王英偉,王林生,覃建華,李曉山,高陽,王碩

(1.中國石油新疆油田公司勘探開發(fā)研究院,新疆克拉瑪依834000;2.中國石油新疆油田公司,新疆克拉瑪依834000)

0 引 言

隨著油田地質(zhì)工程一體化勘探開發(fā)思想的普及,對油田地下儲層巖石的評價工作已不僅僅局限于孔隙度、滲透率和飽和度等傳統(tǒng)地質(zhì)參數(shù),而更多地關注到巖石彈性模量、強度和地應力等工程參數(shù)。儲層巖石力學參數(shù)和地應力參數(shù)評價是油田經(jīng)濟高效開發(fā)的基礎,也是井壁穩(wěn)定分析、井眼軌跡優(yōu)化、工程甜點評價與優(yōu)選等油田勘探開發(fā)重要環(huán)節(jié)的關鍵[1-4]。

巖石力學參數(shù)主要包括巖石強度參數(shù)和彈性模量參數(shù)[5-6]。從參數(shù)的獲取方式來說主要包括靜態(tài)法和動態(tài)法2種。靜態(tài)法是在實驗室依據(jù)加載荷并測試加載過程中巖石應力、應變的變化來獲取巖石力學參數(shù),動態(tài)法是依據(jù)彈性波在巖石中的傳播特性獲取巖石力學參數(shù)[7-8],通常認為靜態(tài)法更可靠。動態(tài)法的優(yōu)勢在于不損壞巖心且易與聲波測井資料相結合,實現(xiàn)巖石力學參數(shù)連續(xù)評價。獲取地應力的方法主要有水力壓裂法、巖石聲發(fā)射(凱瑟爾效應)[9-10]。這2種方法都可獲取可靠的地應力,但都只能提供單點或者某一小段井眼的地應力,不適用于整個井段地應力剖面的建立[11-18]。

在實際油田儲層巖石力學特性評價中,通常是基于測井資料中的縱波速度、橫波速度和密度測井值,依據(jù)理論公式,計算目的層段巖石的力學參數(shù)和地應力[19-20]。對巖石結構較復雜、非均質(zhì)性較強的致密礫巖儲層,理論方法或僅依據(jù)實驗數(shù)據(jù)的經(jīng)驗方法適用性有限[21-23]。本文將測井、巖石力學實驗與水力壓裂資料相結合,形成了一種有效的致密礫巖儲層巖石力學參數(shù)和地應力參數(shù)評價方法。

1 致密礫巖儲層巖石特征

1.1 致密礫巖儲層巖石特征

研究區(qū)致密礫巖儲層巖石的主要巖性為泥質(zhì)含量較低的砂質(zhì)細(小)礫巖和含礫中、粗砂巖。研究區(qū)巖石礦物種類主要為石英、鉀長石、斜長石、方解石和黏土礦物,各礦物含量相對穩(wěn)定,石英含量40%～50%、鉀長石含量1%～4%、斜長石15%～22%、方解石含量0～13%、黏土礦物含量30%～40%?？梢娧芯繀^(qū)致密礫巖儲層巖石在巖石礦物成分上無明顯差異。

從薄片分析資料可見,儲層巖石顆粒粒徑變化較大,大顆粒粒徑可達小顆粒粒徑數(shù)倍,儲層巖石表現(xiàn)出較強的非均質(zhì)性。鏡下主要為礫狀結構、砂礫狀結構、含礫不等粒砂質(zhì)結構,大顆粒形狀以圓狀、次圓狀為主,中小顆粒形狀以次棱角狀、棱角狀為主。膠結類型以壓嵌型為主,分選性普遍較差。致密礫巖儲層巖石孔隙分布相對均勻,儲集空間以剩余粒間孔為主,粒內(nèi)溶孔次之。部分巖心因粒間膠結物填充和大顆粒的影響,巖心較致密、孔隙體積較小。

