川渝地區某超深井鉆鋌外螺紋斷裂失效分析*

譚雷川， 李洪興， 周效民， 劉 敏

（中國石油集團川慶鉆探工程有限公司 川西鉆探公司， 成都 610051）

0 前 言

在川渝地區的超深井鉆井過程中， 由于井眼大、 開次多， 大尺寸鉆鋌得到了廣泛應用[1-3]。 隨著超深井向井眼軌跡復雜、 鉆壓大、 轉速高、 環境苛刻方向不斷發展， 鉆鋌斷裂事故日益增多， 嚴重影響了鉆井工程進度[4-5]。 據不完全統計， 近三年來，在川渝地區某區塊超深井共發生鉆鋌斷裂15 次，累計損失鉆井時間51.8 天， 報廢進尺382.5 m， 造成了巨大的資源浪費和經濟損失[6-8]。 因此， 分析鉆鋌斷裂原因從而預防和減少鉆鋌失效事故， 已經成為超深井鉆井亟待解決的問題[9-12]。

某鉆井隊使用液壓貓頭對Φ279.4 mm 鉆鋌與730 mm×831 mm 配合接頭緊扣， 目標壓力為10.5～11 MPa， 當緊扣壓力為10 MPa 時，鉆鋌外螺紋斷裂在830 mm×731 mm 配合接頭母扣內， 斷面距鉆鋌外螺紋端面2～4 cm。 該鉆鋌尺寸為Φ279.4 mm×76.2 mm， 螺紋為8-5/8 in REG， 鉆鋌鋼級為4145H。

1 斷裂鉆鋌形貌分析

1.1 宏觀形貌觀察

鉆鋌外螺紋端所受主應力為軸向拉伸應力，同時承受上扣預緊應力、 冷加工殘余應力、 熱應力等二次應力。 鉆鋌斷口宏觀形貌如圖1 所示， 由圖1 可知， 斷口部位無明顯塑性變形， 表明斷裂主要是由主應力和二次應力共同作用而引發的脆性斷裂； 斷裂位于鉆鋌外螺紋根部， 斷口可見多處裂紋源， 均出現在螺紋根部應力的高度集中區， 為螺紋最末完全扣牙根底部環向表面裂紋； 其次， 斷口有一處較為光滑的平整面， 整體呈螺紋式斜面， 由最高處螺旋式向下延伸， 坡面較平緩， 有多處斷面坑和明顯斷裂臺階， 斷口邊緣有多處裂紋源， 沿裂紋源向內裂紋延展， 分別呈現貝紋線（海灘花樣）、人字紋及放射狀特征， 當該截面處不足以承載交變載荷以及扭矩作用時， 發生瞬時斷裂； 此外， 臺肩面有大量大尺寸、 分布密集的磨損坑， 磨損坑呈圓形、 橢圓形， 尺寸大小、 深度分布不均； 同時，螺紋端齒牙完好， 裂紋源位于齒根底部， 集中在最末完全扣前3～5 扣， 局部因連續多個齒根均存在裂紋形核擴展， 出現沿齒根的臺階狀斷口。

圖1 鉆鋌斷口宏觀形貌

1.2 斷口特征分析

基于斷口宏觀形貌分析結果， 使用石油醚、酒精處理斷口， 使用體視顯微鏡、 掃描電子顯微鏡分別對斷口多處裂紋源、 裂紋擴展區和瞬斷區進行分析， 進一步研究其斷裂機制。

1.2.1 裂紋源

由宏觀形貌分析可知， 斷口有多處裂紋源，分析認為鉆鋌在拉伸載荷以及扭矩作用下， 最末完全扣前3～5 扣應力集中， 微裂紋在多個螺紋齒根的底部開始萌生， 且在服役過程中緩慢擴展， 尺寸較大的裂紋源區包括三個區域， 如圖2所示。

區域1 斷口形貌如圖2 （a） 所示， 此處斷面邊緣有多處凸面， 進而導致此處斷裂。 首先產生微小斷裂凸面， 在應力的交變作用下， 斷裂面沿著邊緣延伸， 產生多處斷裂凸面， 呈發射狀向兩邊不斷增長， 最終形成足夠長的斷裂線， 在拉伸應力的作用下發生斷裂， 因此， 此處為斷口明顯斷裂源。

區域2 斷口形貌如圖2 （b） 所示， 此處區域是整個斷面較為特殊的一處， 相比其他斷口部位， 該區域斷口光滑平整， 且面積最大， 分析認為此處為微裂紋最早萌生位置， 承受服役期間的軸向應力和扭矩并不斷發生裂紋擴展， 且斷面發生相對位移， 從而導致光滑斷口的形成。

