2018, Vol. 30
2. 长江大学 地球物理与石油资源学院, 武汉 430100;
3. 中国石油塔里木油田分公司 勘探开发研究院, 新疆 库尔勒 841008
2. College of Geophysics and Petroleum Resources, Yangtze University, Wuhan 430100, China;
3. Research Institute of Exploration and Development, PetroChina Tarim Oilfield Company, Korla 841008, Xinjiang, China
塔里木盆地克深地区发育的裂缝性致密砂岩储层的岩石基质孔隙度和渗透率均较低，裂缝是重要的油气产出通道。裂缝性致密砂岩储层含气饱和度计算的准确性取决于岩石电阻率测量值的可靠程度，而岩石电阻率的测量值又受控于裂缝的导电性、产状、宽度和密度等参数。因此，研究裂缝对岩石电阻率测量值的影响是正确建立致密砂岩储层含气饱和度计算公式的基础。
目前主要通过数值模拟[1]和岩电实验[2]2种方法研究裂缝对岩石电阻率测量值的影响。其中，数值模拟又存在2种研究思路：一是将裂缝性地层近似看作电阻率各向异性地层，从而提出裂缝性地层的电导率张量计算公式及双侧向视电阻率计算公式[3-5]；二是将裂缝面看作层界面[6-9]，并对地层中的电流场进行数值模拟。这些模拟结果的理论依据充分、可信度高，但计算量过大，通常只适合描述单条或少数几条裂缝对仪器视电阻率的影响，难以描述裂缝性储层中大量裂缝的影响，因而无法建立裂缝密度与视电阻率的关系式。岩电实验可以通过改变岩心的几何尺寸来控制等效裂缝的密度、宽度和倾角等，且实验结果与测井仪器的电阻率响应特征相似[10-11]，因此，可以通过岩电实验来研究裂缝对岩石电阻率测量值的影响[11-13]。虽然岩电实验测量的岩石电阻率精度较高，但由于受岩心加工工艺和岩石内部电流场测量局限性的影响，难以估算任意裂缝倾角对岩石电阻率测量值的影响。事实上，裂缝倾角与裂缝导电性的共同作用才使得岩心中的电流线弯曲，这种共同作用的过程及其对岩石电阻率测量值的影响方式可以通过数值模拟来实现。
本次研究采用有限元法对岩电实验过程中岩石内电流场的分布特征进行数值模拟，估算并预测裂缝的导电性、倾角、宽度和密度等对岩石电阻率测量值的影响，提出一个适用于裂缝性致密砂岩的归一化岩石电阻率公式，用以消除裂缝的产状、宽度和密度等对电阻率测量值造成的影响。以塔里木盆地克深地区裂缝性致密砂岩地层的实测电阻率资料为例，利用归一化岩石电阻率公式对常用的计算裂缝性储层含气饱和度的双重孔隙介质模型进行了改进，以期分别求取岩石基质及裂缝内流体的电阻率，计算裂缝和岩石基质中的含气饱和度。
1 岩电实验中电阻率测量值的数值模拟岩电实验的具体步骤是：将两端磨平且具有裂缝的岩心置于一对电压恒定的平行板电极之间(图 1)，通过测量流过岩心的电流大小测量岩石电阻率，并将其记作Rt。当θ= 0°时，岩石电阻率的测量值可用并联电路电阻公式计算；当θ = 90°时，岩石电阻率的测量值可用串联电路电阻公式计算[11]；当0° < θ < 90°时，需要用数值模拟的方法计算岩石电阻率的测量值。本次研究根据岩电实验设计相应的有限元数值模拟计算模型，求取裂缝具有不同导电性、宽度、密度和倾角时的岩石电阻率Rt。
|
下载eps/tif图 图 1 岩电实验装置示意图 Fig. 1 Sketch of rock resistivity experiment equipment |
有限元数值模拟计算模型根据图 1建立。图中2个蓝色平面表示电极板，其间的长方体为岩心，岩心中的加粗黑线表示裂缝。以岩心的几何中心为坐标原点，建立右手直角坐标系，其中xoy平面平行于电极板，x轴与图中的阴影面平行。岩心的横截面边长为D，高为H，裂缝宽度为h。裂缝的2个相互平行的表面分别记作∑1和∑2，∑1与∑2平行，∑1与z轴的夹角即为裂缝倾角θ。岩石基质和裂缝中流体的电阻率分别为Rb、Rf。电极间的电压为1 V。岩心四周绝缘。
1.2 岩石电阻率测量值数值模拟采用有限元法对岩电实验过程中岩心内的电流场分布状况进行数值模拟时，先求取流过岩心横截面的电流，然后再用电阻率公式求取岩石电阻率。
岩心内的电流场满足恒定电流方程[14]，与之相应的变分问题即为求取泛函[15]的极值
