白 強(qiáng)１,馬健強(qiáng)２,韓新泉２,李德君１,劉 強(qiáng)１

(１．中國(guó)石油集團(tuán)石油管工程技術(shù)研究院 石油管材及裝備材料服役行為與結(jié)構(gòu)安全國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,西安 ７１００７７;

２．中石油煤層氣有限責(zé)任公司,北京 １０００２８)

摘 要:通過(guò)斷口宏微觀分析、金相檢驗(yàn)、化學(xué)成分分析、力學(xué)性能試驗(yàn)等方法,結(jié)合結(jié)構(gòu)因素和

服役工況條件分析,對(duì)某油井發(fā)生的鉆柱轉(zhuǎn)換接頭斷裂失效原因進(jìn)行了分析.結(jié)果表明:該鉆柱轉(zhuǎn)

換接頭失效模式為疲勞斷裂;接頭彎曲強(qiáng)度比偏低以及內(nèi)螺紋根部應(yīng)力集中嚴(yán)重是導(dǎo)致其過(guò)早發(fā)

生疲勞斷裂的主要原因;通過(guò)優(yōu)化與改進(jìn)鉆柱轉(zhuǎn)換接頭結(jié)構(gòu)以降低螺紋根部的應(yīng)力集中、提高螺紋

的加工質(zhì)量以降低螺紋表面粗糙度、改進(jìn)熱處理工藝使轉(zhuǎn)換接頭具有理想的組織狀態(tài)等措施,可有

效提高鉆柱轉(zhuǎn)換接頭的服役壽命.

關(guān)鍵詞:鉆柱轉(zhuǎn)換接頭;斷裂;疲勞;應(yīng)力集中;失效分析

中圖分類號(hào):TE９２１ 文獻(xiàn)標(biāo)志碼:B 文章編號(hào):１００１Ｇ４０１２(２０１７)０８Ｇ０５８５Ｇ０５

收稿日期:２０１６Ｇ１２Ｇ０９

作者簡(jiǎn)介:白 強(qiáng)(１９８４－),男,工程師,碩士,主要從事石油管檢

測(cè)和新產(chǎn)品新技術(shù)研發(fā)工作,baiqiang＠cnpc．com．cn

CauseAnalysisonFractureofaDrillＧStemSub

BAIQiang

１,MAJianqiang

２,HANXinquan２,LIDejun１,LIUQiang

１

(１．StateKeyLaboratoryofPerformanceandStructuralSafetyforPetroleum TubularGoodsandEquipmentMaterials,CNPCTubularGoodsResearchInstitute,Xi’an７１００７７,China;PetroChinaCoalbedMethaneCompanyLimited,Beijing１０００２８,China)

Abstract:Throughmeansofmacroandmicrofractureanalysis,metallographicexamination,chemicalcompositionanalysis,mechanicalpropertytestandsoon,combinedwithstructureandworkingconditionanalysis,

thefracturefailurecausesofthedrillＧstemsubinanoilwellwereanalyzed．Theresultsshowthatthefailuremode

ofthedrillＧstem subwasfatiguefracture,andthelowerbendingstrengthratioofthesubandseriousstressconcentrationattherootoftheinternalthreadsweremaincausesfortheearlyfatiguefractureofthedrillＧstemsub．

Theservicelifeofthedrillstemsubcouldbeeffectivelyenhancedbymeasuressuchasoptimizingofthestructureto

reducethestressconcentrationofthethreadroot,improvingthemachiningqualitytoreducethesurfaceroughness

ofthethread,improvingtheheattreatmentprocesstoachieveidealmicrostructureandsoon．

Keywords:drillstemsub;fracture;fatigue;stressconcentration;failureanalysis

某油井２０１６年６月２日３:００開鉆,６月４日０:３０一開完鉆,井深３７８m.６月６日二開開鉆,至６月８日１９:００井隊(duì)正常進(jìn)行二開鉆進(jìn)作業(yè),鉆進(jìn)至井深８５０ m 時(shí) 發(fā) 現(xiàn) 大 鉤 懸 重 由 ６６２．９３ kN(鉆 壓１６９．１kN)瞬間下降至４５３．８２kN,泵壓由１０．９０ MPa

降至 ４．９５ MPa,扭 矩 由 １０５６９ N?? m 瞬 間 降 至０N??m.上提鉆具后檢查發(fā)現(xiàn)井內(nèi)鉆具原懸重由８３２．０kN 降 至 ４５３．８kN,鉆 具 懸 重 減 少 ３７８．２kN.

