玛湖凹陷百口泉组砾岩脆性特征及其影响因素分析

王英伟，梁利喜，邹正银，刘向君，张景，张文，曲福治，丁乙

(1.中国石油新疆油田分公司勘探开发研究院，克拉玛依 834000；2.西南石油大学油气藏地质及开发工程国家重点实验室，成都 610500；3.中海油田服务股份有限公司钻井事业部塘沽作业公司，天津 300452)

准噶尔盆地玛湖凹陷油气资源丰富，随着近年来地质理论取得突破与勘探技术持续创新，已形成了多个亿吨级储量区，玛湖特大型致密砾岩油田储量规模更是高达10亿t，勘探开发潜力巨大[1-3]。作为玛湖砾岩油田主力开发层系之一的三叠系百口泉组砾岩油层埋深2 500～4 000 m，属于典型的低孔、低渗透—特低渗透储集层[4-6]。已有研究及大量工程实践表明，对于该类低渗、特低渗油气层，通过体积压裂技术在井周地层形成大规模复杂人工缝网是该类油气藏实现高效开发的关键。而能否通过压裂在井周地层形成压裂缝网关键取决于储层的天然裂缝发育等结构特征、岩石力学特性以及地应力等地质力学特征，其中，地层的脆性特征则是压裂形成复杂缝网的关键力学指标。通常认为岩石的脆性越强，压裂作用下越容易形成复杂缝网，储层的压裂改造效果越好。因此，研究认识砾岩储层的脆性特征及其影响因素对低渗、特低渗油气藏地质工程一体化高效开发具有重要意义[7-8]。

近年来，围绕地层脆性的评价国内外学者开展了卓有成效的研究，并基于不同的研究目的建立了大量的脆性指数评价模型，可归纳为两大类：一是基于矿物组分的脆性评价方法，该类方法基于矿物组分是决定岩石力学性质内在因素这一认识，通过计算石英、长石、白云石等脆性矿物含量评价岩石的脆性[9-11]，但该类方法未能有效考虑岩石内部结构、成岩作用以及应力状态、温度等赋存环境对脆性的影响，同时对于脆性矿物的界定及其对岩石变形破坏的影响尚存在分歧，评价结果科学性有待进一步完善；二是基于岩石力学特性的脆性评价方法，该类方法主要通过岩石变形、强度等力学特性参数评价岩石的脆性特征[12-14]。基于岩石力学特性的脆性评价方法又可进一步划分为：基于弹性参数的脆性评价方法、基于岩石强度的脆性评价方法、基于应力-应变曲线的脆性评价方法以及基于应变能的脆性评价方法等。

值得注意的是，目前关于岩石脆性特征的相关研究大多围绕页岩地层，与页岩地层不同，百口泉组砾岩储集层多以塑性较强的玄武质凝灰岩为母岩，混有一定含量的砂岩、泥岩，砾岩颗粒分选差、粒径差异大，呈现现出更为显著的非均质性特征[15-16]。鉴于此，基于百口泉地层井下取心，通过开展岩石力学实验研究了百口泉组砾岩的脆性特征、评价方法以及围压、孔隙度、密度等因素对脆性特征的影响，对压裂工程甜点评价、压裂方案优化设计具有重要意义。

1 砾岩的脆性特征研究

1.1 试样筛选及实验方案

实验砾岩取自玛湖凹陷百口泉组砾岩，取样深度3 200～3 408 m，其中砾石粒径主要分布在2～21 mm。从井下全直径取芯首先钻取直径25 mm、长度70 mm左右的圆柱体样品，然后将70 mm圆柱样品分割为长度为50 mm的标准圆柱试样。所有试样端面平整度保持在±0.05 mm。

对试样进行不高于60 ℃条件下进行烘干，然后依次开展如下实验：①测试试样的孔隙度、密度、声波波速等物理参数，依据所测物理参数将长度 50 mm 标准圆柱试样分为两组；②根据取样地层的上覆压力、地层压力确定有效围压为35 MPa；对两组长度为50 mm的标准圆柱试样，分别进行单轴压缩测试以及有效围压35 MPa下的三轴压缩测试，分析获取各个试样的应力-应变曲线以及单轴抗压强度、三轴抗压强度、弹性模量、泊松比、峰值强度应力对应的总应变；所开展实验满足《工程岩体试验方法标准》(GB/T 50266—2013)要求。

1.2 砾岩的脆性特征

依据岩石力学理论可知，脆性是指应力作用下岩石发生很小变形即发生破裂的性质；脆性较强的岩石在压缩变形破坏过程中通常表现出如下特征：①破坏前，岩石的总应变较小；而当应力达到峰值强度、试样发生破坏，表现为应力的迅疾跌落、应力-应变曲线斜率大；②试样破坏后，出现多个复杂的破裂面，试样破裂程度高、甚至完全碎裂。基于上述脆性定义及内涵特征，对实验样品在应力作用下的变形破坏进行脆性特征分析。

