黃志強(qiáng)，周 操，馬亞超，謝 豆，朱 晶，王德貴

（1.西南石油大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院，四川成都 610500；2.中國(guó)石油天然氣集團(tuán)公司寶雞石油機(jī)械有限責(zé)任公司，陜西寶雞 721002）

我國(guó)油氣資源相對(duì)匱乏。2019年我國(guó)石油和天然氣的對(duì)外依存度分別為72.5%和45.2%，已嚴(yán)重威脅到國(guó)家的能源安全[1]。因此，加大油氣資源的勘探開發(fā)力度，提高油氣自給能力是至關(guān)重要的舉措。川渝地區(qū)作為西南油氣田“氣大慶”的資源開發(fā)區(qū)，油氣資源豐富，勘探開發(fā)密度大，這就要求物探鉆頭的鉆進(jìn)速度快、使用壽命長(zhǎng)。然而常規(guī)物探鉆頭在鉆進(jìn)復(fù)雜難鉆地層時(shí)，常出現(xiàn)破巖效率低、鉆進(jìn)速度慢、鉆頭使用壽命短、作業(yè)成本高等問題。據(jù)統(tǒng)計(jì)，鉆頭成本占鉆井作業(yè)成本的20%以上[2]。為此，亟須研制一種新型物探鉆頭，以解決物探鉆頭在灰?guī)r地層鉆進(jìn)速度慢、使用壽命短等問題。

近年來，許多學(xué)者對(duì)物探鉆頭的破巖性能進(jìn)行了研究。史曉亮等[3]設(shè)計(jì)了一種雙唇面超硬復(fù)合柱齒。與常規(guī)超硬復(fù)合柱齒相比，該柱齒具有更好的破巖能力和自銳性。李宏利、張珂銘等[4-5]設(shè)計(jì)了一種新型聚晶金剛石潛孔鉆頭，提高了鉆頭在堅(jiān)硬地層的破巖效率和使用壽命。王邵麗等[6]進(jìn)行了聚晶金剛石潛孔鉆頭的實(shí)地鉆進(jìn)測(cè)試，結(jié)果表明，相比于對(duì)標(biāo)合金鉆頭，聚晶金剛石潛孔鉆頭能夠?qū)崿F(xiàn)2倍以上的進(jìn)尺米數(shù)。曾其科等[7]針對(duì)空氣錘鉆頭失效嚴(yán)重等問題，對(duì)鉆頭結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化，與原鉆頭進(jìn)行對(duì)比分析后發(fā)現(xiàn)，改進(jìn)后鉆頭的機(jī)械鉆速得到提高，鉆頭使用壽命延長(zhǎng)。徐海良等[8]采用ANSYS/LS-DYNA軟件建立了氣體沖旋鉆頭破巖的有限元仿真模型，分析了不同結(jié)構(gòu)的沖旋鉆頭的破巖過程，得到了破巖效率最高、使用壽命最長(zhǎng)的鉆頭的結(jié)構(gòu)。張強(qiáng)等[9]運(yùn)用Abaqus軟件建立了在沖旋載荷作用下液壓鑿巖機(jī)與巖石相互作用的有限元仿真模型，研究了沖擊頻率、轉(zhuǎn)速和初始地應(yīng)力等參數(shù)對(duì)鉆頭破巖效果的影響。Zhukov等[10]設(shè)計(jì)了一種不與錘體接觸且呈自由曲面的錘擊活塞，可以使空氣錘的性能平均提高15%。Huang等[11-13]研究了一種Al2O3/WC-Co納米復(fù)合齒并進(jìn)行了沖擊試驗(yàn)，結(jié)果表明，Al2O3/WC-Co納米復(fù)合齒的沖擊韌度和耐磨度是YG8硬質(zhì)合金齒的3～5倍，有助于減小鉆頭牙齒的磨損，提高鉆頭的鉆進(jìn)效率和使用壽命。覃懷鵬等[14]設(shè)計(jì)了一種金剛石復(fù)合球齒，通過在金剛石與硬質(zhì)合金基體之間增加過渡層來提高球齒的抗沖擊性能，沖擊試驗(yàn)表明，球齒的抗沖擊能力和使用壽命得到了提高。為了提高物探鉆頭的破巖效率和使用壽命，許多學(xué)者從鉆頭結(jié)構(gòu)、牙齒布置和牙齒材料的優(yōu)化及鉆進(jìn)參數(shù)的調(diào)整等方面開展了相關(guān)研究。然而，通過改進(jìn)硬質(zhì)合金齒的齒形結(jié)構(gòu)來提高鉆頭破巖效率的研究較少。為此，筆者設(shè)計(jì)并分析了2種新型硬質(zhì)合金齒——棱錐齒和半拋齒，并根據(jù)它們的優(yōu)點(diǎn)，設(shè)計(jì)了棱錐齒-半拋齒物探鉆頭，分析了鉆頭的破巖特性，以期提升鉆進(jìn)速度，降低作業(yè)成本。

