渤海油田過斷層井段井壁穩定性分析

耿立軍，林 海，劉海龍，李 進，唐啟勝

(中海石油(中國)有限公司天津分公司，天津 300459)

斷裂是油氣成藏最重要的因素之一[1-6]。渤海油田主要發育伸展斷裂和走滑斷裂，局部地區發育反轉斷裂[7-9]。國內外部分學者研究了地質斷層構造對地應力場的影響，并建立了相應的計算模型[10-13]，也有一些學者進行了斷層對地應力場影響的有限元研究，并從力學機理角度進行了解釋[14-16]。首先，受斷裂影響，斷層附近與區域地應力場差異較大，以區域應力場分析井壁穩定必然帶來誤差。其次，傳統模型[17]認為過斷層段漏失壓力等于最小水平主應力，過斷層井段的坍塌壓力依然采取常規模型計算[18]。實際上，漏失壓力與斷層走向和傾角相關，不能以等于最小水平主應力一概而論。而坍塌應該以發生巖石基質剪切破壞和斷層面發生錯動為判別標準。基于以上考慮，該文創新性建立了過斷層井段坍塌和漏失壓力計算新模型，在此基礎上對渤海油田A井過斷層段井壁進行穩定分析。研究結果對渤海過斷層井段安全鉆井具有較好的指導意義，可為過斷層井眼軌跡設計提供理論參考。

1 過斷層地應力場預測

現有的地應力預測方法不一[19]，基本都是預測斷層形成之前的區域應力場，大都未考慮斷層對局部地應力場造成的影響。Anderson依據3個主地應力的相對大小將地層分為正斷層、逆斷層和走滑斷層3類[20]。該文以正斷層為例進行分析，正斷層主應力分布如圖1所示。正斷層形成之前垂向應力即上覆巖層壓力，σ1=σv。最小水平主應力垂直于斷層跡線，σ3=σh。最小水平主應力由水平構造應力、垂向應力的水平應力分量和地層孔隙壓力產生的水平應力3部分組成。根據Mohr-Coulomb準則，正斷層即將活動時，有[13]:

圖1 正斷層主應力分布Fig.1 Main stress distribution of normal fault

σ1=σ3tan2α+UCS+Pp(1-tan2α)

(1)

其中:α為斷裂面法向與最大主應力的夾角，(°)；Pp為孔隙壓力，MPa；UCS為單軸抗壓強度，MPa。

令Ka為最小主應力和最大主應力的比值，可表示為:

(2)

圖2 應力分解圖Fig.2 Stress decomposition diagram

(3)

其中:f為地層沿斷層斷面滑動時的摩擦系數，f=tanφ，φ為斷面摩擦角，(°)。

令Kb為水平應力和垂向應力的比值，根據式(3)有[13]:

(4)

(5)

為研究斷層活動停止前后水平應力的變化情況，以文獻[12]中正斷層具體參數為例進行計算分析，孔隙壓力Pp為正常壓力，10 MPa，選取不同α和φ求取K的變化規律，如圖3所示。

圖3 K與斷面摩擦角、傾角變化規律Fig.3 Change rule of K,friction angle and inclination angle of cross section

從計算結果可知，正斷層活動后水平應力增加，增加值與斷層傾角和斷面摩擦角有關。水平應力隨斷層傾角增大、斷面摩擦角減小而增大。因此說明斷層停止活動后，原本垂直于斷面跡線的最小水平應力可能會超過原本平行于斷面跡線的最大水平應力，成為中間主應力或者最大主應力，原來的中間主應力則變為新的最小主應力。而這3個主應力的相互變化也必然會導致井壁穩定性(坍塌和漏失壓力值)的變化，斷層對井眼井壁穩定性的影響在后文進行進一步研究。

2 過斷層井段漏失和坍塌壓力新模型

當鉆井過程實施后，鉆井液液柱壓力代替巖石對井壁的支撐作用，巖石坍塌破壞應該分為巖石基質剪切破壞和斷層面滑移錯動兩種。基質剪切破壞可由摩爾庫倫準則求取，以剪切破壞指數Kc表示，具體表達式如式(6)所示，其值大于1表示巖石本體發生坍塌。斷層發生剪切錯動可能會導致更為嚴重的井壁垮塌，斷層錯動可由斷層面剪切滑移準則來求取，引入斷層剪切指數Kd[21]，具體表達式如式(7)所示，其值大于1表示斷層面發生剪切錯動。

(6)

(7)

其中:C0為基體粘聚力，MPa；φ′為基質內摩擦角，(°)。σN為斷層法向應力，MPa；τN為斷面切向應力，MPa；Cw為斷層面粘聚力，MPa。

過斷層井段坍塌壓力應該取基質剪切破壞指數和斷層剪切指數的較大值，Pt=max{Kc，Kd}。

斷層面法向應力σN和切向應力τN可通過幾何方法來求解[22]，引入井眼坐標系(xb，yb，zb)下全應力P，在坐標軸方向的向量分別用Px，Py，Pz表示，如圖4所示。任取一個斜面當作斷層面，對斜面上一點進行應力分析，斷層面正應力和切應力可分別表示為式(8)和式(9):

