易 浩，呂慶鋼，陳 勇，劉志良，張勝鵬，雷正義

（1.中國(guó)石化西北油田分公司工程技術(shù)研究院器材供應(yīng)中心，烏魯木齊830011；2.西部鉆探鉆井工程技術(shù)研究院，新疆克拉瑪依834000；3.吉林油田公司工程技術(shù)處，吉林松原138000） ①

AD24井139.7mm鉆桿接頭斷裂分析

易 浩1，呂慶鋼1，陳 勇2，劉志良2，張勝鵬2，雷正義3

（1.中國(guó)石化西北油田分公司工程技術(shù)研究院器材供應(yīng)中心，烏魯木齊830011；2.西部鉆探鉆井工程技術(shù)研究院，新疆克拉瑪依834000；3.吉林油田公司工程技術(shù)處，吉林松原138000）①

采用有限元技術(shù)分析了AD24井139.7mm鉆桿斷裂失效的原因，利用測(cè)量統(tǒng)計(jì)結(jié)果得出雙臺(tái)肩鉆桿接頭承載能力大幅下降是鉆桿接頭產(chǎn)生疲勞斷裂的主要原因，為采取相關(guān)的預(yù)防措施提供了理論依據(jù)。

鉆桿；斷裂；測(cè)量統(tǒng)計(jì)；雙臺(tái)肩接頭

AD24井是中石化西北油田分公司在塔河油田艾丁地區(qū)的一口評(píng)價(jià)井，該井設(shè)計(jì)井深6 582m，實(shí)際完鉆井深6 645m。該井采用四開井身結(jié)構(gòu)，從井深3 692.7m開始使用139.7mm雙臺(tái)肩鉆桿到完鉆，斷裂了39根，均為外螺紋斷裂，內(nèi)螺紋未發(fā)現(xiàn)有斷裂現(xiàn)象，斷裂位置均發(fā)生在螺紋第1～5齒的根部，裂紋呈直線狀，平行于螺紋且與軸線垂直。在鉆桿桿體上，過(guò)渡段未發(fā)現(xiàn)明顯的損傷和變形，并且鉆桿內(nèi)壁保護(hù)涂層完好，未發(fā)現(xiàn)局部腐蝕、應(yīng)力腐蝕現(xiàn)象。使用后的鉆桿外螺紋端頭有磕碰傷，局部位置比較嚴(yán)重。

根據(jù)統(tǒng)計(jì)分析（如圖1所示），該井在910m之前沒(méi)有發(fā)生鉆桿損傷；在鉆桿偏離中心線1.5～2.5 m處，鉆桿損壞最為嚴(yán)重；與偏離中心線位置2m處相對(duì)應(yīng)的井內(nèi)位置910m處更是應(yīng)該重點(diǎn)關(guān)注的地方，該位置直接損傷了6根鉆桿，并且是所有損傷鉆桿的必經(jīng)位置，可以看作鉆桿使用的關(guān)鍵位置。在受力分析時(shí)，把910m處的工作情況作為特殊工況進(jìn)行受力分析，與鉆桿理論上所能承受的最大載荷進(jìn)行比較，找出鉆桿發(fā)生損傷的原因，進(jìn)行損傷分析。

由于鉆桿斷裂在鉆井過(guò)程中是常見(jiàn)多發(fā)事故，發(fā)生少量的、在可控范圍內(nèi)的鉆桿斷裂事故是可以接受的［1－4］，但在同一口井上如此大比例地產(chǎn)生斷裂，必然有其內(nèi)在的原因。本文針對(duì)AD24井中139.7mm鉆桿接頭的斷裂現(xiàn)象，采用有限元技術(shù)來(lái)定量地分析其失效的原因，為采取相關(guān)的預(yù)防措施提供理論依據(jù)。同時(shí)利用測(cè)量統(tǒng)計(jì)結(jié)果，找出了雙臺(tái)肩鉆桿接頭承載能力大幅下降是鉆桿接頭產(chǎn)生疲勞斷裂的主要原因。

