页岩油水平井压裂诱发断层滑移对套管变形的影响

王明星; 赵海燕; 蒲平凡; 庹钰恒; 窦伟; 林铁军; 王俊超; 李浩浩

doi:10.12404/j.issn.1671-1815.2506740

科学技术与工程 ›› 2026, Vol. 26 ›› Issue (18) :7655-7664 DOI: 10.12404/j.issn.1671-1815.2506740

石油、天然气工业

页岩油水平井压裂诱发断层滑移对套管变形的影响

王明星 ¹ ,
赵海燕 ¹ ,
蒲平凡 ¹ ,
庹钰恒 ²^,^* ,
窦伟 ¹ ,
林铁军 ² ,
王俊超 ¹ ,
李浩浩 ²

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Influence of Hydraulic-fracturing-induced Fault Slip in Shale Oil Horizontal Wells on Deformation of Casing

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摘要

页岩油水平井依赖体积压裂提产,但诱发的断层滑移与套管变形突出。采用三维地质力学-井筒间接耦合有限元方法,构建了含断层储层及套管-水泥环-地层模型,评估断层内流体压力增量、走向与最大水平主应力夹角、倾角对滑移与套管响应的作用,并以曲率半径与最小内径判别工具通过性。结果表明,当断层面流体压力增量超过约30 MPa时进入显著滑移;走向与最大水平主应力方向夹角越大,滑移越强;倾角增大同时放大走滑与正滑。滑移致套管受强非均匀外载,出现S形弯折与截面椭圆缩径,据此给出不同外径工具卡阻阈值。研究为多级压裂中的断层风险识别、参数优化与套管变形防控提供量化依据。

Abstract

Production enhancement in shale oil horizontal wells is commonly achieved by volumetric fracturing, yet induced fault slip and associated casing deformation remain prominent issues. A three-dimensional geomechanics-wellbore indirect-coupling finite-element method was adopted, by which a fault-bearing reservoir and a casing-cement sheath-formation system were constructed. The effects of fluid-pressure increment within the fault, the angle between fault strike and the maximum horizontal principal stress, and fault dip on slip behavior and casing response were evaluated. Tool passability was determined by the curvature radius and the minimum inner diameter of the deformed casing. The results show that significant slip is triggered when the fluid-pressure increment on the fault plane exceeds approximately 30 MPa, larger strike-stress angles lead to stronger slip, and increasing dip simultaneously amplifies both strike-slip and normal-slip components. The induced slip subjects the casing to strongly non-uniform external loads, resulting in S-shaped bending and an elliptical reduction of the cross-sectional area, on the basis of which threshold outer-diameter limits for tool sticking were provided. These findings provide a quantitative basis for fault-risk identification, parameter optimization, and casing-deformation control in multi-stage fracturing.

Graphical abstract

关键词

页岩油水平井 / 水力压裂 / 断层激活 / 滑移规律 / 套管变形 / 通过性

Key words

shale oil horizontal wells / hydraulic fracturing / fault reactivation / slip behavior / casing deformation / tool passability

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王明星, 赵海燕, 蒲平凡, 庹钰恒, 窦伟, 林铁军, 王俊超, 李浩浩. 页岩油水平井压裂诱发断层滑移对套管变形的影响[J]. 科学技术与工程, 2026, 26(18): 7655-7664 DOI:10.12404/j.issn.1671-1815.2506740

WANG Ming-xing, ZHAO Hai-yan, PU Ping-fan, TUO Yu-heng, DOU Wei, LIN Tie-jun, WANG Jun-chao, LI Hao-hao. Influence of Hydraulic-fracturing-induced Fault Slip in Shale Oil Horizontal Wells on Deformation of Casing[J]. Science Technology and Engineering, 2026, 26(18): 7655-7664 DOI:10.12404/j.issn.1671-1815.2506740

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页岩油气推动了全球油气储量和产量增长,影响着各国能源战略格局^[1];而中国页岩油资源丰富,在鄂尔多斯、准噶尔、渤海湾等盆地获得陆相页岩油重大发现,并在“十三五”期间先后建成了胜利济阳、吉木萨尔和古龙3个页岩油国家级示范区,取得了页岩油气资源的规模建产和效益开发^[2-5]。据自然资源部估算,其资源总量达1.53×10¹⁰ t,技术可采资源量约3.7×10 t^[6]。页岩油属典型非常规油气资源,为了显著提高其产能,通常采用水平井以扩大井眼与地层的接触面积,并穿透地层中的天然裂缝或断层带;同时配合大规模体积压裂改造,从而实现产量的大幅提升。尽管压裂作业在增产增效方面取得了显著成果,但同时也出现了套管变形和损坏的现象,套管剪切变形问题会导致桥塞不能到达设计位置^[7-8],无法完成后续压裂作业,甚至放弃压裂,导致压裂段数减小,在一定程度上制约了其安全高效开发,也造成了巨大经济损失。

