席巖 王皓宇 齊悅 田玉棟 李軍 汪偉

摘要：現(xiàn)有復(fù)合沖擊破巖效率的研究均未考慮軸向沖擊和扭轉(zhuǎn)沖擊載荷相位差對(duì)于破巖效率的影響，為此，進(jìn)行了復(fù)合沖擊載荷相位差對(duì)破巖效率影響的研究。建立了軸-扭復(fù)合沖擊鉆具PDC鉆頭單齒破巖數(shù)值模型，分析了軸向和扭轉(zhuǎn)沖擊應(yīng)力波不同相位差對(duì)鉆齒侵徹深度、切削面下巖石損傷以及鉆后形成巖屑形態(tài)及數(shù)量的影響規(guī)律。研究結(jié)果表明：在軸向和扭轉(zhuǎn)沖擊載荷等振幅條件下，當(dāng)相位差為50%時(shí)，侵徹深度最佳，切削面以下巖石損傷的程度更為明顯；當(dāng)軸向振幅較大，相位差為75%時(shí)，對(duì)于巖體侵徹深度效果的提升最為明顯，破巖效果最佳；相位差為100%時(shí)，侵徹深度較深，且鉆齒波動(dòng)較小，產(chǎn)生的巖屑顆粒較小。研究結(jié)論可為復(fù)合沖擊鉆具結(jié)構(gòu)的優(yōu)化和運(yùn)動(dòng)參數(shù)的調(diào)整提供理論基礎(chǔ)。

關(guān)鍵詞：沖擊鉆井工具；復(fù)合沖擊；破巖效率；相位差；數(shù)值模型；侵徹深度

0 引 言

隨著油氣勘探與開(kāi)發(fā)工程的廣泛開(kāi)展，深部地層逐步成為提高油氣開(kāi)采效益的重要增長(zhǎng)點(diǎn)。但深部地層存在巖石硬度高、耐磨性強(qiáng)、可鉆性差等一系列問(wèn)題，導(dǎo)致深井以及超深井鉆進(jìn)過(guò)程中存在機(jī)械鉆速慢、鉆頭磨損快及憋跳嚴(yán)重等問(wèn)題［1-3］。鑒于此，不僅沖擊破巖的方式被廣泛提出，并研發(fā)了相應(yīng)的井下沖擊破巖工具，而且在現(xiàn)場(chǎng)應(yīng)用中取得了較好的效果［4］。傳統(tǒng)的沖擊鉆井工具以單維度沖擊方式為主，沖錘在軸向或者周向上往復(fù)運(yùn)動(dòng)，產(chǎn)生軸向或者扭向上的沖擊載荷，從而達(dá)到輔助破巖的目的［5-8］。相關(guān)研究結(jié)果表明，軸向上的沖擊載荷有利于鉆齒侵徹深度的提升，扭向上的沖擊載荷則可以減弱或消除鉆頭在硬質(zhì)地層破巖過(guò)程中出現(xiàn)的黏滑振動(dòng)問(wèn)題［9-10］。為了進(jìn)一步結(jié)合兩者的優(yōu)點(diǎn)，國(guó)內(nèi)外學(xué)者提出了利用軸-扭復(fù)合沖擊鉆具提升破巖效率的思路，并設(shè)計(jì)了相應(yīng)的復(fù)合沖擊鉆具，可以同時(shí)產(chǎn)生軸向和扭向上的沖擊載荷［11-14］。對(duì)于這種復(fù)合沖擊鉆具的破巖效果，相關(guān)研究學(xué)者針對(duì)工具運(yùn)動(dòng)特性和破巖機(jī)制開(kāi)展了一系列的研究。李思琪等［15］建立了復(fù)合載荷作用下壓頭的破巖模型，分析了巖石力學(xué)特性對(duì)于壓頭侵入深度的影響規(guī)律；李玉梅等［16］開(kāi)展了軸向和扭轉(zhuǎn)沖擊頻率配合特性模擬研究，指出軸向沖擊頻率為扭轉(zhuǎn)沖擊頻率的1/2時(shí)破巖效率最高；劉偉吉等［17］指出軸向沖擊幅值和頻率對(duì)破巖效率的影響程度較大，雖然存在最優(yōu)值但是要根據(jù)具體的地層予以確定。目前雖然針對(duì)復(fù)合沖擊破巖效率開(kāi)展了一定研究，但是關(guān)于具體參數(shù)對(duì)破巖效率影響的分析較少，尤其是現(xiàn)有研究均未考慮復(fù)合沖擊過(guò)程中軸向沖擊和扭轉(zhuǎn)沖擊載荷相位差對(duì)破巖效率的影響。

