某井S135鋼級鉆桿斷裂原因

陳 猛, 歐陽志英, 余世杰, 舒志強

(上海海隆石油管材研究所, 上海 200949)

2018年11月某井鉆桿鉆進至2 094.92 m時，進行循環泥漿處理，泥漿轉換為PLUS/KCl(氯化鉀聚合物泥漿)體系，循環參數為2 200 L/min，11.0 MPa～12.4 MPa。8 h后開始起鉆，當起鉆至1 574 m時,井下鉆桿發生了斷裂。井隊起鉆檢查鉆具，起到第12根106 mm(外徑)鉆桿時，發現鉆桿斷落。斷裂鉆桿的宏觀形貌如圖1所示，斷口距離該根鉆桿公接頭臺肩面約1.1 m，斷口附近的鉆桿管體發生了嚴重的彎曲變形，而且斷口也受擠壓變形為橢圓形，斷口表面呈現銀灰色金屬光澤，為新鮮斷口形貌。

圖1 斷裂鉆桿宏觀形貌

1 井況及鉆桿信息

事故井為244.5 mm(外徑)的套管開窗側鉆井，其局部如圖2所示。窗口頂部距離井口約為386.35 m，窗口底部距離井口約為391.55 m，鉆桿斷裂位置所在井深為391.43 m，正好在窗口底部位置。

圖2 事故井側鉆井局部示意

斷裂鉆桿基本參數如表1所示，該鉆桿累計服役時間為272 h，上提最大載荷為2 100 kN，下壓最大載荷為200 kN，最大轉速為140 r/min，最大泵壓為26.2 MPa。

表1 斷裂鉆桿基本參數

2 理化檢驗

2.1 宏觀觀察

斷裂鉆桿試樣的整體宏觀形貌如圖3a)所示，總長度約為2.6 m，鉆桿表面有黃色的銹蝕產物，但未發現明顯的腐蝕坑。根據現場提供的井況信息可知，該段鉆桿為打撈斷裂鉆桿的魚頂部分，斷口在鉆桿管體上，距離該鉆桿公接頭臺肩面約為1.1 m。斷口附近區域(距離斷口約500 mm)的鉆桿發生了嚴重的彎曲變形，越靠近斷口，鉆桿變形越嚴重，鉆桿靠近斷口的區域呈扁平狀，整個斷口呈橢圓形[見圖3b)，3c)]。斷口不平整，局部區域存在較大的剪切唇和變形，整個斷口呈塑形斷裂形貌，具有一定的頸縮“杯椎”狀過載失效的形貌特征[見圖3d)，3e)]。

圖3 斷裂鉆桿試樣的整體及局部宏觀形貌

對圖3a)所示的鉆桿試樣進行尺寸測量，在不同位置測量管體的外徑與壁厚，具體測量結果如表2所示。測量點已在圖3a)中標出，在試樣的兩端和中間分3個位置進行測量，宏觀顯示位置A和B無明顯的變形，位置C鄰近斷口，管體呈扁平狀，并且存在頸縮變形，壁厚變化較大，最小壁厚約為2 mm，越臨近斷口，斷裂鉆桿的彎曲程度越大。測量結果表明：遠離斷口區域的位置A和B的鉆桿外徑和壁厚無明顯差異，并且與標準API Spec 5DP—2009 《鉆桿產品規范》規定的尺寸相差甚微。位置C為整體鉆桿彎曲部位的最大拐點，由于承受了較大的彎矩作用，鉆桿發生了彎曲擠壓變形，斷口呈橢圓形，橢圓度達到49 mm。

