爆轟沖擊載荷作用下封隔器錨固系統失效研究

摘要：隨著油氣儲層逐漸走向深層、超深層，射孔過程中完井管柱安全性問題受到越來越多的關注。基于爆炸動力學理論，結合井下射孔工況，建立井底-射孔串-封隔器井段的射孔爆轟沖擊數值模型，明確射孔爆轟沖擊波發生原理，揭示爆轟沖擊波傳播、反射規律。基于射孔爆轟沖擊計算模型，分析熱力耦合作用下封隔器服役可靠性。結果表明：射孔爆轟沖擊波在傳播至井底、封隔器位置處時發生了多次的反射疊加，傳播空間的變化會引起爆轟沖擊波幅值的快速增大；減小卡瓦錐角、增加卡瓦傾角及牙型角均可有效提高卡套接觸壓力，進而降低爆轟沖擊載荷作用下封隔器失效風險。

關鍵詞：射孔； 爆轟沖擊載荷； 完井管柱； 封隔器； 失效分析

中圖分類號：TE 931"" 文獻標志碼：A" 文章編號：1673-5005（2025）02-0151-08

Failure analysis of packer anchorage system under blast impact load

LIU Xianbo1， LI Jun^1，2， LIU Gonghui1， WANG Dian1， XI Yan3， LIAN Wei2

（1.College of Petroleum Engineering， China University of Petroleum （Beijing）， Beijing 102249，China;

2.College of Petroleum， China University of Petroleum-Beijing at Karamay， Karamay 834000， China;

3.College of Architecture and Civil Engineering， Beijing University of Technology， Beijing 100124， China）

Abstract：In deep oil and gas well drilling and completion， the safety of the completion tubular column during perforating process has received more and more attention. In this study， a numerical model of the explosive perforation process for the bottom of the well/perforation string/packer well section was established based on the downhole injection conditions and the theory of explosion dynamics， in order to clarify the mechanisms of the explosion blast shock wave generation and reveal its propagation and reflection behavior. Based on the numerical model of shot-hole blast impact， the service reliability of the packer under the impact load and thermal coupling effect was analyzed. The results show that， during the shot-hole blast shock wave propagating to the bottom of the well and to the packer， multiple reflection superposition occurs， and the change of the propagation space can cause a rapid increase of the blast shock wave amplitude. The risk of the packer failure under the blast impact load can be reduced by reducing the taper angle and increasing the tilt and tooth angles of the packer.

Keywords：perforation; detonation shock load; completion string; packer; failure analysis

射孔中形成的爆轟沖擊波在狹長井筒射孔液中傳播，傳播中受到了壁面、邊界等復雜井筒環境的影響^［1-4］。分析射孔中爆轟沖擊波波動特性，明確爆轟沖擊波傳播規律，對于完善井筒管柱結構設計，提高射孔完井中管柱安全性具有重要意義^［5-10］。同時射孔爆轟沖擊載荷極大地增加了井下完井管柱及封隔器失效的可能性^［11-15］。爆轟沖擊波在封隔器位置處的沖擊載荷特征，直接影響封隔器的服役可靠性^［16-19］。基于爆炸動力學及管柱力學理論，結合油氣井井下射孔完井工況，建立射孔爆轟沖擊有限元模型^［20-23］。筆者考慮井底、封隔器位置對射孔爆轟沖擊波的反射疊加作用，明確爆轟沖擊波發生原理及傳播規律，基于射孔爆轟沖擊有限元模型，結合樂東某生產井封隔器井下環境，開展封隔器服役可靠性評價，給出封隔器設計的合理建議。

1 數值模型

1.1 物理模型

1.1.1 工程模型

射孔沖擊作用下，生產段的套管、水泥環的完整性受到破壞，射孔彈爆炸后產生的爆轟沖擊波在井筒內傳播引起井下完井管柱的劇烈震動。完井封隔器是石油與天然氣工程井下的重要工具，能夠在油套環空中形成壓力封隔。由于在封隔器位置處形成了壓力封隔，因此在射孔完井過程中形成的爆轟波能夠影響的范圍限于封隔器與井底之間的井筒。基于此，建立以封隔器、井底為兩端，以生產段球形炸藥爆炸為關鍵部位的爆轟沖擊幾何模型，見圖1。

