環(huán)空帶壓對(duì)深水水下井口疲勞損傷的影響規(guī)律

王宴濱 曾 靜 高德利

1. 石油工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室·中國(guó)石油大學(xué)（北京） 2. 中國(guó)地質(zhì)調(diào)查局廣州海洋地質(zhì)調(diào)查局3. 南方海洋科學(xué)與工程廣東省實(shí)驗(yàn)室（廣州）

0 引言

深水水下井口的疲勞損傷問(wèn)題已成為制約深水油氣井長(zhǎng)期安全高效運(yùn)行的重要問(wèn)題之一。受作業(yè)水深、復(fù)雜地質(zhì)條件和惡劣海洋環(huán)境等因素的影響，水下井口受到的外載荷越來(lái)越復(fù)雜；此外，深水井產(chǎn)量一般較高，在測(cè)試過(guò)程中，高溫產(chǎn)液上返時(shí)會(huì)引起水下井筒環(huán)空內(nèi)液體受熱膨脹，產(chǎn)生環(huán)空帶壓。環(huán)空帶壓的存在會(huì)改變水下井口疲勞熱點(diǎn)處的應(yīng)力狀態(tài)，并對(duì)水下井口的疲勞損傷產(chǎn)生重要影響。因此，考慮環(huán)空帶壓的影響，對(duì)水下井口疲勞損傷進(jìn)行準(zhǔn)確預(yù)測(cè)分析已成為深水油氣工程亟待解決的難題。

根據(jù)現(xiàn)行的行業(yè)推薦做法[1]，深水水下井口的疲勞損傷分析主要包含3個(gè)步驟：①整體響應(yīng)分析，研究傳遞到水下井口上的彎矩隨時(shí)間的變化關(guān)系（彎矩—時(shí)間曲線(xiàn)）；②局部響應(yīng)分析，研究水下井口疲勞熱點(diǎn)處的應(yīng)力隨彎矩的變化關(guān)系（應(yīng)力—彎矩曲線(xiàn)）；③疲勞損傷分析，獲得水下井口疲勞熱點(diǎn)處的應(yīng)力隨時(shí)間的變化關(guān)系（應(yīng)力—時(shí)間曲線(xiàn)），并據(jù)此計(jì)算疲勞熱點(diǎn)處的疲勞損傷。因此，關(guān)于水下井口疲勞損傷的研究也主要集中在這3個(gè)方面。Valka 等[2]、Williams等[3]和Dara[4]討論了作用到水下井口上載荷的傳遞機(jī)理，介紹了在水下井口整體力學(xué)建模時(shí)的考慮要點(diǎn)。Evans等[5]、Buitrago等[6]討論了隔水管系統(tǒng)配置參數(shù)和作業(yè)參數(shù)等對(duì)水下井口疲勞損傷的影響。Britton等[7]、Rein?s等[8-9]研究了固井水泥漿返高對(duì)水下井口疲勞損傷的影響。Greene等[10]研究了防噴器重量和井口出泥高度對(duì)水下井口疲勞損傷的影響，并指出水下井口的疲勞損傷隨防噴器重量的增大而逐漸增加。Carpenter[11-12]研究了修井過(guò)程產(chǎn)生的熱應(yīng)力對(duì)水下井口疲勞損傷的影響，指出溫度和壓力的存在對(duì)水下井口的疲勞損傷具有嚴(yán)重的影響。劉續(xù)等[13]在利用有限元軟件MOSES獲得傳遞到水下井口上的載荷后，利用ABAQUS軟件中的非線(xiàn)性彈簧模擬了海底土體與水下井口的相互作用，對(duì)水下井口進(jìn)行了疲勞壽命計(jì)算。姬景奇[14]采用局部等效法對(duì)水下井口進(jìn)行了疲勞損傷分析，并給出了提高水下井口疲勞壽命的技術(shù)對(duì)策。暢元江等[15-16]考慮溫度的影響，對(duì)水下井口進(jìn)行了疲勞損傷計(jì)算，討論了井筒溫度和水泥漿返高對(duì)水下井口疲勞損傷的影響，并指出溫度的存在會(huì)加劇水下井口的疲勞損傷。李中等[17]采用有限元軟件對(duì)波浪和海流載荷進(jìn)行了模擬，結(jié)合平臺(tái)的幅值響應(yīng)算子分析了波浪載荷與水下井口疲勞熱點(diǎn)之間的載荷傳遞函數(shù)，并計(jì)算了水下井口的疲勞壽命。McNeill等[18-20]利用直接測(cè)量水下防噴器振動(dòng)得到的數(shù)據(jù)，使用半解析的方法對(duì)水下井口的疲勞損傷進(jìn)行了分析。Sunday等[21]基于雨流計(jì)數(shù)法和S-N曲線(xiàn)，研究了高壓井口頭和表層套管焊接處的疲勞損傷。Horn等[22]提出了一種基于無(wú)損檢測(cè)方法的水下井口疲勞損傷分析流程，并對(duì)該方法進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證。