鑒于此，筆者基于復(fù)合沖擊鉆具軸向沖錘和扭轉(zhuǎn)沖錘的運(yùn)動(dòng)過(guò)程，結(jié)合硬質(zhì)巖體巖石動(dòng)力學(xué)特性參數(shù)，建立了軸-扭復(fù)合沖擊鉆具PDC鉆頭單齒破巖模型，分析軸向和扭轉(zhuǎn)沖擊應(yīng)力波不同相位差對(duì)鉆齒侵徹深度、切削面下巖石損傷以及鉆后形成巖屑形態(tài)及數(shù)量的影響規(guī)律。研究結(jié)果可為復(fù)合沖擊鉆具結(jié)構(gòu)的優(yōu)化和運(yùn)動(dòng)參數(shù)的調(diào)整提供理論基礎(chǔ)。

1 復(fù)合沖擊載荷相位差

對(duì)于復(fù)合沖擊鉆具而言，鉆柱中的流體在流經(jīng)鉆具的過(guò)程中，驅(qū)動(dòng)鉆具內(nèi)的軸向沖錘沿著軸向往復(fù)運(yùn)動(dòng)，同時(shí)驅(qū)動(dòng)扭轉(zhuǎn)沖錘沿著周向往復(fù)運(yùn)動(dòng)。其中軸向沖錘和扭向沖錘會(huì)分別在運(yùn)動(dòng)的過(guò)程中沖擊鉆具的底座（側(cè)座），產(chǎn)生軸向和扭向上的沖擊載荷，這些載荷再以應(yīng)力波的形式通過(guò)鉆頭傳至地層，以達(dá)到輔助破巖的目的。沖錘在沖擊底座的過(guò)程中，產(chǎn)生的載荷以應(yīng)力波的形式進(jìn)行傳導(dǎo)，應(yīng)力波的波形和振幅與沖錘的幾何結(jié)構(gòu)密切相關(guān)。

在上述過(guò)程中，軸向與扭向的應(yīng)力波難以同時(shí)作用在巖石上，導(dǎo)致其應(yīng)力波出現(xiàn)相位差（見(jiàn)圖1），主要有以下3方面的原因：

（1）產(chǎn)生應(yīng)力波的位置距離鉆頭底部的長(zhǎng)度不一致；當(dāng)2種應(yīng)力波產(chǎn)生的波形、波長(zhǎng)一致時(shí)，在傳播過(guò)程中產(chǎn)生應(yīng)力波的位置卻與鉆頭底部的距離不一致，這就導(dǎo)致應(yīng)力波尤其是峰值載荷無(wú)法同時(shí)作用在巖石上。

（2）軸向沖錘和扭轉(zhuǎn)沖錘運(yùn)動(dòng)機(jī)制不一樣。軸向沖錘的運(yùn)動(dòng)沖程與扭轉(zhuǎn)沖錘不一致，或者流體驅(qū)動(dòng)2種類型沖錘的運(yùn)動(dòng)時(shí)間不一致，就會(huì)導(dǎo)致產(chǎn)生應(yīng)力波的時(shí)間不一致，最終導(dǎo)致應(yīng)力波無(wú)法同時(shí)作用在鉆頭底部的巖石上。

（3）應(yīng)力波波形以及持續(xù)時(shí)間存在差異性，沖錘的幾何形狀和運(yùn)動(dòng)速度決定了應(yīng)力波的波形和持續(xù)時(shí)間，即便沖錘與底座（側(cè)座）的碰撞時(shí)間一致，波形及持續(xù)時(shí)間的差異性也會(huì)導(dǎo)致2種方向的應(yīng)力波存在顯著的相位差。

