鄧寬海林元華，2郭海濤周明信沙 東史交齊

（1.西南石油大學(xué)石油管工程重點實驗室，四川成都 610500；2. 油氣藏地質(zhì)及開發(fā)工程國家重點實驗室，四川成都 610500；3.大港油田公司，天津 300280；4. 西安三維應(yīng)力工程公司，陜西西安 710065）

G105鉆桿的拉伸和扭轉(zhuǎn)失效研究

鄧寬海1林元華1，2郭海濤3周明信3沙 東3史交齊4

（1.西南石油大學(xué)石油管工程重點實驗室，四川成都 610500；2. 油氣藏地質(zhì)及開發(fā)工程國家重點實驗室，四川成都 610500；3.大港油田公司，天津 300280；4. 西安三維應(yīng)力工程公司，陜西西安 710065）

鉆桿是石油天然氣勘探開發(fā)過程中的重要結(jié)構(gòu)件，其服役環(huán)境惡劣，易發(fā)生失效。基于彈塑性力學(xué)中的形變理論建立了純扭矩作用下鉆桿抗扭強度計算的力學(xué)模型，根據(jù)該模型可以計算鉆桿在彈塑性階段的扭矩。同時，用G105實物鉆桿分別進行了軸向載荷下的抗拉測試和純扭矩下的抗扭測試，抗拉實驗得到了鉆桿的屈服強度和抗拉強度及斷裂時的軸向載荷，抗扭實驗得到了鉆桿的彈性和塑性極限扭矩?？古嶒灲Y(jié)果和模型的計算結(jié)果一致。研究結(jié)果為鉆柱疲勞、斷裂失效機理的進一步研究提供了理論依據(jù)，為鉆柱強度設(shè)計提供了新思路。

抗扭強度；形變理論；力學(xué)模型；抗拉、扭測試；G105鉆桿

0 引言

在石油、天然氣開采過程中，鉆桿不僅是鉆井液的循環(huán)通道，而且在旋轉(zhuǎn)鉆井中需要傳遞扭矩，承受內(nèi)外壓力、軸向、彎曲、扭轉(zhuǎn)等多種載荷的共同作用，同時還受到鉆井液、地層水以及油氣中的腐蝕性介質(zhì)的腐蝕，在鉆進過程中常常發(fā)生失效，造成井下事故。統(tǒng)計數(shù)據(jù)表明，國內(nèi)外油田均發(fā)生過大量的鉆桿過早斷裂事故［1-3］，造成巨大的經(jīng)濟損失［4］。為確保鉆井生產(chǎn)的安全進行，有必要對鉆桿的失效機理進行研究。

目前，大量學(xué)者采用宏觀分析方法和掃描電鏡微觀分析方法對鉆桿的斷裂、刺漏、腐蝕疲勞、磨損、氫脆以及應(yīng)力腐蝕開裂等失效機理進行了大量的研究［5-9］；此外，Ai Chi等人［10］通過建立模型來模擬軸向扭轉(zhuǎn)載荷和振動載荷對鉆柱疲勞壽命的影響，提出了預(yù)測疲勞壽命的方法；馮小波和伊鵬等人［11-12］基于有限元的方法對鉆桿加厚過渡帶的應(yīng)力集中問題進行了研究。綜上可知，目前大量的工作主要集中在鉆桿疲勞/腐蝕疲勞失效機理及加厚過渡帶應(yīng)力集中方面的研究，而針對鉆桿機械失效方面的理論和實驗研究很少。

