鄒阿七，王明杰，羅勇，狄勤豐，王文昌

（1.上海石油天然氣有限公司，上海200041；2.上海大學(xué)上海市應(yīng)用數(shù)學(xué)和力學(xué)研究所，上海200072；3.中海石油（中國）有限公司上海分公司，上海200030）

我國東海油氣資源埋藏較深，擁有較豐富的低滲透油氣資源。近年來，普遍采用定向井、水平井和多分支井等技術(shù)進(jìn)行開發(fā)，鉆井技術(shù)日臻完善。但由于井眼軌跡空間三維特征復(fù)雜，鉆柱受力特征尤其是動(dòng)力學(xué)特性十分復(fù)雜，鉆柱的動(dòng)態(tài)安全性變差。根據(jù)東海平湖油氣田統(tǒng)計(jì)［1-2］，1998—2001年，該平臺(tái)共有61 根作業(yè)管柱發(fā)生刺漏，鉆桿刺漏位置基本在距端面0.5～0.7 m處，主要發(fā)生在鉆桿加厚過渡帶。2012年開鉆的BA6S井鉆進(jìn)過程中，在造斜井段連續(xù)出現(xiàn)18 根（次）刺漏情況，使鉆井作業(yè)受到嚴(yán)重影響，而更為嚴(yán)重的是，同一井口的3 口井——A6，BA6 和BA6S 井，都出現(xiàn)了相同問題。引起鉆桿刺漏的原因有很多種［3-6］，如鉆桿疲勞失效［7-9］、鉆桿過渡帶設(shè)計(jì)不合理［10-11］、鉆井液沖蝕［12-13］等。本文旨在通過加厚過渡帶理化性能分析、拉彎扭復(fù)合作用下過渡帶應(yīng)力分析以及基于實(shí)際井眼軌跡條件下的鉆柱動(dòng)力學(xué)特性研究，尋找鉆柱失效的原因，為油田安全鉆井提供技術(shù)參考。

1 失效鉆桿理化特性分析

刺漏失效鉆桿規(guī)格為φ127 mm×9.19 mm，S135 鋼級(jí)。4 個(gè)鉆桿樣品的刺穿位置均為加厚過渡帶消失位置（見圖1a）。分別將編號(hào)為S0398 和SZAR258 的失效鉆桿樣品剖開，結(jié)構(gòu)特征如圖1b、圖1c所示，鉆桿為內(nèi)加厚類型。對(duì)2 個(gè)樣品的加厚段尺寸進(jìn)行測(cè)量，對(duì)應(yīng)的內(nèi)加厚過渡帶長度分別為100.5，91.5 mm，內(nèi)加厚平行段長度相同，都為96.5 mm。

圖1 刺漏失效鉆桿樣品加厚端結(jié)構(gòu)特征

1.1 化學(xué)成分和洛氏硬度

在S0398 和SZAR258 刺孔周圍取樣，按照ASTM A370 標(biāo)準(zhǔn)分別進(jìn)行化學(xué)成分分析和洛氏硬度試驗(yàn)。結(jié)果表明，失效樣品的化學(xué)成分和洛氏硬度（≤37 HRC）均符合API 5DP 標(biāo)準(zhǔn)的要求。

1.2 拉伸及沖擊性能

在失效鉆桿樣品刺孔附近分別取板狀拉伸試樣和7.5 mm×10 mm×55 mm 沖擊試樣，在室溫下進(jìn)行試驗(yàn)，失效樣品的抗拉強(qiáng)度Rm、屈服強(qiáng)度Rt0.7、延伸率A 和沖擊功Akv均符合API 5DP 標(biāo)準(zhǔn)要求（見表1）。

1.3 金相組織

在失效鉆桿樣品刺孔附近沿橫向取金相試樣，進(jìn)行顯微組織觀察，結(jié)果表明樣品金相組織均為回火索氏體。沿縱向取金相試樣進(jìn)行非金屬夾雜物評(píng)級(jí)，結(jié)果顯示金相組織中夾雜物含量均在正常范圍之內(nèi)，但氮化物含量相對(duì)較多。

1.4 鉆桿內(nèi)涂層

在SZAR258 管體涂層不均勻處取縱向金相試樣，測(cè)量涂層厚度，在100～192 μm 不等，表明個(gè)別部位的厚度不符合SY/T 0544—2010 的規(guī)定（200±50 mm）。

