程 萬(wàn), 金 衍, 盧運(yùn)虎

(1.中國(guó)石油大學(xué)(北京)石油工程學(xué)院，北京 102249；2.油氣資源與探測(cè)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室(中國(guó)石油大學(xué)(北京))，北京 102249)

側(cè)鉆作為深部縫洞型儲(chǔ)層挖潛增儲(chǔ)的有效方式，在油田現(xiàn)場(chǎng)的使用越來(lái)越多[1-2]。隨著油田開(kāi)發(fā)的不斷深入，大部分老井含水率上升，裸眼段水淹嚴(yán)重。塔河油田老井側(cè)鉆過(guò)程中存在避水和垂深的限制，造斜點(diǎn)主要選在儲(chǔ)層上部桑塔木組泥巖段，造斜過(guò)程中井壁易發(fā)生垮塌掉塊，鉆進(jìn)過(guò)程中時(shí)常發(fā)生起下鉆遇阻、卡鉆等復(fù)雜情況，給鉆井完井帶來(lái)困難。該類(lèi)鉆井故障大部分由硬脆性泥巖井壁失穩(wěn)所致，由于地層存在層理面，鉆井過(guò)程中鉆井液密度的控制顯得尤為重要[3-8]。早期研究硬脆性泥頁(yè)巖井壁坍塌時(shí)，過(guò)分強(qiáng)調(diào)地應(yīng)力及巖石強(qiáng)度的作用,而很少考慮水化效應(yīng)[9-13]。對(duì)于側(cè)鉆井段的泥巖地層，由于井壁圍巖裸露于鉆井液中的時(shí)間較長(zhǎng)，井壁穩(wěn)定性受地應(yīng)力作用、鉆井液浸泡、井眼軌跡及地層產(chǎn)狀等因素的綜合影響，因此井壁穩(wěn)定研究具有如下特點(diǎn)：1)井眼彎曲，井周應(yīng)力復(fù)雜多變；2)造斜段巖性復(fù)雜，泥質(zhì)含量較高，井壁坍塌呈現(xiàn)周期性；3)泥巖層理發(fā)育，層理面與井眼軌跡的相互關(guān)系復(fù)雜，難以表征；4)目前還沒(méi)有一套從室內(nèi)試驗(yàn)到建立模型再到現(xiàn)場(chǎng)應(yīng)用的系統(tǒng)分析流程。

基于此，筆者從分析側(cè)鉆段泥巖組分特征、微觀結(jié)構(gòu)出發(fā)，進(jìn)行了含不同幾何特征層理泥巖強(qiáng)度評(píng)價(jià)試驗(yàn)，并構(gòu)建了井壁圍巖強(qiáng)度破壞條件，分析了側(cè)鉆段泥巖井壁圍巖失穩(wěn)原因。同時(shí)，采用斜井井周應(yīng)力分布公式，選用桑塔木組井壁圍巖強(qiáng)度破壞條件，建立了造斜井段維持井壁穩(wěn)定井底壓力的地質(zhì)力學(xué)模型，該模型考慮了層理面產(chǎn)狀、井眼軌跡及地應(yīng)力的綜合影響，計(jì)算了維持井壁穩(wěn)定的最小坍塌壓力，并提出了側(cè)鉆井井段井壁穩(wěn)定的工程措施，以期為保證側(cè)鉆井段井壁穩(wěn)定提供借鑒。

1 側(cè)鉆井段泥巖物理化學(xué)特征

1.1 側(cè)鉆段泥巖礦物組分及微觀結(jié)構(gòu)分析

借助X衍射儀和電鏡掃描儀，對(duì)TKX-CH井6 240.0～6 246.8 m側(cè)鉆段3處不同井深的泥巖巖屑全巖礦物和黏土礦物組分及微觀結(jié)構(gòu)進(jìn)行了分析，結(jié)果見(jiàn)表1、表2和圖1。

表1TKX-CH井桑塔木組巖樣全巖礦物分析結(jié)果

Table1AnalysisofmineralcomponentsofrockinSantamuFormationinWellTKX-CH

井段/m質(zhì)量分?jǐn)?shù),%石英鉀長(zhǎng)石斜長(zhǎng)石方解石白云石黏土礦物6 240.0^6 246.830.20.910.311.77.539.425.20.89.234.66.523.731.82.510.520.26.029.0

表2TKX-CH井桑塔木組巖樣黏土礦物相對(duì)質(zhì)量分?jǐn)?shù)

