歐陽勇 申昭熙 白明娜 段志鋒 丁宇奇

(1.中國石油長慶油田公司油氣工藝研究院 2.低滲透油氣田勘探開發(fā)國家工程實驗室 3.中國石油集團石油管工程技術(shù)研究院 4.石油管材及裝備材料服役行為與結(jié)構(gòu)安全國家重點實驗室 5.東北石油大學(xué)機械科學(xué)與工程學(xué)院)

0 引 言

老井側(cè)鉆是油田老區(qū)塊恢復(fù)活力挖掘剩余油藏的主要技術(shù)手段之一[1-3]。在開窗側(cè)鉆過程中，隨著銑錐的下移，套管、水泥環(huán)被逐層銑削，銑削路徑周圍第一、二膠結(jié)面的膠結(jié)力以及水泥環(huán)強度會發(fā)生不同程度的失效，上述失效程度主要取決于水泥漿的性質(zhì)和套管內(nèi)壓力大小[4-5]。在膠結(jié)面剝離和水泥環(huán)失效后，隨著鉆井液進入套管應(yīng)力分布發(fā)生改變，將會影響新套管懸掛位置和開窗側(cè)鉆過程的安全進行。

針對水泥漿性質(zhì)對膠結(jié)面膠結(jié)力的影響，王歡歡等[6]基于試驗研究了水泥環(huán)強度對第一、二膠結(jié)面膠結(jié)力的影響，得到了高強度水泥比低強度水泥膠結(jié)強度高20%左右的結(jié)論。郭辛陽等[7]基于連續(xù)損傷力學(xué)理論，研究了水泥漿力學(xué)性能對密封完整性的影響，結(jié)果表明，水泥漿中加入彈韌性材料會降低水泥環(huán)彈性模量與水泥環(huán)拉伸破壞概率。在開窗側(cè)鉆過程中，除了水泥漿性質(zhì)外，套管內(nèi)壓也會對水泥環(huán)失效產(chǎn)生顯著影響。為此，史玉才等[8]基于有限元法研究了套管內(nèi)壓力對水泥環(huán)完整性的影響，得到了套管內(nèi)壓力升高可能導(dǎo)致水泥環(huán)徑向開裂和剪切破壞，套管內(nèi)壓力降低可能導(dǎo)致水泥環(huán)膠結(jié)面剝離。李若瑩等[9]基于直井的地層-水泥環(huán)-套管耦合平面彈性應(yīng)變模型，得到了水泥環(huán)缺失對套管應(yīng)力分布的影響。竇益華等[10]通過研究水泥環(huán)缺失對套管應(yīng)力的影響，得出了水泥環(huán)第一膠結(jié)面缺失厚度比存在一個臨界值，若缺失厚度比大于該臨界值，套管的應(yīng)力將發(fā)生突變；水泥環(huán)第二膠結(jié)面缺失時，套管應(yīng)力隨缺失厚度比的增大而逐漸增大。龐秉謙等[11]應(yīng)用有限元方法分析了套管磨損與水泥環(huán)缺陷位置對套管應(yīng)力的影響，發(fā)現(xiàn)套管磨損位置與水泥環(huán)缺陷位置重疊會對套管應(yīng)力產(chǎn)生非常大的影響。

綜上，目前對于開窗側(cè)鉆過程主要采用單一模型通過靜力學(xué)方法研究套管、水泥環(huán)、膠結(jié)面強度，或者是建立二維模型分析開窗側(cè)鉆后的結(jié)構(gòu)狀態(tài)。尚未有學(xué)者對套管、水泥環(huán)和地層組合系統(tǒng)各部分之間的膠結(jié)狀態(tài)和載荷傳遞進行分析。為此，本文以開窗側(cè)鉆過程中套管、水泥環(huán)和地層組合系統(tǒng)為研究對象，考慮水泥環(huán)與套管和地層之間的膠結(jié)力以及銑削過程中套管應(yīng)力狀態(tài)和載荷的傳遞，通過接觸單元模擬各部分之間的膠結(jié)狀態(tài)，建立了套管組合系統(tǒng)三維有限元模型，對開窗側(cè)鉆過程中組合系統(tǒng)在給定井況、不同泵壓和水泥環(huán)厚度工況下的固有頻率、膠結(jié)面剝離范圍、水泥環(huán)失效區(qū)域以及套管應(yīng)力變化趨勢進行分析。所得結(jié)論可為研究老井開窗側(cè)鉆過程中結(jié)構(gòu)響應(yīng)狀態(tài)提供理論參考。