為保證模型計算結果的合理性，模型中的參數均取自樂東氣田某井。井底至封隔器位置的距離為310 m，球形裝藥段的總長度為28.5 m，模型中油管長度為261.5 m。模型中套管外徑為139.7 mm，壁厚9.17 mm，油管外徑為73 mm，壁厚5.5 mm。

1.1.2 網格模型

射孔爆轟沖擊數值計算模型中主要包括套管、油管、球形炸藥、射孔液，如圖2所示。為了提高射孔爆轟沖擊數值的精度，模型中的油管、球形炸藥、射孔液域的網格類型均為結構化網格，同時都進行了網格細化。在爆轟沖擊計算模型中，套管的作用是提供爆轟波傳播的邊界，因此套管部分網格可以在保證順利計算的同時選擇較大的網格尺寸。球形炸藥爆炸是動力學問題，其中炸藥域、射孔液域等材料在計算時存在較大的變形，網格產生較大的畸變。解決這類大變形問題時，通常采用Lagrange域與Euler域耦合。因此ALE（Arbitrary Lagrange-Euler）算法能夠有效解決計算過程存在的材料的大變形問題，同時實現計算過程中流固耦合現象。

射孔過程中形成的爆轟波沿井筒射孔液分別向井底方向和封隔器方向傳播，模型中井底、封隔器位置、油管底部、油管頂部為數值計算中的4個特殊位置。井底及封隔器位置處為爆轟沖擊數值計算模型的邊界，爆轟波的波動特性能夠直接影響封隔器密封系統安全性；油管底部是爆轟波從套管至油-套環空過渡的起點；油管頂部與封隔器連接，油管的運動學特性直接影響封隔器的坐封。球形炸藥起爆時間間隔為10^-5 s，球形炸藥爆炸后形成爆轟沖擊波向井底、封隔器方向傳播，將向井底傳播的爆轟波定義為下游波，向封隔器位置傳播的爆轟波定義為上游波。考慮井下爆轟波傳播過程中井底及封隔器位置的影響，在爆轟傳播數值計算模型中將井底與封隔器位置處設置為無反射邊界條件，實現爆轟波在井底及封隔器位置處的反射。

1.2 數學模型

1.2.1 管柱力學模型

基于動力學達朗貝爾原理，建立管柱力學方程^［7］為

ρTAT2u（y，t）t2dy+

vu（y，t）tdy+EATu（y，t）y+Fu（y，t）=

EATu（y，t）y+yEATu（y，t）ydy+ρTATgdy.（1）

式中，ρTAT2u（y，t）t2dy為管柱慣性力；vu（y，t）tdy為井筒流體阻尼力；

EATu（y，t）y為管柱界面內力；

Fu（y，t）為管柱軸向作用力；ρTATgdy為管柱微元重力；ρT為管柱密度；E為管柱材料彈性模量；u（y，t）為管柱微元dy截面AT距原點的軸向振動位移。

對方程（1）整理后可得

2u（y，t）t2+vρTATu（y，t）t2dy+Fu（y，t）ρTAT+EρT2u（y，t）y2+g.

達朗貝爾原理中運用靜力學平衡的方法求解動力學問題，通過建立沖擊載荷作用下管柱振動方程，求解爆炸沖擊過程中管柱的動力學特征。但是射孔過程中井筒中射孔液會出現劇烈波動，爆轟波的傳播、邊界處的反射等對管柱的影響在理論模型中無法考慮。靜力學平衡方法在解決簡單振動問題時與實際問題出入較小，但是射孔沖擊過程中井筒中產生的爆轟波在邊界處出現多次反射。

1.2.2 材料參數及狀態方程

模型中射孔裝藥材料的狀態方程類型為JWL^［24］：

pw=A11-ω1R1Vwe^-R1Vw+

A21-ω2R2Vwe^-R2Vw+ω1EwVw .（2）

式中，pw為球形炸藥轟爆壓力；Vw為相對體積；Ew為單位體積炸藥的爆炸內能；A1、A2、R1、R2、ω1為JWL狀態方程常數。

射孔裝藥密度為1.63 g/cm³，起爆速度為6930 m/s，爆轟壓力為374 GPa。圖3為射孔段爆轟沖擊載荷曲線。球形裝藥爆炸后射孔段爆轟壓力高達1145 MPa，隨著爆轟波向井底、完井封隔器位置傳播，射孔段的爆轟沖擊波壓力迅速降低，符合井下真實射孔工況爆轟特征。

