儲氣庫多周期注采過程蓋層動態應力變化特征

王 忱 賈善坡 楊軍偉 仲國生 陳振龍 常永松

1. 東北石油大學土木建筑工程學院,黑龍江 大慶 163318; 2. 東北石油大學非常規油氣研究院,黑龍江 大慶 163318; 3. 中國石油吉林油田分公司,吉林 松原 138000

0 前言

地下儲氣庫是天然氣產業鏈的關鍵環節和管道輸送系統的重要組成部分。由于儲氣庫具有大流量強注強采、高強度服役的特點,長期運行的安全性和穩定性就顯得尤為重要,在全世界發生的氣藏型儲氣庫安全事故中,約13%與蓋層密封性失效有關。雖然儲氣庫在建庫初要經過周密的密封完整性評價,但蓋層在長期服役過程中仍存在密封失效等潛在事故[1-2]。因此,儲氣庫蓋層密封性研究中不僅需研究其初始靜態密封性,而且還需評估長期交變荷載作用下的蓋層封閉能力和力學封閉性以及確定導致蓋層密封失效的主控因素。

目前,對長期交變注采引起的蓋層密封性機理的認識還不清楚,主要表現為在長期交變荷載作用下蓋層力學封閉性評價準則尚不明朗。現大多以蓋層力學完整性為研究背景,研究方法主要為數值模擬以及物理實驗[3]。數值模擬方法通過數模軟件與地質力學模擬軟件獲得儲氣庫在注入過程或一個注采周期條件下地層的應力與變形,但對多周期注采條件下影響蓋層力學完整性的因素及其影響大小還沒有一個準確的評價。物理實驗方法通過三軸實驗研究巖石的常規力學性能。王釩潦等人[4]研究了儲層變形對巖石的力學影響,對不同形狀儲層進行解析解分析,發現對于縱橫比大、泊松比小且相對較軟的矩形儲層會形成壓力拱效應。目前,研究孔隙流體壓力變化導致的應力場變化的方法有半解析法[5-8]、解析法[9]以及數值模擬方法[10-12],大多都局限在流體壓力的變化導致壓力拱,進而對蓋層應力場產生影響,蓋層內部壓力場的變化引起蓋層應力場的變化未受關注。Hangx S J T等人[13]通過實驗結合解析解的方法研究了孔隙水壓力對巖石力學行為的影響,但是未經過數值模擬驗證,實驗僅僅經過了一個注入的過程,并不能更好地表現巖石在多周期注采下的變化。Rajabi M等人[14]針對伊朗Yort-e-Shah含水層儲氣庫開展了地質力學評價,將泥巖蓋層視為非滲透介質,開展注入條件下蓋層破損機理研究,也并未考慮多周期注采交變荷載對蓋層強度和突破壓力的動態影響。因此,亟需對儲氣庫大流量交替注采的運行方式開展動態密封性研究并確定蓋層破壞的主控因素。

綜上,蓋層應力場的變化是由儲層變形以及蓋層滲流場變化兩種因素造成,但尚無對兩種因素影響大小的準確評價。本文通過三種工況的對比,以及研究不同時間節點應力的變化,探討兩種因素對蓋層應力變化的影響作用,確定主控因素。利用有限元軟件模擬松遼平原S氣藏型儲氣庫(以下簡稱S儲氣庫)全周期下的應力變化,找到最危險的時間節點以及最危險的部位,從更高層次認識和把握蓋層動態密封特性。該研究不僅具有重要的現實意義,還具有重要的科學研究價值,將豐富儲氣庫蓋層密封性評價理論。

1 地層破壞機制

地層破壞是巖石破壞的結果。當應力超過巖石強度時,就會發生巖石破壞。巖石破壞主要有兩種類型:拉伸破壞和剪切破壞。當拉應力超過巖石抗拉強度時,巖石拉伸，發生破壞。同樣,當剪應力超過巖石抗剪強度時,也會發生巖石剪切破壞。為了理解這兩種失效模式,首先需要了解有效應力的概念。

1.1 有效應力

在多孔巖石中,巖石基質內任何一點的總應力(σ)由顆粒和孔隙中的流體分擔。作用在顆粒上的正應力分量稱為有效應力,通常用σ′表示。地質力學計算考慮了破壞分析中可以用數學方法表示的有效應力。

σ′=σ-αpp

(1)

式中:σ′為有效應力,MPa;σ為作用在巖體的總應力,MPa;pp為儲層壓力,MPa;α為Biot系數。

有效應力取決于孔隙壓力,孔隙壓力越高,有效應力越低。注入增加了孔隙壓力,從而降低了圍壓。在低圍壓下,巖石的抗剪強度顯著降低,使巖石容易發生剪切破壞。同理,在開采的過程中,容易發生拉伸破壞。

1.2 拉伸破壞

當拉應力超過巖石的抗拉強度時,就會發生巖石拉伸破壞。抗拉強度是防止固體基質被流體流動或其他可能導致拉應力的驅動力拉開的巖石強度。具體來說,材料的抗拉強度是它可以在破裂(拉伸破壞)前承受的最大拉應力。拉伸破壞導致顆粒在低內聚力或無內聚力階段從骨架中被拔出。

