潘志勇，宋生印，劉文紅，王新虎，王建東

（中國石油集團石油管工程技術(shù)研究院石油管工程重點實驗室，西安710065） ①

某井圓螺紋套管接頭滑脫事故分析

潘志勇，宋生印，劉文紅，王新虎，王建東

（中國石油集團石油管工程技術(shù)研究院石油管工程重點實驗室，西安710065）①

針對套管接頭滑脫事故，采用理論與試驗相結(jié)合的方法，對脫扣接箍進行宏觀分析、尺寸檢測、螺紋參數(shù)測量；對脫扣接箍和同批次管體分別進行材質(zhì)理化性能檢驗；對同批次2組套管試樣進行實物試驗；對套管柱抗拉強度進行校核；對套管接頭進行拉伸條件下的有限元分析；并對脫扣接箍工廠端端面的承載能力作了詳細計算和分析。結(jié)果表明：接箍承載面寬度過小和油田現(xiàn)場瞬時提拉載荷過大是套管接頭發(fā)生滑脫失效的重要原因；吊卡裝配未對中導(dǎo)致接箍承載面受力不平衡而增大了螺紋接頭滑脫的傾向。提出了具有針對性的解決措施。

圓螺紋；套管；滑脫；有限元；瞬時載荷；事故分析

API圓螺紋具有加工簡單、維修方便、互換性好且價格便宜的特點，所以圓螺紋油套管在石油和天然氣行業(yè)被廣泛使用［1］。但圓螺紋接頭連接效率較低，在承受較高的拉伸載荷時易從螺紋連接處滑脫失效［2－4］，從而導(dǎo)致經(jīng)濟損失甚至大的安全事故。為避免滑脫失效事故的發(fā)生，提高圓螺紋接頭的連接強度一直是很多學(xué)者研究的熱點［5－14］。影響圓螺紋接頭滑脫的因素很多，主要有管體和接箍的幾何尺寸、螺紋參數(shù)、材質(zhì)性能、摩擦狀態(tài)、上扣位置、現(xiàn)場操作等。經(jīng)過多年的發(fā)展，我國圓螺紋套管質(zhì)量有了很大的提高，但套管脫扣事故仍時有發(fā)生。例如，某油田發(fā)生圓螺紋套管接頭滑脫事故，但檢測結(jié)果顯示該批套管質(zhì)量滿足相關(guān)標準要求。為查找套管滑脫失效原因，避免類似事故的再次發(fā)生，筆者對該起事故原因進行了詳細分析。

1 現(xiàn)場概況

某直井在鉆至井深2 650m結(jié)束后，開始下規(guī)格為139.7mm×7.72mm J55LC的套管，下232根套管深達2 646m后在管柱內(nèi)灌滿泥漿，開泵循環(huán)泥漿但環(huán)空不返泥漿，經(jīng)3次上下活動套管后泥漿從環(huán)空返出，但泥漿從管柱內(nèi)進入的多而從環(huán)空出來的少，停泵觀察發(fā)現(xiàn)環(huán)空有泥漿外溢。為查找環(huán)空憋堵問題，逐一起出套管，在第10根套管起出轉(zhuǎn)盤面5m時接箍與套管工廠端外螺紋接頭脫開，下部套管柱落井并未能打撈出。

落井套管總共223根，長度為2 544m?，F(xiàn)場上提套管柱過程中無遇卡跡象，滑脫事故發(fā)生時懸重為570kN。套管工廠端按最佳扭矩上扣，工廠端所用螺紋脂經(jīng)檢測質(zhì)量合格。對脫扣的同批次套管試樣進行幾何尺寸和螺紋參數(shù)檢測，結(jié)果顯示套管試樣外徑、壁厚和螺紋參數(shù)符合API Spec 5CT（第8版）［15］和API Spec 5B（第14版）［16］標準要求。

