深部致密油儲層現(xiàn)今地應力測井評價方法

張建華,王改紅,尹 帥

(1.西安科技大學 安全科學與工程學院，西安 710054;2.陜西能源職業(yè)技術學院，陜西 咸陽 712000;3.川慶鉆探工程有限公司長慶井下技術作業(yè)公司，西安 710021;4.西安石油大學 地球科學與工程學院,西安 710065)

0 引 言

深層致密砂巖油儲層是世界范圍內(nèi)重要的油氣勘探開發(fā)領域[1],但由于其自身具有低孔、低滲、強非均質(zhì)性及各向異性的特征,難以制定有效的開發(fā)方案[2]。致密砂巖油儲層開發(fā)過程中,最為重要的研究內(nèi)容包括水平井軌跡優(yōu)化及水力壓裂方案的制定[3]。在實施這些關鍵技術過程中,現(xiàn)今地應力是其中最為重要的基礎參數(shù)。結(jié)合實驗及測井等方法對現(xiàn)今地應力進行測井評價可以為致密砂巖油儲層高效開發(fā)提供支撐[4]。

儲層流體在地下的賦存及活動狀態(tài)受地層現(xiàn)今應力及孔隙壓力的綜合影響[5]。現(xiàn)今應力場的研究內(nèi)容包括現(xiàn)今地應力大小及方向,主要方法有實驗測試法、測井解釋法及模擬法。測井及模擬方法結(jié)果依然需要實測地應力結(jié)果進行校正[5]。目前,只有差應變實驗測試和水力壓裂法能準確確定地層現(xiàn)今地應力大小,其他方法如聲發(fā)射及成像測井所確定的地應力可作為參考值;各向異性測試、古地磁、快橫波、擴徑、FMI成像測井及天然地震P波追蹤等可用于判斷現(xiàn)今地應力的方向[6]。實驗測試僅能確定地層中某些層段的地應力,而測井評價方法成本較低,可建立單井縱向連續(xù)的地應力剖面[7]。

塔中S9井區(qū)志留系致密砂巖油是該地區(qū)碎屑巖油藏重要的后備資源戰(zhàn)略基地,但目前研究程度尚淺。該儲層具有埋深大、致密(平均孔隙度小于10%,平均氣測滲透率小于1 mD)、常規(guī)壓裂改造效果較差、水平井分段壓裂后可穩(wěn)產(chǎn)但不高產(chǎn)的特點。因此,正確認識目的層的巖石力學及地應力性質(zhì),建立一套致密砂巖油儲層現(xiàn)今地應力測井評價體系,對制定合理的致密砂巖油開發(fā)方案具有重要意義。

1 地質(zhì)背景

研究區(qū)(S9井區(qū))位于塔中北坡順托果勒區(qū)塊,地形具有東南高西北低的寬緩單斜特征[8-9]。該區(qū)志留系主要包括下志留統(tǒng)及中志留統(tǒng)。志留系柯坪塔格組自上而下可分為上段(包括上砂巖亞段S1k3-3、 中泥巖亞段S1k3-2和下砂巖亞段S1k3-1)、 中段S1k2和下段S1k1, 3個層段在S9井區(qū)分布較為穩(wěn)定,總體上由北向南地層逐漸上傾,沉積厚度逐漸變薄[8]。 志留系柯坪塔格組下段砂巖(S1k1)為主要的儲層段,發(fā)育長石巖屑砂巖及巖屑砂巖,也是本文重點研究的目的層段。

2 巖石力學參數(shù)測井計算

2.1 動靜態(tài)力學參數(shù)實驗

動態(tài)力學參數(shù)是指利用巖石波速, 經(jīng)計算獲取的巖石力學參數(shù), 其對應的實驗為超聲波速實驗; 靜態(tài)力學參數(shù)是指直接通過實驗獲取的巖石力學參數(shù), 其對應的實驗為三軸巖石力學實驗。 動靜態(tài)巖石力學參數(shù)實驗儀器采用MTS巖石物理測試系統(tǒng), 該儀器主要由三軸室、 超聲波換能器、 超聲波脈沖發(fā)射-接收控制盒、 溫控裝置及計算機構(gòu)成。 該儀器的軸向應力載荷最大值為1 000 kN, 壓力傳感器的誤差<1%, 位移分辨率為0.000 1 mm。

實驗測試的樣品共計8組,均取自S1k1層位。樣品組號分別為T1～T8,其中T1～T5每組4個樣品,而T6～T8每組1個樣品。

研究區(qū)志留紀地層壓力系數(shù)約為1.3,設計模擬地層條件下的實驗測試有效圍壓為65 MPa。樣品加工后尺寸為25 mm×50 mm,同時飽和地層鹽水。樣品中有5組分4級圍壓加載,每組4個,4級有效圍壓分別為0、22、44及65 MPa;另有3組樣品只進行地層圍壓(65 MPa)條件下力學測試。目的層溫度梯度大致在2.2 ℃/100 m,單軸力學測試的溫度為25 ℃,而地層圍壓(65 MPa)條件下的測試溫度為125 ℃。力學測試可獲得巖石抗壓強度、楊氏模量和泊松比。