基于页岩油气井中套管变形失效问题,中外学者对套管变形问题展开了大量的研究。张鹏等^[9]基于压裂特征建模并以典型套变井校验,分析得到压裂与返排均在射孔处应力集中,返排期簇间段外壁沿射孔轴向应力最高,易椭圆变形,过渡区等效应力突变,返排剪切应力达峰致错断,套损率升高;袁光杰等^[10]通过压裂套变物理模拟实验方法得到地应力状态和天然裂缝倾角是影响天然裂缝面滑移错动的主控因素;赵雅绮等^[11]基于套变因子级数与储层地质力学参数之间的关系数据库,利用贝叶斯分类判识算法,建立了深层页岩气井套变风险智能分级判识算法,其预测精度在90%以上;于浩等^[12]运用有限元分析软件建立套管的二维平面应变模型,对比分析得到套管失效是压裂过程中地层岩石性能降低、改造区域不对称、施工压力大以及地应力场重新分布共同作用的综合结果;Lian等^[13]结合岩石损伤力学及岩石破坏准则理论,建立了页岩气水平井簇式射孔套管的有效改造体积(stimulated reservoir volume,SRV)形成过程有限元模型,指出在压裂改造区域会出现应力亏缺,使套管“悬空”于地层中,进而产生径向偏转变形与轴向S形变形;Zeng等^[14]采用有限-离散元方法构建天然裂缝带型储层体积压裂多簇裂缝扩展模型,得到高应力差会抑制裂缝激活与缝网复杂度;张鑫等^[15]建立了断层界面滑移下的井筒变形数值模型,得到地层滑移量与套管变形量间基本呈线性正关系;范明涛等^[16]基于分步有限元方法建立了三维地层滑移有限元模型量化评估了压裂级数与规模对水平井套管应力的影响;文献[17-18]根据断裂力学理论,建立水力压裂下断层滑移量计算模型,认为压裂参数、地层性质以及断层性质对断层滑移量影响明显;文献[19-20]通过建立断层滑移地质力学和套管-地层耦合模型,揭示了水力压裂液进入断层会削弱其强度并破坏力学平衡,从而激活断层滑移;Yu等^[21-22]采用核密度估计与有限元分析得到裂缝密度升高使套管应力及侧向位移显著增加;重复压裂区域形成叠加扰动,诱发严重S形弯曲变形;Tuo等^[23]建立了保留地质分层特性的流固耦合地质力学有限元模型,基于水力压裂诱致岩石破碎及流体作用导致岩石力学性能弱化的理论,提出了“工厂化”平台井防套管失效模式,关键在于优化井间压裂区域空间分布并合理布局井距。Chipperfield等^[24]认为多级压裂过程中,形成的复杂裂缝网络会使套管受到张剪复合载荷,同时诱发原位应力场动态扰动,最终导致套管发生力学完整性失效;文献[25-26]提出了断续裂隙岩体单轴压缩损伤模型,提高了岩石弹性模量及损伤的预测精度;蒋廷学等^[27]提出了陆相页岩油气水平井穿层体积压裂技术,使产量提高20%,但套变问题仍存在。

总体来说,目前针对断层活化机制及滑移量演化规律的研究还不够全面,其断层滑移-套管变形力学响应的系统耦合分析不足。因此,现基于有限元模拟软件,通过分析地应力场演化对断层活化影响,构建含断层储层及套管-水泥环-地层模型,通过分析断层走向、倾角和流体压力对滑移和套管的力学影响及变形情况,以及套管变形后下入工具通过能力分析。研究旨在为压裂过程中断层滑移及套管变形控制提供借鉴。

