本發(fā)明涉及一種頁巖儲層改造體積的地質(zhì)表征方法，屬于油田開發(fā)技術(shù)領(lǐng)域。

背景技術(shù)：

頁巖儲層改造體積(SRV)是單井獲得高產(chǎn)的評價指標，對儲層改造體積(SRV)的預測與表征具有重要意義。儲層改造體積的表征和計算方法已從定性向定量發(fā)展，目前主要包括產(chǎn)量擬合法、半經(jīng)驗公式法、離散網(wǎng)絡模型法、微地震監(jiān)測法和半解析法。產(chǎn)量擬合法采用均值模型未考慮頁巖儲層天然裂縫發(fā)育引起的各向異性，且因頁巖儲層分段壓裂方式不能得到單段產(chǎn)能數(shù)據(jù)，進而不能有效確定單段壓裂SRV的展布范圍。半經(jīng)驗公式法采用拉伸斷裂T_x、T_y、剪切斷裂S_x、S_y等經(jīng)驗常數(shù)，同樣不能反映各水平井乃至水平井各段差異。離散網(wǎng)絡模型法通過考慮壓裂液、支撐劑性能和施工泵注程序等工程影響因素，模擬單次水力壓裂過程中縫網(wǎng)的延伸過程進而確定SRV三維形態(tài)，但無法考慮多級或同步壓裂過程中的相互干擾效應，并且不能在儲層認識和壓裂施工前對SRV進行預測和表征。微地震監(jiān)測法結(jié)果較為可靠，但成本較高，不能做到對工區(qū)各單井進行監(jiān)測。半解析法同樣基于各向滲透率k、有效孔隙度φ等經(jīng)驗常數(shù)，缺乏變動性，且擴散系數(shù)需微地震數(shù)據(jù)校準。

縫網(wǎng)壓裂技術(shù)作為頁巖儲層改造的重要手段，主要通過利用儲層中天然裂縫等巖石弱面開啟并連通形成復雜網(wǎng)絡達到有效的頁巖儲層改造效果。對于儲層可壓裂性與壓裂規(guī)模的預測等方面的工作應著重在頁巖儲層地質(zhì)和壓裂過程力學特征的分析上，而目前已有的研究則更多側(cè)向壓裂施工條件和工藝等方面，這可能因為忽略儲層地質(zhì)分析使得施工過程耗費大量財力和物力并可能破壞頁巖儲層。而僅僅通過地質(zhì)和力學特征對頁巖儲層進行可壓性評價卻不能定量描述復雜縫網(wǎng)大致的延伸規(guī)模。因此，為使得在壓裂施工時均取得較好的改造效果，必須建立在儲層可壓性評價基礎(chǔ)上對復雜縫網(wǎng)延伸規(guī)模進行預測，即通過地質(zhì)參數(shù)對儲層改造體積進行定量表征。

頁巖可壓性評價主要通過巖心分析和測井解釋結(jié)果，通過選取多個關(guān)鍵參數(shù)進行儲層特征、力學性質(zhì)的全面評價，適合現(xiàn)場操作并簡單有效，亦可結(jié)合室內(nèi)實驗分析結(jié)果動靜態(tài)轉(zhuǎn)換；再通過連續(xù)可靠的地質(zhì)數(shù)據(jù)嵌入巖石斷裂力學理論中，消除該方法對高成本的微地震監(jiān)測方法的依賴，最終對儲層改造體積(SRV)進行地質(zhì)表征。

技術(shù)實現(xiàn)要素：

本發(fā)明所要解決的技術(shù)問題是提供一種克服半解析法經(jīng)驗常數(shù)的非確定性和對微地震的依賴，使得在壓裂施工前對研究區(qū)各單井的改造程度有定量的認識，并有效預測改造體積的空間分布，為后續(xù)施工作為前期指導或施工印證提供可靠依據(jù)的頁巖儲層改造體積的地質(zhì)表征方法