| $ J\left[u \right]=\frac{1}{2}\iiint\limits_{\Omega }{\left[\nabla u\cdot \left( \sigma +i\omega {{\varepsilon }_{0}}{{\varepsilon }_{\text{r}}} \right)\nabla u \right]}\text{d}~\mathit{ x}\ \text{d}\ \mathit{y}\ \text{d}\ \mathit{z} $ | (1) |
式中：u为电势分布函数，V；σ为介质的电导率，S；∇为拉普拉斯算子，m-1；ω为交流电角频率rad·s-1；ε0为真空介电常数，F·m-1；εr为岩石相对介电常数；i为虚数单位；Ω为岩心占据的长方体区域。
有限元法数值模拟最重要的步骤是网格剖分和刚度矩阵安装。其中常用的网格剖分算法是Delaunay三角化[16]。由于岩电实验中岩石的裂缝区域很小，采用Delaunay三角化算法进行数值模拟网格剖分时，将产生大量的网格单元，计算量巨大。为了解决这一难题，本次研究对裂缝区域使用网格扫掠和局部细分法[16]进行网格剖分，既可以保证计算精度，又能大大减少网格单元的数量，降低计算量。
岩石电阻率的求取相对简单，将电极两端的电压和总电流的复数模代入电阻率计算公式即可得到岩石电阻率
| $ {R_{\rm{t}}} = r\frac{{{S_{截面}}}}{L} = \frac{{u\left| {_{z = H}{D^2}} \right.}}{{\left| I \right|H}} $ | (2) |
式中：Rt为岩石电阻率，Ω·m；r为岩心的电阻，Ω；S截面为岩心的横截面积，m2；L为电极间距离，m；D为岩石横截面边长，m；H为岩石的高，m；|I|为电流的复数模，A。可以用三角等参单元数值积分法求取|I|。
2 岩电实验实测电阻率与数值模拟电阻率对比为检测有限元法数值模拟结果的可靠性，用岩电实验实测岩石电阻率与数值模拟计算的岩石电阻率进行对比。
岩电实验采用从塔里木盆地克深地区致密砂岩储层中采集到的岩心作为样品。岩心加工过程如下：先采用真空抽注的方法，使岩心孔隙中充满矿化度为0.18的盐水(20 ℃时的电阻率为0.049 Ω· m)；再沿着过岩心几何中心且与z轴成θ角的直线对岩心进行切割，形成“裂缝”；最后将裂缝四周用胶带密封，密封过程中向裂缝内补充适量的盐水。
根据裂缝宽度hf、岩石基质电阻率Rb、岩石基质孔隙度及岩心几何形状等的不同，将岩心分为7组(表 1)。
|
下载CSV 表 1 岩心数据表 Table 1 Rock core data |
数值模拟程序中设定的各种参数与岩电实验的参数一致(表 1)。图 2为岩电实验测量电阻率和数值模拟计算电阻率的对比图。图 2中横坐标为裂缝倾角θ，纵坐标为岩石电阻率Rt，实验测量的岩石电阻率用数据点表示，数值模拟计算的岩石电阻率用实线表示。岩心有2种几何规格，图 2(a)和图 2(b)均为5 cm×5 cm×5 cm，图 2(c)为5 cm× 5 cm×10 cm。
|
下载eps/tif图 图 2 岩电实验测量结果与数值模拟计算结果对比图 Fig. 2 Comparison of experimental and numerical simulation results of rock resistivity test |
从图 2可以看出，第7组岩电实验结果与数值模拟计算结果误差最大。这是因为裂缝倾角为40°的那块岩心的岩石基质的孔隙度和渗透率均很低，浸入盐水之后也未能均匀饱和，对岩心内的电流场造成了难以预知的干扰。整体来看，在裂缝倾角和宽度相同的条件下，岩电实验结果与数值模拟计算结果基本一致，表明数值模拟计算结果准确可靠。因此，本次研究将数值模拟计算结果作为建立岩石电阻率与裂缝的导电性、倾角、宽度及密度等参数之间关系式的基础。
3 归一化岩石电阻率利用数值模拟计算出的不同裂缝参数条件下的岩石电阻率绘制归一化的岩石电阻率图版，推导出归一化的岩石电阻率计算公式，用以表征岩石电阻率与裂缝的导电性、倾角、宽度及密度等参数之间的关系。
3.1 归一化岩石电阻率图版归一化岩石电阻率是指当岩石基质电阻率Rb为1、裂缝电阻率Rf与岩石基质电阻率Rb的比值为η时，岩电实验测量出的岩石电阻率。相当于含裂缝的岩石电阻率测量值Rt与无裂缝时的岩石电阻率Rb的比值，是一个无因次量。
数值模拟计算程序中，将岩石基质电阻率Rb设定为1，裂缝电阻率Rf设定为η。模拟结果如图 3所示。其中，横坐标为裂缝倾角θ，纵坐标为归一化的岩石电阻率。图 3(a)~(d)中的岩心规格均为5 cm×5 cm×5 cm，图 3(e)~(f)中的岩心规格均为5 cm×5 cm×10 cm。η > 1，即Rf > Rb时，称为高阻缝，η < 1，即Rf < Rb时，称为低阻缝。
