2 钻柱_甜梦文库|文库百度|百度文库下载|百度文档|新浪文库|豆丁文库|冰点文库|文库宝|免费下载百度文库
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第二章钻柱（DrillString）钻柱是快速优质钻井的重要工具，它是连通地面与地下的枢纽。在转盘钻井时是靠 它来传递破碎岩石所需的能量，给井底施加钻压，以及向井内输送洗井液等。在井下动 力钻井时，井底动力机是用钻柱送到井底并靠它承受反扭矩，同时涡轮钻具和螺杆钻具 所需的液体能量也是通过钻柱输送到井底的。 在钻井过程中， 钻头的工作、 井限的状况、 甚至井下地层的各种变化，往往是通过钻柱及各种仪表才能反映到地面上来。合理的钻 井技术参数及其他技术措施， 也只能在正确使用钻柱的条件下才能实现。 除正常钻进外， 钻井过程中的其他各种作业，如取心、处理井下复杂情况、地层测试、挤水泥、打捞落 物等都是依靠钻柱选行的。 钻柱由不同的部件组成，它的组成随着钻井条件和方法的不同而有所区别。其基本 组成部分是：方钻杆、钻杆、钻艇、稳定器及接头。方钻轩的作用是将地面转盘的功率 传递给钻杆，以带动钻头旋转。钻杆的作用是将地面所发出的功率传递给钻头，并靠钻 杆的逐渐加长使井眼不断加深。钻链位于钻杆的下面，直接与钻头（或井底动力机）连 接，依靠其本身的重量进行加压，靠它和稳定器的各种组合来控制井眼的斜皮。钻柱的 各个不同组成部分的相互连接，是借助钻杆接头或配合接头来实现的。 随着近代钻井深度的不断增加，钻井工艺的不断发展，对钻柱的结构和性能要求越 来越高。实践证明，几千米甚至近万米长的钻柱在井下的工作条件是比较复杂的，它往 往是钻井设备和工具中比较薄弱的环节。为了快速优质安全地钻达预定深度，必须选用 可靠的钻柱。这不仅要求从尺寸配合上选择合适的钻柱，而且应该根据钻柱在井下的工 作条件，正确分析钻柱耐受力情况，进行强度计算，合理地设计钻柱。特别值得注意的 是，钻柱的破坏大多是疲劳破坏所引起的，所以有必要探讨疲劳破坏产生的机理和影响 因素，采取各种减少疲劳破坏的技术措施，以便延长钻柱的使用寿命。第一节钻柱的工作状态及受力分析一、钻柱的工作状态 钻柱在井下的工作条件随钻井方式（转盘钻井或井下动力钻井） 、钻井工序（如正1常钻进、起下钻等）的不同而异。在不同的工作条件下，钻柱具有不同的工作状态，受 到不同的作用力。为了讨论钻柱的受力及强度设计，必须首先了解钻柱在整个钻井过程 中的工作状态。下面主要对转盘钻井时钻柱的受力情况加以分析。 在钻井过程中，钻柱主要是在起下钻和正常钻进这两种条件下工作。在起下钻时， 钻柱不接触井底，整个钻柱处于悬持状态，在自重作用下，钻柱处于受拉伸的直线稳定 状态。在正常钻进肘，由于部分钻柱的重量作为钻压施加在钻头上，使得下部钝柱受压 缩。在钻压小和直井条件下，钻柱也是直的，而当压力达到某一临界值时，下部钻柱将 失去直线稳定状态，而发生弯曲，并且在某个点（称为“切点” ）和井壁接触，这是钻 柱第一次弯曲（Buck1ing of the first order） （图 3-1 中曲线Ⅰ） 。如果继续加大钻 压，则弯曲形状改变，切点逐渐下移（图 3-1 中曲线Ⅱ） 。当钻压增大到新的临界值时， 钻柱的弯曲轴线呈现出第二个半波，这是钻柱第二次弯曲（Buckling of the order） （图 3-1 中曲线Ⅲ） 。如果再继续加大钻压，则会出现钻柱的第三次弯曲或更多次弯曲。目前 旋转钻井所用的钻压一般都超过常用钻链的一次弯曲临界钻压，如果不采取其他措施， 下部钻柱将不可避免地发生轴向弯曲。 在正常钻进时，整个钻柱是处于不停旋转的状态下。作用在钻柱上的力，除拉力和 压力外，还有由于旋转产生的离心力。离心力的作用有可能加剧下部钻柱的弯曲，使弯 曲半波长度缩短。在钻柱上部受拉部分，由于离心力的作用也可能呈现弯曲状态。很明 显，由于钻柱上都有拉力作用，其弯曲半波长度大，而往下，由于压力不断增大，再加 上离心力的作用， 其弯曲半波长度变小。 以上所讲的钻柱弯曲状态仅仅是发生在平面内。 我们知道，在钻进时要通过钻柱传递扭矩。这样，在扭矩作用下，钻柱不可能保持平面 的弯曲状态，而是呈螺旋形弯曲状态。总的来说，在压力、 离心力和扭矩的联合作用下，钻柱轴线一般呈变节距的空间 螺旋弯曲曲线形状（在井底螺距最小，往上逐渐加大） 。 这样一个螺旋弯曲钻柱在井眼内是怎样旋转呢？这是一 个比较复杂的问题，至今还未研究透彻。我们分析，钻柱在 井眼里的旋转运动可能有四种形式（1） 。 （1）钻柱围绕自身弯曲轴线旋动（自转） ； （2）钻柱围绕井眼轴线旋转并沿着井壁滑动（公转） ； （3）钻柱围绕井眼轴线旋转，但不是沿着井壁滑动而是2沿着井壁反向滚动（公转与自转的结合） ； （4）整个钻柱或部分钻柱作无规则的旋转摆动。 第一种形式，钻柱自转时在整个圆周上与井壁接触，产生均匀的磨损，但受到交变 弯曲应力的作用。在软岩石弯曲井段，由于自转容易在井筒内形成键槽，成为起钻时钻 柱受阻的原因。 第二种形式，钻柱公转时不受交变弯曲应力的作用，但产生不均匀的单向磨损（偏 磨） ，从而加快了钻柱的磨损和破坏。 第三种形式，钻柱同时参与两种旋转运动，即同时围绕自身轴线和井眼轴线旋转， 其磨损均匀，也受到交变弯曲应力的作用，但循环次数比第一种形式低得多。 第四种形式，钻柱处于旋转形式转变的过渡状态，最不稳定，常常造成钻柱的强烈 振动。) 从理论上讲，如果钻柱的刚度在各个方向是均匀一致的，井眼是铅直的，那么钻柱 采取何种形式运动就取决于外界阻力（如泥浆阻力，井壁摩擦等）的大小，一般都采取 消耗能量最小的运动形式。实际上，钻柱的旋转形式还受到其他许多因素的影响，如钻 柱的刚度是否均匀， 井眼的斜度和方位变化， 井眼是否规则以及所用的钻井技术参数等。 根据井下钻柱磨损的实际观察，一般认为弯曲钻柱旋转形式以自转居多。许多学者正是 从这个基点出发，研究了钻柱弯曲和井斜的问题。由于在钻柱自转的情况下，离心力的 总和等于零，对钻柱弯曲没有影响，于是将钻柱弯曲简化成不旋转钻柱弯曲的问题。 在涡轮钻井或用螺杆钻具钻井时，由于破碎岩石所需能量来自井下动力机，其上面 的钻柱在一般情况下是不转动的。同时，可用水力载荷对钻头加压，这就使得钻柱受力 情况比较简单。 二、钻柱的受力分析 从上述钻柱的工作状态可以看出，在不 同的工作条件下，在不同的部位，钻柱所受 载荷不同。 （1）轴向拉力和压力（Axial tension and compression） 钻柱在井下受到的主要作用力 是由钻柱自重引起的轴向拉力。图 3-2（A） 表明（2） ，在无流体的井中，钻柱上任意点的3拉力由该点以下钻柱在空气中的重量产生，井口处拉力最大，向下逐渐减小。由于钻柱 是在充满洗井液的井眼中工作，所以在钻柱最下部端面上还受到静液柱压力的作用，产 生一个向上的浮力（此处仅讨论单一尺寸钻柱在铅直井内的情况） ，使得下部钻柱有相 当长一段受到轴向压力。图 3-2（B）表明，当钻柱处于液柱静压中时，任意深度的辅向 应力等于该深度以下钻柱在空气中的重量减去柱底的静压。在钻进时，部分钻柱重量下 放到井底作为钻压，钻柱轴向应力都减少一个相应数值，即轴向应力线向左平移一个相 当于钻压的距离 （图 3-2 （D）。 ） 此时， 轴向应力线与静液柱压力线的交点称为 “中和点” 。 此点的静液柱压力等于钻柱中的压缩应力。 一般情况下， 中和点并不在轴向应力零点处。 只有在空井中，中和点位置才与轴向应力零点相重合，如图 3-2（C）所示。可以证明（2） ， 中和点的位置可以由施加的钻压除以钻柱单位长度的浮重来确定。 