飽和致密砂巖中動態(tài)剪切模量硬化的實驗研究與理論模擬

李東慶， 司文朋* ， 陳勝紅， 魏建新， 狄?guī)妥?/p>

1 中國石油化工股份有限公司石油物探技術研究院， 南京 211103 2 地球物理學院， 中國石油大學(北京)， 北京 102249 3 油氣資源與探測國家重點實驗室， 中國石油大學(北京)， 北京 102249

0 引言

探究流體對儲層聲學性質的影響是地震巖石物理學的一項關鍵任務(Barnhoorn et al.，2010；Sarout et al.，2017；Han et al.，2020；任舒波等，2020).以往多數(shù)研究主要集中在碳酸鹽巖以及高孔隙度砂巖，其中有研究發(fā)現(xiàn)巖石在飽和流體前后橫波速度可能發(fā)生復雜的變化，其本質是巖樣的剪切模量(本文提到的剪切模量均為通過橫波速度計算得到的動態(tài)剪切模量)在飽和流體后發(fā)生了變化(Johnston and Toks?z，1980；Yan and Han，2016；Khazanehdari and Sothcott，2003；Baechle et al.，2009；Verwer et al.，2010；Gegenhuber，2015)，這些發(fā)現(xiàn)與Gassmann理論中巖石剪切模量不受流體影響的認識是不相符的(Gassmann，1951).剪切模量變化會直接影響基于Gassmann理論的流體替換、AVO分析以及時移地震等技術的應用效果.而且，任何觀察到的剪切模量變化都可能直接反應流體與固體之間的相互作用.因此，探究流體對儲層巖石剪切模量的影響，對油氣預測和油藏開發(fā)都具有重要意義.

剪切模量的變化與流體性質(Spencer，1981； Amalokwu et al.，2016)、頻率(Mikhaltsevitch et al.，2016)、有效壓力(Baechle et al.，2009)、黏土(Clark et al.，1980；Han et al.，1986；Li et al.，2020)、孔隙結構(Verwer et al.，2010；Ba et al.，2017)等因素密切相關.基于這些因素研究人員提出了一些解釋剪切硬化(飽和流體后剪切模量增大)和弱化(飽和流體后剪切模量減小)的機制.Spencer(1981)將剪切弱化的機制歸因于孔隙流體與巖石礦物間發(fā)生了某種化學作用.Wiederhorn等(1982)認為水分子在礦物表面的吸附作用會減弱顆粒間的接觸降低表面能，進而引起剪切模量的弱化.Clark等(1980)推測黏土礦物的降解作用可能是泥質砂巖產(chǎn)生剪切弱化的主要機制.然而，當巖石中存在膨脹型黏土時，膨脹黏土與水之間的作用會促進顆粒間的接觸，進而引起高孔隙砂巖出現(xiàn)剪切硬化(Han et al.，1986，Ba et al.，2016).Mavko和Jizba(1991)以及Adam等(2006)分析認為頻散是引起剪切硬化的主要機制.在高頻波傳播過程中，孔隙中的流體流動沒有足夠的時間來達到平衡，液滴在孔壁擠壓下會橫向噴出，產(chǎn)生剪切應力，從而使飽和巖石的骨架變硬.

有關剪切模量變化及其機制研究主要集中在泥質砂巖、中高孔隙砂巖和碳酸鹽巖等儲層(Adam et al.，2006；Mikhaltsevitch et al.，2016).致密砂巖油氣藏屬于重要的非常規(guī)儲層，在地質演化過程中普遍經(jīng)歷了強壓實、深埋藏和復雜成巖作用.因此，致密砂巖儲層通常具有低孔、低滲以及孔隙結構復雜等巖石物理特征(Wang et al.，2020).有學者發(fā)現(xiàn)縱波速度對流體的敏感性在低孔、低滲透率砂巖中可能表現(xiàn)的更明顯(Gregory，1976；Gist，1994；王大興，2016；魏頤君等，2020)，由此推斷在致密砂巖中流體對橫波速度的影響可能與常規(guī)儲層有較大區(qū)別.目前有關致密砂巖的橫波速度研究仍面臨兩大挑戰(zhàn)：(1)流體對致密砂巖剪切模量的影響尚未完全清楚，(2)致密砂巖剪切模量變化的機制分析和理論模擬仍然欠缺.