1 有限元模型建立

1.1 系統(tǒng)組成

固井完成后，套管與地層通過水泥漿凝固膠結(jié)在一起，此時的套管與水泥環(huán)、水泥環(huán)與地層之間緊密地粘結(jié)形成一個整體。由于套管與地層屬性不同，導(dǎo)致水泥環(huán)與套管和地層之間的膠結(jié)力也不相同。對于G級水泥漿，凝固后膠結(jié)力在0.15～0.70 MPa之間[12]。

為充分考慮膠結(jié)面的剝離和水泥環(huán)破壞情況，本文建立三維開窗側(cè)鉆模型，如圖1所示。

圖1 套管組合系統(tǒng)三維模型圖Fig.1 3D model of CCF combination system

由圖1可以看出，套管組合系統(tǒng)由套管、水泥環(huán)、地層、第一膠結(jié)面和第二膠結(jié)面組成。

為便于分析整個開窗側(cè)鉆作業(yè)過程，根據(jù)銑錐與套管接觸的不同位置，將開窗過程分為4個階段[13]，如圖2所示。

圖2 開窗側(cè)鉆過程圖Fig.2 Sidetracking process

4個開窗側(cè)鉆階段的受力狀態(tài)略有不同。圖3a為開窗側(cè)鉆前受力狀態(tài)圖，圖3b為第4階段結(jié)束時刻受力狀態(tài)圖。

圖3 開窗側(cè)鉆受力示意圖Fig.3 Forces during sidetracking

從圖3可以看出：在開窗側(cè)鉆前，套管受到重力以及鉆井液的靜液柱壓力；隨著銑削過程的進行，在重力、鉆井液靜液柱壓力以及鉆壓作用下，套管的銑削量不斷增加；套管被銑削后，作用在套管上的泵壓及鉆壓，經(jīng)由第一、二膠結(jié)面?zhèn)鬟f到水泥環(huán)和地層；在第4階段結(jié)束時刻，銑錐已經(jīng)銑削出套管，完成整個開窗側(cè)鉆過程。

1.2 有限元模型建立

考慮銑錐-套管相互作用的開窗側(cè)鉆過程中三維空間力學(xué)模型的結(jié)構(gòu)特點，采用實體單元建模，并通過建立接觸單元來模擬套管與水泥環(huán)、水泥環(huán)與地層之間的膠結(jié)狀態(tài)和載荷傳遞。依據(jù)圣維南定理[14]，為充分減小遠地場對井眼的影響，井壁圍巖半徑選取10倍的井眼半徑，并在井壁圍巖外表面施加約束，在對稱面施加對稱約束。為使模擬結(jié)果更接近實際，取某井井深2 562～2 582 m的井段，其中套管內(nèi)的鉆井液密度是1.02 g/m3，井口施工載荷為10 MPa，銑削鉆壓為20 kN，銑錐轉(zhuǎn)速為50 r/min，最終得到開窗側(cè)鉆過程有限元模型俯視圖，如圖4所示。地層、水泥環(huán)、套管的基本屬性見表1。

表1 結(jié)構(gòu)基本屬性Table 1 Basic properties of structure

圖4 開窗側(cè)鉆過程有限元模型俯視圖Fig.4 Top view of finite element model during sidetracking

圖4中，分別選取截面0°、23°、52°、90°、128°、154°和180°共7條路徑，用于描述套管組合系統(tǒng)膠結(jié)強度在環(huán)向方位上的膠結(jié)狀態(tài)，以及套管在環(huán)向0°、90°和180°上的應(yīng)力狀態(tài)。

2 固有特性響應(yīng)分析

2.1 模態(tài)分析

進行模態(tài)分析可得到反映振動特性的模態(tài)參數(shù)，進而分析套管組合系統(tǒng)在鉆壓激勵狀態(tài)下的動力學(xué)響應(yīng)。利用給定的邊界條件和載荷得到套管組合系統(tǒng)模態(tài)響應(yīng)的20階模態(tài)X方向變形，如圖5所示。1階、2階、10階和20階的頻率和變形如表2所示。

圖5 20階模態(tài)X方向變形圖Fig.5 Deformation diagram of 20th-order mode in X direction

表2 套管-水泥環(huán)-地層組合系統(tǒng)模態(tài)響應(yīng)Table 2 Modal responses of CCF combination system

