油气储层中震电效应的数学模拟问题一直是油气地球物理理论研究的难点(Revil et al．，2013；Warden et al．，2013；陈本池，2007；苏巍等，2006；刘洪，2002).Pride(1994，1996)采用平均体积法得到了多孔介质中电磁场和弹性波场耦合宏观控制方程组，方程组为Maxwell方程组与Biot方程组相互耦合的形式，且给出了弹性波激发电磁波的动电耦合关系式.Warden等(2013)对Biot-Gassmann弹性波理论进行均匀化处理，在Pride经验公式基础上对动电耦合理论中电导率进行修正，尝试把饱和孔隙介质Pride理论中弹性波理论、电磁理论和动电耦合理论分别扩展到非饱和孔隙介质情况，并给出了非饱和孔隙介质中震电耦合横波、快纵波、慢纵波和电磁波的速度、衰减随频率及饱和度变化的响应特性.Revil等(2013)为计算非饱和条件下的震电效应，引入了一种考虑流体流动及饱和度影响的孔隙声波扩展模型，还制定了新的孔隙介质渗透率、流动电位耦合系数、毛细管入口压力标准，纯声波模拟结果和动电耦合模拟结果均与实验室测得数据相一致.

尽管Pride震电耦合理论倍受关注，但该理论存在的两个问题制约了其的推广使用.一个问题是Pride理论中提供的动电耦合理论，由于引入的动态电导率、电动耦合系数、动态渗透率计算公式均为半经验公式，缺少统一的理论体系，成为制约油水两相饱和储层震电耦合理论发展的瓶颈；另一个问题是Pride理论中Biot方程是针对水饱和地层建立的，不能直接用于油水饱和地层，还无法合理有效地解释油水饱和储层的宏观储渗参数对震电响应的影响.

油藏岩石频率域中动电耦合理论的完善对于发展震电勘探方法和声电测井有着重要的意义.Reppert等(2001)利用扩散双电层理论在单根直毛管中研究了动电耦合系数随激励源频率的变化规律.Jackson等(2010)利用毛管束模型模拟了两相饱和的多孔介质，分析了润湿性、含水饱和度和双电层厚度等因素对动电效应的影响.Revil和Mahardika(2013)利用孔隙介质声学中动态渗透率的概念，并借助相对渗透率和阿尔奇经验公式将Pride动电耦合理论扩展到两相流体饱和孔隙介质中，但其理论不能揭示润湿性对频率域中动电效应的影响机制.于华等(2013)基于圆直毛管模型建立了谐变信号激励下渗流场与电流场的耦合理论，给出了统一的储层动电耦合理论体系，该动电耦合理论中的每个物理量均有着明确的物理意义，克服了以往理论模型中含有经验参数这一缺陷.陈辉等(2014)在于华理论的基础上，建立了含油储层中动电耦合理论，解决了非饱和储层条件下动电耦合理论缺失的难题.

