海拉尔盆地塔木兰沟组储层可压性评价

王贤君，肖丹凤，魏 宇，吴浩兵

(1.中国石油大庆油田有限责任公司采油工程研究院，黑龙江大庆 163453；2.黑龙江省油气藏增产增注重点实验室，黑龙江大庆 163453)

可压性用于表征储层被有效压裂的难易程度，其好坏直接关系到储层体积改造形成缝网的效果。储层可压性受多种因素的影响，如地质条件、储层特性、岩石力学参数等。袁俊亮等通过岩石力学参数、断裂韧性以及脆性指数对储层的可压性进行了研究，Enderlin 等在其研究中指出，杨氏模量、泊松比、无侧限抗压强度、内摩擦角等物理量能够影响岩石的可压性，Mullen 等较为系统地总结了致密储层可压性的影响因素，主要包括沉积构造、地层性质、矿物组成、天然弱面(天然裂缝、沉积层理、节理、断层)的发育及产状等。

海拉尔盆地剩余资源量主要分布在乌尔逊、贝尔等老区边缘盆地，勘探对象物性较差、岩性复杂，储层薄、丰度低、规模小，要实现战略接替，需大力开展岩性及岩性复合油藏勘探[1-2]。2018年，在贝尔湖坳陷红旗凹陷钻遇H井塔木兰沟组储层，压后初期日产油0.6 t，存在配套工艺不明确、试油效果不理想等问题，急需开展岩石力学可压性评价。在借鉴页岩可压性评价经验的基础上[3-6]，通过对塔木兰沟组地质、储层特征、岩石力学参数及测井资料进行对比分析，开展了塔木兰沟组储层可压性评价，确定了可压性影响因素，给出了可压性指数。

1 岩石力学特征

塔木兰沟组储层岩性复杂，主要发育泥质粉砂岩、凝灰岩、火山角砾岩等多种岩性，开展三种岩性岩石力学参数测试，根据三轴、抗张强度、脆性指数、断裂韧性、地应力大小进行可压性分析。

1.1 岩石力学三轴实验

根据岩石物理力学性质实验规程DZ/T 0276.20-2015，采用GCTS TR-1500高温高压岩石综合测试系统测试储层岩心的杨氏模量、泊松比及抗压强度等力学参数。制备φ25 mm×50 mm标准试样岩心，进行不同围压条件下的全应力-应变测试，实验结果如表1、2、3所示。

表1 泥质粉砂岩三轴压缩实验测试实验结果

表2 凝灰岩三轴压缩实验测试实验结果

表3 角砾岩三轴压缩实验测试实验结果

实验结果表明，整体上，杨氏模量泥质粉砂岩最大，角砾岩次之，凝灰岩最小，普遍高于海拉尔呼和湖凹陷南屯组的砂岩(平均19.13 GPa)、砾岩(平均18.71 GPa)和泥岩(平均18.22 GPa)。

1.2 脆性指数评价

岩石脆性能够影响材料内部的持续断裂过程，在衡量脆性时不应孤立地考虑峰前或峰后的力学性质，而应全面考虑整个破坏过程，仅以峰前的力学参数(杨氏模量、泊松比等)或者峰后的应力衰减程度表征脆性有一定的局限性。常规情况下，岩石试样压缩破坏过程可分为六个阶段：微裂纹闭合阶段、弹性变形阶段、裂纹稳定扩展阶段、裂纹不稳定扩展阶段、断裂阶段、应力残余阶段。本方法考虑了三轴压缩实验期间全应力应变曲线中关键的岩石强度和变形的力学参数。

根据三轴压缩测试和抗拉强度测试实验结果，采用基于能量耗散方法的岩石脆性评价方法对岩石脆性进行综合评价。评价结果表明，岩性不同，则脆性不同。泥质粉砂岩整体脆性指数较大，为0.55～0.97，平均为0.79。凝灰岩脆性指数非均质性较强，为0.16～0.77，平均为0.48，受微裂隙影响显著；50%含明显微裂隙岩心表现为高脆性，50%不含明显微裂隙岩心表现为低脆性。角砾岩脆性指数存在一定非均质性，脆性指数为0.49～0.97，平均为0.71,受砾石影响显著，砾石越发育脆性越小，16.7%岩心表现为低脆性，其余表现为高脆性。