從2010年起，國(guó)外多家石油公司聯(lián)合挪威船級(jí)社（Det Norske Veritas GL, DNV GL）開(kāi)始對(duì)水下井口疲勞壽命進(jìn)行系統(tǒng)研究，在前期大量工作基礎(chǔ)上，DNV GL分別于2015年和2018年頒布了兩個(gè)推薦做法[1,23]，為水下井口的疲勞損傷分析提供了基本的分析框架和流程，但在模型中沒(méi)有考慮環(huán)空帶壓對(duì)水下井口疲勞損傷的影響。鑒于此，筆者基于DNV GL給出的水下井口疲勞損傷分析流程，考慮環(huán)空液體物性參數(shù)，環(huán)空液體熱物性以及環(huán)空體積變化的耦合影響，建立水下井筒環(huán)空帶壓分析計(jì)算模型，研究環(huán)空帶壓對(duì)水下井口疲勞損傷的影響，獲得更加準(zhǔn)確的水下井口疲勞損傷規(guī)律，以期為深水油氣井的長(zhǎng)期安全運(yùn)行提供更為科學(xué)的指導(dǎo)。

1 環(huán)空帶壓分析

深水鉆井裝備主要包括浮式鉆井設(shè)備、鉆井隔水管、隔水管底部組合/水下防噴器（LMRP/BOP）以及水下井口系統(tǒng)[24]等，如圖1所示。在鉆井過(guò)程中，隔水管會(huì)在浮式鉆井平臺(tái)、波浪與海流的共同作用下產(chǎn)生振動(dòng)，并通過(guò)LMRP/BOP將振動(dòng)載荷傳遞到水下井口上，誘導(dǎo)水下井口產(chǎn)生循環(huán)應(yīng)力和疲勞損傷。

一般來(lái)講，深水水下井口主要由低壓井口頭、高壓井口頭、套管懸掛器和密封總成等組成，結(jié)構(gòu)復(fù)雜，疲勞損傷部位眾多，其中，高壓井口頭與表層套管的焊縫是水下井口疲勞損傷最關(guān)心的部位之一（又被稱(chēng)為“疲勞熱點(diǎn)”）[1]。隨著作業(yè)水深的逐漸增加，一方面，鉆井隔水管的長(zhǎng)度、水下防噴器的尺寸和重量逐漸增大，作用在水下井口上的動(dòng)態(tài)載荷越來(lái)越復(fù)雜，導(dǎo)致水下井口的疲勞損傷越來(lái)越嚴(yán)重；另一方面，在深水油氣井的測(cè)試過(guò)程中，產(chǎn)出的高溫流體會(huì)使水下井口附近的套管和井筒環(huán)空內(nèi)流體受熱膨脹，導(dǎo)致水下井筒產(chǎn)生環(huán)空帶壓，改變水下井口疲勞熱點(diǎn)處的應(yīng)力狀態(tài)，進(jìn)而對(duì)其疲勞損傷產(chǎn)生影響。

1.1 水下井筒環(huán)空帶壓

對(duì)于理想的密閉井筒，水下井筒多層環(huán)空與外界間無(wú)液體泄漏，水泥環(huán)密封良好，無(wú)地層滲漏引起的質(zhì)量交換，環(huán)空帶壓可用下式計(jì)算，即

式中α1表示熱膨脹系數(shù)，1/℃；kT表示等溫壓縮系數(shù)，1/MPa；ΔT表示環(huán)空液體的溫度變化量，℃；Van表示環(huán)空體積，m3；ΔVan表示環(huán)空體積變化量，m3。

