張偉，李軍，2，張慧，王典，李托，劉懷亮

（1.中國石油大學(xué)（北京）石油工程學(xué)院，北京 102249；2.中國石油大學(xué)（北京）克拉瑪依校區(qū)，新疆 克拉瑪依 834000；3.中石油昆侖數(shù)智科技有限責(zé)任公司，四川 成都 610041；4.北京華美世紀(jì)國際技術(shù)有限公司，北京 102299）

0 引言

中石化威榮頁巖氣開發(fā)區(qū)塊地質(zhì)條件復(fù)雜、 地層最大水平主應(yīng)力和垂向主應(yīng)力差異小、 水平應(yīng)力差值大，為獲得好的增產(chǎn)改造效果，需要進(jìn)行大規(guī)模、超高壓壓裂。 自開發(fā)以來，該區(qū)面臨著嚴(yán)重的套管變形問題［1］。截至2020 年6 月， 統(tǒng)計(jì)的威榮區(qū)塊21 口井中，11 口出現(xiàn)了套管損壞變形問題，變形率高達(dá)52.4%。套管變形導(dǎo)致后續(xù)壓裂作業(yè)無法順利泵送橋塞， 嚴(yán)重影響了頁巖氣產(chǎn)能建設(shè)，增加了生產(chǎn)成本。

針對套管變形問題，國內(nèi)外學(xué)者開展了大量研究，目前普遍認(rèn)為水力壓裂過程中的斷層滑移是套管變形的主要原因，多數(shù)研究都以井筒附近斷層為核心展開。陳朝偉等［2-3］、張慧等［4］率先提出了此觀點(diǎn)，認(rèn)為斷層發(fā)育是套管剪切變形的內(nèi)因，而水力壓裂是外因。 李軍等［5-8］指出，壓裂過程中大量壓裂液進(jìn)入地層，改變了原始的地應(yīng)力狀態(tài)，斷層開始滑移，穿過此斷層的套管便會(huì)發(fā)生剪切破壞。 由斷層滑移導(dǎo)致的套管剪切變形影響因素可以分為工程因素和地質(zhì)因素兩大類。 郭雪利 等［9］、任 嵐 等［10］、Hu 等［11］、Yin 等［12］、Maxwell［13］和Mcgarr［14］等分別研究了固井、套管壁厚、射孔參數(shù)、套管與斷層夾角、 注入速率和注入體積等工程因素對斷層滑移引起的套管剪切變形的影響。地質(zhì)因素方面，高利軍等［15-16］研究顯示，斷層長度越長，套管變形程度越嚴(yán)重。 孫可明等［17］研究了地應(yīng)力差、斷層傾角、黏聚力以及內(nèi)摩擦角等因素對套管變形程度的敏感性。 此外，Zoback 等［18］還提出了斷層滑移導(dǎo)致的套管剪切量與斷層體積有關(guān)。

在套管變形防控措施方面，Xi 等［19］建立了套管變形模型， 提出遠(yuǎn)離裂縫發(fā)育帶鉆井或盡量平行于天然裂縫鉆進(jìn)，以減小套管縮徑。陳朝偉等［20］建立了地層裂縫與地應(yīng)力模型，研究了壓裂參數(shù)對套管變形的影響。但是，針對斷層滑移與套管變形關(guān)系的研究不夠深入，以往建立的二維計(jì)算模型并不能完全考慮斷層的影響因素， 有關(guān)斷層滑移導(dǎo)致的套管變形防控措施也不夠全面和具體。

本文考慮了裂縫尖端應(yīng)力場和斷層內(nèi)壓力擾動(dòng)2種斷層觸發(fā)機(jī)理，采用Mohr-Coulomb 判斷準(zhǔn)則，建立了三維水力壓裂誘發(fā)斷層滑移模型， 計(jì)算了不同斷層參數(shù)下的滑移剪切應(yīng)力降和滑移量。同時(shí)，建立了套管剪切變形有限元模型，設(shè)置斷層滑移量為邊界條件，間接研究了不同斷層參數(shù)對套管變形程度的影響， 采用威榮A 平臺(tái)井進(jìn)行驗(yàn)證，并提出了以斷層為核心的套管變形防控理念。

