威榮深層頁(yè)巖氣水平井壓裂套變?cè)蚍治?/h1>
2021-05-06 05:25:48喬智國(guó)葉翠蓮
油氣藏評(píng)價(jià)與開發(fā) 2021年2期
喬智國(guó)，葉翠蓮
（中國(guó)石化西南油氣分公司石油工程技術(shù)研究院，四川德陽(yáng)618000）
四川盆地威遠(yuǎn)地區(qū)頁(yè)巖氣水平井壓裂時(shí)套管變形問題突出，許多學(xué)者開展了套變?cè)蚍治鲅芯?。JANSZEN 等[1]和SUGDEN 等[2]從井眼軌跡、非均勻地應(yīng)力載荷、固井質(zhì)量、熱應(yīng)力和壓裂施工參數(shù)等方面開展了相關(guān)研究；LIAN等[3]、YAN等[4]、LIU等[5]認(rèn)為壓裂區(qū)域不對(duì)稱、環(huán)空束縛水及局部載荷會(huì)增加套管受力，導(dǎo)致套管失效；陳朝偉等[6]、蔣可等[7]、范明濤等[8]分析了套管變形與工程地質(zhì)特征和水力壓裂施工的相關(guān)性，認(rèn)為斷層裂縫和層理發(fā)育是套管變形的內(nèi)因，水力壓裂是套管變形的外因，壓裂液進(jìn)入天然裂縫，使裂縫內(nèi)孔隙壓力提高，激發(fā)天然裂縫滑動(dòng)，進(jìn)而造成套管變形；田中蘭等[9]和于浩等[10]研究了溫度效應(yīng)、套管彎曲、軸向壓力等多因素耦合對(duì)套管損壞的影響，初步分析了頁(yè)巖層滑移機(jī)理及與套管剪切變形的關(guān)系。戴強(qiáng)[11]將套損原因初步分為強(qiáng)度削弱和外載荷變化兩種類型；高利軍等[12]、李凡華等[13]、李留偉等[14]模擬分析了壓裂過程中套管應(yīng)力以及組合體溫度場(chǎng)分布特征，分析了不同注液溫度下，套管偏心及水泥環(huán)缺失對(duì)套管應(yīng)力的影響規(guī)律；黃永智等[15]和張慶生等[16]通過實(shí)物試驗(yàn)和有限元計(jì)算相結(jié)合的方法，分析研究了生產(chǎn)套管承受各種載荷的能力，認(rèn)為非均勻地應(yīng)力是造成套管擠毀損壞的主要原因；席巖等[17]、SHEN等[18]、LIAN等[19]研究表明，頁(yè)巖氣井壓裂過程中井筒溫度變化是套損問題出現(xiàn)的重要原因；郭雪莉等[20]對(duì)斷層夾角、斷層滑動(dòng)距離、水泥環(huán)彈性模量、水泥環(huán)和套管厚度進(jìn)行了敏感性分析，斷層發(fā)生滑動(dòng)，則水泥環(huán)彈性模量、厚度以及套管壁厚等參數(shù)的調(diào)整都很難保證套管安全。以上研究或是對(duì)具體井例或工區(qū)進(jìn)行研究，或是進(jìn)行了多因素討論分析，但對(duì)套管變形的原因并未統(tǒng)一。
由于套管變形問題涉及地質(zhì)特征和工程作業(yè)多個(gè)方面，各個(gè)地區(qū)均存在一定差異性，因此，借鑒前人的研究成果，針對(duì)威榮頁(yè)巖氣出現(xiàn)套管變形問題，從工程地質(zhì)特征、施工作業(yè)影響等方面開展威榮套變?cè)蚍治?，為建立綜合性防控套變措施提供依據(jù)。
1 套管變形的特征
2018年，威榮頁(yè)巖氣發(fā)生套管變形的5口井均為四開井身結(jié)構(gòu)，水平段長(zhǎng)在1 500 m左右，完鉆井深5 500 m，油層套管規(guī)格為125V 鋼級(jí)φ139.7 mm×10.54 mm 與φ139.7 mm×12.70 mm，采用泵送橋塞體積壓裂工藝，單段2～3簇，液量1 500～2 300 m3/段，排量10～16 m3/min（最高為20 m3/min），支撐劑40～70 m3（最高為92 m3），施工過程中發(fā)生套變15 處，通過對(duì)套變井套變特征統(tǒng)計(jì)分析，套變特征認(rèn)識(shí)如下：
1）統(tǒng)計(jì)套變主要發(fā)生水平段中部和A 靶點(diǎn)附近，占67%；
2）15處套變位置中，11處套變量介于15～20 mm，2個(gè)位置變形量小于10 mm，2個(gè)位置變形量大于38 mm；
