劉 豪 劉懷亮 劉 宇 曹 偉 連 威 李 軍，

(1.中國石油大學(xué)(北京) 2.北京華美世紀(jì)國際技術(shù)有限公司 3.四川寶石花鑫盛油氣運(yùn)營服務(wù)有限公司 4.中國石油大學(xué)(北京)克拉瑪依校區(qū))

0 引 言

在頁巖氣勘探開發(fā)過程中，為了提高生產(chǎn)效率和降低作業(yè)成本，常采用“水平井+多級(jí)壓裂”的方法，但這種工藝會(huì)使套管受力狀態(tài)發(fā)生變化，嚴(yán)重時(shí)甚至?xí)固坠馨l(fā)生變形，導(dǎo)致頁巖氣井產(chǎn)量下降。四川瀘州頁巖氣區(qū)塊多級(jí)壓裂過程中套管變形現(xiàn)象嚴(yán)重，套管變形量最大可達(dá)55.78 mm，套管變形后橋塞無法下入指定位置，嚴(yán)重時(shí)造成丟段，影響了頁巖氣的高效開發(fā)[1-3]。

基于以上問題，國內(nèi)外學(xué)者開展了大量套管變形方面的研究。陳朝偉等[4-5]認(rèn)為，壓裂過程中壓裂液沿天然裂縫或?qū)永砻孢M(jìn)入斷層，激活斷層滑動(dòng)，從而造成套管剪切變形；王素玲等[6]進(jìn)行了頁巖層剪切滑移對(duì)套管塑性應(yīng)變的模擬；郭雪利等[7]基于震源機(jī)制原理，建立了斷層滑移下套管變形機(jī)制，反演了斷層滑移距離，認(rèn)為斷層滑移與套管剪切變形關(guān)系密切；劉鵬林等[8]建立了一種考慮斷層上、下部地層對(duì)斷層滑移影響的頁巖斷層滑移模型，并計(jì)算得到斷層滑移量的變化規(guī)律；A.A.DANESHY等[9]分析認(rèn)為，壓裂時(shí)形成不均勻地應(yīng)力使得斷層沿著弱界面、破裂面移動(dòng)，導(dǎo)致套管受到不同程度的拉伸與剪切破壞；李軍等[10]基于斷裂力學(xué)理論，建立水力裂縫激活斷層及滑移量的力學(xué)計(jì)算模型，認(rèn)為壓裂參數(shù)、地層性質(zhì)以及斷層性質(zhì)對(duì)斷層滑移量影響明顯；張華禮等[11]認(rèn)為套管穿越斷層/裂縫是其剪切變形的內(nèi)因，多級(jí)壓裂導(dǎo)致地層活化是其剪切變形的誘因；S.T.CHIPPERFIELD等[12]認(rèn)為多級(jí)壓裂過程中，形成的復(fù)雜裂縫網(wǎng)絡(luò)會(huì)使套管受到剪切、滑移、錯(cuò)斷等復(fù)雜的力學(xué)作用，并引起地應(yīng)力場的改變，最終導(dǎo)致套管變形。

國內(nèi)外研究均指出套管變形與壓裂引起的斷層滑移存在密切聯(lián)系，但對(duì)于斷層激活和滑移量規(guī)律的研究還不夠深入，并沒有建立斷層滑移量動(dòng)態(tài)演化規(guī)律計(jì)算模型。筆者基于有限元模擬軟件，建立了多級(jí)壓裂激活斷層的動(dòng)態(tài)演化規(guī)律模型，并分析了壓裂參數(shù)、斷層性質(zhì)、地層性質(zhì)等對(duì)斷層滑移量的影響。研究成果可為頁巖氣套管變形控制措施提供借鑒。

