0 引言
针对四川盆地页岩气井套变问题，目前已开展了大量的研究工作[5⇓⇓-8]，总体认为水平井套变与天然断裂激活滑移直接相关，初步确定地应力场、断裂产状、孔隙压力是影响断裂稳定性的主要因素。同时，国内外学者基于数值模拟、套管剪切变形实验等手段，提出可以通过两种途径降低套变发生率[9⇓⇓⇓-13]：①降低断层滑移风险，即控制和降低流体压力增量，如暂堵裂缝、多簇射孔施工等；②提高套管抗剪强度，如提高套管壁厚和钢级、降低水泥环弹性模量等。上述措施在威远、长宁等地区进行了现场试验，取得了一定效果[6]。泸州区块深层（以泸203井区为代表）相较于中深层（以长宁地区为代表）裂缝更加发育，地层压力更高，应力机制由走滑应力转变为走滑/挤压应力。因此该区块套变现象更严重，未压先变现象突出，套变级别更高，套变影响长度平均达857 m，远高于中深层。目前泸州区块套变机制不清，尤其是大量未压先变井的套变机理不明确，亟待开展区域性套变风险预测。
为有效改善页岩气水平井压裂过程中的套变问题，本文综合地质、地震、测井等数据，对断裂及套管受力滑移进行表征，建立了泸州区块套变风险预测图版，提出了有针对性的套变风险避让措施，以期为深层页岩气规模有效开发提供技术支持。
1 套变特征
1.1 未压先变现象
泸州区块目前主要包括泸203和阳101两个建产井区。泸203井区套变率68.6%，未压先变井占套变井的45.7%。阳101井区套变率34.0%，未压先变井占套变井的8.8%。泸州区块原始套管内径为114.3 mm，依据套管内径可将套变等级划分为A、B、C共3级，其中A级套管内径大于85 mm，B级套管内径54~85 mm，C级套管内径小于54 mm。A级和B级套变可以采用小桥塞、分段合压等方式加以改善，而C级套变套损程度严重，目前只能暂缓压裂。统计泸州区块内104口套变井套变等级，其中A级套变占比41.3%，B级套变占比32.7%，C级套变占比26.0%。另外，在35口未压先变井中，C级套变井占比达51.4%。可以看出，研究区内套变率高，未压先变现象突出且套损严重，造成部分井暂时失去产能。
1.2 平台集中套变现象
统计研究区123口压裂井（评价井26口，平台井97口），其中平台井压裂套变率为48.5%，评价井压裂套变率为23.1%。在所有套变井中，平台井套变占比88.7%，该井区通常以平台为单位发生集中套变。
1.3 套变点集中分布现象
统计泸州区块70口井中162个套变点分布情况，发现套变点主要位于水平段A点（A点是井眼轨迹中造斜段结束后进入设计目的层的第1个靶点）附近与中部位置。其中水平段A点附近（距A点400 m内）套变点占比46.9%，中部位置（距A点800~1 200 m）套变点占比30.9%。
1.4 套变类型
以MIT24多臂井径测井数据为基础，分析研究区内套变类型。为了方便统计，定义套管变形后长轴方向与正北方向的夹角为套变剪切角。统计分析泸州区块20口井88个套变点后发现，套变以南西向剪切变形为主，套变剪切角为20°~65°，其中大于45°的套变剪切角占比50.1%。
2 套变主控因素
2.1 地应力状态
针对不同应力机制开展断裂滑移难易程度评价，发现走滑应力机制相较于挤压应力机制和拉张应力机制更容易引发套管变形（见图1a ），同时在走滑应力机制中应力机制因子越大，地层滑移10 mm所需作用力越小，套变风险越高（见图1b ）。分析川南地区应力状态，发现深层与中深层页岩主体均为走滑应力机制，并无明显差异，但应力机制因子却存在差异。其中泸203井区应力机制因子最高，套变率达到68.6%（见表1 ）。
表1 不同区块典型井应力机制对比 |
| 区块 | 井区 | 井号 | 应力机制因子 | 应力 机制 | 套变率/ % | |
|---|---|---|---|---|---|---|
| 单井 | 平均 | |||||
| 泸州 | 泸203 | 泸203 | 1.52 | 1.54 | 走滑 | 68.6 |
| 泸203H57-3 | 1.55 | 走滑 | ||||
| 阳101 | 阳101H2-7 | 1.62 | 1.40 | 走滑 | 34.0 | |
| 阳101H10-3 | 1.18 | 走滑 | ||||
