圓形，屈服面對(duì)應(yīng)的函數(shù)為

F=t-ptanβ-d=0

(1)

式中:p為靜水壓力；β為摩擦角；d為各項(xiàng)硬化參數(shù)，是屈服面在p-t應(yīng)力空間上的截距；t為替換Mises應(yīng)力函數(shù)中的q的參數(shù)，即

(2)

式中:k為流應(yīng)力比；r為偏應(yīng)力不變量；q為廣義偏應(yīng)力。

采用有限元方法模擬分離式?jīng)_擊-刮切復(fù)合破巖試驗(yàn)過程，建立的仿真模型如圖3所示。其中PDC切削齒直徑為15.875 mm，沖擊齒的直徑為14 mm，切削深度為2 mm。巖石模型為150 mm×125 mm×100 mm的長(zhǎng)方體。巖石網(wǎng)格采用六面體八節(jié)點(diǎn)的線性縮減積分單元C3D8R，并對(duì)PDC切削齒、沖擊齒與巖石接觸區(qū)域的網(wǎng)格進(jìn)行細(xì)化[19]。對(duì)巖石下端施加固定邊界條件，PDC切削齒和沖擊齒定義為離散剛體，將其分別約束在一個(gè)參考點(diǎn)上，給切削齒參考點(diǎn)在切削方向賦予速度值：V=444 mm/s，給沖擊齒參考點(diǎn)一個(gè)方向賦予位移值：26.3 mm，其中沖擊齒距巖石面20 mm，沖擊齒吃入巖石深度為6.3 mm，該沖擊深度是根據(jù)沖擊速度1 m/s時(shí)沖擊試驗(yàn)所測(cè)沖擊坑深度而設(shè)定的。沖擊齒位移隨時(shí)間的變化與單齒沖擊試驗(yàn)設(shè)定為一致，其余方向進(jìn)行位移和轉(zhuǎn)動(dòng)約束。

圖3 切削齒、沖擊齒與巖石幾何模型Fig.3 Cutting teeth,impact teeth and rock models

數(shù)值模擬過程中，采用兩個(gè)載荷步：第一個(gè)載荷步使沖擊齒以26.3 mm的沖擊位移沖擊巖石，計(jì)算完成后獲得沖擊后應(yīng)力分布和沖擊坑體積；第二個(gè)載荷步采用切削齒以444 mm/s切削含沖擊坑巖樣，計(jì)算完成后提取結(jié)果。

為探究沖擊齒沖擊位置、沖擊速度等沖擊參數(shù)以及切削速度等切削參數(shù)對(duì)復(fù)合破巖效率的影響規(guī)律，通過正交試驗(yàn)對(duì)復(fù)合破巖數(shù)值計(jì)算進(jìn)行參數(shù)敏感性分析，分析各因素對(duì)復(fù)合破巖的影響規(guī)律。表1為正交試驗(yàn)考慮的設(shè)計(jì)因素。

表1 正交試驗(yàn)的因素選擇Tab.1 Factor selection of orthogonal experiment

2.2 模型驗(yàn)證

為了保證仿真結(jié)果的可靠性，需要對(duì)模型進(jìn)行驗(yàn)證。本文從沖擊坑形貌的角度進(jìn)行模型本構(gòu)驗(yàn)證。所建立的沖擊試驗(yàn)?zāi)Ｐ腿鐖D4所示，輸入條件為沖擊速度為1 m/s時(shí)單齒沖擊試驗(yàn)所記錄的實(shí)際沖擊位移。所用花崗巖的物理參數(shù)平均測(cè)量分別為：抗壓強(qiáng)度為77.24 MPa，抗拉強(qiáng)度為4.56 MPa，彈性模量為6 GPa，泊松比為0.2。

圖4 沖擊試驗(yàn)仿真模型Fig.4 Impact test simulation model

單齒沖擊破碎巖石試驗(yàn)原理為自由落體沖擊，通過計(jì)算沖擊高度來實(shí)現(xiàn)試驗(yàn)設(shè)定的沖擊速度。此處沖擊速度設(shè)定為1 m/s，沖擊角度為90°，沖擊齒自由落體并沖擊巖石形成沖擊坑后，測(cè)量沖擊坑深度和直徑。

