張新勝 劉展業(yè)

(長(zhǎng)城鉆探工程有限公司鉆具公司 遼寧 盤(pán)錦 124010)

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·失效分析及預(yù)防·

某5 1/2 FH雙臺(tái)肩鉆桿內(nèi)螺紋接頭斷裂原因分析

張新勝 劉展業(yè)

(長(zhǎng)城鉆探工程有限公司鉆具公司 遼寧 盤(pán)錦 124010)

對(duì)鉆桿內(nèi)螺紋接頭斷口及其斷口附近螺紋根部的小裂紋采用宏觀觀察、金相檢測(cè)、SEM形貌觀察、EDS能譜等手段進(jìn)行分析后認(rèn)為：該鉆桿主要是由于上扣扭矩偏小，造成螺紋面擠壓，同時(shí)承受彎曲時(shí)，螺紋根部彎曲應(yīng)力增大，使鉆桿內(nèi)螺紋接頭在螺紋根部萌生疲勞裂紋，導(dǎo)致疲勞失效發(fā)生。

鉆桿內(nèi)螺紋；斷裂；雙臺(tái)肩

0 前 言

某公司生產(chǎn)的5 1/2 FH 雙臺(tái)肩鉆桿內(nèi)螺紋接頭在使用時(shí)發(fā)生斷裂。

據(jù)送樣者所提供現(xiàn)場(chǎng)資料顯示，此鉆桿內(nèi)螺紋接頭斷裂事故經(jīng)過(guò)如下：2010年1月21日早上6:30，在下套管到底后，上提距離井底2.7 m循環(huán)，上提最大鉤載155噸，提到3 335 m靜止進(jìn)行循環(huán)，泵沖為40沖/分，泵壓5 MPa，循環(huán)大約20 min后，泵壓慢慢下降到2.8 MPa， 在檢查泵壓下降原因時(shí)，聽(tīng)到一聲巨響，懸重一下由155 t下降到35 t，泵壓為0 MPa。檢查后決定起鉆，在起到第六柱的時(shí)候，立柱編號(hào)為79的下單根內(nèi)螺紋接頭斷裂，有刺壞痕跡。經(jīng)檢查分析，上扣扭矩為63 kN·m，上提下放懸重都符合要求。另外，現(xiàn)場(chǎng)資料稱在此之前有兩根內(nèi)螺紋接頭都出現(xiàn)了橫向裂縫。

當(dāng)時(shí)井深為3 338 m，斷裂的鉆桿內(nèi)螺紋接頭編號(hào)為2827-009-27，旋轉(zhuǎn)時(shí)間為123 h，魚(yú)頂距轉(zhuǎn)盤(pán)171 m，落魚(yú)長(zhǎng)度約為3 163 m。據(jù)介紹，此斷裂鉆桿使用了一段時(shí)間以后重新對(duì)焊了新鉆桿接頭，斷裂的即為新?lián)Q鉆桿接頭，扣型為雙臺(tái)肩5 1/2FH。

鉆井液中含砂量0.15%，pH值為10，鉆井參數(shù)如表1所示。

表1 鉆進(jìn)參數(shù)

鉆井時(shí)的鉆具組合為：Ф215.9 mm鉆頭+Ф171.45 mm 容積式馬達(dá)+Ф165.1 mm無(wú)磁鉆鋌+Ф171.45 mm穩(wěn)定器+Ф177.8 mm浮箍 +Ф171.45 mm隨鉆測(cè)量工具 +Ф168.275 mm清砂工具+Ф171.45 mm震擊器+Ф203.2 mm轉(zhuǎn)換接頭 +Ф139.7 mm加重鉆桿+Ф177.8 mm 隨鉆震擊器+Ф139.7 mm加重鉆桿+Ф139.7 mm鉆桿×75根+Ф139.7 mm加重鉆桿×57根。

1 理化檢驗(yàn)

1.1 宏觀分析

如圖1所示，斷裂內(nèi)螺紋接頭樣品總長(zhǎng)約120 mm，經(jīng)測(cè)量，接頭外徑185.0 mm，倒角直徑171.1 mm，鏜孔直徑150.0 mm。樣品外壁可見(jiàn)較深大鉗牙印。

圖1 鉆桿內(nèi)螺紋接頭樣品側(cè)面宏觀形貌

由圖2可見(jiàn)，斷裂位置處于副臺(tái)肩起第一個(gè)完整螺紋根部，斷口分為平斷口區(qū)和斜斷口區(qū)， A、B、C、D4個(gè)區(qū)域均處于平斷口區(qū)，該區(qū)域約占整個(gè)斷口面的三分之二。平斷口區(qū)處于螺紋根部附近，是斷裂的起源區(qū)和擴(kuò)展區(qū)，是最早斷裂的區(qū)域。其余區(qū)域處于接頭外壁附近，為斜斷口區(qū)，斷口面與接頭軸向約呈35°的角度，此區(qū)域是斷裂過(guò)程最后瞬間形成的。