中和点位置 式中 N—中和点距离，米 P—钻压，牛； qs—单位长度钻柱在空气中的重量，牛/米； qf—单位长度钻柱所排开的液体重量，牛/米。 很明显，由于把部分钻柱的重量施加给钻头，因此下部钻柱受压力，上部钻柱受拉 力，而且愈靠近井口，拉力愈大，愈靠近井底，压力愈大。 此外，在起下钻时，钻柱与井壁之间和钻柱与泥浆之间有摩擦力。这种摩擦力在起 钻时会增加上部钻柱的载荷，下钻时会减轻上部钻柱的载荷。 （2）弯曲力矩（Bending moment） 在正常钻进时，下部钻柱受压弯曲而受到弯 N=P/（qs-qf）米 （3-1）曲力矩的作用。 此外， 在井眼偏斜段， 钻柱也受到弯曲力矩的作用。 弯曲钻柱的旋转 （特 别是在绕钻柱自转的情况下） ，使钻柱内产生交变弯曲应力。 （3）离心力（Centrifugal force） 钻柱发生弯曲。 （4）扭矩（Moment of torsion） 在正常钻进时（转盘钻井时） ，必须通过转盘 当钻柱绕井眼轴线公转时产生离心力，促使把一定的能量传递给钻柱，用于旋转钻柱和带动钻头破碎岩石。这样，钻柱受到扭矩的 作用，扭矩在井口处最大，向下随着能量的消耗，在井底处钻柱所受的扭矩最小。 （5）纵向振动（Axjal vibration） 钻进时，钻头的转动（特别是牙轮钻头）会引起钻柱的纵向振动，因而产生纵向交变应力。纵向振动和钻头结构、所钻岩石特性、4泵量不均度、钻压以及转速等因素有关。当这种纵向振动的周期和钻柱本身固有的振动 周期相同或成倍数时，就产生共振现象，振幅急剧加大，通常称为“跳钻” 。严重的跳 钻常常造成钻杆弯曲，磨损加剧以及迅速疲劳破坏。通常可以通过改变转速和钻压的方 法来消除这种跳钻现象。 （6）扭转振动（Torsionl vibration） 当井底对钻头旋转的阻力不断变化时，会引起钻柱的扭转振动，因而产生交变剪应力。扭转振动和钻头结构、所钻岩石性质是 否均匀一致、钻压及转速等等许多因素有关。特别是使用刮刀钻头钻软硬交错地层时， 钻柱的扭转振动最为严重。 （7）动载（Dynamic loads） 起下钻作业中，由于钻柱运动速度的变化会引起纵向动载，因而在钻柱中产生间歇的纵向应力变化。这主要和操作状况有关。 综上所述，转盘钻井时，钻柱的受力是比较复杂的。但所有这些载荷就性质来讲可 分为不变的和交变的两大类。属于不变应力的有拉应力、压应力和剪应力，而属于交变 应力的有弯曲应力，扭转振动所引起的剪应力以及纵向振动作用所产生的拉应力和压应 力。在整个钻柱长度内，载荷作用的特点是在井口处主要是不变载荷的影响，而靠进井 底处主要是交变负荷的影响。这种交变载荷的作用正是钻柱疲劳破坏的主要原因。 从上述分析也不难看出，钻柱受力严重部位是： （1）钻进时钻柱的下部受力最为严重。因为钻柱同时受到轴向压力、扭矩和弯曲 力矩的作用， 更为严重的是自转时存在着剧烈的交变应力循环， 以及钻头突然遇阻遇卡， 会使钻柱受到的扭矩大大增加。 （2）钻进时和起下钻时，井口处钻柱受力复杂。起下钻时井口处钻柱受到最大拉 力，如果起下钻时猛提、猛刹，会使井口处钻柱受到的轴向拉力大大增加。钻进时，井 口处钻柱所受拉力和扭力都最大，受力情况也比较严重。 （3）由于地层岩性变化、钻头的冲击和纵向振动等因素的存在，使得钻压不均匀， 因而使中和点位置上下移动。这样，在中和点附近的钻柱就受到交变载荷作用。 总的来说，为了完成正常钻进、起下钻及其他工艺操作，根据上述的受力状况，钻 柱所有部分都必须有足够强度， 以承受各种可能的载荷。 同时， 要保证建立所需的钻压， 钻柱的循环阻力要小， 密封性要好， 并且钻柱的重量应尽可能轻， 以实现经济的合理性。第二节钻井过程中各种应力的计算5为了使钻柱在不同的工作条件下能安全地工作，在钻柱受力分析的基础上，还需计 算钻柱内部的各种应力，作为合理设计和校核强度的依据。应该指出，现有的应力计算 方法还不能全面地反映钻柱在井下的实际受力情况，特别是引起疲劳破坏的交变应力， 至今还没有完善的计算方法。 一、钻柱轴向应力的计算 （一）钻拉上部拉应力（Tensi1e Stress）的计算 1、钻柱在泥浆中空悬时 作用在钻柱上部某一截面上的轴向拉力，应该等于该截面以下的钻柱自重减去所受 的泥浆浮力。根据阿基米德原理，泥浆浮力等于钻柱同体积的泥浆重量。 在井口处钻柱横截面所受泥浆浮力 B 等于 B=γmLFα×10-4 式中 B——泥浆浮力，牛； γm——泥浆重度，牛/米 3； L——井口以下的钻柱长度，米； F——钻柱横截面积，厘米 2； α——考虑钻杆接头和加厚影响的重量修正系数，等于 1.05—1.10。 而井口断面以下钻柱在空气中的重量 Q 等于 Q=γsLFα×10-4 牛 式中 γs——钻柱材料的重度，牛/米 3。 于是，井口横截面所受拉力负荷 Q。应等于钻柱在空气中的重量与泥浆浮力之差。Q0 ? Q ? B ? ? m LF? ? 10?4 r牛 ? ? ? ? Q?1 ? m ? ? ? ? x ? ?（3-2）（3 一 3）Q0=Q·Kf 式中? ? ? Kf——浮力减轻系数， K f ? ?1 ? m ? ? ? ? x ? ?（3—4）这就是说，钻柱在液体中的重量等于钻柱空气中的重量乘以浮力减轻系数，这种 计算浮力的方法称为“浮力系数法” 。6于是井口钻柱截面的拉应力应为?t ?Q0 Q ? K f ? ? 10 4帕 F F（3—5）如果要计算井口以下某一横截面（a-a）的拉伸负荷，就不能使用浮力系数法（见 图 3—3） 。因为此横截面（a-a）以下管柱的重量已变小了，面所受泥浆浮力仍然是整个 L 米长钻柱的总泥浆浮力。这是由于在管柱下端作用有 L 米高的泥浆柱压力 p，在钻柱 下端横截面上产生一个向上浮力 p×F。这种计算浮力的方法称为“压力面积法” ，其浮 力等于液柱静压力与面积乘积之和。如果对钻柱（a-a）断面用浮力系数法进行计算， 其所得数值正好是（a-a）断面处于井口位置所受的拉力载荷，是不正确的。 随着钻柱下入井内，浸在液体中的钻柱长度增加，也就是说作用在钻柱下端的泥浆 液柱压力加大，浮力也增加，该断面的拉伸载荷也随之减小。所以，在井口以下某一截 面所受拉力载荷应为 Qs-B，其拉应力σt’等于? t' ?式中Qa ? B ? 10 4 F（3-6）σt’——井口以下某一截面的拉应力，帕； Qa——该截面以下钻柱在空气中的重量，牛； B——整个钻柱所受的泥浆总浮力，牛； F——钻柱横截面积，厘米 2。 对于非单一尺寸的钻柱（如钻铤加钻杆） ，其浮力是液柱静压垂直作用在管柱裸露肩部及端面上的作用力的合力。图 3-4 中，浮力 B=F1-F2-F3。72、 钻进时 由于一部分重量用作钻压，且在底端受到泥浆浮力的作用，因此拉应力为?t ?式中Qa ? B ? P ? 10 4帕 F（3—7）P——钻压，牛； Q——钻柱在空气中的重量，牛。 3、起钻时 起钻时作用在钻柱上部的力，除了钻柱自重和泥浆浮力之外，还有井壁对钻柱的摩擦力 Qf 和开始提升时加速阶段所引起的动载 Qd，这时拉应力为?t ?Q ? B ? Q f ? Qd F? 104 帕（3-8）Qf 的大小同井斜角和方位角的大小与变化率、井深、井眼与钻柱的间隙、泥浆性能、 井壁岩石性质以及钻柱刚度等因素有关，难于准确计算，应结合现场具体情况来定。 Qd 和起下钻操作状况及起升加速情况有关。Qd ?式中v Q 牛 gt（3—9）v——大钩起升速度，米/秒； t——动力机加速所延续的时间，秒； g——重力加速度，米/秒 2。84、在斜井中 如果井斜角较大，钻柱与井壁的摩擦力大为增加。