基于地层条件下力学试验的致密砂岩可压裂性评价

2022-06-06赵宁司马立强刘志远耿辉郭宇豪马骏

测井技术 2022年2期

赵宁,司马立强,刘志远,耿辉,郭宇豪,马骏

(1.西南石油大学油气藏地质及开发工程国家重点实验室,四川成都610500;2.埃因霍芬理工大学机械工程学院,荷兰埃因霍芬5612AZ;3.中国石化石油勘探开发研究院,北京100083;4.中国石油长庆油田分公司陇东天然气项目部,甘肃庆阳745000)

0 引言

中国陆上致密砂岩气分布范围较广,其中以鄂尔多斯盆地上古生界地层最为典型,主力层系为二叠系下石盒子组,勘探开发潜力巨大[1-2]。然而,致密砂岩气储集层无自然产能已是业界共识,需通过压裂或酸化等工艺技术才能产出具有经济价值的天然气,配套技术中的储层可压裂性评价,是致密油气等一系列非常规能源甜点预测及压裂方案设计的重要技术支撑。

目前,学者针对鄂尔多斯盆地致密砂岩岩石力学特征及可压裂性评价,已经开展了相关研究工作,现有的方法主要分为4类:①开展模拟地层条件下的岩石力学试验,并借助测井资料完成岩石力学参数的定量表征,分析岩石力学参数空间分布的影响因素[3-6];②基于弹性模量、泊松比以及脆性系数等岩石力学参数,多控制因素结合进行储层可压裂性评价[7-8];③基于岩石力学特性与地质因素相结合的可压裂性评价,除了考虑常规岩石力学特性之外,还综合分析储层裂缝发育程度、缝网形成机制等地质因素[9-11];④基于支撑剂量、射孔方式、压裂液类型等工程参数的储层可压裂性评价[12-13]。然而,上述方法多针对三叠系延长组长7、长8或盆地页岩地层,对以鄂尔多斯盆地二叠系下石盒子组为代表的国内陆上致密砂岩气,尚未进行系统的储层可压裂性评价方法研究。

以鄂尔多斯盆地杭锦旗地区下石盒子组致密砂岩储层为研究目标,以模拟地层温度、压力条件下三轴力学试验以及巴西劈裂试验为基础,结合现场实际,实现了岩石力学参数与地应力的定量评价。同时,综合考虑岩石脆性、断裂韧性及水平地应力差指数,建立了适用于下石盒子组致密砂岩开发的可压裂性评价及分级方法,为工程甜点预测以及压裂方案设计提供参考。

1 区域地质概况

鄂尔多斯盆地位于中国中西部,占地面积为37×104km2,是一个整体升降、坳陷迁移、构造简单的大型多旋回克拉通盆地,其中杭锦旗地区位于盆地伊陕斜坡背部,泊尔江海子断裂以南,构造平缓,总体特征为向西南倾斜的单斜构造,在此背景上发育向西南或南倾没的鼻状构造。下石盒组是以粗碎屑沉积为主的冲积平原-辫状河、冲积扇沉积体系,与山西组河道砂体叠置;平面展布稳定,岩石粒度整体较粗,主要发育低孔隙度低渗透率-特低孔隙度特低渗透率致密砂岩储层,构成区域内主勘探层系。

2 岩石学特征与试验方法

2.1 岩石学特征

参考国家标准《岩石薄片鉴定》(SY/T 5368-2000),下石盒子组致密砂岩岩石类型可分为中-细粒岩屑砂岩、粗粒岩屑砂岩以及巨-粗粒岩屑砂岩,肉眼观察岩心断面及表观特征,颗粒粒径由细至粗,区分明显[见图1(a)、(b)、(c)];岩石矿物组分以石英(73.02%)与黏土(23.86%)为主,碳酸盐岩矿物含量为3.26%;长石类型主要为钾长石与斜长石,其中脆性矿物含量(石英+长石+碳酸盐岩矿物)较高,达71.14%;岩石粒径变粗,呈现石英含量升高、黏土含量降低的趋势;分析物性测试数据,中-细粒岩屑砂岩(孔隙度3.28%,渗透率0.045 mD(1)非法定计量单位,1 mD=9.87×10-4 μm2,下同)、粗粒岩屑砂岩(孔隙度9.68%,渗透率0.175 mD)至巨-粗粒岩屑砂岩(孔隙度12.28%,渗透率0.684 mD),孔隙度与渗透率随岩石粒径变粗逐渐增大;岩石结构分析表明:分选中等,磨圆以次棱-次圆为主,接触关系多为线接触,支撑关系为颗粒支撑;孔隙结构类型以岩屑粒内溶孔、高岭石溶孔等次生溶孔为主,孔隙连通性差,多为孤立状[见图1(d)、(e)、(f)]。

