復(fù)合載荷下S135鉆桿管體裂紋擴展與結(jié)構(gòu)改進(jìn)

費根勝, 王從奎, 曾憲林, 唐穗欣, 張義

(1. 武昌理工學(xué)院 人工智能學(xué)院自動化系,武漢 430223;2. 中國石油川慶鉆探工程有限公司 川西鉆探公司,成都 610051)

鉆井工程是石油天然氣勘探與開發(fā)的關(guān)鍵環(huán)節(jié),鉆井成本約占勘探開發(fā)總投資的50%以上, 其中鉆桿的質(zhì)量和安全使用壽命起著至關(guān)重要的作用[1]。資料顯示,全國各油氣田每年至少發(fā)生鉆柱失效事故500起,直接經(jīng)濟損失在4 000萬元以上[2],而由疲勞失效引起的鉆桿失效占據(jù)了失效事故中的80%以上[3-4]。

為提高鉆桿井下服役時間,有效預(yù)防鉆桿的疲勞失效問題,許杰等[5]通過渤海刺漏井失效原因的統(tǒng)計分析,建立了考慮鉆桿本體與井壁接觸方式及軸向振動的疲勞壽命預(yù)測模型。郭王恒等[6]對極限工況下鉆桿接頭進(jìn)行疲勞分析,發(fā)現(xiàn)通過合理調(diào)整轉(zhuǎn)速和鉆壓可以延長鉆桿的疲勞周期,提高安全系數(shù)。趙金蘭等[7]對某井下S135鉆桿管體斷裂失效現(xiàn)象進(jìn)行分析,發(fā)現(xiàn)交變載荷作用下鉆桿管體腐蝕坑處更容易發(fā)生疲勞斷裂。黃本生等[8]則研究了不同條件對鉆桿材料疲勞壽命的影響,研究表面缺口會導(dǎo)致鉆桿更易產(chǎn)生疲勞破壞。

隨著井深的不斷增加,井下工作環(huán)境愈發(fā)惡劣,鉆桿不僅承受軸向載荷、彎曲載荷、扭矩載荷等多種載荷的復(fù)合作用,在某些井眼中甚至還面臨著酸性腐蝕介質(zhì)。管體表面受到腐蝕介質(zhì)、鉆井液等的腐蝕或沖蝕后產(chǎn)生腐蝕坑、沖蝕坑和劃痕等缺陷,在復(fù)合載荷循環(huán)作用下裂紋萌生、擴展,直至疲勞斷裂失效,導(dǎo)致管體設(shè)計疲勞壽命遠(yuǎn)小于實際使用壽命[9]。

近年來,研究人員已經(jīng)逐漸開始關(guān)注工作條件下鉆桿的疲勞狀況[10-12]。然而井下環(huán)境復(fù)雜,室內(nèi)試驗難以模擬,試驗時間長、成本大、可靠性差。隨著計算機的飛速發(fā)展,理論與數(shù)值仿真相結(jié)合的方法已經(jīng)廣泛的運用在解決井下工具的疲勞問題上[13-16]。本文通過S135鉆桿管體材料金屬拉伸試驗和疲勞裂紋擴展速率試驗測定疲勞擴展參數(shù),以某S135井下鉆桿管體斷裂失效案例為仿真模型驗證對象,分析復(fù)雜工作載荷條件下鉆桿管體裂紋擴展規(guī)律,并對管體應(yīng)力集中部位進(jìn)行結(jié)構(gòu)改進(jìn)設(shè)計,以提高管體抗疲勞能力。

1 井下鉆桿復(fù)雜受力情況分析

鉆桿在井下工作時,主要承受軸向載荷、扭矩載荷和彎矩載荷,井眼造斜段鉆桿受載情況見圖1。

圖1 井眼造斜段鉆桿管體受載情況示意圖Fig.1 Diagram of drill pipe body load in hole deviation section

