鄒阿七，王明杰，羅勇，狄勤豐，王文昌

（1.上海石油天然氣有限公司，上海200041；2.上海大學(xué)上海市應(yīng)用數(shù)學(xué)和力學(xué)研究所，上海200072；3.中海石油（中國）有限公司上海分公司，上海200030）

我國東海油氣資源埋藏較深，擁有較豐富的低滲透油氣資源。近年來，普遍采用定向井、水平井和多分支井等技術(shù)進行開發(fā)，鉆井技術(shù)日臻完善。但由于井眼軌跡空間三維特征復(fù)雜，鉆柱受力特征尤其是動力學(xué)特性十分復(fù)雜，鉆柱的動態(tài)安全性變差。根據(jù)東海平湖油氣田統(tǒng)計［1-2］，1998—2001年，該平臺共有61 根作業(yè)管柱發(fā)生刺漏，鉆桿刺漏位置基本在距端面0.5～0.7 m處，主要發(fā)生在鉆桿加厚過渡帶。2012年開鉆的BA6S井鉆進過程中，在造斜井段連續(xù)出現(xiàn)18 根（次）刺漏情況，使鉆井作業(yè)受到嚴(yán)重影響，而更為嚴(yán)重的是，同一井口的3 口井——A6，BA6 和BA6S 井，都出現(xiàn)了相同問題。引起鉆桿刺漏的原因有很多種［3-6］，如鉆桿疲勞失效［7-9］、鉆桿過渡帶設(shè)計不合理［10-11］、鉆井液沖蝕［12-13］等。本文旨在通過加厚過渡帶理化性能分析、拉彎扭復(fù)合作用下過渡帶應(yīng)力分析以及基于實際井眼軌跡條件下的鉆柱動力學(xué)特性研究，尋找鉆柱失效的原因，為油田安全鉆井提供技術(shù)參考。

1 失效鉆桿理化特性分析

刺漏失效鉆桿規(guī)格為φ127 mm×9.19 mm，S135 鋼級。4 個鉆桿樣品的刺穿位置均為加厚過渡帶消失位置（見圖1a）。分別將編號為S0398 和SZAR258 的失效鉆桿樣品剖開，結(jié)構(gòu)特征如圖1b、圖1c所示，鉆桿為內(nèi)加厚類型。對2 個樣品的加厚段尺寸進行測量，對應(yīng)的內(nèi)加厚過渡帶長度分別為100.5，91.5 mm，內(nèi)加厚平行段長度相同，都為96.5 mm。

圖1 刺漏失效鉆桿樣品加厚端結(jié)構(gòu)特征

1.1 化學(xué)成分和洛氏硬度

在S0398 和SZAR258 刺孔周圍取樣，按照ASTM A370 標(biāo)準(zhǔn)分別進行化學(xué)成分分析和洛氏硬度試驗。結(jié)果表明，失效樣品的化學(xué)成分和洛氏硬度（≤37 HRC）均符合API 5DP 標(biāo)準(zhǔn)的要求。

1.2 拉伸及沖擊性能

在失效鉆桿樣品刺孔附近分別取板狀拉伸試樣和7.5 mm×10 mm×55 mm 沖擊試樣，在室溫下進行試驗，失效樣品的抗拉強度Rm、屈服強度Rt0.7、延伸率A 和沖擊功Akv均符合API 5DP 標(biāo)準(zhǔn)要求（見表1）。

1.3 金相組織

在失效鉆桿樣品刺孔附近沿橫向取金相試樣，進行顯微組織觀察，結(jié)果表明樣品金相組織均為回火索氏體。沿縱向取金相試樣進行非金屬夾雜物評級，結(jié)果顯示金相組織中夾雜物含量均在正常范圍之內(nèi)，但氮化物含量相對較多。

1.4 鉆桿內(nèi)涂層

在SZAR258 管體涂層不均勻處取縱向金相試樣，測量涂層厚度，在100～192 μm 不等，表明個別部位的厚度不符合SY/T 0544—2010 的規(guī)定（200±50 mm）。

表1 失效鉆桿樣品拉伸及沖擊性能結(jié)果

2 失效鉆桿過渡帶特征分析

2.1 靜態(tài)應(yīng)力特征

利用有限元分析軟件ABAQUS，建立SZAR258 和S0398 加厚過渡帶的三維力學(xué)模型。過渡段使用精細(xì)網(wǎng)格，其余管體使用相對稀疏的網(wǎng)格，從而構(gòu)建出高計算精度和高計算效率的有限元模型。在加厚端建立distributing 形式的節(jié)點耦合，以施加外載荷；在管體端建立kinematic 形式的節(jié)點耦合，以施加約束。整個模型的單元個數(shù)為47.5 萬，節(jié)點數(shù)為50.7 萬。