|
下载eps/tif图 图 3 归一化岩石电阻率图版 Fig. 3 Normalized rock resistivity |
从图 3中可以看出，岩石电阻率与裂缝之间的关系存在以下规律：①裂缝宽度相同时，归一化岩石电阻率随裂缝倾角的增大而增大，但在0°和90°附近，增大幅度趋于0。②裂缝倾角和宽度均相同时，归一化岩石电阻率随裂缝中流体电阻率的增大而增大。③归一化岩石电阻率随裂缝倾角变化而变化的规律还与岩心的几何形状存在一定的关系。当裂缝倾角接近0°和90°时，归一化岩石电阻率随着裂缝倾角变化而变化的趋势逐渐减缓；在裂缝表面穿过岩心对角线时(假设此时的裂缝倾角为θ0)，归一化岩石电阻率随裂缝倾角变化而变化的速度最快。
产生上述规律③的主要原因是因为在裂缝倾角变化的过程中，裂缝在岩心内占据的体积分数发生了变化。θ < θ0时，电流线仅有部分穿过裂缝区域，裂缝对岩石电阻率测量值的影响较小，岩电实验所测电阻率偏低；θ>θ0时，电流线全部穿过裂缝区域，裂缝对岩石电阻率测量值的影响较大，岩电实验所测电阻率偏高。岩电实验所测电阻率与实际电阻率的偏差是由岩电实验的局限性造成的，与裂缝无关，可以通过校正进行消除。常用的校正方法是将θ < θ0时的岩石电阻率测量值略微增大，将θ >θ0时的岩石电阻率测量值略微减小，称为几何校正。
3.2 归一化岩石电阻率公式推导归一化岩石电阻率公式时，为保证x、y方向的等效裂缝密度相同，选取规格为5 cm×5 cm× 5 cm的岩心的电阻率数值模拟计算结果建立归一化岩石电阻率公式[参见图 3(a)~(d)]。同时，考虑到岩石电阻率与裂缝之间的关系以及岩石电阻率的计算结果需要进行几何校正的需求，本次研究利用三次Hermite插值法推导出了归一化岩石电阻率公式
| $ \left\{ \begin{array}{l} \frac{{{R_{\rm{t}}}}}{{{R_{\rm{b}}}}} = \frac{{\left( {{R_ \bot }-{R_{//}}} \right)}}{{-364\;500}}{\theta ^3} + \frac{{3\left( {{R_ \bot }-{R_{//}}} \right)}}{{8\;100}}{\theta ^2} + {R_{//}}\\ {R_{//}} = \frac{{\frac{D}{h}}}{{\left( {\frac{D}{h} - 1} \right) + \frac{{{R_{\rm{b}}}}}{{{R_{\rm{f}}}}}}} = \frac{1}{{1 - n\;h\left( {1 - \frac{{{R_{\rm{b}}}}}{{{R_{\rm{f}}}}}} \right)}}\\ {R_ \bot } = 1 - \frac{h}{D} + \frac{{{R_{\rm{f}}}}}{{{R_{\rm{b}}}}}\frac{h}{D} = 1 - n\;h\left( {1 - \frac{{{R_{\rm{f}}}}}{{{R_{\rm{b}}}}}} \right) \end{array} \right. $ | (3) |
式中：R∥为θ= 0°时的归一化岩石电阻率；R⊥为θ= 90°时的归一化岩石电阻率；n为裂缝密度，条/m；h为裂缝宽度，m；Rt为岩电实验中岩石电阻率的测量值，Ω·m；Rb为岩石基质电阻率，Ω·m；Rf为裂缝中流体的电阻率，Ω·m。归一化岩石电阻率公式的适用条件为：1/10 000≤Rf/Rb≤ 10 000。
将裂缝倾角θ、宽度h、密度n等参数代入式(3)，可得到岩石电阻率测量值Rt与岩石基质电阻率Rb及裂缝中流体电阻率Rf之间的关系式。若已知裂缝中流体的电阻率Rf，将Rf和实测电阻率Rf代入式(3)，则可求出岩石基质电阻率Rb，该值可用于计算岩石基质的含气饱和度；若已知岩石基质电阻率Rb，将Rb和实测电阻率Rt代入式(3)，则可求出裂缝中流体的电阻率Rf，该值可用于计算裂缝的含气饱和度。
4 含气饱和度计算裂缝性地层的含气饱和度常用双重孔隙介质模型[17-19]计算。由于该模型没有考虑裂缝的产状、宽度和密度等参数对电阻率测量值的影响，在塔里木盆地克深地区裂缝性致密砂岩储层含气饱和度预测中，应用效果不佳。利用归一化岩石电阻率公式[式(3)]对双重孔隙介质模型进行改进，可以消除裂缝的产状、宽度和密度等参数对电阻率测量值的影响，从而提高含气饱和度计算的准确性。
