丁潔瓊，魯喜寧，高連新

(1.上海海隆石油管材研究所 上海 200949；2.華東理工大學機械與動力工程學院 上海 200237)

0 引 言

石油鉆采作業(yè)中出現(xiàn)井下套管破漏、油井出砂、管柱遇卡、井下落物等事故時，需要進行修井作業(yè)以減少經(jīng)濟損失[1]，其中套銑作業(yè)是修井的有效方法之一。套銑管柱組合與常規(guī)的鉆井組合有很大差異，套銑管柱具有套銑鞋和套銑筒等特殊井下工具。套銑筒環(huán)空尺寸小、鉆進時的摩阻較常規(guī)鉆柱更大，受力情況復雜，易導致套銑鉆柱產(chǎn)生疲勞裂紋、刺穿等問題[2]。套銑作業(yè)操作不當可能會導致套銑管柱發(fā)生斷裂和卡鉆等惡性事故[3]。本文通過對一例套銑作業(yè)中鉆桿螺紋斷裂事故的失效分析，確定其失效原因，以預防此類事故的再次發(fā)生。

1 鉆桿接頭斷裂失效概況

某鉆井隊在套銑作業(yè)時，鉆桿接頭外螺紋部位發(fā)生斷裂事故。該事故井為一口采油井，井型為直井，在回采作業(yè)過程中上提井下管柱遇卡，然后井隊對該井進行修井作業(yè)。套銑作業(yè)的鉆具組合為Φ152 mm套銑筒(長度為1.5 mm)+Φ73 mm×9.19 m S135反扣鉆桿486根+方鉆桿，鉆桿接頭螺紋型號為NC31(LH)，外徑為104.8 mm，內(nèi)徑為50.8 mm。根據(jù)井隊記錄，該批鉆桿斷裂失效前共下井作業(yè)9次。套銑時井深約為4 660.3 m，泵壓為3～5 MPa，排量為450 L/min，壓井液密度為1.15 g/cm3。套銑作業(yè)過程中，在井深約為348 m處發(fā)生鉆桿外螺紋斷裂事故。

斷裂失效的鉆桿的外螺紋斷口形貌如圖1所示。從圖1可見，失效外螺紋斷口離外螺紋密封臺肩面16～20 mm，為內(nèi)外螺紋第1、2牙嚙合位置。失效鉆桿外螺紋斷面與螺紋軸線夾角約為45°，靠近內(nèi)壁斷口受到擠壓并產(chǎn)生變形，如圖1(b)所示。該斷口裂紋由外壁向內(nèi)壁擴展。對該樣品斷口進行磁粉探傷，其余完整螺紋及臺肩區(qū)域均未發(fā)現(xiàn)裂紋。

圖1 外螺紋斷口形貌

斷裂外螺紋小端部分斷裂后殘留在內(nèi)螺紋中。對與斷裂外螺紋配合的內(nèi)螺紋的外徑進行測量，沿內(nèi)螺紋接頭倒角處每隔20 mm測量一次外徑，測量結果見表1。從表1可知，該內(nèi)螺紋倒角處外徑比標準外徑大1.74 mm。

表1 內(nèi)螺紋外徑測量結果 mm

沿縱向剖開內(nèi)螺紋接頭，取出殘留在內(nèi)螺紋中的斷裂外螺紋的小端斷口形貌如圖2(a)所示。螺紋斷面與螺紋軸線夾角約45°，部分斷面已受到磨損變形。對該螺紋進行磁粉探傷，發(fā)現(xiàn)斷面兩牙螺紋斷裂交匯處存在撕裂裂紋，周向長度約為15 mm，如圖2(b)所示。螺紋上鍍銅層沒有損傷，也沒有發(fā)生粘扣現(xiàn)象。

圖2 斷裂外螺紋小端斷口及牙底形貌

2 理化性能試驗分析

在圖1所示的斷裂斷口附近取樣，用直讀光譜儀對該試樣進行化學成分分析，分析結果見表2。在圖1所示的外螺紋大鉗部位取沖擊試樣和圓棒拉伸試樣進行沖擊試驗和拉伸試驗，并在圖1所示的外螺紋部位取硬度試樣進行硬度試驗，試驗結果見表3。失效鉆桿接頭的化學成分與各項性能均符合標準要求[4]。

表2 失效鉆桿接頭化學成分(質(zhì)量分數(shù)) %

表3 失效鉆桿接頭力學性能

在圖1所示的斷口上取樣進行金相試驗。斷口附近的組織為均勻回火索氏體，如圖3(a)所示。從圖3(a)可見，裂紋起源處螺紋牙底，微裂紋與螺紋牙底弧形中線的夾角為45°，附近存在與大裂紋角度相似的小裂紋。距離斷口最近的螺紋牙底微裂紋形貌如圖3(b)所示。斷口附近螺紋牙底的裂紋、微裂紋均與徑向夾角約為45°，這些牙底的裂紋和微裂紋與斷口面平行。