1.1 軸向載荷

鉆桿承受的軸向載荷主要來源于鉆桿及鉆頭自身重力[6]

(1)

kf=1-ρL/ρs

(2)

F=kfqL

(3)

式中:q為鉆桿在空氣中單位長度的重力,N/m;R1為鉆桿外半徑,m;r1為鉆桿內(nèi)半徑,m;g為重力加速度,取9.8 N/kg;ρs為鉆桿密度,kg/m3;ρL為鉆井液密度,kg/m3;kf為浮力減輕系數(shù);L為井深,m。

1.2 扭矩載荷

鉆桿所承受的扭矩載荷通常是由轉(zhuǎn)盤和鉆桿空轉(zhuǎn)功率所決定的,因此扭矩載荷[6]為:

WT=WS+Wb

(4)

M=9 549WT/n

(5)

式中:WS鉆桿空轉(zhuǎn)所需功率,kW;Wb為旋轉(zhuǎn)鉆頭破碎巖石所需功率,kW;WT為轉(zhuǎn)盤傳送至鉆桿的功率,kW。

1.3 彎矩載荷

假定鉆桿處于非接觸受力狀態(tài),則在井眼造斜段,鉆桿一般會承受自身重力G,受到井眼彎曲影響產(chǎn)生的彎矩M1,軸向載荷的分力Fx以及鉆桿兩端接頭上的支反力F1,因此任意點的彎矩M(x)[2]表達(dá)式為

Fx=Fsinα

(6)

式中:α為井眼彎曲角度,(°);L為鉆桿長度,m;Y(x)為鉆桿造斜段最低點和最高點的Y向距離,m。

2 Paris裂紋擴展理論

通過大量試驗數(shù)據(jù),提出采用應(yīng)力強度因子K表示裂紋尖端應(yīng)力場的強弱,并提出了Paris公式[17-19],即

(8)

式中:ΔK為應(yīng)力強度因子范圍,ΔK=(Kmax-Kmin);a為裂紋長度,mm;N為有效加載循環(huán)次數(shù);C和M為材料常數(shù),試驗獲得。

將式(8)兩邊取積分可得

(9)

式中:ath為裂紋擴展危險閾值,mm;a0為初始裂紋長度,mm。

由于ΔK=f(a),因此可得

(10)

由式(10)便可在已知裂紋擴展危險閾值和初始裂紋長度情況下,求解含裂紋管體的壽命。

而對于復(fù)合載荷工況下,裂紋擴展路徑和擴展速率都會受到載荷加載的影響,常規(guī)Paris公式并不適用。因此,Sajith等[20]提出了Paris法的修正公式,并提出了等效應(yīng)力強度因子Keq以應(yīng)對復(fù)合型裂紋擴展壽命問題

(11)

ΔKeq=f(ΔKⅠ,ΔKⅡ)

(12)

式中:ΔKⅠ為Ⅰ型裂紋尖端應(yīng)力強度因子范圍;ΔKⅡ為Ⅱ型裂紋尖端應(yīng)力強度因子范圍。而Erdogan等[21]依據(jù)最大切向應(yīng)力準(zhǔn)則對多軸加載工況下裂紋的擴展路徑進(jìn)行預(yù)測。

當(dāng)KⅡ>0時

(13)

當(dāng)KⅡ<0時

(14)

式中:θc為初始裂紋與軸線逆時針方向夾角,°;KⅠ為Ⅰ型裂紋尖端應(yīng)力強度因子;KⅡ為Ⅱ型裂紋尖端應(yīng)力強度因子。

3 試驗與有限元仿真方法驗證

通過光譜儀對鉆桿管體材料的化學(xué)成分進(jìn)行檢測,如表1所示。

表1 鉆桿管體元素質(zhì)量分?jǐn)?shù)Tab.1 Drill pipe body element mass fraction %

3.1 單軸拉伸試驗

根據(jù)國標(biāo)GT/T228.1-2010《金屬材料拉伸試驗第1部分:室溫試驗方法》[22]加工制備S135鉆桿管體圓形試樣三根,采用MTS809.25材料動態(tài)測試系統(tǒng)對試件1-試件3進(jìn)行單軸拉伸試驗。如圖2所示為MTS809.25材料動態(tài)測試系統(tǒng)。

