硬質巖石中PDC切削齒結構完整性研究

(渤海石油裝備(天津)中成機械制造有限公司，天津 300280)

異形PDC切削齒自20世紀90年代開始應用，雖然在某些應用中提高了機械鉆速，但耐磨性差，壽命短。近年來，隨著PDC切削齒技術和材料等級的不斷進步，異形PDC切削齒的應用越來越廣泛。Reza Rahmani等人在碳酸鹽巖中進行的全尺寸增壓鉆進試驗和現(xiàn)場應用結果表明，與圓形切削齒相比，V形切削齒可提高機械鉆速16%～57%[1-2]。伍開松等[3]對比了圓形和橢圓形PDC齒的切削效果，結果表明，在同等切削條件下，前傾角在15～25°時，這2種齒形對巖石做功相差不大，但圓形PDC齒比橢圓形PDC齒更容易受損。林敏等[4]開展了斧形齒、楔形齒及錐形齒單齒壓入砂巖和灰?guī)r的試驗，試驗結果表明，斧形齒的破碎比功與楔形齒相當，稍高于勺形齒，即斧形齒與常規(guī)牙輪牙齒具有相當?shù)钠茙r效率。謝晗等[5]研究發(fā)現(xiàn)，非平面PDC齒破碎巖石的切削力大小及切削力波動幅度均比常規(guī)圓形平面PDC切削齒小。王希勇[6]設計并制造了一種“加長橢圓齒+圓形齒”混合布齒的PDC鉆頭，室內模擬試驗和現(xiàn)場入井應用結果表明，該鉆頭在高研磨、強非均質性地層具有一定的適用性。劉忠等[7]開展了常規(guī)圓形平面PDC齒與錐形PDC齒混合異軌布齒參數(shù)對破巖效率的影響研究，研究結果表明，合理的混合布齒間距和布齒高度差會促使“凸脊”狀巖石的產(chǎn)生，且“凸脊”損傷嚴重的區(qū)域容易形成裂紋，裂紋的拓展使“凸脊”巖石產(chǎn)生體積破碎，從而改善鉆頭整個破巖過程的切削受載，提高破碎效率。與圓形平面切削齒相比，雖然異形PDC切削齒的性能有所提高，但在硬質地層(側限抗壓強度大于206.85 MPa)中的耐用性即結構完整性備受關注。

PDC切削齒有7種失效機理[8-9]，但在井下鉆井環(huán)境下，復雜的熱-機械載荷是PDC切削齒失效的主要原因。鉆進軟硬交錯地層時，PDC切削齒會承受較大的沖擊載荷，如果載荷大小超過切削齒的強度，則會導致切削齒失效[10]。動態(tài)不穩(wěn)定的鉆井環(huán)境可能會導致沖擊，在沖擊載荷的作用下，PDC切削齒可能會斷裂，因此，研究人員對切削齒的斷裂韌性進行了大量研究[11-12]。同時，沖擊載荷也會加速PDC切削齒磨損[13]。 沖擊載荷會導致PDC切削齒斷裂，但要測量PDC切削齒隨時間變化的加載過程并不容易，因此很難準確預測PDC切削齒的失效特性。為研究PDC切削齒的響應，在受控的實驗室環(huán)境下，研究人員進行了循環(huán)非沖擊加載試驗[9,14-15]和循環(huán)沖擊加載試驗[16-17]。

國外的研究人員基于單個切削齒耐用性試驗和有限元方法對硬質巖石中圓形齒和V形齒的結構完整性進行了研究，并進行了全尺寸鉆進實驗和現(xiàn)場試驗[18]。筆者對此進行了完整性研究，以期為硬質巖石個性化PDC鉆頭的研制提供理論與技術支撐。

1 耐用性試驗

選擇圓形和V形2種幾何形狀的PDC切削齒進行了耐磨性和耐沖擊性試驗，這2種切削齒都采用了兩種制造工藝，分別用A級和B級表示，即，A級圓形齒和V形齒的制造工藝相同，而B級圓形齒和V形齒的制造工藝亦相同[18]。

1.1 耐熱磨損性

試驗是在Sierra White花崗巖上進行的，所用設備為立式轉塔車床(VTL)。在未使用冷卻劑(水)的情況下，測試了切削齒的抗石墨化性能。鉆深數(shù)據(jù)經(jīng)Z-Score標準化處理后如圖1所示，圖中的每個點代表一個切削齒。可以看出，A級V形齒的分值低于圓形齒，而B級V形齒的分值高于圓形齒。