2 宏觀分析及尺寸檢測

脫扣接箍工廠端端面形貌如圖1，按圖1所示將端面圓周平分成8等份，與吊卡接觸的接箍工廠端端面8－1－2和端面3－4－5－6－7受擠壓而發(fā)生了大的塑性變形。另外，端面2－3和端面7－8中未與吊卡接觸的凸起部位不成對稱分布，說明吊卡裝配未對中，導(dǎo)致接箍工廠端端面的受力不平衡。

圖1 脫扣接箍工廠端端面形貌

脫扣接箍工廠端內(nèi)螺紋形貌如圖2，內(nèi)螺紋表面未見粘扣痕跡，從螺紋導(dǎo)向面刮蹭痕跡推測工廠端上扣到第22扣。對脫扣接箍工廠端內(nèi)螺紋在室溫環(huán)境下進行螺紋參數(shù)檢測，結(jié)果發(fā)現(xiàn)內(nèi)螺紋錐度和螺距偏差均發(fā)生了較大改變，已遠偏離API Spec 5B（第14版）的要求值，說明接箍工廠端受力過大才發(fā)生了塑性變形。

圖2 脫扣接箍工廠端內(nèi)螺紋形貌

脫扣接箍外表面形貌如圖3，接箍工廠端明顯發(fā)生了鼓脹變形。按圖3所示劃分A～F截面，其中A截面為接箍鏜孔內(nèi)徑與內(nèi)螺紋部分的過渡處。A～F截面外徑測量結(jié)果如表1，接箍工廠端外徑比現(xiàn)場端及中部外徑大，其中A截面處外徑最大，其值已超過API Spec 5CT（第8版）標準要求的最大值。

圖3 脫扣接箍外表面形貌

表1 脫扣接箍外徑檢測結(jié)果 mm

3 材質(zhì)分析

3.1 化學(xué)成分

在脫扣接箍及同批次管體上取樣，用ARL 4460型直讀光譜儀和LECO CS－444型紅外碳硫分析儀進行化學(xué)成分檢測，結(jié)果表明接箍和管體化學(xué)成分符合API Spec 5CT（第8版）標準要求。

3.2 力學(xué)性能

在脫扣接箍上截取直徑為6.25mm的圓棒縱向拉伸試樣、在同批次管體上截取標距寬為25.4 mm的板狀縱向拉伸試樣，在室溫條件下進行拉伸試驗；在脫扣接箍和同批次管體上分別截取5mm ×10mm×55mm的夏比V型缺口橫向沖擊試樣在13℃進行沖擊試驗。結(jié)果顯示，接箍和管體拉伸試驗結(jié)果和沖擊試驗結(jié)果符合API Spec 5CT（第8版）標準要求。

3.3 金相組織

在脫扣接箍及同批次管體上取樣進行金相觀察和分析，管體金相組織如圖4所示。接箍檢測結(jié)果為：組織為珠光體＋鐵素體，組織晶粒度為8.5級，非金屬夾雜物為A1.0、B1.0、D1.0、D0.5e；管體檢測結(jié)果為：組織為珠光體＋網(wǎng)狀鐵素體，組織晶粒度為5.5級，非金屬夾雜物為A0.5、B0.5、D1.5、DS1.5。

圖4 管體組織

3.4 實物試驗

在室溫條件下對同批次的2組套管試樣現(xiàn)場端進行上卸扣試驗，試驗中螺紋脂在內(nèi)外螺紋上涂抹均勻，試驗方法參照ISO13679—2002［17］標準中的有關(guān)規(guī)定，進行3次上扣、2次卸扣試驗，其中前2次按最大扭矩上扣，第3次按最佳扭矩上扣，結(jié)果顯示內(nèi)外螺紋未發(fā)生粘扣現(xiàn)象。

對第3次上扣后的2組試樣在復(fù)合加載系統(tǒng)上進行拉伸至失效試驗，試驗溫度為室溫，試驗方法參照ISO13679—2002標準中的有關(guān)規(guī)定，結(jié)果顯示2組試樣接頭的連接強度符合ISO／TR 10400—2007［18］標準要求。

4 滑脫原因分析

4.1 材質(zhì)

