萬(wàn) 夫 于佩航 孫剛強(qiáng) 張 健

(中國(guó)石油集團(tuán)川慶鉆探工程有限公司安全環(huán)保質(zhì)量監(jiān)督檢測(cè)研究院)

0 引 言

鉆柱失效問(wèn)題是目前各大油田遇到的主要問(wèn)題之一[1-2]。據(jù)不完全統(tǒng)計(jì)，全國(guó)各油田每年發(fā)生的鉆具失效事故達(dá)數(shù)百起。我國(guó)西部油田一口井的成本約幾千萬(wàn)元甚至上億元人民幣，任何因鉆柱失效導(dǎo)致的井眼報(bào)廢都將造成巨額損失。鉆柱事故統(tǒng)計(jì)分析表明，多數(shù)失效出現(xiàn)在螺紋連接部位[3-5]，可見(jiàn)鉆具螺紋連接部位是鉆柱的薄弱環(huán)節(jié)[6-8]；同時(shí)隨著深井、超深井?dāng)?shù)量日漸增多，鉆具接頭在使用中逐漸暴露出一些問(wèn)題，這些問(wèn)題也導(dǎo)致鉆頭接頭出現(xiàn)斷裂現(xiàn)象[9-11]。此外，鉆具接頭的密封性能也不理想，刺漏和密封失效現(xiàn)象時(shí)有發(fā)生[12-14]。對(duì)鉆具接頭受力情況進(jìn)行強(qiáng)度分析是確保鉆井安全的重要措施，對(duì)保證鉆具結(jié)構(gòu)安全性、減少安全事故和降低經(jīng)濟(jì)損失具有重要意義。本文針對(duì)API 標(biāo)準(zhǔn)鉆具螺紋接頭，依據(jù)其實(shí)際使用中的載荷環(huán)境和制造及維修造成的尺寸偏差，探究上扣扭矩載荷或復(fù)合載荷(拉伸、扭轉(zhuǎn)和彎曲)作用下，不同螺紋連接類型的強(qiáng)度分布情況；同時(shí)，結(jié)合生產(chǎn)中鉆鋌斷裂失效案例分析其失效原因，以期為鉆具螺紋的合理使用提供理論依據(jù)。

1 鉆具接頭螺紋模型建立

1.1 載荷工況及螺紋連接類型

2種典型載荷工況如下：①對(duì)不同螺紋連接類型進(jìn)行上扣扭矩作用下的應(yīng)力分布特征分析，這里采用DS-1標(biāo)準(zhǔn)中扭矩的50%進(jìn)行上扣，即25.79 kN·m；②在上扣扭矩作用下，繼續(xù)施加1 000 kN的軸向拉伸載荷，并且施加彎矩(按每30 m狗腿度6°計(jì)算彎矩)載荷，分析復(fù)合載荷作用下不同接頭螺紋的應(yīng)力分布特征。

不同螺紋連接形式如下：①API標(biāo)準(zhǔn)鉆具接頭螺紋；②錐度(0.128和0.205)不同的API標(biāo)準(zhǔn)鉆具接頭螺紋；③內(nèi)螺紋長(zhǎng)度(125.80和134.56 mm)不同的API標(biāo)準(zhǔn)鉆具接頭螺紋；④API標(biāo)準(zhǔn)應(yīng)力減輕結(jié)構(gòu)鉆具接頭螺紋。

1.2 模型構(gòu)建

在不影響分析精度的前提下，對(duì)有限元分析引入以下假設(shè)：①材料為各向同性；②不計(jì)小螺紋升角的影響，將接頭螺紋結(jié)構(gòu)看成是軸對(duì)稱結(jié)構(gòu)，采用軸對(duì)稱方法進(jìn)行求解；③由于施加彎矩導(dǎo)致的每30 m狗腿度僅為6°，而鉆具接頭尺寸不足0.2 m，所以彎曲變形可以忽略；④不考慮動(dòng)摩擦，認(rèn)為螺紋連接面和臺(tái)肩連接面在接觸過(guò)程中的摩擦始終保持不變，其中螺紋面接觸的摩擦因數(shù)為0.08，臺(tái)肩面接觸的摩擦因數(shù)同為0.08。為提高求解精度，將模型用四邊形單元(軸對(duì)稱)進(jìn)行劃分。有限元整體模型單元尺寸為2 mm，螺紋連接局部單元尺寸為0.5 mm，單元數(shù)目量級(jí)為10 000。建立的螺紋連接網(wǎng)格模型如圖1所示。

