楊釗 孫銳 梁飛 劉照義

摘要：水平井分段壓裂形成人工裂縫，產(chǎn)生的裂縫誘導(dǎo)應(yīng)力場影響套管應(yīng)力分布。為研究在裂縫誘導(dǎo)應(yīng)力場作用下套管應(yīng)力影響因素，基于理論公式和有限元分析方法，建立套管應(yīng)力力學(xué)模型和裂縫-地層-水泥環(huán)-套管三維有限元模型，借助力學(xué)模型驗(yàn)證有限元模型的可行性，模擬巖石彈性模量、套管內(nèi)壁壓力、水泥環(huán)彈性模量、地應(yīng)力變化和施工排量對套管應(yīng)力的影響，并針對徐深氣田實(shí)際壓裂段進(jìn)行實(shí)例分析。研究結(jié)果表明：當(dāng)巖石彈性模量低于15 GPa時，套管發(fā)生塑性形變，套管內(nèi)壁無壓力加劇了套管塑性變形程度；當(dāng)套管內(nèi)壁壓力為100 MPa時，水泥環(huán)軟硬程度對套管應(yīng)力基本無影響；套管應(yīng)力隨著水泥環(huán)彈性模量的增大呈現(xiàn)增大的趨勢，水泥環(huán)泊松比和軟硬地層不改變套管應(yīng)力變化趨勢；隨著地應(yīng)力差值的增大，套管應(yīng)力呈現(xiàn)減小的趨勢；施工排量為16 m3/min時，套管存在塑性變形，達(dá)到極限施工排量18 m3/min時，套管完全失效。研究成果對壓裂段套管的損壞防治具有一定的指導(dǎo)意義。

關(guān)鍵詞：水平井；壓裂；套管應(yīng)力；裂縫誘導(dǎo)應(yīng)力；施工排量；套管內(nèi)壁壓力；施工排量

The staged fracturing of horizontal well creates artificial fractures， and the resulting fracture induced stress field affects the distribution of casing stress.In order to identify the influential factors of casing stress under the action of fracture induced stress field， based on the theoretical formula and finite element analysis method， the mechanical model of casing stress and the 3D finite element model of fracture， formation， cement sheath and casing were built.With the help of the mechanical model， the feasibility of the finite element model was verified.The influences of rock elastic modulus， casing inner wall pressure， cement sheath elastic modulus， insitu stress change and pumping rate on casing stress were simulated.Finally， case analysis was carried out for the actual fracturing section of Xushen Gas Field.The study results show that when the elastic modulus of rock is lower than 15 GPa， plastic deformation occurs in casing， and the absence of pressure on the inner wall of the casing aggravates the plastic deformation of the casing.When the inner wall pressure of the casing is 100 MPa， the hardness of the cement sheath basically has no effect on the casing stress.The casing stress increases with the increase of the elastic modulus of the cement sheath， and the Poissons ratio of the cement sheath and the soft and hard strata do not change the variation trend of casing stress.With the increase of insitu stress difference， the casing stress shows a decreasing trend.When the pumping rate is 16 m3/min， the casing has plastic deformation；when the pumping rate reaches the extreme of 18 m3/min， the casing completely fails.The study results have certain guiding significance for the prevention and control of casing damage in fracturing section.

horizontal well;fracturing;

casing stress；fracture induced stress；pumping rate；inner wall pressure of casing；pumping rate

0 引 言

當(dāng)前，常規(guī)油氣資源已難以滿足國際能源需求，高效開發(fā)非常規(guī)油氣資源為能源供給提供了重要保障［1-3］。水平井壓裂技術(shù)實(shí)現(xiàn)了非常規(guī)油氣資源的經(jīng)濟(jì)開發(fā)。

在水平井分段壓裂過程中，多段多簇裂縫產(chǎn)生疊加誘導(dǎo)應(yīng)力，改變了套管周圍原地應(yīng)力場大小和方向，從而改變套管受力場［4］。