Table2AnalysisofmineralcomponentsofclayinSantamuFormationinWellTKX-CH

井段/m黏土礦物相對(duì)質(zhì)量分?jǐn)?shù),%蒙脫石伊蒙混層伊利石高嶺石綠泥石綠蒙混層混層比,%伊/蒙綠/蒙6 240.0^6 246.8—5226616—25——5122720—25——5422618—20—

圖1 TKX-CH井桑塔木組泥巖巖心電鏡掃描結(jié)果Fig.1 SEM analysis of a core from the Santamu Formation in Well TKX-CH

由表1、表2可知，桑塔木組黏土礦物質(zhì)量分?jǐn)?shù)達(dá)到30%。黏土礦物均以伊/蒙混層發(fā)育為特點(diǎn)，相對(duì)質(zhì)量分?jǐn)?shù)達(dá)到50%，其次為伊利石、綠泥石和高嶺石，其相對(duì)質(zhì)量分?jǐn)?shù)分別為22%～26%、16%～20%及6%。根據(jù)鉆井液行業(yè)劃分泥頁(yè)巖的標(biāo)準(zhǔn)，奧陶系泥巖屬于中硬至硬脆性泥巖。

由于硬脆性泥巖主要由石英、方解石組成，很少含黏土礦物，其地層的泥巖壓實(shí)程度較高，水平層理發(fā)育，泥巖裂隙發(fā)育。因此，當(dāng)它浸于水中時(shí)，很少會(huì)膨脹變軟。在鉆井過(guò)程中，鉆井液濾液沿層理面或微裂隙侵入，大大加劇了弱面填充物的水化和分散，減弱了泥巖的結(jié)合強(qiáng)度和層理面之間的結(jié)合力，使泥巖沿層理面或微裂隙裂開(kāi)。從圖1可以看出，鉆井液未浸泡前桑塔木組泥巖孔隙結(jié)構(gòu)致密，表面微裂縫和微孔發(fā)育，微縫和層理面定向排列，層理面中的填充物為黏土礦物；鉆井液浸泡后桑塔木組泥巖裂縫發(fā)育，呈擴(kuò)展趨勢(shì)，裂縫擴(kuò)展成片，局部由于裂縫擴(kuò)展形成大孔洞。

1.2 不同層理幾何特征泥巖的強(qiáng)度評(píng)價(jià)試驗(yàn)

硬脆性泥巖普遍發(fā)育裂縫、微裂縫及層理面，這些結(jié)構(gòu)面在力學(xué)上表現(xiàn)為弱面，而巖石強(qiáng)度往往受控于巖石中的弱面。為了研究弱面、鉆井液對(duì)泥巖強(qiáng)度的影響，在室內(nèi)對(duì)造斜段泥巖進(jìn)行定向取心并開(kāi)展強(qiáng)度試驗(yàn)，具體試驗(yàn)方案為：先在TKX-CH井定向取心的全尺寸巖心上標(biāo)定初始方位，取心過(guò)程中巖心軸線和初始垂直所取的巖心軸線按給定的0°，30°，45°，60°，75°和90°等6個(gè)角度和相對(duì)方位取心，利用TAW1000高溫高壓三軸巖石強(qiáng)度試驗(yàn)裝置進(jìn)行巖石強(qiáng)度試驗(yàn)，確定取心夾角及圍壓對(duì)泥巖抗壓強(qiáng)度的影響規(guī)律，試驗(yàn)結(jié)果如圖2所示。

圖2 不同圍壓下取心夾角與巖石抗壓強(qiáng)度參數(shù)擬合曲線Fig.2 Fitting curve of coring angles and rock strength under different confining pressures

根據(jù)圖2，利用弱面強(qiáng)度準(zhǔn)則擬合了不同圍壓下不同取心夾角與巖石強(qiáng)度的經(jīng)驗(yàn)公式[14]，弱面破壞準(zhǔn)則的表達(dá)式：

σ1=σ3tanβcot(β-22.943)+

(1)

本體破壞準(zhǔn)則的表達(dá)式：

σ1=96.73+3.732σ3

(2)