井口处所受拉应力的公式为（1）? t?式中? ? 1 ? ? n ?1 4 ? K d ? q ? Li K i ? qc Lc K a ? K f ? Qd ? ? 10 帕 F ? ? i ?1 ? ?（3—10）F——钻柱横截面积，厘米 2； Kd——考虑起下钻时的动载和可能的阻力的系数，Kd=1.2O—1.25； q， qc ——每米钻杆和钻铤在空气中的重量，牛/米； Li——斜井中第 i 段钻柱的长度，米； Lc ——钻铤长度，米； K i ? cos ? i ? ?i sin ? i K n ? cos ? n ? ?i sin ? n αi 和μi，αn 和μn 分别为斜井内第 i 段和第 n 段的井斜角和摩擦系数。 μi 和μn 的大小取决于岩石类型，可从 0.15 变化到 0.30。在以上公式中，起钻时取正号，而下钻时则取负号。在直井中，Ki=kn=1.0。 5、在井下动力钻井时 钻柱所受拉力负荷主要由钻柱自重、井底动力机重量加上循环液体时的水力载荷所 形成，其计算公式为（1）? t?式中n ?1 1 ?K d ?q ? Li Ki ??qc Lc ? Qt ?K n ? K f ? Qh ?? 104 帕 ? ? F ? i ?1 ?（3—11）Qt——井底动力机重量，牛； Qh——循环液体时的水力载荷，牛。而 式中Qh=（△Pt+△Pb）Fo×10-4 △Pt——相应为涡轮和钻头内的压力降，帕； Fo——钻柱的流道截面积，厘米 2。 （二）钻柱下部压力（Compressive stress）的计算 轴向压应力是由泥浆浮力和钻压引起的，可按以下两种情况考虑。 （1）在钻柱空悬或钻压小钻柱仍能保持直线状态的情况下，泥浆浮力是集中作用在钻柱最下端上，此时钻柱最下端所受的压应力为9?c ?式中P?B ? 10 4 帕 F（3—12）P——钻压，牛； B——泥浆总浮力，牛。 （2）当钻压已超过弯曲临界值钻柱发生弯曲时，泥浆浮力的分布情况将改变。对于仍保持直线形状的上部钻柱来说，泥浆浮力将由下向上集中作用在该部分钻柱的最下 端（也就是开始弯曲的地方） ，其大小取决于这个最下端的井深。而对于发生弯曲而偏 离井眼轴线的下部钻柱来说，浮力分布的实际情况是比较复杂的，它取决于弯曲曲线的 形状。为了简化，可以近似地认为泥浆浮力是沿着该部分钻柱长度均匀分布的，其作用 将是使下部钻柱单位长度的重量减少。这样，钻柱最下端的压应力仅与钻压有关。?c ?P ? 10 4 帕 F（3—13）二、钻柱剪应力（Shear stress）的计算 在钻进过程中， 整个钻柱都受有扭矩作用， 因此在钻柱各个横截面上都产生剪应力。 正常钻进时，钻柱所受的扭矩取决于转盘传给钻柱的功率。 N=Ns+Nb 式中 千瓦 (3—14)N——转盘传给钻柱的功率，千瓦； Ns——钻柱空转所需功率，千瓦； Nb——旋转钻头破碎岩石所需功率，千瓦。 钻柱所受扭矩为M ? ( N s ? N b ) ? 牛?米 n n（3—15）剪应力为??式中M 9549( N s ? N b ) ? 兆帕 Wn n ? Wn（3—16）n——钻柱转速，转/分； Wn——所考虑钻柱横截面的抗扭截面系数，厘米 3。Wn ??d c3 ? d i4 ? ?1 ? ? 16 ? d c4 ? ? ?（3—17）式中dc，di——分别为钻柱的外径和内径，厘米。10正常钻进时，功率 N 的大小与钻头类型及直径、岩石性质、钻柱尺寸、钻压、转速、 泥浆性能以及井眼质量等因素有关，可以使用以下根据试验结果修正的经验公式进行确 定。 钻柱空转所需功率推荐使用以下公式(转速 n＜230 转/分)（3） 。 Ns=4.6Cγmdc2Ln×10-7 千瓦 式中 γm——泥浆重度，牛/米 3； dc——钻柱外径，厘米； L——钻柱长度，米； n——转速，转/分； C——与井斜角有关的系数。 直井时 C=18.8×10-5 井斜角 25°时 C=48×10-5 15°时 C=38.5×10-5 6°时 C=38.5×10-5 钻头破碎岩石所需功率 Nb： （1）牙轮钻头钻进时（4） Nb=0.0785pDN×10-3 千瓦 式中 p——钻压，千牛； D——钻头直径，厘米； n——转速，转/分。 （2）刮刀钻头钻进时（4） Nb=32.17p1.08Dnφ×10-3 千瓦 式中 p——钻压，牛； D——钻头直径，厘米； φ——经验系数，与岩石性质、泥浆性能、洗井液清洁程度、钻头磨损程度等因 素有关，一般按 0.36—0.6 选取。 在钻进时，如果钻头（或钻柱）突然被卡，旋转钻柱的功能可能全部转奕为变形位 能，引起钻柱的瞬时扭转，产生很大的扭矩和剪应力 钻柱旋转时的功能可用以下通式确定：11（1）（3-18）（3-19）(3-20)。T?式中?2 ? 2 ? sL J0 ? ? JD 2 2 g（3—21）T——钻柱旋转时产生的动能； ω——钻柱旋转的角速度； J0——钻柱的转动惯量； γs——钻柱材料的重度； L——钻柱的长度； g——重力加速度； J．——钻柱截面的极惯性矩。 销柱的变形位能可用以下通式确定：U? N 2L 2GJ p（3—22）式中U——钻柱的变形位能； M——钻柱传给钻头的有效转矩； G——刚性系数。 钻柱卡住时，功能在短时间内转化为变形势能，即 T=U2 M L ? ? sLJ P ? 2GJ p 2g最大扭矩 式中M max ? ?J p? sG ? 10 ?8 牛 ? 米 g(3-23)M max ——最大扭矩，牛·米； ω——角加速度，弧度/秒；J p ——钻柱截面的极惯性矩，厘米 ；4? s ——钻柱材料的重度，牛/米 3；G——刚性系数，牛/米 2； g——重力加速度，米/秒 2。 最大扭应力? max ?M max M max ? d c ? ? 10 6 帕 Wn 2J p12（3—24）式中? max ——最大扭应力，帕；d c ——钻柱外径，厘米。 三、钻柱弯曲应力（Bending stress）的计算 钻柱的弯曲应力在钻柱上部是由离心力引起的（不考虑井斜和定向井） ，在钻柱的下部则由钻柱受压弯曲和离心力共同作用引起的，因此一般钻柱下部的弯曲应力较 大。 在计算弯曲应力时作如下假设： （1）钻柱是围绕井眼轴线公转； （2）将钻柱弯曲的变节距空间螺旋，看成是变节距的平面螺旋； （3）将每一个弯曲半波看成是一个两端为铰链的压杆稳定问题。 则此压杆所能承受的最大临界压力可按欧拉公式得出： Pc ? 式中? 2 EJ s ? 10 ? 2 牛 2 Lv（3-25）Pc ——备界压力，牛； E——钻柱材料的弹性模量，钢材的 E=205940 兆帕； J s ——钻柱本体断面的轴惯性矩；Js ?? (d c4 ? d i4 )厘米 4 64d c ， d i ——钻柱的外、内径，厘米；Lv——弯曲的半波长度，米。 根据压杆稳定理论，在临界压力下，管柱发生微挠度 f,由于 Lv 比 f 大得多，所以 管柱近似于随遇平衡状态，此时杆内产生的弯矩与外力 pc 所形成的外力矩应相互平衡。 Mi=pc·f×10-2 牛·米 式中 （3-26）Mi——因管柱弯曲变形所产生的内弯矩，牛·米； f——半波最大挠度， f ? D——井眼直径，厘米； 1.2——井限扩大系数； dc——钻柱外径，厘米。131. 2 D ? d c 厘米 ; 2将（3-25）式代入（3-26）式可得：? 2 EJ z Mi ? f ? 10 ?4 牛 ? 米 2 Lv在该半波内最大弯曲应力σb 为（3-27）?b ?式中M i ? 