楊 釗 孫 銳 王 鵬 邱森淼 葛 薇 蘇子龍

(1.東北石油大學(xué)石油工程學(xué)院 2.中國(guó)石油大慶油田有限責(zé)任公司采油工程研究院)

0 引 言

目前，隨著大規(guī)模壓裂技術(shù)在各大油田的運(yùn)用，嚴(yán)重的套管損壞問(wèn)題時(shí)有發(fā)生。套管損壞的本質(zhì)是外載荷超過(guò)了套管的承載極限[1]，而影響套管抗擠強(qiáng)度的因素多種多樣，包括非均勻外載、水泥環(huán)缺陷、套管參數(shù)和射孔等[2-8]。同樣由于井眼構(gòu)型的影響，井下套管會(huì)發(fā)生橫向彎曲[9]，產(chǎn)生軸向應(yīng)力。當(dāng)井眼曲率增大到一定程度時(shí)，套管的彎曲變形由彈性變形過(guò)渡到塑性流動(dòng)，常規(guī)的套管力學(xué)分析方法難以準(zhǔn)確描述壓裂套管在三維井眼中的工作狀態(tài)，難以準(zhǔn)確分析套管的軸向載荷[10-13]，目前廣泛采用的API BUL 5C3標(biāo)準(zhǔn)套管抗擠強(qiáng)度計(jì)算公式未考慮彎曲變形對(duì)套管抗擠強(qiáng)度的影響[14]。

為準(zhǔn)確評(píng)估彎曲變形后套管的抗外擠強(qiáng)度，進(jìn)而指導(dǎo)現(xiàn)場(chǎng)施工，國(guó)內(nèi)外學(xué)者采用解析法、數(shù)值模擬和套管強(qiáng)度試驗(yàn)等方法對(duì)彎曲段套管的抗擠強(qiáng)度進(jìn)行了探索研究[15-23]。2007年，竇益華等[24]學(xué)者考慮井身結(jié)構(gòu)、載荷及溫度效應(yīng)等因素，通過(guò)研究高溫高壓深井管柱軸向屈曲載荷，得到管柱載荷、應(yīng)力及變形計(jì)算公式。2009年，鄂大辛等[25-26]分析了彎曲過(guò)程中管材的彈塑性變形，推導(dǎo)了最小相對(duì)彎曲半徑計(jì)算公式。2019年，曹銀萍等[27]學(xué)者定量考察了井眼曲率半徑對(duì)扁化率和套管抗擠強(qiáng)度的影響。

近年來(lái)，國(guó)內(nèi)外學(xué)者采用有限元方法對(duì)套管損傷進(jìn)行機(jī)理研究的報(bào)道較多，但少見(jiàn)專門針對(duì)井身結(jié)構(gòu)進(jìn)行數(shù)值模擬的報(bào)道，主要通過(guò)理論公式建立力學(xué)模型來(lái)研究井身結(jié)構(gòu)變化對(duì)套管抗擠能力的影響。本文采用有限元分析方法，對(duì)不同井眼曲率半徑下的套管應(yīng)力分布開(kāi)展了數(shù)值研究，得到了地層巖石彈性模量、套管內(nèi)壓和地應(yīng)力場(chǎng)對(duì)套管應(yīng)力分布的影響規(guī)律，并通過(guò)實(shí)際井眼軌跡進(jìn)行分析論證。所得結(jié)論對(duì)預(yù)防壓裂套管的損壞具有一定的參考意義。

1 壓裂套管變形失效研究背景

本文研究對(duì)象為松遼盆地徐深氣田，截至2020年1月，徐深氣田芳深區(qū)塊已完鉆并實(shí)現(xiàn)壓裂井48口。該區(qū)塊位于徐西斷裂西側(cè)，構(gòu)造整體呈西斷東超的斷陷特征，由深至淺具有明顯繼承性，構(gòu)造形態(tài)上總體可分為東部凹陷區(qū)、中部斜坡區(qū)及西部隆起區(qū)三個(gè)構(gòu)造帶；發(fā)育西北向的背斜和南北向斷層。該區(qū)塊致密氣儲(chǔ)層深，具有高破裂壓力、高停泵壓力及高閉合壓力的特征。