| 渝西 | 黄202 | 黄202 | 1.33 | 1.34 | 走滑 | 22.2 |
| 黄205 | 1.34 | 走滑 | ||||
| 足203 | 足201 | 0.29 | 0.68 | 拉张 | 0 | |
| 足207 | 1.07 | 走滑 | ||||
| 威远 | 自201 | 自203 | 0.57 | 0.49 | 拉张 | 48.6 |
| 自201 | 0.41 | 拉张 | ||||
| 威204 | 威213 | 1.60 | 1.52 | 走滑 | ||
| 威214 | 1.44 | 走滑 | ||||
2.2 断裂走向
研究区自中生代以来经历3期构造运动形成现今构造格局和断裂系统[16]。构造断裂走向玫瑰花图显示（见图2a ），泸203井区所在的福集向斜发育4组构造断裂：北东—南西向、北西—南东向、北北西—南南东向和近南北向。泸203井区内发育的复杂断裂系统为压裂激活断裂并引发套变提供了可能。以最接近井筒的断裂作为关联断裂，统计关联断裂方位与套变之间的关系（见图2b ）。发现引发严重套变的断裂方位角为60°~80°，60°断裂引发套变频数最高，说明该井区套变与断裂方位角相关，且60°方位角断裂为高套变风险断裂。
2.3 主控因素
研究区大量微地震监测结果表明，平台多分支井在多段压裂过程中容易激活邻近断裂，从而引发断裂剪切滑移，造成断裂附近井严重套变，套变点一般与目标压裂段相距较远[13]。结合前述剪切角大于45°的套变占比50.1%，以及60°方位角断裂引发套变频数最高的统计结果，初步认为断裂剪切滑移是引发套变的主控因素。如图3 所示，H55和H75平台分布在近南北向断裂F8两侧，H75平台共有4个分支井，在2、3、4井依次压裂过程中，压裂液沿此断裂激活H75平台西北方向的F5断裂，3次重复激活效应作用在断裂穿过的H55平台和H51平台，造成H55平台的4井与H51平台的3井和4井发生严重套变。H56平台压裂时，激活F1断裂，造成本平台1井和2井及H51平台2井发生严重套变。同样H55平台上支压裂时激活平台F3断裂，与此断裂相交的H51平台1井发生严重套变。综上所述，泸203井区严重套变井分布在断裂活动区，并且套变往往并不产生于本井压裂时，这说明地层中先存断裂被激活是该区产生大量未压先变井的主要原因。
3 套变机理及套管变形量
在原始地层状态下，断裂处于一种相对稳定的状态，断面的摩擦力大于剪应力。随压裂液不断注入地层，孔隙压力持续增大，断面摩擦力不断降低，当摩擦力与断面剪应力相等时断裂处于滑动的临界状态。压裂液进一步注入，断裂开始失稳错动，作用于套管，引发套管变形。基于上述认识，认为分析套变问题，需要基于现今地层应力状态，结合断裂发育特点和压裂施工条件，建立地质工程一体化的应力-断裂-井筒综合评价方法，主要包括以下3个方面：①刻画区域断裂信息，开展断裂稳定性评价；②失稳断裂受力分析，进行断裂滑移量计算；③基于有限元手段，将断裂滑移量转变为套管变形量。
3.1 断裂稳定性分析
断裂是内嵌于岩体中的力学性质薄弱面，相较于岩石本体更容易发生破裂。假设断裂面与最大主应力夹角为α（简称断裂逼近角）且与垂向应力方向平行，那么在原始地应力条件下，断裂面所受正应力为[7]：
${{S}_{\text{n}}}=0.5\left( {{\sigma }_{1}}+{{\sigma }_{3}} \right)-0.5\left( {{\sigma }_{1}}-{{\sigma }_{3}} \right)\cos \left( 2\alpha \right)$
剪切应力为：
${{\tau }_{xy}}=0.5\left( {{\sigma }_{1}}-{{\sigma }_{3}} \right)\sin \left( 2\alpha \right)$
其中断裂面的有效正应力符合Terzaghi定律：
${{\sigma }_{\text{n}}}={{S}_{\text{n}}}-{{p}_{\text{p}}}$
当断裂面上的剪应力大于摩擦力时，断裂两侧岩体开始滑动，符合Amonton定理，注意这里断裂内聚力取0[15]：