本發(fā)明解決上述技術(shù)問題所采用的技術(shù)方案是一種頁巖儲層改造體積的地質(zhì)表征方法，該方法包括以下步驟：

S100、利用統(tǒng)計得到的巖心室內(nèi)實驗分析和單井測井解釋結(jié)果獲取各項儲層物性參數(shù)、各項巖石力學參數(shù)；

S200、根據(jù)步驟S100得到的各項參數(shù)，計算各個測井點對應的脆性因子B_rit、新型脆性因子B_n；

S300、再計算出各測井數(shù)據(jù)點對應的儲層斷裂韌性指數(shù)K_n、天然裂縫張開難易指數(shù)P_n、裂縫穿過評價指數(shù)C_n；

S400、通過下式建立各測井數(shù)據(jù)點對應的新型評價因子E_n；當E_n>0.5時，該測井數(shù)據(jù)點判定為有效數(shù)據(jù)點，即理存在可改造性，進行下一步驟，否則判定為無效數(shù)據(jù)點；

式中：E_n為第i個測井數(shù)據(jù)點對應的新型評價因子；

S500、計算步驟S400中有效數(shù)據(jù)點的裂縫擴展波及長度L_o、波及高度H_o和波及寬度W_o，最后通過下式獲取儲層改造體積；

式中：V_SRV為第j口單井第m壓裂段對應的理論儲層改造體積，m³；L_o為第i個測井數(shù)據(jù)點對應的波及長度，m，H_o為第i個測井數(shù)據(jù)點對應的波及高度，m，W_o為第i個測井數(shù)據(jù)點對應的波及寬度，m。

進一步的是，所述步驟S100的具體過程為：

S101、對巖心室內(nèi)實驗分析結(jié)果處理，獲取主力產(chǎn)氣層單井垂直深度h、孔隙度φ、密度ρ、硅質(zhì)礦物組分含量V_Si、碳酸鹽巖礦物組分含量V_Carb、巖石泊松比ν、楊氏模量E、體積模量K、剪切模量G、抗張強度S_t、孔隙壓力P_p、垂向應力σ_z、水平最大主應力σ_H和水平最小主應力σ_h，單井測井解釋得到無鈾伽馬γ、聲波時差(橫波Δt_s、縱波Δt_p)、中子CNL和密度ρ；

S102、通過下式多元擬合獲取孔隙度φ、泥質(zhì)含量V_sh；

ρ＝a₁+b₁ρ_log

φ_log＝a₂+b₂γ+c₂Δt_p+d₂CNL+e₂ρ_log

φ＝a₃+b₃φ_log

式中：ρ為第i個測井數(shù)據(jù)點對應的靜態(tài)密度值，g/cm³，a₁、b₁為密度擬合參數(shù)，ρ_log為第i個測井數(shù)據(jù)點對應的動態(tài)密度值，g/cm³，φ_log為第i個測井數(shù)據(jù)點對應的動態(tài)孔隙度值，小數(shù)，a₂、b₂、c₂、d₂、e₂、a₃、b₃為孔隙度擬合參數(shù)，γ為第i個測井數(shù)據(jù)點對應的無鈾伽馬值，API，CNL為第i個測井數(shù)據(jù)點對應的中子值，％，Δt_s、Δt_p為第i個測井數(shù)據(jù)點對應的橫波、縱波時差，s，φ為第i個測井數(shù)據(jù)點對應的靜態(tài)孔隙度值，小數(shù)；I_Sh為第i個測井數(shù)據(jù)點對應的歸一化無鈾伽馬值，γ為第i個測井數(shù)據(jù)點對應的無鈾伽馬值，API，γ_min、γ_max為全區(qū)或單井測井無鈾伽馬最小值和最大值，API，GCUR為地層年代經(jīng)驗系數(shù)，新地層取3.7，老地層取2；