1 瀘州區(qū)塊頁巖氣井套管變形失效特征分析

瀘州區(qū)塊存在斷層發(fā)育、地層傾角變化頻繁等復(fù)雜地質(zhì)條件，區(qū)塊整體為走滑斷層應(yīng)力狀態(tài)，壓裂采用高泵壓泵送壓裂液，致使井底壓力多在100 MPa以上，極易引發(fā)斷層滑移。現(xiàn)場資料顯示，在多級(jí)壓裂改造過程中，部分壓裂井以及鄰井的套管出現(xiàn)了多處不同程度的變形，導(dǎo)致后續(xù)壓裂作業(yè)無法順利泵送橋塞，迫使壓裂改造段數(shù)縮減，嚴(yán)重影響了頁巖氣高效、安全開發(fā)，并增加了生產(chǎn)成本。

1.1 套管變形形狀特征

使用井徑成像測井儀MIT(Mutil-Finger Image Tool)檢測套管的變形形式以及變形程度，其主要原理是基于24條沿套管內(nèi)壁均勻分布的半徑曲線FING01～FING24數(shù)據(jù)來獲取套管變形的特征[13]。圖1為瀘州X1-3井MIT測井結(jié)果。多臂井徑曲線圖結(jié)果顯示存在典型的剪切變形曲線，說明套管在多級(jí)壓裂過程中承受非均勻載荷，使其受到側(cè)向力的作用發(fā)生擠壓或者剪切變形導(dǎo)致套管內(nèi)徑減小，使得橋塞無法正常通過。變形點(diǎn)處最小內(nèi)徑58.52 mm，平均內(nèi)徑97.97 mm，最大內(nèi)徑135.82 mm，最大變形量55.78 mm，最大變形程度48.80%，變形長度大于10 m，從變形級(jí)別來講，屬于五級(jí)變形損傷。

圖1 瀘州X1-3井MIT24測井解釋圖Fig.1 MIT24 log interpretation of Well X1-3

1.2 套管變形與工程因素相關(guān)性分析

多級(jí)壓裂過程中施工泵壓、排量對(duì)套管受力狀態(tài)影響較大[14-16]，巨大的施工壓力加載到套管內(nèi)壁上，會(huì)使套管在內(nèi)壁上產(chǎn)生較大的應(yīng)力集中。圖2為最大等效應(yīng)力隨井口施工壓力的變化曲線。從圖2可以看出，隨著井口施工壓力增加，套管應(yīng)力也呈現(xiàn)增加趨勢(shì)，二者幾乎呈線性增長關(guān)系。為此，本文分析了套管變形點(diǎn)與施工泵壓和排量之間的關(guān)系。

圖2 最大等效應(yīng)力隨井口施工壓力的變化曲線[14]Fig.2 Variation of maximum equivalent stress with wellhead pressure[14]

對(duì)該區(qū)塊已有資料的井進(jìn)行統(tǒng)計(jì)分析，結(jié)果如圖3、圖4所示。從圖3可以看出，壓裂排量小于14 m3/min時(shí)，套變點(diǎn)數(shù)量只有1個(gè)；但當(dāng)排量大于14 m3/min時(shí)，套變點(diǎn)數(shù)量呈線性增加；在16～17 m3/min時(shí)套變點(diǎn)數(shù)量最多，排量最大時(shí)套邊點(diǎn)數(shù)略微減少。由圖4可知，隨著泵壓的增加，套變點(diǎn)數(shù)量增加，施工泵壓由75 MPa增加至90 MPa過程中，套管變形點(diǎn)數(shù)量逐漸增加，同樣在臨近最大泵壓時(shí)套變點(diǎn)數(shù)量達(dá)到最大。這是由于在水力壓裂過程中大排量、高泵壓使水力壓裂縫網(wǎng)復(fù)雜度增加，導(dǎo)致水力裂縫可能與天然裂縫以及斷層之間溝通，使得斷層發(fā)生滑移的可能性急劇增加。因此，在壓裂施工時(shí)應(yīng)合理優(yōu)化排量與泵壓，避免激活斷層，使斷層產(chǎn)生滑移導(dǎo)致套管變形，影響頁巖氣高效開發(fā)。

圖3 套變點(diǎn)數(shù)量與排量關(guān)系Fig.3 Number of casing deformation points vs.displacement

圖4 套變點(diǎn)數(shù)量與泵壓關(guān)系Fig.4 Number of casing deformation points vs.pump pressure