水平井分段壓裂需要足夠多的壓裂裂縫，然而井內(nèi)壓力過高可能導(dǎo)致井壁形成縱向拉伸裂縫，與裂縫段連通后水力裂縫中的壓裂液會擠壓圍巖進(jìn)而產(chǎn)生誘導(dǎo)應(yīng)力場［5-7］。尹建等［8］建立壓裂過程中水力裂縫擴(kuò)展誘導(dǎo)應(yīng)力場計(jì)算方法，根據(jù)水力裂縫擴(kuò)展過程中水平最大、最小主應(yīng)力和誘導(dǎo)應(yīng)力之間的關(guān)系，提出射孔間距優(yōu)化方案。A.A.DANESHY［9］研究認(rèn)為，壓裂過程中產(chǎn)生的非對稱裂縫對套管產(chǎn)生了拉伸和剪切作用，是套管發(fā)生擠壓損壞的主要原因。練章華、于浩等［10-13］提出套管損壞是由于壓裂過程中地層性質(zhì)變化、壓裂區(qū)域和地應(yīng)力分布不均勻及施工壓力大等因素共同作用下的結(jié)果。高利軍等［14］認(rèn)為天然裂縫越長，套管變形越嚴(yán)重，水泥環(huán)彈性模量對套管變形影響不大。劉偉等［15］認(rèn)為，壓裂過程中與套管相交的天然裂縫滑移是該致密油區(qū)區(qū)塊體積壓裂過程中套管變形破壞的主要原因。楊釗等［16］采用基于離散元分析方法，在不考慮套管內(nèi)壓的情況下，從二維平面角度來研究微裂縫形態(tài)變化對套管應(yīng)力的影響。

近年來，國內(nèi)外學(xué)者通過建立誘導(dǎo)應(yīng)力計(jì)算模型及離散元分析方法來研究套管應(yīng)力變化較多。其中離散元二維分析方法不能反映真實(shí)裂縫形態(tài)特征；而基于有限元分析方法，可建立接近壓裂段裂縫特征的三維有限元模型，從而研究不同因素對套管應(yīng)力的影響。但由于建模和計(jì)算難度等問題，相關(guān)研究成果較少。筆者采用有限元分析方法，通過建立裂縫-地層-水泥環(huán)-套管三維有限元模型，對套管應(yīng)力分布進(jìn)行數(shù)值模擬，得到巖石彈性模量、套管內(nèi)壁壓力、水泥環(huán)彈性模量、地應(yīng)力場變化和施工排量等對套管應(yīng)力分布的影響規(guī)律，并通過實(shí)際壓裂段進(jìn)行分析論證。

1 力學(xué)模型

1.1 裂縫誘導(dǎo)應(yīng)力

誘導(dǎo)應(yīng)力場會對臨近儲層產(chǎn)生影響，段數(shù)增多會對入靶點(diǎn)處套管受力變形產(chǎn)生累計(jì)效應(yīng)。

本文以均質(zhì)、各向同性的二維平面應(yīng)變模型為基礎(chǔ)，建立二維垂直裂縫誘導(dǎo)應(yīng)力場幾何模型（見圖1）。假設(shè)裂縫理想形態(tài)為寬度大、長度長的長窄縫，取拉負(fù)壓正，二維平面內(nèi)具有一定的凈壓力。根據(jù)Sneddon公式［17-18］，該凈壓力產(chǎn)生的平面內(nèi)的誘導(dǎo)應(yīng)力計(jì)算方法如下：

模型中水泥環(huán)外徑215.9 mm，套管外徑139.7 mm，套管內(nèi)徑121.36 mm。根據(jù)圣維南原理，地層模型長度到井眼距離取井眼直井的5倍以上，為此地層模型取2 m×2 m×2 m。

2.2 載荷施加與網(wǎng)格劃分

給模型施加地應(yīng)力，取垂向地應(yīng)力σh=65 MPa、最大水平地應(yīng)力σmax=60 MPa、最小水平地應(yīng)力σmin=55 MPa。有限元網(wǎng)格模型全部采用六面體結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格進(jìn)行計(jì)算分析，由于套管是主要的研究對象，所以對裂縫的網(wǎng)格尺寸進(jìn)行粗化，提高模型的計(jì)算效率，網(wǎng)格劃分結(jié)果如圖3所示。