圖2 斷口宏觀形貌

C區(qū)域和D區(qū)域局部放大圖分別如圖3和圖4所示。可見(jiàn)，C區(qū)域和D區(qū)域擴(kuò)展末期有多條因載荷停頓形成的弧形線，這些線條是疲勞斷裂斷口上出現(xiàn)的典型宏觀形貌，稱為“海灘花樣”，出現(xiàn)這些特征即可判定斷口為疲勞斷裂。

圖3 C區(qū)域局部放大圖

圖4 D區(qū)域局部放大圖

A、B區(qū)域之間局部放大圖如圖5所示，這兩個(gè)區(qū)域受到了嚴(yán)重沖刷破壞，沖刷的痕跡也呈弧形。A、B區(qū)域之間靠近外壁附近出現(xiàn)了一段斷裂“剪切唇”，為瞬斷區(qū)，是最后斷裂區(qū)。瞬斷區(qū)的出現(xiàn)說(shuō)明A、B區(qū)擴(kuò)展穿透整個(gè)壁厚，并且在管內(nèi)高壓泥漿刺出沖刷斷口時(shí)此處還沒(méi)有斷裂，因此可推斷A、B兩個(gè)區(qū)域是由兩個(gè)疲勞裂紋源形成并擴(kuò)展成的，即具有多源斷裂的特征。

圖5 A、B區(qū)域之間局部放大圖

接頭大端臺(tái)肩表面鍍銅層基本完好，無(wú)擠壓、磨損情況，從接頭內(nèi)螺紋大端數(shù)起，第2～3及11～14扣螺紋表面鍍銅層受到磨損，呈現(xiàn)光亮金屬色，且由圖6可見(jiàn)，外接頭內(nèi)螺紋牙型普遍發(fā)生變形，螺紋頂存在擠壓痕跡，螺紋頂部雙側(cè)都出現(xiàn)了擠壓棱邊?？梢?jiàn)，接頭螺紋承受了過(guò)大的扭矩，致使螺紋發(fā)生嚴(yán)重磨損及變形，而接頭大端臺(tái)肩面所承受的扭矩并不大。

通過(guò)上述斷口宏觀分析可歸納如下幾點(diǎn)：斷裂具有多源疲勞斷裂特征，首先從接頭副臺(tái)肩對(duì)應(yīng)A、B區(qū)域的第一完整螺紋根部產(chǎn)生2條以上裂紋，在交變載荷作用下裂紋向外擴(kuò)展并在A、B區(qū)域首先穿透壁厚，形成了刺漏通道，隨后發(fā)生刺漏，導(dǎo)致壓力逐步下降，并在斷口上形成沖刷痕跡。當(dāng)裂紋繼續(xù)擴(kuò)展到剩余截面不足以承受外載時(shí)發(fā)生了瞬間斷裂，這就是“聽(tīng)到一聲巨響，懸重一下由155 t下降到35 t，泵壓為0 MPa?！钡臅r(shí)刻。這就是整個(gè)斷裂過(guò)程。

圖6 螺紋擠壓變形形貌

1.2 化學(xué)成分分析

在樣品上取樣做化學(xué)成分分析，由表2可見(jiàn)其化學(xué)成分在合理范圍之內(nèi)。

表2 鉆桿內(nèi)螺紋接頭化學(xué)成分(wt %)

1.3 力學(xué)性能試驗(yàn)

在樣品上取樣做拉伸、沖擊和硬度試驗(yàn)。拉伸試樣為棒狀，沿接頭軸向截取，試樣標(biāo)距內(nèi)長(zhǎng)度為25 mm，標(biāo)距內(nèi)直徑為6.25 mm。夏比沖擊試樣為縱向，尺寸為10 mm×10 mm×55 mm。取條狀硬度試樣，分別在靠近內(nèi)壁、壁厚中心、及靠近外壁位置任選3點(diǎn)測(cè)試布氏硬度。拉伸、沖擊、硬度試驗(yàn)溫度均為室溫。由表3、表4可見(jiàn)，鉆桿內(nèi)螺紋接頭的力學(xué)性能符合API Spec 7標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定。