本研究選取了10塊典型的致密砂巖樣品作為研究對象.在1～60 MPa有效壓力內通過超聲測量得到了干燥和飽水情況下致密砂巖的縱、橫波速度，分析致密砂巖剪切模量隨流體和有效壓力的變化情況.重點研究剪切硬化現(xiàn)象，并利用理論模型對剪切模量的硬化特征進行模擬，進而給出了致密砂巖剪切硬化的主要機制.

1 實驗方法

實驗測試的樣品來自準噶爾盆地的同一套致密砂巖儲層.將井中取出的巖芯加工成直徑為25.1 mm，高度從50～52 mm不等的10塊圓柱樣品.將樣品的兩個端面進行精細拋光打磨，直到端面的坡度小于0.1%，對樣品的高度測量10次并取平均值作為最終高度.對樣品進行標準的洗油及洗鹽處理，去除殘余油和殘余鹽份的影響.為了消除水對巖石骨架化學軟化作用的影響，將樣品置于溫度為80 ℃的烘箱中烘干72 h.已有實驗證實烘干的砂巖在吸收了非常少量的水后超聲速度會顯著下降(King et al.，2000)，因此本實驗將烘干后的樣品在室溫條件下放置48 h，得到約含2%～3%水分的“干燥”樣品.

對所有樣品進行標準氦氣孔隙度和氮氣滲透率測試(Civan，2010)，孔、滲測量時的有效壓力均為2 MPa.孔隙度的測量精度在±0.03%以內，滲透率的測量誤差約為8%.利用X射線衍射(XRD)分析樣品的礦物組成，結果表明10塊樣品的礦物成分以石英和長石為主(兩者占比超80%)，含少量云母和方解石，黏土含量較低且均小于6%.

利用Benchlab7000EX超聲測量設備測量致密砂巖的縱橫、波速度，該設備是由美國New England Research公司生產(chǎn)，最大優(yōu)勢是具有一對高精度換能器，換能器激發(fā)縱波時中心頻率約為0.5 MHz，激發(fā)橫波時中心頻率約為0.3 MHz.對干燥樣品測量時孔隙壓力為0.1 MPa，對飽和樣品測量時孔隙壓力為1 MPa.速度測試的有效壓力從1 MPa變化到60 MPa.如圖1所示，給出了樣品S7在不同有效壓力下的縱、橫波測試波形，可以看出波形形態(tài)非常清晰，初值位置容易拾取，進而保證了測試精度.壓力加載到預設值后等待10 min測量3次速度，等待另一個10 min后再測量3次速度，發(fā)現(xiàn)6次測量結果差異小于1%，說明此時系統(tǒng)的壓力達到了平衡，將六次測量值的平均值作為最終測量結果.根據(jù)Hornby(1998)的方法，估算測量縱橫波速度的誤差都在1%以內，體積模量和剪切模量的誤差大約在2%以內.

圖1 樣品S7的超聲測量波形(a)縱波，(b)橫波，紅色箭頭代表初至位置Fig.1 Recored ultrasonic waveforms of sample S7 (a) P-wave signals, (b) S-wave signals, and the red arrows represents the first arrival position

為了使得致密砂巖樣品完全飽水，本文借鑒了Murphy(1984)提出的致密砂巖飽水方法.先將樣品在抽真空設備中脫氣，然后加入蒸餾水，抽真空48 h.再將樣品和蒸餾水一同放入真空加壓飽和裝置中，施加30 MPa的壓力，持續(xù)5天后取出樣品，得到完全飽水的樣品.通常這種方法能夠保證樣品飽含98%左右的水，因為有一些孔隙是不連通的，所以很難保證致密砂巖樣品完全飽水，這一誤差通常被認為是可接受的(Verwer et al.，2010).