采用氣測法獲取研究區(qū)致密礫巖儲層基礎物性參數(shù),其密度變化范圍為2.38～2.52 g/cm3,氣測孔隙度變化范圍為2%～12%,基礎物性參數(shù)變化相對較大,反映出致密礫巖儲層巖石物性較復雜。從巖心薄片觀察和巖心基本物性參數(shù)分析可知,研究區(qū)礫巖儲層表現(xiàn)出明顯的致密特征,屬于致密礫巖儲層。

1.2 與其他致密油區(qū)塊差異性分析

美國Bakken組和Eagle Ford組、中國延長7段、松遼白堊系等層組都發(fā)育有典型的致密油儲層,這些儲層普遍以砂巖、泥灰?guī)r和粉細砂巖為主,物性普遍較差,多在15%以下,但表現(xiàn)出高含油特性,埋深相對較淺,普遍在3 300 m以上(見表1)?，敽枷軲D2井區(qū)致密礫巖儲層與前述致密油儲層相比,物性和含油性類似,埋深略深于前述儲層,多在3 500 m以下。此外,研究區(qū)致密礫巖儲層巖石中含有大量礫石且粒徑差異較大,導致巖石的物理和力學性質(zhì)受礫石含量、性質(zhì)和分布等因素的影響,常規(guī)致密油儲層中的巖石力學和地應力計算模型或經(jīng)驗公式不適用于該研究區(qū)。

表1 國內(nèi)外典型致密油儲層特征

2 巖石力學及地應力參數(shù)測井評價方法

2.1 巖石力學參數(shù)

測井巖石力學參數(shù)評價的理論依據(jù)來源于彈性波動理論,巖石彈性波速度與巖石的動態(tài)彈性參數(shù)相關,可由巖石波速獲取其動態(tài)彈性參數(shù)。泊松比vd和動態(tài)彈性模量Ed分別為

(1)

(2)

式中,ρ為體積密度,g/cm3;Δts為縱波時差,μs/m;Δtp為橫波時差,μs/m;d為動態(tài)參數(shù);Ed為動態(tài)彈性模量,GPa。

巖石彈性參數(shù)計算主要是彈性模量和泊松比,其余參數(shù)可以基于這2個參數(shù)計算出來。考慮到部分井沒有橫波時差測井資料,在實際評價之前需建立縱波速度與橫波速度之間的轉(zhuǎn)換關系(見圖1)。彈性波的傳播特征與巖石的動力學特性有關,根據(jù)縱、橫波速度與巖石動力學參數(shù)之間的理論關系,應用縱、橫波時差及密度曲線計算巖石力學彈性參數(shù)。用聲波測井資料計算的彈性模量是動態(tài)的,與巖石的靜態(tài)力學性質(zhì)之間有一定的差距,需要用實驗室數(shù)據(jù)將動態(tài)參數(shù)轉(zhuǎn)換成靜態(tài)參數(shù)[23](見圖2)。

圖1 致密礫巖縱波速度和橫波速度交會圖

圖2 致密礫巖泊松比、彈性模量動靜態(tài)參數(shù)交會圖

2.2 巖石強度參數(shù)

巖石強度參數(shù)指單軸抗壓強度、抗拉強度、抗剪強度(內(nèi)聚力和內(nèi)摩擦角)等。單軸抗壓強度是指巖石試件在單向受壓至破壞時,單位面積上所能承受的荷載,簡稱抗壓強度[24-25]。巖石的抗壓強度可以通過單軸或三軸壓縮試驗得到,也可以根據(jù)測井資料計算得到

σc=Ed[0.008Vsh+0.0045(1-Vsh)]

(3)

C0=3.326×10-6σcKd

(4)

式中,σc為單軸抗壓強度,MPa;C0為內(nèi)聚力(巖石固有抗切強度)[26];Vsh為泥質(zhì)含量,小數(shù);Kd為動態(tài)體積模量,GPa。通過式(3)和式(4)計算的參數(shù)結果見圖3。其中UCS為三軸壓縮試驗分析得到的單軸抗壓強度,圖3第2、第3道靜態(tài)彈性模量和靜態(tài)泊松比是基于動態(tài)彈性模量和動態(tài)泊松比,采用圖2所示實驗關系轉(zhuǎn)換得到。巖石抗壓強度和內(nèi)聚力依據(jù)式(3)和式(4)得到,與巖心巖石力學實驗分析結果對比可見計算結果可信。