1 棱錐齒-半拋齒物探鉆頭的結(jié)構(gòu)

1.1 棱錐齒和半拋齒的結(jié)構(gòu)

棱錐齒主要由沖擊端面、齒柱、4個(gè)錐平面和4條傾斜的刮削棱邊組成。其齒形及結(jié)構(gòu)參數(shù)如圖1所示。其中：α1為兩刮削棱邊之間的夾角，α1=78.5°；α2為兩錐平面之間的夾角，α2=60°；L為棱邊長(zhǎng)度，L=7.0 mm；R為齒頂半徑，R=3.5 mm；H為硬質(zhì)合金齒總高度，H=20.0 mm；H1為齒柱高度，H1=10.8 mm；B為齒柱直徑，B=13.0 mm。

圖1 棱錐齒的齒形及結(jié)構(gòu)參數(shù)Fig.1 Tooth profile and structural parameters of pyramid tooth

在破巖過程中，棱錐齒齒頂與巖石的接觸面積較小，牙齒在巖石內(nèi)部產(chǎn)生的應(yīng)力較集中，有利于牙齒侵入巖石。此外，牙齒侵入巖石后，4條刮削棱邊在鉆頭的旋轉(zhuǎn)作用下刮削周邊巖石，加快了巖石的破碎，從而提高了破巖效率。

半拋齒由上端圓弧—拋物線—下端圓弧切削球形齒齒冠所形成，由沖擊端面、齒柱、弧形切削面和1條切削刃組成。其齒形及結(jié)構(gòu)參數(shù)如圖2所示。其中：R1為下端圓弧半徑，R1=1.0 mm；R2為沖擊端面半徑，R2=7.0 mm；R3為上端圓弧半徑，R3=0.5 mm；H=20.0 mm；H1=14.6 mm；B=13.0 mm。圖2中設(shè)有笛卡爾坐標(biāo)系o-xy，得到拋物線方程為：ax2-b2y=0，其中：a=4.0 mm；b=3.5 mm。

圖2 半拋齒的齒形及結(jié)構(gòu)參數(shù)Fig.2 Tooth profile and structural parameters of half parabolic tooth

在破巖過程時(shí)，半拋齒的沖擊端面為大直徑球面，相比于錐形齒，其強(qiáng)度較高。此外，切削刃在鉆頭的旋轉(zhuǎn)作用下刮削、擠壓巖石，使接觸區(qū)域巖石的內(nèi)部應(yīng)力較集中，巖石更容易被破碎，當(dāng)應(yīng)力迅速達(dá)到巖石的強(qiáng)度極限時(shí)巖石剝落，從而提高了鉆頭的破巖效率。

1.2 物探鉆頭的牙齒布置

物探鉆頭合理的牙齒布置有利于降低破巖功耗，提高鉆頭的破巖效率和使用壽命，充分發(fā)揮每個(gè)硬質(zhì)合金齒的最大效能[15]。因此，結(jié)合棱錐齒和半拋齒的結(jié)構(gòu)和工程實(shí)際進(jìn)行物探鉆頭的牙齒布置。處于鉆頭中間端面的牙齒的線速度較小，巖石破碎主要依靠沖擊載荷。棱錐齒具有尖銳的齒尖，在沖擊載荷作用下易于侵入巖石，因此適合布置在鉆頭的中間端面。鉆頭的邊緣錐面為傾斜面，其與鉆頭軸線之間存在一定的夾角，其上的牙齒在沖擊載荷作用下容易崩斷，這就要求位于邊緣錐面的牙齒的強(qiáng)度要高，耐沖擊性和耐磨性要強(qiáng)。半拋齒由于其良好的抗沖擊性能和切削性能，適合布置在鉆頭的邊緣錐面。

