郝地龍，何 霞，王國(guó)榮，3，方 興，廖代勝，方海輝

（1.西南石油大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院，四川成都610500；2.西南石油大學(xué)能源裝備研究院，四川成都610500；3.油氣藏地質(zhì)及開發(fā)工程國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室（西南石油大學(xué)），四川成都610500）

橋塞是油田開發(fā)中常用的井下工具，廣泛用于油水井分層壓裂、分層酸化和分層試油。常用的金屬橋塞普遍存在易卡鉆、鉆銑困難等缺點(diǎn)，并且由于分瓣式卡瓦采用金屬箍環(huán)固定，在卡瓦斷裂過(guò)程中箍環(huán)碎片可能會(huì)阻礙卡瓦咬合套管，導(dǎo)致橋塞坐封失敗。隨著橋塞技術(shù)不斷發(fā)展，帶有整體式卡瓦的永久式橋塞以其獨(dú)特的永久密封性和可靠的雙向錨定性已逐漸取代帶有分瓣式卡瓦的可取式橋塞，成為能滿足多種作業(yè)要求的基礎(chǔ)性橋塞。用可溶材料制成的橋塞，壓裂后無(wú)需磨銑，橋塞自行溶解，可實(shí)現(xiàn)壓裂后井筒全通徑?？ㄍ咦鳛榭扇軜蛉闹匾M成部分，其錨定效果直接影響壓裂作業(yè)的安全性。整體式卡瓦只有在固定坐封力下在預(yù)定位置張開，橋塞才能準(zhǔn)確坐封，但整體式卡瓦的斷裂力很難確定。許多學(xué)者對(duì)橋塞卡瓦的力學(xué)性能進(jìn)行了相關(guān)研究：1977年，D.J.Hammerlindl［1］研制了一種帶有整體式卡瓦的永久性橋塞，該橋塞的可鉆性明顯優(yōu)于帶有分瓣式卡瓦的橋塞；A.R.Shahani等人［2］建立了卡瓦與套管接觸的簡(jiǎn)化模擬模型，分析了卡瓦張開弧度與接觸應(yīng)力的關(guān)系；Z.C.Lin［3］優(yōu)化了卡瓦的結(jié)構(gòu)，得出卡瓦齒間距為30mm時(shí)卡瓦齒的應(yīng)力和應(yīng)變分布趨于均勻；Cai Maojia等人［4］分析了卡瓦齒咬入套管時(shí)咬痕深度與齒根應(yīng)力的分布規(guī)律；祝效華等人［5］研究了卡瓦結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)卡瓦和套管的應(yīng)力、等效塑性應(yīng)變及卡瓦滑移量的影響；劉景超等人［6］基于整體式卡瓦的試驗(yàn)斷裂壓力，建立了斷裂壓力與應(yīng)力槽長(zhǎng)度之間的擬合關(guān)系式；王迪等人［7］應(yīng)用有限元法和三維光彈性技術(shù)分析了橋塞卡瓦與套管的接觸應(yīng)力；鄧民敏［8］研究了整體式卡瓦的微觀破裂機(jī)理；何霞等人［9］分析了卡瓦作用段套管的受力；張俊亮等人［10］分析了不同結(jié)構(gòu)參數(shù)下卡瓦齒的應(yīng)力，得出了最合理的牙型參數(shù)；喻冰等人［11］對(duì)一種新型非金屬橋塞鑲齒卡瓦的錨定過(guò)程進(jìn)行了彈塑性接觸有限元分析，發(fā)現(xiàn)套管內(nèi)壁所受卡瓦牙接觸應(yīng)力和接觸力從卡瓦中部沿周向逐漸減?。获R認(rèn)琦等人［12］分析了3種牙型角卡瓦齒咬入套管的深度和等效應(yīng)力的分布規(guī)律。

前人對(duì)整體式卡瓦的研究主要為優(yōu)化卡瓦齒和卡瓦片的結(jié)構(gòu)來(lái)提高卡瓦錨定力，但卡瓦應(yīng)力槽的結(jié)構(gòu)決定了卡瓦的斷裂效果，對(duì)卡瓦的錨定力同樣具有重要影響，而已有文獻(xiàn)對(duì)于卡瓦應(yīng)力槽的研究相對(duì)較少。因此，筆者通過(guò)整體式卡瓦斷裂試驗(yàn)和卡瓦斷裂數(shù)值模擬，得出了實(shí)際應(yīng)力槽斷裂的規(guī)律，基于此，利用數(shù)值模擬軟件對(duì)卡瓦的結(jié)構(gòu)進(jìn)行了優(yōu)化設(shè)計(jì)。數(shù)值模擬及斷裂試驗(yàn)均表明，整體式卡瓦結(jié)構(gòu)優(yōu)化后其斷裂效果更佳，承壓能力更強(qiáng)，錨定效果更可靠。

