考慮射孔初始損傷的套管強(qiáng)度失效數(shù)值研究*

劉獻(xiàn)博 李 軍， 高德偉 柳貢慧 連 威 王 典 劉鵬林

(1.中國(guó)石油大學(xué)(北京) 2.中國(guó)石油大學(xué)(北京)克拉瑪依校區(qū) 3.四川長(zhǎng)寧天然氣開(kāi)發(fā)有限責(zé)任公司)

0 引 言

近年來(lái)，隨著油氣資源勘探開(kāi)發(fā)逐漸走向深層、超深層，為了提高油氣資源的開(kāi)采效率，大藥量、高孔密的射孔器在國(guó)內(nèi)外得到廣泛應(yīng)用，導(dǎo)致完井管柱的安全性受到嚴(yán)重挑戰(zhàn)[1-2]。油氣井管柱在臨界外載荷作用下發(fā)生強(qiáng)度破環(huán)、結(jié)構(gòu)失穩(wěn)，該臨界外載荷即為套管抗擠強(qiáng)度。套管抗擠強(qiáng)度是進(jìn)行完井管柱設(shè)計(jì)時(shí)考慮的必要強(qiáng)度參數(shù)，同時(shí)也是工程施工重要參考依據(jù)。對(duì)射孔完井后的套管剩余強(qiáng)度精準(zhǔn)預(yù)測(cè)，有利于油氣井后續(xù)的增產(chǎn)施工設(shè)計(jì)。

套管的鑄造工藝會(huì)引起其抗擠性能的變化[3]，同時(shí)套管材料的屈服強(qiáng)度對(duì)套管的抗擠強(qiáng)度有著直接影響，隨材料屈服強(qiáng)度的增加套管抗擠強(qiáng)度增大[4-6]。但是，一旦確定套管的尺寸及鋼材后，根據(jù)API標(biāo)準(zhǔn)，套管的材料參數(shù)也就相應(yīng)地確定。油氣井聚能射孔過(guò)程中，射孔彈爆炸后具有放熱性、快速性及生成大量氣體等特性。聚能射孔過(guò)程的快速性是指射孔的作用時(shí)間短暫，是微秒級(jí)。而聚能射孔過(guò)程中的瞬時(shí)溫度可高達(dá)1 000 ℃，盡管射孔時(shí)間短暫，但是高溫、高壓和高沖擊載荷作用可能引起套管相變，破壞其結(jié)構(gòu)完整性，進(jìn)而降低抗擠強(qiáng)度[7]。射孔過(guò)程中生成大量帶壓氣體，引起井筒內(nèi)完井液劇烈波動(dòng)。DENG Q.等[8-9]開(kāi)展了沖擊載荷作用下射孔液波動(dòng)對(duì)完井管柱影響規(guī)律的研究。LIU X.等[10-11]建立了三維射孔數(shù)值計(jì)算模型，開(kāi)展了沖擊載荷作用下套管、水泥環(huán)損傷規(guī)律及其影響因素研究。陳華彬等[12-13]通過(guò)建立仿真模型，開(kāi)展了準(zhǔn)靜態(tài)載荷作用下套管的力學(xué)特性研究，并擬合了套管抗擠毀強(qiáng)度計(jì)算公式。盧熹等[14]建立了地面模擬試驗(yàn)測(cè)試系統(tǒng)，開(kāi)展了射孔段管柱爆炸沖擊動(dòng)態(tài)響應(yīng)問(wèn)題的相關(guān)研究。周海峰等[15]設(shè)計(jì)了一套射孔段管柱動(dòng)態(tài)載荷底面綜合測(cè)試系統(tǒng)，開(kāi)展爆炸沖擊載荷作用下的射孔段管柱動(dòng)態(tài)載荷測(cè)試。岳艷芳等[16]運(yùn)用斷裂力學(xué)理論與有限元法，分析了高溫高壓環(huán)境下射孔段套管應(yīng)力特征。CAO Y.G.等[17]通過(guò)將套管三維力學(xué)模型簡(jiǎn)化為平板力學(xué)模型，推導(dǎo)了射孔后套管抗擠強(qiáng)度的理論計(jì)算公式。FAN M.T.等[18]采用分段有限元方法建立了各向異性地層中射孔套管有限元模型，考慮流體溫度、套管內(nèi)壓等因素，開(kāi)展了壓裂過(guò)程中射孔段套管強(qiáng)度計(jì)算。唐波等[19]建立了射孔套管有限元力學(xué)模型，考慮孔徑、孔密及相位角等因素，開(kāi)展了射孔套管在外擠力作用下的孔眼應(yīng)力集中系數(shù)計(jì)算。桂捷等[20]通過(guò)有限元方法計(jì)算了不同相位角、孔密、孔徑的射孔后套管擠毀壓力和抗外擠剩余強(qiáng)度系數(shù)。劉作鵬等[21]應(yīng)用彈塑性力學(xué)理論分析了射孔后套管的剩余強(qiáng)度。油氣井生產(chǎn)過(guò)程中套管受到巖性界面、力熱耦合等多方面的綜合影響，因此射孔段套管的剩余強(qiáng)度對(duì)評(píng)估油氣井的生產(chǎn)周期具有重要參考意義[22-24]。射孔過(guò)程造成的套管損傷不可避免，套管損傷后剩余強(qiáng)度的預(yù)測(cè)對(duì)于油氣井后續(xù)的增產(chǎn)、開(kāi)發(fā)具有重要參考意義。前人應(yīng)用理論力學(xué)推導(dǎo)、數(shù)值仿真計(jì)算、室內(nèi)試驗(yàn)等方法針對(duì)射孔后套管剩余強(qiáng)度開(kāi)展了相關(guān)的研究[25-26]，然而他們的研究忽略了射孔過(guò)程中套管的初始損傷對(duì)其抗擠剩余強(qiáng)度的影響。

