川东北沙溪庙组硬质砂岩地层斧形PDC_齿设计及破岩性能

文章编号：1000 − 7393(2023)04 − 0455 − 08 DOI: 10.13639/j.odpt.202303002
川东北沙溪庙组硬质砂岩地层斧形PDC 齿设计
及破岩性能
荣准1 张航1 陶垒2 马亚超3 张琦1 颜爽1 曾皓1
1. 中国石油西南油气田分公司川东北气矿；
2. 中国石油集团西部钻探工程有限公司工程技术研究院；
3. 西南石油大学机电工程学院
引用格式：荣准，张航，陶垒，马亚超，张琦，颜爽，曾皓. 川东北沙溪庙组硬质砂岩地层斧形PDC 齿设计及破岩性能 ［J ］. 石油钻采工艺，2023，45（4）：455-462.
摘要：斧形PDC 齿因其独特的齿形结构而具有优越的破岩性能，但对斧形PDC 齿破岩性能与其齿刃角优化设计研究尚不明确。

建立了切削齿切削与压入破岩结合的岩石破碎综合比能评价方法，利用破岩仿真模型，开展了斧形PDC 齿齿刃角优化研究，并对优化后斧形PDC 齿进行了破岩性能仿真。

研究结果表明，随齿刃角逐渐增大，斧形PDC 齿的岩石破碎综合比能呈“N ”型变化趋势，齿刃角为130°的斧形PDC 齿在硬质砂岩具有优异的破岩性能，其切削力较常规PDC 齿降低了35%，切削破岩比能、压入破岩比能和岩石破碎综合比能分别较常规PDC 齿降低20%、5.9%和10.5%。

室内破岩试验表明斧形齿较常规齿切削破岩比能降低了35.2%，攻入性更强。

该研究为川东北沙溪庙组硬质砂岩的个性化PDC 钻头设计提供了理论基础。

关键词：川东北沙溪庙组；硬质砂岩；破岩工具；斧形PDC 齿；齿刃角；破岩比能中图分类号：TE921 文献标识码： A
Design and rock-breaking performance of axe-shaped PDC cutter for hard sandstone of
Shaximiao Formation, northeastern Sichuan Basin
RONG Zhun 1, ZHANG Hang 1, TAO Lei 2, MA Yachao 3, ZHANG Qi 1, YAN Shuang 1, ZENG Hao 1
1. Northeast Sichuan Gas District , PetroChina Southwest Oil & Gas Field Company , Dazhou 635000, Sichuan , China ;
2. Engineering Technology Research Institute of CNPC Xibu Drilling Engineering Company Limited , Karamay 834099, Xinjiang , China ;
3. School of Mechanical Engineering , Southwest Petroleum University , Chengdu 610500, Sichuan , China
Citation: RONG Zhun, ZHANG Hang, TAO Lei, MA Yachao, ZHANG Qi, YAN Shuang, ZENG Hao. Design and rock-breaking performance of axe-shaped PDC cutter for hard sandstone of Shaximiao Formation, northeastern Sichuan Basin ［J ］. Oil Drilling & Production Technology, 2023, 45(4): 455-462.
Abstract: Axe-shaped PDC cutter is well performed in rock breaking owing to its unique structure, but its rock-breaking performance and optimal working angle remain unclear. An evaluation method of total specific energy for rock breaking by cutting combining with pressing was established. By using the rock-breaking simulation model, the working angle optimization of axe-shaped PDC cutter was investigated, and a simulation was conducted on the axe-shaped PDC cutter with optimized working angle. The results
基金项目: 国家自然科学基金“热力复合作用下PDC 钻头动态磨损机理与引磨力平衡布齿理论研究”(编号：51904263)；企事业单位委
托科技项目“川东北气矿2022年五宝场区块沙溪庙组硬塑性岩石破碎机理与高效个性化钻头方案设计研究”(编号：XNSJS2022-54)。

