特殊螺紋接頭螺紋根部微動疲勞探究

徐 凱， 唐家睿， 楊曉龍， 任 勇， 劉占浩， 王佳偉 編譯

（1. 國家石油天然氣管材工程技術研究中心， 陜西 寶雞721008；2. 寶雞石油鋼管有限責任公司， 陜西 寶雞721008）

1 概 述

用于生產原油和天然氣的油套管 （OCTG）一般用螺紋連接。 對于螺紋連接， 需要足夠的靜強度和密封性才能實現穩定的油氣生產。 特殊螺紋接頭是一種非美國石油協會 （API） 標準的產品， 特別用于環境惡劣的油氣井。 特殊螺紋接頭包括金屬對金屬密封、 扭矩臺肩和錐形梯形螺紋等部分 （如圖1 所示）。 螺紋連接的公端稱為管體， 母端稱為接箍。 當管體與接箍處于上扣狀態時， 管體螺紋根與接箍螺紋頂發生相互過盈接觸。

圖1 特殊螺紋接頭結構

在如圖2 （a） 所示的常規鉆井中， 套管埋入的通道是由鉆桿鉆進的， 然后將套管以一定的旋轉方式下入井下， 預埋完成后， 套管螺紋連接只施加靜態載荷。 因此， 在螺紋連接中只需要靜態強度。 最近出現了新的鉆井技術， 如利 用 套 管 進 行 鉆 井 （ Drilling with Casing，DwC） （如圖2 （b） 所示）， 可以在不使用鉆桿的情況下嵌入套管。 在DwC 中， 將鉆頭固定在套管的末端用來鉆孔， 因此， 套管與鉆井是同時埋入的。 該技術可以縮短完井時間， 降低完井成本。 然而， 螺紋接頭通過井眼彎曲段時， 承受了大量的循環旋轉彎曲載荷， 因此， 對特殊螺紋接頭的疲勞性能進行評價顯得越來越重要。

前期已經有很多關于螺紋連接疲勞性能的研究， 例如， 通過全尺寸疲勞試驗來評估疲勞性能。 在這些研究中， 應力放大系數 （stress amplification factor, SAF） 是通過螺紋連接的全尺寸疲勞試驗得到的S-N 曲線與DNV-B1 曲線的比值來評估的。 接頭的疲勞性能較高， 而SAF 值較低。 例如， Ong 等的報告表明， 他們開發的特殊螺紋接頭通過考慮全尺寸疲勞試驗來評估SAF， 獲得了足夠的疲勞性能。 Sches 等報道了特殊螺紋接頭的全尺寸疲勞試驗結果，其采用較大的螺紋根半徑， 提高了螺紋接頭的疲勞性能。

圖2 常規鉆井和套管鉆井中螺紋接頭的應力

此外， 也有研究通過有限元分析評估螺紋根部的應力集中， 并預測螺紋接頭的疲勞壽命。例如， Cetin 等以螺紋根部半徑為研究對象， 利用Peterson 和Neuber 提出的基于主應力或缺口敏感性的螺紋接頭疲勞壽命預測模型。 Lin 等應用基于臨界平面模型的多軸疲勞壽命預測方法，計算了標準API 鉆鋌接頭的疲勞壽命。

然而， 目前的研究主要集中在闡明螺紋接頭的疲勞失效機理和影響螺紋接頭疲勞性能的因素。 由于缺乏對疲勞失效模式的認識， 很難開發出有效的提高螺紋接頭疲勞性能的方法， 也很難建立更準確的疲勞壽命預測模型。

對特殊螺紋油套管連接性能進行了全尺寸疲勞試驗， 隨后對其進行了失效分析， 以確定螺紋接頭的疲勞失效模式。 結果表明， 微動疲勞失效是特殊螺紋接頭的主要失效模式之一。 因此， 通過從油套管螺紋接頭中取樣進行基本微動疲勞試驗， 對螺紋接頭的微動疲勞失效機理進行了解釋。