1 模型建立

1.1 斷層滑移量計(jì)算解析模型

基于二維壓裂參數(shù)與斷層滑移狀態(tài)模型， 考慮了斷層內(nèi)壓裂液壓力擾動(dòng)與水力裂縫尖端應(yīng)力場影響，建立了三維水力壓裂誘發(fā)斷層滑移模型（見圖1。 圖中σH為最大水平主應(yīng)力，σh為最小水平主應(yīng)力）。

圖1 三維水力壓裂誘發(fā)斷層滑移模型Fig.1 3D model of hydraulic fracturing-induced fault slip

圖1 中存在3 個(gè)平面： 平面Ⅰ為壓裂形成的水力裂縫，其延伸方向與σH方向平行；平面Ⅱ表示某一任意斷層，該斷層長度為L，傾角為α，與σH方向的夾角為β；平面Ⅲ與井筒共面，并垂直于垂直主應(yīng)力。在平面Ⅲ上建立一個(gè)直角坐標(biāo)系，平面Ⅱ與x 坐標(biāo)軸交于點(diǎn)A，與z軸交于點(diǎn)C，點(diǎn)B 為斷層的中點(diǎn)。A，B，C 3 點(diǎn)坐標(biāo)分別為向 量向 量BC為

采用排量Q 和泵壓p 進(jìn)行水力壓裂施工，理想情況下，頁巖地層形成雙翼對稱裂縫，裂縫尖端具有奇異性，產(chǎn)生的應(yīng)力場促使了斷層位置應(yīng)力重新分布。假設(shè)水力裂縫只發(fā)生了Ⅰ型破壞，也就是裂縫尖端張開，應(yīng)用彈性力學(xué)的方法，可以求出裂縫尖端附近位移場［21］：

式中：σxx，σxy，σyy分別為不同方向的應(yīng)力，MPa；KⅠ為Ⅰ型裂紋應(yīng)力強(qiáng)度因子；（r，θ）為以不斷擴(kuò)展的水力裂縫尖端為中心的極坐標(biāo)系；f11，f12，f22為不同方向的摩擦因數(shù)。

假設(shè)水力裂縫、斷層均為理想均質(zhì)的剛性平面，遵循線彈性力學(xué)準(zhǔn)則，水力裂縫僅發(fā)生張開破壞，且忽略斷層活動(dòng)對其影響，則壓裂之后點(diǎn)B的應(yīng)力狀態(tài)TB為

假設(shè)平面Ⅱ上法向向量n2=（a，b，c）， 則n2·BA=0，n2·BC=0。 當(dāng)b=1 時(shí)，計(jì)算n2為

平面Ⅱ上的單位法向向量n為

假設(shè)水力裂縫在垂直方向受垂直地應(yīng)力作用，點(diǎn)B在平面Ⅱ上的應(yīng)力矢量tB、法向應(yīng)力Tn、剪切應(yīng)力的平方分別為

式中：σv為垂向主應(yīng)力，MPa。

化簡式（6）得到剪切應(yīng)力Ts：

在壓裂過程中， 壓裂液通過地層微裂縫等途徑進(jìn)入斷層，促使斷層面上的法向應(yīng)力減小，可表示為

在水力裂縫尖端應(yīng)力場的間接影響和壓裂液進(jìn)入斷層的直接影響下， 當(dāng)斷層面上的有效法向應(yīng)力與剪切應(yīng)力滿足斷層滑移條件時(shí)， 斷層發(fā)生滑移進(jìn)而剪切套管，斷層面上的有效剪切應(yīng)力降為