為便于表達(dá)，筆者將油管、生產(chǎn)套管、技術(shù)套管、表層套管和油管依次命名為1～5號(hào)管柱，將表層套管和技術(shù)套管之間的環(huán)空定義為環(huán)空C，將技術(shù)套管和生產(chǎn)套管之間的環(huán)空定義為環(huán)空B，將測(cè)試管柱和生產(chǎn)套管之間的環(huán)空定義為環(huán)空A，如圖2所示。

圖2 深水井井身結(jié)構(gòu)圖

1.2 井筒環(huán)空中液體熱膨脹

密閉井筒中液體的溫度和壓力之間的非線(xiàn)性關(guān)系較為突出，即在不同的初始溫度條件下，相同的溫度增量引起的壓力增量相差較大，若忽略液體的物性參數(shù)變化必然引起較大的計(jì)算誤差。因此，本文考慮環(huán)空液體物性參數(shù)受溫度的影響，來(lái)計(jì)算井筒環(huán)空中液體的熱膨脹。當(dāng)某一井深處的環(huán)空液體溫度由T0升至T1時(shí)，環(huán)空壓力的變化量可表示為[25]：

受環(huán)空層數(shù)和地溫梯度的影響，不同井深處環(huán)空液體的溫度變化量不同。本文采用不同井深處的環(huán)空壓力變化量的平均值來(lái)表示水下井筒的環(huán)空壓力，即

式中s表示環(huán)空分段的數(shù)量。

1.3 多層套管環(huán)空體積變化

在環(huán)空帶壓的影響下，套管柱變形受到環(huán)空壓力和熱應(yīng)力的共同影響。根據(jù)熱彈性力學(xué)，環(huán)空B的套管體積變化量可表示為：

環(huán)空A的套管柱體積變化量可表示為：

對(duì)于環(huán)空C，技術(shù)套管徑向變形量對(duì)應(yīng)的體積變化量為：

式(4)～(6)中計(jì)算參數(shù)的表達(dá)式，詳見(jiàn)本文參考文獻(xiàn)[25]。

1.4 多層環(huán)空壓力迭代計(jì)算

綜上，溫度和壓力作用下的環(huán)空體積變化量可表示為：

式（7）右側(cè)第一項(xiàng)為環(huán)空內(nèi)側(cè)套管變形引起的體積變化量，第二項(xiàng)為環(huán)空外側(cè)套管變形引起的體積變化量。

2 水下井口疲勞損傷分析

2.1 整體響應(yīng)分析

整體響應(yīng)分析的目的是獲得隔水管傳遞到水下井口上的彎矩—時(shí)間曲線(xiàn)。為此，需要對(duì)浮式平臺(tái)—隔水管—防噴器—水下井口整體力學(xué)特性進(jìn)行計(jì)算分析。首先根據(jù)平臺(tái)的幅值響應(yīng)算子，獲得浮式平臺(tái)在波浪載荷下的運(yùn)動(dòng)規(guī)律，并將此作為隔水管非線(xiàn)性動(dòng)力分析的邊界條件，對(duì)鉆井隔水管在外部載荷作用下的動(dòng)態(tài)力學(xué)特性進(jìn)行建模分析，計(jì)算隔水管施加到LMRP/BOP和水下井口上的動(dòng)態(tài)彎矩。根據(jù)DNV GL的推薦方法[1]，在建立浮式平臺(tái)—隔水管—防噴器—水下井口整體力學(xué)特性分析模型時(shí)，有耦合和解耦兩種方法。本文采用解耦的方法，首先建立浮式平臺(tái)—隔水管—防噴器整體力學(xué)特性分析模型，將波浪和海流施加到力學(xué)模型中，得到作用在高壓井口頭上的彎矩—時(shí)間曲線(xiàn)，然后將此曲線(xiàn)施加到高壓井口頭上，分析疲勞熱點(diǎn)處的應(yīng)力—彎矩曲線(xiàn)。目前已有大量學(xué)者對(duì)深水鉆井隔水管的力學(xué)響應(yīng)問(wèn)題進(jìn)行了研究，本文對(duì)此不再詳述。

