康毅力 郭昆 游利軍 許成元 閆霄鵬 張敬逸

西南石油大學·油氣藏地質(zhì)及開發(fā)工程國家重點實驗室

0 引言

井漏是石油與天然氣工程中最復雜并極具挑戰(zhàn)性的工程技術(shù)難題之一。深部裂縫性油氣藏由于地層漏失壓力低，鉆井、完井及修井過程經(jīng)常會發(fā)生井漏［1］，而工作液漏失又會嚴重損害儲層并降低建井綜合效益［2-3］。采用堵漏材料封堵漏失通道是裂縫性地層工作液漏失控制的主要方式之一［4-5］，其關(guān)鍵在于形成結(jié)構(gòu)穩(wěn)定且高承壓能力的裂縫封堵層［6］。裂縫封堵層一般是由剛性堵漏材料、彈性堵漏材料與纖維材料等組成的多元顆粒體系［7］，起架橋作用的剛性堵漏材料構(gòu)成了裂縫封堵層的骨架，承載著主要的外載荷(即裂縫閉合壓力)［8］。若剛性堵漏材料被壓碎，則裂縫封堵層結(jié)構(gòu)將潰破失穩(wěn)。因此，剛性堵漏材料抗壓能力是確保裂縫封堵層承壓長效穩(wěn)定的關(guān)鍵因素之一［9-10］。

近年來，對剛性堵漏材料抗壓能力的關(guān)注越來越多，并不斷賦予其新的功能需求。概括而言，有兩大需求。其一，是井眼強化的需求。Aston M S和Alberty M W等(2004)提出應(yīng)力籠方法控制漏失，該方法要求具有高抗壓能力的剛性堵漏材料在裂縫入口處支撐裂縫張開壓縮井周地層，進而提高井周切向應(yīng)力［11］；Dupriest等(2005)提出通過提高“裂縫閉合壓力”來強化地層的承壓能力，該方法同樣要求所形成的裂縫封堵層抗壓能力足夠高，能夠支撐誘導裂縫，且保持開啟狀態(tài)以增加裂縫閉合壓力［12］；李家學等(2011)認為，高抗壓能力的剛性堵漏材料有助于在裂縫端口處形成穩(wěn)定的裂縫封堵層，有利于提高地層的承壓能力［13］。其二，是潛在漏失性儲層保護的需求。余海峰(2014)研究指出，通過高抗壓能力剛性堵漏材料與可解除的填充材料復配形成的堵漏漿，在鉆井時封堵裂縫阻止工作液漏失，在完井投產(chǎn)時酸溶解除填充材料、保留高抗壓能力的剛性堵漏材料，支撐裂縫保持開啟狀態(tài)，以實現(xiàn)保護與改善裂縫導流能力的目的［9］。

毫無疑問，剛性堵漏材料抗壓能力是裂縫性地層鉆井堵漏材料選擇的重要力學參數(shù)。然而，關(guān)于剛性堵漏材料抗壓能力測試方法尚未取得一致性意見，且在抗壓實驗數(shù)值選取及評價指標方面還有諸多待商榷和改進之處。例如，康毅力等(2019)以剛性堵漏材料受壓10 MPa后D90降級率作為評價指標，評價了高溫老化前后剛性堵漏材料的抗壓能力［10］；暴丹等(2019)以剛性堵漏材料受壓15 MPa粒度降級率與破碎率作為抗壓能力評價指標［14］。顯然，上述實驗壓力數(shù)值偏低，遠遠不能滿足深井超深井鉆井的實際需要。進一步地，所使用的評價方法基本沿用水力壓裂支撐劑的評價方法，也未考慮剛性顆粒裂縫內(nèi)架橋的縫寬/粒徑比關(guān)系，導致剛性堵漏材料的選擇依然困難，且用于堵漏作業(yè)的指導性不強。

因此，筆者利用自研的鉆井堵漏剛性材料抗壓能力測試儀，考慮剛性堵漏材料類型、粒度、鋪置層數(shù)等因素，以地層最小主應(yīng)力與孔隙壓力差值為依據(jù)設(shè)置實驗壓力，選用剛性堵漏材料破碎率為抗壓能力評價指標，形成了剛性堵漏材料抗壓能力評價方法。基于該方法評價了常用剛性堵漏材料抗壓能力，探究了剛性堵漏材料粒度與鋪置層數(shù)對抗壓能力的響應(yīng)特征。該評價方法及取得的認識有助于優(yōu)選高強度剛性堵漏材料，并為現(xiàn)場選擇堵漏材料提供理論依據(jù)，對于裂縫性地層工作液漏失控制與儲層保護具有重要意義。