通过对单轴压缩、三轴压缩后砾岩试样的代表性应力-应变曲线(图1)及试样破裂特征(图2)进行分析，可得出如下结论。

(1)在单轴压缩条件下，应力达到峰值发生破坏时，实验砾岩样品轴向产生的总应变约为5%[图1(a)中的εa]；应力达到峰值强度后，应力降落快、应力-应变曲线呈现出相对较大斜率。实验后的岩样表面[图2(a)～图2(c)]呈现不同程度的破坏，出现了多个明显的破裂面。整体来看，实验所分析试样的变形破坏符合脆性特征，即在无侧向约束的单轴压缩条件下砾岩试样呈现出一定的脆性特征。

εa为轴向应变；εr为径向应变；εv为体应变图1 砾岩应力-应变曲线Fig.1 Stress and strain curves of conglomerate

图2 单轴和三轴(35 MPa围压)实验后的砾岩岩样Fig.2 Conglomerate samples after uniaxial test and triaxial test(35 MPa confining pressure)

(2)在围压35 MPa的三轴压缩条件下，由应力-应变曲线可知，随应力增大、试样经历了弹性变形、塑性屈服变形、破坏后应力降落如下阶段；其中，轴向应变约为12%时，随应变增大，应力增大幅度较小，呈现显著的塑性变形特征；应变应力达到峰值强度时，轴向总应变超过2%[图1(b)中的εa]；应力达到峰值强度后，随应变增大，应力降低速率较慢，各个试样均未出现破坏应力快速跌落的现象。实验后的岩样显示[图2(d)～图2(f)]，试样以斜向剪切破裂为主，肉眼仅可见一条剪切破裂面，未见复杂破裂形态；个别岩样呈现出显著的剪切扩容膨胀特征[图2(e)、图2(f)]。整体来看，在围压 35 MPa 条件下，测试岩样变形以塑性变形为主，脆性破裂特征不显著。

综上，实验研究表明，所分析的百口泉砾岩在单轴条件下的变形破坏表现为一定的脆性特征；但在实验围压条件下，脆性较差，其变形破坏则表现出低脆性-塑性的变形破坏特征。

2 砾岩脆性定量评价及影响因素

2.1 砾岩脆性的评价方法

依据脆性的定义及内涵，基于全过程应力-应变曲线，综合峰值前应变、峰值强度、峰值后应力-应变以及破坏残余应变等参数的定量模型能够较好地反映、表征岩石的脆性特征。但目前已有的该类方法通常需要由全过程应力-应变曲线来获取残余应变等参数，受岩石实际破裂及实验过程的制约，部分岩石峰值强度后的应力-应变曲线获取困难，从而限制了该类方法的应用。

针对砾岩结构复杂、非均质性强的特征，同时考虑由于各个脆性评价关系模型建立的目的、理论依据的不同，导致同一地层岩石，利用不同评价方法的评价结果存在差异性[17]。分别采用基于弹性参数的Rickman模型、压拉比以及峰值强度的割线模量3个模型进行砾岩脆性的定量评价，并分析各模型计算结果的合理性。

Rickman模型基于弹性参数进行脆性评价，具体采用归一化后的弹性模量、泊松比两个参数。由于模型计算简单、参数获取相对便捷，该评价方法被研究人员广泛应用[18]。

(1)

式(1)中：B1为基于Rickman模型的脆性指数，无量纲；En、υn可分别表示为

(2)

(3)

式中，En为归一化的弹性模量；υn为归一化的泊松比，无量纲；E为弹性模量，MPa；υ为泊松比，无量纲；Emax、Emin分别为研究地层的最大弹性模量和最小弹性模量，MPa；υmax、υmin分别为研究地层的最大泊松比和最小泊松比，无量纲。

压拉比通过岩石的单轴抗压强度与抗张强度的比值进行脆性评价[19]。

(4)

式(4)中：σc为单轴抗压强度，MPa；σt为抗拉强度，MPa；B2为基于压拉比的脆性指数，无量纲。

峰值强度的割线模量评价脆性综合考虑了岩石破裂时的最大应力即峰值强度，以及破坏时所发生的应变大小。

(5)