2.2 局部響應(yīng)分析

局部響應(yīng)分析的目的是獲得各疲勞損傷熱點(diǎn)處的應(yīng)力—彎矩曲線(xiàn)。本文基于DNV GL給出的水下井口疲勞損傷分析流程與基本方法[1]，選擇高壓井口頭與表層套管焊縫為疲勞熱點(diǎn)。為此，筆者采用ABAQUS軟件建立了三維水下井口有限元模型，模型中包括泥線(xiàn)以下的水下井口以及泥線(xiàn)以上至防噴器底部的水下井口段。水下井口的三維有限元模型概括如下：低壓井口頭與高壓井口頭通過(guò)內(nèi)部構(gòu)件相互接觸，并將其定義為庫(kù)侖摩擦接觸屬性；高壓井口頭的頂部作為動(dòng)態(tài)載荷的施加點(diǎn)，用于承受隔水管及防噴器等傳遞而來(lái)的外載，導(dǎo)管和表層套管的底部選擇在水泥漿返高處，并定義為固定的邊界條件；導(dǎo)管外壁直接與海底土體接觸，用p-y彈簧來(lái)描述導(dǎo)管—土體的相互作用；所有的部件均采用實(shí)體單元。施加在高壓井口頭頂部的外載荷是位于二維平面內(nèi)的橫向動(dòng)態(tài)彎矩；在與載荷同平面內(nèi)的單元自由度被激活，其余的自由度被限制。局部響應(yīng)的力學(xué)分析加載分為兩步：第一步為靜態(tài)加載步，施加重力、隔水管張緊力及環(huán)空帶壓；第二步為動(dòng)態(tài)分析步，逐步施加傳遞到高壓井口頭上的動(dòng)態(tài)彎矩；最后在結(jié)果輸出中提取疲勞熱點(diǎn)處的應(yīng)力曲線(xiàn)。

2.3 疲勞損傷分析

疲勞損傷分析的目的是計(jì)算各疲勞熱點(diǎn)處的具體疲勞損傷值。為此，需聯(lián)立整體響應(yīng)分析結(jié)果和局部響應(yīng)分析結(jié)果，獲得疲勞熱點(diǎn)處隨時(shí)間變化的應(yīng)力，然后選用S-N曲線(xiàn)和雨流計(jì)數(shù)法對(duì)疲勞熱點(diǎn)處的疲勞損傷進(jìn)行計(jì)算分析，具體方法可參考本文參考文獻(xiàn)[1]。

3 算例分析及討論

3.1 計(jì)算數(shù)據(jù)

以某深水井為計(jì)算實(shí)例，水下井口采用Drill-Quip的SS-15型，LMRP在海水中的質(zhì)量為28 670 kg/m，高度為3.56 m，內(nèi)外等效面積分別為0.21 m2和0.75 m2，BOP在海水中的質(zhì)量為10 736 kg/m，高度為13.4 m，內(nèi)外等效面積分別為0.21 m2和3.11 m2，上下球鉸的轉(zhuǎn)動(dòng)剛度分別為573 kN·m/rad和5 500 kN·m/rad，頂張力為1.35倍的隔水管在海水中的總浮重。流剖面采用一年一遇流剖面，波高和周期聯(lián)合分布及海底土體參數(shù)參見(jiàn)本文參考文獻(xiàn)[16]。井口溫度為25 ℃，地溫梯度為2.5 ℃/100 m，井底壓力為64 MPa。井身結(jié)構(gòu)和套管、地層、水泥環(huán)物性參數(shù)分別如表1和表2所示。

表1 井身結(jié)構(gòu)表

3.2 環(huán)空帶壓計(jì)算結(jié)果

將表1和表2數(shù)據(jù)代入上述環(huán)空帶壓計(jì)算模型中，當(dāng)產(chǎn)量為200 m3/d、測(cè)試200 d時(shí)的水下井筒環(huán)空帶壓計(jì)算結(jié)果如表3所示。計(jì)算結(jié)果表明，環(huán)空C、環(huán)空B和環(huán)空A內(nèi)的溫度和壓力逐漸增大。環(huán)空C內(nèi)的壓力為17.54 MPa，此壓力會(huì)作用在高壓井口頭和表層套管的焊縫處。因此實(shí)例將環(huán)空帶壓值設(shè)定為17.54 MPa，研究其對(duì)水下井口疲勞損傷的影響。

