氣藏型地下儲氣庫建庫注采機理與評價關鍵技術

孫軍昌 胥洪成 王皆明 石 磊 李 春 唐立根 鐘 榮

1. 中國石油勘探開發研究院 2. 中國石油天然氣集團有限公司油氣地下儲庫工程重點實驗室

氣藏型地下儲氣庫（以下簡稱儲氣庫）是目前全球最主要的天然氣儲氣庫類型，其工作氣量約占全球各類儲氣庫總工作氣量的75%[1]。我國自20世紀90年代末開始在天津大港板橋地區利用開發中后期的氣藏改建儲氣庫，氣藏型儲氣庫也已成為我國主要的天然氣季節調峰儲備設施。與氣藏一般單向采氣不同，儲氣庫運行具有氣體交替強注強采工況劇烈、單井大流量吞吐流體高速滲流、地應力場周期擾動等特點[2]。同時，國內地質條件遠較國外復雜，建庫氣藏普遍具有構造破碎、埋藏深、儲層非均質性強、建庫前地層流體分布復雜等特點，進一步加劇了滿足儲氣庫特殊工況的建庫地質方案設計和優化運行技術難度[1]。我國早期建設的大港板橋庫群多周期注采實踐表明，深入研究儲氣庫強注強采地應力周期擾動和氣、水（油）高速互驅滲流等建庫注采機理，建立適應交變載荷工況和我國陸相沉積復雜地質條件特點的儲氣庫地質評價關鍵技術，是指導儲氣庫科學選址設計的重要保障。

從國內儲氣庫建設面臨的主要地質難點和建庫地質方案設計技術挑戰出發，重點論述了開發中后期構造破碎水侵氣藏動態密封性和多相流體高速交互驅替滲流機理及評價關鍵技術，通過物理模擬和數值模擬兩種技術手段相互結合，揭示了儲氣庫周期注采交變應力作用下蓋層和斷層密封性動態變化機理、非均質儲層氣水高速滲流孔隙動用特征，并以此建立了相應的建庫地質評價關鍵技術。

1 建庫注采機理與地質評價技術

建庫注采機理與地質評價技術是儲氣庫科學設計和優化運行重要的理論基礎[3-4]，其核心技術包括圈閉密封性和流體高速注采滲流機理評價及庫容參數優化等，是決定建庫指標設計科學性和可靠性的關鍵。

1.1 圈閉密封性動態變化機理與評價技術

與國外相比，我國復雜的沉積成藏環境經歷多期次構造運動，導致油氣藏構造復雜，適宜建庫區域可選建庫氣藏一般均發育不同規模的斷層，部分斷層完全斷穿蓋層。儲氣庫選址評價的首要條件就是要求地下整體儲氣系統具備長期密封性，斷層越發育、構造越復雜，地下儲氣系統密封評價難度越大[1]。但與油氣藏勘探開發不同，儲氣庫圈閉密封性研究不僅需準確評價其原始靜態密封性，而且需預先考慮和評價氣藏建庫后長期注采交變應力作用下的圈閉完整性。因此，常規以宏觀地質分析和室內巖心微觀實驗為主的靜態密封性評價方法無法滿足儲氣庫工況要求，必須重點研究交變應力下蓋層和斷層密封性動態變化機理，建立相應的評價技術，以此為核心依據，科學指導復雜地質條件儲氣庫選址評價和建庫地質方案設計。

1.1.1 蓋層動態密封性評價

常規氣藏研究認為蓋層封閉機理主要包括3種，即物性封閉（毛細管封閉）、烴濃度封閉和超壓封閉，毛細管封閉是最具有普遍意義的封閉機理[5]。但對于儲氣庫而言，由于往復注采引起區域地應力場周期擾動，交變應力作用下蓋層將發生不同程度的彈塑性變形，改變其原始靜態毛細管密封能力，甚至由于局部應力集中導致蓋層發生宏觀力學破壞。因此，儲氣庫蓋層動態密封性評價包括交變應力作用下的蓋層毛細管密封能力和力學完整性評價兩個方面。

