頁巖氣水平井套管的剪壓變形試驗與套變預防實踐

張 平 何昀賓 劉子平 童亨茂 鄧 才 任曉海張宏祥 李彥超 屈 玲 付 強 王向陽

1.中國石油集團川慶鉆探工程有限公司工程技術處 2.中國石油集團油田技術服務公司井下技術部 3.中國石油集團川慶鉆探工程有限公司頁巖氣項目經理部 4.中國石油大學（北京）地球科學學院 5.中國石油集團工程技術研究院有限公司非常規油氣工程研究所

0 引言

在我國頁巖氣勘探開發取得快速發展的同時，也伴隨著頁巖氣水平井套管變形（以下簡稱套變）問題的頻發。2011年國內第1口頁巖氣水平井（威201-H1井）、2012年國內第1口具有商業價值的頁巖氣水平井（寧201-H1井）都曾發生過嚴重的套變。截至2018年12月底，長寧—威遠、昭通等國家級頁巖氣示范區共計壓裂頁巖氣井377口井，其中套變/遇阻井達133口井，占比為35.3%。

在國外頁巖油氣開發過程中，同樣也面臨著套變的問題。《Journal of Petroleum Technology》2020年第1期話題欄目指出：頁巖油氣開發套變率達20%～30%；美國Marcellus頁巖油井套變率為6.2%，阿根廷內烏肯盆地Vaca Muerta 組頁巖氣井套變率為25%，加拿大Duvernay某區塊套變率達47%、丟段率為8.8%。

針對套管變形機理，國內外學者大多從工程角度開展探索與研究，如壓裂時井筒溫度交變載荷、固井質量以及套管—水泥環—地層等方面。尹虎等[1]通過水力壓裂時的熱傳導控制方程，探討了不同井口溫度下常規水力壓裂和大規模水力壓裂時井底溫度的變化情況，認為大型水力壓裂時井底溫度變化對套管抗擠強度影響較大，并且對不同鋼級的套管抗擠強度的影響程度也有所不同，其中高鋼級套管的抗擠強度受影響較小，而低鋼級套管抗擠強度受影響則較大；戴強[2]將套變原因初步劃分為強度削弱和外載荷變化兩種類型，并提出水泥環破壞后可能形成局部應力集中。劉奎等[3]認為壓裂過程的溫度應力及由套管內壓周期性變化導致的局部載荷是頁巖氣井套管變形的主要因素。張認認等[4]提出基于貝葉斯網絡的頁巖氣井套管變形失效定量風險分析方法，建立頁巖氣井套管變形失效的貝葉斯網絡模型，識別頁巖氣井套管變形失效最可能的因素，評估各失效場景的動態發生概率。Sugden等[5-7]指出固井質量差是頁巖氣井套管損壞的主要原因，并應用Abaqus有限元軟件，認為水泥環缺失和套管偏心會在套管內壁上產生較嚴重的應力集中。Yin等[8]討論了壓裂前后井筒溫度變化引起的環空增壓是套管擠毀失效的重要影響因素。高利軍等[9]通過引入單位橫向位移和橢圓度來表征剪切套損中套管變形程度，提出在滑移面附近不固井能有效緩解剪切套損，但單純改變固井水泥力學性能的效果微乎其微。范明濤等[10]運用Abaqus軟件建立了溫壓耦合下的套管—水泥環—地層受力有限元模型，認為大排量壓裂施工中，套管應力隨著偏心距的增加而減小，溫降對套管應力的影響較大。