基于上述原因，復(fù)合沖擊鉆具在應(yīng)用過(guò)程中，軸向和扭向應(yīng)力波存在相位差。這種相位差可能對(duì)破巖效果（如鉆齒的侵徹深度、巖石損傷和形成巖屑的尺寸）產(chǎn)生影響，進(jìn)而會(huì)影響到鉆頭的破巖效率、井眼清潔度等多個(gè)方面。與此同時(shí)，通過(guò)對(duì)鉆具內(nèi)部結(jié)構(gòu)、運(yùn)動(dòng)參數(shù)以及鉆具長(zhǎng)度的調(diào)整，使得軸向和扭向的應(yīng)力波相位差保持在破巖效率最優(yōu)值，從而達(dá)到最大限度提升機(jī)械鉆速、發(fā)揮沖擊破巖工具效用的目的。因此開(kāi)展復(fù)合沖擊載荷相位差對(duì)破巖效果影響的研究具有極為重要的意義。

2 數(shù)值模型

2.1 模型建立

為分析復(fù)合沖擊鉆井過(guò)程中軸向和扭轉(zhuǎn)沖擊載荷相位差對(duì)于鉆齒破巖效果的影響，避免鉆頭尺寸效應(yīng)以及鉆齒排列等因素的干擾，選擇PDC鉆頭的單個(gè)牙齒作為研究對(duì)象，如圖2所示。

為降低模型計(jì)算量，在模型建立過(guò)程中，選擇鉆齒中間剖面及其所對(duì)應(yīng)的地層進(jìn)行建模。其中PDC齒直徑為16 mm，寬度為4 mm，傾斜角度為20°，均與鉆井工程中實(shí)際使用鉆頭幾何尺寸規(guī)格一致。地層厚度為16 mm，長(zhǎng)度為300 mm，鉆齒和地層的厚度均設(shè)置為0.1 mm。

數(shù)值模型建立過(guò)程中，PDC鉆齒采用均勻網(wǎng)格劃分，網(wǎng)格數(shù)量為800；地層模型采用變密度網(wǎng)格方式劃分，網(wǎng)格數(shù)量為12 000。

2.2 材料模型

在復(fù)合沖擊鉆井過(guò)程中，沖錘的速度往往會(huì)達(dá)到或者超過(guò)6 m/s，該沖擊速度下破巖的過(guò)程需要考慮巖石的應(yīng)變率效應(yīng)，傳統(tǒng)的巖石靜力學(xué)參數(shù)無(wú)法滿足該要求，因此在選擇巖石的材料參數(shù)時(shí)需要考慮巖石的動(dòng)力學(xué)參數(shù)。XI Y.等［18］利用RHT材料本構(gòu)模型分析了沖擊破巖過(guò)程中巖石破碎情況，證明了該材料模型的適用性，得到的參數(shù)如表1所示。

2.3 載荷施加

在復(fù)合沖擊鉆井過(guò)程中，鉆頭受到鉆柱的作用始終在旋轉(zhuǎn)，設(shè)定鉆桿轉(zhuǎn)速為60 r/min，鉆頭直徑為215.9 mm，計(jì)算可以得到鉆齒的轉(zhuǎn)速為0.68 m/s。與此同時(shí)，鉆頭還會(huì)受到軸向和扭向的應(yīng)力載荷，具體如下：鉆柱軸向傳遞的靜載作用在鉆頭上，復(fù)合沖擊鉆具軸向沖擊載荷會(huì)以應(yīng)力波的形式傳遞至鉆頭；此外，扭轉(zhuǎn)沖錘產(chǎn)生的沖擊載荷也會(huì)作用在鉆頭上。

靜載與動(dòng)載設(shè)置過(guò)程中，鉆柱沿軸向傳導(dǎo)至鉆齒上的靜壓載荷設(shè)置為0.6 MPa。鑒于沖擊能量以應(yīng)力波的形式進(jìn)行傳遞，因此設(shè)置應(yīng)力波為矩形波，波的頻率為20 Hz，沖擊持續(xù)時(shí)間為0.4 s，峰值為0.5 MPa，如圖3所示。

