某井圆螺纹套管接头滑脱事故分析

潘志勇，宋生印，刘文红，王新虎，王建东

（中国石油集团石油管工程技术研究院石油管工程重点实验室，西安710065） ①

某井圆螺纹套管接头滑脱事故分析

潘志勇，宋生印，刘文红，王新虎，王建东

（中国石油集团石油管工程技术研究院石油管工程重点实验室，西安710065）①

针对套管接头滑脱事故，采用理论与试验相结合的方法，对脱扣接箍进行宏观分析、尺寸检测、螺纹参数测量；对脱扣接箍和同批次管体分别进行材质理化性能检验；对同批次2组套管试样进行实物试验；对套管柱抗拉强度进行校核；对套管接头进行拉伸条件下的有限元分析；并对脱扣接箍工厂端端面的承载能力作了详细计算和分析。结果表明：接箍承载面宽度过小和油田现场瞬时提拉载荷过大是套管接头发生滑脱失效的重要原因；吊卡装配未对中导致接箍承载面受力不平衡而增大了螺纹接头滑脱的倾向。提出了具有针对性的解决措施。

圆螺纹；套管；滑脱；有限元；瞬时载荷；事故分析

API圆螺纹具有加工简单、维修方便、互换性好且价格便宜的特点，所以圆螺纹油套管在石油和天然气行业被广泛使用［1］。但圆螺纹接头连接效率较低，在承受较高的拉伸载荷时易从螺纹连接处滑脱失效［2－4］，从而导致经济损失甚至大的安全事故。为避免滑脱失效事故的发生，提高圆螺纹接头的连接强度一直是很多学者研究的热点［5－14］。影响圆螺纹接头滑脱的因素很多，主要有管体和接箍的几何尺寸、螺纹参数、材质性能、摩擦状态、上扣位置、现场操作等。经过多年的发展，我国圆螺纹套管质量有了很大的提高，但套管脱扣事故仍时有发生。例如，某油田发生圆螺纹套管接头滑脱事故，但检测结果显示该批套管质量满足相关标准要求。为查找套管滑脱失效原因，避免类似事故的再次发生，笔者对该起事故原因进行了详细分析。

1 现场概况

某直井在钻至井深2 650m结束后，开始下规格为139.7mm×7.72mm J55LC的套管，下232根套管深达2 646m后在管柱内灌满泥浆，开泵循环泥浆但环空不返泥浆，经3次上下活动套管后泥浆从环空返出，但泥浆从管柱内进入的多而从环空出来的少，停泵观察发现环空有泥浆外溢。为查找环空憋堵问题，逐一起出套管，在第10根套管起出转盘面5m时接箍与套管工厂端外螺纹接头脱开，下部套管柱落井并未能打捞出。

落井套管总共223根，长度为2 544m。现场上提套管柱过程中无遇卡迹象，滑脱事故发生时悬重为570kN。套管工厂端按最佳扭矩上扣，工厂端所用螺纹脂经检测质量合格。对脱扣的同批次套管试样进行几何尺寸和螺纹参数检测，结果显示套管试样外径、壁厚和螺纹参数符合API Spec 5CT（第8版）［15］和API Spec 5B（第14版）［16］标准要求。

2 宏观分析及尺寸检测

脱扣接箍工厂端端面形貌如图1，按图1所示将端面圆周平分成8等份，与吊卡接触的接箍工厂端端面8－1－2和端面3－4－5－6－7受挤压而发生了大的塑性变形。另外，端面2－3和端面7－8中未与吊卡接触的凸起部位不成对称分布，说明吊卡装配未对中，导致接箍工厂端端面的受力不平衡。

图1 脱扣接箍工厂端端面形貌

脱扣接箍工厂端内螺纹形貌如图2，内螺纹表面未见粘扣痕迹，从螺纹导向面刮蹭痕迹推测工厂端上扣到第22扣。对脱扣接箍工厂端内螺纹在室温环境下进行螺纹参数检测，结果发现内螺纹锥度和螺距偏差均发生了较大改变，已远偏离API Spec 5B（第14版）的要求值，说明接箍工厂端受力过大才发生了塑性变形。

图2 脱扣接箍工厂端内螺纹形貌

脱扣接箍外表面形貌如图3，接箍工厂端明显发生了鼓胀变形。按图3所示划分A～F截面，其中A截面为接箍镗孔内径与内螺纹部分的过渡处。A～F截面外径测量结果如表1，接箍工厂端外径比现场端及中部外径大，其中A截面处外径最大，其值已超过API Spec 5CT（第8版）标准要求的最大值。