2 實驗結果

孔、滲測試結果如表1所示，孔隙度的范圍從1.45%～10.16%，滲透率的范圍從0.001～0.464 mD.根據(jù)孔、滲測試結果可以判斷研究區(qū)屬于典型的致密砂巖儲層.所選樣品的井深分布在2500～3500 m，原位壓力接近30 MPa，因此表1中給出了有效壓力為30 MPa時測量的縱、橫波速度.

表1 致密砂巖的測量參數(shù)Table 1 The measured parameters for the tight sandstones set

將1 MPa和30 MPa測量的結果繪制成圖，可以看出在飽水后樣品的縱波速度表現(xiàn)出增大的趨勢(圖2a)，這一實驗結果與文獻中報道的砂巖以及碳酸鹽巖的測量結果相似(Gegenhuber，2015；Schijns et al.，2018).有趣的結果是在圖2b中發(fā)現(xiàn)1 MPa時所有樣品的橫波速度在飽和水后都表現(xiàn)出增大的趨勢，30 MPa時，有5塊樣品在飽水后橫波速度增大，3塊樣品橫波速度幾乎不變，還有2塊樣品橫波速度減小.

圖2 1 MPa和30 MPa壓力下干燥速度與飽水速度的交會圖(a) 縱波速度; (b) 橫波速度.Fig.2 Crossplot of dry versus saturated velocity at 1 MPa and 30 MPa effective pressure(a) P-wave velocity; (b) S-wave velocity.

Gassmann理論被廣泛應用于流體替換問題中，其在應用時需要滿足的一個假設條件是固體骨架和流體之間沒有化學反應.基于此假設以及普遍的認識，多數(shù)流體的剪切模量都為零，因此Gassmann理論認為在均勻巖石中，巖石的剪切模量在飽和過程中是保持不變的，表達式為

μsat=μdry,

(1)

其中，μdry和μsat分別是干燥和飽和巖石的剪切模量.而剪切模量與橫波速度VS密切相關，其表達如下：

(2)

其中，ρB是巖石的體密度.根據(jù)公式(1)和(2)可知，當巖石的剪切模量不受流體的影響時，巖石的橫波速度在飽和流體后一般表現(xiàn)出下降的特征，而本實驗結果表明致密砂巖的橫波速度在飽水后表現(xiàn)出增大的特征，這與常規(guī)認識不相符.為此，根據(jù)公式(2)計算了每塊樣品在飽水前后的剪切模量.

如圖3所示，給出了飽和剪切模量和干燥剪切模量的比值(μs/μd)與孔隙度的關系，從圖中可以看出μs/μd與孔隙度之間并沒有明顯的相關性，但孔隙度較高時μs/μd的變化范圍更大.Khazanehdari和Sothcott(2003)將μs/μd>1定義為剪切硬化，將μs/μd<1定義為剪切弱化.可以看出在1 MPa時，有10塊樣品表現(xiàn)出剪切硬化.在30 MPa時，有7塊樣品表現(xiàn)出剪切硬化，還有2塊樣品表現(xiàn)出剪切弱化.由實驗發(fā)現(xiàn)致密砂巖的剪切模量在飽水后會出現(xiàn)剪切硬化和剪切弱化的現(xiàn)象.通過分析得出隨著壓力的增加，樣品的剪切硬化程度有所降低，說明壓力是影響剪切模量變化特征的一個重要因素.

圖3 在1 MPa和30 MPa有效壓力下孔隙度與μs/μd的交會圖Fig.3 Crossplot of porosity versus the μs/μd at 1 MPa and 30 MPa effective pressure

3 理論解釋與模擬

3.1 有效壓力和孔隙結構對剪切模量的影響

為了探究有效壓力對剪切模量的影響，計算了不同有效壓力下的剪切模量.圖4所示，隨著有效壓力的增加μs/μd表現(xiàn)出非線性的下降特征，表明致密砂巖的剪切模量變化對有效壓力很敏感.通常情況下，隨著壓力的增加，巖石中的軟孔隙、微裂縫以及類裂縫的孔隙會逐漸地閉合，進而引起巖石彈性模量的變化(Mavko and Jizba，1991).因此，推測剪切模量變化對壓力的依賴性與這些孔隙的閉合有關系，即剪切模量變化受孔隙結構的影響.

