用于求取盐膏岩地层最大套管外载荷的方法及系统与流程

本发明属于石油工程钻井行业，具体地说，涉及一种用于求取盐膏岩地层最大套管外载荷的方法及系统。

背景技术：

地应力是地层中存在的内部应力，是影响钻井工程的重要因素。在钻井工程和开发中，掌握油气储集区域的构造应力的大小和方位，可以进行优化钻井工程设计、油气田开发井网布置和控制井壁稳定，减少或避免漏、喷、塌、卡等事故造成的严重经济损失和人身事故等。

通常假定地层处于三轴地应力作用下，其三个主方向的主应力为最大水平主应力σ_H、最小水平地应力σ_h和垂向应力σ_z，其中垂向应力主要是由地层自身重力引起的，水平地应力由岩体自重、地质构造运动、地层流体压力及地层温度变化产生。但是，在进行套管强度校核时，在通常的地层条件下的最大套管外荷载很少考虑水平地应力的影响，在一些局部断裂发育，地应力异常的盐膏层地层采用通常的最大外载计算方法会导致套管设计强度偏低，造成套管挤毁，钻井失败的巨大事故。

目前，对于受局部断裂影响盐膏岩地层异常地应力的计算方法和套管外等效载荷校核方法进行了一些研究。文献“基于实测数据及数值模拟断层对地应力的影响”和“断层对地应力场影响的有限元研究”指出受断裂的影响，相距不远的不同井位显示出差距较大的地应力数值，地应力状态的差异是由于断层影响所致，基于有限元软件ANSYS，利用三维有限元数值模拟方法，结合优化反演技术，对地应力场进行反演，表明：由于断层影响以及复合断层的叠加扰动，研究区地应力状态表现出复杂的非均匀分布特征。文献“断层区域地应力场预测方法研究”指出含断层区域地应力分布研究是一个具有多解性的复杂问题,很难采用数值方法进行计算,需要采用力学模型来模拟分析尝试应用非连续趋势面分析法,从几何变形的角度出发,应用小挠度薄板理论，根据非连续趋势面主曲率分析断层区 域的地形趋势面和构造应力场的分布开展应力场预测方法研究。文献“断裂构造对地应力场的影响及其工程意义”指出决定断裂构造对地应力场影响的参数主要包括：1.断裂构造影响的范围；2.局部断层构造与区域应力场的关系，包括边界应力比值K_b的影响和边界应力方向和断裂之间的夹角α的影响；3.断裂两侧的岩石的物理力学性质(变形模量、剪切模量、内摩擦角、内聚力)的影响；4.断裂的力学性质(断裂法向刚度、切向刚度、内摩擦角、内聚力)的影响；5.断层的几何形态和复合情况。

目前，钻井手册将盐膏层归为严重坍塌、膨胀、滑移、蠕动的地层，盐膏层套管的外载计算采用：P_ee＝ZG₀，P_ee为套管外荷载；Z为井的深度；G₀为上覆地层压力。此计算方法适用于构造运动不强烈的情况，对于受局部断裂的影响产生较大构造应力，使水平地应力数值大大超过上覆地层压力的情况下，如果采用该标准进行设计会使套管强度明显过小，造成套管挤毁等事故。

以上文献都表明断裂对局部地应力有比较大的影响，受影响的因素也比较多。但是都没有提出一套适合现场应用的地应力数值预测方法，更没有对盐膏层这种受地应力影响较大的地层的现实问题进行准确数值分析，尤其是套管最大外载准确数值的计算也没有提及。