頁巖氣多級(jí)壓裂過程中套管承受地面泵壓和靜液柱壓力，水泥環(huán)則對(duì)套管提供一定的保護(hù)和支撐，并減小地應(yīng)力對(duì)套管的擠壓作用，從而達(dá)到緩解套管載荷的目的[17]。當(dāng)水泥環(huán)存在缺失、微裂隙、微環(huán)隙時(shí)，會(huì)使套管受力狀態(tài)惡化，嚴(yán)重時(shí)使套管變形[18]。統(tǒng)計(jì)該區(qū)塊套管變形點(diǎn)位置處固井質(zhì)量，結(jié)果如表1所示。

從表1可以看出，套管變形位置處固井質(zhì)量大部分為優(yōu)質(zhì)，部分為合格。因此，可以得出套管變形和固井質(zhì)量相關(guān)性較弱。固井質(zhì)量對(duì)套管應(yīng)力狀態(tài)影響較大，但固井質(zhì)量的優(yōu)劣并不是影響套管變形的決定性因素[19-21]。從力學(xué)角度看，套管變形的根本原因是由于套管承受了巨大的非均勻外擠載荷所致[22]。

1.3 套管變形與斷層滑移相關(guān)性分析

大多數(shù)套管變形形狀符合剪切變形特征，說明套管變形與斷層裂縫、巖性界面和層理的相關(guān)性較高。經(jīng)過瀘州區(qū)塊套變點(diǎn)與斷層分布的統(tǒng)計(jì)發(fā)現(xiàn)該區(qū)塊套變點(diǎn)與斷層重合度較高。圖5為瀘X1～X4平臺(tái)斷層分布與套管變形點(diǎn)對(duì)比結(jié)果?？傆?jì)有16口井，其中11口發(fā)生套管變形(占比68.75 %)。12個(gè)套管變形點(diǎn)中有11個(gè)位于地層曲率異?；蛄芽p帶處，重合比例高達(dá)91.6 %。因此，可以認(rèn)為套管變形與井筒穿過斷層具有密切聯(lián)系，進(jìn)一步說明了套管變形與斷層的相關(guān)性。

以瀘州X1-3井為例，分析套管變形與斷層、微地震信號(hào)分布之間的關(guān)系，結(jié)果如圖6、圖7所示。由圖6和圖7可知，天然裂縫發(fā)育帶與圖中所示水平井筒均呈大角度相交，同時(shí)多級(jí)壓裂過程中套管變形位置處微地震信號(hào)與井筒呈大角度相交。主要原因是多級(jí)壓裂過程導(dǎo)致近井筒地層地應(yīng)力狀態(tài)產(chǎn)生了顯著變化，導(dǎo)致地層發(fā)生錯(cuò)動(dòng)，從而引起套管變形。

圖6 瀘X1-3井第8段微地震信號(hào)(左為俯視圖，右為側(cè)視圖)Fig.6 Microseismic signals of Well X1-3 at stage 8 (Left：top view；Right：side view)

通過上述統(tǒng)計(jì)結(jié)果與現(xiàn)場套變資料分析，套管變形損壞多發(fā)生在某一級(jí)壓裂后的未壓裂段，且與斷層位置重合度較高。可以認(rèn)為多級(jí)壓裂引起套管變形是一個(gè)不斷累積的過程，壓裂液在高泵壓、大排量的條件下注入儲(chǔ)層產(chǎn)生人造裂縫，人造裂縫與天然裂縫溝通，導(dǎo)致壓裂液進(jìn)入斷層。因此在后續(xù)壓裂過程中，壓裂液源源不斷進(jìn)入斷層內(nèi)導(dǎo)致斷層面內(nèi)正應(yīng)力不斷降低，摩擦因數(shù)減小，達(dá)到臨界值時(shí)斷層激活，導(dǎo)致套管發(fā)生剪切變形。

2 斷層滑移量數(shù)值模型

2.1 套管變形分析

X1平臺(tái)中1、2、4井完成壓裂后采用多臂井徑測量，發(fā)現(xiàn)X1-3井出現(xiàn)套管變形，如圖8所示。從X1-1井的第3～5段壓裂的微地震信號(hào)分布來看，微地震信號(hào)與斷層高度重合，均分布在裂縫帶兩側(cè)，說明裂縫帶被溝通。