图3 脱扣接箍外表面形貌

表1 脱扣接箍外径检测结果 mm

3 材质分析

3.1 化学成分

在脱扣接箍及同批次管体上取样，用ARL 4460型直读光谱仪和LECO CS－444型红外碳硫分析仪进行化学成分检测，结果表明接箍和管体化学成分符合API Spec 5CT（第8版）标准要求。

3.2 力学性能

在脱扣接箍上截取直径为6.25mm的圆棒纵向拉伸试样、在同批次管体上截取标距宽为25.4 mm的板状纵向拉伸试样，在室温条件下进行拉伸试验；在脱扣接箍和同批次管体上分别截取5mm ×10mm×55mm的夏比V型缺口横向冲击试样在13℃进行冲击试验。结果显示，接箍和管体拉伸试验结果和冲击试验结果符合API Spec 5CT（第8版）标准要求。

3.3 金相组织

在脱扣接箍及同批次管体上取样进行金相观察和分析，管体金相组织如图4所示。接箍检测结果为：组织为珠光体＋铁素体，组织晶粒度为8.5级，非金属夹杂物为A1.0、B1.0、D1.0、D0.5e；管体检测结果为：组织为珠光体＋网状铁素体，组织晶粒度为5.5级，非金属夹杂物为A0.5、B0.5、D1.5、DS1.5。

图4 管体组织

3.4 实物试验

在室温条件下对同批次的2组套管试样现场端进行上卸扣试验，试验中螺纹脂在内外螺纹上涂抹均匀，试验方法参照ISO13679—2002［17］标准中的有关规定，进行3次上扣、2次卸扣试验，其中前2次按最大扭矩上扣，第3次按最佳扭矩上扣，结果显示内外螺纹未发生粘扣现象。

对第3次上扣后的2组试样在复合加载系统上进行拉伸至失效试验，试验温度为室温，试验方法参照ISO13679—2002标准中的有关规定，结果显示2组试样接头的连接强度符合ISO／TR 10400—2007［18］标准要求。

4 滑脱原因分析

4.1 材质

管体组织晶粒度为5.5级，组织中存在网状铁素体且局部存在大片珠光体组织，虽然API Spec 5CT（第8版）标准未对管体材料组织作出规定，但是网状铁素体及较大晶粒度且不均匀的组织会对材料性能产生影响，使钢的强度、塑性和韧性降低。

4.2 套管柱抗拉强度校核

根据现场资料，落鱼全长L＝2 544m，泥浆设计密度为1.30g／cm3，而管柱每米重力W＝2.48× 10－1kN，因此可得：落鱼理论重力P＝L×W＝631 kN；泥浆浮力系数BF＝1－泥浆密度／套管钢材密度＝1－1.30／7.8＝0.8333；则落鱼在泥浆中的有效重力Wab＝P×BF＝526kN。

同理计算得：2 646m长的完整套管柱在泥浆中的有效重力W总＝547kN。

ISO／TR 10400—2007标准要求139.7mm× 7.72mm J55LC套管接头的抗拉强度为1 097kN，则套管柱的抗拉安全系数S＝1 097／W总＝2，而SY／T5322—2000［19］标准要求的抗拉安全系数范围为1.60～2.00，所以选取的套管规格的抗拉性能满足设计要求。

4.3 接头拉伸变形

对螺纹接头进行拉伸条件下的有限元分析，设定接箍中性横截面轴向固定，径向自由，上22扣后对管体施加1 500kN的拉伸载荷，采用的计算参数主要为：管体和接箍强度均按实测数据，管体屈服强度475MPa，抗拉强度700MPa，接箍屈服强度480 MPa，抗拉强度690MPa；摩擦因数0.02；选取管体和接箍的单元类型为4节点四边形双线性非协调轴对称单元，采用理想弹塑性模型，假设材料达到抗拉强度后强度继续按屈服强度到抗拉强度的直线斜率按比例增加。有限元分析结果如图5～6所示，其中U1方向为水平方向且向右为正。

图5 接头拉伸载荷下的应力分布

图6 接头拉伸载荷下的径向位移

由图5可见：管体外螺纹第21扣接触面局部及螺纹根部应力已超过材料抗拉强度，另外第19～21扣处截面应力最大，均已超过材料屈服强度，按照塑性判据，接头已产生滑脱。由图6可见：变形主要发生在管体螺纹第17～20扣，而接箍变形很小，接箍最大径向变形发生在镗孔内径与螺纹部分的过渡处，接箍外径最大增量为0.101 8×2＝0.203 6 mm，因此接头按前面所承受载荷方式滑脱时，接箍镗孔内径与螺纹过渡处基本未发生变形。实验室实物拉伸至失效试验也显示接箍滑脱端基本未变形，而图3显示脱扣接箍工厂端镗孔内径与螺纹过渡处明显发生了变形，这说明现场脱扣接箍承受载荷的方式与有限元及实物试验中接箍承受载荷的方式存在很大的不同。