3）同一位置套變量隨壓裂施工進(jìn)行存在逐漸增大現(xiàn)象；
4）裂縫發(fā)育位置發(fā)生套變5 處，占33%；裂縫不發(fā)育位置發(fā)生套變10處，占67%；
5）儲(chǔ)層垂向應(yīng)力居中，為走滑應(yīng)力模式，易受壓裂影響產(chǎn)生裂縫滑移；
6）套變位置固井質(zhì)量“中”以上的為9 處，占60%，“差”和“不合格”占40%；
7）套變位置和巖性界面存在一定相關(guān)性，15處套變位置中11處與巖性界面相關(guān)。
2 套管變形的原因分析
2.1 套管變形類型分析
依據(jù)前人研究成果，套管變形主要表現(xiàn)為3種形式，見圖1。其中，圖1a 為套管外擠力及其非均勻性增加，造成套管發(fā)生屈服與變形；圖1b為壓裂改造區(qū)域在井筒兩側(cè)分布不對(duì)稱，作用在套管兩側(cè)外擠力不均衡，造成套管彎曲變形；圖1c為壓裂液進(jìn)入地層后，與井筒相交的天然裂縫/小型斷層內(nèi)壓力升高，摩擦力減小，裂縫/斷層激活，發(fā)生滑移，使套管受剪切變形。
利用有限元分析手段，以套變類型圖1b為例，假設(shè)套管兩端固定，套管本體可自由移動(dòng)，水平方向施加局部對(duì)稱加載載荷130 MPa，加載長(zhǎng)度1 m，間距5 m。模擬分析顯示套管彎曲段最大位移為29 cm。截取彎曲變形最嚴(yán)重位置，測(cè)量套管內(nèi)徑縮徑僅0.3～0.8 mm?？紤]到實(shí)際套管在井下被水泥環(huán)和地層包圍，空間位移更小，則因彎曲導(dǎo)致套管縮徑的變形量會(huì)更小，這與現(xiàn)場(chǎng)實(shí)際變形情況不符，因此，要排除長(zhǎng)段套管彎曲、套管縮徑導(dǎo)致管串遇阻的可能。
圖1 頁(yè)巖氣套管變形的3種類型Fig.1 Three types of casing deformation in shale gas
對(duì)于擠壓變形和剪切變形，考慮極限情況，假設(shè)套管對(duì)稱加載擠壓載荷，另一側(cè)無(wú)載荷，此時(shí)非均勻載荷程度最高。套管鋼級(jí)為125V，彈性模量和泊松比分別為210 GPa 和0.3，分析不同載荷下的套管擠壓變形和剪切變形量（表1、表2），由計(jì)算結(jié)果可知，在相同載荷下，同一尺寸套管剪切變形量比擠壓變形量更大。對(duì)于φ139.7 mm×10.54 mm125V套管，在100～300 t 的載荷下，擠壓變形量在7.5～22.6 mm，剪切變形量則在9～27 mm；同時(shí)，計(jì)算結(jié)果表明，厚壁套管比薄壁套管的變形量更小。
表1 不同壁厚套管擠壓變形量對(duì)比Table 1 Inner diameter reduction corresponding to different casing thickness for collapse strength
表2 不同壁厚套管剪切變形量對(duì)比Table 2 Inner diameter reduction corresponding to different casing thickness for the shear strength
在相同的擠壓載荷下，φ139.7 mm×12.70 mm 套管變形量比φ139.7 mm×10.54 mm套管變形量明顯減小，但兩種套管在擠壓載荷505 t作用下，變形量分別為30 mm和39 mm，對(duì)比實(shí)際套管變形量9～39 mm，存在套管承受非均布載荷擠壓發(fā)生較大變形的可能。同時(shí)對(duì)兩種套管進(jìn)行剪切變形分析，計(jì)算得出套管在剪切載荷作用下變形量更大，存在剪切套管變形的可能。
