某井S135钢级钻杆断裂原因

陈 猛, 欧阳志英, 余世杰, 舒志强

(上海海隆石油管材研究所, 上海 200949)

2018年11月某井钻杆钻进至2 094.92 m时，进行循环泥浆处理，泥浆转换为PLUS/KCl(氯化钾聚合物泥浆)体系，循环参数为2 200 L/min，11.0 MPa～12.4 MPa。8 h后开始起钻，当起钻至1 574 m时,井下钻杆发生了断裂。井队起钻检查钻具，起到第12根106 mm(外径)钻杆时，发现钻杆断落。断裂钻杆的宏观形貌如图1所示，断口距离该根钻杆公接头台肩面约1.1 m，断口附近的钻杆管体发生了严重的弯曲变形，而且断口也受挤压变形为椭圆形，断口表面呈现银灰色金属光泽，为新鲜断口形貌。

图1 断裂钻杆宏观形貌

1 井况及钻杆信息

事故井为244.5 mm(外径)的套管开窗侧钻井，其局部如图2所示。窗口顶部距离井口约为386.35 m，窗口底部距离井口约为391.55 m，钻杆断裂位置所在井深为391.43 m，正好在窗口底部位置。

图2 事故井侧钻井局部示意

断裂钻杆基本参数如表1所示，该钻杆累计服役时间为272 h，上提最大载荷为2 100 kN，下压最大载荷为200 kN，最大转速为140 r/min，最大泵压为26.2 MPa。

表1 断裂钻杆基本参数

2 理化检验

2.1 宏观观察

断裂钻杆试样的整体宏观形貌如图3a)所示，总长度约为2.6 m，钻杆表面有黄色的锈蚀产物，但未发现明显的腐蚀坑。根据现场提供的井况信息可知，该段钻杆为打捞断裂钻杆的鱼顶部分，断口在钻杆管体上，距离该钻杆公接头台肩面约为1.1 m。断口附近区域(距离断口约500 mm)的钻杆发生了严重的弯曲变形，越靠近断口，钻杆变形越严重，钻杆靠近断口的区域呈扁平状，整个断口呈椭圆形[见图3b)，3c)]。断口不平整，局部区域存在较大的剪切唇和变形，整个断口呈塑形断裂形貌，具有一定的颈缩“杯椎”状过载失效的形貌特征[见图3d)，3e)]。

图3 断裂钻杆试样的整体及局部宏观形貌

对图3a)所示的钻杆试样进行尺寸测量，在不同位置测量管体的外径与壁厚，具体测量结果如表2所示。测量点已在图3a)中标出，在试样的两端和中间分3个位置进行测量，宏观显示位置A和B无明显的变形，位置C邻近断口，管体呈扁平状，并且存在颈缩变形，壁厚变化较大，最小壁厚约为2 mm，越临近断口，断裂钻杆的弯曲程度越大。测量结果表明：远离断口区域的位置A和B的钻杆外径和壁厚无明显差异，并且与标准API Spec 5DP—2009 《钻杆产品规范》规定的尺寸相差甚微。位置C为整体钻杆弯曲部位的最大拐点，由于承受了较大的弯矩作用，钻杆发生了弯曲挤压变形，断口呈椭圆形，椭圆度达到49 mm。

表2 钻杆试样尺寸测量结果 mm

2.2 化学成分分析

用ARL 4460 OES型直读光谱仪对钻杆试样进行化学成分分析，分析结果见表3，分析结果表明钻杆试样的化学成分符合API Spec 5DP-2009 的要求。

表3 钻杆试样化学成分 %

2.3 力学性能测试

根据标准API Spec 5DP-2009，在钻杆试样上远离断口的位置(未发生明显塑性变形的区域)取宽为25 mm的板拉伸试样，取规格(长×宽×高)为10 mm×7.5 mm×55 mm的夏比冲击试样(纵向)，按照ASTM A370StandardTestMethodsandDefinitionsforMechanicalTestingofSteelProducts和ASTM E23StandardTestMethodsforNotchedBarImpactTestingofMetallicMaterials进行测试，结果如表4所示。测试结果表明，钻杆试样的拉伸性能不符合API Spec 5DP-2009标准的要求，抗拉强度接近标准下限，屈服强度远低于标准要求。

表4 钻杆试样的力学性能测试结果

2.4 金相检验

依照GB/T 13298-2015 《金属显微组织检验方法》对钻杆试样进行金相检验，分别在图3a)中的A，B，C 3个位置取样，检验结果及微观形貌见表5和图4。结果表明钻杆为整体热处理，3个位置的显微组织都为均匀的回火索氏体。

表5 金相检验结果

图4 钻杆试样不同区域的微观形貌

2.5 断口分析

试样断口的表面磨损较为严重，同时由于后期保存不当，表面锈蚀较为严重。对局部区域的断口进行清洗。清理表面的锈蚀产物后，将试样在扫描电镜(SEM)下进行观察，发现断口呈现较多剪切型韧窝(见图5)。由图5可以判断，该钻杆受到较大的剪切及拉伸复合应力，该剪切应力来源于钻杆弯曲应力，拉伸应力为解卡时的上拉作用力[1-2]。

图5 断口SEM形貌

3 力学性能模拟分析

3.1 弯矩及弯曲应力分析

根据井况分析，在解卡过程中失效钻杆可能承受的最大拉伸载荷为580 kN。失效钻杆所处井段的最大井眼曲率为4.3°/30 m，根据DS-1 《钻柱检验》分别计算几种不同状态下钻杆所承受弯曲应力，应力计算公式如下(采用DS-1标准中计算受拉状态下钻杆的弯矩)。