表2 套管、地層、水泥環(huán)物性參數(shù)表

表3 水下井筒環(huán)空帶壓計(jì)算結(jié)果表

3.3 整體響應(yīng)分析結(jié)果

利用ABAQUS有限元軟件建立浮式平臺(tái)—隔水管—防噴器整體力學(xué)特性分析模型，所得作用到高壓井口頭上的彎矩—時(shí)間曲線(xiàn)如圖3所示。

圖3 水下井口整體響應(yīng)分析結(jié)果圖

由圖3可知，環(huán)空帶壓對(duì)水下井口的整體響應(yīng)無(wú)影響。本文在進(jìn)行水下井口整體響應(yīng)分析時(shí)，采用的是DNV GL推薦的解耦方法，環(huán)空帶壓只作用在泥線(xiàn)以下套管柱環(huán)空內(nèi)，因此其對(duì)水下井口的整體響應(yīng)分析結(jié)果沒(méi)有影響。

3.4 局部響應(yīng)分析結(jié)果

局部響應(yīng)分析是通過(guò)在高壓井口頭頂部施加3.3節(jié)所得動(dòng)態(tài)彎矩，進(jìn)而分析高壓井口頭和表層套管焊縫處的動(dòng)態(tài)應(yīng)力。當(dāng)動(dòng)態(tài)彎矩在－200～200 kN·m范圍內(nèi)變化時(shí)，所得焊縫處的動(dòng)態(tài)應(yīng)力如圖4所示。由圖4可知，環(huán)空帶壓對(duì)水下井口局部響應(yīng)分析結(jié)果具有一定的影響。在一定范圍內(nèi)，高壓井口頭與表層套管焊縫處的應(yīng)力與作用在高壓井口頭上的彎矩呈線(xiàn)性變化關(guān)系。當(dāng)施加在高壓井口頭上的彎矩一定時(shí)，考慮環(huán)空帶壓條件（以下簡(jiǎn)稱(chēng)帶壓）下，高壓井口頭與表層套管焊縫處的應(yīng)力值較高，對(duì)水下井口疲勞損傷影響較大。因此，本文建議在進(jìn)行水下井口疲勞損傷分析時(shí)應(yīng)考慮帶壓的影響。

圖4 水下井口局部響應(yīng)分析結(jié)果圖

3.5 疲勞損傷分析結(jié)果

將所得應(yīng)力—彎矩曲線(xiàn)（圖4）帶入到彎矩—時(shí)間曲線(xiàn)（圖3）中，得高壓井口頭與表層套管焊縫處的應(yīng)力—時(shí)間曲線(xiàn)，如圖5所示。疲勞曲線(xiàn)選用DNV-RP-C203中推薦的S-N曲線(xiàn)，其中焊縫處選擇帶陰極保護(hù)的F曲線(xiàn)，疲勞參數(shù)及應(yīng)力集中系數(shù)參考本文文獻(xiàn)[26]。所得高壓井口頭與表層套管焊縫處的疲勞損傷如表4所示。

由圖5和表4可知，考慮環(huán)空帶壓影響時(shí)，高壓井口頭與表層套管焊縫處的應(yīng)力值較高，加劇了水下井口的疲勞損傷。當(dāng)不考慮環(huán)空帶壓時(shí)，測(cè)試時(shí)長(zhǎng)分別為100 h、200 h、400 h和1000 h條件下，高壓井口頭與表層套管焊縫處的疲勞損傷分別為1.41×10－3、1.46×10－3、1.52×10－3和 1.61×10－3；當(dāng)考慮帶壓時(shí)，疲勞損傷分別增加至 1.79×10－3、1.88×10－3、1.95×10－3和 2.09×10－3。

圖5 高壓井口頭與表層套管焊縫應(yīng)力—時(shí)間曲線(xiàn)圖

表4 高壓井口頭與表層套管焊縫疲勞損傷表

3.6 參數(shù)敏感性討論

3.6.1 環(huán)空帶壓

當(dāng)環(huán)空C中的壓力（pc）分別為10 MPa、15 MPa、20 MPa和25 MPa時(shí)，高壓井口頭與表層套管焊縫處的應(yīng)力—時(shí)間曲線(xiàn)和疲勞損傷分別如圖6和表5所示。