６月９日２０:４５ 起 出 鉆 具 后 發(fā) 現(xiàn),井 內(nèi) ６３１ mm×４１０mm變扣接頭從母扣端斷裂,下入卡瓦打撈筒一次性成功打撈出全部落魚,井下落魚長(zhǎng)度１８５．９５m,魚頭井深６６４m.６月９日１６:００該油井恢復(fù)正常生產(chǎn).

發(fā)生斷裂的６３１mm×４１０ mm 鉆柱轉(zhuǎn)換接頭的大致結(jié)構(gòu)如圖１所示,通過(guò) NC５０內(nèi)螺紋向上與６Ｇ１/２″(１６５．１ mm)鉆 鋌 相 連,通 過(guò) ６Ｇ５/８″(１６８．３mm)REG 外螺紋向下與８Ｇ１/４″(２０９．６mm)鉆鋌相

連.由現(xiàn)場(chǎng)拍攝的圖片可以清楚地看到,斷裂位于轉(zhuǎn)換接頭內(nèi)螺紋與外螺紋嚙合最后１扣附近.發(fā)生斷裂的轉(zhuǎn)換接頭從第一次投入使用到發(fā)生斷裂累計(jì)

服役時(shí)間為２７１h.該井鉆壓為８８．９８~２８９．２kN,

鉆 進(jìn) 轉(zhuǎn) 速 為 ８０ ~ ９０ r?? min－１,排 量 為１８６．１４m３??h－１,立壓為１０．９５ MPa,扭矩為５４２０~１２１９５N??m.鉆進(jìn)地層巖性為白云巖,另有少量硬石膏及 頁(yè) 巖 夾 層.鉆 井 使 用 泥 漿 的 pH 為 １０.為了查明該鉆柱轉(zhuǎn)換接頭斷裂失效原因,筆者對(duì)其進(jìn)行了理化檢驗(yàn)及斷裂原因分析.

服役時(shí)間為２７１h.該井鉆壓為８８．９８~２８９．２kN,

鉆 進(jìn) 轉(zhuǎn) 速 為 ８０ ~ ９０ r?? min－１,排 量 為１８６．１４m３??h－１,立壓為１０．９５ MPa,扭矩為５４２０~

１２１９５N??m.鉆進(jìn)地層巖性為白云巖,另有少量硬石膏及 頁(yè) 巖 夾 層.鉆 井 使 用 泥 漿 的 pH 為 １０.

為了查明該鉆柱轉(zhuǎn)換接頭斷裂失效原因,筆者對(duì)其進(jìn)行了理化檢驗(yàn)及斷裂原因分析.

１ 理化檢驗(yàn)

１．１ 宏觀分析

圖２ 轉(zhuǎn)換接頭斷口宏觀形貌

Fig.２ MacromorphologyoffractureofthedrillＧstemsuba fullview b localmagnifiedmorphology

失效轉(zhuǎn)換接頭的宏觀形貌如圖２所示,可見斷口上有２個(gè)較大的平臺(tái)區(qū),斷面平坦,無(wú)明顯塑性變形,２個(gè)平臺(tái)區(qū)分別位于嚙合螺紋的倒數(shù)第１扣和第２扣,平臺(tái)內(nèi)多處可觀察到半圓形弧線,這些半圓形弧線為疲勞貝殼紋線,斷口呈現(xiàn)明顯的疲勞斷裂特征.裂紋起源于轉(zhuǎn)換接頭內(nèi)螺紋根部,且具有多源性[１Ｇ３],裂紋由內(nèi)向外擴(kuò)展直至發(fā)生斷裂,斷口上

兩處凸起區(qū)域?yàn)榧羟写?即最后發(fā)生斷裂的部位.