圖1 鉆具接頭螺紋連接網(wǎng)格劃分Fig.1 Grid division of tool thread connection

1.3 載荷施加方法

在上扣過(guò)程中用于平衡扭矩的載荷由3部分組成：①螺紋面由于擠壓產(chǎn)生的摩擦力；②臺(tái)肩面由于擠壓產(chǎn)生的摩擦力；③旋進(jìn)擠壓產(chǎn)生的變形能。在彈性范圍內(nèi)，上扣扭矩T與臺(tái)肩面擠壓力F存在如下近似關(guān)系[15]：

(1)

式中：T為鉆具接頭上扣扭矩，N·m；P為螺紋螺距，m；f為摩擦因數(shù)，f=0.08；θ為螺紋牙形半角，(°)，取θ=30°；Rt為螺紋平均節(jié)圓半徑，m；Rs為臺(tái)肩面平均半徑，m。

由于采用軸對(duì)稱分析方法，忽略了螺紋升角，所以在有限元分析時(shí)無(wú)法直接施加上扣扭矩。為解決該問(wèn)題，采用的處理方法是“逐次逼近法”，即假定在施加上扣扭矩作用下，內(nèi)外螺紋產(chǎn)生一個(gè)旋進(jìn)轉(zhuǎn)角(設(shè)定初值)；根據(jù)轉(zhuǎn)角計(jì)算臺(tái)肩過(guò)盈量和螺紋過(guò)盈量；有限元分析求解螺紋接觸載荷和臺(tái)肩面接觸載荷，根據(jù)摩擦因數(shù)計(jì)算出等效扭矩值；將計(jì)算扭矩值和上扣扭矩對(duì)比，調(diào)整轉(zhuǎn)角直至計(jì)算扭矩和上扣扭矩誤差在合理范圍內(nèi)。

鉆具接頭材料選用4145H(42CrMo)，其力學(xué)性能參數(shù)如下：屈服強(qiáng)度827.4 MPa，抗拉強(qiáng)度970.0 MPa，彈性模量206 GPa，泊松比0.30，伸長(zhǎng)率0.15。

2 鉆具接頭螺紋強(qiáng)度有限元分析

2.1 API標(biāo)準(zhǔn)接頭螺紋

針對(duì)模型設(shè)定上扣扭矩為25.79 kN·m，接頭的von Mises應(yīng)力分布和接觸應(yīng)力云圖如圖2所示。從圖2a可見(jiàn)，接頭連接的高應(yīng)力區(qū)出現(xiàn)在臺(tái)肩局部以及距離臺(tái)肩最近的2個(gè)螺紋。由于臺(tái)肩過(guò)盈擠壓，使得靠近臺(tái)肩的幾牙螺紋承受很大的應(yīng)力，遠(yuǎn)離臺(tái)肩的螺紋受力逐漸減小。在上扣扭矩作用下，接頭未達(dá)到屈服極限，最大應(yīng)力為733 MPa，出現(xiàn)在臺(tái)肩面內(nèi)側(cè)，結(jié)構(gòu)滿足強(qiáng)度要求。距離臺(tái)肩較近的2牙螺紋處于較高應(yīng)力水平，在長(zhǎng)期復(fù)雜載荷作用下，出現(xiàn)強(qiáng)度破壞或疲勞斷裂的可能性較大。再施加1 000 kN 拉力和相應(yīng)的彎矩(按每30 m狗腿度6°計(jì)算)，如圖2b所示。由于拉伸載荷(54.3 MPa)和彎曲載荷均較小，相比只施加扭矩，接頭的應(yīng)力水平變化不顯著。通過(guò)對(duì)比可發(fā)現(xiàn)，拉伸載荷減弱了臺(tái)肩擠壓作用，使臺(tái)肩處應(yīng)力最值降低至676 MPa；而螺紋面的應(yīng)力水平由于拉伸載荷作用而提高，尤其是靠近臺(tái)肩的幾個(gè)螺紋較為明顯，容易出現(xiàn)斷裂問(wèn)題。由圖2c可以看出，外螺紋面最大接觸應(yīng)力增大至660 MPa，臺(tái)肩接觸面最大接觸應(yīng)力減小至654 MPa。