表3 拉伸試驗(yàn)結(jié)果

1.4 金相分析

在內(nèi)螺紋接頭斷口附近取樣進(jìn)行金相分析，結(jié)果表明其金相組織為回火索氏體+少量貝氏體，如圖7所示。其晶粒度為8級(jí)，夾雜物含量為A0.5、B0、C0、D0.5。未發(fā)現(xiàn)其它異常。因此，內(nèi)螺紋接頭材料組織正常。

表4 硬度試驗(yàn)及沖擊試驗(yàn)結(jié)果

圖7 鉆桿內(nèi)螺紋接頭金相組織 500×

1.5 掃描電鏡微觀分析

在斷口裂紋擴(kuò)展區(qū)及瞬斷區(qū)內(nèi)取樣進(jìn)行掃描電鏡分析，可知斷口表面被嚴(yán)重沖刷區(qū)域已觀察不到宏觀形貌，僅見(jiàn)沖刷后留下的溝壑痕跡。由圖8～圖9可見(jiàn)，瞬斷區(qū)內(nèi)斷口表面剪切唇部位呈現(xiàn)韌窩特征，為韌性斷裂區(qū)域，而擴(kuò)展區(qū)內(nèi)由于流體沖刷，斷口遭到破壞，但局部區(qū)域可見(jiàn)準(zhǔn)解理+韌窩混合特征。

圖8 斷口表面剪切唇處微觀形貌

圖9 斷口表面擴(kuò)展區(qū)微觀形貌

2 綜合分析

綜上分析，所送5 1/2 FH雙臺(tái)肩鉆桿內(nèi)螺紋接頭在副臺(tái)肩起第一完整螺紋根部發(fā)生了早期疲勞斷裂失效。

由斷口宏觀分析可知，斷裂起源于內(nèi)螺紋根部，并向外壁方向擴(kuò)展，具有多源疲勞斷裂特征。斷裂首先在接頭副臺(tái)肩對(duì)應(yīng)A、B區(qū)域的第一完整螺紋根部產(chǎn)生2條以上裂紋，在交變載荷作用下裂紋向外擴(kuò)展并在A、B區(qū)域首先穿透壁厚，形成了刺漏通道，隨后發(fā)生刺漏，導(dǎo)致壓力逐步下降，并在斷口上形成沖刷痕跡。當(dāng)裂紋繼續(xù)擴(kuò)展到剩余截面不足以承受外載時(shí)發(fā)生了瞬間斷裂，這就是整個(gè)斷裂過(guò)程。

由于是早期疲勞斷裂失效，那么必定會(huì)有材料、加工或者使用等方面的原因?qū)е逻^(guò)早疲勞失效[1]。

由斷裂內(nèi)螺紋接頭的成分分析結(jié)果、力學(xué)性能分析結(jié)果及金相分析結(jié)果可知，此接頭的拉伸性能、硬度滿足API Spec 7標(biāo)準(zhǔn)要求，化學(xué)成分、沖擊功在合理范圍內(nèi)，金相組織未見(jiàn)異?，F(xiàn)象。因此可以排除材料原因造成早期疲勞斷裂的可能[2]。

根據(jù)宏觀分析發(fā)現(xiàn)的螺紋擠壓變形，而主臺(tái)肩無(wú)明顯損傷這一現(xiàn)象，懷疑到接頭主、副臺(tái)肩距離不適當(dāng)造成了這種情況。因此抽取庫(kù)存的一對(duì)接頭進(jìn)行了尺寸測(cè)量，結(jié)果為外螺紋接頭臺(tái)肩面之間的距離平均為137.80 mm，內(nèi)螺紋接頭臺(tái)肩面之間的距離平均為137.97 mm，符合工廠圖紙規(guī)定(規(guī)定為外螺紋接頭臺(tái)肩面之間的距離為137.85 mm±0.05 mm，內(nèi)螺紋接頭臺(tái)肩面之間的距離為138.00 mm±0.05 mm)。同時(shí)調(diào)出了斷裂接頭的檢驗(yàn)數(shù)據(jù)?？梢?jiàn)，制造廠在接頭制造過(guò)程中對(duì)接頭關(guān)鍵尺寸都有嚴(yán)格控制，而且是合格的。

對(duì)于雙臺(tái)肩接頭，理論扭矩按下式計(jì)算：

代入5 1/2 FH螺紋相關(guān)數(shù)據(jù)經(jīng)過(guò)計(jì)算得出該接頭抗扭屈服強(qiáng)度、推薦上扣扭矩，如表5所示。

