本文引用著录格式：

祝效华,胡海,刘伟吉,等.基于岩石塑脆性临界破碎理论的高效破岩PDC钻头研制与应用[J].天然气工业,2025,45(5):102-112.

ZHU Xiaohua,HU Hai,LIU Weiji,et al.Development and application of high-efficiency PDC drill bits based on the critical depth theory of plastic-to-brittle transition in rock cutting[J].Natural Gas Industry,2025,45(5):102-112.

作者简介：祝效华，1978年生，教授，博士研究生导师，本刊编委；现任西南科技大学校长，主要从事管柱力学和钻井提速等方面的研究工作。地址：（610500）四川省成都市新都区新都大道8号。ORCID:0000-0002-0507-3773。

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摘要

        塔里木盆地作为中国最大的含油气盆地，油气资源丰富，勘探开发潜力巨大。然而，塔里木盆地寒武系发育巨厚白云岩，其岩石强度大、可钻性极差，导致传统PDC（Polycrystalline Diamond Compact）钻头在白云岩地层中的机械钻速低、单只钻头进尺少。为此，针对塔里木盆地寒武系白云岩地层进行了包括内部结构、力学特性、研磨性与可钻性的综合研究和分析，然后结合已有的白云岩地层钻头结构，优选了主切削齿类型、冠部曲线及刀翼参数，在岩石塑—脆性临界破碎理论的指导下，优化了布齿参数、水力结构，最终形成了适用于寒武系白云岩地层的新型高效PDC钻头并开展了现场试验。研究结果表明：①白云岩地层非均质性强、结构致密、强度大，单轴压缩强度达221.51 MPa，具有中等研磨性并且在高围压条件下的可钻性极差；②PDC钻头采用“浅锥型冠部＋长保径段”结构，能够有效降低扭矩波动，进而提升钻头在白云岩地层中的钻进稳定性；③基于塑—脆性临界破碎理论设计的高效破岩PDC钻头在寒武系白云岩层段的提速效果显著，总进尺为603 m，机械钻速为2.87 m/h。结论认为，设计的DS675H钻头经现场应用打破了目前塔里木盆地白云岩地层单只钻头进尺最长和机械钻速最快纪录，为后续寒武系及其以下地层高效钻井提供了技术储备，为深部难钻地层钻井提速提效提供了技术支撑。

关键词:塔里木盆地；寒武系；白云岩；PDC钻头；异形齿；塑—脆性；高效破岩；钻井提速

引言

       为保障国家能源安全，中国油气勘探开发不断向深层进军。深层、超深层已经成为中国油气重大发现的主阵地[1-4]。塔里木盆地作为中国最大的含油气盆地，油气资源丰富，其超深层油气资源已探明地质储量为16.4×108 t，约占全球已探明储量的19%[5]，开发潜力巨大[6]。

       钻头是影响钻井效率最关键的工具之一，其各项性能与钻井成本、钻井周期密切相关[7-8]。要实现对塔里木盆地超深油气资源的高效开发，就必须借助具有高效破岩能力的钻头。PDC（Polycrystalline Diamond Compact）钻头因其寿命长、耐磨性和抗冲击性好等优点而被广泛应用于各种类型的钻井工程中[9]。根据油气行业的相关统计，PDC钻头的钻井进尺已经超过了全球所有钻头总进尺的90%[10]。塔里木盆地超深油气资源普遍埋藏深度超过6 000 m[11]，其中奥陶系、寒武系发育巨厚白云岩[12-13]。由于埋藏深，寒武系白云岩地层岩性致密、强度大，并且部分层段发育硅质和燧石结核，可钻性极差。这导致传统的平面齿PDC钻头在寒武系白云岩地层中的钻进效果不尽人意[14]，钻头易失效、钻井周期长的问题亟待解决[15]。如塔里木盆地LT1井鹰4段、蓬莱坝、下秋里塔格组难钻白云岩厚度达1 480 m，单只钻头平均进尺仅114 m，平均机械钻速只有1.33 m/h，严重制约了寒武系盐下油气藏的高效勘探开发进程。因此，研制适用于白云岩地层的高效破岩钻头势在必行。