使用冷卻劑(水)鉆進相同體積的巖石后，A級圓形齒和V形齒的磨損狀態(tài)如圖2所示?？梢钥闯?，只有3#圓形齒的磨損區(qū)域延伸至碳化鎢基底，而其他圓形齒和V形齒的磨損區(qū)域僅限于PDC層。

圖1 圓形齒和V形齒抗石墨化試驗結果(無冷卻劑)

圖2 圓形齒和V形齒磨損狀態(tài)(冷卻劑)

1.2 耐沖擊性

試驗是用鐵砧進行的。首先進行了漸進式?jīng)_擊試驗(PDT)，以評價切削齒尖端的耐沖擊性能。能量數(shù)據(jù)經(jīng)Z-Score標準化處理后如圖3所示，可以看出，V形齒的分值都低于圓形齒，但是結果相差較大。例如，9個A級圓形齒的分值介于4～34，平均值為19，標準偏差值達10.9，變異系數(shù)為58%，而其他沖擊試驗的變異系數(shù)在27%～49%。

切削齒工作面耐沖擊性試驗過程中不斷增加靜載荷，直到切削齒出現(xiàn)第1個裂紋。圓形齒和V形齒的加載結果如圖4所示，可以看出，V形齒的損壞載荷比圓形齒低13.6%～17.8%，而工作面與鐵砧之間的接觸面積小16%。載荷與接觸面積的比值表明，圓形齒和V形齒損壞時的應力水平相同。

圖3 圓形齒和V形齒PDT結果

圖4 圓形齒和V形齒工作面沖擊試驗結果

2 有限元分析

為防止PDC切削齒過早失效，延長使用壽命，了解PDC切削齒的力學性能極為重要。直接測量不切實際，因此采用有限元方法進行模擬分析[18]。

2.1 切削力對圓形齒結構完整性的影響

切削巖石時，作用于PDC切削齒上的載荷會有很大變化。為了解PDC切削齒應力分布的整體情況，模擬了切削力位置和方向的多種組合。同時，在切削齒尖端施加切削力之前，采集了由于金剛石層和碳化物基底之間熱膨脹系數(shù)的不匹配而在其中產(chǎn)生的熱殘余應力[17]。典型的切削力位置如圖5所示。

1) 載荷均勻施加在整個切削區(qū)域。這是切削延性材料最常見的工況，巖石在圍壓作用下大多以延性破壞為主。

2) 載荷只施加在尖端/倒角上。當巖石以脆性模式破壞時，可能會發(fā)生這種情況。巖石不變形可能會引起切削齒表面載荷的不均勻分布，從而導致倒角承受全部(或大部分)載荷。鉆頭彈跳和振動也可能引起切削齒尖端/倒角上的峰值載荷。

在井下條件下，假設實際巖石切削是在工況Ⅰ和Ⅱ之間，因此模擬這2種極端情況可以得到切削齒上應力變化的可能范圍。施加2.98 kN切削力保持不變，有限元模型上的切削力角如圖6所示，水平線代表巖石表面，黑色箭頭代表切削力方向，切削力與巖石表面之間的夾角為切削力角。對-10、0、20、60、90和100°的切削力角進行了研究。在切削齒尖端/倒角上施加水平和垂直載荷時，切削齒表面的最大主應力如圖7所示，可以看出，水平加載時，最大應力發(fā)生在切削齒表面，而垂直加載時，最大應力發(fā)生在PDC層的外緣。雖然載荷和加載面積相同，但水平加載的最大應力約為垂直加載的4倍。圖8顯示了水平加載情況下沿AB線的應力，這有助于進行更定量的對比。

圖5 切削齒尖端切削力位置

圖6 有限元模型中的切削力角

圖7 切削齒應力分布

圖8 水平加載情況下沿AB線的應力

在載荷大小相同但方向不同(-10～100°)的情況下，切削區(qū)域和尖端/倒角上沿AB線的應力如圖9所示。可以看出，當載荷僅作用于倒角時，應力水平較高。還發(fā)現(xiàn)，在切削力角很小且為負值的情況下，切削齒表面上的應力是拉應力，其大小可以達到1 000 MPa以上，接近PDC層的抗拉強度。在切削力角較大(≥60°)時，切削齒表面不會產(chǎn)生高拉應力區(qū)域。

對整個PDC層，達到相同最大主應力所需的載荷按照加載方向進行標準化處理后的結果如圖10所示。假設60°為“正常鉆進”方向，可以發(fā)現(xiàn)，在任何其他方向，都需要較小的力將切削齒應力增大至相同水平。特別是水平或近水平載荷會引起切削齒應力明顯增大。

