趙金鳳，余世杰，2，袁鵬斌，帥亞民

（1.上海海隆石油管材研究所，上海200949；2.西南石油大學材料科學與工程學院，成都610500；3.上海海隆石油鉆具有限公司，上海200949）①

加重鉆桿接頭刺漏原因分析

趙金鳳1，余世杰1，2，袁鵬斌1，帥亞民3

（1.上海海隆石油管材研究所，上海200949；2.西南石油大學材料科學與工程學院，成都610500；3.上海海隆石油鉆具有限公司，上海200949）①

某井在鉆井過程中發(fā)生1例加重鉆桿接頭刺漏事故。為了查明該鉆桿接頭刺漏原因，對該刺漏接頭進行了試驗分析，包括刺漏處形貌宏觀和微觀分析，化學成分分析、力學性能試驗。分析結果表明，鉆桿接頭內壁上加工刀痕引起的淬火裂紋是導致接頭發(fā)生刺漏的主要原因。建議改善加重鉆桿接頭的機加工精度。

加重鉆桿接頭；刺漏；加工刀痕；淬火裂紋；失效分析

鉆桿接頭的螺紋是鉆柱的最薄弱環(huán)節(jié)。根據國內外大量資料分析和油田現(xiàn)場調研分析，鉆桿接頭的失效位置以公螺紋和母螺紋刺漏、斷裂失效為主。一般來說，鉆桿接頭的刺穿及斷裂主要是由于裂紋從鉆桿接頭內壁向外壁不斷擴展，剩余厚度愈來愈薄，到一定程度時，管內高壓鉆井液會把這些局部剩余材料沖開而刺穿，泵壓隨之下降。如果不能及時發(fā)現(xiàn)，刺孔加裂紋的總長度超過其臨界裂紋尺寸，即會發(fā)生斷裂失效，其失效模式通常是開裂、刺穿、斷裂。

由于接頭服役條件比較惡劣，在使用過程中要承受拉伸、壓縮、扭轉、彎曲、振動、沖擊等多種載荷的復合作用，并受到鉆井液、地層水以及油氣中的腐蝕性氣體介質的腐蝕，在鉆進過程經常發(fā)生失效，造成井下事故。因此，有必要對鉆桿接頭失效案例進行研究，查明發(fā)生失效的原因，有針對性地采取預防措施，避免類似事故的再次發(fā)生。

2013-07，在加拿大某油田鉆井作業(yè)過程中發(fā)生一起?101 m m（4英寸）加重鉆桿內螺紋接頭刺漏事故。該加重鉆桿下井作業(yè)時間不久，刺漏點位于鉆桿接頭的大鉗空間部位。筆者對其發(fā)生刺漏的原因進行了分析。

1 試驗樣品簡介

該油田選用?101.6 m m×18.25 m m的加重鉆桿，在使用過程中發(fā)生1例加重鉆桿內螺紋接頭刺漏事故。根據油田反映，發(fā)生接頭刺漏事故的加重鉆桿的下井作業(yè)時間不久。該接頭的外徑?133.4 m m，內徑?65.1 m m，螺紋類型N C40，材質4145 M O D，材料狀態(tài)為調質。

2 宏觀分析

2.1 刺漏處形貌

送檢的刺漏樣品宏觀形貌如圖1a所示，樣品長約450 m m，為加重鉆桿母接頭的大鉗部位，刺孔位于接頭的大鉗空間上；經觀察測量，該刺漏接頭外壁無明顯腐蝕，刺孔沿管體周向分布，其周向長度為22 m m，寬度約為6 m m，接頭外壁刺孔處的局部宏觀形貌如圖1b；其次，對接頭內壁進行形貌觀察發(fā)現(xiàn)，接頭內壁未涂防腐涂層，存在一層在熱處理時產生的灰黑色氧化皮，接頭內壁上的刺孔周向長度較大，且在刺孔的同一周面上存在一圈劃痕凹槽，為接頭內壁鏜孔形成的周向加工刀痕，刺孔正好位于內壁環(huán)向加工刀痕處，在距刺孔約50 m m處存在另一圈環(huán)向刀痕，內壁局部形貌如圖1c所示。

圖1 加重鉆桿內螺紋接頭刺漏的宏觀形貌

2.2 磁粉探傷

對樣品刺孔附近區(qū)域進行磁粉探傷檢測，如圖2，結果表明接頭外壁除了刺孔外并無其他裂紋。用超聲壁厚測量儀對刺孔所在周向殘余壁厚進行測量，測得在刺孔所在圓周上的平均殘余壁厚約為4～5 m m，最小處幾乎為0（穿孔處除外），說明接頭內壁的刺孔裂紋整圈已經快穿透接頭壁厚。

