海拉爾盆地塔木蘭溝組儲(chǔ)層可壓性評(píng)價(jià)

王賢君，肖丹鳳，魏 宇，吳浩兵

(1.中國石油大慶油田有限責(zé)任公司采油工程研究院，黑龍江大慶 163453；2.黑龍江省油氣藏增產(chǎn)增注重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，黑龍江大慶 163453)

可壓性用于表征儲(chǔ)層被有效壓裂的難易程度，其好壞直接關(guān)系到儲(chǔ)層體積改造形成縫網(wǎng)的效果。儲(chǔ)層可壓性受多種因素的影響，如地質(zhì)條件、儲(chǔ)層特性、巖石力學(xué)參數(shù)等。袁俊亮等通過巖石力學(xué)參數(shù)、斷裂韌性以及脆性指數(shù)對儲(chǔ)層的可壓性進(jìn)行了研究，Enderlin 等在其研究中指出，楊氏模量、泊松比、無側(cè)限抗壓強(qiáng)度、內(nèi)摩擦角等物理量能夠影響巖石的可壓性，Mullen 等較為系統(tǒng)地總結(jié)了致密儲(chǔ)層可壓性的影響因素，主要包括沉積構(gòu)造、地層性質(zhì)、礦物組成、天然弱面(天然裂縫、沉積層理、節(jié)理、斷層)的發(fā)育及產(chǎn)狀等。

海拉爾盆地剩余資源量主要分布在烏爾遜、貝爾等老區(qū)邊緣盆地，勘探對象物性較差、巖性復(fù)雜，儲(chǔ)層薄、豐度低、規(guī)模小，要實(shí)現(xiàn)戰(zhàn)略接替，需大力開展巖性及巖性復(fù)合油藏勘探[1-2]。2018年，在貝爾湖坳陷紅旗凹陷鉆遇H井塔木蘭溝組儲(chǔ)層，壓后初期日產(chǎn)油0.6 t，存在配套工藝不明確、試油效果不理想等問題，急需開展巖石力學(xué)可壓性評(píng)價(jià)。在借鑒頁巖可壓性評(píng)價(jià)經(jīng)驗(yàn)的基礎(chǔ)上[3-6]，通過對塔木蘭溝組地質(zhì)、儲(chǔ)層特征、巖石力學(xué)參數(shù)及測井資料進(jìn)行對比分析，開展了塔木蘭溝組儲(chǔ)層可壓性評(píng)價(jià)，確定了可壓性影響因素，給出了可壓性指數(shù)。

1 巖石力學(xué)特征

塔木蘭溝組儲(chǔ)層巖性復(fù)雜，主要發(fā)育泥質(zhì)粉砂巖、凝灰?guī)r、火山角礫巖等多種巖性，開展三種巖性巖石力學(xué)參數(shù)測試，根據(jù)三軸、抗張強(qiáng)度、脆性指數(shù)、斷裂韌性、地應(yīng)力大小進(jìn)行可壓性分析。

1.1 巖石力學(xué)三軸實(shí)驗(yàn)

根據(jù)巖石物理力學(xué)性質(zhì)實(shí)驗(yàn)規(guī)程DZ/T 0276.20-2015，采用GCTS TR-1500高溫高壓巖石綜合測試系統(tǒng)測試儲(chǔ)層巖心的楊氏模量、泊松比及抗壓強(qiáng)度等力學(xué)參數(shù)。制備φ25 mm×50 mm標(biāo)準(zhǔn)試樣巖心，進(jìn)行不同圍壓條件下的全應(yīng)力-應(yīng)變測試，實(shí)驗(yàn)結(jié)果如表1、2、3所示。

表1 泥質(zhì)粉砂巖三軸壓縮實(shí)驗(yàn)測試實(shí)驗(yàn)結(jié)果

表2 凝灰?guī)r三軸壓縮實(shí)驗(yàn)測試實(shí)驗(yàn)結(jié)果

表3 角礫巖三軸壓縮實(shí)驗(yàn)測試實(shí)驗(yàn)結(jié)果

實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，整體上，楊氏模量泥質(zhì)粉砂巖最大，角礫巖次之，凝灰?guī)r最小，普遍高于海拉爾呼和湖凹陷南屯組的砂巖(平均19.13 GPa)、礫巖(平均18.71 GPa)和泥巖(平均18.22 GPa)。

1.2 脆性指數(shù)評(píng)價(jià)

