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，其好壞直接關系到儲層體積改造形成縫網的效果。儲層可壓性受多種因素的影響，如地質條件、儲層特性、巖石力學參數等。袁俊亮等通過巖石力學參數、斷裂韌性以及脆性指數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、無側限抗壓強度、內摩擦角等物理量能夠影響巖石的可壓性，Mullen 等較為系統地總結了致密儲層可壓性的影響因素，主要包括沉積構造、地層性質、礦物組成、天然弱面(天然裂縫、沉積層理、節理、斷層)的發育及產狀等。

海拉爾盆地剩余資源量主要分布在烏爾遜、貝爾等老區邊緣盆地，勘探對象物性較差、巖性復雜，儲層薄、豐度低、規模小，要實現戰略接替，需大力開展巖性及巖性復合油藏勘探[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，急需開展巖石力學可壓性評價。在借鑒頁巖可壓性評價經驗的基礎上[3-6]，通過對塔木蘭溝組地質、儲層特征、巖石力學參數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。

1 巖石力學特征

塔木蘭溝組儲層巖性復雜，主要發育泥質粉砂巖、凝灰巖、火山角礫巖等多種巖性，開展三種巖性巖石力學參數測試，根據三軸、抗張強度、脆性指數、斷裂韌性、地應力大小進行可壓性分析。

1.1 巖石力學三軸實驗

根據巖石物理力學性質實驗規程DZ/T 0276.20-2015，采用GCTS TR-1500高溫高壓巖石綜合測試系統測試儲層巖心的楊氏模量、泊松比及抗壓強度等力學參數。制備φ25 mm×50 mm標準試樣巖心，進行不同圍壓條件下的全應力-應變測試，實驗結果如表1、2、3所示。

表1 泥質粉砂巖三軸壓縮實驗測試實驗結果

表2 凝灰巖三軸壓縮實驗測試實驗結果

表3 角礫巖三軸壓縮實驗測試實驗結果

實驗結果表明，整體上，楊氏模量泥質粉砂巖最大，角礫巖次之，凝灰巖最小，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 脆性指數評價

巖石脆性能夠影響材料內部的持續斷裂過程，在衡量脆性時不應孤立地考慮峰前或峰后的力學性質，而應全面考慮整個破壞過程，僅以峰前的力學參數(楊氏模量、泊松比等)或者峰后的應力衰減程度表征脆性有一定的局限性。常規情況下，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、裂紋穩定擴展階段、裂紋不穩定擴展階段、斷裂階段、應力殘余階段。本方法考慮了三軸壓縮實驗期間全應力應變曲線中關鍵的巖石強度和變形的力學參數。

根據三軸壓縮測試和抗拉強度測試實驗結果，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。評價結果表明，巖性不同，則脆性不同。泥質粉砂巖整體脆性指數較大，為0.55～0.97，平均為0.79。凝灰巖脆性指數非均質性較強，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為高脆性，50%不含明顯微裂隙巖心表現為低脆性。角礫巖脆性指數存在一定非均質性，脆性指數為0.49～0.97，平均為0.71,受礫石影響顯著，礫石越發育脆性越小，16.7%巖心表現為低脆性，其余表現為高脆性。

1.3 斷裂韌性

將半圓盤試樣安裝在實驗架上，預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。根據實驗獲得的載荷數據以及試樣和預制裂縫尺寸，采用國際巖石力學學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 地應力大小

現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聲發射實驗所測得的Kaiser點應力(三個水平方向和一個垂直方向)代入地應力解釋公式，可得到三個主地應力的大小，通過對凝灰巖、火山角礫巖和泥質粉砂巖巖樣進行地應力大小測定。從表4可以看出，巖性不同，則三向應力大小不同，總體上泥質粉砂巖應力大于角礫巖，角礫巖應力大于凝灰巖。

表4 三向地應力梯度測試結果

2 塔木蘭溝組可壓性模型

2.1 可壓性模型評價指標

基于室內巖石力學測試和測井曲線解釋結果，可考慮脆性、斷裂韌性、水平地應力差和天然裂縫發育程度作為可壓性評價指標，應用參數歸一化和權重分析方法，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，壓裂時容易形成復雜裂縫；反之，脆性較差，人工裂縫的導流能力會下降，影響儲層的增產改造效果[7]。