圖1 鉆桿斷裂位置與垂直投影圖之間的關(guān)系

1 鉆桿接頭有限元分析

1.1 模型的建立

若忽略螺旋升角的影響，鉆桿模型與邊界條件均有軸對(duì)稱特性，因此可以以鉆桿的一個(gè)軸向截面建立平面模型進(jìn)行軸對(duì)稱分析。根據(jù)139.7mm鉆桿接頭的實(shí)際幾何尺寸，在有限元軟件中建立幾何模型［5－8］，并用平面軸對(duì)稱單元?jiǎng)澐志W(wǎng)格；在外螺紋與內(nèi)螺紋接觸處以及臺(tái)肩處建立線接觸單元，共建立了32個(gè)螺紋牙接觸單元，2個(gè)臺(tái)肩接觸單元。從外螺紋根部起給螺紋編號(hào)1～16，內(nèi)螺紋編號(hào)與其所嚙合的外螺紋相同。建立的鉆桿軸對(duì)稱截面模型及網(wǎng)格劃分如圖2所示。

圖2 軸截面網(wǎng)格劃分

圖2中，鉆桿軸向?yàn)閥方向，徑向?yàn)閤方向。鉆桿外螺紋位于左側(cè)，在其左端部施加y向位移約束；鉆桿內(nèi)螺紋位于右側(cè)，在其右端施加壓力形式的載荷，壓力由軸向力除以軸截面積得到，負(fù)的壓力表示該截面受拉。

1.2 參數(shù)選取

計(jì)算中，將鉆桿作為理想彈塑性材料來(lái)考慮。鉆桿接頭材料的密度ρ＝7.8×103kg／m3、彈性模量E＝2.0×105MPa、泊松比μ＝0.3。

1.3 載荷施加

在AD24井所用的雙臺(tái)肩鉆桿理論上受力主要由鉆桿所能承受的最大軸向載荷、鉆桿所能承受的最大扭矩、雙臺(tái)肩鉆桿所特有的預(yù)緊力［9］3部分組成。這3個(gè)力都可以轉(zhuǎn)化為鉆桿軸向應(yīng)力，最后以軸向應(yīng)力進(jìn)行比較。其中，扭矩［10］為

2 有限元計(jì)算結(jié)果分析

2.1 鉆桿所受極限載荷

鉆桿接頭的拉伸極限載荷是5 200kN（鉆桿能承受的最大軸向拉力和扭轉(zhuǎn)的等效應(yīng)力是4 980 kN），給定預(yù)緊扭矩T＝52 200N·m，并施加5 200 kN的拉力載荷，以觀察接頭在極限載荷作用下的應(yīng)力分布情況，如圖3～4所示。

圖3 拉伸極限時(shí)鉆桿的Von Mises應(yīng)力分布

圖4 拉伸極限時(shí)各齒根部的Von Mises應(yīng)力

由圖3可知，在拉伸極限載荷作用下，外螺紋1號(hào)齒下面出現(xiàn)大面積的屈服區(qū)，并且各個(gè)齒根最大應(yīng)力都達(dá)到了屈服強(qiáng)度。

各齒接觸壓力分布的有限元計(jì)算結(jié)果如圖5所示（橫軸上0和17分別對(duì)應(yīng)上、下臺(tái)肩）。在軸向力作用下，外螺紋的1、2齒、內(nèi)螺紋的16齒接觸壓力相對(duì)較大，并在其齒根部發(fā)生應(yīng)力集中，因此在工作過(guò)程中，上述位置易發(fā)生失效。

圖5 拉伸極限時(shí)的各齒接觸壓力分布

2.2 鉆桿在910m處所受載荷

經(jīng)力學(xué)計(jì)算，910m處的鉆桿接頭所受到的軸向拉力為1 380kN，預(yù)緊扭矩為32 276N·m，工作扭矩為2 537N·m。鉆桿在910m處的應(yīng)力分布情況如圖6～7所示。

