喻 建，楊 孝，李 斌，劉小靜，田建鋒

(1.中國石油 長慶油田分公司 油藏評價處，西安 710021； 2.西安石油大學 地球科學與工程學院，西安 710065)

致密油儲層可動流體飽和度計算方法
——以合水地區(qū)長7致密油儲層為例

喻 建1，楊 孝1，李 斌1，劉小靜1，田建鋒2

(1.中國石油 長慶油田分公司 油藏評價處，西安 710021； 2.西安石油大學 地球科學與工程學院，西安 710065)

致密油儲層可動流體飽和度是評價致密油潛力的關(guān)鍵因素之一。核磁共振技術(shù)可以獲得準確的可動流體飽和度，但因其成本較高、周期較長，應用的普遍性受到限制。核磁共振、恒速壓汞和高壓壓汞的實驗原理表明，T2譜、恒速壓汞曲線和高壓壓汞曲線均是巖石孔隙結(jié)構(gòu)的反映，他們之間具有內(nèi)在的一致性。相同樣品的核磁共振和恒速壓汞測試結(jié)果表明，致密油儲層可動流體飽和度與恒速壓汞總進汞飽和度相關(guān)性極強，可通過恒速壓汞總進汞飽和度參數(shù)計算致密油儲層的可動流體飽和度，而高壓壓汞7.0 MPa時的進汞飽和度與恒速壓汞總進汞飽和度相同，從而提出了利用高壓壓汞資料計算致密油可動流體飽和度的方法。計算結(jié)果表明，合水地區(qū)致密油儲層可動流體飽和度較高，以Ⅲ類和Ⅳ類儲層為主，其次為Ⅱ類儲層。

可動流體飽和度；孔隙結(jié)構(gòu)；核磁共振；恒速壓汞；高壓壓汞；致密油；合水地區(qū)

致密油作為重要的非常規(guī)資源，將是我國未來重要的石油接替資源[1-2]。非常規(guī)油氣研究的靈魂是儲層，目標是回答儲集了多少油氣[3]；在一定的開采技術(shù)條件下，所儲油氣多少能被開采出來，則主要受儲層可動流體飽和度控制，因此可動流體飽和度是致密油儲層評價的關(guān)鍵參數(shù)之一。

核磁共振實驗是獲取儲層可動流體飽和度的有效方法，是儲層評價的重要手段。核磁共振測試本身速度快、成本較低，但是，測試前樣品的處理周期長、成本較高，導致其應用的普遍性受到限制。

為此，姜來澤[4]、王道富[5]、王瑞飛[6]、高輝[7]、王為民[8]、李太偉[9]等對不同地區(qū)儲層進行了可動流體飽和度與孔、滲相關(guān)性的分析，發(fā)現(xiàn)隨著儲層物性變差，可動流體飽和度與孔、滲的相關(guān)性變差，特別是滲透率小于1×10-3μm2的儲層，可動流體飽和度與孔滲相關(guān)性很差，像頁巖氣這樣致密的儲層，可動流體飽和度與孔、滲無明顯相關(guān)性[9-12]。致密油儲層覆壓基質(zhì)滲透率小于0.1×10-3μm2[1-3]，對應的常規(guī)空氣法測的滲透率不超過1.0×10-3μm2，因此無法通過孔、滲資料有效預測致密油的可動流體飽和度。本文以合水地區(qū)長7致密油儲層為例，從核磁共振、恒速壓汞和高壓壓汞原理出發(fā)，建立了利用簡單易得的高壓壓汞參數(shù)計算儲層可動流體飽和度的方法。

1 可動流體飽和度的測定及控制因素

1.1 可動流體飽和度的測定

核磁共振巖心分析法：核磁共振巖心分析法是確定可動流體飽和度最準確、可靠的方法。核磁共振技術(shù)利用氫原子核自身的磁性及其與外加磁場相互作用的原理，通過測量巖石孔隙流體中氫核核磁共振弛豫信號的幅度和弛豫速率建立T2譜，來研究巖石孔隙結(jié)構(gòu)的技術(shù)[8,13-14]。單位樣品核磁共振信號的強弱對應于樣品孔隙流體總量，而T2弛豫時間的長短主要取決于巖石表面對孔隙流體作用力的強弱[15]；孔隙越小，氫核與孔壁的碰撞機率越大[14]，T2弛豫時間越短，反之越長，即T2弛豫時間與儲層孔、喉半徑對應?？梢姡舜殴舱馮2譜反映的是儲層孔、喉半徑及對應孔、喉中流體體積的分布。從油層物理學可知，當孔隙半徑小到一定程度后，孔隙中的流體將被毛管力或粘滯力所束縛而無法流動，因此在T2譜上就存在一個界限，當孔隙流體的T2弛豫時間小于某一值(T2截止值)時，流體為不可動流體，反之為可動流體。核磁共振巖心分析技術(shù)通過對比模擬地層水飽和時樣品的T2譜和離心處理后的T2譜，確定該樣品的T2截止值，計算可動流體飽和度。