圖6 環(huán)空C中壓力對(duì)焊縫處應(yīng)力—時(shí)間曲線(xiàn)的影響圖

表5 環(huán)空C中壓力對(duì)焊縫疲勞損傷的影響表

由圖6和表5可知，隨著pc的升高，高壓井口頭與表層套管焊縫處應(yīng)力—時(shí)間曲線(xiàn)的峰值和焊縫處的疲勞損傷均逐漸增大。當(dāng)pc分別為10 MPa、15 MPa、20 MPa和25 MPa時(shí)，應(yīng)力的幅值分別為61.7 MPa、65.1 MPa、72.0 MPa、76.8 MPa， 測(cè) 試 200 h后焊縫處的疲勞損傷分別為1.52×10－3、1.70×10－3、2.07×10－3和2.36×10－3。一般來(lái)講，當(dāng)一口深水井的鉆完井作業(yè)完成后，水下井筒的帶壓主要受環(huán)空溫度變化的影響，因此，在測(cè)試及生產(chǎn)過(guò)程中通過(guò)采取合理的措施，來(lái)控制水下井口的溫度變化，對(duì)于提高水下井口的疲勞損傷具有積極的作用。

3.6.2 水泥漿返高

深水井固井作業(yè)難度較大，在某些特殊的情況下會(huì)出現(xiàn)固井質(zhì)量不佳的情況。當(dāng)表層套管外固井水泥距泥線(xiàn)的距離即水泥漿返高（hc）分別為1 m、3 m和5 m的情況下，高壓井口頭與表層套管焊縫處的應(yīng)力—彎矩曲線(xiàn)和疲勞損傷結(jié)果分別如圖7和表6所示。

圖7 水泥漿返高對(duì)焊縫處彎矩—應(yīng)力曲線(xiàn)的影響圖

由圖7和表6可知，hc對(duì)水下井口的局部響應(yīng)分析和高壓井口頭與表層套管焊縫處的疲勞損傷均有影響。表層套管外水泥漿返高距離泥線(xiàn)的距離越大，水下井口的疲勞損傷越小。當(dāng)hc分別為0 m、1 m、3 m和5 m時(shí)，測(cè)試200 h后焊縫處的疲勞損傷分別為1.95×10－3、1.85×10－3、1.66×10－3和1.59×10－3。對(duì)于深水井而言，表層套管外水泥漿返高不僅關(guān)系到水下井口的疲勞壽命，而且對(duì)水下井口的穩(wěn)定性具有影響，因此，在實(shí)際深水井井身結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)中，應(yīng)綜合考慮多種約束條件，確定水泥漿返高的最優(yōu)值。

表6 焊縫疲勞損傷的影響表

3.6.3 高壓井口頭出泥高度

當(dāng)高壓井口頭的出泥高度（LHP）分別為10 m、13 m和15 m條件下，高壓井口頭與表層套管焊縫處的應(yīng)力—彎矩曲線(xiàn)和疲勞損傷分別如圖8和表7所示。

圖8 出泥高度對(duì)焊縫應(yīng)力—彎矩曲線(xiàn)的影響圖

表7 出泥高度對(duì)焊縫疲勞損傷的影響表

由圖8和表7可知，LHP對(duì)表層套管焊縫處的應(yīng)力—彎矩曲線(xiàn)和疲勞損傷均有影響。隨著井口出泥高度的增加，相同彎矩條件下焊縫處的應(yīng)力幅值增加，導(dǎo)致疲勞損傷增加。本算例中，當(dāng)LHP分別為10 m、13 m和15 m時(shí)，測(cè)試400 h后焊縫處的疲勞損傷分別為 1.56×10－3、2.03×10－3和 2.34×10－3。

4 結(jié)論

1）環(huán)空帶壓對(duì)水下井口局部響應(yīng)特性具有一定的影響，考慮環(huán)空帶壓時(shí)，高壓井口頭與表層套管焊縫處的應(yīng)力值增大，加劇水下井口的疲勞損傷。因此，本文建議在進(jìn)行水下井口疲勞損傷分析時(shí)應(yīng)考慮環(huán)空帶壓的影響。

2）隨著井口出泥高度的增加，相同彎矩條件下焊縫處的應(yīng)力幅值增加，導(dǎo)致疲勞損傷增加。

3）表層套管外水泥漿返高對(duì)水下井口的局部響應(yīng)分析具有影響，水泥漿返高與泥線(xiàn)的距離越大，水下井口的疲勞損傷越小。