圖2 MTS809.25材料動態(tài)測試系統(tǒng)Fig.2 Dynamic test system of MTS809.25 material

分別根據(jù)試件的單軸拉伸試驗數(shù)據(jù)計算試驗鉆桿管體力學(xué)性能,并取平均值以減少誤差。最終其彈性模量為211 563 MPa,泊松比為0.28,屈服強度為975 MPa,抗拉強度為1 057 MPa。通過Abaqus對單軸拉伸試驗過程進(jìn)行仿真,其應(yīng)力-應(yīng)變曲線如圖3所示,試驗與仿真結(jié)果一致性較強。

圖3 單軸拉伸試驗與仿真應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.3 The stress-strain curves of uniaxial tensile test and simulation

3.2 疲勞裂紋擴展試驗

根據(jù)國標(biāo)GT/T 6398-2017《金屬材料 疲勞試驗 疲勞裂紋擴展方法》[23]加工制備CT試樣,試樣預(yù)制2 mm裂紋,采用MTS809.25材料動態(tài)測試系統(tǒng)對試件4-試件6進(jìn)行疲勞裂紋擴展速率試驗,試驗頻率為10 Hz,最大力為9.5 kN,應(yīng)力比為0.1,擴展至裂紋長度為40 mm時停止。為降低數(shù)據(jù)離散性,試驗過程采用柔度法計算裂紋長度。

根據(jù)Paris公式對疲勞試驗結(jié)果數(shù)據(jù)進(jìn)行擬合,分別求得C=3.9×10-12,M=3.6。如圖4所示為試件疲勞試驗與仿真循環(huán)次數(shù)與裂紋長度關(guān)系曲線,試驗與仿真結(jié)果一致性較強。

圖4 試件疲勞試驗與數(shù)值仿真對比關(guān)系曲線Fig.4 The comparison curves between fatigue test data and numerical simulation data of a specimen

4 鉆桿管體數(shù)值仿真模型建立與驗證

4.1 單軸拉伸試驗

為驗證鉆桿管體數(shù)值仿真方法的可行性,以某井下API S135鋼級鉆桿管體失效案例為驗證對象,不考慮鉆桿接頭螺紋,失效鉆桿斷口位于距內(nèi)螺紋鉆桿接頭的內(nèi)螺紋端面650 mm位置,處于鉆桿管體內(nèi)加厚過渡消失區(qū),失效鉆桿管體形貌如圖5所示[7]。管體發(fā)生斷裂時,主要承受拉力1 786.26 kN,扭矩約為25 000 N·m,且處于狗腿度變化最大處2.4°/30 m,斷面發(fā)現(xiàn)腐蝕坑,失效鉆桿在拐點區(qū)域的工作旋轉(zhuǎn)圈數(shù)約為1.13×105轉(zhuǎn),由拉伸導(dǎo)致的斷口處截面拉應(yīng)力為474 MPa,斷裂原因為腐蝕坑引起微裂紋擴展從而導(dǎo)致管體疲勞失效。而通過疲勞試驗機同等受力條件下檢測兩根無缺陷同型號鉆桿實物的疲勞壽命分別為3.229 42×105轉(zhuǎn)和2.425 86×105轉(zhuǎn)。

圖6 鉆桿管體網(wǎng)格模型Fig.6 The mesh model of drill pipe body

管體材料為常用的低碳Cr-Mn-Mo鋼,彈性模量為210 000 MPa,泊松比為0.3,屈服強度為987 MPa,抗拉強度為1 069 MPa,表2所示為API S135鉆桿管體具體幾何參數(shù)。