1.3 断裂韧性

将半圆盘试样安装在实验架上，预制裂缝的方向与加载方向的角度为零，利用伺服增压装置进行加载，载荷加载速率为0.02 mm/min，加载至试样破裂，记录破裂压力。根据实验获得的载荷数据以及试样和预制裂缝尺寸，采用国际岩石力学学会建议方法进行计算试样的Ⅰ型断裂韧性(KIC)。半圆盘试样的断裂韧性由下式计算得出：

(1)

(2)

(3)

图1 三点弯曲实验半圆盘实验后试样

图2 三点弯曲实验加载曲线

1.4 地应力大小

现场取出的全直径岩心φ25 mm×50 mm的圆柱(Z轴)，在垂直岩心轴线平面内相隔45°各钻取一块φ25 mm×50 mm的圆柱，共钻取四块。通过Kaiser声发射实验所测得的Kaiser点应力(三个水平方向和一个垂直方向)代入地应力解释公式，可得到三个主地应力的大小，通过对凝灰岩、火山角砾岩和泥质粉砂岩岩样进行地应力大小测定。从表4可以看出，岩性不同，则三向应力大小不同，总体上泥质粉砂岩应力大于角砾岩，角砾岩应力大于凝灰岩。

表4 三向地应力梯度测试结果

2 塔木兰沟组可压性模型

2.1 可压性模型评价指标

基于室内岩石力学测试和测井曲线解释结果，可考虑脆性、断裂韧性、水平地应力差和天然裂缝发育程度作为可压性评价指标，应用参数归一化和权重分析方法，建立适用于塔木兰沟组储层的可压性评价模型。

2.1.1 岩石脆性因素分析

岩石脆性反映了岩石在破碎前的不可逆变形中并没有明显吸收机械能量。如果储层的脆性较好，压裂时容易形成复杂裂缝；反之，脆性较差，人工裂缝的导流能力会下降，影响储层的增产改造效果[7]。

杨氏模量越大，泊松比越低，则脆性越强。利用声波测井动态资料与岩石力学测试参数进行拟合，将动态杨氏模量和动态泊松比转换为静态杨氏模量和静态泊松比，采用杨氏模量-泊松比法确定岩石脆性指数公式如下：

EBrit=(E-Emin)/(Emax-Emin)

(4)

μBrit=(μmax-μ)/(μmax-μmin)

(5)

Brit=(EBrit+μBrit)/2

(6)

式中：EBrit和μBrit为归一化杨氏模量和泊松比；Emax和Emin为储层岩石杨氏模量最大值和最小值，GPa；μmax和μmin为泊松比最大值和最小值；Brit为通过弹模-泊松比法确定的岩石脆性指数。

考虑脆性指数的可压性指数FI1为：

FI1=Brit

(7)

2.1.2 断裂韧性因素分析

断裂韧性是影响储层压裂难易程度的重要因素，反映压裂过程中裂缝形成后维持裂缝向前延伸的能力[8]。储层岩石断裂能是决定岩石是否发生断裂的本质因素。岩石断裂能越大，压裂裂缝宽度越小，则裂缝越长。杨氏模量是岩石的主要物理力学性质，对岩石断裂能的大小和裂缝的形成有直接的影响，从能量角度出发，基于岩石三轴实验建立了不同围压下峰后断裂能密度与杨氏模量的拟合公式，利用峰后断裂能密度定量表征目的储层岩性断裂韧性，公式如下。

Gε=0.301E2+1 703E+1.55

(8)

式中：Gε为岩石断裂能密度，N·mm/mm3；E为静态杨氏模量，GPa。

考虑断裂韧性的可压性指数FI2公式如下：

FI2=(Gε-Gεmin)/(Gεmax-Gεmin)

(9)

式中：Gεmax为最大断裂能密度，N·mm/mm3；Gεmin为最小断裂能密度，N·mm/mm3。

2.1.3 水平地应力差因素分析

以研究区块地应力测井解释结果为基础，对全井段的水平应力差进行归一化，公式如下：

Δσh=σH+σh

(10)

式中：Δσh为地应力差，MPa；σH为储层的水平最大主应力，MPa；σh为储层的水平最小主应力，MPa。

归一化的水平应力差可以表示为：

(11)