通過對(duì)比沖擊齒沖擊巖石后形成沖擊坑的形貌，如圖5、圖6所示，測(cè)量單齒沖擊試驗(yàn)的沖擊坑尺寸，沖擊坑深度為6.3 mm，直徑為12.8 mm。在對(duì)應(yīng)仿真分析中，沖擊坑深度為7.2 mm，直徑為11.6 mm。通過仿真結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果相對(duì)比，沖擊坑的直徑相差9.3%，沖擊坑深度相差14.2%，證明該數(shù)值仿真模型準(zhǔn)確且可靠。

圖5 沖擊試驗(yàn)與仿真模型沖擊坑形貌對(duì)比Fig.5 Comparison of impact pit appearance between impact experiment and simulation model

圖6 沖擊仿真沖擊坑截面形貌展示Fig.6 Cross-sectional shape display of impact pit in impact simulation

2.3 網(wǎng)格無關(guān)性分析

為探究仿真模擬的網(wǎng)格無關(guān)性，并獲得仿真分析最優(yōu)網(wǎng)格劃分尺寸大小，對(duì)PDC切削破巖仿真模擬進(jìn)行了網(wǎng)格無關(guān)性的分析?？紤]到切削齒的直徑(15.875 mm)以及切削深度(2 mm)，故選擇的網(wǎng)格大小分別為1.0 mm，1.2 mm，1.5 mm以及1.8 mm。如圖7所示為四組單齒切削破巖仿真模擬切削齒所受平均切削力對(duì)比。

網(wǎng)格大小從1.0 mm增加到1.5 mm，平均切削力變化了0.19%，而網(wǎng)格大小從1.5 mm增加到1.8 mm時(shí)，平均切削力增加了8.4%。根據(jù)結(jié)果，對(duì)于網(wǎng)格尺寸范圍在1.0～1.5 mm時(shí)，其計(jì)算結(jié)果的變化小于1%，且計(jì)算時(shí)間在可接受范圍，因此下列模型采用1.2 mm網(wǎng)格大小。

3 復(fù)合破巖機(jī)理的試驗(yàn)及數(shù)值分析

為深入剖析復(fù)合鉆頭破巖機(jī)理，采用試驗(yàn)和數(shù)值模擬結(jié)合的方法，對(duì)分離式?jīng)_擊-刮切過程中應(yīng)力場(chǎng)、切削力變化和組合破巖過程進(jìn)行分析。

3.1 巖石沖擊后沖擊坑形貌及應(yīng)力場(chǎng)分布

單齒沖擊后的巖石Mises應(yīng)力如圖8所示，沖擊齒在巖石表面形成沖擊坑，沖擊坑周圍區(qū)域的巖石沒有發(fā)生破碎，但是沖擊產(chǎn)生的應(yīng)力波會(huì)對(duì)其造成損傷。為了準(zhǔn)確地分析沖擊坑周圍巖石狀態(tài)，在沖擊坑附近選取一系列巖石單元節(jié)點(diǎn)，如圖8所示，對(duì)這些節(jié)點(diǎn)上的壓應(yīng)力進(jìn)行分析。

圖8 沖擊坑周圍巖石單元節(jié)點(diǎn)選取示意圖Fig.8 Schematic diagram of rock element node selection around impact pit

如圖9所示，隨著偏離沖擊坑距離的增加，單元節(jié)點(diǎn)上所受等效壓應(yīng)力沿徑向方向先增加后減小，在距離沖擊坑7 mm左右，巖石單元壓應(yīng)力達(dá)到最大值，然后迅速下降；在距離超過10 mm后，出現(xiàn)波動(dòng)，但整體仍然保持下降趨勢(shì)；在20 mm處下降到最低點(diǎn)。由此得出，在偏移沖擊坑距離為7 mm左右處的巖石所受破壞最嚴(yán)重，巖石強(qiáng)度最低，切削齒在此處切削時(shí)所受切削力最小；在偏移距離為20 mm左右的巖石強(qiáng)度則相對(duì)較高，對(duì)提高后續(xù)切削破巖貢獻(xiàn)較小。

圖9 沖擊坑周圍巖石不同單元節(jié)點(diǎn)等效壓應(yīng)力對(duì)比Fig.9 Comparison of equivalent compressive stress of different element nodes of rock around impact crater