考慮到動載荷的影響及實際工況的多變性，采用接近鉆桿極限的工作狀態(tài)，即3 000 kN 軸向拉力、12 kN·m 彎矩和40 kN·m 扭矩的復(fù)合載荷進行綜合分析。圖2給出了2 種失效鉆桿加厚過渡段的Von Mises應(yīng)力分布云圖?？梢钥闯觯捎趶澗氐淖饔?，過渡帶應(yīng)力分布不均勻，鉆桿受壓側(cè)的應(yīng)力有所降低，受拉側(cè)的應(yīng)力有所提高，再加上鉆柱工作時旋轉(zhuǎn)扭矩的作用導(dǎo)致過渡帶截面剪應(yīng)力增加，使鉆桿加厚過渡帶的Von Mises 應(yīng)力進一步提高，失效鉆桿SZAR258 和S0398過渡段的最大Von Mises 應(yīng)力都達(dá)到了1 096 MPa。

圖2 鉆桿過渡段Von Mises 應(yīng)力分布云圖

2.2 內(nèi)流場特征

利用ANSYS 分析SZAR258 和S0398 鉆桿過渡帶內(nèi)流道的流場特性。假設(shè)管道細(xì)口為入口，粗口為出口，入口流量均為40 L/s，出口壓力為0 MPa，液體密度為1 160 kg/m3，動力黏度為0.01 kg/（m·s）。SZAR258 和S0398 過渡帶的最小半徑分別為42.41，42.81 mm，最大半徑分別為54.31，54.31 mm，最大平均流速分別為0.472，0.467 m/s，最小平均流速分別為0.368，0.368 m/s。

如圖3所示，當(dāng)進口流體體積流量一定時，2 種管道內(nèi)部流場的總壓力具有相似的變化情況，入口附近壓力最大，過渡帶附近壓力降低，管道寬闊壁面壓力較低，整個管道中心附近速度較大。其中過渡帶附近出現(xiàn)了顯著的負(fù)壓。

圖3 樣品鉆桿過渡帶總壓力

如圖4所示，入口處壁面壓力最大，從鉆桿細(xì)端到管道由細(xì)變粗（過渡帶開始）位置，壓力持續(xù)下降，并在過渡帶開始位置達(dá)到負(fù)的極值，隨后壁面總壓力慢慢升高，壁面總壓力約為0 MPa。

圖4 樣品鉆桿過渡帶總壓力變化

如圖5所示，SZAR258 和S0398 鉆桿內(nèi)部過渡帶附近處有較為顯著的渦（速度為負(fù)值）；另外，2 種鉆桿X 方向流速最大值出現(xiàn)在管道細(xì)端內(nèi)壁附近。

圖5 樣品鉆桿過渡帶X 方向流速

3 失效鉆柱動力學(xué)特性

假設(shè)如下：1）井眼截面為圓型；2）鉆柱為三維彈性梁；3）忽略鉆柱接頭的影響；4）鉆柱的變形視為小變形。利用哈密頓原理，建立鉆柱的非線性動力學(xué)有限元方程，其一般表達(dá)式為［14］

使用有限元方法求解方程（1）時，在空間和時間上分別使用節(jié)點迭代法和Newmark 方法進行離散［15］?；谝陨夏Ｐ?，對BA6S 井鉆至3 789 m 時的鉆柱動力學(xué)特性進行分析。鉆具組合：φ212.7 mm PDC 鉆頭+φ171.45 mm 鉆 鋌×9 m+φ206.4 mm 穩(wěn) 定 器+φ171.45 mm 鉆鋌×18 m+φ127 mm 加重鉆桿×207 m+φ127 mm鉆桿×3 555 m，總長3 789 m；鉆井液密度為1 160 kg/m3；鉆進參數(shù)：鉆壓70 kN，轉(zhuǎn)速60 r/min。

圖6給出了刺漏處附近（井深927 m）鉆柱的渦動軌跡、渦動速度和渦動加速度。由于處于造斜段，鉆柱靠在下井壁以較小的幅度往復(fù)運動，渦動速度和渦動加速度總體水平較低，12 s 以后渦動加速度的變化頻率較快。

將鉆柱內(nèi)部的動態(tài)應(yīng)力代入疲勞系數(shù)計算公式［16］，可得鉆柱的動態(tài)疲勞系數(shù)計算結(jié)果。失效鉆柱位置的動態(tài)疲勞系數(shù)較高，最大值超過了1.2（見圖7），在11～15 s 動態(tài)疲勞系數(shù)的變化頻率較高，主要是由彎曲應(yīng)力的變化頻率較高引起。較高的頻率會使材料更快地到達(dá)疲勞極限，導(dǎo)致鉆柱失效。在0～11 s 內(nèi)，動態(tài)疲勞系數(shù)的變化頻率較為平穩(wěn)（約為2 Hz），12～15 s 內(nèi)，其振動頻率雖然總體上仍為2 Hz，但是在單個周期內(nèi)，小范圍內(nèi)的振動明顯加?。ㄒ妶D8）。