${{\tau }_{xy}}\ge \mu {{\sigma }_{\text{n}}}$
压裂施工中，流体不断注入地层打破地层平衡。判别断裂激活失稳的临界孔隙压力增量为：
${{p}_{\text{w}}}={{\sigma }_{3}}-{{p}_{0}}+\left( {{\sigma }_{1}}-{{\sigma }_{3}} \right)\left( {{\sin }^{2}}\alpha -\frac{1}{\mu }\sin \alpha \cos \alpha \right)$
由（5）式可知，影响断裂激活难易程度的因素包括地应力场、裂缝产状及孔隙压力。以泸203井为例，此井上奥陶统五峰组σ1=109.6 MPa，σ2=101.3 MPa，σ3=93.6 MPa，p0=80.0 MPa。在原始地层状态下，当α=30°时，断裂最容易被激活，α=90°时，断裂最难被激活（见图4a ）。在现今地应力场下，断裂面所受的剪应力是一定的，孔隙流体的不断注入导致断裂抗剪切能力持续下降。当pp=80 MPa时，岩石抗剪强度大于剪切应力，所有角度断裂均处于稳定状态；pp=90 MPa时，α为10°~50°的断裂被激活；pp=110 MPa时，所有角度断裂均被激活（见图4b ）。
泸203井断裂稳定性分析结果表明（见图5 ）：在原始地层状态下断裂均处于稳定状态，当pw=8 MPa时，47.7%断裂被激活；pw=10 MPa时，86.4%断裂被激活。泸203井整体断裂激活风险性较高，10 MPa的孔隙压力增量便可激活超过85%的断裂。
3.2 断裂滑移量计算
$\Delta u=\sum\limits_{i=1}^{n}{\Delta {{u}_{\text{f,}i}}}$
对于单次滑移来说，断裂激活时的孔隙压力、断裂半径、断裂位置及断裂逼近角是影响断裂滑移量的4大要素。图6 为在各敏感因素影响下断裂滑移量与断裂逼近角的关系，可以看出在相同地应力条件下，施工引发断裂内的孔隙压力越大，断裂滑移量越大；断裂半径越大，断裂滑移量越大且远离断裂中心滑移程度降低。
3.3 套管变形量计算
H55-4平台井套变段孔隙压力为95 MPa，断裂逼近角为14.68°。图7 为该井断裂滑移量与断裂逼近角的关系，由图可知，当断裂逼近角为30.00°时具有最高滑移量，断裂逼近角为14.68°时单次断裂滑移量为5.78 mm。同理依据累计叠加原理，该井发生3次剪切激活，共造成断裂滑移总量为17.34 mm。
断裂滑移量不能与套管变形量等效[19]，需要基于有限元数值模拟技术对断裂滑移量进行转化，从而确定套管变形量，以H55-4平台井为例进行说明。该井断裂滑移量为17.34 mm，以此为位移载荷条件，可建立地层-断裂-井筒耦合数值模型（见图8a ）：模型井眼直径215.9 mm，套管外径139.7 mm，套管壁厚12.7 mm，同时为了减小边界效应，设置地层截面尺寸不低于5倍井眼直径，断裂与套管夹角依据微地震及蚂蚁体解释结果取72.45°。依据耦合数值模型可计算得该井断裂滑移量与套管变形量的关系图（见图8b ）。由图查知，当断裂滑移量为17.34 mm时，套管变形量为13.1 mm。
3.4 模型准确性评价
为保证模型计算结果的准确性，采用双重交互方法进行验证。首先基于微地震强度信息验证断裂滑移量，然后根据MIT24多臂井径测井验证套管变形量。
3.4.1 断裂滑移量验证
地震活动遵循G-R公式[20]：
$\left\{ \begin{array}{*{35}{l}} \lg N=a-b{{M}_{\text{w}}} \\ b=\frac{1}{2.3({{M}_{\text{wav}}}-{{M}_{\text{w}\min }})} \\ \end{array} \right.$
地震矩可通过微地震震级计算得到[21]：
$\left\{ \begin{array}{*{35}{l}} {{M}_{0}}=G(\text{ }\!\!\pi\!\!\text{ }{{r}^{2}})D \\ {{M}_{\text{w}}}=\frac{2}{3}\left( \lg {{M}_{0}}-9.1 \right) \\ \end{array} \right.$