表2 API S135鋼級鉆桿管體幾何參數(shù)Tab.2 The geometrical parameters of API S135 steel drill pipe body

假設(shè)材料為各向同性,劃分網(wǎng)格單元類型為C3D8R,網(wǎng)格尺寸為10 mm,網(wǎng)格單元數(shù)量為19 088個。如圖3所示為鉆桿管體網(wǎng)格模型。

對管體一端施加完全固定約束,另一端端面分別施加拉力1 786.26 kN,扭矩25 000 Nm,以及2.4°/30 m的等效彎矩,內(nèi)壓12 MPa以模擬鉆桿復(fù)雜受力狀態(tài)。

4.2 鉆桿管體數(shù)值仿真結(jié)果驗證分析

如圖7所示為管體工作載荷(拉+彎+扭復(fù)合載荷)下的應(yīng)力分布云圖。

圖7 工作載荷下鉆桿管體受力狀態(tài)Fig.7 Stress state of drill pipe body under working load

由圖7可知,復(fù)合載荷作用下,鉆桿管體應(yīng)力值更大,兩端應(yīng)力值相對較小,具體分布情況如圖8所示。

圖8 工作載荷下管體應(yīng)力沿著管體長度變化曲線Fig.8 The Mises stress curve along the length of drill pipe body under working load

圖8為工作載荷下,管體應(yīng)力沿著管體長度的變化曲線。最大應(yīng)力主要出現(xiàn)在鉆桿管體內(nèi)加厚過渡消失區(qū),靠近公螺紋端為491 MPa,靠近母螺紋端為467 MPa,且均位于管體內(nèi)腔。工作載荷下,除管體兩端接頭加厚部分,管體整體應(yīng)力分布均勻,且數(shù)值相對較大。

通過對管體復(fù)雜載荷下的受力分析結(jié)果發(fā)現(xiàn),管體兩端最大應(yīng)力出現(xiàn)位置均為管體內(nèi)加厚過渡消失區(qū),分別為491 MPa和467 MPa,與管體實際斷裂失效位置和數(shù)值基本一致,而應(yīng)力集中位置一般也是疲勞失效位置。計算結(jié)果與某井下API S135鋼級鉆桿管體失效結(jié)果基本一致,數(shù)值仿真計算方法與數(shù)值模型的可行性得到驗證。

5 鉆桿管體疲勞裂紋擴展分析

5.1 裂紋擴展仿真模型建立

為探究復(fù)雜工況條件下,管體出現(xiàn)裂紋后的裂紋擴展行為及剩余疲勞壽命,采用Abaqus與Franc3D進(jìn)行聯(lián)合仿真。由于裂紋出現(xiàn)地點隨機,因此在管體兩端內(nèi)加厚過渡消失區(qū)、管體總長1/4、1/2和3/4處分別建立觀測點,比較不同觀測點分別出現(xiàn)初始裂紋后的裂紋擴展行為,如圖9所示。

材料參數(shù)來源于單軸拉伸試驗與裂紋擴展試驗,相關(guān)裂紋擴展參數(shù),如表3所示。

表3 管體裂紋擴展材料常數(shù)Tab.3 Material constants of drill pipe body′s crack growth

以A點為例,采用常規(guī)的橢圓形裂紋進(jìn)行預(yù)制,裂紋長半軸a=2 mm,短半軸b=1 mm[24],預(yù)制在管體表面,載荷工況與4.1中失效工況一致,應(yīng)力比為-1,圖10所示為裂紋預(yù)制過程。

采用M積分來計算應(yīng)力強度因子,歸一化裂紋前緣長度,如圖11所示為裂紋前緣的應(yīng)力強度因子分布曲線

圖11 裂紋前緣應(yīng)力強度因子分布曲線Fig.11 The distribution curves of stress intensity factor at crack tip

