PDC 鉆頭鉆井提速關鍵影響因素研究

高德利，劉 維，萬緒新，郭 勇

（1.石油工程教育部重點實驗室（中國石油大學（北京）），北京 102249；2.中石化勝利石油工程有限公司，山東東營 257000；3.中國石油新疆油田分公司工程技術研究院，新疆克拉瑪依 834000）

一只鉆頭的進尺和機械鉆速對于井隊和鉆頭廠家都很重要，但令人不解的是我國鉆頭廠家對于鉆頭目標地層和應用參數的相關規定甚少，如何使用鉆頭主要取決于現場技術人員或操作人員。盡管現場人員擁有深厚的技術積累和豐富的實踐經驗，但某一時期的先進技術和實踐經驗難免具有“滯后性”。很多時候，PDC 鉆頭的應用參數（鉆壓、轉速、排量和泵壓等）和底部鉆具組合基本上相對固定，每趟鉆只是“遵照規范”在框架內簡單調整鉆井參數，隨機試用不同廠家的鉆頭和工具，對于PDC鉆頭鉆井提速背后的基本理論與關鍵因素缺乏深入研究。與之相比，國外鉆井工程中PDC鉆頭的應用參數范圍更加寬泛靈活，高鉆壓（>200 kN）、高轉速（>300 r/min）等鉆井參數強化已成為常規設計控制內容，PDC 鉆頭在國外難鉆地層的成功應用也常常突破國內經驗認知，值得我們深思與借鑒。

筆者團隊圍繞國際鉆井提速技術最新進展，通過理論分析、室內試驗、案例分析、現場試驗等，深入分析了鉆壓、轉速、鉆頭設計等鉆井提速關鍵因素及其影響規律，探討了鉆井參數強化與PDC 鉆頭磨損的內在聯系，闡釋了造成PDC 鉆頭過早失效的主因，澄清了因機理認識不清而引起的PDC 鉆頭的常見使用誤區，以期為PDC 鉆頭合理使用與鉆井提速技術創新提供有益參考。

1 影響PDC 鉆頭鉆井提速的直接因素

PDC 鉆頭旋轉破巖可簡單分為吃入地層和旋轉切削巖石2 個獨立過程[1]。鉆頭處于高效破巖狀態時，施加的鉆壓應與PDC 鉆頭吃入地層的深度呈線性關系，鉆壓越高，鉆頭吃入地層越深，當扭矩充足時即可破碎相應吃入深度的巖石[2–10]。因此，鉆壓（吃入深度）和轉速是影響鉆頭機械鉆速的最直接因素，三者符合以下線性關系：

式中：v為機械鉆速，m/h；d為鉆頭旋轉一周的吃入深度，m/r；r為鉆頭轉速，r/min。

雖然式（1）是對鉆壓、轉速和機械鉆速三者關系的定性描述，其計算結果也與實際機械鉆速相差較大（由于脆性破壞轉變為延性破壞等原因，鉆進時鉆頭在井底壓力下的破巖效率可能只有常壓環境下的30%～40%），但無論是在常壓環境下還是在井底壓力環境下，PDC鉆頭處于高效破巖狀態時的機械鉆速均應與鉆壓保持線性關系[2–10]，如圖1 所示。

圖1 鉆頭高效破巖時鉆壓與機械鉆速的關系示意Fig. 1 Relationship between WOB and ROP during efficient rock-breaking of the bit

通過室內全尺寸鉆頭破巖試驗裝置，筆者團隊對式（1）進行了簡單驗證。選取可鉆性較好的石灰巖（單軸抗壓強度89 MPa）和可鉆性差的花崗巖（單軸抗壓強度204 MPa）作為鉆進巖樣，采用相同的?215.9 mm PDC 鉆頭設計（4 刀翼、?16.0 mm 切削齒），分別裝配平面圓形齒（基準）、異形齒1 和異形齒2。試驗過程中以鉆壓為參變量，提供充足排量的清水以清潔井底。試驗結果如圖2 所示，無論鉆遇可鉆性較好的石灰巖或可鉆性差的花崗巖，還是采用不同齒形的切削齒，PDC 鉆頭的機械鉆速與鉆壓之間都符合線性關系；而且在相同鉆壓下，地層可鉆性越好，切削齒和鉆頭的攻擊性越強，則鉆頭的機械鉆速就會越快。

圖2 巖性和齒形對鉆壓與機械鉆速之間關系曲線的影響Fig. 2 Effects of lithology and cutter shape on relationship curve between WOB and ROP

當鉆速較慢時，提高鉆壓是鉆井工程中常用的提速措施之一，但很多時候并不會收到預期的提速效果，即鉆壓與機械鉆速之間出現非線性響應?，F場技術人員通常將之歸因于鉆頭失效或地層因素，但很多時候PDC 鉆頭的出井狀況比較好。實際上，鉆壓與機械鉆速的非線性響應往往是由于鉆井“異?！币蛩豙2–10]，不能單純歸因于難鉆地層固有屬性或鉆頭過早失效。鉆頭破巖效率低或者鉆頭過早失效只是鉆井“異?！币蛩禺a生的結果。

鉆井“異?！币蛩匕ǎ?）直接影響鉆頭表現的因素，例如鉆頭的軸向、扭轉、橫向等振動（渦動、粘滑、跳鉆等），井底清潔不佳，切削齒泥包或鉆頭泥包，地層非均質性，破巖方式與地層巖性不匹配等，如圖3 所示；2）影響鉆井能量輸入的非鉆頭因素，例如地質結構復雜限制了井下動力鉆具的使用，井下管柱屈曲效應，頂驅和工具的抗扭極限低，井斜角大需輕壓吊打，MWD 等工具信號采集，長水平段存在攜巖、托壓等問題。

圖3 “異?！币蛩刈饔脮r鉆壓與機械鉆速的關系示意Fig. 3 Relationship between WOB and ROP under influences of “abnormal” factors