2 EJ z f ? ? 10 ?2 帕 2 Ws L vW s（3-28）Ws——钻柱断面的抗弯截面系数W s?2J z ,厘米 3 dc（3-29）若将 E=205940 兆帕及（3-29）式代入（3-28）式，则得 弯曲应力 ? b ? 102fd c L2 v兆帕（3-30）半波长可采用萨尔基索夫公式计算Lv ? J n2 93.9 0.5 z ? 0.25 z 2 ? 2.3025 z n qm（3-31）式中Lv——半波长度，米； z——中和点到校核断面的距离，中和点以下 z 取负值，中和点以上 z 取正值，米； n——钻柱转速，转/分； qm——钻柱在泥浆中单位长度的重量，牛/米； Jz——钻柱本体截面的轴惯性矩，厘米 4。 四、钻柱抗挤（collapse Resistance）计算（5） （6）在中途测试过程中，由于钻柱内空，而管外 有泥浆液柱的压力，如图 3-5（a）所示；或钻杆 内有比重较低的油气水 （所测试出的流体） 而管 ， 外仍有泥浆液柱的压力，如图 3-5(b)所示。这样 势必在管内外压差作用下对钻柱产生一个外挤力 （这与套管受外挤的情况一样） 同时， 。 在测试完14毕时还需上提钻柱，以松动下部的封隔器。因此，下部钻柱就同时受到外挤和拉伸的联 合作用。为了保证钻柱的工作安全，就需要对钻柱抗挤强度进行校核。 （一）外挤压力的确定 从图 3-5 可看出，在钻柱最下端所受外挤压力最大。在钻柱内空情况下，其外挤压 力可由下式确定。 P0c ? H? m 式中 帕 （3-32）P0c ——计算点的外挤压力，帕； H——计算点深度，米； Rm——管外泥浆的重度，牛/米 3。 如果钻柱内有地层流体，且其液面距井口的距离为 L（管外泥浆液面到井口处） ，外挤压力 P0c 应为P0 c ? H? m ? ( H ? L)? f 帕（3-33）式中L——管内液体距井口的距离，米； γf——管外泥浆的重度，牛/米 3。 很明显，受力最严重的情况是管外泥浆液面在井口外，而管内无液体，即钻柱内为空的情况。 例：设钻杆内空，管外泥浆重度为 17×103 牛/米 3，试求钻杆在 2500 米井深所受的 外挤压力。P0c ? 2500 ? 17 ? 10 3 ? 42.5兆帕（二）钻柱抗挤强度的确定 与套管抗挤强度一样， 钻杆抗挤强度可按相应的公式 （请参阅第九章套管设计部分） 计算，或从表 3-1 中直接查出。当上提钻柱松动封隔器时，在拉力作用下，钻杆的抗挤 强度与套管柱一样，也应进行修正。这可用双轴应力图求解(见图 3-6)。图上横坐标是 轴向拉应力σt 与管材平均屈服强度σs 的百分比，而纵坐标是修正后的钻杆抗挤强度Pcc 与无轴向拉力作用下的抗挤强度 Pc 的百分比。例：设测试时钻杆内空 2500 米，管外泥浆重度 17×103 牛/米 3，卸封时上提拉力超 过钻柱重量 222.69 千牛，求 127 毫米、284.78 牛/米、E 级钻杆的实际抗挤强度。 从钻井测试手册中可查出 127 毫米、284.78 牛/米钻杆的管体截面积为 34.03 厘米2，则钻柱最下端所受的轴向拉应力为15?t ?222690 ? 104 ? 65.44兆帕 34.03E 级 钻 杆 的 平 均 屈 服 强 度 为 586.25 兆 帕 ， 则 轴 向 拉 应 力 相 对于平均屈服强度的百分比为?t 65.44 ? ? 11.2% ? s 586.25在图 3-6 的横坐标上找出 11.2%， 垂直下画与椭圆曲线相交， 在纵坐标上可读出 94%。 再从表 3-1 中可查出 127 毫米、284.78 牛/米、E 级钻杆的抗挤强度 Pc 为 68.96 兆 帕，因拉力作用而修正的抗挤强度 Pc c 为 Pcc ? Pc ? 94% ? 68.96 ? 94% ? 64.82兆帕 （三）安全系数的确定 为了保证下部钻柱的工作安全，钻柱所受外挤压力 P0c 只能小于钻柱抗挤强度 Pc c ， 一般其安全系数 n。不能小于 1.125。Pc c ? n0 ? 1.125 P0c16（3-34）表 3-1 钻 杆 外 径 毫 米 60.3 新钻 杆名 义重 量 牛/米 70.83 97.12 99.96 151.8 6 138.7 1 194.1 4 226.2 2 172.9 5 204.3 4 229.1 6 200.7 1 242.3 0 291.9 5 333.1 5 237.2 1 284.7 8 273.6 6 280.2 7 319.7 1 360.5 2 D 6.21 1新钻杆承受扭力、拉力、挤压力和内压力数据 按最小屈服强度计算的最小抗拉力 千牛 135 11.60 9 15.24 5 19.70 7 28.15 6 34.47 7 45.21 2 51.38 9 47.45 6 56.74 7 62.90 4 63.13 5 75.07 0 89.92 2 99.87 7
111 107.8 52 123.5 84 137.8 6617扭力屈服强度① 千牛-米 E 6.456 8.463 10.94 5 15.63 8 19.15 1 25.11 8 28.55 0 26.36 6 31.53 4 34.93 8 35.07 3 41.70 6 49.96 5 55.48 5 47.44 3 55.73 0 70.74 4 59.92 1 68.65 5 76.58 9 95 8.165 10.71 5 13.86 1 19.81 5 24.26 4 31.81 8 36.15 8 33.39 2 39.94 2 44.25 5 44.43 2 52.82 7 63.28 4 70.28 2 60.09 7 70.59 4 89.61 0 75.89 8 86.96 5 97.01 5 105 9.032 11.85 4 15.32 6 21.90 4 26.81 4 35.16 8 39.97 0 36.91 8 44.14 7 48.92 1 49.11 1 58.38 8 69.94 3 77.68 8 66.41 7 78.02 7 99.04 9 83.88 6 96.12 0 107.2 28 DE 435.27 1 615.04 0 604.71 7 953.75 3 864.40 2
95 551.32 0 779.05 7 765.97 4
105 609.34 4 861.02 0 846.61 2
135 783.41 7
451.02 373.011.4 74699.45 188.918.4 18 20.9 41886.02 5 101. 623.1 25 25.6 20931.23 7 114. 330.5 34 36.6 33 40.6 88
127. 040.8 72 51.8 78 139. 750.3 45 56.1 64
168. 3367.8 70.1 95.68 121.1 133.9 7.9