由圖11得,KⅠ最大值為471.0 MPa·mm1/2,KⅡ最大值為16.4 MPa·mm1/2,KⅢ最大值為16.03 MPa·mm1/2,管體開裂形式主要服從第Ⅰ型張開型裂紋。KⅠ隨裂紋深度增加不斷增加,呈現(xiàn)兩頭小中間大的山峰形分布。而裂紋前緣應(yīng)力強度因子越大,裂紋越容易開裂,圖11也反映出裂紋深度增加,裂紋越容易擴展。

5.2 不同初始裂紋位置

圖12所示為管體上A～E這5個觀測點位置預(yù)制初始裂紋后,裂紋擴展循環(huán)次數(shù)與裂紋深度的關(guān)系曲線。由圖12可知,A、E兩觀測點循環(huán)次數(shù)最低,其原因在于A、E兩觀測點處于管體內(nèi)加厚過渡消失區(qū),其結(jié)構(gòu)有應(yīng)力集中現(xiàn)象,當(dāng)此處出現(xiàn)裂紋時,較其它區(qū)域更容易斷裂失效。此外,由B、C、D曲線可知隨著初始裂紋越靠近公螺紋端,循環(huán)次數(shù)越低,也越容易出現(xiàn)斷裂情況。

圖12 不同初始裂紋位置的疲勞壽命與裂紋深度關(guān)系曲線Fig.12 The relationship curves between fatigue life and crack depth at different initial crack locations

5.3 循環(huán)應(yīng)力比

實際井下工況,管體承受載荷大小是非規(guī)則變化的,應(yīng)力比大小也是變化的。為探究應(yīng)力比變化對裂紋擴展規(guī)律的影響,預(yù)制初始裂紋長半軸a=2 mm,短半軸b=1 mm,預(yù)制位置為觀測點E點,分別計算應(yīng)力比R為0.1、0.2、0.3和0.4時的裂紋擴展循環(huán)次數(shù)。

由圖13可知,隨著應(yīng)力比的不斷增加,載荷循環(huán)次數(shù)不斷提高,裂紋擴展速率也不斷下降。

圖13 不同應(yīng)力比下的疲勞壽命與裂紋深度關(guān)系曲線Fig.13 The relationship curves between fatigue life and crack depth under different stress ratios

6 內(nèi)加厚過渡消失區(qū)結(jié)構(gòu)改進(jìn)

S135鉆桿管體內(nèi)加厚過渡消失區(qū)是管體最容易失效的地方,一旦此處出現(xiàn)腐蝕坑、劃痕或者裂隙,進(jìn)而萌生裂紋,在循環(huán)的復(fù)合載荷作用下,裂紋快速擴展,導(dǎo)致管體穿刺或斷裂失效。因此,為提高該類型S135鉆桿在相同工況條件下的疲勞安全系數(shù),減少類似失效案例的發(fā)生。對管體加厚端進(jìn)行改進(jìn)設(shè)計,設(shè)計目的在于降低加厚端的最大應(yīng)力值,提高載荷循環(huán)次數(shù)(剩余疲勞壽命),如圖14所示為管體加厚端結(jié)構(gòu)示意圖。改進(jìn)參數(shù)主要包括管體壁厚t、管體外加厚錐部長度Meu和管體內(nèi)加厚錐部長度Miu,表4為結(jié)構(gòu)改進(jìn)參數(shù)的API標(biāo)準(zhǔn)初始值。

表4 結(jié)構(gòu)參數(shù)API標(biāo)準(zhǔn)初始值Tab.4 Initial values of structural parameters of API standard

圖14 管體加厚端結(jié)構(gòu)示意圖Fig.14 Diagram of the thickened end structure of the drill pipe body

6.1 管體壁厚t改進(jìn)

