开窗侧钻加重钻杆外螺纹断裂原因分析

孙等军，李培梅，张 军，李 勇

(中国石油集团川庆钻探工程有限公司长庆钻井总公司 陕西 西安 710018)

0 引 言

为降低钻井成本，恢复老井产能，近几年陕北区块部署了5 1/2"套管内开窗侧钻井。该井型所用的钻具尺寸小，不仅要求能够具有一定的抗拉性能、抗疲劳性能和足够的抗过扭性能，还要达到降低水马力损失的效果。因此我们根据钻井需求设计了非API标准的88.9 mm×CQST31双台肩钻具，但是在使用过程中接连发生两起88.9 mm×CQST31加重钻杆外螺纹断裂落井事故。本文对该钻具进行系统的失效分析。

1 井况简介

某井为139.7 mm 套管开窗侧钻水平井，设计井深4 445 m，设计水平段800 m。铣锥开窗井段2 938.5～2 942 m，牙轮钻头试钻井段2 942～2 950 m，开钻时间为2019年5月20日8:00，斜井段完钻井深3 619 m。水平段入窗时间2019年6月2日9:00，入窗井深3 619 m，入窗井斜 87°，垂深3 394.19 m，靶前距430.8 m。裸眼井段2 950～4 389 m，井段总长1 439 m，其中水平段长770 m，岩性全部为砂岩。

1.1 加重钻杆断裂事故概况

1.1.1 加重钻杆第一次断裂事故

2019年6月14日22:45，钻进至井深4 389 m，水平段长770 m，滑动摆工具面时，发生粘吸卡钻，泥浆性能为1.26/53/失水 2.4/pH10。

由于井斜较大(465号单根打完上提 1 m时，测出井斜 93.89°)，需要滑动降井斜。停转盘，上下活动钻具 2次(466 号钻杆外螺纹接头提出转盘面，活动距离 14 m)，上下活动正常。将滚子方补心放入转盘，测出工具面(静止时间5 min)，正转 90°后，上下活动钻具发生粘卡(上提至 90 t，下放至 20 t)，开转盘(最大扭矩 14 000 N·m)，均无效果。23:20 下放钻具至悬重 20 t，钻具发生摆动，上提发现悬重减少 7 t(原悬重63 t)，泵压下降6 MPa(原泵压21 MPa)。试对扣，无扭矩，决定起钻。10:20-16:30 起出钻具103柱+1 根，发现在37号加重钻杆外螺纹接头断裂，断裂外螺纹留在内螺纹接头中。鱼头位置 2 998.21 m，落鱼长度 1 390.79 m，落鱼结构为 ：Φ118 mm钻头+7LZ95螺杆+Φ115 mm扶正器+Φ115 mm回压阀 +Φ104 mm无磁钻铤(长9.3 m)+Φ88.9 mm加重钻杆(长145 m)+Φ88.9 mm钻杆(长1013 m)+Φ88.9 mm加重钻杆(长202 m) =1 390.79 m。

1.1.2 加重钻杆第二次断裂事故

6月17日 20:00～6月18日 11:00柴油浸泡后上下活动，悬重60～90吨，转盘扭矩憋至8 000 N·m，无效果。11:20 憋扭矩15 000 N·m时，突然无扭矩，决定起钻。19:00起出钻具，在加重钻杆公扣处断裂，鱼头位置2 854 m，鱼长1 535 m。

落鱼结构：Φ118 mm钻头+7LZ95螺杆+Φ115 mm扶正器+Φ115 mm回压阀 +Φ104 mm无磁钻铤(长9.4 m)+Φ88.9 mm加重钻杆(长145 m)+Φ88.9 mm钻杆(长1 013 m)+Φ88.9 mm加重钻杆(长202 m) +公锥+Φ88.9 mm钻杆(长29 m)+Φ88.9 mm加重钻杆(长116 m)=1 535 m。

1.2 失效样品情况

两起加重钻杆断口位置均位于外螺纹接头大端数第2扣螺纹牙底部，断裂加重钻杆断口位置距台肩面 20～25 mm处，形貌如图 1 所示。

图1 断裂加重钻杆外螺纹

加重钻杆外螺纹接头断口形貌如图 2 所示。由图可知，断口呈锥状，断面与轴线所成角度约为 45°，断口内侧磨损严重；断口外侧存在应力台阶，为多源特征，该部位对应于螺纹根部，形貌如图 3 所示。