式中：f0為摩擦因數(shù)。

將該模型中斷層滑移看作平面應(yīng)變， 忽略斷層在z軸上的位移，同時(shí)假設(shè)斷層滑移滿足如下邊界條件［22］：

1）斷層兩端間剪應(yīng)力為TS；

2）趨于斷層無窮遠(yuǎn)處的剪應(yīng)力為0。

以斷層的A點(diǎn)為坐標(biāo)原點(diǎn)，斷層面上應(yīng)力函數(shù)的極坐標(biāo)表達(dá)形式［23］為

式中：KⅡ?yàn)榈冖蝾悜?yīng)力強(qiáng)度因子。

斷層界面處某點(diǎn)的位移表達(dá)式為

式中：u，v，k分別為斷層在x，y，z方向的位移量；μ 為地層泊松比。

實(shí)際施工過程中， 斷層滑移受頁巖氣井多級(jí)壓裂影響，斷層的滑移總量等于位移的多次疊加：

式中：D為斷層滑移總量；i為斷層滑移次數(shù)。

1.2 斷層參數(shù)對有效剪切應(yīng)力降的影響

通常駐Ts值越大，斷層越容易發(fā)生滑移。 計(jì)算不同斷層參數(shù)（摩擦因數(shù)、地應(yīng)力、斷層角度等）下的 駐Ts，研究斷層參數(shù)對斷層滑移的影響。

1.2.1 摩擦因數(shù)

頁巖儲(chǔ)層中的斷層接觸面并非光滑表面， 摩擦因數(shù)代表斷層表面的粗糙程度。 聯(lián)立式（8）—（10），保持其他參數(shù)不變， 摩擦因數(shù)分別取0.6，0.7，0.8，0.9，1.0，計(jì)算不同壓裂時(shí)間下的有效剪切應(yīng)力降（見圖2）。

圖2 不同壓裂時(shí)間下駐Ts與f0 的關(guān)系Fig.2 Relationship between 駐Ts and f0 under different fracturing time

由圖2 可以看出： 斷層有效剪切應(yīng)力降隨斷層表面摩擦因數(shù)的增加而減小，即斷層表面越粗糙，斷層越難以滑動(dòng)；同時(shí)，壓裂時(shí)間越長，駐Ts變化量越??；低摩擦因數(shù)下駐Ts隨壓裂時(shí)間的變化量小于高摩擦因數(shù)下的變化量。

1.2.2 地應(yīng)力

地應(yīng)力是影響斷層滑移的重要因素， 地應(yīng)力的方向決定了斷層的滑移類型（走滑斷層、正/逆斷層），地應(yīng)力的大小影響著斷層滑移的難易程度。 通常在高地應(yīng)力下，較小的流體壓力擾動(dòng)會(huì)改變斷層的受力狀態(tài)，從而觸發(fā)斷層滑移［24］。

研究區(qū)XXH25-3 井地應(yīng)力較高，σH=87.49 MPa，σv=86.56 MPa， 地層壓力較大， 為66.47 MPa；XXH19-3井地應(yīng)力相對較低，σH=59.76 MPa，σv=56.60 MPa，地層壓力為33.22 MPa。 用地應(yīng)力不均勻系數(shù)δ（σh與σH的比值）來表征儲(chǔ)層水平地應(yīng)力的差異程度。 據(jù)統(tǒng)計(jì)，威榮頁巖氣區(qū)塊的水平地應(yīng)力差多在10～20 MPa，地應(yīng)力不均勻系數(shù)為0.6—1.0。 以XXH25-3 井和XXH19-3 井為例，聯(lián)立式（8）—（10），保持其他參數(shù)不變，地應(yīng)力不均勻系數(shù)分別取0.6，0.7，0.8，0.9，1.0， 計(jì)算斷層有效剪切應(yīng)力降（見圖3）。

圖3 不同壓裂時(shí)間下駐Ts與δ 的關(guān)系Fig.3 Relationship between 駐Ts and 啄under different fracturing time

由圖3 可見， 高地應(yīng)力下的駐Ts值大于低地應(yīng)力，駐Ts值隨著δ 的增大而減小，高地應(yīng)力下的減小速度大于低地應(yīng)力，最終δ=1 時(shí)的駐Ts值相近。 這說明高地應(yīng)力下斷層更容易發(fā)生滑移， 且高地應(yīng)力對δ 的敏感性更大。 處于水平應(yīng)力差大的高地應(yīng)力環(huán)境中的斷層極容易滑移，川南頁巖氣儲(chǔ)層大多處于這樣的開發(fā)環(huán)境。相反，在均勻水平地應(yīng)力環(huán)境下，地應(yīng)力的影響較小，斷層不容易發(fā)生滑移。