部分研究者從頁巖蠕滑、斷層剪切活動等進行了研究。劉港等[11-13]從受斷層影響的頁巖氣水平井套損進行機理分析、室內模擬試驗和仿真模擬，得出斷層剪切活化前套管圍巖蠕滑作用產生的徑向擠壓力可以造成套管縮徑，在斷層處表現為套管的差異變形；隨著水力壓裂及頁巖氣開采過程中斷層的不斷活化，斷層產生的剪應力成為套管彎曲錯斷的主因，模擬結果與機理分析的一致性表明斷層面水平套管剪切損壞是圍巖蠕滑擠壓力和斷層活化剪切力共同作用的結果。王素玲等[14]基于Abaqus軟件平臺，在考慮流固耦合效應的條件下，建立了標準層套管—水泥環—地層的三維力學模型，模擬了套管剪切損壞的變形過程，認為防止頁巖層的剪切滑移可有效預防套損的發生，而提高套管強度不能從根本上解決套損問題。陳朝偉等[15]分析了圓形斷層模型的震源參數關系建立了由斷層半徑、滑移距離、地震矩和矩震級等參數組成的數學模型，首先根據24臂井徑測井數據或通過套管變形點的磨鞋最大直徑來確定斷層的滑動量（即套管變形量），然后利用該模型計算得到引起套管變形的裂縫或斷層的半徑和微地震震級。陳朝偉等[16-17]分析了套管變形與地質特征和水力壓裂施工的相關性，表明斷層裂縫和層理發育是套管變形的內因，水力壓裂是套管變形的外因，認為套管變形的機理是壓裂液沿著某條通道進入天然裂縫，使裂縫內孔隙壓力提高，當達到臨界值時，激發天然裂縫滑動，進而造成套管變形，指出了剪切變形套管占60%，呈現剪刀差形態。李留偉等[18]基于兩口井的24臂井徑套管變形測量、裸眼井徑、電阻率電測、鉆時及氣測錄井、固井CBL/VDL及CBL成像等資料，分析了引起套管變形位置附近地層的地質與工程特征。蔣振源等[19]認為斷層滑移引起的套管剪切變形是一類重要套管變形形態，引入內徑凈減小量的概念表征套管變形程度，對套管鋼級、壁厚、固井水泥彈性模量和水泥環厚度進行了敏感性分析，認為增大套管鋼級、加厚套管壁厚、降低固井水泥彈性模量、增大水泥環厚度都能減輕套管變形。

中國石油集團川慶鉆探工程有限公司（以下簡稱川慶鉆探）與中國石油大學（北京）通過中國石油天然氣集團有限公司科學研究與技術開發項目“深層頁巖氣有效開采關鍵技術攻關與試驗”合作，在研究確定套變形態特征的基礎上，開展了大量的室內試驗和現場實踐，基本明確了套變的機理；通過在四川盆地南部川慶鉆探威遠區塊的現場試驗，套變率從54%下降到14.3%，丟段率從7.8%降低到0，套變的預測、防范與治理技術取得了突破性進展。

1 套變特征的統計分析

對2019年23口頁巖氣套變井進行了MIT24井徑測井，解釋了119個套變點（段），其中202井區14口86個套變點（段），204井區9口33個套變點（段）。

1.1 套變位置與天然裂縫發育位置相關性較高

統計套變/遇阻位置96處，與地震預測裂縫吻合64處，平均符合率67%，其中，202井區58處中40處（符合率69%），204井區38個變形點24處（符合率63%）；88個實測套變位置中的56個位于斯通利波裂縫解釋段位置，占比63%；與測井遠探測解釋成果比較，套變位置都在裂縫發育段。

1.2 套變點/遇阻點與固井質量相關性不強

為提高水平段套管居中度、保證固井質量，基本上每1根套管上加放一只滾柱扶正器，平均單井下入197只。通過對威遠16口井72個已證實的套變點統計：67處固井質量為優，占比92%；5處為中。72個套變點固井聲幅CBL平均為8.05%，最高為23.39%。說明固井質量好壞與套變相關性不強。

1.3 套變點/遇阻點與水平段狗腿度關聯不大

2019年，72個套變點狗腿度平均為1.72°/30 m，小于3°/30 m共有62個點，占比86%。最大狗腿度5.21°/30 m（威204H41-7井），最小狗腿度1.07°/30 m（威 204H36-3井）；平均井斜 94°，最高 102.31°（威202H13-1井）、最低80.43°（威202H16-6井）。

1.4 套變點/遇阻點大多遠離目標壓裂段

套變點與目標壓裂段的距離大多相距較遠，平均252 m。實測16口井42個遇阻點，小于100 m有14個，100～500 m有22個，500～1 000 m有5個，1 000 m以上有1個（1 032 m，威202H16-6井壓完第8段后）。可以看出，套變位置都不是發生在壓裂段的實際位置。

套變點/遇阻點與A點距離并無顯著規律，但偏入靶點A點方向壓裂段的套變點數量要多于靠近水平段末端的壓裂段（表1），0～700 m之間共46個變形點，700～1 500 m之間共28個變形點。

表1 套變點距入靶點A點的距離統計表

1.5 套變點徑向與軸向變形特征

通過MIT24井徑解釋發現，在套管直徑方向上平均變形量為15.8 mm，平均變形程度13.8%。整體看，內徑變形量小于30 mm占到83%，是套變的主體。變形后內徑大于102 mm共有30處占到42%，內徑大于95 mm共有15處占到21%，內徑大于86 mm共有14處占到20%，小于86 mm共有13處占到17%（圖1-a），其中威202H16-6井在井深3 459.00 m處變形內徑最小僅為67.07 mm，變形比例達40.86%。