1 多尺度有限元模型建立

1.1 断层滑移地质力学模型

以中国新疆某油田页岩油区块为研究对象,该区域使用平台式水平井对页岩油资源进行开发。近年来,该区块内的多级压裂作业在增产增效方面取得了显著成果,但同时也出现了套管变形和损坏的现象。该区块页岩油储层断层与伴生断裂较为发育,体积压裂诱发断层激活滑移几率较大,井眼轨迹穿越断层的套管受到严重变形威胁。压裂诱发断层激活滑移的主要过程为:压裂过程中,大量流体进入断层面之间,致使断层间胶结物胶结强度降低;断层面摩擦属性降低,原有地层系统的受力平衡遭到破坏,断层在原始地应力场的作用下被激活而开始滑移;断层滑移开始后,围岩及下部地层对断层两盘产生新的支撑力,使得地层系统重新进入平衡状态。由此,建立包含上部盖层、含有断层的储层以及下部隔层的断层滑移地质力学模型,如图1所示,以模拟计算压裂液进入断层后断层激活滑移的距离。模型尺寸100 m×100 m×30 m,其中包含了5 m厚度上部地层、10 m厚度中部储层、10 m厚度中部储层、5 m厚度中部储层,各地层岩石弹性模量存在差异性。考虑断层在厚度上仅激活储层范围。断层走向近似沿区域最大水平主应力方向。模型岩石力学基本参数来源于页岩油气井取心后室内试验测试结果以及现场测井数据。岩体弹性模量24 GPa,泊松比0.28,内聚力34.45 MPa,内摩擦角26.68°,断裂韧性1.35 MPa·m^1/2。页岩储层厚度较薄,不考虑地应力梯度,设置最大水平地应力74.43 MPa,最小水平地应力62.93 MPa,垂向地应力81.63 MPa。

通过地应力平衡,构建断层激活前,地层的相对稳定应力状态。断层的存在会破坏地应力分布的均匀性,在断层位置出现了小幅度的应力扰动。这是因为断层破坏了地应力传递的连续性,这种不均匀性在断层激活后促使断层发生滑移。最小水平地应力、最大水平地应力以及垂向地应力在断层附近分别存在8、6、3 MPa以内的小幅应力大小波动,水平地应力方向存在10°以内的小幅度偏转。

1.2 断层剪切水平井套管-水泥环-地层耦合模型

研究目标新疆油田吉木萨尔页岩油区块57平台在前期现场施工作业阶段发现共有7井9级发生套变,表现为小桥塞未通过或通过多臂井径仪验证。现场评估套管变形风险段位置如图2所示,可以发现套管变形高风险点基本位于断裂发育位置。因此现场初步分析断裂失稳滑移是可能内因,压裂规模超过断裂临界滑移界限是套变诱因。

该平台其中一井多臂井径测井结果显示,套管在5 612.6~5 613.3 m位置有明显变形,其中形变最大位置在5 613.0 m位置,最大内径129.808 mm、最小内径99.499 mm、平均内径112.525 mm,如图3(a)~图3(c)所示。图3(d)显示了该井多臂井径测井获取的套边点位置,发现套变点距离主走滑断裂及伴生断裂带较近,同样可以初步判断套管变形是来源于压裂激活断层滑移剪切导致。

当断层发生滑移时,由于套管与地层体积差距巨大,套管无法抵抗地层滑移,从而产生挤压和剪切变形,出现明显的S形弯折与剪切位置的受挤缩径。为分析断层滑移对套管的影响,利用ABAQUS建立含有断层的三维水平井套管-水泥环-地层力学耦合模型,近井地层与断层两盘网格加密。通过接触/绑定与界面单元刻画套管-水泥环-地层荷载传递与约束,并在不同断层滑移位移边界下计算套管Mises应力、横向位移与截面形变,如图4所示。模型中地层由断层两盘组成,按照圣维南原理,地层在井眼截面上的直径尺寸应取井眼直径的5倍以上,井眼直径取215.9 mm,地层在井眼截面上的尺寸取10 m×10 m,断层上下盘在井眼轴向方向共长20 m,断层面位于中间位置,套管外径139.7 mm,壁厚12.09 mm,套管钢级为HS125V。

2 断层滑移量的计算及变化规律分析

2.1 断层内流体压力的影响规律

在页岩油压裂过程中,向储层注入高压流体是实现增产的核心手段。然而,注入流体的扩散不可避免地会波及邻近断层,地层中注入大量压裂液会导致原始处于平衡状态的断层/天然裂缝表面孔隙压力升高、垂向应力以及摩擦强度降低。因此,断层内流体压力的升高是诱发断层活化与滑移(包括微震活动)最直接、最关键的因素之一。