美國學者推薦通過試鉆法確定并消除這些“異?！币蛩豙5–10]。例如，首先提高鉆壓直至鉆壓與機械鉆速出現非線性響應，然后通過分析機械比能（mechanical specific energy，簡稱MSE）等鉆井數據，確定鉆井“異?！痹?，然后消除“異?！笔广@壓與機械鉆速重回線性關系；然后再提高鉆壓，以此往復。在此過程中，MSE 起著至關重要的作用，尤其是井下MSE 能夠很好地表征鉆頭破巖效率，可用來實時評判鉆頭在井底是否高效破巖鉆進。2004年?？松梨诠臼紫葘SE 應用于鉆井現場，輔助井隊人員實時監測鉆井工況，獲得了較好的提速效果，從而得到廣泛應用[3–12]。

2 高鉆壓對PDC 鉆頭鉆速和磨損的影響

2020—2021 年，美國能源部“地熱能前沿觀測研究計劃（FORGE）”在猶他州先后完成3 口干熱巖勘探井（16A（78）-32 井、56-32 井和78B-32 井），通過采用200 kN 以上高鉆壓和異形齒PDC 鉆頭，實現了高溫花崗巖地層（單軸抗壓強度207～276 MPa）的優快鉆進。最后一口井（78B-32 井）更是采用了295 kN 的高鉆壓（最高用到308 kN），在高溫花崗巖地層實現最大進尺643 m，最高機械鉆速29 m/h，大幅領先于世界其他地區的干熱巖鉆進指標[8–13]。FORGE 鉆井數據表明，高鉆壓（>200 kN）下PDC 鉆頭在花崗巖地層的機械鉆速與施加的鉆壓仍然保持線性關系，并且鉆頭渦動在高鉆壓下也得到了有效抑制，此時PDC 鉆頭鉆遇花崗巖變成了純磨損問題。另外，在頂驅、井下動力鉆具、加粗鉆桿的配合下，高鉆壓并未引發PDC 鉆頭的憋鉆、粘滑等問題。FORGE 項目中，308 kN 的最高鉆壓取自PDC 鉆頭的最大安全承載，如果鉆頭承載進一步增大，則鉆壓還會隨之提高。

與之相比，我國鉆井工程采用的鉆壓范圍相對保守：PDC 鉆頭在陸上油田鉆進一般地層的推薦鉆壓是40～80 kN，鉆速很快或吊打糾斜時鉆壓往往只有10～20 kN，采用鉆井參數強化時鉆壓可提高至80～120 kN；鉆速較慢時，如鉆遇硬巖地層，也偶爾嘗試120～150 kN 高鉆壓，但不是常規操作，PDC 鉆頭施加150 kN 以上鉆壓的案例鮮有報道。PDC 鉆頭在海上油田的作業參數相對激進，在上部地層大尺寸井眼會使用160～180 kN 的高鉆壓，隨著井深增大，鉆壓會逐步降低。不得不承認，美國采用200 kN 以上高鉆壓與我國鉆井技術人員長期堅持的“低鉆壓、高轉速”PDC 鉆頭使用原則相違背。針對高鉆壓的一個主要質疑是，低鉆壓能保護鉆頭，而提高鉆壓會加速PDC 鉆頭的磨損，縮短其使用壽命。為了探究鉆壓與PDC 鉆頭磨損的真實關系，筆者團隊開展了以下相關研究。

從摩擦學角度分析，PDC 切削齒和鉆頭的磨損與其所受載荷（鉆壓）、行進距離均呈正相關性。不同于鉆頭進尺，行進距離是指PDC 切削齒隨鉆頭鉆進而行進的總運動距離。所受鉆壓越高、行進距離越遠，鉆頭的磨損就會越多。另一方面，提高鉆壓會增加切削齒吃入地層的深度，增大切削齒與井底的接觸面積，無論鉆壓高低，鉆壓所產生的切削齒與地層接觸面的單位面積載荷應與鉆遇巖石的原位強度相等，即切削齒的單位面積所受載荷取決于巖石力學性能，與鉆壓無關，如果兩者尚未達到平衡狀態，切削齒的吃入深度會繼續增大直至達到平衡或者巖石發生破裂。另外，鉆壓的施載區域是切削齒的整個接觸面積，而切削齒發生摩擦的區域只是切削齒的邊緣（倒角附近）。因此，與鉆壓相比，行進距離對PDC 切削齒和鉆頭磨損的影響更大[8–10,14–16]。PDC 鉆頭本身也提供了一個很好的證明，雖然PDC鉆頭中心區域所受載荷最大，但實際上是鉆頭肩部區域的切削齒磨損更為嚴重，這是因為鉆頭肩部徑向距離大、線速度快，切削齒的行進距離要遠大于鉆頭中心區域。

利用國際油服公司通用的立式轉塔車床切削花崗巖濕磨試驗（簡稱VTL 試驗）[17]，筆者團隊研究了行進距離對PDC 切削齒磨損量的影響規律。試驗對象是?16.0 mm 平面圓形齒，研磨對象是外徑1100 mm、內徑280 mm 的圓筒狀花崗巖，PDC 切削齒從巖石外徑到內徑切削1 圈的行進距離是567.5 m。試驗時，線速度為100 m/min，進給速度為1.57 mm/r，吃入深度為0.5 mm，并用清水作冷卻液。試驗結果如圖4 所示，PDC 切削齒的行進距離越遠，其磨損面積越大，兩者之間呈近線性關系。

圖4 脫鈷PDC 切削齒的磨損面積與其行進距離的關系Fig. 4 Relationship between wear area and travel distance of leached PDC cutter

從鉆井工程的角度分析，每趟鉆都是一個有時限的過程，期望以最佳鉆具組合和鉆井參數在有限時間內實現最大進尺?；谑剑?），PDC 鉆頭處于高效破巖狀態時，鉆壓越高，鉆頭吃入地層會越深，機械鉆速也會越快，那么完成相同進尺所需的行進距離就會越短。如圖5 所示，以? 215.9 mm 鉆頭為例，假設轉速為150 r/min，進尺為180 m，吃入深度為2 mm/r，則鉆頭最外側PDC 切削齒的行進距離為61013 m；如果吃入深度為4 mm/r，則切削齒的行進距離只有30507 m。再基于行進距離與切削齒磨損的關系（見圖4）可以推出，PDC 鉆頭在井底高效破巖時，鉆壓越高，鉆頭行進距離會越短，鉆頭磨損會隨之減少。這一推論與國外已發表文獻的推論一致[8–10,14–16,18]，但與我國以往工程經驗“提高鉆壓會加速鉆頭磨損”不一致。