2 特殊螺紋接頭的全尺寸疲勞試驗

2.1 特殊螺紋接頭和材料樣本

用于全尺寸疲勞試驗的特殊螺紋油套管接頭的縱截面如圖3 所示， 螺紋連接從左到右由不完整螺紋、 完整螺紋、 密封面和扭矩臺肩組成。 套管外徑177.8 mm， 壁厚11.5 mm。 螺紋是錐度為1/16 的偏梯形螺紋。 螺紋由螺紋根、 螺紋頂、 承載面和導向面組成。 由于外螺紋的螺紋頂因錐形螺紋而被截斷， 導致不完整的螺紋嚙合較少， 當向套管施加軸向載荷時， 管體和接箍的嚙合部分承受軸向載荷。 然而， 在不完整的螺紋部分， 由于在管體和接箍嚙合部分的末端， 管體必須承受大部分的軸向載荷。 因此， 應提高管體螺紋部分的承載力。 綜上所述， 影響螺紋連接疲勞強度的關鍵是管體的不完整螺紋。

圖3 特殊螺紋接頭結構縱向截面示意圖

加工公差是影響螺紋連接質量的重要因素之一。 對于本研究中用于全尺寸疲勞試驗的螺紋連接， 采用了所謂的HH-PNBN 結構。 簡而言之，HH-PNBN 指定的加工公差比螺紋干涉（H）、 密封干涉（H）、 管體的螺紋錐度（PN） 和接箍的螺紋錐度（BN） 均高。 對接箍螺紋進行了磷酸錳表面處理， 而對管體進行了機加工。 值得注意的是，管體螺紋根部直徑略大于接箍螺紋頂部直徑。 因此， 管體的螺紋根部與接箍的螺紋頂部之間的嚙合為過盈配合， 這意味著管體的螺紋根部和接箍的螺紋頂部以一定的接觸壓力值相互接觸。 試樣的螺紋部分、 密封面和扭矩臺肩涂有API 規定的潤滑脂， 然后用液壓動力鉗對試樣進行上扣。

采用API 標準材料L80、 P110 和Q125 進行全尺寸疲勞試驗。 力學性能和化學成分見表1 和表2。 3 種材料的微觀形貌如圖4 所示。 材料呈現回火馬氏體組織， 原始奧氏體晶粒尺寸約為30 μm。

表1 3 種螺紋接頭材料的力學性能

表2 3 種螺紋接頭材料的化學成分 %

圖4 3 種螺紋接頭材料的微觀組織形貌

2.2 全尺寸疲勞試驗方法

本研究采用兩種試驗方法對特殊螺紋接頭進行了全尺寸疲勞試驗， 在相對較高的應力振幅區域， 進行了四點旋轉彎曲疲勞試驗（如圖5 所示）。該試驗機由4 個支架、 電機、 螺旋千斤頂加載系統和機架組成。 最初水平安裝在試驗機上的試樣由電機旋轉， 然后向試樣施加垂直力。 通過這種方式對連接件施加交變循環彎矩。 試樣的轉速為83 r/min 或166 r/min， 對應于1.4 Hz 或2.8 Hz 的加載頻率， 取決于施加的垂直力大小。 用于旋轉彎曲疲勞試驗的接箍和管體的長度約為3.0 m。在0.6 MPa 的內壓下， 將試樣的端部用端塞封住， 并在試樣內部充水， 以檢測試樣的失效。 試樣的破壞是由穿墻疲勞裂紋引起的水壓下降造成的。 用兩個應變片測量試樣的彎曲應力， 應變片貼在管體外表面上， 距管接箍端部25 mm， 管體環向間隔180°。 控制施加在試樣上的彎矩， 使兩個應變值的平均值與目標值一致。

