渤海油田过断层井段井壁稳定性分析

耿立军，林 海，刘海龙，李 进，唐启胜

(中海石油(中国)有限公司天津分公司，天津 300459)

断裂是油气成藏最重要的因素之一[1-6]。渤海油田主要发育伸展断裂和走滑断裂，局部地区发育反转断裂[7-9]。国内外部分学者研究了地质断层构造对地应力场的影响，并建立了相应的计算模型[10-13]，也有一些学者进行了断层对地应力场影响的有限元研究，并从力学机理角度进行了解释[14-16]。首先，受断裂影响，断层附近与区域地应力场差异较大，以区域应力场分析井壁稳定必然带来误差。其次，传统模型[17]认为过断层段漏失压力等于最小水平主应力，过断层井段的坍塌压力依然采取常规模型计算[18]。实际上，漏失压力与断层走向和倾角相关，不能以等于最小水平主应力一概而论。而坍塌应该以发生岩石基质剪切破坏和断层面发生错动为判别标准。基于以上考虑，该文创新性建立了过断层井段坍塌和漏失压力计算新模型，在此基础上对渤海油田A井过断层段井壁进行稳定分析。研究结果对渤海过断层井段安全钻井具有较好的指导意义，可为过断层井眼轨迹设计提供理论参考。

1 过断层地应力场预测

现有的地应力预测方法不一[19]，基本都是预测断层形成之前的区域应力场，大都未考虑断层对局部地应力场造成的影响。Anderson依据3个主地应力的相对大小将地层分为正断层、逆断层和走滑断层3类[20]。该文以正断层为例进行分析，正断层主应力分布如图1所示。正断层形成之前垂向应力即上覆岩层压力，σ1=σv。最小水平主应力垂直于断层迹线，σ3=σh。最小水平主应力由水平构造应力、垂向应力的水平应力分量和地层孔隙压力产生的水平应力3部分组成。根据Mohr-Coulomb准则，正断层即将活动时，有[13]:

图1 正断层主应力分布Fig.1 Main stress distribution of normal fault

σ1=σ3tan2α+UCS+Pp(1-tan2α)

(1)

其中:α为断裂面法向与最大主应力的夹角，(°)；Pp为孔隙压力，MPa；UCS为单轴抗压强度，MPa。

令Ka为最小主应力和最大主应力的比值，可表示为:

(2)

图2 应力分解图Fig.2 Stress decomposition diagram

(3)

其中:f为地层沿断层断面滑动时的摩擦系数，f=tanφ，φ为断面摩擦角，(°)。

令Kb为水平应力和垂向应力的比值，根据式(3)有[13]:

(4)

(5)

为研究断层活动停止前后水平应力的变化情况，以文献[12]中正断层具体参数为例进行计算分析，孔隙压力Pp为正常压力，10 MPa，选取不同α和φ求取K的变化规律，如图3所示。

图3 K与断面摩擦角、倾角变化规律Fig.3 Change rule of K,friction angle and inclination angle of cross section

从计算结果可知，正断层活动后水平应力增加，增加值与断层倾角和断面摩擦角有关。水平应力随断层倾角增大、断面摩擦角减小而增大。因此说明断层停止活动后，原本垂直于断面迹线的最小水平应力可能会超过原本平行于断面迹线的最大水平应力，成为中间主应力或者最大主应力，原来的中间主应力则变为新的最小主应力。而这3个主应力的相互变化也必然会导致井壁稳定性(坍塌和漏失压力值)的变化，断层对井眼井壁稳定性的影响在后文进行进一步研究。

2 过断层井段漏失和坍塌压力新模型

当钻井过程实施后，钻井液液柱压力代替岩石对井壁的支撑作用，岩石坍塌破坏应该分为岩石基质剪切破坏和断层面滑移错动两种。基质剪切破坏可由摩尔库伦准则求取，以剪切破坏指数Kc表示，具体表达式如式(6)所示，其值大于1表示岩石本体发生坍塌。断层发生剪切错动可能会导致更为严重的井壁垮塌，断层错动可由断层面剪切滑移准则来求取，引入断层剪切指数Kd[21]，具体表达式如式(7)所示，其值大于1表示断层面发生剪切错动。

(6)

(7)

其中:C0为基体粘聚力，MPa；φ′为基质内摩擦角，(°)。σN为断层法向应力，MPa；τN为断面切向应力，MPa；Cw为断层面粘聚力，MPa。

过断层井段坍塌压力应该取基质剪切破坏指数和断层剪切指数的较大值，Pt=max{Kc，Kd}。

断层面法向应力σN和切向应力τN可通过几何方法来求解[22]，引入井眼坐标系(xb，yb，zb)下全应力P，在坐标轴方向的向量分别用Px，Py，Pz表示，如图4所示。任取一个斜面当作断层面，对斜面上一点进行应力分析，断层面正应力和切应力可分别表示为式(8)和式(9):

