長寧—威遠頁巖氣示范區(qū)套管變形機理及對策

陳朝偉 石 林 項德貴

長寧—威遠頁巖氣示范區(qū)套管變形機理及對策

陳朝偉 石 林 項德貴

中國石油集團鉆井工程技術(shù)研究院

針對四川盆地長寧—威遠國家級頁巖氣示范區(qū)開發(fā)過程中出現(xiàn)的套管變形問題，分析了套管變形與地質(zhì)特征和水力壓裂施工的相關(guān)性，結(jié)果表明斷層裂縫和層理（以下用裂縫代替斷層裂縫和層理）發(fā)育是套管變形的內(nèi)因，水力壓裂是套管變形的外因。在此基礎(chǔ)上，厘清了套管變形的機理：壓裂液沿著某條通道進入天然裂縫，使裂縫內(nèi)孔隙壓力提高，當(dāng)達到臨界值時，激發(fā)天然裂縫滑動，進而造成套管變形。流體的通道可能有3條：①水力裂縫通道；②水力壓裂過程中沿著井眼軸向形成的軸向裂縫；③反復(fù)壓裂致使水泥環(huán)形成的微環(huán)隙。最后，提出了有針對性的預(yù)防措施：①在裂縫層理井段安裝封隔器；②優(yōu)化水泥漿性能，避免水泥環(huán)產(chǎn)生微環(huán)隙；③選擇避免套管承受反復(fù)高壓的壓裂工藝。該研究成果可為解決頁巖氣套管變形問題提供指導(dǎo)。

頁巖氣 井筒完整性 套管變形 機理及對策 四川盆地 長寧—威遠 國家級頁巖氣示范區(qū)

在我國四川盆地長寧—威遠國家級頁巖氣示范區(qū)開發(fā)過程中，水力壓裂產(chǎn)生人工裂縫來增加頁巖氣層的連通性和流動性是提高頁巖氣產(chǎn)量的主要途徑[1-4]，套管變形問題突出。自2009年到2015年底，共壓裂101口井（其中水平井90口），32口井壓裂期間出現(xiàn)了不同程度的套管變形（套管變形點達47個），導(dǎo)致橋塞無法坐封到位，壓裂段數(shù)減少，影響了壓裂整體施工效果。一方面增加了施工成本和難度，井筒完整性難以得到保障，為后續(xù)采氣生產(chǎn)作業(yè)帶來了很大風(fēng)險。另一方面壓裂段數(shù)減少，單井產(chǎn)量未達預(yù)期；加上井筒完整性差，縮短了井的生命周期，從而影響頁巖氣開發(fā)整體經(jīng)濟效益。

針對頁巖氣水平井壓裂時出現(xiàn)套管變形問題，許多學(xué)者開展了研究。蔣可等[5]統(tǒng)計了某井固井質(zhì)量和套管變形的相關(guān)性，指出固井質(zhì)量差是該井套管損壞的主要原因，并應(yīng)用Abaqus有限元軟件，結(jié)合現(xiàn)場實際參數(shù)建立模型，對水泥環(huán)竄槽缺失、套管偏心和丼徑變化等3種固井質(zhì)量差的形式，進行了數(shù)值計算，認識到水泥環(huán)缺失和套管偏心會在套管內(nèi)壁上產(chǎn)生較嚴重的應(yīng)力集中。劉奎等[6]建立了非均勻地應(yīng)力條件下水平井壓裂過程中套管—水泥環(huán)—圍巖系統(tǒng)各接觸面的受力表達式，得到了水泥環(huán)達到屈服時的最大套管內(nèi)壓力，討論了套管及水泥環(huán)參數(shù)變化對系統(tǒng)受力行為的影響規(guī)律，認識到壓裂時套管內(nèi)壓高，水泥環(huán)比套管更易達到屈服。田中蘭等[7]建立了多因素耦合套管應(yīng)力計算評價模型，研究了溫度效應(yīng)、套管彎曲、軸向壓力等多因素耦合對套管損壞的影響機理，初步分析了頁巖層滑移機理及與套管剪切變形的關(guān)系。戴強[8]將套損原因初步分為強度削弱和外載荷變化兩種類型，前者包括彎曲應(yīng)力、強度疲勞、套管損傷，后者包括井筒附近地應(yīng)力變化、縱向上巖層變形差異的剪切作用和水泥環(huán)破壞后形成的局部應(yīng)力集中。于浩等[9]對有限元結(jié)果分析和對比壓裂后MIT多臂測井曲線，認為套管失效原因為壓裂后局部地層巖石強度非均勻降低，套管受擠壓變形，致使套管截面橢圓度和彎曲曲率過大，導(dǎo)致井下工具下入遇阻遇卡。以上研究或者是針對具體某一個方面展開的，或者是同時討論多個因素，但都沒有說清楚套管變形的機理，因而提出的措施缺乏針對性。

