葛明君

(中國石油集團(tuán)石油管工程技術(shù)研究院 陜西 西安 710077)

·試驗研究·

Φ159mm懸浮器斷裂原因分析

葛明君

(中國石油集團(tuán)石油管工程技術(shù)研究院 陜西 西安 710077)

通過現(xiàn)場井況、斷口形貌、材料的化學(xué)成分、力學(xué)性能和幾何形狀等因素綜合分析了Φ159mm懸浮器斷裂機(jī)理，確定了Φ159mm懸浮器內(nèi)螺紋發(fā)生早期疲勞斷的原因，即由于內(nèi)螺紋絲扣牙底嚴(yán)重的應(yīng)力集中以及材料的脆性共同作用而導(dǎo)致。

懸浮器；斷裂

1 失效情況

某油田一油井正常鉆進(jìn)至井深2 183 m時進(jìn)行檢查，懸重為830 kN，泵壓9 MPa，方鉆桿外余1.2 m，均正常，于是停鉆，并提起鉆具準(zhǔn)備接單根。提起鉆具后，發(fā)現(xiàn)鉆具懸重降至580 kN，泵壓降至5.5 MPa。5:00開始起鉆，13:00起鉆完畢，發(fā)現(xiàn)Φ159 mm懸浮器連接體與花鍵體連接處的內(nèi)螺紋部位斷裂。該懸浮器總長為5.18 m，斷口上部長度為3.26 m,斷口下部長度為1.92 m。

鉆進(jìn)時鉆具組合為：

J22鉆頭+Φ214 mm鉆具穩(wěn)定器+Φ178 mm短鉆鋌+Φ214 mm鉆具穩(wěn)定器+Φ178 mm鉆鋌+Φ214 mm鉆具穩(wěn)定器+Φ178 mm減震器+Φ178 mm鉆鋌+Φ214 mm鉆具穩(wěn)定器+Φ159 mm鉆鋌+Φ214 mm鉆具穩(wěn)定器+Φ159 mm鉆鋌+Φ214 mm鉆具穩(wěn)定器+Φ159 mm懸浮器+Φ214 mm鉆具穩(wěn)定器+Φ159 mm鉆鋌+Φ127 mm加重鉆桿+Φ127 mm鉆桿。

鉆井時鉆井參數(shù)為鉆壓240～250 kN，轉(zhuǎn)速60～65 r/min，密度1.08～1.10 g/cm3,泵壓8～9 MPa，排量25～28 l/s。

該斷裂失效的懸浮器使用井段為2 018～2 183 m,進(jìn)尺165 m，鈍鉆時間為22 h。

據(jù)井隊反映，鉆進(jìn)過程中鉆頭工作平穩(wěn)，無蹩鉆和跳鉆等現(xiàn)象，懸浮器保持懸浮鉆壓240～250 kN。

2 斷口形貌分析

該斷裂懸浮器的宏觀斷口形貌如圖1所示。

圖1 懸浮器宏觀斷口形貌(0.47倍)

從圖1可見，該懸浮器斷口面可分為兩個區(qū)域，一個是平坦區(qū)，與懸浮器軸線垂直，另一個是斜面區(qū)，與懸浮器軸線夾角為銳角。平坦區(qū)斷口表面較平整，呈現(xiàn)疲勞特征，即為裂紋疲勞擴(kuò)展區(qū)。斜面區(qū)較粗糙，并隱約可見一次性擴(kuò)展形貌，因而斜面區(qū)主要為瞬斷區(qū)。根據(jù)平坦區(qū)和斜面區(qū)所占的面積，疲勞區(qū)和瞬斷區(qū)的面積約各占整個斷口面面積的50%。經(jīng)仔細(xì)檢查，疲勞區(qū)裂紋均起源于絲扣牙底，且具有多源特征。