為此，本文基于沖擊動(dòng)力學(xué)及管柱力學(xué)理論，結(jié)合現(xiàn)場(chǎng)射孔完井工況，建立三維射孔數(shù)值計(jì)算模型。首先，基于射孔數(shù)值計(jì)算模型，考慮射孔后套管的初始損傷，計(jì)算了射孔后套管抗擠剩余強(qiáng)度系數(shù)。然后，對(duì)比分析了射孔及機(jī)加孔套管的剩余強(qiáng)度差異，證明正是由于射孔過(guò)程中套管存在初始損傷，導(dǎo)致射孔后套管剩余強(qiáng)度系數(shù)小于機(jī)加孔的套管剩余強(qiáng)度系數(shù)。最后，揭示了套管物性參數(shù)及射孔參數(shù)等對(duì)射孔后套管剩余強(qiáng)度的影響規(guī)律。所得結(jié)論可為油氣井的后續(xù)增產(chǎn)及生產(chǎn)方案設(shè)計(jì)提供參考。

1 射孔數(shù)值模型

1.1 物理模型

物理模型的相關(guān)參數(shù)取自一口生產(chǎn)井，井身結(jié)構(gòu)如圖1所示。該井三開(kāi)完鉆深度為4 436 m，固井套管、生產(chǎn)套管直徑都為139.7 mm，套管壁厚為9.17 mm，套管鋼級(jí)為P110。物理模型主要包括3部分：射孔彈、射孔槍及套管(見(jiàn)圖2)。射孔彈裝藥類(lèi)型根據(jù)耐熱性分為3個(gè)級(jí)別，分別是普通型(RDX)、高溫型(HMX)及超高溫型(PYX)。本文的射孔裝藥類(lèi)型為RDX，采用深穿透系列的102型射孔槍。