1.2.3 斷層傾角及其與σH方向的夾角

聯(lián)立式（8）—（10），保持其他參數(shù)不變，計(jì)算α 和β 對有效剪切應(yīng)力降的影響（見圖4）。

圖4 α，β 與 駐Ts的關(guān)系Fig.4 Relationship of α,β and 駐Ts

由圖4 可以看出，α 和β 對斷層滑移的影響并不是單一變化的。 α 在60°～90°、β 在20°～40°時(shí)，駐Ts值最大，斷層更容易滑移；而α 在60°～90°、β 在80°～90°時(shí)，駐Ts為負(fù)值，該角度的斷層幾乎難以滑動(dòng)。

圖4 中值得注意的有3 點(diǎn)。 一是α=90°、β=0°時(shí)，該角度附近的斷層亞平行于水力裂縫，容易滑移，在井眼軌跡設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)避免橫穿這些角度的斷層。 二是α=0°、β=0°時(shí)，該角度附近的斷層類似于巖性界面，水力壓裂過程中較易滑動(dòng)。這就可以解釋，穿過巖性界面處的套管常發(fā)生變形的情況。 這種低角度的斷層在川南頁巖儲(chǔ)層中少有，但巖性界面是一定存在的。 因此，水平鉆井過程中， 井眼軌跡的精準(zhǔn)控制尤為重要。 三是α=90°、β=90°時(shí)，斷層亞垂直于水力裂縫，壓裂過程中難以滑移，對套管影響相對較小。

2 斷層滑移及套管變形影響因素

頁巖氣開發(fā)過程中， 水平井井眼不可避免的會(huì)穿過斷層或巖性界面， 水力壓裂觸發(fā)的斷層滑移勢必會(huì)剪切套管，導(dǎo)致套管發(fā)生變形。由斷層參數(shù)與有效剪切應(yīng)力降的關(guān)系分析可知， 斷層參數(shù)與斷層滑移和套管剪切變形密切相關(guān)。

2.1 摩擦因數(shù)

保持其他參數(shù)不變， 取斷層摩擦因數(shù)分別為0.6，0.7，0.8，0.9，1.0，計(jì)算不同粗糙度摩擦面的斷層滑移量和套管位移量。在不同摩擦因數(shù)的有限元模型上，利用斷層滑移量，得到套管位移量和變形量（見圖5，圖中取壓裂2.5 h 后的數(shù)據(jù)進(jìn)行分析，Kc為套管位移量與斷層滑移量的比值）。

圖5 摩擦因數(shù)對斷層滑移量、套管位移量及套管變形量的影響Fig.5 Influence of friction factor on fault slippage,casing displacement and casing shear deformation

圖5a 表明，在壓裂2.5 h 后，摩擦因數(shù)對斷層滑移量和套管位移量影響較小。隨著斷層面粗糙度的增大，斷層滑移量和套管位移量都略微減小， 斷層滑移量減少了5.7%，套管位移量減少了6.5%。 結(jié)合圖2 有效剪切應(yīng)力降的分析， 在壓裂初期摩擦因數(shù)增大導(dǎo)致有效應(yīng)力降減小，進(jìn)而減小斷層滑移量，間接減小了套管變形的可能。但隨著壓裂的進(jìn)行，摩擦因數(shù)的影響越來越小。Kc可表示套管承受的斷層滑移量的大小，由水泥環(huán)厚度、彈性模量、泊松比以及套管鋼級(jí)、壁厚等因素決定。 通常Kc越小，說明井筒緩沖掉的斷層滑移量越多，套管的位移越小，套管保護(hù)得越好。在圖5a 中，改變斷層摩擦因數(shù)，Kc大小幾乎不變，保持在32.0%左右。 由圖5b 可見，隨著斷層摩擦因數(shù)的增大，套管變形量逐漸減小，但減小幅度較?。?.3%），說明壓裂后期摩擦因數(shù)的大小對套管變形影響很小。

2.2 斷層長度

保持其他參數(shù)不變， 計(jì)算斷層長度分別為200，300，400，500，600，700，800，900，1 000 m 時(shí)的斷層滑移量， 并利用有限元模型， 計(jì)算套管位移量和變形量（見圖6）。

圖6 斷層長度對斷層滑移量、套管位移量及套管變形量的影響Fig.6 Influence of fault length on fault slippage,casing displacement and casing shear deformation

