閆偉，王孔陽(yáng)，鄧金根，唐慶，步宏光，檀朝東，陰啟武，秦飛翔

1 中國(guó)石油大學(xué)(北京)油氣資源與探測(cè)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 102249

2 中國(guó)石油大港油田采油工藝研究院，天津 300280

3 中國(guó)石油大港油田公司石油工程研究院，天津 300280

0 引言

中國(guó)的非常規(guī)油氣資源儲(chǔ)量豐富，2014年后我國(guó)開始逐步加大非常規(guī)油氣資源的開采力度[1]。非常規(guī)油氣儲(chǔ)層具有低孔低滲的特點(diǎn)[2-3]，須對(duì)其進(jìn)行大規(guī)模體積壓裂改造實(shí)現(xiàn)經(jīng)濟(jì)開采[4-5]。大規(guī)模體積壓裂作業(yè)過(guò)程中常見(jiàn)套管變形現(xiàn)象(后文簡(jiǎn)稱套變)[6-8]，影響后續(xù)有效壓裂段數(shù)，降低了非常規(guī)油氣的產(chǎn)能以及油田的整體經(jīng)濟(jì)效益。

目前針對(duì)套管變形原因的研究主要分為2方面：1)通過(guò)理論計(jì)算和有限元模擬，從理論角度分析套變的原因；2)通過(guò)現(xiàn)場(chǎng)的壓裂施工參數(shù)和地質(zhì)特征，從工程角度分析套變的原因。理論方面：①在壓裂作業(yè)過(guò)程中局部地層強(qiáng)度劣化，低溫的壓裂液導(dǎo)致套管縮徑，裂縫的不對(duì)稱擴(kuò)展導(dǎo)致地層與套管間的間隙增大，多種因素的共同作用最終導(dǎo)致套管變形；②固井過(guò)程中水泥環(huán)內(nèi)部由于套管不居中或鉆井液頂替不完全而存在空穴，空穴內(nèi)的殘余鉆井液受低溫壓裂液的影響發(fā)生體積收縮產(chǎn)生負(fù)壓，使套管外局部失去支撐，高內(nèi)壓與非均勻外載荷聯(lián)合作用導(dǎo)致套管的局部應(yīng)力超過(guò)套管的屈服極限。③固井質(zhì)量差和壓裂區(qū)域非均質(zhì)性強(qiáng)導(dǎo)致套管的外載受力不均勻，套管壓裂作業(yè)過(guò)程中局部的套管應(yīng)力超過(guò)屈服極限[12-13]。根據(jù)已有研究結(jié)果，在壓裂后地層非均質(zhì)且固井質(zhì)量差的外載條件下，φ139.7 mm×9.17 mm/P110套管在注入壓力90 MPa時(shí)，局部米塞斯應(yīng)力可達(dá)800 MPa，超過(guò)套管材料的屈服強(qiáng)度758 MPa。工程方面：①加拿大Simonette油田的統(tǒng)計(jì)數(shù)據(jù)顯示套管剪切變形占套管變形總數(shù)的52.2%[14]，Bowland區(qū)域的壓裂微地震監(jiān)測(cè)分析認(rèn)為，Bowland的套變是斷層滑移造成[15]；②根據(jù)我國(guó)長(zhǎng)寧—威遠(yuǎn)區(qū)塊的現(xiàn)場(chǎng)數(shù)據(jù)分析，認(rèn)為套管變形與斷層、裂縫和層理的相關(guān)性較高[16-17]，用MIT(Multi-Finger Image Tool)測(cè)量數(shù)據(jù)還原的套管變形圖像顯示，受外力剪切作用的套管其軸向會(huì)呈現(xiàn)S型的變形特征[18]；③已發(fā)生套變的油井水平段橋塞無(wú)法下入，后續(xù)壓裂作業(yè)可采用砂塞封堵的方式進(jìn)行，這種壓裂方式能忽略套管變形的影響，但有加重套管變形的風(fēng)險(xiǎn)，可能影響后續(xù)生產(chǎn)管柱的下入[19]。如果能確定斷層的位置可采用局部不固井的方案，給斷層滑移留出緩沖空間，但此方法對(duì)地質(zhì)特征識(shí)別精度要求較高[20]。