考慮裂縫內(nèi)部含有高壓的壓裂液，因此在套管內(nèi)壁與裂縫內(nèi)部均施加70 MPa的壓力，建立裂縫-地層-水泥環(huán)-套管三維有限元模型，如圖4所示。

2.3 模型驗(yàn)證

基于裂縫-地層-水泥環(huán)-套管（壓裂段）有限元三維模型和力學(xué)模型，模擬套管內(nèi)壁壓力pi從10 MPa到100 MPa變化，部分有限元模擬結(jié)果如圖5所示，套管應(yīng)力隨pi變化規(guī)律如圖6所示。

從圖5可知，靠近裂縫射孔部位，套管應(yīng)力越集中，近裂縫段應(yīng)力較小，不易出現(xiàn)應(yīng)力集中現(xiàn)象。

由圖6可知，理論計(jì)算和模型模擬結(jié)果趨勢一致，但二者存在一定誤差，誤差數(shù)值隨pi的增大呈現(xiàn)增大趨勢，但整體數(shù)值接近。理論公式驗(yàn)證了裂縫-地層-水泥環(huán)-套管模型可以用來模擬裂縫誘導(dǎo)應(yīng)力對套管應(yīng)力的影響。

3 套管應(yīng)力影響因素

3.1 巖石彈性模量

巖石的彈性模量直接影響巖石的抗變形能力，若巖石越容易變形，則近井筒圍巖對套管的擠壓強(qiáng)度越強(qiáng)。為研究不同巖石彈性模量對套管應(yīng)力的影響，設(shè)置巖石彈性模量變化范圍為5～65 GPa，同時考慮當(dāng)壓裂過程中出現(xiàn)停泵現(xiàn)象，套管內(nèi)壁壓力會大幅度降低，為此設(shè)置套管無內(nèi)壓和內(nèi)壓70 MPa。當(dāng)無內(nèi)壓時，不同巖石彈性模量下的徑向應(yīng)力、周向應(yīng)力（取壓裂段）和軸向應(yīng)力云圖如圖7所示;套管應(yīng)力隨巖石彈性模量變化規(guī)律曲線如圖8所示。

從圖7可知：隨著巖石彈性模量的增大，裂縫產(chǎn)生的誘導(dǎo)應(yīng)力對地層-水泥環(huán)-套管組合體影響范圍也隨著擴(kuò)大；套管徑向應(yīng)力和軸向應(yīng)力集中部位從射孔部位向兩側(cè)移動，周向應(yīng)力集中部位由整個壁面變?yōu)樽畲笏降貞?yīng)力方向套管內(nèi)壁；巖石彈性模量較小時，套管的徑向應(yīng)力、軸向應(yīng)力和周向應(yīng)力大小整體接近，隨著巖石彈性模量增大，套管周向應(yīng)力與徑向應(yīng)力、軸向應(yīng)力差異明顯，周向應(yīng)力降幅較大，套管破損不易出現(xiàn)在周向面。

從圖8可以看出，套管應(yīng)力隨著巖石彈性模量的增大呈現(xiàn)減小的趨勢。這是由于隨著巖石彈性模量的增大，巖石抵御裂縫產(chǎn)生的誘導(dǎo)應(yīng)力能力增強(qiáng)，承受了一部分本該作用在套管外壁的誘導(dǎo)應(yīng)力和遠(yuǎn)場地應(yīng)力；當(dāng)套管內(nèi)壁有液柱壓力時，巖石彈性模量的變化對套管應(yīng)力的影響較小，但高彈性模量的巖石有利于保護(hù)套管。當(dāng)巖石彈性模量低于15 GPa時，無論套管內(nèi)壁有無壓力，套管應(yīng)力都突破屈服強(qiáng)度，套管已然發(fā)生塑性變形，而套管內(nèi)壁無壓力加劇了套管塑性變形程度，因此需要避免出現(xiàn)停泵情況；巖石彈性模量高于35 GPa且套管內(nèi)壁無液柱壓力時，套管應(yīng)力趨近穩(wěn)定，遠(yuǎn)低于屈服強(qiáng)度，套管不易發(fā)生屈服破壞。