其中：σ1為軸向壓力，MPa；σ3為圍壓，MPa；β為弱面法向與σ1之間的夾角，(°)。

從圖2還可以看出，隨著取心角度的增大，巖石抗壓強(qiáng)度先減小后增大，存在一個(gè)最小臨界強(qiáng)度值。節(jié)理面對(duì)巖石抗壓強(qiáng)度的影響是一個(gè)復(fù)雜的過(guò)程，在相同作業(yè)條件下，巖石弱面的穩(wěn)定性明顯低于基質(zhì)巖塊的穩(wěn)定性；當(dāng)井眼周?chē)嬖诹芽p或節(jié)理等弱面時(shí)，井壁的穩(wěn)定性將受到弱面的影響而明顯降低，巖石更容易發(fā)生破壞。

2 側(cè)鉆井井壁穩(wěn)定力學(xué)模型

2.1 造斜段地層井周應(yīng)力分布狀態(tài)

井壁上各應(yīng)力分量分別可表示為[15]：

σr=pi-δφ(pi-pp)

(3)

σθ=Aσh+BσH+Cσv+(K1-1)pi-K1pp

(4)

σz=Dσh+EσH+Fσv+K1(pi-pp)

(5)

σθz=Gσh+HσH+Jσv

(6)

σrθ=σrz=0

(7)

其中A=cosΨ{cosΨ[1-2cos(2θ)]sin2Ω+

2sin(2Ω)sin(2θ)}+[1+2cos(2θ)]cos2Ω

(8)

B=cosΨ{cosΨ[1-2cos(2θ)]cos2Ω-

2sin(2Ω)sin(2θ)}+[1+2cos(2θ)]sin2Ω

(9)

C=[1-2cos(2θ)]sin2Ψ

(10)

D=sin2Ωsin2Ψ+2νsin(2Ω)cosΨsin(2θ)+

2νcos(2θ)(cos2Ω-sin2Ωcos2Ψ)

(11)

E=cos2Ωsin2Ψ-2νsin(2Ω)cosΨsin(2θ)+

2νcos(2θ)(sin2Ω-cos2Ωcos2Ψ)

(12)

F=cos2Ψ-2νsin2Ψcos(2θ)

(13)

G=-sin(2Ω)sinΨcosθ-sin2Ωsin(2Ψ)sinθ

(14)

H=sin(2Ω)sinΨcosθ-cos2Ωsin(2Ψ)sinθ

(15)

J=sin(2Ψ)sinθ

(16)

(17)

Ω=ZA-HA

(18)

式中：σr,σθ,σz,σrθ,σθz,σrz為柱坐標(biāo)中的應(yīng)力分量，MPa；σv為遠(yuǎn)場(chǎng)垂向應(yīng)力，MPa；σH,σh分別為遠(yuǎn)場(chǎng)最大、最小水平主應(yīng)力，MPa；pi為液柱壓力，MPa；pp為孔隙壓力，MPa；ν為泊松比；Ψ為井斜角，(°)；Ω為相對(duì)的井斜方位，(°)；ZA為井斜方位角，(°)；HA為最大水平主應(yīng)力方位角，(°)；θ為井周角，(°)；δ為井壁滲透系數(shù)，當(dāng)井壁不可滲透時(shí)為0、井壁滲透時(shí)為1；φ為孔隙度；α為有效應(yīng)力系數(shù)；K1為滲流效應(yīng)系數(shù)。

假設(shè)井壁濾餅完好，則不考慮鉆井液濾液的滲流效應(yīng)，造斜段中井壁上的最小、最大水平主應(yīng)力分別可表示為：

σ3=pi-δφ(pi-pp)

(19)

(20)

其中，σ1的作用面與z軸的交角γ可表示為：

(21)

2.2 造斜段地層井壁穩(wěn)定力學(xué)模型

傳統(tǒng)的井壁穩(wěn)定模型是基于平緩構(gòu)造地層建立的，而側(cè)鉆段井眼軌跡與地層相交狀態(tài)的改變給井壁穩(wěn)定的力學(xué)分析帶來(lái)難度。因此，需要建立考慮地應(yīng)力大小、方位、層理面產(chǎn)狀和井眼軌跡等因素的新井壁穩(wěn)定地質(zhì)力學(xué)模型(見(jiàn)圖3,標(biāo)尺代表井眼軸線與層理面的夾角)。

圖3 側(cè)鉆井段井壁穩(wěn)定地質(zhì)模型示意Fig.3 Geological model for wellbore stability in the side-tracked hole sections

當(dāng)圍巖沿層理面發(fā)生剪切破壞時(shí)，聯(lián)立式(1)、式(19)和式(20)，即可計(jì)算出造斜井段的井壁坍塌壓力當(dāng)量密度:

m[pi-δφ(pi-pp)-αpp]+n

(22)