綜上所述，現(xiàn)場(chǎng)套管變形的理論分析偏重于復(fù)雜應(yīng)力條件下套管的局部應(yīng)力計(jì)算，套管的失效判定基于壓裂過(guò)程中套管的米塞斯應(yīng)力與其屈服強(qiáng)度的對(duì)比；工程方面更關(guān)注套變位置與壓裂區(qū)域地質(zhì)特征間的聯(lián)系和套變井后續(xù)壓裂作業(yè)方案的調(diào)整，統(tǒng)計(jì)結(jié)果顯示大部分套變與地層中的斷層、裂縫和層理等地質(zhì)構(gòu)造關(guān)系密切。目前斷層運(yùn)動(dòng)與套管變形截面的部分研究指出斷層運(yùn)動(dòng)方向與套管夾角越大，套管截面縮徑越大[21-22]。但其模擬過(guò)程固定了斷層滑移量的大小，實(shí)際套管可能在較小的滑移量時(shí)已經(jīng)達(dá)到屈服極限。本文通過(guò)對(duì)比套管達(dá)到屈服極限時(shí)的自身變形量大小，從另一角度分析了斷層運(yùn)動(dòng)對(duì)套管變形的影響。

本文根據(jù)官東頁(yè)巖油區(qū)塊由斷層滑移造成套管變形的2口水平井的MIT測(cè)量數(shù)據(jù)，還原了套管套變處的真實(shí)3D形貌。綜合該區(qū)域的地應(yīng)力分布特點(diǎn)，推測(cè)此處斷層主要發(fā)生水平方向運(yùn)動(dòng)，總結(jié)了受斷層滑移影響的套管在不同觀察方向上的套管變形特征，討論并對(duì)比現(xiàn)場(chǎng)套管截面變形特征與斷層運(yùn)動(dòng)方向之間的聯(lián)系。通過(guò)有限元軟件模擬不同斷層傾角和走向條件下，其相交套管的受力大小，結(jié)果顯示水平運(yùn)動(dòng)的斷層，其傾角越大，套管達(dá)到極限強(qiáng)度時(shí)的位移越?。黄渥呦?yàn)?5°時(shí)，套管達(dá)到極限強(qiáng)度時(shí)的位移最小。研究結(jié)果為確定套管變形是否由斷層滑移造成提供了判斷依據(jù)，并提出通過(guò)合理規(guī)劃套管穿過(guò)斷層的方式可以降低套管變形風(fēng)險(xiǎn)。

1 官東X井區(qū)頁(yè)巖油壓裂套變概況

截至2020年4月，大港官東頁(yè)巖油現(xiàn)場(chǎng)壓裂套變的統(tǒng)計(jì)結(jié)果顯示，該區(qū)域X井區(qū)穿過(guò)同一斷層的3口平行水平井中有2口在壓裂后發(fā)現(xiàn)套變，套變率為66%。3口水平井的壓裂作業(yè)位置與井眼軌跡測(cè)得的鉆遇斷層位置如表1所示。由表1可知套變位置與A1/3H兩口井最后的壓裂作業(yè)位置分別相距274 m和166 m。

表1 壓裂套變井信息總結(jié)Table 1 Summary of Well Information of Fracturing Casing Deformation