區域3 斷口形貌如圖2 （c）、 圖2 （d） 所示， 由圖可知， 該區域的螺紋斷裂源呈臺階狀，且周圍呈發散狀的人字形紋， 分析認為， 此處齒根在拉伸應力作用下裂紋沿軸向力45°方向開始萌生， 多個齒根裂紋同時萌生并發生擴展， 使整個面的作用力不足以支撐鉆鋌受到的拉伸應力，從而整個面產生斷裂。 在斷裂過程中， 裂紋由螺紋邊緣向內呈發散狀擴展， 因此認為該位置也為一處斷裂源。

圖2 鉆鋌斷口裂紋源區域斷口形貌

1.2.2 擴展區

鉆鋌裂紋擴展區宏觀形貌如圖3 所示， 由圖3可知， 鉆鋌在A 區域處產生了較為密集的裂紋擴展形態， 主要為放射狀裂紋擴展形態； 在B區域處產生了面積稍小但較為明顯的貝紋線； 在C 區域處為大面積的河流花樣， 此處齒根底部萌生了大量微裂紋， 裂紋緩慢擴展形成較為清晰的河流花樣； D 區域處呈現較為明顯的人字紋。 裂紋在這些區域中心沿周向內壁擴展后最終導致斷裂， 裂紋擴展過程中受交變應力的作用， 存在明顯的疲勞輝紋特征。

圖3 鉆鋌裂紋拓展區宏觀形貌

1.2.3 瞬斷區

鉆鋌裂紋瞬斷區的宏觀形貌如圖4 所示，由圖4 可知， A 區域內并不存在明顯且密集的微裂紋， 但是存在明顯的較大區域斷口， 斷口位于延展區對側， 裂紋擴展至臨界尺寸后發生瞬斷。

圖4 鉆鋌裂紋瞬斷區宏觀形貌

1.2.4 顯微組織及能譜分析

根據鉆鋌斷面特征， 分別在斷口部位選擇代表性的4 處進行顯微分析， 取樣位置為裂紋源A區、 B 區、 C 區和裂紋擴展區D 區， 具體位置如圖5 所示。

圖5 鉆鋌斷口顯微組織及能譜分析取樣位置

A 區域顯微組織形貌及能譜分析結果如圖6所示， 由圖6 可知， A 區域表面主要含O 和Fe，同時含有少量的Cl 和K， 這表明在鉆鋌外螺紋端斷裂失效前， 該部位作為裂紋源部位， 氯化鉀聚合物鉆井液已浸入該裂紋源中。

圖6 鉆鋌斷口A 區域顯微組織形貌及能譜分析結果

B 區域顯微組織形貌及能譜分析結果如圖7所示， 由圖7 可知， B 區域主要含O 和Fe， 根據圖7 （a） 可知， 由于裂紋源尺寸較大， 張開型裂紋源兩個斷面之間存在相互位移， 從而導致其表面光滑。

圖7 鉆鋌斷口B 區域顯微組織形貌及能譜分析結果

C 區域顯微組織形貌如圖8 所示， 由圖8 可知， 該斷裂區域為裂紋源區域， 且裂紋源分布在連續的3 個扣之間， 該部位連續3 個扣斷口呈臺階狀連續分布， 分析認為裂紋源區均位于最末完全扣的前3～5 扣處。

圖8 鉆鋌斷口C 區域顯微組織形貌

D 區域顯微組織形貌及能譜分析如圖9 所示， 由圖9 可知， 此斷裂區域主要含O 和Fe，此外還有微量K， 同時根據圖9 （a） 可知， 該部位裂紋擴展形貌呈發射狀， 同時尾端擴展形貌呈人字紋， D 區域已被鉆井液浸入。

圖9 鉆鋌斷口D 區域顯微組織形貌及能譜分析結果

1.3 臺肩面特征分析

臺肩面磨損坑及其尺寸分布如圖10 所示， 由圖10 （a） 可知， 臺肩面磨損嚴重， 有連續磨損坑， 其中大型磨損坑有14 處， 經測算， 磨損坑的深度分布在0.27～1.4 mm， 平均深度為0.76 mm；長度分布在6.5～21.38 mm， 平均長度為12.79 mm；寬度分布在7.2 mm 左右， 如圖10 （b） 所示。 此外， 尺寸較小的磨損坑多達76 處， 圍繞螺紋呈圓形分布。 分析認為， 在上扣過程中， 由于外螺紋和母扣之間存在雜質， 致使上扣扭矩增大， 導致臺肩面磨損， 產生磨損坑， 在磨損坑形成的過程中產生的金屬碎屑加劇了臺肩面的磨損。

圖10 臺肩面磨損坑形貌及其尺寸分布

1.4 金相組織分析

采用德國蔡司研究級正立數字材料顯微鏡（Axio Scope A1） 觀察試樣中的非金屬夾雜物、晶粒度及金相組織形貌， 結果如圖11 所示。

圖11 鉆鋌斷口試樣金相組織

經分析可知， 非金屬夾雜物為硫化物類夾雜和環狀氧化物類夾雜， 等級分別為D0.5 細系；測試其晶粒度等級為7.5 級； 金相組織為回火索氏體。

2 力學性能分析

2.1 鉆鋌臺肩處硬度分布

參照ISO 11960-2-11 標準在鉆鋌上取環形試樣， 均分為12 塊， 采用洛式硬度計進行硬度測試， 分別在靠近內壁處、 壁厚中間處、 靠近外壁處進行測試， 具體試樣宏觀照片及測量方式如圖12 所示， 測試結果如圖13 所示。