圖4 井眼坐標系下任意斜面上一點的應力Fig.4 Stress at a point on any slope in BCS

σN=lPx+mPy+nPz

(8)

(9)

其中:l，m，n為斷層面外法線單位向量在井眼坐標系下的方向余弦，可以通過坐標轉換方法求取[23-24]。

筆者認為，斷面正應力是斷層封閉性的一個重要影響因素，當流體壓力大于或等于斷面正應力時，斷層開啟成為流體漏失的通道，所以定義漏失壓力等于斷層封閉系數Ke。Ke為斷層面所受正應力與流體壓力的比值[21]，當Ke>1時，斷層呈封閉狀態，Ke越大，封閉程度越高；當Ke≤1時，斷層開啟。最小主應力漏失模型只是該文漏失模型的特例，只有斷層面垂直于最小水平地應力才相同。

(10)

式中:σN為斷層面法向應力；Pw為井底流體壓力，MPa。

3 實例分析

BZ19-6氣田A井為渤海渤中區塊一口中深層探井，完鉆層位為太古界潛山，根據BZ19-6-A井地震資料分析，該井預測4 090～4 290 m處鉆遇高傾角斷層。該井在沙河街組鉆井期間，地層存在異常高壓，使用PEM鉆井液體系，現場返出少量硬脆泥頁巖坍塌掉塊。BZ19-6-A井基礎參數如表1所示。

表1 BZ19-6-A井基礎參數Table 1 Fundamental parameters of well BZ19-6-A

結合該井測井資料和鉆井資料，采用新模型對該井過斷層段漏失壓力和坍塌壓力進行計算分析。

首先分別對該井斷層產生前、產生時和穩定后的地應力場進行分析，圖5a為計算結果。計算結果表明，斷層產生前為原始區域地應力場，斷層產生時假設垂直應力不變，受地質構造運動拉張作用，最小主應力降低，直到引起斷層剪切縫，上下盤錯動導致正斷層的出現，最小主應力垂直于斷層跡線，此時斷層尚未達到穩定。斷層要重新達到穩定，垂直于斷層跡線的水平應力需不斷上升，直到它足以使上盤滑動停止。從圖5a同時可以看出，斷層穩定后，在個別井深條件下垂直于斷層跡線的水平應力可能會超過原始的水平最大地應力而變為中間主應力。因此，原始的水平最大地應力、原始的上覆巖層壓力、垂直于斷層跡線的水平應力重新構成了3個主應力，形成斷層局部地應力場。這種地應力場的變化過程必然會導致鉆井過程中井壁穩定性的差異。

圖5 BZ19-6氣田A井井壁穩定分析Fig.5 Borehole stability analysis of well A in BZ19-6 gas field

其次，利用該文新模型對井眼漏失壓力和坍塌壓力進行了計算，計算結果如圖5b所示。該文模型與常規模型對比情況見表2所示。從計算結果可以看出:相比于常規計算模型，同時考慮巖石本體基質坍塌和斷層滑移錯動時，坍塌壓力增大，坍塌風險增高，坍塌壓力分別為1.18 g/cm3和1.53 g/cm3。現場使用鉆井液密度高于常規模型計算的坍塌壓力值，卻低于該文模型得到的坍塌壓力值，但現場依然發現輕微的掉塊，更好地驗證了新模型在計算過斷層井段坍塌壓力的可靠性。采用該文計算模型計算的漏失壓力也比常規模型更大，漏失壓力分別為1.85 g/cm3和2.02 g/cm3，計算結果與斷層面產狀有直接關系，該井是由于斷層面法向應力比最小水平地應力更大導致的。該井在過斷層現場鉆井作業中未發生漏失現象。

表2 坍塌與漏失壓力計算結果對比Table 2 Comparison of calculation results of collapse and leakage pressure

4 結論

1)受斷裂影響，斷層附近與區域地應力場差異較大，以區域應力場分析井壁穩定必然帶來誤差。正斷層活動后水平應力增加，增加值與斷層傾角和斷面摩擦角有關。水平應力隨斷層傾角增大、斷面摩擦角減小而增大。

2)新模型漏失壓力等于斷層面所受正應力，坍塌壓力等于井壁基質坍塌和斷層發生剪切錯動時對應井底壓力的較大值。

3)對現場一口實例井進行計算，分析斷裂對局部應力場的變化規律和對過斷層井段漏失壓力和坍塌壓力的影響規律。相比于常規計算模型，同時考慮巖石本體基質坍塌和斷層滑移錯動時，坍塌風險增高，坍塌壓力分別為1.18 g/cm3和1.53 g/cm3。漏失壓力分別為1.85 g/cm3和2.02 g/cm3，計算結果與斷層面產狀有直接關系。以現場鉆井工程現象進行驗證，新模型具有較強的創新性，對過斷層井段安全鉆井具有較好的理論指導意義。