技术实现要素：

为解决以上问题，本发明提供了一种用于求取盐膏岩地层最大套管外载荷的方法及系统，以准确求取受断裂影响的盐膏岩地层最大套管外载荷。

根据本发明的一个方面，提供了一种用于求取盐膏岩地层最大套管外载荷的方法，包括：

根据断裂分布特点和几何形态确定盐膏岩地层的应力增强区和未受影响区；

基于所述未受影响区的井位地应力确定所述应力增强区的构造应力系数；

基于所述应力增强区的构造应力系数计算盐膏岩地层最大套管外载荷。

根据本发明的一个实施例，确定所述应力增强区的构造应力系数进一步包括：

基于所述未受影响区的井位地应力，确定所述区域构造应力系数、区域地应力比和断层走向与区域最大水平地应力方向的夹角；

基于所述区域的构造应力系数、所述区域地应力比和所述断层走向与区域最 大水平地应力方向的夹角，确定所述应力增强区的构造应力系数。

根据本发明的一个实施例，基于所述区域构造应力系数、所述区域地应力比和所述断层走向与区域最大水平地应力方向的夹角，确定所述应力增强区的构造应力系数进一步包括：

基于所述未受影响区的井位地应力、所述区域地应力比和所述断层走向与区域最大水平地应力方向的夹角建立数值模拟模型；

基于所述数值模拟模型和所述未受影响区的井位地应力获取所述应力增强区的受断裂影响的地应力变化量；

基于所述应力增强区的受断裂影响的地应力变化量、所述区域构造应力系数和所述未受影响区的井位地应力获取断裂影响系数；

基于所述断裂影响系数和所述区域构造应力系数确定所述应力增强区的构造应力系数。

根据本发明的一个实施例，所述数值模拟模型包括所述应力增强区的最大水平地应力增量百分比-区域地应力比子模型、最大水平地应力差值-断裂方向与最大水平地应力方向的夹角子模型、最小水平地应力增量百分比-区域地应力比子模型和最小水平地应力差值-断裂方向与最小水平地应力方向的夹角子模型。

根据本发明的一个实施例，基于所述数值模拟模型和所述未受影响区的井位地应力获取所述应力增强区的受断裂影响的地应力变化量进一步包括：

通过所述应力增强区的最大水平地应力增量百分比-区域地应力比子模型获取所述应力增强区的受断裂影响的最大水平地应力增量百分比；

通过所述应力增强区的最大水平地应力差值-断裂方向与最大水平地应力方向夹角子模型获取在所述应力增强区的受断裂影响的最大水平地应力差值；

通过所述应力增强区的最小水平地应力增量百分比-区域地应力比子模型获取所述应力增强区的受断裂影响的最小水平地应力增量百分比；

通过所述应力增强区的最小水平地应力差值-断裂方向与最小水平地应力方向夹角子模型获取所述应力增强区的受断裂影响的最小水平地应力差值；

通过所述应力增强区的受断裂影响的最大水平地应力增量百分比、受断裂影响的最大水平地应力差值和所述未受影响区的最大水平主应力计算所述应力增强区的受断裂影响的最大水平地应力变化量，通过所述应力增强区的受断裂影响的最小水平地应力增量百分比、所述受断裂影响的最小水平地应力差值和所述未 受影响区的最小水平地应力计算所述应力增强区的受断裂影响的最小水平地应力变化量。

根据本发明的一个实施例，基于所述应力增强区的构造应力系数计算盐膏岩地层最大套管外载荷通过下式计算得到：

$P_{ee}={\[\frac{1}{2}(\frac{{\mathrm{T\ξ}}_1{E^{\′}}_s}{1-{{\mathrm{\υ}}^{\′}}_s}+\frac{2{{\mathrm{\υ}}^{\′}}_s({{\mathrm{\σ}}^{\′}}_Z-{\mathrm{\α}}^{\′}{P^{\′}}_p)}{1-{{\mathrm{\υ}}^{\′}}_s}+\frac{{\mathrm{T\ξ}}_2{E^{\′}}_s}{1+{{\mathrm{\υ}}^{\′}}_s})+{\mathrm{\α}}^{\′}{P^{\′}}_0\]}_{MAX}+{P^{\′}}_q$

其中，P_ee为受断裂影响的盐膏岩地层最大套管外荷载，σ'_z为应力增强区的上覆压力，Tξ₁和Tξ₂为应力增强区的构造应力系数，ξ₁和ξ₂为区域构造应力系数，T为断裂影响系数，E'_s为应力增强区的弹性模量，υ'_s为应力增强区的泊松比，α'P'₀为应力增强区的作用于骨架的地层压力，α'为应力增强区的有效应力系数，P'₀为地层压力，P'_q为应力增强区的作用于套管的地层压力。

根据本发明的一个实施例，所述断裂影响系数通过下式计算得到：

$T=\frac{{{\mathrm{\ξ}}^{\′}}_1}{{\mathrm{\ξ}}_1}\≈\frac{{{\mathrm{\ξ}}^{\′}}_2}{{\mathrm{\ξ}}_2}$