與此同時(shí)，軸向靜載和動(dòng)載在模擬過(guò)程中通過(guò)直接疊加的方式計(jì)算。

3 結(jié)果與討論

在數(shù)值模擬開(kāi)展過(guò)程中，應(yīng)力波為矩形波且沖擊時(shí)間與間歇時(shí)間相等［19-23］?？紤]軸向和扭轉(zhuǎn)沖錘的規(guī)格帶來(lái)的影響，分別分析在軸向和扭轉(zhuǎn)沖擊載荷為等振幅、軸向振幅高（扭轉(zhuǎn)振幅低）、扭轉(zhuǎn)振幅高（軸向振幅低）3種情況下對(duì)不同結(jié)構(gòu)的復(fù)合沖擊鉆具帶來(lái)的影響。設(shè)定相位差分別為0（無(wú)相位差）、25%、50%、75%及100%時(shí)，通過(guò)計(jì)算分析相位差對(duì)鉆齒侵徹深度、切削面下巖石損傷以及鉆后產(chǎn)生巖屑形態(tài)的影響規(guī)律。

3.1 等振幅條件下破巖效率分析

3.1.1 對(duì)侵徹深度影響設(shè)定復(fù)合沖擊鉆具在不同方向的沖錘運(yùn)動(dòng)過(guò)程中，產(chǎn)生的應(yīng)力波振幅相等。分析等振幅不同應(yīng)力波相位差條件下鉆齒侵徹深度變化規(guī)律，如圖4所示。從圖4可以看出，軸向和扭向沖擊應(yīng)力波的相位差對(duì)侵徹深度存在顯著影響，主要體現(xiàn)在以下2個(gè)方面：

（1）鉆齒的波動(dòng)會(huì)影響鉆井效率及鉆頭的壽命，在不同相位差條件下鉆齒波動(dòng)的幅度存在顯著的差異性，當(dāng)相位差為0、25%、50%及75%時(shí)，鉆齒侵徹深度的波動(dòng)最為顯著，這容易導(dǎo)致鉆井過(guò)程中跳鉆問(wèn)題的發(fā)生；當(dāng)相位差為100%時(shí)，鉆齒侵徹深度的波動(dòng)幅度較小。

（2）當(dāng)沖擊載荷的相位差分別為0、25%、50%、75%和100%時(shí)，鉆齒的平均侵徹深度為3.48、3.53、3.65、3.54和3.60 mm。由此可以看出，當(dāng)相位差為50%時(shí)，復(fù)合沖擊鉆具破巖過(guò)程中的侵徹深度最深。

3.1.2 對(duì)切削面下巖石損傷影響

復(fù)合沖擊鉆具破巖過(guò)程中，產(chǎn)生的沖擊載荷一方面會(huì)直接破碎巖石，另一方面會(huì)對(duì)切削面以下的巖石造成損傷。當(dāng)鉆頭旋轉(zhuǎn)360°返回至同樣的位置時(shí)，已經(jīng)損傷的巖石強(qiáng)度會(huì)降低，有利于鉆齒的切削，進(jìn)而可達(dá)到延長(zhǎng)鉆頭壽命的目的。

圖5為等振幅條件下不同相位差沖擊載荷作用下切削面下巖石損傷情況。損傷值為1時(shí)，表征巖體完全破壞，即將從本體上開(kāi)始剝落。由圖5可以看出，即使軸向載荷和扭向載荷不變，但是相位差依然會(huì)對(duì)切削面以下的巖石損傷產(chǎn)生影響。當(dāng)相位差為50%時(shí)，切削面以下巖石損傷幅度較為顯著。

3.1.3 對(duì)巖屑尺寸影響

鉆井過(guò)程中鉆頭切削巖體產(chǎn)生巖屑顆粒的大小會(huì)影響井筒的清潔度，巖屑顆粒過(guò)大會(huì)導(dǎo)致鉆井流體難以攜帶，導(dǎo)致巖屑沉積在井筒底部，同時(shí)會(huì)造成井底的巖石重復(fù)破碎，影響鉆井時(shí)效，進(jìn)而降低鉆井效率。

圖6為等振幅條件下不同相位差沖擊載荷作用下破巖巖屑顆粒的大小及形態(tài)（t=0.15 s）。由圖6可以看出：當(dāng)相位差為25%時(shí)，產(chǎn)生巖屑的顆粒最大；當(dāng)相位差為75%和100%時(shí)，也產(chǎn)生了較為明顯的巖屑顆粒，對(duì)于井筒清潔會(huì)帶來(lái)一定的影響；當(dāng)無(wú)相位差和相位差為50%時(shí)，產(chǎn)生的巖屑顆粒較小，有利于井筒的清潔。