表5 斷裂接頭抗扭屈服強(qiáng)度和推薦上扣扭矩

據(jù)現(xiàn)場(chǎng)操作資料顯示，接頭上扣扭矩為63 kN·m，換算成英制單位則為46 466 ft·lb，此值低于表5最低上扣扭矩要求。當(dāng)上扣扭矩不足時(shí)，臺(tái)肩面壓力不足，使用中螺紋可能產(chǎn)生相對(duì)較小的活動(dòng)，造成螺紋面擠壓，出現(xiàn)如圖7所示的螺紋頂部雙棱邊。同時(shí)當(dāng)承受彎曲時(shí)，螺紋根部彎曲應(yīng)力增大，使斷裂失效風(fēng)險(xiǎn)增大[3]。

FH型螺紋根部半徑較小，應(yīng)力集中較大，失效的風(fēng)險(xiǎn)也大，因此API推廣使用NC型螺紋代替FH型螺紋。這是FH型螺紋固有的缺陷，也是本次接頭疲勞斷裂失效的原因之一。

從受力方面講，鉆桿使用過(guò)程中承受拉伸應(yīng)力，這種應(yīng)力即為平均應(yīng)力，單純承受這種拉伸應(yīng)力幾乎不會(huì)使接頭發(fā)生疲勞斷裂失效，接頭發(fā)生疲勞斷裂失效必定要存在彎曲應(yīng)力形成的交變應(yīng)力。當(dāng)接頭承受彎曲應(yīng)力時(shí)，對(duì)接頭上處于彎曲外側(cè)的一點(diǎn)來(lái)說(shuō)承受拉應(yīng)力，而當(dāng)該點(diǎn)轉(zhuǎn)動(dòng)到彎曲內(nèi)側(cè)時(shí)則承受壓應(yīng)力，這就是疲勞斷裂失效必須具備的交變應(yīng)力。因此推斷該接頭使用時(shí)承受的彎曲應(yīng)力較大，這種應(yīng)力來(lái)源于井眼彎曲或鉆桿屈曲。

3 結(jié)論及建議

(1)該5 1/2 FH雙臺(tái)肩鉆桿內(nèi)螺紋接頭在副臺(tái)肩第一完整螺紋根部發(fā)生了疲勞斷裂失效。斷裂起源于內(nèi)螺紋根部并向外壁擴(kuò)展，具有多源特征，當(dāng)穿透壁厚形成通道時(shí)發(fā)生了刺漏，從而使斷口表面形成了沖刷痕跡。

(2)接頭疲勞斷裂失效的主要原因是上扣扭矩不足，同時(shí)接頭承受的彎曲應(yīng)力較大。其次是FH型螺紋固有的螺紋根部半徑較小、應(yīng)力集中較大這一原因。

(3)所送斷裂5 1/2 FH雙臺(tái)肩鉆桿內(nèi)螺紋接頭的拉伸性能、硬度滿足API Spec 7標(biāo)準(zhǔn)要求，化學(xué)成分、沖擊功在合理范圍內(nèi)，金相組織正常。

[1] 中國(guó)石油天然氣集團(tuán)公司管材研究所. 鉆鋌內(nèi)螺紋接頭橫向開(kāi)裂失效分析，2009[R].管失字007號(hào).

[2] 王繼新.直徑67mm內(nèi)絲鉆桿及接頭螺紋斷裂分析及改進(jìn)[J].探礦工程, 1995，39(4)：40-41.

[3] 石德勤，翟洪軍，黃林棟，等．大慶油田深井鉆具失效原因與預(yù)防[J]．石油鉆探技術(shù)，1993，21(4)：21-22.

Fracture Cause Analysis of a 5-1/2 FH Box Joint of Drill Pipe

ZHANG Xinsheng LIU Zhanye

(GWDCDrillingToolsServiceCompany,PanJin,LiaoNing124010,China)

The internal thread joint fracture of drill pipe and the small crack near the fracture of the thread root were analyzed by macroscopic observation, metallographic examination, SEM， EDS energy spectrum. The results showed that the failure of drill pipe is mainly due to the small upper buckle torque, which caused extrusion of the thread surface. Bending at the same time, the thread root bending stress increased, then fatigue crack was occurred firstly at the thread root of the drill pipe threaded joint, all of these lead to fatigue failure.

drill pipe internal thread, fracture, double shoulder

張新勝,男，1974年生，畢業(yè)于大慶石油學(xué)院鉆井工程，現(xiàn)在長(zhǎng)城鉆探工程有限公司鉆具公司從事石油鉆具工具技術(shù)管理。E-mail：zhangxs74913@sina.com

TE921

A

2096-0077(2015)02-0050-04

2015-01-13 編輯：屈憶欣)