1 實驗樣品與方法

1.1 實驗樣品

高抗壓能力的剛性堵漏材料是裂縫封堵層的主要組成部分［8］。在裂縫性地層漏失控制過程中，粒度較大的剛性核桃殼和方解石由于成本較低，常常作為主要剛性堵漏材料［15-16］；而有機高分子材料(organic polymer material，簡稱OPM)具有良好的耐壓、耐溫、耐堿性能，作為剛性堵漏材料在現(xiàn)場中的應(yīng)用也十分廣泛［17］；石英砂、陶粒的性質(zhì)穩(wěn)定、強度高，近年來也常作為剛性堵漏材料用于堵漏作業(yè)中。實驗樣品見圖1。本文選取了3種不同粒度7~10目、10~16目、20~40目(粗、中粗、細)的OPM與核桃殼，2種不同粒徑10~16目、20~40目(粗、細)的石英砂和方解石，20~40目(細)陶粒進行抗壓能力測試。用圖像分析法測試實驗樣品粒度，處理結(jié)果見表1。

圖1 常用剛性堵漏材料Fig.1 Commonly used rigid lost circulation materials

表1 實驗用剛性堵漏材料參數(shù)Table 1 Parameters of the rigid lost circulation materials used in the experiments

1.2 實驗方法

在裂縫封堵過程中，裂縫中形成的封堵層在閉合壓力作用下可能發(fā)生壓縮破壞。因此，剛性堵漏材料的抗壓能力可以通過對剛性堵漏材料施加一定的裂縫閉合壓力進行評價，垂直作用在裂縫封堵層的有效應(yīng)力(裂縫閉合壓力)可由地層的最小水平主應(yīng)力與地層孔隙壓力之差表示。所以剛性堵漏材料抗壓能力評價實驗中的所加壓力需要根據(jù)儲層的實際情況確定。如表2所示，對于深層(埋深大于3 500 m)裂縫性油氣藏而言，垂直作用于裂縫封堵層的有效應(yīng)力可達到25 MPa以上［18］，因而將剛性堵漏材料抗壓能力評價實驗壓力設(shè)置為30 MPa。利用自研的鉆井堵漏剛性材料抗壓能力測試儀，考慮剛性堵漏材料類型、粒度、鋪置層數(shù)等因素，選用剛性堵漏材料破碎率為抗壓能力評價指標，在室溫條件下開展剛性堵漏材料抗壓能力測試實驗。設(shè)計了單層、雙層、三層剛性堵漏材料顆粒鋪置，以模擬縫寬/粒徑比分別為1∶1、2∶1、3∶1的情況。自研鉆井堵漏剛性材料抗壓能力測試儀示意圖見圖2。

表 2不同類型裂縫油氣藏對裂縫封堵層有效應(yīng)力Table 2 Effective stress of different types of fractured reservoirs to fracture plugging zones

圖2 鉆井堵漏剛性材料抗壓能力測試儀示意圖Fig.2 Sketch of rigid lost circulation material compression strength tester

實驗流程為：(1)將實驗用剛性堵漏材料在60℃下烘干24 h后測試其粒度；(2)將剛性堵漏材料單層鋪置在破碎室底部，鋪置完成后倒出，通過電子天平記錄其質(zhì)量，重復3次，取平均值作為該種剛性堵漏材料單層加量質(zhì)量；(3)按照對應(yīng)剛性堵漏材料單層加量質(zhì)量稱取剛性堵漏材料，并將其單層/雙層/三層鋪置在破碎室底部，將鋼質(zhì)活塞放入破碎室中，并順時針旋轉(zhuǎn)180°，保證剛性堵漏材料在破碎室內(nèi)鋪平，將破碎室放入自動加壓機面板上；(4)利用自動加壓機向活塞以100 N/s速率施加垂向壓力，加到剛性堵漏材料所受壓力為30 MPa并保持不變，5 min后卸掉液壓機壓力，取出破碎室中剛性堵漏材料；(5)通過電子天平測量取出材料質(zhì)量，記為M0，并測試粒度；(6)將壓后剛性堵漏材料放入下限目數(shù)篩網(wǎng)組篩析10 min，通過下限目數(shù)篩網(wǎng)的剛性堵漏材料為破碎材料，使用電子天平測量壓后破碎部分質(zhì)量Mi；(7)剛性堵漏材料破碎率越低，代表其抗壓能力越高(表3)，破碎率(Rb)計算公式為