WY1-1HF 井鉛模最小處外徑由95 mm 縮小至93.1 mm。該處一側(cè)劃痕呈帶狀，長(zhǎng)97 mm×寬16 mm，前端鉛體相對(duì)后端鋼體深約1.5 mm；另一側(cè)的劃痕長(zhǎng)97 mm×寬17 mm 整體光滑，鉛體與鋼體一致。根據(jù)WY1-1HF井鉛模鉛印情況，分析套變主要發(fā)生在鉛印的一側(cè)，具有剪切套變的特征。同時(shí)，遇阻情況統(tǒng)計(jì)（表3）顯示遇阻工具上存在對(duì)稱卡痕和單側(cè)劃痕兩種，而且以單側(cè)劃痕為多。因此，判斷威榮頁(yè)巖氣井套管變形以剪切變形為主，次要類型為套管承受非均布載荷擠壓變形?？偨Y(jié)相關(guān)井情況發(fā)現(xiàn)，當(dāng)套管發(fā)生擠壓變形時(shí)，變形位置通常呈橢圓形，出現(xiàn)近似對(duì)稱的縮徑，縮徑變化率（變形段內(nèi)徑減小量/變形段軸向長(zhǎng)度）通常較??；而剪切載荷引起的套管變形，變形位置通常呈現(xiàn)為單側(cè)縮徑，并且縮徑變化率更大。
表3 遇阻情況統(tǒng)計(jì)Table 3 Statistics of pumping stuck
2.2 工程參數(shù)對(duì)套管變形的影響
2.2.1 井身全角變化率影響
理論分析表明，套管發(fā)生彎曲時(shí)，導(dǎo)致套管抗外擠強(qiáng)度降低，井身全角變化率大于10°/30 m，抗擠降低顯著。威榮頁(yè)巖氣井水平段井身全角變化率普遍小于10°/30 m，采用有限元軟件計(jì)算兩種常用套管不同井身全角變化率下的抗外擠強(qiáng)度。計(jì)算結(jié)果（圖2）表明套變點(diǎn)全角變化率小于10°/30 m，對(duì)應(yīng)10.54 mm套管，抗外擠強(qiáng)度降低3%；12.70 mm套管抗外擠強(qiáng)度降低2.3%，兩種規(guī)格套管抗外擠強(qiáng)度降低約3 MPa。
圖2 井身全角變化率對(duì)套管抗外擠強(qiáng)度的影響分析Fig.2 Influence of curvature on casing collapse strength
2.2.2 固井質(zhì)量的影響
針對(duì)現(xiàn)場(chǎng)使用的水泥漿體系，采用試驗(yàn)評(píng)價(jià)裝置分析固井質(zhì)量對(duì)套管強(qiáng)度的影響，結(jié)果表明影響較?。ū?）。模擬套管在偏心40 %和水泥環(huán)缺失20° 情況下，φ139.7 mm×12.70 mm 套管抗外擠強(qiáng)度降低6.4 MPa，10.54 mm壁厚套管降低4.9 MPa。
表4 固井質(zhì)量對(duì)套管抗外擠強(qiáng)度影響評(píng)價(jià)Table 4 Influence of cementing quality on casing collapse strength
2.2.3 瞬時(shí)停泵的影響
壓裂施工泵壓的快速波動(dòng)，會(huì)導(dǎo)致流體壓力波動(dòng)，產(chǎn)生水擊壓力。統(tǒng)計(jì)數(shù)口井在壓裂施工過程中，瞬時(shí)停泵時(shí)間在10～27 s，不同注入排量下、不同停泵時(shí)間產(chǎn)生的水擊壓力（圖3）。現(xiàn)場(chǎng)常用注入排量在14～17 m3/min，停泵時(shí)間在10～20 s時(shí)，導(dǎo)致套管內(nèi)壓力波動(dòng)在11.64～28.33 MPa。
圖3 不同停泵時(shí)間下，水擊壓力與注入排量的關(guān)系Fig.3 Relation between pump stop time,water hammer pressure and injection displacement
2.2.4 井筒溫壓和管柱軸力影響
在頁(yè)巖氣壓裂施工時(shí)，地面低溫流體被快速注入地層，導(dǎo)致井筒溫度大幅度下降，對(duì)于套管固井膠結(jié)差的井段，溫度降低，套管收縮，產(chǎn)生較大的軸向拉力，而軸力的增大會(huì)導(dǎo)致套管抗外擠強(qiáng)度的降低。
