鉆桿接頭斷裂失效原因分析與預防

孔學云，劉金山，馬認琦，于瀟偉，于小龍

（中海油能源發展監督監理技術公司，天津300452） ①

鉆桿接頭斷裂失效原因分析與預防

孔學云，劉金山，馬認琦，于瀟偉，于小龍

（中海油能源發展監督監理技術公司，天津300452） ①

鉆桿接頭斷裂形貌、原材料化學成分、金相組織、力學性能和斷口處EDS微觀能譜分析表明，熱處理調質工藝參數不合理使材料組織沒有完全轉變為回火索氏體組織，導致鉆桿接頭的強度偏低，在較大的扭矩和鉆壓下鉆桿接頭發生塑性斷裂。提出了預防鉆桿接頭斷裂的措施。

鉆桿接頭；斷裂；熱處理

在深井、定向井、水平井和大位移井鉆進過程中，鉆柱承受較大的扭矩，同時，還承受鉆井液內壓力和沖蝕，因此，鉆柱斷裂失效事故居多，特別是鉆桿和鉆桿接頭螺紋連接處斷裂失效占多數。本文針對某定向井在開窗側鉆過程中88.9mm（3英寸）鉆桿接頭斷裂失效故障，對鉆桿接頭形貌和材料的化學成分、金相組織、力學性能、EDS能譜進行綜合分析，確定鉆桿接頭斷裂原因，提出改進和預防措施。

1 事故情況

在某定向井開窗側鉆過程中，旋轉鉆進至3 640 m時，扭矩突然升高至14.6kN·m，現場技術人員立即進行故障檢查。蹩停頂驅，上提鉆具以釋放扭矩，此時，絞車無法上提故障鉆具。繼續蹩扭矩至20kN·m，鉆具還是無法轉動。緩慢釋放扭矩并再次蹩扭矩至25kN·m、維持2min，發現鉆具懸重突然下降至950kN，技術人員判斷鉆具脫落。起鉆至井口發現，鉆具從139.7mm（5英寸）鉆桿連接88.9mm（3英寸）鉆桿變扣接頭（410×311）公扣根部螺紋最后1扣位置處斷裂，鉆桿接頭斷裂宏觀形貌如圖1所示。

由圖1可以看出：接頭斷裂處不在根部，而是在公扣根部螺紋最后1扣位置，斷口部分區域存在明顯分層現象，靠近接頭內壁處斷口較鋒利，具有撕裂狀特征。在公扣根部螺紋最后1扣外壁可見明顯剪切狀形貌，判定斷口裂紋源區在外壁，裂紋是由外壁向內壁擴展而斷裂［1］。

圖1 接頭斷裂宏觀形貌

2 接頭材料檢測與分析

該自主設計的鉆桿接頭是按照API Spec7— 2001《旋轉鉆柱構件規范》設計，原材料為42CrMo，170mm熱軋棒料，鉆桿接頭初加工后進行調質（淬火＋回火）處理。對斷裂鉆桿接頭取樣并進行化學成分、力學性能、金相組織檢測與分析。

2.1 化學成分

將斷裂鉆桿接頭局部線切割取樣進行化學成分檢測，檢測結果表1所示。將檢測到的成分與GB／T3077—1999《合金結構鋼》標準中成分進行對比，斷裂鉆桿接頭化學成分符合國家標準要求。

表1 斷裂鉆桿接頭材料化學成分 wB%

2.2 力學性能

將斷裂鉆桿接頭沿軸線方向進行線切割取樣，按照GB／T228—2002《金屬材料室溫拉伸試驗方法》進行制樣（試樣規格10.05mm）和拉伸試驗，并對鉆桿接頭進行硬度和沖擊功檢測。將檢測得到的力學性能數據與SY／T 5290—2000《石油鉆桿接頭》中接頭的力學性能對比，如表2，可知該鉆桿接頭強度遠小于標準要求的強度，因此不符合標準要求。

表2 斷裂鉆桿接頭力學性能檢測結果

2.3 EDS能譜分析

在斷裂接頭斷口處取樣，采用掃描電鏡進行EDS能譜分析，觀察斷口區域的微觀形貌并選擇2處進行能譜分析，如圖2所示。由檢測結果可知：斷口區域2處的化學元素種類及含量基本相同，說明化學成分比較均勻，且主要元素為Fe、Si、Mn、Cr和極少量的Al，未見有明顯的O元素存在，因此，該接頭不是由于腐蝕造成裂紋源而斷裂。

圖2 斷裂接頭斷口處EDS能譜分析

2.4 金相組織［2－4］

在斷裂鉆桿接頭斷口處取樣，然后經過100＃、200＃、400＃、600＃、800＃、1000＃砂紙打磨后在拋光機上拋光，用4%的硝酸酒精腐蝕，在蔡式顯微鏡下觀察其金相組織和夾雜物（如圖3）。

由圖3可知，斷裂鉆桿接頭的金相組織為回火索氏體＋鐵素體＋上貝氏體混合組織；內部夾雜物有2類，分別為C1.5和D1.5。根據國標GB／T 10561—2005《鋼中非金屬夾雜物測定標準評級圖顯微檢驗法》，非金屬夾雜物為硅酸鹽類和環狀氧化物類，級別i＝1.5。