表 3實驗用剛性堵漏材料破碎率-抗壓能力對照表Table 3 Crushing rate-compression strength reference listing of the rigid lost circulation materials used in the experiments

2 實驗結(jié)果

2.1 單層鋪置材料破碎實驗

圖3為單層剛性堵漏材料破碎率實驗結(jié)果，可以看出，對于同種剛性堵漏材料破碎率，粒度偏粗材料＞粒度偏細材料。根據(jù)表3，陶粒(細)破碎率小于5%，抗壓能力級別為高；核桃殼與有機高分子材料OPM破碎率處于5%~15%，抗壓能力級別為較高；石英砂(細)破碎率處于30%~50%，抗壓能力級別為較低；方解石與石英砂(粗)破碎率均大于50%，抗壓能力級別為低。

圖3 單層剛性堵漏材料破碎率Fig.3 Crushing rate of single-layer rigid lost circulation material

對比不同剛性堵漏材料在相同粒度條件下破碎率，其排序為方解石＞石英砂＞核桃殼＞OPM＞陶粒，陶粒、OPM與核桃殼抗壓能力相近，陶粒抗壓能力最高，方解石抗壓能力最小。

實驗樣品抗壓前后的粒度分布見圖4，可以看出，抗壓測試后皆出現(xiàn)不同程度粒度降級，部分核桃殼顆粒在壓力作用下發(fā)生變形，顆粒變?yōu)楸馄綘?，粒徑變大導致D50降級率呈負值。破碎率較大的石英砂與方解石，因樣品破碎時產(chǎn)生了較多的細小顆粒導致D10降級率最大，D50降級率次之，D90降級率最??；破碎率較小的陶粒、核桃殼與OPM樣品粒度降級率均較小，其中陶粒D90幾乎未發(fā)生降級，但D10降級率較高。

圖4 細粒剛性堵漏材料粒度降級率Fig.4 Particle size degradation rate of fine-particle rigid lost circulation material

2.2 復層鋪置材料破碎實驗

實驗樣品選用方解石(粗)與石英砂(粗)，實驗結(jié)果如圖5所示，可以看出，方解石(粗)單層鋪置、石英砂(粗)單層鋪置、雙層鋪置時破碎率大于50%，抗壓能力級別為低；方解石(粗)雙層鋪置、三層鋪置、石英砂(粗)三層鋪置破碎率處于30%~50%之間，抗壓能力級別為較低。對于同種剛性堵漏材料的破碎率排序為單層鋪置＞雙層鋪置＞三層鋪置，隨著鋪置層數(shù)的增加，樣品破碎率逐漸減小，抗壓能力逐漸增大。

圖5 顆粒鋪置層數(shù)與破碎率的關(guān)系Fig.5 Relationship between the number of particle layers and the crushing rate

Biarez J等［19］采用不均勻系數(shù)描述粒度分布曲線。不均勻系數(shù)等于粒度分布曲線中D60與D10的比值，一般大于1，其值越大表明粒度分布越廣。但D60在鉆井堵漏行業(yè)中使用較少，故本文選用D50與D10的比值描述剛性堵漏材料粒度分布廣度，稱為不均勻數(shù)。不同鋪置層數(shù)的剛性堵漏材料壓后粒度分布見圖6。因樣品由篩分得到，方解石(粗)與石英砂(粗)原始粒度分布均勻，粒徑分布范圍較窄，方解石(粗)初始不均勻數(shù)為1.22，石英砂(粗)初始不均勻數(shù)為2.23。在壓力作用下，顆粒破碎后產(chǎn)生了大量細小顆粒，粒度分布發(fā)生變化，粒度分布曲線整體左移，單層鋪置的剛性堵漏材料破碎率更大，粒度分布曲線左移位移最大。樣品破碎后方解石(粗)單層鋪置不均勻數(shù)8.33，雙層鋪置不均勻數(shù)15.02，三層鋪置不均勻數(shù)36.85；石英砂(粗)單層鋪置不均勻數(shù)9.24，雙層鋪置不均勻數(shù)9.57，三層鋪置不均勻數(shù)11.56。破碎后整體粒度分布曲線趨于平緩，粒度分布范圍變廣，不均勻數(shù)增大。