圖3 斷口附近部位金相組織及螺紋牙底微裂紋形貌

3 受力分析與有限元分析

3.1 受力分析

根據(jù)API RP 7G[5]，可使用鉆桿復合載荷圖(先拉再扭)確定其扭矩和拉伸能力極限。繪制該Φ73-9.19-S135-NC31-104.8-50.8-130KSI失效鉆桿及接頭的拉扭復合載荷圖如圖4所示，其中Ta為推薦上扣扭矩，TDH為井底上扣扭矩，T1為內(nèi)螺紋扭轉(zhuǎn)屈服載荷，T2為外螺紋扭轉(zhuǎn)屈服載荷，T3為施加臺肩分離拉伸載荷，使外螺紋屈服的額外上扣扭矩，T3-T2線表示在拉力和扭矩復合作用下外螺紋發(fā)生屈服的臨界值。假設該鉆柱處于正常鉆井作業(yè)中，只考慮鉆柱承受的拉扭復合載荷，鉆桿在按推薦上扣扭矩Ta(60%屈服扭矩)上扣，此時鉆柱可承受的最大拉伸載荷PQ約為1 580 kN，安全使用范圍是圖4中由0-P-PQ-Ta-0所圍成的區(qū)域。

圖4 鉆桿復合載荷圖(先拉后扭)

套銑作業(yè)中，銑管上的摩擦力和阻力使鉆桿接頭上和鉆桿管體上的扭矩大幅度增加，使鉆桿承受的瞬時扭矩超過鉆桿接頭設計上扣扭矩[2]。該斷裂鉆柱在進行套銑作業(yè)時，需承受額外的下部管柱拉伸載荷。鉆桿發(fā)生斷裂時下部殘留451根Φ73 mm×9.19 m S135配NC31接頭鉆桿及1.5 m套銑筒。鉆桿長度為9.65 m/根，線重為16.87 kg/m；壓井液密度為1.15 g/cm3，對應浮力系數(shù)為0.853。根據(jù)鉆柱設計和操作限度的推薦作法，可通過公式(1)[6]計算得出失效位置管柱承受其下管柱的靜拉載荷為626.495 kN。

P=Ldp×Wdp× Kb

(1)

式(1)中：P為該段鉆桿以下的鉆柱重量減去這段鉆柱在壓井液中的浮力，N；Ldp為鉆桿長度，m；Wdp為鉆桿線重，N/m；Kb為浮力系數(shù)。

當NC31鉆桿接頭施加11 640 N·m推薦上扣扭矩、同時承受拉伸載荷P=626.495 kN時，根據(jù)圖4所示的曲線，鉆桿接頭所能承受的最大井底扭矩TDH約為17 000 N·m。

3.2 有限元分析

有限元分析對象為NC31鉆桿接頭，外徑為104.8 mm，內(nèi)徑為50.8 mm，螺紋錐度為1:6，螺距為4牙/25.4 mm。在以下假設條件下進行有限元分析:1)接頭材料為各向同性。2)不計小螺紋升角的影響，接頭在幾何上為軸對稱結構。3)使用含40%～60%重量鋅粉末的螺紋脂，此時配合面(包括螺紋之間和臺肩面之間)間的摩擦系數(shù)為0.08。4)材料模型采用理想彈塑性線性模型，只計屈服強度的影響。

根據(jù)以上假設條件，將接頭按軸對稱結構分析計算，采用Marc軟件的前后置處理器Mentat進行建模和網(wǎng)格的劃分，選用的單元類型為軸對稱三節(jié)點三角形實體單元。材料參數(shù)為：彈性模量E=210 000 MPa, 泊松比μ=0.3，屈服強度Rt0.2= 827.4 MPa，材料的應力-應變曲線采用理想彈塑性模型。

圖5(a)～(c)分別是NC31鉆桿接頭施加推薦上扣扭矩11 600 N·m、推薦上扣扭矩11 600 N·m+最大安全軸向載荷1 580 kN、施加最大安全扭矩19 400 N·m +最大安全軸向載荷1 580 kN時的應力分布圖。圖5(a)中當施加扭矩和軸向載荷安全區(qū)域時，內(nèi)外螺紋大端第1、2嚙合位置出現(xiàn)應力集中[7-9]。圖5(b)隨著施加扭矩的不斷增大，應力集中加劇。圖5(c)中當井底施加扭矩與軸向載荷超出安全區(qū)域，外螺紋大端第1、2嚙合位置超過鉆桿接頭實物屈服強度952.5 MPa。