圖3 斷裂鉆桿接頭金相組織

根據上述斷裂鉆桿接頭化學成分、力學性能和金相組織檢測結果可知，斷裂鉆桿接頭結構完全按照API標準設計，原材料化學成分符合要求。材料熱處理工藝設計要求為調質（淬火＋回火）處理，該工藝下的理想組織應該為回火索氏體，而實際檢測出的金相組織為“回火索氏體＋鐵素體＋上貝氏體”的混合組織，混合組織中的鐵素體主要是淬火加熱溫度不夠或是加熱時間較短，導致金相組織在加熱過程中沒有完全奧氏體化，組織中還有殘留的鐵素體沒有轉變成奧氏體；組織中的上貝氏體主要是由于淬火介質溫度較高，導致淬火速度較慢，有一部分奧氏體組織轉變成上貝氏體，沒有完全轉變成馬氏體。上貝氏體和鐵素體組織的存在，使得材質的屈服和抗拉強度降低，這也和檢測出的力學性能（屈服強度為645MPa、抗拉強度為825MPa）相對應。

由此可見，導致鉆桿接頭斷裂主要原因是熱處理工藝參數不合理，使得金相組織沒有按照設計要求的組織轉變，造成材料整體強度（屈服強度為645 MPa、抗拉強度為825MPa）下降，并低于SY／T 5290—2000《石油鉆桿接頭》中要求強度（屈服強度為827MPa、抗拉強度為965MPa），導致鉆桿接頭斷裂。

3 改進及效果

根據鉆桿接頭斷裂原因分析，重新設計和加工了一批88.9mm（3英寸）鉆桿接頭。鉆桿接頭結構設計依據API Spec7—2001標準，接頭原材料選擇42CrMo，材料出廠的化學成分、力學性能、金相組織和低倍組織（一般偏析為1級、中心疏松為1.5級、非金屬夾雜物為D類1.5級）符合GB／T3077—1999《合金結構鋼》要求。鉆桿接頭初加工后進行調質熱處理，其工藝為將初加工件緩慢加熱至880℃，保溫1h，進行油淬（油溫為80℃），然后進行回火（600℃保溫5h），熱處理工藝如圖4所示。

圖4 新設計鉆桿接頭調質處理工藝示意

對新設計和加工的鉆桿接頭進行硬度檢測，平均硬度為31HRC，滿足SY／T 5290—2000《石油鉆桿接頭》中硬度要求。

新設計和加工的88.9mm（3英寸）鉆桿接頭中有5個鉆桿接頭已在BZ34某水平井鉆井中應用，成功完成了這幾口井鉆井任務，鉆桿接頭未見斷裂。

4 結論

1） 鉆桿接頭斷裂的主要原因是熱處理工藝參數不合理，導致產品的金相組織不符合要求。

2） 加工工藝要嚴格執行相關標準和規范。

3） 原材料的組織、缺陷、夾雜物和性能要符合相關標準和出廠要求。

4） 根據鉆桿接頭具體設計要求，制定合理的熱處理工藝。要對熱處理后的接頭性能進行檢測，以保證鉆桿接頭的力學性能符合標準要求。

［1］ 王新虎，薛繼軍，謝巨良，等.鉆桿接頭抗扭強度及材料韌性指標研究［J］.石油礦場機械，2006，35（1）：1－4.

［2］ 崔忠圻.金屬學與熱處理［M］.北京：機械工業出版社，1988：296－297.

［3］ 黃振東.鋼鐵金相圖譜［M］.北京：中國科技文化出版社，2005：296－297.

［4］ 孔學云，馬認琦，于海永.40CrMnMo鋼軸心管淬火開裂原因分析與預防措施［J］.金屬熱處理，2010，35（2）：91－94.

Drill Pipe Sub Fracture Reason Analysis and Prevention

KONG Xue－yun，LIU Jin－san，MA Ren－qi，YU Xiao－wei，YU Xiao－long
（CNOOC Energy Technology ＆Services Supervision ＆Technology Co.，Tianjin300452，China）

Fracture reason of the drill pipe sub were analyzed by fracture morphology and chemical composition and microstructure and the mechanical properties and EDS，the results showed that unreasonable heat treatment resulted in incomplete tempered sorbitic microstructure and low mechanical strength.In the drilling progress，the drill pipe sub was cracked by powerful moment and drill pressure，finally bringing forward preventive measure of drill pipe sub cracking.

drill pipe sub；cracking；heat treatment

1001－3482（2012）08－0040－04

TE921.207

A

2012－02－08

中國海洋石油總公司科研項目（CNOOC－KJ 125ZDXM 12LTD 03JDJL 2011）

孔學云（1980－），女，內蒙古烏盟人，工程師，碩士，2007年畢業于內蒙古科技大學材料加工工程專業，主要從事石油工具結構和材料研究，E－mail：kongxy＠cnooc.com.cn。