圖5 特殊螺紋接頭的四點彎曲疲勞試驗

在相對較低的應力振幅區進行共振疲勞試驗， 以縮短試驗時間。 加載頻率為15～30 Hz。此試驗用于評估全尺寸鐵路車軸或車輪的疲勞強度及油套管的螺紋接頭。 圖6 為油套管螺紋接頭的共振疲勞試驗現場照片及示意圖。 該試驗機由2 個托輥、 電機、 自重和偏心塊組成。 循環彎曲疲勞應力是由偏心質量旋轉引起的第一振型試件共振產生的， 最大彎矩產生在接箍連接的中心。用于共振疲勞試驗的裝配管體和接箍的長度約為4.0 m。 通過降低水壓來檢測試樣的失效， 方法與旋轉彎曲疲勞試驗相似， 但初始水壓為1.0 MPa。彎曲應力由4 個應變計測量， 4 個應變計安裝在管體外表面上， 距接箍端部135.6 mm， 每個沿管體圓周間隔90°。 該位置由前面研究的結果確定， 即。 彎曲應力由測得的應變控制， 其控制方式與旋轉彎曲疲勞試驗相似。

兩個全尺寸疲勞試驗均在室溫下進行。 應力振幅σa是通過將210 GPa 的彈性模量乘以測量的應變振幅得到的。 當試樣在1.00×107個循環以上未斷裂時， 疲勞試驗結束。

圖6 特殊螺紋接頭的疲勞共振試驗

2.3 特殊螺紋連接疲勞失效模式識別

3 種OCTG 材料特殊螺紋連接的S-N 曲線如圖7 所示。 由于穿透裂紋使所有的試驗都因內壓降低而停止。 雖然Q125 具有最高的極限抗拉強度， 但在相對較高的應力幅區， Q125 接頭的疲勞壽命比P110 接頭的短， L80 接頭的疲勞壽命最短。

圖7 3 種OCTG 材料特殊螺紋接頭的S-N 曲線

圖8 P110 特殊螺紋接頭斷裂典型形貌

為探討疲勞破壞機理， 用液壓動力鉗將管體-接箍卸扣后， 用光學顯微鏡對P110 試樣進行了觀察， 觀察結果如圖8 所示。 從圖8 （a）可以看出試樣中穿透裂紋的位置為上側和縱斷面（即A-A′）。 圖8 （b） 的應力幅值σa=278.8 MPa，疲勞壽命Nf=7.79×104。 圖8 （c） 的應力振幅σa=73.4 MPa， 疲勞壽命Nf=3.11×106。 短壽命區在螺紋根部圓角處和長壽命區在接觸面中間發現穿透裂紋， 對產生于螺紋根部圓角處的裂紋， 推測其原因是螺紋圓角處的應力集中。 另一方面， 相對于長壽命區域的裂紋可能是微動疲勞導致的， 因為裂紋是在螺紋根部和螺紋頂部的接觸面處萌生的。 結果表明， 無論加載頻率或加載方式不同，四點旋轉彎曲疲勞試驗和共振疲勞試驗均發生微動疲勞失效。 對應于0.83 Hz 的加載頻率， 實際DwC 中螺紋連接的轉速低于50 r/min。 事實上，四點旋轉彎曲疲勞試驗和共振疲勞試驗的加載頻率均高于DwC。 然而， 由于兩次全尺寸疲勞試驗所得的螺紋根部微動形貌沒有太大差異， 因此在本研究中， 加載頻率對微動的影響不大。 需要進一步研究來澄清這種影響， 因為目前關于加載頻率對微動疲勞的影響的研究較少。

一般來說， 對于起源于接觸面中部的微動疲勞裂紋似乎有兩種不同的情況： 一種微動疲勞裂紋起源于粘滑區邊界； 另一種是微動疲勞裂紋產生于接觸壓力較低、 滑移量較大的嚴重微動磨損區中部， 對于后一種情況， 微動疲勞裂紋在接觸面中部萌生的機理尚不完全清楚。

圖9 為接頭根部失效示意圖， 對具有微動疲勞失效的試樣進行了更詳細的觀察， 圖10 為P110 螺紋連接的微動疲勞失效的微觀形貌。 由圖10 可以看出， 穿透裂紋起源于接觸表面的中間。 此外， 通過對接觸面拋光后觀察， 發現接觸面穿透裂紋附近存在多處微裂紋。 由圖10 （b）可以看出， 在穿透裂縫周圍也發現了一些微裂縫， 盡管角度因微裂紋的位置不同而不同， 但這些裂紋也是傾斜的。

