李勁 邊晨陽 劉忠 侯輝輝

(1.中國石油集團工程技術(shù)研究院有限公司 2.中國石油大學(xué)(北京) 3.中國石油大學(xué)(北京)克拉瑪依校區(qū))

0 引 言

良好的PDC鉆頭井底流動特性能夠提高排屑效率，減少泥包的產(chǎn)生，從而提高PDC鉆頭的鉆進效率。旋切式PDC鉆頭是一種新型鉆頭，具有較寬的流道和旋切刀盤等特殊結(jié)構(gòu)。目前，旋切式PDC鉆頭存在的主要問題是：水力能量分配不均、渦流區(qū)較大、旋切刀盤切削齒附近流速較低以及巖屑不易排出等。在旋切式PDC鉆頭上采用常規(guī)PDC鉆頭水力結(jié)構(gòu)時井底流動特性并不理想，需要對旋切式PDC鉆頭的井底流動特性進行研究并對其水力結(jié)構(gòu)進行優(yōu)化，以提高其水力性能。

眾多學(xué)者對PDC鉆頭的井底流動特性進行了研究，況春雨等[1]利用數(shù)值模擬方法對牙輪-PDC鉆頭的井底流場特性進行了研究，發(fā)現(xiàn)渦流對排屑效率有較大不利影響。WANG Z.Q.等[2]利用數(shù)值模擬方法對雙級PDC鉆頭的井底流場特性進行了研究，發(fā)現(xiàn)水力能量分布對渦流區(qū)的產(chǎn)生有較大影響。況雨春等[3]認(rèn)為，在主刀翼的切削齒附近流體流速應(yīng)較大，因為切削齒表面流速較大時不易發(fā)生泥包現(xiàn)象。曹揚等[4]利用數(shù)值模擬的方法對旋切式PDC鉆頭井底流場特性進行了研究，結(jié)果發(fā)現(xiàn)改變旋切刀盤形狀與中心噴嘴曲率后，上返區(qū)的流速以及井底流速有所升高，巖屑濃度有所降低。

總結(jié)前人的研究成果不難發(fā)現(xiàn)：井底渦流區(qū)對鉆頭的排屑效率有嚴(yán)重影響；切削齒附近流速和井底巖屑濃度對泥包的產(chǎn)生有較大影響。曹揚等通過改變旋切刀盤的形狀以及中心噴嘴來改善渦流區(qū)的狀況以及提高井底流場整體流速，但沒有解決井底流場水力能量分配不均的問題，同時沒有對旋切刀盤附近井底流場進行研究。鑒于此，本文利用數(shù)值模擬中離散相顆粒模型(DPM模型)，對旋切式PDC鉆頭井底流場中的旋切刀盤所在流道的井底流動特性進行研究，對井底流速、井底巖屑濃度和旋切刀盤旋切齒附近流速進行分析，提出2種水力結(jié)構(gòu)改進方案，并對2種改進的水力結(jié)構(gòu)特性進行對比。研究結(jié)果可為旋切式PDC鉆頭水力結(jié)構(gòu)設(shè)計提供新的思路。

1 數(shù)值模擬控制方程

歐拉-拉格朗日方法[5]是計算多相流的方法之一。其中歐拉法用于計算連續(xù)相的運動，拉格朗日法用于計算離散相的運動。在本次數(shù)值模擬計算中，鉆井液為連續(xù)相，巖屑為離散相，且?guī)r屑體積分?jǐn)?shù)小于整體體積分?jǐn)?shù)的10%，滿足DPM模型的使用條件[6]。

1.1 連續(xù)相控制方程

流體在流動過程中遵守質(zhì)量守恒定律和動量守恒定律。由于不考慮熱傳遞的問題，所以不涉及能量守恒定律。計算流場采用N-S方程。連續(xù)性方程表示為[7]：

(1)

式中：ρ為鉆井液密度，kg/m3；t為時間，s；u、v、w表示x、y、z3個方向上的速度矢量。

x、y、z3個方向的動量守恒方程為[8]：

(2)

式中：Fx、Fy、Fz為微元體上的動量交換項，p為壓力。

本文PDC鉆頭井底流場液相采用標(biāo)準(zhǔn)k-ε湍流模型。湍流動能k方程以及湍流動能擴散率ε方程為[9]：

(3)