第一作者: 荣准(1989-)，2015年毕业于重庆科技学院石油与天然气工程专业，硕士，现主要从事钻井及试修技术研究工作。

通讯地址：
(635000)四川省达州市通川区凤凰大道436号西南油气田公司川东北气矿。

E-mail: ***********************.cn
通讯作者: 陶垒(1997-)，2023年毕业于西南石油大学机械工程专业，硕士，现主要从事钻井工具研究工作。

通讯地址：(834099)新疆维吾
尔自治区克拉玛依市鸿雁路80号中国石油西部钻探工程技术研究院。

E-mail: ******************
第 45 卷 第 4 期石 油 钻 采 工 艺
Vol. 45 No. 4
2023 年 7 月OIL DRILLING & PRODUCTION TECHNOLOGY July 2023
show that the composite rock-breaking specific energy of the axe-shaped PDC cutter changes in an “N” pattern as the working angle increases. The axe-shaped PDC cutter with the working angle of 130° is excellently performed in hard sandstone, with the cutting force, cutting rock-breaking specific energy, pressing rock-breaking specific energy, and composite rock-breaking specific energy of 35%, 20%, 5.9% and 10.5% lower respectively than that of conventional PDC cutter. Laboratory experiment shows that the cutting rock-breaking specific energy of the axe-shaped PDC cutter reduces by 35.2% and shows a greater penetration. The research provides a theoretical foundation for customization of PDC cutter for hard sandstone of Shaximiao Formation in northeastern Sichuan Basin.
Key words: Shaximiao Formation in northeastern Sichuan; hard sandstone; rock-breaking tool; axe-shaped PDC cutter; working angle; rock-breaking specific energy
0 引言
聚晶金刚石复合片(PDC)钻头广泛应用于油气钻井领域［1-2］。

近年来，随着材料技术及加工工艺的不断提高，金刚石复合片的耐磨性与抗冲击性进一步加强，PDC钻头机械钻速不断提高，寿命不断延长，应用范围更加广泛。

据统计，PDC钻头钻进了全球90%以上的进尺，已成为主要的钻井破岩工具［3］。

然而硬质高研磨地层一直制约着常规PDC钻头钻井破岩效率的提高［4-6］，为突破常规PDC钻头应用瓶颈，提高其破岩性能，越来越多的学者对新型几何形状PDC齿进行了研究［7-8］，其中斧形PDC齿(脊形PDC齿)是重要研究方向之一。

从齿形结构看，斧形PDC齿是一种类棱脊状PDC齿面结构，与常规PDC齿不同的是，斧形PDC齿中心突起区域聚晶金刚石层更厚，两侧是斜切状坡面［9］，这种结构结合了锥形齿的高抗冲击性，也能发挥类似牙轮钻头对岩石的挤压效果，因此，斧形PDC齿在硬质地层能表现优异的破岩性能。

斧形PDC齿虽比常规PDC齿有更优异的破岩性能，但其在现场应用中仍存在一些问题，如川东北沙溪庙组地层以硬质砂岩为主，常规PDC钻头钻至井深1 500 m以下时，平均钻速仅1.97 m/h，钻头使用效率低，钻井成本较高，钻井效率极低。

而采用齿刃角为120°的斧形PDC齿钻头钻进时，钻速提高至4.17 m/h，虽超过常规PDC钻头在该地层的最高钻速，但整体钻速仍然较低，钻进效果不理想。

因此，在硬质高研磨地层，120°齿刃角斧形PDC齿仍具有很大的性能优化空间。

目前，国内外学者已对斧形PDC齿进行了相关研究。

2016年，史密斯(Smith)公司研发设计了Axe脊形齿，实地钻井钻进效率显著提高［10］。

同年，赵东鹏等通过高温高压(HPHT)工艺合成脊形PDC齿，相较于常规PDC齿钻头，脊形PDC齿钻头钻进距离及钻速分别提高78.1%、38.9%，且不易发生断齿、脱层等致命失效现象［11］。

