肖陽, 馬中慧, 劉書云, 韓晨輝, 夏瀚濤, 張進源

(1.成都理工大學能源學院, 成都 610059; 2.成都理工陽光能源科技有限公司, 成都 610059)

潛山油氣藏[1]作為一種位于不整合面下且由盆地基底巖層組成的山丘所形成的特殊突起含油體[2],其埋藏深度大、地質(zhì)結(jié)構(gòu)復雜多變、巖性雜亂、儲層擁有較強的非均質(zhì)性,為壓裂增產(chǎn)改造帶來困難?；葜?7-1區(qū)塊作為潛山油氣儲層,壓裂層段厚度大、層數(shù)多,對人工裂縫的在潛山儲層中的拓展延伸規(guī)律認識困難。

近年來,在潛山儲層壓裂工藝方面,楊小濤等[3]針對烏蘭花潛山火成巖儲層形成了“轉(zhuǎn)向與油水置換”壓裂工藝。鄭彬濤[4]通過施工參數(shù)優(yōu)化、酸壓工藝配套,形成了勝利潛山大跨度油藏分層均衡酸壓工藝體系。在壓裂數(shù)值模擬方面,任佳偉等[5]利用數(shù)值模擬方法建立了重復壓裂產(chǎn)能預測模型及水平井壓裂裂縫應力場計算模型并優(yōu)選出最佳改造方式。陳作等[6]利用大尺寸巖樣模擬研究了深層頁巖氣地層的水平應力差、施工排量等地層和工藝參數(shù)及縫內(nèi)暫堵措施對人工裂縫的起裂與擴展特征的影響規(guī)律。張豐收等[7]采用三維離散格子方法開展了離散元數(shù)值模擬分析。盛廣龍等[8]采用基于閃電模擬的油藏壓裂裂縫網(wǎng)絡擴展計算方法來模擬頁巖氣藏多分支裂縫網(wǎng)絡形態(tài)。蔣寶云等[9]通過縱向精細分層、網(wǎng)格方向調(diào)整以及局部網(wǎng)格加密的方式,分析不同裂縫參數(shù)對壓裂后油井產(chǎn)能的影響。高中亮等[10]通過有限元數(shù)值模擬方法珠江口盆地惠州26構(gòu)造潛山儲層的構(gòu)造應力場及裂縫發(fā)育情況進行預測。姜曉宇等[11]和張超銘等[12]運用螞蟻體追蹤技術分別對花崗巖潛山和華北潛山裂縫型儲層完成了裂縫建模研究。

然而,近年來,很少有學者針對潛山儲層進行壓裂數(shù)值模擬研究。鑒于此,針對惠州27-1古潛山構(gòu)造井區(qū),首先建立動態(tài)參數(shù)測井解釋模型,并與靜態(tài)巖石力學數(shù)據(jù)協(xié)同校正,建立一維巖石力學剖面;結(jié)部成巖理論,建立三維地質(zhì)力學模型,真實模擬區(qū)塊成巖環(huán)境;最后基于三維地質(zhì)力學模型,研究排量、液量、砂比、前置液占比、射孔層位厚度等參數(shù)對裂縫縱向和平面延伸規(guī)律的影響,優(yōu)化壓裂設計參數(shù),為達到更好的壓裂施工效果提供參考。

1 研究區(qū)域概況

研究區(qū)塊為珠江口盆地潛山儲層,珠江口盆先斷后拗的新生代盆地,為新生代大陸邊緣裂陷型盆地,珠一坳陷位于珠江口盆地中部,是盆地的主要產(chǎn)油區(qū)[13]。測試井段4 720～5 186 m,測試層位為前古近系古潛山,儲層厚度254.6 m,潛山基質(zhì)孔滲差?；葜?7-1潛山控制儲量約3×107m3,周邊潛山資源量約7×107m3,巖性以安山巖、粗安巖為主,分布在惠州26洼緩坡一側(cè),面積超過180 km2。