圖1 射孔完井井身結(jié)構(gòu)Fig.1 Well profile of perforation completion

圖2 物理模型Fig.2 Physical model

油氣井采用套管固井后，通過(guò)位置校正，將射孔槍下入到預(yù)定位置，引爆射孔彈，完成射孔。本文物理模型中射孔槍直徑為102 mm。本文研究不涉及射孔槍對(duì)射孔的影響，因此射孔槍壁厚與盲孔厚度相同，均為3.5 mm。

1.2 控制方程

聚能射孔計(jì)算中首先要考慮射孔彈的數(shù)學(xué)模型，射孔彈直接影響射孔完井的效果，合理的射孔彈數(shù)學(xué)模型可以提高數(shù)值計(jì)算的精度。射孔數(shù)值計(jì)算中采用關(guān)鍵字*MAT_HIGH_EXPLOSIVE_BURN表征射孔裝藥。關(guān)鍵字*EOS_JWL是射孔裝藥的狀態(tài)方程，狀態(tài)方程中的JWL(Jones Wilkins Lee)數(shù)學(xué)模型如下[27-28]：

(1)

式中：p為轟爆壓力，GPa；E為單位體積轟爆能量，J/m3；V為相對(duì)體積；A、B、R1、R2、ω為材料常數(shù)；A、B的單位都是壓力單位，GPa；R1、R2、ω均是無(wú)量綱常數(shù)。

本文所使用的射孔彈參數(shù)如表1所示。

表征套管材料模型的關(guān)鍵字類(lèi)型為*MAT_PLASTIC_KINEMATIC。該模型可以描述材料在沖擊變形過(guò)程中運(yùn)動(dòng)硬化或各向同性硬化的彈塑性行為：

(2)

模擬計(jì)算中使用的套管材料參數(shù)如下：套管密度7.8 g/cm3，彈性模量207 GPa，泊松比0.3，初始屈服應(yīng)力758 MPa，有效塑性應(yīng)變0.1。

1.3 邊界條件

本文物理模型中的射孔彈為深穿透型，射孔孔徑一般在12.0 mm左右。物理模型的高度是射孔孔道直徑的13倍，可以忽略邊界效應(yīng)對(duì)射孔后套管損傷的影響。數(shù)值模型中通過(guò)使用軸對(duì)稱(chēng)邊界條件以提高模型的計(jì)算效率。對(duì)稱(chēng)邊界設(shè)置為SPC條件，限制邊界單元的法向位移(見(jiàn)圖3)。套管兩端采用固定支撐后，其兩端易出現(xiàn)應(yīng)力集中，導(dǎo)致套管提前擠毀，為避免這一情況，套管兩端采用自由邊界條件。

圖3 模型邊界條件Fig.3 Model boundary conditions

套管擠毀試驗(yàn)中，套管外擠力以恒定的加載速率加載，直到套管被擠毀，這個(gè)過(guò)程中外擠力的加載速度不能超過(guò)35 MPa/min[29]。通過(guò)獲取套管1階模態(tài)得到套管的最小自然周期，以10倍最小周期作為外擠力的加載單位以提高加載速率，大幅縮短計(jì)算時(shí)間[9]。本文研究涉及到不同壁厚的套管，為了避免加載速率對(duì)計(jì)算結(jié)果的影響，采用了相同的加載速率，即為20 000 MPa/s(見(jiàn)圖4)。不存在射孔階段時(shí)，外擠力加載時(shí)間為6 500 μs，最大外擠力載荷為130 MPa(見(jiàn)圖5)。射孔是一個(gè)短暫動(dòng)力學(xué)計(jì)算過(guò)程，因此0～2 000 μs為射孔階段，2 000 μs作為外擠力加載的開(kāi)始，外擠力的加載時(shí)間為6 500 μs，最大外擠力載荷為130 MPa。本文數(shù)值計(jì)算中，所有尺寸的套管均被完全擠毀。