然而，鉆桿在地層復(fù)雜情況下也會發(fā)生機械失效，如腐蝕磨損后的鉆桿由于壁厚有所降低，導(dǎo)致其強度降低從而易發(fā)生機械失效［13-14］；井口處鉆桿由于起下鉆時的慣性作用而承受著較大瞬間陡增的沖擊載荷，致使拉應(yīng)力大幅度上升，另一方面在處理復(fù)雜井下事故如“卡鉆”上提鉆具解卡時，井口鉆柱拉應(yīng)力最大，很容易因拉應(yīng)力超過鉆柱本身抗拉極限而發(fā)生斷裂失效［15］；此外，當(dāng)突然發(fā)生卡鉆時，瞬間作用在鉆桿上的力達到最大扭矩［16］，容易導(dǎo)致鉆桿直接發(fā)生機械失效。為了完善并促進對鉆桿失效機理研究的發(fā)展，筆者基于彈塑性力學(xué)中的形變理論建立了純扭矩作用下鉆桿抗扭強度計算的力學(xué)模型；同時開展了G105鋼級的實物鉆桿在軸向載荷下的抗拉實驗和純扭矩下的抗扭實驗，其實驗結(jié)果為鉆柱的疲勞、斷裂等失效分析研究提供了有力的指導(dǎo)。

1 鉆桿抗扭強度計算模型研究

如圖1所示，假設(shè)鉆桿本體只受到純扭矩（MT）作用，鉆桿上微元體受到剪應(yīng)力為τ，鉆桿受到的剪應(yīng)變?yōu)棣忙葄，取單位長度作為研究對象，R為鉆桿外徑，ri為鉆桿內(nèi)徑，t為鉆桿壁厚，假設(shè)材料是理想彈塑性的。

圖1 鉆桿本體在扭矩作用下的力學(xué)分析

由于鉆桿處于純扭狀態(tài)，故有

因此根據(jù)彈塑性力學(xué)理論［17］的應(yīng)力強度和應(yīng)變強度可得

將式（1）代入式（2）中得

1.1 彈性扭矩分析

根據(jù)材料力學(xué)理論并結(jié)合式（3）可得鉆桿處于彈性階段的扭矩MT

由此，將實際鉆桿的幾何參數(shù)和力學(xué)參數(shù)代入式（5）中可求得鉆桿的彈性極限扭矩即抗扭屈服強度。

1.2 彈塑性扭矩分析

由于假設(shè)鉆桿為理想彈塑性材料，故結(jié)合彈塑性力學(xué)中的形變理論可得彈塑性階段的本構(gòu)關(guān)系

式中，rs為彈性區(qū)與塑性區(qū)的分界半徑，mm。

隨著扭矩的增大，鉆桿的屈服開始向內(nèi)部擴展，根據(jù)圖1可得彈塑性分界半徑rs（ri＜rs＜R）與扭轉(zhuǎn)角θ之間的關(guān)系(1×γ = rs×θ)，由式（3）和（6）可得

同理，根據(jù)材料力學(xué)理論可得鉆桿處于彈塑性階段的扭矩MTp

對式（8）積分可得彈塑性扭矩MTp

由此，將實際鉆桿的幾何參數(shù)和力學(xué)參數(shù)分別代入式（10）中可求得鉆桿塑性極限扭矩即抗扭強度。

鉆桿的塑性極限扭矩與彈性極限扭矩相比有一定程度的增加，假設(shè)其增加系數(shù)為β

為了更加清楚地說明增加系數(shù)β與鉆桿幾何尺寸的關(guān)系，用式（11）計算了3種API標(biāo)準(zhǔn)鉆桿的增加系數(shù)，具體見表1，根據(jù)表中的數(shù)據(jù)可得鉆桿徑厚比與增加系數(shù)β的關(guān)系，即β隨著徑厚比的增加而減少（見圖2）。因此，根據(jù)鉆桿的增加系數(shù)β，在鉆柱強度設(shè)計過程中可以適當(dāng)考慮讓鉆桿部分達到塑性，還有部分保持彈性狀態(tài)，這樣可以大幅度地節(jié)約材料。

表1 API鉆桿塑性極限扭矩的增加系數(shù)

圖2 徑厚比與增加系數(shù)β的關(guān)系

2 G105實物鉆桿的實驗研究

為了驗證文中所建的力學(xué)模型的正確性和可靠性，對鉆桿分別在拉伸載荷和扭矩載荷下的力學(xué)性能進行了實驗測試。實驗所使用的材料為某油田使用過的?88.9 mm×9.35 mm G105鉆桿，其真實的外徑和壁厚見表2，本次測試包括G105鉆桿的拉伸變形測試和扭矩測試。拉伸和扭矩測試的基本原理相同，通過在鉆桿外壁粘貼應(yīng)變片的方法來測量方鉆桿在拉伸和扭轉(zhuǎn)過程中的應(yīng)變，旨在弄清方鉆桿的力學(xué)性能和變形規(guī)律。測試使用的主要儀器包括靜態(tài)應(yīng)變儀、拉伸實驗機和液壓擰扣機。