1.1.1.1 毛細管密封性

筆者在蓋層常規突破壓力理論和實驗測試方法基礎上，提出了蓋層動態突破壓力的概念，即在儲氣庫注采交變應力作用下的蓋層氣體突破壓力。采用研制的可施加三軸應力的突破壓力測試系統，對取自H儲氣庫泥巖蓋層的5塊柱塞巖心（直徑約為2.5 cm、長度約為5.5 cm），飽和煤油后以氮氣為驅替介質，進行了交變應力損傷前后的靜、動態突破壓力測試。實驗結果表明，5塊巖心靜態突破壓力分布在3.88～8.79 MPa，平均值為6.16 MPa。根據氣水、氣油兩種不同體系的界面張力，折算成氮氣驅替飽和地層水的靜態突破壓力介于7.22～16.35 MPa，平均值為11.52 MPa。根據蓋層劃分標準，屬于較好密封級別的蓋層[6]。50次三軸交變應力損傷后，外形保持完好的2塊巖心測試的動態突破壓力分別為3.96 MPa和6.27 MPa，與交變應力損傷前相比分別減小了27.5%和2.0%，2塊巖心突破壓力平均減小幅度為14.8%。

為了深入揭示交變應力作用下泥巖蓋層原始靜態突破壓力變化機理，選取了3塊泥巖巖心測試50次交變應力下的應力應變曲線，圖1為3塊巖心中具有代表性的應力（偏壓）應變曲線。從圖1可以看出，隨著交變次數的增加，循環加卸載引起的塑性應變持續變大，塑性應變從第1周期的約0.04%增長至近0.12%，反映了儲氣庫注采引起的地應力場擾動持續引起蓋層微觀孔隙結構的改變。實驗結果顯示交變應力對蓋層原始毛細管密封能力產生了弱化作用，其根源在于巖石微觀孔隙結構的改變。因此，儲氣庫蓋層毛細管密封能力評價應在模擬地層溫度、壓力條件下考慮地應力及其動態擾動，以物理模擬實驗測試的動態突破壓力為主要指標，定量評價蓋層毛細管密封性。

圖1 H儲氣庫泥巖蓋層巖心偏壓—應變曲線圖

1.1.1.2 力學完整性

儲氣庫蓋層力學完整性評價重點是研究儲氣庫大流量強注強采局部超壓引起的儲、蓋層拉張破壞，以及由于構造、巖性變化和層理發育等復雜條件引起的應力集中導致的蓋層剪切和力學疲勞破壞。研究巖石變形破壞特征和區域地應力場是評價蓋層力學完整性的前提和基礎。通過礦場水力壓裂、地漏試驗等地應力測試和室內聲發射凱瑟爾效應實驗等，準確測試建庫氣藏蓋層最小水平主應力，以此評價目標氣藏建庫高速注氣儲層局部高壓是否會誘發儲、蓋層拉張破壞。

筆者建立的蓋層剪切破壞風險評價方法是在圈閉精細地質研究、地應力測試和室內巖石力學實驗基礎上，通過建立儲氣庫圈閉地應力—滲流耦合模型，建模范圍涵蓋儲層、蓋層、上覆和下伏地層及周邊斷層等，然后采用地質力學—滲流雙向耦合數值模擬氣藏開發及改建儲氣庫后周期注采地層壓力擾動下的動態地應力場[7-12]。在此基礎上，基于經典的巖石力學摩爾—庫倫準則，引入剪切安全指數在三維空間尺度可視化定量評價剪切破壞風險[13]。

圖2為數值模擬給出的H儲氣庫設計下限壓力（18 MPa）時泥巖蓋層剪切安全指數平面分布圖，定量顯示了儲氣庫采氣末蓋層剪切破壞風險高低，充分反映了在復雜構造和巖性變化條件下儲氣庫注采引起的地應力擾動對蓋層剪切變形的影響。