圖5 有、無(wú)射孔階段的外擠力加載曲線Fig.5 Loading curves of external pressure with/without perforation stage

2 射孔過(guò)程中套管強(qiáng)度分析

2.1 套管擠毀判據(jù)及剩余強(qiáng)度計(jì)算

在套管擠毀試驗(yàn)中通過(guò)測(cè)試信號(hào)的異變、套管擠毀時(shí)的聲音等作為判斷套管擠毀依據(jù)。在套管擠毀、失穩(wěn)的數(shù)值模擬中，采用套管的應(yīng)變值作為套管擠毀的判斷依據(jù)[1，30]。在涉及不同壁厚、材料屈服強(qiáng)度相同的套管擠毀模擬中，通過(guò)第四強(qiáng)度理論Mises應(yīng)力作為套管擠毀的判據(jù)更為合適。

射孔過(guò)程中相鄰射孔孔道間存在應(yīng)力疊加區(qū)域，增加了套管損傷概率[10]。在外擠力恒定加載過(guò)程中，套管內(nèi)壁處更易形成應(yīng)力集中。射孔孔道周?chē)捎诮饘偕淞鞯膲杭糇饔?，Mises應(yīng)力較高，在外擠力作用下最先達(dá)到屈服強(qiáng)度。而機(jī)加孔的套管在外擠力作用下，機(jī)加孔位置最先出現(xiàn)應(yīng)力集中。相鄰射孔孔道或機(jī)加孔孔道間的中心處相較于其他位置更易出現(xiàn)應(yīng)力集中。因此，本文取相鄰射孔孔道間的中心位置的套管內(nèi)壁單元為數(shù)據(jù)提取點(diǎn)。

本文研究的套管均采用P110鋼材，數(shù)值計(jì)算中屈服強(qiáng)度為758 MPa，當(dāng)數(shù)據(jù)提取點(diǎn)處的Mises應(yīng)力值達(dá)到758 MPa時(shí)，即認(rèn)為套管失穩(wěn)。套管剩余強(qiáng)度系數(shù)是同一位置處的射孔后套管的抗擠強(qiáng)度與射孔前套管的抗擠強(qiáng)度的比值。無(wú)射孔的套管在恒定加載的外擠力作用下，在4 720 μs時(shí)套管Mises應(yīng)力達(dá)到758 MPa，這時(shí)加載的外擠力就是未射孔條件下套管的抗擠強(qiáng)度，即94.4 MPa(見(jiàn)圖6a)。射孔后的套管在恒定加載的外擠力作用下，6 000 μs時(shí)套管Mises應(yīng)力達(dá)到758 MPa，此時(shí)的外擠力就是射孔后套管的抗擠強(qiáng)度，即50.0 MPa(見(jiàn)圖6b)。由于射孔過(guò)程中非線性較強(qiáng)，射孔完成后的一段時(shí)間內(nèi)套管應(yīng)力仍保持較強(qiáng)的非線性特征，靜止一段時(shí)間后這種非線性會(huì)消除。機(jī)加孔套管在恒定加載外擠力作用下，3 800 μs時(shí)套管Mises應(yīng)力達(dá)到758 MPa，此時(shí)的外擠力為機(jī)加孔套管的抗擠強(qiáng)度，即76.0 MPa(見(jiàn)圖6c)。射孔及機(jī)加孔套管抗擠剩余強(qiáng)度系數(shù)分別為53.0%和80.5%。

圖6 套管Mises應(yīng)力Fig.6 Mises stress of casing

2.2 套管剩余強(qiáng)度分析

由于金屬射流對(duì)套管的壓剪作用，在射孔孔道周?chē)鷷?huì)形成應(yīng)力集中區(qū)域。當(dāng)射孔孔密較大時(shí)，射孔過(guò)程中會(huì)在套管上的相鄰射孔孔道之間形成應(yīng)力疊加區(qū)域，應(yīng)力疊加后增加了套管損傷的概率。金屬射流對(duì)套管的壓剪作用，導(dǎo)致套管的損傷及應(yīng)力疊加區(qū)域套管的損傷，即套管的初始損傷。