管體內(nèi)加厚過度消失區(qū)由于結(jié)構(gòu)奇異,容易產(chǎn)生應(yīng)力集中現(xiàn)象,因此最大應(yīng)力出現(xiàn)在此處,導(dǎo)致循環(huán)載荷作用下,更容易發(fā)生裂紋擴展現(xiàn)象,裂紋擴展后剩余疲勞壽命更低。考慮管體改進(jìn)設(shè)計后加厚內(nèi)外徑超過API標(biāo)準(zhǔn)中響應(yīng)尺寸,而API標(biāo)準(zhǔn)中?139.7 mm的管體內(nèi)徑為118.62 mm,接頭內(nèi)加厚內(nèi)徑為96.82 mm。管體壁厚加厚尺寸不宜超過10 mm,因此,規(guī)定管體壁厚增量為1～9 mm,調(diào)整量為1 mm。

如圖15所示為工況載荷下,管體最大應(yīng)力沿壁厚增量變化曲線,而表5為出現(xiàn)裂紋時(a=2 mm,b=1 mm,R=-1)觀測點A和觀測點E處載荷循環(huán)次數(shù)統(tǒng)計表,將該表中的數(shù)值繪制曲線圖如圖16所示。

表5 增加壁厚,觀測點A、E循環(huán)載荷次數(shù)統(tǒng)計表Tab.5 The statistics table of cycle load numbers of observation point A, E with incremental wall thickness

圖15 工作載荷下管體最大應(yīng)力沿壁厚增量變化曲線Fig.15 Change curves of the maximum Mises stress along incremental wall thickness under working load

圖16 觀測點A和E點處管體疲勞壽命與壁厚增量的關(guān)系曲線Fig.16 The relationship curves between fatigue life and incremental wall thickness at observation points A and E of drill pipe body

從圖15和圖16可以得出:隨著管體壁厚不斷增加,無論是靠近公螺紋端還是靠近母螺紋端的最大應(yīng)力均不斷降低,而載荷循環(huán)次數(shù)提高。當(dāng)管體加厚5 mm時,E點循環(huán)次數(shù)為331 113次,A點循環(huán)次數(shù)為290 927次,而實驗測試鉆桿疲勞壽命為3.229 42×105轉(zhuǎn)和2.425 86×105(一轉(zhuǎn)即一次循環(huán)周期)。因此,管體加厚5 mm基本達(dá)到工況下的循環(huán)次數(shù),加厚管體厚度是降低管體疲勞斷裂失效的有效途徑之一。

6.2 管體外加厚錐部長度Meu改進(jìn)

管體外加厚錐部長度Meu初始值為63.5 mm,設(shè)定伸長量為0～125 mm,調(diào)整量為25 mm,如圖17為工作載荷下,管體最大應(yīng)力隨Meu伸長量變化曲線。表6所示為錐部長度增加時,載荷循環(huán)次數(shù)統(tǒng)計表,將此表中的數(shù)值繪制成曲線如圖18所示。

表6 增加Meu長度,觀測點A、E載荷循環(huán)次數(shù)統(tǒng)計表Tab.6 The statistics table of cycle load numbers of observation points A, E with incremental length of Meu

圖17 工作載荷下,管體最大應(yīng)力隨Meu伸長量變化曲線Fig.17 The change curves of maximum Mises stress with Meu elongation under working load

圖18 觀測點A和E點處管體疲勞壽命與Meu伸長量之間的關(guān)系曲線Fig.18 The relationship curves between fatigue life and Meu elongation at observation points A and E of drill pipe body

由圖17和圖18可以獲得:隨著管體外加厚錐部長度Meu不斷增加,無論是靠近公螺紋端還是靠近母螺紋端的最大應(yīng)力變化幅度十分不明顯,同樣出現(xiàn)裂紋后,對載荷循環(huán)次數(shù)影響也較小。

6.3 管體內(nèi)加厚錐部長度Miu改進(jìn)