其中m=tanβcot[β-φw(s)]

(23)

(24)

式中：Cw為弱面的黏聚力，MPa；φw為弱面的內(nèi)摩擦角，(°)。

當(dāng)圍巖發(fā)生本體剪切破壞時(shí)，聯(lián)立式(2)、式(19)和式(20)，即可計(jì)算出井壁坍塌壓力當(dāng)量密度的下限值:

(25)

式中：Cr為本體的黏聚力，MPa；φr為本體的內(nèi)摩擦角，(°)。

側(cè)鉆井段泥巖地層井壁失穩(wěn)力學(xué)模型，即式(22)、式(25)，是含鉆井液密度的非線性方程，通過(guò)求解非線性方程，便可獲得維持側(cè)鉆地層井壁穩(wěn)定的最小井底液柱壓力。

地應(yīng)力差越大，井壁應(yīng)力集中越嚴(yán)重，井壁穩(wěn)定性就越差。以裂縫傾角45°為例，通過(guò)不同差應(yīng)力比值研究地層應(yīng)力各向異性對(duì)井壁坍塌壓力當(dāng)量密度的影響，其結(jié)果見(jiàn)圖4(圓環(huán)表示井斜角，周向表示方位角)。從圖4可以看出，對(duì)于一定的側(cè)鉆方位，隨著差應(yīng)力比值的增大，維持井壁穩(wěn)定的鉆井液密度增大。

圖4 不同差應(yīng)力比值對(duì)坍塌壓力當(dāng)量密度的影響Fig.4 The influence of differential stress on critical mud weight

鉆井液作用時(shí)間對(duì)坍塌壓力當(dāng)量密度的影響如圖5所示。從圖5可以看出，隨著側(cè)鉆井段泥巖裸露在鉆井液中時(shí)間的增長(zhǎng)，巖石強(qiáng)度降低，相同井斜角和方位角條件下維持井壁穩(wěn)定的鉆井液密度增大，其增大程度與井斜角和方位角相關(guān)聯(lián)。當(dāng)井壁圍巖被鉆井液浸泡10 d后，在最大水平主應(yīng)力方位維持井壁穩(wěn)定的鉆井液密度由未浸泡時(shí)的1.55 kg/L升高到2.05 kg/L，井壁失穩(wěn)風(fēng)險(xiǎn)增大。

3 現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)

TKX-CH井是塔河油田11區(qū)的一口開(kāi)發(fā)井，完鉆井深6 090 m，后期對(duì)該井6 004～6 066 m裸眼段進(jìn)行射孔和酸化壓裂施工，均未見(jiàn)產(chǎn)能。為提高產(chǎn)能，對(duì)該井實(shí)施了側(cè)鉆作業(yè)，增斜井段為5 588～5 723 m，穩(wěn)斜井段為5 723～6 359 m，其實(shí)鉆垂直剖面如圖6所示。

圖5 鉆井液作用時(shí)間對(duì)坍塌壓力當(dāng)量密度的影響Fig.5 Collapsing time interval caused by soaking of drilling fluid

圖6 TKX-CH井實(shí)鉆垂直剖面Fig.6 Elevation profile of borehole trajectory of Well TKX-CH

后期作業(yè)中，該井發(fā)生起下鉆阻卡等多次復(fù)雜情況：下酸壓完井管柱至井深5 601 m遇阻，根據(jù)指示起出油管下鉆頭通井；下鉆至井深5 623 m遇阻，反復(fù)嘗試通過(guò)遇阻點(diǎn)都未成功，現(xiàn)場(chǎng)分析原因?yàn)樯Ｋ窘M泥巖井段替換成油田水后，井壁因鹽水浸泡剝落造成下鉆遇阻。圖7、圖8分別為奧陶系復(fù)雜泥巖造斜段井眼擴(kuò)大率和造斜段井下掉塊。

圖7 TKX-CH井復(fù)雜泥巖造斜段井徑變化Fig.7 Borehole diameter change in the shale section in Well TKX-CH

圖8 TKX-CH井復(fù)雜泥巖造斜段井下掉塊Fig.8 Corresponding failed rock in the shale section in Well TKX-CH