圖2 螺紋應(yīng)力分布與接觸應(yīng)力分布Fig.2 Distribution of thread stress and contact stress

圖3 外螺紋錐度為0.128時(shí)螺紋應(yīng)力分布與接觸應(yīng)力Fig.3 Thread stress distribution and contact stress at the external thread taper of 0.128

2.2 螺紋錐度對(duì)強(qiáng)度的影響

在錐度不合格的情況下，螺紋因嚙合問(wèn)題，在上扣扭矩作用下無(wú)法實(shí)現(xiàn)完全“上緊”狀態(tài)。目前多數(shù)鉆具螺紋錐度為1∶6，即0.167。當(dāng)外螺紋錐度為0.128時(shí)，施加上扣扭矩，螺紋有2～3牙未接觸。當(dāng)外螺紋錐度為0.205時(shí)，施加上扣扭矩，螺紋會(huì)完全旋入，且相比標(biāo)準(zhǔn)螺紋過(guò)盈量增加至0.624 mm。

2.2.1 外螺紋錐度0.128時(shí)強(qiáng)度分析

當(dāng)外螺紋錐度為0.128時(shí)，接頭應(yīng)力分布如圖3a所示。從圖3a可以看出，螺紋未完全旋入且遠(yuǎn)離臺(tái)肩的螺牙有部分接觸，靠近臺(tái)肩處的螺牙并未實(shí)質(zhì)接觸。應(yīng)力最大值位于外螺紋前端第4個(gè)螺牙根部，最大應(yīng)力為768 MPa，螺紋接近屈服狀態(tài)。臺(tái)肩不會(huì)發(fā)生接觸。這種工藝誤差下結(jié)構(gòu)密封性較差，且螺紋面并沒(méi)有完全利用，實(shí)際工程中可使用性較差。圖3b為接觸應(yīng)力云圖。螺紋面接觸應(yīng)力最大的位置位于第4個(gè)螺牙根部，外螺紋最大應(yīng)力為1 605 MPa，對(duì)螺牙產(chǎn)生了強(qiáng)烈的擠壓作用，螺牙根部極易產(chǎn)生斷裂失效。在施加拉伸和彎曲載荷后，拉伸載荷增加了螺紋面應(yīng)力水平，最大應(yīng)力達(dá)到817 MPa，接近屈服狀態(tài)，螺紋屈服破壞的可能性增加。接頭其他部位的應(yīng)力水平也有一定程度提高，但提高幅度較小，如圖3c所示。另外，外螺紋面最大接觸應(yīng)力增大至1 178 MPa，螺牙擠壓情況嚴(yán)重，如圖3d所示。

2.2.2 外螺紋錐度0.205時(shí)強(qiáng)度分析

當(dāng)外螺紋錐度增加至0.205時(shí)，螺紋完全旋入后，遠(yuǎn)離臺(tái)肩面的螺紋面并未接觸。繼續(xù)施加推薦上扣扭矩，將導(dǎo)致過(guò)盈量較API標(biāo)準(zhǔn)螺紋結(jié)構(gòu)增加。相比標(biāo)準(zhǔn)螺紋，臺(tái)肩處的應(yīng)力水平顯著增加，臺(tái)肩接觸面的最大應(yīng)力達(dá)到848 MPa，出現(xiàn)一定面積的屈服現(xiàn)象，如圖4a所示。臺(tái)肩附近的螺紋連接應(yīng)力水平相比API標(biāo)準(zhǔn)螺紋也有顯著提高，前4個(gè)螺牙達(dá)到屈服狀態(tài)，螺牙可能出現(xiàn)屈服大變形甚至是斷裂破壞，結(jié)構(gòu)強(qiáng)度風(fēng)險(xiǎn)顯著增加。此外，這種連接結(jié)構(gòu)由于從外觀和旋入狀態(tài)均較難發(fā)現(xiàn)錐度偏差，增加了排查難度，同時(shí)會(huì)顯著惡化結(jié)構(gòu)承載能力，加速結(jié)構(gòu)失效。