對于聲學參數(shù)的采集,在相應圍壓條件下,超聲波脈沖發(fā)射后由接收控制盒自動完成。本文實驗聲學測試的頻率為1 MHz,而測井分析的數(shù)據(jù)頻率為20 kHz,因此要對測試的聲學數(shù)據(jù)進行頻散校正處理[10-11]。頻散校正過程中,首先采用頻譜法計算所測試樣品的Q值(品質(zhì)因子)。實驗過程中選用鋁樣作為參考樣,因為鋁樣的Q值大約為150 000,被認為是不發(fā)生聲波衰減的標準介質(zhì)[12]。

圖1為鋁樣(參考樣)及測試巖樣的聲波信號、 頻譜及振幅譜比率關系。 在獲得品質(zhì)因子基礎上,利用頻散方程式(1)可將實驗測試頻率下波速值轉(zhuǎn)換為測井頻率(20 kHz)條件下的波速值[12]。實驗樣品的縱橫波波速測試結(jié)果見表1。

(1)

式中:V1和V2為不同測試頻率條件下波速值,相對應測試頻率分別為f1和f2。

圖1 測試鋁樣及砂巖樣品的超聲波信號、振幅譜及譜比率Fig.1 Acoustic signal,amplitude spectrum and spectrum ratio of the tested aluminum and sandstone samples

表1 樣品的聲學測試結(jié)果

2.2 橫波時差提取與構(gòu)建

橫波時差是巖石力學參數(shù)測井計算的關鍵參數(shù)。但研究區(qū)僅有S901井和S902H井在目的層有全波列測井,因此需要進行橫波時差提取。前人研究表明,對于同屬一套沉積地層的同類巖性巖石,巖石的縱橫波時差間具有非常好的相關性[13]。因此,利用縱波時差對橫波時差進行預測可行。由于砂巖和泥巖在動靜態(tài)巖石力學性質(zhì)方面存在較大的差異,因此在進行橫波時差提取與構(gòu)建時,需要對巖性進行區(qū)分。區(qū)分方法為：首先采用自然伽瑪(GR)方法對巖石泥質(zhì)含量(Vsh)進行解釋；然后結(jié)合巖心及薄片泥質(zhì)含量觀察結(jié)果,當該目的層中泥質(zhì)含量大于40%時為泥巖,當泥質(zhì)含量小于40%時為砂巖。

Vsh=100×(2G×IGR-1)/(2G-1) ,

(2)

IGR=(GR-GRmin)/(GRmax-GRmin) 。

(3)

式中:G為Hilchie指數(shù), 無量綱, 其與地層年代相關, 新地層(如新近系、古近系)通常取3.7, 老地層通常取2.0;IGR為自然伽馬指數(shù),無量綱;GRmin和GRmax分別為純砂巖和鄰近泥巖層的自然伽馬值,API。

通過區(qū)分巖性(砂巖和泥巖), 對志留系地層陣列聲波測井分離的縱波時差(DTC)、 橫波時差(DTS)進行擬合, 建立了目的層橫波時差預測模型, 整體擬合效果較好(圖2)。

圖2 S9井區(qū)志留系碎屑巖地層縱橫波時差擬合關系Fig.2 Fitting relationship between longitudinal and transverse wave offset time for the Silurian sandstones of well S9

2.3 楊氏模量及泊松比計算

楊氏模量和泊松比是地應力評價中應用最廣泛的參數(shù)。 在系統(tǒng)提取目的層橫波時差基礎上, 分別采用式(4)和式(5)計算巖石的楊氏模量及泊松比。 巖石的動靜態(tài)彈性參數(shù)間存在差異, 一般來說, 巖石動態(tài)彈性參數(shù)值要大于其靜態(tài)值, 且靜態(tài)力學特性參數(shù)更適合工程需要。 基于三軸地層圍壓條件下的測試數(shù)據(jù), 建立了志留系致密砂巖動靜態(tài)彈性參數(shù)轉(zhuǎn)換關系(圖3)。 該致密砂巖的動靜態(tài)楊氏模量和動靜態(tài)泊松比的轉(zhuǎn)換關系分別為

(4)

(5)

(6)

(7)

Es=0.786Ed-10.15;

(8)

νs=0.811νd+0.123。

(9)