采用適合于川渝地區(qū)使用的直徑為80.0 mm的鉆頭和直徑為13.0 mm的棱錐齒和半拋齒。通過合理布齒，得到棱錐齒-半拋齒物探鉆頭，其結(jié)構(gòu)如圖3所示，主要由鉆頭柄、花鍵、鉆頭頭部、排泄槽、流道、棱錐齒、半拋齒、鉆頭端面和鉆頭錐面組成。編號(hào)為1～4的齒為棱錐齒，布置在鉆頭端面；編號(hào)為5～10的齒為半拋齒，均勻布置在鉆頭錐面。

圖3 棱錐齒-半拋齒物探鉆頭的結(jié)構(gòu)Fig.3 Structure of pyramid teeth-half parabolic teeth hammer bit

2 單齒破巖機(jī)理分析

硬質(zhì)合金齒是物探鉆頭的關(guān)鍵部件，分析其破巖機(jī)理對(duì)提升鉆進(jìn)速度、降低鉆進(jìn)成本具有重要意義。

棱錐齒布置于棱錐齒-半拋齒物探鉆頭的中間端面，其與鉆頭軸線的距離較近，線速度較小，主要依靠沖擊載荷進(jìn)行破巖。棱錐齒和錐形齒的破巖如圖4所示。在沖擊載荷p作用下，棱錐齒和錐形齒侵入巖石相同深度h，形成巖石與牙齒齒頂?shù)慕佑|區(qū)域C，從而實(shí)現(xiàn)破巖。由圖可知，棱錐齒齒頂較尖銳，牙齒侵入巖石后，齒頂與周邊巖石接觸的區(qū)域較小，在沖擊載荷作用下在區(qū)域C處呈現(xiàn)應(yīng)力集中。錐形齒齒頂為半球形，侵入巖石后，齒頂與周邊巖石接觸的區(qū)域較大，在沖擊載荷作用下區(qū)域C處的應(yīng)力較分散。因此，棱錐齒能夠提高物探鉆頭的破巖效率，提升鉆進(jìn)速度。

圖4 棱錐齒和錐形齒破巖示意圖Fig.4 Schematic diagram of rock breaking with pyramid tooth and conical tooth

半拋齒布置于棱錐齒-半拋齒物探鉆頭的邊緣錐面，其與鉆頭軸線的距離較遠(yuǎn)，線速度較大，牙齒以沖擊為主、刮削為輔進(jìn)行破巖。半拋齒和球形齒的破巖如圖5所示。半拋齒和球形齒在沖擊載荷p和線速度v作用下破碎巖石，形成深度為d的破碎坑。

圖5 半拋齒和球形齒破巖示意圖Fig.5 Schematic diagram of rock breaking with half parabolic tooth and spherical tooth

由圖5可知，半拋齒侵入巖石后，牙齒齒尖與巖石接觸的區(qū)域呈現(xiàn)應(yīng)力集中，沿切削方向存在較大的應(yīng)力分布區(qū)域。球形齒齒尖與巖石接觸區(qū)域的應(yīng)力較小，沿切削方向的應(yīng)力分布區(qū)域較小。因此，在相同工況下，半拋齒對(duì)接觸區(qū)域巖石的影響較大，巖石單元更容易達(dá)到強(qiáng)度極限而破碎脫落。因此，半拋齒能夠提高物探鉆頭的破巖效率，提升鉆進(jìn)速度。

3 單齒破巖仿真分析

3.1 單齒破巖有限元仿真模型的建立

采用有限元方法對(duì)棱錐齒、錐形齒、半拋齒和球形齒的破巖進(jìn)行仿真分析。利用三維設(shè)計(jì)軟件Solidworks建立棱錐齒、錐形齒、半拋齒、球形齒的幾何模型，然后分別建立單齒破巖有限元仿真模型，如圖6所示。