圖5 相同進尺下PDC 鉆頭吃入深度與切削齒行進距離的關系Fig. 5 Relationship between cut depth of PDC bit and travel distance of cutter under the same drilling footage

利用VTL 試驗，筆者團隊對“鉆壓越高，鉆頭磨損越小”這一推論進行了試驗驗證。試驗仍然采用?16.0 mm 平面圓形齒和花崗巖圓柱，使用恒定的切削深度來模擬相同的進尺，通過增加切削齒的吃入深度來模擬鉆壓不斷升高以及相同進尺下切削齒行進距離不斷減小。吃入深度與行進距離的對應關系如表1 中#1–#6 所示。試驗結果如圖6 所示，在相同切削參數下PDC 切削齒的吃入深度越大（代表鉆壓越高），PDC 切削齒的磨損體積會越小。試驗數據證明“鉆壓越高，鉆頭磨損越小”的推論是正確的。請注意，本結論的前提是PDC 鉆頭處于高效破巖狀態，這時鉆壓與PDC 切削齒的吃入深度之間以及鉆壓與機械鉆速之間均呈線性關系。如果提高鉆壓，PDC 切削齒仍然無法有效吃入地層，機械鉆速仍然很慢，如鉆遇極硬地層，那么提高鉆壓只會加速鉆頭磨損。

表1 VTL 試驗參數Table 1 Vertical turning lathe (VTL) test parameters

圖6 相同進尺下PDC 鉆頭吃入深度與切削齒磨損體積的對應關系Fig. 6 Relationship between the wear volume loss of PDC cutter and the cut depth under the same footage

雖然圖6 中很低的鉆壓和很淺的吃入深度（0.5 mm）也會產生相對較小的切削齒磨損，但0.5 mm尚未達到PDC 鉆頭高效破巖的臨界吃入深度，這時PDC 鉆頭的破巖方式更加接近于研磨而非剪切，導致鉆頭機械鉆速低而且需要消耗更多的鉆井能量來破碎巖石（MSE 偏大）[18–20]，例如實施10～20 kN 鉆壓吊打，撈砂巖屑很細且不成形，雖然PDC 鉆頭出井磨損較輕，但機械鉆速很慢。隨著鉆壓和鉆頭吃入深度增加，PDC 鉆頭會逐步實現高效破巖，圖1中的鉆壓與機械鉆速之間會形成線性響應，MSE 也隨之降低直至趨于某一定值。

PDC 鉆頭處于高效破巖狀態時，提高鉆壓可減少鉆頭磨損。那么PDC 鉆頭可施加的極限鉆壓是多少呢？這取決于PDC 鉆頭的結構強度極限（最大承載）、底部鉆具組合各個組件的結構強度極限、鉆機的加載能力、井下管柱屈曲效應、頂驅和井下動力鉆具的抗扭極限等諸多因素。美國鉆井數據顯示，目前?215.9 mm PDC 鉆頭的最大承載可達350 kN，而過去經驗認為這個數值不會超過159 kN[15]。隨著技術進步，PDC 鉆頭最大承載還將不斷增加，可確保高鉆壓的安全施加。另外，與鉆頭廠商溝通時建議確定2 個數值，一個是鉆頭的最高推薦鉆壓，另一個是鉆頭的最大承載。美國鉆井數據證明，可在這2 個數值范圍內選取最佳鉆壓，而不是以最高推薦鉆壓為極限[8–13]。

“PDC 鉆頭+高鉆壓”配合井下動力鉆具（大扭矩螺桿等），可有效提升機械鉆速并降低鉆頭磨損。但是，并非每趟鉆都需要采用高鉆壓。提高鉆壓只是手段，實現鉆頭有效吃入地層才是目的。上部地層松軟，可鉆性好，20～60 kN 鉆壓配合水力參數強化（大排量、高泵壓）即可實現優快鉆進。隨著地層壓實致密，巖石抗壓強度和原位強度不斷增大，才需要相應提高鉆壓。

在硬巖地層（如花崗巖），PDC 鉆頭機械鉆速與鉆壓之間仍會保持線性關系（見圖2 和FORGE 案例），而且提高鉆壓可有效減緩鉆頭磨損（見圖6）。因此，與我國以往工程經驗“硬地層適當減壓”不一致，鉆遇硬巖地層，建議采用“鉆井參數強化（尤其是高鉆壓）+高布齒密度異形齒PDC 鉆頭”，而且在鉆頭新入井、切削齒完好時，盡快盡可能提高鉆壓、提高排量，以實現“提鉆速、搶進尺”的目標。這為大段均質硬巖地層提速提供了全新視角和設計控制思路。一個典型反面案例是，鉆遇硬巖采用40～80 kN 常規加壓或者是低鉆壓鉆進，導致PDC鉆頭的吃入深度無法達到高效破巖的臨界值[18]，鉆頭在井底打滑，造成鉆頭既沒有鉆速又無進尺，急劇增加的行進距離會加劇鉆頭磨損，類似于在砂紙上來回摩擦。而且，鉆壓不足、鉆頭吃入地層淺，極易造成鉆頭在硬巖地層失穩，發生渦動和跳鉆，加速鉆頭損傷。

“PDC 鉆頭+高鉆壓”的具體實施受限于實際鉆井工況，例如：地層傾角大，高鉆壓易造斜；井下情況復雜，難以使用螺桿等井下動力鉆具；定向糾斜需輕壓吊打等。復雜工況對高鉆壓的限制可通過先進鉆井技術與裝備予以解決，例如在高陡構造的順北區塊，采用垂鉆工具，可實現PDC 鉆頭、大扭矩螺桿配合高鉆壓的有效實施[21–22]。

3 高轉速對PDC 鉆頭鉆速和磨損的影響

影響PDC 鉆頭鉆井提速的核心且首選參數是鉆壓[10,23–24]，但當鉆壓受限或提高鉆壓的成本太高時（如小井眼管柱易屈曲、頂驅設有扭矩極限等），可考慮提高轉速來實現鉆井提速，見式（1）。請注意，通過高轉速實現鉆井提速的前提也是鉆頭能夠有效吃入地層，抑制鉆頭振動，保證鉆頭穩定鉆進。