继Biot理论提出之后，国内外学者对多相流体饱和孔隙介质中弹性波理论的研究从未中断过.国外典型的模型有多相多孔介质的Wyllie模型(Wyllie et al．，1956，1962)、White模型(White，1975；Dutta and Seriff，1979)、等效流体模型(Domenico，1974；Mochizuki，1982)、Santos理论(Santos et al．，1990；Santos et al．，2004)和混合物理论(Wei and Muraleetharan，2002；Hanyga，2004).国内地球物理领域也开展了相关的研究，朱建伟等(2001)从固液介质系统能量守恒和介质本构方程出发，推导出固体、油相和水相的动力学方程，进而建立了含油水两相流体各向异性孔隙介质的地震波传播方程.同年，朱建伟等(2001)又以Biot理论和喷射流动理论为基础，详细推导了含油水两相流体孔隙介质的地震波传播方程，该方程将固体位移和流体的流动压力与介质孔隙度、渗透率、流体密度和饱和度建立起关系.蔡袁强和李保忠等(2006，2007)推导并求解了两种不混溶流体饱和多孔介质中全频域波动方程.波动方程推导过程不仅考虑了固体骨架、固体颗粒、不同孔隙流体的压缩性及各相物质间的粘性、惯性耦合，还考虑了毛管压力、束缚相饱和度及残余饱和度的影响，所以该模型具有较广泛的适用性.王东等(2006)用高阶交错网格有限差分算法对基于Biot理论的具有随机分布特征的多种流体饱和岩石中声场特点进行了模拟计算，并比较了该随机分布模型、Gassmann理论模型和White的“气包”模型，发现三种模型得到的纵波速度和衰减规律有较好的定性对应关系.赵海波等(2010)利用平面波分析方法，推导了Santos三相孔隙弹性理论的纵横波频散关系方程，详细分析了含气饱和度和频率对Santos理论所预计的四类体波的相速度和衰减的影响.刘炯等(2010)通过在球坐标系下直接求解孔隙弹性方程，计算了介观尺度下空间周期排列的White球状Patchy模型中纵波传播问题.朱祖扬、王东等(2012)利用含气非饱和Biot-Stoll模型研究了声波在海底表层沉积物介质中的传播，讨论了骨架耗散、含气饱和度对快纵波、慢纵波和横波速度与衰减的影响，并与Biot模型的结果进行了对比.侯波等(2012)利用三相流体Brooks-corey模型、Gassmann理论和边界理论提出了计算非均质三相流体饱和多孔岩石性质的方法，并建立了非均匀饱和多孔岩石声学性质与总含水饱和度的定量关系，揭示了不同流体饱和状态下纵、横波速度随总含水饱和度的变化规律.王海洋等(2012)在阐述速度频散和衰减现象基本特征的基础上，详细回顾了Biot模型、喷射流模型、BISQ模型、双孔隙模型、裂 缝-孔隙微结构模型和斑块饱和模型等6种主要速度频散与衰减理论模型的研究进程、原理和限制性，并给出了它们各自的高低频极限、特征频率和适用条件.但是，多相流体饱和孔隙介质White模型、Santos理论和混合物理论等弹性波理论尚不能与非饱和储层条件下动电耦合理论有效结合，形成系统统一、具有普遍指导意义的含油储层震电耦合理论和数学方法.

总之，油水两相饱和储层中孔隙度、渗透率、油水饱和度等各个因素对震电效应影响的定量描述问题还没有取得实质性突破，对含油储层中震电效应的微观耦合机制仍然缺乏系统的理论支撑.本文继张泉滢等(2014)对水饱和孔隙介质中震电效应的研究，针对油水两相饱和储层中震电效应进行深入研究，利用含油储层动电耦合理论(陈辉等，2014)，将非饱和多孔介质弹性波动理论(蔡袁强等，2006；李保忠，2007)与含油储层麦克斯韦电磁理论相结合，建立了油水两相饱和储层中震电耦合波传播波动方程组，数学模拟了油水两相饱和储层中平面震电波场响应特性，并探究了其影响因素.

假设谐变场时间因子为e^-iωt，ω为角频率，基于含油储层动电耦合理论(陈辉等，2014)，将非饱和多孔介质弹性波动理论(蔡袁强等，2006；李保忠，2007)与含油储层麦克斯韦电磁理论相结合，得到油水两相饱和储层中震电耦合波传播控制方程组为

对式(1)两边取旋度，将式(2)、式(3)、式(4)、式(9)和式(10)代入，化简得到

将式(7)、式(8)代入式(6)，再取散度并代入式(5)，化简得

将式(7)和式(8)分别取梯度，并代入式(10)和式(11)，得

式(12)、式(13)、式(14)和式(15)构成震电耦合波动方程组.显然，原来复杂的方程组，只需四个基本量u、w_w、w_o和E即可表示出来.

假定平面震电耦合波的基本场量分别表示为u=u₀e^ik·r，其中，、、、是单位向量，复传播矢量k=k，为波传播方向.对式(12)~式(15)进行整理，其矩阵形式为

当震电波矢量垂直于波传播方向，满足性质·=·

式(16)可简化为

若固相位移沿x轴，设为，那么平面震电横波响应的水相渗流位移w_sw、油相渗流位移w_so、水相压力p_sw、油相压力p_so、电场强度E_s、磁场强度H_s和电流密度J_s分别为

当震电波矢量沿波传播方向时，满足性质代入式(16)，化简可以得到

为了使式(29)有非零解，系数矩阵的行列式需为零，化简得到

求解式(30)便可得到三个纵波传播常数k_p1、k_p2和k_p3.固相位移沿z轴，，平面震电纵波响应的水相位移w_ξw、油相位移w_ξo、水相压力p_ξw、油相压力p_ξo、电场强度E_ξ、磁场强度H_ξ和电流密度J_ξ分别为

式(6)中的应力修正参数γ和含流体岩石的体积模量K由Biot-Gassman关系(Geertsma and Smit，1961)给出，参考文献(张泉滢等，2014).文献(张泉滢等，2014)中的流体体积模量K_f在本文中可由水相体积模量K_w和油相体积模量K_o表示，1/K_f=S_w/K_w+S_o/K_o(Domenico，1976).地层剪切模量G可以由复合介质弹性模量自洽理论(Berryman，1980)确定.