圖5 NC31接頭工作時應力分布

選取5個不同條件下的扭矩值，用有限元分析軟件模擬NC31鉆桿接頭在承受這些扭轉(zhuǎn)載荷時內(nèi)螺紋部位外徑脹大情況，計算分析鉆桿接頭螺紋部位外徑的最大變化量，結果見表4。將接頭上不同部位的外徑脹大情況繪制成曲線，如圖6所示。從圖6可見，鉆桿接頭在承受不同的扭轉(zhuǎn)載荷時，外徑有不同程度的脹大，外徑變化是在離主臺肩面0～65 mm的范圍內(nèi)，脹大量最大的位置約在離主臺肩面10～16 mm處。根據(jù)表4和圖6中的結果，NC31鉆桿接頭施加17 000 N·m時，外徑脹大量最大為0.378 mm。當扭轉(zhuǎn)載荷為20 600 N·m時，外徑脹大量最大為1.088 mm，均小于該失效鉆柱內(nèi)螺紋外徑脹大量1.74 mm，由此可知該失效鉆柱在井下承受的扭矩值已經(jīng)超過鉆桿接頭的屈服扭矩20 600 N·m。

圖6 承受不同的扭轉(zhuǎn)載荷時NC31內(nèi)螺紋不同位置的外徑脹大量

表4 NC31內(nèi)螺紋在不同扭轉(zhuǎn)載荷下的外徑最大變化量

隨著扭轉(zhuǎn)載荷的不斷增大，鉆桿外螺紋外徑脹大量不斷增加直至超出極限，鉆桿接頭在應力集中區(qū)發(fā)生扭轉(zhuǎn)斷裂失效。根據(jù)有限元分析斷裂位置為外螺紋1～2絲扣牙底，斷裂方向為沿螺紋小端、并與螺紋軸線夾角約為45°，有限元分析結果與失效樣品宏觀形貌一致。

4 鉆桿接頭斷裂原因綜合分析

某鉆井隊在套銑修井作業(yè)中鉆桿接頭外螺紋發(fā)生了斷裂失效，鉆桿接頭螺紋型號為NC31(LH)，外徑為104.8 mm，內(nèi)徑為50.8 mm，斷裂鉆桿所處井深約為348 m。理化檢驗分析結果表明，該接頭的化學成分和力學性能均符合API 5DP標準及訂貨技術協(xié)議要求，接頭金相組織為均勻的回火索氏體。失效鉆桿外螺紋接頭在大端第1～2絲扣牙底發(fā)生斷裂，斷面與螺紋軸線夾角為45°，斷口附近的螺紋牙底微裂紋與徑向夾角也為45°，這些微裂紋均為接頭在較大拉扭復合載荷下反復受力形成的疲勞裂紋。根據(jù)受力分析計算該鉆桿在井下作業(yè)所能承受的最大井底扭矩為17 000 N·m，有限元分析顯示內(nèi)螺紋外徑脹大至超出標準外徑1.74 mm時，失效鉆桿實際承受井底扭矩可能達到20 600 N·m以上，且接頭應力集中最嚴重處第1～2絲扣可能超出材料的承受極限，使接頭在該部位發(fā)生了過載扭轉(zhuǎn)失效。

API標準對S135鋼級、外徑為104.8 mm和內(nèi)徑為50.8 mm的鉆桿管體要求匹配外徑為111.1 mm和內(nèi)徑為41.28 mm的NC31接頭，該失效接頭與標準接頭相比，外徑減少而內(nèi)徑增加，使失效接頭的拉伸載荷、抗扭強度均低于標準接頭[10-12]，井底發(fā)生扭轉(zhuǎn)斷裂的可能性增大。

綜上所述，該鉆桿外螺紋接頭發(fā)生斷裂失效，裂紋起源于外螺紋接頭螺紋絲扣底部。其發(fā)生斷裂失效主要是因為鉆桿接頭匹配不當，接頭匹配性能下降，使接頭螺紋面上應力峰值增大，接頭抗疲勞能力下降。另外，套銑作業(yè)時井底工況復雜，在鉆桿接頭承受拉伸載荷的同時承受較大的扭轉(zhuǎn)載荷，鉆桿接頭在反復的拉扭載荷作用下發(fā)生疲勞斷裂。若使用標準接頭或雙臺肩高抗扭鉆桿接頭，增加接頭的拉伸載荷和抗扭強度，可有效提高鉆桿接頭的疲勞壽命[13-14]。

5 結論和建議

1)該斷裂接頭的化學成分和力學性能均符合API Spec 5DP標準要求，斷口附近金相組織為回火索氏體。

2)鉆桿接頭斷裂主要原因為套銑作業(yè)時，鉆桿接頭在井下承受了較大扭轉(zhuǎn)載荷，在軸向拉伸載荷和較大的扭轉(zhuǎn)載荷的共同作用下，外螺紋接頭部位發(fā)生了斷裂失效。

3)建議按照標準使用性能匹配的接頭，并及時對該批鉆桿接頭螺紋進行檢驗。