射孔爆轟數值計算模型中射孔液的材料模型^［24］為

pk=（C0+C1μk+C2μ2k+C3μ3k）+（C4+C5μk+C6μ2k）Ek.（3）

式中，pk為射孔液壓力，MPa;C0、C1、C2、C3、C4、C5、C6為狀態方程系數；μk為密度比;射孔液材料密度為1.5 g/cm³;狀態方程參數C4、C5、E0、 V0取值分別為0.4、0.4、2.5×10^-6、1.0。

2 爆轟沖擊波波動特性

2.1 發生原理

射孔彈爆炸過程中存在多種形式的能量，包括金屬射流的動能、爆轟產物的內能、爆炸產生的熱能。金屬射流的動能是在套管-水泥環-地層中形成油氣流動通道的關鍵，金屬射流的動能影響著射孔穿深。然而，熱能與爆轟產物的內能都是危害井筒安全的因素。射孔爆炸具有放熱性，井筒溫度迅速升高引發射孔段套管材料的相變，導致套管剩余強度的降低^［25］。爆轟產物的內能導致井筒內完井管柱劇烈振動，影響井下完井封隔器性能。

射孔彈爆炸后形成的爆轟產物具有極高的內能，同時由于井筒環境導致其極易失穩。失穩后的爆轟產物膨脹后迅速擠壓井筒射孔液，形成爆轟沖擊波，其中射孔段就是整個井筒中的爆轟沖擊波波源。井筒內流體的壓縮與膨脹是壓力波產生的原理，井筒中流體持續的壓縮與膨脹就形成了連續的壓力波^［26］。然而，射孔彈爆炸后形成的爆轟沖擊波并不是連續壓力波，爆轟沖擊波的壓力幅值較高。油氣井射孔完井中，射孔彈的起爆時間相同，射孔段僅存在單次對射孔液的壓縮。同時，在射孔爆炸過程中爆轟波瞬時引起射孔段流體的距離波動，導致在局部區域內的壓力、溫度、密度等跳躍升高，因此爆轟波具有強大的沖擊能量。

完井封隔器通過其密封系統形成油套環空的壓力封隔，同時依靠其錨固系統形成封隔器的固定。爆轟沖擊波形成后向井口方向傳播，爆轟沖擊波攜帶較大的沖擊能量，直接影響了完井封隔器的工作性能。

2.2 傳播規律

射孔彈爆炸后，金屬射流侵徹套管-水泥環-儲層，形成了油氣流動的通道。然而，射孔彈爆炸后還形成了爆轟產物，在爆轟產物膨脹后形成爆轟沖擊波，井筒中的射孔液是爆轟沖擊波傳播的主要介質。圖4中顯示了爆轟沖擊波壓力峰值在井筒中位置的變化，爆轟沖擊波以射孔段為爆轟波源沿井筒向井口方向傳播。

由于井底與射孔段的距離較短，因此爆轟沖擊波首先到達井底位置，如圖5所示。爆轟沖擊波在向井口傳播過程中，由于封隔器密封的限制，爆轟沖擊波并不能傳播至井口。相較于爆轟沖擊波到達井底的時間，爆轟沖擊波到達封隔器位置的時間較長。爆轟沖擊波形成后在井筒傳播，至井底、完井封隔器處時的傳播速度均約為1750 m/s。從波源位置至完井封隔器位置處，爆轟沖擊波幅值呈現降低的趨勢，如圖6所示。其中240 m位置處由于模型中的邊界反射，反射疊加后爆轟沖擊波幅值出現大幅增加。

