白 強１,馬健強２,韓新泉２,李德君１,劉 強１

(１．中國石油集團石油管工程技術研究院 石油管材及裝備材料服役行為與結構安全國家重點實驗室,西安 ７１００７７;

２．中石油煤層氣有限責任公司,北京 １０００２８)

摘 要:通過斷口宏微觀分析、金相檢驗、化學成分分析、力學性能試驗等方法,結合結構因素和

服役工況條件分析,對某油井發生的鉆柱轉換接頭斷裂失效原因進行了分析.結果表明:該鉆柱轉

換接頭失效模式為疲勞斷裂;接頭彎曲強度比偏低以及內螺紋根部應力集中嚴重是導致其過早發

生疲勞斷裂的主要原因;通過優化與改進鉆柱轉換接頭結構以降低螺紋根部的應力集中、提高螺紋

的加工質量以降低螺紋表面粗糙度、改進熱處理工藝使轉換接頭具有理想的組織狀態等措施,可有

效提高鉆柱轉換接頭的服役壽命.

關鍵詞:鉆柱轉換接頭;斷裂;疲勞;應力集中;失效分析

中圖分類號:TE９２１ 文獻標志碼:B 文章編號:１００１Ｇ４０１２(２０１７)０８Ｇ０５８５Ｇ０５

收稿日期:２０１６Ｇ１２Ｇ０９

作者簡介:白 強(１９８４－),男,工程師,碩士,主要從事石油管檢

測和新產品新技術研發工作,baiqiang＠cnpc．com．cn

某油井２０１６年６月２日３:００開鉆,６月４日０:３０一開完鉆,井深３７８m.６月６日二開開鉆,至６月８日１９:００井隊正常進行二開鉆進作業,鉆進至井深８５０ m 時 發 現 大 鉤 懸 重 由 ６６２．９３ kN(鉆 壓１６９．１kN)瞬間下降至４５３．８２kN,泵壓由１０．９０ MPa

降至 ４．９５ MPa,扭 矩 由 １０５６９ N?? m 瞬 間 降 至０N??m.上提鉆具后檢查發現井內鉆具原懸重由８３２．０kN 降 至 ４５３．８kN,鉆 具 懸 重 減 少 ３７８．２kN.

６月９日２０:４５ 起 出 鉆 具 后 發 現,井 內 ６３１ mm×４１０mm變扣接頭從母扣端斷裂,下入卡瓦打撈筒一次性成功打撈出全部落魚,井下落魚長度１８５．９５m,魚頭井深６６４m.６月９日１６:００該油井恢復正常生產。

發生斷裂的６３１mm×４１０ mm 鉆柱轉換接頭的大致結構如圖１所示,通過 NC５０內螺紋向上與６Ｇ１/２″(１６５．１ mm)鉆 鋌 相 連,通 過 ６Ｇ５/８″(１６８．３mm)REG 外螺紋向下與８Ｇ１/４″(２０９．６mm)鉆鋌相連.由現場拍攝的圖片可以清楚地看到,斷裂位于轉換接頭內螺紋與外螺紋嚙合最后１扣附近.發生斷裂的轉換接頭從第一次投入使用到發生斷裂累計服役時間為２７１h.該井鉆壓為８８．９８~２８９．２kN,鉆 進 轉 速 為 ８０ ~ ９０ r?? min－１,排 量 為１８６．１４m３??h－１,立壓為１０．９５ MPa,扭矩為５４２０~１２１９５N??m.鉆進地層巖性為白云巖,另有少量硬石膏及 頁 巖 夾 層.鉆 井 使 用 泥 漿 的 pH 為 １０.為了查明該鉆柱轉換接頭斷裂失效原因,筆者對其進行了理化檢驗及斷裂原因分析。

      服役時間為２７１h.該井鉆壓為８８．９８~２８９．２kN,鉆 進 轉 速 為 ８０ ~ ９０ r?? min－１,排 量 為１８６．１４m３??h－１,立壓為１０．９５ MPa,扭矩為５４２０~１２１９５N??m.鉆進地層巖性為白云巖,另有少量硬石膏及 頁 巖 夾 層.鉆 井 使 用 泥 漿 的 pH 為 １０.為了查明該鉆柱轉換接頭斷裂失效原因,筆者對其進行了理化檢驗及斷裂原因分析.