沿井眼軸線上看，水平上70%的套變長度小于10 m（圖1-b），超過10 m長度的變形段均由若干短變形段組合而成（84%小于10 m），且均與單裂縫或多裂縫剪壓變形特征相符。

圖1 徑向變形與軸向變形程度對比圖

1.6 增加套管壁厚對降低套變率效果不明顯

通過模擬計算，在沒有地層滑移，常規壁厚12.7 mm、Q125鋼級139.7 mm套管服役全過程（完井、壓裂）是安全的。有28口井在水平段采用鋼級Q125、壁厚15.2 mm的144.7 mm外加厚高韌性套管，抗剪切性能增加150%，抗外擠性能增加160%，抗內壓性能增加115%，抗拉性能增加122%，已壓裂16口井，套變9口井，套變率56.3%，套變率仍高于未加厚套管（表2），說明通過增加套管壁厚也無法抵御地層的剪切載荷，對降低套變效果不明顯。

表2 ?144.7 mm套管套變情況統計表

2 套變機理及其控制因素

通過MIT24井徑地面模擬試驗驗證和套變形態及方位的系統分析、套變大型物理模擬試驗和數值模擬實驗、威遠地質構造分析與砂箱模擬實驗、長寧—威遠相似露頭觀測等方面的研究工作，分析套變特征與方位、套變機理、威遠構造的形成機制等研究，取得以下認識。

2.1 套管變形外形特征與方位特征

目前套管變形特征主要通過MIT24井徑測井來獲取。為了確定套管變形的真實特征，得到MIT24井徑測井數據的正確解釋，開展了地面模擬頁巖氣水平井套管進行測井解釋模型校正。實際套管通過人為剪切、擠壓、穿孔等模擬井下套管可能發生的損壞情況，并按90°間隔方位測量4次，模擬井下連續油管存儲測井以及井眼軌跡可能引起的旋轉，同時，按照從A點到B點、始終保持高邊方位在最上方的方式測量。通過這樣的試驗和模型校正，得到了井徑測井準確的解釋模型。按照該解釋模型對23口井119個套變點的形態特征和方位進行了重新解釋，發現套變外形特征均呈現為剪切變形特征，以及在剪切段附近引起的不對稱擠壓變形，將這種變形特征簡稱為“剪壓”變形（圖2）。同時，剪壓的方位主要呈近東西向，剪切滑動的側伏角為正負30°左右（圖3）。

圖3 套變近東西向方位特征圖

結合威遠地區現今最大水平主應力方向為東西向，說明套變的方位與現今應力場方位是匹配的，套管呈現出的變形特征是切割套管的大裂縫和小斷層（簡稱斷-裂）發生走滑活動引起巖層對套管產生東西向不對稱的擠壓所致。

2.2 套變物理模擬實驗和數值模擬驗證

為了驗證剪壓作用導致的套管變形，開展了套管變形的物理模擬實驗和數值模擬。

2.2.1 物理模擬實驗

為了開展套管剪壓變形的物理模擬實驗，專門研發了大型巖樣體積壓裂套變物理模擬實驗裝置，用物理模型的方法模擬體積壓裂過程中套管的剪壓變形。

通過大型巖樣體積壓裂套變物理模擬實驗裝置，創建了含弱面大型巖樣體積壓裂套變物理模擬實驗方法，并進行了考慮井筒完整性的全三維大尺度的壓裂套變物理模擬[12-13]。

模擬的500 mm×500 mm×500 mm露頭巖樣取自壓裂目的層龍馬溪組頁巖儲層；模擬的含射孔孔眼套管內徑21 mm、壁厚1.5 mm。根據相似原理分別進行了（σv，σH，σh）=（30 MPa，20 MPa，16 MPa）（正斷層應力狀態）、（20 MPa，30 MPa，16 MPa）（走滑地應力狀態）、（16 MPa，30 MPa，20 MPa）（逆斷層應力狀態）3種不同地應力狀態；30 mL/min、90 mL/min兩種不同泵注排量；60°與45°兩種不同裂縫傾角等因素對壓裂套變影響的實驗。