S103、通過下式多元擬合獲取巖石力學參數(shù)；

式中：C_ma為第i個測井數(shù)據(jù)點對應的骨架體積壓縮系數(shù)，MPa^-1，Δt_sma、Δt_pma為巖石骨架橫波時差、縱波時差，可由巖心實驗得到，s，ρ_ma為巖石骨架密度，可由巖心實驗得到，kg/m³，C_b為第i個測井數(shù)據(jù)點對應的體積壓縮系數(shù)，即體積模量K的倒數(shù)，MPa^-1，α為有效應力系數(shù)，ν為第i個測井數(shù)據(jù)點對應計算得到的泊松比，Δt_s、Δt_p為第i個測井數(shù)據(jù)點對應的橫波、縱波時差，s/m，ρ為第i個測井數(shù)據(jù)點對應的靜態(tài)密度值，g/cm³，E為第i個測井數(shù)據(jù)點對應計算得到的楊氏模量，MPa，K為第i個測井數(shù)據(jù)點對應計算得到的體積模量，MPa，G為第i個測井數(shù)據(jù)點對應計算得到的剪切模量，MPa；

P_p＝αp×gh

S_t為第i個測井數(shù)據(jù)點對應計算得到的抗張強度，MPa，V_sh為第i個測井數(shù)據(jù)點對應計算得到的泥質(zhì)含量，％，K為常數(shù)，取值12.26，P_p為孔隙壓力，MPa，αp為區(qū)域壓力系數(shù)，g為重力加速度，m/s²，h為第i個測井數(shù)據(jù)點對應的垂直深度，m，σ_z為第i個測井數(shù)據(jù)點對應的垂向主應力，MPa，σ_H、σ_h為第i個測井數(shù)據(jù)點對應的水平最大和最小主應力，MPa，α為有效應力系數(shù)，β₁、β₂為水平最大、最小主應力方向的構(gòu)造應力系數(shù)，可由巖心力學實驗獲取。

進一步的是，所述步驟S200的具體過程為：基于常規(guī)測井解釋成果，提取脆性礦物組分的數(shù)據(jù)，通過下式獲取各個測井點對應的脆性因子B_rit、新型脆性因子B_n；

B_rit＝E/ν

式中：V_rit為第i個測井數(shù)據(jù)點對應的礦物成分脆性指數(shù)，％，V_j為第i個測井數(shù)據(jù)點對應的第j類脆性礦物含量，％，B_rit為脆性因子，無量綱，V_min、V_max為全區(qū)或單井最小、最大礦物成分脆性指數(shù)，％，V_RIT為第i個測井數(shù)據(jù)點對應的歸一化脆性礦物含量，無量綱，B_min、B_max為全區(qū)或單井最小、最大脆性因子，無量綱，B_RIT為第i個測井數(shù)據(jù)點對應的歸一化脆性因子，無量綱，B_n為第i個測井數(shù)據(jù)點對應的新型脆性因子，無量綱。

進一步的是，所述步驟S300的具體過程為：

S301、通過下式獲取儲層斷裂韌性指數(shù)K_n；

K_IC＝0.217σ_n+0.0059S_t³+0.0923S_t²+0.517S_t-0.3322

K_IIC＝0.0956σ_h+0.1383S_t-0.082

K_RIT＝K_ICK_IIC

式中：S_t為第i個測井數(shù)據(jù)點對應計算得到的抗張強度，MPa，K_IC、K_IIC為第i個測井數(shù)據(jù)點對應的I型、II型斷裂韌性，K_RIT為第i個測井數(shù)據(jù)點對應的斷裂韌性因子，無量綱，σ_h為第i個測井數(shù)據(jù)點對應的最小主應力，MPa，K_RITmax、K_RITmin為全區(qū)或單井I型最大、最小斷裂韌性因子，無量綱，K_n為第i個測井數(shù)據(jù)點對應的斷裂韌性指數(shù)；