基于Brune[22]提出的圆形断裂半径计算模型，可得断裂滑移距离：
$\left\{ \begin{array}{*{35}{l}} r=\sqrt[3]{\frac{7{{M}_{0}}}{16\Delta \sigma }}=\sqrt[3]{\frac{7\times {{10}^{1.5{{M}_{\text{w}}}+9.1}}}{16\Delta \sigma }} \\ D=\frac{16}{7}\frac{\Delta \sigma r}{\text{ }\!\!\pi\!\!\text{ }G} \\ \end{array} \right.$
H75平台共有4个分支井，在2、3、4井依次压裂过程中，H55平台断裂滑移的微地震矩震级分别为1.81，1.95，1.88，断裂半径为73~82 m，断裂滑移距离分别为4.83，5.68，5.24 mm。H55-4井3次断裂激活累计滑移量为15.75 mm，与模型计算结果相对误差为10.09%，可见断裂滑移量计算模型预测结果较为准确。
3.4.2 套管变形量验证
MIT24多臂井径成像测井结果显示，H55-4井在4 592.747 m处发生套变，测得最大变形量为14.9 mm。模型计算结果与多臂井径监测结果误差为12.08%，同样表明断裂滑移量计算模型预测结果可靠性较好。
4 套管变形的防控策略
4.1 断裂风险评估图版
理论上，井筒套变风险与穿越断裂的沟通能力、滑移量、激活次数相关[19]，布井应充分考虑断裂激活风险与滑移量的综合影响。在工区蚂蚁体断裂解释结果的基础上，结合微地震监测数据对该工区断裂进行了精细刻画，并进一步根据刻画结果及地应力场数据，开展断裂风险评估。其中断裂激活风险具体计算公式为：
${{p}_{\text{i}}}=\frac{{{p}_{0}}}{{{p}_{\text{p}}}}$
为方便比较，对pi进行归一化处理：
${{M}_{\text{i}}}=\frac{{{p}_{\text{i}}}-{{p}_{\text{i}\min }}}{{{p}_{\text{i}\max }}-{{p}_{\text{i}\min }}}$
根据泸203井区基础数据，共计刻画断裂277条，在此基础上对该井区每一条断裂进行断裂激活风险与断裂滑移量评估（见图9 ）。由图可知，泸203井区断裂激活风险大于0.8的断裂占比为66.06%，多分布在井区边缘位置（见图9a ）。断裂滑移量为0~45 mm的断裂占比74.37%，多分布在工区中部，大于45 mm的断裂分布在井区边缘（见图9b ）。泸203井区断裂逼近角主要为10°~50°，占比65.34%，其激活风险大于0.8，临界激活孔隙压力增量为6.05~9.71 MPa（见图10 ），表明工区断裂激活风险高，活动性强。
4.2 套变防控政策及效果
4.2.1 地质因素防控
泸203井区应力机制评价结果（见图11 ）表明：该井区应力机制因子为1.27~1.99，主要集中在1.59~1.83。虽整体表现为走滑应力机制，但局部差异性明显。平面上可分为3个区，其中A区和B区应力机制因子偏高（1.67~1.99），C区应力机制因子偏低（1.43~1.67）。分析套变井分布位置与应力机制因子展布规律发现，该区套变井均分布在应力机制因子高值区，C区几乎没有出现套变井。因此，优先选择在应力机制因子低值区布井，可降低套变风险。
除应力机制外，另一个引发套变的因素是断裂的发育。相较于中深层，泸州深层断裂更为发育，套变也更加严重。地震解释的断裂尺度较大，无法刻画小尺度断裂的发育情况，但小尺度断裂恰是压裂沟通远端断裂的必要条件。结合蚂蚁体断裂解释信息和微地震数据可刻画小尺度断裂。泸203井区断裂分布图（见图9 ）表明压裂激活断裂滑移是引发该区套变的主要原因，布井时尽量选取断裂发育程度低的区域。
4.2.2 工程因素防控
①避让风险断裂及断裂中心：在区域断裂刻画准确的基础上，为了降低套变风险，布井时应尽量避让风险断裂，包括高激活风险和高滑移风险。断裂内部不同位置对应的滑移量不同，断裂被激活后中心位置会产生最大滑移量，中心向两边断裂滑移量逐渐降低。为了降低套变风险，无法避开风险断裂时，尽量选择远离断裂中心位置的区域布井。