圖2 H儲氣庫設計下限壓力時蓋層剪切安全指數分布圖

儲氣庫蓋層交變應力疲勞破壞風險主要通過室內巖心三軸交變應力實驗進行，其中交變應力加載方式、交變范圍和頻率等是實驗設計的難點。以H儲氣庫儲蓋層實測地應力、儲氣庫設計運行壓力區間等為依據，結合有效應力理論，采用定圍壓交變軸壓方式模擬儲氣庫注采交變應力對蓋層的疲勞損傷，交變頻率和次數分別選取0.1 Hz和50次。針對H儲氣庫泥巖蓋層巖心三軸交變應力實驗發現，在32 MPa圍壓下循環加卸載50次，3塊巖心累積塑性應變平均僅0.14%，遠低于1%的疲勞破壞臨界指標[10]。

1.1.2 斷層動態密封性評價

斷層密封性包括側向和縱向密封兩個方面。在地質、地震、測井和巖心觀察等資料綜合解釋基礎上，通過斷層砂泥比、泥巖涂抹系數等可以對側向密封性進行較完整的評價。常規油氣藏勘探開發研究通過測試地層原始地應力，根據靜力分析計算出斷層面正壓力，同時結合上述評價的斷層砂泥比大小、斷層帶充填物性質等定性評價縱向密封性。但是，當由于注采擾動引起區域地應力變化時，作用在斷層面上的剪應力大于有效正應力與摩擦系數之積時，斷層將發生縱向失穩滑移，增大縱向密封失效風險[9-13]。儲氣庫斷層密封性評價的核心和難點是研究交變作用下斷層縱向動態密封性，本質是研究斷層周邊復雜構造地應力場動態變化和斷層力學穩定性。

目前受實驗室斷層模型制作、三向地應力仿真模擬等多種因素影響，主要通過地質力學數值模擬手段評價斷層穩定性[9-15]。采用上述的儲氣庫圈閉地應力—滲流耦合模型，可以數值模擬獲得儲氣庫注采過程斷層兩側動態地應力場。然后根據三維空間應力張量算法，可計算出任一地層壓力下沿斷層面的剪應力和有效正應力。引入斷層滑移趨勢指數（ST），評價交變應力下的斷層力學穩定性[13]。ST越大，失穩滑移風險越高。

H氣藏開發14年后，H斷層的ST主要分布在0.2～0.4，整體力學穩定，尤其在蓋、儲層對應的2 500 m左右，斷層滑移趨勢指數較小。通過常規精細地質分析和圈閉地應力—滲流耦合模擬相互結合，可全面評價復雜地質構造斷層側向和縱向動態密封性[13]。

1.2 多周期注采滲流機理與庫容參數優化設計技術

1.2.1 多周期注采滲流實驗模擬系統研發

針對儲氣庫高速往復注采流體交互驅替的特點，在氣藏開發常規物理模擬系統基礎上，重點對驅替方式、儀器耐壓級別、流量計精度等實驗模擬方法和核心配套設備進行了創新升級，研發了可仿真儲氣庫高速交互注采的實驗模擬系統，其技術流程如圖3所示（圖中1表示氣源； 2表示減壓閥；3表示注入氣流量控制器；4表示氣液分離器；5表示采出氣流量控制器；6表示液體刻度瓶；7表示電子天平；8表示液體驅替泵；9表示三通閥；10表示壓力傳感器； 11表示核磁共振巖心分析夾持器；12表示常規巖心分析夾持器；13表示環壓泵；14表示水體能量調節器；15表示兩通閥），可實現高溫（180 ℃）、高壓（70 MPa）條件氣水互驅相滲曲線測試和注采仿真物理模擬。

圖3 儲氣庫注采滲流實驗模擬系統流程圖

1.2.2 多周期注采滲流機理評價

1.2.2.1 多輪次氣水互驅相對滲透率曲線

對取自B水侵砂巖氣藏儲層巖心開展5輪氣水互驅相對滲透率曲線測試，圖4為某代表性巖心實驗結果。從圖4可以看出，在儲氣庫周期注采過程中，氣水相對滲透率曲線存在明顯的滯后效應，隨著氣水互驅次數的增加，氣相和水相相對滲透率均呈降低