2018年，冯松林等将脊形PDC齿布置于钻头上并应用于现场，破岩效率显著提高，并建议充分利用脊形PDC齿的超耐磨性、岩屑分散性和散热性，可以研发适合某一特定地层岩石的个性化钻头［12］。

2019年，林四元等在北部湾盆地应用的脊形PDC切削齿钻头比相同设计的常规PDC钻头提速24.8%~52.0%，且出井钻头磨损少［13］。

2021年，赵润琦等研究认为斧形PDC齿与常规PDC齿的破岩特性显著不同，相较于常规平面PDC齿，斧形PDC齿更容易吃入地层，且破碎同体积岩石需要的切削力更低，切削破岩比能更小［14］。

综上认为，国内外学者针对斧形PDC齿的破岩机理研究较多，合理设计PDC齿可在某些地层提高PDC钻头的破岩性能，但目前，斧形PDC齿在硬质砂岩地层中的应用效果并不好，缺乏合理齿刃角设计的相关研究，仍有较大的优化空间，基于此，开展了川东北沙溪庙硬质砂岩地层斧形PDC齿齿刃角优化研究。

1 硬质砂岩地层破岩性能评价方法建立
传统PDC齿破岩性能评价方法一般只考虑切削齿的切削能力，未考虑切削齿的压入性能。

根据川东北沙溪庙组地层钻井数据分析，该硬质砂岩地层不仅难切削，同时PDC齿也难压入，因此，在进行破岩性能评价时，PDC齿压入性能不能忽略。

基于此，本文综合考虑PDC齿的切削与压入性能，提出PDC齿在川东北沙溪庙硬质砂岩地层的破岩性能评价方法，即岩石破碎综合比能评价法。

岩石破碎综合比能从能量角度反映岩石破碎效率，其定义为单位体积岩石破碎所需的能耗。

456石油钻采工艺 2023年 7 月（第 45 卷）第 4 期
式中，E 为破岩比能，J/m 3；W 为破碎岩石所消耗的功，J ；V 为破碎岩石体积，m 3。

岩石破碎综合比能又分为切削破岩比能和压入破岩比能。

切削破岩比能将切削行程记为d ，破碎岩石所消耗的功W 等于平均切削力F 与切削行程d 的乘积，破碎岩石体积V 等于切削面投影面积A 乘以切削行程d 。

切削破岩比能为
经过公式转变后E 的单位可以用MPa 来表示。

压入破岩比能将压入行程记为s ，破碎岩石所消耗的功W 等于切削力F 在压入行程s 的积分。

压入破岩比能为
根据压入破岩比能与切削破岩比能得出岩石破碎综合比能为
后续仿真分析中，将从切削破岩比能与压入破岩比能两个方面综合评估切削齿破岩性能。

利用该评价方法可以综合评估切削齿破岩性能，优选出破岩性能更优异的PDC 齿形结构，为高性能PDC 钻头设计提供理论基础。

2 切削齿破岩模型建立
2.1 硬质砂岩破坏准则建立
对硬质砂岩应力应变曲线进行分析，以获取岩
石力学性能。

图1为川东北沙溪庙组硬质砂岩在20、50 MPa 围压下的应力应变曲线，可以看出，破坏过程分4个阶段：压密阶段OA 、OA ′，弹性阶段AB 、
A ′
B ′，屈服阶段B
C 、B ′C ′，破坏阶段C
D 、C ′D ′。

图 1　川东北沙溪庙组硬质砂岩力学性能试验
Fig. 1 Mechanics test on hard sandstone of Shaximiao
Formation in northeastern Sichuan Basin
(1)压密阶段OA 、OA ′。

该阶段曲线斜率小幅
度增大，岩样被压密，岩样内微裂隙逐渐减小，刚度逐渐增大。

(2)弹性变形阶段AB 、A ′B ′。

应力应变曲线斜率趋于稳定，且曲线斜率比压密阶段大。

随着围压由20 MPa 增至50 MPa ，弹性模量由25.5 GPa 增至44.1 GPa ，岩石越难破坏。

(3)屈服阶段BC 、B ′C ′。

该阶段曲线斜率逐渐降至0，岩石发生不可恢复的塑性变形，且应力值分别达到最大值229 MPa 、381 MPa ；裂纹进入稳定扩展阶段，且围压越大，屈服阶段越长，岩样塑性越强。