圖4 致密砂巖樣品的μs/μd隨有效壓力的變化情況Fig.4 Crossplot of the μs/μd as a function of the effective pressure

本實驗中大部分樣品都表現(xiàn)出剪切硬化特征，因此重點分析致密砂巖的剪切硬化現(xiàn)象.選擇兩塊樣品S3和S6分別代表剪切硬化程度低和剪切硬化程度較高的兩類樣品，分析孔隙結構特征對剪切硬化的影響.在30 MPa時，樣品S3的μs/μd為1.05，樣品S6的μs/μd為1.11，說明在接近原位壓力時這兩塊樣品都表現(xiàn)出剪切硬化特征，但硬化的程度不同.

圖5給出了兩塊樣品的鑄體薄片，可以看出兩塊樣品的孔隙類型都以次生孔隙為主，樣品S3的微裂縫主要發(fā)育在顆粒間，而樣品S6的微裂縫除了發(fā)育在顆粒間，在顆粒的內部也普遍發(fā)育.通過電鏡掃描也證實了兩塊樣品中微裂縫分布的差異.圖6所示，在樣品S3的顆粒間發(fā)育尺度很小的微裂縫，這些微裂縫一般隨著測試壓力的增加會逐漸閉合.樣品S6中除了在顆粒間發(fā)育微裂縫外，在顆粒內也發(fā)育微裂縫，這可能是由于巖石在沉積過程中受高溫或者礦物之間劇烈擠壓等破裂作用造成的顆粒內部開裂(丁文龍等，2015)，這種微裂縫隨著測試壓力的增加也會逐漸閉合，但由于顆?；|會抵消一部分外力，因此這些微裂縫很難完全閉合.

圖6 實驗樣品的電鏡掃描圖(a) 樣品S3：箭頭所指為顆粒間的微裂縫; (b) 樣品S6：箭頭所指為顆粒內發(fā)育的微裂縫.Fig.6 SEM images of samples(a) Sample S3: the arrow indicates the intergranular microcracks; (b) Sample S6: the arrow indicates intragranular microcracks.

為了定量評價兩塊樣品的微裂縫分布特征，將巖石的孔隙結構按照孔隙縱橫比小于0.01和大于0.01分別理想化為軟孔隙和硬孔隙，通常將巖石中廣泛發(fā)育的微裂縫視為軟孔隙.鄧繼新等(2015)基于Gurevich雙孔隙結構噴射流理論框架(Gurevich et al.，2009)提出了計算軟孔隙的孔隙縱橫比以及孔隙度的方法.該方法認為軟孔隙的孔隙縱橫比和孔隙度是隨著壓力變化的，根據(jù)干燥巖石的速度-壓力曲線就可以計算出巖石孔隙分布特征.本文利用該方法分別計算了樣品S3和S6在不同壓力下軟孔隙的孔隙度分布曲線.由圖7可知，在不同壓力下樣品S6的軟孔隙含量都高于樣品S3，樣品S6的軟孔隙縱橫比分布范圍也更寬，即在壓力范圍內軟孔隙的閉合趨勢較平緩，在壓力較大時仍有一定量的軟孔隙沒有閉合，在50 MPa時，樣品S6的軟孔隙的孔隙度仍然較高.而樣品S3的軟孔隙縱橫比分布范圍相對窄，即在壓力較小時表現(xiàn)出軟孔隙大量閉合，在高壓力范圍軟孔隙閉合量較小，并且在高壓力時軟孔隙的孔隙度較低.由此分析可知，圖7的計算結果與前文鑄體薄片和電鏡掃描分析結果相一致.

圖7 軟孔隙的孔隙度分布特征(a) 樣品S3; (b) 樣品S6.Fig.7 Porosity distribution characteristics of soft pores(a) Sample S3; (b) Sample S6.