4.1 含气饱和度计算步骤计算裂缝内的含气饱和度时，可以根据混合介质导电模型[18-19]，首先建立裂缝中流体的电阻率Rf与裂缝中含水饱和度Swf之间的关系式
| $ {R_{\rm{f}}}\left( {{S_{{\rm{wf}}}}} \right) = {t^{\left( {1-{S_{{\rm{wf}}}}} \right)}}\frac{{{R_{\rm{w}}}}}{{{S_{{\rm{wf}}}}}} $ | (4) |
式中：Rw为地层水的电阻率，Ω·m；t为校正系数，表示电流在气泡之间传导路径的弯曲程度，取值1.5×103。
含气饱和度计算过程中所需测井数据如下：裂缝宽度h、裂缝密度n、裂缝倾角θ、泥浆电阻率Rm、地层水电阻率Rw、10英寸和90英寸阵列感应的视电阻率Rt10和Rt90。将仪器的实测电阻率看作岩石电阻率Rt，则Rt10和Rt90分别为冲洗带[11]和原状地层[11]的岩石电阻率。
计算含气饱和度Sgb和Sgf的具体步骤如下：
第1步：将式(3)转化为Rt与Rf和Rb的关系式。
从岩心资料中获得裂缝宽度h和裂缝密度n，从电阻率成像资料中拾取裂缝倾角θ，并将这几个参数代入式(3)，用以消除这些参数对实测电阻率Rt的影响。
第2步：利用式(3)计算饱含地层水时的岩石基质电阻率Rb0。
先用泥浆电阻率Rm和10英寸阵列感应视电阻率Rt10分别替换式(3)中的Rf和Rt，求出饱含泥浆滤液时的岩石基质电阻率Rbm；再将Rbm和地层水电阻率Rw代入阿尔奇公式[11]，求取饱含地层水时的岩石基质电阻率Rb0。
第3步：计算原状地层岩石基质的电阻率Rb和含气饱和度Sgb。
采用双重孔隙介质模型的岩石基质电阻率公式求取Rb，并将Rb0、Rb代入阿尔奇公式求取岩石基质含气饱和度Sgb。
第4步：利用式(3)计算裂缝中流体的电阻率Rf和含气饱和度Sgf。
用Rb和90英寸阵列感应电阻率Rt90分别替换式(3)中的Rb和Rt，求取裂缝中流体的电阻率Rf，将Rf代入式(4)计算裂缝中的含水饱和度Swf，从而求取裂缝中的含气饱和度Sgf。这样，总含气饱和度Sgt也随即确定。
4.2 应用效果分析采用改进的双重孔隙介质模型，计算塔里木盆地克深地区多口井中的裂缝性致密砂岩储层的含气饱和度，并将计算结果与传统双重孔隙介质模型计算的含气饱和度进行对比。分别以KS8-1井和KS12井为例，对应用效果进行分析。
KS8-1井和KS12井均位于库车坳陷克拉苏构造带的克深南区带。大量岩心资料表明，克深地区储层岩性多为粉砂岩和泥质砂岩，储层基质孔隙度为3.7%~12%，储层基质地层水渗透率为0.46~ 3.74 mD，岩石基质的束缚水饱和度普遍较高，可达85%。由于储层裂缝发育，裂缝中的气相渗透率远大于水相渗透率，天然气会大量聚积在裂缝中，使得裂缝中的含气饱和度偏高，达95%[20]。因此，即使岩石基质的含水饱和度较高，也能成为高产气层。克深地区流体划分标准如表 2所示。
|
|
下载CSV 表 2 克深地区流体划分标准 Table 2 Classification standard of fluid property in Keshen area |
图 4为KS8-1井含气饱和度的计算结果。试油井段为6 745.0~6 900.0 m，10 mm油嘴工作制度下日产气折合1 199 580 m3，试油结论为气层。从图 4中可以看出，6 780.0~6 814.0 m井段为试油井段内的储层发育段，按裂缝发育情况将该段储层自上而下分为4段，分别为6 780.0~6 785.0 m，6 785.0~6 795.0 m，6 795.0~6 803.0 m及6 803.0~ 6 814.0 m。其中，第1井段的平均裂缝倾角θ为75°，裂缝密度n为1.6条/m；第2井段的平均裂缝倾角θ为83°，裂缝密度n为2.1条/m；第3井段的平均裂缝倾角θ为88°，裂缝密度n为0.9条/m；第4井段的平均裂缝倾角θ为83°，裂缝密度n为0.5条/m。岩心资料表明，4个井段的平均裂缝宽度h为15 μm。
|