3.2 套管內(nèi)壁壓力

壓裂施工通常會在井口使用較大施工壓力使壓裂液對巖石進(jìn)行破碎從而達(dá)到造縫的目的，但這也對套管產(chǎn)生了巨大的內(nèi)壁壓力。為研究已壓裂生成裂縫時，套管內(nèi)壁壓力變化對套管應(yīng)力分布的影響，根據(jù)某井壓裂時井底壓力的變化情況，設(shè)置套管內(nèi)壁壓力變化范圍為20～120 MPa，同時也考慮到水泥環(huán)軟硬程度的不同，對套管的支撐與保護(hù)作用也有所差異，為此設(shè)置水泥環(huán)彈性模量分別為10 GPa（軟水泥環(huán)）、50 GPa（硬水泥環(huán)）。當(dāng)套管內(nèi)壁壓力為60 MPa時，徑向應(yīng)力、周向應(yīng)力和軸向應(yīng)力云圖如圖9所示;套管應(yīng)力隨套管內(nèi)壁壓力變化規(guī)律曲線如圖10所示。

從圖9可知：水泥環(huán)的軟硬程度不改變套管應(yīng)力集中部位，但水泥環(huán)越硬會使水泥環(huán)承受更多來自裂縫產(chǎn)生的誘導(dǎo)應(yīng)力；軸向應(yīng)力隨著水泥環(huán)彈性模量的增大，壓裂段套管由套管外壁變?yōu)閮?nèi)外壁均出現(xiàn)應(yīng)力集中。

從圖10可知，套管應(yīng)力隨著套管內(nèi)壁壓力的增大而增大，而水泥環(huán)的軟硬程度不影響套管應(yīng)力變化趨勢。當(dāng)套管內(nèi)壁壓力相同時，隨著水泥環(huán)越硬，套管應(yīng)力降低，這是由于較硬的水泥環(huán)對來自地層附著于井筒的載荷緩沖能力不足，但套管內(nèi)壁存在液柱壓力，通過射孔與裂縫相聯(lián)通，在一定程度上抵消了來自地層的載荷，水泥環(huán)起到了支撐與保護(hù)作用。當(dāng)套管內(nèi)壁壓力增大至100 MPa時，水泥環(huán)軟硬程度對套管應(yīng)力基本無影響，套管內(nèi)壓超過100 MPa且水泥環(huán)彈性模量較大，套管應(yīng)力隨著套管內(nèi)壓的增大增幅較小，套管應(yīng)力保持穩(wěn)定。

3.3 水泥環(huán)彈性模量

作為保護(hù)套管的重要屏障，水泥環(huán)的質(zhì)量對套管強(qiáng)度安全性的影響至關(guān)重要。水泥環(huán)彈性模量的大小決定水泥環(huán)的軟硬程度，同時一方面水泥環(huán)的泊松比也影響其疏松、破碎程度，另一方面地層巖石彈性模量不同導(dǎo)致有軟硬地層之分。為此設(shè)置水泥環(huán)彈性模量變化范圍為5～30 GPa，以5 GPa的幅度進(jìn)行遞增，水泥環(huán)泊松比分別取0.12和0.32，巖石彈性模量分別取15 GPa（軟地層）和55 GPa（硬地層）。當(dāng)水泥環(huán)彈性模量為13 GPa，水泥環(huán)泊松比分別為0.12和0.32時，對應(yīng)的模擬結(jié)果如圖11所示；在不同水泥環(huán)泊松比情況和軟硬地層條件下，套管壓力隨水泥環(huán)彈性模量變化曲線如圖12所示。

從模擬結(jié)果（見圖11）可以看出：水泥環(huán)泊松比的增加不改變套管應(yīng)力集中部位，徑向面的應(yīng)力主要集中于壓裂段套管內(nèi)壁；當(dāng)水泥環(huán)彈性模量為15 GPa時，套管徑向應(yīng)力隨著水泥環(huán)泊松比增大至0.32達(dá)到屈服強(qiáng)度，套管開始由彈性變形轉(zhuǎn)為塑性變形。