觀察孔隙結構可知在本實驗樣品中微裂縫和類裂縫的孔隙廣泛發(fā)育，當樣品飽水后，在毛細管壓力的作用下，水更容易進入這些孔隙中.在超聲頻段測試時，孔隙壓力沒有足夠的時間達到平衡，流體在微裂縫中處于非弛豫的狀態(tài)進而硬化巖石骨架引起巖石動態(tài)模量的增加(Mavko and Jizba，1991；李闖等，2020)，這正是超聲頻帶頻散效應的作用機制.而且隨著有效壓力的增加，微裂縫會逐漸閉合，頻散效應會逐漸減弱，剪切模量的硬化現(xiàn)象也會被削弱，進而解釋了隨著有效壓力的增加μs/μd逐漸減小的現(xiàn)象.因此，可以推測頻散可能是引起剪切模量硬化的主要機制，剪切硬化程度的不同可能與微裂縫的分布差異密切相關.對于微裂縫主要分布在顆粒間以及顆粒內，并且軟孔隙縱橫比分布范圍寬、軟孔隙含量較高的致密砂巖在飽和流體后更容易表現(xiàn)出剪切硬化的特征.

3.2 剪切硬化的理論模擬

在描述飽和巖石速度頻散的理論中最重要的是全局流(如Biot理論)(Biot， 1956a，b)和局部流理論(如噴射流理論)(Mavko and Nur，1975).然而，對于致密砂巖的剪切硬化，其背后的主導機理尚未完全清楚.在彈性波的擠壓下，軟孔隙或微裂縫中的流體會沿著垂直方向向外噴射，將這種現(xiàn)象稱為噴射流(Alkhimenkov et al.，2020).Mavko和Jizba(1991)研究了微觀孔隙結構中波的傳播規(guī)律，并提出了一種噴射流模型(MJ模型).然而，MJ模型對流體彈性模量存在限制，并不適用于所有流體，為此Gurevich等(2009)基于Sayers-Kachanov不連續(xù)形式推導出了一般形式的噴射流模型(MJG模型)，其表達式如下：

(3)

(4)

其中，Kmf(P,ω)和μmf(P,ω)分別是修正骨架的體積模量和剪切模量，都具有頻率(ω)和壓力(P)依賴性.Kh是高有效壓力下干燥巖石的體積模量.Kdry(P)和μdry(P)分別是干燥巖石的體積模量和剪切模量，都具有壓力依賴性.η是流體的黏度，φc(P)是軟孔隙度，α是軟孔隙的孔隙縱橫比.根據(jù)互易性定理，在高頻彈性波的作用下，巖石骨架處于緊繃狀態(tài)，內部會產(chǎn)生剪切牽引力，進而引起剪切模量的增大.

為了獲得飽和巖石的體積模量變化量和剪切模量變化量在不同壓力下的關系，公式(4)可以寫成如下形式：

(5)

其中，σ代表測量的有效壓力，Kdry和Ksat分別代表干燥與飽水巖石的體積模量.公式(5)表明，如果噴射流頻散機制占據(jù)主導，剪切模量的頻散變化量與體積模量的頻散變化量比值接近4/15，如果全局流占據(jù)主導機制，這一比值會遠小于4/15.因此，利用公式(5)將實際測量的巖石縱、橫速度作為輸入?yún)?shù)進行計算，就可以判斷致密砂巖剪切模量硬化的主要機制.

利用MJG模型估算樣品S3和S6不同壓力下的飽和剪切模量.計算步驟主要包括：①根據(jù)不同壓力下孔隙度測量結果對樣品的密度進行校正；②根據(jù)速度和密度參數(shù)計算出不同壓力下干燥樣品的體積模量Kdry(P)和剪切模量μdry(P)；③根據(jù)巖石物理手冊中(Mavko et al.，2009)水的黏度與壓力的關系計算出不同壓力下水的黏度，在標準大氣壓下水的黏度η=10-3Pa·s；④軟孔隙的孔隙度φc(P)和縱橫比α根據(jù)圖7中的計算結果選擇每一個壓力點的中位數(shù)作為輸入?yún)?shù)；⑤在MJG模型中高壓模量Kh選取需要特別注意，對于樣品S3選取60 MPa時測量的體積模量作為Kh，而對于樣品S6通過前文分析可知，在60 MPa時樣品仍存在一定量不可忽視的軟孔隙，為此本研究又對干燥樣品S6進行了高壓速度測試，當壓力超過120 MPa時速度的改變量很小(小于1%，與測量誤差相當)，因此選擇120 MPa時測量的體積模量作為Kh；⑥將以上參數(shù)代入公式(3)得到修正骨架的體積模量Kmf(P,ω)，然后將其再代入公式(4)即可得到不同壓力下飽和樣品的剪切模量.