核磁共振測井：核磁共振測井與核磁共振巖心分析原理一樣，也是通過核磁共振技術(shù)獲取T2譜，再根據(jù)T2截止值計算可動流體飽和度，不同地層常具有不同的T2截止值，該值通過室內(nèi)核磁共振巖心分析確定。

1.2 影響可動流體飽和度的因素

確定可動流體飽和度的影響因素，是深入研究可動流體飽和度的前提。近年來大量研究表明，儲層可動流體飽和度主要受黏土礦物充填程度、次生孔隙的發(fā)育、微裂縫等幾個因素控制[5-8]；也有部分學者認為儲層物性是影響可動流體飽和度的一個因素。但是大量實例證明[6-8]，在儲層滲透率小于1×10-3μm2時，物性與可動流體飽和度相關(guān)性極差，因為孔、滲僅是儲層孔隙結(jié)構(gòu)的一種宏觀表達，它與可動流體飽和度屬于同一層次的儲層固有屬性[16]，均受孔隙結(jié)構(gòu)控制，兩者之間不存在必然的因果關(guān)系。

黏土礦物充填程度：黏土的存在，一方面使得儲層的孔喉表面極為粗糙，大大增加了儲層比表面，使儲層孔喉表面與流體間的相互作用增強，導致分布在孔隙壁面上的束縛流體含量很大[17]；另一方面，黏土礦物充填導致孔隙半徑減小或喉道變細、曲折迂回甚至消失[7]，增加了微孔隙數(shù)量，導致可動流體飽和度降低。

微裂縫：微裂縫不但本身具有較高的可動流體量，還能夠溝通孔隙，增加基質(zhì)孔隙的可動流體量[8,18]，在微裂縫發(fā)育區(qū)，可動流體飽和度常異常高。如合水地區(qū)Zh40井區(qū)Zh86-20井1 718.80～1 719.01 m處，微裂縫發(fā)育良好，其基質(zhì)滲透率僅為0.04×10-3μm2，孔隙度也只有4.37%，但可動流體飽和度卻高達55.21%[8]。

次生孔隙的發(fā)育：次生孔隙的發(fā)育可增加孔隙的連通性，為孔隙間提供更多的滲流通道，改善特低滲透砂巖儲層的滲流能力，從而提高可動流體含量[5,7]。

可動流體飽和度是指被模擬地層水飽和后，在一定的離心力作用下(200 psi)，可流出流體占總流體的百分數(shù)；不能流出的部分為束縛流體飽和度，主要受毛細管力和巖石顆粒表面的吸附作用控制。毛細管壓力約束的流體量直接由孔隙結(jié)構(gòu)確定，除黏土礦物因比表面大、帶表面電荷而吸附能力強以外，常見巖石顆粒表面吸附能力相似且弱，因此黏土礦物含量及其分布是控制可動流體飽和度的另一個因素。熊偉[19]通過對西峰長8和大慶外圍扶楊低滲油藏儲層物性與可動流體飽和度研究進一步證實，對于特定儲層，可動流體飽和度主要受孔隙結(jié)構(gòu)和黏土礦物含量控制。像墨西哥灣低阻砂巖那些黏土礦物含量較低的砂巖儲層，孔隙結(jié)構(gòu)是控制可動流體飽和度最主要的因素[20]。前面提到的微裂縫和次生孔隙的發(fā)育均是直接影響孔隙結(jié)構(gòu)的因素，從而間接控制可動流體飽和度。黏土礦物的發(fā)育一方面通過影響孔隙結(jié)構(gòu)間接控制可動流體飽和度，像伊利石這種黏土礦物對儲層孔隙結(jié)構(gòu)的影響尤為明顯；另一方面通過吸附流體直接影響可動流體飽和度。由此可見，影響可動流體飽和度的直接因素只有孔隙結(jié)構(gòu)和黏土礦物含量2個因素，且以孔隙結(jié)構(gòu)為絕對主要因素。