图4 井眼坐标系下任意斜面上一点的应力Fig.4 Stress at a point on any slope in BCS

σN=lPx+mPy+nPz

(8)

(9)

其中:l，m，n为断层面外法线单位向量在井眼坐标系下的方向余弦，可以通过坐标转换方法求取[23-24]。

笔者认为，断面正应力是断层封闭性的一个重要影响因素，当流体压力大于或等于断面正应力时，断层开启成为流体漏失的通道，所以定义漏失压力等于断层封闭系数Ke。Ke为断层面所受正应力与流体压力的比值[21]，当Ke>1时，断层呈封闭状态，Ke越大，封闭程度越高；当Ke≤1时，断层开启。最小主应力漏失模型只是该文漏失模型的特例，只有断层面垂直于最小水平地应力才相同。

(10)

式中:σN为断层面法向应力；Pw为井底流体压力，MPa。

3 实例分析

BZ19-6气田A井为渤海渤中区块一口中深层探井，完钻层位为太古界潜山，根据BZ19-6-A井地震资料分析，该井预测4 090～4 290 m处钻遇高倾角断层。该井在沙河街组钻井期间，地层存在异常高压，使用PEM钻井液体系，现场返出少量硬脆泥页岩坍塌掉块。BZ19-6-A井基础参数如表1所示。

表1 BZ19-6-A井基础参数Table 1 Fundamental parameters of well BZ19-6-A

结合该井测井资料和钻井资料，采用新模型对该井过断层段漏失压力和坍塌压力进行计算分析。

首先分别对该井断层产生前、产生时和稳定后的地应力场进行分析，图5a为计算结果。计算结果表明，断层产生前为原始区域地应力场，断层产生时假设垂直应力不变，受地质构造运动拉张作用，最小主应力降低，直到引起断层剪切缝，上下盘错动导致正断层的出现，最小主应力垂直于断层迹线，此时断层尚未达到稳定。断层要重新达到稳定，垂直于断层迹线的水平应力需不断上升，直到它足以使上盘滑动停止。从图5a同时可以看出，断层稳定后，在个别井深条件下垂直于断层迹线的水平应力可能会超过原始的水平最大地应力而变为中间主应力。因此，原始的水平最大地应力、原始的上覆岩层压力、垂直于断层迹线的水平应力重新构成了3个主应力，形成断层局部地应力场。这种地应力场的变化过程必然会导致钻井过程中井壁稳定性的差异。

图5 BZ19-6气田A井井壁稳定分析Fig.5 Borehole stability analysis of well A in BZ19-6 gas field

其次，利用该文新模型对井眼漏失压力和坍塌压力进行了计算，计算结果如图5b所示。该文模型与常规模型对比情况见表2所示。从计算结果可以看出:相比于常规计算模型，同时考虑岩石本体基质坍塌和断层滑移错动时，坍塌压力增大，坍塌风险增高，坍塌压力分别为1.18 g/cm3和1.53 g/cm3。现场使用钻井液密度高于常规模型计算的坍塌压力值，却低于该文模型得到的坍塌压力值，但现场依然发现轻微的掉块，更好地验证了新模型在计算过断层井段坍塌压力的可靠性。采用该文计算模型计算的漏失压力也比常规模型更大，漏失压力分别为1.85 g/cm3和2.02 g/cm3，计算结果与断层面产状有直接关系，该井是由于断层面法向应力比最小水平地应力更大导致的。该井在过断层现场钻井作业中未发生漏失现象。

表2 坍塌与漏失压力计算结果对比Table 2 Comparison of calculation results of collapse and leakage pressure

4 结论

1)受断裂影响，断层附近与区域地应力场差异较大，以区域应力场分析井壁稳定必然带来误差。正断层活动后水平应力增加，增加值与断层倾角和断面摩擦角有关。水平应力随断层倾角增大、断面摩擦角减小而增大。

2)新模型漏失压力等于断层面所受正应力，坍塌压力等于井壁基质坍塌和断层发生剪切错动时对应井底压力的较大值。

3)对现场一口实例井进行计算，分析断裂对局部应力场的变化规律和对过断层井段漏失压力和坍塌压力的影响规律。相比于常规计算模型，同时考虑岩石本体基质坍塌和断层滑移错动时，坍塌风险增高，坍塌压力分别为1.18 g/cm3和1.53 g/cm3。漏失压力分别为1.85 g/cm3和2.02 g/cm3，计算结果与断层面产状有直接关系。以现场钻井工程现象进行验证，新模型具有较强的创新性，对过断层井段安全钻井具有较好的理论指导意义。