摘" "要：由于缺乏進(jìn)行射孔套管全尺寸抗擠強(qiáng)度試驗(yàn)的方法，對(duì)于射孔套管的抗擠強(qiáng)度研究多局限于有限元模擬試驗(yàn)。首次利用“軟密封”封堵孔眼的方法，成功對(duì)射孔套管進(jìn)行外壓試驗(yàn)，實(shí)現(xiàn)了射孔套管的抗擠強(qiáng)度全尺寸實(shí)物試驗(yàn)的新方法，得到了射孔套管的抗擠強(qiáng)度比未射孔套管的抗擠強(qiáng)度降低約16%的結(jié)論。同時(shí)，建立射孔套管的有限元模型，利用全尺寸試驗(yàn)結(jié)果驗(yàn)證有限元模型的準(zhǔn)確性，并對(duì)影響射孔套管抗擠強(qiáng)度的因素進(jìn)行有限元模擬試驗(yàn)，結(jié)果表明，有限元模擬值與全尺寸試驗(yàn)結(jié)果基本一致，套管的抗擠毀強(qiáng)度有限元計(jì)算值和全尺寸試驗(yàn)值二者誤差小于3.2%；孔眼直徑對(duì)射孔套管抗擠強(qiáng)度影響最大，最大下降率為23%，相位角和布孔密度對(duì)射孔套管抗擠強(qiáng)度影響次之，下降率都為18%。

關(guān)鍵詞：射孔套管；抗擠強(qiáng)度；全尺寸試驗(yàn)；射孔參數(shù)

中圖分類號(hào)：TE931.2" " " " " 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A" " " doi：10.3969/j.issn.1001-3482.2025.02.003

A New Method for Full-Scale Testing of Collapse Strength of Perforated Casing

SUN Guiqi1，LUO Wen2，WANG Kongyang1，ZHANG Jijiu3，WANG Shiyu4，JI Bingyin4，SHI Jiaoqi4

（1. Tianjin Branch， CNOOC China Ltd.， Tianjin 300459， China;2. Engineering Technology Branch， CNOOC Energy Development Ltd.， Tianjin 300452， China;3. Oilfield Technology Branch of China Oilfield Services Lid.， Langfang

065201， China;4. Xi’an Serv Sress Engineering Technology Service Co.，Ltd.， Xi’an 710075， China）

Abstract： Due to the lack of a method for conducting full-scale collapse strength tests on perforated casings， previous research on the collapse strength of perforated casings has been limited to finite element simulation tests. However， the finite element simulation results differ from the actual situation. In this paper， for the first time， the method of \"soft seal\" was used to seal the perforation hole， and the external pressure test of the perforated casing was successfully carried out， thus achieving a new method of full-scale physical test of the collapse strength of the perforated casing. The experimental results show that the collapse strength of perforated casing is reduced by about 16% compared with that of unperforated casing. At the same time， a finite element model of perforated casing was established， and the accuracy of the finite element model was verified by full-scale test results. Finite element simulation tests were conducted on the factors affecting the collapse strength of perforated casing. The results showed that the finite element simulation values were basically consistent with the full-scale test results， and the error between the finite element calculation values and the full-scale test values of the collapse strength of the casing was less than 3.2%; the diameter of the perforation hole has the greatest effect on the collapse strength of the perforated casing， with a maximum decrease rate of 23%. The phase angle and hole density have the second largest effect on the collapse strength of the perforated casing， with a decrease rate of 18% for both.

Key words： perforated casing; collapse strength; full-size test; perforation parameters