管體組織晶粒度為5.5級，組織中存在網(wǎng)狀鐵素體且局部存在大片珠光體組織，雖然API Spec 5CT（第8版）標準未對管體材料組織作出規(guī)定，但是網(wǎng)狀鐵素體及較大晶粒度且不均勻的組織會對材料性能產(chǎn)生影響，使鋼的強度、塑性和韌性降低。

4.2 套管柱抗拉強度校核

根據(jù)現(xiàn)場資料，落魚全長L＝2 544m，泥漿設(shè)計密度為1.30g／cm3，而管柱每米重力W＝2.48× 10－1kN，因此可得：落魚理論重力P＝L×W＝631 kN；泥漿浮力系數(shù)BF＝1－泥漿密度／套管鋼材密度＝1－1.30／7.8＝0.8333；則落魚在泥漿中的有效重力Wab＝P×BF＝526kN。

同理計算得：2 646m長的完整套管柱在泥漿中的有效重力W總＝547kN。

ISO／TR 10400—2007標準要求139.7mm× 7.72mm J55LC套管接頭的抗拉強度為1 097kN，則套管柱的抗拉安全系數(shù)S＝1 097／W總＝2，而SY／T5322—2000［19］標準要求的抗拉安全系數(shù)范圍為1.60～2.00，所以選取的套管規(guī)格的抗拉性能滿足設(shè)計要求。

4.3 接頭拉伸變形

對螺紋接頭進行拉伸條件下的有限元分析，設(shè)定接箍中性橫截面軸向固定，徑向自由，上22扣后對管體施加1 500kN的拉伸載荷，采用的計算參數(shù)主要為：管體和接箍強度均按實測數(shù)據(jù)，管體屈服強度475MPa，抗拉強度700MPa，接箍屈服強度480 MPa，抗拉強度690MPa；摩擦因數(shù)0.02；選取管體和接箍的單元類型為4節(jié)點四邊形雙線性非協(xié)調(diào)軸對稱單元，采用理想彈塑性模型，假設(shè)材料達到抗拉強度后強度繼續(xù)按屈服強度到抗拉強度的直線斜率按比例增加。有限元分析結(jié)果如圖5～6所示，其中U1方向為水平方向且向右為正。

圖5 接頭拉伸載荷下的應(yīng)力分布

圖6 接頭拉伸載荷下的徑向位移

由圖5可見：管體外螺紋第21扣接觸面局部及螺紋根部應(yīng)力已超過材料抗拉強度，另外第19～21扣處截面應(yīng)力最大，均已超過材料屈服強度，按照塑性判據(jù)，接頭已產(chǎn)生滑脫。由圖6可見：變形主要發(fā)生在管體螺紋第17～20扣，而接箍變形很小，接箍最大徑向變形發(fā)生在鏜孔內(nèi)徑與螺紋部分的過渡處，接箍外徑最大增量為0.101 8×2＝0.203 6 mm，因此接頭按前面所承受載荷方式滑脫時，接箍鏜孔內(nèi)徑與螺紋過渡處基本未發(fā)生變形。實驗室實物拉伸至失效試驗也顯示接箍滑脫端基本未變形，而圖3顯示脫扣接箍工廠端鏜孔內(nèi)徑與螺紋過渡處明顯發(fā)生了變形，這說明現(xiàn)場脫扣接箍承受載荷的方式與有限元及實物試驗中接箍承受載荷的方式存在很大的不同。

4.4 接箍工廠端端面承載

脫扣接箍工廠端端面發(fā)生了嚴重的塑性擠壓變形，說明端面接觸壓力超過了材料的屈服強度。采用脫扣接箍實測數(shù)據(jù)對工廠端端面進行承載分析，選取的計算數(shù)據(jù)為：接箍外徑D＝152.80mm；承載面寬度b＝4.27mm；倒角寬度c＝1.05mm；接箍屈服強度Rt0.5＝480MPa。

則接箍承載面承受的壓力至少為

因此，當(dāng)接箍承載面承受的載荷超過947kN時，接箍工廠端端面已發(fā)生屈服。假設(shè)接箍承載面承受載荷＞1 097kN時才發(fā)生屈服，按如前條件計算接箍承載面寬度b至少應(yīng)為4.92mm。

