局部載荷對(duì)頁(yè)巖氣井套管變形的影響

劉 奎 高德利 王宴濱 劉永升

局部載荷對(duì)頁(yè)巖氣井套管變形的影響

劉 奎 高德利 王宴濱 劉永升

中國(guó)石油大學(xué)石油工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室

對(duì)四川盆地長(zhǎng)寧區(qū)塊頁(yè)巖氣水平井固井質(zhì)量的分析結(jié)果認(rèn)為：壓裂過程的溫度應(yīng)力及由套管內(nèi)壓周期性變化導(dǎo)致的局部載荷是頁(yè)巖氣井套管變形的主要因素。為此建立了套管在局部載荷作用下應(yīng)力計(jì)算模型，借助有限元數(shù)值方法分析了該區(qū)塊目前使用的套管在局部載荷作用下的受力與變形情況，并討論了在局部載荷線性增加時(shí)，局部載荷范圍、套管壁厚、套管外徑對(duì)現(xiàn)場(chǎng)使用的P110套管受力與變形的影響。結(jié)果表明：①載荷范圍為45°時(shí)的套管變形最大，增加套管壁厚及減小套管外徑有利于減小套管變形；②局部等效載荷為40 MPa時(shí)的套管徑向變形量為4.8 mm，且套管壁厚應(yīng)大于13 mm才能保證套管不發(fā)生屈服變形。通過對(duì)現(xiàn)場(chǎng)頁(yè)巖氣井?dāng)?shù)據(jù)的分析，考慮局部載荷作用，認(rèn)為該區(qū)塊目前使用的套管壁厚不能滿足要求，需要增加壁厚。結(jié)論認(rèn)為，為防止局部載荷的產(chǎn)生、減小套管變形，需要優(yōu)化井眼軌道設(shè)計(jì)以合理鉆遇天然裂縫發(fā)育的巖層，提高固井質(zhì)量。該研究成果對(duì)于頁(yè)巖氣水平井套管設(shè)計(jì)具有參考價(jià)值。

四川盆地 長(zhǎng)寧區(qū)塊 頁(yè)巖氣 壓裂 載荷 套管變形 數(shù)值模擬 固井 水泥環(huán) 套管設(shè)計(jì)

四川威遠(yuǎn)、長(zhǎng)寧區(qū)塊頁(yè)巖氣井中水平段套管在壓裂過程中發(fā)生了嚴(yán)重的屈服變形，2015年以前已完成壓裂的33口井中已有13口井在壓裂過程中出現(xiàn)了不同程度的套管變形或損壞，嚴(yán)重影響到四川頁(yè)巖氣的高效開發(fā)。美國(guó)石油學(xué)會(huì)（API）的標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定了均勻載荷下套管抗擠毀能力的計(jì)算方法[1]。而非均勻地應(yīng)力作用下套管及水泥環(huán)的抗擠強(qiáng)度嚴(yán)重降低[2-3]，平行載荷作用下套管的抗擠強(qiáng)度只有均勻載荷作用下的11%，套管壁厚需要增加3～4倍才能與均勻載荷作用下套管的抗擠強(qiáng)度相同[4-5]?？紤]均勻載荷或非均勻載荷雖然能夠說(shuō)明較低的地應(yīng)力條件下套管擠毀變形，卻不能解釋頁(yè)巖氣井套管在壓裂完井過程中出現(xiàn)的套管擠毀現(xiàn)象。