74 6 97 60 37 59 81 ①取钢材的抗剪强度的最小屈服强度的 57.7%，壁厚按名义厚度计算。 ②此数据是根据 APIRP7G，附录 A 中的几种公式计算后取最小值。 注：本表是根据 APIRP7G，表 2-1 和表 2-2 制定的。D 55.86 78.89 52.96 83.52 51.03 71.38 84.83 45.45 57.45 65.24 39.45 52.55 65.58 74.90 38.34 50.96 68.27 33.86 45.59 52.90 27.65最小抗挤压力② 兆 帕 E 95 105 76.14 96.41 106.62 107.58 136.27 150.62 72.21 89.17 96.62 113.86 144.20 159.38 69.24 83.17 90.00 97.31 123.31 136.27 115.65 146.55 161.93 58.00 68.69 73.79 78.27 99.17 109.65 88.97 112.69 124.48 49.65 57.93 61.72 71.65 87.93 95.32 89.38 113.24 125.17 102.14 129.45 143.03 48.07 55.79 59.38 68.96 82.83 89.58 93.10 117.93 130.34 41.86 47.79 50.34 58.21 68.96 74.07 72.14 89.10 96.55 33.17 36.55 37.79 第三节135 131.51 193.65 117.65 204.96 108.83 175.17 208.20 87.24 139.10 160.07 71.10 115.86 160.89 183.93 68.00 108.27 167.58 56.00 87.85 116.70 41.65按最小屈服强度计算的抗内压力 兆 帕 D E 95 105 135 72.41 91.72 101.38 130.34 78.27 106.69 135.17 149.38 192.07 68.34 86.55 95.65 122.96 83.59 114.00 144.34 159.58 205.17 65.66 83.24 92.00 118.27 69.79 95.17 120.55 133.24 171.31 85.17 116.14 147.10 162.55 209.03 59.31 75.10 83.03 106.76 54.76 74.69 94.62 104.55 134.41 63.03 86.00 108.89 120.41 154.76 54.48 69.03 76.34 98.14 49.72 67.79 85.86 94.90 122.00 63.45 86.48 109.58 121.10 155.72 73.72 100.55 127.38 140.83 181.03 53.59 67.86 75.03 96.48 48.07 65.52 83.03 91.72 118.00 66.34 90.48 114.62 126.76 162.89 50.00 63.38 70.07 90.07 43.59 59.38 75.24 83.17 106.96 50.07 68.27 86.48 95.58 122.96 33.03 45.10 57.10 63.10钻柱的疲劳破坏（Fatigue failure）国内外大量现场资料证明，疲劳破坏是钻柱破坏最常见的形式，也是钻柱破坏最重 要的原因。根据国外调查的资料（9） ，钻柱破坏多属于下列情况。 （1）大多数钻杆的破坏是发生在钻柱旋转时或从井底提升钻柱时，而不是发生在 遇卡后强力提升钻柱时，而且即使是发生在遇卡后提升时，也是在疲劳裂纹已发展到相 当程度后才导致破坏的； （2）大多数破坏发生在距接头 1.2 米以内的地方; （3）钻杆的破坏常与钻杆内表面有严重的腐蚀斑痕有关；18（4）从钻杆外表面开始发生的破坏，一般与钻杆表面的伤痕有关； （5）由于钻铤体部的刚度比两端接头处大，所以钻铤常在丝扣处折断。 虽然疲劳破坏是最普通的钻柱破坏，但是在很长时间里，人们往往对这类破坏缺乏 认识， 以致不能正确分析钻柱破坏的原因。 例如， 当钻杆上发现一小孔时， 常被称为 “刺 穿” 。有些钻杆断口近似直角状，被称为“扭断” 。实际上，它们都是疲劳破坏时引起的。 钻杆被刺穿是由于泥浆在压力下穿过钻杆体上的疲劳裂纹，泥浆的高速流动进一步扩大 了疲劳裂纹，并使裂纹变成圆形穿孔，所以，刺穿的先决条件是存在疲劳裂纹，只有裂 纹完全穿透管壁以后才可能发生水力切削。现代钻杆具有较高的抗扭强度，所以当钻头 遇卡而继续转动钻柱时，钻柱可扭成麻花状而不会扭断。钻杆扭断是因为在破坏之前， 疲劳裂纹已周向蔓延，并不断扩大，当扩大到一定程度后而扭断，因此管壁的最后断口 带有撕裂的特征。 总的来说，疲劳破坏可分三种基本类型： 纯疲劳破坏——这种破坏事先没有任何明显的原因； 伤痕疲劳破坏——伴随着机榜伤痕而产生的破坏； 腐蚀疲劳破坏——由腐蚀引起初始伤痕的破坏。（10） 一、纯疲劳破坏（Pure fatigue failure）大家知道，材料在动载情况下要比在静 载情况下显得更脆弱。对钢材来说，如果应 力在一定限度内，它有吸收动载或承受无限 次循环的能力。 3-8 是软钢的σ-N 曲线 图 （σ —应力，N—循环次数） ，它表明导致材料破 坏的应力大小与循环次数的关系。图中曲线 开始变平直那一点的应力值称作这种钢的疲 劳极限。如果应力不超过这个数值（190 兆 帕） ，任何次数的应力循环都不会产生疲劳。 这种与应力、循环次数有关的破坏，称为疲 劳破坏。 疲劳破坏是逐渐发展而形成的。开始时钢的晶体中的原子沿着晶体的滑移图发生微 观屈服，在应力的交替作用下，产生热能，使得组分之间的结合强度降低，形成微观的19裂纹。随着应力的穿过邻近晶粒将引起裂纹变大、合并、而最后形成看得见的裂纹。这 样裂纹在交变应为作用下，不断张开和闭合，裂纹不断扩大，最后在应为小于材料强度 的情况下发生破坏。一般来说，裂纹的方向与应力方向相垂直，故钻杆疲劳破坏的断面 是圆周方向的。另外这种破坏是由于在交变应力作用下不断张开和闭合所造成的，所以 断裂面具有无光择细颗校表面的特征。 在什么情况下容易发生纯疲劳破坏呢？ 一般钻杆承受有拉伸、压缩、扭转与弯曲的交变应为，其中拉伸和弯曲（在同一管 壁上的交替拉伸和压缩）是最危险的应力，在直井钻进时，纯疲劳破坏是不常见的。如 果钻柱下部的钻杆没有受压缩而发生弯曲，那么纯疲劳破坏就可以大为减少。所以通常 要使钻铤有足够的重量，以减少下部钻杆柱的受压弯曲。一般是根据钻压大小和钻铤浮 重来设计钻铤的长度，即钻铤在泥浆中的重量应等于预计的最大钻压，按此算出钻铤长 度后还应加上二至三根钻铤，使其上钻杆完全处于受拉状态。 但是，在弯曲井眼中就不是这种情况了。钻轩在弯曲井眼中转动时将产生周期性的 弯曲应力。管子的每边在一转中都经受从拉伸到压缩的循环应力。例如，当钻杆转数为 100 转/分时，则 24 小时在井内连续旋转次数即可达到 144000 转。如果在交变应力条件 下， 七天内钻杆就会有一百多万次的应力循环。 根据图 3-8 的σ-N 曲线， 若应力为 220.7 兆帕，钻杆在那时就会破坏。所以，即使钻铤的数量足够，仍然有可能发生疲劳破坏， 而且破坏的位置还不一定。 一般来说，靠近销铤的钻杆弯曲可能性最大。因为钻铤刚度大，能抵抗弯曲，所以 弯曲常发生在钻铤以上的钻杆处。而且，钻杆上的最大应力常发生在加厚部位的末端， 约距接头 50 厘米左右的位置。如上所述，接头不可能弯曲，弯曲只能发生在管壁较薄 的钻杆体上。在这断面变化的位置，起到类似虎钳固定的作用，成为弯曲的支点，这就 是大多数钻杆破坏发生在距接头 1.2 米范围内的原因。 实验研究得知，疲劳破坏与以下因素有关: （1）钻轩的尺寸及钢材性能； （2）狗腿的严重程度； （3）在狗腿处，钻杆承受的拉力负荷； （4）每段钻杆在狗腿处的重复应力次数。 图 3-9 是 114.3 毫米钻杆疲劳破坏的关系曲线。 