國內(nèi)外很多油田都存在套管損壞現(xiàn)象，影響套管損壞的因素很多，如地質(zhì)因素、工程因素和腐蝕因素等等［1-8］。相對(duì)而言，油層段射孔套管由于射孔段射孔工藝對(duì)套管結(jié)構(gòu)完整性、幾何形狀（外徑和壁厚）、殘余應(yīng)力、受力狀態(tài)等因素產(chǎn)生影響，射孔套管損壞影響因素更多［9-10］。國內(nèi)外對(duì)射孔段套管抗擠強(qiáng)度研究主要集中在模擬試驗(yàn)和理論計(jì)算分析上，而射孔段套管抗擠強(qiáng)度全尺寸試驗(yàn)研究未有相關(guān)報(bào)道［11-15］。國外已知文獻(xiàn)中，W K Godfrey amp; N E Methven［16］主要進(jìn)行試驗(yàn)研究射孔套管的抗擠能力問題，試驗(yàn)采用相似試驗(yàn)，運(yùn)用比例試樣模擬。King G" E［17］研究集中在模擬試驗(yàn)上，利用模擬試驗(yàn)研究高射孔密度對(duì)射孔套管抗擠強(qiáng)度的影響。GUO Y ［18］利用有限元對(duì)射孔和未射孔套管進(jìn)行比較，通過觀察其變形特征，研究射孔套管的失效機(jī)理。Fereidoum A［19］針對(duì)射孔套管單孔眼周邊應(yīng)力集中進(jìn)行分析，但未對(duì)多孔應(yīng)力分布進(jìn)行研究。國內(nèi)文獻(xiàn)中，宗幼芄等［20］對(duì)無裂紋射孔套管的抗擠能力進(jìn)行理論計(jì)算探討，采用小尺寸試樣對(duì)其理論結(jié)果進(jìn)行模擬實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證，試驗(yàn)對(duì)象為？準(zhǔn)139.7 mm套管，方形孔眼。王木樂［21］同樣對(duì)小尺寸射孔套管抗擠強(qiáng)度進(jìn)行模擬研究，試驗(yàn)方法將600 mm射孔套管放入金屬盒，然后充填砂泥土且夯實(shí)（以保證套管周邊全被砂泥土包圍），最后將金屬試驗(yàn)盒置于壓力機(jī)上進(jìn)行擠壓試驗(yàn)。姬丙寅等［22］利用有限元模擬分析方法，建立射孔套管三維有限元模型，采用非線性屈曲方法，對(duì)套管射孔前后的擠毀規(guī)律進(jìn)行研究。劉獻(xiàn)博等［23］通過建立了三維射孔數(shù)值計(jì)算模型，計(jì)算了射孔后套管抗擠剩余強(qiáng)度系數(shù)。蘇義寶［24］研究了巖石對(duì)射孔套管強(qiáng)度的影響，在流固耦合理論基礎(chǔ)上，結(jié)合不同力學(xué)分析，建立了應(yīng)力耦合模型，對(duì)數(shù)值模擬結(jié)果進(jìn)行驗(yàn)證。張文來［25］建立了不同射孔參數(shù)的射孔套管有限元模型，研究了抗擠強(qiáng)度和應(yīng)力集中系數(shù)的關(guān)系。已有的文獻(xiàn)和報(bào)道大多數(shù)采用模擬試驗(yàn)的方法（有限元模擬、試樣模擬或者試驗(yàn)方法模擬），未有射孔套管抗擠強(qiáng)度全尺寸擠毀試驗(yàn)研究的報(bào)道。

為研究射孔套管抗擠強(qiáng)度，滿足油田射孔參數(shù)設(shè)計(jì)及選材需要，采用全尺寸試驗(yàn)方法對(duì)射孔套管進(jìn)行外壓擠毀試驗(yàn)，同時(shí)建立射孔套管抗擠強(qiáng)度有限元計(jì)算模型并利用全尺寸試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行驗(yàn)證，根據(jù)驗(yàn)證的模型計(jì)算不同參數(shù)下射孔套管的抗擠強(qiáng)度，分析射孔套管抗擠強(qiáng)度的影響因素，為油田射孔參數(shù)選擇提供技術(shù)支撐。

1 射孔套管抗擠強(qiáng)度全尺寸試驗(yàn)方法

1.1 試樣情況

試樣選擇110級(jí)、規(guī)格為？準(zhǔn)244.48 mm×11.99 mm的套管，為了保持試驗(yàn)結(jié)果的一致性，同時(shí)排除試樣之間的誤差，射孔套管取2支，編號(hào)為1#、2#，未射孔套管取1支，編號(hào)為3#，試樣總長(zhǎng)為3.4 m，射孔端長(zhǎng)度為1 m，射孔段位居試樣中部，射孔參數(shù)布孔密度40 孔/m基管、相位角45°、名義孔眼直徑20 mm，射孔后外觀，如圖1所示。