圖6 單齒破巖有限元仿真模型Fig.6 Finite element simulation model of single tooth rock breaking

3.2 基本假設(shè)

單齒破巖過程較為復(fù)雜，因此在仿真過程中忽略對(duì)仿真結(jié)果影響較小的部分因素[16]：

1）忽略巖石內(nèi)部原生裂紋的影響；

2）忽略牙齒的磨損，將牙齒設(shè)置為剛體；

3）忽略圍壓和溫度的影響；

4）巖石單元被牙齒破碎從巖體脫落后刪除，不存在被重復(fù)破碎的情況。

3.3 巖石本構(gòu)模型的建立

研究表明[17]，物探鉆頭的沖擊速度基本為0～10 m/s，沖擊載荷并不是靜態(tài)載荷。當(dāng)沖擊速度大于20 m/s時(shí)，鉆頭的侵入屬于高速侵徹[18]。因此，物探鉆頭沖擊巖石的速度處于低速范圍[19]，其力學(xué)行為介于準(zhǔn)靜態(tài)壓入與高速侵徹之間。巖石存在密實(shí)區(qū)，其表現(xiàn)為塑性行為。

Drucker-Prager強(qiáng)度準(zhǔn)則（以下簡(jiǎn)稱為“D-P準(zhǔn)則”）考慮了中間主應(yīng)力和靜水壓力的影響，能夠反映剪切引起的膨脹性質(zhì)。較多學(xué)者在研究物探鉆頭沖擊破巖時(shí)采用D-P準(zhǔn)則來描述巖石的本構(gòu)模型，并通過實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證了采用D-P準(zhǔn)則的合理性[9，20]。本文也采用D-P準(zhǔn)則來描述巖石的本構(gòu)模型。

D-P準(zhǔn)則是在C-M和Mises準(zhǔn)則的基礎(chǔ)上擴(kuò)展而來的[21-22]，可表示為：

式中：f為塑性勢(shì)函數(shù)；I1為應(yīng)力張量第一不變量；J2為應(yīng)力偏張量第二不變量；α和K分別為與巖石內(nèi)摩擦角β和黏結(jié)力dc有關(guān)的實(shí)驗(yàn)常數(shù)；σ1，σ2，σ3分別為第一、第二和第三主應(yīng)力。

由式（1）可知，在鉆頭的旋轉(zhuǎn)作用下，隨著巖石應(yīng)力逐漸增大，巖石出現(xiàn)塑性變形，當(dāng)塑性變形量超過其臨界值時(shí)，巖石被破壞，巖屑從巖體剝落。因此，采用等效塑性應(yīng)變作為破巖判據(jù)[23]，即：

式中：ε0為巖石的等效塑性應(yīng)變；εf為巖屑完全剝落時(shí)的等效塑性應(yīng)變。

此外，為了更好地描述巖石失效和剝落的現(xiàn)象，引入目前普遍使用的“損傷因子”的概念。用材料損傷前后楊氏模量的變化來定義損傷因子D[24]，即：

式中：E為巖石未損傷時(shí)的楊氏模量；E′為巖石損傷（即巖石在外力作用下出現(xiàn)裂紋）后的等效楊氏模量；ε為應(yīng)變；εp為巖屑開始剝落時(shí)巖石的等效塑性應(yīng)變；σ為應(yīng)力；σˉ為巖石損傷后的應(yīng)力。

巖石損傷過程中的應(yīng)力—應(yīng)變曲線如圖7所示。其中：σ0為巖石的彈性極限應(yīng)力；Dσˉ為損傷時(shí)巖石的損傷程度；σy0為損傷萌生時(shí)巖石的屈服應(yīng)力，此時(shí)損傷因子D=0；當(dāng)塑性應(yīng)變達(dá)到εf時(shí)，損傷因子D=1，巖石完全失效。