S302、通過下式獲取各測井數(shù)據(jù)點對應的天然裂縫張開難易指數(shù)P_n；

式中：σ_n為第i個測井數(shù)據(jù)點對應的天然裂縫壁面受到的正應力，MPa，σ_z為第i個測井數(shù)據(jù)點對應的垂向主應力，MPa，σ_H、σ_h為第i個測井數(shù)據(jù)點對應的水平最大和最小主應力，MPa，ψ為第i個測井數(shù)據(jù)點對應的天然裂縫與水平最大主應力的夾角，度，P為第i個測井數(shù)據(jù)點對應的天然裂縫臨界張開縫內(nèi)壓力，MPa，為第i個測井數(shù)據(jù)點對應的天然裂縫壁面在三維空間的單位法向矢量，P_n為第i個測井數(shù)據(jù)點對應的歸一化的天然裂縫臨界張開難易指數(shù)，MPa，P_max、P_min為區(qū)內(nèi)或單井天然裂縫張開縫內(nèi)最大、最小壓力，MPa；

S303、通過下式獲取各測井數(shù)據(jù)點對應的裂縫穿過評價指數(shù)C_n；

式中：ω為第i個測井數(shù)據(jù)點對應的天然裂縫傾角，°，σ_H、σ_h為第i個測井數(shù)據(jù)點對應的水平最大和最小主應力，MPa，σ_n為第i個測井數(shù)據(jù)點對應的天然裂縫壁面受到的正應力，MPa，K₀為第i個測井數(shù)據(jù)點對應的天然裂縫穿過條件因子，大小為τ，方向向量為的剪應力矢量，大小為σ_τ，方向向量為的剪應力矢量，S_o為第i個測井數(shù)據(jù)點對應的天然裂縫內(nèi)聚力，MPa，u為天然裂縫壁面摩擦系數(shù)，0～1，δ為第i個測井數(shù)據(jù)點對應的水力裂縫與天然裂縫間的逼近角θ，τ為第i個測井數(shù)據(jù)點對應的天然裂縫壁面剪應力大小，MPa，σ_τ為第i個測井數(shù)據(jù)點對應的天然裂縫壁面受水力裂縫尖端應力作用下的剪應力，MPa，C_n為第i個測井數(shù)據(jù)點對應的天然裂縫穿過評價指數(shù)。

進一步是，所述步驟S500的具體過程為：

S501、根據(jù)各單井儲層地質(zhì)特征設(shè)計單段泵注施工總液量Q和排量q、井底壓力P_i、設(shè)計壓裂液粘度μ、設(shè)計施工時間t和濾失系數(shù)；

S502、通過下式計算垂直于縫長的斷面內(nèi)，橢圓形斷面的最大縫寬w；

式中：w為第i個測井數(shù)據(jù)點對應的橢圓斷面最大縫寬，mm，p(x)為第i個測井數(shù)據(jù)點對應的縫內(nèi)壓力，MPa，f為儲層有效厚度與迭代波及高度之比，Δσ為第i個測井數(shù)據(jù)點對應的水平主應力差，MPa；

S503、建立建立縫內(nèi)壓力流動方程和裂縫波及高度H_o表征模型如下：

式中：q(x)為縫內(nèi)流變量，m³/min，μ為壓裂液粘度，mPa·s；H_p為儲層有效厚度，m；

S504、建立關(guān)于波及長度L_o(即x)的流體連續(xù)性方程如下：

式中：λ(x，t)為壓裂液濾失量，m³，t_p(x)為從點x開始濾失的時間，s，C_x為濾失系數(shù)，m/min^0.5，A(x，t)為裂縫斷面面積，m²；

S505、建立y-z方向的二維裂縫誘導應力場如下：

式中：σ₁、σ₂、σ₃為最大、中間和最小應力方向的誘導應力，MPa，Δσ_o為第i個測井數(shù)據(jù)點對應的水平誘導應力差，MPa，r為裂縫中心距離誘導點A的距離，m，r₁為裂縫底部距離誘導點A的距離，m，r₂為裂縫頂部距離誘導點A的距離，m，θ_o為誘導點A偏離裂縫中心的角度，°，θ₁為誘導點A偏離裂縫底部的角度，°，θ₂為誘導點A偏離裂縫頂部的角度，°；