       斯伦贝谢公司基于平面齿优化了布齿和刀翼结构，并在PDC钻头肩部设置保护机构，使沙特阿拉伯某气井白云岩地层中的钻速提升了18%[16]。哈利伯顿公司选用平面齿，采用双排同轨同出露高度布齿设计，使挪威北海油田白云岩地层的钻速提升了30%～40%[17]。此后，为进一步提升PDC钻头在白云岩地层的钻速和钻进稳定性，各钻头生产商与油服公司开始在双排齿结构的基础上加入异形齿。俄罗斯东西伯利亚Srednebotuobinskoye油气田的R-512井在850～950 m处存在抗压强度超过370 MPa的白云岩地层，哈利伯顿公司针对性地研制了GT85WRKHO钻头。GT85WRKHO钻头的前排主切削齿为平面齿，后排齿为三角形齿，在白云岩中的钻速提高了120%[18]。塔深5井采用了Smith研发的Z716型PDC钻头，其前排主切削齿为平面齿，后排齿为锥形齿，有效降低了钻头振动，在寒武系白云岩层段的平均机械钻速达到2.07 m/h[19]。塔里木油田ZH2井采用尖圆混合齿（锥形齿与三棱齿、斧形齿、平面齿等混合）PDC钻头，其与螺杆钻具组合，在白云岩地层中的机械钻速达到了2.46 m/h[20]。基于以上设计，PDC钻头在白云岩地层中的钻井效率已经得到了大幅提升，但仍存在崩齿、磨损等问题，仍有较大优化空间。

       基于以上背景，笔者采集了塔里木盆地寒武系硅质白云岩露头，进行了包括岩石结构、力学特性、研磨性及可钻性分析。进一步地结合现有白云岩地层PDC钻头结构，基于岩石塑—脆性临界破碎理论，设计了适用于寒武系白云岩地层的新型高效破岩钻头，并在塔里木盆地JT1井进行了现场试验。试验结果表明基于岩石塑—脆性临界破碎理论设计的PDC钻头钻井提速效果显著，打破了目前塔里木油田白云岩地层单只钻头进尺最长和机械钻速最快纪录，为后续塔里木油田寒武系以下地层高效钻井提供了技术途径、积累了技术经验。

1岩石特性

       采集的塔里木盆地寒武系硅质白云岩露头岩样密度为2 644.89 kg/m3。将原始岩样加工成标准试件，探究其力学特性、研磨性及可钻性。

1.1内部结构及力学特性

       将岩样进行切片加工，显微观察。图1展示了放大倍数分别为1.25、5、10下岩石的微观结构。可以看出，白云岩具有很强的非均质性，由大量形状呈不规则几何体的矿物晶粒组成，晶粒间存在明显边界，但彼此紧密结合。白云岩主要是白云石晶粒，但也存在晶粒形状不规则的石英，并且石英颗粒的大小比白云石晶粒大。

 　将岩样加工成尺寸为Ø25 mm×50 mm与Ø50 mm×25 mm的圆柱形试样，用于单轴压缩实验和巴西劈裂实验，以探究白云岩的单轴抗压强度和单轴抗拉强度（图2）。结果表明，白云岩单轴抗压强度高达221.51 MPa，抗拉强度为14.3 MPa。相比其他深部硬岩，白云岩的强度极大，故其破碎难度大。

1.2研磨性实验

        钻进过程中，切削齿与岩石间会持续发生激烈的机械交互作用，切削齿与岩石表面的滑动摩擦会造成切削齿工作面的磨损。为探究钻进过程中白云岩磨损钻头的能力，基于“钻—磨”法，通过标准磨损件测定法测试硅质白云岩的研磨性，即在标准磨损件与岩石相互摩擦后，以标准件重量损失和岩石破碎体积来表征白云岩的研磨性：

式中λ表示岩石的相对磨损率，mg/cm3；ΔW表示标准磨损件的失重，mg；ΔV表示岩石的破碎体积，cm3。

表1展示了研磨性实验的结果。实验得到的相对磨损率平均值为4.97 mg/cm3，根据黄勇等[21]提出的研磨性分级方案可知硅质白云岩具有中等研磨性。

1.3可钻性测试

        岩石的可钻性是用来表征岩石抵抗破碎的能力，是选择钻头类型、钻头优化设计、钻井参数优化等钻井工程设计的重要依据[22-23]。本文依据第3版《石油天然气钻井工程岩石可钻性测定与分级：SY/T 5426—2016》行业标准开展可钻性测试[24]。实验过程中对岩样施加围压，围压梯度分别为0 MPa、10 MPa、20 MPa、30 MPa、40 MPa、50 MPa。图3展示了白云岩的可钻性级值随围压的变化情况，可以看出，硅质白云岩的可钻性级值随围压的增大而增大，但当围压超过30 MPa时，可钻性级值随围压增大的速率明显降低。然而，当围压达到50 MPa时，硅质白云岩的可钻性级值已经超过10，根据可钻性级值分级表[24]，此时硅质白云岩为极难钻。实际上，白云岩地层所处井下的围压通常大于50 MPa，硅质白云岩的可钻性在实际钻进过程中会更差。因此，要实现在白云岩地层中的高效钻进，就必须增强钻头的攻击性。