圖7 巖石損傷過程中的應(yīng)力—應(yīng)變曲線Fig.7 Stress-strain curve during rock damage

3.4 單齒破巖仿真結(jié)果分析

沖擊載荷下中間齒侵入巖石2.5 mm時(shí)巖石的應(yīng)力云圖如圖8所示。由圖可知，在棱錐齒、錐形齒侵入巖石后，巖石內(nèi)部產(chǎn)生應(yīng)力集中現(xiàn)象。其中棱錐齒齒頂較尖銳，牙齒侵入巖石后與巖石接觸區(qū)域較小，應(yīng)力較集中，應(yīng)力值較大。錐形齒齒頂為半球形，牙齒侵入后巖石內(nèi)部應(yīng)力區(qū)域較大，應(yīng)力分布較為分散。相比于錐形齒，棱錐齒在破巖過程中更容易使巖石單元達(dá)到其強(qiáng)度極限而破碎脫落，因此棱錐齒可以在較小的載荷作用下侵入巖石。

圖8 中間齒侵入巖石2.5 mm時(shí)巖石的應(yīng)力云圖Fig.8 Stress nephogram of rock when the middle teeth intruded 2.5 mm into the rock

以沖擊載荷為主、刮削載荷為輔的載荷作用下，邊緣齒侵入巖石2.5 mm時(shí)巖石的應(yīng)力云圖如圖9所示。由圖可知，在半拋齒、球形齒與巖石的相互作用中，巖石的應(yīng)力分布狀態(tài)有所不同。在半拋齒齒尖與巖石接觸的區(qū)域呈現(xiàn)明顯的應(yīng)力集中，沿切削方向由于切削刃的作用存在一較大的應(yīng)力分布區(qū)域。在球形齒齒尖與巖石接觸的區(qū)域出現(xiàn)較小的應(yīng)力集中區(qū)，且應(yīng)力最大值小于半拋齒，沿切削方向呈現(xiàn)較小區(qū)域的應(yīng)力分布。在半拋齒破巖過程中，齒尖和切削刃對(duì)巖石內(nèi)部區(qū)域產(chǎn)生的影響較大，巖石單元易達(dá)到其強(qiáng)度極限而破碎脫落。

圖9 邊緣齒侵入巖石2.5 mm時(shí)巖石的應(yīng)力云圖Fig.9 Stress nephogram of rock when the edge teeth intruded 2.5 mm into the rock

4 物探鉆頭破巖仿真分析

4.1 物探鉆頭破巖有限元仿真模型的建立

采用有限元方法對(duì)棱錐齒-半拋齒物探鉆頭和常規(guī)物探鉆頭的破巖進(jìn)行仿真分析。物探鉆頭的非線性動(dòng)力學(xué)有限元仿真模型如圖10所示。

圖10 物探鉆頭的非線性動(dòng)力學(xué)有限元仿真模型Fig.10 Nonlinear dynamic finite element simulation model of geophysical bit

4.2 邊界條件與載荷設(shè)置

鉆頭在鉆進(jìn)過程中受到?jīng)_擊器產(chǎn)生的沖擊載荷和鉆機(jī)施加的鉆壓作用，因此限制鉆頭沿X和Y向的運(yùn)動(dòng)，即限制鉆頭沿徑向的平動(dòng)。根據(jù)常規(guī)物探鉆頭鉆井試驗(yàn)的數(shù)據(jù)，設(shè)置鉆頭恒定轉(zhuǎn)速ω=12.566rad/s，恒定鉆壓W=6kN，頻率為19 Hz的脈沖循環(huán)載荷p=4kN。由于物探鉆頭鉆進(jìn)的地層較淺，巖石所承受的圍壓較小，故只對(duì)巖石底面進(jìn)行全固定約束。

4.3 物探鉆頭破巖仿真結(jié)果分析

4.3.1 巖石應(yīng)變和應(yīng)力分析

位于物探鉆頭中間端面和邊緣錐面的牙齒存在一定的高度差，所以鉆頭的鉆進(jìn)過程存在2個(gè)階段。第1階段為鉆頭中間齒在沖擊載荷和鉆壓的作用下與巖石接觸并破碎巖石。此階段只有中間齒破巖。隨著鉆進(jìn)的進(jìn)行，鉆頭邊緣齒開始接觸并破碎巖石，進(jìn)入穩(wěn)定鉆進(jìn)階段即第2階段，此時(shí)鉆頭的中間齒和邊緣齒共同作用破碎巖石而形成井眼。該階梯形井眼的上端由鉆頭邊緣齒沖擊和刮削的巖石形成，下端由中間齒沖擊和刮削的巖石形成。