S506、通過誘導應力轉(zhuǎn)向公式計算向非主應力方向的轉(zhuǎn)向半徑，從而得到相同生產(chǎn)模式下的各測井數(shù)據(jù)點對應的波及長度L_o、波及高度H_o、波及寬度W_o；

S507、最后通過下式獲取儲層改造體積；

式中：V_SRV為第j口單井第m壓裂段對應的理論儲層改造體積，m³；L_o為第i個測井數(shù)據(jù)點對應的波及長度，m，H_o為第i個測井數(shù)據(jù)點對應的波及高度，m，W_o為第i個測井數(shù)據(jù)點對應的波及寬度，m。

與現(xiàn)有技術(shù)相比，本發(fā)明的有益效果在于：首先，充分考慮了地層縱橫向連續(xù)性變化的非均質(zhì)性的影響，對不同地質(zhì)特征的數(shù)據(jù)點逐一進行驗證；其次，盡可能消除了對實驗或高經(jīng)濟消耗的電測方法的應用，而是利用常規(guī)測井數(shù)據(jù)對物性和巖石力學基本特征進行計算，從而具有較廣的實用度；進而，充分考慮各質(zhì)點在壓裂過程中的可行性，彌補了現(xiàn)有方法未能考慮單段不同區(qū)間可壓性的不足；最后，依靠靜態(tài)生產(chǎn)數(shù)據(jù)，采用測井等動態(tài)地質(zhì)數(shù)據(jù)進行儲層改造體積的預估，實現(xiàn)了壓裂施工前對井網(wǎng)布署和壓裂有利段的制定與選擇，具有較強的實用性。

附圖說明

圖1為儲層壓裂改造規(guī)律示意圖；

圖2為實施例壓裂后微地震裂縫監(jiān)測平面圖；

圖3為實施例計算得到的裂縫三維分布圖。

具體實施方式

下面結(jié)合實施例對本發(fā)明的具體實施方式做進一步的描述，并不因此將本發(fā)明限制在所述的實施例范圍之中。

以四川盆地上奧陶統(tǒng)五峰組至下志留統(tǒng)龍馬溪組某一區(qū)塊的某單井頁巖儲層為例；

(1)獲取其常規(guī)測井解釋結(jié)果如表1所示；

表1 水平段分段測井原始數(shù)據(jù)

(2)計算儲層基本物性參數(shù)，采用表1數(shù)據(jù)，運用下列公式，孔隙度、脆性礦物含量均可通過多元擬合得到。其中對巖心室內(nèi)實驗分析結(jié)果處理，獲取主力產(chǎn)氣層單井垂直深度h，孔隙度密度ρ，硅質(zhì)礦物、碳酸鹽巖礦物組分含量V_Si，V_Carb；再通過與測井數(shù)據(jù)對比建立多元擬合關(guān)系，將動態(tài)數(shù)據(jù)靜態(tài)化，結(jié)果如表2所示。

公式為：ρ＝a₁+b₁ρ_log

φ_log＝a₂+b₂γ+c₂Δt_p+d₂CNL+e₂ρ_log

φ＝a₃+b₃φ_log

式中：ρ為第i個測井數(shù)據(jù)點對應的靜態(tài)密度值，g/cm³，a₁、b₁為密度擬合參數(shù)，ρ_log為第i個測井數(shù)據(jù)點對應的動態(tài)密度值，g/cm³，φ_log為第i個測井數(shù)據(jù)點對應的動態(tài)孔隙度值，小數(shù)，a₂、b₂、c₂、d₂、e₂、a₃、b₃為孔隙度擬合參數(shù)，γ為第i個測井數(shù)據(jù)點對應的無鈾伽馬值，API，CNL為第i個測井數(shù)據(jù)點對應的中子值，％，Δt_s、Δt_p為第i個測井數(shù)據(jù)點對應的橫波、縱波時差，s，φ為第i個測井數(shù)據(jù)點對應的靜態(tài)孔隙度值，小數(shù)；I_Sh為第i個測井數(shù)據(jù)點對應的歸一化無鈾伽馬值，γ為第i個測井數(shù)據(jù)點對應的無鈾伽馬值，API，γ_min、γ_max為全區(qū)或單井測井無鈾伽馬最小值和最大值，API，GCUR為地層年代經(jīng)驗系數(shù)，新地層取3.7，老地層取2，C_ma為第i個測井數(shù)據(jù)點對應的骨架體積壓縮系數(shù)，MPa^-1，Δt_sma、Δt_pma為巖石骨架橫波時差、縱波時差，可由巖心實驗得到，s，ρ_ma為巖石骨架密度，可由巖心實驗得到，kg/m³，C_b為第i個測井數(shù)據(jù)點對應的體積壓縮系數(shù)，即體積模量K的倒數(shù)，MPa^-1。