(4)

湍流黏性系數(shù)μt=cμpk/ε。式(4)中模型常量取值如下：cμ=0.09，C1=1.45，C2=1.92，σk=1.0，σε=1.3。

1.2 離散相運動控制方程

固相運動通過牛頓第二定律來確定，拉格朗日坐標(biāo)系下粒子的運動受力方程表示如下[9]：

(5)

(6)

(7)

(8)

式中：up為顆粒速度，m/s；u為流體速度，m/s；gy為重力加速度，m/s2；ρp為顆粒密度，kg/m3；F1為其他方向的作用力，N；Re為相對雷諾數(shù)，無量綱；μ為流體動力黏度，Pa·s；dp為顆粒直徑，m；CD為拖曵力系數(shù)；α1、α2、α3為常數(shù)。

1.3 旋轉(zhuǎn)流場模型

鉆頭在實際工作中旋轉(zhuǎn)鉆進，因而本文數(shù)值模擬計算時使井底流場圍繞鉆頭中心軸以一定的角速度做旋轉(zhuǎn)運動，流體將受到科里奧利力和離心力的共同作用[10]，計算式如下：

SM,rot=SCor+Scfg

(9)

SCor=-2ρω×U

(10)

Scfg=-ρω×U(ω×r)

(11)

式中：r為位置矢量；U為相對速度矢量；ω為鉆頭旋轉(zhuǎn)角速度，r/min。

2 井底流場模型建立

2.1 旋切式PDC鉆頭

本文選用直徑216 mm的旋切式PDC鉆頭，旋切刀盤直徑90 mm，采用混合布齒的方法，在旋切刀盤處布置10個錐形齒。旋切式PDC鉆頭噴嘴編碼和切削齒編碼如圖1所示。

圖1 旋切式PDC鉆頭噴嘴編碼和切削齒編碼Fig.1 Coding of nozzle and cutter of rotary cutting PDC bit

由于本文主要研究旋切刀盤所在流道的流動特性，故在建立流體計算模型時簡化刀翼上切削齒，且將旋切刀盤上的錐形齒簡化為圓柱體。旋切式PDC鉆頭噴嘴按順時針標(biāo)號(1號～6號)，切削齒按逆時針標(biāo)號(1～10)。

2.2 井底流場模型

本文建立的旋切式PDC鉆頭井底流場幾何模型與網(wǎng)格模型如圖2所示。井底流場模型包括內(nèi)流道、噴嘴、外流道和環(huán)空區(qū)。使用非結(jié)構(gòu)四面體網(wǎng)格對所建立的模型進行網(wǎng)格劃分，并對鉆頭保徑部分至井底底部、旋切刀盤、刀翼部分和噴嘴進行局部加密，同時進行網(wǎng)格無關(guān)性分析(見表1)。網(wǎng)格尺寸為5和6 mm時，井底流速基本不變，所以取網(wǎng)格總數(shù)為1 308 101。

圖2 井底流場幾何模型與網(wǎng)格模型Fig.2 Geometric model and grid model of bottom hole flow field

表1 網(wǎng)格無關(guān)性分析Table 1 Grid independence analysis

2.3 邊界條件

模擬時液相為連續(xù)相，粒子為離散相，采用標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型和標(biāo)準(zhǔn)壁面模型。鉆井液為連續(xù)相，密度為1 200 kg/m3。入口邊界為速度入口，速度為5 m/s，方向為垂直入口面且向內(nèi)流道射入，入口壓力設(shè)置為30 MPa。出口采用壓力出口，壓力為30 MPa。井底流體模型按照順時針方向旋轉(zhuǎn)，轉(zhuǎn)速200 rad/s。在刀翼下半部分和旋切刀盤下的切削齒處設(shè)置粒子射入面以模擬實際巖屑的生成，如圖3所示。粒子顆粒直徑為2 mm，質(zhì)量流量為1 kg/s，采用惰性顆粒，密度為2 300 kg/m3。DPM邊界設(shè)置中將進、出口面設(shè)置為捕獲，其他壁面設(shè)置為反彈。