由表2可以看出，組合系統(tǒng)1階和2階模態(tài)頻率分別為1.4和4.2 Hz，X、Y、Z方向在1階和2階上的變形為單一波形。由此可知，當(dāng)銑錐激勵頻率接近1.4和4.2 Hz時，激勵頻率對結(jié)構(gòu)的影響主要為加劇整體結(jié)構(gòu)在某一方向的變形，并不會引起結(jié)構(gòu)在水平方向的往復(fù)振動。

由圖5和表2中的數(shù)據(jù)可以看出，10階和20階模態(tài)的頻率分別為22.8和27.6 Hz，結(jié)構(gòu)變形為水平方向上的多波形往復(fù)振動。當(dāng)銑錐激勵頻率與之接近時，將會引起套管組合系統(tǒng)的振動，導(dǎo)致膠結(jié)面大面積剝離和水泥環(huán)大面積破壞。

2.2 響應(yīng)特性

套管組合系統(tǒng)的自身激勵載荷有重力、第一膠結(jié)面膠結(jié)力和第二膠結(jié)面的膠結(jié)力；外部激勵載荷有泵壓和作用在套管、水泥環(huán)和地層上的鉆壓。當(dāng)各激勵作用參數(shù)發(fā)生變化時，套管組合系統(tǒng)會產(chǎn)生不同的振動響應(yīng)。本文中，由于銑錐轉(zhuǎn)速為50 r/min(激勵頻率0.83 Hz)，與套管組合系統(tǒng)的1階模態(tài)頻率1.4 Hz相近，由2.1節(jié)可知，不會引起套管組合系統(tǒng)在水平方向的往復(fù)振動。

在瞬態(tài)動力學(xué)的分析過程中，結(jié)構(gòu)阻尼是描述系統(tǒng)在振動時能量損耗的關(guān)鍵系數(shù)，在整個開窗側(cè)鉆過程中，振動時的能量損耗是影響開窗側(cè)鉆過程結(jié)構(gòu)響應(yīng)的主要因素，因此選取合適的阻尼對數(shù)值模擬結(jié)果非常重要。在瞬態(tài)動力學(xué)分析過程中，結(jié)構(gòu)阻尼通常采用瑞利阻尼[15]，即有：

[C]=α[M]+β[K]

(1)

式中：α為Alpha阻尼，也稱為質(zhì)量阻尼系數(shù)；[C]為系統(tǒng)阻尼矩陣；[M]為質(zhì)量矩陣；[K]為剛度矩陣；β為Beta阻尼，也稱為剛度阻尼系數(shù)。

質(zhì)量阻尼系數(shù)和剛度阻尼系數(shù)可通過振型阻尼比計算得到：

α=2ξω1ω2/(ω1+ω2)

(2)

β=2ξ/(ω1+ω2)

(3)

式中：ω1和ω2分別為套管組合系統(tǒng)的第1階和第2階固有頻率；ξ為系統(tǒng)阻尼比，在開窗側(cè)鉆中，ξ取2%[16]。

由表2、式(2)和式(3)可以得到α=0.04，β=0.007。

3 動力響應(yīng)特性分析

3.1 套管動力響應(yīng)分析

在開窗過程中，隨著銑錐的持續(xù)鉆進，套管被逐層切削且銑錐前段的鉆壓呈周期變化，施加在套管表面的鉆壓按式(4)進行計算。

F′=F+ΔFsin(ωt)

(4)

式中：F′是實際鉆壓，N；F是理論鉆壓，N；ΔF是波動鉆壓，取為0.15F；ω是銑錐的角速度，ω=2πf，rad/s；f是鉆壓波動頻率，Hz；t是銑削時間，s。

3.1.1 開窗側(cè)鉆前套管應(yīng)力分析

在固井和開窗側(cè)鉆前，套管應(yīng)力分布狀態(tài)如圖6所示。

圖6 固井狀態(tài)和開窗側(cè)鉆前套管等效應(yīng)力圖Fig.6 Equivalent stress diagram of cementing state and before sidetracking

由圖6可以看出：固井狀態(tài)時套管的等效應(yīng)力范圍為4～5 MPa，且應(yīng)力分布平均；在開窗側(cè)鉆前，套管的等效應(yīng)力范圍為123～163 MPa，應(yīng)力隨井深的增加而增大。