實驗過程中通過聲發射監測發現，壓裂過程中水力裂縫擴展進入到預制的天然裂縫內。隨著壓裂的繼續，天然裂縫內的流體壓力達到活動的臨界值，導致天然裂縫失穩產生剪切滑動而引發套管發生剪壓的現象。實驗發現，走滑地應力狀態下，天然裂縫發生明顯滑移；逆斷層應力狀態下，裂縫滑移相對輕微；隨著裂縫傾角增大，滑移量明顯增大。通過該物理模擬實驗有效還原了地下體積壓裂過程中產生套變的過程，揭示了壓裂致套管剪壓變形的作用機理。

2.2.2 數值模擬

利用Abaqus軟件，采用有限元方法，模擬套管在斷層剪切滑移過程中產生的變形過程。

模型從外到內總共由3個部分組成，即巖石—水泥環—套管，按套管在地下的實際情況設計。模型包含長度為6 m的套管，以及橫截面為1 m×1 m包裹套管的地層巖石構成（套管、水泥環以及巖層的力學參數按實際測量結果設定）；斷層走向參考威遠地區實際地質情況設計，取30°、45°、75°；斷-裂帶寬度取10 cm、20 cm、50 cm、100 cm；斷層的滑移量按一定的步長線性增加，滑動方式為走向滑移。

模擬結果表明，斷層開始滑移時，套管迅速受到巖層的不對稱擠壓（圖4）：隨著斷層滑移量的增加，套管受到的擠壓應力不斷增加，當斷層的滑移量達到7.5～9.0 mm時，套管達到臨界屈服強度（斷層的臨界滑移量與斷層的走向、斷-裂帶寬度等參數有關），并開始產生塑性變形；隨著斷層滑移量的進一步增加，套管的變形程度也不斷增加。

圖4 單裂縫數值模擬剪切滑移圖

數值模擬結果表明，只要巖層的滑移量達到一定值（10～15 mm），無論何種強度的套管都會達到屈服強度而發生塑性變形。這說明增加套管強度是無法解決斷-裂滑移引起的套管變形。數值模擬套管變形以后的形態與MIT24井徑測井解釋結果完全匹配。

2.2.3 交變載荷試驗

通過對外徑?139.7 mm、壁厚12.7 mm、鋼級125套管交變載荷試驗，模擬壓裂最高施工泵壓140 MPa、停泵后套管內最低關井壓力40 MPa（圖5），循環40次疲勞試驗后，抗剪切強度降低15%、屈服強度降低10%、抗外擠強度降低10%。因此通過交變載荷試驗套管強度仍然是安全的。

圖5 ?139.7×12.7 mm套管內壓疲勞試驗圖

2.3 套管變形地質力學機理

通過前面的研究分析，套管變形特征主要為剪壓變形；遠探測成像測井（TBDS）測井裂縫解釋也證明套變均發生在裂縫發育處；通過龍馬溪組頁巖露頭大型物模試驗及數值模擬（圖4），驗證了套管變形就是由于斷-裂的剪切滑移所致。

上述分析充分說明，套管變形是在頁巖氣開發大型注水壓裂過程中誘發斷-裂剪切滑移所產生的，結合地質力學的基礎理論——廣義剪切活動準則[20-22]，確定套變機理為：在構造活動強烈的地區，注水壓裂時，隨著壓裂液的不斷注入，壓裂液可能進入或溝通斷層或裂縫，引起斷-裂內的壓力不斷增加（Δp），導致斷-裂面上正應力降低，剪應力增大，當斷-裂面上的剪應力大于臨界剪應力時，斷-裂便會發生剪切滑移，從而引起套管剪壓變形。

按照童亨茂等提出的廣義剪切活動準則，古斷-裂（F1）的投影在原地應力狀態下位于斷-裂剪切活動線下方，即fa＜1.0，斷-裂處于穩定狀態，不會發生剪切滑移，套管不會發現剪切變形；隨著本井或鄰井壓裂液的不斷注入，流體壓力通過裂縫縫網傳遞到斷-裂位置，引起斷-裂的正應力降低，摩爾空間[23]逐漸左移，F1的投影位于斷-裂剪切活動線上方，即fa＞1.0，斷-裂開始活動，會發生剪切滑移，當剪切位移量超過水泥環、套管的抗剪切強度后就會引起套管的剪切及擠壓變形（即剪壓變形）[24]。