從接觸應(yīng)力云圖(見(jiàn)圖4b)可以看出，距離臺(tái)肩較近的4個(gè)螺紋面接觸應(yīng)力處于較高水平，外螺紋最大應(yīng)力為1 434 MPa。臺(tái)肩接觸面也處于很高應(yīng)力水平，最大接觸應(yīng)力為1 263 MPa，位于靠近臺(tái)肩內(nèi)側(cè)附近。繼續(xù)施加拉伸載荷和彎曲載荷后，臺(tái)肩附近的螺牙應(yīng)力水平有所提高，距離臺(tái)肩面最近螺牙的應(yīng)力水平提高至970 MPa，材料出現(xiàn)斷裂失效，螺牙屈服范圍也有一定程度的擴(kuò)大，螺紋連接強(qiáng)度失效風(fēng)險(xiǎn)增加，如圖4c所示。從接觸應(yīng)力云圖可以看出，外螺紋面最大接觸應(yīng)力增大至1 470 MPa，臺(tái)肩接觸面最大接觸應(yīng)力減小至804 MPa，如圖4d所示。

圖5為螺紋錐度對(duì)強(qiáng)度影響的分析。由圖5可知，無(wú)論螺紋錐度減小還是增大，均對(duì)螺紋結(jié)構(gòu)強(qiáng)度產(chǎn)生顯著不利影響，當(dāng)錐度增大為0.205時(shí)，在復(fù)合載荷作用下應(yīng)力已達(dá)到材料破壞強(qiáng)度，出現(xiàn)斷裂失效風(fēng)險(xiǎn)。

圖4 外螺紋錐度為0.205時(shí)螺紋應(yīng)力分布與接觸應(yīng)力Fig.4 Thread stress distribution and contact stress at the external thread taper of 0.205

圖5 螺紋錐度對(duì)強(qiáng)度影響的分析Fig.5 Influence of thread taper on strength

2.3 螺紋長(zhǎng)度對(duì)強(qiáng)度的影響

2.3.1 內(nèi)螺紋長(zhǎng)度125.80 mm時(shí)強(qiáng)度分析

接頭內(nèi)螺紋長(zhǎng)度減少至125.80 mm施加上扣扭矩時(shí)，由于內(nèi)螺紋長(zhǎng)度不夠，導(dǎo)致臺(tái)肩之間無(wú)法接觸，所以由螺紋承受上扣扭矩的作用力，進(jìn)而導(dǎo)致螺牙出現(xiàn)較高的斷裂風(fēng)險(xiǎn)，最大應(yīng)力為841 MPa，如圖6a所示。

圖6 內(nèi)螺紋長(zhǎng)度125.80 mm時(shí)螺紋應(yīng)力分布與接觸應(yīng)力Fig.6 Thread stress distribution and contact stress under the internal thread length of 125.80 mm

從接觸應(yīng)力云圖(見(jiàn)圖6b)可以看出，兩者接觸面應(yīng)力沒(méi)有顯著變化，外螺紋面最大接觸應(yīng)力為1 163 MPa，接觸應(yīng)力分布和最大接觸應(yīng)力都與API 標(biāo)準(zhǔn)螺紋顯著不同。當(dāng)繼續(xù)施加拉伸載荷和彎曲載荷時(shí)，由于拉伸載荷的卸載作用，接頭螺紋連接應(yīng)力水平有所下降，最大應(yīng)力為686 MPa，如圖6c所示。同時(shí)，螺紋連接面接觸應(yīng)力也有所減小，外螺紋面最大接觸應(yīng)力為858 MPa，但是相比API 標(biāo)準(zhǔn)螺紋，接觸應(yīng)力仍處于較高水平，如圖6d所示。