从图中可看出， 为了防止疲劳破坏，20必须使井下条件处于疲劳曲线的左边，否则就有可能发生破坏。同时可看出，为了防止 疲劳破坏，当拉力越大时所允许的狗腿角越小，因此所受拉力大小是疲劳破坏的关键。 在深井中，钻柱上都受拉伸负荷很大，如果上部井眼存在狗腿时，对钻杆的危害是很大 的。 还应该指出，钻杆通过狗腿后，即使拉力已消除，也还存在着累积疲劳损伤。因此， 如果重复几次通过狗腿，就有可能使钻杆发生疲劳破坏。所以，如果已知或怀疑井下存 在有严重的狗腿，最好的措施是破坏掉狗腿，从而减少井眼斜度的变化和钻柱的疲劳破 坏。 另外，还有一些其它因素引起纯疲劳破坏。如果将弯曲钻杆下入井内，就往往成为 疲劳破坏的潜在因素。弯曲的方钻杆会使转盘以下的钻杆发生弯曲，一旦这些钻杆承受 的应为足够大时，就会造成疲劳破坏；另外，天车转盘和井口不对中，也会在方钻杆和 钻杆上造成弯曲应力，使钻杆发生疲劳破坏。在海洋钻井中，由于钻井船随波浪起伏摇 摆 也 会 造 成 钻 杆 的 弯 曲 ， 导 致 疲 劳 破 坏 。（10） 二、伤痕疲劳破坏（Notch fatigue failure）从上面我们了解到， 疲劳破坏是微小裂纹逐渐发展蔓延的结21果，所以钻杆表面的各种缺陷将会影响钻杆的疲劳极限。钻杆在弯曲状态下绕着自身轴 线旋转时，每边都交替地受到拉伸和压缩。如果钻杆表面有一个缺陷，这个缺陷就将不 断地开启和关闭。而每开启一次都促使缺陷扩展（如因 3-10 所示） 。 缺陷除了使晶粒具有初始变形之外，还会提高应力水平（使应力集中）和使金属结 构破坏集中。当缺陷底部的应力达到一定程度时，缺陷将逐步扩大，直到最后剩下的实 体材料不足以承受整个负荷而发生破坏。因此表面缺陷，无论是由于机械的还是由于冶 炼的原因，都将大大影响钻杆的疲劳极限，其影响程度取决于缺陷的位置、方向、形状 和大小。就缺陷位置来说，如果一伤痕发生在钻杆非主要应力作用的部位，则对疲劳破 坏的影响不大。但如果伤痕位于离接头 50 厘米以内发生最大弯曲力矩处，就可能成为 疲劳破坏的核心。纵向伤痕（相对应力方向而言）对疲劳破坏没有多大的危害，但圆周 方向的伤痕将导致钻杆的疲劳破坏。伤痕底部的形状也是很重要的因素。这可以从切剖 玻璃板情况看出。当用锐利的玻璃刀切割时，只要轻轻地用割刀敲击一下，玻璃就会整 齐地断开。但如果用钝的玻璃刀切割，其割痕底部呈圆形，则敲击时所产生的弯力会扩 散，破裂不悬沿着割痕而是沿着玻璃板的薄弱面发生，并且断开时比较费劲。所以即使 比较大的盘状伤痕，由于其底部呈圆形，应力可以扩散而不会有多大危害。但具有尖锐 底部的伤痕，即使比较微小，也将使应力集中并导致钻轩的破坏。 现将钻井中可造成伤痕疲劳破坏的几种情况列举如下： （一）钻杆上的钢印（Stenci1 mark） 由于所有横向印痕都能成为应力的集中点， 所以， 如果在钻杆上钢印的位置不合适， 则钢印字迹会成为钻杆疲劳破坏的起始部位。现场有不少例子说明，裂缝就是：开始在 象 7、4、A 这样一些数字或字母的水平横划处。所以不允许在钻杆本体上打印，而应在 钻杆加厚部位打印。同时，钢印数码应顺着钻杆纵向排列，并用圆点来代替线条。 （二）电弧烧伤（Electric are burns） 如果不注意，在电焊时时管架错误地作为接地用的搭铁线，往往会使钻杆和金属管 架之间产生电弧。由于这种电弧烧伤的凹坑虽然很小，但在钻杆上形成很宽的烧伤带， 使其性能变脆，非常容易引起疲劳破坏。 （二）胶皮护箍细槽（Grooves caused by rubber protectors） 伤痕疲劳破坏的另一种原因是钻杆上装胶皮护箍的顶部产生圆周细槽，当胶皮护箍 保留在 E 级和高抗拉强度的钻杆上进行贮藏时，上述情况最易发生。因此，钻杆入库贮22藏期间，必须把胶皮护箍卸掉或者移位。 〈四〉大钳伤痕（Tong marks） 在钻杆各种表面伤痕中，大钳牙痕可以算是最严重的。大钳牙痕往往较深、较长且 呈尖状。如果大钳的装配和使用合理，就能使牙痕保持纵向，而对疲劳破坏没有多大危 害。如果牙痕稍微偏离垂直方向，就极易形成应力集中点。另外，大钳应打在接头上， 而决不要打在钻杆体上，以免将钻杆咬坏。 （五）卡瓦伤痕（Slip marks） 转盘卡瓦牙是精加工的齿形，一般来说不会在钻杆上面有损坏性的伤痕。但是，如 果卡瓦牙加工不良，有损伤或操作不当，卡瓦牙就会咬伤钻杆。如果卡瓦的卡瓦牙已磨 损，不配对，尺寸不合或者装得不合适，都去使钻具的全部负荷承受在一个、两个或者 一部分卡瓦牙上，以致在钻杆上刻下很深的凹口，产生冷作的作用、以及其它可能的破 坏。当用卡瓦转动钻杆时，如果发生打滑现象，就会在钻杆上面留下危险的横向伤痕。 另外，当井内钻柱较短（由于重量不大）采用单吊钳紧扣或卸扣时，会使钻杆在卡瓦中 打滑，形成危险的伤痕。因此必须经常使用双大钳。 （ 六 ） 地层和井内金属碎块对钻柱表面的 切割伤痕 （ Downhole notching by formation and junk cuts） 钻柱在井内旋转时，其表面与坚硬井壁岩石相摩擦，以至留下圆周伤痕，这些伤痕 也可能是由掉落在井底后被挤入井壁的金属碎块所造成。在继续钻进中，钻柱表面的伤 痕可被磨光，但仍在钻柱上留下潜在的破坏点，引起足够大的应力，也有可能导致钻柱 的破坏。所以要经常检查钻位表面，挑出己损伤钻杆，用锉刀把伤痕锉平(要按钻杆的 纵向锉)，以减少钻柱破坏的可能性。（10） 三、腐蚀疲劳破坏（Corrosion fatigue failure）在腐蚀环境中造成的破坏通常称为腐蚀疲劳破坏。这种破坏是目前造成钻杆早期破坏最 常见的原因之一。由于腐蚀的缘故使钻杆截面积减小或者形成腐蚀小坑造成应力集中23点， 都使得疲劳强度大为降低。 图 3-11 表明了腐蚀对钻杆疲劳破坏的影响。图中有两条σ-N 曲线，一条是在无腐蚀介 质(空气)中的疲劳曲线， 另一条是在中等腐蚀介质(盐水)中的疲劳曲线。 从图中可看出， 钢试件在空气中的疲劳极限约为 190 兆帕（27000 磅/英寸 2） ，而在盐水中，由于腐蚀和 疲劳的联合作用，不存在疲劳极限，金属最终会在低应力作用下发生破坏。另外，可看 出，在相同应力下，两种情况的应力循环次数有很大差别。例如，在 229 兆帕(32500 磅/英寸 2)的应力作用下，空气中破坏周期为 2O00000 次，而在盐水中仅为 1100000 次。 所以，曲线表明，在盐水中引起破坏所需的应力要比在空气中低得多。 一般来说，腐蚀可分为化学腐蚀和电化学腐蚀两大类。 （一）化学腐蚀（Chemical corrosion） 化学腐蚀是指金属表面与腐蚀介质产生化学作用而引起的破坏。化学腐蚀的特点是 不产生电流。在这种化学作用中将产生另一种可以脱落的产物，因而使管材截面积减小 以及在钢表面形成腐蚀小坑。常见的腐蚀剂是存在于洗井液中的氧气、二氧化碳和各种 酸类等。腐蚀的结果使管材的壁厚变薄，因而横截面所能承受的应力减小，截面积继续 不断减小，以致于很小的应力就能导致疲劳破坏。这就说明了，在腐蚀性液体中钢材不 存在疲劳极限的问题。 另外， 在腐蚀介质作用下， 在钢表面会形成无数微小的腐蚀小坑。 如果钢表面有各种冶炼缺陷（如裂纹、夹渣、疵疤等）或机械损伤时更加剧了这种腐蚀 作用。这样使得裂纹或小坑不断扩大并与邻近的裂纹或小坑结合起来，因而很快地穿透 管壁，导致泥浆刺穿。腐蚀疲劳；还有一个特点是初始的疤痕常发生在钻杆的内表面， 而伤痕疲劳是发生在钻杆的外表面。自然，洗井液中腐蚀介质是同时作用于钻杆的内外24两面， 但是由于钻杆外表面经常受到井壁和岩屑的研磨， 所形成的腐蚀小坑容易被磨去。 这样，钻杆内表面的防腐就显得更为重要。 （二）电化学腐蚀（Electro-chemistry corrosion） 电化学腐蚀是指金属与电解质溶液接触，产生电化学作用而引起的破坏，其特点是 整个腐蚀反应中有电流产生。在钻井过程中，氯化物、碳酸盐和硫酸钧、钙、族等，可 能从泥浆添加水、地层水、泥浆处理剂或被钻的某种地层（如盐岩、石膏等）进入洗井 液中。这样象蓄电池中存在电解质一样，在井筒内的洗井液中产生类似蓄电池的导电反 应。这种导电现象可能发生在下述几种情况下： （1）钢材内具有电位差的区域，例如钢材组分或微观结构差异，钻柱高低应力部 位之间都可能形成电位差； （2）不同钢级的钻杆； (3)不同金属之间，如铝合金钻杆和套管之间。 这样在钢的电位不同的部位之间发生一种反应，直流电由钢件流出的带走铁离子， 而沉积在另外一端，组成了微型原电池。在铁离子被带离的钢件部位就形成腐蚀疤痕， 引起应力集中，并可能造成疲劳破坏。实际上，化学腐蚀和电化学腐蚀往往是交织在一 起进行的，这更加促使了疲劳破坏的发生。影响腐蚀速度的因素很多，但其中泥浆的 PH 值和温度是最重要的。pH 值是控制腐蚀疲劳的主要因素。当 pH 值从中性变成酸性，腐 蚀的速度会迅速增大，而从中性变为碱性，腐蚀速度会缓慢减低。要精确测定防止疲劳 破坏的最低 PH 值 是困难的，但是有不少人认为，泥浆的 pH 值低于 9.5，会降低钻柱的疲劳寿命。温度的 影响也比较大，腐蚀速度会随温度的升高而加快。 以上我们概述了三种类型的钻杆疲劳破坏。但是钻杆的疲劳破坏是一个极为复杂的 问题，许多方面有待进一步研究和解决。根据以往大量实践经验，为了减少钻柱的疲劳 破坏，可以采取以下措施： （1）为了保证钻杆经常处于拉伸状态，应根据预计最大钻压及钻铤浮重确定钻铤 长度，使钻铤顶部 1O—15%长度也受拉； （2）尽可能降低钻杆工作的应力水平，特别是交变应力，并采用井下减振器来避 免振动损伤； （3）在钻杆柱的繁重工作段，在弯曲井段，采用厚壁钻杆以降低这些工作段的应25力和延长整个钻柱的使用寿命； （4）控制泥浆对钻杆的腐蚀性，可在钻杆内表面涂以塑料树脂等保护层， ； （5）经常检查起下钻操作工具（吊钳、卡瓦等）的工作状态是否完好，注意防止 在钻杆上造成伤痕； （6）储存钻杆时，应用淡水充分冲洗钻杆接头和内外表面，以清除各种盐类和腐 蚀物质，并用防锈化合物涂抹丝扣和接头台肩面； （7）定期检验并挑出有裂纹或壁厚变薄的钻杆，分情况进行处理。 四、钻铤的疲劳破坏(Fatigue failure of drill collars) 在现代旋转钻井中，一般都采用高钻压以提高钻头的工作指标。常用的钻压均大于 钻铤弯曲临界钻压，所以下部钻铤柱常处于弯曲状态。与钻杆的疲劳破坏一样，钻铤在 弯曲状态下旋转时也容易产生疲劳破坏。但是它与钻杆有所不同。对钻杆来说，由于接 头强度较高，刚度较大，因而弯曲常集中在接头附近的钻杆体上，疲劳破坏一般发生在 距接头 1.2 米以内的地方。而对钻铤来说，钻铤体的刚度比接头大，故应力集中在强度 较弱的接头上，因此大部分钻铤断裂均发生在接头上，因此大部分钻铤断裂均发生在接 头处。 （一）有关钻铤疲劳破坏的分析（0） 当受到弯曲力矩作用时，在钻铤接头上一般有两个应力集中区，如图 3-12 中所示 的两个阴影部分。当钻铤接头上扣完好时，接头台肩面密合在一起，而在母接头底部最 后未附合扣处，抗弯截面突然减小，因而产生应力集中。同时，该处的螺纹还起切口作 用，再加上泥浆的腐蚀，就更加深了应力的集中，在弯曲交变应力作用下，就容易在该 处的螺纹根部发生断裂。 这是钻铤接头上的一个应力集中区。 另外， 当接头上扣不紧时， 如图 3-12 和图 3-13 所示，接头台肩面没有密合，或由于弯曲力矩作用使台肩面分离， 公接头受不到台肩面的支承，因而在公接头根部与母接头啮合的第一扣附近，同样出现 应力集中区，同时由于螺纹的切口效应在此处容易产生疲劳破坏，这是钻铤破坏最常见 的形式。为了避免这类形式的破坏，必须施加足够的紧扣扭矩，使台肩面受到充分的弹 性压缩。这样，当钻铤在井眼内受到弯曲时，肩面就不会分离。26其次，为了防止钻铤接头的疲劳破坏，还应使公接头和母接头的强度之间有一个适 当的平衡关系。如果公接头的尺寸过大（指相对强度过大） ，则母接头靠近台肩面附近 的管壁较薄，不能承受公接头的弯曲，而随同公接头一起弯曲（如图 3-14 所示） 。这样， 公接头与母接头可能在距台肩面某一距离处（如 38—64 毫米）同时断裂。与此相反， 如果母接头强度过大，则弯曲仅发生在公接头根部，产生很大饱应力集中，使接头迅速 发生破坏。所以，要求公母接头之间有一个适当的强度比值。 此外，钻铤接头除传送压力和扭矩外，还应当起密封作用。由于接头螺纹顶部和底 部留有间隙，于是在螺纹两端之间形成通道，接头的密封只有靠台肩面来实现。如果紧 扣扭矩不够，在台肩面之间可能发生泥浆泄漏，造成接头严重冲蚀，甚至刺漏钻铤。 （ 二 ） 钻 铤 疲 劳 破 坏 的 预 防 措 施1、采用最佳紧扣扭矩（Optimum makeup torque）27钻铤的紧扣扭矩不宜过小，也不宜过大，而应采用一个最佳的紧扣扭矩值。如果扭 矩偏小，则不能在台肩面储备足够的弹性压缩来防止台肩面的分离。但如果扭矩过大而 超过接头的屈服强度时，则会引起公接头的伸长和母接头的膨胀变形。最佳的扭矩值一 般是根据实验数据和油田经验来确定。对于不同尺寸和扣型的钻铤，最佳扭矩值可从手 册中查得。一般来说，大尺寸钻铤(177.8 毫米或更大)大多数是由于紧扣扭矩不足而引 起接头漏失或公接头的疲劳破坏。这可通过以下两种方法来选行补救。（11） （1）采用低转矩面（Low torque face）的结构（见图 3-15）由于大直径钻铤的台肩宽度大，钻机紧扣扭矩所建立的压应力不足以使台肩面在弯 曲力矩作用下保持接触。低转矩面的结构就是把母接头的镗孔直径加大些来减少台肩处 受压面积，以便在台肩面处产生足够的弹性压缩。 （2）减小接头处的钻铤外径（11） 它是在公接头端部 0.3 米和母接头端部 0.9 米的长度内减小钻铤外径，如 228.6 毫 米外径钻铤可减小到 209.55 毫米，254 毫米外径钻铤可减小到 234.95 毫米。这样，由 于台肩面变窄，在一定紧扣扭矩作用下能使台肩面产生足够的弹性压缩来防止肩面分 离。 而对于小尺寸钻铤（127 毫米或更小）来说，其破坏的主要原因是扭矩过大。由于 接头本身强度较小，在高的钻进扭矩作用下，容易发生破坏。为此可采用阶梯水眼 (Steppedbores）结构（见图 3-16） 。例如 158.75 毫米钻铤，在本体部分用 71.44 毫米 水眼，而在公接头部分，水眼减小到 57.15 毫米。这样可以相对增大容易发生破坏的公 接头部分的强度。 2、采用适当的弯曲强度比（Bending strength ratio） 为了防止钻铤接头的疲劳破坏，必须使公母接头之间保持强度平衡。在计算强度比 值时，都是以公母接头危险断面为准。公接头危险断面是取距台肩面 19.05 毫米处，而 母 接 头 是 取 相 当 于 公 接 头 端 部 处 ， 如 图 3-17 所 示 。28? (D 4 ? b4 ) ( D 4 ? b4 ) ? WzB 32 D D 弯曲强度比 ? ? ? ? (a 4 ? d 4 ) (a 4 ? d 4 ) Wzp ? 32 a a（3-54）式中WzB——母接头抗弯截面系数，厘米 3； Wzp——公接头抗弯截面系数，厘米 3； D——接头外径，厘米； d——接头内径或水眼直径，厘米； a——距台肩 19.05 毫米处的公接头齿根直径； b——相当于公接头端部位置的母接头齿根直径。 