對(duì)于目前四川盆地頁(yè)巖氣井出現(xiàn)的套管擠毀問題，國(guó)內(nèi)的研究人員進(jìn)行了很多的研究，提出了各自的假設(shè)與結(jié)論。田中蘭等[6]提出頁(yè)巖氣井套管損壞是多種因素耦合作用造成的，建立了多因素耦合套管應(yīng)力計(jì)算評(píng)價(jià)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(duì)套管損壞的影響機(jī)理。于浩等[7-8]采用數(shù)值模擬方法解釋了頁(yè)巖氣壓裂過程中井周巖石破碎、地層巖性降低、原始地應(yīng)力場(chǎng)重新分布等對(duì)套管擠毀的影響，并提出采用較大壁厚套管解決套損問題。Sugden等[9-10]認(rèn)為固井質(zhì)量差是頁(yè)巖氣井套管損壞的主要原因，通過數(shù)值計(jì)算提出采用避免水泥環(huán)局部缺失、竄槽、避免套管偏心的方法來(lái)解決套管擠毀，但對(duì)局部載荷的影響沒有進(jìn)行深入討論。Yin等[11]討論了壓裂前后井筒溫度變化引起的環(huán)空增壓是套管擠毀失效的重要影響因素。戴強(qiáng)[12]將套損原因初步劃分為強(qiáng)度削弱和外載荷變化兩種類型，并提出水泥環(huán)破壞后可能形成局部應(yīng)力集中，但未對(duì)局部應(yīng)力集中做詳細(xì)計(jì)算研究。本文主要對(duì)頁(yè)巖氣套管受局部載荷作用時(shí)套管的擠壓屈服變形情況進(jìn)行探討，以期為頁(yè)巖氣井套管變形的解釋及其控制提供參考。

1 局部載荷形成機(jī)理

頁(yè)巖氣地層的特殊性包括頁(yè)巖吸水蠕變后強(qiáng)度降低，頁(yè)巖儲(chǔ)層裂縫發(fā)育，頁(yè)巖層理發(fā)育等性質(zhì)與常規(guī)儲(chǔ)層存在較大差異。在多級(jí)體積壓裂施工過程中，在固井質(zhì)量、溫度的周期變化、內(nèi)壓變化等多種條件共同影響下，造成套管外壁受到局部載荷。

1.1 固井質(zhì)量的影響

頁(yè)巖氣水平井的水平段較長(zhǎng)，在水平段中達(dá)到較好的固井質(zhì)量比垂直井困難。威遠(yuǎn)WH1頁(yè)巖氣井固井質(zhì)量顯示，該井出現(xiàn)多處套管損壞且井下工具無(wú)法下入的井段正是水平段出現(xiàn)非常嚴(yán)重的固井質(zhì)量問題的位置[13]。國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)水泥環(huán)竄槽或缺失的研究結(jié)果表明，水泥環(huán)缺失將造成套管外壁的載荷分布發(fā)生變化。存在水泥的部分受到地應(yīng)力載荷的作用，而缺少水泥的部分則受到流體壓力的作用。

1.2 溫度的影響

頁(yè)巖氣井進(jìn)行水平井分段多級(jí)體積壓裂時(shí)，壓裂液的溫度為地面溫度，壓裂過程中水平井井眼附近溫度降低，停止壓裂后井內(nèi)溫度恢復(fù)，井眼附近也經(jīng)歷溫度的周期變化。從而導(dǎo)致套管—水泥環(huán)因溫度降低而產(chǎn)生較大的溫度應(yīng)力。Sugden C等的研究成果顯示，壓裂施工0.5 h后，套管附近的溫度就降到壓裂液的地面溫度。

對(duì)于溫度變化引起的套管—水泥環(huán)受力與破壞，采用彈性力學(xué)中溫度應(yīng)力的計(jì)算方法進(jìn)行求解。研究結(jié)果表明，距離井眼40 mm的地層受溫度變化產(chǎn)生的Drucker—Prager應(yīng)力最高，達(dá)到105 MPa。壓裂過程溫度應(yīng)力及壓裂對(duì)水泥環(huán)屈服破壞的研究結(jié)果表明，頁(yè)巖氣壓裂過程已經(jīng)造成了井眼周圍固井水泥環(huán)的損壞[14]。破壞后的水泥環(huán)失去封隔壓裂液的作用，壓裂液將在環(huán)空中流動(dòng)。

1.3 施工作業(yè)的影響

頁(yè)巖氣多級(jí)壓裂具有泵壓大、壓裂液注入量大、注入速度快的特點(diǎn)[15-16]。在壓裂過程中，井眼附近的套管、水泥環(huán)、地層的溫度會(huì)迅速降低至壓裂液溫度（壓裂液地面溫度）。壓裂過程中，井筒內(nèi)壓力的周期變化可導(dǎo)致在第一界面或第二界面上產(chǎn)生微環(huán)隙，造成水泥環(huán)密封失效。頁(yè)巖氣井壓裂過程中，套管內(nèi)壓由15 MPa逐漸升高到65～85 MPa?？紤]溫度應(yīng)力對(duì)套管—水泥環(huán)—地層系統(tǒng)徑向應(yīng)力的影響，并且假設(shè)壓裂過程中在交界面處未出現(xiàn)裂縫，則第一界面和第二界面處的徑向應(yīng)力隨套管內(nèi)壓變化情況如圖1所示。

