雙臺肩鉆桿內螺紋接頭縱向開裂原因分析

王勇，高連新，袁鵬斌

(1.華東理工大學機械與動力工程學院，上海200237;2.上海海隆石油管材研究所，上海 200949)

2013年11月，長慶油田某鉆井隊使用φ139.7 mm×9.17 mm G105雙臺肩鉆桿鉆探一口定向水平井，開鉆41天鉆至井深4 800 m時發(fā)現(xiàn)鉆桿母接頭有開裂現(xiàn)象，隨后完鉆對所使用過的521根鉆桿全面檢驗，發(fā)現(xiàn)共有6只鉆桿母接頭發(fā)生縱向開裂。該井造斜點在4 205 m，設計井深5 238 m，最大鉆壓32×104N(靜壓)，最大水平段提拉力260×104N，通常工作轉速為120 r/min，最高轉速為150 r/min。井眼軌跡不詳，平均鉆速超過5 m/h。失效的內螺紋接頭裂紋照片見圖1。

圖1 接頭縱向裂紋照片

1 宏觀分析

從圖1可以看出:沿接頭縱向存在一條穿透性裂紋，長約107 mm，裂紋走向大體與接頭內表面垂直，裂紋方向為縱向。從接頭外壁觀察，裂紋長度較短;而從內壁觀察，裂紋長度較長。從接頭螺紋的齒面垂直觀察，副臺肩及靠近副臺肩的第1—9牙螺紋裂紋較寬，距離副臺肩越遠，裂紋越窄，在內螺紋的端面(主臺肩)上，并沒有發(fā)現(xiàn)肉眼可見的裂紋存在。總的來看，整個內螺紋齒面均磨損較嚴重，鍍銅層大多已經剝落，齒面有些發(fā)亮。另外，整個螺紋沒有明顯損傷，在距離副臺肩第11—14齒的表面還隱約可見鍍銅層的痕跡。

觀察接頭外表面，裂紋縱向擴展，表面有比較嚴重的摩擦磨損痕跡。在距端部60～160 mm的部位留有大鉗牙夾持咬傷的牙印，深度約1.5 mm，裂紋從其中的3條咬牙印上穿過，可以判定主裂紋形成與擴展在鉗牙印之后。另外，該接頭外表面還留有原來機械加工時的橫向車削刀紋以及縱向摩擦痕跡。摩擦痕跡是在鉆桿入井使用過程中形成的，而接頭外表面機加工刀紋說明接頭使用時間不長，接頭在服役過程中經歷的表面沖蝕磨損并不嚴重。

仔細觀察失效接頭的主、副臺肩，發(fā)現(xiàn)主、副臺肩面上均存在肉眼可見的磨損痕跡，而且副臺肩還存在比較嚴重的壓陷變形，主臺肩壓陷變形不明顯。這說明接頭曾經承受過很大的上扣扭矩，超過了正常的上扣扭矩范圍。

2 理化檢驗

2.1 化學成分分析

在接頭螺紋處取樣進行化學成分分析，分析結果見表1。其中，API SPEC 7規(guī)定P和S的質量分數(shù)要小于等于0.03%［1］，該結果表明鉆桿接頭的化學成分符合API標準要求。

表1 化學成分分析結果

2.2 拉伸性能試驗

沿鉆桿內螺紋接頭縱向取直徑為φ12.7 mm、標距為50.8 mm的圓棒拉伸試樣，試驗結果見表2。試驗結果表明該接頭拉伸性能符合API標準要求。

表2 拉伸性能分析結果

2.3 沖擊韌性分析

分別在接頭裂紋附近取縱向和橫向夏比V型缺口沖擊試樣，規(guī)格為10 mm×10 mm×55 mm，實驗溫度20℃，試驗結果見表3。結果表明:該接頭縱向沖擊性能符合API標準要求，但橫向沖擊功均小于縱向沖擊功。研究表明:材料的橫向沖擊功若明顯小于縱向沖擊功，裂紋更易沿縱向脆性擴展［2］。

表3 沖擊試驗結果

2.4 布氏硬度分析

在接頭螺紋處取橫向和縱向硬度試樣進行試驗，試驗結果見表4。

表4 布氏硬度測試結果

2.5 金相分析

在接頭螺紋表面存在裂紋的部位取樣，按照GB/T 13298-1991標準進行金相顯微組織分析。對裂紋附近螺紋表面及基體組織進行金相分析，觀察面為縱截面。金相結果表明:在裂紋附近的螺紋牙側最外表面形成了一層二次淬火馬氏體組織的“白亮層”，見圖2(a)，其厚度約0.03 mm。在“白亮層”底下基體組織則為回火索氏體，說明此處螺紋嚙合面由于過盈量過大，已發(fā)生過盈干涉并在嚴重摩擦磨損情況下局部產生大量的熱量，使得螺紋表面局部的溫度達到金屬的相變點以上，從而產生淬火現(xiàn)象，在螺紋表面形成 “白亮層”［3］。