油水两相饱和储层中动态渗透率κ_Dw、κ_Do，电动耦合系数L₁₂，动电耦合系数L₂₁，复电导率σ参考文献(陈辉等，2014)中的取值与计算方法. 毛管压力p_c表达式由文献(Brooks and Corey，1964；Corey，1994)提供

表 1(Table 1)

表 1 震电波场响应特性计算的基本参数表 Table 1 Basic parameters to calculate response characteristics of seismoelectric waves 参数 数值 孔隙度φ 0.20 基质密度ρs/(kg·m-3) 2480 固体基质体积模量Ks/(GPa) 40.70 固体基质剪切模量Gs/(GPa) 29.70 束缚水饱和度Swi 0.10 残余油饱和度Sor 0.10 水相密度ρw/(kg·m-3) 1000 油相密度ρo/(kg·m-3) 830 水相粘性系数ηw/(Pa·s) 0.001 油相粘性系数ηo/(Pa·s) 0.03 水相体积模量Kw/(GPa) 2.25 油相体积模量Ko/(GPa) 1.30 溶液性质 NaCl 渗透率κ0(m2) 10-14 含水饱和度Sw 0.50 离子浓度c0/(mg·L-1) 1500 阳离子交换量QV/(mol·L-1) 0.50 真空介电常数ε0/(F·m-1) 8.85×10-12 真空磁导率μe0/(N·A-2) 4π×10-7 水相介电常数εs 4ε0 油相介电常数εw 80ε0 固相介电常数εo 3ε0

表 1 震电波场响应特性计算的基本参数表 Table 1 Basic parameters to calculate response characteristics of seismoelectric waves

震电横波的电场强度E_s0、电流密度J_s0与固相速度-iωu₀之比为

震电纵波的电场强度E_ξ0、电流密度J_ξ0与固相速度-iωu₀之比为

利用式(45)~式(50)分别计算四种震电波的传播速度、衰减常数以及电场强度、电流密度与固相速度比值的模值与相位，如图 1所示.图 1a、图 1b给出了四种震电波的传播速度和衰减常数的对比，可以看出，震电横波和震电纵波P₁波的传播速度随频率变化较小，而震电纵波P₂和P₃波的传播速度随频率增大而显著增大，四种波的衰减常数均随频率增大而增大；相同频率下，震电纵波P₁波的传播速度最大，震电横波的衰减常数最小，震电纵波P₂波的传播速度最小，且其衰减常数最大.

图 1

Fig. 1

图 1 震电波场响应特性 (a)波速;(b)衰减常数;(c)a模值;(d)a相位;(e)b模值;(f)b相位. Fig. 1 Response properties of the seismoelectric waves (a)Wave velocity;(b)Attenuation constant;(c)Modulus of a;(d)Phase of a;(e)Modulus of b;(f)Phase of b.

图 1c、图 1d和图 1e、图 1f分别给出了电场强度和电流密度与固相速度比值的模值、相位，由图看出，四种震电波的电场强度与固相速度比值的模值随频率变化较小，震电横波、震电纵波P₂和P₃波的电流密度与固相速度比值的模值均随频率增大而增大，震电纵波波的则相反.相同频率下，震电纵波P₂波的电场强度和电流密度与固相速度比值的模值均较大，说明其激发电场和电流能力较强.震电横波的电场强度与固相速度比值的相位为正，其余三种震电波的均为负，而震电纵波P₂和P₃波电流密度与固相速度比值的相位为正，震电横波和震电纵波P₁的为负.四种震电波的电场强度和电流密度与固相速度比值的相位都在频率高于10⁴ Hz后才有所变化.