圖1中點(diǎn)1處為第一界面開始產(chǎn)生微環(huán)隙的臨界內(nèi)壓，點(diǎn)2處為第二界面開始產(chǎn)生微環(huán)隙的臨界內(nèi)壓。套管與水泥環(huán)接觸面存在徑向應(yīng)力及界面膠結(jié)作用，在射孔位置較高的水壓及套管—水泥環(huán)受冷的軸向拉力綜合作用下，接觸面水泥環(huán)屈服造成環(huán)空存在微環(huán)隙，為高壓流體進(jìn)入套管—水泥環(huán)環(huán)形空間提供了通道。

圖1 壓裂過程中界面徑向應(yīng)力變化圖

1.4 局部載荷的形成

通過前面的分析可知，頁(yè)巖氣水平井體積壓裂造成固井失效，不能有效封隔壓裂液，壓裂液在環(huán)空中流動(dòng)。當(dāng)壓裂液遇到具有原始裂縫的頁(yè)巖巖石時(shí)，原始裂縫起裂并造成井眼周圍存在裂縫的地層巖石發(fā)生滑動(dòng)。在水泥環(huán)缺失或未有效封固井眼環(huán)空的情況下，水泥石在地應(yīng)力的作用下被擠壓在套管上，而套管外壁上未被水泥環(huán)保護(hù)的部分則受地層壓力作用，這樣就形成了套管外壁上局部受地應(yīng)力載荷。

2 局部載荷模型

套管既受到地層流體載荷作用又受到地層巖石擠壓載荷作用，需要對(duì)所受載荷進(jìn)行簡(jiǎn)化處理，然后建立有限元模型求解局部載荷作用下套管的應(yīng)力。

2.1 受力模型簡(jiǎn)化

失去水泥環(huán)保護(hù)的套管將直接受到在地層巖石或地層流體的作用力，套管上的作用力如圖2所示。

圖2 套管等效均勻載荷與等效局部載荷受力模型圖

從圖2中可以看出，藍(lán)色部分表示水泥環(huán)缺失，套管外壁受流體壓力作用。水泥環(huán)完好部分的套管受到地應(yīng)力作用。當(dāng)水泥環(huán)作用在套管外壁上的載荷與流體壓力存在差異時(shí)，通過疊加原理，將套管受到的載荷分解為等效局部載荷與等效均勻載荷的合力作用。其中，等效均勻載荷（圖2-a）與等效局部載荷（圖2-b）的計(jì)算表達(dá)式如式（1）～（2）所示。由彈性力學(xué)中的拉梅公式計(jì)算可知，等效均勻載荷對(duì)套管的屈服變形影響很小。本文主要考慮對(duì)等效局部載荷作用下套管應(yīng)力與變形進(jìn)行計(jì)算。

等效均勻載荷：

等效局部載荷：

式中σu表示等效均勻載荷，MPa；σp表示流體壓力，MPa；σe表示等效局部載荷，MPa；σs表示地應(yīng)力，MPa。

2.2 等效均勻載荷計(jì)算

考慮均勻載荷作用對(duì)套管的受力及應(yīng)力狀態(tài)的影響，采用彈性力學(xué)中的拉梅公式對(duì)套管的受力進(jìn)行計(jì)算。同時(shí)考慮套管內(nèi)壁受靜液壓力，套管外壁受等效均勻載荷，則套管受均勻載荷的計(jì)算表達(dá)式為：

式中σr表示徑向應(yīng)力，MPa；a表示套管內(nèi)徑，m；b表示套管外徑，m；r表示受力點(diǎn)距井眼中心的距離，m；σθ表示周向應(yīng)力，MPa；σi表示套管內(nèi)壓，MPa；σo表示套管外壁載荷，MPa。τrθ表示剪應(yīng)力，Mpa。