圖3 粒子射入面示意圖Fig.3 Schematic diagram for particle injection surface

3 旋切式PDC鉆頭流場特性研究

旋切式PDC鉆頭井底等流速圖如圖4所示。從圖4可以看出，在兩個旋切刀盤中心處水流零流速區(qū)較大，切削齒靠近中心一側(cè)流速較低，即旋切刀盤處的水力能量較低，攜巖與清洗的效率不高。旋切刀盤處流速較低的可能原因是旋切刀盤所在流道比普通的PDC鉆頭流道更加寬闊，導(dǎo)致旋切刀盤處沒有足夠的水力能量用于攜巖，巖屑在旋切刀盤處不易排出，甚至產(chǎn)生泥包，進而影響整個鉆頭的切削效率。

圖4 旋切式PDC鉆頭井底等流速圖Fig.4 Bottom hole uniform flow of rotary cutting PDC bit

旋切式PDC鉆頭井底巖屑顆粒質(zhì)量濃度云圖如圖5所示。由圖5可知，在鉆頭中心位置、鉆頭邊緣位置和旋切刀盤邊緣位置巖屑質(zhì)量濃度較高。產(chǎn)生這種現(xiàn)象的原因可能是：井底水力能量分配不均，較寬流道中的巖屑無法被水流高效攜帶出去，造成巖屑在旋切刀盤底部聚集；不合理的水力結(jié)構(gòu)導(dǎo)致大量巖屑無法由鉆井液帶入環(huán)空區(qū)，導(dǎo)致巖屑在鉆頭邊緣堆積。

圖5 旋切式PDC鉆頭井底巖屑顆粒質(zhì)量濃度云圖Fig.5 Cloud chart for bottom hole cuttings mass concentration of rotary cutting PDC bit

旋切式PDC鉆頭井底流線圖如圖6所示。由圖6可知，在兩旋切刀盤處和鉆頭中心處流線軌跡混亂。旋切刀盤處水流跡線混亂可能原因是:2個旋切刀盤相對整個鉆頭存在轉(zhuǎn)動，阻止水流順暢地流過旋切盤底，水流在旋切刀盤底部不易流出。旋切刀盤的阻礙導(dǎo)致從中心噴嘴噴出的水流不易排出，在鉆頭中心產(chǎn)生聚集。同時鉆頭邊緣的1號噴嘴、3號噴嘴、4號噴嘴和6號噴嘴噴出的水流向中心2號噴嘴和5號噴嘴的方向流動，最終導(dǎo)致整個鉆頭的中心流道軌跡混亂。

圖6 旋切式PDC鉆頭井底流線圖Fig.6 Bottom hole flow diagram of rotary cutting PDC bit

水流跡線混亂表明水流容易在井底形成渦流區(qū)，進而導(dǎo)致巖屑排出的時間變長，巖屑容易在井底堆積，甚至形成泥包，從而影響旋切式PDC鉆頭的切削效率。

旋切式PDC鉆頭軸向剖面速度矢量圖如圖7所示。由圖7可知，在上返區(qū)中的旋切刀盤上部分存在較大的漩渦區(qū)。漩渦區(qū)產(chǎn)生的原因可能是：水力能量不足，水流在旋切刀盤上產(chǎn)生渦流；旋切刀盤處結(jié)構(gòu)較為復(fù)雜，噴嘴噴出的水流在漫流區(qū)時被旋切刀盤阻擋向上流動，無法到達旋切刀盤上半部分，在上返區(qū)容易形成渦流。

圖7 旋切式PDC鉆頭軸向剖面速度矢量圖Fig.7 Velocity vector of axial profile of rotary cutting PDC bit

4 旋切式PDC鉆頭水力結(jié)構(gòu)設(shè)計

針對旋切式PDC鉆頭存在水力能量分布不均、巖屑容易沉積、水流跡線混亂以及在上返區(qū)存在渦流的問題，筆者對旋切式PDC鉆頭水力結(jié)構(gòu)進行了設(shè)計。旋切式PDC鉆頭流道結(jié)構(gòu)復(fù)雜，旋切刀盤的存在會妨礙噴嘴噴射出的水流，所以設(shè)計噴嘴時，應(yīng)該避免水流沖擊旋切刀盤上半部分以及水流對旋切刀盤的沖擊?；诖嗽瓌t，設(shè)計了在刀翼上偏置安裝橫噴嘴(偏置式刀翼橫噴嘴)和偏置安裝斜噴嘴(偏置式刀翼斜噴嘴)2種水力結(jié)構(gòu)。