以WY1-1HF井為例，在不考慮井筒縱向傳熱的基礎(chǔ)上，模擬計(jì)算不同條件下的井筒溫度變化。模擬分析結(jié)果顯示，地面壓裂液為20 ℃時(shí)，井底溫度由130 ℃變?yōu)?5.6 ℃，溫度降74.4 ℃；地面壓裂液為4 ℃時(shí)，井底溫度由130 ℃變?yōu)?9 ℃，溫度降91 ℃。φ139.7 mm×10.54 mm套管軸力增加1 000～1 200 kN時(shí)，套管抗外擠強(qiáng)度從120.2 MPa降至95～100 MPa；φ139.7 mm×12.70 mm套管軸力增加1 100～1 400 kN時(shí)，套管抗外擠強(qiáng)度從156.7 MPa降至131～137 MPa，見圖4和圖5。計(jì)算結(jié)果表明，井筒溫度壓力的變化可能導(dǎo)致套管抗外擠強(qiáng)度降低約20～25 MPa。
圖4 溫度降與軸力增加關(guān)系Fig.4 Relation between temperature decrease and the increase of axial force
圖5 溫度降導(dǎo)致抗外擠強(qiáng)度變化Fig.5 Relation between temperature decrease and casing collapse strength
2.2.5 多因素綜合作用影響
綜合考慮多種因素影響，兩種規(guī)格套管最小抗外擠強(qiáng)度分別為110.7 MPa 和76.6 MPa，見表5。套管外地層儲(chǔ)層破裂壓力為120 MPa，套管內(nèi)液柱壓力為100 MPa，套管承受外擠壓力為20 MPa，遠(yuǎn)小于最小抗外擠強(qiáng)度。綜合上述分析，認(rèn)為固井質(zhì)量、井眼軌跡、井筒溫度降、瞬時(shí)停泵等工程參數(shù)并不是套管變形的主要原因。
2.3 巖性界面和作業(yè)參數(shù)對(duì)套管變形的綜合影響
2.3.1 各向異性的影響
圖6 套變位置與巖性界面關(guān)系Fig.6 Relation between deformation position with lithological interface
表5 多因素影響下的套管抗擠性能數(shù)據(jù)Table 5 Casing collapse properties data under multiple influence factors
頁(yè)巖在沉積過程中形成了較為明顯的層理面（圖6），受其影響儲(chǔ)層在力學(xué)性質(zhì)上具有明顯各向異性。依據(jù)頁(yè)巖各向異性彈性變形理論，在頁(yè)巖儲(chǔ)層中，彈性模量各向異性特征明顯，會(huì)導(dǎo)致局部應(yīng)力增加。理論模擬分析，套管應(yīng)力最大位置出現(xiàn)在巖性界面位置，且兩側(cè)地層彈性模量差值越大，套管應(yīng)力集中的程度越高，當(dāng)兩側(cè)地層彈性模量的差值達(dá)到15 GPa 時(shí)，套管應(yīng)力可達(dá)521 MPa，相比于地層為均質(zhì)時(shí)，套管應(yīng)力升高程度為54%（圖7）。
圖7 套管內(nèi)壁應(yīng)力隨井深變化規(guī)律Fig.7 Variation of maximum equivalent stress with casing depth
2.3.2 多因素耦合影響
以套管—水泥環(huán)—地層為研究對(duì)象，考慮地層各向異性、溫度壓力耦合、環(huán)空束縛流體、巖性界面、地層滑移等條件，建立有限元分析模型，綜合考慮工程因素和地質(zhì)因素耦合影響，分別計(jì)算巖性界面影響和地層滑移影響。為了分析套管應(yīng)力的變化，設(shè)置套管為彈性體，同時(shí)考慮溫度—壓力耦合以及巖性界面對(duì)套管應(yīng)力的影響，計(jì)算結(jié)果顯示，套管應(yīng)力由521 MPa 增至785.4 MPa，增加比例為50.7 %（圖8）。而地層滑移對(duì)套管變形的影響更大，模擬上覆巖層滑移距離在0～15 cm 情況下，對(duì)套管產(chǎn)生的應(yīng)力由338.9 MPa增至2 559 MPa（圖9），同時(shí)套管會(huì)產(chǎn)生嚴(yán)重的變形，相比于溫度—壓力耦合對(duì)套管應(yīng)力的影響，地層滑移對(duì)套管應(yīng)力的影響遠(yuǎn)大于溫度—壓力耦合甚至巖性界面和環(huán)空束縛流體等的影響。分析結(jié)果表明，在改造作用下，可能導(dǎo)致儲(chǔ)層產(chǎn)生微裂縫，由于儲(chǔ)層巖石各向異性影響，發(fā)生相對(duì)滑移，從而導(dǎo)致套變承受過大的剪切力而發(fā)生變形。