2.3 孔隙壓力

圖3 M2井巖石強度參數(shù)計算結果

孔隙壓力在巖石力學建模中占據(jù)非常重要的地位。上覆應力通過對地層密度進行積分計算得到[23]?？紫秹毫εc地應力大小是相互關聯(lián)的,當深部存在異常高壓地層時,3個主應力之間的差值會變小。區(qū)域構造應力為正斷層和走滑斷層機制時,最小水平主應力隨孔隙壓力的增加而增加。在走滑斷層和逆斷層機制下,由于高壓,最大水平主應力的上限急劇減小。因此,不論是在正斷層、走滑斷層還是逆斷層機制中,當孔隙壓力接近上覆應力時,2個水平應力也一定會接近上覆地層壓力[24]。計算出可靠的孔隙壓力對于地應力大小計算至關重要。伊頓法是目前比較常用的一種預測地層壓力的經(jīng)驗關系法,其原理是觀察參數(shù)的實際值和正常壓實趨勢值的比率與地層孔隙壓力的關系是由上覆壓力梯度的變化決定的。該方法綜合考慮了除壓實作用以外其他高壓形成機制作用,并總結和參考了鉆井實測壓力與各種測井信息之間的關系,其公式中的系數(shù)包含了壓力形成的機制、超壓保存的條件和砂泥巖之間的水動力學關系。其壓力估算的基本形式為

pp=p0-(p0-pw)(Δtn/Δt)c

(5)

式中,pp為孔隙壓力,MPa;p0為上覆地層壓力,MPa;pw為地層水靜液柱壓力,MPa;Δt為觀察點聲波時差測井值,μs/ft[注]非法定計量單位,1 ft=12 in=0.304 8 m,下同;Δtn為正常壓實趨勢上的聲波時差值,μs/ft;c為壓實指數(shù)。實際計算中通過實驗建立擬合規(guī)律來獲取壓實指數(shù)c等參數(shù)。

MD2區(qū)塊中深部地層存在異常高壓(地層壓力系數(shù)1.58～1.66),異常高壓的主要成因是快速沉積欠壓實作用,導致生烴增壓作用貢獻小[27],所以采取適用于欠壓實機理的伊頓方法進行MD2區(qū)塊區(qū)域地層的孔隙壓力預測。通過伊頓公式,按相同的伊頓指數(shù),調(diào)整各井聲波時差的正常壓實趨勢線(工區(qū)有統(tǒng)一的趨勢線),多口井的趨勢線與聲波時差的相對關系保持一致,得到了多井的儲層段地層孔隙壓力剖面。用試油獲得的地層壓力數(shù)據(jù)進行標定,驗證了孔隙壓力剖面合理可靠。

通過試油測試得到了12口井的地層壓力數(shù)據(jù),與預測結果進行對比(見圖4),平均相對誤差僅為3.51%。由此可見,伊頓方法建立的地層孔隙壓力模型預測結果精度較高,并且各井伊頓指數(shù)與趨勢線保持一致,能夠滿足后續(xù)三維孔隙壓力建模需求以及工程要求。

圖4 孔隙壓力實測值與計算值對比

2.4 地應力

給定深度處的最小水平主應力可以通過擴展的漏失試驗、小型壓裂或利用MDT、RFT工具直接測量得到,也可以通過差應變地應力實驗獲得[28]。但差應變測試只能通過巖心重復加載過程中的應變變化和彈性力學原理初步反映地應力大小,其結果的精確性受巖心保存狀態(tài)等因素影響。通過測井資料可以計算出連續(xù)的地應力剖面數(shù)據(jù),但是需要其中一種直接的方法進行標定,并結合成像測井等數(shù)據(jù)進行校核,多種方法綜合分析地應力大小,有助于提高分析精度。最大、最小水平主應力可表示為

(6)

(7)

(8)