圖6 不同鋪置層數(shù)和顆粒壓后粒度分布Fig.6 The number of layers and the particle size distribution after crushing

3 討論

3.1 剛性堵漏材料粒度及鋪置層數(shù)

堵漏材料的粒度分布一直是工作液漏失控制堵漏材料選擇的重要指標［20-21］，而堵漏材料粒度分布的D90值是評價粒度分布最常用的參數(shù)［7］。根據(jù)D90設(shè)計準則，架橋材料粒度分布的D90值應(yīng)設(shè)計為與地層裂縫寬度相當［22］。Mortadha Alsaba等(2017)提出的堵漏材料粒度分布選擇新標準要求堵漏材料粒度分布D50和D90應(yīng)分別等于或大于裂縫寬度的3/10和6/5［23］。實驗結(jié)果表明，粒度對剛性堵漏材料抗壓能力有明顯影響。隨著剛性堵漏材料目數(shù)增加平均粒徑減小，其破碎率逐漸減小，抗壓能力逐漸增加，呈現(xiàn)明顯的尺寸效應(yīng)。分析認為對于同種剛性堵漏材料，粒度偏粗材料其內(nèi)部微裂縫缺陷含量更多，在壓力作用下，微裂縫擴張形成裂縫使其更易破碎，抗壓能力較粒度偏細材料更低。故在選擇剛性堵漏材料時，需考慮粒度對其抗壓能力的影響。

在鉆進過程中，剛性堵漏材料隨鉆井液漏失進入裂縫中，會在裂縫內(nèi)某一位置停住，架橋［13］，其粒徑與裂縫寬度不同匹配關(guān)系影響在裂縫內(nèi)架橋類型，顆粒狀堵漏材料的架橋類型有單顆粒架橋、雙顆粒架橋與多顆粒架橋類型［24］。不同的架橋類型呈現(xiàn)不同的顆粒堆積方式，實驗以材料不同的鋪置層數(shù)來模擬不同的顆粒架橋類型，實驗結(jié)果表明復層鋪置的剛性堵漏材料破碎率更低。分析認為復層鋪置剛性堵漏材料在抗壓能力測試時，破碎產(chǎn)生的細小顆粒充填在剛性堵漏材料顆粒之間的空隙中，顆粒間的接觸增加，受力面增大，因此復層鋪置的剛性堵漏材料破碎率更低，抗壓能力更高。雖然復層鋪置方式在壓力作用下破碎率較低，但多顆粒架橋形成的裂縫封堵層結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性較差，易在井筒壓差作用下發(fā)生破壞，不易形成牢固的裂縫封堵層［25-26］。單顆粒架橋是裂縫封堵過程最穩(wěn)定的架橋方式，選擇不易破碎的高強度剛性堵漏材料單粒架橋有利于提高裂縫封堵層承壓能力，且單層鋪置材料抗壓能力較復層鋪置材料更低，故以單層鋪置實驗結(jié)果為依據(jù)選擇剛性堵漏材料更為安全。

由于裂縫寬度處于一個動態(tài)變化的過程，裂縫中也經(jīng)常發(fā)生雙顆粒架橋與多顆粒架橋，所以也需要進行剛性堵漏材料復層鋪置抗壓能力測試。

3.2 剛性堵漏材料破碎致漏機理

深層天然裂縫性油氣藏裂縫發(fā)育，地層承壓能力低［27］。在鉆遇天然裂縫時，過大的鉆井液液柱壓力會使地層裂縫延伸和張開(圖7a)。堵漏材料隨鉆井液進入裂縫，將在裂縫中某一位置停住架橋，彈性堵漏材料、纖維材料在架橋處不斷堆積，共同形成封堵層隔絕井筒與地層的連接通道，有效控制工作液漏失。Fred等(2005)提出裂縫閉合應(yīng)力概念［28］，即保持裂縫面閉合的應(yīng)力(在水力壓裂中，常稱為“裂縫閉合壓力”)，該應(yīng)力等同于使裂縫張開所需的液柱壓力。此時裂縫封堵層受到地層壓力、工作液液柱壓力、裂縫閉合應(yīng)力與裂縫壁面摩擦力共同作用［29-30］(圖7b)。