該懸浮器連接體與花鍵體連接處的螺紋為梯形細(xì)扣，其中斷裂失效的內(nèi)螺紋牙底形狀如圖2所示。

從圖2可見，該內(nèi)螺紋牙底兩側(cè)圓角處幾乎沒有過渡圓弧，其中左側(cè)圓角最為明顯，經(jīng)測量，左側(cè)圓角處的圓角半徑約為0.02 mm，由此可見，內(nèi)螺紋牙底兩側(cè)圓角處應(yīng)力集中嚴(yán)重。

圖2 懸浮器斷裂失效的內(nèi)螺紋牙底形狀(25倍)

3 理化檢驗

3.1 化學(xué)成分檢測

在斷裂失效的懸浮器斷口附近取樣，用直讀光譜儀和碳硫分析儀分析其材料的化學(xué)成分，結(jié)果見表1。

表1 化學(xué)成分分析結(jié)果 %

3.2 力學(xué)性能試驗

在斷裂失效懸浮器的斷口附近取樣,進(jìn)行拉伸性能試驗,并取10×10×55 mm的夏比V型缺口沖擊試樣及縱向條狀硬度試樣,進(jìn)行沖擊韌性及硬度試驗,試驗結(jié)果見表2。

由于懸浮器是一種井下工具,目前尚無相應(yīng)質(zhì)量標(biāo)準(zhǔn),而它又用于井下鉆柱的鉆鋌部位,故參考鉆鋌標(biāo)準(zhǔn)中的力學(xué)性能要求。表2的試驗結(jié)果表明，該失效懸浮器的沖擊功值很低，說明其材料韌性很差。

用電子掃描顯微鏡對沖擊斷口微觀形貌進(jìn)行分析，

表2 力學(xué)性能試驗結(jié)果

其微觀形貌為解理+準(zhǔn)解理，如圖3所示。

圖3 沖擊斷口微觀形貌

3.3 金相檢驗

在斷口部位取金相試樣進(jìn)行分析,其金相組織為回火索氏體+上貝氏體，如圖4所示,材料中的夾雜物級別為A1.5,B0.5,C1.0,D0.5,組織晶粒度為8.0級。

圖4 失效懸浮器金相組織布(500倍)

4 討 論

懸浮器是實現(xiàn)懸浮鉆井的專用工具，是為減緩鉆柱縱向振動而設(shè)計的，懸浮器一般處于鉆柱中和點附近，在正常工作狀態(tài)下，懸浮器基本不受軸向載荷。

從圖1所示的斷口形貌可見，該懸浮器在使用中首先從內(nèi)螺紋絲扣底部多處萌生疲勞裂紋，隨后疲勞擴(kuò)展。當(dāng)疲勞裂紋擴(kuò)展區(qū)面積達(dá)到該處橫截面約50%的面積時，便發(fā)生了失穩(wěn)斷裂。

圖1所示的斷口疲勞區(qū)均起源于內(nèi)螺紋絲扣牙底圓角處，相應(yīng)于圖2所示的牙底左側(cè)圓角。經(jīng)測量，圖2中牙底左側(cè)圓角處幾乎無圓弧過渡，為尖角，因而該部位的應(yīng)力集中很大。API STD 5B對偏梯形套管絲扣牙兩側(cè)圓角的過渡圓弧半徑規(guī)定為0.20 mm,API SPEC 7對IF絲扣牙底兩側(cè)圓角過渡圓弧半徑規(guī)定為0.381 mm,正是為了減小絲扣牙底的應(yīng)力集中程度。如果該懸浮器失效的內(nèi)螺紋絲扣牙底采用了上述兩種過渡圓弧，則應(yīng)力集中程度會大大減小。由于懸浮器使用于鉆柱中，因而應(yīng)采用相當(dāng)于鉆具IF型絲扣牙底的圓角半徑。當(dāng)懸浮器失效內(nèi)螺紋牙底兩側(cè)圓角采用半徑R=0.381 mm的過渡圓弧時,其牙底形狀如圖5所示。

從圖5可見，如果失效懸浮器的內(nèi)螺紋絲扣牙底兩側(cè)圓角過渡圓弧半徑R=0.381 mm時則可有效地改善牙底兩側(cè)圓角處的應(yīng)力集中程度。