3.1.2 側(cè)鉆過程中套管應(yīng)力分析

分析銑削井深至2 572.2 m位置套管柱應(yīng)力的變化情況，其在環(huán)向角度θ為0°、90°和180°方向上應(yīng)力隨時間的變化曲線如圖7所示。由圖7可知：套管應(yīng)力在開窗側(cè)鉆的第一階段(t=0～1 386 s)，在0°、90°和180°方向上都保持在150 MPa左右；在開窗側(cè)鉆的第二階段(t=1 386～8 946 s)，0°方向上套管應(yīng)力迅速增大至620 MPa左右，后又降低至0。這是由于在本階段0°方向上套管正被銑削掉，使套管應(yīng)力突增后降為0；90°方向上套管應(yīng)力下降到60 MPa，后迅速增高至170 MPa左右，這是由于在此階段開始時刻中，銑削導(dǎo)致的膠結(jié)面剝離區(qū)域和水泥環(huán)破壞區(qū)域被鉆井液注入，導(dǎo)致鉆壓施加位置變形先減小后增大；180°方向上套管應(yīng)力迅速增大至480 MPa左右，并保持穩(wěn)定，這是由于銑削導(dǎo)致的套管破壞，以及膠結(jié)面剝離區(qū)域和水泥環(huán)破壞區(qū)域被鉆井液注入，使其變形量突增。在開窗側(cè)鉆的第三階段(t=8 946～10 458 s)，180°方向上套管應(yīng)力降低至180 MPa左右，并保持穩(wěn)定，90°方向上套管應(yīng)力降低至60 MPa左右，并保持穩(wěn)定。這是由于隨著銑錐位置下移，膠結(jié)面剝離區(qū)域和水泥環(huán)破壞區(qū)域被鉆井液注入，致使其變形量發(fā)生變化，導(dǎo)致套管應(yīng)力產(chǎn)生變化。

圖7 套管柱不同時刻應(yīng)力變化曲線Fig.7 Stress change curve of casing string at different time

3.2 膠結(jié)面膠結(jié)強度分析

由于組合系統(tǒng)第一、二膠結(jié)面是三維空間曲面，所以需要通過井深和圓周方向來描述膠結(jié)面的變化情況，本文對第二膠結(jié)面在2 569.5～2 577.0 m井深的膠結(jié)強度變化情況進行分析，對于采用外加劑為GJ-S和GJ-B的G級水泥漿，凝固后第一和第二膠結(jié)面的初始膠結(jié)強度分別為0.60和0.18 MPa。第二膠結(jié)面膠結(jié)強度隨井深的變化曲線如圖8所示。不同井深截面在0°～360°上的膠結(jié)強度變化曲線如圖9所示。

從圖8可以看出：在井深2 569.6～2 570.1 m和2 576.10～2 576.65 m處，膠結(jié)強度小于0.18 MPa，膠結(jié)面部分剝離；在井深2 570.10～2 576.10 m處，膠結(jié)強度為0，膠結(jié)面開始完全剝離。由圖9可知：曲線呈上下對稱分布，在井深2 569.60至2 576.65 m處，膠結(jié)強度從環(huán)向角度0°到180°逐漸減小，并且在180°方向上膠結(jié)強度大于0.18 MPa，膠結(jié)面沒有發(fā)生剝離；在井深2 570.10 m處，膠結(jié)強度在180°方向上膠結(jié)強度為0，膠結(jié)面發(fā)生剝離；在井深2 572.20、2 573.40和2 573.65 m處的水泥環(huán)在銑削過程中失效，導(dǎo)致該處的膠結(jié)強度在0°～180°方向上為0，膠結(jié)面發(fā)生剝離；在井深2 576.00 m處，膠結(jié)強度在0°～77°和129°～180°方向上小于0.18 MPa，膠結(jié)面發(fā)生剝離；在井深2 576.10 m處，膠結(jié)強度在0°～64°方向上小于0.18 MPa，膠結(jié)面發(fā)生剝離。

圖8 第二膠結(jié)面膠結(jié)強度隨井深的變化曲線Fig.8 Change curve of cementing strength of the second cementing surface with well depth

圖9 第二膠結(jié)面膠結(jié)強度隨環(huán)向角度的變化曲線Fig.9 Change curve of cementing strength of the second cementing surface with circumferential angle

綜上，第二膠結(jié)面失效深度從2 569.60 m開始，直到2 570.10 m時出現(xiàn)完全失效區(qū)域。膠結(jié)面完全失效的下端井深為2 576.10 m，直到2 576.65 m時出現(xiàn)完整膠結(jié)面。

