海拉爾盆地塔木蘭溝組儲層可壓性評價

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)增注重點實驗室，黑龍江大慶 163453)

可壓性用于表征儲層被有效壓裂的難易程度，其好壞直接關(guān)系到儲層體積改造形成縫網(wǎng)的效果。儲層可壓性受多種因素的影響，如地質(zhì)條件、儲層特性、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)對儲層的可壓性進行了研究，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，儲層薄、豐度低、規(guī)模小，要實現(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)可壓性評價。在借鑒頁巖可壓性評價經(jīng)驗的基礎(chǔ)上[3-6]，通過對塔木蘭溝組地質(zhì)、儲層特征、巖石力學(xué)參數(shù)及測井資料進行對比分析，開展了塔木蘭溝組儲層可壓性評價，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、抗張強度、脆性指數(shù)、斷裂韌性、地應(yīng)力大小進行可壓性分析。

1.1 巖石力學(xué)三軸實驗

根據(jù)巖石物理力學(xué)性質(zhì)實驗規(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)測試儲層巖心的楊氏模量、泊松比及抗壓強度等力學(xué)參數(shù)。制備φ25 mm×50 mm標準試樣巖心，進行不同圍壓條件下的全應(yīng)力-應(yīng)變測試，實驗結(jié)果如表1、2、3所示。

表1 泥質(zhì)粉砂巖三軸壓縮實驗測試實驗結(jié)果

表2 凝灰?guī)r三軸壓縮實驗測試實驗結(jié)果

表3 角礫巖三軸壓縮實驗測試實驗結(jié)果

實驗結(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)評價

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階段：微裂紋閉合階段、彈性變形階段、裂紋穩(wěn)定擴展階段、裂紋不穩(wěn)定擴展階段、斷裂階段、應(yīng)力殘余階段。本方法考慮了三軸壓縮實驗期間全應(yīng)力應(yīng)變曲線中關(guān)鍵的巖石強度和變形的力學(xué)參數(shù)。

根據(jù)三軸壓縮測試和抗拉強度測試實驗結(jié)果，采用基于能量耗散方法的巖石脆性評價方法對巖石脆性進行綜合評價。評價結(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，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驗架上，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)實驗獲得的載荷數(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)會建議方法進行計算試樣的Ⅰ型斷裂韌性(KIC)。半圓盤試樣的斷裂韌性由下式計算得出：

(1)

(2)

(3)

圖1 三點彎曲實驗半圓盤實驗后試樣

圖2 三點彎曲實驗加載曲線

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)射實驗所測得的Kaiser點應(yīng)力(三個水平方向和一個垂直方向)代入地應(yīng)力解釋公式，可得到三個主地應(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 可壓性模型評價指標

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價指標，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層的可壓性評價模型。

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械能量。如果儲層的脆性較好，壓裂時容易形成復(fù)雜裂縫；反之，脆性較差，人工裂縫的導(dǎo)流能力會下降，影響儲層的增產(chǎn)改造效果[7]。

楊氏模量越大，泊松比越低，則脆性越強。利用聲波測井動態(tài)資料與巖石力學(xué)測試參數(shù)進行擬合，將動態(tài)楊氏模量和動態(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)，基于巖石三軸實驗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為儲層的水平最大主應(yīng)力，MPa；σh為儲層的水平最小主應(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。當天然裂縫走向與水平最大主應(yīng)力夾角為30°至60°時最適合產(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)評價結(jié)果

水平應(yīng)力差是儲層可壓性的最直接反映，天然裂縫發(fā)育程度對儲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)計算模型[10]。

泥質(zhì)粉砂巖儲層可壓性指數(shù)：

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

(16)

凝灰?guī)r儲層可壓性指數(shù)：

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

(17)

角礫巖儲層可壓性指數(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的儲層為一類儲層，其可壓性好；可壓性指數(shù)為0.40～0.68的儲層為二類儲層，其可壓性一般；可壓性指數(shù)小于0.40的儲層為三類儲層，其可壓性差。

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

火山角礫巖可壓性指數(shù)大于0.72的儲層為一類儲層，其可壓性好；可壓性指數(shù)為0.45～0.72的儲層為二類儲層，其可壓性一般；可壓性指數(shù)小于0.45的儲層為三類儲層，其可壓性差。可壓性較差儲層需要通過增大施工規(guī)模或采取現(xiàn)場控制手段來提高壓裂的改造效果。

可對壓性系數(shù)進行歸一化處理，巖性剖面如圖3所示。計算結(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 可壓性評價結(jié)果

3 結(jié)論

(1)海拉爾盆地塔木蘭溝組儲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，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，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個因素作為可壓性評價指標，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層的可壓性評價模型。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的儲層為第三類可壓性層段。