(4)破坏阶段CD 、C ′D ′。

裂纹加速扩展，进入破坏阶段。

该阶段可分为缓慢破坏阶段和瞬时破坏阶段。

缓慢破坏阶段：随应变增大，应力缓慢减小，岩样内部微裂纹加速扩展；瞬时破坏阶段：当应变达到某一峰值，裂纹高速扩展、贯通，岩石突然发生破坏与断裂，贯穿裂纹沿岩石轴向力大约45°方向扩展，为典型的剪切破坏特征，同时还有张拉破坏和拉剪混合破坏等。

从整体趋势来看，小围压下应力峰值前岩石变形特征从塑性到弹性再为塑性，即塑−弹−塑型；大围压下应力峰值前岩石变形特征表现为弹−塑型；围压作用下岩样具有一定的脆−塑转变特征。

基于此，设置考虑剪切效应的Drucker-Prager 准则(简称D-P 准则)作为模型单元破坏的判断准则，D-P 准则在应用过程中能够综合岩石塑性特征，考虑岩石塑变对破岩过程的影响，能够更加准确地模拟PDC 钻头的破岩过程［15-16］。

D-P 准则如下。

σ1σ2σ3a φ式中，I 1为应力张量的第一不变量，MPa ；J 2为偏应力张量的第二不变量，MPa ；、、分别为第一、二、三主应力，MPa ；与K 为岩石材料参数；C 为岩石黏聚力，MPa ；为岩石内摩擦角，°。

2.2 切削模型建立
αF c PDC 钻头破岩为螺旋切削破岩，将其螺旋运动转化为直线运动，其切削模型如图2所示，后倾角为，切削力为。

在切削模型基础上建立有限元仿真
荣准等：川东北沙溪庙组硬质砂岩地层斧形PDC 齿设计及破岩性能457
α模型，切削速度设为1 m/s ，切削深度为2 mm ，后倾角为15°。

图 2　切削齿切削岩石模型
Fig. 2 Model of cutting rock-breaking with the
axe-shaped PDC cutter
为获取切削齿在仿真破岩下的真实切削参数，对该切削仿真模型赋予实际的材料参数，如表1所示，其中硬质砂岩的弹性模量与泊松比为三轴试验下得到的数值，分别为25.5 GPa 、0.275，其内摩擦角为46°、内聚力为25.17 MPa 。

表 1 硬质砂岩与PDC 齿材料参数
Table 1 Parameters of hard sandstone and PDC cutter 材料弹性模量/GPa
密度/(g · cm −3)
泊松比硬质砂岩25.5 2.650.275PDC 890.0 3.510.07硬质合金
579.0
15.00
0.22
2.3 压入模型建立
αPDC 钻头除对岩石刮切破岩，还会对岩石进行
压入破碎，为此，建立了切削齿压入岩石模型，如图3所示。

设压入速度10 mm/s ，压入深度2 mm ，后倾角为15°，该压入仿真模型材料参数同表1。

图 3　切削齿压入岩石模型
Fig. 3 Model of pressing rock-breaking with the
axe-shaped PDC cutter
2.4 网格无关性验证及网格划分
为保证仿真模型计算精度，利用切削仿真模型，
分析破岩区域网格尺寸对计算结果的影响。

设置网格尺寸为4、3、2、1、0.8、0.6、0.4 mm ，模拟破岩仿真并计算切削破岩比能E 1。

从图4可看出，随着网格尺寸减少，岩石切削破岩比能先增大后趋于稳定，
当破岩区域网格尺寸低于0.6 mm 时，切削破岩比能不再变化，因此破岩区域网格尺寸不低于0.6 mm 。