官東X井區(qū)域目的層(垂深3700 m)地應(yīng)力大小數(shù) 據(jù) 為：σH=91.5 MPa＞σV=79 MPa＞σh=68.4 MPa，該區(qū)域斷層為走滑斷層，發(fā)生水平方向運(yùn)動(dòng)，水平最大地應(yīng)力方向?yàn)镹E63°。由官東地區(qū)Ek2—C1 (Ek21)底界構(gòu)造圖可得A1H井與其穿過(guò)斷層的相對(duì)位置關(guān)系，結(jié)合鉆井日志的井眼軌跡信息與鉆遇斷點(diǎn)位置，確定了穿過(guò)同一斷層的A1/2/3H的井眼軌跡俯視圖，其中A1/2/3H水平井的水平段走向分別為NE121.7°/105.54°/111.95°(圖1)。從 圖1中 可 看 出3口水平井的分布特征為：A3H井位于A1H井與A2H井之間，3口井的水平段長(zhǎng)度分別為590 m/507 m/ 582 m(1/2/3H)。其中A1H與A2H井水平段井距最大為280 m，最小為228 m。A1H井第9段壓裂作業(yè)后發(fā)現(xiàn)套變(原設(shè)計(jì)14段)，A3H井第12段壓裂作業(yè)后發(fā)現(xiàn)套變(原設(shè)計(jì)15段)。根據(jù)鉆井日志記載，A1/3H井鉆遇斷層位置分別為井深3808 m與3818 m?，F(xiàn)場(chǎng)的MIT測(cè)量結(jié)果顯示A1H井套變段位置：3805～3817 m；A3H井套變段位置：3820～3832 m。兩口井的鉆遇斷層位置與套變位置一致，A1/3H井的套變問(wèn)題與斷層關(guān)系較大，但需針對(duì)套管變形特征再進(jìn)一步分析。

圖1 A1/2/3H 3口水平井井眼軌跡俯視圖Fig. 1 Top view of well trajectory of three horizontal wells A1/2/3H

2 官東X井區(qū)套管變形形態(tài)分析

2.1 套管變形宏觀形貌與3D重構(gòu)

官東頁(yè)巖油壓裂現(xiàn)場(chǎng)X井區(qū)的A1H井與A3H井40臂還原圖像如圖2a與2b所示，綠色代表套管正常段，紅色代表套管膨脹段，藍(lán)色代表套管縮徑段。

圖2 X井區(qū)現(xiàn)場(chǎng)套變報(bào)告結(jié)果，其中a為A1H井套變處套管形狀；b為A3H井套變處套管形狀Fig. 2 Report results of casing deformation in block X, where a is casing shape at casing deformation of well A1H; b is casing shape at casing deformation of A3H well

本文通過(guò)MIT40臂測(cè)量數(shù)據(jù)重新還原套管變形段3D形貌。將數(shù)據(jù)導(dǎo)入SoildWorks軟件進(jìn)行填充處理后可反演A1/3H井套變段套管的3D形貌，結(jié)果如圖3和圖4所示。根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)重力計(jì)數(shù)據(jù)，標(biāo)定了A1/3H測(cè)量臂的高邊方向，并從重力方向(鉛垂方向)和水平方向兩個(gè)方向?qū)μ坠苓M(jìn)行剖面特征分析。

圖3 根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)MIT數(shù)據(jù)的A1H套管形狀還原結(jié)果，其中a為A1H井套變處套管3D還原形狀；b為A1H以水平方向?yàn)榉ň€的套管剖面；c為A1H以重力方向?yàn)榉ň€的套管剖面Fig. 3 Restore results of A1H casing shape based on field MIT data, where a is 3D restore shape of casing at casing deformation of A1H well; b is the casing profile of A1H with the horizontal direction as the normal; c is A1H casing profile with gravity direction as normal

圖4 據(jù)現(xiàn)場(chǎng)MIT數(shù)據(jù)的A3H套管形狀還原結(jié)果，其中a為A3H井套變處套管3D還原形狀；b為A3H以水平方向?yàn)榉ň€的套管剖面；c為A3H以重力方向?yàn)榉ň€的套管剖面Fig. 4 According to the reduction results of A3H casing shape from field MIT data, where a is the 3D reduction shape of casing at the casing deformation of A3H well; b is the casing profile of A3H with the horizontal direction as the normal; c is A3H casing profile with gravity direction as normal