2 目標靶區(qū)儲層改造地質(zhì)力學研究及模型建立

2.1 動態(tài)參數(shù)測井解釋模型建立

通過密度測井曲線以及垂向應力計算公式確定儲層的上覆巖層壓力(圖1)。采用Eaton法(人工選擇聲波或電阻率趨勢線)確定地層孔隙壓力(圖2)?；诼暡〞r差測井數(shù)據(jù)解釋彈性模量以及巖石力學試驗確定巖石強度參數(shù)(圖3),通過孔隙彈性應力公式基于太沙基有效應力理論,考慮地層在水平方向上的均勻變形的擠壓作用確定應力大小(圖4)。

圖1 上覆巖層應力計算方法圖版Fig.1 Overburden stress calculation method plate

圖2 地層孔隙壓力計算圖版Fig.2 Chart of formation pore pressure calculation

圖3 測井解釋動態(tài)巖石力學參數(shù)圖版Fig.3 Chart of dynamic rock mechanics parameters in logging interpretation

圖4 水平應力解釋圖版Fig.4 Chart of horizontal stress interpretation

垂向應力的計算公式為

(1)

式(1)中:σ為垂向應力,MPa;md為測量深度,m;kb為補心海拔,m;ρ為密度,g/cm2;z為深度,m;g為重力常數(shù)。

Eaton法計算公式為

(2)

式(2)中:Pp為地層孔隙壓力﹐MPa;σv、Ppnorm分別為上覆巖層壓力和靜液柱壓力,MPa;R、Rnorm分別為該深度點正常趨勢線上的聲波時差和地層實際聲波時差,μs/m;a為校正系數(shù),無因次;n為伊頓指數(shù)。

孔隙的有效彈性表達式為

(3)

(4)

式中:v為泊松比;σH為最大水平主應力,MPa;σh為最小水平主應力,MPa;α為比奧彈性的系數(shù);E為楊氏模量;εh、εH分別為最小水平主應力及最大水平主應力方向上的應變。

2.2 巖石力學動靜態(tài)校正以及一維巖石力學剖面建立

為了綜合考慮巖性,進一步消除層間非均質(zhì)性的影響,綜合數(shù)字巖心(靜態(tài))和測井解釋巖石力學參數(shù)(動態(tài))、密度、伽馬、電阻率,進行巖石力學參數(shù)的動靜態(tài)校正。

基于密度、伽馬、電阻率參數(shù)對一維巖石力學模型進行動靜態(tài)分析校正,得出校正關系式,從擬合圖版可以看出,基于電阻率加權(quán)的楊氏模量、泊松比動靜態(tài)擬合圖版,其匹配程度最高,如圖5～圖7所示。

圖5 密度矯正楊氏模量、泊松比Fig.5 Young’s modulus and Poisson’s ratio of density correction

圖6 伽馬矯正楊氏模量、泊松比Fig.6 Young’s modulus and Poisson’s ratio corrected by gamma ray

圖7 電阻率矯正楊氏模量、泊松比Fig.7 Young’s modulus and Poisson’s ratiocorrected by resistivity

基于巖石力學解釋方法,對目標井進行了巖石力學參數(shù)解釋,選擇壓裂施工曲線中的閉合壓力值,用閉合壓力值(靜態(tài)值)與根據(jù)測井曲線解釋的水平應力(動態(tài)值)進行動靜態(tài)校正(圖8),所得結(jié)果如表1所示。

表1 施工曲線分析數(shù)據(jù)Table 1 Construction curve analysis data

綜合上述實驗、測井解釋數(shù)據(jù)和壓裂施工曲線分析,建立惠州A井單井一維巖石力學剖面(圖9)。最終惠州A井動靜態(tài)巖石力學參數(shù)結(jié)果如表2所示。

表2 惠州A井動靜態(tài)巖石力學參數(shù)Table 2 Dynamic and static rock mechanics parameters of well Huizhou A