筆者針對四川長寧—威遠頁巖氣示范區(qū)開發(fā)過程中所出現(xiàn)的套管變形問題，首先結(jié)合套管變形形狀特征，分析了套管變形與地質(zhì)特征和水力壓裂施工的相關(guān)性。在此基礎(chǔ)上，厘清了套管變形的機理：壓裂液沿著某條通道進入天然裂縫，使裂縫內(nèi)孔隙壓力提高，當(dāng)達到臨界值時，激發(fā)天然裂縫滑動，造成套管變形。最后，依據(jù)套管變形機理，提出了有針對性的防治措施。

1 套管變形幾何特征

對3口井套管變形點實施了MIT24多臂井徑測井，MIT測得24條沿套管內(nèi)壁均勻分布的半徑曲線，可直接反映套管內(nèi)壁變化情況，故可用于套管內(nèi)壁檢測和進行腐蝕判斷。將測得的24個不同的井徑值標定為不同的顏色，創(chuàng)建3D成像圖，可以直觀地顯示出套管內(nèi)壁情況。某井井徑測井結(jié)果如圖1所示，在井深2 751～2 759 m處，套管出現(xiàn)明顯的錯動，這說明，套管變形為剪切變形。一般情況下，剪切變形是由地層錯動造成的。

圖1 四川某井多臂井徑測井圖

2 套管變形和斷層、裂縫及層理的相關(guān)性

利用地震和測井資料，對套管變形點所處的地質(zhì)狀況做了統(tǒng)計分析。地震資料顯示，23個套管變形點位于裂縫/斷層處，測井資料顯示，22個套管變形點位于巖性界面或?qū)永砻嫣帲渲?6個套管變形點同時和裂縫/斷層及層理面相關(guān)，具有裂縫/斷層及巖性界面/層理相關(guān)性的套管變形點占套管變形點總數(shù)的61.7%。這進一步證明了套管變形是由斷層/裂縫或巖性界面/層理面（下述用裂縫代替斷層裂縫和層理）的滑動引起的。

從國內(nèi)外油氣田井開發(fā)幾十年的資料統(tǒng)計和研究結(jié)果表明，導(dǎo)致油氣田井套管變形或破壞的因素主要是地質(zhì)、工程及腐蝕等。變形是在鉆完井施工中發(fā)生的，作業(yè)時間短，可以排除腐蝕因素。因此，需要進一步確定引起套管變形的工程因素。

3 與壓裂施工的相關(guān)性

在長寧和威遠區(qū)塊壓裂工藝采用電纜帶分簇射孔工具+橋塞工藝進行多段改造，按照從“腳趾”到“腳跟”的順序壓裂。壓裂施工前，通井順利，壓裂之后，才發(fā)生了鉆塞通不過，或者下橋塞過不去，套管變形均發(fā)生在水力壓裂過程中，這說明，壓裂是套管變形的工程因素。與套管變形有關(guān)的壓裂因素包含以下幾個方面。

1）施工壓力高，排量大。壓裂施工泵壓介于50～85 MPa，考慮靜液柱壓力，壓裂施工時套管內(nèi)壓力介于75～110 MPa，排量介于10～15 m3/min，套管變形點與未變形點的泵壓和排量并無明顯差異。