圖10 達到相同最大主應力所需的載荷按照加載方向進行標準化處理后的結果

對切削深度0.2 ～8.0 mm、?16 mm切削齒的應力分布進行了模擬。載荷大小和承載面積都隨著切削深度的增大而增大，對切削齒的應力響應以及性能和使用壽命產(chǎn)生很大的影響。此外，還模擬了切削齒燒結過程中的殘余應力狀態(tài)，并將其作為所有其他加載級別的起點。如圖11所示，隨著切削深度的增大，應力由拉應力向壓應力變化。在切削深度大于1 mm的情況下，處于拉伸狀態(tài)的剩余區(qū)域的應力值(約50 MPa)小于熱殘余應力狀態(tài)時的應力值(150 MPa)，這表明PDC切削齒在正常鉆進條件下不會輕易損壞。因此，可以得到結論，當載荷作用于切削齒表面的相應接觸面積時，切削齒不太容易在較大的切削深度產(chǎn)生裂紋，而不成比例的加載可能會導致切削齒損壞。

圖11 不同切削深度情況下沿切削齒表面中心線AB的應力分布

2.2 圓形齒和V形齒的應力對比分析

為更好地了解切削齒損壞時的應力狀態(tài)，模擬了前文中切削齒工作面的耐沖擊性試驗。模擬中采用了相同的應力疊加高度(如圖12)，表明V形齒的接觸面積較小。

圖12 圓形齒和V形齒承載面積

圖8所示的最大應力發(fā)生在切削齒表面的中心線AB上。圖4中B級切削齒在加載至損壞時沿AB線的應力如圖13所示，可以看出，圓形齒和V形齒在應力峰值和PDC抗拉強度的數(shù)量級相同的情況下?lián)p壞。

在V形齒工作面的耐沖擊性試驗中，由于切削齒與鐵砧之間的重疊區(qū)域較小，損壞載荷較小。實際鉆井施工中，由于幾何形狀的變化而出現(xiàn)不同的重疊區(qū)域很少見。利用鉆頭設計軟件計算得到圓形齒和V形齒的切削面積如圖14所示?？梢钥闯觯齻€別情況(切削齒1、9和10)以外，無論幾何形狀如何變化，每個切削齒的切削面積幾乎完全相同。因此可以預測，實際鉆井施工中，在載荷相同的情況下，如果圓形齒損壞，則V形齒也會損壞。

圖13 圓形齒和V形齒沿AB線的應力曲線

圖14 圓形齒和V形齒的切削面積對比

3 全尺寸鉆進試驗

為評價硬質巖石中幾何形狀對切削齒沖擊損壞的影響，在Sierra White花崗巖(無側限抗壓強度193.06 MPa)和石英巖 (無側限抗壓強度386.12～441.28 MPa)上進行了全尺寸鉆進試驗。所用6刀翼PDC鉆頭(切削齒直徑16 mm)，直徑有?211.725 mm和?222.25 mm 2種尺寸。所有鉆頭都去掉了后排切削齒。為便于對比，所用切削齒有圓形和V形2種幾何形狀，制造工藝也分別有A和B兩個等級。

試驗是在常壓下進行的，鉆頭轉速90 r/min，用水作為鉆井液，初始鉆壓44.45 kN，鉆進10 s后增大至88.9 kN，某些試驗繼續(xù)增大至133.36 kN。

每一步鉆進持續(xù)10 s后中斷試驗，檢查切削齒是否有破損或裂紋[18]。

3.1 ?211.725 mm鉆頭A級圓形齒和V形齒

1) 花崗巖(第1次)。鉆壓44.45 kN和88.9 kN，V形齒鉆頭沒有發(fā)現(xiàn)切削齒有破損或裂紋。然而在133.36 kN的鉆壓下，圓形齒鉆頭有2個切削齒的尖端嚴重損壞(圖15a)。更換切削齒后在石英巖上繼續(xù)試驗。

圖15 ?211.725 mm鉆頭A級圓形齒試驗后損壞的切削齒

2) 石英巖。圓形齒鉆頭試驗鉆壓44.45 kN和88.9 kN，錐形面中另外2個切削齒的尖端嚴重損壞，而且還在其他4個切削齒上發(fā)現(xiàn)有裂紋(圖15b)。需要注意的是，有裂紋切削齒的數(shù)量僅通過肉眼觀察確定，因此可能存在其他表面裂紋和次表面裂紋。大多數(shù)裂紋屬于指甲紋型裂紋，可能是由于切削齒工作面受到?jīng)_擊而在靠近尖端的PDC層表面形成的。V形齒鉆頭試驗鉆壓44.45、88.9和133.36 kN，切削齒未發(fā)生嚴重損壞，只是有15個切削齒(大部分在鉆頭肩部)有裂紋(圖16a)，這是由于鉆壓過大(133.36 kN)造成的。

