龔丹梅，余世杰，2，劉賢文，魏立明，馬金山，袁鵬斌，2

（1.上海海隆石油管材研究所，上海200949；2.西南石油大學(xué)，成都610500；3.渤海鉆探公司鉆井技術(shù)服務(wù)公司，天津300280）

0 引 言

目前城市燃?xì)夤艿?、油氣輸送管道的主要敷設(shè)方式雖仍以大開挖為主，但在一些地勢(shì)復(fù)雜的區(qū)域卻不能采取這種方式，只能采取非開挖的施工方法。水平定向穿越是目前使用最為廣泛的一種非開挖技術(shù)，它是一種通過(guò)穿越地表建筑物、自然障礙物來(lái)鋪設(shè)燃?xì)夤艿赖姆椒?。鉆桿是定向穿越常用的鉆具，起著傳遞扭矩、循環(huán)泥漿的作用。鉆桿在鉆導(dǎo)向孔及擴(kuò)孔過(guò)程中，要承受惡劣工況所產(chǎn)生的高應(yīng)力值，易在表面萌生疲勞裂紋，進(jìn)而發(fā)生疲勞失效［1］。某施工單位在定向穿越某河段工程鉆導(dǎo)向孔結(jié)束后，發(fā)現(xiàn)一根鉆桿在管體加厚過(guò)渡帶處發(fā)生了斷裂。該失效鉆桿為新投入使用，按API Spec 5DP 標(biāo)準(zhǔn)生產(chǎn)和檢驗(yàn)，規(guī)格為φ139.7mm×10.54mm，鋼級(jí)為S135，鉆桿管體材料牌號(hào)為26CrMo。該鉆桿在井累計(jì)鉆進(jìn)時(shí)間約48h。施工工程為穿越河流段，工程長(zhǎng)度為1 340m，水平段深度約為20m，地質(zhì)為砂礫、膨潤(rùn)土礦床，無(wú)H2S、CO2等腐蝕性介質(zhì)。導(dǎo)向孔鉆孔直徑為0.2 m，入土角6°～15°，泵壓約20 MPa。斷裂前使用時(shí)工程施工扭矩的壓力表顯示為14～16 MPa（為3 118.3～3 424.7N·m），推進(jìn)力為3～6MPa。為找到鉆桿斷裂的原因，作者對(duì)其進(jìn)行了失效分析。

1 理化檢驗(yàn)及結(jié)果

1.1 斷口宏觀形貌

圖1 失效鉆桿斷口的宏觀形貌Fig.1 Macrograph of the fracure of the failed drill pipe

由圖1可見(jiàn)，失效鉆桿斷口無(wú)明顯的宏觀塑性變形。斷口處壁厚約為16.8mm，為鉆桿管體加厚過(guò)渡帶部位。整個(gè)斷面與鉆桿軸線約呈45°，裂紋源區(qū)為平坦的扇形區(qū)域，其周向長(zhǎng)度約為51 mm，徑向深度最深約為8mm，見(jiàn)圖2。裂紋源區(qū)扇形前沿存在放射狀紋路，為裂紋失穩(wěn)擴(kuò)展紋路；在裂紋源區(qū)兩側(cè)的失穩(wěn)擴(kuò)展區(qū)裂紋呈人字形擴(kuò)展，人字紋收斂于裂紋源區(qū)方向，人字紋為脆性斷口的宏觀特征。瞬斷區(qū)與裂紋失穩(wěn)擴(kuò)展區(qū)呈一定角度，有明顯的剪切唇，且中間較為光滑，這是由于斷裂時(shí)該區(qū)域受力狀態(tài)由兩向應(yīng)力狀態(tài)瞬間變成了單向應(yīng)力狀態(tài)而導(dǎo)致的。對(duì)失效鉆桿進(jìn)行磁粉探傷檢驗(yàn)，未發(fā)現(xiàn)其外表面存在裂紋或缺陷。

圖2 裂紋源區(qū)的宏觀形貌Fig.2 Macrograph of crack source zone

根據(jù)裂紋源區(qū)的形貌，可以推斷失效鉆桿斷裂起源于鉆桿外壁，為脆性斷裂。

1.2 化學(xué)成分

在斷口附近取樣，采用直讀光譜儀對(duì)失效鉆桿進(jìn)行化學(xué)成分分析。由表1可知，失效鉆桿的化學(xué)成分符合API SPEC 5DP標(biāo)準(zhǔn)［2］。

1.3 力學(xué)性能

在失效鉆桿斷口附近沿鉆桿軸向分別取規(guī)格為25.4mm×10.54 mm 的板狀拉伸試樣和規(guī)格為10mm×10mm×55 mm 的夏比V 型缺口沖擊試樣，按照ASTM A370-11《鋼產(chǎn)品機(jī)械測(cè)試的方法和定義》標(biāo)準(zhǔn)進(jìn)行試驗(yàn)，結(jié)果見(jiàn)表2?？梢?jiàn)，失效鉆桿的力學(xué)性能均符合API SPEC 5DP標(biāo)準(zhǔn)的要求。

