頁巖氣水平井套管的剪壓變形試驗與套變預(yù)防實踐

張 平 何昀賓 劉子平 童亨茂 鄧 才 任曉海張宏祥 李彥超 屈 玲 付 強 王向陽

1.中國石油集團川慶鉆探工程有限公司工程技術(shù)處 2.中國石油集團油田技術(shù)服務(wù)公司井下技術(shù)部 3.中國石油集團川慶鉆探工程有限公司頁巖氣項目經(jīng)理部 4.中國石油大學（北京）地球科學學院 5.中國石油集團工程技術(shù)研究院有限公司非常規(guī)油氣工程研究所

0 引言

在我國頁巖氣勘探開發(fā)取得快速發(fā)展的同時，也伴隨著頁巖氣水平井套管變形（以下簡稱套變）問題的頻發(fā)。2011年國內(nèi)第1口頁巖氣水平井（威201-H1井）、2012年國內(nèi)第1口具有商業(yè)價值的頁巖氣水平井（寧201-H1井）都曾發(fā)生過嚴重的套變。截至2018年12月底，長寧—威遠、昭通等國家級頁巖氣示范區(qū)共計壓裂頁巖氣井377口井，其中套變/遇阻井達133口井，占比為35.3%。

在國外頁巖油氣開發(fā)過程中，同樣也面臨著套變的問題。《Journal of Petroleum Technology》2020年第1期話題欄目指出：頁巖油氣開發(fā)套變率達20%～30%；美國Marcellus頁巖油井套變率為6.2%，阿根廷內(nèi)烏肯盆地Vaca Muerta 組頁巖氣井套變率為25%，加拿大Duvernay某區(qū)塊套變率達47%、丟段率為8.8%。

針對套管變形機理，國內(nèi)外學者大多從工程角度開展探索與研究，如壓裂時井筒溫度交變載荷、固井質(zhì)量以及套管—水泥環(huán)—地層等方面。尹虎等[1]通過水力壓裂時的熱傳導控制方程，探討了不同井口溫度下常規(guī)水力壓裂和大規(guī)模水力壓裂時井底溫度的變化情況，認為大型水力壓裂時井底溫度變化對套管抗擠強度影響較大，并且對不同鋼級的套管抗擠強度的影響程度也有所不同，其中高鋼級套管的抗擠強度受影響較小，而低鋼級套管抗擠強度受影響則較大；戴強[2]將套變原因初步劃分為強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。劉奎等[3]認為壓裂過程的溫度應(yīng)力及由套管內(nèi)壓周期性變化導致的局部載荷是頁巖氣井套管變形的主要因素。張認認等[4]提出基于貝葉斯網(wǎng)絡(luò)的頁巖氣井套管變形失效定量風險分析方法，建立頁巖氣井套管變形失效的貝葉斯網(wǎng)絡(luò)模型，識別頁巖氣井套管變形失效最可能的因素，評估各失效場景的動態(tài)發(fā)生概率。Sugden等[5-7]指出固井質(zhì)量差是頁巖氣井套管損壞的主要原因，并應(yīng)用Abaqus有限元軟件，認為水泥環(huán)缺失和套管偏心會在套管內(nèi)壁上產(chǎn)生較嚴重的應(yīng)力集中。Yin等[8]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。高利軍等[9]通過引入單位橫向位移和橢圓度來表征剪切套損中套管變形程度，提出在滑移面附近不固井能有效緩解剪切套損，但單純改變固井水泥力學性能的效果微乎其微。范明濤等[10]運用Abaqus軟件建立了溫壓耦合下的套管—水泥環(huán)—地層受力有限元模型，認為大排量壓裂施工中，套管應(yīng)力隨著偏心距的增加而減小，溫降對套管應(yīng)力的影響較大。

