分離式沖擊-刮切復合鉆頭破巖機理及鉆進破巖研究

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 機電工程學院 巖石破碎學與鉆頭研究所，成都 610500；2.西南石油大學 油氣鉆井技術國家工程實驗室鉆頭研究室，成都 610500；3.西南石油大學 油氣藏地質與開發國家重點實驗室，成都 610500；4.中國石化石油工程技術研究院，北京 100101)

隨著油氣勘探開發的不斷深入，深井、超深井不斷增多，深部地層的機械鉆速降低，鉆具的磨損加劇，嚴重影響了油氣田開發的速度和成本。對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的問題，逐步發展出軸向沖擊、周向沖擊以及復合沖擊等多種沖擊破巖理論與鉆具。例如，美國阿特拉公司[1]較早研發了扭力沖擊器，采用鉆井液渦輪驅動沖擊錘產生高頻扭轉沖擊，應用表明，扭力沖擊器配合PDC鉆頭一起使用提高機械鉆速效果顯著。隨后，國內外學者及相關單位特別關注沖擊器研究及應用。Powell等[2]提出了一種新的能量分配系統，通過機械升降作用使鉆頭鉆壓迅速變化，通過機械撞擊產生軸向沖擊脈沖，使得鉆井時間減少了50%。玄令超等[3]設計了一種新型旋轉沖擊破巖試驗裝置，利用齒型振套的碰撞產生沖擊載荷，用地質鉆機帶動鉆頭破巖。李顯義[4]提出了扭轉沖擊破巖鉆井新技術，現場應用結果顯示，所設計的扭力沖擊器能夠顯著提高PDC鉆頭的機械鉆速，降低鉆進成本。Mu等[5]提出了一種新的軸向-扭轉復合沖擊鉆井工具。賈紅軍等[6]將沖擊鉆井破巖技術與脈沖射流輔助破巖技術相結合，研制出一種新型高頻低幅扭轉振蕩耦合沖擊器。劉宇[7]設計了一種新型的機械式沖擊器，將旋轉運動轉換為往復運動，使沖擊錘產生沖擊載荷。柳貢慧等[8]提出了一種適用于軟硬交錯及非均質性嚴重地層的復合沖擊破巖鉆井新技術，通過將軸向脈動沖擊與扭向反轉沖擊破巖方式聯合起來，將流體能量轉換成扭向和軸向交替的高頻沖擊機械能。

基于沖擊器的研究基礎，國內外專家學者對于沖擊器作用下的鉆頭沖擊破巖機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模型，得出其中潛在破碎區雖然沒有破碎，但是巖石已經在應力波的作用下產生了損傷。李思琪等[10]研究了高頻諧振沖擊破巖的提速效果，發現高頻諧振沖擊破巖擴大了巖石的響應范圍和載荷的作用區域，加劇了巖石振動的劇烈程度。祝效華等[11]研究了扭轉沖擊作用下切削齒切削巖石過程中的裂紋擴展、巖屑形成、損傷演化以及破巖比功等問題。得出扭轉沖擊破巖的破碎比功更小，且扭轉沖擊載荷的幅值存在最優值。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鉆頭破巖效率的機理。李瑋等[13]基于振動學理論，在考慮巖石重力的情況下，建立鉆頭沖擊載荷下巖石振動響應的數學模型，采用重整化方法對其求解，分析各參數對鉆頭高頻沖擊下巖石振動的影響。方金[14]對沖擊載荷作用下軟巖的破碎規律展開研究，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，又存在旋轉切削運動。這種切削和沖擊復合載荷極易導致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]提出了新型分離式沖擊-刮切復合鉆頭，如圖1所示。該鉆頭由含沖擊齒的沖擊模塊和傳統PDC鉆頭固定刀翼組成，使得復合鉆頭沖擊模塊和固定刀翼各自分別獨立完成切削破巖與沖擊破巖，形成復合破巖效果，也實現了保護PDC齒和提高鉆頭鉆進破巖效果的目的。相比原有PDC-牙輪復合鉆頭，由于常規牙輪鉆頭存在牙輪軸承系統，原有復合鉆頭的可靠性有賴于牙輪軸承和密封系統的使用壽命。而該新型分離式沖擊-刮切復合鉆頭未采用牙輪切削結構，故不存在軸承失效和潤滑油密封問題。由于該復合鉆頭的沖擊-切削復合破巖機理和鉆進破巖特點尚不清晰，為此采用試驗與數值仿真分析分別開展了單齒沖擊、單齒切削以及復合破巖鉆進研究，以期為新型沖擊-刮切復合鉆頭的設計提供參考。