式中:Ed為動態(tài)楊氏模量, GPa;Es為靜態(tài)楊氏模量, GPa;νd為動態(tài)泊松比;νs為靜態(tài)泊松比; ΔtP為縱波時差, μs·ft-1;ΔtS為橫波時差, μs·ft-1;ρb為巖石密度, g·cm-3。

圖3 模擬地層條件下所測試致密砂巖巖樣的動靜態(tài)彈性參數(shù)轉(zhuǎn)換關系Fig.3 Conversion relationship among dynamic-static elasticparamerers of the tested tight sandstone samples in the simulated formation conditions

3 地應力測井評價

3.1 有效應力系數(shù)α確定

沉積盆地中,巖石受骨架應力(σ)和地層孔隙流體壓力(Pp)的共同影響, 這兩者的合力即為有效應力(σ′)。 對于中等及強固結(jié)巖石, 考慮到顆粒支撐巖石內(nèi)部存在較強的壓實及膠結(jié)作用[14], 孔隙流體實際上未完全承擔全部地層壓力。 因此, Biot提出了有效應力理論[15]:

σ′=σ-αPp。

(10)

對于研究區(qū)目的層強固結(jié)致密砂巖,α值與孔隙度φ關系密切, 可采用式(11)對巖石Biot系數(shù)進行定量表征, 該式適用于深埋藏致密砂巖儲層[16]。

α=1-(1-φ)3.8。

(11)

3.2 地層孔隙壓力確定

本文根據(jù)壓力恢復、靜壓測試和等效泥漿密度及聲波時差法獲得了研究區(qū)各單井志留紀地層孔隙壓力。該區(qū)志留系柯平塔格組地層壓力系數(shù)分布在1.27～1.36,各單井間相差不大,地層略微超壓。

3.3 地應力測井解釋

目前,國內(nèi)外現(xiàn)今地應力解釋模型主要包括莫爾-庫侖破壞模式、單軸應變模式及各向異性地層模式。莫爾-庫侖破壞模式雖然具有一定的物理基礎,但其假設地層最大原地剪應力是由地層的抗剪強度決定的,因此不具備普遍的意義,該模式比較適合松軟的泥頁巖地層。單軸應變模式假設沉積地層只發(fā)生垂向應變,水平方向應力完全由垂向應力誘導而產(chǎn)生,因此,水平方向各個主應力均相等。該類模式通常只適用于弱構(gòu)造運動地層,如盆地腹部地層[21]。各向異性地層模式較好地考慮了水平方向地應力的非均一性，不足之處是待定系數(shù)較多,且計算過程較為繁瑣。

為了簡化計算過程與提高預測精度，通過不同計算模型對比,發(fā)現(xiàn)引入修正系數(shù)C*至Newberry模型中,可以較好地預測地層水平方向最小主應力σh。 未引入C*時，σh預測結(jié)果偏大, 通過將各系數(shù)實測值引入方程(12)求取C*, 本文所確定的C*值為-0.257。 引入修正系數(shù)C*后的σh表達式見式(12)[16]。 對于水平最大主應力σH, 考慮到地層應力的各向異性, 引入非平衡結(jié)構(gòu)因子Ub,σH的表達式見式(13)[17], 本文的Ub值為1.212。 修正系數(shù)C*的依據(jù)為水平最大主應力和水平最小主應力具有較好的正相關性。將該方法應用于深層海相致密砂巖儲層是一次有意義的探索。

(12)

σH=σh×Ub,

(13)

式中：Ub可以利用雙井徑資料獲取,或利用地應力實測值進行反推,即

(14)

式中:Dmax為井徑最大值, cm;Dmin為井徑最小值, cm;E為巖石楊氏模量, GPa;Ema為巖石骨架楊氏模量, GPa;k為刻度系數(shù)。

垂直主應力由上覆地層的重力梯度決定,可通過密度測井曲線進行積分獲得

(15)

式中：H為地層埋深;ρ(H)為埋深H處的地層巖石密度。另外,該式不具體,一般利用密度測井曲線計算覆壓時,從井口到目的段,可能沒有密度測井數(shù)據(jù)或找不到連續(xù)的密度測井數(shù)據(jù),此時應根據(jù)該地區(qū)淺層地層及巖性實際情況,將其密度取平均值。對于研究區(qū)淺層,為第四系松散沉積物,巖石平均密度為2.3 g/cm3。

研究區(qū)志留系取心巖樣地應力測試結(jié)果與解釋結(jié)果的對比見表2。從解釋結(jié)果來看,差應變測試數(shù)據(jù)的解釋結(jié)果最好,σH的平均相對誤差為4.94%,σh的平均相對誤差為4.27%。1組壓裂法測試結(jié)果的σH的平均相對誤差較小(為5.93%),σh的平均相對誤差較大(為21.19%)。 該組壓裂測試數(shù)據(jù)的σh值(69.72 MPa)明顯低于其他各組,σh值與裂縫閉合壓力相等[7],該值較低,表明地層中可能發(fā)育一些微裂縫,進而造成σh值偏低。對于2組聲發(fā)射測試結(jié)果,其中一組的σH解釋結(jié)果相對誤差偏高,而另一組的σh解釋結(jié)果的相對誤差偏高。聲發(fā)射所測試的現(xiàn)今地應力僅作為參考,而壓裂法和差應變法測試結(jié)果最為準確,為地層現(xiàn)今地應力大小的主要判據(jù)。

