氣體鉆井鉆柱失效因素分析與對策研究

代 鋒，曠正超，徐冰青，王德坤，鄧廣東，陳 晗，顏 海，王躍江

1中國石油西南油氣田分公司四川長寧天然氣開發(fā)有限責任公司 2中國石油川慶鉆探蘇里格項目經(jīng)理部工程技術部 3中國石油西南油氣田分公司工程技術處 4中國石油川慶鉆探工程有限公司井下作業(yè)公司 5中國石油川慶石油鉆采科技有限公司 6中國石油川慶鉆探工程有限公司鉆采工程技術研究院

0 引言

近年來，川慶氣體鉆井技術已在國內川渝、新疆、青海等地區(qū)累計應用超過660口井，累計進尺超過70×104m，占國內氣體鉆井比例80%以上[1-2]。但是，在氣體鉆井技術大面積推廣應用的同時，鉆具失效問題也逐漸被重視起來，在提質增效的大背景下，已影響到氣體鉆井的進度和推廣應用效果。

2015年，王學鵬[3]對鉆桿斷裂的一般規(guī)律與主要影響因素、鉆柱疲勞破壞機理、鉆鋌的疲勞斷裂進行了分析研究，得到構成了鉆桿疲勞斷裂的主要因素，并對修井用小尺寸鉆桿使用的疲勞壽命預測設計了一套計算軟件。2017年，肖京[4]針對聲波鉆鉆柱疲勞損傷的問題，通過對聲波鉆行波與駐波振動階段鉆柱內應力分析，基于疲勞累積損傷法則，建立了鉆柱疲勞損傷計算公式；聲波鉆柱內的疲勞損傷區(qū)段在靠近鉆頭處不超過駐波起振長度的范圍內，聲波鉆鉆柱疲勞損傷計算方法也為受對稱循環(huán)應力作用的鉆柱疲勞壽命估算提供了理論參考。2021年，王英杰[5]借助有限元分析軟件建立了鉆桿三維模型，對比多組計算結果以驗證計算模型的精確性。編制應力分析及鉆井參數(shù)優(yōu)化軟件，分析了鉆桿在不同轉速、鉆壓、鉆井液密度、排量下的疲勞安全系數(shù)及應力變化，分析了在超深井設計中加入疲勞強度分析的必要性。2013年，遲立賓[6]建立了考慮鉆柱內外鉆井液影響的水平井水平段鉆柱橫向振動數(shù)學模型，分析了考慮水平井鉆柱偏心、彎曲的影響和鉆井液與鉆柱耦合作用的鉆柱橫向振動規(guī)律。2009年，王新虎等[7]對鋼級鉆桿的材料進行了腐蝕疲勞壽命試驗、拉伸性能試驗及成分分析,得出成分偏析及夾雜物導致材料的陽極溶解,特別是氫致開裂速度加快是腐蝕疲勞壽命減少的主要原因。2016年，潘杰[8]設計可以模擬多沖工況的鉆桿材料多沖斷裂疲勞測試方法和實驗裝置，分析了低載多沖作用下鉆桿材料的損傷機制和破斷所需能量的計算方法，從斷裂力學的角度分析了多沖試樣的起裂和破斷過程機理，并針對腐蝕環(huán)境，研究了不同腐蝕環(huán)境下鉆桿材料多沖抗力的變化。這些研究較多地認為是疲勞損傷，震動應力峰值、化學腐蝕及接頭力學結構也有人涉足。

但是目前對于氣體鉆井的鉆柱失效分析與對策的相關研究還較少，因此有必要對氣體鉆井過程中鉆桿的失效規(guī)律與原因開展研究，并提出有效的防控對策。

1 鉆具失效規(guī)律統(tǒng)計

在統(tǒng)計中的76井次斷鉆具故障中，斷鉆鋌31次、斷鉆桿26次、鉆鋌之間轉換短節(jié)5次、空氣錘及釬頭11次、隨震2次、扶正器1次，如圖1所示。從統(tǒng)計數(shù)據(jù)可以看出，鉆具斷裂位置主要集中在鉆鋌和鉆桿，占到了鉆具失效總次數(shù)的75%，使用牙輪和空氣錘發(fā)生鉆具失效的比例分別為73.33%和26.67%。從鉆鋌斷裂的31次統(tǒng)計分析，其母扣端斷裂26次，占鉆鋌斷裂總數(shù)的83.87%，鉆鋌斷裂位置主要集中在鉆柱中和點附近的距母扣端面0～14 cm范圍內，見表1。