3.3 水泥環(huán)破壞分析

在開窗側(cè)鉆過程中，施加鉆壓會對水泥環(huán)產(chǎn)生過大的應(yīng)力使之發(fā)生破壞。當(dāng)水泥環(huán)拉應(yīng)力超過3.1 MPa，壓應(yīng)力超過25.1 MPa，即可認為水泥環(huán)已經(jīng)失效[17]。對于整個開窗側(cè)鉆過程，在每一個階段結(jié)束都存在水泥環(huán)失效單元。在水泥環(huán)失效處與其對應(yīng)的膠結(jié)面也會失效，同時鉆井液會注入失效區(qū)域，對失效區(qū)域產(chǎn)生液柱壓力，使與失效膠結(jié)面的相鄰區(qū)域發(fā)生膠結(jié)面剝離，進一步擴大了膠結(jié)面的失效區(qū)域，從而對套管組合系統(tǒng)膠結(jié)面的膠結(jié)強度產(chǎn)生直接影響。

對于給定井況，當(dāng)整個銑削過程結(jié)束后，水泥環(huán)失效區(qū)域X、Y、Z方向應(yīng)力圖如圖10所示，失效區(qū)域井深如表3所示。

圖10 水泥環(huán)失效區(qū)域應(yīng)力圖Fig.10 Stress diagram of cement sheath failure area

表3 開窗側(cè)鉆水泥環(huán)失效區(qū)域井深 mTable 3 Cement sheath failure area during sidetracking m

從圖10和表3可以看出，水泥環(huán)在X方向的失效范圍為2 570.60～2 575.85 m，在Y方向的失效范圍為2 570.40～2 575.95 m，在Z方向的失效范圍為2 570.20～2 575.70 m。通過以上描述可以得出水泥環(huán)的整體失效范圍為2 570.20～2 575.95 m。

4 不同因素對系統(tǒng)響應(yīng)影響分析

在開窗側(cè)鉆過程中，工藝參數(shù)和結(jié)構(gòu)參數(shù)的改變會對套管組合系統(tǒng)的響應(yīng)程度產(chǎn)生影響。開窗側(cè)鉆過程中銑錐轉(zhuǎn)速為30～70 r/min，在該轉(zhuǎn)速下只能使結(jié)構(gòu)產(chǎn)生某一方向的變形，并不會引起結(jié)構(gòu)的往復(fù)振動，所以對結(jié)構(gòu)響應(yīng)的影響較小，并且在銑削過程中鉆壓變化范圍較小，故本節(jié)僅分析泵壓和水泥環(huán)厚度對系統(tǒng)響應(yīng)的影響。

4.1 泵壓對套管組合系統(tǒng)響應(yīng)特性分析

4.1.1 套管動力響應(yīng)分析

經(jīng)計算，泵壓為10和19 MPa工況下，套管組合系統(tǒng)在銑削井深2 572.20 m、環(huán)向角度為180°方位，套管柱的等效應(yīng)力隨時間的變化曲線如圖11所示。

圖11 套管柱不同時刻等效應(yīng)力變化曲線Fig.11 Stress change curve of casing string at different time

由圖11可知，泵壓為19 MPa的套管整體應(yīng)力較10 MPa大。在第二階段(t=1 386～8 946 s)初始時刻，10 MPa曲線的上升幅度較大，這是因為在第一階段結(jié)束后銑錐前端已經(jīng)銑出套管，鉆井液迅速滲透到套管外壁面，套管受到鉆井液的壓力后，應(yīng)力值迅速上升達到套管屈服應(yīng)力，并且在第一階段結(jié)束時刻泵壓為10 MPa時套管應(yīng)力較小，有較大上升空間，所以會導(dǎo)致上述現(xiàn)象。

4.1.2 對套管組合系統(tǒng)膠結(jié)面的影響

不同泵壓下，開窗側(cè)鉆結(jié)束時刻，組合系統(tǒng)截面在0°和180°方位第二膠結(jié)面膠結(jié)強度隨井深的變化曲線如圖12所示。不同井深截面在0°～360°上的膠結(jié)強度的變化曲線如圖13所示。

圖12 套管組合系統(tǒng)膠結(jié)面強度隨井深的變化曲線Fig.12 Change curve of cementing surface strength of CCF combination system with well depth

圖13 套管組合系統(tǒng)膠結(jié)面強度隨環(huán)向角度的變化曲線Fig.13 Change curve of cementing surface strength of CCF combination system with circumferential angle

