白 強１,馬健強２,韓新泉２,李德君１,劉 強１

(１．中國石油集團石油管工程技術(shù)研究院 石油管材及裝備材料服役行為與結(jié)構(gòu)安全國家重點實驗室,西安 ７１００７７;

２．中石油煤層氣有限責(zé)任公司,北京 １０００２８)

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

服役工況條件分析,對某油井發(fā)生的鉆柱轉(zhuǎn)換接頭斷裂失效原因進行了分析.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)致其過早發(fā)

生疲勞斷裂的主要原因;通過優(yōu)化與改進鉆柱轉(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:TE９２１ 文獻標(biāo)志碼:B 文章編號:１００１Ｇ４０１２(２０１７)０８Ｇ０５８５Ｇ０５

收稿日期:２０１６Ｇ１２Ｇ０９

作者簡介:白 強(１９８４－),男,工程師,碩士,主要從事石油管檢

測和新產(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井隊正常進行二開鉆進作業(yè),鉆進至井深８５０ m 時 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 NC５０內(nèi)螺紋向上與６Ｇ１/２″(１６５．１ mm)鉆 鋌 相 連,通 過 ６Ｇ５/８″(１６８．３mm)REG 外螺紋向下與８Ｇ１/４″(２０９．６mm)鉆鋌相

連.由現(xiàn)場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

服役時間為２７１h.該井鉆壓為８８．９８~２８９．２kN,

鉆 進 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.鉆進地層巖性為白云巖,另有少量硬石膏及 頁 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,筆者對其進行了理化檢驗及斷裂原因分析.

服役時間為２７１h.該井鉆壓為８８．９８~２８９．２kN,

鉆 進 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.鉆進地層巖性為白云巖,另有少量硬石膏及 頁 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,筆者對其進行了理化檢驗及斷裂原因分析.

１ 理化檢驗

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個較大的平臺區(qū),斷面平坦,無明顯塑性變形,２個平臺區(qū)分別位于嚙合螺紋的倒數(shù)第１扣和第２扣,平臺內(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)向外擴展直至發(fā)生斷裂,斷口上

兩處凸起區(qū)域為剪切唇,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

對發(fā)生斷裂失效的轉(zhuǎn)換接頭斷口進行掃描電鏡分析,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)及擴展區(qū)的沿晶二次裂紋形貌

Fig.３ Morphologyofintergranularsecondarycracksinthe

a cracksourceregionandb crackgrowthregion

１．３ 金相檢驗

采用線切割的方式將失效轉(zhuǎn)換接頭斷口上的平臺區(qū)切割下來,并沿縱向切取金相試樣,觀察其縱向截面以進一步確定掃描電鏡顯微分析時觀察到的斷口上的二次裂紋的性質(zhì).同時從轉(zhuǎn)換接頭本體上沿橫向、縱向切取常規(guī)金相試樣,用來評定轉(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,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)冷卻能力的強弱都會影響淬火后的組織[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)»進行化學(xué)成分分析,結(jié)果見表２.

根據(jù)檢測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

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 行 拉 伸 性 能 測 試,其 力 學(xué) 性 能 檢測內(nèi)容包括:夏比 V 型缺口沖擊試驗和表面布氏硬度試 驗,試 驗 分 別 依 據(jù) ASTM E２３－１２c«金 屬材料缺口 試 樣 標(biāo) 準(zhǔn) 沖 擊 試 驗 方 法»和 ASTM E１０－１５a«金屬材料布氏硬度標(biāo)準(zhǔn)試驗方法»進行,試驗結(jié) 果 見 表 ３.可 見 轉(zhuǎn) 換 接 頭 的 力 學(xué) 性 能 符 合APISPEC７Ｇ１－２００６(２０１５R)對 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)換接頭彎曲強度比

在鉆井過程中,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)、外螺紋接頭強度之間有一個適當(dāng)?shù)钠胶怅P(guān)系,即采用合理的彎曲強度比,彎曲強度比應(yīng)盡可能接近２．５,不應(yīng)小于２．２５,也不宜大于２．７５,彎曲強度比RBS可按下式計算[７]式中:RBS 為彎曲強度比;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)進行彎曲強度比的計算,代入數(shù)據(jù)求得失效轉(zhuǎn)換接頭的彎曲強度比為２．０９,明顯小于２．５這一最佳值,同時也小于２．２５下限值.已有研究表明:轉(zhuǎn)換接頭彎曲強度比越小,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)換接頭采用無應(yīng)力分散槽結(jié)構(gòu),在APISPEC７Ｇ１－２００６(２０１５R)中,對于 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)場提供資料表明,斷裂鉆柱轉(zhuǎn)換接頭服役過程中應(yīng)該承受軸向２０９kN 的拉力(通過斷裂前后大鉤懸重變化計算可知),還承受約１０２８５N??m的扭矩,從錄井曲線可以看出扭矩在鉆進過程中不是很穩(wěn)定,有時扭矩會急劇增大至２０３２５N??m以上,同時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,通過計算轉(zhuǎn)換接頭的彎曲強度比可知,失效接頭的彎曲強度比偏小,使得內(nèi)螺紋接頭在服役時承受更高的應(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)換接頭實際使用時間僅２７１h,屬于早期疲勞斷裂失效,接頭韌性遠高于標(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降低接頭的使用性能,通過調(diào)整改進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,使接頭彎曲強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;同時改進熱處理工藝,保證轉(zhuǎn)換接頭具有理想的熱處理組織。