從圖12可知，套管應(yīng)力隨著水泥環(huán)彈性模量的增大呈現(xiàn)增大的趨勢，這是由于隨著水泥環(huán)彈性模量的增大，水泥環(huán)承擔(dān)了更多的外部載荷，同時由于水泥環(huán)的剛度增大，其載荷傳遞系數(shù)增大，水泥環(huán)對作用在套管外壁的外部載荷起到的緩沖作用下降，使有一部分外部載荷與套管內(nèi)壁壓力相抵消，進(jìn)而使套管受力降低；水泥環(huán)泊松比越大，套管應(yīng)力也隨之增大，這是由于水泥環(huán)泊松比變大，水泥環(huán)容易發(fā)生塑性變形，從而增大對套管外壁的擠壓，同時水泥環(huán)越軟，水泥環(huán)泊松比對套管應(yīng)力影響越小。軟硬地層不改變套管應(yīng)力隨水泥環(huán)彈性模量變化趨勢，同時軟硬地層對套管應(yīng)力大小影響不大，這表明由于裂縫的存在，近裂縫段軟硬地層是否承擔(dān)更多的遠(yuǎn)場應(yīng)力已影響較小，裂縫的誘導(dǎo)應(yīng)力對套管應(yīng)力起主要影響。

3.4 地應(yīng)力場變化

全管柱不同部位的地應(yīng)力場都有所差異，同時由于裂縫誘導(dǎo)應(yīng)力的存在，近井筒地層原有地應(yīng)力場發(fā)生改變，為此需要研究在裂縫誘導(dǎo)應(yīng)力存在情況下，套管隨著地應(yīng)力場變化作用下承受的應(yīng)力變化規(guī)律。

設(shè)置當(dāng)最小水平主應(yīng)力σmin變化范圍為55～70 MPa且最大水平地應(yīng)力σmax數(shù)值固定為60 MPa，垂向應(yīng)力σh數(shù)值從60～130 MPa變化，地應(yīng)力差σ（σ=σh-σmax）則為0～70 MPa。當(dāng)σmin=65 MPa，σ=0和50 MPa時，模擬結(jié)果如圖13所示；三維變化曲線如圖14所示，其中A面為套管開始發(fā)生塑性變形面即套損面。

從圖13可知，地應(yīng)力差值較小時，軸向應(yīng)力主要集中在壓裂段套管內(nèi)壁，隨著地應(yīng)力差值的增大，應(yīng)力集中部位擴(kuò)大到近裂縫段套管內(nèi)壁，減弱了近井筒應(yīng)力分布差異性。

從圖14可以看出：套管在內(nèi)壁壓力70 MPa、地應(yīng)力和裂縫誘導(dǎo)應(yīng)力場作用下，隨著地應(yīng)力差值的增大，套管應(yīng)力呈現(xiàn)減小的趨勢，說明地應(yīng)力差值的增大，有利于削弱裂縫誘導(dǎo)應(yīng)力場附著于套管外載荷和套管內(nèi)壁流體壓力對套管壁面作用，從而起到保護(hù)套管的作用；當(dāng)?shù)貞?yīng)力差值一定時，套管應(yīng)力隨著最小水平地應(yīng)力的增大而增大，這說明由于裂縫誘導(dǎo)應(yīng)力的存在，近井筒周圍應(yīng)力場隨著最小水平地應(yīng)力的增大而得到增強(qiáng)，因此最小水平地應(yīng)力對套管應(yīng)力的影響不可忽略。整體來看，在地應(yīng)力差值為21 MPa、最小水平地應(yīng)力為55 MPa時，套管應(yīng)力達(dá)到758 MPa，受力達(dá)到屈服極限；地應(yīng)力差值為21 MPa、最小水平地應(yīng)力為55 MPa、套管應(yīng)力758 MPa的點(diǎn)位于三維坐標(biāo)系套損面A面，若有其他點(diǎn)越過A面，此時套管壓裂段發(fā)生塑性形變。因此，應(yīng)根據(jù)三維圖版選擇合適地應(yīng)力場對應(yīng)的井段進(jìn)行射孔壓裂，從而降低套管損壞。