2）變形點分布在井眼的中后部，且距離最近的射孔點較遠。對長寧—威遠頁巖氣示范區(qū)的套損數(shù)據(jù)進行不完全統(tǒng)計，套管變形點位置集中在水平井A點（著陸點）附近（±200 m）占46.8%，中間段（200～800 m）位置占48.9%，也就是說，95.7%套管變形多數(shù)發(fā)生壓裂段中后部。另外，統(tǒng)計了部分套管變形點距最近射孔點距離，除了3個變形點距離小于10 m，其他點都超過了50 m，有的點甚至超過了300 m，如圖2所示。

圖2 套管變形點距最近射孔段距離圖

3）壓裂過程中向地層注入液體達10 000 m3。把這些特點和裂縫滑動的條件相聯(lián)系，不難得出下面的套管變形機理。

4 套管變形的機理

圖3為套管變形的模型。壓裂液沿著某條通道進入天然裂縫，使裂縫內(nèi)孔隙壓力升高，當(dāng)達到臨界值時，激發(fā)天然裂縫滑動，造成套管變形。流體的通道可能有3條，其一為水力裂縫（圖3-a），其二為水力壓裂過程中沿著井眼形成了軸向裂縫（圖3-b），其三為水泥環(huán)第二界面的微環(huán)隙（圖3-b）。

4.1 裂縫滑動的力學(xué)條件

向10 g泡菜中加入90 mL無菌水，充分振蕩，采用梯度稀釋進行稀釋，稀釋度為101～108。吸取0.2 mL稀釋液涂于含有0.5% CaCO3的改良MRS固體培養(yǎng)基上，30 ℃厭氧箱中培養(yǎng)2～5天，觀測菌落形成情況。選取有鈣圈生成的菌落，挑取單菌落，反復(fù)進行劃線分離直至獲得純菌落。

裂縫面是力學(xué)上的薄弱面，通常，在地下應(yīng)力狀態(tài)下，裂縫面優(yōu)先于巖石本體發(fā)生破壞。先看平面的情況，假設(shè)巖體內(nèi)存在一條裂縫，裂縫面與最大主應(yīng)力夾角為ψ，裂縫面圍巖的最大和最小主應(yīng)力分別為σ1和σ3（圖4），可以用摩爾圓來直觀地表示裂縫面的主應(yīng)力（圖5）。

圖3 套管變形機理示意圖

圖4 裂縫示意圖

圖5 裂縫滑動條件圖

當(dāng)裂縫面上的剪應(yīng)力（τ）與有效正應(yīng)力（σn）的比值達到裂縫面的摩擦系數(shù)（μ）時，就會發(fā)生滑動，即

其中，裂縫面有效正應(yīng)力滿足Terzaghi定律：

式中pp為孔隙壓力，Sn為裂縫面上的正應(yīng)力。

上式中σ，τ在坐標下用一條直線表示，如圖5所示，對于各種不同類型的巖石，在較高的有效正應(yīng)力作用下（大于等于10 MPa），裂縫面摩擦系數(shù)與表面粗糙度、正應(yīng)力、滑動速度等都無關(guān)，摩擦系數(shù)在一個較小的范圍內(nèi)浮動[10]：

當(dāng)裂縫面上的孔隙壓力增加時，有效正應(yīng)力降低，摩爾圓沿橫坐標軸向左移動，當(dāng)移到的位置滿足式（1）時，裂縫發(fā)生滑動。為了計算裂縫滑動所需要的孔隙壓力的增量，只需要確定向左移動量，從而得到孔隙壓力增量的最小值為[11]：