圖1 氣體鉆井過程中鉆具失效次數(shù)統(tǒng)計圖

表1 鉆鋌母扣端斷裂位置與次數(shù)統(tǒng)計表

2 鉆具失效原因分析

2.1 鉆具失效分類

鉆進過程中井筒鉆柱往往承受較為復雜的動態(tài)載荷并且鉆桿上有一些薄弱點，其應力集中遠高于鉆桿的其他部分。在鉆井行業(yè)，這些點被稱為疲勞裂紋萌生點，即鉆柱處于動態(tài)和周期性振動載荷下，這些誘發(fā)的組合應力導致在應力集中點產生疲勞裂紋。隨著載荷的繼續(xù)作用，這些裂紋在垂直于鉆桿軸線的徑向和圓周方向上擴展。同時，高壓鉆井液滲透到裂縫壁中，通過增加腐蝕和侵蝕過程，加速裂縫的發(fā)展。如果裂縫能夠穿過壁厚并到達另一個表面(內部或外部)，它可以形成一個稱為沖刷的開口，進而引起鉆具失效。

在氣體鉆井中，鉆柱振動的破壞作用更加明顯。與鉆井液鉆井相比，氣體鉆井中的振動和波動應力更大。同時，在氣體鉆井中，鉆桿腐蝕非常嚴重，對鉆具接頭的腐蝕更加嚴重，鉆桿的偏心率對其局部峰值侵蝕率有直接影響。因此，本文主要從鉆具疲勞、振動和腐蝕破壞方面來開展氣體鉆井鉆柱失效研究和分析。

2.2 鉆具疲勞損壞分析

2.2.1 鉆具疲勞失效形式分析

在鉆井液鉆井中，鉆具失效常常表現(xiàn)為鉆具刺漏，因為鉆井液鉆井立壓一般為10～30 MPa，一旦鉆具刺漏，立壓會明顯下降，很容易被發(fā)現(xiàn)和預防[9]。而在氣體鉆井中，鉆具失效的主要形式是斷裂，常見的，氣體鉆井鉆具組合中并沒有出現(xiàn)鉆具過度差別大造成應力集中的現(xiàn)象(表2)，而是在長期服役過程中，循環(huán)的周期載荷會引發(fā)初始裂紋，初始裂紋一般會在鉆具表面的應力集中處萌生[10]。在氣體鉆井(除充氣鉆井外)過程中，立壓一般小于5 MPa，鉆具刺漏之后立壓下降不明顯，所以很難通過觀察立壓下降來發(fā)現(xiàn)鉆具刺漏，往往是直至鉆具斷裂落井，表現(xiàn)為懸重下降、扭矩降低、進尺變慢或者無進尺，但這時候已經(jīng)造成斷裂鉆具落井。氣體鉆井中鉆具斷裂前，存在多個起源于外壁的沿徑向和周向一定程度擴展的裂紋，裂紋源處發(fā)生了嚴重的彎曲塑性形變，斷裂位置源于發(fā)生彎曲塑性形變處，鉆具斷口平整、規(guī)則，可以觀察到平整的斷裂源，表現(xiàn)為疲勞斷裂特征[11]，如圖2所示氣體鉆井鉆鋌母扣和鉆桿公扣斷裂斷面圖。

表2 氣體鉆井鉆具斷裂典型鉆具組合

圖2 氣體鉆井鉆具疲勞斷裂斷面圖

2.2.2 鉆具力學分析

在直井氣體鉆井條件下，處于懸掛狀態(tài)下的鉆柱，在自重作用下，從下到上均受拉力，最下端拉力為零，井口處拉力最大。鉆柱(假定在鉆桿上)上任意截面處的拉力為：

Fx=qpx1+qcx2-W

(1)

式中：Fx—鉆柱任意截面的拉力，kN；qp、qc—分別為鉆桿、鉆鋌單位長度的重量，kN/m；x1—截面以下鉆桿長度，m；x2—鉆鋌長度，m；W—鉆壓，kN。

氣體鉆井鉆柱靜載荷示意圖見圖3，N點為中和點。

圖3 氣體鉆井鉆柱靜載荷示意圖

根據(jù)公式(1)可以求得氣體鉆井鉆柱靜載荷條件下的中和點位置。在氣體鉆井過程中，鉆柱縱向、扭轉、橫向振動及渦動現(xiàn)象明顯，產生交變拉壓、彎曲應力。中和點以上鉆具主要受軸向拉應力和扭轉剪切應力共同作用；中和點以下鉆具主要受軸向壓應力、扭轉剪切應力和交變屈曲應力共同作用；中和點附近鉆具主要受軸向拉、壓交互應力、扭轉剪切應力共同作用，容易疲勞損壞。

此外，在空氣錘鉆井過程中，鉆柱的受力除了靜載荷以外，還有空氣錘工作時沖擊產生的動載荷，空氣錘工作時產生的沖擊力p1為：

(2)