4.5 綜合分析

API 8牙圓螺紋套管在使用過程中發(fā)生的脫扣主要與產(chǎn)品設(shè)計加工、材質(zhì)性能、上扣位置或上扣扭矩以及現(xiàn)場操作等方面因素有關(guān)。管體和接箍化學(xué)成分、力學(xué)性能、幾何尺寸和螺紋參數(shù)滿足API Spec 5CT（第8版）標準要求。另外，上卸扣試驗顯示套管抗粘扣性能較好，螺紋接頭的拉伸強度也符合ISO／TR 10400—2007標準要求，套管柱的抗拉安全系數(shù)也符合SY／T5322—2000標準要求；套管上扣后的J值和上扣痕跡顯示工廠端上扣到正常位置。

落魚在泥漿中的有效重力達不到套管螺紋接頭1 097kN的最低連接強度的1／2，也遠低于前面分析的接箍端面承受的至少947kN的壓力；而現(xiàn)場記錄顯示上提套管柱過程中未遇卡，事故當(dāng)時記錄的懸重為570kN，推測套管柱在上提過程中受到了猛的提拉而產(chǎn)生了大的沖擊載荷，所以在接箍承載面產(chǎn)生了＞947kN的載荷。

接箍承載面寬度和接箍屈服強度雖然都符合API Spec 5CT（第8版）標準要求，但倒角后的接箍承載面寬度過小，在接箍屈服強度不是很高的情況下，當(dāng)拉伸載荷＞947kN時接箍承載面就已發(fā)生屈服。由于吊卡裝配未對中，承載面過早屈服將進一步加劇螺紋接頭的受力不平衡，又由于套管柱受到猛的提拉而在接箍承載面產(chǎn)生大的沖擊載荷，在大的拉伸和彎曲載荷作用下，相對薄弱的接箍鏜孔內(nèi)徑與螺紋過渡處脹大并發(fā)生塑形變形，管體材料組織中網(wǎng)狀鐵素體的存在及不均勻的組織對管體性能的影響增大了套管滑脫的傾向。

因此，接箍承載面寬度雖然符合標準要求，但倒角后的承載面寬度過小，當(dāng)載荷＞947kN時承載面就已發(fā)生屈服失效，并引發(fā)螺紋接頭的受力不平衡，在大的瞬時提拉載荷作用下導(dǎo)致套管的脫扣失效。

5 結(jié)論

1） 吊卡裝配未對中導(dǎo)致接箍承載面受力不平衡，增大了螺紋接頭滑脫的傾向。

2） 接箍承載面寬度雖然符合標準要求，但倒角后的承載面寬度過小。經(jīng)計算，脫扣接箍承載面不能承受螺紋接頭的最低連接載荷。

3） 接箍承載面寬度過小、現(xiàn)場瞬時提拉載荷過大是導(dǎo)致套管脫扣失效的重要原因。

4） 為減少套管螺紋滑脫事故，在滿足API標準要求的前提下，根據(jù)載荷計算合理設(shè)置接箍承載面寬度和倒角寬度；對油田現(xiàn)場下套管作業(yè)進行規(guī)范化和標準化管理。

［1］ 王建東，林 凱，趙克楓，等.低壓低滲蘇里格氣田套管柱經(jīng)濟可靠性優(yōu)化［J］.天然氣工業(yè)，2007，27（12）：74－76.

［2］ 呂拴錄，袁鵬斌，張偉文，等.某井N80鋼級套管脫扣和粘扣原因分析［J］.鋼管，2010，39（5）：57－61.

［3］ 呂拴錄，韓 勇，袁鵬斌，等.139.7mm×7.72mm J55長圓螺紋套管脫扣原因分析［J］.鉆采工藝，2005，28（2）：73－77.

［4］ 張 毅，宋 治.遼河油田套管掉井泄漏事故分析［J］.焊管，1997，20（1）：4－11.