3.5 施工排量

施工排量是壓裂設(shè)計(jì)的關(guān)鍵參數(shù)，它影響施工泵壓和裂縫的幾何尺寸。壓裂排量大小需要有利于攜砂，又要控制裂縫高度的延伸。由于油田開發(fā)的需要，采用大排量壓裂水平井的方式日益增多，非常容易造成套損。為研究施工排量對套管應(yīng)力分布的影響，設(shè)置施工排量從1～16 m3/min變化，同時也考慮到實(shí)際現(xiàn)場施工存在多段壓裂，為此設(shè)置壓裂段數(shù)從2～30段變化。套管應(yīng)力隨施工排量變化規(guī)律曲線如圖15所示。

從圖15可知：隨著排量增大套管所受應(yīng)力增大，而受力增幅逐漸減少；隨著壓裂段數(shù)增加，由于累計(jì)效應(yīng)導(dǎo)致的套管受力逐漸增加，同樣其增幅逐漸減小，即變化趨勢逐漸平緩。

當(dāng)壓裂施工段數(shù)為30段時，施工排量在12 m3/min以內(nèi)，套管安全性很高；施工排量為16 m3/min時，套管達(dá)到屈服強(qiáng)度，此時套管存在一定安全風(fēng)險。在該工況下只要固井質(zhì)量良好且無地層錯動現(xiàn)象，則套管仍然可以正常施工?？紤]到套管的極限強(qiáng)度，根據(jù)現(xiàn)場實(shí)際壓裂數(shù)據(jù)得知，極限排量要比屈服強(qiáng)度對應(yīng)的施工排量大10%，此時對應(yīng)的極限施工排量約為18 m3/min，套管發(fā)生嚴(yán)重變形，套管瞬間發(fā)生失穩(wěn)變形，此時套管已經(jīng)完全失效。

因此合理的施工排量建議在16 m3/min以內(nèi)，極限的施工排量不得超過18 m3/min。

4 實(shí)例論證

以徐深氣田芳深區(qū)塊某井為例，壓裂段存在誘導(dǎo)應(yīng)力場情況下，分析套管應(yīng)力分布情況。該井壓裂段數(shù)為20段，選取某段射孔角為90°，壓裂生成垂直裂縫；儲層部位垂向應(yīng)力70 MPa，最大主應(yīng)力60 MPa，最小主應(yīng)力55 MPa，根據(jù)現(xiàn)場數(shù)據(jù)得知井口施工壓力最高可達(dá)到60 MPa，為此設(shè)置井底壓力即套管內(nèi)壓為80 MPa，建立單縫-地層-套管-水泥壞三維有限元模型如圖16所示；套管的應(yīng)力分布云圖如圖17所示。

從計(jì)算結(jié)果可以看出，壓裂段近井筒原地應(yīng)力場由于裂縫誘導(dǎo)應(yīng)力場的存在發(fā)生改變，套管在近井筒應(yīng)力場作用和施工內(nèi)壓作用下，徑向面套管應(yīng)力集中部位位于壓裂段內(nèi)外壁面、周向應(yīng)力集中于套管內(nèi)壁的上部和下部、軸向應(yīng)力則為壓裂段內(nèi)壁面；套管應(yīng)力數(shù)值最大出現(xiàn)在周向面和軸向面，但由于射孔數(shù)僅有2孔，產(chǎn)生的裂縫誘導(dǎo)應(yīng)力場對壓裂段套管累計(jì)效應(yīng)不大，使得套管應(yīng)力未達(dá)到屈服強(qiáng)度，套管未發(fā)生塑性形變。

根據(jù)計(jì)算結(jié)果，在套管的壓裂段位置盡量采用高強(qiáng)度材質(zhì)套管，并配合使用良好的固井質(zhì)量，可以降低套損的風(fēng)險。

5 結(jié)論與建議

建立裂縫-地層-水泥環(huán)-套管有限元三維模型，通過理論公式驗(yàn)證模型可行性，從而進(jìn)一步研究巖石彈性模量、套管內(nèi)壁壓力、水泥環(huán)彈性模量、地應(yīng)力場變化和施工排量等對套管應(yīng)力分布的影響，得到如下結(jié)論：

（1）當(dāng)巖石彈性模量低于15 GPa時，套管發(fā)生塑性形變，而套管內(nèi)壁無壓力加劇了套管塑性變形程度；巖石彈性模量高于35 GPa且套管內(nèi)壁無壓力時，套管不易發(fā)生屈服破壞。