部分研究者從頁巖蠕滑、斷層剪切活動等進行了研究。劉港等[11-13]從受斷層影響的頁巖氣水平井套損進行機理分析、室內(nèi)模擬試驗和仿真模擬，得出斷層剪切活化前套管圍巖蠕滑作用產(chǎn)生的徑向擠壓力可以造成套管縮徑，在斷層處表現(xiàn)為套管的差異變形；隨著水力壓裂及頁巖氣開采過程中斷層的不斷活化，斷層產(chǎn)生的剪應(yīng)力成為套管彎曲錯斷的主因，模擬結(jié)果與機理分析的一致性表明斷層面水平套管剪切損壞是圍巖蠕滑擠壓力和斷層活化剪切力共同作用的結(jié)果。王素玲等[14]基于Abaqus軟件平臺，在考慮流固耦合效應(yīng)的條件下，建立了標準層套管—水泥環(huán)—地層的三維力學模型，模擬了套管剪切損壞的變形過程，認為防止頁巖層的剪切滑移可有效預(yù)防套損的發(fā)生，而提高套管強度不能從根本上解決套損問題。陳朝偉等[15]分析了圓形斷層模型的震源參數(shù)關(guān)系建立了由斷層半徑、滑移距離、地震矩和矩震級等參數(shù)組成的數(shù)學模型，首先根據(jù)24臂井徑測井數(shù)據(jù)或通過套管變形點的磨鞋最大直徑來確定斷層的滑動量（即套管變形量），然后利用該模型計算得到引起套管變形的裂縫或斷層的半徑和微地震震級。陳朝偉等[16-17]分析了套管變形與地質(zhì)特征和水力壓裂施工的相關(guān)性，表明斷層裂縫和層理發(fā)育是套管變形的內(nèi)因，水力壓裂是套管變形的外因，認為套管變形的機理是壓裂液沿著某條通道進入天然裂縫，使裂縫內(nèi)孔隙壓力提高，當達到臨界值時，激發(fā)天然裂縫滑動，進而造成套管變形，指出了剪切變形套管占60%，呈現(xiàn)剪刀差形態(tài)。李留偉等[18]基于兩口井的24臂井徑套管變形測量、裸眼井徑、電阻率電測、鉆時及氣測錄井、固井CBL/VDL及CBL成像等資料，分析了引起套管變形位置附近地層的地質(zhì)與工程特征。蔣振源等[19]認為斷層滑移引起的套管剪切變形是一類重要套管變形形態(tài)，引入內(nèi)徑凈減小量的概念表征套管變形程度，對套管鋼級、壁厚、固井水泥彈性模量和水泥環(huán)厚度進行了敏感性分析，認為增大套管鋼級、加厚套管壁厚、降低固井水泥彈性模量、增大水泥環(huán)厚度都能減輕套管變形。

中國石油集團川慶鉆探工程有限公司（以下簡稱川慶鉆探）與中國石油大學（北京）通過中國石油天然氣集團有限公司科學研究與技術(shù)開發(fā)項目“深層頁巖氣有效開采關(guān)鍵技術(shù)攻關(guān)與試驗”合作，在研究確定套變形態(tài)特征的基礎(chǔ)上，開展了大量的室內(nèi)試驗和現(xiàn)場實踐，基本明確了套變的機理；通過在四川盆地南部川慶鉆探威遠區(qū)塊的現(xiàn)場試驗，套變率從54%下降到14.3%，丟段率從7.8%降低到0，套變的預(yù)測、防范與治理技術(shù)取得了突破性進展。

1 套變特征的統(tǒng)計分析

對2019年23口頁巖氣套變井進行了MIT24井徑測井，解釋了119個套變點（段），其中202井區(qū)14口86個套變點（段），204井區(qū)9口33個套變點（段）。

1.1 套變位置與天然裂縫發(fā)育位置相關(guān)性較高

統(tǒng)計套變/遇阻位置96處，與地震預(yù)測裂縫吻合64處，平均符合率67%，其中，202井區(qū)58處中40處（符合率69%），204井區(qū)38個變形點24處（符合率63%）；88個實測套變位置中的56個位于斯通利波裂縫解釋段位置，占比63%；與測井遠探測解釋成果比較，套變位置都在裂縫發(fā)育段。

1.2 套變點/遇阻點與固井質(zhì)量相關(guān)性不強

為提高水平段套管居中度、保證固井質(zhì)量，基本上每1根套管上加放一只滾柱扶正器，平均單井下入197只。通過對威遠16口井72個已證實的套變點統(tǒng)計：67處固井質(zhì)量為優(yōu)，占比92%；5處為中。72個套變點固井聲幅CBL平均為8.05%，最高為23.39%。說明固井質(zhì)量好壞與套變相關(guān)性不強。