圖3a為A1H套變處3D形貌，圖3b與圖3c為圖3a套管的剖面圖。圖3b所示套管的鉛垂剖面特征與圖2a展示的套管受壓擴(kuò)徑膨脹的變形特征一致；圖3c所示套管的水平剖面可觀察到S型剪切特征。該區(qū)域水平方向即斷層運(yùn)動(dòng)方向，套管的受力方向與斷層運(yùn)動(dòng)方向一致。

圖4a為A3H套變處3D形貌，由圖4可知該套管段存在多個(gè)變形區(qū)域，變形段長(zhǎng)1 m左右，套管縮徑量10～20 mm，推測(cè)A3H井套管變形處層理或天然裂縫發(fā)育，部分關(guān)于長(zhǎng)寧威遠(yuǎn)區(qū)塊的研究中也提及有類似現(xiàn)象[23-24]。圖4b左側(cè)為A3H最大套變套管段，圖4b所示套管的鉛垂剖面顯示其受壓擴(kuò)徑膨脹；圖4c所示套管的水平剖面可觀察到S型剪切特征，與圖2b展示的套管變形特征一致。A3H井套變處套管水平剖面受剪切，鉛垂剖面內(nèi)受壓膨脹，套管的受力方向與斷層運(yùn)動(dòng)方向一致。

2.2 套管變形截面特征分析

A1H與A3H井套管規(guī)格：φ139.7 mm×12.7 mm/Q125套管，其對(duì)應(yīng)內(nèi)徑大小為114.3 mm，如圖5和圖6中的藍(lán)色虛線所示。A1H井最大套變截面位于3807 m，截面形狀如圖5a所示，由圖5b標(biāo)定垂直高邊方向與1號(hào)測(cè)量臂位置。圖5a顯示A1H井3807 m處的套管截面變形嚴(yán)重，套管變形特征為水平方向受到外力擠壓且鉛垂方向擴(kuò)徑。

圖5 套管變形處截面圖，其中a為A1H井3807m套管的變形截面，b為現(xiàn)場(chǎng)標(biāo)定的高邊與#1臂方位Fig. 5 Section of casing deformation, where a is the deformation section of 3807m casing of A1H well, and b is the high side and # 1 arm orientation calibrated on site

圖6 套管變形處截面圖，其中a為A3H井3822m套管的變形截面，b為現(xiàn)場(chǎng)標(biāo)定的高邊與#1臂方位Fig. 6 Section of casing deformation, where a is the deformation section of 3822 m casing of A3H well, and b is the high side and # 1 arm orientation calibrated on site

A3H井最大套變截面位于3822 m，截面形狀如圖6a所示，由圖6b標(biāo)定垂直高邊方向與1號(hào)測(cè)量臂位置。圖6a顯示A3H井3822 m處的套管截面變形與A1H井類似，套管變形特征為水平方向受到外力擠壓且鉛垂方向擴(kuò)徑。

3 套管變形有限元數(shù)值模擬

有關(guān)套管受地層剪切后的變形問(wèn)題，范明濤和李楊等學(xué)者提出了采用有限元方法的研究思路[16,22](1)將水泥環(huán)視作地層的一部分；(2)地層的外部載荷最終簡(jiǎn)化為斷層的位移邊界條件。該區(qū)域斷層為走滑斷層，其示意圖如圖7所示。

圖7 走滑斷層示意圖Fig. 7 Schematic diagram of strike slip fault

建立了尺寸為10 m，1 m，1 m(x，y，z)大小的地層模型：模型a斷層面鉛垂方向與套管夾角分別為30°，45°，60°，75°和90°，研究不同的斷層傾角對(duì)達(dá)到極限強(qiáng)度時(shí)的套管變形量的影響；模型b斷層面水平方向與套管夾角分別為30°，45°，60°，75°和90°，研究不同的斷層走向?qū)_(dá)到極限強(qiáng)度時(shí)的套管變形量的影響；模型c斷層面與套管鉛垂方向夾角65°，水平方向與套管夾角60°(65°，60°)，作為模擬現(xiàn)場(chǎng)情況算例(根據(jù)官東頁(yè)巖油地區(qū)的地質(zhì)資料，斷層面水平方向y與水平段套管成60°夾角，鉛垂方向z與水平段套管成65°夾角，鉆遇斷點(diǎn)附近井斜角60～70°)。設(shè)定斷層沿水平方向位移，當(dāng)套管達(dá)到極限強(qiáng)度時(shí)停止計(jì)算，3種模型的示意圖如圖8所示。