图2 断口的外观形貌

图3 断口外侧应力台阶

对加重钻杆接头断口附近进行渗透探伤，发现断口附近一扣螺纹底部存在裂纹，如图4所示。

图4 螺纹底部裂纹形貌

1.3 理化性能测试

1.3.1 化学成份

对失效样品利用直读光谱仪分析可知：该加重钻杆接头的化学成份符合 SY/T 5146—2014 的要求，见表1。

表1 化学成份分析结果(质量分数) %

1.3.2 力学性能

对失效样品按照标准(室温)取样分析可知：该加重钻杆接头的抗拉强度、屈服强度、伸长率、冲击功和硬度均符合 SY/T 5146—2014的要求，见表2～表4。

表2 拉伸性能试验结果

表3 冲击性能试验结果

表4 布氏硬度试验结果

1.3.3 金相组织

在该加重钻杆接头上取样，金相显微镜下观察其金相组织，组织正常，为回火索氏体，形貌如图5所示。对其进行非金属夹杂物评级和晶粒度评级，结果见表5。分析结果表明：加重钻杆接头组织符合要求。

图5 金相组织

表5 钢中非金属夹杂评级及晶粒度

2 承载能力分析

2.1 抗扭能力计算

2.1.1 接头抗扭能力

根据双台肩接头抗扭能力计算公式，见公式(1)～公式(8)，计算该加重钻杆接头的抗扭能力，具体过程如下。

(1)

(2)

(3)

A=min(Ap,Ab)

(4)

(5)

(6)

(7)

E=tpr×3/8×1/12

(8)

式中：Ty为接头抗扭能力， ft·lb；Ym为接头规定最小屈服强度，根据实测值Ym=892 MPa=129 374 psi；p为螺距，根据图纸，3.5牙/25.4 mm，p=7.257 mm=0.285 7 in；f为摩擦系数(假定为0.08)；θ为牙型半角，30°；Lpc为外螺纹长度，根据图纸，Lpc=88.9 mm=3.5 in；C为中径，根据图纸，C=82.55 mm=3.25 in；OD为接头外径，OD=104.8 mm=4.126 in；ID为接头内径，ID=56 mm=2.205 in；Srs为牙底截高，由牙底半径为1.07 mm和几何知识推知Srs≈1.07 mm=0.042 in；H为螺纹三角形高度，由螺距、牙底截高、几何知识可知H=6.285 mm=0.247 in；Rt为平均螺纹半径，in；Rs为平均台肩半径，in；tpr为螺纹锥度，1/12 mm/mm，即1 in/ft；Qc为内螺纹镗孔直径，5.312 5 in。

根据上述公式及已知数据(屈服强度按实测值892 MPa)，计算可得该加重钻杆接头的抗扭能力为26 016 N·m，大于20 000 N·m，满足订货技术要求。

将Ym=897 MPa=130 000 psi带入上述公式计算可得抗扭能力为26 142 N·m(19 282 ft·lb)，与生产厂家所给的接头抗扭能力(26 845 MPa)相差2.6%。

2.1.2 管体抗扭能力

依据公式(9)和(10)计算得到该加重钻杆管体的抗扭能力为59 824 N·m(44 124 ft·lb )。

(9)

(10)

式中：Tpe为管体抗扭能力，ft·lb；Ype为管体规定最小屈服强度，该加重钻杆为整体加重钻杆，实测值Ype=892 MPa=129 374 psi；J为管体极惯性矩，in4；Dpe为管体外径，Dpe=88.9 mm=3.5 in；dpe为管体内径，dpe=56 mm=2.2 in。

2.2 抗拉能力计算

2.2.1 接头抗拉能力

根据实测屈服强度Ym=892 MPa =129 374 psi，计算可得加重钻杆接头的抗拉能力，具体计算过程如式(11)、(12)：

Fp=Ym×Ap

(11)

(12)

式中：Fp为外螺纹抗拉强度，lb；Ap为外螺纹危险截面的面积，in2。

根据上述公式及已知数据(屈服强度按实测值892 MPa)，计算可得该加重钻杆接头的抗拉能力为2 108 kN，大于2 100 kN，满足订货技术要求。

将Ym=897 MPa =130 000 psi带入上述公式计算可得抗拉能力为2 119 kN，即，生产厂家所给的接头抗拉能力。

2.2.2 管体抗拉能力

该加重钻杆为整体加重钻杆，实测值Ype=892 MPa =129 374 psi，计算可得加重钻杆管体的抗拉能力为2 838 kN(638 024 lb)。

2.3 弯曲强度比计算

该加重钻杆接头外径为104.8 mm，内径为56 mm，接头螺纹型式为CQST31。对该接头的弯曲强度比进行计算可得该钻铤螺纹的弯曲强度比为2.13，在DS-1TM推荐范围内(1.8～2.5)。

3 加重钻杆屈曲状态分析

由落鱼结构可知，该钻具配置存在倒装钻具[1-3]，上部加重钻杆提供钻压，加重钻杆下方配置105根钻杆，因此，钻进过程中加重钻杆及下方钻杆均承受压缩载荷。发生卡钻后，曾上下活动钻具(上提至90 t，下放至20 t)，原钻柱悬重为63 t。根据钻具断落后悬重减少7 t，可知下放至56 t时，断裂加重钻杆处于轴向应力零点；下放至20 t，断裂加重钻杆承受压缩载荷为36 t。