在地應力狀態（包括地層流體壓力）確定的情況下，應用廣義剪切活動準則，可以定量計算目標斷-裂產生活動的臨界流體壓力。

3 套變風險預防措施及效果

3.1 套變風險預測

根據套變的地質力學機理，套變是由斷-裂剪切活動造成的，因此套變的風險決定于切過井筒斷-裂的潛在活動能力。按照上述邏輯，通過反復實踐，形成了一套完整的套變風險預測和評價方法：①以平臺為單位，主要利用螞蟻體、同相軸、道積分、振幅及相位等地震屬性綜合識別解釋平臺區內的斷-裂；②根據3個主應力的大小和方向、斷-裂產狀（傾向和傾角）和力學參數（斷-裂內聚力CF、摩擦系數μF），按照廣義剪切活動準則，計算斷-裂活動性系數；③綜合斷-裂活動性系數和斷-裂規模（斷層在平面上的延伸長度）這兩個參數，確定整個平臺內所有斷-裂的活動風險級別；④確定平臺內所有井的風險點及風險級別：井筒與斷-裂相交的點即為該井的套變風險點，風險級別由斷-裂活動的風險級別決定；⑤根據風險級別，提出優化壓裂順序以及壓裂設計中擬提前采取措施的建議。

3.2 套變預防措施

考慮到斷-裂的分布、產狀、規模及力學參數，地應力狀態等地質因素是我們無法改變和控制的，而在壓裂過程中控制和降低斷-裂內的流體壓力增量（Δp）減輕斷-裂的活動性，以及通過改善水泥環性能減輕地層滑移對套管的剪切程度，在一定程度上是可以實現的。

為此，威遠區塊主要采用堵塞溝通目標斷-裂的通道或者降低目標斷-裂內的Δp、避免激活斷-裂發生剪切活動或降低斷-裂的剪切活動量，從而達到套變防治的目的。在威遠區塊28井次（表3）開展了“裂縫暫堵＋長段多簇”工藝的防套變措施，具體包括：①在壓裂過程中采取暫堵的方式，堵塞天然裂縫通道，降低通道內的Δp；②采取長段多簇的壓裂設計方式，降低縫端凈壓力、減少溝通天然大裂縫概率和Δp；③采用降低壓裂規模、壓力釋放（返排）等方法，達到降低斷-裂內的Δp的目的。

由于套管外面有水泥環，斷-裂的剪壓作用是通過水泥環作用到套管上，因此，可以采取加厚水泥環厚度、增加水泥環韌性、降低水泥環彈性模量、加入高強度微珠固井等方式吸收斷-裂的剪切位移量，可以減輕套管的變形程度。同時，提高套管的韌性也可以產生一定的作用。在威遠區塊，先后在威204H38-4井、威204H18-5井、威204H40-3井開展了“高強度微珠固井”工藝的防套變措施，這3口井都是位于套變高風險區域的高風險井，相比同平臺將降低壁厚為12.7 mm的套管，目前威204H38-4井已經順利完成壓裂，沒有發生套變。

截至2020年12月31日底，在威遠川慶區塊采用“裂縫暫堵＋長段多簇”壓裂工藝，通過28口井的現場應用，減輕了斷/裂的活動性，其中4口發生套變（表3），套變率從研究前的54%降低到14.3%，丟段率從研究前的7.8%降低到0。套變程度大幅降低、單井套變點數大幅降低；套變發生時間大幅推遲，沒有對壓裂整體進展造成影響；壓裂時效平均從1.47段/d提高到2.0段/d，提升了36%。

表3 威遠區塊“裂縫暫堵＋長段多簇” 壓裂工藝試驗井應用情況表

4 結論

1）斷-裂發生剪切滑移是頁巖氣水平井套管變形的主要原因。

2）威遠頁巖氣套管變形的外形特征呈剪壓變形特征，變形的方位為近東西向，即與現今應力場的最大水平主應力方向一致。套變機理為：在構造活動強烈的地區，壓裂時，隨著壓裂液的不斷注入，壓裂液可能進入或溝通斷層或裂縫，引起斷-裂內的壓力（Δp）不斷增加，導致斷-裂面的正應力降低，從而激活斷-裂發生剪切滑移，引起套管剪壓變形。

3）套變風險點主要尋找穿過井筒的斷-裂，斷-裂的活動性可以通過廣義剪切活動準則進行定量評估。

4）應立足全平臺（及鄰平臺）綜合施策，優化拉鏈壓裂順序，在套變風險點壓裂前應提前采取“裂縫暫堵＋長段多簇”、降低壓裂規模、適當釋放井筒壓力等手段降低斷-裂的活動性。

5）在套變風險區固井時，可以采用降低水泥環彈性模量、加入高強度微珠固井等方式吸收地層位移量，減輕剪切滑移對套管的變形程度。