巖石單元在外力的作用下達(dá)到其屈服應(yīng)力后，隨著應(yīng)力的增大開始出現(xiàn)塑性變形。棱錐齒-半拋齒物探鉆頭鉆進(jìn)15 s時(shí)巖石的等效塑性應(yīng)變?cè)茍D如圖11所示。其中等效塑性應(yīng)變臨界值為0.341%。當(dāng)巖石單元的等效塑性應(yīng)變超過其臨界值時(shí)，巖石單元被破壞并從巖體剝落。從圖可知，棱錐齒-半拋齒物探鉆頭在鉆進(jìn)時(shí)形成了階梯形井眼，其井底和井壁周邊的巖石均產(chǎn)生了塑性變形，距離井眼中心較遠(yuǎn)的巖石仍處于彈性變形階段。

圖11 棱錐齒-半拋齒物探鉆進(jìn)下巖石的等效塑性應(yīng)變?cè)茍D(t=15 s)Fig.11 Equivalent plastic strain nephogram of rock drilled by pyramid teeth-half parabolic teeth hammer bit(t=15 s)

在物探鉆頭鉆進(jìn)10 s時(shí)在中間齒作用下巖石的Mises應(yīng)力云圖如圖12所示，其可反映中間齒對(duì)巖石作用的效果。由圖可知，在沖擊載荷和鉆壓作用下，巖石單元在中間齒的作用下達(dá)到其強(qiáng)度極限后失效剝落，形成破碎坑。棱錐齒侵入巖石后，巖石內(nèi)部產(chǎn)生的應(yīng)力較集中，其最大應(yīng)力為161 MPa，說明棱錐齒對(duì)巖石的可鉆性較強(qiáng)。錐形齒侵入巖石后，巖石內(nèi)部產(chǎn)生的應(yīng)力較分散，其最大應(yīng)力為142 MPa。可見，相比于錐形齒，棱錐齒侵入巖石后更易使巖石單元達(dá)到其強(qiáng)度極限而失效，因此能更快速地破碎巖石，提高破巖效率。

圖12 在物探鉆頭中間齒作用下巖石的Mises應(yīng)力云圖(t=10 s)Fig.12 Mises stress nephogram of rock under the action of middle teeth of hammer bit(t=10 s)

在物探鉆頭鉆進(jìn)10 s時(shí)在邊緣齒作用下巖石的Mises應(yīng)力云圖如圖13所示，其可反映邊緣齒對(duì)巖石作用的效果。由圖可知，隨著鉆頭的旋轉(zhuǎn)，牙齒刮削破碎巖石，牙齒后方的巖石失效剝落而形成破碎坑，牙齒與巖石接觸區(qū)域的前方巖石出現(xiàn)變形，產(chǎn)生高應(yīng)力區(qū)域。半拋齒侵入巖石后，高應(yīng)力區(qū)域范圍較小，應(yīng)力分布較集中，最大應(yīng)力約為335 MPa。球形齒侵入巖石后，高應(yīng)力區(qū)域范圍較大，應(yīng)力分布較分散，最大應(yīng)力為246 MPa。相比于球形齒，半拋齒侵入巖石后，巖石內(nèi)部產(chǎn)生的應(yīng)力較集中，其對(duì)巖石的可鉆性較強(qiáng)，巖石單元易于失效并從巖體剝落。

圖13 在物探鉆頭邊緣齒作用下巖石Mises應(yīng)力云圖（t=10 s）Fig.13 Mises stress nephogram of rock under the action of edge teeth of hammer bit(t=10 s)

4.3.2 物探鉆頭動(dòng)態(tài)響應(yīng)分析

物探鉆頭在穩(wěn)定鉆進(jìn)過程中的進(jìn)尺（即沿軸向的位移）如圖14所示。通過計(jì)算可得，棱錐齒-半拋齒物探鉆頭的機(jī)械鉆速為2.31 mm/s，常規(guī)物探鉆頭的機(jī)械鉆速為1.63 mm/s，前者比后者提升了38.3%，破巖效率得到提高。