3) 花崗巖(第2次)。圓形齒鉆頭更換了2個嚴重損壞的切削齒，沒有更換有裂紋的切削齒。鉆壓44.45和88.9 kN，又有2個切削齒損壞，這2個齒之前不存在裂紋(圖16b)。V形齒鉆頭試驗鉆壓44.45 、88.9和133.36 kN，沒有發(fā)現(xiàn)切削齒損壞。此次試驗后，發(fā)現(xiàn)又有5個圓形齒和1個V形齒有裂紋。

圖16 ?211.725 mm鉆頭A級圓形齒和V型齒試驗后損壞的切削齒

為確定是否存在其他表面裂紋和次表面裂紋，鉆頭上所有切削齒都進行了染色滲透及掃描聲學顯微鏡成像。此外，通過掃描PDC層內多個深度的裂紋觀察了裂紋擴展路徑。結果表明，大多數(shù)裂紋沿切削齒軸線方向擴展，可能是切削齒工作面受到了沖擊，而其他一些裂紋則沿垂直于軸線的方向擴展，這明顯是切削齒尖端受到了沖擊。部分損壞的切削齒如圖17所示，V形切削齒Ⅰ位于最中心，肉眼觀察沒有發(fā)現(xiàn)損壞的痕跡，但染色滲透檢查顯示尖端有一個小裂紋。掃描聲學顯微鏡成像顯示，該裂紋方向垂直于切削齒軸線，為次表面裂紋。肩部圓形齒Ⅱ的情況與V形切削齒Ⅰ相似。V形切削齒Ⅲ和圓形切削齒Ⅲ的工作面受到過沖擊，裂紋沿切削齒軸線方向擴展。V型切削齒Ⅱ的面裂紋與垂直于切削齒軸線的次表面裂紋造成加載方向難以確定，很有可能是尖端受到過沖擊，但不清楚是否面裂紋也是在切削齒尖端開始的，或者是2次加載的結果。圓形切削齒Ⅰ的工作面裂紋沒有連接至尖端，這與圓形切削齒Ⅲ的工作面裂紋有所不同。

圖17 ?211.725 mm鉆頭部分損壞的A

3.2 ?211.725 mm鉆頭B級圓形齒和V形齒

1) 花崗巖。鉆壓44.45 kN和88.9 kN，圓形齒鉆頭僅有3個齒損壞(如圖18a)。鉆導眼時(鉆壓≤13.336 kN，轉速≤25 r/min)，最中心的齒損壞。在2個鼻部的切削齒上發(fā)現(xiàn)有小削片，這也可能是鉆導眼時產(chǎn)生的，試驗結束后才發(fā)現(xiàn)。V形齒鉆頭沒有任何切削齒損壞，這2只鉆頭在石英巖上繼續(xù)試驗，沒有更換損壞的圓形齒。

2) 石英巖。鉆壓44.45、88.9和133.36 kN，圓形齒鉆頭在鉆壓增大至88.9 kN后，沒有任何額外損壞。在鉆導眼時，V形齒鉆頭2個最中心的切削齒損壞(如圖18b)，后續(xù)試驗沒再發(fā)現(xiàn)V形齒損壞。

圖18 ?211.725 mm鉆頭B級圓形齒和V形齒試驗后損壞的切削齒

切削齒上載荷方向、大小和分布的組合是造成切削齒損壞的原因。圓形齒和V形齒在鉆導眼過程中都有損壞，但在后續(xù)試驗中，當所有切削齒均與巖石接觸時就沒有損壞。試驗結果表明，與鉆井時的穩(wěn)態(tài)載荷相比，垂直于切削齒軸線的載荷在切削齒中產(chǎn)生更高的應力(如圖10)，從而導致切削齒損壞，因此載荷方向似乎是鉆導眼時切削齒損壞的主要原因。

3.3 ?222.25 mm鉆頭B級圓形齒和V形齒

1) 花崗巖。鉆壓44.45 、88.9 和133.36 kN，V形齒鉆頭沒有切削齒損壞或產(chǎn)生裂紋，而圓形齒鉆頭在鉆壓為133.36 kN時，最中心的切削齒嚴重損壞(如圖19)，損壞方向表明尖端明顯受到了沖擊。