4.4 接箍工厂端端面承载

脱扣接箍工厂端端面发生了严重的塑性挤压变形，说明端面接触压力超过了材料的屈服强度。采用脱扣接箍实测数据对工厂端端面进行承载分析，选取的计算数据为：接箍外径D＝152.80mm；承载面宽度b＝4.27mm；倒角宽度c＝1.05mm；接箍屈服强度Rt0.5＝480MPa。

则接箍承载面承受的压力至少为

因此，当接箍承载面承受的载荷超过947kN时，接箍工厂端端面已发生屈服。假设接箍承载面承受载荷＞1 097kN时才发生屈服，按如前条件计算接箍承载面宽度b至少应为4.92mm。

4.5 综合分析

API 8牙圆螺纹套管在使用过程中发生的脱扣主要与产品设计加工、材质性能、上扣位置或上扣扭矩以及现场操作等方面因素有关。管体和接箍化学成分、力学性能、几何尺寸和螺纹参数满足API Spec 5CT（第8版）标准要求。另外，上卸扣试验显示套管抗粘扣性能较好，螺纹接头的拉伸强度也符合ISO／TR 10400—2007标准要求，套管柱的抗拉安全系数也符合SY／T5322—2000标准要求；套管上扣后的J值和上扣痕迹显示工厂端上扣到正常位置。

落鱼在泥浆中的有效重力达不到套管螺纹接头1 097kN的最低连接强度的1／2，也远低于前面分析的接箍端面承受的至少947kN的压力；而现场记录显示上提套管柱过程中未遇卡，事故当时记录的悬重为570kN，推测套管柱在上提过程中受到了猛的提拉而产生了大的冲击载荷，所以在接箍承载面产生了＞947kN的载荷。

接箍承载面宽度和接箍屈服强度虽然都符合API Spec 5CT（第8版）标准要求，但倒角后的接箍承载面宽度过小，在接箍屈服强度不是很高的情况下，当拉伸载荷＞947kN时接箍承载面就已发生屈服。由于吊卡装配未对中，承载面过早屈服将进一步加剧螺纹接头的受力不平衡，又由于套管柱受到猛的提拉而在接箍承载面产生大的冲击载荷，在大的拉伸和弯曲载荷作用下，相对薄弱的接箍镗孔内径与螺纹过渡处胀大并发生塑形变形，管体材料组织中网状铁素体的存在及不均匀的组织对管体性能的影响增大了套管滑脱的倾向。

因此，接箍承载面宽度虽然符合标准要求，但倒角后的承载面宽度过小，当载荷＞947kN时承载面就已发生屈服失效，并引发螺纹接头的受力不平衡，在大的瞬时提拉载荷作用下导致套管的脱扣失效。

5 结论

1） 吊卡装配未对中导致接箍承载面受力不平衡，增大了螺纹接头滑脱的倾向。

2） 接箍承载面宽度虽然符合标准要求，但倒角后的承载面宽度过小。经计算，脱扣接箍承载面不能承受螺纹接头的最低连接载荷。

3） 接箍承载面宽度过小、现场瞬时提拉载荷过大是导致套管脱扣失效的重要原因。

4） 为减少套管螺纹滑脱事故，在满足API标准要求的前提下，根据载荷计算合理设置接箍承载面宽度和倒角宽度；对油田现场下套管作业进行规范化和标准化管理。

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Round Thread Casing Connection Dropout Accident Analysis for a Well

PAN Zhi－yong，SONG Sheng－yin，LIU Wen－hong，WANG Xin－hu，WANG Jian－dong
（Key Laboratory of Oil Tubular Goods Engineering，Tubular Goods Research Institute of CNPC，Xi’an710065，China）

Research on this dropout failure case was carried out combining relative theory with tests.Macroscopic analysis，dimension measurement and thread testing were done for dropout coupling.The material’s physical and chemical properties were checked.Full scale tests were done for two lots of casing simples.The tensile strength of casing string was rechecked.The finite element analysis on thread connection was carried out under axial tensile loading.Bearing force on end face at factory side of dropout coupling was computed and analyzedindetailaswell.There

round thread；casing；dropout；finite element；instantaneous load；accident analysis

1001－3482（2011）12－0020－05

TE931.2

A

2011－06－18

潘志勇（1976－），男，湖北天门人，工程师，硕士，主要从事石油管理方面的研究和技术服务工作，E－mail：pzy3408＠163.com。sults showed that dropout failure was ascribe to too narrow bearing force face of coupling and too heavy instantaneous tensile load in oil field，on the other hand dropout trend increase on the effect of imbalance bearing force on bearing force face of dropout coupling.The pertinence measures were put forward at the end of this passage.