圖6 910m時(shí)的Von Mises應(yīng)力分布

圖7 910m時(shí)各齒根部的Von Mises應(yīng)力

通過(guò)分析可以看出，910m接頭處螺紋應(yīng)力集中點(diǎn)位置沒(méi)變，主要集中于外螺紋1號(hào)齒的根部。各齒接觸壓力分布的有限元計(jì)算結(jié)果如圖8所示（橫軸上0和17分別對(duì)應(yīng)上、下臺(tái)肩）。內(nèi)、外接頭臺(tái)肩接觸壓力很小，可以認(rèn)為此時(shí)兩臺(tái)肩剛剛脫離接觸，承受交變載荷的形式變得復(fù)雜，可能由此加速疲勞破壞的速度。改變預(yù)緊力后該臨界深度會(huì)改變，這與實(shí)際中預(yù)緊力對(duì)接頭破壞影響較大的描述相吻合。

該分析是對(duì)鉆桿接頭進(jìn)行的靜載計(jì)算，在計(jì)算過(guò)程中進(jìn)行了適當(dāng)?shù)暮?jiǎn)化，將鉆桿接頭簡(jiǎn)化為二維軸對(duì)稱模型，并通過(guò)一定的代換公式將鉆桿所受的扭矩轉(zhuǎn)化為軸向力，并考慮了預(yù)緊力的影響，所以該分析的性質(zhì)是單向拉伸靜力學(xué)分析。

圖8 910m時(shí)的各齒接觸壓力分布

3 接頭變形造成預(yù)緊力的損失

根據(jù)AD24井的測(cè)量統(tǒng)計(jì)結(jié)果，由于工人施工粗糙，雙臺(tái)肩處螺紋不同程度地發(fā)生變形或底部端面凹陷。施加的預(yù)緊力有一部分轉(zhuǎn)化成了螺紋底部端面的彈性功，使得雙臺(tái)肩鉆桿提供的額外預(yù)緊力大幅減小。在特定的情況下，910m處的某一鉆桿可能由于這個(gè)原因，真實(shí)受力忽然高于鉆桿的許用應(yīng)力，發(fā)生斷裂。即使在910m處沒(méi)有發(fā)生斷裂，鉆桿在此過(guò)程中也受到了很大的載荷而發(fā)生損傷，使得在繼續(xù)鉆探過(guò)程中如果遇到比較大的附加應(yīng)力，就有可能發(fā)生斷裂。使用中的鉆桿接頭螺紋端面處由于發(fā)生彎曲或者磕碰等原因，端面已經(jīng)不是一個(gè)平面，幾乎所有的鉆桿端面處都存在著或大或小的偏差量，其中有些鉆桿的偏差量在0.001m以上。這些鉆桿在使用過(guò)程中，由于這些偏差量的存在，對(duì)鉆桿預(yù)緊力產(chǎn)生很大的影響，使鉆桿承載能力降低。當(dāng)在接頭螺紋上施加預(yù)緊力時(shí)，預(yù)緊力的作用首先是使長(zhǎng)端面上發(fā)生彈性變形，當(dāng)長(zhǎng)端面經(jīng)過(guò)彈性變形與短端面平行后，才會(huì)一起產(chǎn)生預(yù)緊力的作用，因此有一部分預(yù)緊力損失，這一部分預(yù)緊力就是較長(zhǎng)端面發(fā)生彈性變形的預(yù)緊力。

假設(shè)某一端面的長(zhǎng)端面比短端面長(zhǎng)0.001m，則預(yù)緊力為

也就是當(dāng)端面具有0.001m的偏差時(shí)，就會(huì)損失200MPa的預(yù)緊力，并且隨偏差的增大，預(yù)緊力損失也增大。預(yù)緊力與偏差的關(guān)系如圖9所示。

圖9 預(yù)緊力與偏差量關(guān)系曲線

由圖9可以看出，外螺紋接頭每彎曲0.001m時(shí)損失的預(yù)緊力為200MPa，因此接頭彎曲和外接頭端面磕碰傷所造成的端面凹凸不平對(duì)鉆桿的受力影響是非常大的。并且隨著偏差量的增大，預(yù)緊力的損失加大直至預(yù)緊力消失。

4 結(jié)論與建議

1） 分別對(duì)鉆桿極限載荷狀態(tài)和910m深處鉆桿載荷狀態(tài)進(jìn)行了有限元計(jì)算，由計(jì)算結(jié)果可知，在軸向力和扭矩作用下，外螺紋的1、2齒及內(nèi)螺紋的16齒接觸壓力相對(duì)較大，并在其齒根部發(fā)生應(yīng)力集中，因此139.7mm接頭在工作過(guò)程中，上述位置易發(fā)生失效。

