CN103206206A

CN103206206A - 用于计算超深井地层破裂压力的方法

Info

Publication number: CN103206206A
Application number: CN2012100123695A
Authority: CN
Inventors: 赵晓; 张劲; 张波; 张旭东; 张保平; 张旭; 姚奕明; 王雷; 周林波; 周健; 李洪春; 陈琼
Original assignee: China Petroleum and Chemical Corp; Sinopec Research Institute of Petroleum Engineering
Current assignee: China Petroleum and Chemical Corp; Sinopec Research Institute of Petroleum Engineering
Priority date: 2012-01-16
Filing date: 2012-01-16
Publication date: 2013-07-17
Anticipated expiration: 2032-01-16
Also published as: CN103206206B

Abstract

本发明提供了一种超深井地层破裂压力的计算方法。本发明基于弹性理论、孔隙弹性理论以及热弹性理论，综合考虑了会影响计算精度的多种因素，与现有技术的计算方法比较，本发明的计算方法大大提高了计算精度。由本发明的破裂压力预测模型得到的计算结果与现场实际测井数据计算得到的破裂压力相差在10％以内。本发明的方法尤其适用于碳酸盐岩超深井地层。

Description

用于计算超深井地层破裂压力的方法

技术领域

本发明涉及油气井压裂增产技术领域，具体而言涉及一种对碳酸盐岩超深井地层破裂压力进行预测的计算方法。

背景技术

在油气井的开采作业中，对地层破裂压力进行预测是非常重要的。在现有技术中通常采用黄氏破裂压力预测模型。该模型主要是针对于一般储层提出的，其普遍地考虑了各种因素的影响，不仅考虑到岩层上覆应力是深度的函数、井壁应力集中的影响，而且还考虑到地下非均匀分布的构造应力的作用，以及岩层强度等因素。因此，它能适用于不同条件的地区，所预测的破裂压力亦将较其它模式更为准确可靠。然而，该模式依赖于岩石泊松比，而这又是最难确定的参数之一，在实际应用中受到限制，尤其是孔隙度较高的弱砂岩，同时也没有针对超深井地层地质特征的因子。

杨前雄等在文献《考虑温度变时碳酸盐岩地层破裂压力的确定》(《石油钻探技术》，第35卷第3期，2007年5月)中针对较深地层提出了具有温度影响的破裂压力预测模型，引入了地层弹性模量、泊松比等随温度及地层深度变化的影响，但是未给出具体的关系影响式，因此很难用于实践。

邓金根等在文献《高温高压地层破裂压力预测方法》(《石油钻井技术》，第37卷第5期，2009年9月)中针对高温高压地层提出了考虑温度、渗流等的破裂压力预测模型，但是此模型主要是针对的地层是砂岩。然而其预测精度仍不能让人满意。

尤其是对于碳酸盐岩超深井地层来说，目前尚未有能够比较准确地预测该超深地层的破裂压力的计算方法。

发明内容

针对现有技术中存在的不足，本发明的目的是提供一种尤其是用于对碳酸盐岩超深井地层的破裂压力进行预测的计算方法，其能够比较准确地预测超深地层的破裂压力，从而为压裂施工设计提供高精度的基础数据。

根据本发明提供了一种计算超深井地层的破裂压力的方法，包括以下步骤：

a)通过室内实验得到所述超深井地层的静态岩石力学参数，其至少包括静态弹性模量和静态泊松比；

b)通过测井解释获得所述超深井地层的动态岩石力学参数，其至少包括动态弹性模量和动态泊松比；

c)对所述静态岩石力学参数及动态岩石力学参数进行相关性分析，确定所述超深井地层的弹性模量和泊松比的相关关系式；

d)建立超深井地层的地应力反演模型，获得水平最大主应力和水平最小主应力；

e)计算流体进入超深井地层时的温度与超深井地层的温度之间的温度差ΔT；

f)根据下式计算所述超深井地层处的破裂压力P_f：

P_{f} = \frac{{3 σ}_{h} - σ_{H} + C_{1} S_{t} - α P_{p} - δ [\frac{α (1 - 2 μ)}{1 - μ} - φ {] P}_{p} - \frac{EBΔT}{1 - μ}}{1 - δ [\frac{α (1 - 2 μ)}{1 - μ} - φ]}