１ 理化檢驗

１．１ 宏觀分析

圖２ 轉換接頭斷口宏觀形貌

Fig.２ MacromorphologyoffractureofthedrillＧstemsuba fullview b localmagnifiedmorphology

     失效轉換接頭的宏觀形貌如圖２所示,可見斷口上有２個較大的平臺區,斷面平坦,無明顯塑性變形,２個平臺區分別位于嚙合螺紋的倒數第１扣和第２扣,平臺內多處可觀察到半圓形弧線,這些半圓形弧線為疲勞貝殼紋線,斷口呈現明顯的疲勞斷裂特征.裂紋起源于轉換接頭內螺紋根部,且具有多源性[１Ｇ３],裂紋由內向外擴展直至發生斷裂,斷口上兩處凸起區域為剪切唇,即最后發生斷裂的部位.

由圖２還可見,轉換接頭內螺紋表面較粗糙,能明顯地觀察到車削痕跡。

１．２ 斷口微觀分析

      對發生斷裂失效的轉換接頭斷口進行掃描電鏡分析,可見斷口表面大多數區域被較厚的腐蝕產物覆蓋,僅在局部區域可以觀察到準解理斷裂特征,斷口的裂紋源區和擴展區均能觀察到沿晶二次裂紋,如圖３所示.

圖３ 裂紋源區及擴展區的沿晶二次裂紋形貌

Fig.３ Morphologyofintergranularsecondarycracksinthe

a cracksourceregionandb crackgrowthregion

１．３ 金相檢驗 

      采用線切割的方式將失效轉換接頭斷口上的平臺區切割下來,并沿縱向切取金相試樣,觀察其縱向截面以進一步確定掃描電鏡顯微分析時觀察到的斷口上的二次裂紋的性質.同時從轉換接頭本體上沿橫向、縱向切取常規金相試樣,用來評定轉換接頭的夾雜物、晶粒度和顯微組織.轉換接頭的金相檢驗結果見表１,其基體顯微組織為回火索氏體＋貝氏體,晶粒度為８．０級,非金屬夾雜物含量為:A１．０,B０．５,C０,D１．０;斷口區域的顯微組織與基體顯微組織相同,亦為回火索氏體＋貝氏體.斷口上的二次裂紋是沿晶界擴展的,由圖４和圖５可見,裂紋起源于螺紋根部,且具有沿晶特征.轉換接頭的顯微組織中出現較多上貝氏體的主要原因是零件截面尺寸大,淬火過程中零件的冷卻速率不夠,材料自身的淬透性和淬火介質冷卻能力的強弱都會影響淬火后的組織[４].理論上講,回火索氏體中出現上貝氏體對材料的性能,尤其是韌性是有害的,但其危害程度難以定量確定,主要取決于上貝氏 體 的 含 量 和 形 態[５]. 需 要 指 出 的 是,APISPEC７Ｇ１－２００６(R２０１５)«旋轉鉆柱構件規范»[６]對轉換接頭的顯微組織并沒有明確要求.

１．４ 化學成分分析

      在失 效 轉 換 接 頭 上 取 樣 依 據 GB/T ４３３６－２００２«碳素鋼和中低合金鋼火花源原子發射光譜分析方法(常規法)»進行化學成分分析,結果見表２.根據檢測出的元素及其含量可以推斷,失效轉換接頭材料為４１４５H 結構鋼.

１．５ 力學性能試驗

      失效 鉆 柱 轉 換 接 頭 執 行 APISPEC７Ｇ１. 由APISPEC７Ｇ１－２００６(２０１５R)可知,失效轉換接頭屬于 B型鉆柱短接,根據標準要求 B型 接 頭 的 小端部分不需 要 進 行 拉 伸 性 能 測 試,其 力 學 性 能 檢測內容包括:夏比 V 型缺口沖擊試驗和表面布氏硬度試 驗,試 驗 分 別 依 據 ASTM E２３－１２c«金 屬材料缺口 試 樣 標 準 沖 擊 試 驗 方 法»和 ASTM E１０－１５a«金屬材料布氏硬度標準試驗方法»進行,試驗結 果 見 表 ３.可 見 轉 換 接 頭 的 力 學 性 能 符 合APISPEC７Ｇ１－２００６(２０１５R)對 B 型 鉆 柱 短 接 力學性能的要求.