圖8 溫壓變化+巖性差異下的套管應(yīng)力Fig.8 Casing stress of temperature-pressure change with lithologic difference
圖9 溫壓變化+斷層滑移的套管應(yīng)力Fig.9 Casing stress of temperature-pressure change with various fault slip distance
3 結(jié)論
1）在前人研究的基礎(chǔ)上，對(duì)套管變形類型進(jìn)行數(shù)值模擬，明確了威榮頁(yè)巖氣套變主要類型為套管受擠壓或地層滑移剪切作用導(dǎo)致套變。
2）對(duì)影響套管強(qiáng)度的工程條件和地質(zhì)條件進(jìn)行了分析，結(jié)果表明：工程參數(shù)對(duì)套管強(qiáng)度影響較小，并不是套管變形的主要因素，而在工程因素和巖石各向異性或者巖層滑移的耦合作用下，會(huì)導(dǎo)致套管應(yīng)力大幅度升高，從而導(dǎo)致套管變形。
3）需要進(jìn)一步深入研究改造施工參數(shù)對(duì)各向異性儲(chǔ)層的起裂、滑移及應(yīng)力場(chǎng)分布的影響規(guī)律，進(jìn)而建立頁(yè)巖氣改造施工過程中的套管變形防控技術(shù)，解決生產(chǎn)問題。
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1 套管變形的特征
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3）同一位置套變量隨壓裂施工進(jìn)行存在逐漸增大現(xiàn)象；
4）裂縫發(fā)育位置發(fā)生套變5 處，占33%；裂縫不發(fā)育位置發(fā)生套變10處，占67%；
5）儲(chǔ)層垂向應(yīng)力居中，為走滑應(yīng)力模式，易受壓裂影響產(chǎn)生裂縫滑移；
6）套變位置固井質(zhì)量“中”以上的為9 處，占60%，“差”和“不合格”占40%；
7）套變位置和巖性界面存在一定相關(guān)性，15處套變位置中11處與巖性界面相關(guān)。
2 套管變形的原因分析
2.1 套管變形類型分析
依據(jù)前人研究成果，套管變形主要表現(xiàn)為3種形式，見圖1。其中，圖1a 為套管外擠力及其非均勻性增加，造成套管發(fā)生屈服與變形；圖1b為壓裂改造區(qū)域在井筒兩側(cè)分布不對(duì)稱，作用在套管兩側(cè)外擠力不均衡，造成套管彎曲變形；圖1c為壓裂液進(jìn)入地層后，與井筒相交的天然裂縫/小型斷層內(nèi)壓力升高，摩擦力減小，裂縫/斷層激活，發(fā)生滑移，使套管受剪切變形。
利用有限元分析手段，以套變類型圖1b為例，假設(shè)套管兩端固定，套管本體可自由移動(dòng)，水平方向施加局部對(duì)稱加載載荷130 MPa，加載長(zhǎng)度1 m，間距5 m。模擬分析顯示套管彎曲段最大位移為29 cm。截取彎曲變形最嚴(yán)重位置，測(cè)量套管內(nèi)徑縮徑僅0.3～0.8 mm?？紤]到實(shí)際套管在井下被水泥環(huán)和地層包圍，空間位移更小，則因彎曲導(dǎo)致套管縮徑的變形量會(huì)更小，這與現(xiàn)場(chǎng)實(shí)際變形情況不符，因此，要排除長(zhǎng)段套管彎曲、套管縮徑導(dǎo)致管串遇阻的可能。
圖1 頁(yè)巖氣套管變形的3種類型Fig.1 Three types of casing deformation in shale gas