2.3.2 內(nèi)螺紋長(zhǎng)度134.56 mm時(shí)強(qiáng)度分析

內(nèi)螺紋長(zhǎng)度134.56 mm時(shí)螺紋應(yīng)力分布與接觸應(yīng)力如圖7所示。從圖7a可知，接頭內(nèi)螺紋長(zhǎng)度增加至134.56 mm 時(shí)施加上扣扭矩，結(jié)構(gòu)應(yīng)力水平變化不大，最大應(yīng)力為743 MPa。從圖7b可知，對(duì)比API 標(biāo)準(zhǔn)螺紋，兩者接觸面應(yīng)力沒(méi)有顯著變化，外螺紋面最大接觸應(yīng)力為607 MPa，臺(tái)肩接觸面最大接觸應(yīng)力為916 MPa。繼續(xù)施加拉伸載荷和彎曲載荷，接頭螺紋連接應(yīng)力水平稍有改變，最大應(yīng)力為677 MPa，如圖7c所示。螺紋連接面的接觸應(yīng)力僅有少許變化，外螺紋面最大接觸應(yīng)力為670 MPa，外螺紋臺(tái)肩接觸面最大接觸應(yīng)力為695 MPa，如圖7d所示。

圖7 內(nèi)螺紋長(zhǎng)度134.56 mm時(shí)螺紋應(yīng)力分布與接觸應(yīng)力Fig.7 Thread stress distribution and contact stress under the internal thread length of 134.56 mm

圖8為螺紋長(zhǎng)度對(duì)強(qiáng)度影響分析。從圖8可知，螺紋長(zhǎng)度的減小導(dǎo)致螺紋承受上扣扭矩作用力，進(jìn)而造成螺紋應(yīng)力升高，因此螺牙出現(xiàn)斷裂風(fēng)險(xiǎn)較高。另外，螺紋長(zhǎng)度的增加對(duì)螺紋受力影響較小。

圖8 螺紋長(zhǎng)度對(duì)強(qiáng)度影響分析Fig.8 Influence of thread length on strength

2.4 應(yīng)力減輕結(jié)構(gòu)對(duì)強(qiáng)度的影響

圖9 鉆具螺紋應(yīng)力減輕結(jié)構(gòu)Fig.9 Tool thread stress relieving structure

應(yīng)力減輕結(jié)構(gòu)如圖9所示。當(dāng)采用應(yīng)力減輕結(jié)構(gòu)施加上扣扭矩后，接頭結(jié)構(gòu)均表現(xiàn)出較好的應(yīng)力減輕作用，距離臺(tái)肩附近的螺牙應(yīng)力集中現(xiàn)象得到顯著改善，外螺紋臺(tái)肩附近的應(yīng)力水平明顯下降，如圖10a所示。雖然連接結(jié)構(gòu)的最大應(yīng)力略有增大，但出現(xiàn)在內(nèi)螺紋前端尖銳區(qū)域，對(duì)結(jié)構(gòu)安全性影響較小。同時(shí)，外螺紋接觸面的接觸應(yīng)力下降至415 MPa，擠壓載荷顯著減小，臺(tái)肩接觸面的接觸應(yīng)力為791 MPa，低于API 標(biāo)準(zhǔn)螺紋，如圖10b所示。

圖10 應(yīng)力減輕結(jié)構(gòu)下的螺紋應(yīng)力分布與接觸應(yīng)力Fig.10 Thread stress distribution and contact stress under stress relieving structure

繼續(xù)施加拉伸載荷和彎曲載荷時(shí)，接頭結(jié)構(gòu)仍表現(xiàn)出較好的螺紋應(yīng)力減輕作用，而臺(tái)肩附近的應(yīng)力水平略微有所提高，達(dá)到686 MPa，如圖10c所示。此外，施加拉伸載荷后螺紋連接面的接觸應(yīng)力有所提高，外螺紋接觸面的接觸應(yīng)力為697 MPa，臺(tái)肩接觸面的接觸應(yīng)力為763 MPa，高于API 標(biāo)準(zhǔn)螺紋，如圖10d所示。

結(jié)合圖11可知，應(yīng)力減輕結(jié)構(gòu)的采用雖然對(duì)降低結(jié)構(gòu)應(yīng)力影響較小，但是該結(jié)構(gòu)改變了應(yīng)力分布情況，對(duì)避免螺紋斷裂失效起到了積極作用。