图1 鄂尔多斯盆地杭锦旗地区下石盒子组一段岩性与孔隙结构特征

2.2 试验方法

岩样切割示意图与试验测试系统见图2。按照试验规定尺寸,将钻取的岩样加工为主体Ⅱ部分,采用平行岩样的方式开展试验,以保证试验结果间的可对比性。柱塞样Ⅰ(长度5.00 cm,直径2.52 cm)用于高温高压三轴力学试验,柱塞样Ⅱ(长度2.52 cm,直径2.52 cm)用于巴西劈裂法抗张强度试验;切割过程中,保证柱塞样端面平整且与圆柱体轴线相垂直,避免岩心存在不可修复的缺角[见图2(a)]。

岩石抗张强度试验采用巴西劈裂法,参考国家标准《岩石物理力学性质试验规程第21部分:岩石抗拉强度试验》(DZ/T 0276.21-2015)。试验设备采用RTR-1000型岩石力学测试系统,探头加荷速率为0.01 mm/s,沿圆柱体径向施加相对线性载荷,使岩样内部沿径向产生拉应力而受到破坏,由最大承载力求得岩石抗拉强度。同时,为保证岩心破坏特征的自然合理性,而不是加荷探头下压过度所致,操作过程与实时软件联动,当法向力-时间曲线出现断崖式下降时,即刻停止加荷探头加载,反向提升探头高度[见图2(b)]。

图2 岩样切割示意图与试验测试系统

岩石三轴力学试验参考国家标准《岩石物理力学性质试验规程第20部分:岩石三轴压缩强度试验》(DZ/T 0276.20-2015)。试验设备采用RTR-1000型岩石力学测试系统,测试环境为模拟原始地层高温高压状态,首先将加持器内的温度升至与地层温度一致,再以0.05 MPa/s的加载速率将围压加至地层有效应力值,保持温度和围压在后续的测试中恒定(100 ℃,40 MPa),轴向位移加载速率为0.06 mm/min[见图2(c)]。

3 岩石力学参数及地应力预测

表征地层岩石力学特性的关键参数包括弹性模量、抗压强度、泊松比以及地应力分布等,上述参数对于解决如井壁失稳、水力压裂起缝以及扩展规律等工程问题有着重要意义。因此,对井剖面地层岩石力学参数进行科学合理的连续预测是非常重要的基础工作,一般获取方法分为室内取心试验(静态参数)与测井预测(动态参数)。岩石力学试验是最直接的方法,但钻井取心的不连续性及高成本,决定了仅靠室内试验掌握每一深度的岩石力学参数是不切实际的。针对这一问题,可通过反映地层信息的声波、密度等测井资料来获取,测井资料作为一种原位测试资料,能够更好地反映地下高温高压环境以及自身复杂结构对岩石力学特性的影响。该研究将室内试验与测井资料相结合,建立适用的岩石力学参数预测模型。

开展岩石力学试验为保证测试状态接近实际地层,三轴实验装置模拟原地状态下的温度和压力,同时兼测岩样声波特征参数。声波测试中发射探头频率与现场测井仪器频率接近,测试结果:岩心纵波时差范围在220.16～271.56 μs/m,平均值为243.98 μs/m;岩心深度归位后对应声波测井曲线的纵波时差范围在208.12～264.10 μs/m,平均值为247.08 μs/m,这2种方式数值匹配度高,表明构建的模型适用性与可靠性较好。分析弹性模量、泊松比、抗压强度以及抗张强度与同步测得的声波、密度值之间的关系,并通过统计、拟合以及实测数据校验,构建岩石力学参数测井预测模型(见图3),模型见式(1)～式(4)。

E=1.08×vP×DEN+1.614

(1)

ν=1.483×E-0.806

(2)

P=31×vP×DEN-149.42

(3)

S=0.755×vP×DEN-5.52

(4)

式中,E为弹性模量,GPa;ν为泊松比,无量纲;P为抗压强度,MPa;S为抗张强度,MPa;vp为纵波速度,km/s;DEN为密度,g/cm3。

图3 鄂尔多斯盆地下石盒子组致密砂岩岩石力学参数预测模型

地应力测井预测以岩心实测资料为基础,建立地应力预测模型,利用相关的地球物理测井数据进行地应力计算分析,该研究采用最为经典的斯伦贝谢组合弹簧模型(1988),综合考虑地层岩石力学特征、孔隙压力及构造作用对地应力的影响,在实际工程中应用广泛,公式为

(5)

(6)

(7)

式中,SHmax为水平向最大主应力,MPa;SHmin为水平向最小主应力,MPa;SHV为垂向最大主应力,MPa;α为有效应力系数;εH为最大主应力方向构造应变系数,无量纲;εh为最小主应力方向构造应变系数,无量纲;pp为地层孔隙压力,MPa;H0为测井起始点深度,m;ρ0(h)为未测井段深度为h点的密度值,g/cm3;ρ(h)为深度为h点的测井密度值;g为重力加速度,m/s2。