其中，ξ'₁和ξ'₂为应力增强区的构造应力系数，ξ₁和ξ₂为区域构造应力系数。

根据本发明的一个实施例，所述应力增强区的构造应力系数通过下式计算得到：

${{\mathrm{\ξ}}^{\′}}_1=\frac{(1-{{\mathrm{\υ}}^{\′}}_s)({{\mathrm{\σ}}^{\′}}_H+{{\mathrm{\σ}}^{\′}}_h)-2{{\mathrm{\υ}}^{\′}}_s({{\mathrm{\σ}}^{\′}}_z-{\mathrm{\α}}^{\′}{P^{\′}}_p)-2{\mathrm{\α}}^{\′}(1-{{\mathrm{\υ}}^{\′}}_s)P_p}{{E^{\′}}_s}$

${{\mathrm{\ξ}}^{\′}}_2=\frac{(1+{{\mathrm{\υ}}^{\′}}_s)({{\mathrm{\σ}}^{\′}}_H-{{\mathrm{\σ}}^{\′}}_h)}{{E^{\′}}_s}$

其中，σ'_H为通过数值模拟模型计算得到的应力增强区的受断裂影响的最大水平地应力，σ'_z为应力增强区的上覆压力，σ'_h为通过数值模拟模型计算得到的应力增强区的受断裂影响的最小水平地应力，υ'_s为应力增强区的泊松比，E'_s为应力增强区的弹性模量，α'为应力增强区的有效应力系数，P'_p为应力增强区的孔隙压力。

根据本发明的一个实施例，确定所述未受影响区的构造应力系数进一步包括：

基于所述未受影响区的井位地应力获取地层岩石破裂压力、瞬时停泵压力、地层压力、岩石抗拉强度、地破点深度、钻井液密度、有效应力系数、地破面积；

基于所述瞬时停泵压力、所述钻井液密度、所述地破点深度和所述地破面积计算得到最小水平地应力；

基于所述最小水平地应力、所述地层岩石破裂压力、所述有效应力系数、所述地层压力和所述岩石抗拉强度计算最大水平地应力；

基于所述未受影响区的最小水平地应力和所述最大水平地应力得到所述未受影响区的构造应力系数。

根据本发明的另一个方面，还提供了一种用于求取盐膏岩地层最大套管外载荷的系统，包括：

应力划分模块，根据断裂分布特点和几何形态确定盐膏岩地层的应力增强区和未受影响区；

构造应力系数计算模块，基于所述未受影响区的井位地应力情况确定所述应力增强区的构造应力系数；

最大套管外载荷计算模块，基于所述应力增强区的构造应力系数计算盐膏岩地层最大套管外载荷。

本发明的有益效果：

本发明针对受断裂影响地应力异常盐膏层地层的套管外最大载荷，根据钻井标准进行计算容易出现问题的特点，针对性的提出了受断裂影响地应力异常盐膏层的地层的套管外最大载荷求取模型，能够准确设计受断裂影响的地应力异常的盐膏层套管强度，能够顺利在受断裂影响的地应力异常的盐膏层顺利钻井施工。

本发明的其它特征和优点将在随后的说明书中阐述，并且，部分地从说明书中变得显而易见，或者通过实施本发明而了解。本发明的目的和其他优点可通过在说明书、权利要求书以及附图中所特别指出的结构来实现和获得。

附图说明

为了更清楚地说明本发明实施例或现有技术中的技术方案，下面将对实施例或现有技术描述中所需要的附图做简单的介绍：

图1是根据本发明的一个实施例的方法流程图；

图2是根据本发明的一个实施例的一个断裂和井位示意图；

图3a是根据本发明的一个实施例的应力增强区的最大水平地应力增量百分比-区域地应力比子模型示意图；

图3b是根据本发明的一个实施例的应力增强区的最大水平地应力差值-断层走向与最大水平地应力方向的夹角子模型示意图；

图4a是根据本发明的一个实施例的应力增强区的最小水平地应力增量百分比-区域地应力比子模型示意图；

图4b是根据本发明的一个实施例的应力增强区的最小水平地应力差值-断层走向与最小水平地应力方向的夹角子模型示意图；

图5a是根据本发明的一个实施例的古近系盐膏层套管边界载荷示意图；

图5b是根据本发明的另一个实施例的古近系盐膏层套管边界载荷示意图；以及

图6是根据本发明的一个实施例的古近系盐膏层套管最大外载荷区域分布示意图。

具体实施方式

以下将结合附图及实施例来详细说明本发明的实施方式，借此对本发明如何应用技术手段来解决技术问题，并达成技术效果的实现过程能充分理解并据以实施。需要说明的是，只要不构成冲突，本发明中的各个实施例以及各实施例中的各个特征可以相互结合，所形成的技术方案均在本发明的保护范围之内。