利用實驗測量的不同壓力下(1～60 MPa)飽水和干燥樣品的速度可以計算出相應的體積模量和剪切模量，將相應的剪切模量代入公式(5)的等號左側，將相應的體積模量代入公式(5)的等號右側，然后繪制成圖8所示的結果.圖8a所示，樣品S3的數(shù)據(jù)點近似成一條斜率接近4/15的直線，意味著在測量壓力范圍內，噴射流作用是該樣品產(chǎn)生頻散現(xiàn)象的主要機制.從圖9a的模擬結果中也可以看到MJG模型計算的飽和剪切模量與實際測量值最接近，而Gassmann模型的計算結果與測量值有較大差異.與樣品S3的結果稍有不同，樣品S6的數(shù)據(jù)點都在斜率4/15以上(圖8b)，此時只能說明噴射流是引起樣品S6出現(xiàn)剪切硬化的機制之一，可能還有其他的頻散機制也在起作用或者在實驗的最大測量壓力下樣品中的依從孔隙并沒有完全閉合(Mavko and Jizba，1991).對于樣品S6利用MJG模型進行模擬(圖9b)，參數(shù)Kh選取60 MPa的體積模量時，模擬結果小于實測值，而選取120 MPa的體積模量時，模擬結果與實測值吻合較好，這說明樣品S6的數(shù)據(jù)點在斜率4/15之上確實是因為60 MPa時樣品中仍然含有未閉合的依從孔隙，也進一步說明引起樣品S6剪切模量硬化的主要機制是噴射流作用.因此，對于樣品S6這種類型的巖石，在利用MJG模型進行飽和速度估算時參數(shù)Kh的選擇極為關鍵，如果忽略了微裂縫閉合情況會引起較大的預測誤差.

圖9 不同有效壓力下測量和預測的剪切模量(a) 樣品S3; (b) 樣品S6.Fig.9 The shear modulus measured and predicted under different effective pressures(a) Sample S3; (b) Sample S6.

4 討論

已有大量研究表明同一塊巖石無論在超聲頻帶還是低頻帶，測量得到的干燥剪切模量都是非常接近的，即干燥巖石的剪切模量幾乎不存在頻散現(xiàn)象(Adam et al.，2006；Mikhaltsevitch et al.，2016；Schijns et al.，2018).因此，本實驗中在超聲頻段測量的干燥剪切模量可近似等于在低頻段的測量值.基于這種認識，實驗中觀察到的剪切硬化現(xiàn)象可以歸因于巖石內流體的頻散作用.為了證實頻散作用進行了理論模擬，發(fā)現(xiàn)樣品S3和S6都可以用MJG模型較好地模擬飽和流體后的剪切模量，但樣品S6在模擬時要考慮巖石中微裂縫未完全閉合對輸入?yún)?shù)的影響，否則會引起預測誤差，這也說明了微裂縫的閉合情況對飽和巖石剪切模量的影響.此外，有實驗和理論模擬(鄧繼新等，2015；Geng et al.，2021)發(fā)現(xiàn)特定條件下在地震和測井頻帶也會產(chǎn)生頻散現(xiàn)象.因此我們利用MJG模型預測20 MPa有效壓力時飽和樣品S3在不同頻率下的剪切模量.在10 Hz、1000 Hz和0.3 MHz下飽和樣品S3的剪切模量分別為30.6 GPa、31.5 GPa 和32.3 GPa，不同的頻率預測結果存在差異即產(chǎn)生了頻散現(xiàn)象.因此在井震結合以及合成地震時需要對頻散進行評估和校正.