綜上所述，在復(fù)合沖擊鉆井過(guò)程中，當(dāng)軸向和扭向上的振幅相等，且兩者的頻率差為50%時(shí)，鉆齒侵徹深度最深且可以產(chǎn)生較為明顯的切削面下巖石損傷，有利于井筒的清潔，進(jìn)而達(dá)到最佳的破巖效果。

3.2 軸向振幅較高時(shí)破巖效率分析

3.2.1 對(duì)侵徹深度影響

軸向沖錘和扭轉(zhuǎn)沖錘的幾何尺寸存在一定的差別，這會(huì)導(dǎo)致其產(chǎn)生的應(yīng)力波的波形、波長(zhǎng)以及振幅相異。在前述已經(jīng)設(shè)定軸向應(yīng)力波和扭向應(yīng)力波均為矩形波，且波長(zhǎng)一致，因此主要考慮振幅存在差異時(shí)應(yīng)力波相位差給破巖效果帶來(lái)的影響。模擬時(shí)設(shè)定軸向應(yīng)力波為0.8 MPa，扭向應(yīng)力波為0.4 MPa。

圖7為當(dāng)軸向應(yīng)力波振幅較高、扭向應(yīng)力波振幅較低時(shí)，在不同應(yīng)力波相位差條件下鉆齒侵徹深度變化規(guī)律。

從圖7可以看出，應(yīng)力波的相位差對(duì)于侵徹深度的變化也產(chǎn)生了如下顯著的影響：

①當(dāng)軸向應(yīng)力波的振幅得到提升，鉆齒侵徹巖石深度的起伏與應(yīng)力波的變化規(guī)律近乎一致，與此同時(shí)，相比于等振幅條件下，鉆齒在軸向沖擊作用下的侵徹深度也得到了明顯提升，這也進(jìn)一步證實(shí)了前人的研究結(jié)果，軸向上的沖擊載荷有利于鉆齒侵徹深度的提升；②當(dāng)相位差為0、25%、75%及100%時(shí)鉆齒侵徹深度的波動(dòng)最為顯著，當(dāng)相位差為50%時(shí)鉆齒侵徹深度的波動(dòng)幅度較??；③當(dāng)沖擊載荷的相位差分別為0、25%、50%、75%和100%時(shí)，鉆齒的平均侵徹深度為4.47、4.14、4.11、4.89和4.04 mm，可見(jiàn)當(dāng)相位差為75%時(shí)復(fù)合沖擊鉆具破巖過(guò)程中的侵徹深度最深。

3.2.2 對(duì)切削面下巖石損傷影響

圖8為軸向振幅較高時(shí)不同相位差沖擊載荷作用下切削面下巖石損傷情況。

由圖8可以看出：軸向振幅的提升，使鉆齒切削巖石的起伏程度更為明顯，呈現(xiàn)出較為明顯的“鋸齒狀”，且與軸向應(yīng)力波的輸入保持一致；與此同時(shí)，相比于等振幅條件下，軸向振幅的加強(qiáng)使得切削面以下巖石損傷的程度更為明顯；軸向振幅與扭向振幅在不同相位差條件下的耦合作用，導(dǎo)致切削面以下的巖石損傷程度也出現(xiàn)了差異性，軸向振軸與扭向振幅相位差為75%時(shí)，切削面以下的損傷最為明顯。

3.2.3 對(duì)巖屑尺寸影響

圖9為軸向振幅較高條件下不同相位差沖擊載荷作用下破巖巖屑顆粒的大小及形態(tài)（t=0.15 s）。由圖9可以看出：當(dāng)相位差為0、25%時(shí)，產(chǎn)生巖屑的顆粒最大，且響應(yīng)的巖屑未發(fā)生損傷，這會(huì)對(duì)井筒清潔帶來(lái)較為顯著的影響；當(dāng)相位差為75%和100%時(shí)，也產(chǎn)生了較為明顯的巖屑顆粒，但是產(chǎn)生的巖屑顆粒均為損傷巖屑，這些巖屑在井筒中相互碰撞，且與鉆柱碰撞的過(guò)程中這些巖屑會(huì)變得更細(xì)，因而便于被鉆井液流體攜帶；當(dāng)相位差為50%時(shí)，產(chǎn)生的巖屑顆粒較少，對(duì)于井筒清潔最為有利。