由上述表達(dá)式可知，套管在均勻載荷下不受剪切應(yīng)力。假設(shè)套管外壁受40 MPa等效均勻載荷作用，當(dāng)套管內(nèi)壓為分別為0 MPa、10 MPa、20 MPa、30 MPa、40 MPa時(shí)，套管內(nèi)壁上的Mises應(yīng)力分別為206 MPa、171 MPa、137 MPa、103 MPa、69 MPa，不會(huì)造成套管的屈服變形。通過與后文研究的套管受等效局部載荷時(shí)的應(yīng)力進(jìn)行疊加，可以求得頁(yè)巖氣井中套管的應(yīng)力狀態(tài)。

2.3 等效局部載荷建模

局部載荷作用下套管受力與變形的計(jì)算既要考慮等效均勻載荷作用，又要考慮等效局部載荷作用。等效均勻載荷作用下套管的應(yīng)力可使用常規(guī)的拉梅公式進(jìn)行計(jì)算。而對(duì)于等效局部載荷作用下套管受力與變形則采用ANSYS數(shù)值模擬進(jìn)行計(jì)算。關(guān)于載荷范圍、套管壁厚、套管外徑對(duì)套管應(yīng)力與變形的影響，則通過ANSYS有限元軟件分別討論局部載荷作用下套管對(duì)上述因素的敏感性分析。

通過ANSYS有限元軟件對(duì)套管局部受載荷時(shí)套管的變形與屈服狀態(tài)進(jìn)行有限元建模。由于套管徑向尺寸遠(yuǎn)小于井眼軸向長(zhǎng)度，可將研究模型簡(jiǎn)化為平面應(yīng)變問題。模型采用Solid 4node 183單元進(jìn)行網(wǎng)格劃分、應(yīng)力與變形求解，ANSYS模型示意圖如圖2-b所示，網(wǎng)格劃分方式已在圖中表示。根據(jù)套管截面的對(duì)稱性可取套管圓環(huán)的1/4進(jìn)行計(jì)算。

壓裂過程中，套管內(nèi)壓增大，內(nèi)壁受徑向均勻壓力變化，套管抗均勻內(nèi)壓、抗均勻外擠能力強(qiáng)，對(duì)套管屈服變形影響較小，且平衡了部分局部載荷，有利于降低套管的擠毀。由前面所述，當(dāng)套管內(nèi)壓降低，局部載荷作用在套管外壁，產(chǎn)生的局部載荷將對(duì)套管的屈服產(chǎn)生較大影響。

針對(duì)上述模型，設(shè)置如下假設(shè)的邊界條件：①由套管的對(duì)稱性可設(shè)模型中A點(diǎn)在x方向固定不動(dòng)，在y軸方向可發(fā)生變形和移動(dòng)；②同理，由對(duì)稱性可設(shè)模型中B點(diǎn)在y軸方向固定不動(dòng)，由于x軸向受水泥環(huán)、地層限制，亦可設(shè)為不動(dòng)點(diǎn)。③套管內(nèi)邊界載荷設(shè)為0 MPa，外邊界非局部載荷作用范圍內(nèi)載荷設(shè)為0 MPa。局部載荷大小為σe，作用范圍的角度為。

套管的材料性能參數(shù)：①?gòu)椥阅Ａ繛?10 GPa；②泊松比為0.3；③屈服極限為830 MPa；④剪切模量為8 000 MPa。

3 套管應(yīng)力與變形的敏感性討論

通過前文建立的套管局部載荷有限元計(jì)算模型，考慮局部載荷范圍、套管外徑和套管壁厚3種不同因素對(duì)套管應(yīng)力與變形的影響規(guī)律。

3.1 載荷范圍的影響

首先考慮局部載荷范圍變化，設(shè)計(jì)套管外徑為127.0 mm，壁厚為12 mm。當(dāng)載荷范圍（）分別為5°、15°、25°、35°、45°時(shí)，計(jì)算套管的最大Mises應(yīng)力及變形隨等效局部徑向載荷（σe）的變化情況，套管Von-Mises應(yīng)力計(jì)算結(jié)果如圖3-a所示，套管變形計(jì)算結(jié)果如圖3-b所示。