圖4 多輪次氣水互驅相對滲透率曲線圖

趨勢，相對滲透率曲線反映氣水兩相共流區間變窄、等滲點下移，但多輪互驅后變化趨于穩定。多輪相對滲透率曲線揭示出儲氣庫周期注采過程反復發生“水侵”和“水退”的氣水過渡帶，氣、水有效滲流能力存在持續下降趨勢，經多輪吞吐后趨于穩定，相對滲透率滯后效應對儲氣庫投運初期幾個周期過渡帶井產能具有重要影響[16-17]。

1.2.2.2 多周期注采孔隙動用物理模擬

如前所述，儲氣庫大流量強注強采過程中流體滲流速度遠高于氣藏開發，注采速度一般是氣藏開發的20～30倍，流體的高速滲流必然加劇儲層非均質性的影響，在宏觀上導致部分低滲透區（層）無法有效動用。微觀上，受毛細管力滯后、孔喉非均質性和氣水流動能力差異等影響，氣水互驅過程發生捕集、互鎖和繞流等現象，使得氣水過渡帶殘余氣（束縛水）飽和度增加[18]。上述兩種因素的綜合影響將使得儲氣庫短期高速注采儲層整體動用效率低于氣藏開發。以H水侵砂巖儲氣庫為例，根據儲氣庫設計運行壓力區間、平均日注采氣量和注采井數等，仿真模擬地層高速注采滲流條件，巖心實驗模擬評價的氣驅水純氣帶和氣水過渡帶含氣孔隙動用效率如圖5所示。從圖5可以看出，氣驅水純氣帶含氣孔隙空間動用效率隨注采輪次持續增加，而氣水過渡帶動用效率變化規律相反，兩個不同區帶最終趨于穩定的含氣孔隙空間動用效率分別僅為氣藏開發的67.4%和46.0%。實驗機理新發現揭示，儲氣庫短期高速注采條件下有效動用的含氣孔隙空間明顯小于氣藏開發。

圖5 模擬儲氣庫注采含氣孔隙動用特征曲線圖

1.2.3 庫容參數優化設計

儲氣庫關鍵指標設計包括有效庫容量、運行壓力區間、工作氣量、井注采氣能力和合理井網密度等。這幾項參數之間存在一定的相互影響或制約關系，但其核心是有效庫容量設計。

1.2.3.1 有效庫容量

基于水侵氣藏儲層非均質性地質特點、流體復雜分布和氣水互驅微觀滲流機理等深入分析，提出了以“分區差異動用、建庫有效空間”為核心有效庫容量設計新方法，其總體技術思路是在儲層流體不同區帶精細劃分基礎上，依據室內仿真模擬實驗確定的不同區帶含氣孔隙空間動用效率，并扣除應力敏感等其他因素導致的含氣孔隙空間損失，加權計算得到建庫有效孔隙空間，然后根據物質平衡方法設計有效庫容量[19-20]。

1.2.3.2 運行壓力區間

儲氣庫運行壓力區間包括上限壓力和下限壓力。上限壓力即儲氣庫運行過程中允許達到的最大地層壓力，下限壓力即維持儲氣庫運行所需的最小地層壓力。上限壓力設計以儲氣圈閉密封性不遭到破壞為前提，需綜合考慮蓋層、斷層、溢出點和邊界地層密封性，一般選取氣藏原始地層壓力作為儲氣庫運行上限壓力。但對于構造較為完整、蓋層密封性好且內部斷裂不發育的背斜或斷背斜構造，可適當提高上限壓力，通過采用前述的蓋層和斷層動態密封性評價方法，可綜合優化確定保持圈閉完整的極限壓力，作為上限壓力設計的最大約束條件。

下限壓力設計采用氣藏工程和數值模擬兩種技術手段的相互結合，以儲氣庫采氣末期具有一定的調峰能力、降低邊底水侵入對儲層含氣孔隙的影響、采氣井口壓力滿足進站要求和儲氣庫具有一定規模工作氣量等為約束條件，通過多方案對比優化確定下限壓力。

1.2.3.3 工作氣量

工作氣量是儲氣庫在設計的運行壓力區間運行時所能采出的天然氣量，應綜合考慮地質、地面、經濟諸多因素合理確定。工作氣量與下限壓力關系密切，但下限壓力過低可能導致邊底水侵入，減小含氣孔隙空間并降低地層滲流能力，影響擴容達產速度和調峰能力。對于滲透性較差的儲氣庫，過高的工作氣比例和較低的下限壓力意味著需要部署更多的注采井，帶來較大的成本壓力。因此，工作氣量設計時不僅要考慮地質條件，還應綜合考慮地面設施和管網外輸條件，確定技術經濟最優值。