1.3 套變點/遇阻點與水平段狗腿度關(guān)聯(lián)不大

2019年，72個套變點狗腿度平均為1.72°/30 m，小于3°/30 m共有62個點，占比86%。最大狗腿度5.21°/30 m（威204H41-7井），最小狗腿度1.07°/30 m（威 204H36-3井）；平均井斜 94°，最高 102.31°（威202H13-1井）、最低80.43°（威202H16-6井）。

1.4 套變點/遇阻點大多遠離目標壓裂段

套變點與目標壓裂段的距離大多相距較遠，平均252 m。實測16口井42個遇阻點，小于100 m有14個，100～500 m有22個，500～1 000 m有5個，1 000 m以上有1個（1 032 m，威202H16-6井壓完第8段后）?？梢钥闯?，套變位置都不是發(fā)生在壓裂段的實際位置。

套變點/遇阻點與A點距離并無顯著規(guī)律，但偏入靶點A點方向壓裂段的套變點數(shù)量要多于靠近水平段末端的壓裂段（表1），0～700 m之間共46個變形點，700～1 500 m之間共28個變形點。

表1 套變點距入靶點A點的距離統(tǒng)計表

1.5 套變點徑向與軸向變形特征

通過MIT24井徑解釋發(fā)現(xiàn)，在套管直徑方向上平均變形量為15.8 mm，平均變形程度13.8%。整體看，內(nèi)徑變形量小于30 mm占到83%，是套變的主體。變形后內(nèi)徑大于102 mm共有30處占到42%，內(nèi)徑大于95 mm共有15處占到21%，內(nèi)徑大于86 mm共有14處占到20%，小于86 mm共有13處占到17%（圖1-a），其中威202H16-6井在井深3 459.00 m處變形內(nèi)徑最小僅為67.07 mm，變形比例達40.86%。

沿井眼軸線上看，水平上70%的套變長度小于10 m（圖1-b），超過10 m長度的變形段均由若干短變形段組合而成（84%小于10 m），且均與單裂縫或多裂縫剪壓變形特征相符。

圖1 徑向變形與軸向變形程度對比圖

1.6 增加套管壁厚對降低套變率效果不明顯

通過模擬計算，在沒有地層滑移，常規(guī)壁厚12.7 mm、Q125鋼級139.7 mm套管服役全過程（完井、壓裂）是安全的。有28口井在水平段采用鋼級Q125、壁厚15.2 mm的144.7 mm外加厚高韌性套管，抗剪切性能增加150%，抗外擠性能增加160%，抗內(nèi)壓性能增加115%，抗拉性能增加122%，已壓裂16口井，套變9口井，套變率56.3%，套變率仍高于未加厚套管（表2），說明通過增加套管壁厚也無法抵御地層的剪切載荷，對降低套變效果不明顯。

表2 ?144.7 mm套管套變情況統(tǒng)計表

2 套變機理及其控制因素

通過MIT24井徑地面模擬試驗驗證和套變形態(tài)及方位的系統(tǒng)分析、套變大型物理模擬試驗和數(shù)值模擬實驗、威遠地質(zhì)構(gòu)造分析與砂箱模擬實驗、長寧—威遠相似露頭觀測等方面的研究工作，分析套變特征與方位、套變機理、威遠構(gòu)造的形成機制等研究，取得以下認識。

2.1 套管變形外形特征與方位特征

目前套管變形特征主要通過MIT24井徑測井來獲取。為了確定套管變形的真實特征，得到MIT24井徑測井數(shù)據(jù)的正確解釋，開展了地面模擬頁巖氣水平井套管進行測井解釋模型校正。實際套管通過人為剪切、擠壓、穿孔等模擬井下套管可能發(fā)生的損壞情況，并按90°間隔方位測量4次，模擬井下連續(xù)油管存儲測井以及井眼軌跡可能引起的旋轉(zhuǎn)，同時，按照從A點到B點、始終保持高邊方位在最上方的方式測量。通過這樣的試驗和模型校正，得到了井徑測井準確的解釋模型。按照該解釋模型對23口井119個套變點的形態(tài)特征和方位進行了重新解釋，發(fā)現(xiàn)套變外形特征均呈現(xiàn)為剪切變形特征，以及在剪切段附近引起的不對稱擠壓變形，將這種變形特征簡稱為“剪壓”變形（圖2）。同時，剪壓的方位主要呈近東西向，剪切滑動的側(cè)伏角為正負30°左右（圖3）。