巖石脆性能夠影響材料內(nèi)部的持續(xù)斷裂過程，在衡量脆性時(shí)不應(yīng)孤立地考慮峰前或峰后的力學(xué)性質(zhì)，而應(yīng)全面考慮整個(gè)破壞過程，僅以峰前的力學(xué)參數(shù)(楊氏模量、泊松比等)或者峰后的應(yīng)力衰減程度表征脆性有一定的局限性。常規(guī)情況下，巖石試樣壓縮破壞過程可分為六個(gè)階段：微裂紋閉合階段、彈性變形階段、裂紋穩(wěn)定擴(kuò)展階段、裂紋不穩(wěn)定擴(kuò)展階段、斷裂階段、應(yīng)力殘余階段。本方法考慮了三軸壓縮實(shí)驗(yàn)期間全應(yīng)力應(yīng)變曲線中關(guān)鍵的巖石強(qiáng)度和變形的力學(xué)參數(shù)。

根據(jù)三軸壓縮測試和抗拉強(qiáng)度測試實(shí)驗(yàn)結(jié)果，采用基于能量耗散方法的巖石脆性評(píng)價(jià)方法對巖石脆性進(jìn)行綜合評(píng)價(jià)。評(píng)價(jià)結(jié)果表明，巖性不同，則脆性不同。泥質(zhì)粉砂巖整體脆性指數(shù)較大，為0.55～0.97，平均為0.79。凝灰?guī)r脆性指數(shù)非均質(zhì)性較強(qiáng)，為0.16～0.77，平均為0.48，受微裂隙影響顯著；50%含明顯微裂隙巖心表現(xiàn)為高脆性，50%不含明顯微裂隙巖心表現(xiàn)為低脆性。角礫巖脆性指數(shù)存在一定非均質(zhì)性，脆性指數(shù)為0.49～0.97，平均為0.71,受礫石影響顯著，礫石越發(fā)育脆性越小，16.7%巖心表現(xiàn)為低脆性，其余表現(xiàn)為高脆性。

1.3 斷裂韌性

將半圓盤試樣安裝在實(shí)驗(yàn)架上，預(yù)制裂縫的方向與加載方向的角度為零，利用伺服增壓裝置進(jìn)行加載，載荷加載速率為0.02 mm/min，加載至試樣破裂，記錄破裂壓力。根據(jù)實(shí)驗(yàn)獲得的載荷數(shù)據(jù)以及試樣和預(yù)制裂縫尺寸，采用國際巖石力學(xué)學(xué)會(huì)建議方法進(jìn)行計(jì)算試樣的Ⅰ型斷裂韌性(KIC)。半圓盤試樣的斷裂韌性由下式計(jì)算得出：

(1)

(2)

(3)

圖1 三點(diǎn)彎曲實(shí)驗(yàn)半圓盤實(shí)驗(yàn)后試樣

圖2 三點(diǎn)彎曲實(shí)驗(yàn)加載曲線

1.4 地應(yīng)力大小

現(xiàn)場取出的全直徑巖心φ25 mm×50 mm的圓柱(Z軸)，在垂直巖心軸線平面內(nèi)相隔45°各鉆取一塊φ25 mm×50 mm的圓柱，共鉆取四塊。通過Kaiser聲發(fā)射實(shí)驗(yàn)所測得的Kaiser點(diǎn)應(yīng)力(三個(gè)水平方向和一個(gè)垂直方向)代入地應(yīng)力解釋公式，可得到三個(gè)主地應(yīng)力的大小，通過對凝灰?guī)r、火山角礫巖和泥質(zhì)粉砂巖巖樣進(jìn)行地應(yīng)力大小測定。從表4可以看出，巖性不同，則三向應(yīng)力大小不同，總體上泥質(zhì)粉砂巖應(yīng)力大于角礫巖，角礫巖應(yīng)力大于凝灰?guī)r。

表4 三向地應(yīng)力梯度測試結(jié)果

2 塔木蘭溝組可壓性模型

2.1 可壓性模型評(píng)價(jià)指標(biāo)

基于室內(nèi)巖石力學(xué)測試和測井曲線解釋結(jié)果，可考慮脆性、斷裂韌性、水平地應(yīng)力差和天然裂縫發(fā)育程度作為可壓性評(píng)價(jià)指標(biāo)，應(yīng)用參數(shù)歸一化和權(quán)重分析方法，建立適用于塔木蘭溝組儲(chǔ)層的可壓性評(píng)價(jià)模型。

2.1.1 巖石脆性因素分析

巖石脆性反映了巖石在破碎前的不可逆變形中并沒有明顯吸收機(jī)械能量。如果儲(chǔ)層的脆性較好，壓裂時(shí)容易形成復(fù)雜裂縫；反之，脆性較差，人工裂縫的導(dǎo)流能力會(huì)下降，影響儲(chǔ)層的增產(chǎn)改造效果[7]。