1.2 試驗(yàn)方法

根據(jù)試驗(yàn)?zāi)康?，試?yàn)流程可分為4步進(jìn)行。首先進(jìn)行材料力學(xué)性能試驗(yàn)和幾何尺寸測(cè)量，對(duì)套管理化性能、外徑和壁厚進(jìn)行測(cè)試；其次對(duì)1#、2#套管進(jìn)行射孔幷測(cè)量幾何尺寸，分析射孔對(duì)其幾何尺寸的影響；然后采用軟密封封堵孔眼的方法，對(duì)射孔孔眼進(jìn)行封堵，如圖2所示；最后對(duì)1#、2#、3#套管進(jìn)行外壓擠毀試驗(yàn)。

1.3 試驗(yàn)設(shè)備

射孔套管抗擠強(qiáng)度試驗(yàn)在外壓擠毀試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行，該機(jī)主要評(píng)價(jià)石油管材的抗外擠強(qiáng)度。試驗(yàn)樣管直徑？準(zhǔn)244.48 mm～？準(zhǔn)339.72 mm；最大試驗(yàn)壓力150 MPa（水壓）；壓力加壓速率≤35 MPa/min；壓力控制精度≤1％（F·S）；液壓增壓系統(tǒng)為試驗(yàn)提供壓力源?？箶D強(qiáng)度全尺寸試驗(yàn)驗(yàn)裝置安裝示意如圖3所示。對(duì)射孔套管施加均勻外壓，試驗(yàn)的加載示意如圖4所示。具體試驗(yàn)步驟為：①一步加載至試樣失效；②試驗(yàn)過程中記錄時(shí)間和載荷；③對(duì)失效試樣進(jìn)行拍照。

2 試驗(yàn)結(jié)果

2.1 材料性能試驗(yàn)結(jié)果

1） 化學(xué)成分分析。在管體上切取30 mm×30 mm化學(xué)分析樣品，采用ARL 3460 Advantage直讀光譜儀進(jìn)行化學(xué)成分分析，分析結(jié)果如表1所示。分析結(jié)果表明，管體和接箍的化學(xué)成分均滿足委托方技術(shù)協(xié)議要求。

2） 拉伸試驗(yàn)。在管體上切取尺寸為38 mm×50.8 mm的板狀縱向拉伸試驗(yàn)樣品，依據(jù)ASTM A370—2022標(biāo)準(zhǔn)，采用電液伺服萬能試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行拉伸試驗(yàn)，拉伸試驗(yàn)結(jié)果，如表2所示。管體的拉伸試驗(yàn)結(jié)果滿足委托方技術(shù)協(xié)議要求。

2.2 幾何尺寸測(cè)量結(jié)果

在試驗(yàn)前對(duì)1#、2#套管進(jìn)行幾何尺寸測(cè)量，在管體上每隔300 mm取一個(gè)截面，每個(gè)截面取A～F共8個(gè)點(diǎn)，幾何尺寸測(cè)量位置如圖6所示。在1#、2#套管射孔完后，進(jìn)行第二次幾何尺寸測(cè)量，測(cè)量結(jié)果如表5所示。1#射孔套管前后外徑和壁厚對(duì)比如圖7～8所示。根據(jù)測(cè)量結(jié)果，從試樣尺寸分析，1#射孔前最大外徑246.92 mm，射孔后最大外徑為252.62 mm，外徑變化量2.3%；2#射孔前最大外徑為246.92 mm，射孔后最大外徑為250.60 mm，外徑變化量1.5%，表明射孔前后外徑發(fā)生明顯變化，而壁厚未發(fā)生明顯變化。