2钻头设计

      根据塔里木油田JT1井的钻井任务需求，设计能在寒武系白云岩地层中高效钻进的PDC钻头，直径为333.4 mm。

2.1切削齿优选

       PDC钻头的破岩效率与切削齿的特性密切相关[25-30]。装备传统平面齿的PDC钻头在白云岩地层中的钻进效果不佳，其破岩效率和整体寿命都面临巨大挑战。为了摆脱平面齿的局限性，许多学者和油服公司设计出了一些异形齿[31-36]。异形齿打破了几何形状的限制，较于传统平面齿，几何形状的变化不仅改变了PDC齿在破碎岩石时的受力状态、破岩方式，更改变了PDC齿抵抗外界破坏的能力（耐磨性、抗冲击性等）[37-44]。

        近年来，具有多个切削刃的多棱齿在深部地层钻进中具有优异表现。基于有限元法，通过ABAQUS软件模拟了平面齿与多棱齿的破岩过程。平面齿与多棱齿被视为刚体，切削速度设为1.0 m/s。岩石的网格大小为0.2 mm，网格类型为C3D8R。切削齿与花岗岩间为通用接触，岩石内部单元之间为自接触，所有接触之间的摩擦系数均为0.25。岩石采用修正的线性D—P（Drucker-Prager）作为屈服准则，采用塑性应变作为判断岩石破碎失效的依据[45]。图4展示了平面齿、多棱齿的破岩应力分布。破岩过程中，岩石会优先与多棱齿的凸脊发生接触，切削力以点接触或线接触方式加载，这使得岩石更容易发生破坏。同时，凸脊结构使得多棱齿拥有比平面齿更好的地层侵入性。此外，当钻头与岩石强烈冲击时，产生的冲击力会被多棱齿的多个平面分担。另一方面，使用至后期时，由于地层研磨作用，多棱齿的凸脊会被研磨，此时齿中心的三角平面开始与地层接触，会形成新的切削刃，起到继续切削的作用。综合来看，多棱齿对岩石有剪切与压碎双重破碎作用，兼具攻击性、抗冲击性及抗研磨性，破岩效率高、能耗低，更适用于白云岩地层。

 图4平面齿与多棱齿的破岩应力分布图

       图5展示了不同围压下平面齿和多棱齿破碎白云岩的切削力。在高围压条件下，多棱齿的切削力明显低于平面齿，即多棱齿在井下高压环境中拥有更强的攻击性，能耗更低。抗冲击特性方面，在围压为50 MPa时，平面齿的切削力波动幅度最大超过5 000 N，而多棱齿的切削力波动幅度最大不超过3 000 N。由于切削力波动小，因而多棱齿表现出更强的抗冲击特性，破岩过程中稳定性更高。

 图5不同围压下平面齿与多棱齿破碎白云岩的切削力测试结果图

 2.2冠部及刀翼设计

       冠部结构对钻头的稳定性、钻进能力、导向性能有很大的影响，合理的冠部形状有利于增加钻头的稳定性，利于井底的清洗及减小切削齿的磨损。目前主要的冠部形状有4种类型[46]：中锥型、平底型、长锥型、浅锥型。采用浅锥型冠部形状的钻头布齿面积较小，在相同的钻压下，拥有更强的攻击性。此外，浅锥型钻头的冠部较平坦，对流量要求更低且水力能量集中，清洗效果较好，能将产生的岩屑快速携离。因此，为保证钻速，钻头选用浅锥型冠部形状。进一步，为提升钻头的抗冲击能力，使钻压较为均匀地分配在各切削齿上，从而令各切削齿的切削深度近似相等，冠部曲线组合采用过渡较为平缓的“直线—圆弧—圆弧”型。同时，令冠顶圆弧的圆心尽可能地靠近钻头中心，以降低鼻部切削齿的受力，延长切削齿的寿命。大量的现场试验结果表明钻头在钻进硬地层过程中的稳定性及保径能力至关重要[47]。然而，浅锥型冠部形状虽能增强钻头的攻击性，但周向稳定性较差，易导致钻头发生跳动和横向振动。相关研究表明，保径段越长，钻头的横向振动越小，钻进稳定性更高、井壁质量越好[48-50]。因此，为进一步增强钻头的周向稳定性，同时增强钻头的保径能力，将保径段长度从通常的50.8～72.6 mm增大至101.6 mm。优化后的冠部曲线主要参数为：内锥角150°，冠顶圆半径60.5 mm，外锥段圆弧半径398.5 mm，保径段长度101.6 mm。