圖14 物探鉆頭在穩(wěn)定鉆進(jìn)過程中的進(jìn)尺Fig.14 Footage of hammer bit during stable drilling

物探鉆頭在穩(wěn)定鉆進(jìn)過程中的軸向加速度如圖15所示。由圖可知，鉆頭的軸向加速度不斷波動(dòng)。這是因?yàn)椋恒@頭破巖后巖石單元脫落，鉆頭瞬間失去巖體支撐導(dǎo)致其加速度增大，當(dāng)鉆頭再次與巖石接觸時(shí)，其加速度迅速減小甚至反向。

圖15 物探鉆頭在穩(wěn)定鉆進(jìn)過程中的軸向加速度Fig.15 Axial acceleration of hammer bit during stable drilling

在穩(wěn)定鉆進(jìn)過程中，棱錐齒-半拋齒物探鉆頭的軸向加速度方差為0.29，常規(guī)物探鉆頭的軸向加速度方差為0.33，棱錐齒-半拋齒物探鉆頭軸向加速度的波動(dòng)幅值約為常規(guī)物探鉆頭的88%。在鉆進(jìn)過程中，鉆頭的軸向加速度波動(dòng)越小，其牙齒所承受的瞬間沖擊力越小，則越可以減緩牙齒受沖擊而導(dǎo)致的失效。

5 常規(guī)物探鉆頭現(xiàn)場(chǎng)實(shí)驗(yàn)

為了驗(yàn)證有限元仿真模型的正確性，將常規(guī)物探鉆頭鉆進(jìn)灰?guī)r地層的現(xiàn)場(chǎng)實(shí)驗(yàn)結(jié)果與有限元仿真結(jié)果進(jìn)行對(duì)比。常規(guī)物探鉆頭鉆進(jìn)實(shí)驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)如圖16所示。采用與SKZ-30鉆機(jī)配套的10根相同型號(hào)鉆桿，分別編號(hào)為1，2，…，10；鉆桿長(zhǎng)度為1.5 m，單口井眼鉆進(jìn)深度為15 m。記錄每根鉆桿鉆進(jìn)巖層所用的時(shí)間。實(shí)驗(yàn)結(jié)果如圖17所示。

圖16 常規(guī)物探鉆頭鉆進(jìn)實(shí)驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)Fig.16 Drilling experiment site of general hammer bit

圖17 常規(guī)物探鉆頭鉆進(jìn)實(shí)驗(yàn)結(jié)果Fig.17 Drilling experimental results of general hammer bit

通過實(shí)驗(yàn)可知，單根鉆桿平均鉆進(jìn)時(shí)間為16.4 min，計(jì)算得到常規(guī)物探鉆頭鉆進(jìn)速度為1.52 mm/s。仿真得到的常規(guī)物探鉆頭的鉆進(jìn)速度為1.63 mm/s。仿真結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果的誤差為6.74%，表明用物探鉆頭破巖仿真模型分析鉆頭的破巖特性是可行的。

6 結(jié)論

1）棱錐齒-半拋齒物探鉆頭中間端面的棱錐齒由于齒頂較尖銳，與巖石接觸面積較小，巖石接觸區(qū)域的應(yīng)力較集中，因此棱錐齒可以在較小的載荷下侵入巖石；邊緣端面的半拋齒使巖石單元快速達(dá)到其強(qiáng)度而破碎脫落。

2）在相同的鉆進(jìn)工況下，相比常規(guī)物探鉆頭，棱錐齒-半拋齒物探鉆頭的鉆進(jìn)速度提升了38.3%，提高了破巖效率。

3）在穩(wěn)定鉆進(jìn)過程中，棱錐齒-半拋齒物探鉆頭軸向加速度的波動(dòng)幅值約為常規(guī)物探鉆頭的88%，其牙齒所承受的瞬間沖擊力較小，能夠有效減緩牙齒受沖擊而導(dǎo)致的失效，從而可延長(zhǎng)鉆頭的使用壽命。