圖7 裂縫封堵層剛性堵漏材料破碎導致的重復漏失過程示意圖Fig.7 Sketch of repeated leakage process caused by the crushing of rigid lost circulation materials in fracture plugging zones

隨著裂縫封堵后縫中工作液不斷向裂縫壁面濾失，縫內(nèi)壓力減小裂縫趨于閉合，裂縫閉合應(yīng)力直接作用在封堵層。若剛性堵漏材料抗壓能力高，形成的封堵層能夠支撐裂縫張開并擠壓井周巖石，增加井周環(huán)向應(yīng)力，可形成應(yīng)力籠效應(yīng)［11］。同時裂縫撐開的寬度越大，增加裂縫閉合應(yīng)力方法的效果也越好［12］，這都將大幅提高地層承壓能力(圖7c)。但是當裂縫封堵層中的剛性堵漏材料所受有效應(yīng)力大于其抗壓能力，剛性堵漏材料發(fā)生破碎、裂縫寬度減小會削弱應(yīng)力籠效應(yīng)，還會破壞封堵層結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性，導致封堵失效(圖7d)。剛性堵漏材料破碎后，粒度分布發(fā)生改變，與裂縫寬度匹配性改變，剛性堵漏材料D10降級率較大，破碎產(chǎn)生較多細小顆粒，其會進入裂縫深處或者在裂縫更狹窄處形成封堵，造成嚴重的工作液漏失、固相侵入損害與裂縫封堵層難以解除等問題(圖7e)。

3.3 應(yīng)用實例分析

DB1201井是位于庫車山前區(qū)塊一口評價井，五開鉆進至井深5 605.96 m發(fā)生井漏，采用隨鉆段塞堵漏1次，后續(xù)鉆進中在5 629.50~5 748.00 m發(fā)生多次漏失，采用段塞隨鉆堵漏16次，漏失并未得到有效控制，需進行專項堵漏作業(yè)。根據(jù)抗壓能力測試結(jié)果以高抗壓能力陶粒與OPM為架橋材料設(shè)計室內(nèi)堵漏漿配方，配方A：油基鉆井液+6%OPM(7~10目)+5%OPM (10~16目)+5%OPM(20~40目)+9%填充材料(30~60目)+2%纖維材料+3%片狀材料，配方B：油基鉆井液+5%陶粒(16~20目)+5%陶粒(20~40目)。使用高溫高壓多功能水平井損害評價儀進行裂縫封堵層承壓能力與累計漏失量測試實驗，結(jié)果見圖8。

圖8 不同配方形成的裂縫封堵層承壓能力與累計漏失量Fig.8 Compression strength and total leakage of fracture plugging zones composed of different formulas

由圖8可看出，配方A形成的裂縫封堵層承壓能力19.2 MPa，累計漏失量為29.4 mL；配方B形成的裂縫封堵層承壓能力12.0 MPa，累計漏失量為45.6 mL。配方A堵漏材料粒度分布更廣，加入了片狀材料與纖維材料，故形成的封堵層承壓能力高，累計漏失量較低［31］。堵漏漿形成的裂縫封堵層承壓能力與堵漏材料類型、性能參數(shù)、濃度、裂縫匹配關(guān)系等因素有關(guān)?？箟耗芰^高的架橋材料是形成高承壓能力裂縫封堵層的關(guān)鍵因素。以抗壓能力較高的OPM與陶粒為架橋材料的堵漏漿形成的裂縫封堵層承壓能力均大于10.0 MPa，應(yīng)用到地層中可有效提高地層承壓能力。