圖3 套變近東西向方位特征圖

結(jié)合威遠地區(qū)現(xiàn)今最大水平主應(yīng)力方向為東西向，說明套變的方位與現(xiàn)今應(yīng)力場方位是匹配的，套管呈現(xiàn)出的變形特征是切割套管的大裂縫和小斷層（簡稱斷-裂）發(fā)生走滑活動引起巖層對套管產(chǎn)生東西向不對稱的擠壓所致。

2.2 套變物理模擬實驗和數(shù)值模擬驗證

為了驗證剪壓作用導致的套管變形，開展了套管變形的物理模擬實驗和數(shù)值模擬。

2.2.1 物理模擬實驗

為了開展套管剪壓變形的物理模擬實驗，專門研發(fā)了大型巖樣體積壓裂套變物理模擬實驗裝置，用物理模型的方法模擬體積壓裂過程中套管的剪壓變形。

通過大型巖樣體積壓裂套變物理模擬實驗裝置，創(chuàng)建了含弱面大型巖樣體積壓裂套變物理模擬實驗方法，并進行了考慮井筒完整性的全三維大尺度的壓裂套變物理模擬[12-13]。

模擬的500 mm×500 mm×500 mm露頭巖樣取自壓裂目的層龍馬溪組頁巖儲層；模擬的含射孔孔眼套管內(nèi)徑21 mm、壁厚1.5 mm。根據(jù)相似原理分別進行了（σv，σH，σh）=（30 MPa，20 MPa，16 MPa）（正斷層應(yīng)力狀態(tài)）、（20 MPa，30 MPa，16 MPa）（走滑地應(yīng)力狀態(tài)）、（16 MPa，30 MPa，20 MPa）（逆斷層應(yīng)力狀態(tài)）3種不同地應(yīng)力狀態(tài)；30 mL/min、90 mL/min兩種不同泵注排量；60°與45°兩種不同裂縫傾角等因素對壓裂套變影響的實驗。

實驗過程中通過聲發(fā)射監(jiān)測發(fā)現(xiàn)，壓裂過程中水力裂縫擴展進入到預(yù)制的天然裂縫內(nèi)。隨著壓裂的繼續(xù)，天然裂縫內(nèi)的流體壓力達到活動的臨界值，導致天然裂縫失穩(wěn)產(chǎn)生剪切滑動而引發(fā)套管發(fā)生剪壓的現(xiàn)象。實驗發(fā)現(xiàn)，走滑地應(yīng)力狀態(tài)下，天然裂縫發(fā)生明顯滑移；逆斷層應(yīng)力狀態(tài)下，裂縫滑移相對輕微；隨著裂縫傾角增大，滑移量明顯增大。通過該物理模擬實驗有效還原了地下體積壓裂過程中產(chǎn)生套變的過程，揭示了壓裂致套管剪壓變形的作用機理。

2.2.2 數(shù)值模擬

利用Abaqus軟件，采用有限元方法，模擬套管在斷層剪切滑移過程中產(chǎn)生的變形過程。

模型從外到內(nèi)總共由3個部分組成，即巖石—水泥環(huán)—套管，按套管在地下的實際情況設(shè)計。模型包含長度為6 m的套管，以及橫截面為1 m×1 m包裹套管的地層巖石構(gòu)成（套管、水泥環(huán)以及巖層的力學參數(shù)按實際測量結(jié)果設(shè)定）；斷層走向參考威遠地區(qū)實際地質(zhì)情況設(shè)計，取30°、45°、75°；斷-裂帶寬度取10 cm、20 cm、50 cm、100 cm；斷層的滑移量按一定的步長線性增加，滑動方式為走向滑移。

模擬結(jié)果表明，斷層開始滑移時，套管迅速受到巖層的不對稱擠壓（圖4）：隨著斷層滑移量的增加，套管受到的擠壓應(yīng)力不斷增加，當斷層的滑移量達到7.5～9.0 mm時，套管達到臨界屈服強度（斷層的臨界滑移量與斷層的走向、斷-裂帶寬度等參數(shù)有關(guān)），并開始產(chǎn)生塑性變形；隨著斷層滑移量的進一步增加，套管的變形程度也不斷增加。