式中:p0—注氣壓力，kg/cm2；F1—工作行程時活塞有效受壓面積，cm2；D—活塞直徑，cm；d1—活塞與配氣座下端密封處直徑，cm。空氣錘沖擊力參數(shù)計算示意圖見圖4。

圖4 空氣錘沖擊力參數(shù)計算示意圖

以某井KQC275空氣錘應用情況為例，注氣壓力3.5 MPa，活塞和配氣座直徑分別為21.6 cm和9.6 cm，由此可以計算出空氣錘沖擊力為10.5 t，在沖擊力作用下，鉆具的瞬時中和點上移，易產生疲勞的位置也相應上移，這也能夠說明鉆具斷裂位置沒有集中出現(xiàn)在僅考慮靜載荷鉆柱中和點的?228.6 mm鉆鋌上，而是在?228.6 mm鉆鋌、?203.2 mm鉆鋌、?177.8 mm鉆鋌和鉆桿上都有分布(表1、圖1)。

2.2.3 鉆具振動破壞分析

鉆柱的劇烈振動是引起深井鉆具失效的主要原因之一。在氣體鉆井(除充氣鉆井外)過程中，井內缺少鉆井液的阻尼減震作用，鉆具承受的振動載荷遠大于在鉆井液鉆井過程中的振動載荷，如L118井氣體鉆井三個方向均呈現(xiàn)出較高的振動峰峰值(圖5)，因而形成的附加應力越大，越容易導致鉆具失效。

圖5 L118井記錄的氣體鉆井井下振動峰值變化圖

縱向劇烈振動引起了頻繁的疲勞失效，而橫向振動則大大增加了鉆具彎曲拉應力。對于帶空氣錘的空氣鉆井鉆柱橫向振動而言，采用橫向振動力學模型(見圖6)。

圖6 鉆柱橫向振動力學模型

對模型做出假設：空氣鉆井鉆柱橫向振動模型除過兩頭受井筒限制外，桿體不受井筒限制；鉆柱禁止時，井筒軸線與鉆柱軸線重合：此外井筒為等截面剛性圓筒；整個模型忽略阻力、不考慮扭矩的影響。空氣鉆井橫向振動數(shù)學模型建立時，將兩接頭之間的一段鉆柱簡化為兩端鉸支的等剛度簡支梁。

(3)

邊界條件：設發(fā)生橫向振動鉆柱段長度為l，則：

(4)

再通過ABAQUS即可計算空氣鉆井鉆柱橫向振動固有頻率，從表3可知，同等條件下，鉆柱在鉆井液中的振動頻率比在氣體中的振動頻率低，而且不同階的頻率降幅不同。一般情況下，低階頻率對鉆柱振動起主導的作用，所以氣體鉆井中由于沒有鉆井液的粘滯阻尼作用，鉆柱振動會比鉆井液鉆井大。

表3 氣體和鉆井液介質中鉆柱振動的各階固有頻率

在高頻段，模態(tài)阻尼比已經(jīng)足夠大，系統(tǒng)復頻響函數(shù)的模已經(jīng)足夠小。同時，激勵的能量也已經(jīng)非常小，以至在該頻段下，系統(tǒng)產生的輸出量在總響應里所占的比例已經(jīng)非常小，此時，來自結構的高階響應可以忽略；但在低頻段，一個很小的激勵輸入就可以引起很大幅度的振動(共振)。正常鉆進時空氣錘的工作頻率為25 Hz，該頻率與鉆柱縱向振動第15階固有頻率相接近，此時產生振動破壞相對較小，但隨著空氣錘使用時間的增加，沖擊力和沖擊頻率明顯減弱，空氣錘的工作頻率低至11 Hz以下進入縱向振動的低階頻段時，便會引發(fā)低階鉆柱共振，進而引起鉆具失效。LX1井等5口井就是在地層巖性無明顯變化的情況下，鉆時變慢，空氣錘沖擊頻率減弱后出現(xiàn)的鉆具斷裂事故。

2.3 化學腐蝕失效分析

空氣鉆井鉆具受到電化學腐蝕類型包括高溫高壓條件下的鋼材基體Fe的氧化反應、地層產水條件下的溶解氧腐蝕和二氧化碳弱酸性腐蝕[12]，而空氣鉆井的井下一般處于常溫常壓條件，因此氧化反應不做考慮。

溶解氧作為一種有效的陰極去極化劑在中性或堿性條件下能加速Fe腐蝕的原電池反應。

陽極反應：

(5)

陰極反應：

(6)

(7)

因此凈反應的結果為：

(8)