觀察單齒沖擊試驗(yàn)中，不同類型沖擊齒沖擊所產(chǎn)生的沖擊坑形貌，如圖10所示，發(fā)現(xiàn)錐型齒的沖擊效果最好，楔形齒次之，球面錐型齒的沖擊效果最差。這主要是因?yàn)殄F型齒的吃入效果最好，產(chǎn)生較大的沖擊影響區(qū)域，這種影響對(duì)后續(xù)單齒切削較為有利。

圖10 不同沖擊齒產(chǎn)生沖擊坑形貌對(duì)比Fig.10 Comparison of the morphology of impact pits produced by different impact teeth

3.2 沖擊坑對(duì)巖石切削過程的影響分析

上述沖擊形成沖擊坑后，采用切削齒對(duì)含沖擊坑巖樣進(jìn)行切削試驗(yàn)。

3.2.1 沖擊坑對(duì)巖石切削Mises應(yīng)力場(chǎng)的影響分析

仿真模擬單齒切削含沖擊坑巖樣，對(duì)切削齒施加單方向切削速度。結(jié)果如圖11所示，觀察切削齒切削沖擊坑時(shí)沖擊坑附近巖石Mises應(yīng)力變化。當(dāng)PDC切削齒開始切削沖擊坑時(shí)，沖擊坑底部和與切削齒接觸處巖石應(yīng)力較大，隨著切削齒繼續(xù)切削，應(yīng)力較高的區(qū)域逐漸變多，最終連通。該應(yīng)力較高連通區(qū)域即為巖屑剝離過程中的裂紋產(chǎn)生路徑，相比無沖擊坑工況，該工況下巖屑破碎體積較大，破碎所需切削力也較小。因此，從應(yīng)力分布變化和巖屑剝離角度來看，沖擊坑對(duì)單元齒切削破巖體積提高和切削力改善具有顯著增益效果。

圖11 切削齒切削沖擊坑時(shí)巖石Mises應(yīng)力分布Fig.11 Mises stress distribution of rock when cutting teeth cut impact pit

3.2.2 沖擊坑對(duì)切削齒切削力的影響分析

采用試驗(yàn)和數(shù)值模擬分析沖擊坑與切削路徑間距的影響。通過分析復(fù)合切削破巖試驗(yàn)采集得到的切削齒切削沖擊坑區(qū)域平均切削力結(jié)果。如圖12所示，隨著切削齒偏移沖擊坑距離從0增加到20 mm，切削齒所受切削力逐漸增加。結(jié)合圖11可知，當(dāng)沖擊齒沖擊破碎使得沖擊坑附近巖石強(qiáng)度降低，有利于降低切削齒切削所受切削力。

圖12 偏移距離對(duì)平均切削力的影響Fig.12 Influence of offset distance on average cutting force

通過對(duì)比常規(guī)切削和復(fù)合切削破巖后的巖石表面最大主應(yīng)力云圖和形貌，如圖13所示，常規(guī)切削破巖巖石表面整體拉應(yīng)力值偏小，而復(fù)合切削破巖巖石整體的拉應(yīng)力值較大，且拉應(yīng)力值整體偏高。由于巖石的抗拉強(qiáng)度遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于抗壓強(qiáng)度，因此以拉應(yīng)力破壞為主的復(fù)合切削更容易使巖石發(fā)生破壞，切削齒的破巖效率更高。對(duì)比兩者形貌可以看出，有沖擊坑時(shí)其切削路徑在經(jīng)過沖擊坑時(shí)可形成聯(lián)合破碎帶。

圖13 常規(guī)切削和復(fù)合切削對(duì)比Fig.13 Comparison of conventional cutting and compound cutting

3.3 常規(guī)切削和復(fù)合切削對(duì)比

為了進(jìn)一步對(duì)比常規(guī)切削與復(fù)合切削過程中沖擊坑周圍巖石所受應(yīng)力變化，在巖石截面上選取5個(gè)不同位置的單元，如圖14所示。通過對(duì)比常規(guī)切削與復(fù)合切削過程中這5個(gè)位置的最大主應(yīng)力變化趨勢(shì)來分析沖擊齒沖擊巖石形成沖擊坑對(duì)切削齒切削過程中的切削力的影響。