在實際的三維地下環(huán)境中，需要計算任意方向裂縫面的剪應(yīng)力和正應(yīng)力。一種經(jīng)典的計算方法是采用三維摩爾圓（圖6），3個主應(yīng)力σ1、σ2和σ3定義了3個摩爾圓，位于兩個小摩爾圓和大摩爾圓之間的點P對應(yīng)任意方向的一個平面。同二維摩爾圓一樣，點P定義了平面上的剪應(yīng)力和正應(yīng)力。當(dāng)裂縫處于摩擦線以上時，稱之為臨界應(yīng)力裂縫，即在周圍環(huán)境應(yīng)力場作用下可滑動的裂縫。臨界應(yīng)力裂縫處于水力活動狀態(tài)，而非力學(xué)活動裂縫處于水力封閉狀態(tài)[12]。

以四川頁巖氣示范區(qū)某井為例，通過成像測井，在2 000～2 350 m深度范圍，識別天然裂縫34條，如圖7所示。通過地應(yīng)力分析，該井垂直應(yīng)力當(dāng)量密度Sv=2.6 g/cm3，水平最大地應(yīng)力當(dāng)量密度Shmax=3.0 g/cm3，水平最小地應(yīng)力當(dāng)量密度Shmin=2.3 g/cm3，孔隙壓力當(dāng)量密度pp=2.0 g/cm3，水平最大地應(yīng)力方向109° N。在原始地應(yīng)力條件下，僅有一條處于臨界狀態(tài)，圖7-a中的紅點所示。當(dāng)孔隙壓力增加當(dāng)量密度0.2 g/cm3（4 MPa）時，摩爾圓向左移動，大部分天然裂縫處于臨界狀態(tài)，會發(fā)生滑移，如圖7-b所示。因此，僅需要較小的壓力就可以激發(fā)裂縫滑動。

圖6 用三維摩爾圓表示任意方向斷層中的剪應(yīng)力和正應(yīng)力

圖7 裂縫滑動分析軟件圖

從前面分析可以看出，觸發(fā)裂縫滑動需要增加裂縫內(nèi)的孔隙壓力，而孔隙壓力的增加意味著流體的增多，因此，外來流體是裂縫滑動的必要條件。

4.2 幾種可能的流體通道

4.2.1 水力裂縫

水力壓裂過程中，形成水力裂縫，水力裂縫不斷延伸，遇到天然裂縫時，與天然裂縫溝通，從而激發(fā)天然裂縫發(fā)生滑動，如圖3-a所示。水平應(yīng)力差、水力裂縫與天然裂縫的夾角以及施工壓力對激發(fā)天然裂縫的滑動都有影響[13]。那些發(fā)生在射孔點附近的套管變形點可能屬于這種情況。

4.2.2 水力壓裂產(chǎn)生的井壁上的軸向裂縫

長寧—威遠區(qū)塊的水平井大多沿著水平最小地應(yīng)力方向。對于沿水平最小地應(yīng)力方向的水平井眼，水力壓裂時，除了產(chǎn)生橫向裂縫外，還會形成井眼軸向裂縫，即T型裂縫[14-18]。而且較大的施工排量更傾向于產(chǎn)生軸向裂縫[19]，這和長寧—威遠區(qū)塊的較大的施工排量是吻合的。

4.2.3 水泥環(huán)與地層的微環(huán)隙

第三條通道是水泥環(huán)與地層之間的微環(huán)隙，見圖3-b。垂直于水平井井眼軸向，截取得到套管—水泥環(huán)—地層的3層組合體結(jié)構(gòu)。壓裂施工過程中，套管內(nèi)壓力由增加到降低。在加載時，套管向外膨脹，推動水泥環(huán)和地層受力變形，若加載壓力較大，水泥環(huán)將產(chǎn)生不可恢復(fù)的塑性形變。在卸載時，套管、水泥環(huán)和地層均為彈性卸載，導(dǎo)致水泥環(huán)—套管或水泥環(huán)—地層界面受拉，當(dāng)該拉應(yīng)力大于界面膠結(jié)強度時，將導(dǎo)致界面脫離，產(chǎn)生微環(huán)隙[20-21]。因此，水泥環(huán)產(chǎn)生塑性形變是產(chǎn)生微環(huán)隙的必要條件，而水力壓裂過程中較大的井底壓力為水泥環(huán)產(chǎn)生塑性變形創(chuàng)造了條件。