1 整體式卡瓦斷裂試驗(yàn)

為研究整體式卡瓦應(yīng)力槽的斷裂規(guī)律，設(shè)計(jì)了一種適用于φ95.0mm可溶橋塞的整體式卡瓦，其主要結(jié)構(gòu)尺寸如圖1所示。該卡瓦采用6個(gè)應(yīng)力槽均布的形式，每一瓣卡瓦體上布置4個(gè)卡瓦齒，應(yīng)力槽長(zhǎng)55.0mm，寬4.0mm、厚3.5mm。采用2種可溶金屬材料（材料a和材料b）分別按照設(shè)計(jì)尺寸加工出整體式卡瓦試件，進(jìn)行卡瓦斷裂試驗(yàn)和卡瓦承壓能力試驗(yàn)，結(jié)合試驗(yàn)與模擬分析結(jié)果得出整體式卡瓦應(yīng)力槽的斷裂規(guī)律，再應(yīng)用有限元軟件優(yōu)化應(yīng)力槽的結(jié)構(gòu)，最后通過(guò)試驗(yàn)驗(yàn)證模擬優(yōu)化設(shè)計(jì)結(jié)果的可靠性。

圖1 整體式卡瓦的結(jié)構(gòu)尺寸Fig.1 Structure and size of the integral slip

1.1 試驗(yàn)原理

橋塞坐封時(shí)，油管加壓產(chǎn)生的軸向力使上下液缸帶動(dòng)卡瓦上行擠壓錐體，卡瓦在錐體擠壓下沿應(yīng)力槽斷裂分瓣張開，隨著坐封力不斷增大，卡瓦齒咬入套管內(nèi)壁，限制橋塞在套管內(nèi)移動(dòng)，達(dá)到支撐橋塞和鎖定膠筒的目的。卡瓦張開并咬合套管的過(guò)程如圖2所示。

圖2 整體式卡瓦張開示意Fig.2 Open diagram of the integral slip

1.2 試驗(yàn)方案

卡瓦斷裂試驗(yàn)步驟：1）檢查卡瓦試驗(yàn)裝置是否完好，確保無(wú)安全隱患；2）將隔環(huán)、卡瓦、錐體按順序安裝在與推筒同軸的中心桿上，再將事先切割好的一段套管套在卡瓦外，隔環(huán)緊貼推筒，錐體與擋塊相接觸；3）啟動(dòng)機(jī)器，推動(dòng)推筒，對(duì)隔環(huán)施加軸向力，卡瓦受到隔環(huán)的擠壓沿錐體斜面上行，隨著推力不斷增大，卡瓦在錐面徑向力作用下沿應(yīng)力槽裂開，此時(shí)液壓會(huì)急劇下降，以此可判斷卡瓦應(yīng)力槽是否斷裂。推筒中安裝了壓力傳感器，會(huì)記錄下整個(gè)試驗(yàn)過(guò)程中的液壓。

1.3 試驗(yàn)結(jié)果及分析

推筒中的液壓記錄顯示，用材料a和b加工的整體式卡瓦的斷裂壓力分別為11.5和12.3MPa。斷裂壓力乘以推筒截面面積即斷裂力，2種材料加工的整體式卡瓦的斷裂力分別為142.4和152.8kN。

2種材料加工的整體式卡瓦在軸向推力下均呈C字形張開（見(jiàn)圖3，卡瓦本體被破壞部分為卡瓦承壓能力試驗(yàn)所致），在極限承載力下卡瓦本體前端被撕裂，沿?cái)嗔衙鎯蛇叺目ㄍ弑倔w破壞嚴(yán)重，并且卡瓦齒向前傾覆。分析認(rèn)為，這是由于卡瓦本體前端太薄，齒槽布置靠前，降低了卡瓦本體的強(qiáng)度。整體式卡瓦呈C字形張開，卡瓦與套管的周向咬合不均勻，導(dǎo)致應(yīng)力槽斷裂面兩邊的卡瓦本體產(chǎn)生應(yīng)力集中，其根本原因還是在于卡瓦的斷裂方式導(dǎo)致了后續(xù)卡瓦與套管咬合后，在承受軸向力時(shí)整體受力不均衡，卡瓦本體產(chǎn)生局部應(yīng)力集中，因此失效。