②井筒参数优化：在无法避开断裂时，需要优化井筒参数，提高套管的抗剪切能力。现有研究表明，存在断裂滑移时，使用小尺寸套管、改变水泥环弹性模量对改善套变作用有限[23]。井筒方位敏感性分析（见图12 ）表明：改变井筒方位可有效降低套变风险，当断裂逼近角为0°和90°或断裂平行于井筒时，套管剪应力为0，无剪切套变风险。当断裂与井筒垂直时，井筒所受剪应力最大，套变风险最高，现场为保证压裂效果，一般垂直于最大水平主应力方向钻井，同时可允许井筒方位在30°之内进行合理调整（见图12a ）。同时由图12b 可以看出，套管剪应力的降低幅度随断裂逼近角的增大而增大。当断裂逼近角为60°~90°时，适当调整井筒方位可以完全消除作用在套管上的剪应力。由前述可知，泸203井区断裂逼近角主要为10°~50°，在此范围内调整井筒方位，套管剪应力可降低22.21%~72.98%。可见无法避开风险断裂时，可调整井筒方位，降低套变程度。
③井身结构优化设计：水平井弯曲段是应力集中点，井眼曲率半径越小，套变风险越大。研究表明（见图13 ），当曲率半径小于200 m时，随曲率半径的减小，套管受力快速升高，且应力差越大，上升越快，压裂施工时套变风险越高；当曲率半径大于200 m时，套管受力基本不受曲率半径和应力差的影响，因此在保证优质储集层钻遇率的基础上，应保证水平井曲率半径大于200 m。
④压裂施工参数优化：地应力是断裂活化的内因，压裂施工是断裂活化的外因，控制断裂内孔隙压力的增高，降低断裂滑移风险及滑移量可有效预防套变。其中可采用增大避射距离或降低单次施工压力来降低断裂内孔隙压力。另外增加多级水力压裂段长，降低应力累加对断裂的影响也是降低套变风险的有效措施。
4.2.3 实施效果
泸203井区临界孔隙压力增量阈值低、裂缝极易被激活，在保证压裂效果的同时，可以通过降低孔隙压力增量的方法来降低断裂激活风险。H7平台施工中考虑断裂-井筒-应力三者关系，采用差异化压裂施工方案（见表2 ），对高风险断裂带采用降低施工排量、用液强度和加砂强度的方法防控套变。据试验结果统计，H7平台井均套变点数较优化前下降62.5%，说明套变防控措施效果良好。
表2 泸州区块试验井差异化压裂施工方案 |
 |
5 结论
压裂激活断裂滑移是川南泸州深层页岩气井套变的主控因素，工区断裂逼近角主要为10°~50°，占比65.34%，临界激活孔隙压力增量为6.05~9.71 MPa。
对于地质因素导致的套变，防控措施主要有避让风险断裂、选择应力机制因子低值区布井两个方面；对于工程因素导致的套变，防控措施主要有4个方面：①布井时尽量避让高激活风险和高滑移风险断裂，无法避开时尽量选择远离断裂中心位置的区域；②优化井筒参数，调整井筒方位可在一定程度上消除作用在套管上的剪应力，降低套变程度；③优化井身结构设计，在不影响优质储集层钻遇率的基础上，确保水平井弯曲段曲率半径大于200 m；④优化压裂施工参数，增大避射距离、降低单次施工压力、增加段长等是降低套变风险的有效措施。
符号注释：
a——常数，无因次；b——G-R公式的斜率，无因次；D——断裂滑移距离，m；G——岩石剪切模量，Pa；i——断裂滑移的次数，无因次；Mi——归一化后的断裂激活风险，无因次；M0——地震矩，N·m；Mw——微地震矩震级，无因次；Mwav——矩震级的平均值，无因次；Mwmin——微地震矩震级的最小值，无因次；n——断裂滑移总次数，无因次；N——不超过Mw的事件次数，无因次；p0——原始地层压力，MPa；pi——断裂激活风险，无因次；pp——断裂激活时的孔隙压力，MPa；pw——判别断裂激活失稳时的临界孔隙压力增量，MPa；pimax，pimin——断裂激活风险的最大值和最小值，无因次；r——断裂半径，m；Sn——断裂面的正应力，MPa；Δu——断裂切向相对位移总量，m；Δuf,i——断裂在第i次激活时的切向相对位移量，m；α——断裂逼近角（断裂与最大主应力方向的夹角），（°）；Δσ——地震能量释放时的应力降，Pa；μ——断裂面的摩擦系数，取值0.6~1.0，无因次；σ1，σ2，σ3——最大、中间和最小主应力，MPa；σn——断裂面的有效正应力，MPa；τxy——地应力作用在断裂面的剪应力，MPa。