圖9 惠州A井一維巖石力學剖面Fig.9 One-dimensional rock mechanics profile of well Huizhou A

2.3 三維地質(zhì)力學模型建立

綜合實驗井巖石力學數(shù)據(jù)分析和測井曲線序列,通過動靜態(tài)校正建立一維巖石力學剖面模型,以及地質(zhì)模型與深部成巖理論,考慮上覆、基底和圍巖影響,對其進行材料賦值,讓其具備基礎的巖石力學屬性,真實模擬研究區(qū)塊成巖環(huán)境,同時為了研究目標區(qū)塊的真實屬性,單獨對目標區(qū)塊的各力學屬性進行替換。同時,基于區(qū)塊斷層走向和天然裂縫傾角、走向,模擬最大、最小水平主應力方向,讓應力進一步與地層實際情況匹配,生成了各向應力的方向模型(圖10、圖11)。最終通過加載垂向和水平應力模擬成巖過程,建立研究井區(qū)地質(zhì)力學模型(圖12)。所建立的惠州27-1三維地質(zhì)力學模型,楊氏模量平均值為45.47 GPa,最大水平主應力平均值為100.91 MPa,最小水平主應力平均值為80.98 MPa,泊松比平均值為0.30。

圖10 最小水平主應力方向(惠州27-1構(gòu)造)Fig.10 Direction of minimum horizontal principal stress (Huizhou 27-1 Structure)

圖11 最大水平主應力方向(惠州27-1構(gòu)造)Fig.11 Direction of maximum horizontal principal stress (Huizhou 27-1 Structure)

圖12 惠州27-1井區(qū)三維地質(zhì)力學模型Fig.12 Three-dimensional geomechanical model of well area of Huizhou 27-1

3 惠州A井前古近系壓裂改造工藝參數(shù)優(yōu)化

基于建立的地質(zhì)模型和三維地質(zhì)力學模型,建立了A井前古近系層位的真三維人工裂縫模型,并采用單因素法對其壓裂施工參數(shù)進行優(yōu)化研究,如表3所示。

表3 實際施工參數(shù)和人工裂縫參數(shù)模擬范圍Table 3 Simulation range of actual construction parameters and artificial crack parameters

3.1 排量

基于建立的壓裂模型模擬排量的影響,設置2、3、4、5、6、7、8 m3/min不同的排量數(shù)據(jù),對不同排量下裂縫長度、高度、寬度以及支撐面積、改造體積的變化進行分析研究,隨著排量的增加,縫長、縫高、支撐面積和改造體積整體呈現(xiàn)上升趨勢,人工縫網(wǎng)的改造效果體現(xiàn)在裂縫長度和支撐面積值的大小,當排量達到6 m3/min時,人工裂縫的縫長、支撐面積和改造體積大小趨于平穩(wěn)(圖13),綜合現(xiàn)場經(jīng)濟因素考慮,因此認為排量最優(yōu)為6～7 m3/min。3 m3/min和6 m3/min排量下裂縫形態(tài)分別如圖14、圖15所示。

圖13 不同排量下的人工裂縫參數(shù)變化情況Fig.13 Variation of artificial fracture parameters under different displacement

圖14 3 m3/min排量下裂縫形態(tài)Fig.14 Fracture morphology at 3 m3/min displacement

圖15 6 m3/min排量下裂縫形態(tài)Fig.15 Fracture morphology at 6 m3/min displacement

3.2 液量

基于建立的壓裂模型模擬凈液量的影響,設置9組液量數(shù)據(jù),分別為350、400、450、500、550、600、650、700、750 m3,對在不同液量的影響下,裂縫長度、高度、寬度以及支撐面積、支撐體積進行分析研究,從模擬結(jié)果中發(fā)現(xiàn),裂縫長度、高度以及支撐面積、支撐體積隨著液量的增加呈現(xiàn)上升趨勢,當液量達到600～700 m3的范圍時,各項參數(shù)開始趨于穩(wěn)定(圖16)。因此認為600～700 m3為最優(yōu)液量。350 m3液量和650 m3液量下裂縫形態(tài)如圖17、圖18所示。

圖16 不同液量下的人工裂縫參數(shù)變化情況Fig.16 Variation of artificial fracture parameters under different fluid volume