2） 鉆桿接頭幾何尺寸改變、彎曲變形、端面存在較嚴(yán)重的磕碰傷使雙臺(tái)肩鉆桿接頭承載能力大幅下降是鉆桿接頭產(chǎn)生疲勞斷裂的主要原因。建議在雙臺(tái)肩鉆桿使用、拆裝過(guò)程中必須對(duì)鉆桿接頭部位嚴(yán)加保護(hù)，輕拿輕放，嚴(yán)禁磕碰。

［1］ 李鶴林，李平全，馮耀榮.石油鉆柱失效分析及預(yù)防［M］.北京：石油工業(yè)出版社，1999.

［2］ 張 瑟，張國(guó)正，張春婉，等.雙臺(tái)肩鉆桿接頭開裂失效分析［J］.石油礦場(chǎng)機(jī)械，2010，39（1）：71－77.

［3］ 趙大偉，趙國(guó)仙，趙映輝，等.88.9mm×9.35mmG105鉆桿內(nèi)螺紋接頭脹扣失效分析［J］.石油礦場(chǎng)機(jī)械，2009，38（6）：56－60.

［4］ 魏善泉.127mm×9.19mm S135鉆桿管體斷裂失效分析［J］.石油礦場(chǎng)機(jī)械，2007，36（11）：30－33.

［5］ 張 林，羅 增，林元華，等.雙臺(tái)肩螺紋接頭參數(shù)與應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系研究［J］.石油礦場(chǎng)機(jī)械，2010，39（4）：21－23.

［6］ 胡芳婷，盧 強(qiáng)，張 琦，等.雙臺(tái)肩技術(shù)在小尺寸鉆鋌上的應(yīng)用研究［J］.石油礦場(chǎng)機(jī)械，2008，37（5）：14－21.

［7］ 賈永紅，王云梁，楊錦榮.雙臺(tái)肩螺紋結(jié)構(gòu)在177.8 mm鉆鋌上的應(yīng)用［J］.石油礦場(chǎng)機(jī)械，2008，37（12）：93－94.

［8］ 張 毅，王治國(guó)，劉甫清.鉆桿接頭雙臺(tái)肩抗扭應(yīng)力分析［J］.鋼管，2003，32（5）：7－10.

［9］ 希格力·J E，米什克·C R.機(jī)械工程設(shè)計(jì)［M］.北京：機(jī)械工業(yè)出版社，2002.

［10］ 韓志勇.垂直井眼內(nèi)鉆柱的軸向力計(jì)算及強(qiáng)度校核［J］.石油鉆探技術(shù)，1995，23（增刊）：8－13.

Rupture Analysis of139.7mm Drill Pipe Joints in AD24Well

YI Hao1，LV Qing－gang1，CHEN Yong2，LIU Zhi－liang2，ZHANG Sheng－peng2，LEI Zheng－yi3
（1.Engineering Research Institute of SINOPEC Northwest Oilfield Branch，Equipment Supply Center of SINOPEC Northwest Oilfield Branch，Urumqi 830011，China；2.Drilling Engineering and Technology Research Institute of Xibu Drilling Engineering Company Limited，Karamay834000，China；3.Engineering Technology Department of PetroChina Jilin Oilfield Company，Songyuan138000，China）

The139.7mm pipes were used to drill in AD24well，crack happened on 39pipes.With a large proportion of rupture，it had inherent reasons.Therefore，finite element technique was adopted to quantitatively analyzing the reasons of the failure，in order to take corresponding prevention measures to provide theoretical basis.Moreover measuring statistical results were used and bearing capacity decreasing of double shoulder pipe joints was the main reason of fatigue fracture.

drill pipe；rupture；measuring and statistics；double shoulder pipejoints

1001－3482（2011）09－0062－04

TE921.2

A

2011－03－07

易 浩（1980－），男，湖南岳陽(yáng)人，工程師，碩士，主要從事鉆井工程及相關(guān)科研工作，E－mail：zjsyihao＠126.com。