控制断层倾角为0°,断层走向与最大主应力方向夹角为20°,模拟计算压裂作业过程中断层滑移量的大小。如图5所示,当流体压力增大时,受影响区域内的断层滑移量逐渐增大,滑移区域的面积也逐渐增大。如图6不同断层面流体压力情况滑移量变化关系所示,当断层面流体压力增量小于30 MPa,断层滑移量极小可忽略,判断为未激活状态;而当流体压力增量超过30 MPa后,断层出现激活,滑移量快速增大,在压力增量达到80 MPa后趋于稳定,此条件下断层的最大滑移量为2.22 mm。

2.2 断层激活区域范围的影响规律

控制断层激活区域范围为5~50 m,模拟计算压裂作业过程中断层滑移量的大小。如图7所示,断层激活区域范围越大,断层滑移量越大。随断层激活区域范围增大,断层滑移量呈现出对数型上升趋势,且裂缝内流体压力越大,上升趋势越明显。当断层激活区域范围为50 m时,当前地应力状态下断层滑移量为5.44 mm。

2.3 断层走向的影响规律

断层走向决定了断层面在区域和压裂扰动应力场中的应力状态,进而决定了断层的固有稳定性和对流体压力升高的敏感性。因此,断层滑移量主要取决于作用在断层面上的剪应力大小(驱动滑动的力)与正应力大小(抑制滑动的摩擦力)之间的对比关系。如图8(a)所示,当外部应力投影到该断层面后,断层与主应力方向夹角较小时,最大主应力分量主要表现为较高的法向压应力σ_n1,使断层面受到强烈闭合约束,剪应力τ₁相对较小,此时断层被压紧而不容易滑动;如图8(b)所示,当断层与主应力夹角增大时,断层的走向不再顺着主应力方向,此时法向压应力σ_n2减小、剪应力τ₂逐渐增大并达到峰值,并超过该面所能承受的摩擦抗力,断层面达到了剪切破坏的条件并发生滑移;之后当断层与主应力夹角继续增大时,断层面逐渐垂直于最大主应力,接近水平,此时断层面上只有最小主应力σ_h,而剪应力逐渐降为0,几乎没有沿面的剪切驱动力,断层将难以再发生滑移。

基于上述分析,控制断层与最大水平地应力方向夹角大小为0°~90°,模拟计算压裂作业过程中断层滑移量的大小。如图9所示,断层与最大水平地应力方向夹角越大,断层滑移量先增大后减小。当断层与最大水平地应力方向夹角为45°时,滑移量最大,当前地应力状态下断层滑移量为8.21 mm。

2.4 断层倾角的影响规律

根据现场测试结果,主要聚焦于小倾角断层,控制断层倾角大小为0~30°,模拟计算压裂作业过程中断层滑移量的大小。结果显示,断层倾角越大,断层滑移量越大。当断层与最大水平地应力方向夹角为30°时,当前地应力状态下断层滑移量达到10.94 mm。断层存在倾角的情况下,断层滑移以走滑滑移为主,但不仅是走滑滑移,同时伴随正滑移,不同断层倾角情况下的滑移量变化曲线如图10所示。正滑移量也随倾角的增大而增大,当断层与最大水平地应力方向夹角为30°时,当前地应力状态下断层正滑移量为1.26 mm。

综上所述,在页岩油多级压裂过程中,断层滑移行为受到断层内流体压力、断层激活范围、断层走向及断层倾角等关键因素的综合影响。因此,在压裂过程中优先避开高倾角与顺应主应力方向的潜在活性断层段;合理控制压裂施工参数,尤其是注入压力与泵注强度,避免断层面孔隙压力突增,当无法完全避开断层时,需要通过优化压裂工艺来控制缝网扩展,避免将过多能量和流体注入断层;在设计井位与压裂段落布置时,应充分考虑断层几何参数对滑移演化的影响,并可引入实时微震监测与应力场反演技术,动态调整施工策略,实现风险前移控制。

3 断层剪切作用下的套管力学响应行为分析

3.1 断层滑移剪切作用套管应力及变形量分析

在断层受压裂作业激活之前,断层处于稳定状态,此时套管于井筒中,地应力经由水泥环作用于套管外壁,沿轴线方向的Mises应力分布较为均匀,最大244.9 MPa,远小于HS125V钢级套管材料最小屈服强度862.1 MPa,没有变形失效的风险。通过套管位移分布云图,可以看出此阶段套管上位移小于1×10^-4mm数量级,可忽略不计,即在断层滑移作用之前,套管不会发生变形。