2.1 抗拉測試

（1）實驗準(zhǔn)備。G105鉆桿用于抗拉測試，其幾何尺寸見表2。在鉆桿母接頭上每隔180°布置應(yīng)變片，共布置有2個單軸應(yīng)變片，方向沿管體軸向；在鉆桿本體上每隔180°布置應(yīng)變片，共布置8個單軸應(yīng)變片，方向沿管體軸向，如圖3所示。

表2 G105鉆桿本體的拉伸測試結(jié)果

圖3 鉆桿本體和接頭及應(yīng)變片的位置

（2）測試結(jié)果及分析。本實驗通過拉伸實驗機給G105鉆桿緩慢施加基本成線性增加的拉伸載荷，由實驗機的控制系統(tǒng)可知鉆桿本體的破壞載荷為2 080 kN，其斷裂形貌如圖4所示，根據(jù)鉆桿本體的幾何尺寸可以計算得到其本體的抗拉強度為916 MPa，符合API SPEC 5D鉆桿標(biāo)準(zhǔn)的規(guī)定；此外，根據(jù)圖4可知鉆桿接頭并沒有被破壞。

圖4 G105鉆桿本體拉斷

隨著拉伸載荷的增加，鉆桿本體在拉伸過程中依次發(fā)生了彈性變形、塑性屈服、強化、失穩(wěn)、斷裂階段，根據(jù)測試系統(tǒng)可知鉆桿本體的屈服載荷為1 580 kN，所對應(yīng)的屈服微應(yīng)變?yōu)? 360。由鉆桿本體的幾何尺寸和屈服載荷得到其本體的屈服強度為702.2 MPa，而由屈服應(yīng)變計算得到其本體的屈服強度為705.6 MPa，故鉆桿本體的平均屈服強度為703.9 MPa，見表2。鉆桿接頭在拉伸過程中始終處于彈性變形階段。由此可知鉆桿本體和接頭在承受拉伸載荷時，本體容易破壞，G105鉆桿接頭的抗拉強度大于本體的抗拉強度。

2.2 抗扭測試

（1）實驗準(zhǔn)備。相同的G105鉆桿本體用于抗扭測試，其幾何尺寸見表2。為了方便液壓擰扣機的夾持，在鉆桿本體兩端分別焊接一個接頭。在鉆桿本體上每隔180°布置應(yīng)變片，共布置有2個應(yīng)變片，方向沿管體軸向。

（2）本體扭破壞測試結(jié)果分析。本實驗通過液壓擰扣機給鉆桿本體逐級增加外載荷（扭矩），每次以一定的扭矩加載到鉆桿本體，并讓其在鉆桿上保持一段時間，以便測得鉆桿本體在該扭矩作用下的應(yīng)變量；隨后以一定增量的扭矩值對鉆桿本體進行下一級加載，直到鉆桿本體完全失去承載能力，扭矩加載順序及對應(yīng)的Mises等效應(yīng)力見表3。

表3 鉆桿本體扭破壞應(yīng)變測試結(jié)果

從表3可見，鉆桿本體外壁測點的Mises等效應(yīng)力隨著扭矩增加而增加。鉆桿本體在26.86 kN·m扭矩作用下受到的Mises等效應(yīng)力（709.20 MPa）略大于本體的屈服強度703.9 MPa（表2），根據(jù)Von-Mises屈服準(zhǔn)則可知鉆桿本體在該扭矩作用下已發(fā)生屈服，故其抗扭屈服強度為26.86 kN·m，與API方法計算的抗扭屈服強度29.76 kN·m相比偏小，表明按照API方法設(shè)計的鉆桿在使用過程中會發(fā)生部分屈服。因此按照傳統(tǒng)的表層屈服作為失效準(zhǔn)則來設(shè)計鉆桿強度可適當(dāng)提高其安全系數(shù)。