偏置式刀翼橫噴嘴主要利用橫噴嘴低壓環(huán)繞射流速度較快的特點，將巖屑快速帶到上返區(qū)，可以較好地解決旋切刀盤所在流道流速較慢的問題。同時，由于井底存在水力能量分布不均的問題，需要加大旋切刀盤所在流道的噴嘴面積。增大噴嘴面積能使更多的水流流經(jīng)旋切刀盤所在流道，使整體流速增大。水流在漫流區(qū)的速度隨著井底流經(jīng)距離的增加而減小，故為了提高井底流速，設(shè)計斜噴嘴水力結(jié)構(gòu)時應(yīng)減小噴嘴到上返區(qū)之間的距離，同時應(yīng)加大噴嘴面積改善水力能量分布不均的問題。橫噴嘴所在刀翼的安裝位置和內(nèi)部結(jié)構(gòu)如圖8所示。斜噴嘴安裝位置及內(nèi)部結(jié)構(gòu)如圖9所示。由于旋切刀盤所在流道被旋切刀盤所擋的面積較大，這給大面積噴嘴的布置帶來較大的難度，故選擇為矩形，兩邊為半圓形(半圓直徑15 mm)的噴嘴結(jié)構(gòu)，如圖10所示。

1—內(nèi)流道底部；2—鉆頭底部；3—噴嘴流道；4—橫噴嘴；5—鉆頭刀翼。

1—內(nèi)流道底部；2—噴嘴流道；3—鉆頭底部；4—斜噴嘴；5—刀翼。

圖10 噴嘴形狀示意圖Fig.10 Schematic diagram for nozzle shape

為了解決旋切刀盤轉(zhuǎn)動造成的流線混亂問題，本文借助水流從噴嘴噴出時的射流附壁效應(yīng)[11]，使得水流圍繞旋切刀盤進行流動，再借助吸卷效應(yīng)將旋切刀盤處的巖屑帶入上返區(qū)。在上述設(shè)想下，本文對旋切式PDC鉆頭進行偏置設(shè)計，只在刀翼一側(cè)開設(shè)噴嘴，使得水流從噴嘴噴出圍繞旋切刀盤旋轉(zhuǎn)上升，水流跡線如圖11所示。與最初的旋切式PDC鉆頭水流跡線(見圖6)相比，新方案下的井底水流跡線能夠圍繞旋切刀盤旋轉(zhuǎn)。橫噴嘴的旋切鉆頭水流跡線比斜噴嘴的旋切鉆頭水流跡線能夠更好地覆蓋旋切刀盤的切削齒，水流能充分地攜巖，從而實現(xiàn)更好的攜巖效果。

圖11 橫噴嘴和斜噴嘴的水流跡線圖Fig.11 Flow traces of lateral and oblique nozzles

圖12為橫噴嘴和斜噴嘴旋切式PDC鉆頭等流速圖。與最初旋切式PDC鉆頭井底等流速圖(見圖4)相比，旋切刀盤中心處的零流速區(qū)明顯減小，旋切刀盤切削齒附近的流速更大，并且小流道的水流流經(jīng)區(qū)域更廣泛，在旋切刀盤切削齒附近，橫噴嘴水流流經(jīng)區(qū)域比斜噴嘴水流流經(jīng)區(qū)域更加充分，尤其是在距離噴嘴較遠的8號切削齒位置，橫噴嘴作用在切削齒的水流速度要比斜噴嘴作用于切削齒的水流速度更充分，主要是由于射流出的水流流速較快，即使在距離噴嘴較遠的切削齒，水流也可以覆蓋。小流道水流速度較快，說明橫噴嘴結(jié)構(gòu)的大流道和小流道噴嘴分配面積比較合理。