4 可压裂性主控因素

针对研究区致密砂岩储层,增产改造前难以通过自然产能获取有效的经济价值,以及研究区具有纵向上见高强度隔层发育的特点,储层可压裂性评价作为压裂层段优选的基础就显得尤为关键。在实验结果的基础上,充分考虑研究区的地质条件,该研究将脆性指数、断裂韧性以及水平地应力差指数作为储层可压裂性主控因素。

4.1 脆性指数

在石油工程范畴内,岩石脆性指在外力作用下发生破裂的性质[14-16],脆性指数是影响致密砂岩压裂效果的主要因素,即脆性指数越高,压裂后越易发育裂缝,工业开采价值越大。定量表征脆性指数的方法较多,较为常用的是基于矿物组分法,但是下石盒子组致密砂岩矿物成分单一,主要以石英为主,该方法并不适用。因此,本次研究基于三轴力学实验实现脆性指数的表征。

弹性模量的定义为正向应力与正向应变的比值,它的大小标志材料的刚性。泊松比是指材料在单向受拉或受压时,横向正应变与轴向正应变绝对值的比值,反映材料横向变形的弹性常数。弹性模量反映岩石被压裂后保持裂缝的能力,泊松比反映岩石受力后抵抗破裂的能力,弹性模量越大,泊松比越低,则岩石脆性越强,研究区配套有模拟原地温压条件下的三轴力学试验,并且可利用测井曲线实现弹性模量与泊松比的连续定量表征。因此,采用弹性模量-泊松比法评价研究区储层脆性指数适用性较强,公式为

(8)

(9)

(10)

式中,EBrit为归一化弹性模量,无量纲;νBrit为归一化泊松比,无量纲;Emax、Emin为储层岩石弹性模量的最大值与最小值,GPa;νmax、νmin为储层岩石泊松比的最大值与最小值,无量纲;Brit为弹性模量-泊松比法确定的岩石脆性指数。

4.2 断裂韧性

当岩石受力超过一定数值后,岩石会趋于断裂,岩石强度是其本身的固有属性,断裂韧性KC这一临界参数能够有效表征岩石抵抗断裂的能力,KC值越大,其阻止裂纹扩展的能力越强,即KC是材料抵抗裂纹失稳扩展能力的度量。然而,断裂韧性试验繁琐且受取心条件限制,采用常规试验方法大量测定断裂韧性较为困难,从破裂机理的角度分析,岩石在外应力下发生断裂,可以把岩石抵抗拉张破坏的能力等同于岩石断裂强度,在研究区能够对抗张强度连续定量表征的基础上,结合少量断裂韧性试验,可构建研究区储层断裂韧性定量表征模型。

KC=0.0945S+0.0245

(11)

式中,KC为岩石断裂韧性,MPa·m1/2;S为岩石抗张强度,MPa。

4.3 水平地应力差指数

地应力在压裂中决定了人工裂缝的方位与形态特征[17]。当水平主应力差值较小时,人工缝容易沿多方向扩展,有利于形成充分的压裂缝网络,水平主应力差值较大时,地应力对压裂缝的控制作用逐渐增强,压裂缝则主要沿最大水平主应力方向扩展,形成的裂缝形态较为单一[18]。该研究针对地应力测试配套有针对性的Kaiser声发射实验,基于组合弹簧模型能够实现全井段地应力预测,参考前人的研究成果并结合本研究区现场实际,采用水平地应力差指数来表征2个水平主应力之间差值的大小。

(12)

式中,KH为水平地应力差指数。

前人研究认为,当水平地应力差指数小于0.3时,能够充分形成裂缝网络,表明地层可压裂性好;当水平地应力差指数在0.3～0.5时,压裂能够形成较为充分的裂缝网络;当地层段水平地应力差指数大于0.5时,难以形成裂缝网络且裂缝形态单一,表明地层可压裂性差[19]。

5 可压裂性综合评价方法

结合研究区现场实际,多因素对比分析储层岩石类型、力学特征以及地应力分布,明确了研究区储层可压裂性主要受控于脆性指数、断裂韧性以及水平地应力差指数,可采用上述三参数作为特征指标,定量评价研究区储层可压裂性。

5.1 参数归一化处理

脆性指数、断裂韧性及水平应力差指数的单位、量纲以及所指代物理意义各不相同,并且各参数有效值范围也存在差异,因此,要对各参数进行归一化处理。储层脆性指数为正向参数,即脆性指数数值越大对压裂改造越有利,正向参数归一化计算公式为

(13)