由于采用電纜帶分簇射孔工具+橋塞工藝的壓裂工藝，在整個水平井段都會承受相同的力學(xué)條件，因此，整個水平井段都可能會形成微環(huán)隙，從而形成一條連接裂縫和射孔的流體通道。

劉奎等[6]研究了四川頁巖氣示范區(qū)的13口井的水泥環(huán)受力情況，其中8口井的第一界面水泥環(huán)等效應(yīng)力值大于剪切破壞強度值，這說明，微環(huán)隙可能是普遍存在的。這條和上一條流體通道的存在，能夠解釋那些距離射孔點較遠的套管變形點，而且當(dāng)兩種通道同時存在時，會增大通道的滲透性。

5 結(jié)論

套管變形形狀符合剪切變形特征，套管變形與斷層裂縫和層理的相關(guān)性較高，因此，斷層裂縫和層理發(fā)育是套管變形的內(nèi)因。套管變形是在壓裂施工之后發(fā)生的，因此，水力壓裂是套管變形的外因。

提出了套管變形的機理：壓裂液沿著某條通道進入天然裂縫，使裂縫內(nèi)孔隙壓力升高，當(dāng)達到臨界值時，激發(fā)天然裂縫滑動，造成套管變形。流體的通道可能有3條：①水力裂縫，②水力壓裂過程中沿著井眼形成了軸向裂縫，③水泥環(huán)第二界面的微環(huán)隙。

依據(jù)機理，提出了3種有針對性的預(yù)防措施：①在裂縫層理井段，安裝雙卡或多卡封隔器、長膠筒封隔器分隔裂縫層段；②提高固井水泥漿的抗壓強度，避免水泥環(huán)進入塑性；③選擇其他的壓裂工藝，避免前面井段經(jīng)受反復(fù)的高壓。

[1]葉登勝, 李建忠, 朱炬輝, 尹從彬, 肖霞, 張俊成. 四川盆地頁巖氣水平井壓裂實踐與展望[J]. 鉆采工藝, 2014, 37(3): 42-44. Ye Dengsheng, Li Jianzhong, Zhu Juhui, Yin Congbin, Xiao Xia, Zhang Juncheng. Practice and prospect of horizontal well fracturing technology in Sichuan shale gas reservoir[J]. Drilling & Production Technology, 2014, 37(3): 42-44.

[2]錢斌, 張俊成, 朱炬輝, 方澤本, 寇雙峰, 陳銳. 四川盆地長寧地區(qū)頁巖氣水平井組拉鏈式壓裂實踐[J]. 天然氣工業(yè), 2015, 35(1): 81-84.Qian Bin, Zhang Juncheng, Zhu Juhui, Fang Zeben, Kou Shuangfeng, Chen Rui. Application of zipper fracturing of horizontal cluster wells in the Changning shale gas pilot zone, Sichuan Basin[J]. Natural Gas Industry, 2015, 35(1): 81-84.

[3]楊懷成, 毛國揚, 宋其倉, 紀志堅, 劉方志. 彭頁HF-1井頁巖氣藏大型壓裂工藝技術(shù)[J]. 西南石油大學(xué)學(xué)報:自然科學(xué)版, 2014, 36(5): 117-122. Yang Huaicheng, Mao Guoyang, Song Qicang, Ji Zhijian, Liu Fangzhi. Large scale fracturing technology of Well Pengye HF-1 shale gas[J]. Journal of Southwest Petroleum University: Science & Technology Edition, 2014, 36(5): 117-122.

[4] 石曉閃,劉大安,崔振東,孫波,唐鐵吾. 頁巖氣開采壓裂技術(shù)分析與思考[J].天然氣勘探與開發(fā), 2015,38(3): 62-65. Shi Xiaoshan, Liu Da'an, Cui Zhendong, Sun Bo, Tang Tiewu. Fracturing technology for shale gas[J]. Natural Gas Exploration & Development, 2015, 38(3): 62-65.