“PDC 鉆頭+高轉速”在我國油氣鉆井工程中的應用相對較少：1）對于一般地層而言，“PDC 鉆頭+高轉速鉆具”與“PDC 鉆頭+大扭矩螺桿”、“PDC 鉆頭+鉆井參數充分釋放”相比并未表現出優越性，而且目前井下高轉速鉆具仍以高速螺桿和渦輪為主，其經濟性、耐用性、適應性等也相對較差；2）PDC 切削齒自身的抗沖擊性較差，導致PDC 鉆頭在強非均質地層的應用效果不理想，例如在含礫地層高轉速會加劇PDC 鉆頭的失效；以PDC 鉆頭自身為例，鉆頭肩部區域的切削齒被礫石沖擊的損傷程度要遠大于線速度慢的鉆頭中心區域；3）高轉速也不適用于極硬地層，高轉速鉆具的承壓和扭矩輸出較小，在深部地層鉆具還會受到壓耗、排量和泵壓的進一步約束，導致PDC 鉆頭在極硬地層難以獲得足夠的鉆井能量來有效吃入和剪切地層，鉆頭易發生打滑、跳鉆等[25]，造成過早失效，例如在新疆石炭系火成巖地層“PDC 鉆頭+高速螺桿”的進尺和機械鉆速均不理想[26]。

以往鉆井資料表明，在大段均質中硬—硬地層，例如研磨性強的砂巖，“PDC 鉆頭+高轉速”具有較大的提速潛力[27–28]。但是，關于“PDC 鉆頭+高轉速”的擔憂（高轉速會加劇PDC 切削齒的磨損）限制了其推廣應用。利用VTL 試驗，筆者團隊研究了轉速對PDC 切削齒磨損的影響規律。試驗采用?16.0 mm 平面圓形齒和花崗巖圓柱，設定1 mm 吃入深度和34049 m 行進距離。通過線速度的變化來模擬轉速的變化，如表1 中#7–#10 所示。試驗結果如圖7 所示，PDC 切削齒的磨損體積隨著線速度（轉速）增加而增大，而且當線速度超過某一閾值（本試驗為140 m/min）時，切削齒磨損體積與行進距離之間不再是線性關系，磨損速率明顯增大。與“鉆木取火”原理相同，轉速越快，切削齒與巖石的摩擦生熱時間越短，且摩擦熱不能及時向外傳導，導致單位時間內摩擦熱大量積聚，切削齒溫度升高，加速切削齒的磨損（磨粒磨損+熱損傷）。

圖7 轉速對PDC 切削齒磨損體積的影響Fig. 7 Effect of rotary speed on wear volume of PDC cutter

另外，在高轉速下，如果切削齒無法有效吃入地層，依據前面的研究結果可推知PDC 切削齒的磨損會更加嚴重（見圖5 和圖6）。國民油井公司研究了“高轉速、低吃入”對PDC 切削齒磨損的影響[15]，其試驗設計與本文的VTL 試驗類似，但沒有采用冷卻液。試驗設定了不同的吃入深度和線速度，也是通過線速度變化來模擬轉速變化。試驗結果表明，PDC 切削齒的磨損與摩擦熱緊密相關，而摩擦熱取決于轉速和磨口尺寸；在“高轉速、低吃入”下，切削齒的溫度會快速升高，導致其在很短的行進距離內磨損失效。

由上述試驗結果可知，在相同吃入深度下提高轉速會加劇PDC 切削齒的磨損；如果吃入地層較淺，如在極硬地層，切削齒在高轉速下的磨損將更為迅速。值得注意的是，“高轉速造成低吃入”主要是由于施加的鉆壓較低，或是井下動力鉆具的輸出扭矩較小限制了鉆壓的施加。如果PDC 鉆頭采用高布齒密度，這一現象會更加嚴重。因此，采用高轉速時，在扭矩允許范圍內，建議盡量提高鉆壓，以便達到一定的吃入深度，這樣既可以提高機械鉆速又可以減緩切削齒的磨損。

提高轉速將加劇PDC 切削齒的磨損，那么高轉速還適用于PDC 鉆頭嗎？這與“地層巖性對PDC切削齒耐磨性的客觀要求”有關（后文詳細論述），也與PDC 切削齒性能不斷提升有關。以下數據可供參考。在大扭矩螺桿興起之前（20 世紀80 年代早期至2005 年），有30%的渦輪鉆具(500～1500 r/min)是配合PDC 鉆頭一起使用的，兩者創造了很多在今天看來仍然是非常優異的鉆井提速數據，包括在砂巖地層單趟鉆進尺1368 m[27]。在塔河油田的超深井，我國的井下渦輪鉆具搭配PDC 鉆頭也多次試用成功[29]。值得注意的是，現在的PDC 切削齒質量與2010 年之前相比已不可同日而語，完全可以滿足PDC 鉆頭在400～500 r/min 高轉速下長久高效鉆進大多數地層[10]。高速螺桿等高轉速動力鉆具搭配PDC 鉆頭也已成為國外鉆井的常規選項[30]。

基于以上研究，筆者團隊提出了“高鉆壓+高轉速+高布齒密度PDC 鉆頭”三高提速技術方案。在井下鉆具允許范圍內，盡可能提高鉆壓，以保證PDC鉆頭在高轉速下仍然可以有效吃入地層。同時，也可選擇攻擊性更強的異形齒PDC 鉆頭，在相同鉆壓下異形齒能夠實現更大的吃入深度[31]。三高提速技術方案在新疆瑪南風城組進行了現場試驗。風城組巖性以砂礫巖（粒徑較?。┖蜕皫r為主，砂巖取心巖樣的單軸抗壓強度為150 MPa。地層研磨性強、可鉆性差，常規鉆具組合的提速效果不理想?；陲L城組地層高效破巖機理研究及關鍵影響因素分析，筆者團隊確定了“高速螺桿+高鉆壓+6～8 刀翼PDC 鉆頭”的提速技術方案，其中高速螺桿可提供高轉速且保證相對較大的輸出扭矩（見表2），80～100 kN 高鉆壓確保鉆頭能有效吃入地層，6～8 刀翼的高布齒密度可延長PDC 鉆頭在砂巖地層的使用壽命?，F場試驗結果（見表3）顯示，與常規鉆具組合（鉆頭+轉盤/頂驅、PDC 鉆頭+常規螺桿、PDC 鉆頭+旋導、孕鑲鉆頭+渦輪）相比，三高提速技術方案大幅提升了PDC 鉆頭的單趟鉆進尺和機械鉆速。