（2）套管應(yīng)力隨著套管內(nèi)壁壓力的增大而增大，而水泥環(huán)的軟硬程度不影響套管應(yīng)力變化趨勢。

（3）套管應(yīng)力隨著水泥環(huán)彈性模量的增大呈現(xiàn)增大的趨勢，套管應(yīng)力隨水泥環(huán)泊松比的增大而增大，軟硬地層不改變套管應(yīng)力隨水泥環(huán)彈性模量變化趨勢，同時軟硬地層對套管應(yīng)力大小影響不大。

（4）隨著地應(yīng)力差值的增大，套管應(yīng)力呈現(xiàn)減小的趨勢，當(dāng)?shù)貞?yīng)力差值一定時，套管應(yīng)力隨著最小水平地應(yīng)力的增大而增大。

（5）隨著排量增大套管所受應(yīng)力增大，而受力增幅逐漸減少；隨著壓裂段數(shù)增加，套管應(yīng)力變化趨勢逐漸平緩。

（6）施工排量16 m3/min使得套管剛達(dá)到屈服強(qiáng)度值時，套管存在塑性變形，但變形程度小，到達(dá)極限施工排量18 m3/min時，套管已經(jīng)完全失效。

［1］ 鄒才能，翟光明，張光亞，等．全球常規(guī)-非常規(guī)油氣形成分布、資源潛力及趨勢預(yù)測［J］．石油勘探與開發(fā)，2015，42（1）：13-25．

ZOU C N，ZHAI G M，ZHANG G Y，et al.Formation，distribution，potential and prediction of global conventional and unconventional hydrocarbon resources［J］.Petroleum Exploration and Development，2015，42（1）：13-25.

［2］ 胡文瑞，翟光明，李景明．中國非常規(guī)油氣的潛力和發(fā)展［J］．中國工程科學(xué)，2010，12（5）：25-29，63．

HU W R，ZHAI G M，LI J M.Potential and development of unconventional hydrocarbon resources in China［J］.Strategic Study of CAE，2010，12（5）：25-29，63.

［3］ 胡素云，趙文智，侯連華，等．中國陸相頁巖油發(fā)展?jié)摿εc技術(shù)對策［J］．石油勘探與開發(fā)，2020，47（4）：819-828．

HU S Y，ZHAO W Z，HOU L H，et al.Development potential and technical strategy of continental shale oil in China［J］.Petroleum Exploration and Development，2020，47（4）：819-828.

［4］ 王坤，張烈輝，陳飛飛．頁巖氣藏中兩條互相垂直裂縫井產(chǎn)能分析［J］．特種油氣藏，2012，19（4）：130-133．

WANG K，ZHANG L H，CHEN F F.Productivity analysis for wells in shale gas reservoir with orthogonal fractures［J］.Special Oil & Gas Reservoirs，2012，19（4）：130-133.

［5］ L Z K，HE S L，GU D H，et al.Hydraulic Fracture Initiation while Staged Fracturing for Horizontal Wells［C］∥International Petroleum Technology Conference.Beijing，China：IPTC，2013：IPTC 16508-MS.

［6］ 郭天魁，張士誠，劉衛(wèi)來，等．頁巖儲層射孔水平井分段壓裂的起裂壓力［J］．天然氣工業(yè)，2013，33（12）：87-93．

GUO T K，ZHANG S C，LIU W L，et al.Initiation pressure of multistage fracking for perforated horizontal wells of shale gas reservoirs［J］.Natural Gas Industry，2013，33（12）：87-93.

［7］ 曾順鵬，張國強(qiáng)，韓家新，等．多裂縫應(yīng)力陰影效應(yīng)模型及水平井分段壓裂優(yōu)化設(shè)計(jì)［J］．天然氣工業(yè)，2015，35（3）：55-59．

ZENG S P，ZHANG G Q，HAN J X，et al.Model of multifracture stress shadow effect and optimization design for staged fracturing of horizontal wells［J］.Natural Gas Industry，2015，35（3）：55-59.