圖6 刺漏點附近（927 m）鉆柱的渦動軌跡、渦動速度及加速度

實際上，鉆柱失效一方面取決于應(yīng)力水平，另一方面取決于應(yīng)力變化頻率。應(yīng)力水平越高，失效的可能性越大。較高的應(yīng)力變化頻率會使材料更快地到達(dá)疲勞極限，導(dǎo)致鉆柱失效。應(yīng)力變化頻率越大，鉆柱失效的可能性愈大。而動態(tài)疲勞系數(shù)體現(xiàn)了綜合應(yīng)力特征。由此可知，BA6S 井鉆柱失效連續(xù)發(fā)生并集中在某一范圍，與局部應(yīng)力的高頻變化存在一定的關(guān)系。

圖7 鉆柱的動態(tài)疲勞系數(shù)

圖8 刺漏點附近（927 m）鉆柱動態(tài)疲勞系數(shù)時程曲線

4 結(jié)論

1）失效鉆桿樣品涂層個別部位的厚度不符合SY/T 0544—2010（嚴(yán)重偏薄），鉆桿過渡帶的安全性能存在隱患；材質(zhì)中含有的氮化物降低了鉆桿的沖擊韌性，從而減少鉆桿的疲勞壽命。

2）在復(fù)合載荷作用下，尤其是在彎曲載荷作用下，2 種失效鉆桿過渡段均具有較高的應(yīng)力水平，一定程度上增加了鉆桿加厚過渡段發(fā)生失效的風(fēng)險。

3）內(nèi)部流場在失效鉆桿過渡帶附近形成了較為顯著的渦，鉆桿所受總壓力較大，這對鉆桿過渡帶安全性有一定的影響。

4）鉆柱在失效井段作業(yè)時沒有產(chǎn)生較為劇烈的渦動，主要是貼近下井壁小幅度的往復(fù)運動，渦動速度和渦動加速度總體水平較低。

5）鉆柱失效井段具有較大的狗腿度，造成鉆桿過渡帶彎曲應(yīng)力較大且高頻變化，疲勞系數(shù)變大，加速了鉆桿的失效。

［1］石油管材研究中心失效分析研究室.1988年全國油田鉆具失效情況調(diào)查報告［M］.西安：陜西科學(xué)技術(shù)出版社，1992：327-336.

［2］郭永峰，郭士升，李會亮.東海PH 油田鉆桿刺漏原因初探［J］.國外油田工程，2003，19（4）：32-34.

［3］練章華，駱發(fā)前，龔建文，等.塔里木油田鉆桿刺漏原因分析［J］.鉆采工藝，2003，26（6）：62-65.

［4］郭永峰，郭士生，李會亮.平湖油氣田鉆桿刺漏現(xiàn)象研究［J］.中國海上油氣，2004，16（2）：107-111.

［5］劉文紅，李磊，劉永剛，等.基于流場分析的鉆桿內(nèi)加厚過渡帶管體沖蝕失效機理［J］.中國腐蝕與防護學(xué)報，2011，31（2）：160-164.

［6］余世杰，袁鵬斌，龔丹梅，等.S135 鉆桿刺漏原因分析［J］.金屬熱處理，2011，36（增刊1）：173-177.

［7］Baryshnikov A，Calderoni A，Ligrone A，et al.A new approach to the analysis of drillstring fatigue behaviour［R］.SPE 30524，1995.

［8］林英松，蔣金寶，秦濤.井漏處理技術(shù)的研究及發(fā)展［J］.斷塊油氣田，2005，12（2）：4-7.

［9］張德平，駱發(fā)前，林元華，等.鉆柱疲勞壽命預(yù)測研究［J］.斷塊油氣田，2006，13（3）：57-60.

［10］劉文紅，曾卓雄，李磊，等.127 mm API 鉆桿內(nèi)加厚過渡帶流場特性研究［J］.應(yīng)用力學(xué)學(xué)報，2010，27（3）：594-600.

［11］馮少波，林元華，施太和，等.鉆桿加厚過渡帶幾何結(jié)構(gòu)對應(yīng)力集中的影響［J］.石油鉆采工藝，2006，28（1）：76-78.

［12］鮮奇飚，朱紅鈞，李中全，等.鉆桿流場誘導(dǎo)腐蝕模擬［J］.斷塊油氣田，2011，18（1）：103-106.

［13］周衛(wèi)東，夏柏如，李羅鵬，等.鉆井液對鉆桿接頭沖蝕規(guī)律的試驗研究［J］.石油機械，2011，39（10）：1-5.

［14］Dykstra M W.Nonlinear drill string dynamics［D］.Tulsa：University of Tulsa，1996.

［15］胡以寶.基于實際井眼軌跡的鉆柱動力學(xué)特性有限元分析［D］.上海：上海大學(xué)，2011.

［16］Paslay P R，Cernocky E P.Bending stress magnification in constant curvature doglegs with impact on drillstring and casing ［R］.SPE 22547，1991.