[5] 蔣可, 李黔, 陳遠林, 郭雪利, 付永強, 李軍. 頁巖氣水平井固井質(zhì)量對套管損壞的影響[J]. 天然氣工業(yè), 2015, 35(12): 77-82. Jiang Ke, Li Qian, Chen Yuanlin, Guo Xueli, Fu Yongqiang, Li Jun. Influence of cementing quality on casing failures in horizontal shale gas wells[J]. Natural Gas Industry,2015, 35(12): 77-82.

[6] 劉奎, 王宴濱, 高德利,李星君, 張勇. 頁巖氣水平井壓裂對井筒完整性的影響[J]. 石油學(xué)報, 2016, 37(3): 406-414. Liu Kui, Wang Yanbin, Gao Deli, Li Xingjun, Zhang Yong. Effects of hydraulic fracturing on horizontal wellbore for shale gas[J]. Acta Petrolei Sinica, 2015, 37(3): 406-414.

[7] 田中蘭, 石林, 喬磊. 頁巖氣水平井井筒完整性問題及對策[J].天然氣工業(yè), 2015, 35(9): 70-76. Tian Zhonglan, Shi Lin, Qiao Lei. Research of and countermeasure for wellbore integrity of shale gas horizontal well[J]. Natural Gas Industry, 2015, 35(9): 70-76.

[8] 戴強. 頁巖氣井完井改造期間生產(chǎn)套管損壞原因初探[J]. 鉆采工藝, 2015, 38(3): 22-25. Dai Qiang. Analysis of production casing damage during testing and completion of shale gas well[J]. Drilling & Production Technology, 2015, 38(3): 22-25.

[9] 于浩, 練章華, 徐曉玲, 于文明, 王付會, 左金菊. 頁巖氣直井體積壓裂過程套管失效的數(shù)值模擬[J].石油機械, 2015, 43(3): 73-77. Yu Hao, Lian Zhanghua, Xu Xiaoling, Yu Wenming, Wang Fuhui, Zuo Jinju. Numerical simulation for casing failure during volumetric fracturing of shale gas vertical wells[J].China Petroleum Machinery, 2015, 43(3): 73-77.

[10] Zoback MD. 儲層地質(zhì)力學(xué)[M]. 石林, 陳朝偉, 劉玉石, 譯.北京: 石油工業(yè)出版社, 2011. Zoback MD. Reservior geomechanics[M]. Shi Lin, Chen Zhaowei, Liu Yushi, trans. Beijing: Petroleum Industry Press, 2011.

[11] Goodman RE. Introduction to rock mechanics[M]. 2nded. Chichester: Wiley, 1989.

[12] Barton CA, Zoback MD, Moos D. Fluid flow along potentially active faults in crystalline rock[J]. Geology, 1995, 23(8): 683-686.

[13] Warpinski NR, Teufel LW. Influence of geologic discontinuities on hydraulic fracture propagation[J]. JPT,1987, 39(2): 209-220.

[14] Abass HH, Hedavati S, Meadows DL. Nonplanar fracture propagation from a horizontal wellbore: Experimental study[J]. SPE Production & Facilities, 1996, 11(3): 133-137.

[15] Behrmann LA, Elbel JL. Effect of perforations on fracture initiation[J]. JPT, 1991, 43(5): 608-615.

[16] Weijers L, de Pater CJ. Fracture reorientation in model tests[C]// SPE Formation Damage Control Symposium, 26-27 February 1992, Lafayette, Louisiana, USA. DOI:http://dx.doi. org/10.2118/23790-MS.

[17] Van Ketterij RB, de Pater CJ. Impact of perforations on hydraulic fracture tortuosity[J]. SPE Production & Facilities, 1999, 14(2): 117-130.

[18] Waters GA, Heinze JR, Jackson R, Ketter AA, Daniels JL, Bentley D. Use of horizontal well image tools to optimize barnett shale reservoir exploitation[C]//SPE Annual Technical Conference and Exhibition, 24-27 September 2006, San Antonio, Texas, USA. DOI:http://dx.doi.org/10.2118/103202-MS.