下载eps/tif图 图 4 KS8-1井含气饱和度计算结果 第1道为钻井取心岩性；第2道为孔隙度和泥质含量曲线组成的岩性填充图；第3道为孔隙度曲线；第4道为电阻率曲线（Rt90，Rt10）；第5道为原状地层中饱含地层水的岩石基质电阻率曲线（Rb 为原状地层的岩石基质电阻率，Rb0_1为由式（3）计算的饱含地层水时的岩石基质电阻率，Rb0_2为由双重孔隙介质模型计算的饱含地层水时的岩石基质电阻率）；第6道为深度；第7道为改进的双重孔隙介质模型计算的含气饱和度（Sgt_1为由改进的双重孔隙介质模型计算的总含气饱和度，Sgb_1和Sgf_1分别为由改进的双重孔隙介质模型计算的岩石基质和裂缝的含气饱和度）；第8道为双重孔隙介质模型计算的含气饱和度（Sgt_2为由双重孔隙介质模型计算的总含气饱和度，Sgb_2和Sgf_2分别为由双重孔隙介质模型计算的岩石基质和裂缝的含气饱和度）；第9道为微电阻率成像结果；第10道为试油结论 Fig. 4 Calculation results of gas saturation in well KS8-1 |
图 5为KS12井含气饱和度的计算结果，图中各曲线的名称及其含义与图 4相同。该井的试油井段为7 212.0~7 294.0 m，4 mm油嘴工作制度下折合日产水108 m3，日产气少量，试油结论为含气水层。7 258.0~7 294.0 m为试油井段内的储层发育段，按裂缝发育情况将该段储层自上而下分为2段，分别为7 258.0~7 275.0 m和7 275.0~ 7 294.0 m。其中，第1井段的平均裂缝倾角θ为67°，裂缝密度n为3.4条/m；第2井段的平均裂缝倾角θ为85°，裂缝密度n为0.4条/m。岩心资料表明，2个井段的平均裂缝宽度h为13 μm。
|
下载eps/tif图 图 5 KS12井的含气饱和度计算结果 图中各道曲线含义与图 4相同 Fig. 5 Calculation results of gas saturation in well KS12 |
根据本次研究提出的改进的双重孔隙介质模型含气饱和度计算方法，将上述数据代入式(3)和式(4)后即可求出岩石基质和裂缝中的含气饱和度，再根据表 2中的流体划分标准，得出测井解释结论。图 4中4段储层及图 5中2段储层的测井解释及试油结论统计结果见表 3。从表 3可以看出，在KS8-1井中，由传统双重孔隙基质模型计算的含气饱和度划分的储层流体性质与试油结果不符，且计算出的裂缝中的含气饱和度明显偏低，这与该地区裂缝中含气饱和度普遍偏高的特点不符。由改进的双重孔隙介质模型计算的含气饱和度普遍较高，根据计算结果，这4个储层段均划分为气层，与试油结果一致。在KS12井中，根据由传统双重孔隙介质模型计算的含气饱和度，这2个储层段均划分为含水气层，与试油结果不符；根据改进的双重孔隙介质模型计算的含气饱和度，这2个储层段均划分为含气水层，与试油结论一致。表明基于改进的双重孔隙介质模型的含气饱和度计算方法对高含气地层和低含气地层均有效。
|
|
下载CSV 表 3 测井解释及试油结论统计表 Table 3 Logging interpretations and fluid testing results |
(1) 裂缝中流体的电阻率、裂缝倾角、裂缝宽度和裂缝密度等参数都对岩石电阻率的测量值有影响。当裂缝宽度及裂缝中流体的电阻率恒定时，岩石电阻率的测量值随裂缝倾角的增大而增大，其中裂缝倾角接近0°和90°时，岩石电阻率的增幅较平缓。
(2) 利用归一化岩石电阻率公式，对双重孔隙介质模型进行改进，并将改进后的双重孔隙介质模型应用于塔里木盆地克深地区含气饱和度的计算，计算结果与试油结论吻合。该研究成果可用于地质背景与克深地区类似的其他地区的裂缝性致密砂岩储层的含气饱和度计算。
| [1] |
邓少贵, 王晓畅, 范宜仁. 裂缝性碳酸盐岩裂缝的双侧向测井响应特征及解释方法. 地球科学, 2006, 31(6): 846-850. DENG S G, WANG X C, FAN Y R. Response of dual laterolog to fractures in fractured carbonate formation and its interpretation. Earth Science, 2006, 31(6): 846-850. |
| [2] |
周改英, 刘向君. 致密砂岩储层岩电参数实验研究. 科技导报, 2011, 29(18): 38-41. ZHOU G Y, LIU X J. Experimental research of rock electrical parameters for tight sandstone. Science & Technology Review, 2011, 29(18): 38-41. DOI:10.3981/j.issn.1000-7857.2011.18.004 |