由圖6 a 可見，隨著斷層長度的增加，斷層滑移量和套管位移量也相應(yīng)增大。 斷層長度從200 m 增加到1 000 m，斷層滑移量增加了55.2%，套管變形量增加了55.3%，影響較為明顯。 這可能是因?yàn)閿鄬右?guī)模越大，周圍巖體對其約束力越小，越易發(fā)生滑移。Kc隨斷層長度的增加幾乎保持不變， 說明斷層長度和斷層面摩擦因數(shù)對緩沖斷層滑移沒有影響。 由圖6b 可見，隨著斷層長度增大，套管變形量逐漸增大。 斷層長度從200 m增加到1 000 m， 套管變形量由9.0 mm 增加到20.1 mm，增幅明顯。說明斷層長度對套管變形影響較大，而實(shí)際工程中穿過同一大斷層的同排頁巖氣水平井確實(shí)更容易橋塞遇堵。因此，在井眼軌道設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)盡可能避開大斷層，特別是同排水平井穿過同一斷層的情況。

2.3 地應(yīng)力

保持其他參數(shù)不變， 以XXH25-3 井和XXH19-3井為例，研究地應(yīng)力大小對套管變形的影響（見圖7、圖8）。

圖7 地應(yīng)力對斷層滑移量和套管位移量影響Fig.7 Influence of in-situ stress on fault and casing displacement

圖8 不同地應(yīng)力下的套管變形量Fig.8 Casing deformation under different in-situ stress

由圖7 可知， 在高地應(yīng)力下斷層滑移量和套管位移量更大。 XXH25-3 井?dāng)鄬踊屏孔畲鬄?77.8 mm，套管位移量最大為89.3 mm， 均為XXH19-3 井的1.4倍。 同時(shí)，隨著地應(yīng)力不均勻系數(shù)的增大，水平地應(yīng)力趨于均勻，斷層滑移量和套管位移量都逐漸減小。高地應(yīng)力下的滑移量減小速率大于低地應(yīng)力的，在δ=1 時(shí)，2 口井的滑移量差異不大。 2 口井的Kc值都保持在32%左右，說明地應(yīng)力不影響井筒對斷層滑移的緩沖。

由圖8 可見，高地應(yīng)力下套管變形量（52.6 mm）更大，是低地應(yīng)力下套管變形量（37.1 mm）的1.4 倍。 并且隨著水平地應(yīng)力趨于均勻，套管變形量都逐漸減小，高地應(yīng)力下的減小速率大于低地應(yīng)力， 是低地應(yīng)力的1.6 倍。 高地應(yīng)力狀態(tài)下，δ=1 時(shí)套管變形量減小了63.4%，低地應(yīng)力減小了55.6%，說明地應(yīng)力是影響套管變形的重要因素。儲(chǔ)層水平地應(yīng)力越均勻，地應(yīng)力越低，地層壓力越小，斷層越不易發(fā)生滑移，套管變形越不明顯。

2.4 斷層與σH 方向的夾角

保持其他參數(shù)不變， 設(shè)置滑移量計(jì)算模型和有限元模型中β 為0°，15°，30°，45°和60°，研究β 對斷層滑移量以及套管變形量的影響（見圖9）。

圖9 β 對斷層滑移量和套管變形量的影響Fig.9 Influence of β on the fault slippage and casing deformation

由圖9 可知，斷層傾角為60°時(shí)，斷層與σH方向的夾角越小，斷層越容易滑移。 圖9a 也表明了相同的規(guī)律， 夾角為0°，15°和30°時(shí)， 斷層滑移量較大（150 mm），后隨夾角的增大明顯減小。但套管位移卻呈現(xiàn)出不同的變化規(guī)律， 隨夾角的增大先增大， 在夾角等于30°后減小。并且，Kc值也不再保持不變，而是呈緩慢增長趨勢，套管承受的斷層滑移量逐漸增加，井筒緩沖量減少。這說明斷層方向越趨近于平行井筒，水泥環(huán)能夠緩沖的滑移量越少。因此，在垂直穿過斷層的井段采用“高強(qiáng)度、低剛度”的水泥環(huán)最能發(fā)揮作用。