圖3 整體式卡瓦斷裂形狀Fig.3 Fracture shape of the integral slip

依據(jù)φ95.0mm可溶橋塞的技術(shù)要求，為防止卡瓦提前斷裂或延遲斷裂影響橋塞坐封，橋塞坐封時(shí)要求卡瓦的斷裂力必須控制在60～80kN。卡瓦的斷裂力主要受應(yīng)力槽結(jié)構(gòu)的影響，而由試驗(yàn)數(shù)據(jù)可知，當(dāng)前應(yīng)力槽結(jié)構(gòu)下，2種材料加工的整體式卡瓦的斷裂力都不滿足要求，需要對(duì)卡瓦應(yīng)力槽的結(jié)構(gòu)進(jìn)行改進(jìn)。筆者將用試驗(yàn)測(cè)得的卡瓦斷裂力作為有限元模擬的加載載荷，利用有限元模擬分析整體式卡瓦應(yīng)力槽的應(yīng)力分布規(guī)律，再據(jù)此優(yōu)化應(yīng)力槽的結(jié)構(gòu)，使整體式卡瓦的斷裂力達(dá)到技術(shù)要求。

2 整體式卡瓦應(yīng)力槽模擬分析

2.1 材料參數(shù)的確定

為確定材料a和b的力學(xué)性能參數(shù)，依據(jù)標(biāo)準(zhǔn)《金屬材料：拉伸實(shí)驗(yàn)：第一部分：室溫實(shí)驗(yàn)方法》（GB／T 228.1—2010）［13］，擬 定 2 種樣材 結(jié) 構(gòu) 尺寸，如圖4所示。其中，國(guó)標(biāo)件尺寸L0表示原始標(biāo)距，L1表示平行長(zhǎng)度，b0表示平行寬度，b0取標(biāo)準(zhǔn)值12.5mm，夾持端部寬度a0＝2b0＝25.0mm，由于平行寬度小于20.0mm，按照該標(biāo)準(zhǔn)，原始標(biāo)距取50.0mm。因2種材料材質(zhì)相似，從外觀很難辨別，為便于區(qū)分，平行長(zhǎng)度分別定為55.0mm和75.0mm（該標(biāo)準(zhǔn)中沒(méi)有規(guī)定平行長(zhǎng)度值）。采用MTS809型電液伺服低頻疲勞試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行試驗(yàn)。

圖4 國(guó)標(biāo)試件尺寸Fig.4 The size of national standard specimen

把樣材垂直夾在拉力機(jī)上，在計(jì)算機(jī)上輸入樣材的尺寸參數(shù)（原始標(biāo)距長(zhǎng)度、寬度、厚度等），設(shè)定拉力機(jī)的拉伸速度為1mm／min，引伸計(jì)切換點(diǎn)為3%，把引伸計(jì)夾持在樣材原始標(biāo)距之間，開始試驗(yàn)。試驗(yàn)過(guò)程中計(jì)算機(jī)自動(dòng)記錄并輸出樣材的彈性模量、屈服強(qiáng)度、抗拉強(qiáng)度、泊松比以及樣材在整個(gè)試驗(yàn)過(guò)程中的應(yīng)力應(yīng)變數(shù)據(jù)，結(jié)果見(jiàn)表1。

表1 材料a和b的力學(xué)性能參數(shù)Table1 Mechanics parameters of Material a and Material b

2.2 邊界載荷及網(wǎng)格劃分

主要研究對(duì)象是應(yīng)力槽，因此建立數(shù)值模擬模型時(shí)不考慮卡瓦齒槽的影響，其余結(jié)構(gòu)尺寸不變。數(shù)值模擬模型如圖5所示。錐體、頂環(huán)的材料屬性與卡瓦材料屬性一致，分析步設(shè)置為顯示動(dòng)力學(xué)，部件之間為通用接觸，切向摩擦系數(shù)采用鋼與鋼的摩擦系數(shù)（0.15），法向接觸為硬接觸。為減少計(jì)算量，錐體和頂環(huán)均設(shè)定為剛體，把錐體的6個(gè)自由度都固定。為使模擬結(jié)果中提取的頂環(huán)反作用力達(dá)到卡瓦試驗(yàn)斷裂力，對(duì)隔環(huán)施加10mm的位移載荷。