表2 水平段分段測井物性數(shù)據(jù)

(3)計算巖石力學參數(shù)，同樣通過表1數(shù)據(jù)，運用下列公式，計算各項巖石力學參數(shù)，如表3所示；其中，由于橫波數(shù)據(jù)獲取成本較高，可通過縱波時差與體積密度建立經(jīng)驗公式得到，再將其與進行偶極聲波測井解釋的結(jié)果進行擬合對比。對巖心室內(nèi)實驗分析結(jié)果處理，獲取主力產(chǎn)氣層巖石泊松比ν、楊氏模量E、體積模量K、剪切模量G、抗張強度S_t、孔隙壓力P_p、垂向應力σ_z、水平最大主應力σ_H和水平最小主應力σ_h；利用單井測井解釋聲波時差和密度資料，計算巖石力學參數(shù)；

公式為：

式中：C_ma為第i個測井數(shù)據(jù)點對應的骨架體積壓縮系數(shù)，MPa^-1，Δt_sma、Δt_pma為巖石骨架橫波時差、縱波時差，可由巖心實驗得到，s，ρ_ma為巖石骨架密度，可由巖心實驗得到，kg/m³，C_b為第i個測井數(shù)據(jù)點對應的體積壓縮系數(shù)，即體積模量K的倒數(shù)，MPa^-1，α為有效應力系數(shù)，ν為第i個測井數(shù)據(jù)點對應計算得到的泊松比，Δt_s、Δt_p為第i個測井數(shù)據(jù)點對應的橫波、縱波時差，s/m，ρ為第i個測井數(shù)據(jù)點對應的靜態(tài)密度值，g/cm³，E為第i個測井數(shù)據(jù)點對應計算得到的楊氏模量，MPa，K為第i個測井數(shù)據(jù)點對應計算得到的體積模量，MPa，G為第i個測井數(shù)據(jù)點對應計算得到的剪切模量，MPa；

P_p＝αp×gh

S_t為第i個測井數(shù)據(jù)點對應計算得到的抗張強度，MPa，V_sh為第i個測井數(shù)據(jù)點對應計算得到的泥質(zhì)含量，％，K為常數(shù)，取值12.26，P_p為孔隙壓力，MPa，αp為區(qū)域壓力系數(shù)，g為重力加速度，m/s²，h為第i個測井數(shù)據(jù)點對應的垂直深度，m，σ_z為第i個測井數(shù)據(jù)點對應的垂向主應力，MPa，σ_H、σ_h為第i個測井數(shù)據(jù)點對應的水平最大和最小主應力，MPa，α為有效應力系數(shù)，β₁、β₂為水平最大、最小主應力方向的構(gòu)造應力系數(shù)，可由巖心力學實驗獲取。

表3 水平段分段測井巖石力學解釋數(shù)據(jù)