圖14 切削路徑上選取的5個(gè)不同位置單元示意圖Fig.14 Schematic diagram of 5 different position units selected on the cutting path

如圖15所示為單元1、單元2、單元3所受最大主應(yīng)力變化趨勢(shì)，單元4、單元5的最大主應(yīng)力變化趨勢(shì)分別與單元2、單元1相似，故圖15僅列出1、2和3點(diǎn)應(yīng)力變化。由于沖擊載荷對(duì)巖石的影響[20-21]，在復(fù)合切削過程中，5個(gè)單元點(diǎn)所受應(yīng)力變化更加平穩(wěn)，可推斷切削齒所受切削力變化也更加平穩(wěn)。同時(shí)在切削過程中，常規(guī)切削時(shí)各單元所受應(yīng)力均高于復(fù)合切削，故復(fù)合切削過程中，切削齒所受切削力更小。由此可見，沖擊坑的存在不僅能夠提高切削坑破碎體積，降低切削齒所需切削力，同時(shí)還能使得沖擊坑附近待切削巖石單元應(yīng)力受到明顯的影響；沖擊載荷對(duì)巖石進(jìn)行沖擊，將對(duì)巖石單元形成初步的壓縮破壞，降低沖擊區(qū)域巖石的強(qiáng)度，有利于降低切削齒所受切削力，提高切削齒的壽命。

圖15 不同位置單元節(jié)點(diǎn)最大主應(yīng)力隨時(shí)間的變化趨勢(shì)Fig.15 Variation trend of the maximum principal stress experienced by elements at different locations

4 參數(shù)敏感性分析及全鉆頭鉆進(jìn)分析

4.1 破巖工藝參數(shù)敏感性分析

通過計(jì)算在不同沖擊參數(shù)和切削參數(shù)下復(fù)合破巖的破巖比功，探究各因素對(duì)復(fù)合破巖破巖效率的影響規(guī)律。其中破巖比功(mechanical specific energy，MSE)表達(dá)式為

(3)

式中:M為切削齒切削過程所做的功,J；V為切削齒切削破巖的破碎體積，m3。

根據(jù)正交試驗(yàn)組進(jìn)行數(shù)值模擬，得出破巖比功的極差結(jié)果，如表2所示，從正交計(jì)算結(jié)果的極差可以看出，影響較大的因素分別是沖擊位置、切削速度、沖擊齒類型以及切削深度。為了深入探究沖擊工藝參數(shù)和切削工藝參數(shù)對(duì)破巖比功的影響，分別得到其影響規(guī)律如圖 16～圖22所示。

表2 破巖比功的極差分析Tab.2 Range analysis of MSE

4.1.1 沖擊參數(shù)

如圖16所示，隨著沖擊角度由30°增加到45°，破巖比功隨之增加并達(dá)到最大值33.5×107J/m3，而后迅速下降，當(dāng)沖擊角度超過60°，破巖比功又繼續(xù)增大。破巖比功隨沖擊角度的增加呈現(xiàn)波動(dòng)變化趨勢(shì)，可見本文工況下對(duì)單齒沖擊存在最優(yōu)沖擊角度60°～75°。

圖16 破巖比功隨沖擊角度變化的變化趨勢(shì)Fig.16 The changing trend of rock breaking specific work with impact angle

如圖17所示，隨著沖擊速度的增加，切削破巖的破巖比功逐漸增加，尤其是當(dāng)沖擊速度超過7 m/s后，破巖比功增加更為迅速，不利于切削齒對(duì)巖石的破碎。這一規(guī)律表明一味增大沖擊速度并不會(huì)提高復(fù)合破巖的破巖效率。

圖17 破巖比功隨沖擊速度變化的變化趨勢(shì)Fig.17 The changing trend of rock breaking specific work with impact velocity

如圖18所示，對(duì)比四種不同類型的沖擊齒的破碎比功可以發(fā)現(xiàn)，破碎比功最小為球形齒CQ1415，即四種齒在同樣沖擊速度下該球形齒的沖擊破巖比功最佳。結(jié)合單齒沖擊試驗(yàn)各類型沖擊齒產(chǎn)生沖擊坑形貌，發(fā)現(xiàn)球形齒雖然吃入巖石不夠深，但卻較大影響巖石的強(qiáng)度，提高切削齒的切削破巖效率。