根据钻铤接头疲劳和弯曲的实验结果（12） 弯曲强度比 ， （即母接头抗弯截面系数与公接头抗弯截面系数之比）应尽可能接近 2.5，不少于 2.25，不大于 2.75。这样，在大多 数情况下钻铤接头工作良好。 3、加工内应力减轻槽（Internal stressre1ief grooves） 从上面分析已知，公接头根部和母接头底部都有一部分未啮合的螺纹，它们恰好处 于危险断面处，这些位置在钻铤弯曲时所受的应力集中最大。未啮合螺纹形成的切口容 易造成疲劳破坏。为了减少这些危险断面上的应力集中，在公接头根部和母接头底部， 采用平滑的半径较大的沟槽来代替那部分不必要的螺纹（如图 3-18（b）所示） 。这就是 所说的内应力减轻槽。图 3-18(c)为另一种接头形式（14） ，它的特点是母接头底部加工成 圆柱形光滑内表面，用以消除部分不必要的螺纹，孔的另一端逐渐过渡到钻铤的内孔。 这种形式比沟槽容易加工，且较长的均匀璧厚段可使弯曲应力得到很好的分布。 4、加工外应力减轻槽(External stress-re1ief grooves)29近年来，开始使用外应力减轻槽，效果很好。它是在靠近接头的两边有小段钻铤的 外径车细(如图 3-19 所示)，这允许进一步分散钻铤接头区域的弯曲应力，减少接头处 的应力集中。实验证明（12） ，对于同一尺寸和类型的钻铤接头，未加工应力减轻槽的试件 经 24 万次弯曲后破坏，带内应力减轻糟的试件经 39.3 万次弯曲后破坏，而加工有外应 力 减 轻 槽 的 试 件 ， 在 同 样 的 试 验 条 件 下 ， 持 续 550 万 次 弯 曲 而 未 发 生 破 坏 。实验室研究和油田试用结果都表明，最佳的外应力槽直径应使该横截面的轴惯性矩 大约是本体横截面惯性矩的 30%左右（12） 。 Jzg=0.3J （3—55）式中 Jzg——应力减轻槽处的截面轴惯性矩，厘米 4； Jz——钻铤本体的截面轴惯性矩。 截面轴惯性矩的公式为Jz ?? ( Dc4 ? d c4 ) 64（3—56）式中Dc4 ——钻铤外径，厘米； d c4 ——钻铤内径，厘米。将（3—56）式代入（3—55）式可得30? ? 4 ( Dg ? d c4 ) ? 0.3 ( Dc4 ? d c4 ) 64 644 Dg ? 0.3Dc4 ? 0.7 dc4式中Dg——槽外径；厘米。 实验指出，当应力槽的惯性矩大于钻铤惯性矩的 40%时，对于延长接头寿命的作用很小；而当为 28%时能延长接头寿命，但容易在槽内发生疲劳破坏。所以，外应力减轻 槽的惯性矩应在钻铤惯性矩的 29.5—33.5%的范围内。 外应力减轻槽的外径应按 （3—57） 式进行计算。应力槽的长度影响不大，而倒角半径却影响到槽内的应力大小。对于 254 毫米以内的钻铤，应力槽长度可为 100 毫米，倒角半径可为 40 毫米。5、提高螺纹的疲劳寿命 在钻铤螺纹加式中，最好采用铣刀加工的方法，而不用单刃车刀车制。因为后一种 方法容易发生误差， 且易产和尖齿根而引起疲劳破坏。 此外， 为了提高螺纹的疲劳寿命， 还采用齿根冷制法，如冷滚压或锤击法，使齿根表面保留一个残余压缩变形，因而能承 受较高的拉伸应力。滚压时可在滚轮上施加一定压力，如图 3—20 所示。 第四节 氢脆破坏（Hydrogen embrittlement of the steel）在现场实践中发现，管材在硫化氢介质中工作一段时间后会突然出现裂缝，发生严 重的脆状破坏。严重时，在较低应力下管材在工作几星期、几天甚至几小时后就会突然 断裂。这种破坏是由于腐蚀破坏的结果，同时也由于氢渗（氢原子渗入）的作用所引起。 由于硫化氢是这种破坏的主要因素， 氢渗是破坏的主要原因， 所以称作 “硫化应力破裂” （Suifide Stress cracking） ，也称作“氢脆” 。 -、氧脆破坏产生的原因（15） 硫化氢具有较高的腐蚀性，而腐蚀产物之一是游离氢。硫化氢带来的影响是腐蚀和31脆化。 （一）腐蚀 在钻井过程中， 硫化氢会因各种原因侵入洗井液中， 它与水形成弱酸， 象二氧化碳、 氧或其它酸类一样，腐蚀钻柱材料。它将铁转化成硫化铁，使金属减少，截面积变小， 因而降低管材的各种强度，称为失重腐蚀。同时也产生点腐蚀，形成腐蚀凹坑和裂缝造 成应力集中，使疲劳寿命大为降低。同时腐蚀点还可能很快穿透管壁。这是硫化氢的第 一种破坏作用。 （二）脆化（氢脆） 由于腐蚀作用而不断产生氢，它将聚集在金属表面构成一层原子氢吸附膜。在有硫 化氢存在灼情况下，氢会在相当长的时间里以氢原子的状态存在，所以大量的氢并不以 氢分子的形态起泡离开钢材表面，而是以原子氢的形态渗入钢材内部。侵入金属内部的 氢原子集结在晶粒周缘，结合成氢气，形成气泡，产生很高的压力，使钢材晶体间的铤 断裂。这样，在氧的作用下，钢材的延展位减弱而呈脆性方式破坏，所以这种现象称为 “氢脆” 。此外，氢原子渗入金属后，趋向于积聚在材料的最大应力处，当达到临界浓 度时，就会产生各种微小的裂纹。同时氢原子继续积聚在裂纹尖顶使裂纹发展，一直到 钢材不能承受外界负荷时， 就会突然发生脆性破坏。 由于脆性破坏常发生在最大应力点， 因此这种破坏经常发生在钻杆接头上，最一般的破坏是在公接头的最后啮合扣处或基面 处。有时可能在外径已磨损的母接头上发生纵向裂口。 二、影晌氢脆破坏的因素 （一）钢材强度（硬度） 钢的强度越高，越容易发生氢脆破裂。一般来说，屈服强度低于 634 兆帕(约相当 于洛氏硬度 HRc22 的钢材)的钢材不会发生氢脆破坏。图 3-21 表明，在含 3000ppm 硫化 氢的 5%伪氯化钠溶液中，碳钢破坏时间与硬度及外加应力的关系（16） 。 实验结果表明，钢材强度的提高和应力的增加，均导致破坏的加速。 （二）疏化氢的含量 硫化氢的存在会使氢维持原子状态，并帮助它被吸收到到晶格中去。因此，介质中 硫化氢含量越高，损坏情况就越严重。实验表明，硫化氢含量低于 50ppm，钢材的使用 寿命较长，但是即使介质中含量很低（1ppm）仍能导致钢材破坏。 （三）PH 值32PH 值对介质中的硫化氢含量的影响比较大。如图 3—22 所示，在 pH 值等于 6—10 的范围内（用盐酸和苛性钠来调节 pH 值） ，曲线急剧下降，说明参加反应的硫化氢随 pH 值的增加而减少。由此可以推断，在此范围内，由友谊比赛化氢引起的氢脆现象也应减 轻。这可从图 3-23 证实，在 pH 值从 5 增加到 10 时，断裂应力与在空气中的极限强度 之比从 0.65 增至 0.95。 三、防止氢脆破坏的措施（15） (一)防止硫化氢侵入洗井液 这是最显而易见的办法。防止硫化氢侵入洗井液的办法是： （1）保持一定的泥浆重度，防止地层流体的侵入； （2）根据井下可能遇到的温度，避免采用在此高温下可能分解的泥浆处理剂； （3）避免使用含硫原油或含硫化物的泥浆添加剂。 （二）如果不能防止硫化氢侵入，则应采取控制腐蚀速度的措施控制腐蚀速度 （1）保持泥浆有较高的 pH 值（12 或更高一些） ，使硫化物处于非活性状态，以减 弱腐蚀作用， （2）在钻具内壁涂以塑料保护膜； （3）在洗井液中加入缓蚀剂； （4）用化学剂预处理泥浆，使其中硫化物以惰性态沉淀； （5）用油基泥浆钻井。 上述这些方法可以获得不同程度的效果，但是，采用这些方法时，有可能影响到洗 井液的其它性能，所以应全面考虑，适当处理泥浆。33
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