采用筆者建立的力學(xué)模型對(duì)TKX-CH井造斜段井壁穩(wěn)定性進(jìn)行分析表明，由于地層弱面的存在，側(cè)鉆泥巖地層坍塌壓力變化復(fù)雜，直井鉆井坍塌嚴(yán)重，斜井未必坍塌嚴(yán)重，實(shí)際擴(kuò)徑率也反映了這一點(diǎn)。該井側(cè)鉆點(diǎn)選擇桑塔木組埋深5 588.5 m處，利用力學(xué)模型計(jì)算出的坍塌壓力當(dāng)量密度為1.22 kg/L左右，實(shí)際采用鉆井液密度1.12 kg/L，導(dǎo)致實(shí)際鉆井過(guò)程中井徑擴(kuò)大嚴(yán)重，井徑擴(kuò)大率達(dá)到60%以上，掉塊嚴(yán)重(見(jiàn)圖8)；隨著井斜角的增大，計(jì)算所得坍塌壓力降低，當(dāng)井斜角達(dá)到設(shè)計(jì)的58°時(shí)，維持井壁穩(wěn)定的鉆井液密度降為1.11 kg/L(見(jiàn)圖9)，此時(shí)井徑擴(kuò)大率減小，井身質(zhì)量變好。因此，對(duì)于含地層弱面的泥巖，側(cè)鉆泥巖段井壁穩(wěn)定設(shè)計(jì)時(shí)必須依據(jù)地應(yīng)力狀態(tài)優(yōu)選合理的造斜方位，有效規(guī)避地層井壁圍巖坍塌失穩(wěn)風(fēng)險(xiǎn)高(坍塌壓力當(dāng)量密度高)的井段，降低安全鉆進(jìn)風(fēng)險(xiǎn)。

4 結(jié) 論

1) 隨著取心角度的增大，硬脆性泥巖地層巖石抗壓強(qiáng)度先減小后增大，存在一個(gè)最小臨界強(qiáng)度值。

2) 與基質(zhì)巖塊相比，同等條件下巖石弱面的穩(wěn)定性明顯要低，因此當(dāng)井周?chē)嬖诹芽p或節(jié)理等弱面時(shí)，巖石容易發(fā)生破壞，從而更容易發(fā)生井壁失穩(wěn)。

圖9 TKX-CH井造斜段井斜角對(duì)井壁穩(wěn)定的影響Fig.9 Influence of the deviation angle on borehole stability in Well TKX-CH

3) 建立了考慮層理面產(chǎn)狀、井眼軌跡及地應(yīng)力等因素的側(cè)鉆井段維持井壁穩(wěn)定井底壓力的地質(zhì)力學(xué)模型。利用該模型計(jì)算分析表明，地層弱面和井眼軌跡對(duì)坍塌壓力具有重要影響，隨著井斜角的增大，地層坍塌壓力先升高后降低，并存在臨界最低值。

4) 塔河油田桑塔木組泥巖段的試驗(yàn)表明，在提高鉆井液密度的同時(shí)，應(yīng)根據(jù)地應(yīng)力狀態(tài)優(yōu)選合理的造斜方位，才能有效降低地層井壁圍巖坍塌失穩(wěn)風(fēng)險(xiǎn)。

致謝：感謝中國(guó)留學(xué)基金委“國(guó)家建設(shè)高水平大學(xué)公派研究生項(xiàng)目”對(duì)本文第一作者在美國(guó)Georgia Institute of Technology聯(lián)合培養(yǎng)期間的資助。

參考文獻(xiàn)
References

[1] 周偉，耿云鵬，石媛媛.塔河油田超深井側(cè)鉆工藝技術(shù)探討[J].鉆采工藝，2010，33(4)：108-111.

Zhou Wei，Geng Yunpeng，Shi Yuanyuan.Discussion on ultra-deep sidetracking technology in Tahe Oilfield[J].Drilling & Production Technology，2010，33(4)：108-111.

[2] 何偉國(guó)，唐明，吳柳根.塔河油田深層側(cè)鉆水平井膨脹套管鉆井完井技術(shù)[J].石油鉆探技術(shù)，2013，41(5)：62-66.

He Weiguo，Tang Ming，Wu Liugen.Expandable casing drilling and completion technology in deep sidetracked horizontal wells of Tahe Oilfield[J].Petroleum Drilling Techniques，2013，41(5)：62-66.

[3] 金衍，陳勉.井壁穩(wěn)定力學(xué)[M].北京：科學(xué)出版社，2012：1-2.