圖18 破巖比功隨沖擊齒類型變化的變化趨勢(shì)Fig.18 The changing trend of rock breaking specific energy with the change of impact tooth type

4.1.2 切削參數(shù)

切削齒切削路徑偏移沖擊坑距離是分析沖擊齒與切削齒組合破巖效果的重要指標(biāo)參數(shù)，是設(shè)計(jì)復(fù)合鉆頭布齒的關(guān)鍵。如圖19所示，當(dāng)偏離切削軌跡距離不斷增大，破巖比功由291.5 J/cm3增加到339.5 J/cm3，破碎比功略微上升，隨著偏離距離由20 mm增大至60 mm，破碎比功出現(xiàn)大幅下降。在單齒切削試驗(yàn)中，隨著偏離切削軌跡距離不斷增大，平均切削力不斷增大。表明切削路徑與沖擊坑位置偏離一定距離，雖然會(huì)部分提高切削齒切削力，但復(fù)合破巖的破巖比功呈現(xiàn)大幅下降趨勢(shì)，有助于提高復(fù)合切削效率。

圖19 破巖比功隨沖擊位置變化的變化趨勢(shì)Fig.19 The changing trend of rock breaking specific work with impact position

如圖20所示，隨著切削速度從1 m/s增加到20 m/s，破巖比功由20.7 J/cm3增加到694.7 J/cm3，呈現(xiàn)持續(xù)上升趨勢(shì)，增長(zhǎng)了約34倍，嚴(yán)重降低了復(fù)合破巖的破巖效率。由于切削速度對(duì)破巖比功的影響較大，故設(shè)計(jì)該分離式復(fù)合鉆頭時(shí)應(yīng)考慮較小的切削速度。

圖20 破巖比功隨切削速度變化的變化趨勢(shì)Fig.20 The changing trend of rock breaking specific work with cutting speed

如圖21所示，隨著切削深度的增加，單齒切削的破巖比功持續(xù)上升，特別是切削深度從3 mm增加到4 mm時(shí)，破巖效果下降的尤為劇烈。這一規(guī)律表明較小的切削深度將更有利于提高復(fù)合破巖的破巖效率。

圖21 破巖比功隨切削深度變化的變化趨勢(shì)Fig.21 The changing trend of rock breaking specific work with cutting depth

如圖22所示，切削傾角由10°增加到20°，破巖比功隨之增加，當(dāng)切削傾角為20°時(shí)，切削齒的破巖比功達(dá)到最大值；切削傾角繼續(xù)增大，破巖比功隨之減少。由于沒有進(jìn)行更多的切削傾角下的計(jì)算，無法判斷最優(yōu)的切削傾角。

圖22 破巖比功隨切削傾角變化的變化趨勢(shì)Fig.22 The changing trend of rock breaking specific work with cutting inclination angle

4.2 全尺寸鉆頭鉆進(jìn)對(duì)比分析

為了比較沖擊-刮切復(fù)合鉆頭與常規(guī)PDC鉆頭在鉆進(jìn)時(shí)的差異，參考實(shí)際鉆井設(shè)計(jì)了全尺寸鉆頭的鉆進(jìn)仿真模擬，將PDC鉆頭簡(jiǎn)化，只保留沖擊齒以及切削齒，如圖23所示。對(duì)于復(fù)合切削，先對(duì)8 mm直徑的沖擊齒施加6.3 mm沖擊位移，再對(duì)PDC齒施加鉆壓和轉(zhuǎn)速旋轉(zhuǎn)切削巖石；對(duì)于常規(guī)切削，僅對(duì)切削齒施加鉆壓和轉(zhuǎn)速；為對(duì)比分離式?jīng)_擊-刮切復(fù)合鉆頭鉆進(jìn)破巖，將本文復(fù)合鉆頭固定刀翼與沖擊齒固定在一起進(jìn)行同步周期性沖擊和切削，以模擬沖擊器對(duì)鉆頭施加周期性旋沖，在數(shù)值模型中對(duì)整體切削齒和沖擊齒施加周期性的沖擊位移以及鉆壓和轉(zhuǎn)速。全尺寸鉆頭鉆進(jìn)井底的形貌及其應(yīng)力對(duì)比如圖24所示。