為獲得更佳的增產(chǎn)改造效果，需要進(jìn)行大規(guī)模壓裂。在已完成改造的48口井中，由于在彎曲段套管受力過(guò)大，12口井出現(xiàn)套管損壞變形，其中某井壓裂13段，因套損放棄壓裂2段，影響了泵送橋塞及射孔槍聯(lián)作實(shí)施效果，導(dǎo)致儲(chǔ)層無(wú)法實(shí)現(xiàn)針對(duì)性改造。由于套損情況嚴(yán)重，所有壓裂井中被迫放棄總壓裂段數(shù)達(dá)14段，為此迫切需要研究井身結(jié)構(gòu)變化對(duì)套管安全性的影響并進(jìn)行安全評(píng)估。

2 井身結(jié)構(gòu)力學(xué)機(jī)制

2.1 考慮彎曲和軸向載荷作用下的套管抗擠強(qiáng)度

根據(jù)材料力學(xué)以及拉梅壁厚理論，在地層圍壓作用下，彎曲套管所受的徑向應(yīng)力σr、環(huán)向應(yīng)力σθ和軸向應(yīng)力σz分別為：

(1)

(2)

(3)

式中：D為套管外徑，mm；d為套管內(nèi)徑，mm；A為套管截面面積，mm2；po為套管所受到的外壓，MPa；E為套管彈性模量，GPa；r為套管橫截面上某點(diǎn)到套管中心軸的距離，mm；k為井眼曲率，rad/m；Fax為下部井段套管自身重力產(chǎn)生的軸向力，kN。

當(dāng)井眼曲率較大時(shí)，套管發(fā)生彎曲變形，套管外側(cè)產(chǎn)生較大的拉應(yīng)力，套管von Mises屈服準(zhǔn)則如下：

(σr-σθ)2+(σθ-σz)2+(σz-σr)2>2σs2

(4)

式中：σs表示套管最小屈服強(qiáng)度，MPa。

當(dāng)彎曲井段套管的等效應(yīng)力達(dá)到套管最小屈服強(qiáng)度σs時(shí)，套管將被擠毀，于是有：

(5)

將式(1)和式(2)代入式(5)可得：

(6)

將以上公式整理可得：

(7)

式中：pb為彎曲套管的抗擠強(qiáng)度，MPa；pt為實(shí)際套管的抗擠強(qiáng)度，MPa。

2.2 套管彎曲對(duì)套管抗擠強(qiáng)度的影響

根據(jù)建立的彎曲井段套管力學(xué)機(jī)制，利用已知井眼曲率計(jì)算出相應(yīng)的井眼曲率半徑，由此計(jì)算不同井眼曲率半徑下的套管抗擠強(qiáng)度，最終分析井眼曲率半徑與套管抗擠強(qiáng)度之間的關(guān)系。套管鋼級(jí)采用P110，分別選取壁厚7.72、10.54和12.70 mm 3種套管，計(jì)算結(jié)果如圖1所示。

圖1 套管抗擠強(qiáng)度隨井眼曲率半徑的變化曲線Fig.1 Variation curve of casing collapse strength with borehole curvature radius

從圖1可以看出，套管壁厚相同時(shí)，套管抗擠強(qiáng)度隨著井眼曲率半徑的增加而增加，套管越不容易變形，套管受力越?。划?dāng)井眼曲率半徑相同時(shí)，套管的抗擠強(qiáng)度隨著套管壁厚加厚而增大，說(shuō)明套管壁厚有助于提升套管的抗擠強(qiáng)度,即提升套管抗擠壓的能力。當(dāng)井眼曲率半徑小于300 m，套管抗擠強(qiáng)度開(kāi)始出現(xiàn)劇烈變化，套管抗擠壓能力下降；當(dāng)井眼曲率半徑大于300 m，套管抗擠強(qiáng)度幾乎不變，說(shuō)明井眼曲率半徑越大對(duì)套管抗擠強(qiáng)度影響越小，井眼曲率半徑300 m為拐點(diǎn)。由此可以大致確定井眼曲率半徑風(fēng)險(xiǎn)范圍，即曲率半徑小于300 m，套管損壞有可能出現(xiàn)。

3 模型建立

3.1 模型尺寸及材料設(shè)置

地層尺寸(長(zhǎng)、寬、高)為800 m×400 m×1 170 m，水泥環(huán)外徑215.9 mm，套管外徑139.7 mm，套管內(nèi)徑121.4 mm。