       另一方面，刀翼作为PDC钻头结构设计的重要部分，其形状和数量直接影响布齿密度。刀翼数量越多，钻头的破岩稳定性越好、进尺越多，但较多的刀翼数量会降低钻头的攻击性。因此，根据白云岩地层PDC钻头的使用经验[20]，在保证布齿密度和钻速的前提下，采用直线型七刀翼，组合形式为“三长四短”

 2.3布齿设计

 2.3.1岩石塑—脆性临界破碎理论

       岩石的破坏模式对布齿设计、钻进参数的选取至关重要，对钻进效率和钻井成本有重要影响[51]。众多实验结果表明，随着切削深度的逐渐增大，岩石的破坏模式会发生转变[52-53]。当切削深度较小时，岩石发生塑性破坏，产生小体积的颗粒状或粉末状岩屑，破岩效率较低；当切削深度超过某个值时，岩石开始发生脆性破坏，产生体积较大的块状或片状岩屑，破岩效率较高。因此，切削齿破碎岩石过程中，存在一个临界切削深度，使得岩石的破坏模式开始发生变化，笔者团队在此之前已对此进行了大量研究[54-56]，提出了基于岩石塑—脆性临界破碎的破岩比功计算式：

 式中MSE表示破岩比功，MPa；η表示受前倾角影响的一个常数；σc表示岩石的单轴压缩强度，MPa；d表示切削深度，mm；dc表示临界切削深度，mm；Kb表示与切削齿几何形状（直径、工作面）、岩石性能相关的影响因子，MPa·mm4/3；Kp表示形成塑性变形区所需的能量，MPa。

       在岩石塑—脆性临界破碎理论中，临界破碎深度会随前倾角的增大而增大，随切削齿攻击性的增强而减小，其中切削齿的攻击性会随其直径的增大而减弱。由式（2）可知，当切削深度小于临界切深时，岩石发生塑性破坏，破岩比功与切削深度无关，对于特定前倾角和岩石，破岩比功将保持不变，而切削齿前倾角和岩石强度对破岩比功有显著影响。当切削深度超过临界切深时，破岩比功会随切深的增大而不断减小。当切深足够大时，破岩比功与Kp相等，但这对切削齿的材料性能及加载条件来说是个巨大的挑战。将d－4/3作为横坐标，破岩比功作为纵坐标，可以更直观地得到特定前倾角和岩石下破岩比功与切削深度间的关系（图6）。

 图6特定岩石的破岩比功与切削深度间的关系示意图

       实际钻井过程中，在地层压力、液柱压力、钻压等其他因素的共同作用下，钻头切削齿吃入地层的深度不一定能达到临界切深。基于岩石塑—脆性临界破碎理论，当钻进地层的岩石种类确定时，一方面可以调整切削齿的前倾角，令塑性破坏模式下的破岩比功最低，另一方面可以通过优化切削齿的直径及工作面形状，令Kb降低。通过以上两方面调整，可以让临界切深变小，岩石更容易发生脆性破坏，并且塑性破坏模式与脆性破坏模式下的破岩比功差距缩小，从而提升切削齿的破岩效率，降低破岩能耗。