進一步掃描電鏡斷口分析發(fā)現(xiàn)，裂紋起源于白亮層組織，但裂紋不是起源于某一點，而是在8—10牙齒頂?shù)倪@一條帶上。將該部位的損傷面進行放大觀察，可看到齒頂、齒底面上分布著大小不一的點蝕坑，在一些較大的點蝕坑底部還可以觀察到坑底裂紋，見圖2(b)，說明接頭開裂的起源可能與應力腐蝕有關。

圖2 螺紋表面裂紋源形貌

2.6 斷口分析

觀察接頭橫截面，可以看出主裂紋 (斷口)兩側各15 mm左右的范圍內，在距副臺肩2—6牙螺紋的齒側，還存在5～6條細小的二次裂紋。二次裂紋與主裂紋平行，同時縱向分布于管體，有些在不同齒側分布的二次小裂紋雖然沒有延伸到齒底部位，但2、3條小裂紋宏觀排在沿軋制方向的同一條直線上，見圖3。

將失效接頭主裂紋面打開，形貌如圖3所示。可以看出，整個斷裂面比較平整，根據(jù)斷口上放射狀條紋可以判定，裂紋起源于副臺肩起第1—2牙的螺紋部位。主裂紋擴展穿透整個接頭管壁，而且在第3—8牙之間形成了半橢圓狀裂紋擴展的臺階弧線，從斷口上清晰可見裂紋擴展條紋和半橢圓狀臺階弧線，可以判定:接頭縱向開裂經歷了裂紋萌生、亞臨界擴展至開裂的斷裂過程。

經掃描電鏡斷口分析發(fā)現(xiàn)，裂紋尖端呈沿晶開裂形貌，裂紋開口處的形貌如圖4所示。

圖3 失效接頭裂紋面斷口形貌

圖4 裂紋開口處組織形貌

根據(jù)金屬斷口學原理［4］，金屬材料產生沿晶脆斷的必要條件是:(1)回火脆性;(2)應力腐蝕開裂;(3)高溫蠕變。由于鉆桿接頭用鋼采用淬火高溫回火的整體調質熱處理，且沖擊韌性較高 (見表3)，故回火脆性問題是不存在的。通常碳素鋼在超過300～350℃、合金鋼在400～450℃以上時才有蠕變行為［5］。鉆桿鋼接頭在打井過程中，服役溫度不會超過200℃，因此蠕變問題也不存在。而此接頭材質韌性很好，表現(xiàn)為大面積韌窩的韌性斷裂，說明接頭縱裂最可能是硫化物作用下的應力腐蝕開裂。

從現(xiàn)場調查了解到，盡管該區(qū)塊地層中并不含硫，但用戶在打井過程中使用的是磺化泥漿體系，αpH=6～8。大量的生產實踐已經證實:磺化泥漿在井下高溫高壓作用下，會在120℃開始分解S及少量的H2S，溫度超過150℃，H2S分解更明顯［6］。該井在4 200～4 500 m井段集中出現(xiàn)母接頭縱裂，地層的溫度梯度一般是3℃/(102m)，該位置處于磺化泥漿的S分解溫度段 (146～155℃)。

采用能譜儀對斷口進一步分析，斷面上偏聚元素有 O、Si、Al、S、Ca、Mg、K、Ba、Fe、Zn 等，見圖5。其中Al、Si、Mg、Ca、K、Ba、Zn等很可能是泥漿添加劑帶來的;O含量高說明泥漿中含氧，且斷口面有氧化鐵成分;S含量的存在表明接頭在服役中介質內含S，處于酸性狀態(tài)。這說明S的作用是存在的。

圖5 斷口面能譜曲線

3 接頭應力分析

在定向水平井鉆井過程中，由于狗腿度較大，下部鉆具質量大，使接頭在鉆井過程中形成較大的橫向力與井壁摩擦，從而在接頭外壁產生摩擦熱裂紋，熱裂紋從外壁向內擴展直至接頭開裂。但對于此次事故，失效裂紋起源于內部的嚙合螺紋，裂紋擴展方向是從接頭內壁向外壁擴展，出現(xiàn)這種情況應該與鉆桿接頭的結構和受力有關。