楊氏模量越大，泊松比越低，則脆性越強(qiáng)。利用聲波測井動(dòng)態(tài)資料與巖石力學(xué)測試參數(shù)進(jìn)行擬合，將動(dòng)態(tài)楊氏模量和動(dòng)態(tài)泊松比轉(zhuǎn)換為靜態(tài)楊氏模量和靜態(tài)泊松比，采用楊氏模量-泊松比法確定巖石脆性指數(shù)公式如下：

EBrit=(E-Emin)/(Emax-Emin)

(4)

μBrit=(μmax-μ)/(μmax-μmin)

(5)

Brit=(EBrit+μBrit)/2

(6)

式中：EBrit和μBrit為歸一化楊氏模量和泊松比；Emax和Emin為儲(chǔ)層巖石楊氏模量最大值和最小值，GPa；μmax和μmin為泊松比最大值和最小值；Brit為通過彈模-泊松比法確定的巖石脆性指數(shù)。

考慮脆性指數(shù)的可壓性指數(shù)FI1為：

FI1=Brit

(7)

2.1.2 斷裂韌性因素分析

斷裂韌性是影響儲(chǔ)層壓裂難易程度的重要因素，反映壓裂過程中裂縫形成后維持裂縫向前延伸的能力[8]。儲(chǔ)層巖石斷裂能是決定巖石是否發(fā)生斷裂的本質(zhì)因素。巖石斷裂能越大，壓裂裂縫寬度越小，則裂縫越長。楊氏模量是巖石的主要物理力學(xué)性質(zhì)，對巖石斷裂能的大小和裂縫的形成有直接的影響，從能量角度出發(fā)，基于巖石三軸實(shí)驗(yàn)建立了不同圍壓下峰后斷裂能密度與楊氏模量的擬合公式，利用峰后斷裂能密度定量表征目的儲(chǔ)層巖性斷裂韌性，公式如下。

Gε=0.301E2+1 703E+1.55

(8)

式中：Gε為巖石斷裂能密度，N·mm/mm3；E為靜態(tài)楊氏模量，GPa。

考慮斷裂韌性的可壓性指數(shù)FI2公式如下：

FI2=(Gε-Gεmin)/(Gεmax-Gεmin)

(9)

式中：Gεmax為最大斷裂能密度，N·mm/mm3；Gεmin為最小斷裂能密度，N·mm/mm3。

2.1.3 水平地應(yīng)力差因素分析

以研究區(qū)塊地應(yīng)力測井解釋結(jié)果為基礎(chǔ)，對全井段的水平應(yīng)力差進(jìn)行歸一化，公式如下：

Δσh=σH+σh

(10)

式中：Δσh為地應(yīng)力差，MPa；σH為儲(chǔ)層的水平最大主應(yīng)力，MPa；σh為儲(chǔ)層的水平最小主應(yīng)力，MPa。

歸一化的水平應(yīng)力差可以表示為：

(11)

式中：FI3為歸一化的水平應(yīng)力差，MPa；ΔσHmax為最大水平應(yīng)力差，MPa；Δσhmin為最小水平應(yīng)力差，MPa。

2.1.4 天然裂縫發(fā)育程度因素分析

模型采用調(diào)和平均方法，考慮了天然裂縫的長度、密度、走向與水平最大主應(yīng)力方向的夾角對可壓性的影響[9]。天然裂縫越長、密度越大，可壓性越好。根據(jù)數(shù)值模擬研究結(jié)果，天然裂縫與水平最大主應(yīng)力方向夾角越小，裂縫越容易開啟，但轉(zhuǎn)向角度小；夾角越大，裂縫轉(zhuǎn)向角度越大，但難以開啟。當(dāng)天然裂縫走向與水平最大主應(yīng)力夾角為30°至60°時(shí)最適合產(chǎn)生復(fù)雜縫網(wǎng)，天然裂縫易開啟且轉(zhuǎn)向角度大，新建模型取45°為形成縫網(wǎng)的最優(yōu)夾角。

L=(Li-Lmin)/(Lmax-Lmin)

(12)

式中：L為歸一化天然裂縫長度；Li為任意位置天然裂縫縫長度，m；Lmax為最大裂縫縫長度，m；Lmin為最小裂縫長度，m。

ρ=(ρi-ρmin)/(ρmax-ρmin)

(13)

式中：ρ為歸一化天然裂縫密度；ρi任意位置的天然裂縫密度，條/m;ρmax為最大裂縫密度，條/m；ρmim為最小裂縫密度，條/m。

(14)