式中,Sh,min為最小水平主應力,MPa;SH,max為最大水平主應力,MPa;α為Biot系數(shù);v為靜態(tài)泊松比;E為靜態(tài)彈性模量,MPa;εx、εy分別為最小、最大構造應力系數(shù);Sv為垂向主應力,MPa;H0為測井起始點深度,m;ρ0(h)為未測井段深度為h點的密度;ρ(h)為深度為h點的測井密度;g為重力加速度,m/s2。采用前述公式實現(xiàn)測井地應力計算時,關鍵問題之一在于如何對計算結果進行標定。

方法1為利用實驗室差應變巖心實驗數(shù)據(jù),來標定最大、最小水平主應力值;方法2為通過壓裂分析得到的閉合應力,來標定最小水平主應力值。

方法1計算所得最大最小水平主應力值(見圖5第3道),根據(jù)該實驗測試結果對式(6)～式(8)計算的結果進行標定,可調(diào)整得到相應的構造應力系數(shù)(見表2)。

圖5 利用測井資料計算得到M217井地應力剖面

表2 差應變試驗測試點數(shù)據(jù)及對應構造應力系數(shù)

方法2利用研究區(qū)內(nèi)9口井壓裂施工數(shù)據(jù)得到的閉合壓力來標定最小水平主應力值,對于最大水平主應力,則通過井眼穩(wěn)定性分析,調(diào)整最大水平主應力,使計算得到的井眼破壞與井徑觀察基本一致,調(diào)整得到相應的構造應力系數(shù)(見表3)。由圖5第3道可見,對地應力計算巖心標定方法的效果相對較差,與實際地層閉合應力不相符,導致這一現(xiàn)象的原因為致密礫巖地層巖石結構復雜,巖心分析與測井分析可能存在尺寸效應的影響。因此,方法2將測井資料直接與壓裂施工數(shù)據(jù)相對應,更適用于致密礫巖地層。

表3 方法2對應的構造應力系數(shù)

從地應力計算結果可見目的層的斷層機制為正斷層,與研究區(qū)地質(zhì)認識基本一致。將計算得到的最小水平主應力與部分井壓裂施工分析的閉合壓力進行對比分析(見圖6),平均相對誤差率僅為1.38%,說明利用此模型能獲取可信的最小水平主應力。

圖6 計算最小水平主應力與閉合壓力對比圖

綜上所述,該區(qū)塊巖石力學實驗室差應變實驗獲得的最大、最小水平主應力在實際應用中存在一定局限性,可能與巖心的儲存條件和地層條件有差異等原因相關,如果采用此巖心試驗點進行地應力的標定,存在一定不可靠風險,可能會導致計算結果出現(xiàn)偏差,甚至不符合區(qū)域地質(zhì)背景。而壓裂數(shù)據(jù)里獲得的閉合壓力相對更可靠,因此,有實測壓裂數(shù)據(jù)時,應優(yōu)先選取實測數(shù)據(jù)進行成果數(shù)據(jù)的標定,保證計算結果的可靠性。通過多種標定方法對比,最終獲得了適用于研究區(qū)的可靠的最大、最小水平主應力計算模型。

3 結 論

(1)基于測井、實驗、壓裂施工資料形成了一套適用于致密砂礫儲層的巖石力學參數(shù)和地應力計算模型,并通過實際井應用驗證了模型的有效性。

(2)致密礫巖儲層巖石孔隙度普遍較低,多小于10%,其動態(tài)彈性模量在15～40 GPa、動態(tài)泊松比在0.1～0.4。利用伊頓公式,通過多井聲波時差趨勢線對比以及部分井測試地層壓力的標定,可獲取可靠的致密礫巖儲層巖石孔隙壓力。

(3)受礫巖強非均質(zhì)性的影響,依據(jù)巖心實驗數(shù)據(jù)的常規(guī)地應力計算方法不適用于礫巖儲層。通過將原有地應力計算模型與差應變實驗、壓裂分析相結合,實現(xiàn)了地應力大小定量標定,在此基礎形成了可靠的地應力計算模型,較巖心標定方法更準確。