圖19 ?222.25 mm鉆頭在花崗巖和石英巖上試驗后損壞的切削齒

2) 石英巖。鉆壓44.45 、88.9和133.36 kN，沒有任何額外的切削齒損壞，但是2個圓形齒和1個V形齒的表面有裂紋，還有1個V形齒上發(fā)現(xiàn)有細小的削片(如圖19)。

總的來說，全尺寸試驗中有8個圓形齒和2個V形齒嚴重損壞，其中有7個圓形齒位于錐形面，錐形面的切削面積較大，因此切削齒比切削結構其他部位的載荷更高。值得注意的是，最中心的V形齒比圓形齒的切削面積大，但只在1個試驗中發(fā)現(xiàn)V形齒有損壞。因為2種切削齒屬于同一等級，所以損壞的應力應該相等。因此，可以安全地假設V形齒承受的應力較小，因此來自地層的載荷也較小。不同巖石44.45 kN鉆壓下切削齒和鉆頭之間的機械鉆速和機械比能(MSE)對比如圖20所示?？梢钥闯?，除了石英巖中的?222.25 mm鉆頭B級圓形齒和V形齒以外，V型齒的機械鉆速均高于圓形齒。即使當圓形齒的機械鉆速較高時，V形齒的機械比能(MSE)一直較低。V形齒提高了切削齒與巖石之間相互作用的效率，導致機械比能降低29%。

圖20 不同鉆頭和切削齒之間的機械鉆速和機械比能對比

在所有試驗中，A級圓形齒?211.725 mm鉆頭的2個齒在88.9 kN的鉆壓下?lián)p壞。然而，盡管V形齒鉆頭在133.36 kN的鉆壓下進行了兩次試驗，但都沒有切削齒損壞。以石英巖為例，當鉆壓增大50%、扭矩提高15%時，每個V形齒的載荷或多或少會達到相同的比例。機械鉆速提高37%表明每個切削齒的載荷分布面積更大。

掃描結果表明，即使肩部的切削齒也會出現(xiàn)平行于PDC層的次表面裂紋，如圖17中的切削齒Ⅱ。肩部切削齒的切削面積非常小，因此承受的載荷相對較小，對于保徑齒更是如此。然而，由于鉆頭橫向運動而對保徑齒造成沖擊損壞的情況極為常見。盡管試驗振動測量值也沒有顯示出鉆頭加速度之間的明顯差異(如圖21)，但微小的軸向和橫向位移可能會使切削齒尖端受到?jīng)_擊而損壞。巖石孔底對比發(fā)現(xiàn)，用V形齒鉆頭鉆進的孔底更加平滑，這可能有助于延長切削齒的使用壽命(如圖22)。

圖21 鉆頭軸向加速度和橫向加速度

圖22 ?211.725 mm鉆頭圓形齒和V形齒鉆進的孔底對比

4 現(xiàn)場試驗

1) 在美國俄克拉荷馬州中南部的石油省(SCOOP)。一只?222.25 mm 7刀翼713鉆頭在一口井的水平段鉆進中得到了應用，該鉆頭采用相同等級的圓形齒和V形齒組合設計，切削齒直徑為13 mm。該井在超過7 620 m深度地層含燧石夾層，致密堅硬、研磨性強，該鉆頭耗時31.5 h鉆進210.312 m，平均機械鉆速為6.675 m/h，滑動鉆進機械鉆速最小值為3.048 m/h，旋轉鉆進機械鉆速最大值超過30.48 m/h(如圖23)。

圖23 鉆進參數(shù)隨時間的變化關系曲線

鉆頭起至地面后的照片如圖24 a所示，可以看出，切削齒受到不同程度的損傷，錐形面中圓形齒(如圖24 a的B第2個齒)和V形齒(如圖24 a的D第2個齒)上可以看到實驗室觀察到的指甲紋型裂紋，且這2個齒距鉆頭中心的距離差不多，加載條件應該相同。還發(fā)現(xiàn)，錐形面上的切削齒也有明顯的沖擊損壞痕跡，如圖24a上的B和 D左邊第1個齒及圖24a上的C左邊第1個齒和第2個齒。其中一些齒上還有面裂紋，有些裂紋方向垂直于鉆頭軸線(圖24a上的B)，還有些裂紋方向平行于鉆頭軸線(圖24a上的C和圖24a上的D)。圖24a上的C左邊第1個齒上的裂紋通常稱為“貓眼裂紋”。當切削齒在水平或垂直方向加載時，損壞模式與有限元分析中的高拉應力區(qū)域相匹配(如圖7)。對這個特定的切削齒，從緊鄰“貓眼裂紋”的第2個裂紋的方向來看，尖端應該受到了沖擊。