| [3] |
李善军, 肖承文, 汪涵明, 等. 裂缝的双侧向测井响应的数学模型及裂缝孔隙度的定量解释. 地球物理学报, 1996, 39(6): 845-852. LI S J, XIAO C W, WANG H M, et al. Mathematical model of dual laterolog response to fracture and quantitative interpretation of fracture porosity. Geophysics, 1996, 39(6): 845-852. |
| [4] |
欧阳健, 李善军. 双侧向测井识别与评价渤海湾深层裂缝性砂岩油层的解释方法. 测井技术, 2001, 25(4): 282-286. OUYANG J, LI S J. An interpretation method for identifying and evaluating fractured sand oil reservoirs in deep zone in Bohai Gulf using dual laterolog responses. Well Logging Technology, 2001, 25(4): 282-286. |
| [5] |
邓少贵, 莫宣学, 卢春利, 等. 缝-洞型地层缝洞的双侧向测井响应数值模拟. 石油勘探与开发, 2012, 39(6): 706-712. DENG S G, MO X X, LU C L, et al. Numerical simulation of the dual laterolog response to fractures and caves in fracturedcavernous formation. Petroleum Exploration and Development, 2012, 39(6): 706-712. |
| [6] |
陈啸宇, 章成广, 朱雷, 等. 致密砂岩储层地应力对电阻率测井的影响. 岩性油气藏, 2016, 28(1): 106-110. CHENG X Y, ZHANG C G, ZHU L, et al. Influence of ground stress on resistivity logging response in tight sandstone reservoir. Lithologic Reservoirs, 2016, 28(1): 106-110. |
| [7] |
刘迪仁, 夏培, 万文春, 等. 水平井碳酸盐岩裂缝型储层双侧向测井响应特性. 岩性油气藏, 2012, 24(3): 1-4. LIU D R, XIA P, WAN W C, et al. Characteristics of dual laterolog response of carbonate fracture reservoirs in horizontal well. Lithologic Reservoirs, 2012, 24(3): 1-4. |
| [8] |
刘智颖. 水平井测井响应数值模拟. 武汉: 长江大学, 2014. LIU Z Y. Numerical simulation about horizontal well logging response. Wuhan: Yangtze University, 2014. http://cdmd.cnki.com.cn/Article/CDMD-10489-1014345265.htm |
| [9] |
曹宇, 张超谟, 张占松, 等. 裂缝型储层电成像测井响应三维数值模拟. 岩性油气藏, 2014, 16(1): 92-104. CAO Y, ZHANG C M, ZHANG Z S, et al. Three-dimensional numerical simulation of electrical imaging logging response in fractured reservoir. Lithologic Reservoirs, 2014, 16(1): 92-104. |
| [10] |
WESTERN ATLAS. 1515 EA/MA HDIL tool operation and maintaince manual: USA, 130551-025. 2006.