2.3 射孔套管抗擠強(qiáng)度全尺寸試驗(yàn)結(jié)果

試樣1#（射孔）、2#（射孔）和3#（未射孔）進(jìn)行外壓擠毀試驗(yàn)，試樣安裝在擠毀試驗(yàn)設(shè)備上的形貌，如圖9所示。擠毀試驗(yàn)結(jié)果如表6，試驗(yàn)后試樣照片，如圖10所示。射孔后套管的抗擠強(qiáng)度分別為48.0、48.4 MPa，光管的抗擠強(qiáng)度為56.0 MPa，結(jié)果表明，射孔會(huì)導(dǎo)致套管的抗擠強(qiáng)度下降，試驗(yàn)結(jié)果上看，1#、2#射孔后套管的抗擠強(qiáng)度比未射孔套管的抗擠強(qiáng)度降低了16.7%和15.7%。

3 射孔套管抗擠強(qiáng)度影響因素分析

影響套管抗擠強(qiáng)度因素較多，同時(shí)射孔工藝對(duì)套管結(jié)構(gòu)完整性、幾何形狀（外徑和壁厚）、殘余應(yīng)力、受力狀態(tài)等因素產(chǎn)生影響，進(jìn)而影響抗擠強(qiáng)度。套管射孔后，對(duì)套管影響主要有以下方面：

1） 射孔破壞了套管的結(jié)構(gòu)。由于射孔因素的存在，孔周圍存在較大的局部應(yīng)力集中，射孔孔眼改變了套管結(jié)構(gòu)，當(dāng)套管受外力后，孔眼周圍出現(xiàn)應(yīng)力集中而使套管的強(qiáng)度降低，套管發(fā)生損壞。

2） 孔眼周圍產(chǎn)生射孔微裂紋。高強(qiáng)度射孔彈射孔后孔眼附近形成微裂紋和應(yīng)力集中，壓力直接作用在裂紋上，使裂紋逐步擴(kuò)展。

3） 射孔作用造成套管幾何尺寸的變化。套管射孔產(chǎn)生的巨大的沖擊波作用在套管上，套管突然脹大，套管直徑變大，壁厚減薄，套管脹大對(duì)套管抗擠強(qiáng)度影響較大，套管外徑越大，抗擠強(qiáng)度越低。

4） 射孔對(duì)套管材料性能產(chǎn)生影響。套管射孔后，孔眼局部射孔開裂，導(dǎo)致套管局部材料強(qiáng)度硬度變化，進(jìn)而導(dǎo)致材料不均勻分布。

5） 套管射孔工藝對(duì)殘余應(yīng)力分布產(chǎn)生影響。孔眼的出現(xiàn)使套管的應(yīng)力重新分布，而引起殘余應(yīng)力變化，殘余應(yīng)力對(duì)抗擠強(qiáng)度也有較大影響。

由于套管上射孔的應(yīng)力集中的影響，其抗擠強(qiáng)度失效機(jī)理較為復(fù)雜?？籽壑睆酱笮　⒖籽勖芏?、相位角均對(duì)抗擠強(qiáng)度產(chǎn)生影響，為了研究不同參數(shù)對(duì)抗擠強(qiáng)度影響規(guī)律，參數(shù)化建模分析不同參數(shù)對(duì)射孔套管抗擠強(qiáng)度的影響。

3.1 模型假設(shè)及邊界條件設(shè)置

以110級(jí)、規(guī)格為？準(zhǔn)244.48 mm×11.99 mm的套管為例，試樣射孔參數(shù)布孔密度40 孔/m基管、相位角45°、名義孔眼直徑20 mm，建立射孔套管抗擠強(qiáng)度三維實(shí)體模型，有限元網(wǎng)格如圖11所示。采用彈塑性失穩(wěn)有限元分析，射孔套管為110鋼級(jí)，屈服強(qiáng)度為940 MPa，抗拉強(qiáng)度為1 020 MPa，彈性模量為225 GPa，泊松比0.3，采用真實(shí)應(yīng)力應(yīng)變曲線。套管長(zhǎng)度取3.4 m，射孔段長(zhǎng)度為1.0 m，射孔段位居試樣中部，套管兩端約束，套管外壁施加壓力。