本實驗中還發(fā)現(xiàn)有兩塊樣品隨著有效壓力的增加逐漸表現(xiàn)出剪切模量弱化.有研究(Saxena and Mavko，2015；Lebedev et al.，2014)發(fā)現(xiàn)表面能消耗是引起飽和巖石剪切模量弱化的主要機制.Tutuncu 等(1998)發(fā)現(xiàn)流體與基質的相互作用會引起Hamaker常數(shù)(描述材料顆粒之間的范德瓦爾斯力)的改變，流體膜的厚度也會發(fā)生改變，從而導致晶粒的變形甚至晶粒之間的分離，這一過程消耗了表面能，進而導致剪切模量的弱化.El Husseiny和 Vanorio(2015)提出了一種假設，認為在高頻狀態(tài)下巖石飽和水后受到骨架硬化和骨架弱化機制的共同作用.在低有效壓力時，巖石中微裂縫的含量較多，頻散作用較強，因此巖石更容易表現(xiàn)出剪切模量硬化.而隨著壓力增加，頻散作用逐漸減弱，有些樣品的表面能消耗作用更加明顯，因此會表現(xiàn)出剪切模量的弱化.巖石基質的比表面積(Brunauer-Emmet-Teller，BET)與表面能消耗作用一般具有正相關性(Dong et al.，2016).我們測量了在高壓力時表現(xiàn)出剪切弱化特征樣品的BET，樣品S1的BET為1.26 m2·g-1，樣品S10的BET為4.87 m2·g-1，測量結果表明BET確實與剪切模量弱化有關，BET越大，剪切模量弱化特征越明顯.然而，剪切模量的弱化還可能受到物理和化學等多種因素的共同影響，在今后還需要更深入的研究.

本研究發(fā)現(xiàn)致密砂巖的剪切模量變化與裂縫的類型和分布密切相關.大量的油氣鉆探表明，致密砂巖中裂縫的發(fā)育程度是儲層能否高產(chǎn)和穩(wěn)產(chǎn)的關鍵因素(鄧虎成等，2013).而且裂縫特征的綜合評價與裂縫的合理預測也為尋找油氣“甜點”區(qū)提供重要指導(丁拼搏等，2017)，因此研究流體對致密砂巖剪切模量的影響對致密砂巖儲層的勘探和開發(fā)都具有實際意義.然而，國內的致密砂巖儲層分布非常廣泛，不同沉積相、不同時代地層和不同構造演化程度使得致密砂巖儲層的裂縫形成機制和分類都變得異常復雜(丁文龍等，2015).因此，有關致密砂巖剪切模量變化與裂縫之間的關系在未來仍需要更深入的研究和探索.

5 結論

通過本論文的研究工作，得到了以下結論.

(1)巖石物理實驗測試表明，在飽水后致密砂巖的剪切模量可能會出現(xiàn)硬化或弱化的現(xiàn)象.

(2)剪切硬化與有效壓力以及致密砂巖中微裂縫的分布密切相關.隨有效壓力的增加剪切硬化現(xiàn)象逐漸減弱.對于微裂縫主要分布在顆粒間以及顆粒內，軟孔隙縱橫比分布范圍寬、軟孔隙含量較高的致密砂巖更容易表現(xiàn)出剪切硬化的特征.

(3)剪切硬化主要歸因于高頻彈性波激勵下流體的噴射流頻散作用.利用MJG模型可以較好的估算飽和巖石的剪切模量，但要考慮微裂縫閉合情況對輸入?yún)?shù)的影響，否則會引起預測誤差.

(4)特定條件下在地震和測井頻帶也會產(chǎn)生頻散現(xiàn)象.因此，在對致密砂巖等非常規(guī)儲層進行流體替換時一定要結合巖石物理分析結果，判斷剪切模量的變化情況，不能盲目使用Gassmann理論進行流體替換.

致謝本文部分實驗工作是在中國石油大學(北京)地球物理學院地震物理模型實驗室完成，匿名評審專家為本文提出了寶貴的修改意見，在此一并表示感謝.