岩石破碎比能/M P a
最大网格尺寸/mm
图 4　不同网格尺寸对应岩石破碎比能
Fig. 4 Rock-breaking specific energy at different mesh sizes
图5(a)为切削破岩仿真模型的网格划分，网格类型为四面体单元，破岩区域网格尺寸为0.6 mm ，岩石模型网格总数量为226 836。

图5(b)为压入破岩仿真模型，网格类型四面体单元，破岩区域网格尺寸为0.6 mm ，岩石模型网格总数量为51 113。

图 5　破岩模型网格划分
Fig. 5 Meshing of rock-breaking model
3 斧形PDC 齿齿刃角优化设计
3.1 齿刃角角度设计
齿刃角为斧形PDC 齿设计参数，如图6所示，
该参数决定了斧形PDC 齿的主要形状特征，进而决定斧形PDC 齿的破岩性能。

设计了刃角为100°、110°、120°、130°、140°、150°共6种斧形PDC 齿。

3.2 切削破岩比能对比分析
切削齿破岩性能主要取决于其切削性能。

为对
比分析6种齿刃角的斧形PDC 齿切削破岩性能，利用切削仿真模型对其进行数值模拟计算。

随着斧
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石油钻采工艺 2023年 7 月（第 45 卷）第 4 期
形PDC 齿齿刃角增大，齿与岩石接触面积会增大，导致切削齿受力发生变化。

由图7可以看出，随着斧形PDC 齿齿刃角增大，切削破岩比能E 1呈先增大后减小再增大的趋势，在齿刃角为130°时，切削破岩比能E 1达到最小值，为20.8 MPa ，较原斧形齿对硬质砂岩的切削破岩比能降低了13.9%。

切削破岩比能/M P a
齿刃角/(°)
图 7　不同齿刃角斧形PDC 齿切削破岩比能
Fig. 7 Cutting rock-breaking specific energy of the axe-shaped
PDC cutter with different working angles
3.3 压入破岩比能对比分析
在破岩过程中PDC 切削齿除了对岩石进行切
削破岩，还在钻压下对岩石压入破岩，特别对于硬质砂岩地层，PDC 齿压入岩石的能力尤为重要。

为对比分析6种齿刃角斧形PDC 齿的压入破岩性能，利用压入仿真模型对其进行数值模拟计算，由图8可以看出，随着斧形PDC 齿齿刃角增大，压入破岩比能E 2逐渐增大，在齿刃角为150°时，压入破岩比能E 2达到最大值，为53.88 MPa 。

其中，齿刃角130°的斧形PDC 齿压入破岩比能较齿刃角120°的斧形PDC 齿增加了1.9%。

3.4 岩石破碎综合比能对比分析
为评估各个斧形PDC 齿的破岩性能，将压入破
岩比能与切削破岩比能相加得到岩石破碎综合比能E 总。

岩石破碎综合比能评估分析如图9所示，随着斧形PDC 齿齿刃角增大，岩石破碎综合比能E 总变化趋势呈“N ”型变化，在齿刃角为100°时，岩石破碎综合比能E 总最小，为70.43 MPa 。

在齿刃角为130°时，岩石破碎综合比能E 总次之，为71.75
MPa 。

对比发现齿刃角为110°与130°时的岩石破碎综合比能较小，但考虑齿刃角为110°的斧形PDC 齿由于齿形结构太过尖锐，不耐冲击磨损，因此，将齿刃角为130°的斧形PDC 齿作为最优选择，后续将用齿刃角为130°的斧形PDC 齿进一步与常规PDC 齿进行对比分析研究。

岩石破碎比能/M P a
齿刃角/(°)
图 9　不同齿刃角斧形PDC 齿岩石破碎综合比能Fig. 9 Composite rock-breaking specific energy of the axe-shaped PDC cutter with different working angles
4 斧形齿与常规齿破岩仿真性能对比
将破岩性能最优的齿刃角130°斧形PDC 齿与
常规PDC 齿进行切削破岩与压入破岩对比分析。