由圖3-a可以看出，套管的最大Mises應(yīng)力隨著套管外壁等效局部載荷范圍的增大而逐漸增大。套管達(dá)到屈服極限之前，最大Mises應(yīng)力隨著局部載荷的增大而線性增大，且載荷范圍越大增速越快；達(dá)到屈服極限后，套管Mises應(yīng)力基本保持不變。當(dāng)載荷范圍小于25°時(shí)，即使局部載荷達(dá)到40 MPa，套管的最大Mises應(yīng)力也小于屈服極限。當(dāng)載荷范圍大于25°時(shí)，Mises應(yīng)力增加較快，當(dāng)局部載荷達(dá)到26 MPa后套管Mises應(yīng)力大于套管屈服極限。

圖3 不同局部載荷分布下的套管Von-Mises應(yīng)力曲線及徑向變形曲線圖

3.2 套管外徑的影響

套管外徑的變化將對(duì)套管抗局部載荷變形的能力產(chǎn)生較大影響。由本文2.3可知，相同載荷條件下局部載荷范圍為45°時(shí)套管變形最大，故將套管局部載荷范圍設(shè)定為45°，套管的壁厚設(shè)定為12 mm，研究外徑變化對(duì)套管受力及變形的影響。水平段套管外徑分別取油氣井套管設(shè)計(jì)常用的114.3 mm、127.0 mm、139.7 mm、168.3 mm、177.8 mm，計(jì)算套管的最大Mises應(yīng)力及徑向變形隨等效局部載荷σe的變化情況。套管的Von-Mises應(yīng)力如圖4-a所示，套管變形量計(jì)算結(jié)果如圖4-b所示。

圖4 不同外徑套管受局部載荷時(shí)的Von-Mises應(yīng)力曲線與徑向變形曲線圖

圖4 -a中可以看出，相同局部載荷情況下，隨著套管外徑的增大，套管Mises應(yīng)力增大。套管外徑為144.3 mm時(shí)Mises應(yīng)力小于屈服極限，發(fā)生彈性變形。其余外徑尺寸為127.0 mm、139.7 mm、168.3 mm、177.8 mm的套管達(dá)到屈服極限時(shí)的最大局部載荷分別為30 MPa、24 MPa、18 MPa、16 MPa。從圖4-a與圖4-b的對(duì)比可知，套管Mises應(yīng)力與套管變形量的變化趨勢(shì)相同。當(dāng)套管外徑為168.3 mm、177.8 mm時(shí)，套管變形隨局部載荷變化較快，局部載荷分別為18 MPa和16 MPa即開始出現(xiàn)屈服變形，且當(dāng)局部載荷20 MPa時(shí)套管的徑向變形量分別達(dá)到5 mm和8 mm。

四川盆地頁(yè)巖氣開發(fā)使用的套管外徑主要為127.0 mm，根據(jù)計(jì)算可知，套管發(fā)生屈服變形最小等效局部載荷為30 MPa。如果考慮壓裂過程中形成微環(huán)隙而造成壓裂液壓力在套管外壁形成局部液壓載荷，由于液壓載荷遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于30 MPa。因此套管已達(dá)到屈服極限而發(fā)生屈服變形。

3.3 套管壁厚的影響

套管壁厚的選擇主要根據(jù)井底情況，以保證套管安全服役為原則。四川頁(yè)巖氣井主要使用壁厚為9.17 mm和12.14 mm的兩種套管。考慮到目前套管在井底變形較為嚴(yán)重的嚴(yán)峻情況，今后的頁(yè)巖氣開發(fā)可能還會(huì)遇到更加復(fù)雜地層條件而要求壁厚更大的套管。因此模擬計(jì)算了套管壁厚分別為9 mm、10 mm、11 mm、12 mm，13 mm，14 mm時(shí)套管的應(yīng)力及變形，研究局部載荷對(duì)套管損壞的影響。

套管外徑設(shè)為現(xiàn)場(chǎng)常用的127.0 mm，套管局部載荷范圍設(shè)定為45°。隨著壁厚的增大，計(jì)算所得套管的最大Mises應(yīng)力及變形隨等效局部載荷的變化情況如圖5所示。