根據(jù)表3中最后一組數(shù)據(jù)可知鉆桿本體在31.16 kN·m扭矩作用下其應(yīng)變趨于無窮大（19 999），且在該扭矩作用下鉆桿本體出現(xiàn)明顯的麻花狀（圖5），表明鉆桿本體已發(fā)生扭破壞，故可得鉆桿的抗扭強度為31.16 kN·m。對比發(fā)現(xiàn)，鉆桿的抗扭強度遠比抗扭屈服強度大，表明鉆桿屈服后還具有一定的承載能力，因此在設(shè)計鉆桿強度時，在保證鉆桿不被破壞的前提下，可以考慮鉆桿內(nèi)層與外層之間的某個部位屈服作為鉆桿失效的準(zhǔn)則，而不是以鉆桿表層屈服作為失效準(zhǔn)則，據(jù)此失效準(zhǔn)則可適當(dāng)提高鉆桿的抗扭承載能力。

圖5 鉆桿本體扭破壞

為了驗證計算模型的準(zhǔn)確性，將表2中G105鉆桿的幾何參數(shù)和力學(xué)參數(shù)代入式（10）中可求得鉆桿抗扭強度為32.54 kN·m，與實測值31.16 kN·m相對誤差4.2%。因此，該計算模型可直接用于鉆桿抗扭強度的預(yù)測和評估。

3 結(jié)論

（1）基于塑性力學(xué)中的形變理論建立了純扭矩作用下鉆桿抗扭強度計算的力學(xué)模型，根據(jù)該模型可以計算鉆桿在彈塑性階段可承受的最大扭矩及抗扭強度，揭示了鉆桿在扭轉(zhuǎn)載荷下的塑性破壞機理。

（2）分別進行了G105實物鉆桿的抗拉實驗和抗扭實驗，通過抗拉實驗得到了G105鉆桿的屈服強度和機械斷裂時的軸向載荷；通過抗扭實驗得到了G105鉆桿的抗扭屈服強度和抗扭強度；實測抗扭屈服強度比API標(biāo)準(zhǔn)計算值偏小。

（3）通過仔細對比實驗結(jié)果和計算結(jié)果驗證了本文模型的準(zhǔn)確性和可靠性，因此，該研究結(jié)果可為鉆柱失效機理研究的進一步發(fā)展提供理論依據(jù)以及鉆柱強度設(shè)計提供新思路。

［1］ 石油管材研究中心失效分析研究室. 1988年全國油田鉆具失效情況調(diào)查報告［M］. 西安：陜西科學(xué)技術(shù)出版社，1992：327-336.

［2］ LU Shuanlu, FENG Yaorong, LUO Faqian, et al. Failure analysis of IEU drill pipe wash out ［J］. International of Fatigue, 2005, 27（10-12）: 1360-1365.

［3］ DALE Ba. An experimental investigation of fatigue crack growth in drillstring tubulars ［J］. SPE Drilling Engineering, 1988, 3（4）: 356-362.

［4］ ZIOMEK-MOROZ M. Environmentally assisted cracking of drill pipes in deep drilling oil and natural gas wells ［J］. Journal of Materials Engineering and Performance, 2012, 21（6）: 1061-1069.

［5］ 袁鵬斌，呂拴錄，孫丙向，等. 空氣鉆井過程中鉆桿斷裂原因分析 ［J］. 石油鉆采工藝，2008，30（5）：34-37.

［6］ 呂拴錄，王新虎 .WS1井?88.9 mm 四方鉆桿斷裂原因分析［J］. 石油鉆采工藝，2004，26（5）：35-37.

［7］ LU Shuanlu. Sulfide stress cracking of a S135 drill pipe ［J］. Materials Performance, 2010, 49（3）: 66-69.

［8］ MOUGIN J, GHYS B, PICHARD C, et al. Sulfide stress cracking and corrosion fatigue of steels dedicated to bottom hole assembly components ［R］. NACE 05085, 2005.