如图10(a)所示，常规PDC 齿与岩石接触时金刚石层施加载荷在切削弧与岩石接触区域，岩石受挤压致使该区压实核形成及破碎；切削弧挤压岩石，由于岩石受剪切挤压应力区域较大，因此应力较为分散，用于破岩的能量较
分散。

如图10(b)所示，斧形PDC 齿与岩石接触时，斧刃尖端对岩石进行挤压与劈裂，对岩石作用力较为集中，岩石发生损伤产生初始裂纹，并在斧刃两侧的前推力与侧向挤压力作用下向正前方与侧前方扩展，致使齿前方与前侧方产生大块的破碎岩屑。

斧形PDC 齿切削破岩与常规PDC 齿的切削力也有显著差异，由图11可知，常规PDC 齿切削力普
图 6　斧形PDC 齿齿刃角
Fig. 6 Working angle of the axe-shaped PDC cutter
压入破岩比能/M P a
齿刃角/(°)
图 8　不同齿刃角斧形PDC 齿压入破岩比能
Fig. 8 Pressing rock-breaking specific energy of the axe-shaped
PDC cutter with different working angles
荣准等：川东北沙溪庙组硬质砂岩地层斧形PDC 齿设计及破岩性能
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遍大于斧形PDC 齿，通过计算，常规PDC 齿切削力均值为518.9 N ，斧形PDC 齿切削力均值为337.4N ，较常规PDC 齿降低了35%。

斧形PDC 齿在破岩过程中受力更小且更均匀。

图 11　常规PDC 齿与斧形PDC 齿仿真破岩切削力对比Fig. 11 Simulated cutting forces of conventional PDC cutter and
axe-shaped PDC cutter
根据压入破岩与切削破岩仿真结果，计算其相
应的破碎比能，如表2所示。

斧形PDC 齿的切削破岩比能E 1、压入破岩比能E 2、岩石破碎综合比能E 总分别较常规PDC 齿降低了20%、5.9%、10.5%。

因此，斧形PDC 齿在硬质砂岩中的破岩性能比常规PDC 齿更优异，斧形PDC 齿更适用于硬质砂岩地层，现场钻井破岩效率更高。

5 斧形齿与常规齿破岩试验性能对比
为进一步研究优化后斧形齿与常规齿的实际破
岩效果，对所设计的斧形齿与常规齿进行单齿刮切
破岩试验，对比分析其破岩性能。

将常规齿以及优化后的斧形齿采用硬质合金材料加工，齿夹具采用可拆卸切削齿的实验夹具，夹具齿孔后倾角为15°，如图12所示。

图 12　切削齿及其夹具Fig. 12 Cutter and its holder
实验装置原理如图13(a)所示，将岩石固定在岩石装夹装置上，将加工好的斧形齿和常规齿安装在切削齿夹具上，再将整个夹具安装到切削实验装置
上；通过切削深度调节装置调整好与岩石的相对吃入深度为2 mm ，进行切削齿刮切破岩试验。

试验过程中传感器测量记录刮切破岩时切削齿载荷，并通过数据采集系统传到可视化系统，现场的实验装置如图13(b)所示。

破岩过程切削力如图14所示，常规齿刮切岩石时切削力基本大于斧形齿，且切削力出现较大的峰值达1 800 N ，计算常规齿切削力均值为843.9 N ，收集岩屑体积为1 888.3 mm 3，计算得到岩石破碎比能134.07 MPa ；斧形齿切削力均值591.9 N ，收集岩屑体积为2 044.9 mm 3，计算得到岩石破碎比能为86.84 MPa 。