表1 失效鉆桿管體的化學(xué)成分（質(zhì)量分?jǐn)?shù)）Tab.1 Chemical composition of the failed drill pipe（mass） %

表2 失效鉆桿管體的力學(xué)性能Tab.2 Mechanical properties of the failed drill pipe

1.4 顯微組織

在裂紋源區(qū)取縱向試樣，根據(jù)GB／T 6394-2002《平均晶粒度測(cè)定方法》和GB／T 13298-1991《金屬顯微組織檢驗(yàn)方法》對(duì)失效鉆桿進(jìn)行金相檢驗(yàn)，檢驗(yàn)結(jié)果顯示失效鉆桿基體的晶粒度為8.5級(jí)，靠近內(nèi)壁的組織為回火索氏體、上貝氏體及網(wǎng)狀鐵素體，如圖3（a）所示；而靠近外壁的組織為回火索氏體，但明顯能夠觀察到晶界，如圖3（b）所示。這表明斷口靠近外壁處組織的淬透性優(yōu)于靠近內(nèi)壁處組織的淬透性，上貝氏體及網(wǎng)狀鐵素體在一定程度上可降低材料的韌性。

1.5 SEM 形貌

由圖4可見(jiàn)，裂紋源區(qū)呈放射狀形貌，由外壁向內(nèi)擴(kuò)展形成扇形。裂紋源區(qū)不同位置處均呈冰糖狀沿晶形貌，其典型形貌如圖5（a）所示，裂紋失穩(wěn)擴(kuò)展區(qū)的局部形貌主要為準(zhǔn)解理形貌，如圖5（b）所示。

圖3 失效鉆桿的顯微組織Fig.3 Microstructure of the failed dill pipe：（a）inside wall and（b）outside wall

圖4 裂紋源區(qū)的SEM 形貌Fig.4 SEM morphology of crack source zone

在裂紋源區(qū)沿管體縱向剖開，經(jīng)磨拋后在電鏡下觀察縱截面，可見(jiàn)斷口裂紋源區(qū)底部多處存在沿晶微裂紋，如圖6所示。

根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)資料記錄，該失效鉆桿的使用環(huán)境中并未含有H2S氣體，并非發(fā)生應(yīng)力腐蝕開裂?？梢酝茢?，裂紋源區(qū)沿晶形貌為淬火開裂形貌。

1.6 微區(qū)成分

對(duì)裂紋源縱截面的沿晶微裂紋內(nèi)進(jìn)行能譜分析，采集位置如圖7（a）所示，分析結(jié)果見(jiàn)圖7（b）?？梢?jiàn)，沿晶微裂紋內(nèi)主要含有氧、鈣、硫等元素，其中氧的質(zhì)量分?jǐn)?shù)高達(dá)24.10%，裂紋內(nèi)部可能為鐵的氧化物。這進(jìn)一步表明裂紋為熱處理時(shí)形成的淬火裂紋，在隨后的高溫回火中形成了氧化層，因此氧含量較高。

圖5 失效鉆桿斷口上不同區(qū)域的SEM 形貌Fig.5 SEM morphology of different regions on frature of the failed drill pipe：（a）crack source zone and（b）crack propogation zone

圖6 裂紋源區(qū)沿晶微裂紋的SEM 形貌Fig.6 SEM morphology of intergranular microcracks in crack source zone

2 斷裂力學(xué)分析

由表2可知，失效鉆桿斷裂部位的抗拉強(qiáng)度為1 213.8 MPa，屬于高強(qiáng)鋼范疇，斷裂起源于外壁淬火裂紋，其性質(zhì)為脆性斷裂，可用相關(guān)斷裂力學(xué)理論分析。線彈性斷裂力學(xué)理論認(rèn)為［3-5］，對(duì)于帶裂紋的構(gòu)件，只要裂紋長(zhǎng)度低于臨界尺寸仍可使用；在循環(huán)載荷作用下，裂紋會(huì)緩慢擴(kuò)展，直至達(dá)到臨界長(zhǎng)度時(shí)，構(gòu)件才會(huì)失穩(wěn)破壞。失效鉆桿外壁存在橫向淬火裂紋，工作時(shí)主要受到扭轉(zhuǎn)、拉壓以及彎曲作用，可利用線彈性斷裂力學(xué)理論分析裂紋發(fā)生失穩(wěn)擴(kuò)展的臨界應(yīng)力狀態(tài)。

圖7 裂紋源區(qū)能譜分析位置及EDS結(jié)果Fig.7 Acquisition position in crack source area for EDS analysis（a）and EDS results（b）