利用式(45)~式(48)，计算震电横波的响应特性频散曲线，如图 2所示，图中模数是孔隙度.图 2a、图 2b给出了震电横波的传播速度和衰减常数与储层孔隙度的关系，由图可知，随着孔隙度增大，震电横波的传播速度减小，衰减常数基本不变；图 2c、图 2d分别表示震电横波电场强度和电流密度与固相速度比值的模值和相位(实心标号曲线为模值，空心的为相位，下同)，孔隙度增大，液体渗流能力增强，电荷运动加快，故电场强度和电流密度与固相速度比值的模值均增大，且孔隙度增大，震电横波的电场强度与固相速度比值的相位减小，电流密度与固相速度比值的相位的绝对值增大.

图 2

Fig. 2

图 2 震电横波响应特性与孔隙度的关系 (a)波速;(b)衰减常数;(c)a模值和相位;(d)b模值和相位. Fig. 2 Relationship between response properties of seismoelectric shear wave and the porosity (a)Wave velocity;(b)Attenuation constant;(c)Modulus and phase of a;(d)Modulus and phase of b.

震电横波的响应特性与储层渗透率的关系如图 3所示.由图 3a、图 3b可知，震电横波的传播速度在频率较低(小于10⁴ Hz)时基本不受渗透率的影响，在高频(大于10⁴ Hz)时，震电横波的传播速度随渗透率增大而增大，高低频时，震电横波的衰减常数均随渗透率增大而增大.图 3c、图 3d给出了电场强度和电流密度与固相速度比值的模值和相位，震电横波的电场强度与固相速度比值的模值随渗透率增大而增大，而且渗透率越大，频率接近10⁶ Hz时电场强度与固相速度比值的模值降低越大.电流密度与固相速度比值的模值受渗透率影响较小.高频时，渗透率增大，电场强度与固相速度比值的相位增大，电流密度与固相速度比值的相位的绝对值减小.

图 3

Fig. 3

图 3 震电横波响应特性与渗透率的关系 (a)波速;(b)衰减常数;(c)a模值和相位;(d)b模值和相位. Fig. 3 Relationship between response properties of seismoelectric shear wave and the permeability (a)Wave velocity;(b)Attenuation constant;(c)Modulus and phase of a;(d)Modulus and phase of b.

震电横波的响应特性与储层含水饱和度的关系如图 4所示.由图 4a、图 4b可知，震电横波的传播速度随含水饱和度增大而减小，衰减常数随饱和度增大而轻微增大.由图 4c、图 4d看出，震电横波电场强度和电流密度与固相速度比值的模值均随含水饱和度增大而增大，这是因为含水饱和度越大，储层含水越多，动电耦合能力越强，产生的电场和电流就越大.震电横波电场强度和电流密度与固相速度比值的相位受含水饱和度影响较小.

图 4

Fig. 4

图 4 震电横波响应特性与含水饱和度的关系 (a)波速;(b)衰减常数;(c)a模值和相位;(d)b模值和相位. Fig. 4 Relationship between response properties of seismoelectric shear wave and the water saturation (a)Wave velocity;(b)Attenuation constant;(c)Modulus and phase of a;(d)Modulus and phase of b.

震电纵波P₁波的响应特性与储层孔隙度的变化规律如图 5所示.由图 5a、图 5b可知，随着孔隙度增大，震电纵波P₁波的传播速度减小，衰减常数增大，这是因为孔隙度增大，储层含流体变多，纵波在流体中传播速度小于在固相中传播速度，而在流体中衰减大于在固相中.图 5c、图 5d给出了震电纵波P₁波的电场强度和电流密度与固相速度比值的模值和相位，由图看出，震电纵波P₁波的电场强度与固相速度比值的模值受孔隙度影响较小，电流密度与固相速度比值的模值随孔隙度增大而增大，且高频时，电场强度与固相速度比值的相位的绝对值随孔隙度增大而增大，电流密度与固相速度比值的相位受孔隙度影响较小.

图 5

Fig. 5

图 5 震电纵波P1波响应特性与孔隙度的关系 (a)波速;(b)衰减常数;(c)a模值和相位;(d)b模值和相位. Fig. 5 Relationship between response properties of seismoelectric longitudinal wave and the porosity (a)Wave velocity;(b)Attenuation constant;(c)Modulus and phase of a;(d)Modulus and phase of b.