由圖5-a中可以看出，套管壁越厚，最大Mises應(yīng)力越小，越能保證套管不被擠毀。當(dāng)局部載荷達(dá)到40 MPa時(shí)，要求套管壁厚大于14 mm才能保證套管最大Mises應(yīng)力小于套管的屈服極限。壁厚小于12 mm的套管較易屈服。壁厚分別為12 mm、11 mm、10 mm、9 mm的套管受局部載荷作用時(shí)，套管達(dá)到屈服極限的載荷分別為30 MPa、24 MPa、20 MPa、18 MPa，遠(yuǎn)遠(yuǎn)低于套管設(shè)計(jì)的最小抗外擠強(qiáng)度。

圖5 不同壁厚套管受局部載荷時(shí)的Von-Mises應(yīng)力曲線與徑向變形曲線圖

由圖5-b中可以看出，當(dāng)套管壁厚大于13 mm后，套管能夠承受40 MPa的局部載荷而不發(fā)生屈服變形。套管壁厚較小時(shí)，達(dá)到屈服極限后，將產(chǎn)生屈服變形，且變形量迅速增加，從而造成的套管內(nèi)徑減小使作業(yè)工具無(wú)法正常下入，如圖5-b中的壁厚小于13 mm的套管變形曲線。通過分析可知，為使局部載荷作用時(shí)套管不發(fā)生屈服變形，在四川盆地頁(yè)巖氣井套管設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)考慮對(duì)目前使用的套管壁厚進(jìn)行優(yōu)化，保證設(shè)計(jì)的壁厚滿足現(xiàn)場(chǎng)施工作業(yè)時(shí)對(duì)套管強(qiáng)度的要求，確保氣井的高產(chǎn)、穩(wěn)產(chǎn)。

3.4 算例分析

前文分析了套管外徑和壁厚對(duì)局部載荷條件下套管應(yīng)力和變形的影響規(guī)律。針對(duì)套管壁厚和外徑的影響，按照局部載荷條件的服役環(huán)境，對(duì)套管壁厚和外徑進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)，分別計(jì)算壁厚為11 mm、12 mm、13 mm、14 mm、15 mm的套管在每口井中的應(yīng)力與屈服狀態(tài)。其中，局部載荷范圍設(shè)定為45°，套管壁厚及外徑等參數(shù)如表1所示，計(jì)算結(jié)果如圖6所示。

表1 頁(yè)巖氣井套管設(shè)計(jì)參數(shù)表

圖6 套管壁厚優(yōu)化計(jì)算圖

從圖6中可以看出，1號(hào)頁(yè)巖氣開發(fā)井，設(shè)計(jì)套管壁厚為12.14 mm即可滿足套管不發(fā)生屈服變形的要求。2號(hào)～4號(hào)氣井設(shè)計(jì)套管壁厚均小于按照局部載荷計(jì)算所得的套管不發(fā)生屈服變形的最小壁厚15 mm，所以在局部載荷作用下套管會(huì)發(fā)生屈服變形。5號(hào)井使用了屈服強(qiáng)度較高的TP125套管，局部載荷作用時(shí)套管不發(fā)生屈服變形的最小套管壁厚為14 mm。2號(hào)井所在區(qū)塊最新使用的P110鋼級(jí)、壁厚為12.14 mm的套管仍然出現(xiàn)了嚴(yán)重的套損問題，需要進(jìn)行進(jìn)一步的優(yōu)化設(shè)計(jì)，同時(shí)算例計(jì)算的結(jié)果也證明了本文采用局部載荷模型分析套管的應(yīng)力與變形能夠較好地符合現(xiàn)場(chǎng)實(shí)際，能夠?yàn)楝F(xiàn)場(chǎng)套管設(shè)計(jì)提供技術(shù)參考。

避免局部載荷的產(chǎn)生有助于提高套管的完整性。井眼軌道設(shè)計(jì)及鉆井過程中應(yīng)使井眼盡量小并且合理鉆遇天然裂縫發(fā)育的巖層，既能保證安全鉆井又能提高固井質(zhì)量，降低水泥環(huán)缺失情況的發(fā)生。增加環(huán)空封隔能力，減少壓裂過程地層滑動(dòng)形成套管局部載荷的概率，可降低套管變形的風(fēng)險(xiǎn)。

4 結(jié)論與建議

本文針對(duì)四川長(zhǎng)寧—威遠(yuǎn)頁(yè)巖氣井套管損壞問題，對(duì)局部載荷作用下套管的變形問題進(jìn)行了研究，并得出以下結(jié)論：