管體內(nèi)加厚錐部長度Miu初始值為63.5 mm,設(shè)定伸長量為0～250 mm,調(diào)整量為50 mm,如圖19和表7分別為工作載荷下,管體最大應(yīng)力隨Miu伸長量變化曲線及載荷循環(huán)次數(shù)統(tǒng)計表,將此表中的數(shù)值繪制曲線如圖20所示。

表7 管體疲勞壽命隨Miu變化統(tǒng)計表Tab.7 The statistical table of fatigue life of drill pipe body with Miu change

圖19 工作載荷下,管體最大應(yīng)力隨Miu伸長量變化曲線Fig.19 The change curves of the maximum Mises stress with Meu elongation of drill pipe body under working load

圖20 觀測點A和E點處管體疲勞壽命與Meu伸長量之間的關(guān)系曲線Fig.20 The relationship curves between fatigue life and Meu elongation at observation points A and E of drill pipe body

由圖19和圖20可獲得:隨著管體外加厚錐部長度Miu不斷增加,管體靠近公螺紋端和靠近母螺紋端的最大應(yīng)力略微增加,而載荷循環(huán)次數(shù)也有所增加,但變化幅度較小。因此,只增加Miu的值不能使該類型鉆桿在該工況條件下免于疲勞斷裂失效的危險,具體變化數(shù)值如表7所示。

6.4 結(jié)構(gòu)組合優(yōu)選

從上述分析中可知,當(dāng)管體壁厚增加到5 mm時,觀測點疲勞壽命基本能達(dá)到實驗測試的疲勞壽命,而管體內(nèi)外加厚錐部長度的增加對管體整體疲勞壽命影響相對較小。為提出管體內(nèi)加厚過渡消失區(qū)結(jié)構(gòu)改進(jìn)建議,基于以上的仿真結(jié)果,設(shè)計三因素五水平的正交實驗,從管體內(nèi)加厚過渡區(qū)結(jié)構(gòu)應(yīng)力集中系數(shù)角度進(jìn)行優(yōu)選組合,如表8所示為正交實驗表。

通過正交實驗分析結(jié)果進(jìn)行分析,推薦組合為t加厚7 mm,外加厚錐部長度伸長25 mm,內(nèi)加厚錐部長度伸長100 mm,應(yīng)力集中系數(shù)為1.151。此種結(jié)構(gòu)組合在工況條件下,通過仿真分析計算得管體疲勞壽命為417 549次,高于未改進(jìn)結(jié)構(gòu)的疲勞壽命。

7 結(jié)論

根據(jù)對API S135井下鉆桿管體裂紋擴展分析及結(jié)構(gòu)改進(jìn),可以獲得以下結(jié)論:

1) 通過金屬材料力學(xué)性能試驗和疲勞裂紋擴展速率試驗確定材料常數(shù),并與仿真試驗相互驗證,此外,進(jìn)一步從失效案例證明數(shù)值仿真方法預(yù)測管體裂紋擴展過程的可行性。

2) 井下工況下,鉆桿管體KI型裂紋強度因子占據(jù)主導(dǎo),說明管體受到軸向載荷(拉伸載荷)的影響更大。

3) 鉆桿管體主要失效部位為鉆桿管體內(nèi)加厚過渡消失區(qū),而改變管體內(nèi)加厚錐部長度Miu和管體外加厚錐部長度Meu對管體最大應(yīng)力改變不大,且載荷循環(huán)次數(shù)增加幅度也很小。而提高管體壁厚t后應(yīng)力下降顯著,且載荷循環(huán)次數(shù)提高明顯,因此提高管體壁厚t是更為有效的改進(jìn)方式。并且,通過正交實驗分析結(jié)果推薦內(nèi)加厚過渡消失區(qū)關(guān)鍵結(jié)構(gòu)改進(jìn)組合為t加厚7 mm,外加厚錐部長度伸長25 mm,內(nèi)加厚錐部長度伸長100 mm。