Ф127 mm×9.19 mm G105鉆桿斷裂失效原因分析

李沛軒

(中國石油天然氣集團(tuán)有限公司川慶鉆探工程有限公司長慶鉆井總公司 陜西 西安 710018)

0 引 言

鉆柱的遇阻遇卡是石油、天然氣勘探開發(fā)鉆井作業(yè)過程中時(shí)常遇到的一種井下復(fù)雜事故。造成鉆柱阻卡的原因往往包括鉆柱與井壁的磨阻、井眼的不規(guī)則、泥膏巖層遇水膨脹、井壁坍塌、泥餅掉塊、泥漿攜砂能力不足導(dǎo)致的沉砂累積等。加大鉆井液的排量、調(diào)整泥漿的性能、增加短程起下鉆的頻次，以及劃眼等是解決鉆柱阻卡的有效手段。然而，嚴(yán)重的阻卡，會導(dǎo)致鉆柱卡死，不僅表現(xiàn)為上提、下放鉆柱困難，且鉆井液循環(huán)通道遇阻，出現(xiàn)蹩泵、蹩壓，解卡操作中鉆柱斷裂失效事故時(shí)有發(fā)生[1-4]。

某井在鉆至井深540 m時(shí)發(fā)生卡鉆事故，解卡過程中，小轉(zhuǎn)速旋轉(zhuǎn)活動(dòng)鉆具，多次上提、下放鉆柱，未解卡。隨后泥漿循環(huán)受阻，蹩壓，井口無泥漿返出。在大鉤上提噸位80 t時(shí)，懸重降為7 t，判斷鉆具斷裂。起鉆后發(fā)現(xiàn)第8柱上單鉆桿斷裂，鉆桿長度9.4 m，斷裂位置在井下200 m處。斷裂鉆桿為Φ127 mm×9.19 mm G105鉆桿，該鉆桿為首次下井使用，鉆桿實(shí)物的理論抗拉載荷抗拉強(qiáng)度為250 t。

1 檢測分析

1.1 樣品宏觀分析

送檢的斷裂失效鉆桿樣品形貌如圖1所示。斷口部位有明顯的頸縮形變，斷口側(cè)的管體外表面光亮，有明顯的摩擦磨損痕跡。從軸向上取全截面條形試樣，可見斷口處呈梭形形變，斷口處的有效截面厚度約1.8 mm。由于斷口位置在焊縫區(qū)域附近，為了弄清楚斷口的確切位置，采用金相腐蝕方法確定焊縫的位置。經(jīng)焊縫腐蝕檢測，斷裂發(fā)生在接頭本體上，如圖2所示。

圖1 鉆桿接頭失效宏觀形貌

圖2 斷口剖面宏觀形貌

經(jīng)測量，斷口頸縮形變前摩擦光亮段處的外徑約128 mm，厚度約9.2 mm。

1.2 化學(xué)成分分析

從樣品斷口部位附近取樣，用直讀光譜儀和碳硫分析儀進(jìn)行化學(xué)成分分析，結(jié)果見表1。檢測結(jié)果表明，鉆桿接頭的化學(xué)成分符合API Spec 5DP鉆桿標(biāo)準(zhǔn)，符合常用的鉆桿接頭用材料37CrMnMoA的成分范圍。

表1 鉆桿接頭化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù)) %

1.3 金相組織分析

從斷口側(cè)的鉆桿接頭本體區(qū)域取樣，進(jìn)行金相組織分析，金相試樣的取樣位置如圖3所示。取樣位置包括靠近焊縫(圖3所示1#金相試樣部位)和靠近斷口(圖3所示2#金相試樣部位)。檢測結(jié)果表明，斷口接頭側(cè)的組織為板條狀馬氏體(M)組織+貝氏體(B)組織，見表2。

圖3 金相分析取樣位置

表2 樣品金相分析結(jié)果

圖4 1#試樣組織

圖5 2#試樣組織

1.4 硬度檢測分析

對焊縫兩側(cè)的材料進(jìn)行硬度檢測，硬度測試點(diǎn)位置如圖6所示，檢測結(jié)果見表3。檢測結(jié)果表明，斷口處所在的鉆桿接頭材料的硬度值遠(yuǎn)高于標(biāo)準(zhǔn)中回火索氏體組織狀態(tài)下的HB285～341范圍，實(shí)測結(jié)果與材料組織檢測中含有大量的馬氏體組織相吻合。

圖6 硬度檢測位置示意圖

表3 硬度檢測結(jié)果

2 綜合原因分析

鉆桿接頭通常采用ASTM 4137 H(37CrMnMo)材料，通過調(diào)質(zhì)處理(淬火+高溫回火)，獲得回火索氏體組織，使其獲得足夠的強(qiáng)度和良好的韌性，其硬度值控制在HB285～341之間[5-6]。

鉆桿的制造過程是通過將鉆桿接頭與鉆桿管體的管端鐓粗加厚位置通過摩擦焊接方式連接成一個(gè)整體，從而形成一端帶內(nèi)螺紋接頭，一端帶外螺紋接頭的鉆桿[7]，圖7為鉆桿管體與鉆桿外螺紋接頭部位的結(jié)構(gòu)圖。鉆桿接頭尺寸遠(yuǎn)大于鉆桿管體尺寸，例如，該失效鉆桿的管體名義外徑為127 mm，而外螺紋接頭處的名義外徑為168 mm。由于鉆桿外螺紋接頭的外徑更大，壁厚更厚，橫截面的面積遠(yuǎn)大于管體，其實(shí)物抗拉強(qiáng)度也遠(yuǎn)高于鉆桿管體，即在同等拉伸載荷下，鉆桿的塑性屈服將發(fā)生在管體而不會發(fā)生在接頭本體。

