(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(yīng)用，雖然在某些應(yīng)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(shù)和材料等級的不斷進步，異形PDC切削齒的應(yīng)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(yīng)用結(jié)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(jié)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(jié)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(shè)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(nèi)模擬試驗和現(xiàn)場入井應(yīng)用結(jié)果表明，該鉆頭在高研磨、強非均質(zhì)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(jié)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(zhì)地層(側(cè)限抗壓強度大于206.85 MPa)中的耐用性即結(jié)構(gòu)完整性備受關(guān)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(fù)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(dǎo)致切削齒失效[10]。動態(tài)不穩(wěn)定的鉆井環(huán)境可能會導(dǎo)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(dǎo)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(yù)測PDC切削齒的失效特性。為研究PDC切削齒的響應(yīng)，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(zhì)巖石中圓形齒和V形齒的結(jié)構(gòu)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(zhì)巖石個性化PDC鉆頭的研制提供理論與技術(shù)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(shè)備為立式轉(zhuǎn)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?？梢钥闯觯珹級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。可以看出，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(jié)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(jié)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(jié)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(yīng)力水平相同。

圖3 圓形齒和V形齒PDT結(jié)果

圖4 圓形齒和V形齒工作面沖擊試驗結(jié)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(xué)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(jié)構(gòu)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(yīng)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(yīng)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(dǎo)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(shè)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(yīng)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(yīng)力如圖7所示，可以看出，水平加載時，最大應(yīng)力發(fā)生在切削齒表面，而垂直加載時，最大應(yīng)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(yīng)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(yīng)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(yīng)力分布

圖8 水平加載情況下沿AB線的應(yīng)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(yīng)力如圖9所示。可以看出，當載荷僅作用于倒角時，應(yīng)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(yīng)力是拉應(yīng)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(yīng)力區(qū)域。

對整個PDC層，達到相同最大主應(yīng)力所需的載荷按照加載方向進行標準化處理后的結(jié)果如圖10所示。假設(shè)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(yīng)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(yīng)力明顯增大。

圖10 達到相同最大主應(yīng)力所需的載荷按照加載方向進行標準化處理后的結(jié)果

對切削深度0.2 ～8.0 mm、?16 mm切削齒的應(yīng)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(yīng)力響應(yīng)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(jié)過程中的殘余應(yīng)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(yīng)力由拉應(yīng)力向壓應(yīng)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(yīng)力值(約50 MPa)小于熱殘余應(yīng)力狀態(tài)時的應(yīng)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(jié)論，當載荷作用于切削齒表面的相應(yīng)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(dǎo)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(yīng)力分布

2.2 圓形齒和V形齒的應(yīng)力對比分析

為更好地了解切削齒損壞時的應(yīng)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(yīng)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(yīng)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(yīng)力如圖13所示，可以看出，圓形齒和V形齒在應(yīng)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(shè)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(yù)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(yīng)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(zhì)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(cè)限抗壓強度193.06 MPa)和石英巖 (無側(cè)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(zhuǎn)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(xué)顯微鏡成像。此外，通過掃描PDC層內(nèi)多個深度的裂紋觀察了裂紋擴展路徑。結(jié)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(xué)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(jié)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(dǎo)眼時(鉆壓≤13.336 kN，轉(zhuǎn)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(dǎo)眼時產(chǎn)生的，試驗結(jié)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(dǎo)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(dǎo)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(jié)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(yīng)力(如圖10)，從而導(dǎo)致切削齒損壞，因此載荷方向似乎是鉆導(dǎo)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(jié)構(gòu)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(yīng)力應(yīng)該相等。因此，可以安全地假設(shè)V形齒承受的應(yīng)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?？梢钥闯觯耸r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(dǎo)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(jié)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(yīng)用，該鉆頭采用相同等級的圓形齒和V形齒組合設(shè)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(zhuǎn)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(guān)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(yīng)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(yīng)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(yīng)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(dǎo)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?？梢钥闯?，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(jié)構(gòu)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(jié)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(jié)論

1) 在Sierra White花崗巖上用立式轉(zhuǎn)塔車床(VTL)進行的試驗結(jié)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(yīng)力引起的切削齒應(yīng)力分布與PDC切削齒的損傷類型密切相關(guān)。有限元分析和工作面沖擊試驗結(jié)果表明，圓形切削齒和V形切削齒損壞時的應(yīng)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(jié)果。在隨后的試驗中，沒有任何表面裂紋導(dǎo)致切削齒嚴重損壞，現(xiàn)場試驗也觀察到了相同的結(jié)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(jié)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(dǎo)眼鉆進試驗?zāi)M了軟硬交錯地層鉆進的情況，在低鉆壓和低轉(zhuǎn)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(jié)果表明，V型切削齒與圓形切削齒的磨損狀態(tài)相似，但結(jié)果更好。