圖12 鉆鋌洛氏硬度試樣及測量方式

圖13 鉆鋌洛氏硬度分布圖

根據測試結果， 失效鉆鋌的洛氏硬度值分布 在33.5HRC ～37.1HRC， 均 值 為35.3HRC，低于45HRC （4145H 鋼硬度上限）， 符合標準要求。 其中， 靠近外壁處洛氏硬度值分布在34.5HRC～36.5HRC， 均值35.6HRC； 壁厚中間處洛 氏 硬 度 值 分 布 在34.8HRC ～37.1HRC， 均 值35.7HRC； 靠近內壁處洛氏硬度值分布在33.5HRC～36.7HRC， 均值34.6HRC， 該部位硬度稍小于鉆鋌壁厚中間以及靠近外壁部位， 絕大多數測試結果均符合SY/T 5144—2007 《鉆鋌》 所要求的布氏硬度范圍285HB～341HB （29.8HRC～36.5HRC）。

由圖13 可以看出， 靠近內壁處的硬度整體上要小于外壁和中間處的硬度， 靠近外壁處的硬度與中間處的硬度較接近， 在90°的位置附近， 靠近外壁處的硬度達到最大值36.5HRC， 在225°的位置處， 壁厚中間處的硬度達到最大值37.1HRC， 整體上看， 周向硬度不均勻程度較明顯。

2.2 拉伸性能分析

沿鉆鋌臺肩面向管體方向加工標準棒狀拉伸試樣， 拉伸速率2 mm/min （應變速率6.6×10-4/s），在室溫下進行拉伸性能測試， 拉伸性能測試結果見表1， 試樣屈服階段的拉伸應力-應變曲線如圖14 所示。

圖14 試樣屈服階段的拉伸應力-應變曲線

表1 鉆鋌試樣拉伸性能測試結果

通過圖14 試樣屈服階段的拉伸應力-應變曲線可知， 試樣在0.5%～0.6%的應變水平下達到屈服極限， 實測屈服強度均值為910 MPa， 此外，試樣拉伸強度均值為1 048 MPa， 斷后延伸率均值為17.1%， 均符合SY/T 5144—2007 要求。

2.3 沖擊性能測試

在鉆鋌臺肩面向管體方向加工尺寸為10mm×10mm×55mm 的沖擊試樣， 在沖擊試樣上， 分別測試橫向、 縱向試樣在室溫下的沖擊韌性。

2.3.1 橫向沖擊韌性

鉆鋌橫向沖擊性能測試結果見表2， 鉆鋌橫向試樣在室溫條件下沖擊韌性為38.62 J， 小于SY/T 5144—2007 標準要求 （≥54 J）， 起裂功為13.50 J， 裂紋擴展功為25.12 J。

表2 鉆鋌橫向試樣常溫沖擊性能測試結果（25 ℃）

2.3.2 縱向沖擊韌性

鉆鋌縱向沖擊性能測試結果見表3， 根據測試結果， 尺寸為10 mm×10 mm×55 mm 的鉆鋌縱向試樣在室溫25 ℃時沖擊韌性為25.58 J， 小于SY/T 5144—2007 標準要求 （≥54 J）， 起裂功13.90 J， 裂紋擴展功11.68 J， 因試樣內部有初始疲勞裂紋， 因此起裂功較小， 其中試樣2 沖擊功較低， 起裂功與裂紋擴展功幾乎一致。

表3 鉆鋌縱向試樣常溫沖擊性能測試結果（25 ℃）

綜上所述， 鉆鋌橫向和縱向沖擊韌性測試結果均小于SY/T 5144—2007 標準的要求， 故推測該鉆鋌金屬材質的較低沖擊性能也是導致鉆鋌外螺紋斷裂失效的原因之一。

3 結 論

（1） 鉆鋌外螺紋端螺紋齒牙完好， 裂紋源位于齒根底部， 集中在最末完全扣前3～5 扣， 局部因連續多個齒根均存在裂紋萌生及擴展， 斷口形貌呈現沿齒根的臺階狀。

（2） 鉆鋌臺肩面部位拉伸性能符合要求， 但橫向、 縱向沖擊功均低于標準要求， 且沿壁厚方向硬度分布不均， 導致鉆鋌力學性能變化。

（3） 鉆鋌外螺紋齒牙在拉伸應力以及扭矩交變載荷作用下， 形成初始斷口， 當鉆鋌斷裂截面處不足以承載交變載荷以及扭矩作用時， 發生瞬時斷裂。