對(duì)于擠壓變形和剪切變形，考慮極限情況，假設(shè)套管對(duì)稱加載擠壓載荷，另一側(cè)無(wú)載荷，此時(shí)非均勻載荷程度最高。套管鋼級(jí)為125V，彈性模量和泊松比分別為210 GPa 和0.3，分析不同載荷下的套管擠壓變形和剪切變形量（表1、表2），由計(jì)算結(jié)果可知，在相同載荷下，同一尺寸套管剪切變形量比擠壓變形量更大。對(duì)于φ139.7 mm×10.54 mm125V套管，在100～300 t 的載荷下，擠壓變形量在7.5～22.6 mm，剪切變形量則在9～27 mm；同時(shí)，計(jì)算結(jié)果表明，厚壁套管比薄壁套管的變形量更小。
表1 不同壁厚套管擠壓變形量對(duì)比Table 1 Inner diameter reduction corresponding to different casing thickness for collapse strength
表2 不同壁厚套管剪切變形量對(duì)比Table 2 Inner diameter reduction corresponding to different casing thickness for the shear strength
在相同的擠壓載荷下，φ139.7 mm×12.70 mm 套管變形量比φ139.7 mm×10.54 mm套管變形量明顯減小，但兩種套管在擠壓載荷505 t作用下，變形量分別為30 mm和39 mm，對(duì)比實(shí)際套管變形量9～39 mm，存在套管承受非均布載荷擠壓發(fā)生較大變形的可能。同時(shí)對(duì)兩種套管進(jìn)行剪切變形分析，計(jì)算得出套管在剪切載荷作用下變形量更大，存在剪切套管變形的可能。
WY1-1HF 井鉛模最小處外徑由95 mm 縮小至93.1 mm。該處一側(cè)劃痕呈帶狀，長(zhǎng)97 mm×寬16 mm，前端鉛體相對(duì)后端鋼體深約1.5 mm；另一側(cè)的劃痕長(zhǎng)97 mm×寬17 mm 整體光滑，鉛體與鋼體一致。根據(jù)WY1-1HF井鉛模鉛印情況，分析套變主要發(fā)生在鉛印的一側(cè)，具有剪切套變的特征。同時(shí)，遇阻情況統(tǒng)計(jì)（表3）顯示遇阻工具上存在對(duì)稱卡痕和單側(cè)劃痕兩種，而且以單側(cè)劃痕為多。因此，判斷威榮頁(yè)巖氣井套管變形以剪切變形為主，次要類型為套管承受非均布載荷擠壓變形?？偨Y(jié)相關(guān)井情況發(fā)現(xiàn)，當(dāng)套管發(fā)生擠壓變形時(shí)，變形位置通常呈橢圓形，出現(xiàn)近似對(duì)稱的縮徑，縮徑變化率（變形段內(nèi)徑減小量/變形段軸向長(zhǎng)度）通常較??；而剪切載荷引起的套管變形，變形位置通常呈現(xiàn)為單側(cè)縮徑，并且縮徑變化率更大。
表3 遇阻情況統(tǒng)計(jì)Table 3 Statistics of pumping stuck
2.2 工程參數(shù)對(duì)套管變形的影響
2.2.1 井身全角變化率影響
理論分析表明，套管發(fā)生彎曲時(shí)，導(dǎo)致套管抗外擠強(qiáng)度降低，井身全角變化率大于10°/30 m，抗擠降低顯著。威榮頁(yè)巖氣井水平段井身全角變化率普遍小于10°/30 m，采用有限元軟件計(jì)算兩種常用套管不同井身全角變化率下的抗外擠強(qiáng)度。計(jì)算結(jié)果（圖2）表明套變點(diǎn)全角變化率小于10°/30 m，對(duì)應(yīng)10.54 mm套管，抗外擠強(qiáng)度降低3%；12.70 mm套管抗外擠強(qiáng)度降低2.3%，兩種規(guī)格套管抗外擠強(qiáng)度降低約3 MPa。
圖2 井身全角變化率對(duì)套管抗外擠強(qiáng)度的影響分析Fig.2 Influence of curvature on casing collapse strength
2.2.2 固井質(zhì)量的影響