圖1 新型分離式沖擊-刮切復合鉆頭Fig.1 New impact-cutting compound drill bit

1 沖擊-刮切復合破巖試驗裝置

為探究沖擊-刮切復合破巖以及為數值模型提供驗證，設計了先沖擊、后切削的試驗方案。試驗主要分為兩個步驟：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平臺以不同的切削路徑偏離沖擊坑距離切削含沖擊坑巖樣，試驗裝置示意圖如圖2所示，由應變采集系統采集切削力[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切削齒切削角及側傾角均可調節。巖石通過夾持裝置固定于切削平臺上，進行單齒切削試驗時，由切削平臺帶動巖石進行直線切削運動。

圖2 單齒切削試驗裝置示意圖及實物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PDC切削齒的切削深度較小，旋轉切削一圈產生偏離軸線的角度很小，故將單個PDC切削齒的旋轉切削簡化為切削固定深度的直線運動，并且做出如下假設：①巖石為連續、均質、各向同性的材料；②忽略溫度對其的影響；③巖石單元一旦發生失效，立即刪除，同時忽略失效的巖石單元對后續切削過程的影響。

巖石本構模型采用線性Druker-Prager模型，它同時兼顧了圍壓對屈服特性的影響，以及剪切引起膨脹的性質。其屈服面不再是標準的圓形，屈服面對應的函數為

F=t-ptanβ-d=0

(1)

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

(2)

式中:k為流應力比；r為偏應力不變量；q為廣義偏應力。

采用有限元方法模擬分離式沖擊-刮切復合破巖試驗過程，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的長方體。巖石網格采用六面體八節點的線性縮減積分單元C3D8R，并對PDC切削齒、沖擊齒與巖石接觸區域的網格進行細化[19]。對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參考點上，給切削齒參考點在切削方向賦予速度值：V=444 mm/s，給沖擊齒參考點一個方向賦予位移值：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，該沖擊深度是根據沖擊速度1 m/s時沖擊試驗所測沖擊坑深度而設定的。沖擊齒位移隨時間的變化與單齒沖擊試驗設定為一致，其余方向進行位移和轉動約束。

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

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

為探究沖擊齒沖擊位置、沖擊速度等沖擊參數以及切削速度等切削參數對復合破巖效率的影響規律，通過正交試驗對復合破巖數值計算進行參數敏感性分析，分析各因素對復合破巖的影響規律。表1為正交試驗考慮的設計因素。

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

2.2 模型驗證

為了保證仿真結果的可靠性，需要對模型進行驗證。本文從沖擊坑形貌的角度進行模型本構驗證。所建立的沖擊試驗模型如圖4所示，輸入條件為沖擊速度為1 m/s時單齒沖擊試驗所記錄的實際沖擊位移。所用花崗巖的物理參數平均測量分別為：抗壓強度為77.24 MPa，抗拉強度為4.56 MPa，彈性模量為6 GPa，泊松比為0.2。

圖4 沖擊試驗仿真模型Fig.4 Impact test simulation model

單齒沖擊破碎巖石試驗原理為自由落體沖擊，通過計算沖擊高度來實現試驗設定的沖擊速度。此處沖擊速度設定為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，測量沖擊坑深度和直徑。