X1-3井自身第4段壓裂時(shí)的微地震監(jiān)測發(fā)現(xiàn)微地震信號(hào)分布與裂縫走向重合，且發(fā)生了較大的震級(jí)，第5段套管處發(fā)生變形，如圖9所示。這說明壓裂從遠(yuǎn)端溝通裂縫造成斷層激活，發(fā)生滑移引發(fā)第5段套管處變形。

圖8 X1-1井第3～5段微地震信號(hào)Fig.8 Microseismic signals of Well X1-1 at stages 3 to 5

圖9 X1-3井第4段微地震信號(hào)(左為俯視圖，右為側(cè)視圖)Fig.9 Microseismic signals of Well X1-3 at stage 4

瀘203井區(qū)所在的福集向斜發(fā)育4組構(gòu)造斷裂：北東-南西向、北西-南東向、北北西-南南東向和近南北向。瀘203井區(qū)內(nèi)發(fā)育的復(fù)雜斷裂系統(tǒng)為壓裂激活斷裂并引發(fā)套變提供了可能。引發(fā)嚴(yán)重套變的斷裂方位角為60°～80°。60°斷裂引發(fā)套變頻數(shù)最高，說明該井區(qū)套變與斷裂方位角相關(guān)，且60°方位角斷裂為高套變風(fēng)險(xiǎn)斷裂[23]。

在上述對(duì)套管變形失效分析的基礎(chǔ)上，建立二維水平井多級(jí)壓裂斷層滑移動(dòng)態(tài)演化有限元模型。采用有限元軟件 ABAQUS 分析多級(jí)壓裂過程中斷層動(dòng)態(tài)滑移演化規(guī)律。

2.2 網(wǎng)格模型

為了消除邊界對(duì)斷層的影響，將模型尺寸設(shè)置為700 m×500 m，儲(chǔ)層厚度與蓋層厚度之比為1∶5，使壓裂改造區(qū)和斷層遠(yuǎn)離模型邊界，斷層與井筒夾角為60°。模型如圖10所示。根據(jù)工程實(shí)際多級(jí)壓裂工藝，按照?qǐng)D10中①～⑤的順序模擬五級(jí)壓裂。對(duì)模型嵌入Cohesive孔隙壓力單元，利用Cohesive孔隙壓力單元的損傷開裂模擬裂縫的擴(kuò)展行為。模型的網(wǎng)格類型為流固耦合單元-CPE4P，模擬飽和多孔介質(zhì)的頁巖儲(chǔ)層，預(yù)設(shè)水力裂縫和天然裂縫的單元類型為COH2D4P，以此來實(shí)現(xiàn)水力裂縫擴(kuò)展過程。網(wǎng)格劃分過程中選用自由網(wǎng)格和非均勻密度劃分方式。以瀘州區(qū)塊X1-3井為例，根據(jù)現(xiàn)場壓裂設(shè)計(jì)，該區(qū)塊壓裂段長為40～80 m。為方便計(jì)算，模型設(shè)定壓裂段長為50 m。

圖10 數(shù)值模型示意圖Fig.10 Schematic diagram of numerical model

2.3 材料參數(shù)及邊界條件

2.3.1 材料參數(shù)

地應(yīng)力及初始孔隙壓力由物理模型案例井所處區(qū)塊的探井確定。根據(jù)鉆井井史中的測量數(shù)據(jù)得到頁巖地層中的初始孔隙壓力為35 MPa，初始地應(yīng)力如下：最小、最大和垂向地應(yīng)力分別為90、100、93 MPa。