其中：C₁表示井壁有无裂缝存在，井壁有裂缝时C₁＝0，井壁无裂缝时C₁＝1；

α＝1-C_s/C_v，其中C_s为固体的颗粒压缩系数，单位为MPa^-1，Cv为固体的体积压缩系数，单位为MPa^-1；

P_p为地层压力，P_p＝pgh，单位为MPa，其中p为流体密度，单位为g/mm³，g为重力加速度，单位为N/Kg，h为地层深度，单位为m；

σ_H为水平最大主应力，单位为MPa；

σ_h为水平最小主应力，单位为MPa；

S_t为岩石的抗张强度，单位为MPa；

μ为泊松比；

E为岩石弹性模量，单位为MPa；

δ为综合渗流系数，其中

K为渗流系数，为孔隙度；

B为热膨胀系数，通过实验测得，单位为m/℃；

ΔT为温度差，单位为℃。

根据本发明，超深井地层优选是碳酸盐岩超深井地层。

在一个实施例中，步骤a)中的室内实验为岩石三轴压缩试验。静态岩石力学参数还包括岩石密度、抗拉强度、剪切强度和内摩擦角。在步骤a)中还进行地应力的大小和方向测定，其数据用于步骤d)中。

具体地，可通过波速各向异性法和粘滞剩磁法确定地应力的方向，并通过差应变法测试和计算分析得出地应力的大小。此外，可利用应力反分析方法来建立地应力反演模型。

本发明的超深井地层破裂压力的计算方法基于弹性理论、孔隙弹性理论以及热弹性理论，综合考虑了会影响计算精度的多种因素，例如非均匀地质、渗流作用、温度作用、孔壁应力集中等。与现有技术的计算方法比较，本发明的计算方法大大提高了计算精度。由本发明的破裂压力预测模型得到的计算结果与现场实际测井数据计算得到的破裂压力相差在10％以内。本发明的方法尤其适用于碳酸盐岩超深井地层。

附图说明

下面基于附图更详细地说明本发明。应当指出，虽然附图示出了本发明的一些实施例，然而本发明并不限于这些实施例。在附图中，

图1显示了根据本发明的方法的流程图。

具体实施方式

下面将结合附图对本发明进行详细说明。需要说明的是，虽然在下文针对碳酸盐岩超深井地层来进行介绍，然而根据本发明的方法同样可适用于任何地质状况的超深井地层(必要时进行适应性修改)。

如图1所示，根据本发明，首先通过室内实验得到碳酸盐岩超深井地层的静态岩石力学参数。岩石力学参数的测试例如可采用以下方法：将岩样加工成的圆柱形型岩心(例如为Φ25×50mm)进行称重记录，然后计算得出岩石的密度；例如通过岩石三轴压缩试验测试计算得出岩石的弹性模量E、泊松比μ、剪切强度τ、内摩擦角等参数。

同时，还通过室内实验进行地应力测定，得到地应力的测试数据，例如包括地应力的大小和方向。这里，例如可通过波速各向异性法和粘滞剩磁法来确定各主地应力的方向，而通过差应变法测试和计算分析得出地应力大小等参数。

之后，通过测井数据来计算得到碳酸盐岩超深井地层的动态岩石力学参数。

然后，通过对动态岩石力学参数和静态岩石力学参数进行相关性数据分析，得到动静态岩石力学参数的相关关系式。其中，动静态岩石弹性模量相关关系式为：y＝ax-b，其中y为静态弹性模量，x为动态弹性模量，a和b的值由实验数据拟合确定。动静态岩石泊松比相关关系式为：y＝cx-d，其中y为静态泊松比，x为动态泊松比，c和d的值由实验数据拟合确定。

之后，通过应力反分析方法得到碳酸盐岩超深井地层的地应力反演模型。地应力反演例如可采用应力反分析法，从而得到水平最大主应力和水平最小主应力。

然后，通过软件分析得到流体到达超深井地层时的温度，并计算流体到达超深井地层时的温度与目标超深井地层的温度之间的温度差ΔT。该软件分析例如可通过FLUENT计算来进行。流体流体在井筒中不断与地层进行热交换，导致流体的温度上升，但不会达到超深井地层的温度，由此产生了上述温度差ΔT。

最后，综合弹性理论、孔隙弹性理论、热弹性理论等，得到碳酸盐岩超深井地层破裂压力预测模型：

P_{f} = \frac{{3 σ}_{h} - σ_{H} + C_{1} S_{t} - α P_{p} - δ [\frac{α (1 - 2 μ)}{1 - μ} - φ {] P}_{p} - \frac{EBΔT}{1 - μ}}{1 - δ [\frac{α (1 - 2 μ)}{1 - μ} - φ]}