圖4 單裂縫數(shù)值模擬剪切滑移圖

數(shù)值模擬結(jié)果表明，只要巖層的滑移量達到一定值（10～15 mm），無論何種強度的套管都會達到屈服強度而發(fā)生塑性變形。這說明增加套管強度是無法解決斷-裂滑移引起的套管變形。數(shù)值模擬套管變形以后的形態(tài)與MIT24井徑測井解釋結(jié)果完全匹配。

2.2.3 交變載荷試驗

通過對外徑?139.7 mm、壁厚12.7 mm、鋼級125套管交變載荷試驗，模擬壓裂最高施工泵壓140 MPa、停泵后套管內(nèi)最低關(guān)井壓力40 MPa（圖5），循環(huán)40次疲勞試驗后，抗剪切強度降低15%、屈服強度降低10%、抗外擠強度降低10%。因此通過交變載荷試驗套管強度仍然是安全的。

圖5 ?139.7×12.7 mm套管內(nèi)壓疲勞試驗圖

2.3 套管變形地質(zhì)力學機理

通過前面的研究分析，套管變形特征主要為剪壓變形；遠探測成像測井（TBDS）測井裂縫解釋也證明套變均發(fā)生在裂縫發(fā)育處；通過龍馬溪組頁巖露頭大型物模試驗及數(shù)值模擬（圖4），驗證了套管變形就是由于斷-裂的剪切滑移所致。

上述分析充分說明，套管變形是在頁巖氣開發(fā)大型注水壓裂過程中誘發(fā)斷-裂剪切滑移所產(chǎn)生的，結(jié)合地質(zhì)力學的基礎(chǔ)理論——廣義剪切活動準則[20-22]，確定套變機理為：在構(gòu)造活動強烈的地區(qū)，注水壓裂時，隨著壓裂液的不斷注入，壓裂液可能進入或溝通斷層或裂縫，引起斷-裂內(nèi)的壓力不斷增加（Δp），導致斷-裂面上正應(yīng)力降低，剪應(yīng)力增大，當斷-裂面上的剪應(yīng)力大于臨界剪應(yīng)力時，斷-裂便會發(fā)生剪切滑移，從而引起套管剪壓變形。

按照童亨茂等提出的廣義剪切活動準則，古斷-裂（F1）的投影在原地應(yīng)力狀態(tài)下位于斷-裂剪切活動線下方，即fa＜1.0，斷-裂處于穩(wěn)定狀態(tài)，不會發(fā)生剪切滑移，套管不會發(fā)現(xiàn)剪切變形；隨著本井或鄰井壓裂液的不斷注入，流體壓力通過裂縫縫網(wǎng)傳遞到斷-裂位置，引起斷-裂的正應(yīng)力降低，摩爾空間[23]逐漸左移，F(xiàn)1的投影位于斷-裂剪切活動線上方，即fa＞1.0，斷-裂開始活動，會發(fā)生剪切滑移，當剪切位移量超過水泥環(huán)、套管的抗剪切強度后就會引起套管的剪切及擠壓變形（即剪壓變形）[24]。

在地應(yīng)力狀態(tài)（包括地層流體壓力）確定的情況下，應(yīng)用廣義剪切活動準則，可以定量計算目標斷-裂產(chǎn)生活動的臨界流體壓力。

3 套變風險預(yù)防措施及效果

3.1 套變風險預(yù)測

根據(jù)套變的地質(zhì)力學機理，套變是由斷-裂剪切活動造成的，因此套變的風險決定于切過井筒斷-裂的潛在活動能力。按照上述邏輯，通過反復實踐，形成了一套完整的套變風險預(yù)測和評價方法：①以平臺為單位，主要利用螞蟻體、同相軸、道積分、振幅及相位等地震屬性綜合識別解釋平臺區(qū)內(nèi)的斷-裂；②根據(jù)3個主應(yīng)力的大小和方向、斷-裂產(chǎn)狀（傾向和傾角）和力學參數(shù)（斷-裂內(nèi)聚力CF、摩擦系數(shù)μF），按照廣義剪切活動準則，計算斷-裂活動性系數(shù)；③綜合斷-裂活動性系數(shù)和斷-裂規(guī)模（斷層在平面上的延伸長度）這兩個參數(shù)，確定整個平臺內(nèi)所有斷-裂的活動風險級別；④確定平臺內(nèi)所有井的風險點及風險級別：井筒與斷-裂相交的點即為該井的套變風險點，風險級別由斷-裂活動的風險級別決定；⑤根據(jù)風險級別，提出優(yōu)化壓裂順序以及壓裂設(shè)計中擬提前采取措施的建議。