圖17 350 m3液量下裂縫形態(tài)Fig.17 Fracture morphology at 350 m3 fluid volume

圖18 650 m3液量下裂縫形態(tài)Fig.18 Fracture morphology at 650 m3 fluid volume

3.3 砂比

基于建立的壓裂模型模擬砂比對人工裂縫拓展的影響,設砂比為4%、7%、11%、15%、19%、23%,對不同砂比的裂縫長度、高度、寬度以及支撐面積、改造體積進行分析研究,從模擬結(jié)果分析得出,縫寬隨著砂比的增加而增加,縫長、支撐面積、改造體積隨著砂比的增加先增加后下降,在10%～15%范圍內(nèi)達到峰值(圖19),因此認為10%～15%最優(yōu)砂比值。7%砂比和15%砂比下裂縫形態(tài)分別如圖20、圖21所示。

圖19 不同砂比下的人工裂縫參數(shù)變化情況Fig.19 Variation of artificial fracture parameters under different sand ratios

圖20 7%砂比下裂縫形態(tài)Fig.20 Fracture morphology at 7% sand ratio

圖21 15%砂比下裂縫形態(tài)Fig.21 Fracture morphology at 15% sand ratio

3.4 前置液比例

基于建立的壓裂模型模擬前置液比例的影響,設置前置液比例分別為30%、35%、40%、45%、50%、55%、60%、65%、70%,對不同前置液比例的裂縫長度、高度、寬度以及支撐面積、改造體積進行分析研究,從模擬結(jié)果分析得出,裂縫長度、高度、支撐面積和改造體積隨著前置液比例的增加先增加后下降,在50%～60%范圍內(nèi)達到峰值(圖22),因此認為前置液比例最優(yōu)為50%～60%。35%前置液比例和50%前置液比例下裂縫形態(tài)分別如圖23、圖24所示。

圖22 不同前置液比例下的人工裂縫參數(shù)變化情況Fig.22 Variation of artificial fracture parameters under different Pad fluid ratio

圖23 35%前置液比例下裂縫形態(tài)Fig.23 Fracture morphology at 50% Pad fluid ratio

圖24 50%前置液比例下裂縫形態(tài)Fig.24 Fracture morphology at 35% Pad fluid ratio

3.5 射孔厚度

基于建立的壓裂模型模擬射孔厚度的影響,設射孔厚度為3、5、8、11、14、17、20 m,對不同射孔厚度下的裂縫長度、高度、寬度以及支撐面積、支撐體積進行分析研究,從模擬結(jié)果可以看出,當射孔厚度為8～11 m時,改造效果最好(圖25),因此認為射孔厚度最優(yōu)值為8～11 m。3 m射開厚度和11 m射開厚度下裂縫形態(tài)分別如圖26、圖27所示。

圖25 不同射開厚度下的人工裂縫參數(shù)變化情況Fig.25 Variation of artificial fracture parameters under different perforation thickness

圖26 3 m射開厚度下裂縫形態(tài)Fig.26 Fracture morphology at 3 m Perforation thickness

圖27 11 m射開厚度下裂縫形態(tài)Fig.27 Fracture morphology at 11 m Perforation thickness

根據(jù)建立的真三維壓裂人工縫網(wǎng)模型模擬結(jié)果,惠州A井前古近系的壓裂施工參數(shù)優(yōu)化結(jié)果如表4所示。

表4 惠州A井前古近系的壓裂施工參數(shù)優(yōu)化結(jié)果Table 4 Optimization results of fracturing construction parameters of Paleogene in front of well A

4 結(jié)論

(1)綜合實驗井巖石力學數(shù)據(jù)分析和測井曲線序列,通過動靜態(tài)校正建立一維巖石力學剖面模型,結(jié)合深部成巖理論,建立三維地質(zhì)力學模型。

(2)惠州27-1三維地質(zhì)力學模型,楊氏模量平均值為45.47 GPa,最大水平主應力平均值為100.91 MPa,最小水平主應力平均值為80.98 MPa,泊松比平均值為0.30。

(3)基于建立的地質(zhì)模型和三維地質(zhì)力學模型,建立了惠州A井前古近系層位的一體化真三維人工裂縫模型,并對其壓裂施工參數(shù)進行了優(yōu)化研究。優(yōu)選排量6～7 m3/min、液量600～700 m3、砂比10%～15%、前置液比例50%～60%、射孔厚度8～11 m最優(yōu)施工參數(shù),為現(xiàn)場施工提供指導意見。