圖5 數(shù)值模擬模型Fig.5 Numerical simulation model

ABAQUS常用的衍生單元為C3D10M單元和C3D8I單元［14］。C3D10M單元是ABAQUS軟件中的2階4面體單元，常被用于復(fù)雜的硬接觸數(shù)值模擬分析中，通過(guò)它能計(jì)算出比較精確的場(chǎng)輸出和歷程輸出結(jié)果。另外在不可壓縮材料回應(yīng)，大量的塑性變形環(huán)境中使用C3D10M單元比較好。C3D8I單元是ABAQUS軟件中的1階6面體單元，具有較好的彎曲行為，能夠消除剪應(yīng)力；該單元還具有非協(xié)調(diào)效應(yīng)，內(nèi)部增加了額外的自由度，使其能消除在彎曲中因泊松效應(yīng)而產(chǎn)生的僵硬。在彎曲環(huán)境中采用該單元能夠獲得比較好的結(jié)果，同時(shí)又比2階單元經(jīng)濟(jì)（模擬用時(shí)短）。

筆者進(jìn)行的模擬有很多硬接觸，且卡瓦形狀不規(guī)則。因此，選用C3D10M單元，卡瓦網(wǎng)格屬性選用正四面體，應(yīng)力槽邊界上布置密集的種子，裝配體網(wǎng)格劃分結(jié)果見(jiàn)圖5。

2.3 模擬結(jié)果

對(duì)錐體提取反作用力，使其等于各自的試驗(yàn)斷裂力，此時(shí)對(duì)應(yīng)的卡瓦M(jìn)ises應(yīng)力分布如圖6所示。

圖6 材料a和b加工的整體式卡瓦的應(yīng)力分布Fig.6 Stress distribution of the integral slip of Material a and Material b

從圖6可以看出：卡瓦應(yīng)力槽產(chǎn)生了應(yīng)力集中，其應(yīng)力明顯超過(guò)卡瓦錐面受擠壓后的應(yīng)力，此結(jié)果符合設(shè)計(jì)意圖，有利于整體式卡瓦在受軸向力作用時(shí)沿應(yīng)力槽裂開，起到保護(hù)卡瓦本體的作用；應(yīng)力槽的應(yīng)力從前往后逐漸遞減，卡瓦前端應(yīng)力變化最大，證明卡瓦在張開時(shí)從卡瓦應(yīng)力槽前端擴(kuò)展，最終卡瓦張開，而不是從應(yīng)力槽中間某個(gè)位置裂開；應(yīng)力槽應(yīng)力變化最明顯的位置都在應(yīng)力槽的中間位置，也是卡瓦材料達(dá)到抗拉強(qiáng)度的分界點(diǎn)。由此可知，在卡瓦試驗(yàn)斷裂力下（材料a卡瓦的斷裂力為142.4kN，材料b卡瓦的斷裂力為152.5kN），應(yīng)力槽在其長(zhǎng)度1／2處的所受應(yīng)力達(dá)到材料的抗拉強(qiáng)度。

卡瓦沿應(yīng)力槽路徑的Mises應(yīng)力如圖7所示。

圖7 應(yīng)力槽的應(yīng)力分布Fig.7 Stress distribution of the stress groove

從圖7可以看出，在卡瓦試驗(yàn)斷裂力下，卡瓦應(yīng)力槽在其長(zhǎng)度1／2處所受應(yīng)力達(dá)到材料的抗拉強(qiáng)度，因此，可得到模擬判定卡瓦應(yīng)力槽斷裂的標(biāo)準(zhǔn)：當(dāng)施加載荷能使卡瓦應(yīng)力槽長(zhǎng)度1／2處所受應(yīng)力達(dá)到材料的抗拉強(qiáng)度時(shí)，卡瓦開始斷裂，此時(shí)施加的載荷即為卡瓦的真實(shí)斷裂力。