楊氏模量越大，泊松比越低，則脆性越強。利用聲波測井動態資料與巖石力學測試參數進行擬合，將動態楊氏模量和動態泊松比轉換為靜態楊氏模量和靜態泊松比，采用楊氏模量-泊松比法確定巖石脆性指數公式如下：

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。

考慮脆性指數的可壓性指數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生斷裂的本質因素。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性質，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，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為靜態楊氏模量，GPa。

考慮斷裂韌性的可壓性指數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 水平地應力差因素分析

以研究區塊地應力測井解釋結果為基礎，對全井段的水平應力差進行歸一化，公式如下：

Δσh=σH+σh

(10)

式中：Δσh為地應力差，MPa；σH為儲層的水平最大主應力，MPa；σh為儲層的水平最小主應力，MPa。

歸一化的水平應力差可以表示為：

(11)

式中：FI3為歸一化的水平應力差，MPa；ΔσHmax為最大水平應力差，MPa；Δσhmin為最小水平應力差，MPa。

2.1.4 天然裂縫發育程度因素分析

模型采用調和平均方法，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。根據數值模擬研究結果，天然裂縫與水平最大主應力方向夾角越小，裂縫越容易開啟，但轉向角度小；夾角越大，裂縫轉向角度越大，但難以開啟。當天然裂縫走向與水平最大主應力夾角為30°至60°時最適合產生復雜縫網，天然裂縫易開啟且轉向角度大，新建模型取45°為形成縫網的最優夾角。

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力方向夾角，(°)，θi為天然裂縫走向與水平最大主應力方向夾角，(°)。

考慮天然裂縫發育程度的可壓性指數FI4公式如下：

(15)

2.2 可壓性指數評價結果

水平應力差是儲層可壓性的最直接反映，天然裂縫發育程度對儲層的可壓性影響也很大。考慮脆性指數、斷裂韌性、水平應力差和天然裂縫發育程度，針對不同巖性提出了塔木蘭溝組的可壓性指數計算模型[10]。

泥質粉砂巖儲層可壓性指數：

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

(16)

凝灰巖儲層可壓性指數：

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

(17)

角礫巖儲層可壓性指數：

FJL=0.09FI1+0.14FI2+0.45FI3+0.32FI4

(18)

泥質粉砂巖可壓性指數大于0.68的儲層為一類儲層，其可壓性好；可壓性指數為0.40～0.68的儲層為二類儲層，其可壓性一般；可壓性指數小于0.40的儲層為三類儲層，其可壓性差。

凝灰巖可壓性指數大于0.65的儲層為一類儲層，可壓性好；可壓性指數為0.35～0.65的儲層為二類儲層，可壓性一般；可壓性指數小于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大于0.72的儲層為一類儲層，其可壓性好；可壓性指數為0.45～0.72的儲層為二類儲層，其可壓性一般；可壓性指數小于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模或采取現場控制手段來提高壓裂的改造效果。

可對壓性系數進行歸一化處理，巖性剖面如圖3所示。計算結果表明，凝灰巖和泥質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井凝灰巖可壓性剖面

表5 可壓性評價結果

3 結論

(1)海拉爾盆地塔木蘭溝組儲層整體上楊氏模量較大，其中泥質粉砂巖最大，角礫巖次之，凝灰巖最小，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。泥質粉砂巖整體脆性指數較大，平均為0.79；凝灰巖脆性指數非均質性較強，平均為0.48，受微裂隙影響顯著，含明顯微裂隙的巖心表現為高脆性，不含明顯微裂隙的巖心表現為低脆性；角礫巖脆性指數存在一定非均質性，平均為0.71，受礫石影響顯著，礫石越發育脆性越小。從綜合脆性指數來看，泥質粉砂巖脆性最強，其次是角礫巖，凝灰巖脆性最弱。

(3)基于室內巖石力學測試和測井曲線解釋結果，考慮巖性脆性、斷裂韌性、水平地應力差和天然裂縫發育程度4個因素作為可壓性評價指標，應用參數歸一化和權重分析方法，建立適用于塔木蘭溝組儲層的可壓性評價模型。泥質粉砂巖、凝灰巖可壓性指數為0.4～0.6的儲層為第二類可壓性層段，角礫巖可壓性指數為0.3～0.4的儲層為第三類可壓性層段。