表2 高速螺桿與常規螺桿參數對比Table 2 Parameter comparison between high-speed motor and conventional motor

表3 瑪南風城組不同鉆具組合的鉆井指標Table 3 Drilling performances of various bottom-hole assemblies in Fengcheng Formation on southern slope of Mahu Sag

4 布齒密度對PDC 鉆頭鉆速的影響

在可鉆性較好地層，如老油田井深3000 m 以淺的井段，現場技術人員通常要求采用“少刀翼、大片子”PDC 鉆頭以保證機械鉆速。最常用的鉆頭是?19.0 mm 復合片四刀翼PDC 鉆頭，甚至是?19.0 mm復合片三刀翼PDC 鉆頭?！吧俚兑?、大片子”PDC鉆頭的優勢主要包括：1）布齒密度低、齒間距離大，相同鉆壓下單齒承受載荷更高，吃入地層更深，鉆頭旋轉一圈所需扭矩小而破巖量多；2）鉆頭擁有更大的排屑槽面積和開面體積，冷卻和排巖效果更好，可減少切削齒和鉆頭泥包。

“少刀翼、大片子”PDC 鉆頭是在鉆井裝備能力有限情況下的一種妥協和優選。由于井深相對較淺，鉆井成本受限，作業隊伍以30 型和40 型鉆機為主，鉆壓、泵壓、排量等鉆井參數受限，螺桿質量也參差不齊，這時可以充分發揮“少刀翼、大片子”PDC 鉆頭的優勢，但隨著鉆井技術與裝備水平不斷提升，“少刀翼、大片子”PDC 鉆頭的優勢必然會逐漸淡化，而其劣勢則不斷顯現：1）刀翼數少，導致鉆頭穩定性和導向性差；2）布齒密度低，鉆頭耐用性差，不利于鉆穿多套不同巖性地層。

為了探究鉆頭布齒密度（刀翼數、切削齒尺寸）與機械鉆速的關系，筆者團隊在勝利油田羅家區塊開展了現場試驗。試驗井位相鄰，井身結構相似（?241.3 mm 井眼，都是三開次井身結構的二開井段，由井深約300 m 鉆至約2800 m），鉆遇地層相同（平原組、明化鎮組、館陶組、東營組及沙河街組的沙一段、沙二段和沙三段），裝備及人員相對固定。試驗結果如圖8 所示，常用?19.0 mm 復合片四刀翼SK419-YS 型PDC 鉆頭的機械鉆速最低，?19.0 mm復合片五刀翼 SK519-YS 型PDC 鉆頭表現較好，機械鉆速最高的是?22.0 mm 復合片五刀翼 SK522-YS型PDC 鉆頭，其采用了大齒快切提速設計[32]。

圖8 勝利油田羅家區塊二開鉆井指標Fig. 8 Drilling data from Luojia block in Shengli Oilfield

如式（1）所示，布齒密度并不與機械鉆速直接相關，即刀翼數、切削齒尺寸并不是影響PDC 鉆頭機械鉆速的直接因素?！吧俚兑?、大片子”的鉆頭優勢完全可以通過鉆井參數強化實現。高鉆壓配合高效PDC 鉆頭，可獲得更大的吃入深度和更多的破巖量；頂驅或者轉盤配合井下動力鉆具，可實現大扭矩切削；采用大排量高泵壓可以及時清潔井底、排走巖屑，消除切削齒和鉆頭泥包，在上部地層還可發揮水力破巖作用。圖8 中的SK519-YS 型鉆頭在羅家區塊的最高日進尺是1082 m，而相同設計的鉆頭在勝利油田頁巖油井，通過采用鉆井參數強化（見表4），可實現班進尺上千米，日進尺1700 m 以上，由此可見鉆井參數強化的優異提速效果。

表4 勝利油田常規鉆井參數與強化鉆井參數對比Table 4 Comparison of conventional and enhanced drilling parameters in Shengli Oilfield

同理，只要提供充足的鉆壓、扭矩、泵壓和排量，保證“吃得進去，切得下來，排得及時”三者動態平衡，則即便“多刀翼、小齒”的高布齒密度PDC 鉆頭也可以實現優快鉆進。以下案例可供參考。美國FORGE 78B-32 干熱巖井鉆遇高溫花崗閃長巖，通過采用鉆井參數強化配合高布齒密度異形齒PDC 鉆頭（TKC83 型，8 刀翼、?13.0 mm 復合片），單趟鉆平均機械鉆速超過了20 m/h，提速效果優異（見表5[13]），超出了以往的工程經驗認知（“多刀翼、小齒”PDC 鉆頭的機械鉆速低）。

表5 美國FORGE 78B-32 井TKC83 型PDC 鉆頭鉆井指標Table 5 Drilling data of TKC83 PDC bit in FORGE Well 78B-32

5 PDC 鉆頭過早失效的主因

目前，PDC 切削齒的抗壓強度在10 GPa 以上（靜壓測試），而在幾年前僅約7 GPa[14–15]。隨著高壓科學和PDC 制備技術的不斷進步，PDC 切削齒的強度和耐磨性得以大幅提升。在可預期的未來，PDC 切削齒的機械性能還將進一步提升。目前，國外鉆井工程師通常將單軸抗壓強度高于138 MPa 的巖石稱為硬巖[15]。依據磨粒磨損機理（PDC 切削齒與巖石的抗壓強度之比）判斷，即便是鉆遇硬巖地層，PDC 切削齒也擁有足夠的強度和耐磨性。以下數據可供參考：PDC 鉆頭在美國FORGE 高溫花崗巖地層實現單趟鉆最大進尺643 m[9,13]；PDC 鉆頭在瑪南風城組砂巖地層實現單趟鉆最大進尺1008 m（見表3）；室內環境下PDC 切削齒可切削數十萬米的花崗巖（見圖4）。