圖9 接頭根部失效示意圖

圖10 P110 螺紋接頭微動疲勞失效的微觀形貌

多裂紋和傾斜裂紋的這些特征與微動疲勞裂紋的特征相吻合。 針對接觸邊緣的微動疲勞裂紋建立了許多預測模型。 與此相反， 接觸面中部微動疲勞裂紋的形成機理有待進一步研究。 因此，作為第一步， 使用小試樣進行標準試驗， 以再現螺紋接頭接觸面中間的微動疲勞失效。

3 基于小試樣的微動疲勞原理性試驗

在特殊螺紋接頭中發現了兩種疲勞失效模式。 通過采用橋墊進行了基礎微動疲勞試驗來解釋螺紋根部微動疲勞失效機理。

3.1 特殊螺紋接頭疲勞失效模式識別

圖11 為基本微動疲勞試驗示意圖。 對油套管試樣進行了橋墊彎曲微動疲勞試驗， 通過用緊固螺栓擰緊桿彈簧， 施加接觸壓力Pc。 根據前期研究， 微動疲勞裂紋是在接觸面中部以相對較低的接觸壓力產生的。 因此， 為了重現微動疲勞裂紋在接觸面中部進行全尺寸疲勞試驗， 在基礎微動疲勞試驗中施加25 MPa 的接觸壓力。 試驗中還采用了100 MPa 的接觸壓力來評價接觸壓力的影響。

圖11 基本微動疲勞試驗示意圖

圖12 為全尺寸疲勞試驗中螺紋連接縱截面的受力示意圖。 螺紋連接的縱截面承受拉伸和壓縮載荷， 而整個連接則承受旋轉彎曲載荷。 在周期性旋轉彎曲過程中， 管體外螺紋根部與接箍內螺紋頂部的接觸面發生相對滑移。因此， 管體外螺紋根部對應于基礎試驗中的試樣， 而接箍內螺紋頂部對應于基本試驗中的接觸墊腳。

圖12 全尺寸疲勞試驗中螺紋連接縱斷面的受力情況

在試樣的標稱部分粘貼應變儀 （如圖11 所示）。 試驗期間的標稱應力振幅是將210 GPa 的彈性模量乘以測量的應變振幅得到的。 為了通過限制裂紋萌生位置來簡化失效分析， 在接觸部分的一側插入了一層聚酰胺薄膜。 微動疲勞失效發生在相對接觸部位。 在一個接觸墊的兩個接觸邊緣用小的滑動傳感器測量相對滑動范圍。 微動疲勞試驗在15 Hz 的加載頻率下進行， 環境溫度下空氣中的應力比為-1。

試樣和接觸墊結構示如圖13 所示。 試樣和接觸墊均取自由P110 和L80 制成的同一根油套管， 材料的力學性能見表3。 基本微動疲勞試驗所用材料的力學性能與表1 略有不同， 因為管道的生產批次在足尺試驗和基本試驗之間有所不同。 用400#金剛砂紙沿相對滑動方向拋光試樣和接觸墊的接觸面。

3.2 油套管基本微動疲勞試驗結果

3.2.1 材料的微動疲勞強度

圖14 P110 鋼級的微動疲勞試驗和軸向疲勞試驗的S-N 曲線

P110 試樣的微動疲勞S-N 曲線如圖14 所示，Pc=25 MPa （作為參考）， 還顯示了通過軸向疲勞試驗獲得的光滑試樣的S-N 曲線。 Pc=25 MPa 的微動疲勞極限為134 MPa， 而軸向疲勞極限為480 MPa。 雖然載荷類型影響疲勞極限， 但微動使管材的疲勞極限降低到1/3 以下。