(4)基于常規(guī)測井解釋成果，提取脆性礦物組分的數(shù)據(jù)，通過下式獲取各個測井點對應的脆性因子B_rit、新型脆性因子B_n；

B_rit＝E/ν

式中：V_rit為第i個測井數(shù)據(jù)點對應的礦物成分脆性指數(shù)，％，V_j為第i個測井數(shù)據(jù)點對應的第j類脆性礦物含量，％，B_rit為脆性因子，無量綱，V_min、V_max為全區(qū)或單井最小、最大礦物成分脆性指數(shù)，％，V_RIT為第i個測井數(shù)據(jù)點對應的歸一化脆性礦物含量，無量綱，B_min、B_max為全區(qū)或單井最小、最大脆性因子，無量綱，B_RIT為第i個測井數(shù)據(jù)點對應的歸一化脆性因子，無量綱，B_n為第i個測井數(shù)據(jù)點對應的新型脆性因子，無量綱。

(5)通過下式獲取儲層斷裂韌性指數(shù)K_n；

K_IC＝0.217σ_n+0.0059S_t³+0.0923S_t²+0.517S_t-0.3322

K_IIC＝0.0956σ_h+0.1383S_t-0.082

K_RIT＝K_ICK_IIC

式中：S_t為第i個測井數(shù)據(jù)點對應計算得到的抗張強度，MPa，K_IC、K_IIC為第i個測井數(shù)據(jù)點對應的I型、II型斷裂韌性，K_RIT為第i個測井數(shù)據(jù)點對應的斷裂韌性因子，無量綱，σ_h為第i個測井數(shù)據(jù)點對應的最小主應力，MPa，K_RITmax、K_RITmin為全區(qū)或單井I型最大、最小斷裂韌性因子，無量綱，K_n為第i個測井數(shù)據(jù)點對應的斷裂韌性指數(shù)；

(6)通過下式獲取各測井數(shù)據(jù)點對應的天然裂縫張開難易指數(shù)P_n；

式中：σ_n為第i個測井數(shù)據(jù)點對應的天然裂縫壁面受到的正應力，MPa，σ_z為第i個測井數(shù)據(jù)點對應的垂向主應力，MPa，σ_H、σ_h為第i個測井數(shù)據(jù)點對應的水平最大和最小主應力，MPa，ψ為第i個測井數(shù)據(jù)點對應的天然裂縫與水平最大主應力的夾角，度，P為第i個測井數(shù)據(jù)點對應的天然裂縫臨界張開縫內(nèi)壓力，MPa，為第i個測井數(shù)據(jù)點對應的天然裂縫壁面在三維空間的單位法向矢量，P_n為第i個測井數(shù)據(jù)點對應的歸一化的天然裂縫臨界張開難易指數(shù)，MPa，P_max、P_min為區(qū)內(nèi)或單井天然裂縫張開縫內(nèi)最大、最小壓力，MPa；

(7)通過下式獲取各測井數(shù)據(jù)點對應的裂縫穿過評價指數(shù)C_n；

式中：ω為第i個測井數(shù)據(jù)點對應的天然裂縫傾角，°，σ_H、σ_h為第i個測井數(shù)據(jù)點對應的水平最大和最小主應力，MPa，σ_n為第i個測井數(shù)據(jù)點對應的天然裂縫壁面受到的正應力，MPa，K₀為第i個測井數(shù)據(jù)點對應的天然裂縫穿過條件因子，大小為τ，方向向量為的剪應力矢量，大小為σ_τ，方向向量為的剪應力矢量，S_o為第i個測井數(shù)據(jù)點對應的天然裂縫內(nèi)聚力，MPa，u為天然裂縫壁面摩擦系數(shù)，0～1，δ為第i個測井數(shù)據(jù)點對應的水力裂縫與天然裂縫間的逼近角θ，τ為第i個測井數(shù)據(jù)點對應的天然裂縫壁面剪應力大小，MPa，σ_τ為第i個測井數(shù)據(jù)點對應的天然裂縫壁面受水力裂縫尖端應力作用下的剪應力，MPa，C_n為第i個測井數(shù)據(jù)點對應的天然裂縫穿過評價指數(shù)。

(8)通過下式建立各測井數(shù)據(jù)點對應的新型評價因子E_n；當E_n>0.5時，該測井數(shù)據(jù)點判定為有效數(shù)據(jù)點，即理存在可改造性，進行下一步驟，否則判定為無效數(shù)據(jù)點；其結(jié)果如表4：