2.4 應(yīng)力槽結(jié)構(gòu)優(yōu)化

由于材料a彈性模量較小，質(zhì)軟，相對(duì)于材料b加工的整體式卡瓦對(duì)坐封力要求較低，因此選擇對(duì)材料a整體式卡瓦進(jìn)行應(yīng)力槽結(jié)構(gòu)優(yōu)化，應(yīng)力槽結(jié)構(gòu)參數(shù)如圖8所示。試驗(yàn)測(cè)得材料a整體式卡瓦的斷裂力為142.4kN，遠(yuǎn)遠(yuǎn)超出設(shè)計(jì)目標(biāo)，其原因是應(yīng)力槽的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度太大。因此，將應(yīng)力槽長(zhǎng)度由原來(lái)的55.0mm調(diào)整為25.0mm，厚度由3.5mm減為2.0mm，其余參數(shù)見(jiàn)表2。模擬時(shí)的邊界條件、網(wǎng)格劃分以及單元類型都與第一次模擬時(shí)一致，比較3種不同應(yīng)力槽結(jié)構(gòu)下錐體的反作用力，最后優(yōu)選出最佳的應(yīng)力槽結(jié)構(gòu)。

圖8 應(yīng)力槽結(jié)構(gòu)示意Fig.8 Schematic diagram of the stress groove structure

表2 應(yīng)力槽結(jié)構(gòu)參數(shù)Table2 Structural parameters of the stress groove

在卡瓦應(yīng)力槽長(zhǎng)度1／2處所受應(yīng)力達(dá)到材料的抗拉強(qiáng)度時(shí)，提取錐體的反作用力，此時(shí)錐體的反作用力與卡瓦的真實(shí)斷裂力大小相等方向相反。在卡瓦應(yīng)力槽達(dá)到斷裂的情況下，提取錐體的反作用力和卡瓦的Mises應(yīng)力，結(jié)果見(jiàn)圖9。

圖9 錐體反作用力和卡瓦的Mises應(yīng)力模擬結(jié)果Fig.9 Simulation results of Mises stress distribution of cone reaction force and slip

從圖9可以看出：應(yīng)力槽的結(jié)構(gòu)經(jīng)過(guò)改進(jìn)之后，整體式卡瓦的斷裂力都有所下降；應(yīng)力槽結(jié)構(gòu)A和C的整體式卡瓦的斷裂力都超過(guò)了120kN，不符合φ95.0mm可溶橋塞的坐封要求；應(yīng)力槽結(jié)構(gòu)B的整體式卡瓦的斷裂力為72kN，符合φ95.0mm可溶橋塞的坐封要求。另外，應(yīng)力槽太過(guò)靠近卡瓦前端或后端，都會(huì)使整體式卡瓦的斷裂力增大，不利于卡瓦斷裂張開，且應(yīng)力槽位置越靠后，卡瓦中部應(yīng)力集中越明顯，卡瓦結(jié)構(gòu)強(qiáng)度越低。根據(jù)斷裂試驗(yàn)可知，整體式卡瓦呈C字形斷裂，該斷裂方式不利于卡瓦與套管均勻咬合，為降低試驗(yàn)成本，先對(duì)應(yīng)力槽結(jié)構(gòu)為B的整體式卡瓦進(jìn)行了斷裂分析，結(jié)果表明采用該結(jié)構(gòu)的應(yīng)力槽能避免C字形斷裂，隨后再進(jìn)行試驗(yàn)。

2.5 卡瓦斷裂分析

為模擬更真實(shí)的卡瓦受力環(huán)境，分析時(shí)加入了套管和卡瓦齒，模擬模型見(jiàn)圖10。

圖10 模擬模型及網(wǎng)格劃分Fig.10 Simulation model and grid partition

錐體和頂環(huán)采用45號(hào)鋼，套管采用工程上套管的通用材料Q125，卡瓦齒選用G0412硬質(zhì)合金［15］?？ㄍ咭肴嵝該p傷參數(shù)：斷裂應(yīng)變?yōu)?.147，三軸應(yīng)力為0，應(yīng)變比為0?？ㄍ叩乃苄粤W(xué)參數(shù)為屈服應(yīng)力與其對(duì)應(yīng)的塑性應(yīng)變，其中斷裂應(yīng)變?yōu)椴牧蠑嗔亚暗淖畲髴?yīng)變。由于接觸對(duì)與材料的復(fù)雜性，隱式求解會(huì)產(chǎn)生大量迭代，導(dǎo)致計(jì)算難以收斂［16］，因此分析步設(shè)置為顯示動(dòng)力學(xué)，時(shí)間長(zhǎng)度10s，另外在場(chǎng)輸出中選中“破壞／斷裂”下的“拉伸損傷”。相互作用中，部件之間為通用接觸，切向摩擦系數(shù)為0.15，法向接觸為硬接觸。通過(guò)計(jì)算卡瓦從斷裂張開到充分咬合套管的行程，確定對(duì)錐體施加45.0mm的位移載荷，頂環(huán)及套管的6個(gè)自由度全固定。