圖11 應(yīng)力減輕結(jié)構(gòu)對(duì)強(qiáng)度的影響Fig.11 Influence of stress relieving structure on strength

3 鉆鋌失效分析

3.1 宏觀形貌分析

失效鉆鋌內(nèi)螺紋樣品總長(zhǎng)95 mm，鉆鋌外徑162.1 mm。圖12為失效鉆鋌的宏觀形貌圖。從圖12a可以看出，鉆鋌外壁存在數(shù)道較深的環(huán)向劃痕，這是專用工具在打撈過(guò)程中對(duì)其造成的打撈痕跡。另外，鉆鋌斷口邊緣已被碰傷，由于鉆井液的沖刷作用，部分區(qū)域已表現(xiàn)出光滑發(fā)亮的狀態(tài)，如圖12b所示?？拷鼣嗫诘穆菁y底部存在少量微裂紋(見(jiàn)圖12c)，這說(shuō)明該失效鉆鋌在使用過(guò)程中存在較為嚴(yán)重的應(yīng)力集中。

圖12 失效鉆鋌宏觀形貌Fig.12 Macroscopic morphology of failed drill collar

3.2 理化性能分析

針對(duì)失效鉆鋌樣品，分別采用光譜儀、力學(xué)性能試驗(yàn)機(jī)、硬度儀及光學(xué)顯微鏡對(duì)其進(jìn)行化學(xué)成分、力學(xué)性能及金相組織分析。

3.2.1 化學(xué)成分

通過(guò)對(duì)失效鉆鋌取樣，采用ARL-3460直讀光譜儀對(duì)其化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù))進(jìn)行分析，結(jié)果如表1所示。分析結(jié)果表明，該鉆鋌的化學(xué)成分符合API Spec7-1標(biāo)準(zhǔn)的要求。

表1 鉆鋌各元素質(zhì)量分?jǐn)?shù) %

3.2.2 力學(xué)性能

通過(guò)對(duì)失效鉆鋌取樣，并依據(jù)API Spec7-1標(biāo)準(zhǔn)要求，采用縱向棒狀拉伸試樣，標(biāo)距內(nèi)直徑為6.25 mm，試驗(yàn)溫度為21 ℃，試驗(yàn)結(jié)果如表2所示。由表2可知，該鉆鋌的抗拉強(qiáng)度Rm、屈服強(qiáng)度Rp、伸長(zhǎng)率A均滿足標(biāo)準(zhǔn)要求。同時(shí)，針對(duì)沖擊試驗(yàn)采用橫向夏比沖擊試樣，尺寸為10 mm×10 mm×55 mm，沿壁厚方向開(kāi)V形缺口，試驗(yàn)溫度為21 ℃，試驗(yàn)結(jié)果顯示，該鉆鋌的縱向沖擊吸收功滿足標(biāo)準(zhǔn)要求。

表2 鉆鋌拉伸性能試驗(yàn)結(jié)果Table 2 Erichsen test results of drill collar

針對(duì)試樣硬度測(cè)試，采用布氏硬度試驗(yàn)對(duì)高度為15 mm的全壁厚硬度塊進(jìn)行試驗(yàn)測(cè)試，試驗(yàn)結(jié)果如表3所示。結(jié)果表明，該鉆鋌的布氏硬度符合標(biāo)準(zhǔn)要求，另外表現(xiàn)出外層硬度最高，中部硬度次之，內(nèi)層硬度最低的現(xiàn)象。這是由于鉆鋌在使用過(guò)程中外壁長(zhǎng)期處于摩擦狀態(tài)，導(dǎo)致其表面變形且硬化。

表3 布氏硬度試驗(yàn)結(jié)果 HB Table 3 Brinell test results HB

3.2.3 金相組織

在金相顯微鏡下觀察其金相組織，該鉆鋌的金相組織正常，為回火索氏體，形貌如圖13所示。對(duì)其進(jìn)行非金屬夾雜物評(píng)級(jí)和晶粒度評(píng)級(jí)，結(jié)果顯示，該失效鉆鋌組織和晶粒度滿足使用要求。