式中：E_n為第i個測井數(shù)據(jù)點對應的新型評價因子；

表4 水平段分段測井評價因子解釋數(shù)據(jù)

結(jié)果表明從壓裂段尺度而言均具備較好的可壓性。

(9)根據(jù)各單井儲層地質(zhì)特征設(shè)計單段泵注施工總液量Q和排量q、井底壓力P_i、設(shè)定施工參數(shù)：流體粘度μ為8mPa·s，施工時間t設(shè)定為3h，濾失系數(shù)取0.00071m/min^0.5；

(10)通過下式計算垂直于縫長的斷面內(nèi)，橢圓形斷面的最大縫寬w；

式中：w為第i個測井數(shù)據(jù)點對應的橢圓斷面最大縫寬，mm，p(x)為第i個測井數(shù)據(jù)點對應的縫內(nèi)壓力，MPa，f為儲層有效厚度與迭代波及高度之比，Δσ為第i個測井數(shù)據(jù)點對應的水平主應力差，MPa；

(11)建立建立縫內(nèi)壓力流動方程和裂縫波及高度H_o表征模型如下：

式中：q(x)為縫內(nèi)流變量，m³/min，μ為壓裂液粘度，mPa·s；H_p為儲層有效厚度，m；

(12)、建立關(guān)于波及長度L_o(即x)的流體連續(xù)性方程如下：

式中：λ(x，t)為壓裂液濾失量，m³，t_p(x)為從點x開始濾失的時間，s，C_x為濾失系數(shù)，m/min^0.5，A(x，t)為裂縫斷面面積，m²；

(13)建立y-z方向的二維裂縫誘導應力場如下：

式中：σ₁、σ₂、σ₃為最大、中間和最小應力方向的誘導應力，MPa，Δσ_o為第i個測井數(shù)據(jù)點對應的水平誘導應力差，MPa，r為裂縫中心距離誘導點A的距離，m，r₁為裂縫底部距離誘導點A的距離，m，r₂為裂縫頂部距離誘導點A的距離，m，θ_o為誘導點A偏離裂縫中心的角度，°，θ₁為誘導點A偏離裂縫底部的角度，°，θ₂為誘導點A偏離裂縫頂部的角度，°。

(14)通過誘導應力轉(zhuǎn)向公式計算向非主應力方向的轉(zhuǎn)向半徑，從而得到相同生產(chǎn)模式下的各測井數(shù)據(jù)點對應的波及長度L_o、波及高度H_o、波及寬度W_o；

(15)最后通過下式獲取儲層改造體積；其結(jié)果如表5：

式中：V_SRV為第j口單井第m壓裂段對應的理論儲層改造體積，m³；L_o為第i個測井數(shù)據(jù)點對應的波及長度，m，H_o為第i個測井數(shù)據(jù)點對應的波及高度，m，W_o為第i個測井數(shù)據(jù)點對應的波及寬度，m。

表5 地質(zhì)表征SRV計算表

與現(xiàn)有技術(shù)相比，本發(fā)明的有益效果在于：首先，充分考慮了地層縱橫向連續(xù)性變化的非均質(zhì)性的影響，對不同地質(zhì)特征的數(shù)據(jù)點逐一進行驗證；其次，盡可能消除了對實驗或高經(jīng)濟消耗的電測方法的應用，而是利用常規(guī)測井數(shù)據(jù)對物性和巖石力學基本特征進行計算，從而具有較廣的實用度；進而，充分考慮各質(zhì)點在壓裂過程中的可行性，彌補了現(xiàn)有方法未能考慮單段不同區(qū)間可壓性的不足；最后，依靠靜態(tài)生產(chǎn)數(shù)據(jù)，采用測井等動態(tài)地質(zhì)數(shù)據(jù)進行儲層改造體積的預估，實現(xiàn)了壓裂施工前對井網(wǎng)布署和壓裂有利段的制定與選擇，具有較強的實用性。