綜合考慮在軸向振幅較高、扭轉(zhuǎn)在振幅較低條件下，不同軸向和扭向相位差沖擊載荷作用對(duì)破巖效果的影響，當(dāng)相位差為75%時(shí)，對(duì)巖體侵徹深度效果的提升最為明顯，且產(chǎn)生的巖屑主要為損傷巖屑，因此破巖效果最佳。

3.3 軸向振幅低時(shí)破巖效率分析

3.3.1 對(duì)侵徹深度影響

設(shè)定軸向應(yīng)力波為0.4 MPa，扭向應(yīng)力波為0.8 MPa。該條件下扭向沖擊載荷更大。不同應(yīng)力波相位差條件下鉆齒侵徹深度變化規(guī)律如圖10所示。

從圖10可以看出，當(dāng)軸向應(yīng)力波振幅較低、扭向應(yīng)力波振幅較高時(shí)，相比于等振幅條件下，軸向和扭向沖擊應(yīng)力波的相位差對(duì)于侵徹深度存在如下顯著影響：

①當(dāng)相位差為25%、50%和75%時(shí)鉆齒侵徹深度的波動(dòng)最為顯著，當(dāng)無(wú)相位差以及相位差為100%時(shí)鉆齒侵徹深度的波動(dòng)幅度較?。虎诋?dāng)沖擊載荷的相位差分別為0、25%、50%、75%和100%時(shí)，鉆齒的平均侵徹深度為3.41、3.45、3.67、3.82和3.72 mm。由此可以看出：當(dāng)相位差為75%時(shí)，復(fù)合沖擊鉆具破巖過(guò)程中的侵徹深度最深，但是該條件下鉆齒波動(dòng)較為顯著；當(dāng)相位差為100%時(shí)，侵徹深度較深，且鉆齒波動(dòng)較小，有利于鉆頭壽命的延長(zhǎng)。

3.3.2 對(duì)切削面以下巖石損傷及巖屑形態(tài)影響

圖11為軸向振幅較低時(shí)不同相位差沖擊載荷作用下切削面下巖石損傷情況。

由圖11可以看出，隨著扭轉(zhuǎn)振幅提升，對(duì)于巖石的侵徹深度并未帶來(lái)較為直接的影響，但是對(duì)于巖屑顆粒的形成影響較為明顯。相比于等振幅條件下，扭轉(zhuǎn)振幅的加強(qiáng)使得鉆齒切削下的巖石更為破碎，方便鉆井液攜帶，大部分巖屑在從巖體上被切削下來(lái)時(shí)均已經(jīng)發(fā)生了損傷，這有利于井筒的清潔。當(dāng)相位差為75%時(shí)，復(fù)合沖擊鉆具破巖過(guò)程中的侵徹深度最深，但是該條件下產(chǎn)生的巖屑顆粒較大，不利于井筒的清潔。

綜合考慮在軸向應(yīng)力波振幅較低、扭向應(yīng)力波較高條件下，當(dāng)相位差為75%時(shí)，復(fù)合沖擊鉆具破巖過(guò)程中的侵徹深度最深，但會(huì)產(chǎn)生較大的巖屑顆粒；當(dāng)相位差為100%時(shí)，侵徹深度較深，且鉆齒波動(dòng)較小，產(chǎn)生的巖屑顆粒較小。軸向振幅較低條件下產(chǎn)生巖屑的形態(tài)如圖12所示。

4 結(jié) 論

（1）復(fù)合沖擊破巖過(guò)程中，軸向和扭向沖擊載荷頻率的相位差對(duì)鉆齒的侵徹深度、切削面以下的巖石損傷以及產(chǎn)生巖屑顆粒的大小具有明顯的影響，因此在復(fù)合沖擊破巖機(jī)制分析以及工具結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)過(guò)程中須要予以考慮。

（2）在軸向和扭轉(zhuǎn)沖擊載荷等振幅條件下，當(dāng)相位差為50%時(shí)，復(fù)合沖擊鉆具破巖過(guò)程中的侵徹深度最佳，切削面以下巖石損傷的程度更為明顯，且產(chǎn)生的巖屑顆粒較小。

（3）在軸向和扭轉(zhuǎn)沖擊載荷振幅不同條件下，當(dāng)軸向振幅較大，相位差為75%時(shí)，對(duì)于巖體侵徹深度效果的提升作用最為明顯，且產(chǎn)生的巖屑主要為損傷巖屑，因此破巖效果最佳；當(dāng)相位差為100%時(shí)，侵徹深度較深，且鉆齒波動(dòng)較小，產(chǎn)生的巖屑顆粒較小。

參考文獻(xiàn)：

［1］DEEN A，WEDEL R，NAYAN A，et al.Application of a torsional impact hammer to improve drilling efficiency［C］∥SPE Annual Technical Conference and Exhibition.Denver，Colorado，USA： SPE，2011： SPE 147193-MS.