当压裂作业诱发储层中断层激活滑移后,断层上下盘的相互运动对套管施加极大的剪切作用,使套管外壁受到极强的非均匀载荷,导致套管出现轴向上的S形变形以及断层剪切位置的径向椭圆缩径。当套管受断层剪切后,S形变形明显,则通过套管横向位移值可以表现套管S形变形的程度,如图11(a)所示,随断层滑移量增大,套管横向位移量同时增大,套管变形越严重,其增大幅度基本与断层滑移距离一致;而阻碍套管工具下放通过性的影响除S形变形之外,套管的椭圆变形也会有显著影响,在断层激活滑移剪切作用下,套管发生不同程度的椭圆变形。

如图11(b)所示,随断层滑移量增大,套管最小内径随滑移量的增大而减小,当滑移量为5 mm,此时套管缩进量为4.1 mm,变形幅度较小,当滑移量为30 mm,此时套管缩进量达到27.3 mm,套管最小内径仅为88.2 mm,套管已发生严重变形。在井眼与断层面夹角增大后,套管Mises应力随断层滑移距离增大而增大的趋势更加剧烈,套管Mises应力迅速上升,直至达到材料破坏强度为止。相同滑移距离作用下,井眼与断层面夹角越小,套管横向位移越大,S形变形越明显。井眼与断层面夹角越大,断层相同滑移距离条件下的套管截面椭圆变形更加明显,例如,当井眼与断层面夹角为45°,断层滑移距离为10 mm情况下,套管最小内径仅为111.32 mm。

压裂作业诱发断层激活滑移规律及不同工况断层滑移行为变化规律研究结果显示,断层走向不同,其在地应力作用下的滑移量不同,断层在与井眼夹角45°情况下滑移量最大。断层与井眼夹角90°套管横向位移及缩径量很小,对套管变形后的通过性几乎没有影响;断层与井眼夹角60°条件下的断层滑移量小于45°条件下的滑移量,而由于断层与井筒的几何关系原因,断层与井眼夹角45°时,套管横向位移于60°条件基本一致,套管缩径变形量更大,如图12所示。

3.2 变形后套管下入工具通过性分析

在页岩气井水力压裂过程中,套变的严重程度由井下工具能否正常工作判断,即能否成功将井下工具下至指定位置,由于井下复杂的地质条件和工作环境,套管往往会发生无法预测的、以剪切为主的各种变形而阻碍桥塞的通过。设井眼曲率半径为R₁,套管内径为D,刚性井下工具的最大外径为d₁,两端连接管串的外径为d₂,两端连接管柱的最小弯曲半径为R₂,带刚性井下工具的管柱通过弯曲套管段时变形如图13所示。

则两端连接管柱的最小弯曲半径为

(1)

${\mathit{R}}_{2}=\frac{\mathit{E}{\mathit{d}}_{2}{\mathit{K}}_{1}{\mathit{K}}_{2}}{2{\mathit{\sigma }}_{\mathrm{s}}}$

式(1)中:E为连接管柱弹性模量;σ_s为连接管柱屈服强度;K₁为钢材抗弯安全系数;K₂为螺纹应力集中系数。

可通过最小井眼曲率为R₁的刚性井下工具最小长度为

(2)

$\mathit{L}=2\sqrt{2{\mathit{R}}_{1}(\mathit{m}+\mathit{n})-{\mathit{m}}^{2}+{\mathit{n}}^{2}}$

式(2)中:

(3)

$\left\{\begin{array}{l}\mathit{m}=\frac{\mathit{D}}{2}-\frac{{\mathit{d}}_{1}}{2}+{\mathit{R}}_{2}\\ \mathit{n}=\frac{\mathit{D}}{2}-{\mathit{R}}_{2}-\frac{{\mathit{d}}_{2}}{2}\end{array}\right.$

同理可得,长度为L的刚性井下工具可通过的最小井眼曲率半径为

(4)

${\mathit{R}}_{1}=\frac{{\mathit{L}}^{2}+4{\mathit{m}}^{2}-4{\mathit{n}}^{2}}{8(\mathit{m}+\mathit{n})}$

曲率半径R₁对应的井眼曲率C₁为

(5)

