孔學(xué)云 李國華 陳杰 馮偉 王曉松 田飛 康縣鋒 李寶龍 齊海濤 王月 張寶林 崔麗穎

摘要：通過對鉆井扶正工具斷裂事故進(jìn)行調(diào)查，從斷口形貌、材質(zhì)成分、金相組織、力學(xué)性能、焊接組織、裂紋擴展機理等方面進(jìn)行綜合研究分析，結(jié)果表明：工具失效源于焊接部位出現(xiàn)的許多呈放射狀的微裂紋，基體內(nèi)部出現(xiàn)多處疲勞弧線，原材料存在明顯的成分偏析和組織不均一性，使得材料性能降低等輔助原因，導(dǎo)致工具失效。通過對焊接工藝評審和優(yōu)化改進(jìn)，嚴(yán)控材料冶金和成型工藝等措施，解決了工具失效問題。

關(guān)鍵詞：鉆井；扶正工具；焊接；沖擊功

中圖分類號：TE951文獻(xiàn)標(biāo)識碼：Adoi：10.3969/j.issn.1001-3482.2024.02.012

海洋石油開采具有高風(fēng)險、高成本、高難度的特點，要求油氣井工具有高性能、高可靠性、長壽命。而油氣田開發(fā)中工具都是在數(shù)千米深的井中工作，環(huán)境惡劣，受力狀況復(fù)雜，通常情況下，工具既要承受拉應(yīng)力、扭轉(zhuǎn)彎曲應(yīng)力，也要承受強烈的摩擦和沖擊，同時工具也要耐高溫、高壓和環(huán)境的腐蝕。這就要求井下工具材料性能要具有優(yōu)良的綜合機械性能，既要保證高的強度，也要保證優(yōu)良的沖擊韌性，同時還要耐海水、泥漿的腐蝕。因此，工具材料的成型工藝、熱處理工藝、焊接工藝以及工具本身的結(jié)構(gòu)和制造工藝都要合理并嚴(yán)格控制，才能保證工具性能滿足現(xiàn)場惡劣工況。

本文針對鉆井工具在鉆進(jìn)的過程中，管柱中的扶正器斷裂造成事故和經(jīng)濟損失，對斷裂的扶正器開展斷口宏觀和微觀形貌、化學(xué)成分、力學(xué)性能、金相組織等分析，從冶煉、成型和熱處理源頭和本質(zhì)上把控原材料質(zhì)量，提出改進(jìn)和預(yù)防措施。

第53卷第2期孔學(xué)云，等：鉆井扶正工具斷裂失效分析及預(yù)防石油礦場機械2024年3月1作業(yè)工況

在渤海某井244.475 mm（9英寸）套管進(jìn)行開窗作業(yè)，窗口深度480.0 ～485.5 m，開窗結(jié)束后，進(jìn)行一開鉆井作業(yè)，組合一開鉆具，扶正器入井。當(dāng)215.9 mm（8英寸）井眼旋轉(zhuǎn)鉆進(jìn)至2 179 m。頻繁憋壓、蹩扭矩，機械鉆速慢，多次調(diào)整鉆井參數(shù)仍無效果。決定起鉆檢查底部鉆具，發(fā)現(xiàn)扶正器斷裂，扶正翼與浮閥、馬達(dá)和鉆頭落入井底，造成事故。

鉆具組合：215.9 mm（8英寸）PDC（水眼：16×7，16/32英寸，7個）+171.45 mm（6英寸）PDM（CN：2200050）+165.1 mm（6英寸）F/V +196.85 mm（7英寸）STB+171.45 mm（6英寸）DWPR171.45 mm（6英寸）（DIM2+DSM）+ 171.45 mm（6英寸）（ABC+BCPM2）+ 171.45 mm（6英寸）NMCSDP+171.45 mm（6英寸）Filter+165.1 mm（6英寸）JAR（CN：M190606）+127 mm（5英寸）HWDP×14根+171.45 mm（6英寸）徑向短節(jié)+127 mm（5英寸）DP。

旋轉(zhuǎn)鉆進(jìn)參數(shù)：鉆壓30～70 kN，排量2 100 L/min，泵壓14.9～16.5 MPa，轉(zhuǎn)速 60 r/min，扭矩22.7～27.4 kN·m。

倒劃眼參數(shù)：排量1 800～2 200 L/min，泵壓13.2～14.9 MPa，轉(zhuǎn)速60 r/min，扭矩18.3～21.1 kN·m。

2檢測與分析

2.1取樣及斷口分析

開展對斷裂扶正器（如圖1）的斷口宏觀分析、微觀形貌及能譜微區(qū)分析、化學(xué)成分、拉伸測試、沖擊測試、硬度、顯微組織、夾雜物等分析，查找扶正器斷裂的原因。

圖1扶正器斷裂位置及斷口形貌

斷口表面明顯生銹，斷口較平整，未見明顯變形。斷口經(jīng)過除銹清理后發(fā)現(xiàn)，斷口圓周方向存在3處等間距的有別于扶正器本體的區(qū)域，如圖1b中劃線區(qū)域，該區(qū)域存在2種形貌，如圖1c，一種為最外側(cè)與基體形貌相近，另一種位于中間位置與基體相連呈層狀堆垛排列形貌符合熔焊特征，推測該斷裂的扶正器經(jīng)過熔焊。