圖8 不同的套管與斷層面位置(傾角，走向)關(guān)系示意圖Fig. 8 Relationship between different casing and fault plane position (dip angle, strike)

地層模型巖石和水泥均設(shè)為彈性材料，采用Abaqus中的線彈性材料模型，彈性參數(shù)為：彈性模量22 GPa，泊松比0.14。套管模型尺寸參數(shù)為：外徑139.7 mm，壁厚12.7 mm。套管模型設(shè)為彈塑性材料，采用Abaqus中的金屬塑性材料模型：符合Mises屈服準(zhǔn)則的各項(xiàng)同性彈塑性模型。將塑性材料的真實(shí)屈服應(yīng)力定義為真實(shí)塑性應(yīng)變的函數(shù)，塑性應(yīng)變數(shù)據(jù)由實(shí)驗(yàn)獲取的材料總應(yīng)變減去彈性應(yīng)變可得。因此，套管的彈性參數(shù)為：彈性模量210 GPa，泊松比0.3；塑性參數(shù)為：實(shí)驗(yàn)測(cè)得的套管屈服強(qiáng)度862 MPa，套管極限強(qiáng)度1046 MPa。并通過(guò)實(shí)驗(yàn)獲取的名義應(yīng)力和應(yīng)變，計(jì)算真實(shí)應(yīng)力和真實(shí)應(yīng)變參數(shù)，需輸入的塑性應(yīng)變參數(shù)如表2所示。

表2 實(shí)驗(yàn)測(cè)得的應(yīng)力與應(yīng)變值Table 2 Stress and Strain Values Measured in Experiment

套管局部應(yīng)力達(dá)到極限強(qiáng)度時(shí)，各種模型套管變形量的模擬結(jié)果如表3所示。垂直于斷層運(yùn)動(dòng)平面，套管與斷層的夾角越大(斷層傾角逐漸垂直于套管)，達(dá)到極限強(qiáng)度時(shí)，套管的變形量越小。斷層運(yùn)動(dòng)平面內(nèi)(本文為水平面)，套管與斷層的夾角越大(斷層走向逐漸垂直于套管)，達(dá)到極限強(qiáng)度時(shí)，套管的變形量先減小后增加，套管與斷層夾角45°時(shí)，達(dá)到強(qiáng)度極限時(shí)的套管變形量最小。根據(jù)區(qū)塊斷層運(yùn)動(dòng)情況合理規(guī)劃套管穿過(guò)斷層的角度有助于降低套變風(fēng)險(xiǎn)。

表3 有限元模擬結(jié)果總結(jié)Table 3 Summary of Finite Element Simulation Results

4 結(jié)果和討論

目前，官東頁(yè)巖油區(qū)塊在大規(guī)模體積壓裂作業(yè)后發(fā)現(xiàn)A1H，A3H和A17H 3口井發(fā)生套變。根據(jù)套變形態(tài)和套變處與鉆遇斷層的位置關(guān)系，X井區(qū)的A1H與A3H井的套變與斷層滑移有較強(qiáng)的聯(lián)系。

4.1 套管變形段分析結(jié)果

現(xiàn)場(chǎng)A1H和A3H套管變形處及其附近套管段的MIT40臂測(cè)量結(jié)果如圖9和圖10所示，從圖9和圖10可知這兩口井的套管變形特點(diǎn)為記錄的長(zhǎng)段套管段局部存在一個(gè)較大的變形區(qū)域，且兩口井的套管變形位置與現(xiàn)場(chǎng)記錄的鉆遇斷點(diǎn)位置基本一致。