［2］KOVALYSHEN Y.Understanding root cause of stick-slip vibrations in deep drilling with drag bits［J］.International Journal of Non-Linear Mechanics，2014，67： 331-341.

［3］王德余，李根生，史懷忠，等．高效破巖新方法進(jìn)展與應(yīng)用［J］．石油機(jī)械，2012，40（6）：1-6．

WANG D Y，LI G S，SHI H Z，et al.Progress of the high-efficiency rock-breaking method［J］.China Petroleum Machinery，2012，40（6）： 1-6.

［4］穆總結(jié)，李根生，黃中偉，等．振動(dòng)沖擊鉆井提速技術(shù)現(xiàn)狀及發(fā)展趨勢(shì)［J］．石油鉆采工藝，2020，42（3）：253-260．

MU Z J，LI G S，HUANG Z W，et al.Status and development trend of vibration-impact ROP improvement technologies［J］.Oil Drilling & Production Technology，2020，42（3）： 253-260.

［5］王克雄．沖擊旋轉(zhuǎn)鉆井技術(shù)在石油鉆井中的應(yīng)用研究［J］．石油鉆采工藝，1999（5）：5-9，111．

WANG K X.Research and application of percussion rotary drilling technology in petroleum drilling［J］.Oil Drilling & Production Technology，1999（5）： 5-9，111.

［6］鄭瑞強(qiáng)．液動(dòng)旋沖工具的研制［J］．石油機(jī)械，2017，45（1）：30-33．

ZHENG R Q.Development of hydraulic rotary impact tool［J］.China Petroleum Machinery，2017，45（1）： 30-33.

［7］李瑋，何選蓬，閆鐵，等．近鉆頭扭轉(zhuǎn)沖擊器破巖機(jī)理及應(yīng)用［J］．石油鉆采工藝，2014，36（5）：1-4．

LI W，HE X P，YAN T，et al.Rock fragmentation mechanism and application of near-bit torsion impacter［J］.Oil Drilling & Production Technology，2014，36（5）： 1-4.

［8］張海平．機(jī)械式旋轉(zhuǎn)沖擊鉆井工具結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)與試驗(yàn)［J］．石油機(jī)械，2020，48（12）：9-14．

ZHANG H P.Structural design and test of mechanical rotary percussion drilling tool［J］.China Petroleum Machinery，2020，48（12）： 9-14.

［9］祝效華，劉偉吉．單齒高頻扭轉(zhuǎn)沖擊切削的破巖及提速機(jī)理［J］．石油學(xué)報(bào)，2017，38（5）：578-586．

ZHU X H，LIU W J.The rock breaking and ROP rising mechanism for single-tooth high-frequency torsional impact cutting［J］.Acta Petrolei Sinica，2017，38（5）： 578-586.

［10］汪偉，柳貢慧，李軍，等．扭轉(zhuǎn)沖擊鉆井工具的工作特性［J］．?dāng)鄩K油氣田，2019，26（3）：385-388．

WANG W，LIU G H，LI J，et al.Operating characteristics of torsional impact drilling tool［J］.Fault-Block Oil & Gas Field，2019，26（3）： 385-388.

［11］查春青，柳貢慧，李軍，等．復(fù)合沖擊破巖鉆井新技術(shù)提速機(jī)理研究［J］．石油鉆探技術(shù)，2017，45（2）：20-24．

ZHA C Q，LIU G H，LI J，et al.The rock breaking mechanism of the compound percussive-rotary drilling method with a PDC bit［J］.Petroleum Drilling Techniques，2017，45（2）： 20-24.

［12］汪偉，柳貢慧，李軍，等．復(fù)合沖擊鉆井工具結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)與運(yùn)動(dòng)特性分析［J］．石油機(jī)械，2019，47（7）：24-29．

WANG W，LIU G H，LI J，et al.Structural design and motion behavior analysis of composite percussion drilling tool［J］.China Petroleum Machinery，2019，47（7）： 24-29.