震电纵波P₁波的响应特性与储层渗透率的变化关系如图 6所示.由图 6a、图 6b可知，渗透率增大，震电纵波P₁的传播速度增大，衰减常数减小.由图 6c、图 6d看出，震电纵波P₁波的电场强度和电流密度与固相速度比值的模值均随渗透率增大而减小，而且其相位的绝对值均随渗透率增大而减小.

图 6

Fig. 6

图 6 震电纵波P1波响应特性与渗透率的关系 (a)波速;(b)衰减常数;(c)a模值和相位;(d)b模值和相位. Fig. 6 Relationship between response properties of seismoelectric longitudinal wave and the permeability (a)Wave velocity;(b)Attenuation constant;(c)Modulus and phase of a;(d)Modulus and phase of b.

震电纵波P₁波的响应特性与储层含水饱和度的关系如图 7所示.由图 7a、图 7b可知，震电纵波P₁波的传播速度在低频时随含水饱和度增大而减小，高频时相反.震电纵波波的衰减常数随含水饱和度增大而增大，在频率接近10⁶Hz时相反.由图 7c、图 7d可知，震电纵波P₁波的电场强度和电流密度与固相速度比值的模值均随含水饱和度增大而增大，同样是因为储层含水越多，动电耦合能力越强.含水饱和度对震电纵波P₁波的电场强度与固相速度比值的相位影响较小，高频时，含水饱和度增大，电流密度与固相速度比值的相位的绝对值增大.

图 7

Fig. 7

图 7 震电纵波P1波响应特性与含水饱和度的关系 (a)波速;(b)衰减常数;(c)a模值和相位;(d)b模值和相位. Fig. 7 Relationship between response properties of seismoelectric longitudinal wave and the water saturation (a)Wave velocity;(b)Attenuation constant;(c)Modulus and phase of a;(d)Modulus and phase of b.

震电纵波P₂波的响应特性与储层孔隙度的关系如图 8所示.由图 8a、图 8b可知，震电纵波P₂波的传播速度和衰减常数受孔隙度影响均较小，孔隙度增大，传播速度轻微减小，衰减常数轻微增大.由图 8c、图 8d可知，震电纵波P₂波的电场强度与固相速度比值的模值随孔隙度增大而减小，而电流密度与固相速度比值的模值受孔隙度影响较小.高频时，孔隙度增大，震电纵波P₂波电场强度与固相速度比值的相位的绝对值减小，电流密度与固相速度比值的相位增大.

图 8

Fig. 8

图 8 震电纵波P2波响应特性与孔隙度的关系 (a)波速;(b)衰减常数;(c)a模值和相位;(d)b模值和相位. Fig. 8 Relationship between response properties of seismoelectric longitudinal wave and the porosity (a)Wave velocity;(b)Attenuation constant;(c)Modulus and phase of a;(d)Modulus and phase of b.

震电纵波P₂波的响应特性与储层渗透率的关系如图 9所示.由图 9a、图 9b可知，随着渗透率增大，震电纵波P₂波的传播速度增大，衰减常数减小.由图 9c、图 9d可知，震电纵波P₂波的电场强度、电流密度与固相速度比值的模值均随渗透率增大而减小，与震电纵波P₂波一致.高频时，渗透率增大，震电纵波P₂波的电场强度与固相速度比值的相位的绝对值增大，电流密度与固相速度比值的相位减小.

图 9

Fig. 9

图 9 震电纵波P2波响应特性与渗透率的关系 (a)波速;(b)衰减常数;(c)a模值和相位;(d)b模值和相位. Fig. 9 Relationship between response properties of seismoelectric longitudinal wave and the permeability (a)Wave velocity;(b)Attenuation constant;(c)Modulus and phase of a;(d)Modulus and phase of b.

震电纵波P₂波的响应特性与储层含水饱和度的关系如图 10所示.由图 10a、图 10b可知，随着含水饱和度增大，震电纵波P₂波的传播速度减小，衰减常数增大.由图 10c、图 10d可知，震电纵波P₂波的电场强度、电流密度与固相速度比值的模值均随含水饱和度增大而增大.高频时，含水饱和度增大，电场强度与固相速度比值的相位的绝对值减小，电流密度与固相速度比值的相位增大.

图 10

Fig. 10

图 10 震电纵波P2波响应特性与含水饱和度的关系 (a)波速;(b)衰减常数;(c)a模值和相位;(d)b模值和相位. Fig. 10 Relationship between response properties of seismoelectric longitudinal wave and the water saturation (a)Wave velocity;(b)Attenuation constant;(c)Modulus and phase of a;(d)Modulus and phase of b.