巖石力學(xué)參數(shù)采用徐深氣田火成巖參數(shù)，套管以厚度為9.17 mm的P110套管作為研究對(duì)象，屈服強(qiáng)度為758 MPa，具體材料參數(shù)見(jiàn)表1。

表1 地層、水泥環(huán)和套管的相關(guān)參數(shù)Table 1 Formation,cement sheath and casing parameters

3.2 網(wǎng)格劃分

地層-水泥環(huán)-套管的接觸關(guān)系采用面面接觸，即套管外表面與水泥環(huán)內(nèi)表面接觸，水泥環(huán)外表面與地層接觸，摩擦因數(shù)采用0.2。網(wǎng)格模型全部采用六面體結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，網(wǎng)格單元形狀選擇六面體。由于套管是研究的主要目標(biāo)，為此以套管最密，水泥環(huán)、地層由內(nèi)向外依次稀疏的原則進(jìn)行網(wǎng)格劃分；由于將套管、水泥環(huán)分成了三段式，分別為垂直段、彎曲段和水平段，無(wú)法采用全局布種的方法來(lái)進(jìn)行網(wǎng)格劃分，所以采用實(shí)體掃掠的方式沿著整個(gè)井眼軌跡掃略，并通過(guò)鏡像、映射、切割等方式將模型劃分為多個(gè)部分，網(wǎng)格劃分結(jié)果見(jiàn)圖2。

圖2 網(wǎng)格劃分結(jié)果圖Fig.2 Mesh division result

3.3 邊界條件設(shè)定

創(chuàng)建邊界條件：全約束模型底面，模型X、Y軸方向的模型面進(jìn)行位移固定。創(chuàng)建2種載荷：①重力載荷，取9.8 N/kg，②套管內(nèi)表面受到的壓力。創(chuàng)建地應(yīng)力：在初始步給模型施加三向力，參考徐深氣田地應(yīng)力場(chǎng)測(cè)量數(shù)據(jù)的平均值，取垂向地應(yīng)力為65 MPa，最大水平地應(yīng)力σmax=60 MPa、最小水平地應(yīng)力σmin=55 MPa。參考徐深氣田芳深某井壓裂施工壓力(51 MPa)，根據(jù)計(jì)算可得該井套管內(nèi)壁壓力為87 MPa，邊界條件約束結(jié)果如圖3所示。

圖3 邊界條件約束結(jié)果圖Fig.3 Boundary condition constraints

根據(jù)模型尺寸、材料設(shè)置、網(wǎng)格劃分及邊界條件的設(shè)定，建立了如圖4所示的全管柱三維有限元模型。

圖4 全管柱三維有限元分析模型Fig.4 Three-dimensional finite element model of full string

4 套管應(yīng)力影響因素研究

4.1 曲率半徑

在壓裂過(guò)程中，套管彎曲情況下變形點(diǎn)往往距離裂縫所處位置有一定距離，且大部分套管變形集中在水平井段的根端，為此需要考慮不同曲率半徑條件下套管應(yīng)力分布規(guī)律，在已經(jīng)建立的井身結(jié)構(gòu)三維有限元分析模型中,設(shè)置曲率半徑分別為100、200、300和400 m，計(jì)算不同曲率半徑下套管應(yīng)力的變化規(guī)律。圖5為套管在不同曲率半徑下的應(yīng)力分布云圖。套管應(yīng)力隨著曲率半徑的變化規(guī)律如圖6所示。

圖5 不同曲率半徑下套管應(yīng)力分布云圖Fig.5 Cloud chart of casing stress with different curvature radius

圖6 套管應(yīng)力隨曲率半徑的變化曲線Fig.6 Variation curve of casing stress with curvature radius

從圖5可知,隨著曲率半徑減小，套管變形越來(lái)越明顯，在曲率半徑為100 m時(shí)，套管彎曲段受力變形最為顯著；套管受力變形主要集中在造斜點(diǎn)和入靶點(diǎn)初始位置，如圖5局部放大圖所示。

圖6表明：當(dāng)曲率半徑增大時(shí)，套管應(yīng)力呈現(xiàn)減小趨勢(shì)；當(dāng)曲率半徑從100 m增加到200 m時(shí)，套管應(yīng)力較為敏感。當(dāng)曲率半徑為100 m時(shí)，套管應(yīng)力為701.2 MPa，此時(shí)套管應(yīng)力趨近屈服應(yīng)力值。