結(jié)合Kc值分析可知，β 小于30°時(shí)斷層滑移量較大，但井筒緩沖量逐漸減少，因此套管位移量增大；大于30°時(shí)雖然緩沖量減少了， 但是斷層滑移量下降得更多，因此套管位移量減小。由圖9b 可知，斷層夾角為0°，15°，30°時(shí)，套管變形量較大（18 mm），而后迅速減小。 當(dāng)夾角等于60°時(shí)， 變形量僅為6 mm， 減小了63.5%，對后續(xù)作業(yè)幾乎不產(chǎn)生影響。因此，井眼軌跡設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)盡可能使套管平行穿過斷層，以減少套管變形量。

3 案例分析

3.1 斷層滑移計(jì)算

中石化威榮區(qū)塊A 平臺(tái)的XX-4HF，XX-5HF，XX-6HF 井套管變形嚴(yán)重， 壓裂施工中多次下橋塞遇阻（見表1），鉛印破壞嚴(yán)重，丟段600 m 以上，暫堵施工14 余次。

表1 威頁A 平臺(tái)部分井橋塞遇阻情況Table 1 Blockage condition of bridge plug in wells of Weiye A platform

結(jié)合平臺(tái)地震裂縫預(yù)測解釋數(shù)據(jù)， 發(fā)現(xiàn)橋塞遇阻井段與斷層發(fā)育帶較為吻合， 分析認(rèn)為壓裂過程中斷層發(fā)育情況會(huì)嚴(yán)重影響套管，使之發(fā)生變形破壞。利用式（11）、式（14）計(jì)算斷層的有效剪切應(yīng)力降以及滑移量（見表2）。

表2 斷層有效剪切應(yīng)力降和滑移量Table 2 Effective shear stress drop and slippage of fault

3.3 套管變形分析

根據(jù)套變井參數(shù)， 將表2 的斷層滑移量作為位移邊界條件代入有限元模型， 計(jì)算得到每個(gè)套變點(diǎn)的套管變形量。

威頁A 平臺(tái)采用壁厚為13.49 mm 的125SG 鋼級(jí)套管， 內(nèi)徑為118.62 mm。 壓裂過程中出現(xiàn)套管變形時(shí)，會(huì)直接影響下一級(jí)橋塞的下入。通過計(jì)算套管內(nèi)徑與橋塞直徑的差，可以得到套管最小變形量，并與計(jì)算量相比較（見表3）。 XX-5HF 和XX-6HF 井的計(jì)算變形量大于最小變形量， 施工過程中采用的最小尺寸橋塞無法通過。XX-4HF 井計(jì)算變形量小于最小變形量，允許?88 mm 橋塞通過，推測更換泵送橋塞前，斷層再次發(fā)生了滑移，導(dǎo)致套管變形加劇。

表3 套管變形量和遇堵情況Table 3 Casing deformation and blockage condition

4 斷層滑移防控理念

針對日益嚴(yán)重的套管變形問題， 國內(nèi)外專家提出了諸多防控措施，主要包括：在壓裂前，合理優(yōu)化設(shè)計(jì)井眼軌跡，避免大量橫穿斷層；水平段采用高鋼級(jí)、外加厚套管，增加套管抗變形性能；優(yōu)化水泥漿體系，形成“高強(qiáng)度、低剛度”水泥環(huán)；采用密切割（小簇間距、大段間距）分段方式降低段間干擾；射孔避開巖性變化位置；下入各種緩沖工具。 壓裂過程中出現(xiàn)套變后，在斷層位置及時(shí)控制壓裂泵壓、排量甚至不作業(yè)；更換小尺寸橋塞；采用暫堵轉(zhuǎn)向壓裂技術(shù)。 壓裂后，采用階梯降排量停泵模式，緩解局部應(yīng)力加載過大。

但針對斷層滑移這個(gè)主要因素， 采取的措施都是被動(dòng)防控而非主動(dòng)預(yù)防。對此，本文提出斷層滑移精細(xì)化防控理念（見圖10），以解決斷層導(dǎo)致的套管變形問題，該理念的實(shí)施需要3 個(gè)方面的技術(shù)突破。