既然PDC 切削齒的強度和耐磨性如此優異，那么是什么原因造成了PDC 切削齒和鉆頭在難鉆地層的過早失效呢？以下是一個極端案例可供參考。日本學者率先將石墨直接合成毫米級的納米多晶金剛石塊（NPD）[33]，隨后又合成了厘米級的NPD 并在刀具行業實現了工業化應用。由于硬度高、熱穩定性好且無需脫鈷，NPD 受到了國外鉆井技術人員的高度關注[34]?；赩TL 試驗裝置，筆者團隊對?6.0 mm NPD 圓柱開展了室內測試，結果發現NPD在接觸花崗巖后很快發生斷裂，且斷口較為光滑（見圖9）。與PDC 切削齒切削數十萬米花崗巖相比（見圖4），NPD 的測試結果并不理想。

圖9 NPD 的耐磨性和抗沖擊性測試示意Fig. 9 Wear resistance and impact resistance tests of nano-polycrystalline diamond (NPD)

在井下鉆進時，鉆頭等破巖工具時刻遭受不同幅度不同頻率的不規律動態沖擊，對超硬破巖材料的抗沖擊性要求很高。與PDC 切削齒相比，盡管NPD 的硬度高（NPD 的硬度為130～140 GPa，PDC 切削齒的硬度只有50～70 GPa），但從目前的試驗數據看，NPD 的抗沖擊性較弱，尚難以適用于鉆井破巖的更高要求。由NPD 案例可以推知，油氣鉆井用破巖材料不能一味追求超高硬度，而是應當尋求硬度與韌性的最佳平衡，需不斷提高材料強韌性一體化技術水平。

聚焦到PDC 切削齒本身，動態沖擊也是引起PDC 切削齒和鉆頭過早失效的主要原因之一。在靜態加載下PDC 切削齒以20°后傾角不斷壓入硬質合金砧板直至破裂，切削齒表現出極高的抗力和強度（>10 GPa），這為PDC 鉆頭承受超高鉆壓提供了保證。而同樣以20°后傾角動態沖擊硬質合金砧板（落錘沖擊試驗）[32]，相同PDC 切削齒則表現出較差的動載沖擊抗力，而且與齒尖沖擊相比，PDC 切削齒在齒面方向的抗沖擊性更差。PDC 切削齒抵抗動態沖擊的能力較差，導致PDC 鉆頭在非均質地層的應用受限，例如含礫地層、軟硬交替地層等[15,35]。除了地層非均質性，鉆頭所受動態沖擊載荷的另一主要來源是鉆頭失穩，即PDC 鉆頭的橫向振動（渦動）、扭轉振動（粘滑）、軸向振動（跳鉆）以及各種復合振動[15,36–37]。這既包括鉆柱、底部鉆具組合等引起的鉆頭振動（如相比于直螺桿，彎螺桿更易引起渦動），也包括鉆頭自身的振動（如在硬地層，鉆頭吃入淺）。

基于本文數據，引起PDC 切削齒和鉆頭過早失效的另一主要原因是鉆頭的破巖效率低。機械鉆速低意味取得相同進尺所需的行進距離大幅增加，摩擦熱難以及時排走，造成切削齒和鉆頭的過早磨損（見圖5 和圖6）。而如何實現PDC 鉆頭高效破巖，則取決于鉆井參數（鉆壓、轉速、排量、泵壓）、破巖方式（剪切、剪切+扭沖/旋沖/復合沖擊等）、切削齒齒形和鉆頭設計等諸多因素。

當前PDC 鉆頭和切削齒的質量已經處于較高水平。因此，PDC 鉆頭要發揮最大功效，關鍵在于如何實現鉆頭高效破巖、避免鉆頭振動、保證鉆頭平穩鉆進等。盡管鉆井效果不佳時，鉆頭受到的指責、詬病最多，但PDC 鉆頭的鉆進效果在很大程度上取決于“如何使用鉆頭”，如井下動力鉆具類型、底部鉆具組合搭配、鉆井參數優選、鉆井液性能優化、操作技術水平等諸多因素。當進行每趟鉆作業總結時，絕不能將鉆頭孤立成單一因素，而是需要進行綜合分析與研判。

同時，鉆井工程也對PDC 鉆頭提出了綜合需求，如破巖效率、耐用性、導向性、鉆頭自身的穩定性等。那么，如何去優選PDC 切削齒和鉆頭呢？目前，國內鉆頭廠商主要聚焦于切削齒的性能提升，而鉆井技術人員則更多著眼于切削齒和鉆頭的破巖效果研究，雙方缺乏深入的相互理解。以圖2（b）中的異形齒2 為例，雖然該異形齒在全尺寸鉆頭破巖試驗中獲得了較高的破巖效率和機械鉆速，但在試驗過程中發現該異形齒容易沖擊失效，影響鉆頭的使用壽命，如圖10 所示。筆者團隊的單齒漸進式落錘沖擊試驗也證明該異形齒的抗沖擊性較差[38]。由此可見，單純依賴鉆頭廠商或鉆井技術人員的單一評判方法難以真實反映鉆井工程對PDC 鉆頭的綜合需求，而且每種評判方法的測試機理和測試結果處理也存在較大的差異性和模糊性，導致在鉆井過程中常常難以充分發揮PDC 鉆頭的最大功效。

圖10 135°斧形齒鉆遇花崗巖時發生沖擊失效Fig. 10 Impact-induced failure of 135° axe-shaped teeth when encountering granite

國內鉆井技術人員往往過多地依賴試錯法和工程經驗，目前缺乏一套準確、實用的PDC 切削齒和鉆頭的綜合評判與優選方法。為此，筆者團隊建議采用國際油服公司通用的測試方法：其中，鉆頭穩定性評價方法3 種，分別為全尺寸鉆頭破巖試驗[32]、數值模擬、現場試驗；切削齒的耐磨性和熱穩定性評價方法4 種，分別為立式轉塔車床切削花崗巖濕磨試驗[17,32]、立式轉塔車床切削花崗巖干磨試驗[17]、熱敏感性測試、現場試驗；切削齒的抗沖擊性評價方法6 種，分別為靜壓試驗[39]、動態沖擊試驗（齒尖、齒面）[38]、疲勞沖擊試驗[40]、全尺寸鉆頭耐用性試驗[41]、數值模擬、現場試驗；鉆頭和切削齒的破巖效率評價方法6 種，分別為無圍壓單齒破巖試驗[31]、有圍壓單齒破巖試驗[42]、單齒切削模擬試驗[43]、全尺寸鉆頭破巖試驗[32]、數值模擬、現場試驗。