通過對比沖擊齒沖擊巖石后形成沖擊坑的形貌，如圖5、圖6所示，測量單齒沖擊試驗的沖擊坑尺寸，沖擊坑深度為6.3 mm，直徑為12.8 mm。在對應仿真分析中，沖擊坑深度為7.2 mm，直徑為11.6 mm。通過仿真結果與試驗結果相對比，沖擊坑的直徑相差9.3%，沖擊坑深度相差14.2%，證明該數值仿真模型準確且可靠。

圖5 沖擊試驗與仿真模型沖擊坑形貌對比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 網格無關性分析

為探究仿真模擬的網格無關性，并獲得仿真分析最優網格劃分尺寸大小，對PDC切削破巖仿真模擬進行了網格無關性的分析。考慮到切削齒的直徑(15.875 mm)以及切削深度(2 mm)，故選擇的網格大小分別為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比。

網格大小從1.0 mm增加到1.5 mm，平均切削力變化了0.19%，而網格大小從1.5 mm增加到1.8 mm時，平均切削力增加了8.4%。根據結果，對于網格尺寸范圍在1.0～1.5 mm時，其計算結果的變化小于1%，且計算時間在可接受范圍，因此下列模型采用1.2 mm網格大小。

3 復合破巖機理的試驗及數值分析

為深入剖析復合鉆頭破巖機理，采用試驗和數值模擬結合的方法，對分離式沖擊-刮切過程中應力場、切削力變化和組合破巖過程進行分析。

3.1 巖石沖擊后沖擊坑形貌及應力場分布

單齒沖擊后的巖石Mises應力如圖8所示，沖擊齒在巖石表面形成沖擊坑，沖擊坑周圍區域的巖石沒有發生破碎，但是沖擊產生的應力波會對其造成損傷。為了準確地分析沖擊坑周圍巖石狀態，在沖擊坑附近選取一系列巖石單元節點，如圖8所示，對這些節點上的壓應力進行分析。

圖8 沖擊坑周圍巖石單元節點選取示意圖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，單元節點上所受等效壓應力沿徑向方向先增加后減小，在距離沖擊坑7 mm左右，巖石單元壓應力達到最大值，然后迅速下降；在距離超過10 mm后，出現波動，但整體仍然保持下降趨勢；在20 mm處下降到最低點。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重，巖石強度最低，切削齒在此處切削時所受切削力最?。辉谄凭嚯x為20 mm左右的巖石強度則相對較高，對提高后續切削破巖貢獻較小。

圖9 沖擊坑周圍巖石不同單元節點等效壓應力對比Fig.9 Comparison of equivalent compressive stress of different element nodes of rock around impact crater

觀察單齒沖擊試驗中，不同類型沖擊齒沖擊所產生的沖擊坑形貌，如圖10所示，發現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。這主要是因為錐型齒的吃入效果最好，產生較大的沖擊影響區域，這種影響對后續單齒切削較為有利。

圖10 不同沖擊齒產生沖擊坑形貌對比Fig.10 Comparison of the morphology of impact pits produced by different impact teeth

3.2 沖擊坑對巖石切削過程的影響分析

上述沖擊形成沖擊坑后，采用切削齒對含沖擊坑巖樣進行切削試驗。

3.2.1 沖擊坑對巖石切削Mises應力場的影響分析

仿真模擬單齒切削含沖擊坑巖樣，對切削齒施加單方向切削速度。結果如圖11所示，觀察切削齒切削沖擊坑時沖擊坑附近巖石Mises應力變化。當PDC切削齒開始切削沖擊坑時，沖擊坑底部和與切削齒接觸處巖石應力較大，隨著切削齒繼續切削，應力較高的區域逐漸變多，最終連通。該應力較高連通區域即為巖屑剝離過程中的裂紋產生路徑，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，從應力分布變化和巖屑剝離角度來看，沖擊坑對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巖石Mises應力分布Fig.11 Mises stress distribution of rock when cutting teeth cut impact pit