3.2.2 微動損傷表面的觀察

微動疲勞試驗后， 用光學顯微鏡觀察試樣的接觸表面。 圖15 和圖16 分別顯示了材料為P110 的Pc=25 MPa 和材料為L80 的Pc=100 MPa的微動表面。 每一個接觸表面都被微動磨損顆粒完全覆蓋。 雖然在接觸邊緣附近的微動磨損與在接觸表面中部的不同， 但在微動區域內不存在粘扣區。 因此， 在每種情況下， 接觸面之間都會發生嚴重滑移。 在Pc=100 MPa 時， 微動磨損形貌在接觸邊緣附近和接觸表面中部的差異趨勢比在Pc=25 MPa 時更為顯著。 主裂縫主要發生在接觸面中部， 除非Pc=100 MPa， σa=143 MPa。 通過微動疲勞試驗， 成功地再現了螺紋接頭接觸面中部的微動疲勞裂紋。 此外， 還發現微動疲勞裂紋的位置隨接觸壓力和應力幅值的變化而變化。 不幸的是，在Pc=25 MPa 的微動疲勞試驗中， 微動磨損發生的區域與標稱接觸區域相比很小。 因此， 本研究無法正確評估接觸壓力的影響。 然而， 重要的一點是， 在接觸面中部的微動疲勞裂紋被再現。

圖15 微動疲勞試驗后P110 試樣的微觀形貌

圖16 微動疲勞試驗后L80 試樣的微觀形貌

3.2.3 微動表面的相對滑移范圍

L80 材料微動疲勞試驗獲得的相對滑移范圍和裂紋萌生位置如圖17 所示。 實心符號表示在主裂紋萌生處墊腳接觸邊緣處測量的相對滑動范圍， 開放符號表示在對側墊腳處測量的相對滑動范圍。 Pc=25 MPa 時微動疲勞試驗的相對滑移范圍明顯大于Pc=100 MPa 時的相對滑移范圍。 Pc=100 MPa 時的相對滑移范圍隨應力幅值的增大而增大。 當考慮裂紋位置與相對滑移范圍的關系時， 除相對滑移范圍最小外， 裂紋是在接觸面中部萌生的。 這意味著裂紋位置的移動取決于相對滑移范圍水平。 這可能表明， 相對滑動范圍改變了接觸表面的應力狀態。 此外， 隨著大滑移， 微動磨損變得嚴重。 因此， 應考慮接觸表面應力狀態隨微動磨損發展的變化。

圖17 L80 相對滑移范圍與裂紋萌生部位的關系

對比全尺寸試驗（圖9、 圖10） 和基礎試驗（圖15、 圖16） 的微動疲勞破壞形態， 發現在較大相對滑移區的基礎微動疲勞試驗中， 微動疲勞裂紋的位置與實際螺紋接頭中的微動疲勞裂紋相似。 這意味著大相對滑移是了解螺紋接頭微動疲勞失效機理的關鍵之一。

關于相對滑動范圍， 螺紋在沿管道軸向管體和接箍螺紋之間的上扣側具有大約100 μm 的間隙（見圖3）。 因此， 在實際螺紋接頭的接觸面上可能存在較大的相對滑移范圍。 但目前還沒有足夠的證據表明螺紋接頭中的螺紋根部存在較大的相對滑動。 此外， 還應研究螺紋脂對微動磨損的影響以及接觸表面的應力狀態。 為了闡明微動疲勞失效發生在接觸面中部的機理， 還需要進一步的試驗研究。

4 結 論

（1） 在特殊螺紋接頭中發現了兩種疲勞失效模式。 在螺紋圓角處產生穿透裂紋的情況下， 圓角處的應力集中是失效的根本原因。 在螺紋根部中部產生穿透裂紋的情況下， 微動疲勞是其原因。

（2） 螺紋接頭的微動疲勞失效發生在接觸面中部， 此時應力幅值相對較低。

（3） 在基礎微動疲勞試驗中， 微動使管材的疲勞極限降低到1/3 以下。

（4） 在基礎微動疲勞試驗中， 成功地再現了螺紋連接中的微動疲勞失效。

（5） 提出了接觸面中部微動疲勞失效與較大的相對滑移有關。