1）頁(yè)巖氣水平井固井質(zhì)量差，井眼周圍溫度及套管內(nèi)壓的周期變化造成固井失效，對(duì)引起頁(yè)巖儲(chǔ)層原始裂縫在壓裂液的影響下起裂而產(chǎn)生儲(chǔ)層巖石滑動(dòng)，最終造成套管受到局部載荷作用。

2）頁(yè)巖氣井出現(xiàn)的局部載荷使套管的抗外擠強(qiáng)度嚴(yán)重降低。局部載荷范圍、套管外徑、套管壁厚對(duì)局部載荷作用時(shí)套管的變形產(chǎn)生較大影響。減小套管外徑，增大壁厚有利于減小套管的屈服變形。

3）考慮局部載荷，目前四川盆地頁(yè)巖氣套管設(shè)計(jì)壁厚不能滿足局部載荷作用時(shí)套管的強(qiáng)度要求，需要對(duì)套管壁厚及外徑進(jìn)行進(jìn)一步的優(yōu)化設(shè)計(jì)，保證套管不發(fā)生屈服變形，保障四川盆地頁(yè)巖氣的高效開發(fā)。

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(修改回稿日期 2016-09-08 編 輯 凌 忠)

Effects of local load on shale gas well casing deformation

Liu Kui, Gao Deli, Wang Yanbin, Liu Yongsheng
(MOE Key Laboratory of Petroleum Engineering//China University of Petroleum, Beijing 102249, China)

In this paper, the cementing quality of shale gas horizontal wells in the Changning Block, Sichuan Basin, was analyzed. It is indicated that shale gas well casing deformation is dominantly caused by the local load induced by the periodic variation of casing internal pressure and the temperature stress in the process of fracturing. Therefore, a stress calculation model for the casing under local load was established. Then, the stress and deformation of in-operation casings under local load was analyzed by using the finite element numerical method. Finally, the effects of local load range, casing wall thickness and casing external diameter on the stress and the deformation of P110 casing which was used in this block were investigated by increasing the local load linearly. It is shown that the casing deformation is the maximum when the load range is 45°. Increasing casing wall thickness and reducing casing outer diameter are favorable for the reduction of casing deformation; and that the casing radial deformation is 4.8 mm when the local equivalent load is 40 MPa, and yield deformation will not occur if the casing wall is thicker than 13 mm. Actual data analysis of shale gas wells shows that the wall thickness of the casings currently used in Changning Block cannot meet the requirement if the effect of local load is taken into account. Therefore, the casing wall should be thickened. In order to prevent the generation of local load and reduce casing deformation, it is recommended to optimize the design of well trajectory to drill the strata with developed natural fractures appropriately and improve cementing quality. The study results can be used as a reference for the casing design of shale gas horizontal wells.

Sichuan Basin; Changning Block; Shale gas; Fracturing; Load; Casing deformation; Numerical simulation; Well cementation; Cement sheath; Casing design

10.3787/j.issn.1000-0976.2016.11.010

劉奎等.局部載荷對(duì)頁(yè)巖氣井套管變形的影響.天然氣工業(yè)，2016, 36(11): 76-82.

NATUR. GAS IND. VOLUME 36, ISSUE 11, pp.76-82, 11/25/2016. (ISSN 1000-0976; In Chinese)

國(guó)家自然科學(xué)基金創(chuàng)新研究群體項(xiàng)目“復(fù)雜油氣井鉆井與完井基礎(chǔ)研究”（批準(zhǔn)號(hào)：51521063）、國(guó)家科技重大專項(xiàng)課題“鉆井工藝及井筒工作液關(guān)鍵技術(shù)研究”（編號(hào)：2016YFC0303303）。

劉奎，1987年生，博士；主要從事油氣井管柱力學(xué)與井筒完整性方面的研究工作。地址:（102249）北京市昌平區(qū)府學(xué)路18號(hào)。電話：18810805629。ORCID: 0000-0002-7229-6010。E-mail: liukui_2006@163.com

高德利，1958年生，中國(guó)科學(xué)院院士，教授，博士生導(dǎo)師，博士。地址：（102249）北京市昌平區(qū)府學(xué)路18號(hào)。E-mail: gaodeli@cast.org.cn