圖10 斷層滑移精細(xì)化防控理念Fig.10 Concept of fine prevention and control of fault slip

1）斷層的準(zhǔn)確預(yù)測。 斷層的準(zhǔn)確預(yù)測有利于井眼軌跡的優(yōu)化設(shè)計(jì)。目前，四川盆地頁巖氣井主要采用螞蟻體追蹤技術(shù)進(jìn)行斷層識(shí)別， 雖然所采用的蟻群仿生優(yōu)化算法縮短了資料解譯周期， 降低了主觀因素的影響，但是預(yù)測方法準(zhǔn)確度有待提升。因此，應(yīng)考慮噪聲、不整合面干擾和三維地震資料解釋方法等因素， 建立更準(zhǔn)確的斷層預(yù)測方法， 避免出現(xiàn)漏掉某些斷層或解釋出偽斷層的現(xiàn)象。

2）完善的斷層滑移風(fēng)險(xiǎn)評估軟件。 Walsh 等建立了斷層滑移風(fēng)險(xiǎn)評估模型， 該模型可以計(jì)算由于壓裂液注入導(dǎo)致的斷層應(yīng)力超過Mohr-Coulomb 準(zhǔn)則的滑移累積概率。在庫侖斷層理論的背景下，需要明確幾個(gè)因素，包括應(yīng)力場的大小和方向、斷層的方向、孔隙壓力和摩擦因數(shù)，然后使用定量風(fēng)險(xiǎn)評估（QRA）來評估給定擾動(dòng)壓力下的滑移可能性。 但由于頁巖氣采用水平井和多級(jí)壓裂技術(shù)，該方法并不完全適用。應(yīng)當(dāng)研究一種優(yōu)于蒙特卡羅的計(jì)算方法和改進(jìn)的評估模型，以預(yù)測頁巖儲(chǔ)層斷層滑移的風(fēng)險(xiǎn)。高風(fēng)險(xiǎn)斷層盡量避開；中風(fēng)險(xiǎn)斷層壓裂時(shí)增長簇間距、減小簇?cái)?shù)，控制壓裂規(guī)模，甚至不作業(yè)；低風(fēng)險(xiǎn)斷層正常作業(yè)。

3）目前，有多種可以計(jì)算斷層滑移量的方法，但最主要的問題在于缺乏現(xiàn)場數(shù)據(jù)驗(yàn)證。因此，應(yīng)基于多臂井徑測量工具，明確套管的變形量，進(jìn)一步研究可獲取斷層滑移量的方法。同時(shí)，建立斷層滑移量與套管變形量之間的定量關(guān)系， 明確套管變形與地層剪切變形間的耦合關(guān)系。

5 結(jié)論

1）斷層參數(shù)對斷層滑移難易程度的影響：摩擦因數(shù)越大，斷層表面越粗糙，斷層越難以滑移；斷層滑移對地應(yīng)力均勻程度的敏感性大于地應(yīng)力大小， 通常地應(yīng)力越均勻，地應(yīng)力水平越低，斷層越難滑移；傾角在60°～90°、夾角20°～40°內(nèi)，斷層最容易滑移；亞平行于水力裂縫的斷層更容易滑移， 亞垂直于水力裂縫的斷層不易滑移。

2）斷層參數(shù)對套管變形量的影響：摩擦因數(shù)越大，套管變形量越?。浑S著斷層長度增大，套管變形量也逐漸增大； 高地應(yīng)力下的套管變形量是低地應(yīng)力的1.4倍， 隨著水平地應(yīng)力趨于均勻， 套管變形量都逐漸減小，高地應(yīng)力下的減小速率大于低地應(yīng)力；斷層夾角為0°，15°，30°時(shí)，套管變形量較大，而后迅速減小。 研究表明：設(shè)計(jì)的井眼軌跡盡量在均勻地應(yīng)力地層穿行，盡可能避開大斷層，使套管平行穿過斷層，以緩解套管變形。

3）對斷層滑移問題采取主動(dòng)預(yù)防措施，提出了斷層滑移精細(xì)化防控理念，聚焦斷層預(yù)測方法、斷層滑移風(fēng)險(xiǎn)評估軟件、 套管變形與地層剪切變形間耦合關(guān)系等3 個(gè)方面進(jìn)行研究。