模型相關(guān)的地質(zhì)力學(xué)參數(shù)和壓裂施工參數(shù)如表2所示。

表2 有限元數(shù)值模型參數(shù)表Table 2 Parameters of finite element numerical model

2.3.2 邊界條件設(shè)置

模型的x和y方向施加法向位移為0的約束，使模型邊界在3個(gè)方向上均不發(fā)生位移和旋轉(zhuǎn)。 采用有限元軟件ABAQUS中Predefined功能施加地層地應(yīng)力。共設(shè)置7個(gè)分析步：第1個(gè)分析步采用Geostatic模塊平衡模型地應(yīng)力；其余6個(gè)分析步采用Soil模塊，設(shè)置5個(gè)分析步注入壓裂液和1個(gè)分析步停止注入壓裂液并泄壓。采用集中注入點(diǎn)進(jìn)行壓裂，每段壓裂結(jié)束后，停止注入壓裂液，同時(shí)進(jìn)行下一段壓裂，完成五級(jí)壓裂后，停止注入壓裂液并泄壓。注入壓裂液時(shí)間設(shè)置為300 s，泄壓時(shí)間設(shè)置為3 600 s。

3 結(jié)果分析

3.1 多級(jí)壓裂中地層孔隙壓力動(dòng)態(tài)變化

頁巖氣水平井多級(jí)壓裂過程中不同施工時(shí)間下的地層孔隙壓力分布如圖11所示。從圖11可以發(fā)現(xiàn)，儲(chǔ)層孔隙內(nèi)被注入大量壓裂液，地層孔隙壓力不斷變大，且隨著壓裂級(jí)數(shù)增加，近井筒儲(chǔ)層地層孔隙壓力表現(xiàn)出累積效應(yīng)。多級(jí)壓裂過程中，壓裂流體在垂直井筒方向主要波及水力裂縫溝通區(qū)域，沿垂直井筒方向地層壓力變化梯度明顯。壓裂級(jí)數(shù)越大，沿井筒軸向地層孔隙壓力受壓裂液“累積效應(yīng)”影響愈發(fā)顯著。在第3級(jí)壓裂完成后，可以明顯發(fā)現(xiàn)，沿井筒軸向方向壓裂流體波及范圍超出所在的水力壓裂區(qū)域。受第3段殘余壓裂液影響，壓裂時(shí)近井筒位置形成局部高壓(最大處可達(dá)57 MPa)，壓裂液通過水泥環(huán)微環(huán)隙、近井筒天然裂縫、大尺度天然裂縫3種途徑進(jìn)入并溝通斷層，壓裂液沿?cái)鄬訋U(kuò)散致使斷層活化[24-25]。

圖11 地層孔隙壓力在不同壓裂級(jí)數(shù)條件下的變化Fig.11 Variation of formation pore pressure under different fracturing stages

3.2 不同壓裂施工條件下斷層滑移演化規(guī)律

3.2.1 注入點(diǎn)流量

壓裂時(shí)注入點(diǎn)的流量能夠影響水力裂縫內(nèi)流體壓力，進(jìn)而會(huì)影響裂縫尖端局部應(yīng)力場，最終會(huì)影響斷層的受力狀態(tài)。考慮到數(shù)值模型的收斂性，在實(shí)際設(shè)置參數(shù)時(shí)將盡可能符合現(xiàn)場實(shí)際工況，因此，分別將注入點(diǎn)流量設(shè)定為0.005、0.010和0.015 m2/s。不同注入點(diǎn)流量下斷層的滑移量動(dòng)態(tài)變化規(guī)律如圖12所示。選取斷層滑移激活點(diǎn)處作為研究對(duì)象，在壓裂液進(jìn)入斷層面內(nèi)的初始階段會(huì)提取到明顯的位移變化特征，隨著壓裂時(shí)間的增加，滑移量會(huì)小幅度的增加，最終趨于平穩(wěn)。注入點(diǎn)流量越大，斷層激活越早，且注入點(diǎn)流量每增加0.005 m2/s，斷層滑移量大約會(huì)增加0.013 m。

圖12 不同注入點(diǎn)流量條件下對(duì)斷層滑移量的影響Fig.12 Influence of flow rates at different injection points on fault slip