由圖２還可見,轉(zhuǎn)換接頭內(nèi)螺紋表面較粗糙,能明顯地觀察到車削痕跡.

１．２ 斷口微觀分析

對(duì)發(fā)生斷裂失效的轉(zhuǎn)換接頭斷口進(jìn)行掃描電鏡分析,可見斷口表面大多數(shù)區(qū)域被較厚的腐蝕產(chǎn)物覆蓋,僅在局部區(qū)域可以觀察到準(zhǔn)解理斷裂特征,斷口的裂紋源區(qū)和擴(kuò)展區(qū)均能觀察到沿晶二次裂紋,如圖３所示.

圖３ 裂紋源區(qū)及擴(kuò)展區(qū)的沿晶二次裂紋形貌

Fig.３ Morphologyofintergranularsecondarycracksinthe

a cracksourceregionandb crackgrowthregion

１．３ 金相檢驗(yàn)

采用線切割的方式將失效轉(zhuǎn)換接頭斷口上的平臺(tái)區(qū)切割下來(lái),并沿縱向切取金相試樣,觀察其縱向截面以進(jìn)一步確定掃描電鏡顯微分析時(shí)觀察到的斷口上的二次裂紋的性質(zhì).同時(shí)從轉(zhuǎn)換接頭本體上沿橫向、縱向切取常規(guī)金相試樣,用來(lái)評(píng)定轉(zhuǎn)換接頭的夾雜物、晶粒度和顯微組織.轉(zhuǎn)換接頭的金相檢驗(yàn)結(jié)果見表１,其基體顯微組織為回火索氏體＋貝氏體,晶粒度為８．０級(jí),非金屬夾雜物含量為:A１．０,B０．５,C０,D１．０;斷口區(qū)域的顯微組織與基體顯微組織相同,亦為回火索氏體＋貝氏體.斷口上的二次裂紋是沿晶界擴(kuò)展的,由圖４和圖５可見,裂紋起源于螺紋根部,且具有沿晶特征.轉(zhuǎn)換接頭的顯微組織中出現(xiàn)較多上貝氏體的主要原因是零件截面尺寸大,淬火過(guò)程中零件的冷卻速率不夠,材料自身的淬透性和淬火介質(zhì)冷卻能力的強(qiáng)弱都會(huì)影響淬火后的組織[４].理論上講,回火索氏體中出現(xiàn)上貝氏體對(duì)材料的性能,尤其是韌性是有害的,但其危害程度難以定量確定,主要取決于

上貝氏 體 的 含 量 和 形 態(tài)[５]. 需 要 指 出 的 是,APISPEC７Ｇ１－２００６(R２０１５)«旋轉(zhuǎn)鉆柱構(gòu)件規(guī)范»[６]對(duì)轉(zhuǎn)換接頭的顯微組織并沒有明確要求.

１．４ 化學(xué)成分分析

在失 效 轉(zhuǎn) 換 接 頭 上 取 樣 依 據(jù) GB/T ４３３６－２００２«碳素鋼和中低合金鋼火花源原子發(fā)射光譜分析方法(常規(guī)法)»進(jìn)行化學(xué)成分分析,結(jié)果見表２.

根據(jù)檢測(cè)出的元素及其含量可以推斷,失效轉(zhuǎn)換接頭材料為４１４５H 結(jié)構(gòu)鋼.