［13］LIU S B，NI H J，WANG X Y，et al.Numerical study of the compound vertical and horizontal impact cutting with a single PDC cutter［J］.Energy Reports，2020，6： 1520-1527.

［14］SONG H Y，SHI H Z，LI G S，et al.Numerical simulation of the energy transfer efficiency and rock damage in axial-torsional coupled percussive drilling［J］.Journal of Petroleum Science and Engineering，2021，196： 107675.

［15］李思琪，李瑋，閆鐵，等．復(fù)合載荷作用下鉆頭沖擊破巖機(jī)理研究及現(xiàn)場(chǎng)應(yīng)用［J］．振動(dòng)與沖擊，2017，36（16）：51-55，112．

LI S Q，LI W，YAN T，et al.A study on the rock breaking mechanism of drill bits under combined loads and field applications［J］.Journal of Vibration and Shock，2017，36（16）： 51-55，112.

［16］李玉梅，于麗維，張濤，等．復(fù)合沖擊鉆井立體破巖特性模擬研究［J］．系統(tǒng)仿真學(xué)報(bào)，2019，31（11）：2471-2476．

LI Y M，YU L W，ZHANG T，et al.Numerical simulation of rock breaking mechanism for compound percussion drilling［J］.Journal of System Simulation，2019，31（11）： 2471-2476.

［17］劉偉吉，曾義金，祝效華，等．單齒復(fù)合沖擊切削破巖機(jī)制及其與扭轉(zhuǎn)沖擊的對(duì)比［J］．中國(guó)石油大學(xué)學(xué)報(bào)（自然科學(xué)版），2020，44（3）：74-80．

LIU W J，ZENG Y J，ZHU X H，et al.Mechanism of rock breaking under composite and torsional impact cutting［J］.Journal of China University of Petroleum （Edition of Natural Science），2020，44（3）： 74-80.

［18］XI Y，WANG W，F(xiàn)AN L F，et al.Experimental and numerical investigations on rock-breaking mechanism of rotary percussion drilling with a single PDC cutter［J］.Journal of Petroleum Science and Engineering，2022，208，Part B： 109227.

［19］蔡燦，高超，王海柱，等. 高壓CO2射流-PDC齒復(fù)合破巖流場(chǎng)及攜巖增強(qiáng)機(jī)理［J］. 天然氣工業(yè)， 2021， 41（10）： 101-108.

CAI C， GAO C， WANG H Z， et al. Flow field and cuttings carrying enhancement mechanism of compound rock breaking by high pressure CO2 jet and PDC cutters［J］. Natural Gas Industry， 2021， 41（10）： 101-108.

［20］張文平，王 恒，孫德興，等.近鉆頭沖擊器對(duì)定向鉆進(jìn)中造斜率的影響規(guī)律［J］.石油機(jī)械，2021，49（7）：45-52.

ZHANG W P，WANG H，SUN D X，et al.Effect of Near-bit Impactor on Build-up Rate in Directional Drilling［J］.China Petroleum Machinery，2021，49（7）：45-52.

［21］李勁，邊晨陽(yáng)，劉 忠，等.基于DPM模型的旋切式PDC鉆頭流場(chǎng)特性研究［J］.石油機(jī)械，2021，49（9）：24-32.

LI J，BIAN C Y，LIU Z，et al.Study on Flow Field Characteristics of Rotary Cutting PDC Bit Based on DPM Model［J］.China Petroleum Machinery，2021，49（9）：24-32.

［22］賀振國(guó)，石李保，李靈樨，等.基于單齒破巖有限元模擬的黏滑振動(dòng)機(jī)理研究［J］.石油機(jī)械，2021，49（5）：17-26.

HE Z G，SHI L B，LI L X，et al.Study on the mechanism of stick-slip vibration based on single-cutter rock breaking finite element simulation［J］.China Petroleum Machinery，2021，49（5）：17-26.

［23］廖翔云，馬小晶，周新超，等.基于SPH方法的組合射流破巖模擬研究［J］.石油機(jī)械，2022，50（5）：1-8.

LIAO X Y，MA X J，ZHOU X C，et al.Numerical simulation of rock breaking by combined jets based on SPH method［J］.China Petroleum Machinery，2022，50（5）：1-8.