陳 猛，徐昌學(xué)，余世杰

(1.上海海隆石油管材研究所，上海 200949；2.海隆石油工業(yè)集團(tuán)有限公司，上海 200949)

0 引 言

隨著我國(guó)工業(yè)化進(jìn)程的不斷加快，油田鉆井工作也向高效、節(jié)能的方向快速發(fā)展。現(xiàn)代化的鉆井工具能夠提高鉆井效率，節(jié)約鉆井時(shí)間，為企業(yè)帶來(lái)更大的經(jīng)濟(jì)效益。單一鉆頭無(wú)法獨(dú)立完成鉆井工作，實(shí)際工作時(shí)需要采用扶正器(又稱穩(wěn)定器)進(jìn)行協(xié)助。扶正器的主要作用是減輕鉆桿柱彈性系統(tǒng)在孔內(nèi)的徑向和軸向振動(dòng)，減少鉆頭和鉆桿偏磨，保證取心質(zhì)量，防止井斜等。

1 理化檢驗(yàn)及結(jié)果

1.1 尺寸測(cè)量

由圖1可以看出，失效扶正器的內(nèi)接頭螺紋長(zhǎng)度L1為670 mm，工作區(qū)長(zhǎng)度L2為480 mm，工作區(qū)外徑D1為435.3 mm，本體外徑D2為203.7 mm，均低于SY/T 5051-2016標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定值(L1=700 mm，L2=500 mm，D1=444.5 mm，D2=229 mm)。斷裂位置位于接頭內(nèi)螺紋距臺(tái)肩面約92 mm處。

圖1 扶正器斷裂位置及結(jié)構(gòu)示意Fig.1 Fracture position and structure schematic of centralizer

由于扶正器斷口位于接頭內(nèi)螺紋處，故僅能測(cè)量螺紋的部分參數(shù)。由表1可以看出，螺紋錐度較API Spec 7標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定的略大，這是由于其在鉆具使用過(guò)程中發(fā)生了微變形。

表1 扶正器接頭內(nèi)螺紋參數(shù)Table 1 Internal thread parameters of centralizer joint

1.2 宏觀形貌

由圖2可以看出：扶正器外表面銹蝕嚴(yán)重，斷口無(wú)明顯塑性變形；靠近內(nèi)壁側(cè)斷面較為齊平，為裂紋源區(qū)，裂紋起源于內(nèi)螺紋根部[1]；靠近外壁側(cè)存在明顯的剪切唇，斷面磨損嚴(yán)重。

圖2 扶正器接頭外表面和斷口宏觀形貌Fig.2 Macromorphology of outer surface and fracture of centralizer joint: (a) outer surface; (b) thread side and (c) fish side

將接頭內(nèi)螺紋打開(kāi)后，發(fā)現(xiàn)螺紋牙均發(fā)生了不同程度的磨損，見(jiàn)圖3。該接頭螺紋牙分為正常牙和平頂牙，平頂牙的作用主要是消除應(yīng)力集中。扶正器斷裂位置位于正常牙和平頂牙交界的牙底。

圖3 扶正器螺紋宏觀形貌Fig.3 Macroscopic morphology of centralizer thread: (a) internal thread and (b) part of thread teeth

1.3 化學(xué)成分

在扶正器接頭斷口附近取樣，采用ARL 4460 OES型直讀光譜儀進(jìn)行化學(xué)成分分析。由于鉆具扶正器標(biāo)準(zhǔn)SY/T 5051-2016中未規(guī)定化學(xué)成分，作者按照與扶正器成分相近的鉆鋌標(biāo)準(zhǔn)SY/T 5144-2007進(jìn)行對(duì)比。由表2可知，該扶正器接頭的化學(xué)成分符合標(biāo)準(zhǔn)要求。

表2 扶正器接頭的化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù))Table 2 Chemical composition of centralizer joint (mass) %

1.4 顯微組織

根據(jù)GB/T 13298-1991和GB/T 10561-2005對(duì)失效扶正器接頭斷口附近進(jìn)行金相檢驗(yàn)。由圖4可知：扶正器接頭斷口附近組織不均勻，由回火索氏體、貝氏體、鐵素體及少量馬氏體組成，說(shuō)明該扶正器在熱處理過(guò)程中淬火處理不完全，這會(huì)降低鉆具的抗疲勞性能。