針對(duì)現(xiàn)場(chǎng)使用的水泥漿體系，采用試驗(yàn)評(píng)價(jià)裝置分析固井質(zhì)量對(duì)套管強(qiáng)度的影響，結(jié)果表明影響較?。ū?）。模擬套管在偏心40 %和水泥環(huán)缺失20° 情況下，φ139.7 mm×12.70 mm 套管抗外擠強(qiáng)度降低6.4 MPa，10.54 mm壁厚套管降低4.9 MPa。
表4 固井質(zhì)量對(duì)套管抗外擠強(qiáng)度影響評(píng)價(jià)Table 4 Influence of cementing quality on casing collapse strength
2.2.3 瞬時(shí)停泵的影響
壓裂施工泵壓的快速波動(dòng)，會(huì)導(dǎo)致流體壓力波動(dòng)，產(chǎn)生水擊壓力。統(tǒng)計(jì)數(shù)口井在壓裂施工過程中，瞬時(shí)停泵時(shí)間在10～27 s，不同注入排量下、不同停泵時(shí)間產(chǎn)生的水擊壓力（圖3）。現(xiàn)場(chǎng)常用注入排量在14～17 m3/min，停泵時(shí)間在10～20 s時(shí)，導(dǎo)致套管內(nèi)壓力波動(dòng)在11.64～28.33 MPa。
圖3 不同停泵時(shí)間下，水擊壓力與注入排量的關(guān)系Fig.3 Relation between pump stop time,water hammer pressure and injection displacement
2.2.4 井筒溫壓和管柱軸力影響
在頁(yè)巖氣壓裂施工時(shí)，地面低溫流體被快速注入地層，導(dǎo)致井筒溫度大幅度下降，對(duì)于套管固井膠結(jié)差的井段，溫度降低，套管收縮，產(chǎn)生較大的軸向拉力，而軸力的增大會(huì)導(dǎo)致套管抗外擠強(qiáng)度的降低。
以WY1-1HF井為例，在不考慮井筒縱向傳熱的基礎(chǔ)上，模擬計(jì)算不同條件下的井筒溫度變化。模擬分析結(jié)果顯示，地面壓裂液為20 ℃時(shí)，井底溫度由130 ℃變?yōu)?5.6 ℃，溫度降74.4 ℃；地面壓裂液為4 ℃時(shí)，井底溫度由130 ℃變?yōu)?9 ℃，溫度降91 ℃。φ139.7 mm×10.54 mm套管軸力增加1 000～1 200 kN時(shí)，套管抗外擠強(qiáng)度從120.2 MPa降至95～100 MPa；φ139.7 mm×12.70 mm套管軸力增加1 100～1 400 kN時(shí)，套管抗外擠強(qiáng)度從156.7 MPa降至131～137 MPa，見圖4和圖5。計(jì)算結(jié)果表明，井筒溫度壓力的變化可能導(dǎo)致套管抗外擠強(qiáng)度降低約20～25 MPa。
圖4 溫度降與軸力增加關(guān)系Fig.4 Relation between temperature decrease and the increase of axial force
圖5 溫度降導(dǎo)致抗外擠強(qiáng)度變化Fig.5 Relation between temperature decrease and casing collapse strength
2.2.5 多因素綜合作用影響
綜合考慮多種因素影響，兩種規(guī)格套管最小抗外擠強(qiáng)度分別為110.7 MPa 和76.6 MPa，見表5。套管外地層儲(chǔ)層破裂壓力為120 MPa，套管內(nèi)液柱壓力為100 MPa，套管承受外擠壓力為20 MPa，遠(yuǎn)小于最小抗外擠強(qiáng)度。綜合上述分析，認(rèn)為固井質(zhì)量、井眼軌跡、井筒溫度降、瞬時(shí)停泵等工程參數(shù)并不是套管變形的主要原因。
2.3 巖性界面和作業(yè)參數(shù)對(duì)套管變形的綜合影響
2.3.1 各向異性的影響
圖6 套變位置與巖性界面關(guān)系Fig.6 Relation between deformation position with lithological interface