2 礦場應用實例

2.1 氣藏主要地質特點

H氣藏為帶邊底水的大型多層砂巖貧凝析氣藏。其改建儲氣庫地質方案設計主要面臨兩大技術難點：一是構造內部發育3條大型逆斷層，斷層斷距大（約200 m）、延伸長（20 km），且2條斷層完全斷穿了直接蓋層，需準確評價蓋層和斷層動態密封性；二是受復雜的水下分流河道沉積環境影響，砂體空間展布變化大，儲層非均質性強，同時由于建庫前氣藏已進入中后期開發階段，邊水沿西區選擇性侵入氣藏，平面和縱向不同區域流體分布復雜，建庫有效含氣孔隙空間準確預測和有效庫容量、工作氣量等庫容參數科學設計難度大。

2.2 建庫地質方案設計簡況

H儲氣庫運行上限壓力設計是在圈閉精細地質研究基礎上，采用前述的圈閉動態密封性評價技術，重點開展了蓋層動態突破壓力實驗和地應力—滲流耦合數值模擬，在模擬地層溫壓和地應力周期擾動條件下，測試蓋層平均突破壓力約為9.82 MPa，遠高于保持氣體存儲于圈閉溢出點之內所需的臨界突破壓力。采用地質力學數值模擬手段，給出3條斷層不同上限壓力滑移趨勢指數，上限壓力為34 MPa時直接蓋層局部剪切安全指數相對較小。為確保儲氣庫全生命周期劇烈工況圈閉完整性，優化確定34 MPa為儲氣庫運行上限壓力。并根據地質力學模擬結果，指導部署蓋層和斷層監測井4口，尤其是在斷層區域強化監測。

有效庫容量設計全面考慮了儲層物性及非均質性、地層水侵入、凝析油反凝析損失以及短期高速強注強采滲流機理等諸多因素，巖心高速注采仿真物理模擬實驗評價氣藏建庫水淹帶上部的純氣帶、氣驅水純氣帶和氣水過渡帶含氣孔隙動用效率分別為氣藏低速開發的92%、67%和46%。采用數值模擬分區帶提取含氣孔隙空間，計算得到建庫有效含氣孔隙空間為4 018.0×104m3，34 MPa設計上限壓力對應的有效庫容量為107.0×108m3，儲氣庫設計運行壓力區間18～34 MPa對應的工作氣量為45×108m3。

2.3 儲氣庫注采運行效果

儲氣庫自2013年投運以來，截至2017年注氣末，經歷5注4采周期。4口監測井實時監測并結合儲氣庫注采庫存分析曲線，反映蓋層、斷層動態密封性良好，儲氣庫不存在氣體漏失。同時，利用儲氣庫高速注采動態資料對方案設計指標進行復核，有效庫容量與設計指標吻合程度高。目前儲氣庫整體注采運行擴容達產速度快，圈閉密封性良好。第5周期注氣末庫容量達98.2×108m3，達容率為91.8%，調峰能力由投產初期的2.7×108m3快速增至36.3×108m3，增加12倍。

3 結論

1）提出了儲氣庫圈閉動態密封性評價理念，建立了以交變應力突破壓力測試、三軸壓縮力學實驗和地應力—滲流耦合建模等為技術手段的儲氣庫蓋層、斷層動態密封性評價方法，提出采用動態突破壓力、剪切安全指數等指標綜合量化評價圈閉動態密封性。

2）通過仿真儲氣庫注采氣水高速互驅實驗，揭示了非均質水侵氣藏建庫氣水過渡帶孔隙局部動用機理。以此為依據，建立了以有效含氣孔隙為基礎的儲氣庫有效庫容設計新方法。

3）以大型多層H儲氣庫為應用實例，目前經5注4采，儲氣庫運行指標與方案設計吻合程度高，建庫評價關鍵技術得到進一步驗證。

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