１．５ 力學(xué)性能試驗(yàn)

失效 鉆 柱 轉(zhuǎn) 換 接 頭 執(zhí) 行 APISPEC７Ｇ１. 由APISPEC７Ｇ１－２００６(２０１５R)可知,失效轉(zhuǎn)換接頭屬于 B型鉆柱短接,根據(jù)標(biāo)準(zhǔn)要求 B型 接 頭 的 小端部分不需 要 進(jìn) 行 拉 伸 性 能 測(cè) 試,其 力 學(xué) 性 能 檢測(cè)內(nèi)容包括:夏比 V 型缺口沖擊試驗(yàn)和表面布氏硬度試 驗(yàn),試 驗(yàn) 分 別 依 據(jù) ASTM E２３－１２c«金 屬材料缺口 試 樣 標(biāo) 準(zhǔn) 沖 擊 試 驗(yàn) 方 法»和 ASTM E１０－１５a«金屬材料布氏硬度標(biāo)準(zhǔn)試驗(yàn)方法»進(jìn)行,試驗(yàn)結(jié) 果 見 表 ３.可 見 轉(zhuǎn) 換 接 頭 的 力 學(xué) 性 能 符 合APISPEC７Ｇ１－２００６(２０１５R)對(duì) B 型 鉆 柱 短 接 力學(xué)性能的要求.

２ 鉆柱轉(zhuǎn)換接頭結(jié)構(gòu)分析

２．１ 轉(zhuǎn)換接頭彎曲強(qiáng)度比

在鉆井過(guò)程中,鉆具承受的載荷復(fù)雜,鉆具接頭作為鉆柱結(jié)構(gòu)中的薄弱環(huán)節(jié)其結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)至關(guān)重要,為了防止鉆鋌螺紋連接的疲勞破壞,必須使內(nèi)、外螺紋接頭強(qiáng)度之間有一個(gè)適當(dāng)?shù)钠胶怅P(guān)系,即采用合理的彎曲強(qiáng)度比,彎曲強(qiáng)度比應(yīng)盡可能接近２．５,不應(yīng)小于２．２５,也不宜大于２．７５,彎曲強(qiáng)度比RBS可按下式計(jì)算[７]式中:RBS 為彎曲強(qiáng)度比;ZB 為內(nèi)螺紋接頭截面模數(shù);ZP 為外螺紋接頭截面模數(shù);D 為接頭外徑;Db為相當(dāng)于外螺紋接頭端部的內(nèi)螺紋接頭直徑;d 為接頭內(nèi)徑;DR 為距臺(tái)肩１９．１ mm 處的外螺紋接頭齒根直徑.將斷裂的轉(zhuǎn)換接頭內(nèi)螺紋接頭部分視為鉆鋌接頭(與其配合的是６Ｇ１/２″鉆鋌 NC５０外螺紋接頭)進(jìn)行彎曲強(qiáng)度比的計(jì)算,代入數(shù)據(jù)求得失效轉(zhuǎn)換接頭的彎曲強(qiáng)度比為２．０９,明顯小于２．５這一最佳值,同時(shí)也小于２．２５下限值.已有研究表明:轉(zhuǎn)換接頭彎曲強(qiáng)度比越小,內(nèi)螺紋受力越嚴(yán)重,越易發(fā)生螺紋根部斷裂等失效現(xiàn)象;而彎曲強(qiáng)度比偏高則外螺紋易發(fā)生失效[１Ｇ８].

２．２ 轉(zhuǎn)換接頭結(jié)構(gòu)形式

失效鉆柱轉(zhuǎn)換接頭采用無(wú)應(yīng)力分散槽結(jié)構(gòu),在APISPEC７Ｇ１－２００６(２０１５R)中,對(duì)于 A 型和 B型轉(zhuǎn)換接頭,應(yīng)力分散槽是選擇性的結(jié)構(gòu),并不屬于強(qiáng)制性要求.如同鉆鋌一樣,應(yīng)力分散槽雖然也屬于選擇性結(jié)構(gòu),但是應(yīng)力分散槽在鉆鋌的螺紋結(jié)構(gòu)上卻經(jīng)常被使用,鉆鋌螺紋部分的脆性斷裂是較為常見的鉆具失效形式[９Ｇ１０].