表2 鉆桿試樣尺寸測量結果 mm

2.2 化學成分分析

用ARL 4460 OES型直讀光譜儀對鉆桿試樣進行化學成分分析，分析結果見表3，分析結果表明鉆桿試樣的化學成分符合API Spec 5DP-2009 的要求。

表3 鉆桿試樣化學成分 %

2.3 力學性能測試

根據標準API Spec 5DP-2009，在鉆桿試樣上遠離斷口的位置(未發生明顯塑性變形的區域)取寬為25 mm的板拉伸試樣，取規格(長×寬×高)為10 mm×7.5 mm×55 mm的夏比沖擊試樣(縱向)，按照ASTM A370StandardTestMethodsandDefinitionsforMechanicalTestingofSteelProducts和ASTM E23StandardTestMethodsforNotchedBarImpactTestingofMetallicMaterials進行測試，結果如表4所示。測試結果表明，鉆桿試樣的拉伸性能不符合API Spec 5DP-2009標準的要求，抗拉強度接近標準下限，屈服強度遠低于標準要求。

表4 鉆桿試樣的力學性能測試結果

2.4 金相檢驗

依照GB/T 13298-2015 《金屬顯微組織檢驗方法》對鉆桿試樣進行金相檢驗，分別在圖3a)中的A，B，C 3個位置取樣，檢驗結果及微觀形貌見表5和圖4。結果表明鉆桿為整體熱處理，3個位置的顯微組織都為均勻的回火索氏體。

表5 金相檢驗結果

圖4 鉆桿試樣不同區域的微觀形貌

2.5 斷口分析

試樣斷口的表面磨損較為嚴重，同時由于后期保存不當，表面銹蝕較為嚴重。對局部區域的斷口進行清洗。清理表面的銹蝕產物后，將試樣在掃描電鏡(SEM)下進行觀察，發現斷口呈現較多剪切型韌窩(見圖5)。由圖5可以判斷，該鉆桿受到較大的剪切及拉伸復合應力，該剪切應力來源于鉆桿彎曲應力，拉伸應力為解卡時的上拉作用力[1-2]。

圖5 斷口SEM形貌

3 力學性能模擬分析

3.1 彎矩及彎曲應力分析

根據井況分析，在解卡過程中失效鉆桿可能承受的最大拉伸載荷為580 kN。失效鉆桿所處井段的最大井眼曲率為4.3°/30 m，根據DS-1 《鉆柱檢驗》分別計算幾種不同狀態下鉆桿所承受彎曲應力，應力計算公式如下(采用DS-1標準中計算受拉狀態下鉆桿的彎矩)。

第一種情況：鉆桿與井壁不接觸，即k≤kc時有

(1)

(2)

(3)

(4)

式中：rt為接頭外徑；ro為管體外徑；l為鉆桿長度；E為彈性模量；I為鉆桿管體的管性矩；θ為越過鉆桿平均井斜角；Wbp為鉆桿單位浮重；Fe為軸向拉伸載荷；M0為靠近工具接頭處管體扭矩；K為浮力系數；k為井眼曲率；kc為臨界井眼曲率；σb為彎曲應力。

第二種情況：鉆桿與井壁接觸，即k>kc時有

(5)

(6)

鉆桿計算參數如表6所示，計算結果如表7所示。

表6 鉆桿計算參數

表7 鉆桿管體彎矩計算及對應的應力

將表7中的數據，先根據鉆井解卡的參數進行模擬計算，代入最大的拉力及井眼曲率，計算得到失效鉆桿斷點承受的最大應力為118 MPa，該應力較小，在失效鉆桿的安全范圍內。

考慮到鉆桿斷裂的位置較為特殊，在側鉆井的窗口底部，緊挨窗口附近的井段，由于硬度的變化和角度的關系，鉆進過程中鉆頭極易出現擺動，留下的井眼局部區域形狀不規則，使得部分區域的井段出現井眼曲率急劇增大。井況資料提供的井眼曲率采用的是每隔30 m測出的數值，然而在實際情況下，尤其是側鉆窗口(造斜點)以下局部區域井眼會出現不平整或者軌跡幅度變大等情況，使得這30 m區域內的鉆桿受到較大角度的彎曲應力作用。分別代入井眼曲率7.0°/30 m，18.0°/30 m，計算得到最大的應力分別為253 MPa和563 MPa。由上述分析可知，在同樣的拉力作用下，隨著井眼曲率的增加，失效鉆桿斷點的最大應力急劇增大[3-5]。

