某井鉆采時扶正器接頭斷裂原因

陳 猛，徐昌學，余世杰

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

0 引 言

隨著我國工業化進程的不斷加快，油田鉆井工作也向高效、節能的方向快速發展。現代化的鉆井工具能夠提高鉆井效率，節約鉆井時間，為企業帶來更大的經濟效益。單一鉆頭無法獨立完成鉆井工作，實際工作時需要采用扶正器(又稱穩定器)進行協助。扶正器的主要作用是減輕鉆桿柱彈性系統在孔內的徑向和軸向振動，減少鉆頭和鉆桿偏磨，保證取心質量，防止井斜等。

1 理化檢驗及結果

1.1 尺寸測量

由圖1可以看出，失效扶正器的內接頭螺紋長度L1為670 mm，工作區長度L2為480 mm，工作區外徑D1為435.3 mm，本體外徑D2為203.7 mm，均低于SY/T 5051-2016標準規定值(L1=700 mm，L2=500 mm，D1=444.5 mm，D2=229 mm)。斷裂位置位于接頭內螺紋距臺肩面約92 mm處。

圖1 扶正器斷裂位置及結構示意Fig.1 Fracture position and structure schematic of centralizer

由于扶正器斷口位于接頭內螺紋處，故僅能測量螺紋的部分參數。由表1可以看出，螺紋錐度較API Spec 7標準規定的略大，這是由于其在鉆具使用過程中發生了微變形。

表1 扶正器接頭內螺紋參數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重，斷口無明顯塑性變形；靠近內壁側斷面較為齊平，為裂紋源區，裂紋起源于內螺紋根部[1]；靠近外壁側存在明顯的剪切唇，斷面磨損嚴重。

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

將接頭內螺紋打開后，發現螺紋牙均發生了不同程度的磨損，見圖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型直讀光譜儀進行化學成分分析。由于鉆具扶正器標準SY/T 5051-2016中未規定化學成分，作者按照與扶正器成分相近的鉆鋌標準SY/T 5144-2007進行對比。由表2可知，該扶正器接頭的化學成分符合標準要求。

表2 扶正器接頭的化學成分(質量分數)Table 2 Chemical composition of centralizer joint (mass) %

1.4 顯微組織

根據GB/T 13298-1991和GB/T 10561-2005對失效扶正器接頭斷口附近進行金相檢驗。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，說明該扶正器在熱處理過程中淬火處理不完全，這會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

對扶正器接頭螺紋沿縱截面取樣，經打磨、拋光后，采用體積分數4%的硝酸酒精溶液進行腐蝕，采用GX51型倒置光學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，內部存在黑色腐蝕產物，當裂紋延伸至4 mm左右，裂紋擴展方向突變，由原來的橫向變為縱向，并且裂紋明顯變寬。裂紋兩側顯微組織無明顯變化，均為呈帶狀分布的回火索氏體+貝氏體+鐵素體。結合斷口宏觀形貌可以推斷,該扶正器斷裂模式為疲勞斷裂。疲勞裂紋擴展到一定深度后，裂紋底部所產生的應力急劇增大，扶正器發生失穩斷裂[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，由圖6可以看出，裂紋表面存在較多氧化物及泥漿，并且磨損嚴重，放大后可見垂直于裂紋擴展方向平行分布的條帶狀擠壓磨損痕跡。說明疲勞裂紋在擴展時，裂紋兩側發生擠壓、磨損，這與扶正器在井下受壓應力的工況相吻合。

圖6 人工打開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

由于扶正器落魚側的斷口在打撈、運輸過程中發生嚴重磨損，故無法進行微觀分析。接頭螺紋側斷口保存較為完好，經多次清洗、除銹，用TESCAN VEGA II XMH型掃描電鏡(SEM)對斷口進行微觀分析。由圖7可以看出，斷口裂紋源區表面平整，沿裂紋擴展方向可觀察到平行的裂紋擴展弧線，進一步放大后可見表面發生一定磨損和銹蝕。

圖7 接頭螺紋側裂紋源區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 微區成分分析

對螺紋牙底附近及裂紋表面進行微區成分分析。由圖8和表3可以看出，有明顯條紋狀形貌的區域(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(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生了泥漿腐蝕[4]。

表3 不同測試位置的EDS分析結果(質量分數)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 力學性能

按照ASTM A370-2010和ASTM E23-2007標準，在落魚側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型電液伺服萬能試驗機和JBN-300型擺錘沖擊試驗機分別進行室溫拉伸和沖擊試驗。由于螺紋側長度不足，無法在SY/T 5290-2000標準規定的位置取樣，故在落魚側和螺紋側各截取厚度為10 mm的全壁厚試樣，采用DHB-3000型布氏硬度計測定硬度，加載載荷為29.42 kN，保載時間為15 s，各測12個點。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標準的要求；硬度符合SY/T 5144-2007鉆鋌標準要求。

表4 扶正器力學性能測試結果Table 4 Test results of mechanical properties of centralizer

表5 扶正器硬度測試結果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，計算公式如下

F=Ft-G

(1)

G=H·qDC·fb

(2)

式中：H為扶正器下部鉆具長度；qDC為扶正器下部鉆具線重；fb為浮力系數。

2.2 旋轉臺肩接頭屈服扭矩

(3)

(4)

(5)

(6)

(7)

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

已知扶正器接頭外徑為203.2 mm，內徑為71.4 mm，屈服強度為898 MPa。將螺紋相關尺寸代入式(3)(7)計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，可以近似認為扶正器接頭附近受到的最大扭矩為24 400 N·m。

上述計算結果表明，扶正器在服役時承受的軸向應力和扭矩均遠小于鉆具本身的強度及承受扭矩的能力，排除過載斷裂的可能性。

2.3 螺紋牙對應力的影響

2.3.1 模型建立

材料屈服強度為898 MPa，彈性模量為2.06 GPa，泊松比為0.3，螺紋過盈量為0.3 mm。采用CAD繪圖軟件，按照API Spec 7標準對接頭螺紋建模(圖9)，并導入workbench軟件進行有限元分析。

圖9 標準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 應力分析

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

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

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

圖11 應力沿標準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 扶正器外徑對應力的影響

圖12 不同本體外徑螺紋接頭的等效應力分布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成分、力學性能均滿足相關標準要求，實際服役時承受的扭矩和軸向應力遠低于設計值，但其組織未完全淬透，調質后仍存在貝氏體和鐵素體，這會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肩面區域及母扣小端螺紋牙底的應力集中較為明顯。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，螺紋牙底應力隨外徑減小增大了34%，進而增加了牙底裂紋產生的可能性[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，其強度與鉆鋌的相當。在鉆進過程中，一旦受到較大載荷，整個鉆柱就會在扶正器區域產生一個彎曲點，而扶正器接頭螺紋又是最薄弱的環節，故螺紋牙底應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平，當裂紋擴展到一定程度后，接頭有效承載面積減少，螺紋牙底受到較大的應力作用，裂紋迅速擴展最終導致接頭失穩斷裂。

4 結論及建議

(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，接頭螺紋牙底應力增大是導致其失效的主要原因；裂紋起源于接頭螺紋牙底，母扣小端的應力釋放槽可有效降低接頭兩端應力集中程度，但會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，減小應力集中，提高其服役壽命。