從旋切刀盤切削齒流速變化曲線(見圖13)分析，最初旋切式PDC鉆頭在距離噴嘴較遠位置(5號、6號切削齒)的流速較低，流速大約為2.8 m/s，而偏置噴嘴結(jié)構(gòu)由于流體能夠圍繞旋切盤旋轉(zhuǎn)，大大縮短了5號、6號切削齒與噴嘴的距離，所以在距離噴嘴較遠位置的流速為4.0～4.5 m/s，偏置噴嘴結(jié)構(gòu)的5號、6號切削齒附近流速高于傳統(tǒng)噴嘴相應(yīng)位置的流速。旋切刀盤上7號、8號切削齒由于是水流圍繞旋切刀盤最后到達的位置，所以7號、8號切削齒附近流速較低，流速為2.5～3.5 m/s，但也與傳統(tǒng)噴嘴相應(yīng)位置的流速大致相等。9號切削齒位置的流速較高主要原因是中心噴嘴水流噴出與原來水流共同作用，在9號位置流速再次增高。斜噴嘴設(shè)計方案中，10號切削齒附近流速大約為1.9 m/s，要比橫噴嘴和傳統(tǒng)噴嘴水流流速都低，原因是10號切削齒在斜噴嘴射流相反的方向。新設(shè)計的水力結(jié)構(gòu)比最初設(shè)計在旋切刀盤切削齒位置附近的流速都有較大的提高，橫噴嘴結(jié)構(gòu)的流速提升更大。

1—7號切削齒；2—8號切削齒；3—9號切削齒；4—10號切削齒。

圖13 不同噴嘴的切削齒流速變化曲線Fig.13 Flow rate variation curve of cutter of different nozzles

從橫噴嘴和斜噴嘴旋切式PDC鉆頭井底巖屑顆粒質(zhì)量濃度云圖(見圖14)和井底巖屑質(zhì)量濃度柱狀圖(見圖15)來看，與傳統(tǒng)設(shè)計下的巖屑質(zhì)量濃度云圖(見圖5)相比，兩種設(shè)計在旋切刀盤底部的井底巖屑質(zhì)量濃度明顯減小。旋切刀盤底部巖屑質(zhì)量濃度減小的主要原因是：有足夠的水力能量作用在較寬的流道；噴嘴改為偏置設(shè)計方式，流體圍繞旋切刀盤流動上升，從而將旋切刀盤所產(chǎn)生的巖屑帶入上返區(qū)。雖然旋切式PDC鉆頭安裝斜噴嘴時巖屑質(zhì)量濃度也可以減小，但效果沒有橫噴嘴效果好。

圖14 橫噴嘴和斜噴嘴井底巖屑質(zhì)量濃度云圖Fig.14 Cloud chart for bottom hole cuttings mass concentration of lateral and oblique nozzles

圖15 井底巖屑質(zhì)量濃度柱狀圖Fig.15 Histogram of bottom hole cuttings mass concentration

圖16為橫噴嘴和斜噴嘴剖面速度矢量圖。

圖16 橫噴嘴和斜噴嘴剖面速度矢量Fig.16 Velocity vector of profile of lateral and oblique nozzles

由圖16可知，采用布置橫噴嘴的旋切式PDC鉆頭在上返區(qū)基本沒有渦流區(qū)，安裝斜噴嘴時產(chǎn)生的渦流區(qū)基本與最初設(shè)計相同，僅僅是位置有所改變。旋切式PDC鉆頭安裝橫噴嘴時井底基本沒有產(chǎn)生渦流區(qū)的原因可能是：從橫噴嘴射流出的水流水平速度較大，而垂直于井底方向的水流速度較小，同時由于上返區(qū)的壓力較小，水流會更加快速地向上返區(qū)流動。

通過對井底流線、切削齒流速、井底巖屑質(zhì)量濃度和渦流區(qū)等井底特性研究，發(fā)現(xiàn)加大大流道的噴嘴比例面積以及偏置安裝橫噴嘴的設(shè)計更加合理。

5 旋切式PDC鉆頭橫噴嘴優(yōu)化

為了研究橫噴嘴的圓心距對旋切式PDC鉆頭水力性能的影響，本文設(shè)計了不同圓心距(30、40、50、60和70 mm)的橫噴嘴，在數(shù)值模擬計算時保持噴嘴半圓直徑15 mm不變。

圖17為不同圓心距的橫噴嘴切削齒位置的流速變化曲線。由圖17可知：從1號到10號切削齒位置的流速變化趨勢基本呈現(xiàn)先上升后下降、又上升；當(dāng)圓心距為30 mm時，2號切削齒位置的流速7.85 m/s為高峰值；當(dāng)圓心距為70 mm時，7 號切削齒位置的流速1.21 m/s為最低值。旋切刀盤流速變化呈現(xiàn)這種趨勢的主要原因是：2號、3號切削齒位置距離橫噴嘴較近，水流從噴嘴流出，首先流經(jīng)2號、3號切削齒位置。雖然1號切削齒位置距離橫噴嘴最近，但是1號切削齒位置并沒有處于橫噴嘴射流的范圍內(nèi)，所以1號切削齒位置的水流速度較低。4號、5號、6號、7號和8號切削齒位置距離噴嘴越來越遠，隨著水流圍繞旋切刀盤上升，水力能量逐漸減少，沒有足夠的水力能量用于攜巖。