利用上述國際油服公司的測試方法，針對目標層段巖性，以PDC 鉆頭的破巖效果、耐用性和穩定性為評價指標，綜合評判并優選切削齒與鉆頭設計，如圖11 所示。當然，如果現場應用亟需鉆頭的其他性能（如導向性），可將圖11 擴展為多元評價體系。

圖11 PDC 鉆頭的破巖、耐用、穩定一體化綜合評價體系示意Fig. 11 Comprehensive evaluation system integrating rockbreaking efficiency,durability,and stability of PDC bit

6 PDC 切削齒的磨損機理

脫鈷可有效延長PDC 切削齒在研磨環境下的使用壽命。目前，最常用的脫鈷方法是酸洗。通過氫氟酸、鹽酸等酸液，將鈷、鎢等金屬（見圖12（a）中灰色和白色孤島）從聚晶金剛石層中洗出，只保留金剛石骨骼和部分金屬殘余（見圖12（b）），能夠有效消除因金剛石與金屬熱膨脹系數不同而引發的熱損傷。利用VTL 試驗，筆者團隊研究了脫鈷對PDC 切削齒耐磨性的影響。試驗設定與圖4 相同。試驗結果如圖13 所示，脫鈷后PDC 切削齒的耐磨性和熱穩定性得到了有效提升，而且隨著磨口的不斷增大，脫鈷的優勢愈加明顯。

圖12 PDC 切削齒聚晶金剛石層的橫截面Fig. 12 Cross-sections of polycrystalline diamond layer of PDC cutter

圖13 脫鈷和未脫鈷PDC 切削齒的磨損體積與行進距離的關系Fig. 13 Relationships between wear volumes and travel distances of leached and non-leached PDC cutters

然而脫鈷也有副作用：1）隨著鈷、鎢等軟相的流失，聚晶金剛石層將損失部分抗沖擊性和抗疲勞強度；2）隨著酸液流出，聚晶金剛石層內存在眾多的內外貫通孔隙（見圖12（b）），雜質殘余會污染破壞聚晶金剛石性能；3）脫鈷需要的時間長，增加了經濟成本和時間成本?；赩TL 試驗裝置，筆者團隊采用無倒角PDC 切削齒切削花崗巖，以此測試脫鈷對PDC 切削齒抗沖擊性的影響。試驗結果如圖14所示，與未脫鈷的PDC 切削齒相比，脫鈷PDC 切削齒的聚晶金剛石層邊緣更容易發生崩片，說明脫鈷PDC 切削齒的抗沖擊性相對較差。

圖14 抗沖擊性測試后的未脫鈷PDC 切削齒形貌Fig. 14 Morphology of non-leached PDC cutter after impact resistance test

目前，國內鉆頭廠商和鉆井技術人員都要求PDC切削齒脫鈷，而且脫鈷越深越好。然而，所有鉆井工況都需要PDC 切削齒脫鈷嗎？針對這一問題，筆者團隊研究了185 口井的363 只PDC 鉆頭的出井狀況，并將其分為以下3 個狀態。

狀態1：鉆頭出井后PDC 切削齒近乎無損（見圖15（a））或者輕微磨鈍（見圖15（b））。如果鉆遇可鉆性較好地層，PDC 切削齒基本不會出現大的磨損損傷（參見本文第5 部分），這時脫鈷對于PDC 切削齒的耐磨性影響不大，如圖13 淺綠色虛線的左邊區域。鉆遇此類地層，PDC 切削齒無需脫鈷，或只需中輕度脫鈷即可（見圖16（a））。為了驗證未脫鈷PDC 切削齒鉆進可鉆性較好地層的可行性，筆者團隊在勝利油田K53-X17 井進行了現場試驗：PDC 鉆頭單趟鉆完成進尺1674 m（井深306～1980 m），鉆遇明化鎮、館陶組、東營組、沙一段、沙三段和沙四段（未穿）；鉆頭出井照片如圖17 所示，未脫鈷的PDC切削齒表現出良好的耐磨性，即使在鉆頭磨損潛力最大的肩部區域也未出現明顯的磨損損傷，說明未脫鈷PDC 切削齒完全適用于鉆進此類地層；整只鉆頭的主要損傷形式是齒面沖擊。截至目前，未脫鈷PDC 鉆頭已應用23 口井，出井后鉆頭磨損形貌與圖17 類似。

圖15 PDC 切削齒的典型出井狀況Fig. 15 Typical dull conditions of PDC cutters pulled out of hole

圖16 X 射線檢測的PDC 切削齒脫鈷深度Fig. 16 Leached depth of PDC cutters detected by X-ray

圖17 未脫鈷PDC 切削齒的出井形貌Fig. 17 Morphology of non-leached PDC cutters pulled out of hole

狀態2：鉆頭出井后PDC 切削齒邊緣出現磨損，但磨口不大，并未進入切削齒的未脫鈷區域，如圖15（c）和圖15（d）所示。此類地層具有一定的研磨性，但研磨性有限，PDC 切削齒的磨損機理仍為“磨粒磨損”，尚未出現熱損傷。這時，推薦采用綜合性能較好或抗研磨性能較好的PDC 切削齒，并采用中度脫鈷深度，如0.6～0.8 mm（見圖16（a））。

狀態3：鉆頭出井后PDC 切削齒邊緣出現大磨口，且磨口已進入未脫鈷區域（見圖15（e）），甚至進入硬質合金基體（見圖15（f））。隨著磨口進入未脫鈷區域以及摩擦熱不斷積累，PDC 切削齒的磨損機理將由“磨粒磨損”變為“磨粒磨損+熱損傷”。在摩擦熱的作用下聚晶金剛石層內金屬材質發生膨脹，導致未脫鈷區域出現熱應力和微裂紋[44]。微裂紋的擴展造成未脫鈷區域金剛石層的剝落和磨損加速。隨著磨口進入硬質合金基體，聚晶金剛石層的剝落將進一步加劇，在已脫鈷金剛石層和硬質合金基體之間可能會出現斷層（見圖15（f）），導致PDC切削齒的抗沖擊性極差。這時如果遭受齒尖或者齒面方向沖擊，整個金剛石層會發生剝離或斷裂。