斷裂韌度是表征材料抵抗裂紋失穩(wěn)擴(kuò)展的力學(xué)性能指標(biāo)。Barsom 等［4］根據(jù)屈服強(qiáng)度σs為758～1 696 MPa、斷裂韌度KIC為95.6～270 MPa·、沖擊功Ak為21.7～120.6J的不同鋼種的性能指標(biāo)，得出了KIC與Ak以及σs之間的經(jīng)驗(yàn)公式：

將失效鉆桿的屈服強(qiáng)度、沖擊功（取最小值）帶入式（1），可計(jì)算出該鉆桿的斷裂韌度約為188.4 MPa·。根據(jù)鉆桿使用時(shí)的受力情況，其表面的淬火裂紋可視為平面應(yīng)變狀態(tài)下的I型裂紋，裂紋尖端區(qū)域應(yīng)力強(qiáng)度因子可表示為［3-4］

式中：KI為裂紋尖端應(yīng)力強(qiáng)度因子；a 為二分之一的裂紋長(zhǎng)度（在此為裂紋徑向深度），m；σ為與裂紋面垂直的拉應(yīng)力，MPa；Y 為裂紋形狀因子，一般不小于1，可查閱相關(guān)資料獲得。

由式（2）可知，對(duì)于具有一定尺寸的裂紋，KI值將隨應(yīng)力的增大而增大。根據(jù)線彈性斷裂力學(xué)平面應(yīng)變狀態(tài)下的K 判據(jù)［4］可知，含裂紋的彈性體在外力作用下，裂紋尖端的應(yīng)力強(qiáng)度因子增大到臨界值KIC時(shí)，裂紋將發(fā)生失穩(wěn)擴(kuò)展而斷裂。此時(shí)

式中：σc為斷裂強(qiáng)度，MPa；KIC為平面應(yīng)變斷裂韌度。

失效鉆桿外表面裂紋的徑向深度約為8 mm，根據(jù)裂紋形狀查閱相關(guān)資料［6-7］可知，裂紋形狀因子Y 取2.89。根據(jù)式（3）可以計(jì)算出失效鉆桿裂紋發(fā)生失穩(wěn)擴(kuò)展的臨界應(yīng)力約為411 MPa，此即為失效鉆桿在該淬火裂紋存在情況下的斷裂強(qiáng)度。可見(jiàn)，由于裂紋的存在使該區(qū)域?qū)嶋H斷裂強(qiáng)度大大降低，僅為其抗拉強(qiáng)度的33%。

3 斷裂原因分析

理化檢驗(yàn)結(jié)果表明，失效鉆桿的化學(xué)成分、力學(xué)性能均符合標(biāo)準(zhǔn)要求。斷口附近靠近外壁區(qū)域的組織為回火索氏體，靠近內(nèi)壁處存在少量的網(wǎng)狀鐵素體、上貝氏體等組織。從斷口形貌上看，該失效鉆桿的斷裂性質(zhì)為脆性斷裂，裂紋源區(qū)存在淬火開裂的沿晶形貌，可以推斷鉆桿斷裂起源于外壁淬火裂紋?；诰€彈性斷裂力學(xué)理論，原始淬火裂紋的存在使裂紋附近區(qū)域的實(shí)際斷裂強(qiáng)度降低，進(jìn)而在循環(huán)載荷作用下，隨著裂紋的緩慢擴(kuò)展，臨界斷裂應(yīng)力越來(lái)越小。

在鉆井過(guò)程中，大部分鉆桿容易在加厚過(guò)渡帶消失區(qū)域發(fā)生失效［8-9］。這是由于該區(qū)域壁厚發(fā)生了變化，引起了較大應(yīng)力集中而導(dǎo)致的。鉆桿管體經(jīng)調(diào)質(zhì)處理后，表面的殘余應(yīng)力雖然得到了部分釋放，但仍然較大，甚至可達(dá)100～200 MPa［10］。外壁淬火裂紋的存在使材料本身的承載能力降低［11］，裂紋尖端實(shí)際所受應(yīng)力為殘余應(yīng)力、工作應(yīng)力以及應(yīng)力集中效應(yīng)的疊加，其應(yīng)力值遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于鉆桿所受工作應(yīng)力。當(dāng)裂紋尖端所受應(yīng)力超過(guò)臨界斷裂應(yīng)力時(shí)，必然會(huì)導(dǎo)致淬火裂紋快速擴(kuò)展，從而發(fā)生斷裂。

4 結(jié)論與建議

失效鉆桿在加厚過(guò)渡帶處發(fā)生的斷裂為脆性斷裂，主要是在其生產(chǎn)過(guò)程中于加厚過(guò)渡帶表面形成的淬火裂紋所致；建議加強(qiáng)鉆桿出廠前的超聲波探傷，以避免有缺陷的產(chǎn)品投入使用。

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