2 壓汞計算可動流體飽和度的原理

恒速壓汞和常規(guī)壓汞是研究孔隙結(jié)構(gòu)的2種主要方法，實驗的基本原理相同，均以非潤濕相汞作為驅(qū)替流體來測量毛管壓力[21]。常規(guī)壓汞法以毛細管束模型為基礎(chǔ)，假設多孔介質(zhì)由直徑大小不同的毛細管束組成；恒速壓汞假設多孔介質(zhì)由直徑大小不同的喉道和孔隙構(gòu)成[22]。因此恒速壓汞較之普通壓汞的優(yōu)點在于它能準確直接測量孔隙和喉道的大小及分布，而普通壓汞技術(shù)則是通過壓汞曲線求得孔喉的籠統(tǒng)信息[23]。恒速壓汞和高壓壓汞曲線均是對孔隙結(jié)構(gòu)的綜合反映，核磁共振T2譜也與孔隙結(jié)構(gòu)直接相關(guān)[24-28]，它們?nèi)咧g存在內(nèi)在的相關(guān)性，許多學者還提出了利用T2譜建立壓汞曲線的方法[20,24-26,28-29]。由于可動流體飽和度可由T2譜計算得到，且主要控制因素為孔隙結(jié)構(gòu)，因此與壓汞曲線必然存在密不可分的關(guān)系。

鄂爾多斯盆地古生界石盒子組和中生界延長組低滲儲層研究實例表明，主要壓汞參數(shù)與可動流體飽和度具有很好的相關(guān)性[6,13,30-31]。但少有人開展致密油儲層可動流體飽和度與壓汞參數(shù)的關(guān)系研究，為此，本次選取了鄂爾多斯盆地合水地區(qū)長7致密油的8個樣品進行核磁共振和恒速壓汞分析。結(jié)果表明可動流體飽和度與孔隙度、平均孔隙半徑及喉道進汞飽和度之間沒有明顯的相關(guān)性(圖1a,圖2a,h)，與滲透率、平均喉道、平均孔喉比、微觀均質(zhì)系數(shù)相關(guān)性差(圖1b,圖2b,d,e)，與主流喉道半徑和孔隙進汞飽和度相關(guān)性較好(圖2c,j)，與中值壓力、閾壓和總進汞飽和度的相關(guān)性十分好(圖2f,g,i)，因此可以根據(jù)可動流體飽和度與中值壓力、閾壓和總進汞飽和度的擬合公式來計算可動流體飽和度。由于只有物性相對較好的致密油儲層進汞飽和度才能超過50%，故利用中值壓力計算可動流體飽和度存在明顯的缺陷；而恒速壓汞(包括高壓壓汞)的閾壓易受測試樣品切面形態(tài)影響而產(chǎn)生麻皮效應，影響可動流體飽和度的計算精度，因此只有恒速壓汞總進汞飽和度是計算可動流體飽和度的理想?yún)?shù)。合水地區(qū)長7致密可動流體飽和度的計算公式為：

SD=5.486 7e0.037 5SHg

式中：SD為計算可動流體飽和度；SHg為恒速壓汞總進汞飽和度。

但是，由于恒速壓汞成本高、實驗周期長，直接利用恒速壓汞總進汞飽和度計算可動流體飽和度的做法得不償失。高壓壓汞與恒速壓汞測試原理相同，高壓壓汞雖然不能像恒速壓汞一樣將喉道與孔隙區(qū)分開來，但是高壓壓汞曲線包含了恒速壓汞總進汞曲線。何順利[22]通過平行樣恒速壓汞和高壓壓汞曲線對比分析發(fā)現(xiàn)，相同壓力條件下，由于高壓壓汞實驗速度較快，存在一定的滯后效應，高壓壓汞進汞飽和度相對略低，即要獲得與恒速壓汞相同的進汞飽和度，需要相對更高的壓力(高0.5～1 MPa)[22]。恒速壓汞的最高壓力為6.2 MPa，考慮到高壓壓汞的滯后效應和對應高壓壓汞飽和度的易讀取性，建議取高壓壓汞7.0 MPa時的進汞飽和度代替恒速壓汞總進汞飽和度，即合水地區(qū)長7致密油儲層可動流體飽和度的計算公式為：