引起断裂部位加重钻杆发生屈曲的临界载荷FC，计算过程见公式(13)。

(13)

以钻头外径(118 mm)作为井眼直径，则加重钻杆接头与外壁之间的间隙r=0.26 in，依据公式(13)计算可得引起加重钻杆屈曲的临界压缩载荷Fc=232 673 N=232.673 kN，约为23.742 t。

由公式(13)可知，临界压缩载荷Fc与间隙r的平方根成反比，即，随着间隙r的增大，临界压缩载荷Fc减小。考虑到钻进过程中钻头存在摆动，实际井眼直径通常大于钻头直径，也就是间隙r大于0.26 in，进而可知实际临界压缩载荷小于23.742 t。

作业过程中，断裂加重钻杆承受压缩载荷为36 t﹥23.742 t，超过了引起屈曲的临界载荷。据此推知，下放钻具过程中，该加重钻杆已发生屈曲。

现场提供资料显示，2019年6月14日23:20下放钻具至悬重20 t，钻具发生摆动。这正是由于钻具在旋转过程中发生屈曲而引起的摆动。

4 综合分析

根据上述试验分析，可以推知该加重钻杆外螺纹接头断裂的失效机理为疲劳断裂[4]。主要分析如下：

1)断口附近螺纹底部裂纹呈月牙儿状，裂纹扩展前沿存在疲劳辉纹，这些均为疲劳断裂的典型特征，据此判断该接头的断裂机理为疲劳断裂；

2)断裂加重钻杆位于井深2 998.21 m，在裸眼井段(2 950～4 389 m)，距套管开窗井段(2 938.5～2 942 m)约56 m。

3)依据2 959.74～4 385.32 m井段的测井数据，计算该井段各测深的狗腿度，并绘制井深-狗腿度曲线，如图6所示。

图6 井深-狗腿度变化曲线

由图6可知，2 950～3 350 m井段存在6处狗腿度大于8°/30m，其中井深2 969 m位置狗腿度为10°/30m，距离外螺纹接头断裂部位较近；另外，井深3 640 m位置狗腿度达到13.3°/30m。

钻进过程中，加重钻杆通过狗腿度较大的井段时，相对于加重钻杆而言，钻杆壁薄、柔性好[5]；而加重钻杆管壁厚、刚度大、不易弯曲， 整体的的刚度和耐磨性能较好，将承受较大的交变弯曲载荷，容易产生疲劳损伤。

此外，加重钻杆外螺纹接头大端数第1～2扣螺纹应力最高，且螺纹牙底部存在应力集中，为接头的薄弱环节[6]，在交变弯曲载荷作用下，该部位萌生疲劳裂纹。裂纹尖端的应力较大，应力集中更加严重，导致该加重钻杆接头的承载能力急剧下降。

侧钻裸眼井段总长1 439 m，其中水平井段770 m，岩性为砂岩；滑动降井斜，随后测井，钻柱静止，后续上提下放钻具时发现粘附卡钻。由落鱼结构可知，该钻具配置存在倒装钻具，加重钻杆下方配置105根钻杆。

在钻进过程中，下部加重钻杆提供钻压，承受压缩载荷；在上提钻具过程中，上部加重钻杆承受拉伸载荷；钻具粘附井壁后，开转盘增加扭矩，侧钻起始井段的加重钻杆承受较大的扭转载荷。

加重钻杆外螺纹存在疲劳裂纹，其承载能力已大幅度降低；开转盘上提钻具过程中，加重钻杆承受拉伸+扭转复合载荷，在复合载荷作用下，加重钻杆产生疲劳损伤。

4)作业过程中，该加重钻杆发生屈曲而摆动。屈曲钻具旋转时会产生很大的应力幅，也就是离心力，导致加重钻杆快速疲劳损伤而断裂。

5)正常情况下，新钻具的内、外螺纹接头弯曲强度比都是内螺纹接头偏强[7]，但是为了满足钻井生产中减少水马力损失的需要，增大了接头水眼，这样进一步削弱了外螺纹接头的抗扭强度，导致外螺纹接头发生断裂的几率增加。

根据以上分析可推知，该加重钻杆外螺纹接头断裂的主要原因为：侧钻起始井段狗腿度较大，钻进过程中，加重钻杆通过该井段，承受较大的交变弯曲载荷，外螺纹接头产生疲劳损伤；下放钻具时，加重钻杆发生屈曲，导致加重钻杆快速疲劳损伤而断裂。

5 结 论

1)该加重钻杆接头断裂的失效为疲劳断裂。

2)该加重钻杆接头断裂的主要原因为：侧钻起始井段狗腿度较大，钻进过程中，加重钻杆通过该井段，承受较大的交变弯曲载荷，外螺纹接头产生疲劳损伤；下放钻具时，加重钻杆发生屈曲，导致加重钻杆快速疲劳损伤而断裂。