|
| [11] |
汪忠浩, 章成广. 低渗砂岩储层测井评价方法. 北京: 石油工业出版社, 2004. WANG Z H, ZHANG C G. Logging method for low permeability sandstone reservoir. Beijing: Petroleum Industry Press, 2004. |
| [12] |
尹帅, 丁文龙, 单钰铭, 等. 利用致密砂岩储层电导率参数求取渗透率. 岩性油气藏, 2016, 28(6): 117-124. YIN S, DING W L, SHAN Y M, et al. Permeability calculation of tight sandstone reservoir by conductivity parameters. Lithologic Reservoirs, 2016, 28(6): 117-124. |
| [13] |
楚翠金, 夏志林, 杨志强. 延川南区块致密砂岩气测井识别与评价技术. 岩性油气藏, 2017, 29(2): 131-138. CHU C J, XIA Z L, YANG Z Q. Logging identification and evaluation of tight sandstone gas in the southern Yanchuan block. Lithologic Reservoirs, 2017, 29(2): 131-138. |
| [14] |
俎栋林. 电动力学. 北京: 清华大学出版社, 2006. JU D L. Electrodynamics. Beijing: Tsinghua University Press, 2006. |
| [15] |
金建铭. 电磁场有限元方法. 北京: 高等教育出版社, 2003. JIN J M. Element method of electromagnetic field. Beijing: Higher Education Press, 2003. |
| [16] |
郭兆胜, 张登荣. 一种改进的Delaunay高效三角网格的生成算法. 遥感信息, 2005, 2(1): 103-105. GUO Z S, ZHANG D R. An improved high-efficiency algorithm of Delaunay triangulation generation. Journal of Remote Sensing, 2005, 2(1): 103-105. |
| [17] |
李霞, 赵文智, 周灿灿, 等. 低孔低渗碎屑岩储集层双孔隙饱和度模型. 石油勘探与开发, 2012, 39(1): 82-89. LI X, ZHAO W Z, ZHOU C C, et al. Dual-porosity saturation model of low-porosity and low-permeability clastic reservoirs. Petroleum Exploration and Development, 2012, 39(1): 82-89. |
| [18] |
余勇. 复杂多相介质有效电导率数值模拟研究. 北京: 中国科学技术大学, 2010. YU Y. Study on numerical modeling of effective conductivity for complex multi-phase medium. Beijing: University of Science and Technology of China, 2010. http://cdmd.cnki.com.cn/Article/CDMD-10358-2010210597.htm |
| [19] |
荆万学, 陈永吉. 浅探阿尔奇公式的物理学原型. 测井技术, 1997, 21(4): 289-291. JIN W X, CHEN Y J. On the original physical model of Archie formula. Well Logging Technology, 1997, 21(4): 289-291. |
| [20] |
宋慧莹. 裂缝性含气储层参数测井评价研究. 青岛: 中国石油大学(华东), 2010. SONG H Y. Logging evaluation study of fractured gas reservoir. Qingdao: China University of Petroleum(East China), 2010. http://cdmd.cnki.com.cn/Article/CDMD-10425-2010280978.htm |