圖2 刺孔附近磁粉探傷外壁形貌

2.3 解剖分析

將失效樣品沿縱向剖開，剖開后的內壁形貌如圖3a，可以明顯看到接頭內壁上存在兩條平行的加工刀痕，刺孔正好位于其中一個較深的加工刀痕處，從內壁測量刺孔長度約37 m m，寬度約4 m m，刺孔局部形貌如圖3b；其次，從接頭剖開的縱截面，可以清晰看到刺孔裂紋起源于刀痕處，裂紋幾乎穿透整個壁厚，其整體走向相對較直，如圖3c。

將刺孔沿接頭橫向壓開，壓開后刺孔形貌如圖3d，刺漏處裂紋原始形貌已經被高壓鉆井液沖蝕破壞，表面覆蓋了一層黃褐色的腐蝕產物，整個刺孔面呈三角形形貌，外壁開口較小，內壁開口較大，壓開后的刺孔形貌也表明，刺孔起源于內壁的加工刀痕底部，裂紋由內壁向外壁擴展。

圖3 刺孔周邊形貌（解剖后）

3 材質分析

3.1 化學成分分析

在刺漏鉆桿接頭上取樣，采用直讀光譜儀對其化學成分進行分析。分析結果如表1。結果表明該鉆桿接頭的化學成分符合A PI Spec 5D P［1］標準對于鉆桿接頭材質的要求。

表1 失效接頭材料的化學成分分析結果wB%

3.2 力學性能試驗

按照A PI Spec 7—2006標準，在失效樣品上沿接頭軸向分別規(guī)格為?12.5 m m圓棒拉伸試樣和規(guī)格為10 m m×10 m m×55 m m的夏比V形缺口沖擊試樣，按照A S T M A370標準進行試驗，試驗結果如表2。結果表明失效鉆桿接頭的力學拉伸性能均符合A PI Spec 7-1標準［2］要求。

表2 失效接頭材料的力學性能試驗結果

3.3 硬度試驗

在失效加重鉆桿接頭上取環(huán)狀試樣，測試位置為整個壁厚的外壁、中部和內壁，按A S T M E10-10試驗標準進行布氏硬度試驗，試驗結果如表3，結果表明內螺紋接頭硬度試驗結果符合A PI Spec 7-1標準要求。

表3 布氏硬度試驗結果H B

4 金相分析

4.1 接頭基體金相分析

在鉆桿接頭裂紋附近取金相試樣，觀察面為縱截面，試樣經打磨拋光后，根據G B／T 13298—1991《金屬顯微組織檢驗方法》、G B／T 10561—2005《鋼中非金屬夾雜物含量的測定方法》、G B／T 6394—2002《金屬平均晶粒度測定方法》對送檢接頭的正常部位進行金相檢驗，結果表明接頭的基體組織為回火索氏體（如圖4），夾雜物為C類細系0.5級，D類細系0.5級。晶粒度為8.0級。

圖4 基體組織形貌

4.2 刺孔區(qū)域金相分析

對刺孔附近裂紋擴展形貌及其周邊組織進行觀察分析，裂紋整體擴展形貌如圖5，其擴展形貌與宏觀觀察結果一致，裂紋開口較大，從內壁至外壁，裂紋寬度逐漸減小，裂紋整體走向較直，與內壁約呈60°夾角。經高倍鏡觀察，刺孔裂紋前半部分兩側存在嚴重氧化脫碳現(xiàn)象，裂紋兩側存在氧化脫碳現(xiàn)象的長度約占裂紋總長的2／5，其長度約13 m m，裂紋尖端呈沿晶分布，裂紋開口處、中間及裂紋尖端的組織如圖6所示。

根據金相組織分析結果，可以推測此次引發(fā)刺漏的裂紋起源于內壁加工刀痕底部，在熱處理過程中發(fā)生進一步的淬火開裂，形成淬火裂紋，淬火裂紋在后續(xù)的使用過程中延伸擴展，最終形成接頭刺孔。

圖5裂紋擴展形貌

圖6 裂紋局部組織形貌

5 微區(qū)形貌分析

為了進一步觀察分析此次引發(fā)接頭刺漏的裂紋形貌及類型，在刺孔附近裂紋未穿透接頭壁厚的區(qū)域取樣，并沿著裂紋橫向壓開，用電子掃描顯微鏡對裂紋面形貌進行觀察分析。