神經(jīng)衰弱是一種以腦力和體力的虛弱感為特征的神經(jīng)癥。這些癥狀不能歸因于軀體疾病、腦器質(zhì)性病變或其他精神疾病,但病前可存在持久的情緒緊張和精神壓力。且由于精神過(guò)度緊張，嚴(yán)重影響了生理、心理健康，可有頭暈、頭痛、失眠、注意力不集中等諸多不適癥狀，給患者帶來(lái)生理和心理不適，易產(chǎn)生焦慮情緒[1]。神經(jīng)衰弱病患者中腦力勞動(dòng)者發(fā)病占96%以上，這也間接地說(shuō)明神經(jīng)衰弱與過(guò)度腦力勞動(dòng)有關(guān)。且長(zhǎng)期的精神或心理創(chuàng)傷，如家庭糾紛，婚姻不幸，失戀，鄰里關(guān)系緊張等，也會(huì)使人們精神過(guò)于緊張，心理負(fù)荷過(guò)重而出現(xiàn)神經(jīng)衰弱。其特點(diǎn)是：腦力工作不能持久,情緒不穩(wěn)定,易激惹、煩躁,睡眠障礙，是繼發(fā)于軀體或其他器質(zhì)性疾病。

Jin Yan，Chen Mian.Mechanics of wellbore stability[M].Beijing：Science Press，2012：1-2.

[4] 金衍，陳勉，陳治喜，等.弱面地層的直井井壁穩(wěn)定力學(xué)模型[J].鉆采工藝，1999，22(3)：13-14.

Jin Yan，Chen Mian，Chen Zhixi，et al.Mechanics model of sidewall stability of straight wells drilled through weakly consolidated formations[J].Drilling & Production Technology，1999，22(3)：13-14.

[5] 黃榮樽，陳勉，鄧金根，等.泥頁(yè)巖井壁穩(wěn)定力學(xué)與化學(xué)的耦合研究[J].鉆井液與完井液，1995,12(3)：15-21,25.

Huang Rongzun，Chen Mian，Deng Jingen，et al.Study on shale stability of wellbore by mechanics coupling with chemistry method[J].Drilling Fluid & Completion Fluid，1995,12(3)：15-21,25.

[6] Aadony B S.Modeling of the stability of highly inclined boreholes in anisotropic rock formations[R].SPE 16526,1998.

[7] 薛世峰，馬國(guó)順，葛洪魁，等.液-固-水化耦合形式的井眼穩(wěn)定性模型研究[J].石油鉆探技術(shù)，2007，35(1)：41-44.

[8] 王倩，王剛，蔣宏偉，等.泥頁(yè)巖井壁穩(wěn)定耦合研究[J].斷塊油氣田，2012，19(4)：517-521.

Wang Qian，Wang Gang，Jiang Hongwei，et al.Study on shale wellbore stability coupling[J].Fault-Block Oil and Gas Field，2012，19(4)：517-521.

[9] Hale A H，Mody F K.Experimental investigation of the influence of chemical potential on wellbore stability[R].IADC/SPE 23885,1992.

[10] Tan C P，Richards G,Rahman S S.Managing physical-chamical wellbore instability in shale with the chemical potential mechanism[R].SPE 36971,1996.

[11] 盧運(yùn)虎，陳勉，安生.頁(yè)巖氣井脆性頁(yè)巖井壁裂縫擴(kuò)展機(jī)理[J].石油鉆探技術(shù)，2012，40(4)：13-16.

Lu Yunhu，Chen Mian，An Sheng.Brittle shale wellbore fracture propagation mechanism[J].Petroleum Drilling Techniques，2012，40(4)：13-16.

[12] van Oort Eric，Hale A H，Mody F K,et al.Transport in shales and the design of improved water-based shale drilling fluids[R].SPE 28309,1996.

[13] Chen Guizhong，Chenevert M E，Sharma M M，et al.A study of wellbore stability in shales including poroelastic，chemical，and thermal effects[J].Journal of Petroleum Science and Engineering，2003，38(3/4)：167-176.

[14] 盧運(yùn)虎，陳勉，金衍，等.鉆井液浸泡下深部泥巖強(qiáng)度特征試驗(yàn)研究[J].巖石力學(xué)與工程學(xué)報(bào)，2012，31(7)：1399-1405.

Lu Yunhu，Chen Mian，Jin Yan，et al.Experimental study of strength properties of deep mudstone under drilling fluid soaking[J].Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering，2012，31(7)：1399-1405.

[15] Lu Yunhu，Chen Mian，Jin Yan.A mechanical model of borehole stability for weak planeformation under porous flow[J].Petroleum Science & Technology,2012,30(15):1629-1638.