圖６ 不同結(jié)構(gòu)形式鉆柱轉(zhuǎn)換接頭內(nèi)螺紋根部應(yīng)力有限元模擬分析結(jié)果及對(duì)比

Fig.６ FiniteelementsimulationanalysisresultsandcomparisonofstressatthethreadrootsofthedrillＧstemsubswithdifferentstructuretypesa nostressＧreliefgrooves b typeYstressＧreliefgrooves c typeYQstressＧreliefgrooves d stresscomparisoncurves

３ 分析與討論

綜合斷口宏觀形貌、微觀形貌以及金相分析結(jié)果可知,失效鉆柱轉(zhuǎn)換接頭斷裂屬性為疲勞斷裂,且具有多源特征.

現(xiàn)場(chǎng)提供資料表明,斷裂鉆柱轉(zhuǎn)換接頭服役過(guò)程中應(yīng)該承受軸向２０９kN 的拉力(通過(guò)斷裂前后大鉤懸重變化計(jì)算可知),還承受約１０２８５N??m的扭矩,從錄井曲線可以看出扭矩在鉆進(jìn)過(guò)程中不是很穩(wěn)定,有時(shí)扭矩會(huì)急劇增大至２０３２５N??m以上,同時(shí)鉆具在井下不可避免地承受彎曲載荷,因此轉(zhuǎn)換接頭在井下所處的應(yīng)力狀態(tài)較為復(fù)雜[１２].此外,通過(guò)計(jì)算轉(zhuǎn)換接頭的彎曲強(qiáng)度比可知,失效接頭的彎曲強(qiáng)度比偏小,使得內(nèi)螺紋接頭在服役時(shí)承受更高的應(yīng)力,從而更容易發(fā)生斷裂失效.斷裂失效的轉(zhuǎn)換接頭內(nèi)螺紋采用無(wú)應(yīng)力分散槽結(jié)構(gòu),斷裂部位位于內(nèi)螺紋與外螺紋嚙合最后１~２扣,有限元模擬分析結(jié)果表明這一區(qū)域正是應(yīng)力集中較嚴(yán)重、應(yīng)力較高的區(qū)域.綜合分析可知,轉(zhuǎn)換接頭內(nèi)螺紋部分承受的應(yīng)力較大,且螺紋嚙合最后一扣處存在明顯的應(yīng)力集中,因此內(nèi)螺紋根部極易因應(yīng)力集中而誘發(fā)疲勞裂紋,疲勞裂紋產(chǎn)生后快速擴(kuò)展從而導(dǎo)致轉(zhuǎn)換接頭在內(nèi)螺紋處發(fā)生斷裂失效.該轉(zhuǎn)換接頭實(shí)際使用時(shí)間僅２７１h,屬于早期疲勞斷裂失效,接頭韌性遠(yuǎn)高于標(biāo)準(zhǔn)技術(shù)要求,由此推斷引起該轉(zhuǎn)換接頭斷裂的主要原因是其結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)不合理,導(dǎo)致螺紋根部存在較大的應(yīng)力集中.失效轉(zhuǎn)換接頭未淬透,回火索氏體中出現(xiàn)較多的上貝氏體也會(huì)降低接頭的使用性能,通過(guò)調(diào)整改進(jìn)熱處理工藝可以在一定程度上避免或降低接頭中的上貝氏體含量,提高接頭性能。

４ 結(jié)論及建議

失效鉆柱轉(zhuǎn)換接頭的斷裂屬性為早期疲勞斷裂.轉(zhuǎn)換接頭彎曲強(qiáng)度比偏低以及內(nèi)螺紋根部應(yīng)力集中嚴(yán)重是造成其過(guò)早發(fā)生疲勞斷裂失效的主要原因;另轉(zhuǎn)換接頭未淬透,顯微組織中存在較多上貝氏體,也降低了接頭的使用性能.建議完善該型鉆柱轉(zhuǎn)換接頭結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì),使接頭彎曲強(qiáng)度比處在合理范圍內(nèi),并在接頭螺紋末端加工應(yīng)力分散槽以降低螺紋根部的應(yīng)力集中;提高螺紋的加工質(zhì)量,降低螺紋的表面粗糙度;同時(shí)改進(jìn)熱處理工藝,保證轉(zhuǎn)換接頭具有理想的熱處理組織。