摘 要:某井起鉆時,井底一根101.6mm(外徑)鉆桿在距離公接頭臺肩面約1.1m 處的管體上 發生了斷裂。采用宏觀觀察、化學成分分析、力學性能測試、金相檢驗、斷口分析、鉆桿受力計算及 有限元模擬分析等方法對鉆桿的斷裂原因進行了分析。結果表明:斷裂鉆桿的屈服強度不符合 APISpec5DP—2009標準的要求;鉆桿在通過不規則的井眼時發生了嚴重的彎曲壓扁變形,導致 鉆桿失穩斷裂;解卡過程中,斷點附近反復的拉壓載荷使得該區域產生了包申格效應,導致屈服強 度進一步下降,加速了鉆桿的斷裂。 

關鍵詞:S135鋼級鉆桿;斷裂;壓扁變形;有限元分析;包申格效應 

中圖分類號:TE931                                  文獻標志碼:B                                            文章編號:1001-4012(2022)05-0048-06

2018年11月某井鉆桿鉆進至2094.92m 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, 11.0MPa~12.4 MPa。8h 后 開 始 起 鉆,當 起 鉆 至 1574m 時,井下鉆桿發生了斷裂。井隊起鉆檢查鉆 具,起到第12根106mm(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1.1m,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。

1 井況及鉆桿信息 

事故井為244.5mm(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 386.35m,窗口底部距離井口約為391.55m,鉆桿斷 裂位置所在井深為391.43m,正好在窗口底部位置。 斷裂鉆桿 基 本 參 數 如 表 1 所 示,該 鉆 桿 累 計 服役時間為272h,上提最大載荷為2100kN,下 壓最大載荷為200kN,最大轉速為140r/min,最 大泵壓為26.2 MPa。

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2.6m,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1.1m。斷口附近 區域(距離斷口約500mm)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)]。 

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 2mm,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 APISpec5DP— 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49mm。 

2.2 化學成分分析 

用 ARL4460OES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 APISpec5DP-2009的要求。

2.3 力學性能測試 

根據標準 APISpec5DP-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 25mm 的 板 拉 伸 試 樣,取 規 格 (長 × 寬 × 高)為 10mm×7.5mm×55mm 的夏比沖擊試樣(縱向), 按 照 ASTM A370 Standard Test Methods and DefinitionsforMechanicalTestingofSteelProducts 和 ASTM E23Standard Test Methodsfor Notched BarImpactTestingofMetallicMaterials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 APISpec5DP-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。

2.4 金相檢驗

依照 GB/T13298-2015 《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,C3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。

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]。

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580kN。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

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

鉆桿計算參數如表6所示,計算結果如表7所示。

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30m 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30m 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°/30m,18.0°/30m,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106mm(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580kN;彎矩分別為6948N·m,14850N·m 和 32995N·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。

4 分析與討論 

斷裂鉆桿的化學成分滿足 APISpec5DP—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 APISpec 5DP—2009 標 準 要 求 的 931MPa~1138MPa,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391m,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 Spec5DP-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。

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<文章來源> 材料與測試網 > 期刊論文 > 理化檢驗－物理分冊 > 58卷 > 5期 (pp:48-53)>