圖4 扶正器接頭斷口附近的顯微組織Fig.4 Microstructure near fracture surface of centralizer joint

1.5 螺紋牙底裂紋形貌

對(duì)扶正器接頭螺紋沿縱截面取樣，經(jīng)打磨、拋光后，采用體積分?jǐn)?shù)4%的硝酸酒精溶液進(jìn)行腐蝕，采用GX51型倒置光學(xué)顯微鏡觀察螺紋牙底微觀形貌。由圖5可以看出，靠近斷口的螺紋牙底存在一條裂紋，起裂處裂紋較為平直，內(nèi)部存在黑色腐蝕產(chǎn)物，當(dāng)裂紋延伸至4 mm左右，裂紋擴(kuò)展方向突變，由原來(lái)的橫向變?yōu)榭v向，并且裂紋明顯變寬。裂紋兩側(cè)顯微組織無(wú)明顯變化，均為呈帶狀分布的回火索氏體+貝氏體+鐵素體。結(jié)合斷口宏觀形貌可以推斷,該扶正器斷裂模式為疲勞斷裂。疲勞裂紋擴(kuò)展到一定深度后，裂紋底部所產(chǎn)生的應(yīng)力急劇增大，扶正器發(fā)生失穩(wěn)斷裂[2-3]。

圖5 扶正器接頭螺紋牙底裂紋形貌Fig.5 Morphology of crack on thread bottom of centralizer joint: (a) whole; (b) polished state and (c) corrosive state

將螺紋牙底裂紋打開(kāi)，由圖6可以看出，裂紋表面存在較多氧化物及泥漿，并且磨損嚴(yán)重，放大后可見(jiàn)垂直于裂紋擴(kuò)展方向平行分布的條帶狀擠壓磨損痕跡。說(shuō)明疲勞裂紋在擴(kuò)展時(shí)，裂紋兩側(cè)發(fā)生擠壓、磨損，這與扶正器在井下受壓應(yīng)力的工況相吻合。

圖6 人工打開(kāi)后螺紋牙底裂紋表面形貌Fig.6 Surface morphology of thread tooth bottom crack surface after opening: (a) at low magnification and (b) at high magnification

1.6 斷口局部微觀形貌

由于扶正器落魚(yú)側(cè)的斷口在打撈、運(yùn)輸過(guò)程中發(fā)生嚴(yán)重磨損，故無(wú)法進(jìn)行微觀分析。接頭螺紋側(cè)斷口保存較為完好，經(jīng)多次清洗、除銹，用TESCAN VEGA II XMH型掃描電鏡(SEM)對(duì)斷口進(jìn)行微觀分析。由圖7可以看出，斷口裂紋源區(qū)表面平整，沿裂紋擴(kuò)展方向可觀察到平行的裂紋擴(kuò)展弧線，進(jìn)一步放大后可見(jiàn)表面發(fā)生一定磨損和銹蝕。

圖7 接頭螺紋側(cè)裂紋源區(qū)SEM形貌Fig.7 SEM morphology of crack source area on thread side of the joint: (a) at low magnification and (b) at high magnification

1.7 微區(qū)成分分析

對(duì)螺紋牙底附近及裂紋表面進(jìn)行微區(qū)成分分析。由圖8和表3可以看出，有明顯條紋狀形貌的區(qū)域(位置1和3)為基體，黑色塊狀物(位置2)為未清理干凈的氧化物，牙底裂紋處的塊狀物質(zhì)(位置4)為氧化物和泥漿混合物。由此表明，失效扶正器在井下主要發(fā)生了泥漿腐蝕[4]。

表3 不同測(cè)試位置的EDS分析結(jié)果(質(zhì)量分?jǐn)?shù))Table 3 EDS analysis results of different test positions(mass) %

圖8 螺紋牙底附近及牙底裂紋表面的SEM形貌及EDS測(cè)試位置Fig.8 SEM morphology and EDS test positions near the thread tooth bottom (a) and tooth bottom crack surface (b)