圖9 A1H井MIT40臂測(cè)量結(jié)果Fig. 9 Measurement results of MIT40 Arm of A1H Well

圖10 A3H井MIT40臂測(cè)量結(jié)果Fig. 10 Measurement results of MIT40 Arm of A3H Well

A1H井3807 m和A3H井3822 m的最大套變截面如圖5和圖6所示，對(duì)比正常套管內(nèi)徑的藍(lán)線，兩口井的套管變形截面呈橢圓化特征。兩口井的最大套變截面的內(nèi)徑變化量統(tǒng)計(jì)如圖11所示，以正常套管內(nèi)徑114.3 mm作為0基準(zhǔn)線，負(fù)值表示套管內(nèi)凹，正值表示套管擴(kuò)徑。對(duì)比的是直徑數(shù)據(jù)，因此1代表1和21臂之和，以此類推，20代表20和40臂之和。

根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)的MIT定位數(shù)據(jù)，A1H和A3H的高邊分別為19臂和16臂，代表垂直向上方向，圖中19和16周圍的直徑變化均為正值，代表套管擴(kuò)徑；對(duì)應(yīng)水平方向的9和6及其附近測(cè)量臂均為負(fù)值，代表套管受壓。因此判斷兩口井的套管在水平方向受到外力擠壓縮徑并在鉛垂方向發(fā)生擴(kuò)徑；套管受擠壓方向與斷層運(yùn)動(dòng)方向一致。

A1H與A3H的測(cè)量結(jié)果顯示，A1H井套管擴(kuò)徑量在8～14 mm范圍內(nèi)，套管縮徑量在6 mm左右；A3H井套管擴(kuò)徑量和套管縮徑量都在6～8 mm范圍內(nèi)，實(shí)測(cè)結(jié)果略大于有限元模擬的6.27 mm變形量。這是由于有限元模擬在套管達(dá)到強(qiáng)度極限時(shí)則按設(shè)定停止計(jì)算，實(shí)際套管超過(guò)強(qiáng)度極限后持續(xù)變形，直到89 mm射孔槍無(wú)法下入后才會(huì)被發(fā)現(xiàn)，因此模擬的套管變形量應(yīng)該稍小于實(shí)際測(cè)量的變形量。此外，圖11的結(jié)果表明A1H和A3H的9臂和4臂處存在較大的局部變形(22 mm)，是射孔槍無(wú)法下入的直接原因。

圖11 A1H井和A3H井套管內(nèi)徑變化量Fig. 11 Casing inner diameter variation of A1H Well and A3H Well

4.2 斷層特性與套管變形的聯(lián)系

模型a為斷層傾角與套管變形量的敏感性分析，斷層傾角越大，套管越容易達(dá)到強(qiáng)度極限，發(fā)生變形。圖12展示了不同傾角斷層條件下套管的應(yīng)力云圖，由圖可知，斷層傾角越大，套管局部應(yīng)力越大，達(dá)到極限強(qiáng)度的變形量越小。

圖12 不同傾角斷層作用下的套管應(yīng)力云圖Fig. 12 Cloud chart of casing stress under the action of faults with different angles

圖13展示了不同走向斷層條件下套管的應(yīng)力云圖，模型b1～b5的應(yīng)力云圖分布變化表明斷層與套管夾角為45°時(shí)，套管局部受力最大，受力面積最集中，達(dá)到極限強(qiáng)度的變形量最小。

圖13 不同走向斷層作用下的套管應(yīng)力云圖Fig. 13 Cloud chart of casing stress under the action of faults with different trends

4.3 套管截面的局部大變形

圖14為模型a1，模型c1套管截面最大應(yīng)力云圖與A1H與A3H井最大變形處的套管截面對(duì)比。Y軸方向上下處的套管形貌較為完整，且大于藍(lán)色的正常套管基線8～14 mm；X軸方向右側(cè)內(nèi)凹6～8 mm，左側(cè)局部存在內(nèi)凹20 mm左右的大變形。