對斷口進(jìn)行低倍分析，該斷口裂紋源為多源起裂，扶正器斷口的多處裂紋源均起始于熔焊位置與基材的交界位置并沿徑向逐漸向內(nèi)擴展直至斷裂位置，斷口上疲勞臺階數(shù)目較多，且部分區(qū)域低倍下可以觀察到明顯的疲勞弧線，斷口呈現(xiàn)疲勞特征。

2.2化學(xué)成分檢測分析

采用SPECTRO LAB M11直讀光譜儀，按照GB/T 4336—2016進(jìn)行化學(xué)成分分析，檢測結(jié)果符合SY/T 5051—2016標(biāo)準(zhǔn)要求，如表1所示。

2.3力學(xué)性能測試分析

根據(jù)GB/T 228.1—2021標(biāo)準(zhǔn)，使用萬能材料試驗機，對扶正器進(jìn)行拉伸測試，拉伸測試結(jié)果符合SY/T 5051—2016要求標(biāo)準(zhǔn)要求，如表2所示。表2力學(xué)性能檢測

樣品編號抗拉強度Rm/MPa屈服強度Rp0.2/MPa斷后伸長率A/%斷面收縮率Z/%1#1 00784820.0542#99585019.0573#1 00184820.056SY/T 5051-2016

標(biāo)準(zhǔn)要求≥965≥758≥13≥40

根據(jù)GB/T 231.1—2018標(biāo)準(zhǔn)，使用布氏硬度計，對扶正器徑向不同位置進(jìn)行布氏硬度測試，測試取樣如圖2，測試結(jié)果如表3所示。

由硬度測試結(jié)果可知，硬度值出從外表面至內(nèi)表面呈現(xiàn)遞減的趨勢，平均硬度值為303 HBW，滿足SY/T 5051—2016標(biāo)準(zhǔn)中對布氏硬度的要求。

跟據(jù)GB/T 229—2020標(biāo)準(zhǔn)，使用擺錘式?jīng)_擊試驗機，對扶正器進(jìn)行沖擊測試。由于硬度呈現(xiàn)梯度變化，故沿著徑向外表面、壁厚中心、內(nèi)表面三個位置取樣，取樣位置如圖3所示。沖擊性能檢測如表4。表3布氏硬度檢測（HBW 10/3000）

位置1位置2位置3位置4位置5均值扶正器315313311288290303SY/T 5051-

2016標(biāo)準(zhǔn)要求≥285SY/T 5051—2016標(biāo)準(zhǔn)中要求沖擊性能測試距離外表面至少25 cm或壁厚中心位置，取二者中距離表面較近者的沖擊性能，故按照壁厚中心位置（距離外表面約23.5 cm）的測試結(jié)果判定，壁厚中心位置沖擊試驗結(jié)果平均值為50.4 J，低于SY/T 5051—2016標(biāo)準(zhǔn)要求；同時沖擊性能由外表面向內(nèi)表面呈逐漸降低的趨勢，與硬度變化趨勢一致。

根據(jù)沖擊和硬度測試結(jié)果，沖擊性能和硬度由外表面向內(nèi)表面呈降低趨勢，因此，金相研究的取樣位置為工件的外表面位置、壁厚中心位置、近內(nèi)表面位置，分別命名為Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ位置。?、裎恢?、Ⅲ位置沖擊試樣進(jìn)行斷口、金相分析，以查找沖擊性能差異的原因。金相測試取樣如圖4所示，金相組織如圖5所示。

由圖5金相組織可知，Ⅰ位置（近外表面位置，沖擊吸收能高）橫向、縱向組織均為回火索氏體，縱向存在成分帶狀偏析。Ⅲ位置（近內(nèi)表面位置，沖擊吸收能低）橫向、縱向組織均為回火索氏體，縱向存在明顯成分帶狀偏析以及明顯的微區(qū)組織差異，部分晶粒內(nèi)部由于C含量較少，整體呈現(xiàn)顏色較淺特征。

對于金相組織顏色不一的區(qū)域進(jìn)行顯微硬度分析，如圖5f，顏色較淺處金相的維氏硬度值約324 HV0.01明顯低于顏色較深位置的顯微硬度431 HV0.01；而圖5e圖中的組織顏色差別不大，顯微硬度檢測差別也不大。據(jù)此推斷：造成材料不同區(qū)域的沖擊功性能差別大的原因就是材料的成分帶狀偏析和組織不均勻。這與材料的冶金和成型以及后期的熱處理工藝有關(guān)。

2.5斷口分析

對扶正器斷口進(jìn)行取樣，選擇在肉眼能夠看得見的微裂紋以及具有明顯斷裂特征處進(jìn)行取樣，如圖6所示I和II區(qū)域。采用Zeiss EVO 掃描電子顯微鏡對斷口進(jìn)行微觀形貌分析。如圖7所示。