${\mathit{C}}_{1}=\frac{180}{\mathrm{\pi }}\frac{30}{{\mathit{R}}_{1}}=\frac{180}{\mathrm{\pi }}\frac{240(\mathit{m}+\mathit{n})}{{\mathit{L}}^{2}+4{\mathit{m}}^{2}-4{\mathit{n}}^{2}}$

由套管变形后最小内径确定D,套管变形后横向位移确定套管轴线各个位置曲率半径。

假设下入时仅刚性工具遇阻,即R₂和d₂为0;假设刚性工具长度0.5 m,外径分别为103、88、74、54 mm,绘制出极限通过曲率半径线。如图14所示,将套管变形后曲率半径与极限通过曲率半径线对比,若套管变形后曲率半径小于极限通过曲率半径,则工具可能遇阻。井眼与断层面夹角为45°时,套管S形变形最为严重,套管曲率变化最明显,其通过性分析结果可覆盖不同角度情况。断层滑移3 mm,所有外径工具均可以通过;断层滑移5 mm,所有外径工具可以通过;断层滑移10 mm,88 mm以下工具可通过;断层滑移20 mm以上,所有尺寸工具都无法通过。

4 结论

(1)断层的存在破坏了地应力分布的均匀性,在断层位置出现了小幅度的应力扰动,断层破坏了地应力传递的连续性,当压裂流体渗流进入断层面,断层胶结物含水率会升高,进而使胶结强度降低,流体的润滑作用使得断层面摩擦强度降低,进而破坏断层原有的力学平衡,出现激活而滑移。

(2)流体压力增大,受影响区域内的断层滑移量逐渐增大,滑移区域的面积也逐渐增大,流体压力增量超过30 MPa后,断层出现激活,滑移量快速增大,在压力增量达到80 MPa后趋于稳定;断层激活区域范围越大,断层滑移量越大;断层与最大水平地应力方向夹角越大,断层滑移量越大;断层存在倾角的情况下,断层滑移以走滑滑移为主,同时伴随正滑移,断层倾角越大,断层滑移量越大。

(3)在断层受压裂作业激活之前,断层处于稳定状态,当地层对套管的剪切作用距离超过3 mm后,套管小范围区域内的Mises应力超过材料最小屈服强度,进入屈服。当地层对套管的剪切作用距离超过5 mm后,套管最大Mises应力超过套管材料最小屈服强度,出现塑性破坏,且断层在与井眼夹角45°情况下滑移量最大,套管S形变形最为严重。

(4)滑移剪切作用引起套管S形横向位移和截面椭圆发生变形,内径随滑移距离减小;通过对比变形后套管曲率与工具极限弯曲度,得到不同滑移条件下的工具卡阻阈值,若套管变形后曲率半径小于极限通过曲率半径,则工具将会遇阻。

参考文献

原文顺序 | 出版日期 | 本文引用

[1]	邹才能, 潘松圻, 荆振华, 等. 页岩油气革命及影响[J]. 石油学报, 2020, 41(1): 1-12.

[2]	Zou Caineng, Pan Songqi, Jing Zhenhua, et al. Shale oil and gas revolution and its impacts[J]. Acta Petrolei Sinica, 2020, 41(1): 1-12.

[3]	邹才能, 朱如凯, 董大忠, 等. 页岩油气科技进步、发展战略及政策建议[J]. 石油学报, 2022, 43(12): 1675-1686.

[4]	Zou Caineng, Zhu Rukai, Dong Dazhong, et al. Scientific and technological progress of shale oil and gas, development strategy and policy recommendations[J]. Acta Petrolei Sinica, 2022, 43(12): 1675-1686.

[5]	翁定为, 雷群, 管保山, 等. 中美页岩油气储层改造技术进展及发展方向[J]. 石油学报, 2023, 44(12): 2297-2307.

[6]	Weng Dingwei, Lei Qun, Guan Baoshan, et al. Progress and develo-pment direction of shale oil and gasreservoir stimulation technologies in China and the United States[J]. Acta Petrolei Sinica, 2023, 44(12): 2297-2307.

[7]	许江文, 王明星, 王俊超, 等. 吉木萨尔页岩油水平井体积压裂技术实践与认识[J]. 新疆石油天然气, 2024, 20(3): 23-29.

[8]	Xu Jiangwen, Wang Mingxing, Wang Junchao, et al. Practice and insights of volume fracturing technology for horizontal wells in Jimsar shale oil[J]. Xinjiang Oil & Gas, 2024, 20(3): 23-29.