[19] Weijers L, de Pater CJ. Geometry of hydraulic fractures induced from horizontal wellbores[J]. SPE Production & Facilities,1994, 9(2): 87-92.

[20] 初緯, 沈吉云, 楊云飛, 李勇, 高德利. 連續(xù)變化內(nèi)壓下套管—水泥環(huán)—圍巖組合體微環(huán)隙計算[J]. 石油勘探與開發(fā), 2015, 42(3): 379-385. Chu Wei, Shen Jiyun, Yang Yunfei, Li Yong, Gao Deli. Calculation of micro-annulus size in casing-cement sheath-formation system under continuous internal casing pressure change[J]. Petroleum Exploration and Development, 2015, 42(3): 379-385.

[21] 趙效鋒, 管志川, 廖華林, 吳彥先. 交變壓力下固井界面微間隙產(chǎn)生規(guī)律研究[J]. 石油機械, 2015, 43(4): 22-27. Zhao Xiaofeng, Guan Zhichuan, Liao Hualin, Wu Yanxian. Study on cementing interface micro-annulus generation rules under alternating casing pressure[J]. China Petroleum Machinery, 2015, 43(4): 22-27.

（修改回稿日期 2016-09-10 編 輯 凌 忠）

Mechanism of casing deformation in the Changning–Weiyuan national shale gas project demonstration area and countermeasures

Chen Zhaowei, Shi Lin, Xiang Degui
(CNPC Drilling Research Institute, Beijing 102206, China)

Casing deformation occurs during the development of Changning–Weiyuan state shale gas demonstration area in the Sichuan Basin. In view of this, the correlation between the casing deformation and the geological characteristics as well as hydraulic fracturing was analyzed. It is shown that fracture and bedding (hereinafter collectively referred to as fractures) in faults are the internal cause for casing deformation and hydraulic fracturing is the external cause. Then, the mechanism of casing deformation was clarified. As the fracturing fluid flows along a certain passage into the natural fracture, the pore pressure in the fracture rises. When the critical pressure is reached, the natural fracture is activated to move, and consequently casing deformation occurs. Fluid may flow along three pathways, i.e., the hydraulic fracture, the axial fracture along the borehole axis created during hydraulic fracturing and the micro-annulus of cement sheath induced by repeated fracturing. Finally, some specific preventive measures were put forward. First, install packers in the hole sections with fractures and beddings. Second, improve the properties of slurry to avoid the formation of micro-annulus of cement sheath. And third, adopt the fracturing technologies to avoid the casing from repeated high pressure. The study results provide the guidance for the solution to shale gas casing deformation.

Shale gas; Wellbore integrity; Casing deformation; Mechanism and countermeasure; Sichuan Basin; Changning–Weiyuan; National shale gas project demonstration area

10.3787/j.issn.1000-0976.2016.11.009

陳朝偉等.長寧—威遠頁巖氣示范區(qū)套管變形機理及對策.天然氣工業(yè)，2016, 36(11): 70-75.

NATUR. GAS IND. VOLUME 36, ISSUE 11, pp.70-75, 11/25/2016. (ISSN 1000-0976; In Chinese)

國家科技重大專項“工廠化鉆井技術(shù)研究與集成應(yīng)用”（編號：2016ZX05022001）、中國石油天然氣集團公司頁巖氣重大專項“頁巖氣鉆采工程現(xiàn)場試驗”（編號：2014F-4702-05）。

陳朝偉，1979年生，高級工程師，博士；主要從事儲層地質(zhì)力學(xué)方面的研究工作。地址：（102206）北京市昌平區(qū)沙河鎮(zhèn)西沙屯橋西中國石油創(chuàng)新基地34地塊中國石油集團鉆井工程技術(shù)研究院A609。電話：（010）80162209。ORCID: 0000-0002-0692-9203。E-mail: chenzwdri@cnpc.com.cn