如图1所示为根据本发明的一个实施例的方法流程图，以下参考图1来对本发明进行详细说明。

首先，在步骤S110中，根据断裂分布特点和几何形态确定盐膏岩地层的应力增强区和未受影响区。

在该步骤中，通过地质勘探技术，获取盐膏岩地层断裂区域的形态、形状及组合方式，并根据地层的断裂分布特点和几何形态找出地层断裂区域的应力增强区和未受影响区。其中，地应力明显大于该地区正常地应力的区域为应力增强区。距离断层较远、受断层影响较小的区域为未受影响区。

接下来，在步骤S120中，基于未受影响区的井位地应力确定应力增强区的构造应力系数。

在该步骤中，首先，基于未受影响区的井位地应力情况，确定区域构造应力系数、区域地应力比和断层走向与区域最大水平地应力方向的夹角。其中，未受影响区的井位地应力情况包括通过地破实验和岩心实验获得的数据。井位地应力情况包括根据钻井数据、测录井数据及通过地破实验和岩心实验获得的地层数据等得出的地应力大小和方向，具体的，钻井数据包括，井深，开次，地层分层情 况；测录井数据包括，声波，伽马，密度，岩性，井眼形状等；地破实验数据包括地层岩石破裂压力、瞬时停泵压力、地层压力、岩石抗拉强度、地破点深度、钻井液密度、有效应力系数、地破面积；岩心实验获得的数据包括，取心点岩心凯塞尔效应得出的具体位置的地应力大小。

具体的，在该步骤中，采用七五模式，结合现场地破实验和室内岩心实验，确定区域构造应力系数ξ₁和ξ₂、断层走向与区域最大水平地应力方向的夹角、区域地应力比K_b。其中，ξ₁为区域最大水平地应力系数，即未受影响区的最大水平地应力系数；ξ₂为区域最小水平地应力系数，即未受影响区的最小水平地应力系数。

七五模式为假设地层为匀质各向同性的线弹性体，并假定在沉积后期地质构造运动过程中，地层与地层之间不发生相对位移，所有地层两水平方向的应变均为常数，则最大水平地应力σ_H、最小水平地应力σ_h与构造应力系数ξ₁和ξ₂关系表示如下：

${\mathrm{\σ}}_H=\frac{1}{2}\[\frac{{\mathrm{\ξ}}_1{E}_s}{1-{\mathrm{\υ}}_s}+\frac{2{\mathrm{\υ}}_s({\mathrm{\σ}}_Z-{\mathrm{\αP}}_p)}{1-{\mathrm{\υ}}_s}+\frac{{\mathrm{\ξ}}_2{E}_s}{1+{\mathrm{\υ}}_s}\]+{\mathrm{\αP}}_p---\left(1\right)$

${\mathrm{\σ}}_h=\frac{1}{2}\[\frac{{\mathrm{\ξ}}_1{E}_s}{1-{\mathrm{\υ}}_s}+\frac{2{\mathrm{\υ}}_s({\mathrm{\σ}}_Z-{\mathrm{\αP}}_p)}{1-{\mathrm{\υ}}_s}+\frac{{\mathrm{\ξ}}_2{E}_s}{1+{\mathrm{\υ}}_s}\]+{\mathrm{\αP}}_p$

式中：ξ₁和ξ₂为区域构造应力系数；σ_H,σ_h,σ_z为区域最大水平、最小水平地应力和上覆压力，最大上覆压力根据测井资料中的密度测井或者声波测井的值来计算出来；P_p为孔隙压力，根据测井数据进行计算；υ_s、E_s为区域地层静态泊松比和弹性模量，根据测井资料进行计算；α为区域有效应力系数，根据测井资料进行计算。

通过破裂压力与最大、最小水平地应力的数值关系，依靠现场地破实验数据，可以反算出构造应力系数，以不受断裂影响井位的构造应力系数作为区域应力构造系数。

具体的，未受影响区的破裂压力与最大、最小水平地应力如下所示：

P_f＝3σ_h-σ_H-αP_p+S_t (2)