震电纵波P₃波的响应特性与储层孔隙度的关系如图 11所示.由图 11a、图 11b可知，震电纵波P₃的波传播速度和衰减常数受孔隙度影响较小.由图 11c、图 11d可知，震电纵波P₃波的电场强度与固相速度比值的模值随孔隙度增大而减小，电流密度与固相速度比值的模值受孔隙度影响较小.高频时，孔隙度增大，电场强度与固相速度比值的相位的绝对值减小，电流密度与固相速度比值的相位增大.

图 11

Fig. 11

图 11 震电纵波P3波响应特性与孔隙度的关系 (a)波速;(b)衰减常数;(c)a模值和相位;(d)b模值和相位. Fig. 11 Relationship between response properties of seismoelectric longitudinal wave and the porosity (a)Wave velocity;(b)Attenuation constant;(c)Modulus and phase of a;(d)Modulus and phase of b.

震电纵波P₃波的响应特性与储层渗透率的关系如图 12所示.由图 12a、图 12b可知，随着渗透率增大，震电纵波P₃波的传播速度增大，衰减常数减小.由图 12c、图 12d可知，震电纵波P₃波的电场强度、电流密度与固相速度比值的模值均随渗透率增大而减小.高频时，渗透率增大，电场强度与固相速度比值的相位的绝对值增大，电流密度与固相速度比值的相位减小.

图 12

Fig. 12

图 12 震电纵波P3波响应特性与渗透率的关系 (a)波速;(b)衰减常数;(c)a模值和相位;(d)b模值和相位. Fig. 12 Relationship between response properties of seismoelectric longitudinal wave and the permeability (a)Wave velocity;(b)Attenuation constant;(c)Modulus and phase of a;(d)Modulus and phase of b.

震电纵波P₃波的响应特性与储层含水饱和度的关系如图 13所示.由图 13a、图 13b可知，随着含水饱和度增大，震电纵波P₃波传播速度增大，衰减常数减小.由图 13c、图 13d可知，震电纵波P₃波的电场强度、电流密度与固相速度比值的模值均随含水饱和度增大而减小，与震电纵波P₁和P₂波的相反.高频时，含水饱和度增大，震电纵波P₃波电场强度与固相速度比值的相位的绝对值增大，电流密度与固相速度比值的相位减小.

图 13

Fig. 13

图 13 震电纵波P3波响应特性与含水饱和度的关系 (a)波速;(b)衰减常数;(c)a模值和相位;(d)b模值和相位. Fig. 13 Relationship between response properties of seismoelectric longitudinal wave and the water saturation (a)Wave velocity;(b)Attenuation constant;(c)Modulus and phase of a;(d)Modulus and phase of b.

本文突破性地将震电效应理论研究扩展到油水两相饱和储层中去，填补了非饱和多孔介质中震电效应理论研究的缺失，建立了油水两相饱和储层中震电耦合理论模型，模型考虑到了含油储层宏观储渗参数的影响，利用该模型进行数值模拟并分析，得出结论：

(1)油水两相饱和储层中，震电耦合效应产生四种震电耦合波，其中震电纵波P₁波的传播速度最大，震电横波次之，而震电纵波P₂和P₃波的传播速度较小，衰减常数却较大.但这两种速度较小的震电纵波的电场强度及电流密度与固相速度比值的模值要比震电横波和震电纵波P₁波的大得多，说明其激发电场和电流能力较强.

(2)数值模拟储层参数对波场响应的影响发现，孔隙度增大，含流体增多，四种震电波传播速度均减小，三种震电纵波衰减常数均增大，但震电纵波P₂和P₃波的电场强度及电流密度与固相速度比值的模值增大；渗透率增大，四种震电波的传播速度均增大，震电横波的衰减常数、电场强度及电流密度与固相速度比值的模值均增大，而三种震电纵波的均减小；含水饱和度增大，含水增多，震电横波、震电纵波P₁和P₂波的波场响应变化规律相似，传播速度减小，衰减常数、电场强度及电流密度与固相速度比值的模值增大，震电纵波P₃波的则相反.由此可以简单得推出，在孔隙度和渗透率较小，含水饱和度较大的储层中，由震电纵波P₂波可以产生较大的电场和电流.