套管應(yīng)力變化趨勢(shì)與套管抗擠強(qiáng)度變化趨勢(shì)相同，通過(guò)理論公式計(jì)算結(jié)果與有限元模型模擬結(jié)果對(duì)比，證明了模擬的正確性，得出了井身彎曲程度越大，對(duì)套管受力變形的影響越明顯的結(jié)論，在理論公式的基礎(chǔ)上又將可能發(fā)生套損的曲率半徑精確到100 m。

4.2 儲(chǔ)層巖石彈性模量

儲(chǔ)層巖石的彈性模量大小反映了巖石本身抗擠壓能力的強(qiáng)弱，巖石彈性模量越大，越不容易變形。在大規(guī)模壓裂過(guò)程中，由于壓裂效果不佳，可能需要對(duì)某一區(qū)域進(jìn)行重復(fù)壓裂，使得該區(qū)域內(nèi)的巖石彈性模量急劇減小，抗擠壓能力也隨之減弱。為了研究不同巖石力學(xué)性能對(duì)套管應(yīng)力的影響，設(shè)置巖石彈性模量取值范圍為15～85 GPa，此處采用曲率半徑為100和300 m的井身結(jié)構(gòu)進(jìn)行模擬計(jì)算。圖7為曲率半徑為300 m時(shí)，套管在不同巖石彈性模量下的應(yīng)力分布云圖。套管應(yīng)力隨巖石彈性模量的變化曲線如圖8所示。

圖7表明，當(dāng)巖石彈性模量為15 GPa時(shí)，套管變形明顯，當(dāng)巖石彈性模量高于35 GPa時(shí)，巖石變形程度較小。

圖7 巖石彈性模量作用下套管應(yīng)力云圖Fig.7 Cloud chart of casing stress with different rock elastic modulus

圖8表明，隨著巖石彈性模量增大，套管應(yīng)力呈現(xiàn)減小趨勢(shì)；當(dāng)巖石彈性模量相同時(shí)，曲率半徑越大，井身彎曲程度越小，套管應(yīng)力越小。由于不斷壓裂，巖石彈性模量小于35 GPa，套管應(yīng)力急劇增大；當(dāng)巖石彈性模量減小到15 GPa且曲率半徑為300 m時(shí)，套管應(yīng)力值為733.6 MPa，接近屈服強(qiáng)度值，套管正在由彈性變形向塑性變形轉(zhuǎn)化；當(dāng)曲率半徑為100 m時(shí)，套管應(yīng)力值為958.1 MPa，套管已經(jīng)發(fā)生塑性變形，達(dá)到了屈服破壞程度，應(yīng)該停止對(duì)該區(qū)域繼續(xù)壓裂，以防套管發(fā)生損壞，此時(shí)巖石彈性模量15 GPa為風(fēng)險(xiǎn)值；當(dāng)儲(chǔ)層巖石彈性模量大于35 GPa時(shí)，套管應(yīng)力變化較小，應(yīng)力遠(yuǎn)小于屈服強(qiáng)度值，套管處于安全狀態(tài)。

圖8 套管應(yīng)力隨巖石彈性模量的變化曲線Fig.8 Variation curve of casing stress with rock elastic modulus

4.3 套管內(nèi)壁壓力

在實(shí)際壓裂現(xiàn)場(chǎng)，施工壓力將壓裂液注入井中，開(kāi)辟新的油氣通道，套管內(nèi)壁會(huì)因此承受高壓。根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)壓裂數(shù)據(jù)，某井第三段(3 442～3 460 m)逐步提排量至1 m3/min推塞，施工壓力由44 MPa上漲至47 MPa，泵送6 m3基液橋塞到位，橋塞坐封正常，射孔顯示正常，且隨著壓裂段數(shù)不斷增加，施工壓力最高達(dá)到80 MPa左右。