解剖后的裂紋面宏觀形貌如圖7，除壓開的新鮮斷口（裂紋未穿透區(qū)域）呈銀灰色金屬光澤外，其余區(qū)域覆蓋一層黃褐色的腐蝕產物，在裂紋擴展尖端存在裂紋擴展匯合形成的“棘輪花樣”。斷口經清洗后，裂紋擴展區(qū)域的局部微觀形貌如圖8，裂紋面氧化嚴重，為經過高溫加熱后的形貌，在將裂紋面氧化產物清除后的一些區(qū)域能觀察到裂紋呈沿晶擴展形貌。

圖7 裂紋斷口形貌（解剖開后）

圖8 斷口微區(qū)形貌（沿晶）

6 綜合分析

1） 送檢接頭的化學成分分析、力學性能分析結果符合A PI Spec 5DP和A PI Spec 7-1標準的要求。

2） 宏觀觀察發(fā)現(xiàn)刺孔正好位于內壁加工刀痕所在圓周上，經磁粉探傷，發(fā)現(xiàn)刺孔附近的裂紋已經從內壁穿透整個壁厚擴展至外壁，用超聲壁厚測量儀對刺孔所在圓周的周向殘余壁厚進行測量，測得在刺孔所在圓周上的平均殘余壁厚約為4～5 m m，最小處幾乎為零（穿孔處除外）。因加重鉆桿接頭壁厚較厚，且該刺漏接頭使用時間較短，初步推測該接頭在下井作業(yè)前已經存在原始裂紋，在使用過程中裂紋進一步延伸擴展，最終導致接頭刺漏。

3） 經金相觀察分析，刺孔周邊的裂紋整體走向較直，裂紋開口寬度較大，從內壁至外壁裂紋的寬度逐漸減小，前半段裂紋兩側存在氧化脫碳現(xiàn)象，裂紋尖端呈沿晶分布，根據裂紋的走向及周邊的組織形貌，可以判定該裂紋屬于淬火裂紋，而裂紋正好位于加工刀痕處，且為環(huán)向裂紋，推測在淬火冷卻過程中，加工刀痕底部應力集中造成接頭淬火開裂［3-5］。此外，將裂紋壓開后，發(fā)現(xiàn)斷口表面的局部區(qū)可見沿晶分布形貌［6］，進一步證實該裂紋屬于淬火裂紋。

綜上所述，內壁加工刀痕引起的淬火裂紋是導致此次接頭刺漏的主要原因。

7 結論

1） 送檢接頭的化學成分、力學性能符合A PI Spec 5D P和A PI Spec 7-1標準的要求。

2） 內壁加工刀痕引起的淬火裂紋是導致此次接頭刺漏的主要原因。

3） 建議提高接頭內壁機加工精度，加強接頭成品出廠前的檢查力度，避免類似事故的再次發(fā)生。

［1］ A PI Spec 5D P，Specification for Drill Pipe［S］.2009．

［2］ A PI Spec 7-1，Specification for Rotary Drill Stem Elements［S］.2006．

［3］ 陳興云.模具鋼淬火裂紋產生機理及預防措施［J］.熱加工工藝，2006，35（4）：57-59.

［4］ 崔順賢，黃偉，葉頂鵬，等.鉆鋌內螺紋接頭橫向開裂失效分析［J］.石油礦場機械，2010，39（11）：44-48.

［5］ 劉宗昌.淬火高碳馬氏體沿晶斷裂機制［J］.金屬學報，1989，25（4）：294-300.

［6］ 劉進益.熱處理裂紋分析［J］.東方電機，2009（1）：44-51.

Cause Analysis of H W D P Tool Joint W ash Out

Z H A O Jin-feng1，Y U Shi-jie1，2，Y U A N Peng-bin1，S H U AI Ya-min3
（1．Shanghai Hilong Oil Tubular Goods Research Institute，Shanghai200949，China；2．School of M aterials Science and Engineering，South west Petroleu m University，Chengdu610500，China；3．Shanghai Hilong Drill Pipe Co．，Ltd．，Shanghai200949，China）

A heavy weight drill pipe（H W D P）tool joint wash out happened during the drilling process of a certain well.In order to find out the cause of the drill pipe tooljoint wash out，macro and micro m orphology analysis，material chemical co m position analysis，mechanical properties test to the wash out tooljoint were taken.A nalysis results show that the main reason of the tooljoint wash out is quenching crack caused by machining marks on the inner surface.Im proving machining accuracy of H W D P tooljoint is suggested.

H W D P tooljoint；wash out；machining marks；quenching crack；failure analysis

T E921.207

A

10.3969／j.issn.1001-3482.2014.08.010

1001-3482（2014）08-0047-05

2014-02-20

趙金鳳（1985-），女，河南周口人，工程師，碩士，2011年畢業(yè)于復旦大學，主要從事石油鉆具研究及失效分析，E-mail：zhao_jf＠126.co m。