[9]	齐洪岩, 吴承美, 胡可, 等. 准噶尔盆地吉木萨尔凹陷页岩油效益开发关键技术与实践[J]. 新疆石油天然气, 2024, 20(3): 15-22.

[10]	Qi Hongyan, Wu Chengmei, Hu Ke, et al. Key technologies and practices for profitable development of shale oil in the Jimsar Sag, Junggar Basin[J]. Xinjiang Oil & Gas, 2024, 20(3): 15-22.

[11]	杜金虎, 胡素云, 庞正炼, 等. 中国陆相页岩油类型、潜力及前景[J]. 中国石油勘探, 2019, 24(5): 560-568.

[12]	Du Jinhu, Hu Suyun, Pang Zhenglian, et al. Types, potential and prospects of continental shale oil in China[J]. China Petroleum Exploration, 2019, 24(5): 560-568.

[13]	于浩, 练章华, 徐晓玲, 等. 页岩气直井体积压裂过程套管失效的数值模拟[J]. 石油机械, 2015, 43(3): 73-77.

[14]	Yu Hao, Lian Zhanghua, Xu Xiaoling, et al. Numerical simulation of casing failure during volume fracturing in shale gas vertical wells[J]. Petroleum Machinery, 2015, 43(3): 73-77.

[15]	陈小璐, 张雨菲, 罗伟疆, 等. 水平井体积压裂套管变形预测方法与防控措施[J]. 新疆石油天然气, 2025, 21(1): 61-68.

[16]	Chen Xiaolu, Zhang Yufei, Luo Weijiang, et al. Prediction methods and prevention measures for casing deformation in volume fracturing of horizontal wells[J]. Xinjiang Oil & Gas, 2025, 21(1): 61-68.

[17]	张鹏, 蒲春生, 胡淑颖, 等. 致密油压裂套管变形应力特征数值模拟[J]. 科学技术与工程, 2022, 22(25): 10968-10974.

[18]	Zhang Peng, Pu Chunsheng, Hu Shuying, et al. Numerical simulation of stress characteristics of casing deformation in tight-oil fracturing[J]. Science Technology and Engineering, 2022, 22(25): 10968-10974.

[19]	袁光杰, 王向阳, 乔磊, 等. 页岩气井压裂套管变形机理及物理模拟分析[J]. 天然气工业, 2023, 43(11): 137-145.

[20]	Yuan Guangjie, Wang Xiangyang, Qiao Lei, et al. Mechanism of fracturing-induced casing deformation in shale gas wells and physical simulation analysis[J]. Natural Gas Industry, 2023, 43(11): 137-145.

[21]	赵雅绮, 沈诗婷, 何建华, 等. 融合地质力学和贝叶斯分析的压前套变风险预测: 以川南A区龙一段页岩储层为例[J]. 科学技术与工程, 2024, 24(30): 12920-12931.

[22]	Zhao Yaqi, Shen Shiting, He Jianhua, et al. Pre-fracturing casing-deformation risk prediction integrating geomechanics and Bayesian analysis: a case study of the Long 1 Member shale reservoir in Area A, southern Sichuan[J]. Science Technology and Engineering, 2024, 24(30): 12920-12931.

[23]	于浩, 练章华, 林铁军. 页岩气压裂过程套管失效机理有限元分析[J]. 石油机械, 2014, 42(8): 84-88.

[24]	Yu Hao, Lian Zhanghua, Lin Tiejun. Finite element analysis of casing failure mechanism during shale gas fracturing[J]. Petro-leum Machinery, 2014, 42(8): 84-88.

[25]	Lian Z, Yu H, Lin T, et al. A study on casing deformation failure during multi-stage hydraulic fracturing for the stimulated reservoir volume of horizontal shale wells[J]. Journal of Natural Gas Science and Engineering, 2015, 15: 23538-23546.

[26]	Zeng B, Wang Y, Song Y, et al. Influence of natural fractures on fracture network of volume fracturing in deep shale reservoirs in southern Sichuan Basin[J]. Petroleum Geology and Oilfield Development in Daqing, 2025, 44(3): 168-174.

[27]	张鑫, 李军, 刘鹏林, 等. 断层滑移条件下页岩气井套管变形影响因素分析[J]. 科学技术与工程, 2021, 21(16): 6651-6656.