在API標(biāo)準(zhǔn)關(guān)于套管尺寸的規(guī)定中，直徑139.7 mm套管存在3種不同的壁厚，分別是7.72、9.17和10.54 mm。本文使用的射孔彈在套管內(nèi)壁上形成的射孔孔道平均直徑為12.0 mm，因此套管機(jī)加孔的直徑為12.0 mm?；谏淇讛?shù)值模型，開(kāi)展了不同壁厚套管在射孔及機(jī)加孔后的剩余強(qiáng)度系數(shù)計(jì)算，結(jié)果如表2所示。套管壁厚為7.72 mm時(shí)機(jī)加孔套管剩余強(qiáng)度幾乎是射孔后套管剩余強(qiáng)度的2倍。

表2 數(shù)值計(jì)算套管的剩余強(qiáng)度系數(shù)Table 2 Residual strength coefficient of casing obtained from numerical calculation

射孔后套管的剩余強(qiáng)度大幅減小，而機(jī)加孔套管的剩余強(qiáng)度小幅減小，如圖7所示。射孔數(shù)值模擬中存在金屬射流及爆轟波對(duì)套管的作用，形成射孔孔道的同時(shí)對(duì)射孔孔道周?chē)奶坠墚a(chǎn)生了初始損傷，導(dǎo)致射孔后套管的剩余強(qiáng)度大幅減小。但是通過(guò)在套管上鉆孔形成的機(jī)加孔的孔道周?chē)淮嬖诔跏紦p傷，套管剩余強(qiáng)度較大。因此，通過(guò)機(jī)加孔套管試驗(yàn)研究井下射孔后套管強(qiáng)度的方法，預(yù)測(cè)的套管剩余強(qiáng)度往往偏大。無(wú)論是射孔后套管的剩余強(qiáng)度還是機(jī)加孔后套管的剩余強(qiáng)度，隨著套管壁厚的增加套管的剩余強(qiáng)度曲線均表現(xiàn)出增加的特征。

在機(jī)加孔套管的強(qiáng)度試驗(yàn)中顯然不存在溫度、壓力的劇烈變化，形成的套管損傷也可以忽略。射孔過(guò)程中金屬射流、爆轟波、高溫等都會(huì)導(dǎo)致套管損傷。可見(jiàn)，射孔造成的套管損傷會(huì)嚴(yán)重影響剩余強(qiáng)度，準(zhǔn)確預(yù)測(cè)射孔后套管的剩余強(qiáng)度，有利于后期儲(chǔ)層改造、生產(chǎn)方案設(shè)計(jì)。

3 影響因素分析

3.1 徑厚比

機(jī)加孔套管剩余強(qiáng)度與射孔套管剩余強(qiáng)度均隨著徑厚比的增加而減小，如圖8所示。表明增加套管壁厚對(duì)于提高射孔后的套管服役安全性具有積極意義。機(jī)加孔及射孔后的套管在恒定速率的外擠力作用下，在機(jī)加孔、射孔孔道位置出現(xiàn)應(yīng)力集中，如圖9所示。套管在機(jī)加孔、射孔孔道處發(fā)生應(yīng)力集中后沿軸向方向逐漸擴(kuò)展，2孔的中心位置出現(xiàn)應(yīng)力疊加區(qū)域。射孔后套管內(nèi)、外壁應(yīng)力集中現(xiàn)場(chǎng)有差異，套管外壁上應(yīng)力集中分布在射孔孔道周?chē)鴥?nèi)壁上的應(yīng)力集中分布相對(duì)均勻。

圖8 不同徑厚比下套管剩余強(qiáng)度系數(shù)曲線Fig.8 Residual strength coefficient curve of casing at different diameter to thickness ratios