3.2 射孔套管在均勻外壓條件下破壞失效規(guī)律分析

以相位角45°，孔密為40/m，孔眼直徑20 mm射孔套管為例，編號(hào)為1#，施加外壓，隨著外壓的增加，射孔套管整體應(yīng)力水平升高；隨著外壓進(jìn)一步增加，施加壓力到47.5 MPa時(shí)，射孔套管抗擠強(qiáng)度承載達(dá)到最大值，隨后即使外壓壓力降低，然而徑向位移卻仍可以增加，套管擠毀現(xiàn)象發(fā)生，如圖12所示。此時(shí)外壓壓力為射孔套管抗擠強(qiáng)度。采用同樣的方法對(duì)3#光管模型進(jìn)行分析，結(jié)果如表7所示。

3.3 全尺寸試驗(yàn)與有限元模擬結(jié)果對(duì)比

射孔套管抗擠強(qiáng)度全尺寸試驗(yàn)結(jié)果與有限元模擬結(jié)果對(duì)比如表8所示，1#、2#和3#（光管）試驗(yàn)值與有限元計(jì)算值誤差分別為1.0%、1.9%和3.2%，有限元計(jì)算值與試驗(yàn)值計(jì)算結(jié)果基本一致，說明計(jì)算模型準(zhǔn)確，計(jì)算方法可行，以下采用此模型對(duì)射孔進(jìn)行參數(shù)化分析。

3.4 相位角對(duì)射孔套管抗擠強(qiáng)度的影響

選取110級(jí)、規(guī)格為？準(zhǔn)244.48 mm×11.99 mm套管的射孔套管，保持孔密40孔/m和孔眼直徑20 mm不變，相位角分別取30°，45°、60°、75°、90°、105°和120°進(jìn)行射孔套管抗擠強(qiáng)度有限元分析，計(jì)算結(jié)果如圖13所示。由圖13可知，射孔套管比未射孔套管抗擠強(qiáng)度降低，隨著相位角的改變，射孔套管的抗擠強(qiáng)度呈現(xiàn)不同的變化趨勢(shì)。①當(dāng)相位角從0°增大到60°時(shí)，隨著相位角的增大，射孔套管的抗擠強(qiáng)度不斷下降，當(dāng)相位角從75°增大到120°時(shí)，射孔套管的抗擠強(qiáng)度出現(xiàn)不規(guī)律的變化趨勢(shì)，但變化幅度不大；②從整體的試驗(yàn)結(jié)果來看，當(dāng)相位角增大到75°時(shí)，射孔套管的抗擠毀強(qiáng)度下降幅度最?。ㄅc光管相比），而相位角為60°時(shí)射孔套管的抗擠毀強(qiáng)度下降幅度最大為18%；③對(duì)比不同角度的有限元結(jié)果，當(dāng)相位角分別為30°、75°、105°時(shí)，套管抗擠毀強(qiáng)度相近，分別為49.3、49.9、49.2 MPa，當(dāng)相位角分別為45°、90°、120°時(shí)，套管抗擠強(qiáng)度相近，分別為47.8、47.4、48.0 MPa，根據(jù)這一結(jié)果分析，在其他條件不變的情況下，均勻外壓條件下射孔套管抗擠強(qiáng)度變化與相位角呈周期變化趨勢(shì)。

3.5 孔眼直徑對(duì)射孔套管抗擠強(qiáng)度的影響

選取110級(jí)、規(guī)格為？準(zhǔn)244.48 mm×11.99 mm的射孔套管，保持孔密40孔/m和相位角45°不變，孔眼直徑分別取10、20、30、40、50 mm進(jìn)行射孔套管抗擠強(qiáng)度有限元分析，計(jì)算結(jié)果如圖14所示。由圖14可知，隨著孔眼直徑的增大，射孔套管的抗擠強(qiáng)度逐漸減小，抗擠強(qiáng)度減小呈近似線性變化，對(duì)于一定的孔密和相位角，抗擠強(qiáng)度與孔眼直徑成反比變化趨勢(shì)。當(dāng)孔眼直徑超過40 mm后，射孔套管的抗擠強(qiáng)度值趨于穩(wěn)定，與光管相比射孔套管抗擠強(qiáng)度下降幅度為23%。