式中：θ為歸一化天然裂縫走向與水平最大主應(yīng)力方向夾角，(°)，θi為天然裂縫走向與水平最大主應(yīng)力方向夾角，(°)。

考慮天然裂縫發(fā)育程度的可壓性指數(shù)FI4公式如下：

(15)

2.2 可壓性指數(shù)評(píng)價(jià)結(jié)果

水平應(yīng)力差是儲(chǔ)層可壓性的最直接反映，天然裂縫發(fā)育程度對儲(chǔ)層的可壓性影響也很大。考慮脆性指數(shù)、斷裂韌性、水平應(yīng)力差和天然裂縫發(fā)育程度，針對不同巖性提出了塔木蘭溝組的可壓性指數(shù)計(jì)算模型[10]。

泥質(zhì)粉砂巖儲(chǔ)層可壓性指數(shù)：

FNZ=0.10FI1+0.13FI2+0.50FI3+0.27FI4

(16)

凝灰?guī)r儲(chǔ)層可壓性指數(shù)：

FNH=0.07FI1+0.11FI2+0.52FI3+0.30FI4

(17)

角礫巖儲(chǔ)層可壓性指數(shù)：

FJL=0.09FI1+0.14FI2+0.45FI3+0.32FI4

(18)

泥質(zhì)粉砂巖可壓性指數(shù)大于0.68的儲(chǔ)層為一類儲(chǔ)層，其可壓性好；可壓性指數(shù)為0.40～0.68的儲(chǔ)層為二類儲(chǔ)層，其可壓性一般；可壓性指數(shù)小于0.40的儲(chǔ)層為三類儲(chǔ)層，其可壓性差。

凝灰?guī)r可壓性指數(shù)大于0.65的儲(chǔ)層為一類儲(chǔ)層，可壓性好；可壓性指數(shù)為0.35～0.65的儲(chǔ)層為二類儲(chǔ)層，可壓性一般；可壓性指數(shù)小于0.35的儲(chǔ)層為三類儲(chǔ)層，其可壓性差。

火山角礫巖可壓性指數(shù)大于0.72的儲(chǔ)層為一類儲(chǔ)層，其可壓性好；可壓性指數(shù)為0.45～0.72的儲(chǔ)層為二類儲(chǔ)層，其可壓性一般；可壓性指數(shù)小于0.45的儲(chǔ)層為三類儲(chǔ)層，其可壓性差?？蓧盒暂^差儲(chǔ)層需要通過增大施工規(guī)?；虿扇‖F(xiàn)場控制手段來提高壓裂的改造效果。

可對壓性系數(shù)進(jìn)行歸一化處理，巖性剖面如圖3所示。計(jì)算結(jié)果表明，凝灰?guī)r和泥質(zhì)粉砂巖為二類可壓性層段，角礫巖為三類可壓性層段(表5)。

圖3 H6井凝灰?guī)r可壓性剖面

表5 可壓性評(píng)價(jià)結(jié)果

3 結(jié)論

(1)海拉爾盆地塔木蘭溝組儲(chǔ)層整體上楊氏模量較大，其中泥質(zhì)粉砂巖最大，角礫巖次之，凝灰?guī)r最小，高于呼和湖凹陷南屯組的砂巖(平均19.13 GPa)、礫巖(平均18.71 GPa)和泥巖(平均18.22 GPa)。

(2)巖性不同，則脆性不同。泥質(zhì)粉砂巖整體脆性指數(shù)較大，平均為0.79；凝灰?guī)r脆性指數(shù)非均質(zhì)性較強(qiáng)，平均為0.48，受微裂隙影響顯著，含明顯微裂隙的巖心表現(xiàn)為高脆性，不含明顯微裂隙的巖心表現(xiàn)為低脆性；角礫巖脆性指數(shù)存在一定非均質(zhì)性，平均為0.71，受礫石影響顯著，礫石越發(fā)育脆性越小。從綜合脆性指數(shù)來看，泥質(zhì)粉砂巖脆性最強(qiáng)，其次是角礫巖，凝灰?guī)r脆性最弱。

(3)基于室內(nèi)巖石力學(xué)測試和測井曲線解釋結(jié)果，考慮巖性脆性、斷裂韌性、水平地應(yīng)力差和天然裂縫發(fā)育程度4個(gè)因素作為可壓性評(píng)價(jià)指標(biāo)，應(yīng)用參數(shù)歸一化和權(quán)重分析方法，建立適用于塔木蘭溝組儲(chǔ)層的可壓性評(píng)價(jià)模型。泥質(zhì)粉砂巖、凝灰?guī)r可壓性指數(shù)為0.4～0.6的儲(chǔ)層為第二類可壓性層段，角礫巖可壓性指數(shù)為0.3～0.4的儲(chǔ)層為第三類可壓性層段。