 2.3.2布齿结果

       钻进白云岩地层过程中，PDC钻头常因单齿载荷过大而导致肩部及鼻部切削齿的严重损坏。基于此，设计的新钻头在每个刀翼的肩部和鼻部采用双排布齿，并在肩部和鼻部提高布齿密度，进而降低单齿载荷、提升钻头的整体稳定性与抗冲击性能。前排齿为主切削齿，负责破碎岩石；后排齿为备用齿，当前排齿磨损到一定程度后，后排齿就会立即加入到破岩过程中。为避免个别切削齿单位时间内破碎岩石的体积过大而提前失效，采用等切削原则进行布齿。此外，增加外锥段至保径部分的布齿密度，从而增强PDC钻头穿越硬夹层的能力，加强钻头的保径能力。根据前节选定的冠部形状类型及刀翼数量，基于岩石塑—脆性临界破碎理论对前排主切削齿的直径、前倾角进行综合优化，结合力平衡优化模型[57]，在保证钻头力学性能的前提下取得布齿结构设计的最优解，以提升钻头的整体破岩效率，并保证钻进稳定性。优化设计后的前排主切削齿数量为61，直径均为15.88 mm。

        此外，在钻头各刀翼外锥面末端后排安装两颗锥型齿，用于抵御冲击，以提升钻头的周向稳定性和对井壁的修复能力与防卡能力；为了避免出现掏心、心部切削齿损坏等问题，同时增强钻头心部的抗冲击性，在3个长刀翼的内锥部分安装3颗球形限位齿；为保证钻头的稳定性、加强保径段耐磨性，以避免出现环槽和缩径现象，在每个刀翼的保径段安装减磨元件。钻头的布齿和三维结构如图7所示。

 图7钻头的布齿结果和三维结构图

 2.3.3模拟验证

        为验证布齿优化设计方案的合理性与可靠性，基于设计的PDC钻头三维模型，在ABAQUS软件中建立了PDC钻头破岩数值模型，模拟了常温常压条件下钻头在白云岩中的钻进过程。钻头体和PDC齿被视为刚体，施加的钻压为150 kN，转速设置为60 r/min，加载时间设置为25 s。岩石模型的抗压强度为200 MPa，其网格大小为0.4 mm，网格类型为C3D8R。

 图8-a展示了岩石中成孔结果，图8-b展示了PDC钻头的进尺、机械钻速、扭矩及轴向速度。该钻头的平均机械钻速为8.45 m/h、受到的平均扭矩为8.01 kN•m。从轴向速度看，钻头的轴向振动小。破岩数值模拟结果显示基于塑—脆性临界破碎理论设计的PDC钻头在高强度岩石中的机械钻速快、钻进过程较为平稳、成孔效果好，理论上能大幅提升寒武系白云岩地层中的钻进效率。

 图8布齿设计的数值模拟验证图

 2.4水力结构设计

       钻进过程中，钻头在扭矩和钻压的作用下对岩石造成破坏，在井底产生大量的岩屑，如果岩屑不能得到及时的清理，就会导致重复破碎和钻头泥包，影响钻进效率。此外，切削齿与岩石间持续发生的强烈机械交互作用，会使切削齿的温度升高，如果不能得到及时冷却，就会导致切削齿的严重磨损。钻井液通过喷嘴到达井底，实现冲刷钻体、携离岩屑和冷却切削齿的功能，对保障钻进效率以及钻头的力学性能至关重要。

       由于设计的新钻头有7个刀翼，且组合形式为“三长四短”，为保证每个刀翼上的切削齿均能受到钻井液的冲刷，每个短刀翼前设置一个喷嘴，每个长刀翼前设置两个喷嘴，喷嘴总数量为10个。喷嘴的位置和形状初步确定好后，通过Computational Fluid Dynamics（CFD）软件求解井底流场分布。将钻井液视为不可压缩流体，设置钻井液的黏度为0.016 Pa·s、密度为1 400 kg/m3。将钻井液进入喷嘴时的速度设为5 m/s，钻井液喷出的压力为20 MPa。

       通过不断优化调整喷嘴的位置和形状，得到了最终如图9所示的钻井液流速迹线和钻头体上的钻井液流速结果。钻井液在井底及钻齿附近的流动状态是影响钻井液作用发挥的关键。由图9-a可知，喷嘴的合理设置使得钻井液在钻头中心区域未出现高度紊流状态。并且，各刀翼间钻井液的流速和流量分配较为均衡，能有效避免泥包现象，并减少钻井液对钻头基体的冲蚀。钻头体表面钻井液的流速分布情况如图9-b所示。钻井液在钻头的肩部和鼻部的流速较大，能有效冷却与地层摩擦剧烈的切削齿，从而减少磨损，同时能有效携离岩屑，避免重复破碎，提高钻进效率。