圖9 套管應(yīng)力云圖Fig.9 Cloud chart of casing stress

完井管柱設(shè)計(jì)不僅要考慮管柱強(qiáng)度校核，也需考慮后續(xù)油氣井增產(chǎn)開(kāi)發(fā)過(guò)程。壁厚過(guò)大時(shí)，在射孔中不僅會(huì)影響射孔穿深，更會(huì)導(dǎo)致射孔形成的毛刺更厚，使后續(xù)增產(chǎn)及開(kāi)發(fā)工具不易下井。因此，完井管柱設(shè)計(jì)時(shí)精確預(yù)測(cè)套管射孔后的剩余強(qiáng)度，對(duì)于完善完井管柱設(shè)計(jì)具有重要參考意義。

3.2 套管直徑

在徑厚比相同情況下，隨著套管直徑的增加，射孔后套管剩余強(qiáng)度大幅增加，如圖10所示。本文統(tǒng)計(jì)了2種套管形成的射孔孔道直徑，如表3所示。隨著射孔孔道直徑的增大，套管剩余強(qiáng)度增加。套管直徑增加后，直接影響的就是射孔彈的炸高。隨著炸高的增加，金屬射流得到充分發(fā)展和拉伸。金屬射流在得到充分拉伸過(guò)程中，金屬射流向徑向方向擴(kuò)展和發(fā)散，導(dǎo)致侵徹套管時(shí)形成的射孔孔道直徑更大。在恒定速率的外擠力作用下，射孔后的套管應(yīng)力集中就會(huì)出現(xiàn)在射孔孔道周?chē)?/p>

表3 套管射孔孔道直徑統(tǒng)計(jì)Table 3 Statistics of casing perforation channel diameter

圖10 不同直徑下套管剩余強(qiáng)度系數(shù)曲線Fig.10 Residual strength coefficient curve of casing at different diameters

大尺寸生產(chǎn)套管射孔完井中，金屬射流得到充分發(fā)展，導(dǎo)致套管上的射孔孔道直徑增加，從而降低應(yīng)力疊加區(qū)域的峰值，有效提高射孔后套管剩余強(qiáng)度。但是隨著油氣資源勘探開(kāi)發(fā)逐漸走向深層和超深層，生產(chǎn)套管直徑一般較小，射孔過(guò)程中金屬射流得不到充分發(fā)展，形成的射孔孔道較小。這種情況下，隨著套管外擠力增加，應(yīng)力疊加區(qū)域峰值增加，降低了射孔后套管剩余強(qiáng)度。

3.3 射孔孔密

射孔孔密是射孔完井設(shè)計(jì)中重要的參數(shù)。射孔孔密的大小，決定了井筒內(nèi)總泄流面積的大小。合理的射孔孔密在實(shí)現(xiàn)油氣藏高效開(kāi)發(fā)的同時(shí)保證了生產(chǎn)套管服役的安全性。隨著套管壁厚的增加，套管上相鄰射孔孔道間的應(yīng)力疊加區(qū)域的應(yīng)力峰值逐漸減小，如圖11所示。由圖11可知，隨著套管壁厚的增加，套管剩余強(qiáng)度增加。因此，射孔過(guò)程中套管上相鄰射孔孔道間的應(yīng)力疊加區(qū)域?qū)μ坠苁Ｓ鄰?qiáng)度有著直接影響。

圖11 ?139.7 mm套管不同壁厚射孔過(guò)程中應(yīng)力疊加區(qū)域峰值Fig.11 Peak value of stress superposition area during perforating process of ?139.7 mm casing with different wall thicknesses