圖7 鉆桿管體與外螺紋鉆桿接頭的結(jié)構(gòu)圖

據(jù)現(xiàn)場操作資料，鉆桿在斷裂前的井口提升拉力為80 t，斷裂位置至井口距離為200 m，該段鉆柱重量約為7 t，則可計(jì)算出斷裂失效時(shí)斷口部位承受的拉伸力：

F=(80-7)×9.8=715.4 kN

斷裂時(shí)斷面承受的拉伸應(yīng)力為：

σ1=F/S=715.4×103/(π(1282-109.62)/4)=208 MPa

即鉆桿接頭材料在承受208 MPa的拉伸應(yīng)力時(shí)發(fā)生了屈服，該應(yīng)力值遠(yuǎn)低于鉆桿接頭在正常回火索氏體組織時(shí)827～965 MPa標(biāo)準(zhǔn)范圍。

對斷口部位組織的實(shí)測結(jié)果表明，斷口部位材料組織主要為板條狀馬氏體組織+貝氏體組織，不是處于調(diào)質(zhì)態(tài)的回火索氏體組合。馬氏體組織為鋼加熱到奧氏體化后經(jīng)迅速冷卻(淬火)得到的一種淬火組織，貝氏體組織則為鋼中奧氏體中溫轉(zhuǎn)變的非片層狀組織。

根據(jù)圖7所示的鉆桿外螺紋接頭的結(jié)構(gòu)圖，失效鉆桿斷口附近管體表面的摩擦磨損形貌，以及失效鉆桿斷口附近的材料組織和硬度的檢測結(jié)果，結(jié)合鉆桿斷裂前處于卡鉆時(shí)的解卡操作工況，判斷其失效過程如下：

失效鉆桿所在的外螺紋接頭為鉆柱的卡點(diǎn)位置；

在上提+旋轉(zhuǎn)鉆柱的解卡操作中，鉆桿外螺紋接頭與井壁或沉砂發(fā)生摩擦，造成鉆桿接頭磨損，壁厚減少；

泥漿循環(huán)通道受阻導(dǎo)致摩擦部位缺少泥漿的有效冷卻，產(chǎn)生的摩擦熱量使鉆桿接頭的溫度升高，進(jìn)一步加劇鉆桿接頭的磨損；

隨著鉆桿接頭與井壁或沉砂間摩擦磨損的進(jìn)一步加劇，接頭的溫度進(jìn)一步升高，當(dāng)溫度上升到鉆桿接頭材料的相變溫度點(diǎn)以上時(shí)，接頭材料由回火索氏體開始奧氏體化，材料的強(qiáng)度降低，硬度降低，耐磨性降低，鉆桿接頭的磨損量進(jìn)一步增加；

隨著摩損的加劇和鉆桿接頭壁厚的不斷減薄，有效截面積進(jìn)一步減少，當(dāng)承受的拉伸載荷超過鉆桿接頭的實(shí)際承載能力時(shí)，鉆桿接頭發(fā)生過載塑性斷裂；

斷裂后的井口段鉆柱，在拉伸勢能的作用下快速提升，處于高溫的斷口部位進(jìn)入上部充滿鉆井液的井眼發(fā)生淬火，材料組織由奧氏體轉(zhuǎn)變成馬氏體和貝氏體。圖8和圖9為某Φ101.6 mm×8.38 mm鉆桿外螺紋接頭摩擦磨損斷裂失效的宏觀形貌與斷口組織[8]。

汪小平等在金屬熱處理雜志2019年第44卷9月增刊第523頁“Φ101.6 mm 鉆桿外螺紋接頭斷裂失效分析”[8]文章中刊出的失效鉆桿接頭宏觀形貌如圖8所示。該失效鉆桿的情況與本案例中的失效鉆桿高度相似：斷口處于鉆桿外螺紋接頭本體部位；斷口附近鉆桿表面有明顯的摩擦磨損痕跡；斷口處的組織含有馬氏體+貝氏體，如圖9所示；失效時(shí)的工況也是鉆柱遇卡時(shí)上提+旋轉(zhuǎn)的解卡操作過程中。

圖8 參考文獻(xiàn)中類似的失效案例形貌

圖9 斷口處的組織

3 結(jié)論與建議

1)失效鉆桿接頭的材料性能符合API Spec 5DP 標(biāo)準(zhǔn)要求。

2)鉆桿接頭斷裂失效的原因是摩擦磨損導(dǎo)致的塑性過載。

3)與沉砂/井壁摩擦磨損產(chǎn)生的高溫和壁厚減薄是導(dǎo)致鉆桿接頭抗拉載荷性能下降的直接原因。

4) 井眼環(huán)空泥漿循環(huán)受阻加劇了鉆桿接頭的摩擦磨損。

5)提高井壁穩(wěn)定性和泥漿攜巖能力是減少和預(yù)防此類失效的有效手段。