 图9钻井液流速迹线及其在钻头体上的分布图

 3现场试验

 基于设计的钻头（编号为DS675H），在塔里木油田JT1井的寒武系下丘里塔格组白云岩及硅质白云岩层段进行了现场试验。采用的钻具组合为：DS675H钻头＋垂钻工具＋13 1/8"扶正器＋9"钻铤1根＋13 1/8"扶正器＋9"钻铤2根＋8"钻铤12根＋8"随钻震击器＋8"钻铤3根＋5 7/8"加重钻杆5柱＋5 7/8"钻杆（1"＝25.4 mm）。DS675H钻头的钻进深度为2 311～2 914 m，进尺603 m，平均机械钻速2.87 m/h，打破了目前塔里木油田白云岩地层单只钻头进尺最长和机械钻速最快纪录。

 3.1同井同层段提速对比

        图10展示了DS675H钻头与同井同层段钻头提速对比情况（橙色段为DS675H钻头）。从地层分布来看，DS675H钻头钻遇地层平均含硅量达到2.26%，比上一只钻头钻遇地层的平均含硅量高出14.1%。且DS675H钻头钻遇地层的最大含硅量达14.13%，远高于上一只钻头钻遇地层的最大含硅量，特别是钻遇了两段硅质含量比较高的层段：2 378～2 419 m与2 773～2 835 m层段，硅质含量平均分别为4.99%、4.80%，两段厚度共约100 m（图10-a中蓝色虚线框）。但是，较JT1井同层段上一只钻头（6刀翼双排多棱齿PDC钻头，入井2 019～2 310 m，进尺291 m）相比，DS675H钻头进尺增加至603 m，提升了107.2%，并且平均机械钻速提升19%。此外，DS675H钻头攻击性更强、效率更高，平均钻压为157.69 kN，较上一只钻头的钻压均值减小15.4%；DS675H钻头的扭矩波动较上一只钻头更小，钻进稳定性更高。从现场数据来看，DS675H钻头总体提速表现优异。

 图10 DS675H钻头与同井同层段钻头提速对比图

 3.2钻头出井分析

       图11展示了DS675H钻头入井前的状态以及出井后的整体状态。钻头起出后，心部出现了环形槽，其位于内锥段第3和第4颗齿之间（图11-b中红色虚线圆圈）。这可能与钻头中心区域3个喷嘴的水力能量不足有关：水力能量不足导致岩屑无法及时排出，滞留的岩屑在钻头与井底之间反复研磨，同时造成该区域中的切削齿无法得到有效冷却，最终导致环形槽的形成。后续需要对钻头心部水力结构及布齿参数进一步优化。钻头中心3个长刀翼的前两颗切削齿未出现明显损伤。进行长时间钻进工作后，③号和⑥号刀翼肩部前排切削齿出现了严重的齿面剥落现象，这可能与钻井液对该两部分区域切削齿的冷却效率不足有关，需要进一步优化③号和⑥号刀翼前的喷嘴角度。①号、②号、④号、⑤号和⑦号刀翼肩部前排切削齿出现了不同程度的齿尖崩坏。DS675H钻头的后排齿磨损都较小，只有少数出现了齿尖轻微崩坏的情况。此外，每个刀翼外径弧面处的前排齿齿尖有崩损，后续需要对该区域的前排齿布齿参数作进一步优化。

 图11 DS675H钻头入井前及出井后的整体状态图

 4结论与建议

 1）白云岩地层非均质性强、结构致密、强度大，单轴压缩强度达221.51 MPa，研磨性和可钻性试验表明，白云岩地层具有中等研磨性并且在高围压条件下的可钻性极差。

 2）基于塑—脆性临界破碎理论设计的高效破岩PDC钻头能够有效提升其在白云岩中的钻进效率，提速效果明显，单只钻头进尺得到大幅提升，打破了目前塔里木油田白云岩地层单只钻头进尺最长和机械钻速最快纪录。

 3）采用“浅锥型冠部＋长保径段”结构，能够有效降低扭矩波动，进而提升PDC钻头在白云岩地层中的钻进稳定性。

 4）为进一步提升PDC钻头在寒武系白云岩地层中的钻进效率，在DS675H钻头结构的基础上，需要进一步优化钻头的水力结构，以提升钻井液对岩屑的移运效率及对心部、肩部切削齿的冷却效率，从而进一步增强钻头工作寿命和破岩性能。此外，还需要对钻头外径弧面处的前排齿布齿参数作进一步优化，以减少齿尖崩坏，增强钻头周向稳定性。