SD=5.486 7e0.037 5SHg7

式中：SHg7為高壓壓汞7.0 MPa時的進汞飽和度。

3 可動流體飽和度計算及其特征

依據(jù)相同樣品的恒速壓汞和核磁共振測試結(jié)果，建立可動流體飽和度與恒速壓汞總進汞飽和度的關(guān)系，擬合可動流體飽和度計算公式，讀取高壓壓汞7.0 MPa時的進汞飽和度，代入擬合得到的公式，來計算不同井的可動流體飽和度。合水地區(qū)長7致密油儲層66個樣品可動流體飽和度計算結(jié)果表明，最小可動流體飽和度為21.6%，最高為67.1%，平均40.2%；計算的可動流體飽和度與孔隙度和滲透率相關(guān)性差，與高壓壓汞中值壓力和排驅(qū)壓力相關(guān)性較好(圖3)，這與前面可動流體飽和度與壓汞參數(shù)相關(guān)性的認識一致。根據(jù)國內(nèi)外油氣田開發(fā)生產(chǎn)的經(jīng)驗，如果僅以可動流體飽和度高低為標準，可以將儲層劃分為5類[32](表1)，合水地區(qū)Ⅰ類儲層占1.5%，Ⅱ類儲層18.2%，Ⅲ類儲層47.0%，Ⅳ類儲層33.3%；主要為Ⅲ類和Ⅳ類儲層，其次為Ⅱ類儲層(圖4)。

圖1 合水地區(qū)長7致密油儲層物性與可動流體飽和度相關(guān)關(guān)系

圖2 合水地區(qū)長7致密油可動流體飽和度與恒速壓汞主要參數(shù)相關(guān)關(guān)系

圖3 計算可動流體飽和度與高壓壓汞參數(shù)關(guān)系

可動流體飽和度/%儲層分類>65Ⅰ(好)50～65Ⅱ(較好)35～50Ⅲ(中等)20～35Ⅳ(較差)<20Ⅴ(很差)

圖4 合水地區(qū)長7致密油儲層計算可動流體飽和度分布

4 結(jié)論

(1)致密油儲層可動流體飽和度是致密油評價的關(guān)鍵參數(shù)之一，與孔隙度、滲透率相關(guān)性差,主要受孔隙結(jié)構(gòu)控制。

(2)核磁共振T2譜、恒速壓汞曲線和高壓壓汞曲線均是孔隙結(jié)構(gòu)的反映，具有內(nèi)在的一致性。依據(jù)可動流體飽和度與恒速壓汞總進汞壓力極強的相關(guān)性，建立了利用恒速壓汞總進汞飽和度計算可動流體飽和度的公式；并依據(jù)恒速壓汞與高壓壓汞的關(guān)系，提出了利用高壓壓汞7.0 MPa時進汞飽和度計算可動流體飽和度的方法。

(3)依據(jù)提出的可動流體飽和度計算方法，預測了合水地區(qū)長7致密油儲層的可動流體飽和度，結(jié)果表明平均可動流體飽和度為40.2%，主要為Ⅲ類和Ⅳ類儲層，其次為Ⅱ類儲層。

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(編輯 徐文明)

A method of determining movable fluid saturation of tight oil reservoirs: A case study of tight oil reservoirs in seventh member of Yanchang Formation in Heshui area

Yu Jian1, Yang Xiao1, Li Bin1, Liu Xiaojing1, Tian Jianfeng2

(1.ReservoirEvaluationOffice,PetroChinaChangqingOilfieldCompany,Xi’an,Shaanxi710021,China; 2.SchoolofEarthSciencesandEngineering,Xi’anShiyouUniversity,Xi’an,Shaanxi710065,China)

The movable fluid saturation is one of the key factors in tight oil evaluation, and can be tested accurately by nuclear magnetic resonance (NMR) technology. The high cost and long cycle prohibited the widespread use of NMR technology to determine movable fluid saturation. The testing principles of NMR, constant-speed mercury injection and high-pressure mercury injection indicated that the relaxation time distributions, constant-speed mercury injection curves and high-pressure mercury injection curves are the reflections of pore structures and have the ingenerate consistency. The movable fluid saturations and total mercury saturations of the same samples were tested by NMR and constant-speed mercury injection respectively. Correlation between the movable fluid saturation and the total mercury saturation was closely strong. The movable fluid saturation can be calculated from total mercury saturation. Considering the similarity between total mercury saturation of constant-speed mercury injection and mercury saturation at 7.0 MPa of high-pressure mercury injection, a method to determine movable fluid saturation of tight oil reservoirs was proposed based on high-pressure mercury injection data. The calculation results indicated that the tight oil reservoirs, with high movable fluid saturation, are mainly type-Ⅲ and type-Ⅳ reservoirs, followed by type-Ⅱreservoir.

movable fluid saturation; pore structure; NMR; constant-speed mercury injection; high-pressure mercury injection; tight oil; Heshui area

1001-6112(2014)06-0767-06

10.11781/sysydz201406767

2013-06-01；

2014-10-09。

喻建(1965—)，男，博士，高級工程師，從事盆地油氣地質(zhì)綜合研究工作。E-mail: yj_cq@petrochina.com.cn。

國家自然科學基金項目(41202105) 資助。

TE122.2+21

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