[28]	Zhang Xin, Li Jun, Liu Penglin, et al. Analysis of factors influencing casing deformationin shale gas wells under fault-slip conditions[J]. Science Technology and Engineering, 2021, 21(16): 6651-6656.

[29]	范明涛, 李军, 柳贡慧. 基于分步有限元法的多级压裂过程中套管应力敏感性分析[J]. 科学技术与工程, 2017, 17(16): 50-55.

[30]	Fan Mingtao, Li Jun, Liu Gonghui. Stress sensitivity analysis of casing during multi-stage fracturing based on a step-by-step finite element method[J]. Science Technology and Engineering, 2017, 17(16): 50-55.

[31]	李军, 赵超杰, 柳贡慧, 等. 页岩气压裂条件下断层滑移及其影响因素[J]. 中国石油大学学报(自然科学版), 2021, 45(2): 63-70.

[32]	Li Jun, Zhao Chaojie, Liu Gonghui, et al. Fault slip under shale gas fracturing conditions and its influencing factors[J]. Journal of China University of Petroleum (Natural Science Edition), 2021, 45(2): 63-70.

[33]	Li J, Xi Y, Zhao C J, et al. Recent progress in understanding mechanisms of shale gaswellbore integrity failure[J]. Science Foundation in China, 2020, 28(2): 104-112.

[34]	王雪刚, 钟守明, 吴彦先, 等. 水力压裂诱发断层滑移对套管的剪切作用研究[J]. 钻采工艺, 2023, 46(5): 7-14.

[35]	Wang Xuegang, Zhong Shouming, Wu Yanxian, et al. Study on the shearing effect of fault slip induced by hydraulic fracturing on casing[J]. Drilling & Production Technology, 2023, 46(5): 7-14.

[36]	秦铭奇. 复杂储层水力压裂近场动力学模型及数值仿真研究[D]. 北京: 中国科学院大学, 2023.

[37]	Qin Mingqi. Near-field dynamics model and numerical simulation of hydraulic fracturing in complex reservoirs[D]. Beijing: University of Chinese Academy of Sciences, 2023.

[38]	Yu H, Tuo Y, Lian Z, et al. Impact of fracture density of stimulated reservoir volume on casing deformation in horizontal shale gas well[J]. Journal of Pipeline Systems Engineering and Practice, 2025, 16(4): 4025063.

[39]	Yu H, Dahi T A, Lian Z. On how pumping hesitations may improve complexity of hydraulic fractures, a simulation study[J]. Fuel, 2019, 19: 249294-249308.

[40]	Tuo Y, Lin T, Yu H, et al. Prediction of casing failure risk locationsunder multi-stage hydraulic fracturing inter-well interference in “well factory” mode[J]. Petroleum Science, 2025, 22(4): 1611-1624.

[41]	Chipperfield S T, Wong J R, Warner D S, et al. Shear dilation diagnostics: a new approach for evaluating tight gas stimulation treatments[C]// SPE Hydraulic Fracturing Technology Confe-rence. New York: SPE, 2007: SPE106289-MS.

[42]	宋晓康, 张昌锁, 王天琦. 离散裂隙网络的几何参数对裂隙岩体力学参数的影响研究[J]. 中国矿业, 2021, 30(12): 160-169.

[43]	Song Xiaokang, Zhang Changsuo, Wang Tianqi. Influence of geometric parameters of discrete fracture networks on mechanical parameters of fractured rock mass[J]. China Mining Magazine, 2021, 30(12): 160-169.

[44]	刘红岩, 张光雄, 邹宗山, 等. 考虑裂隙变形参数的岩体单轴压缩损伤模型[J]. 水文地质工程地质, 2023, 50(3): 85-92.

[45]	Liu Hongyan, Zhang Guangxiong, Zou Zongshan, et al. Uniaxial compression damage model of rock mass considering fracture deformation parameters[J]. Hydrogeology & Engineering Geology, 2023, 50(3): 85-92.

[46]	蒋廷学, 肖博, 沈子齐, 等. 陆相页岩油气水平井穿层体积压裂技术[J]. 石油钻探技术, 2023, 51(5): 8-14, 179.

[47]	Jiang Tingxue, Xiao Bo, Shen Ziqi, et al. Trans-layervolume fracturing technology for horizontal wells in continental shale oil and gas[J]. Petroleum Drilling Techniques, 2023, 51(5): 8-14, 179.