圖13 金相組織形貌Fig.13 Morphology of microscopic structure

3.3 微觀形貌分析

3.3.1 裂紋金相分析

通過(guò)宏觀形貌分析可知，該鉆鋌斷口附近螺紋底部存在微裂紋，金相顯微鏡下觀察該裂紋的形貌，如圖14所示。從圖14可以看出，該裂紋起源于接頭螺紋底部，裂紋初期狀態(tài)較為平直且垂直于螺紋底部，如圖14a所示。初期裂紋長(zhǎng)度約為0.4 mm，后期裂紋擴(kuò)展方向出現(xiàn)改變，其進(jìn)一步擴(kuò)展，方向與軸向夾角約為45 °且整體較為曲折，如圖14c所示。

3.3.2 斷口微觀形貌

將螺紋底部的裂紋機(jī)械打開(kāi)，在掃描電子顯微鏡下觀察裂紋微觀形貌(見(jiàn)圖15)，結(jié)果顯示，螺紋底部存在較多微小裂紋，裂紋呈月牙形，其中最大裂紋深度約為240 μm，長(zhǎng)度約為700 μm。另外，裂紋源區(qū)斷面已被摩擦，裂紋前沿區(qū)域存在疲勞輝紋。

圖14 螺紋微裂紋形貌Fig.14 Morphology of thread microcrack

圖15 螺紋裂紋斷面微觀形貌Fig.15 Microscopic morphology of thread crack section

3.4 彎曲強(qiáng)度比計(jì)算

(2)

(3)

R=C-2(0.5H-fm)-λ/96

(4)

式中：SBR為彎曲強(qiáng)度比；D為內(nèi)螺紋接頭外徑，mm；d為外螺紋接頭外徑，mm；b為外螺紋端部處的內(nèi)螺紋根部直徑，mm；R為外螺紋根部直徑，mm；H為未截頂螺紋高度，mm；fm為螺紋截底，mm；Lpc為外螺紋長(zhǎng)度，mm；C為中徑，mm；λ為錐度。

該失效鉆鋌螺紋為NC50，D=162.1 mm，d=71.4 mm，C=128.1 mm，Lpc=114.3 mm，H=3.1 mm，fm=0.96 mm，λ=。將數(shù)值代入式(2)～式(4)可得SBR=1.87。依據(jù)DS-1TM標(biāo)準(zhǔn)，?165.1 mm(6in)鉆鋌推薦SBR值在2.25～2.75范圍內(nèi)，而該鉆鋌的彎曲強(qiáng)度比小于標(biāo)準(zhǔn)下限，內(nèi)螺紋弱于外螺紋，這也是鉆鋌失效的原因。按鉆鋌規(guī)定外徑165.1 mm計(jì)算，在其他參數(shù)不變的情況下，計(jì)算其彎曲強(qiáng)度比SBR為2.03，計(jì)算值也低于推薦范圍下限。由此可知，該尺寸鉆鋌不合理。

4 結(jié) 論

(1)鉆具接頭螺紋在上扣扭矩作用或復(fù)合載荷(彎曲、拉伸和扭矩)作用下，靠近臺(tái)肩處的螺牙應(yīng)力水平偏高，長(zhǎng)期使用會(huì)在該部位首先出現(xiàn)破壞。

(2)接頭螺紋在加工或使用過(guò)程中，改變外螺紋錐度及減小內(nèi)螺紋長(zhǎng)度會(huì)對(duì)螺紋連接強(qiáng)度產(chǎn)生顯著不利影響，螺紋連接結(jié)構(gòu)出現(xiàn)屈服變形或斷裂失效的風(fēng)險(xiǎn)顯著提高，而內(nèi)螺紋長(zhǎng)度增加對(duì)接頭結(jié)構(gòu)的強(qiáng)度影響有限。

(3)應(yīng)力減輕結(jié)構(gòu)的采用對(duì)減小結(jié)構(gòu)應(yīng)力、提高結(jié)構(gòu)強(qiáng)度及延長(zhǎng)接頭壽命具有積極影響。

(4)通過(guò)對(duì)某井鉆鋌失效分析可知，螺紋連接型式的不匹配將造成應(yīng)用集中，進(jìn)而出現(xiàn)疲勞斷裂，嚴(yán)重影響鉆鋌的合理使用。