圖14 套管變形截面模擬結(jié)果與現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)情況對(duì)比Fig. 14 Comparison between simulation results of casing deformation section and field measurement

對(duì)比圖14中模型a1與c1的套管截面應(yīng)力云圖，套管截面在一定傾角和走向的斷層作用下，其局部受力不均勻。對(duì)比圖14中模型c1的應(yīng)力云圖和現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)的套管截面變形結(jié)果，發(fā)現(xiàn)套管某區(qū)域達(dá)到極限強(qiáng)度時(shí)，X軸方向?qū)崪y(cè)變形較大區(qū)域與模擬中局部應(yīng)力較大區(qū)域相關(guān)度較高。推測(cè)斷層的傾角與走向?qū)μ坠艿墓餐饔每赡苁翘坠芙孛婢植看笞冃未嬖诘脑颉?/p>

5 結(jié)論

針對(duì)壓裂作業(yè)后的套管變形問(wèn)題，本文建議先通過(guò)地質(zhì)資料和套變位置數(shù)據(jù)進(jìn)行初步的關(guān)聯(lián)性分析，再結(jié)合套管測(cè)井?dāng)?shù)據(jù)總結(jié)變形特征，進(jìn)一步分析套管的受力情況。斷層運(yùn)動(dòng)對(duì)套管的影響可通過(guò)有限元軟件進(jìn)行模擬，獲取的套管截面應(yīng)力數(shù)據(jù)和截面變形量數(shù)據(jù)可對(duì)比現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)的套管截面變形特征和數(shù)據(jù)，進(jìn)而驗(yàn)證套變?cè)??；谠撍悸繁疚膶?duì)官東頁(yè)巖油區(qū)塊的壓裂套變問(wèn)題進(jìn)行了實(shí)例分析，對(duì)壓裂作業(yè)造成的套管變形問(wèn)題研究得到出以下結(jié)論：

(1)官東頁(yè)巖油區(qū)塊X井區(qū)的A1/2/3H 3口平行水平井壓裂作業(yè)后發(fā)現(xiàn)A1/3H兩口井發(fā)生套變，兩口井的套變位置與鉆遇斷層位置一致，斷層與該區(qū)域壓裂套變問(wèn)題關(guān)系密切。

(2)套管截面的變形特征表明套管主要受水平方向的擠壓，平行地層錯(cuò)動(dòng)方向可觀察到套管受壓擴(kuò)徑的特征；垂直地層滑動(dòng)方向可觀察到套管受剪切的S型特征，套管變形特征與該區(qū)域走滑斷層特征一致。

(3)現(xiàn)場(chǎng)參數(shù)條件下的斷層與套管相互作用后的模擬結(jié)果與實(shí)測(cè)的套管變形吻合，模擬套管截面的應(yīng)力較大區(qū)域與實(shí)測(cè)套管變形較大區(qū)域重疊度較高，模擬套管截面的變形量和實(shí)測(cè)套管的變形數(shù)據(jù)數(shù)量級(jí)一致。

(4)斷層傾角和走向的敏感性分析模擬結(jié)果顯示，水平運(yùn)動(dòng)的斷層，其傾角越大，套管達(dá)到極限強(qiáng)度時(shí)的位移越??；當(dāng)其走向?yàn)?5°時(shí)，套管達(dá)到極限強(qiáng)度時(shí)的位移最小。井眼軌跡設(shè)計(jì)時(shí)可考慮減少鉛垂方向套管與斷層的夾角，水平方向避免套管與斷層成45°的情況。

(5)靠近斷層壓裂作業(yè)時(shí)，為了降低壓裂作業(yè)對(duì)斷層的影響，減少斷層的滑移量，需調(diào)整壓裂設(shè)計(jì)方案，降低施工的排量和液量，或改變施工工藝，采取暫堵壓裂的壓裂作業(yè)方式。