卡瓦單元類型選用C3D10M單元，其中最大下降指定為1，表示單元格被破壞后刪除此單元格，裝配體網(wǎng)格劃分結(jié)果見(jiàn)圖10。

2.6 卡瓦斷裂分析結(jié)果

卡瓦的斷裂過(guò)程如圖11所示，分為4個(gè)階段：第1階段，卡瓦內(nèi)錐面受到擠壓，應(yīng)力槽開始發(fā)生應(yīng)力集中；第2階段，錐體不斷推進(jìn)，應(yīng)力槽開始發(fā)生塑性變形；第3階段，應(yīng)力槽局部先開始斷裂，卡瓦呈2～4式兩瓣張開；第4階段，卡瓦6個(gè)應(yīng)力槽均斷裂，每2瓣卡瓦片相互靠攏。雖然整體式卡瓦的6瓣卡瓦片沒(méi)有均勻張開，但此狀態(tài)下卡瓦齒可以較均勻地咬合套管壁，卡瓦的錨定效果很好，在承壓情況下可避免部分卡瓦本體集中受力。

圖11 卡瓦斷裂過(guò)程Fig.11 Fracture process of slip

3 試驗(yàn)驗(yàn)證

根據(jù)模擬優(yōu)化結(jié)果，重新加工卡瓦并進(jìn)行斷裂試驗(yàn)，試驗(yàn)過(guò)程同上，2次試驗(yàn)結(jié)果如圖12所示。

從圖12可以看出：采用原應(yīng)力槽結(jié)構(gòu)的整體式卡瓦在斷裂張開過(guò)程中，裂紋沿單一應(yīng)力槽擴(kuò)展，最終卡瓦呈C字形張開，這將導(dǎo)致靠近C字形斷口的卡瓦本體集中受力，卡瓦片被局部撕裂，而遠(yuǎn)離C字形斷口的卡瓦本體基本不受力，導(dǎo)致卡瓦承壓能力下降；應(yīng)力槽結(jié)構(gòu)優(yōu)化后的整體式卡瓦，雖然6瓣卡瓦片沒(méi)有均勻分張開，但避免了C字形斷裂，整體受力更均衡，卡瓦張開后與套管錨定效果良好，在極限承載力下卡瓦片并沒(méi)有被破壞，而且斷裂效果與模擬結(jié)果基本一致，證明了卡瓦斷裂分析方法正確，應(yīng)力槽結(jié)構(gòu)改進(jìn)成功。

圖12 卡瓦斷裂試驗(yàn)結(jié)果Fig.12 Experiment results of slip fracture

4 結(jié) 論

1）可溶橋塞的整體式卡瓦在軸向載荷作用下，其應(yīng)力槽在其長(zhǎng)度1／2處所受應(yīng)力達(dá)到材料的抗拉強(qiáng)度時(shí)，卡瓦斷裂張開，錐體的反作用力與卡瓦的真實(shí)斷裂力大小相等方向相反。

2）在金屬斷裂行為有限元模擬分析時(shí)，材料屬性中引入柔性損傷，分析步的場(chǎng)輸出中加入拉伸損傷和剛度下降率，可以模擬材料真實(shí)的斷裂效果。

3）適當(dāng)降低整體式卡瓦應(yīng)力槽的強(qiáng)度，有助于卡瓦避免C字形張開，其斷裂效果更佳，與套管的錨定效果更好。

4）應(yīng)力槽居中布置時(shí)，整體式卡瓦的斷裂力最小，應(yīng)力槽位置太靠后，卡瓦本體中部會(huì)產(chǎn)生應(yīng)力集中，使卡瓦本體的強(qiáng)度降低。

5）整體式卡瓦的卡瓦片若不能均勻張開會(huì)導(dǎo)致其整體受力不均衡，承壓能力下降，若能從結(jié)構(gòu)或卡瓦坐封方式上改進(jìn)，使卡瓦片均勻張開，其承壓能力會(huì)增大。