储层断裂韧性与水平地应力差指数为负向参数,即上述两参数数值越大则压裂改造效果越差,负向参数归一化计算公式为

(14)

式中,M为归一化后的控制参数;Amax、Amin分别为研究区内控制参数的最大值和最小值;A为研究层段的控制参数。

5.2 权重系数确定

中国部分学者针对可压裂性控制因素进行了相关研究,认为储层的脆性对可压裂性影响最大,其次为断裂韧性与地应力环境[20-21],这3个参数表现出明显的层次分布。可利用层次分析法将决策有关参数分解成目标层、准则层、方案层,在层次化的基础之上,确定问题的控制因素,并通过两两之间因素的相互比较建立判断矩阵,最终得到各个控制因素的权重系数[22]。主要分为4个步骤:①针对储层可压裂性评价进行层次化结构分析(见图4);②对脆性指数、断裂韧性及水平地应力差指数进行归一化处理;③对上述3个控制因素两两进行比较,设定1、3、5及其倒数作为衡量标度建立判别矩阵(见表1);④以判别矩阵为依据分别确定3个主要控制参数的权重系数,建立研究区储层可压裂性定量评价模型。

图4 鄂尔多斯盆地下石盒子组致密砂岩可压裂性评价层次结构图

表1 鄂尔多斯盆地下石盒子组可压裂性权重判别矩阵

结果显示,脆性系数、断裂韧性以及水平地应力差指数3个参数的权重分别为0.65、0.21、0.14,利用上述参数拟合研究区储层可压裂性指数FI,定量表征致密砂岩压裂改造的难易程度,公式为

FI=0.65Brit+0.21KC+0.14KH

(15)

式中,FI为可压裂性指数。

经与现场压裂实际反复比对,将下石盒子组储层的可压裂级别划分为2级。当FI大于0.25时,压裂级别为Ⅰ级,可压裂性较好;当FI小于0.25,代表储层可压裂性一般。针对上述储层可压裂性评价及分级方法,须通过现场实际井资料验证该方法的适用性。

6 应用效果

基于上述评价模型,利用测井资料计算得到下石盒子组致密砂岩岩石力学参数及地应力纵向分布特征。如图5所示,储层段的弹性模量为11.29～12.77 GPa,隔夹层的弹性模量为13.39～14.96 GPa;储层段泊松比为0.19～0.25,隔夹层的泊松比为0.166～0.186;储层段抗压强度为129.71～172.48 MPa,隔夹层的抗压强度为190.16～235.48 MPa;储层段抗张强度为1.27～2.32 MPa,隔夹层抗张强度为2.75～3.85 MPa。分析可知,相比较于储层段,隔夹层不仅具有较大的弹性与强度参数,同时具有较高的地应力与较低的地应力差。周文等[23]针对川西新场气田沙二段致密砂岩储层岩石力学性质进行研究,得到的认识与本文类似,即弹性模量、抗压及抗张强度与岩石的致密程度密切相关。地层在纵向上的岩石力学特性与地应力分布差异明显,在后续的压裂改造中,压裂缝的纵向延伸与扩展极有可能受到高强度、高应力隔夹层的阻挡,降低压裂缝的纵向沟通能力,使最终的压裂施工难以达到预期效果。因此,储层可压裂性评价与纵向压裂层段的优选尤为重要。

图5为鄂尔多斯盆地杭锦旗地区J110井下盒子组一段(3 012～3 052 m)可压裂性评价纵向剖面。该段岩性特征为上下泥岩隔夹层而中部为砂岩层,砂体上部和下部均为较厚的泥岩遮挡层。深度分界点分别为3 015 m和3 043 m,可压裂性指数大于0.25的层段全部集中于中部砂岩层段,其中3 015.0～3 019.0 m具有较强的代表性,除去3 016.2～3 016.4 m及3 018.0～3 018.2 m自然伽马值较高的泥岩隔层,该层段可压裂性控制因素整体表现为脆性指数高、断裂韧性低、水平地应力差指数低的特征。综合可压裂性指数FI为0.36,大于划分的下石盒子组可压裂性级别(0.25)。因此,将3 015.0～3 019.0 m可压裂级别定为Ⅰ级,现场实际压裂层段为3 015.0～3 022.0 m,施工方式为常规水力加砂、液氮伴注压裂工艺,排量为2.5 m3/min,入地净液量247.4 m3,入井总砂量41.5 m3,整体施工顺利。压裂后稳定产气量4.036×104m3/d,产液量低,无阻流量6.819 6×104m3/d。在为期100 d的生产时间内,平均气产量1.391 6×104m3/d,累积产气量130.82×104m3。整体而言,致密砂岩可压裂性评价结果与试气压裂结果相吻合,判定目标层段下部同样存在可压裂性较好的地层,但其厚度薄且层间隔夹层厚度较大,认为改造风险大不宜压裂。