［9］ 林海春. 鉆桿斷裂原因分析及預(yù)防措施——以陸豐13-1油田L(fēng)F13-1-10A井鉆桿為例 ［J］. 石油天然氣學(xué)報，2012，34（10）：108-113.

［10］ AI Chi, et al. Prediction of fatigue life of drillstring under axial-torsional combined vibrations ［R］. SPE 99356，2006.

［11］ 馮少波，林元華，施太和，等. 鉆桿加厚過渡帶幾何結(jié)構(gòu)對應(yīng)力集中的影響 ［J］. 石油鉆采工藝，2006，28（1）：76-78.

［12］ 伊鵬，劉衍聰，高凱，等. 基于有限元法的單根鉆桿動力學(xué)仿真模擬分析 ［J］. 石油鉆采工藝，2009，31（4）：12-15，20.

［13］ 祝效華，劉少胡，陳紹安，等. 氣體鉆井用鉆桿磨損后剩余強度分析［J］. 石油機械，2011，39（3）：25-27.

［14］ CRAIG BRUCE D. Oilfield metallurgy and corrosion ［M］. Denver: Pennwell Corp., 2004： 84-115.

［15］ 楊自林，游華江，蹇宗承，等. 鉆具失效事故的原因分析及對策 ［J］. 天然氣工業(yè)，2000，20（3）：56-59.

［16］ 孫衍全，趙文正，吳文章，等. YZ—35型牙輪鉆機鉆桿的強度分析 ［J］. 機械強度，1995，17（1）：46-48.

［17］ 徐秉業(yè)，陳森燦. 塑性理論基礎(chǔ) ［M］.北京：清華大學(xué)出版社，1980.

（修改稿收到日期 2013-10-11）

〔編輯 薛改珍〕

Research of G105 drill pipe failure under loads of pure tension and pure twisting

DENG Kuanhai1, LIN Yuanhua1, 2, GUO Haitao3, ZHOU Mingxin3, SHA Dong3, SHI Jiaoqi4

（1. CNPC Key Lab for Tubular Goods Engineering, Southwest Petroleum University, Chengdu 610500, China; 2. State Key Laboratory of Oil and Gas Reservoir Geology and Exploitation, Southwest Petroleum University, Chengdu 610500, China; 3.Dagang Oilfield Branch Company of PetroChina, Tianjin 300280, China; 4.The Three Dimensional Stress Engineering Company, Xi’an 710065, China）

Oil drill pipe is one of most important components for oil and natural gas exploration and development, which is liable to failure because of the poor service environment. In order to avoid the drill string failure, it is necessary to study the failure mechanism of drill string. So, based on the deformation theory of plastic mechanics, the mechanical model which can calculate the twisting strength of drill pipe has been established in this paper. According to this model, the torque of drill pipe can also be calculated in the elastic and plastic stage. Simultaneous, the full-scale tensile and torsion test of G105 drill pipe were conducted. The yield strength and tensile strength were obtained through the tensile test. The elastic and plastic limit torque were obtained through the torsion test. The results of torsion test are in excellent agreement with the calculation results. The research results can provide powerful new thoughts and some theoretical basis for the strength design and the further development of the study on the failure mechanism of fatigue for drill pipe respectively.

twisting strength; deformation theory; mechanical model; tensile and torsion test; G105 drill pipe

鄧寬海，林元華，郭海濤，等. G105鉆桿的拉伸和扭轉(zhuǎn)失效研究［J］. 石油鉆采工藝，2013，35（6）：5-8，14.

TG115.2

A

1000 – 7393（ 2013 ） 06 – 0005 – 04

國家自然科學(xué)基金（編號：51274170）和四川省科技創(chuàng)新團隊（編號：2011JTD0034）資助。

鄧寬海，1988年生。現(xiàn)為西南石油大學(xué)油氣井工程碩博連讀研究生。電話：13540843455。E-mail：dengkuanhai@163.com。通訊作者：林元華，1971年生。教授，博士生導(dǎo)師。E-mail：yhlin28@163.com。