3.2.2 注入時(shí)間

分別將模擬時(shí)間設(shè)定為15、20和25 min，計(jì)算得到不同壓裂時(shí)間下斷層滑移量的動(dòng)態(tài)演化規(guī)律，如圖13所示。由圖13可知，斷層滑移量隨模擬時(shí)間的延長而增加，水力裂縫與斷層相交位置滑移量最大可達(dá)50 mm。由于壓裂液進(jìn)入斷層沿著水力裂縫方向流動(dòng)，斷層激活點(diǎn)處壓力累積后壓裂液向壓力較小方向流動(dòng)，所以在斷層滑移激活點(diǎn)位置會(huì)出現(xiàn)兩端滑移量突變的情況。壓力累計(jì)導(dǎo)致斷層下半部分的滑移量略大于上半部分。不同模擬時(shí)間下斷層滑移量變化如圖14所示。由圖14可知，第三級(jí)壓裂開始前斷層被激活開始滑移，滑移初始階段滑移量迅速增長，而后增長速率逐漸減小，最終趨于平穩(wěn)。圖15為斷層滑移量數(shù)值計(jì)算結(jié)果。圖15驗(yàn)證了上述分析。因此，在進(jìn)行壓裂作業(yè)時(shí)，應(yīng)合理優(yōu)化作業(yè)時(shí)間與注入量，降低侵入斷層面內(nèi)壓裂液的體積，從而避免斷層激活影響后續(xù)施工作業(yè)。

圖13 斷層不同位置處滑移量動(dòng)態(tài)變化規(guī)律Fig.13 Dynamic variation of slip at different positions of fault

圖14 不同壓裂時(shí)間下斷層滑移量的變化Fig.14 Variation of fault slip under different fracturing times

圖15 斷層滑移量數(shù)值計(jì)算結(jié)果Fig.15 Numerical calculation of fault slip

3.2.3 壓裂液黏度

根據(jù)相關(guān)壓裂設(shè)計(jì)資料，分別將壓裂液黏度設(shè)定為1、3和5 mPa·s，計(jì)算得到不同壓裂液黏度下斷層滑移量的動(dòng)態(tài)演化規(guī)律，如圖16所示。由圖16可知，不同壓裂液黏度條件下斷層滑移量相差較小，在斷層滑移量差距最大區(qū)域，僅相差1 mm，斷層滑移量差距并不明顯。因此，壓裂液黏度不是影響斷層滑移量的主要因素。

圖16 壓裂液黏度對(duì)斷層滑移量的影響Fig.16 Influence of fracturing fluid viscosity on fault slip

3.3 不同斷層參數(shù)條件下斷層滑移演化規(guī)律

3.3.1 斷層長度

根據(jù)地震資料解釋該斷層長度約為160 m，將此數(shù)據(jù)作為模擬時(shí)基礎(chǔ)斷層參數(shù)。多級(jí)壓裂影響下不同長度的斷層滑移量動(dòng)態(tài)變化規(guī)律如圖17所示。由圖17可知：斷層長度越長，斷層激活越晚，在激活的初始階段位移量均迅速增加；斷層長度越短時(shí)隨著模擬時(shí)間的延長滑移量增長速率減小越快，最終趨于平穩(wěn)。且不同長度的斷層均最終均趨于平穩(wěn)。斷層長度越長，斷層滑移量越大。斷層長度從120 m增加到160 m，斷層滑移量平均增加5.4 mm；而斷層長度從160 m增加到200 m，斷層滑移量平均增加7.5 mm，增長幅度為38.9 %。

3.3.2 斷層與井筒夾角

圖18所示為斷層與水平井筒夾角對(duì)斷層滑移量的影響規(guī)律。由圖18可知，斷層與水平井筒夾角越小，斷層越易滑動(dòng)。選取斷層與井筒的夾角分別為45°、60°和75°分析可知，夾角增大30°達(dá)到斷層激活條件的時(shí)間增加81.5 %。斷層與井筒的夾角45°時(shí)，斷層滑移量最大可達(dá)48 mm。相同模擬時(shí)間下，隨著夾角的增加，斷層滑移量逐漸減小，且夾角越大，斷層滑移量減小的幅度越大。由45°增加到75°，斷層滑移量平均減小14.1 mm。這是由于在水力壓裂過程中，裂縫擴(kuò)展導(dǎo)致的地應(yīng)力變化主要發(fā)生在水平方向。同時(shí)可以發(fā)現(xiàn)，模擬時(shí)間越長，不同斷層與井筒夾角所對(duì)應(yīng)的斷層滑移量的變化趨勢(shì)均逐漸增大。綜上兩者分析，在施工過程中應(yīng)注意斷層位置和長度，若井筒與斷層夾角較小，且斷層長度較長時(shí)，會(huì)使得斷層產(chǎn)生較大的滑移量。