熱損傷加劇PDC 切削齒的磨損。當轉速超過某一閾值時，這一現象會更為嚴重。如圖18 所示，在線速度較低（低轉速）時，PDC 切削齒磨口相對光滑規整，然而在140 m/min 線速度（高轉速）時，磨口表面逐漸出現龜裂紋和金剛石層剝落，導致切削齒磨損量與行進距離之間脫離線性關系（見圖7），切削齒磨損速率明顯提高。如果PDC 切削齒沒有進行脫鈷處理，切削齒在很短的行進距離內磨損就會加速，例如圖13 中未脫鈷齒在低轉速（線速度為100 m/min）下從第15 圈磨損開始加速，與之相比圖7 中脫鈷齒在高轉速（線速度140 m/min）下直到第30 圈磨損才開始加速。

圖18 與圖7 對應的切削齒磨口形貌Fig. 18 Wear scar morphology of PDC cutter corresponding to Fig.7

綜合以上磨損數據可以得出，PDC 切削齒的快速磨損（磨損量與行進距離之間脫離線性關系）取決于2 個條件：1）切削齒出現大的磨口，且磨口已進入未脫鈷區域；2）磨口與巖石摩擦產生的熱量足夠多，例如采用高轉速（見圖7）。如果摩擦熱量積累不足，盡管磨口已進入未脫鈷區域，PDC 切削齒的磨損速率也會相對穩定，與行進距離仍然呈近線性關系，例如圖4、圖7、圖13 中線速度≤100 m/min的情況。

大磨口出現后，PDC 切削齒的熱穩定性成為影響其使用壽命的關鍵因素。切削齒熱穩定性強可以延緩磨損與行進距離之間的非線性關系，這時建議采用深脫鈷（見圖16（b））、大粒度、金剛石層加厚等熱穩定性提升方法。另一方面，基于前文研究還可從破巖方式和鉆井參數著手，鉆頭機械鉆速快，說明鉆頭吃入地層深，產生的巖屑大，巖屑排走也及時。巖屑及時排走會帶走大量的摩擦熱，降低PDC 切削齒的熱損傷速率[15]。相反，如果鉆頭機械鉆速低，切削齒“原地打轉”，會導致行進距離大幅增加，摩擦熱也會大量積累，造成PDC 切削齒過早磨損。這時若采用高轉速，只會使磨損進一步加快。

依據PDC 切削齒的磨損機理，建議在PDC 切削齒入井初期采用鉆井參數強化（提高鉆壓、提高排量等），縮短取得相同進尺所需的行進距離，及時排走巖屑和摩擦熱，從而減緩切削齒的磨損。相反，若在PDC 切削齒出現大磨口以后再提升鉆壓或轉速，則只會使磨損加快，造成熱損傷與磨粒磨損的雙重傷害[15]。一個常見案例是，由于直井糾斜需要，新鉆頭入井后實施輕壓吊打（鉆壓10～20 kN），后期再恢復鉆壓正常鉆進，這時PDC 切削齒很大概率會因前期鉆速慢、行進距離長而發生過早磨損，后期提高鉆壓又會加快磨口的擴展，導致PDC 鉆頭在研磨性不強地層出現“異?！蹦p。

7 結論與建議

1）提高鉆壓可實現鉆井提速。與美國鉆井數據相比，國內施加的鉆壓仍偏于保守，建議將200 kN以上高鉆壓納入PDC 鉆頭正常施加鉆壓范圍。不過，提高鉆壓只是手段，實現鉆頭有效吃入地層才是目的，一般地層并不需要過高鉆壓。

2）鉆井參數強化適用于硬巖提速。在均質硬巖地層，如花崗巖，建議嘗試“高鉆壓+低轉速+大扭矩+高布齒密度異形齒PDC 鉆頭”。而且在鉆頭剛入井時，建議盡快盡可能提高鉆壓和排量，實現“提鉆速、搶進尺”；如果入井前期采用低鉆壓，后期再提高鉆壓，只會使鉆頭磨損加快。

3）增大轉速會提高鉆頭機械鉆速。在均質中硬—硬地層，如砂巖，建議嘗試“高鉆壓+高轉速+高布齒密度PDC 鉆頭”。雖然高轉速會加劇PDC 切削齒的磨損，但隨著切削齒性能不斷提升，這一問題可得到有效解決。

4）布齒密度（刀翼數、切削齒尺寸、齒間距等）是影響PDC 鉆頭機械鉆速的因素之一，但并非直接因素。鉆井提速的關鍵在于鉆頭能否有效吃入地層，是否有充足扭矩切削巖石，巖屑能否及時排走。這背后既取決于鉆壓、轉速、扭矩、排量和泵壓等鉆井參數，又取決于切削齒與鉆頭的設計、破巖方式與地層巖性是否匹配等諸多因素。

5）目前，PDC 切削齒的耐磨性較好，足以保證鉆頭在砂巖、花崗巖等均質硬巖地層的長時間鉆進。但是，地層非均質性、井下鉆具或鉆頭振動、鉆頭吃入地層淺、破巖方式與地層巖性不匹配、復雜工況等諸多因素會造成PDC 鉆頭遭受動態沖擊和低效破巖，導致PDC 切削齒和鉆頭發生過早失效。

6）鉆遇一般地層，PDC 切削齒的磨損較小，磨損機理以磨粒磨損為主，這時切削齒無需脫鈷或只需中度脫鈷。對于強研磨性地層，PDC 切削齒磨損快，磨損機理以磨粒磨損和熱損傷為主，建議采用熱穩定性好且耐磨性強的PDC 切削齒，并深度脫鈷。

7）建議實時關注和學習國際先進的鉆井技術創新與實踐，洞悉鉆井提速背后的創新理論和原理，勇于破除過時的設計控制框架束縛，通過科學分析與優化，不斷提高優快鉆井的技術水平。