3.2.2 沖擊坑對切削齒切削力的影響分析

采用試驗和數值模擬分析沖擊坑與切削路徑間距的影響。通過分析復合切削破巖試驗采集得到的切削齒切削沖擊坑區域平均切削力結果。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。結合圖11可知，當沖擊齒沖擊破碎使得沖擊坑附近巖石強度降低，有利于降低切削齒切削所受切削力。

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

通過對比常規切削和復合切削破巖后的巖石表面最大主應力云圖和形貌，如圖13所示，常規切削破巖巖石表面整體拉應力值偏小，而復合切削破巖巖石整體的拉應力值較大，且拉應力值整體偏高。由于巖石的抗拉強度遠遠小于抗壓強度，因此以拉應力破壞為主的復合切削更容易使巖石發生破壞，切削齒的破巖效率更高。對比兩者形貌可以看出，有沖擊坑時其切削路徑在經過沖擊坑時可形成聯合破碎帶。

圖13 常規切削和復合切削對比Fig.13 Comparison of conventional cutting and compound cutting

3.3 常規切削和復合切削對比

為了進一步對比常規切削與復合切削過程中沖擊坑周圍巖石所受應力變化，在巖石截面上選取5個不同位置的單元，如圖14所示。通過對比常規切削與復合切削過程中這5個位置的最大主應力變化趨勢來分析沖擊齒沖擊巖石形成沖擊坑對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所受最大主應力變化趨勢，單元4、單元5的最大主應力變化趨勢分別與單元2、單元1相似，故圖15僅列出1、2和3點應力變化。由于沖擊載荷對巖石的影響[20-21]，在復合切削過程中，5個單元點所受應力變化更加平穩，可推斷切削齒所受切削力變化也更加平穩。同時在切削過程中，常規切削時各單元所受應力均高于復合切削，故復合切削過程中，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，同時還能使得沖擊坑附近待切削巖石單元應力受到明顯的影響；沖擊載荷對巖石進行沖擊，將對巖石單元形成初步的壓縮破壞，降低沖擊區域巖石的強度，有利于降低切削齒所受切削力，提高切削齒的壽命。

圖15 不同位置單元節點最大主應力隨時間的變化趨勢Fig.15 Variation trend of the maximum principal stress experienced by elements at different locations

4 參數敏感性分析及全鉆頭鉆進分析

4.1 破巖工藝參數敏感性分析

通過計算在不同沖擊參數和切削參數下復合破巖的破巖比功，探究各因素對復合破巖破巖效率的影響規律。其中破巖比功(mechanical specific energy，MSE)表達式為

(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。

根據正交試驗組進行數值模擬，得出破巖比功的極差結果，如表2所示，從正交計算結果的極差可以看出，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和切削工藝參數對破巖比功的影響，分別得到其影響規律如圖 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

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到最大值33.5×107J/m3，而后迅速下降，當沖擊角度超過60°，破巖比功又繼續增大。破巖比功隨沖擊角度的增加呈現波動變化趨勢，可見本文工況下對單齒沖擊存在最優沖擊角度60°～75°。

圖16 破巖比功隨沖擊角度變化的變化趨勢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，不利于切削齒對巖石的破碎。這一規律表明一味增大沖擊速度并不會提高復合破巖的破巖效率。

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

如圖18所示，對比四種不同類型的沖擊齒的破碎比功可以發現，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。結合單齒沖擊試驗各類型沖擊齒產生沖擊坑形貌，發現球形齒雖然吃入巖石不夠深，但卻較大影響巖石的強度，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Fig.18 The changing trend of rock breaking specific energy with the change of impact tooth type