式(5)中：σp为峰值强度，MPa；εp为峰值应变，%；α为模型系数，取值0.1；B3为基于割线模量的脆性指数，无量纲。

考虑砾岩多级颗粒支撑结构导致的复杂力学特性，结合Rickman等[18]的脆性分级研究成果，建立研究地层砾岩脆性等级分类，如表1所示。

基于所研究单轴压缩、三轴压缩以及抗张强度实验结果，由式(1)～式(5)计算得到基于Rickman模型的脆性指数B1、基于压拉比的脆性指数B2、基于割线模量的脆性指数B3如图3所示。

图3 基于不同模型的各岩样脆性指数Fig.3 Brittleness index of samples based on different models

基于3个脆性评价模型得到的脆性指数B1、B2、B3大小差异显著。除了其中个别岩样的脆性指数B3大于B1外，所测试岩样脆性指数B1结果普遍大于脆性指数B2、B3，且各个岩样的脆性指数B3都小于B1、B2。脆性指数B2居中、脆性指数B3居中。对照表1所示脆性等级划分，25个测试样品中，依据脆性指数B2结果岩样普遍呈现塑性，仅2个岩样呈现低脆性；脆性指数B1显示大部分岩样均为脆性-高脆性，仅7个岩样为低脆性，且有3个岩样为高脆性；脆性指数B3显示15个样品为低脆性-塑性，其他样品呈现脆性。因此，结合对岩样的应力-应变曲线及破坏特征分析可知，脆性指数B1计算结果普遍偏大，相对而言，脆性指数B3的计算结果能够更好表征百口泉组砾岩的脆性特征。

表1 岩石脆性等级分类Table 1 Classification of rockbrittleness

2.2 砾岩脆性的影响因素分析

研究表明，岩石的脆性特征受自身岩性、矿物组成、岩石结构、非均质度以及所赋存的应力环境、温度环境、流体环境、应力加载路径及应力加载方式等因素的影响与控制。

针对页岩的相关研究显示[20-21]：岩石中石英等脆性矿物含量高，则岩石的脆性特征显著；裂缝、层理等软弱结构面的发育，有利于增强岩石的脆性；随围压增大、应力水平增高、温度升高，岩石的脆性减弱、塑性增强；随岩石孔隙流体压力的增大，岩石的脆性则呈增强趋势。

脆性指数计算结果(图4)也表明：单轴条件下表现为脆性的砾岩，在围压35 MPa条件下则呈现为低脆性-塑性，即随围压增大，砾岩的变形破坏模式发生了由脆性向塑性的转变。

图4 不同围压下砾岩脆性指数B3Fig.4 Brittleness index B3 with different confining pressure

结合本实验研究获得孔隙度结果，对相同围压下的脆性指数B2、B3与孔隙度的统计关系显示随孔隙度增大，所分析砾岩的脆性指数呈降低趋势(图5)。百口泉组砾岩储层砾岩胶结类型为孔隙-压嵌型，储集空间类型主要为剩余粒间孔和长石溶孔，储集层孔隙结构及孔喉组合类型多样，在应力作用孔隙空间首先发生大幅压实变形，随着应力进一步增大，孔隙发生破裂，产生不可恢复的塑性变形。且孔隙度越大，孔隙压实变形-破裂效应越显著，岩样塑性变形越大。随孔隙度增大，塑性变形越大。

图5 砾岩脆性指数与孔隙度的关系Fig.5 Relation between brittleness index and porosity of conglomerate

相同围压条件，随岩样密度增大，脆性指数B2、B3呈现增大趋势(图6)。进一步分析可知，百口泉组砾岩中砾石以玄武质凝灰岩、霏细岩为主；随砾石含量增高、胶结物含量降低、填隙物减少，密度增大，应力作用下，砾石更易沿着砾石颗粒间接触面产生错动、滑移，导致砾岩整体塑性变形加剧。

图6 砾岩脆性指数与密度的关系Fig.6 Relation between brittleness index and density of conglomerate

3 结论

(1)不同围压下岩石力学实验研究表明，玛湖凹陷百口泉砾岩在无侧向围压的单轴条件下表现出脆性特征，但在地层围压条件下，呈现为低脆性-塑性的特征。

(2)对于相同岩样，不同脆性评价方法得到的脆性指标存在显著差异。针对百口泉组砾岩，基于Rickman模型的脆性指数B1、基于压拉比的脆性指数B2、基于割线模量的脆性指数B33个模型计算结果中，基于Rickman模型的脆性指数B1相对最大，基于压拉比的脆性指数B2相对最小。结合实验呈现的脆性特征，基于割线模量的脆性指数B3能够较好地表征百口泉组砾岩的脆性特征。

(3)实验结果统计分析表明，玛湖凹陷百口泉组砾岩的脆性与围压以及自身的孔隙度、密度关系密切。具体表现为：随围压、孔隙度增大，砾岩的脆性降低、塑性增强；随密度增大，砾岩的脆性增强、塑性降低。