表5 多因素影響下的套管抗擠性能數(shù)據(jù)Table 5 Casing collapse properties data under multiple influence factors
頁(yè)巖在沉積過程中形成了較為明顯的層理面（圖6），受其影響儲(chǔ)層在力學(xué)性質(zhì)上具有明顯各向異性。依據(jù)頁(yè)巖各向異性彈性變形理論，在頁(yè)巖儲(chǔ)層中，彈性模量各向異性特征明顯，會(huì)導(dǎo)致局部應(yīng)力增加。理論模擬分析，套管應(yīng)力最大位置出現(xiàn)在巖性界面位置，且兩側(cè)地層彈性模量差值越大，套管應(yīng)力集中的程度越高，當(dāng)兩側(cè)地層彈性模量的差值達(dá)到15 GPa 時(shí)，套管應(yīng)力可達(dá)521 MPa，相比于地層為均質(zhì)時(shí)，套管應(yīng)力升高程度為54%（圖7）。
圖7 套管內(nèi)壁應(yīng)力隨井深變化規(guī)律Fig.7 Variation of maximum equivalent stress with casing depth
2.3.2 多因素耦合影響
以套管—水泥環(huán)—地層為研究對(duì)象，考慮地層各向異性、溫度壓力耦合、環(huán)空束縛流體、巖性界面、地層滑移等條件，建立有限元分析模型，綜合考慮工程因素和地質(zhì)因素耦合影響，分別計(jì)算巖性界面影響和地層滑移影響。為了分析套管應(yīng)力的變化，設(shè)置套管為彈性體，同時(shí)考慮溫度—壓力耦合以及巖性界面對(duì)套管應(yīng)力的影響，計(jì)算結(jié)果顯示，套管應(yīng)力由521 MPa 增至785.4 MPa，增加比例為50.7 %（圖8）。而地層滑移對(duì)套管變形的影響更大，模擬上覆巖層滑移距離在0～15 cm 情況下，對(duì)套管產(chǎn)生的應(yīng)力由338.9 MPa增至2 559 MPa（圖9），同時(shí)套管會(huì)產(chǎn)生嚴(yán)重的變形，相比于溫度—壓力耦合對(duì)套管應(yīng)力的影響，地層滑移對(duì)套管應(yīng)力的影響遠(yuǎn)大于溫度—壓力耦合甚至巖性界面和環(huán)空束縛流體等的影響。分析結(jié)果表明，在改造作用下，可能導(dǎo)致儲(chǔ)層產(chǎn)生微裂縫，由于儲(chǔ)層巖石各向異性影響，發(fā)生相對(duì)滑移，從而導(dǎo)致套變承受過大的剪切力而發(fā)生變形。
圖8 溫壓變化+巖性差異下的套管應(yīng)力Fig.8 Casing stress of temperature-pressure change with lithologic difference
圖9 溫壓變化+斷層滑移的套管應(yīng)力Fig.9 Casing stress of temperature-pressure change with various fault slip distance
3 結(jié)論
1）在前人研究的基礎(chǔ)上，對(duì)套管變形類型進(jìn)行數(shù)值模擬，明確了威榮頁(yè)巖氣套變主要類型為套管受擠壓或地層滑移剪切作用導(dǎo)致套變。
2）對(duì)影響套管強(qiáng)度的工程條件和地質(zhì)條件進(jìn)行了分析，結(jié)果表明：工程參數(shù)對(duì)套管強(qiáng)度影響較小，并不是套管變形的主要因素，而在工程因素和巖石各向異性或者巖層滑移的耦合作用下，會(huì)導(dǎo)致套管應(yīng)力大幅度升高，從而導(dǎo)致套管變形。
3）需要進(jìn)一步深入研究改造施工參數(shù)對(duì)各向異性儲(chǔ)層的起裂、滑移及應(yīng)力場(chǎng)分布的影響規(guī)律，進(jìn)而建立頁(yè)巖氣改造施工過程中的套管變形防控技術(shù)，解決生產(chǎn)問題。
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