圖17 不同圓心距橫噴嘴切削齒位置的流速變化曲線Fig.17 Flow rate variation curve of cutter of lateral nozzle with different center distances

9號、10號切削齒位置流速上升的主要原因是：中心噴嘴噴出的水流與從橫噴嘴射流出的水流一起流經(jīng)9號、10號切削齒位置，水力能量得以加強，所以9號、10號切削齒位置的流速再次提升。從圖17還可以明顯看出，當(dāng)圓心距為30 mm時，旋切刀盤編碼位置整體流速趨勢最大，其次是圓心距為50 mm，當(dāng)圓心距為70 mm時切削齒流速較小。隨著橫噴嘴的圓心距加大，導(dǎo)致射流流速降低，所以當(dāng)圓心距為70 mm時，整個井底流速最小。

從不同圓心距橫噴嘴井底巖屑質(zhì)量濃度云圖(見圖18)來分析，巖屑質(zhì)量濃度在井壁邊緣處較高。隨著橫噴嘴中心距的增大，井底巖屑質(zhì)量濃度較高的面積減小，當(dāng)圓心距為50 mm以上時，井底巖屑質(zhì)量濃度面積基本保持不變。產(chǎn)生這種現(xiàn)象的主要原因是：橫噴嘴中心距較小時，橫噴嘴射流速度較高，隨著圓心距增大，橫噴嘴射流流量增大，但流經(jīng)的流道面積較小，所以當(dāng)中心距較小時，井底巖屑質(zhì)量濃度較高[12]。隨橫噴嘴圓心距增大，用于攜巖的水力能量增大，使水流速度呈現(xiàn)下降趨勢，所以流經(jīng)旋切刀盤的切削齒流速降低，井底巖屑質(zhì)量濃度有所上升。當(dāng)圓心距為50 mm時巖屑質(zhì)量濃度最低。

圖18 不同圓心距橫噴嘴井底巖屑質(zhì)量濃度云圖Fig.18 Cloud chart for bottom hole cuttings mass concentration of lateral nozzle with different center distances

從不同圓心距橫噴嘴的井底巖屑質(zhì)量濃度柱狀圖(見圖19)來分析，當(dāng)圓心距為50 mm時，井底巖屑質(zhì)量濃度最低，為13.03 kg/m3；當(dāng)圓心距為30時，巖屑質(zhì)量濃度最高，為35.78 kg/m3。雖然圓心距為30 mm時切削齒流速較快，但是由于噴嘴面積較小，水流流經(jīng)流道面積較小，流體能夠提供的水力能量有限，所以巖屑還是在井底聚集。

圖19 不同圓心距橫噴嘴井底巖屑質(zhì)量濃度柱狀圖Fig.19 Histogram for bottom hole cuttings mass concentration of lateral nozzle with different center distances

由以上分析可知，當(dāng)圓心距為50～60 mm時，切削齒附近流速較快，井底巖屑質(zhì)量濃度較低，所以選用圓心距為50 mm的橫噴嘴較為合適。

6 結(jié) 論

(1)傳統(tǒng)噴嘴的旋切式PDC鉆頭井底流場存在水力能量分布不均、巖屑容易沉積、水流跡線混亂以及在上返區(qū)存在渦流等問題。

(2)采取偏置式刀翼橫噴嘴和偏置式刀翼斜噴嘴都能夠較好地提高旋切刀盤切削齒附近流速及旋切刀盤中心流速，降低井底巖屑質(zhì)量濃度，減小渦流區(qū)，但偏置式刀翼橫噴嘴清洗效果最好。

(3)當(dāng)偏置式刀翼橫噴嘴圓心距為50～60 mm時，旋切刀盤切削齒表面流速最快，井底巖屑質(zhì)量濃度最小，對旋切刀盤上切削齒清洗效果最好。