其中，破裂压力P_f通过地破实验计算得到。

通过瞬时停泵压力、钻井液密度、地破点深度和地破面积计算得到最小水平地应力，基于下式计算得到最小水平地应力：

σ_h＝P_s+10^-6×ρ_mgH_w (3)

通过最小水平地应力、地层岩石破裂压力、有效应力系数、地层压力和岩石抗拉强度计算最大水平地应力，基于下式计算得到最大水平地应力：

σ_H＝3σ_h-P_f-α·P_p+|S_t| (4)

其中，S_t为岩石抗拉强度由岩石力学参数计算求得，P_s瞬时停泵压力由地破实验破裂曲线数据图读出，Pf由破裂曲线上得到的地层岩石破裂压力，地层压力P_p，有效应力系数α，由地层压力计算相关数据得出，ρ_m，H_w分别为钻井液密度和地破点深度。由此得出未受影响区的地破点：σ_h最小水平地应力，σ_H最大水平地应力的数值，带入下式：

${\mathrm{\ξ}}_1=\frac{(1-{\mathrm{\μ}}_s)({\mathrm{\σ}}_H+{\mathrm{\σ}}_h)-2{\mathrm{\μ}}_s({\mathrm{\σ}}_v-{\mathrm{\αP}}_p)-2\mathrm{\α}(1-{\mathrm{\μ}}_s)P_p}{E_s}$

${\mathrm{\ξ}}_2=\frac{(1+{\mathrm{\μ}}_s)({\mathrm{\σ}}_H-{\mathrm{\σ}}_h)}{E_s}---\left(5\right)$

即可得到区域构造应力系数ξ₁和ξ₂。

同时，还可以计算得到区域边界应力比值：

$K_b=\frac{{\mathrm{\σ}}_H}{{\mathrm{\σ}}_h}.---\left(6\right)$

未受影响区的断层走向与最大水平地应力方向的夹角通过测井数据计算得到。

接下来，基于区域构造应力系数、区域地应力比(区域边界应力比值)、断层走向与区域最大水平地应力方向的夹角，确定应力增强区的构造应力系数。

在该步骤中，首先，根据断裂力学理论，采用离散单元法基于未受影响区的井位地应力、区域地应力比和断层走向与区域最大水平地应力方向的夹角建立数值模拟模型，找出在各种影响条件下，受断裂影响的地应力差值情况。该数值模拟模型包括应力增强区的最大水平地应力增量百分比-区域地应力比子模型、最大水平地应力差值-断裂方向与最大水平地应力方向的夹角子模型、最小水平地应力增量百分比-区域地应力比子模型和最小水平地应力差值-断裂方向与最小水平地应力方向的夹角子模型。

通过应力增强区的最大水平地应力增量百分比-区域地应力比子模型获取在一定区域地应力比、一定断裂方向与最大水平地应力方向的夹角和未受影响区域的最大水平地应力(即区域最大水平地应力)条件下的应力增强区的受断裂影响 的最大水平地应力增量百分比。

通过应力增强区的最大水平地应力差值-最大水平地应力方向与断裂方向的夹角子模型获取在一定断裂方向与最大水平地应力方向夹角、在一定区域地应力比条件下的应力增强区的受断裂影响的最大水平地应力差值。

通过应力增强区的最小水平地应力增量百分比-区域地应力比子模型获取在一定区域地应力比、一定断裂方向与最大水平地应力方向夹角和未受影响区域的最小水平地应力条件下的应力增强区的受断裂影响的最小水平地应力增量百分比。

通过应力增强区的最小水平地应力差值-最大水平地应力方向与断裂方向的夹角子模型获取在一定断裂方向与最大水平地应力方向夹角、在一定区域地应力比条件下的应力增强区的受断裂影响的最小水平地应力差值。

通过应力增强区的受断裂影响的最大水平地应力增量百分比、受断裂影响的最大水平地应力差值和未受影响区的最大水平主应力计算应力增强区的受断裂影响的最大水平地应力变化量，通过应力增强区的受断裂影响的最小水平地应力增量百分比、受断裂影响的最小水平地应力差值和未受影响区的最小水平地应力计算应力增强区的受断裂影响的最小水平地应力变化量。