3.1 接頭結構

發(fā)生開裂的φ139.7 mm×9.17 mm G105鉆桿接頭，是一種在API NC50基礎上改進的雙臺肩接頭，其基本結構見圖6。

圖6 雙臺肩鉆桿接頭結構示意圖

可見，這種接頭以API接頭為基礎，在內螺紋末端增加了一個副臺肩，從而形成雙臺肩結構。當雙臺肩鉆桿接頭初步擰緊時，其主臺肩接觸，而副臺肩處存在一定的間隙δ。為了使鉆桿接頭在工作狀態(tài)下?lián)碛辛己玫拿芊庑阅芎土W性能，主臺肩接觸后還必須再施加一定的擰緊扭矩，使主臺肩發(fā)生一定的彈性變形后，副臺肩才開始接觸，和主臺肩共同承擔上扣扭矩。可見，副臺肩在工作狀態(tài)中主要起過載保護作用。

雙臺肩鉆桿接頭正常上扣后，主、副臺肩都是接觸的，這種情況下，兩個臺肩面之間的空間是相對密閉的，即使井內含有H2S，也不能進入這個空間。現(xiàn)場調查發(fā)現(xiàn)，所有6個開裂接頭主、副臺肩都出現(xiàn)了明顯的磨損痕跡，而且副臺肩面還出現(xiàn)了嚴重的壓陷變形，失去了副臺肩處相對較高的密封作用，而主臺肩面沒有壓陷變形，因此井內介質可以從副臺肩進入，而靠近副臺肩處正是裂紋的起裂點。從而井內介質一旦含有H2S，就有可能到達開裂部位。

3.2 接頭應力分析

金屬材料產生應力腐蝕開裂必須具備3個要素，即拉應力條件、腐蝕環(huán)境以及材料對介質的敏感性［7］。接頭在靠近副臺肩處的齒側開裂，此處產生了因過熱而形成的白亮層組織，萌生裂紋。因此需要分析此處高應力的原因。

從雙臺肩接頭的工作原理可見，副臺肩間隙δ是一個很重要的參數(shù)，過大和過小都可能影響接頭的性能［8］。從失效接頭的主、副臺肩上分別取樣對其表面進行觀察，發(fā)現(xiàn)主、副臺肩面上均存在肉眼可見的金屬磨損痕跡，而且副臺肩面還出現(xiàn)了嚴重的壓陷變形。這說明副臺肩產生了很大的過盈，發(fā)生這種情況的原因有2個:(1)上扣扭矩過大;(2)接頭設計不合理，副臺肩間隙δ過小。

從現(xiàn)場調查已經了解到，該井是一個井身結構比較復雜的定向水平井。井隊僅用41天即鉆至井深4 800 m，說明強化鉆井作業(yè)非常突出。而且，在鉆探至井深4 800 m時出現(xiàn)了卡鉆事故，在解卡作業(yè)時，才出現(xiàn)了內螺紋接頭縱向開裂失效。在解卡作業(yè)時，必然會采取猛提、猛放、加大扭矩和倒轉的措施，惡化接頭的應力分布。從主、副臺肩面的損傷可以看出，上扣扭矩過大的情況是存在的。

利用有限元方法，對接頭的應力進行分析。分析時忽略螺紋螺旋升角的影響，把接頭視為軸對稱結構，同時，接頭的材料視為均勻的各向同性體。采用有限元分析軟件MSC.MARC［9］進行建模和分析，選用的單元類型為軸對稱三節(jié)點三角形實體單元，模型的有限元劃分以及螺紋部分網格的局部細分見圖7。

圖7 有限元模型及網格劃分

圖8為正常情況下 (扭矩約為50 kN·m)和過扭矩上扣情況下 (扭矩約為90 kN·m)各牙螺紋嚙合面上的作用力。可見，接頭上扣后，各螺紋牙的承載很不均勻，具有兩頭大、中間小的特點。因此，靠近副臺肩和主臺肩的螺紋受力最大，這兩個部位在上扣過程中最容易發(fā)生粘扣，使此處急劇升溫。所以在副臺肩而不是在主臺肩處首先形成裂紋源，是因為:(1)副臺肩有損傷，鉆桿內部的腐蝕介質首先突破了副臺肩的阻擋進入螺紋內部;(2)鉆桿內鉆井液的急劇冷卻作用，對靠近鉆桿內壁的副臺肩作用更明顯，導致在粘扣處形成“白亮層”，從而成為裂紋源，在S的加速腐蝕作用下，最終引發(fā)鉆桿接頭開裂。