4.1.2 切削參數

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參數，是設計復合鉆頭布齒的關鍵。如圖19所示，當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，破碎比功出現大幅下降。在單齒切削試驗中，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，雖然會部分提高切削齒切削力，但復合破巖的破巖比功呈現大幅下降趨勢，有助于提高復合切削效率。

圖19 破巖比功隨沖擊位置變化的變化趨勢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，呈現持續上升趨勢，增長了約34倍，嚴重降低了復合破巖的破巖效率。由于切削速度對破巖比功的影響較大，故設計該分離式復合鉆頭時應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上升，特別是切削深度從3 mm增加到4 mm時，破巖效果下降的尤為劇烈。這一規律表明較小的切削深度將更有利于提高復合破巖的破巖效率。

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，當切削傾角為20°時，切削齒的破巖比功達到最大值；切削傾角繼續增大，破巖比功隨之減少。由于沒有進行更多的切削傾角下的計算，無法判斷最優的切削傾角。

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

4.2 全尺寸鉆頭鉆進對比分析

為了比較沖擊-刮切復合鉆頭與常規PDC鉆頭在鉆進時的差異，參考實際鉆井設計了全尺寸鉆頭的鉆進仿真模擬，將PDC鉆頭簡化，只保留沖擊齒以及切削齒，如圖23所示。對于復合切削，先對8 mm直徑的沖擊齒施加6.3 mm沖擊位移，再對PDC齒施加鉆壓和轉速旋轉切削巖石；對于常規切削，僅對切削齒施加鉆壓和轉速；為對比分離式沖擊-刮切復合鉆頭鉆進破巖，將本文復合鉆頭固定刀翼與沖擊齒固定在一起進行同步周期性沖擊和切削，以模擬沖擊器對鉆頭施加周期性旋沖，在數值模型中對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速。全尺寸鉆頭鉆進井底的形貌及其應力對比如圖24所示。

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

圖24 全尺寸鉆頭鉆進井底形貌及應力對比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形貌，如圖25所示，復合鉆頭切削破巖時，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大大降低巖石的破碎難度，進而提高后續切削的破巖體積和破巖效果。

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

如圖26所示，通過對比三種類型鉆頭被破碎的巖石質量與鉆速，與常規PDC鉆頭相比，復合鉆頭的破巖體積增加了約37%，機械鉆速增加了約13%；與混合切削PDC鉆頭相比，破巖體積增加了約137%，機械鉆速增加了約93%。對比分離式復合鉆頭的鉆進破巖和混合式鉆進破巖，可以發現混合式鉆進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，使得混合式復合鉆頭鉆進破碎體積偏小。由此可見，分離式沖擊-刮切復合鉆頭更能降低鉆進的時間，節約鉆井成本。

圖26 不同鉆頭鉆速、鉆進位移和破碎質量對比Fig.26 Comparison of drilling speed and crushing quality and drilling displacemen of different bits

5 結 論

通過單齒沖擊、單齒切削和全尺寸鉆頭復合破巖的數值模擬和試驗，分析了沖擊齒沖擊對巖石形貌和應力的影響，以及沖擊坑對切削過程中切削齒切削力的影響。并研究了各沖擊參數和切削參數對該鉆頭復合破巖效率的影響規律，結論如下：

(1)沖擊-刮切復合破巖中，沖擊齒沖擊巖石形成沖擊坑，對巖石進行初步的壓縮破壞，并降低沖擊區域巖石的強度。相比于常規破巖，PDC切削齒所受切削載荷更小，切削力變化更加平穩。

(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度，利于后續切削齒切削。

(3)在沖擊-刮切復合鉆頭設計中，根據巖石特性、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，所優選的分離式沖擊-刮切復合鉆頭更能降低鉆進的時間，節約鉆井成本。

致 謝

該分離式沖擊-切削復合鉆頭由鉆頭研究所楊迎新等人首次提出，并經楊迎新、蔡燦、陳煉、任海濤和謝松等人逐步完善設計和研制，特此致謝說明。