隨著射孔密度的增加，套管相鄰射孔通道之間的應(yīng)力疊加區(qū)逐漸增大，如圖12所示。隨著射孔密度的增加，相鄰射孔孔道間應(yīng)力疊加區(qū)域的峰值逐漸增大，如圖13所示。射孔孔密較小時(shí)，套管相鄰射孔孔道間未形成應(yīng)力疊加區(qū)域，套管的損傷也僅限于射孔孔道周?chē)膽?yīng)力集中。隨著射孔孔密的增加，套管上相鄰射孔孔道間開(kāi)始出現(xiàn)應(yīng)力疊加區(qū)域。

圖12 不同射孔孔密情況下的應(yīng)力疊加區(qū)域Fig.12 Stress superposition area under different perforation densities

圖13 不同孔密下應(yīng)力疊加區(qū)域的峰值應(yīng)力曲線Fig.13 Peak stress curve of stress superposition area under different perforation densities

綜上可知，隨著射孔孔密的增加，套管上相鄰射孔孔道間應(yīng)力疊加區(qū)域逐漸擴(kuò)大，同時(shí)疊加應(yīng)力峰值也逐漸增大。疊加應(yīng)力峰值的增大，導(dǎo)致了套管剩余強(qiáng)度的降低。合理的射孔孔密不僅能夠減輕射孔過(guò)程中套管的初始損傷，提高套管剩余強(qiáng)度，還保證了油氣井生產(chǎn)過(guò)程中井筒的安全性。

3.4 射孔相位角

射孔相位角是評(píng)價(jià)射孔器性能的關(guān)鍵參數(shù)。合理的相位角有利于油氣井增產(chǎn)過(guò)程中酸化壓裂及防砂作業(yè)，降低儲(chǔ)層中流體流入井筒時(shí)的流速，控制射孔碎屑，防止射孔碎屑進(jìn)入井筒。

隨著射孔相位角的增加，套管上相鄰射孔孔道間的應(yīng)力疊加區(qū)域逐漸減小，如圖14所示。套管相鄰射孔孔道間疊加區(qū)域應(yīng)力峰值的減小，意味著射孔過(guò)程中導(dǎo)致套管的損傷較小，如圖15所示。射孔相位角增加，能有效減輕套管在射孔過(guò)程中的初始損傷，提高套管剩余強(qiáng)度。

圖15 不同射孔相位角下應(yīng)力疊加區(qū)域的峰值應(yīng)力曲線Fig.15 Peak stress curve of stress superposition area under different perforating phase angles

4 結(jié) 論

(1)機(jī)加孔及射孔后的套管在恒定加載外擠力作用下，應(yīng)力集中位置首先出現(xiàn)在機(jī)加孔周?chē)?，然后沿套管軸向方向擴(kuò)展，相鄰機(jī)加孔孔道的套管上產(chǎn)生應(yīng)力疊加區(qū)域。

(2)機(jī)加孔后的套管在外擠力作用下，套管內(nèi)、外壁應(yīng)力分布存在較大差異，套管內(nèi)壁應(yīng)力明顯大于套管外壁應(yīng)力。射孔后的套管在外擠力的作用下，套管內(nèi)、外壁的應(yīng)力分布差異較小，應(yīng)力分布較為均勻。

(3)完井管柱設(shè)計(jì)中套管徑厚比和直徑對(duì)射孔后的套管剩余強(qiáng)度有著直接影響，隨著徑厚比的增加，機(jī)加孔及射孔后的套管剩余強(qiáng)度均增大，射孔后套管的剩余強(qiáng)度對(duì)套管壁厚較為敏感；徑厚比相同的情況下，隨著套管直徑的增加，射孔后的套管剩余強(qiáng)度明顯增大。

(4)射孔孔密及射孔相位角對(duì)套管的初始損傷有著直接影響，射孔孔密增加、射孔相位角減小都會(huì)加重套管在射孔過(guò)程中的初始損傷，合理的射孔孔密及射孔相位角能有效降低射孔過(guò)程中套管的初始損傷，提高套管剩余強(qiáng)度，保證油氣井生產(chǎn)過(guò)程中井筒的安全性。