上述有限元分析采用的載荷應力均為靜載荷，但由于鉆桿在鉆井解卡中，受到的載荷應力均為動載荷，材料在動載荷的作用下，瞬間應力峰值遠比對應施加的靜載荷大。目前關于鉆井動載荷的研究資料相對匱乏，一般從試樣的形貌上進行反推，然后進行模擬計算。

3.2 失效鉆桿斷點位置受力有限元模擬分析

失效鉆桿斷點處于側鉆窗口底部，解卡的過程中失效鉆桿在該區域上下活動，并且部分井段的井眼不規則，使得鉆桿承受較大的反復彎曲作用，鉆桿在該區域內主要受到拉力和彎矩作用，內外壓差很小，可以忽略不計。

建立三維模型，對106 mm(外徑)鉆桿管體受到拉彎組合應力的狀態進行有限元分析，在管體一段截面上加載拉伸及彎曲載荷，設置鉆桿加載的拉伸載荷為580 kN；彎矩分別為6 948 N·m，14 850 N·m和32 995 N·m，分析鉆桿在不同井眼中復合載荷作用下的應力情況，結果見圖6。有限元分析結果表明，當拉力相同時，鉆桿受到的最大應力隨著彎曲幅度(彎矩)的變大而增加明顯。

圖6 不同拉力和彎矩組合下鉆桿有限元分析結果

4 分析與討論

斷裂鉆桿的化學成分滿足API Spec 5DP—2009標準要求;抗拉強度滿足標準要求，但是該鉆桿正常區域的屈服強度為740 MPa,遠低于API Spec 5DP—2009標準要求的931 MPa～1 138 MPa，屈強比為73.5%。一般鉆桿在井下正常使用情況受到的應力會遠小于740 MPa，但是當井況環境較為復雜時，例如遇到卡鉆事故或者通過較大的井眼軌跡時，鉆桿會受到較大的瞬時動載荷，該應力有可能超過了鉆桿的實際屈服強度。根據鉆桿斷口的宏觀形貌可知，失效鉆桿在井下作業時受到了較大的應力作用，使得鉆桿發生了屈服變形，加上鉆桿在井眼軌跡變化較大的區域發生了嚴重的彎曲變形，致使鉆桿管體外壁因頂住井壁而被壓扁，然后在多次上提、下放的過程中，鉆桿在此處發生了斷裂[6]。

在進行側井作業時，靠近窗口附近的井眼軌跡不是很規則，可能在短距離內存在較大程度的彎曲井眼或者井眼不平整，這些給失效鉆桿在井下受到較大的彎曲作用提供了條件。另外,在解卡作業時，失效鉆桿斷點距離井口約391 m，位于側鉆井窗口底部，鉆柱卡點位于斷點的下方附近。解卡過程中,鉆桿共經歷上拉、下放5個循環，鉆桿在斷點區域受到反復拉應力和壓應力，該區域容易發生包申格效應[7-9]，斷點區域又在側鉆井窗口底部，來回受到彎曲作用，甚至部分彎曲幅度較大，這樣會加大包申格效應，使得鉆桿的屈服強度降低得更加明顯。屈服強度下降后，其抗擠毀能力也急劇下降，在窗口附近的井眼曲率較大，在此區域發生了彎曲壓扁變形，使得該區域整體承載面積下降，最終導致鉆桿斷裂。

5 結論

(1) 該斷裂鉆桿屈服強度偏低，不符合API Spec 5DP-2009標準要求。

(2) 斷裂鉆桿位于窗口底部的不規則井眼段，該井段鉆桿本身存在較大的結構彎曲應力，在解卡過程中受到反復拉壓沖擊載荷，使得彎曲“拐點”區域附近的鉆桿承受較大的復合應力作用，引起鉆桿發生彎曲壓扁變形，導致壓扁區域內鉆桿的有效承載面積大幅降低，最后發生了失穩斷裂。

(3) 解卡過程中，斷點附近受到反復的拉壓載荷后產生了包申格效應，導致鉆桿材料在斷點區域的屈服強度進一步下降，加速了斷裂的進程。