式中：FI3为归一化的水平应力差，MPa；ΔσHmax为最大水平应力差，MPa；Δσhmin为最小水平应力差，MPa。

2.1.4 天然裂缝发育程度因素分析

模型采用调和平均方法，考虑了天然裂缝的长度、密度、走向与水平最大主应力方向的夹角对可压性的影响[9]。天然裂缝越长、密度越大，可压性越好。根据数值模拟研究结果，天然裂缝与水平最大主应力方向夹角越小，裂缝越容易开启，但转向角度小；夹角越大，裂缝转向角度越大，但难以开启。当天然裂缝走向与水平最大主应力夹角为30°至60°时最适合产生复杂缝网，天然裂缝易开启且转向角度大，新建模型取45°为形成缝网的最优夹角。

L=(Li-Lmin)/(Lmax-Lmin)

(12)

式中：L为归一化天然裂缝长度；Li为任意位置天然裂缝缝长度，m；Lmax为最大裂缝缝长度，m；Lmin为最小裂缝长度，m。

ρ=(ρi-ρmin)/(ρmax-ρmin)

(13)

式中：ρ为归一化天然裂缝密度；ρi任意位置的天然裂缝密度，条/m;ρmax为最大裂缝密度，条/m；ρmim为最小裂缝密度，条/m。

(14)

式中：θ为归一化天然裂缝走向与水平最大主应力方向夹角，(°)，θi为天然裂缝走向与水平最大主应力方向夹角，(°)。

考虑天然裂缝发育程度的可压性指数FI4公式如下：

(15)

2.2 可压性指数评价结果

水平应力差是储层可压性的最直接反映，天然裂缝发育程度对储层的可压性影响也很大。考虑脆性指数、断裂韧性、水平应力差和天然裂缝发育程度，针对不同岩性提出了塔木兰沟组的可压性指数计算模型[10]。

泥质粉砂岩储层可压性指数：

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

(16)

凝灰岩储层可压性指数：

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

(17)

角砾岩储层可压性指数：

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

(18)

泥质粉砂岩可压性指数大于0.68的储层为一类储层，其可压性好；可压性指数为0.40～0.68的储层为二类储层，其可压性一般；可压性指数小于0.40的储层为三类储层，其可压性差。

凝灰岩可压性指数大于0.65的储层为一类储层，可压性好；可压性指数为0.35～0.65的储层为二类储层，可压性一般；可压性指数小于0.35的储层为三类储层，其可压性差。

火山角砾岩可压性指数大于0.72的储层为一类储层，其可压性好；可压性指数为0.45～0.72的储层为二类储层，其可压性一般；可压性指数小于0.45的储层为三类储层，其可压性差。可压性较差储层需要通过增大施工规模或采取现场控制手段来提高压裂的改造效果。

可对压性系数进行归一化处理，岩性剖面如图3所示。计算结果表明，凝灰岩和泥质粉砂岩为二类可压性层段，角砾岩为三类可压性层段(表5)。

图3 H6井凝灰岩可压性剖面

表5 可压性评价结果

3 结论

(1)海拉尔盆地塔木兰沟组储层整体上杨氏模量较大，其中泥质粉砂岩最大，角砾岩次之，凝灰岩最小，高于呼和湖凹陷南屯组的砂岩(平均19.13 GPa)、砾岩(平均18.71 GPa)和泥岩(平均18.22 GPa)。

(2)岩性不同，则脆性不同。泥质粉砂岩整体脆性指数较大，平均为0.79；凝灰岩脆性指数非均质性较强，平均为0.48，受微裂隙影响显著，含明显微裂隙的岩心表现为高脆性，不含明显微裂隙的岩心表现为低脆性；角砾岩脆性指数存在一定非均质性，平均为0.71，受砾石影响显著，砾石越发育脆性越小。从综合脆性指数来看，泥质粉砂岩脆性最强，其次是角砾岩，凝灰岩脆性最弱。

(3)基于室内岩石力学测试和测井曲线解释结果，考虑岩性脆性、断裂韧性、水平地应力差和天然裂缝发育程度4个因素作为可压性评价指标，应用参数归一化和权重分析方法，建立适用于塔木兰沟组储层的可压性评价模型。泥质粉砂岩、凝灰岩可压性指数为0.4～0.6的储层为第二类可压性层段，角砾岩可压性指数为0.3～0.4的储层为第三类可压性层段。