1.8 力學(xué)性能

按照ASTM A370-2010和ASTM E23-2007標(biāo)準(zhǔn)，在落魚(yú)側(cè)靠近扶正器斷口處截取尺寸為φ12.5 mm×50 mm的圓棒狀拉伸試樣，在螺紋側(cè)截取尺寸為10 mm×10 mm×55 mm的V型缺口沖擊試樣(分別取橫向與縱向試樣)，采用WAW-600型電液伺服萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)和JBN-300型擺錘沖擊試驗(yàn)機(jī)分別進(jìn)行室溫拉伸和沖擊試驗(yàn)。由于螺紋側(cè)長(zhǎng)度不足，無(wú)法在SY/T 5290-2000標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定的位置取樣，故在落魚(yú)側(cè)和螺紋側(cè)各截取厚度為10 mm的全壁厚試樣，采用DHB-3000型布氏硬度計(jì)測(cè)定硬度，加載載荷為29.42 kN，保載時(shí)間為15 s，各測(cè)12個(gè)點(diǎn)。由表4和表5可知：扶正器的拉伸性能及沖擊功均符合SY/T 5051-2016標(biāo)準(zhǔn)的要求；硬度符合SY/T 5144-2007鉆鋌標(biāo)準(zhǔn)要求。

表4 扶正器力學(xué)性能測(cè)試結(jié)果Table 4 Test results of mechanical properties of centralizer

表5 扶正器硬度測(cè)試結(jié)果Table 5 Hardness test results of centralizer HB

2 扶正器受力分析

2.1 扶正器軸向力

井底扶正器受到的軸向力F與鉆壓Ft和扶正器下部鉆具浮重G有關(guān)，計(jì)算公式如下

F=Ft-G

(1)

G=H·qDC·fb

(2)

式中：H為扶正器下部鉆具長(zhǎng)度；qDC為扶正器下部鉆具線重；fb為浮力系數(shù)。

2.2 旋轉(zhuǎn)臺(tái)肩接頭屈服扭矩

(3)

(4)

(5)

(6)

(7)

式中：TY為旋轉(zhuǎn)臺(tái)肩接頭母扣或公扣屈服扭矩；Ym為材料的最小屈服強(qiáng)度；A為橫截面積Ap或Ab中較小者；P為螺距；f為螺紋和臺(tái)肩配合面的摩擦因數(shù)；θ為1/2螺紋斷面角；C為基點(diǎn)處螺紋中徑；H為理論牙高；Srs為截底高；tpr為錐度；DID為內(nèi)徑；DOD為外徑；QC為內(nèi)螺紋連接錐口直徑；Lpc為外螺紋連接長(zhǎng)度。

已知扶正器接頭外徑為203.2 mm，內(nèi)徑為71.4 mm，屈服強(qiáng)度為898 MPa。將螺紋相關(guān)尺寸代入式(3)(7)計(jì)算得到母扣屈服扭矩為257 477.2 N·m，公扣屈服扭矩為212 729.4 N·m。扶正器距離井口約1 437 m，可以近似認(rèn)為扶正器接頭附近受到的最大扭矩為24 400 N·m。

上述計(jì)算結(jié)果表明，扶正器在服役時(shí)承受的軸向應(yīng)力和扭矩均遠(yuǎn)小于鉆具本身的強(qiáng)度及承受扭矩的能力，排除過(guò)載斷裂的可能性。

2.3 螺紋牙對(duì)應(yīng)力的影響

2.3.1 模型建立

材料屈服強(qiáng)度為898 MPa，彈性模量為2.06 GPa，泊松比為0.3，螺紋過(guò)盈量為0.3 mm。采用CAD繪圖軟件，按照API Spec 7標(biāo)準(zhǔn)對(duì)接頭螺紋建模(圖9)，并導(dǎo)入workbench軟件進(jìn)行有限元分析。

圖9 標(biāo)準(zhǔn)螺紋及失效扶正器螺紋接頭的有限元模型Fig.9 Finite element models of standard (a) and failed centralizer (b-c) thread joints: (c) local amplification of centralizer thread

2.3.2 應(yīng)力分析

由于螺紋牙之間存在摩擦接觸，因此對(duì)有限元模型中母扣的右邊緣進(jìn)行固定，對(duì)螺紋在y方向的位移進(jìn)行約束，并沿x方向在公扣左邊緣施加388 MPa壓應(yīng)力。