圖5、6中顯示了爆轟沖擊波傳播至井底、完井封隔器位置處時的爆轟沖擊波的時程曲線。爆轟沖擊波首先傳播至井底位置處，在井底位置處發生邊界反射，反射疊加后的爆轟沖擊波輔助迅速增加。井底爆轟沖擊波時程曲線表明，在爆轟波傳播過程中由于井底邊界處的反射，導致爆轟沖擊波出現了多次疊加現象。球形炸藥長度為28.5 m，在數值計算過程中起爆時間的間隔為10^-5 s，這也是井底位置處爆轟沖擊波出現多次反射疊加的原因。爆轟沖擊波在0.153 s傳播至封隔器位置處，封隔器位置處的爆轟沖擊波與反射波疊加后導致爆轟波的幅值增加。在完井封隔器位置處同樣存在多次的爆轟沖擊波的反射與疊加，但是完井封隔器處的爆轟沖擊波的幅值較井底處的爆轟沖擊波幅值增加了約62 MPa。出現這種現象的主要原因在于爆轟沖擊波傳播空間的變化，波源位置至井底爆轟沖擊波的傳播空間均是套管內（圖7（a）），至完井封隔器位置處時爆轟沖擊波的傳播空間為油套環空（圖7（b））。爆轟沖擊波傳播空間的差異以及邊界反射與疊加是導致完井封隔器位置處爆轟沖擊波壓力幅值增加的主要原因。

3 結果討論

3.1 封隔器錨固系統失效分析

南海某生產氣井，產氣量為20×10⁴ m3/d，封隔器位于井下4640 m位置處，套管的導熱系數與熱膨脹系數分別為43.26 W/（m·℃）和1.247×10^-5 /℃，完井封隔器位置處的井筒溫度為103 ℃，井筒溫度分布曲線如圖8所示。

完井封隔器的錨固系統有限元模型及其卡瓦結構參數如圖9所示。完井封隔器錨固系統中的卡瓦主要有8排卡瓦牙，卡瓦整體高度為64 cm。其中卡瓦傾角、卡瓦錐角、卡瓦牙型角等是卡瓦設計的關鍵參數。卡瓦、楔形體、套管的彈性模量分別為2.3×10⁵、2.3×10⁵、2.05×10⁵ MPa，泊松比均為0.26，屈服強度分別為950、900、758 MPa。

對楔形體施加坐封載荷，楔形體推動卡瓦實現軸向移動與徑向移動，從而實現卡瓦咬合套管完成封隔器錨固（圖10）。底錐限制了卡瓦的軸向移動，增加了卡瓦下部牙齒與套管的接觸壓力。基于封隔器坐封原理，考慮坐封后封隔器靜力學平衡，推導卡瓦坐封過程中卡套接觸壓力

N3為

N3=A+B.（4）

其中

A=（ftan α+1）（f+tan β）（f+tan α）（2f+tan β-f2tan β）F，

B=1-ftan β2f+tan β-f2tan βF.

式中，f為接觸面摩擦系數；α和β分別為卡瓦傾角和錐角，（°）；F為封隔器的坐封載荷，N；N1為楔形體與卡瓦接觸面壓力，N；N2為錐體與卡瓦接觸面壓力，N；N3為卡瓦與套管的接觸壓力，N。

射孔過程中爆轟沖擊波向井底、封隔器位置處傳播，其中在封隔器位置處的爆轟沖擊波反射疊加后的壓力幅值高達500 MPa。完井封隔器通過卡瓦咬合套管，形成較大的卡套接觸壓力即N3：如果N3lt;500 MPa，表示在射孔爆轟沖擊波作用下錨固系統失效；如果N3 gt; 500 MPa，表示在射孔爆轟沖擊波作用下錨固系統不發生失效。

3.2 錨固失效結構參數影響

3.2.1 卡瓦錐角

卡瓦錐角是錐體與卡瓦接觸面的夾角，增加卡瓦錐角能夠增加卡瓦底錐的厚度。卡瓦錐角是通過卡瓦與錐體的反作用力即N2增加卡瓦坐封過程中的卡套接觸壓力。基于封隔器熱力耦合模型，計算坐封載荷為500 kN時的不同卡瓦錐角下的卡套接觸壓力，結果如圖11所示。卡瓦傾角與卡瓦牙型角均采用實際設計參數，卡瓦傾角為18°，卡瓦牙型角為75°。