圖18 斷層與井筒夾角對(duì)斷層滑移量的影響Fig.18 Influence of angle between fault and wellbore on fault slip

3.4 不同地層特征條件下斷層滑移演化規(guī)律

圖19 水平地應(yīng)力差對(duì)斷層滑移量的影響Fig.19 Influence of horizontal in-situ stress difference on fault slip

根據(jù)資料顯示，瀘州區(qū)塊頁巖地層受構(gòu)造運(yùn)動(dòng)影響，水平地應(yīng)力存在明顯差異(最小水平地應(yīng)力為90 MPa，最大水平地應(yīng)力為100 MPa)，分析水平地應(yīng)力差對(duì)斷層滑移量的影響，結(jié)果如圖19所示。由圖19可知，在相同壓裂時(shí)間下，水平地應(yīng)力差越大，越易發(fā)生滑動(dòng)。這是由于在水平地應(yīng)力差較大時(shí)，水力壓裂過程中，裂縫不均勻擴(kuò)展產(chǎn)生的剪應(yīng)力場導(dǎo)致斷層面內(nèi)正應(yīng)力不足以平衡剪應(yīng)力。因此，在達(dá)到臨界值時(shí)會(huì)激活斷層滑移。同時(shí)可以發(fā)現(xiàn)，水平地應(yīng)力差越大，斷層越早被激活。隨著壓裂時(shí)間的延長，不同水平地應(yīng)力差所對(duì)應(yīng)的斷層滑移量的變化趨勢(shì)均逐漸增大。高水平地應(yīng)力差下斷層滑移量與低水平地應(yīng)力差下的滑移量相比，兩者差值可達(dá)14.1 mm。

4 結(jié) 論

在分析瀘州地區(qū)套管變形失效特征和相關(guān)性的基礎(chǔ)上，考慮水力裂縫溝通并激活斷層的實(shí)際情況，建立了多級(jí)壓裂條件下斷層滑移動(dòng)態(tài)演化數(shù)值模型，分析了壓裂參數(shù)、斷層參數(shù)及地應(yīng)力與斷層滑移量之間的動(dòng)態(tài)演化規(guī)律，形成以下結(jié)論。

(1)瀘州區(qū)塊套管變形呈剪切特征，且與斷層位置重合度較高；套管變形點(diǎn)集中在高泵壓、大排量壓裂段；固井質(zhì)量對(duì)套管變形影響程度較弱。

(2)多級(jí)壓裂導(dǎo)致近井筒位置孔隙壓力隨壓裂逐級(jí)增加，有效地應(yīng)力降低，地應(yīng)力增加。

(3)斷層滑移量在斷層滑移激活點(diǎn)處滑移量最大，沿兩端逐漸減小，在斷層末端趨近于0。斷層滑移量隨壓裂時(shí)間延長、注入點(diǎn)流量變大而增加，控制壓裂時(shí)間、壓裂液體積可以有效降低斷層滑移量，避免套管嚴(yán)重變形；壓裂液黏度不是斷層滑移量變化的主要影響因素。

(4)斷層長度、斷層與井筒的夾角與其滑移量關(guān)系密切。對(duì)于斷層長度較大儲(chǔ)層，在壓裂改造中需要注意壓裂設(shè)計(jì)方案優(yōu)化；優(yōu)選鉆井設(shè)計(jì)中井眼軌跡，避免與斷層夾角過??；斷層滑移量與水平地應(yīng)力差具有正相關(guān)性，壓裂改造應(yīng)避開斷層。