(9)

(10)

溶解氧腐蝕產物主要為Fe(OH)3和Fe2O3，都為紅色銹狀物，結構疏松，往往沉積在金屬基體表面，不能阻止腐蝕介質對鋼材基體的侵蝕。

而CO2在干燥環(huán)境且溫度不太高的條件下，本身并不腐蝕金屬，腐蝕的實質是氣相CO2遇水形成碳酸，金屬在碳酸介質中遭受電電化學腐蝕。

(11)

(12)

(13)

(14)

圖7 氣體鉆井鉆具表面點蝕圖

2.4 高速沖蝕失效分析

在分析了氣體鉆井中氣體攜巖對鉆桿沖蝕機理的基礎上，本文利用計算流體動力學(CFD)軟件建立鉆桿在井內受高速氣體攜帶巖屑沖蝕的三維模型。鉆桿在井眼內的位置是隨機出現(xiàn)的，有時居中，有時偏心，有時與井壁接觸。這些鉆桿的位置都對井內氣體攜巖的流場和巖屑顆粒運動軌跡都有影響，相應地，氣體攜巖對鉆桿的作用力也會發(fā)生變化。為此，本文建立了偏心鉆桿的沖蝕模型，設鉆桿中心線與井眼中心線之間的距離為d，如圖8。當d=0時，鉆桿在井眼內居中；當d>0時，鉆桿存在偏心。另外，本文假設井眼內壁為圓形，不規(guī)則井眼不在本文研究范圍內。

圖8 氣體攜巖在環(huán)空中的示意圖

另外，在氣體鉆井(除充氣鉆井外)過程中，由于井筒中沒有鉆井液的潤滑和“隔墊”作用，鉆具和井壁直接接觸，兩者之間的磨擦是干磨，致使鉆具的外部磨損較為嚴重，尤其是在井斜較大的井鉆進時，鉆具磨損失效更加迅速。通過模擬可知，在純氣體鉆井過程中，井底巖屑伴隨高速氣體形成的沖蝕作用是造成鉆具磨損、失效的一個重要原因[13-18]。鉆進期間，環(huán)空中巖屑和氣體的混合流體上返速率通常在15.24 m/s以上，巖屑在氣體的包裹下呈間歇性的高速撞擊鉆柱，使鉆柱受到很強沖蝕作用，尤其是在變徑的接頭及附近，沖蝕速度明顯加大(圖9)。

圖9 氣體鉆井攜巖鉆桿接頭附近的沖蝕云圖

3 建議與對策

為減少鉆具疲勞造成的鉆具失效，結合現(xiàn)場氣體鉆井施工作業(yè)的具體情況，制定對策和措施:

(1)鉆具組合應充分考慮動載荷對鉆具中和點位置的影響，尤其是在空氣錘鉆進時要避免出現(xiàn)采用2～3柱鉆鋌的簡化鉆具而造成的鉆具中和點位于鉆桿上的情況，空氣錘鉆井更應加足鉆鋌并考慮加入氣體鉆井專用減震器。

(2)鉆具組合中宜加入欠尺寸、腰鼓形扶正器，同時建議研制井下振動檢測系統(tǒng)與井下阻尼器，減小鉆柱振動產生的交變應力破壞。

(3)鉆遇地層出鹽水時，可在霧化基液中加入適量的緩蝕劑和燒堿，考慮采用氮氣鉆井，減少溶解氧和CO2對金屬表面的腐蝕，同時應根據(jù)地層產水情況，合理設計注氣量，確保環(huán)空內流體上返速度略高于最小攜巖速度(15.24 m/s)即可，減少攜帶巖屑的高速流體對鉆具的沖蝕。

4 結論

(1)忽略了動載荷對中和點的影響，認為空氣錘鉆進只有3～4 t鉆壓，鉆具管理只考慮近鉆頭鉆具的檢查、探傷和倒換是不科學的，不能滿足空氣錘鉆進鉆具失效預防的需要。

(2)以往在空氣錘鉆遇鉆時變慢、頻率減弱的情況下繼續(xù)堅持鉆進的做法是不可取的，因為一旦空氣錘的工作頻率低至11 Hz以下進入縱向振動的低階頻段時，便會引發(fā)低階鉆柱共振，進而引起鉆具失效，此時，應當及時起鉆更換空氣錘。

(3)氣體鉆井過程中，隨井深增加一般采用增大氣量的方式來提高攜巖效率，但過大的氣量容易造成鉆具的外部嚴重磨損，尤其是在井斜較大的井鉆進時，鉆具磨損失效更加迅速，控制鉆時和延長循環(huán)時間才是保護鉆具和提高鉆井綜合時效更有效的方式。