其中，C₁表示井壁有无裂缝存在，井壁有裂缝时C₁＝0，井壁无裂缝时C₁＝1；

σ_H为水平最大主应力，单位为MPa；

σ_h为水平最小主应力，单位为MPa；

S_t为岩石抗张强度，单位为MPa；

μ为泊松比；

E为岩石弹性模量，单位为MPa；

δ为综合渗流系数，其中

K为渗流系数，

为孔隙度，

B为热膨胀系数，单位为m/℃，

ΔT为温度差，单位为℃。

通过上式即可计算出破裂压力P_f的值。

在下文中将通过在两个具体例子来对本发明进行详细描述。然而可以理解，在作适当改变之后，本发明的方法也可推广应用到任何需要对破裂压力进行预测的场合。

实施例1

通过塔河托甫台区块TP7井的测井曲线，计算得到6549m储层的动态弹性模量为72.153GPa，动态泊松比为0.287。通过岩石力学参数动静态相关关系式计算得该储层的静态弹性模量为46.57GPa，静态泊松比为0.272。通过地应力反演模型，计算得到该储层的最大及最小水平主应力分别为134MPa和105MPa。利用软件分析，计算得到液体到达该储层时的温度为85.7℃。

基于这些数据，利用上面的公式便可得到T7在6549m的深度时地层的破裂压力为113.3MPa，根据现场施工曲线测得的破裂压力值为109.6MPa，两者误差为3.37％。

对比例1

采用与实施例1中相同的条件和数据，利用常用的普通黄氏模型，计算得出地层破裂压力为151.5MPa，其与现场施工曲线测得值误差为38.2％。

实施例2

通过塔河托甫台区块TP17井的测井曲线，计算得到6844.4m储层的动态弹性模量为71.909GPa，动态泊松比为0.293。通过岩石力学参数动静态相关关系式计算得该储层的静态弹性模量为46.112GPa，静态泊松比为0.282。通过地应力反演模型，计算得到该储层的最大及最小水平主应力分别为126MPa和95MPa。利用软件分析，计算得到液体到达该储层时的温度为89.2℃。

基于这些数据，利用上面的公式便可得到TP17在6844.4m深度时地层的破裂压力为102.5MPa。根据现场施工曲线测得的破裂压力值为109.2MPa，两者误差为4.58％。

对比例2

采用与实施例2中相同的条件和数据，利用常用的普通黄氏模型地层破裂压力计算值为127.5MPa，与现场施工曲线测得值误差为16.7％。

从上述两个实施例及其对比例中可以看到，根据本发明的方法能够获得明显更高的计算精度。

最后应说明的是，以上实施例仅用以说明本发明的技术方案，而非对其限制。尽管参照前述实施例对本发明进行了详细的说明，本领域的普通技术人员应当理解，其依然可以对前述各实施例所记载的技术方案进行修改，或者对其中部技术特征进行等同替换。而这些修改或者替换，并不使相应技术方案的本质脱离本发明各实施例的技术方案的范围。

Claims

1.一种计算超深井地层的破裂压力的方法，包括以下步骤：

f)根据下式计算所述超深井地层处的破裂压力P_f：

P_{f} = \frac{{3 σ}_{h} - σ_{H} + C_{1} S_{t} - α P_{p} - δ [\frac{α (1 - 2 μ)}{1 - μ} - φ {] P}_{p} - \frac{EBΔT}{1 - μ}}{1 - δ [\frac{α (1 - 2 μ)}{1 - μ} - φ]}

σ_H为水平最大主应力，单位为MPa；

σ_h为水平最小主应力，单位为MPa；

S_t为岩石抗张强度，单位为MPa；

μ为泊松比；

E为岩石弹性模量，单位为MPa；

P_p为地层压力，P_p＝pgh，单位为MPa，其中p为流体密度，单位为g/mm³，g为重力加速度，单位为N/Kg，h为地层深度，单位为m；；

δ为综合渗流系数，其中

K为渗流系数，为孔隙度，

B为热膨胀系数，单位为m/℃，

ΔT为温度差，单位为℃。

2.根据权利要求1所述的方法，其特征在于，所述超深井地层是碳酸盐岩超深井地层。

3.根据权利要求1或2所述的方法，其特征在于，所述室内实验包括岩石三轴压缩试验。

4.根据权利要求3所述的方法，其特征在于，所述静态岩石力学参数还包括岩石密度、抗拉强度、剪切强度和内摩擦角。

5.根据权利要求1所述的方法，其特征在于，在步骤a)中还进行地应力的大小和方向测定，其数据用于步骤d)中。

6.根据权利要求1到5中任一项所述的方法，其特征在于，所述室内实验还包括通过波速各向异性法和粘滞剩磁法确定地应力的方向，以及通过差应变法测试和计算分析得出地应力的大小。

7.根据权利要求1到5中任一项所述的方法，其特征在于，利用应力反分析方法来建立地应力反演模型。