現(xiàn)場應(yīng)用時對室內(nèi)堵漏配方進行了優(yōu)化處理，優(yōu)化后堵漏漿配方：4%OPM(7~10目)+2%OPM(10~16目)+2%方解石(7~10目)+8%方解石(10~16目)+12%方解石(16~30目)+4%方解石(30~60目)+2%超細填充材料GBF+1%超細填充材料SDL+0.2%纖維，在井深5 762 m進行了專項堵漏一次，堵漏成功，注堵漏漿循環(huán)不漏(排量12 L/s，泵壓18 MPa不漏)，滿足下步施工工藝需求。實例分析表明，起架橋作用堵漏材料抗壓能力主導著裂縫封堵層的結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性及承壓能力。以高抗壓能力堵漏材料為架橋材料，通過合理的粒度配比，與片狀材料、纖維材料復配的堵漏漿在實驗室中與地層中均能形成穩(wěn)定的裂縫封堵層，可大幅提高地層承壓能力和堵漏成功率。

3.4 剛性堵漏材料抗壓能力測試應(yīng)用展望

裂縫性地層裂縫寬度由于應(yīng)力擾動一直處于不斷變化的動態(tài)過程［31］，裂縫閉合或張開導致的裂縫封堵層結(jié)構(gòu)破壞是鉆井過程反復漏失的主要原因［32］。在微米級裂縫中，裂縫壁面微凸體可以對裂縫起一定的支撐作用。而毫米級裂縫壁面微凸體由于尺寸原因難以起到支撐作用，裂縫閉合應(yīng)力完全作用在裂縫封堵層。故為防止發(fā)生重復性漏失或封堵失效，需要高承壓裂縫封堵層封堵漏失通道與支撐裂縫壁面。起架橋作用的剛性堵漏材料構(gòu)成了裂縫封堵層的骨架，承載著主要的外載荷。所以剛性堵漏材料抗壓能力是裂縫性地層剛性堵漏材料選擇的重要指標。

本文利用自研的鉆井堵漏剛性材料抗壓能力測試儀，設(shè)計了剛性堵漏材料抗壓能力測試實驗程序，考慮到一般工業(yè)實驗室的儀器設(shè)備條件和操作的簡便性，僅選擇性地給出了30 MPa下剛性堵漏材料破碎率測試結(jié)果及其抗壓能力級別。該方法尚未考慮井筒工作液循環(huán)磨蝕及高溫浸泡老化的影響，故僅適用于中深井及裂縫閉合壓力低于30 MPa的深井鉆井堵漏剛性材料的評價。

對于深井超深井裂縫性地層的鉆井堵漏情形，剛性堵漏材料在高溫環(huán)境、井筒流體長時間浸泡、高有效應(yīng)力條件下的破碎率可能會遠遠高于目前的測試結(jié)果，導致剛性材料破碎率、粒度降級率過大。故對于深井超深井裂縫性地層剛性堵漏材料的評價，還必須考慮開展原地有效應(yīng)力條件下剛性堵漏材料高溫流體浸泡老化后的抗壓能力測試，才能優(yōu)選出合適的剛性堵漏材料，滿足深井超深井鉆井防漏堵漏和儲層保護的需求。

4 結(jié)論

(1)利用自研鉆井堵漏剛性材料抗壓能力測試儀，考慮剛性堵漏材料類型、粒度、鋪置層數(shù)等因素，在室溫、30 MPa條件下開展了剛性堵漏材料抗壓能力測試實驗。常用剛性堵漏材料破碎率順序為方解石＞石英砂＞核桃殼＞有機高分子材料＞陶粒；同種剛性大粒度堵漏材料的破碎率大于小粒度材料；單層鋪置＞雙層鋪置＞三層鋪置。

(2)方解石、石英等礦物顆粒易破碎，抗壓能力低。陶粒、有機高分子材料與核桃殼在常溫下性質(zhì)穩(wěn)定不易破碎，抗壓能力高。對于同種剛性堵漏材料，粒度偏粗材料其內(nèi)部微裂縫缺陷更多，在壓力作用下，微裂縫擴張形成裂縫使其更易破碎，抗壓能力較粒度偏細材料更低。復層鋪置材料破碎后產(chǎn)生的細小顆粒充填在材料之間的空隙中，顆粒間接觸增多，材料整體破碎率降低，抗壓能力較單層鋪置材料更高。

(3)高裂縫閉合應(yīng)力下剛性堵漏材料的破碎是深層裂縫性地層堵漏反復失效的一個重要因素。對于深井超深井裂縫性地層，抗壓能力是鉆井堵漏剛性材料選擇的一項重要指標，很有必要考慮開展模擬原地條件下的抗壓能力測試。