3.6 孔密對(duì)射孔套管抗擠強(qiáng)度的影響

選取110級(jí)、規(guī)格為？準(zhǔn)244.48 mm×11.99 mm的射孔套管，保持孔眼直徑為20 mm和相位角45°不變，布孔密度分別取18、22、26、30、34、40 孔/m進(jìn)行射孔套管抗擠強(qiáng)度有限元分析，計(jì)算結(jié)果如圖15所示。由圖15可知，隨著射孔密度的增大，射孔套管的抗擠強(qiáng)整體呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢(shì)，但強(qiáng)度變化不明顯，當(dāng)布孔密度為22 孔/m時(shí)，射孔套管的強(qiáng)度達(dá)到最大50.3 MPa。布孔密度超過22 孔/m后，射孔套管的抗擠強(qiáng)度下降，布孔密度為40 孔/m時(shí)，射孔套管的強(qiáng)度最低，強(qiáng)度下降幅度為18%。

3.7 不同射孔參數(shù)對(duì)射孔套管抗擠強(qiáng)度影響的機(jī)理分析

通過以上對(duì)試驗(yàn)數(shù)據(jù)的分析，不同射孔參數(shù)（相位角、孔眼直徑、布孔密度）對(duì)射孔套管抗擠強(qiáng)度的影響機(jī)理主要有以下方面：

1） 相位角的不同會(huì)導(dǎo)致射孔周圍的應(yīng)力分布發(fā)生變化。當(dāng)相位角選擇合理，其射孔的應(yīng)力集中區(qū)域相對(duì)分散，使得局部應(yīng)力集中減小，套管的抗擠強(qiáng)度得到提高。

2） 相位角的不同會(huì)影響射孔后套管的結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性。適宜的相位角會(huì)有助于保持套管的結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性，提高其抗擠強(qiáng)度。

3） 隨著孔徑/孔眼密度的增加，射孔套管的抗擠強(qiáng)度系數(shù)減小。表明孔徑/孔眼密度越高，套管承受外擠壓力的能力越弱。

4） 孔徑/孔眼密度增加，導(dǎo)致射孔套管應(yīng)力集中區(qū)域增多，從而降低了套管的整體抗擠強(qiáng)度。

5） 射孔過程中產(chǎn)生的沖擊波使套管變形，并在局部形成殘余應(yīng)力?？讖?孔眼密度增加，沖擊波和殘余應(yīng)力的累積效應(yīng)增強(qiáng)，進(jìn)一步削弱了套管的材料性能。

4 結(jié)論

1） 首次采用“軟密封”封堵孔眼的方法，成功對(duì)射孔套管進(jìn)行外壓試驗(yàn)，實(shí)現(xiàn)了射孔套管的抗擠強(qiáng)度全尺寸實(shí)物試驗(yàn)的新方法，通過試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比，射孔后套管的抗擠強(qiáng)度比未射孔套管的抗擠強(qiáng)度降低約16%。

2） 建立射孔套管有限元模型，并對(duì)外壓條件下射孔套管抗擠強(qiáng)度進(jìn)行模擬研究，利用全尺寸試驗(yàn)結(jié)果驗(yàn)證有限元模型的準(zhǔn)確性，結(jié)果表明有限元計(jì)算值與試驗(yàn)值計(jì)算結(jié)果基本一致，射孔套管和未射孔抗擠強(qiáng)度有限元計(jì)算值和全尺寸試驗(yàn)值二者誤差分別為1.9%和3.2%。

3） 利用準(zhǔn)確的射孔套管有限元模型對(duì)影響射孔套管抗擠強(qiáng)度的因素進(jìn)行分析。模擬試驗(yàn)結(jié)果表明：孔眼直徑、相位角和布孔密度的不同，會(huì)對(duì)射孔套管的抗擠強(qiáng)度造成影響。其中，孔眼直徑對(duì)射孔套管抗擠強(qiáng)度影響最大，最大下降幅度為23%，相位角和布孔密度對(duì)射孔套管抗擠強(qiáng)度影響次之，下降幅度都為18%。

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（編輯：馬永剛）