考慮現(xiàn)場(chǎng)施工情況，設(shè)置施工壓力為44、54、64、74和84 MPa，對(duì)應(yīng)套管內(nèi)壁壓力80、90、100、110和120 MPa。由于巖石彈性模量不同導(dǎo)致有軟硬地層之分，巖石彈性模量分別取25 GPa(軟地層)和55 GPa(硬地層)，此處采用曲率半徑100 m的井身結(jié)構(gòu)進(jìn)行模擬計(jì)算。圖9是在軟地層條件下套管在不同套管內(nèi)壁壓力下的應(yīng)力分布云圖。在不同軟、硬地層條件下，套管應(yīng)力隨套管內(nèi)壁壓力變化曲線如圖10所示。

圖9 套管內(nèi)壁壓力作用下套管應(yīng)力云圖Fig.9 Cloud chart of casing stress under casing inner wall pressure

圖10 軟、硬地層下套管應(yīng)力隨套管內(nèi)壁壓力變化曲線Fig.10 Variation curve of casing stress with casing inner wall pressure in soft and hard formations

從圖9可以看出,隨著套管內(nèi)壁壓力增加，套管變形程度加劇，且已經(jīng)發(fā)生彈性變形；內(nèi)壓力為100 MPa時(shí)，套管開(kāi)始出現(xiàn)塑性變形，當(dāng)內(nèi)壓力達(dá)到120 MPa時(shí)，塑性變形達(dá)到最大化。

從圖10可以看出，套管應(yīng)力隨著套管內(nèi)壁壓力的增加呈現(xiàn)增大的趨勢(shì)，在套管內(nèi)壁壓力達(dá)到100 MPa左右，即施工壓力為64 MPa時(shí)，套管應(yīng)力基本上達(dá)到屈服強(qiáng)度值，此時(shí)為風(fēng)險(xiǎn)施工壓力；當(dāng)套管內(nèi)壁壓力小于110 MPa時(shí)，軟地層下套管應(yīng)力明顯大于硬地層；相比軟地層，硬地層在相同地應(yīng)力場(chǎng)作用下不易發(fā)生變形，不易改變井身結(jié)構(gòu)的幾何狀態(tài)；當(dāng)套管內(nèi)壁壓力大于110 MPa即施工壓力為74 MPa時(shí)，套管內(nèi)壁壓力對(duì)套管應(yīng)力影響較大；地層軟、硬程度對(duì)套管應(yīng)力影響較小，在不同地層條件下套管應(yīng)力值接近。綜合來(lái)看，施工壓力小于74 MPa，且地層彈性模量較高時(shí)，對(duì)套管的保護(hù)更有效。

4.4 地應(yīng)力場(chǎng)耦合曲率半徑

在曲率半徑變化過(guò)程中，實(shí)際地層存在地應(yīng)力場(chǎng)，3個(gè)方向的地應(yīng)力都對(duì)套管有影響，不可忽略，為此需要研究套管在地應(yīng)力場(chǎng)變化作用下承受的應(yīng)力以及變形規(guī)律。

最小水平主應(yīng)力σmin為60 MPa時(shí)，設(shè)置最大水平地應(yīng)力σmax和垂向應(yīng)力σh數(shù)值相同為65、70和80 MPa；最小水平主應(yīng)力σmin為55 MPa時(shí)，最大水平地應(yīng)力σmax和垂向應(yīng)力σh分別為60、65和75 MPa，地應(yīng)力差(Δσ=σmax-σmin)分別為5、10和20 MPa，研究3個(gè)主應(yīng)力相互組合下對(duì)套管受力的影響。圖11為不同最小主應(yīng)力條件下套管應(yīng)力隨地應(yīng)力與曲率半徑耦合變化二維曲線圖。套管應(yīng)力三維變化曲線如圖12所示。圖12中A、B面為套管開(kāi)始發(fā)生塑性變形面，即開(kāi)始發(fā)生套損面。

圖12 地應(yīng)力耦合曲率半徑對(duì)套管應(yīng)力影響三維圖Fig.12 Three-dimensional diagram of coupling influence of in-situ stress and curvature radius on casing stress

由圖11可知，曲率半徑小于200 m時(shí)，地應(yīng)力差對(duì)套管應(yīng)力影響顯著，地應(yīng)力差越大，套管應(yīng)力增加越快；曲率半徑大于200 m時(shí)，地應(yīng)力差值對(duì)套管應(yīng)力影響很小。隨著最小主應(yīng)力由55 MPa增加到60 MPa，套管整體應(yīng)力值增大。