圖8 不同扭矩時各牙螺紋承擔的作用力

圖9為不同副臺肩間隙δ情況下 (δ=0、0.1、0.2、0.3 mm)，各牙螺紋嚙合面上的作用力。當δ=0時，靠近副臺肩的螺紋承受較大的載荷;隨著間隙的增加，小端螺紋的承載比例逐步降低，大端螺紋的承載比例逐步升高;當間隙為0.2 mm時，螺紋牙上的承載獲得了一個較好的平衡，第1牙螺紋上的承載與最后一牙螺紋的承載基本持平。所以，如果副臺肩間隙設計不合理，會加大螺紋的應力集中，增大形成裂紋的風險。

進一步分析可知，這種雙臺肩接頭的螺紋錐度為1∶6，在過扭矩上扣情況下，螺紋主臺肩會產生1.5～2.5 mm的軸向過盈，此時由于螺紋擰緊，在螺紋的徑向將產生0.25～0.42 mm的徑向過盈，該徑向過盈將會產生很大的環(huán)向應力，從而在原始裂紋處形成應力集中，在循環(huán)載荷作用下，裂紋擴展最終導致縱向開裂。適當控制上扣扭矩，在可控范圍內增加殘余壓應力，從而延緩疲勞裂紋擴展，在一定程度上降低縱向裂紋失效的產生［10］。

目前，為了減少因過扭矩上扣引起的環(huán)向應力，國內外研發(fā)了新的接頭形式，以克服這種缺陷。比如美國GRANT的XT接頭［11］和上海海隆的HLST接頭，將螺紋錐度從1∶6改為1∶16或1∶12，由于錐度更加平緩，將大大減小過扭情況下接頭螺紋產生的環(huán)向應力，避免發(fā)生縱向開裂。圖10為過扭情況下，該失效接頭與HLST接頭各牙螺紋承擔的作用力對比。可見，HLST接頭的應力集中程度明顯下降。

圖9 不同間隙時各牙螺紋承擔的作用力

圖10 過扭情況下失效接頭與HLST接頭各牙螺紋承擔的作用力對比

4 結論

(1)從螺紋表面的組織變化可知，裂紋源產生于接頭內螺紋的內部，螺紋之間劇烈摩擦發(fā)熱導致螺紋表面形成馬氏體，誘發(fā)裂紋形成。另外，環(huán)境介質中出現(xiàn)了H2S，加速了裂紋的擴展，H2S來源于磺化泥漿在井下的熱分解。材料的橫向沖擊功明顯低于縱向沖擊功，促使裂紋形成后沿縱向脆性擴展，最終導致接頭縱向開裂。

(2)上扣扭矩過大和接頭設計不合理 (副臺肩間隙過小)，都會加劇螺紋應力集中，增加接頭內螺紋從內部開裂的危險。改進接頭的結構設計，將螺紋錐度從1∶6改為1∶16或1∶12，可以減小接頭產生的環(huán)向應力，避免發(fā)生類似的縱向開裂失效。

［1］America Petroleum Institute.API SPEC 7.Specification for Rotary Drill Stem Element［S］.40th ed.Washington(DC):API，2001.

［2］王新虎，薛繼軍，高蓉，等.鉆桿內螺紋接頭縱向開裂機理及材料性能指標研究［J］.天然氣工業(yè)，2007，27(4):69－71.

［3］JELLISON Michacl J.Severe Downhole Frictional Heating Driving Increase in Drilling Failure［R］.SPE107646，2007.

［4］鐘群鵬，趙子華.斷口學［M］.北京:高等教育出版社，2006.

［5］ BETTEN Josef.Creep Mechanics［M］.3rd ed.Berlin:Springer，2008:256 －260.

［6］劉婉穎，林元華，易峰，等.高溫高壓下磺化泥漿分解的氣相組分研究［J］.實驗科學與技術，2012，10(2):6 －9.

［7］張亮，李曉剛，杜翠薇，等.管線鋼應力腐蝕影響因素的研究［J］.腐蝕科學與防護技術，2009，21(1):62 －65.

［8］陳鋒，狄勤豐，歐陽彥輝，等.雙臺肩鉆桿接頭副臺肩間隙的優(yōu)選［J］.工程力學，2013，30(6):353－357.

［9］陳火紅.新編Marc有限元實例教程［M］.北京:機械工業(yè)出版社，2007.8.

［10］KORIN I，IPINA J Perez.Controlled Residual Stresses Introduction to Improve Fatigue Resistance of Rotary Shouldered Connections Used in Oil Drilling Industry［J］.International Journal of Pressure Vessels and Piping，2010，87(12):696－703.

［11］趙鵬，李俊.國外鉆桿產品發(fā)展動向［J］.特殊鋼，2010，31(4):20－22.