使用掃描電鏡對I和II試樣進(jìn)行斷口形貌分析，結(jié)果表明：I和II區(qū)域斷口均存在明顯的疲勞弧線，多為放射棱線狀，起源于熔焊與基體交界位置，且存在小氣孔；I區(qū)域存在瞬斷的韌窩形貌；II區(qū)域存在平行狀的二次裂紋形貌，進(jìn)一步分析，裂紋從肉眼可見的焊接處的裂紋向內(nèi)部擴展，在基體材料中形成的二次平行裂紋。由此推斷，裂紋源起始于熔焊區(qū)與本體基材的交界位置，失效機理為疲勞斷裂。

3開裂原因分析討論與解決方案

3.1從裂紋形貌和焊接工藝上分析

觀察扶正工具裂紋形貌，屬于多源起裂，放射狀裂紋，存在于焊接和基體交接處，堆焊條存在明顯的厚度不均一性，在外界鉆井作業(yè)交變的應(yīng)力載荷下，裂紋進(jìn)一步向內(nèi)擴展，在基體內(nèi)部出現(xiàn)多處疲勞弧線，進(jìn)一步形成二次裂紋，裂紋深入擴展，不斷地交變載荷，最終導(dǎo)致工具疲勞斷裂。

鉆井扶正工具比較特殊，需要在工具外表面要敷焊硬質(zhì)合金，達(dá)到扶正和耐磨的作用。由于焊接工藝溫度高達(dá)1 000 ℃，工件比較大，焊接后，基體材料容易造成金粒長大，有的會發(fā)生組織轉(zhuǎn)變，在材料內(nèi)部形成組織應(yīng)力和熱應(yīng)力，使得材料形成微裂紋，同時，焊接熱影響區(qū)控制不好，也會出現(xiàn)金相組織的變化，導(dǎo)致基體材料性能下降。

3.2從原材料成分、性能和金相組織上分析

鉆井扶正工具原材料成分不均一性和C元素的帶狀偏析造成材料本身沖擊功存在較大偏差，部分區(qū)域沖擊功低于標(biāo)準(zhǔn)要求，使得工具在鉆進(jìn)過程中，承受拉力、壓力和交變應(yīng)力載荷，超過工具性能極限，造成工具斷裂。

相關(guān)文獻(xiàn)［2］指出，由于鋼液在鑄錠結(jié)晶過程中選擇性結(jié)晶形成化學(xué)成分呈不均勻分布的枝晶組織，鑄錠中的粗大枝晶在軋制或鍛造時沿變形方向被拉長，并逐漸與變形方向一致，從而形成碳及合金元素的貧化帶（實際上是條）和貧化帶彼此交替堆疊，在緩冷條件下，先在碳及合金元素貧化帶（過冷奧氏體穩(wěn)定性較低）析出先共析鐵素體，并將多余的碳排入兩側(cè)的富化帶，最終形成以鐵素體為主的帶；碳及合金元素富化帶，其過冷奧氏體穩(wěn)定性較高，在其后形成以珠光體為主的帶，因而形成了以鐵素體為主的帶與以珠光體為主的帶彼此交替。最終使得材料本身形成成分不均一性，導(dǎo)致材料基體性能不均勻，出現(xiàn)了基體材料沖擊功和硬度有高有低的主要原因。

3.3解決方案

通過以上鉆井扶正工具斷裂失效原因分析，首先在焊接工藝上進(jìn)行改進(jìn)，尤其是對焊接后工具整體的保溫和冷卻工藝進(jìn)行優(yōu)化，并采用多種探傷方法（超聲、滲透和磁粉）確保焊接后，焊接材料和基體材料連接牢固，不出現(xiàn)裂紋。同時，加強原材料冶煉和成型過程性能穩(wěn)定性的管控，要求提供隨爐試樣，進(jìn)行第三方性能和成分檢測驗證。

通過上述解決方案，目前，使用的鉆井扶正工具斷裂失效率較前兩年下降8%。

4結(jié)論及建議

1）分析的扶正工具的失效機理為疲勞斷裂，斷口呈現(xiàn)多源起裂，裂紋起始于圓周方向熔焊位置與基體交界處，在交界處存在小氣孔優(yōu)先成為疲勞主裂紋源，在鉆進(jìn)過程中受交變載荷作用裂紋向內(nèi)部擴展，直至斷裂。

2）斷裂的扶正工具基體材料的化學(xué)成分、硬度、拉伸性能均符合SY/T 5051—2016標(biāo)準(zhǔn)要求，沖擊性能低于標(biāo)準(zhǔn)要求，金相夾雜物未見異常。

3）硬度、沖擊性能表現(xiàn)為從外表面至內(nèi)表面逐漸降低，沖擊性能最大相差近一倍，源于成分偏析和組織差異。

4）針對承受復(fù)雜交變應(yīng)力和不確定工況的鉆井工具，建議后續(xù)開展工具在不同工況下使用壽命數(shù)據(jù)的收集，并進(jìn)行統(tǒng)計和分析，提取數(shù)學(xué)模型，建立使用壽命的“狀態(tài)管理”模式，而不是單一的時間壽命管理模式。

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