圖11 不同最小主應(yīng)力下套管應(yīng)力隨地應(yīng)力場(chǎng)與曲率半徑耦合變化曲線Fig.11 Coupling variation curve of casing stress with in-situ stress field and curvature radius with different minimum principal stresses

圖12表明：套管在最小主應(yīng)力60 MPa作用下，隨著曲率半徑增大，三維平面變得不平整，說(shuō)明地應(yīng)力差對(duì)套管受力影響在增大；曲率半徑為40 m、地應(yīng)力差為15 MPa時(shí)，套管在地應(yīng)力和內(nèi)壓作用下受力達(dá)到758 MPa，達(dá)到屈服極限；曲率半徑為40 m、地應(yīng)力差為15 MPa、套管受力758 MPa的點(diǎn)位于三維坐標(biāo)系套損面A面，三維圖版里的坐標(biāo)越過(guò)A面，那么套管就會(huì)發(fā)生塑性變形；最小主應(yīng)力變?yōu)?5 MPa，套管受力變化規(guī)律基本相同；套損面變?yōu)锽面，在曲率半徑為40 m、地應(yīng)力差為20 MPa時(shí)，套管在地應(yīng)力和內(nèi)壓作用下受力達(dá)到758 MPa。綜合來(lái)看，應(yīng)盡量采用曲率半徑大于40 m的井身結(jié)構(gòu)，以有效降低施工壓力和地應(yīng)力作用對(duì)套管的破壞。

5 案例論證

針對(duì)徐深氣田實(shí)際井眼軌跡設(shè)計(jì)結(jié)果，考慮到套損變形的主要部位，即在造斜點(diǎn)以下的套管部分，建立由造斜點(diǎn)至水平段的地層-套管-水泥環(huán)三維有限元模型，相應(yīng)套管網(wǎng)格劃分模型如圖13所示。

圖13 近水平段套管網(wǎng)格模型Fig.13 Casing mesh model near horizontal section

儲(chǔ)層部位垂向應(yīng)力為70 MPa，最大主應(yīng)力為75 MPa，最小主應(yīng)力為70 MPa，套管的內(nèi)壓為80 MPa。其他參數(shù)和設(shè)置同井眼曲率半徑下的套管受力模型相同，實(shí)際儲(chǔ)層和套管的應(yīng)力分布云圖如圖14所示。

圖14 應(yīng)力云圖Fig.14 Cloud chart of stress

由圖14可以看出，套管在地應(yīng)力和內(nèi)壓作用下，最大受力發(fā)生在造斜點(diǎn)位置，這是垂向初始位置的固定約束，地層在地應(yīng)力變化和內(nèi)壓的累計(jì)效應(yīng)引起的。此外，在套管的尾端也存在較大的應(yīng)力集中，這是因?yàn)槲捕嗽诘貞?yīng)力和內(nèi)壓作用下發(fā)生變形，而套管尾端與井眼尾端的井壁相擠壓引發(fā)的。對(duì)于水平段位置的套管，可以看出其受力較小，不易發(fā)生套損。

從計(jì)算結(jié)果整體來(lái)看，在套管的造斜點(diǎn)位置盡量采用高強(qiáng)度材質(zhì)管柱，并配合使用良好的固井質(zhì)量，以降低套損風(fēng)險(xiǎn)。

6 結(jié) 論

(1)當(dāng)曲率半徑增大時(shí)，套管應(yīng)力呈現(xiàn)減小趨勢(shì)；套管受力變形集中在敏感位置，即造斜點(diǎn)和入靶點(diǎn)初始位置。

(2)巖石的彈性模量由于不斷壓裂而小于35 GPa，套管應(yīng)力急速增大，巖石彈性模量下降到15 GPa且曲率半徑為100 m時(shí)，套管發(fā)生屈服破壞。

(3)施工壓力小于74 MPa且地層彈性模量較大為硬地層時(shí)，套管的使用壽命越長(zhǎng)。

(4)采用大于40 m的曲率半徑鉆井可以有效降低施工內(nèi)壓和地應(yīng)力作用對(duì)套管的應(yīng)力破壞。

(5)在套管的造斜點(diǎn)和入靶點(diǎn)初始位置采用高強(qiáng)度材質(zhì)管柱可以降低套損風(fēng)險(xiǎn)。