表1 失效鉆桿樣品拉伸及沖擊性能結(jié)果

2 失效鉆桿過渡帶特征分析

2.1 靜態(tài)應(yīng)力特征

利用有限元分析軟件ABAQUS，建立SZAR258 和S0398 加厚過渡帶的三維力學(xué)模型。過渡段使用精細(xì)網(wǎng)格，其余管體使用相對(duì)稀疏的網(wǎng)格，從而構(gòu)建出高計(jì)算精度和高計(jì)算效率的有限元模型。在加厚端建立distributing 形式的節(jié)點(diǎn)耦合，以施加外載荷；在管體端建立kinematic 形式的節(jié)點(diǎn)耦合，以施加約束。整個(gè)模型的單元個(gè)數(shù)為47.5 萬，節(jié)點(diǎn)數(shù)為50.7 萬。

考慮到動(dòng)載荷的影響及實(shí)際工況的多變性，采用接近鉆桿極限的工作狀態(tài)，即3 000 kN 軸向拉力、12 kN·m 彎矩和40 kN·m 扭矩的復(fù)合載荷進(jìn)行綜合分析。圖2給出了2 種失效鉆桿加厚過渡段的Von Mises應(yīng)力分布云圖?？梢钥闯?，由于彎矩的作用，過渡帶應(yīng)力分布不均勻，鉆桿受壓側(cè)的應(yīng)力有所降低，受拉側(cè)的應(yīng)力有所提高，再加上鉆柱工作時(shí)旋轉(zhuǎn)扭矩的作用導(dǎo)致過渡帶截面剪應(yīng)力增加，使鉆桿加厚過渡帶的Von Mises 應(yīng)力進(jìn)一步提高，失效鉆桿SZAR258 和S0398過渡段的最大Von Mises 應(yīng)力都達(dá)到了1 096 MPa。

圖2 鉆桿過渡段Von Mises 應(yīng)力分布云圖

2.2 內(nèi)流場(chǎng)特征

利用ANSYS 分析SZAR258 和S0398 鉆桿過渡帶內(nèi)流道的流場(chǎng)特性。假設(shè)管道細(xì)口為入口，粗口為出口，入口流量均為40 L/s，出口壓力為0 MPa，液體密度為1 160 kg/m3，動(dòng)力黏度為0.01 kg/（m·s）。SZAR258 和S0398 過渡帶的最小半徑分別為42.41，42.81 mm，最大半徑分別為54.31，54.31 mm，最大平均流速分別為0.472，0.467 m/s，最小平均流速分別為0.368，0.368 m/s。

如圖3所示，當(dāng)進(jìn)口流體體積流量一定時(shí)，2 種管道內(nèi)部流場(chǎng)的總壓力具有相似的變化情況，入口附近壓力最大，過渡帶附近壓力降低，管道寬闊壁面壓力較低，整個(gè)管道中心附近速度較大。其中過渡帶附近出現(xiàn)了顯著的負(fù)壓。

圖3 樣品鉆桿過渡帶總壓力

如圖4所示，入口處壁面壓力最大，從鉆桿細(xì)端到管道由細(xì)變粗（過渡帶開始）位置，壓力持續(xù)下降，并在過渡帶開始位置達(dá)到負(fù)的極值，隨后壁面總壓力慢慢升高，壁面總壓力約為0 MPa。

圖4 樣品鉆桿過渡帶總壓力變化

如圖5所示，SZAR258 和S0398 鉆桿內(nèi)部過渡帶附近處有較為顯著的渦（速度為負(fù)值）；另外，2 種鉆桿X 方向流速最大值出現(xiàn)在管道細(xì)端內(nèi)壁附近。

圖5 樣品鉆桿過渡帶X 方向流速

3 失效鉆柱動(dòng)力學(xué)特性

假設(shè)如下：1）井眼截面為圓型；2）鉆柱為三維彈性梁；3）忽略鉆柱接頭的影響；4）鉆柱的變形視為小變形。利用哈密頓原理，建立鉆柱的非線性動(dòng)力學(xué)有限元方程，其一般表達(dá)式為［14］