［8］ 尹建，郭建春，曾凡輝．水平井分段壓裂射孔間距優(yōu)化方法［J］．石油鉆探技術(shù)，2012，40（5）：67-71．

YIN J，GUO J C，ZENG F H.Perforation spacing optimization for staged fracturing of horizontal well［J］.Petroleum Drilling Techniques，2012，40（5）：67-71.

［9］ DANESHY A A.Impact of offbalance fracturing on borehole stability and casing failure［C］∥SPE Western Regional Meeting.Irvine，California：SPE，2005：SPE 93620-MS.

［10］ LIAN Z H，YU H，LIN T J，et al.A study on casing deformation failure during multistage hydraulic fracturing for the stimulated reservoir volume of horizontal shale wells［J］.Journal of Natural Gas Science and Engineering，2015，23：538-546.

［11］ 于浩，練章華，徐曉玲，等．頁巖氣直井體積壓裂過程套管失效的數(shù)值模擬［J］．石油機(jī)械，2015，43（3）：73-77．

YU H，LIAN Z H，XU X L，et al.Numerical simulation for casing failure during volumetric fracturing of shale gas vertical wells［J］.China Petroleum Machinery，2015，43（3）：73-77.

［12］ 于浩．體積壓裂過程中套管失效機(jī)理研究［D］．成都：西南石油大學(xué)，2015．

YU H.Study on casing failure mechanism during volume fracturing［D］.Chengdu：Southwest Petroleum University，2015.

［13］ 于浩，練章華，林鐵軍，等．頁巖氣體積壓裂過程中套管失效機(jī)理研究［J］．中國安全生產(chǎn)科學(xué)技術(shù)，2016，12（10）：37-43．

YU H，LIAN Z H，LIN T J，et al.Study on failure mechanism of casing in stimulated reservoir volume fracturing of shale gas［J］.Journal of Safety Science and Technology，2016，12（10）：37-43.

［14］ 高利軍，喬磊，柳占立，等．頁巖儲層剪切套損的數(shù)值模擬及固井對策研究［J］．石油機(jī)械，2016，44（10）：6-10，16．

GAO L J，QIAO L，LIU Z L，et al.Numerical modeling and cementing countermeasure analysis of casing shear damage in shale reservoir［J］.China Petroleum Machinery，2016，44（10）：6-10，16.

［15］ 劉偉，陶長洲，萬有余，等．致密油儲層水平井體積壓裂套管變形失效機(jī)理數(shù)值模擬研究［J］．石油科學(xué)通報，2017，2（4）：466-477．

LIU W，TAO C Z，WAN Y Y，et al.Numerical analysis of casing deformation during massive hydraulic fracturing of horizontal wells in a tightoil reservoir［J］.Petroleum Science Bulletin，2017，2（4）：466-477.

［16］ 楊釗，孫銳．致密氣藏儲層開發(fā)過程中套管應(yīng)力分布影響規(guī)律研究［J］．能源與環(huán)保，2022，44（6）：1-9．

YANG Z，SUN R.Study on influence law of casing stress distribution in tight gas reservoir development［J］.China Energy and Environmental Protection，2022，44（6）：1-9.

［17］ SNEDDON I N.The distribution of stress in the neighbourhood of a crack in an elastic solid［J］.Proceedings of the Royal Society of London.Series A.Mathematical and Physical Sciences，1946，187（1009）：229-260.

［18］ SNEDDON I N，ELLIOT H A.The opening of a Griffith crack under internal pressure［J］.Quarterly of Applied Mathematics，1946，4（3）：262-267.

［19］ 李軍，席巖．頁巖氣井筒完整性失效機(jī)理與控制方法［M］．北京：科學(xué)出版社，2020．

LI J，XI Y.Shale gas wellbore integrity failure mechanism and control method［M］.Beijing：Science Press，2020.

第一楊釗，教授，生于1978年，2010年畢業(yè)于東北石油大學(xué)油氣田開發(fā)專業(yè)，獲博士學(xué)位，現(xiàn)從事采油、采氣工程理論研究與教學(xué)工作。地址：（163000）黑龍江省大慶市。電話：（0459）6503069。Email：954003199@qq.com。

通信作者：孫銳，Email：1553462374@qq.com。