２ 鉆柱轉換接頭結構分析

２．１ 轉換接頭彎曲強度比

      在鉆井過程中,鉆具承受的載荷復雜,鉆具接頭作為鉆柱結構中的薄弱環節其結構設計至關重要,為了防止鉆鋌螺紋連接的疲勞破壞,必須使內、外螺紋接頭強度之間有一個適當的平衡關系,即采用合理的彎曲強度比,彎曲強度比應盡可能接近２．５,不應小于２．２５,也不宜大于２．７５,彎曲強度比RBS可按下式計算[７]式中:RBS 為彎曲強度比;ZB 為內螺紋接頭截面模數;ZP 為外螺紋接頭截面模數;D 為接頭外徑;Db為相當于外螺紋接頭端部的內螺紋接頭直徑;d 為接頭內徑;DR 為距臺肩１９．１ mm 處的外螺紋接頭齒根直徑.將斷裂的轉換接頭內螺紋接頭部分視為鉆鋌接頭(與其配合的是６Ｇ１/２″鉆鋌 NC５０外螺紋接頭)進行彎曲強度比的計算,代入數據求得失效轉換接頭的彎曲強度比為２．０９,明顯小于２．５這一最佳值,同時也小于２．２５下限值.已有研究表明:轉換接頭彎曲強度比越小,內螺紋受力越嚴重,越易發生螺紋根部斷裂等失效現象;而彎曲強度比偏高則外螺紋易發生失效[１Ｇ８].

２．２ 轉換接頭結構形式

      失效鉆柱轉換接頭采用無應力分散槽結構,在APISPEC７Ｇ１－２００６(２０１５R)中,對于 A 型和 B型轉換接頭,應力分散槽是選擇性的結構,并不屬于強制性要求.如同鉆鋌一樣,應力分散槽雖然也屬于選擇性結構,但是應力分散槽在鉆鋌的螺紋結構上卻經常被使用,鉆鋌螺紋部分的脆性斷裂是較為常見的鉆具失效形式[９Ｇ１０].

圖６ 不同結構形式鉆柱轉換接頭內螺紋根部應力有限元模擬分析結果及對比

Fig.６ FiniteelementsimulationanalysisresultsandcomparisonofstressatthethreadrootsofthedrillＧstemsubswithdifferentstructuretypesa nostressＧreliefgrooves b typeYstressＧreliefgrooves c typeYQstressＧreliefgrooves d stresscomparisoncurves

３ 分析與討論

      綜合斷口宏觀形貌、微觀形貌以及金相分析結果可知,失效鉆柱轉換接頭斷裂屬性為疲勞斷裂,且具有多源特征。

      現場提供資料表明,斷裂鉆柱轉換接頭服役過程中應該承受軸向２０９kN 的拉力(通過斷裂前后大鉤懸重變化計算可知),還承受約１０２８５N??m的扭矩,從錄井曲線可以看出扭矩在鉆進過程中不是很穩定,有時扭矩會急劇增大至２０３２５N??m以上,同時鉆具在井下不可避免地承受彎曲載荷,因此轉換接頭在井下所處的應力狀態較為復雜[１２].此外,通過計算轉換接頭的彎曲強度比可知,失效接頭的彎曲強度比偏小,使得內螺紋接頭在服役時承受更高的應力,從而更容易發生斷裂失效.斷裂失效的轉換接頭內螺紋采用無應力分散槽結構,斷裂部位位于內螺紋與外螺紋嚙合最后１~２扣,有限元模擬分析結果表明這一區域正是應力集中較嚴重、應力較高的區域.綜合分析可知,轉換接頭內螺紋部分承受的應力較大,且螺紋嚙合最后一扣處存在明顯的應力集中,因此內螺紋根部極易因應力集中而誘發疲勞裂紋,疲勞裂紋產生后快速擴展從而導致轉換接頭在內螺紋處發生斷裂失效.該轉換接頭實際使用時間僅２７１h,屬于早期疲勞斷裂失效,接頭韌性遠高于標準技術要求,由此推斷引起該轉換接頭斷裂的主要原因是其結構設計不合理,導致螺紋根部存在較大的應力集中.失效轉換接頭未淬透,回火索氏體中出現較多的上貝氏體也會降低接頭的使用性能,通過調整改進熱處理工藝可以在一定程度上避免或降低接頭中的上貝氏體含量,提高接頭性能。

４ 結論及建議

      失效鉆柱轉換接頭的斷裂屬性為早期疲勞斷裂.轉換接頭彎曲強度比偏低以及內螺紋根部應力集中嚴重是造成其過早發生疲勞斷裂失效的主要原因;另轉換接頭未淬透,顯微組織中存在較多上貝氏體,也降低了接頭的使用性能.建議完善該型鉆柱轉換接頭結構設計,使接頭彎曲強度比處在合理范圍內,并在接頭螺紋末端加工應力分散槽以降低螺紋根部的應力集中;提高螺紋的加工質量,降低螺紋的表面粗糙度;同時改進熱處理工藝,保證轉換接頭具有理想的熱處理組織。

（文章來源：材料與測試網）