從圖12可以看出，在0°和180°方向上，泵壓為10和19 MPa時完全剝離的井深高度分別是2 570.10～2 576.00 m(5.9 m)和2 570.15～2 575.95 m(5.8 m)，泵壓為19 MPa時的剝離高度略小。這是由于泵壓為19 MPa時作用在套管內(nèi)表面的壓力較大，導(dǎo)致膠結(jié)面不容易剝離。

由圖13可以看出，在井深為2 573.40以及2 573.65 m處，兩種工況(泵壓10和19 MPa)在0°～180°方向上的膠結(jié)強度為0，膠結(jié)面完全剝離。在井深為2 576.00 m，泵壓為19 MPa時，在77°～180°方向上膠結(jié)強度始終大于泵壓為10 MPa時的膠結(jié)強度，這是因為泵壓為19 MPa時結(jié)構(gòu)的變形較大，使在該位置的膠結(jié)強度較大。

4.1.3 對水泥環(huán)破壞區(qū)域的影響

取第四階段結(jié)束時刻水泥環(huán)失效區(qū)域X、Y、Z方向應(yīng)力圖，如圖14所示，同一階段水泥環(huán)失效區(qū)域如表4所示。

圖14 水泥環(huán)失效區(qū)域應(yīng)力圖Fig.14 Stress diagram of cement sheath failure area

表4 不同泵壓下水泥環(huán)失效區(qū)域表mTable 4 Cement sheath failure area under different pump pressures m

從圖14和表4可以看出，泵壓19 MPa時，水泥環(huán)環(huán)向破壞區(qū)域較泵壓10 MPa時面積更大，在X、Y、Z各方向失效深度均高于泵壓10 MPa時。

不同泵壓下組合系統(tǒng)膠結(jié)面失效及水泥環(huán)破壞情況比較結(jié)果顯示：在泵壓為10 MPa時第一和第二膠結(jié)面剝離井深分別為5.80和7.05 m，比泵壓為19 MPa時第一膠結(jié)面剝離井深大了1.75%，比第二膠結(jié)面剝離井深大了2.9%。但從水泥環(huán)失效區(qū)域來看，泵壓19 MPa水泥環(huán)破壞井深要比泵壓10 MPa水泥環(huán)破壞井深大1.74%。

4.2 水泥環(huán)厚度對系統(tǒng)響應(yīng)特性分析

經(jīng)計算，水泥環(huán)厚度為40和70 mm工況下，組合系統(tǒng)膠結(jié)面失效及水泥環(huán)破壞情況為：在水泥環(huán)厚度為70 mm時，第一和第二膠結(jié)面剝離井深分別為6.0和7.5 m，比水泥環(huán)厚度為40 mm時第一膠結(jié)面剝離井深大了3.4%，比第二膠結(jié)面剝離井深大了6.4%。從水泥環(huán)失效區(qū)域來看，水泥環(huán)厚度70 mm時，水泥環(huán)破壞井深要比厚度為40 mm時水泥環(huán)破壞井深大5.2%。

綜上所述，水泥環(huán)厚度越大，第一膠結(jié)面和第二膠結(jié)面的剝離區(qū)域和水泥環(huán)破壞區(qū)域越大，即水泥環(huán)厚度越大，水泥環(huán)的整體失效區(qū)域越大。

5 結(jié) 論

(1)通過對套管組合系統(tǒng)進行固有特性分析，得到其在低階頻率下發(fā)生結(jié)構(gòu)在某一方向的變形。在高階頻率下結(jié)構(gòu)發(fā)生往復(fù)振動，在開窗側(cè)鉆過程中的激勵載荷作用下，將會導(dǎo)致膠結(jié)面和水泥環(huán)大面積失效。

(2)在整個開窗側(cè)鉆過程中，套管應(yīng)力處于動態(tài)變化，在銑削位置應(yīng)力達到最大值，并且第二膠結(jié)面的剝離距離大于水泥環(huán)破壞失效距離，因此在判斷水泥環(huán)膠結(jié)強度失效區(qū)域時，應(yīng)以第二膠結(jié)面的失效區(qū)域為主。

(3)泵壓越小，膠結(jié)面剝離區(qū)域越大，水泥環(huán)失效區(qū)域越??；泵壓由10 MPa增加到19 MPa時，膠結(jié)面失效區(qū)域增加了0.2 m，水泥環(huán)失效區(qū)域減少了0.3 m。水泥環(huán)厚度越大，膠結(jié)面失效區(qū)域越大；水泥環(huán)厚度由40 mm增加到70 mm時，膠結(jié)面失效區(qū)域增加了0.45 m，水泥環(huán)失效區(qū)域減少了0.3 m。