优化后斧形齿切削破岩比能较常规齿降低35.2%。

图15为常规PDC 齿与斧形PDC 齿破岩示意图。

由图15(a)
可以看出，由于常规齿与岩石接触时
图 10　常规PDC 齿与斧形PDC 齿破岩应力场对比Fig. 10 Rock-breaking stress fields of conventional PDC cutter
and axe-shaped PDC cutter
表 2 常规PDC 齿与斧形PDC 齿破碎比能对比Table 2 Rock-breaking specific energy of conventional PDC
cutter and axe-shaped PDC cutter
齿形E 1/MPa E 2/MPa E 总/MPa 常规PDC 齿25.9954.1980.18斧形PDC 齿
20.80
50.95
71.75
460石油钻采工艺 2023年 7 月（第 45 卷）第 4 期
金刚石层挤压岩石，岩石发生变形产生裂纹，切削齿继续运动岩石受切削齿剪切发生破碎，产生细小的岩屑，常规齿切削弧对前端岩石挤压作用体积大，用于破岩的能量较少。

由图15(b)可以看出，斧形齿与岩石接触时斧形齿施加集中载荷在尖端区域，齿尖端对岩石产生挤压与点载荷，岩石产生切向裂纹，由于应力集中，用于破岩的能量较多。

斧形齿两侧区域对岩石进行剪切挤压破碎，岩石产生径向裂纹，岩石破碎后产生有大块岩屑，致使试验过程中斧形齿两侧岩石有明显破碎。

常规齿与优化后斧形齿切削破岩后，对比其对岩石的切削痕迹，可以看出：常规齿破岩切削痕迹较宽且平整，岩屑被挤出，且聚集在切削痕迹两侧，切削痕迹两侧岩石无明显破碎，表明常规齿主要作用于刮切路径正前方岩石；斧形齿破岩切削痕迹较窄
且不规整，岩屑飞溅而出，分散在切削痕迹两侧，切削痕迹两侧岩石有明显破碎，表明斧形齿对刮切路径正前方和侧方的岩石具有破碎作用。

将切削岩屑进行收集，发现斧形齿产生的岩屑粒径明显较大，斧形齿破岩时攻入性强。

综合对比优化后斧形齿与常规齿的切削力、破岩比能以及产生岩屑，发现优化后的斧形齿在川东北沙溪庙组硬质砂岩中具有更好的破岩性能。

6 结论
(1)建立了针对硬质砂岩地层的PDC 齿破岩性
能评价方法，综合考虑了切削破岩比能与压入破岩比能，为高性能PDC 齿设计研究提供了理论基础。

(2) 6种不同齿刃角斧形PDC 齿切削与压入仿真模拟结果表明，随齿刃角逐渐增大，斧形PDC 齿岩石破碎综合比能变化趋势呈“N ”型，齿刃角130°斧形PDC 齿具有优异的破岩性能，较原斧形PDC 齿对硬质砂岩的切削破岩比能降低13.9%，压入破岩比能仅增加1.9%。

(3)斧形PDC 齿与常规PDC 齿破岩仿真对比分析表明，斧形PDC 齿在硬质砂岩中的破岩性能比常规PDC 齿更优越。

斧形PDC 齿的破岩方式为剪切与挤压组合，切削力较常规PDC 齿降低了35%，切削破岩比能、压入破岩比能和岩石破碎综合比能较常规PDC 齿分别降低20%、5.9%和10.5%。

(4)斧形齿与常规齿破岩试验对比分析表明，优化后斧形齿的切削破岩比能较常规齿降低35.2%
，
图 13　切削齿破岩实验装置
Fig. 13 Cutter rock-breaking test unit
图 14　常规齿与斧形齿切削力对比
Fig. 14 Cutting forces of conventional PDC cutter and
axe-shaped PDC cutter
图 15　切削齿破岩示意图
Fig. 15 Schematic diagram of cutter rock-breaking
荣准等：川东北沙溪庙组硬质砂岩地层斧形PDC 齿设计及破岩性能461
切削破岩时对刮切路径正前方和侧方的岩石具有破碎作用，产生的岩屑粒径明显较大，破岩时攻入性强，优化后的斧形齿在川东北沙溪庙组硬质砂岩中具有更好的破岩性能。

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［16］ （修改稿收到日期 2023-07-05）
〔编辑 景　暖〕
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石油钻采工艺 2023年 7 月（第 45 卷）第 4 期。