利用上述方法建立了單井地應力測井解釋剖面,如圖4所示。 可以看出, 對于所研究的志留紀地層,隨著埋深的增加,各主應力均有逐漸增加的趨勢。 三向主應力間滿足σh<σH<σv, 與前述地應力測試結(jié)果一致。

表2 取心巖樣的地應力測試結(jié)果與解釋結(jié)果對比

圖4 S901井志留紀地層地應力測井解釋成果圖Fig.4 Insitu stress logging interpretation results for the Silurian strata of Well S901

3.4 地應力方向分析

3.4.1 古地磁分析 利用古地磁儀(磁力儀和退磁儀)對目的層致密砂巖樣品進行了古地磁分析(表3)。用Fisher統(tǒng)計法確定剩磁方向并判斷地應力方向[16]。研究區(qū)3口井巖樣的古地磁分析測試結(jié)果表明,目的層的水平最大主應力方向主要位于NE 26°～NE 33°。

表3 目的層測試巖樣的古地磁定向結(jié)果

3.4.2 測井分析 本文采用擴徑及快橫波方位分析方法對目的層現(xiàn)今地應力方向進行分析,這兩種方法的解釋結(jié)果較為可靠。對于擴徑分析,主要基于成像測井或地層傾角測井資料。對橢圓井眼形態(tài)進行分析,長軸方向代表水平最小主應力方向,短軸方向則代表水平最大主應力方向[17]。

研究區(qū)S9井柯坪塔格組地層傾角測井分析結(jié)果表明,部分井段具有擴徑現(xiàn)象。如圖5所示,5 360～5 366 m井段為2—4極板擴徑,1—3極板方位為202.5°,該井段水平最大主應力方向為22.5°；5 480～5 486 m井段為1—3極板擴徑,其方位為127.5°,該井段水平最大主應力方向為37.5°；5 616～5 624 m井段為2—4極板擴徑,1—3極板方位為217.5°,該井段水平最大主應力方向為37.5°。

圖5 研究區(qū)S9井柯坪塔格組地層擴徑統(tǒng)計Fig.5 Borehole enlargement statistics for the Kepingtager Formation of Well S9

橫波分離可以判斷現(xiàn)今地應力方向[17], 對于碎屑巖地層, 地應力的平面非均一性對橫波的傳播具有顯著影響, 分離后的橫波通常在水平最大主應力方向具有最快的傳播速度。 通過對S901井及S902H井目的層偶極聲波數(shù)據(jù)進行橫波分離, 得到快、 慢橫波速度及方位(圖6)。 S901井水平最大主應力方向為NE-SW向, 平均為53.1°, 結(jié)合前述古地磁測試結(jié)果, 該井水平最大主應力方向主要分布在NE 33°～53.1°。 S902H井水平最大主應力方向也為NE-SW向, 大體分布在32°～66°。

圖6 利用橫波分離獲得的單井目的層的水平最大主應力方向Fig.6 Direction of the maximum horizontal stress of target layer for single well obtained by shear wave separation

通過對比各單井古地磁及測井地應力方向解釋結(jié)果,可以看出研究區(qū)志留紀地層水平最大主應力方向分布比較穩(wěn)定,大體為NE向。現(xiàn)今地應力方向的確定可以為致密砂巖油儲層水平井鉆井軌跡優(yōu)化、壓裂設計及井網(wǎng)布置提供參考。

4 結(jié) 論

(1)本文通過巖石力學、聲學及現(xiàn)今地應力實驗測試,對深部海相致密油儲層巖石力學性質(zhì)及現(xiàn)今地應力特征有了一定程度了解。利用譜比法對實驗高頻聲學測試結(jié)果進行了頻散校正。在區(qū)分砂巖和泥巖巖性條件下,建立了橫波時差預測模型。在動靜態(tài)巖石力學參數(shù)測試基礎上,建立了楊氏模量和泊松比的測井解釋模型,各模型均具有較高的解釋精度。

(2)在準確獲取有效應力系數(shù)α和地層壓力的基礎上建立了深部海相致密油儲層現(xiàn)今地應力測井計算模型。與實測結(jié)果對比表明,該模型可靠合理。利用古地磁、擴徑及快橫波方位資料對目的層地應力方向進行分析,最終確定其水平最大主應力方向為NE向。