基于应力增强区的受断裂影响的最大水平地应力变化量和最小水平地应力变化量计算得到应力增强区的最大水平主应力和最小水平地应力。将计算得到的应力增强区的最大水平主应力和最小水平地应力代入七五模型反算，即代入式(5)得到应力增强区的构造应力系数ξ'₁和ξ'₂，通过该构造应力系数ξ'₁或ξ'₂，未受影响区的构造应力系数ξ₁或ξ₂，通过式(7)计算得到断裂影响系数：

$T=\frac{{{\mathrm{\ξ}}^{\′}}_1}{{\mathrm{\ξ}}_1}\≈\frac{{{\mathrm{\ξ}}^{\′}}_2}{{\mathrm{\ξ}}_2}---\left(7\right)$

其中，通过式(5)计算应力增强区的构造应力系数ξ'₁和ξ'₂时：

${{\mathrm{\ξ}}^{\′}}_1=\frac{(1-{{\mathrm{\υ}}^{\′}}_s)({{\mathrm{\σ}}^{\′}}_H+{{\mathrm{\σ}}^{\′}}_h)-2{{\mathrm{\υ}}^{\′}}_s({{\mathrm{\σ}}^{\′}}_z-{\mathrm{\α}}^{\′}{P^{\′}}_p)-2{\mathrm{\α}}^{\′}(1-{{\mathrm{\υ}}^{\′}}_s)P_p}{{E^{\′}}_s}---(5-1)$

${{\mathrm{\ξ}}^{\′}}_2=\frac{(1+{{\mathrm{\υ}}^{\′}}_s)({{\mathrm{\σ}}^{\′}}_H-{{\mathrm{\σ}}^{\′}}_h)}{{E^{\′}}_s}$

其中σ'_H，通过数值模拟模型计算得到的应力增强区的受断裂影响的最大水平地应力；σ'_h为通过数值模拟模型计算得到的应力增强区的受断裂影响的最小水平地应力；υ'_s为应力增强区的地层静态泊松比；E'_s为应力增强区的弹性模量； α'为应力增强区的有效应力系数，P'_p为应力增强区的孔隙压力。当应力增强区的具有钻井时，可以利用已钻井的井位地应力数据求取该井位对应的构造应力系数，再基于该井位得到的构造应力系数对计算得到的构造应力系数ξ'₁或ξ'₂进行修正。具体的，可采用这些构造应力系数的平均值，或者设计权重系数来求取最终的构造应力系数ξ'₁和ξ'₂。

最后，在步骤S130中，基于应力增强区的构造应力系数计算盐膏岩地层最大套管外载荷。

盐膏岩地层最大套管外载荷通过下式计算得到：

$P_{ee}={\[\frac{1}{2}(\frac{{\mathrm{T\ξ}}_1{E^{\′}}_s}{1-{{\mathrm{\υ}}^{\′}}_s}+\frac{2{{\mathrm{\υ}}^{\′}}_s({{\mathrm{\σ}}^{\′}}_Z-{\mathrm{\α}}^{\′}{P^{\′}}_p)}{1-{{\mathrm{\υ}}^{\′}}_s}+\frac{{\mathrm{T\ξ}}_2{E^{\′}}_s}{1+{{\mathrm{\υ}}^{\′}}_s})+{\mathrm{\α}}^{\′}{P^{\′}}_0\]}_{MAX}+{P^{\′}}_q---\left(8\right)$

其中，P_ee为受断裂影响的盐膏岩地层最大套管外荷载，Tξ₁和Tξ₂为应力增强区的构造应力系数，ξ₁和ξ₂为区域构造应力系数，T为断裂影响系数，E'_s为应力增强区的弹性模量，υ'_s为应力增强区的泊松比，α'P'₀为应力增强区的作用于骨架的地层压力，α'为应力增强区的有效应力系数，P'₀为地层压力，P'_q为应力增强区的作用于套管的地层压力。

以下通过一个具体的例子来对本发明的可行性进行验证。如图2所示为受局部断裂影响的盐膏岩地层区块具体井位和断裂展布形态和几何形状示意图。如图2所示，影响麦盖提一区块的断裂主要为玛南断裂，5号构造带，主体为两条平行断裂，外部为下盘，断裂之内为上盘。

如图2所示，玉北1井、玉北1-1井、玉北1-2井处于两条平行断裂之间，且为断裂的上盘位置。玉北5井、玉北6井处于平行的断裂的两侧，且都属于断裂的下盘位置。根据断裂对局部地应力的影响，能够判断出玉北5井和玉北6井应力情况与玉北1井、玉北1-1井、玉北1-2井的应力情况有差值，且差值的大小受断裂方向与区域最大主应力方向的夹角大小、断裂两侧与断裂之间的岩石强度、断裂本身的内摩擦角大小的影响。