3.2 套變預(yù)防措施

考慮到斷-裂的分布、產(chǎn)狀、規(guī)模及力學參數(shù)，地應(yīng)力狀態(tài)等地質(zhì)因素是我們無法改變和控制的，而在壓裂過程中控制和降低斷-裂內(nèi)的流體壓力增量（Δp）減輕斷-裂的活動性，以及通過改善水泥環(huán)性能減輕地層滑移對套管的剪切程度，在一定程度上是可以實現(xiàn)的。

為此，威遠區(qū)塊主要采用堵塞溝通目標斷-裂的通道或者降低目標斷-裂內(nèi)的Δp、避免激活斷-裂發(fā)生剪切活動或降低斷-裂的剪切活動量，從而達到套變防治的目的。在威遠區(qū)塊28井次（表3）開展了“裂縫暫堵＋長段多簇”工藝的防套變措施，具體包括：①在壓裂過程中采取暫堵的方式，堵塞天然裂縫通道，降低通道內(nèi)的Δp；②采取長段多簇的壓裂設(shè)計方式，降低縫端凈壓力、減少溝通天然大裂縫概率和Δp；③采用降低壓裂規(guī)模、壓力釋放（返排）等方法，達到降低斷-裂內(nèi)的Δp的目的。

由于套管外面有水泥環(huán)，斷-裂的剪壓作用是通過水泥環(huán)作用到套管上，因此，可以采取加厚水泥環(huán)厚度、增加水泥環(huán)韌性、降低水泥環(huán)彈性模量、加入高強度微珠固井等方式吸收斷-裂的剪切位移量，可以減輕套管的變形程度。同時，提高套管的韌性也可以產(chǎn)生一定的作用。在威遠區(qū)塊，先后在威204H38-4井、威204H18-5井、威204H40-3井開展了“高強度微珠固井”工藝的防套變措施，這3口井都是位于套變高風險區(qū)域的高風險井，相比同平臺將降低壁厚為12.7 mm的套管，目前威204H38-4井已經(jīng)順利完成壓裂，沒有發(fā)生套變。

截至2020年12月31日底，在威遠川慶區(qū)塊采用“裂縫暫堵＋長段多簇”壓裂工藝，通過28口井的現(xiàn)場應(yīng)用，減輕了斷/裂的活動性，其中4口發(fā)生套變（表3），套變率從研究前的54%降低到14.3%，丟段率從研究前的7.8%降低到0。套變程度大幅降低、單井套變點數(shù)大幅降低；套變發(fā)生時間大幅推遲，沒有對壓裂整體進展造成影響；壓裂時效平均從1.47段/d提高到2.0段/d，提升了36%。

表3 威遠區(qū)塊“裂縫暫堵＋長段多簇” 壓裂工藝試驗井應(yīng)用情況表

4 結(jié)論

1）斷-裂發(fā)生剪切滑移是頁巖氣水平井套管變形的主要原因。

2）威遠頁巖氣套管變形的外形特征呈剪壓變形特征，變形的方位為近東西向，即與現(xiàn)今應(yīng)力場的最大水平主應(yīng)力方向一致。套變機理為：在構(gòu)造活動強烈的地區(qū)，壓裂時，隨著壓裂液的不斷注入，壓裂液可能進入或溝通斷層或裂縫，引起斷-裂內(nèi)的壓力（Δp）不斷增加，導致斷-裂面的正應(yīng)力降低，從而激活斷-裂發(fā)生剪切滑移，引起套管剪壓變形。

3）套變風險點主要尋找穿過井筒的斷-裂，斷-裂的活動性可以通過廣義剪切活動準則進行定量評估。

4）應(yīng)立足全平臺（及鄰平臺）綜合施策，優(yōu)化拉鏈壓裂順序，在套變風險點壓裂前應(yīng)提前采取“裂縫暫堵＋長段多簇”、降低壓裂規(guī)模、適當釋放井筒壓力等手段降低斷-裂的活動性。

5）在套變風險區(qū)固井時，可以采用降低水泥環(huán)彈性模量、加入高強度微珠固井等方式吸收地層位移量，減輕剪切滑移對套管的變形程度。