［5］ 袁鵬斌，呂拴錄，姜 濤，等.長圓螺紋套管脫螺紋原因分析［J］.石油礦場機械，2007，36（7）：68－72.

［6］ 閆相禎，張殿鋒，楊秀娟，等.表面缺陷深度對套管強度影響規(guī)律數(shù)值模擬研究［J］.石油礦場機械，2009，38（11）：1－4.

［7］ 安文華，駱發(fā)前，呂拴錄，等.塔里木油田國產(chǎn)油套管應(yīng)用研究［J］.石油礦場機械，2011，39（6）：20－24.

［8］ 高連新，史交齊，金 燁.上扣扭矩對圓螺紋套管連接強度的影響［J］.天然氣工業(yè)，2005，25（2）：87－89.

［9］ 高連新，金 燁，史交齊.圓螺紋套管的滑脫機理研究［J］.鋼鐵，2005，40（7）：52－55.

［10］ 劉永剛，黃 偉，袁中華，等.1例244.5mm套管斷裂試驗分析研究［J］.石油礦場機械，2010，39（4）：82－86.

［11］ 呂拴錄，李鶴林，藤學(xué)清，等.油套管粘扣和泄漏失效分析綜述［J］.石油礦場機械，2011，40（4）：21－25.

［12］ 申昭熙.材料形變強化和摩擦系數(shù)對圓螺紋接頭滑脫性能的影響［J］.應(yīng)用力學(xué)學(xué)報，2008，25（2）：293－295.

［13］ 齊俊林，羅維東，張 宏，等.圓螺紋套管接頭上扣與滑脫的數(shù)值模擬［J］.石油大學(xué)學(xué)報：自然科學(xué)版，1998，24（4）：68－71.

［14］ 程 娟，易當(dāng)祥，呂國志.裂紋型缺陷對套管承載能力影響研究［J］.石油礦場機械，2007，36（1）：21－24.

［15］ American Petroleum Institute.Specification for Casing and Tubing［S］.USA：API，2005.

［16］ American Petroleum Institute.Specification for Threading，Gauging，and Thread Inspection of Casing，Tubing，and Line Pipe Threads［S］.USA：API，1996.

［17］ International Organization for Standardization.Petroleum and Natural Gas Industries－Procedures for Testing Casing and Tubing Connections［S］.Switzerland：ISO，2002.

［18］ International Organization for Standardization.Petroleum and Natural Gas Industries－Equations and Calculations for the Properties of Casing，Tubing，Drill Pipe and Line pipe Used as Casing or Tubing［S］.Switzerland：ISO，2007.

［19］ SY／T5322—2000，套管柱強度設(shè)計方法［S］.

Round Thread Casing Connection Dropout Accident Analysis for a Well

PAN Zhi－yong，SONG Sheng－yin，LIU Wen－h(huán)ong，WANG Xin－h(huán)u，WANG Jian－dong
（Key Laboratory of Oil Tubular Goods Engineering，Tubular Goods Research Institute of CNPC，Xi’an710065，China）

Research on this dropout failure case was carried out combining relative theory with tests.Macroscopic analysis，dimension measurement and thread testing were done for dropout coupling.The material’s physical and chemical properties were checked.Full scale tests were done for two lots of casing simples.The tensile strength of casing string was rechecked.The finite element analysis on thread connection was carried out under axial tensile loading.Bearing force on end face at factory side of dropout coupling was computed and analyzedindetailaswell.There

round thread；casing；dropout；finite element；instantaneous load；accident analysis

1001－3482（2011）12－0020－05

TE931.2

A

2011－06－18

潘志勇（1976－），男，湖北天門人，工程師，碩士，主要從事石油管理方面的研究和技術(shù)服務(wù)工作，E－mail：pzy3408＠163.com。sults showed that dropout failure was ascribe to too narrow bearing force face of coupling and too heavy instantaneous tensile load in oil field，on the other hand dropout trend increase on the effect of imbalance bearing force on bearing force face of dropout coupling.The pertinence measures were put forward at the end of this passage.