使用有限元方法求解方程（1）時(shí)，在空間和時(shí)間上分別使用節(jié)點(diǎn)迭代法和Newmark 方法進(jìn)行離散［15］?；谝陨夏Ｐ停瑢?duì)BA6S 井鉆至3 789 m 時(shí)的鉆柱動(dòng)力學(xué)特性進(jìn)行分析。鉆具組合：φ212.7 mm PDC 鉆頭+φ171.45 mm 鉆 鋌×9 m+φ206.4 mm 穩(wěn) 定 器+φ171.45 mm 鉆鋌×18 m+φ127 mm 加重鉆桿×207 m+φ127 mm鉆桿×3 555 m，總長3 789 m；鉆井液密度為1 160 kg/m3；鉆進(jìn)參數(shù)：鉆壓70 kN，轉(zhuǎn)速60 r/min。

圖6給出了刺漏處附近（井深927 m）鉆柱的渦動(dòng)軌跡、渦動(dòng)速度和渦動(dòng)加速度。由于處于造斜段，鉆柱靠在下井壁以較小的幅度往復(fù)運(yùn)動(dòng)，渦動(dòng)速度和渦動(dòng)加速度總體水平較低，12 s 以后渦動(dòng)加速度的變化頻率較快。

將鉆柱內(nèi)部的動(dòng)態(tài)應(yīng)力代入疲勞系數(shù)計(jì)算公式［16］，可得鉆柱的動(dòng)態(tài)疲勞系數(shù)計(jì)算結(jié)果。失效鉆柱位置的動(dòng)態(tài)疲勞系數(shù)較高，最大值超過了1.2（見圖7），在11～15 s 動(dòng)態(tài)疲勞系數(shù)的變化頻率較高，主要是由彎曲應(yīng)力的變化頻率較高引起。較高的頻率會(huì)使材料更快地到達(dá)疲勞極限，導(dǎo)致鉆柱失效。在0～11 s 內(nèi)，動(dòng)態(tài)疲勞系數(shù)的變化頻率較為平穩(wěn)（約為2 Hz），12～15 s 內(nèi)，其振動(dòng)頻率雖然總體上仍為2 Hz，但是在單個(gè)周期內(nèi)，小范圍內(nèi)的振動(dòng)明顯加劇（見圖8）。

圖6 刺漏點(diǎn)附近（927 m）鉆柱的渦動(dòng)軌跡、渦動(dòng)速度及加速度

實(shí)際上，鉆柱失效一方面取決于應(yīng)力水平，另一方面取決于應(yīng)力變化頻率。應(yīng)力水平越高，失效的可能性越大。較高的應(yīng)力變化頻率會(huì)使材料更快地到達(dá)疲勞極限，導(dǎo)致鉆柱失效。應(yīng)力變化頻率越大，鉆柱失效的可能性愈大。而動(dòng)態(tài)疲勞系數(shù)體現(xiàn)了綜合應(yīng)力特征。由此可知，BA6S 井鉆柱失效連續(xù)發(fā)生并集中在某一范圍，與局部應(yīng)力的高頻變化存在一定的關(guān)系。

圖7 鉆柱的動(dòng)態(tài)疲勞系數(shù)

圖8 刺漏點(diǎn)附近（927 m）鉆柱動(dòng)態(tài)疲勞系數(shù)時(shí)程曲線

4 結(jié)論

1）失效鉆桿樣品涂層個(gè)別部位的厚度不符合SY/T 0544—2010（嚴(yán)重偏?。?，鉆桿過渡帶的安全性能存在隱患；材質(zhì)中含有的氮化物降低了鉆桿的沖擊韌性，從而減少鉆桿的疲勞壽命。

2）在復(fù)合載荷作用下，尤其是在彎曲載荷作用下，2 種失效鉆桿過渡段均具有較高的應(yīng)力水平，一定程度上增加了鉆桿加厚過渡段發(fā)生失效的風(fēng)險(xiǎn)。

3）內(nèi)部流場(chǎng)在失效鉆桿過渡帶附近形成了較為顯著的渦，鉆桿所受總壓力較大，這對(duì)鉆桿過渡帶安全性有一定的影響。

4）鉆柱在失效井段作業(yè)時(shí)沒有產(chǎn)生較為劇烈的渦動(dòng)，主要是貼近下井壁小幅度的往復(fù)運(yùn)動(dòng)，渦動(dòng)速度和渦動(dòng)加速度總體水平較低。

5）鉆柱失效井段具有較大的狗腿度，造成鉆桿過渡帶彎曲應(yīng)力較大且高頻變化，疲勞系數(shù)變大，加速了鉆桿的失效。

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