卡瓦錐角在35°～45°下的卡套接觸壓力約為510 MPa，在射孔爆轟沖擊載荷作用下封隔器錨固失效可能性極大。當卡瓦錐角在25°～30°時，卡套接觸壓力大于550 MPa，在射孔爆轟沖擊波作用下封隔器錨固系統基本不會出現失效問題。因此在卡瓦式完井封隔器設計過程中對卡瓦錐角進行優選，優選范圍上限為30°。

3.2.2 卡瓦傾角

卡瓦傾角是楔形體與卡瓦接觸面的傾角，楔形體與卡瓦的接觸面是直接受力部位。因此在結構設計中卡瓦的傾角一般較小，以保證卡瓦有足夠的厚度。基于封隔器熱力耦合模型，計算不同卡瓦傾角下的卡套接觸壓力，結果如圖12所示。卡瓦錐角及卡瓦牙型角均采用實際設計參數，卡瓦錐角為35°，卡瓦牙型角為75°。

隨著卡瓦傾角的增加，卡套最大接觸壓力逐漸增加。但是在不同卡瓦傾角下，卡套接觸壓力N3始終小于射孔爆轟沖擊波壓力幅值。同時，隨著卡瓦傾角變化，卡套最大接觸壓力增加幅值較小。因此在射孔爆轟沖擊載荷作用下，不同卡瓦傾角下封隔器均會發生失效，但是增加卡瓦傾角能夠降低封隔器失效可能性。

3.2.3 卡瓦牙型角

封隔器錨固過程中，卡瓦牙直接與套管接觸，卡瓦牙型角直接影響卡瓦牙與套管的接觸。基于封隔器熱力耦合模型，計算不同卡瓦牙型角下的卡套接觸壓力，結果如圖13所示。卡瓦錐角及卡瓦傾角均采用實際設計參數，卡瓦錐角為35°，卡瓦傾角為18°。

隨著卡瓦牙型角的增加，卡套最大接觸壓力逐漸增加。卡瓦牙型角小于75°時，卡套接觸壓力較小，射孔爆轟沖擊波作用下錨固系統易失效。因此卡瓦式完井封隔器設計過程中應采用大卡瓦牙型角，增加卡套接觸壓力。

4 結 論

（1）射孔完井中射孔彈爆炸后形成金屬射流與不穩定的爆轟產物，金屬射流是形成油氣流動通道的原因，而爆轟產物失穩后形成爆轟沖擊波，分別向井底、封隔器位置處傳播。

（2）爆轟沖擊波在井底和封隔器位置處產生多次反射、疊加現象，而爆轟沖擊波傳播空間縮小直接導致了爆轟沖擊波幅值的增加。

（3）在射孔爆轟沖擊載荷作用下，通過減小卡瓦錐角、增加卡瓦傾角及卡瓦牙型角都能夠有效提高卡套接觸壓力，降低井底射孔完井中封隔器失效的可能性。

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LIU Xianbo， XUE Liang， LIU Min， et al. Research on optimization of pressure wave waveform of continuous wave drilling fluid pulse generator［J］. China Petroleum Machinery， 2020，48（12）：44-51.

（編輯 李志芬）

基金項目：國家自然科學基金青年科學基金項目（52204018）；國家自然科學基金聯合基金集成項目（U22B6003）；國家自然科學基金聯合基金重點支持項目（U22A20164）

第一作者：劉獻博（1994-），男，博士研究生，研究方向為與射孔完井相關的井筒完整性。E-mail：Liuxbpetroleum@163.com。

通信作者：李軍（1971-），男，教授，博士，博士生導師，研究方向為射孔完井與井筒完整性。E-mail：lijun446@vip.163.com。

引用格式：劉獻博，李軍，柳貢慧，等.爆轟沖擊載荷作用下封隔器錨固系統失效研究［J］.中國石油大學學報（自然科學版），2025，49（2）：151-158.

LIU Xianbo， LI Jun， LIU Gonghui， et al. Failure analysis of packer anchorage system under blast impact load［J］.Journal of China University of Petroleum（Edition of Natural Science），2025，49（2）：151-158.