第一种情况：钻杆与井壁不接触，即k≤kc时有

(1)

(2)

(3)

(4)

式中：rt为接头外径；ro为管体外径；l为钻杆长度；E为弹性模量；I为钻杆管体的管性矩；θ为越过钻杆平均井斜角；Wbp为钻杆单位浮重；Fe为轴向拉伸载荷；M0为靠近工具接头处管体扭矩；K为浮力系数；k为井眼曲率；kc为临界井眼曲率；σb为弯曲应力。

第二种情况：钻杆与井壁接触，即k>kc时有

(5)

(6)

钻杆计算参数如表6所示，计算结果如表7所示。

表6 钻杆计算参数

表7 钻杆管体弯矩计算及对应的应力

将表7中的数据，先根据钻井解卡的参数进行模拟计算，代入最大的拉力及井眼曲率，计算得到失效钻杆断点承受的最大应力为118 MPa，该应力较小，在失效钻杆的安全范围内。

考虑到钻杆断裂的位置较为特殊，在侧钻井的窗口底部，紧挨窗口附近的井段，由于硬度的变化和角度的关系，钻进过程中钻头极易出现摆动，留下的井眼局部区域形状不规则，使得部分区域的井段出现井眼曲率急剧增大。井况资料提供的井眼曲率采用的是每隔30 m测出的数值，然而在实际情况下，尤其是侧钻窗口(造斜点)以下局部区域井眼会出现不平整或者轨迹幅度变大等情况，使得这30 m区域内的钻杆受到较大角度的弯曲应力作用。分别代入井眼曲率7.0°/30 m，18.0°/30 m，计算得到最大的应力分别为253 MPa和563 MPa。由上述分析可知，在同样的拉力作用下，随着井眼曲率的增加，失效钻杆断点的最大应力急剧增大[3-5]。

上述有限元分析采用的载荷应力均为静载荷，但由于钻杆在钻井解卡中，受到的载荷应力均为动载荷，材料在动载荷的作用下，瞬间应力峰值远比对应施加的静载荷大。目前关于钻井动载荷的研究资料相对匮乏，一般从试样的形貌上进行反推，然后进行模拟计算。

3.2 失效钻杆断点位置受力有限元模拟分析

失效钻杆断点处于侧钻窗口底部，解卡的过程中失效钻杆在该区域上下活动，并且部分井段的井眼不规则，使得钻杆承受较大的反复弯曲作用，钻杆在该区域内主要受到拉力和弯矩作用，内外压差很小，可以忽略不计。

建立三维模型，对106 mm(外径)钻杆管体受到拉弯组合应力的状态进行有限元分析，在管体一段截面上加载拉伸及弯曲载荷，设置钻杆加载的拉伸载荷为580 kN；弯矩分别为6 948 N·m，14 850 N·m和32 995 N·m，分析钻杆在不同井眼中复合载荷作用下的应力情况，结果见图6。有限元分析结果表明，当拉力相同时，钻杆受到的最大应力随着弯曲幅度(弯矩)的变大而增加明显。

图6 不同拉力和弯矩组合下钻杆有限元分析结果

4 分析与讨论

断裂钻杆的化学成分满足API Spec 5DP—2009标准要求;抗拉强度满足标准要求，但是该钻杆正常区域的屈服强度为740 MPa,远低于API Spec 5DP—2009标准要求的931 MPa～1 138 MPa，屈强比为73.5%。一般钻杆在井下正常使用情况受到的应力会远小于740 MPa，但是当井况环境较为复杂时，例如遇到卡钻事故或者通过较大的井眼轨迹时，钻杆会受到较大的瞬时动载荷，该应力有可能超过了钻杆的实际屈服强度。根据钻杆断口的宏观形貌可知，失效钻杆在井下作业时受到了较大的应力作用，使得钻杆发生了屈服变形，加上钻杆在井眼轨迹变化较大的区域发生了严重的弯曲变形，致使钻杆管体外壁因顶住井壁而被压扁，然后在多次上提、下放的过程中，钻杆在此处发生了断裂[6]。

在进行侧井作业时，靠近窗口附近的井眼轨迹不是很规则，可能在短距离内存在较大程度的弯曲井眼或者井眼不平整，这些给失效钻杆在井下受到较大的弯曲作用提供了条件。另外,在解卡作业时，失效钻杆断点距离井口约391 m，位于侧钻井窗口底部，钻柱卡点位于断点的下方附近。解卡过程中,钻杆共经历上拉、下放5个循环，钻杆在断点区域受到反复拉应力和压应力，该区域容易发生包申格效应[7-9]，断点区域又在侧钻井窗口底部，来回受到弯曲作用，甚至部分弯曲幅度较大，这样会加大包申格效应，使得钻杆的屈服强度降低得更加明显。屈服强度下降后，其抗挤毁能力也急剧下降，在窗口附近的井眼曲率较大，在此区域发生了弯曲压扁变形，使得该区域整体承载面积下降，最终导致钻杆断裂。

5 结论

(1) 该断裂钻杆屈服强度偏低，不符合API Spec 5DP-2009标准要求。

(2) 断裂钻杆位于窗口底部的不规则井眼段，该井段钻杆本身存在较大的结构弯曲应力，在解卡过程中受到反复拉压冲击载荷，使得弯曲“拐点”区域附近的钻杆承受较大的复合应力作用，引起钻杆发生弯曲压扁变形，导致压扁区域内钻杆的有效承载面积大幅降低，最后发生了失稳断裂。

(3) 解卡过程中，断点附近受到反复的拉压载荷后产生了包申格效应，导致钻杆材料在断点区域的屈服强度进一步下降，加速了断裂的进程。