圖23 全尺寸鉆頭簡(jiǎn)化模型Fig.23 Simplified model of full-size drill

圖24 全尺寸鉆頭鉆進(jìn)井底形貌及應(yīng)力對(duì)比Fig.24 Bottom morphology and stress comparison of full-size drill bit

比較不同鉆頭破巖后的巖石破碎區(qū)形貌，如圖25所示，復(fù)合鉆頭切削破巖時(shí)，沖擊齒沖擊巖石形成明顯的沖擊坑，有利于PDC齒切削破巖。因此沖擊載荷的存在會(huì)大大降低巖石的破碎難度，進(jìn)而提高后續(xù)切削的破巖體積和破巖效果。

圖25 各鉆頭鉆進(jìn)仿真被破碎巖石單元的形貌對(duì)比Fig.25 Comparison of the morphology of the broken rock unit of each drill bit in the simulation

如圖26所示，通過對(duì)比三種類型鉆頭被破碎的巖石質(zhì)量與鉆速，與常規(guī)PDC鉆頭相比，復(fù)合鉆頭的破巖體積增加了約37%，機(jī)械鉆速增加了約13%；與混合切削PDC鉆頭相比，破巖體積增加了約137%，機(jī)械鉆速增加了約93%。對(duì)比分離式復(fù)合鉆頭的鉆進(jìn)破巖和混合式鉆進(jìn)破巖，可以發(fā)現(xiàn)混合式鉆進(jìn)破巖下切削齒切深周期性變化(見圖26(b))、沖擊齒周期性沖擊井底，使得混合式復(fù)合鉆頭鉆進(jìn)破碎體積偏小。由此可見，分離式?jīng)_擊-刮切復(fù)合鉆頭更能降低鉆進(jìn)的時(shí)間，節(jié)約鉆井成本。

圖26 不同鉆頭鉆速、鉆進(jìn)位移和破碎質(zhì)量對(duì)比Fig.26 Comparison of drilling speed and crushing quality and drilling displacemen of different bits

5 結(jié) 論

通過單齒沖擊、單齒切削和全尺寸鉆頭復(fù)合破巖的數(shù)值模擬和試驗(yàn)，分析了沖擊齒沖擊對(duì)巖石形貌和應(yīng)力的影響，以及沖擊坑對(duì)切削過程中切削齒切削力的影響。并研究了各沖擊參數(shù)和切削參數(shù)對(duì)該鉆頭復(fù)合破巖效率的影響規(guī)律，結(jié)論如下：

(1)沖擊-刮切復(fù)合破巖中，沖擊齒沖擊巖石形成沖擊坑，對(duì)巖石進(jìn)行初步的壓縮破壞，并降低沖擊區(qū)域巖石的強(qiáng)度。相比于常規(guī)破巖，PDC切削齒所受切削載荷更小，切削力變化更加平穩(wěn)。

(2)沖擊速度、切削速度和切削深度越大，破巖比功隨之增大，不利于提高復(fù)合破巖效率；切削路徑偏離沖擊坑超過20 mm后將顯著提升復(fù)合破巖效率；所選沖擊齒類型中，球形沖擊齒能較好的沖擊巖石并降低巖石強(qiáng)度，利于后續(xù)切削齒切削。

(3)在沖擊-刮切復(fù)合鉆頭設(shè)計(jì)中，根據(jù)巖石特性、切削齒直徑和沖擊齒直徑，選擇球形沖擊齒、1 m/s的沖擊速度、1 m/s的切削速度、1 mm的切削深度和60 mm的切削路徑偏離沖擊坑位置，所優(yōu)選的分離式?jīng)_擊-刮切復(fù)合鉆頭更能降低鉆進(jìn)的時(shí)間，節(jié)約鉆井成本。

致 謝

該分離式?jīng)_擊-切削復(fù)合鉆頭由鉆頭研究所楊迎新等人首次提出，并經(jīng)楊迎新、蔡燦、陳煉、任海濤和謝松等人逐步完善設(shè)計(jì)和研制，特此致謝說明。