力學(xué)性能試驗結(jié)果表明，該懸浮器的強(qiáng)度指標(biāo)能達(dá)到使用要求，但其韌性指標(biāo)值很低，平均值僅為18.7 J,這是由于其熱處理工藝不當(dāng)，材料金相組織不良所造成的。經(jīng)掃描電鏡觀察，沖擊斷口微觀形貌為解理+準(zhǔn)解理，也進(jìn)一步說明材料韌性很差。由于材料韌性差，因而當(dāng)疲勞裂紋擴(kuò)展至橫截面面積的50%的區(qū)域時，便發(fā)生了失穩(wěn)斷裂。

由于失效的內(nèi)螺紋絲扣牙底應(yīng)力集中嚴(yán)重，使牙底應(yīng)力集中處存在了應(yīng)力升高源，另外，由于其材料韌性差，從而使懸浮器內(nèi)螺紋絲扣部位對牙底處產(chǎn)生的應(yīng)力升高源的作用更為敏感[1]，即牙底處高的應(yīng)力集中及材料的脆性化，使該懸浮器內(nèi)螺紋絲扣處的疲勞抗力顯著降低，從而在旋轉(zhuǎn)彎曲服役狀態(tài)下萌生了疲勞裂紋，進(jìn)而在繼續(xù)使用中疲勞擴(kuò)展，最后失穩(wěn)斷裂。從使用情況可知，該懸浮器使用僅22 h就發(fā)生了斷裂失效，正是由于嚴(yán)重的應(yīng)力集中及材料的脆性共同作用，使其內(nèi)螺紋發(fā)生了早期斷裂失效。

前已述及，由于懸浮器是一種井下工具，因而現(xiàn)在還沒有相應(yīng)的質(zhì)量標(biāo)準(zhǔn)，油田訂貨時可能也沒有具體質(zhì)量要求，而廠家產(chǎn)品的設(shè)計、生產(chǎn)也存在一定的缺陷，致使懸浮器產(chǎn)品在結(jié)構(gòu)及內(nèi)在質(zhì)量方面存在問題，從而導(dǎo)致井下失效事故。因而油田迅速和廠家協(xié)商，檢驗還未使用的懸浮器的質(zhì)量，并提出懸浮器的內(nèi)在質(zhì)量及局部結(jié)構(gòu)要求，確保以后生產(chǎn)的懸浮器的質(zhì)量達(dá)到使用要求，減少和避免類似失效事故。

5 結(jié) 論

1)斷裂失效的Φ159 mm懸浮器材料韌性差，連接體與花鍵體連接處的螺紋梯形絲扣牙底應(yīng)力集中嚴(yán)重。

2)懸浮器內(nèi)螺紋絲扣牙底嚴(yán)重的應(yīng)力集中以及材料的脆性共同作用，使其內(nèi)螺紋發(fā)生了早期疲勞斷裂。

[1] 美國金屬學(xué)會. 金屬手冊，第八版，第十卷，失效分析與預(yù)防[M]. 北京：機(jī)械工業(yè)出版社，1986.

Analysis of Fracture Causes for theΦ159mm Suspension Device

GE Mingjun

(CNPCTubularGoodsResearchInstitute,Xi′an,Shaanxi710077,China)

The fracture mechanism were analyzed forΦ159mm suspension device through studying the related elements such as the hole condition of the well, the fracture morphology, the material chemical composition, the mechanical properties and geometry factors. The results show that the internal thread earlier fatigue is the reason for the fracture ofΦ159mm suspension device, which was induced by the interaction of the internal thread tooth bottom serious stress concentration and the brittleness of the material.

suspension device; fracture

葛明君，男，1965年生，工程師，1988年畢業(yè)于北京航空航天大學(xué)金屬材料專業(yè)，現(xiàn)主要從事石油管材質(zhì)量檢驗、科研和失效分析等技術(shù)論文編輯工作。E-mail：gemj@cnpc.com.cn

TE921+.2

A

2096-0077(2017)02-0055-03

10.19459/j.cnki.61-1500/te.2017.02.013

2016-11-22 編輯：馬小芳)