根据玉北1区块的实际情况，玉北5井和玉北6井都出现了不同程度的套管挤毁的情况，说明在局部构造影响的条件下，紧邻玛南断裂的两侧区域的地应力要明显大于该地区的正常地应力，说明这两井位于应力增强区域。而玉北1井、玉北1-1井和玉北1-2井所处的两条断裂带内部受局部构造应力的影响，该区域的地应力应该低于该地区正常的地应力情况，这三井位于应力减弱区。

玉北4井、玉北8井和玉北9井，距离断层较远，地应力主要由上覆岩层压力和区域构造决定，受局部构造影响较小，属于该地区正常的地应力情况，不受局部构造影响的井位，位于未受影响区。

玉北7井在玛南断裂北侧，在一条单线断裂西北侧，总体来说应该与玉北5井地应力的趋势一致，但是相对较弱，受局部构造影响的结果是应该稍微高于正常地应力。玉北3井由于离玛南主断裂较远，并且附近邻井较少，具体情况还需要继续判断。

图2中各井相对断层几何形态的具体位置如表1所示。

表1

接下来，根据未受影响区域的井位地应力情况，基于式(2)、(3)、(4)计算得到未受影响区的最小水平地应力和最大水平地应力。然后基于式(5)和(6)计算得到未受影响区的构造应力系数ξ₁＝0.778和ξ₂＝0.368，进而通过式(6)计算得到区域边界应力比值通过井位地应力情况还可以得到区域最大水平地应力方向为近南北方向(N4°/184°)，断裂走向与主应力夹角约为45°。进而得到区域最小水平地应力方向，断裂走向与最小水平地应力夹角。

基于数值模拟模型根据玉北地区区域应力比K_b值约为1.26，断层走向与最大水平地应力夹角约为45°，根据图3a、3b和4a、4b的数值模拟结果，根据实施例区块的具体情况，可知断裂对地应力的影响约为区域地应力的25％左右，将该夹角条件下的最大主应力差值乘以25％可得到应力增强区的最大水平地应力变化量。应力增强区的最小水平地应力变化量按以上方法得到。将计算得到的应力增强区的最大水平地应力和最小水平地应力带入式(5)得到：应力增强区的构造应力系数：ξ₁＝0.844，ξ₂＝0.399，基于式(7)计算得到断裂影响系数T。

将计算得到断裂影响系数T代入式(8),即可得到应力增强区的一个最大外 载值。通过式(8)计算应力增强区的所有最大外载值并从中选择得到的最大值，即为所要求取的最大套管外载荷。如图5a和图5b的两口井边界载荷示意图所示，可以选取所有套管边界载荷的最大值作为设计套管外载荷的依据。最终得到的外载荷数值剖面如图6所示，如图中平面的凹凸所示，其中，平面中越凸出的部分表示外载荷最大。图6中外载荷最大部分对应图2中应力加强区的玉北井5和玉北井6区域。

根据本发明的另一个方面，还提供了一种用于求取盐膏岩地层最大套管外载荷的系统，该系统包括应力划分模块、构造应力系数计算模块和最大套管外载荷计算模块。

其中，应力划分模块，根据断裂分布特点和几何形态确定盐膏岩地层的应力增强区和未受影响区；构造应力系数计算模块，基于所述未受影响区的井位地应力情况确定所述应力增强区的构造应力系数；最大套管外载荷计算模块，基于所述应力增强区的构造应力系数计算盐膏岩地层最大套管外载荷。

本发明采用定性与定量的方式相结合的方式，提出一套合理的相对准确的地应力数值求取方法，能够准确设计受断裂影响的地应力异常的盐膏层套管强度，能够顺利在受断裂影响的地应力异常的盐膏层顺利钻井施工。

虽然本发明所公开的实施方式如上，但所述的内容只是为了便于理解本发明而采用的实施方式，并非用以限定本发明。任何本发明所属技术领域内的技术人员，在不脱离本发明所公开的精神和范围的前提下，可以在实施的形式上及细节上作任何的修改与变化，但本发明的专利保护范围，仍须以所附的权利要求书所界定的范围为准。