由圖10可以看出，兩接頭臺(tái)肩處均存在一定應(yīng)力集中，螺紋兩端部分牙底亦存在應(yīng)力集中。為了解母扣螺紋牙底應(yīng)力變化，從母扣大端第一個(gè)螺紋牙牙底向小端最后一個(gè)螺紋牙牙底做切線，觀察切線上的應(yīng)力分布。由圖11可以看出：兩種接頭螺紋牙底應(yīng)力大小分布規(guī)律基本一致，兩端牙底均存在明顯的應(yīng)力集中；標(biāo)準(zhǔn)螺紋接頭母扣小端第3個(gè)牙底應(yīng)力集中風(fēng)險(xiǎn)最大，將該處若干牙切掉后，可有效降低應(yīng)力集中程度，同時(shí)不會(huì)引起其他螺紋牙底應(yīng)力集中程度的增大，但該處仍是螺紋應(yīng)力集中區(qū)域。上述分析表明，扶正器螺紋結(jié)構(gòu)的變化并非疲勞裂紋產(chǎn)生的主要影響因素，但螺紋兩端牙底的應(yīng)力集中仍可能引起螺紋兩端形成早期疲勞裂紋。

圖10 標(biāo)準(zhǔn)螺紋及失效扶正器螺紋接頭的等效應(yīng)力分布Fig.10 Equivalent stress distribution of standard (a) and failed centralizer (b) thread joints

圖11 應(yīng)力沿標(biāo)準(zhǔn)螺紋及失效扶正器螺紋牙底切線的變化曲線Fig.11 Variation curves of stress along base tangent line of standard thread and failed centralizer thread

2.4 扶正器外徑對(duì)應(yīng)力的影響

圖12 不同本體外徑螺紋接頭的等效應(yīng)力分布Fig.12 Equivalent stress distribution of thread joint with different body outer diameters: (a) 9 ″joint and (b) 8″ joint

圖13 9″和8″接頭應(yīng)力沿螺紋牙底切線的變化曲線Fig.13 Variation curves of stress of 9 ″and 8″ joints along thread base tangent

3 斷裂原因分析

該扶正器接頭的化學(xué)成分、力學(xué)性能均滿足相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)要求，實(shí)際服役時(shí)承受的扭矩和軸向應(yīng)力遠(yuǎn)低于設(shè)計(jì)值，但其組織未完全淬透，調(diào)質(zhì)后仍存在貝氏體和鐵素體，這會(huì)在一定程度上降低材料的抗疲勞性能。扶正器螺紋接頭靠近臺(tái)肩面區(qū)域及母扣小端螺紋牙底的應(yīng)力集中較為明顯。為了使該井段扶正器接頭與鉆鋌相匹配，其本體外徑由原來(lái)的9″降低為8″，這使得扶正器接頭整體承載能力下降，螺紋牙底應(yīng)力隨外徑減小增大了34%，進(jìn)而增加了牙底裂紋產(chǎn)生的可能性[6]。

該井底部鉆具組合只采用了一支扶正器，且扶正器外徑較其他鉆具的小，其強(qiáng)度與鉆鋌的相當(dāng)。在鉆進(jìn)過(guò)程中，一旦受到較大載荷，整個(gè)鉆柱就會(huì)在扶正器區(qū)域產(chǎn)生一個(gè)彎曲點(diǎn)，而扶正器接頭螺紋又是最薄弱的環(huán)節(jié)，故螺紋牙底應(yīng)力集中部位易萌生疲勞裂紋[7]。裂紋在牙底萌生后，由于該接頭母扣小端螺紋牙被車(chē)平，當(dāng)裂紋擴(kuò)展到一定程度后，接頭有效承載面積減少，螺紋牙底受到較大的應(yīng)力作用，裂紋迅速擴(kuò)展最終導(dǎo)致接頭失穩(wěn)斷裂。

4 結(jié)論及建議

(1) 該扶正器接頭斷裂模式為疲勞斷裂。扶正器本體外徑減小，接頭螺紋牙底應(yīng)力增大是導(dǎo)致其失效的主要原因；裂紋起源于接頭螺紋牙底，母扣小端的應(yīng)力釋放槽可有效降低接頭兩端應(yīng)力集中程度，但會(huì)造成接頭有效承載面積減少。

(2) 建議井底鉆具采用扶正器+鉆鋌+扶正器的組合，以有效避免較大載荷下扶正器螺紋連接處形成彎曲支點(diǎn)，減小應(yīng)力集中，提高其服役壽命。