圖24 切削齒磨損狀態(tài)

鼻部和肩部的切削齒的磨損狀態(tài)對比如圖24b所示。因為一些切削齒上的損傷導致無法識別切削齒形狀，所以照片上增加了藍色(圓形齒)和紅色(V形齒)圓點。可以看出，圓形齒和V形齒都有嚴重損傷，特別是每個刀翼上的第2個齒。還發(fā)現(xiàn)切削齒基底有熱磨損的痕跡，這可能是在沖擊損壞的同時或之后形成的。工作面上沒有發(fā)現(xiàn)裂紋，但尖端受到過沖擊，且其他部位有明顯的熱損傷。

總的來說，對比圓形齒和V形齒的磨損狀態(tài)并不能明確區(qū)分切削齒的耐沖擊性和耐熱磨損性，部分原因可能是在一些切削齒損壞后，分布在切削結構其他部位的載荷使它們具有相同的磨損狀態(tài)。

2) 在美國西德克薩斯州米德蘭盆地。5口井的直井段鉆進中各使用了1只?565.15 mm 616鉆頭，鉆遇地層為砂巖、頁巖、硬石膏和白云巖互層中的San Andres、Brushy Canyon和Spraberry地層，下入深度和起出深度幾乎完全相同。其中2只鉆頭的切削齒都是V形齒，另外3只鉆頭的鼻部和肩部的切削齒是圓形齒，錐形面和后排中的切削齒為V形齒。5只鉆頭的鉆進進尺和機械鉆速如圖25所示，總的來說，V形齒鉆頭比圓形和V形混合齒鉆頭的機械鉆速高。此外，從圖26可以看出，與圓形齒相比，V形齒的損傷略輕。即，2種切削齒的尖端受到?jīng)_擊的痕跡都很明顯，但與實驗室試驗結果相匹配的圓形齒則更常見。例如，圖26a中24個圓形齒中有7個齒出現(xiàn)了PDC分層，而圖26b中16個V形齒中有2個齒出現(xiàn)了PDC分層[1,2,18]。

圖25 機械鉆速和鉆進進尺對比

圖26 圓形齒與V形齒磨損狀態(tài)對比

5 結論

1) 在Sierra White花崗巖上用立式轉塔車床(VTL)進行的試驗結果表明，圓切削齒和V形切削齒的耐熱磨損性相差不大；盡管V形切削齒在尖端沖擊試驗中分值較低，但在全尺寸鉆進試驗中，尖端沖擊損傷要比圓形切削齒小，這不僅是因為高切削效率減少了切削齒上的載荷，而且還由于井底巖脊減少，降低了與切削齒碰撞的機率。

2) 切削力和殘余應力引起的切削齒應力分布與PDC切削齒的損傷類型密切相關。有限元分析和工作面沖擊試驗結果表明，圓形切削齒和V形切削齒損壞時的應力水平相同。

3) 實驗室全尺寸鉆進試驗發(fā)現(xiàn)，圓形切削齒和V形切削齒都有表面裂紋，且大多數(shù)裂紋都沿切削齒軸線擴展，這可能是由于工作面受到?jīng)_擊的結果。在隨后的試驗中，沒有任何表面裂紋導致切削齒嚴重損壞，現(xiàn)場試驗也觀察到了相同的結果；在表面裂紋很少或沒有痕跡的情況下，PDC層可能會形成次表面裂紋，且大多數(shù)裂紋沿垂直于切削齒軸線的方向擴展。

4) 實驗室全尺寸鉆進試驗中，將切削齒類型從A級改為B級后發(fā)現(xiàn)，損壞的切削齒數(shù)量明顯減少，這與工作面沖擊試驗結果相吻合。在載荷比A級切削齒高約50%的情況下，B級切削齒上才形成了裂紋。

5) 實驗室全尺寸導眼鉆進試驗模擬了軟硬交錯地層鉆進的情況，在低鉆壓和低轉速下，2次試驗中最中心的切削齒都有損傷，這可能是不正常的加載方向造成的。

6) 現(xiàn)場試驗結果表明，V型切削齒與圓形切削齒的磨損狀態(tài)相似，但結果更好。