如果總應力恒定,地層壓力的增加會降低有效應力。如果有效應力顯著降低,并低于拉伸截止值(T0),則可能會發生意外的水力壓裂[15-16]。

σ′≤T0

(2)

拉伸截止值為負值,表示與壓應力法向相反的方向。與原位應力的大小相比,拉伸截止值的絕對大小相對非常小。為保守分析。假設如果有效應力σ′低于0,會發生水力壓裂[17],因此預測拉伸破壞相對容易,因為斷裂壓力可以通過微型壓裂試驗來測量。然后可以將其用作注入壓力的上限,以避免發生水力壓裂(拉伸破壞)。這是確保地層完整性的必要條件。

1.3 剪切破壞

當剪切應力超過巖石抗剪強度時,就會發生巖石剪切破壞。抗剪強度是可用于抵抗剪切應力的巖石強度。在剪切破壞中,大部分顆粒之間的弱礦物鍵被應變破壞。阻力包括兩部分:一是成巖過程產生的膠結引起的黏性阻力(礦物膠結,其他來源的內聚黏合);另一種是顆粒之間的接觸(應力)產生的摩擦阻力。摩擦阻力的大小取決于內摩擦角φ[18-20]。

(3)

圖1 Mohr-Coulomb失效標準圖Fig.1 Mohr-Coulomb failure criteria diagram

2 計算模型的建立

2.1 工程概況

S儲氣庫的地質構造面貌宏觀上為西南傾伏的鼻狀構造,由于長期處于油氣運移聚集的有利地帶,地質條件優越,有利于油氣的儲集。S儲氣庫的Q段為純氣藏,邊水較少;整體為背斜構造;儲層為曲流河沉積,為中孔中滲型砂巖,取儲層試樣1塊進行常規孔滲測試,得到孔隙度范圍在12.1%～22.6%,平均孔隙度為18.3%,滲透率范圍在0.21～188.40 mD,平均為48.56 mD,其中50.00～100.00 mD的樣品占37.5%,綜合評價儲集能力較好;該儲氣庫的蓋層為紫紅色泥巖,質純,連續厚度在28.0～45.5 m,平均厚度為34.5 m。在蓋層上取若干塊試樣進行排替壓力測試,測試結果為蓋層試樣突破壓力最小值8.0 MPa,最大值11.0 MPa,平均突破壓力為9.5 MPa,由結果可知蓋層密封能力較好;儲層兩側被兩組的斷層切割,綜合地質力學評價,斷層穩定性較好,滿足儲氣封閉要求。

以S儲氣庫為背景建立數值模型,由于S儲氣庫為純氣藏型儲氣庫且邊水較少,本文主要聚焦蓋層應力場的擾動研究,不考慮氣體突破進入蓋層,可采用單相流體流動和流—固耦合理論,忽略儲層變形效應和蓋層無滲透能力，探討兩種因素在多周期注采條件下對儲氣庫蓋層應力場的變化特征。取儲層和蓋層巖心樣品進行三軸壓縮試驗和巴西拉伸間接試驗分析,其中儲層和蓋層試樣通過三軸壓縮試驗得到應力—應變曲線，見圖2。

a)儲層試樣a)Reservoir sample

通過圖2可得,儲層巖石的彈性模量為0.98～1.01 GPa,平均值為1.00 GPa,泊松比為0.23～0.36,平均值為0.29;蓋層巖石的彈性模量為4.73～14.21 GPa,平均值為8.34 GPa,泊松比為0.13～0.19,平均值為0.15。通過對巖石應力—應變曲線處理,得到儲層和蓋層的內摩擦角分別為為24.77°和41.52°,黏聚力為11.98 MPa和7.54 MPa。

儲層和蓋層部分試樣通過間接拉伸破壞實驗最終得到破壞曲線，見圖3。儲層巖石的抗拉強度介于1.56～2.01 MPa之間,平均值為1.77 MPa,蓋層巖石抗拉強度介于1.29～3.73 MPa之間,平均值為2.34 MPa。通過室內差應變測試得到地層最大水平主應力為29.21 MPa,最小水平主應力為25.38 MPa,經過計算得到側應力系數為0.87,由于上覆層和底層巖心測試資料較少,則通過以上巖石力學實驗數據及相關資料最終可得模型地質力學巖石參數，見表1。

a)儲層試樣a)Reservoir sample

表1 地質力學巖石參數表Tab.1 Geomechanical rock parameters table

2.2 地質力學模型的建立

地質力學模型的幾何形狀見圖4,水平向研究范圍12 000 m,垂向范圍1 400 m,因為在數千米內,地質情況沒有發生顯著變化,又因為構造相對平緩,屬于微幅構造且儲層厚度較大,可以認為是水平構造。分析區域為中間3 000 m,儲層兩側由兩個封閉較好的斷層封堵,且本文主要針對蓋層應力場影響研究,故忽略斷層的影響,儲層兩側可被認為是封閉的。儲氣庫在其底部和兩側受到約束,模型從地表開始建模,故它的頂部允許自由運動。由于上覆層巖性較為復雜且對蓋儲層影響較小,為方便考慮,可簡化為均質單層[21]。

圖4 有限元模型示意圖Fig.4 Schematic diagram of the FEM model

在模擬中,儲層注采壓力以實際工程為準。根據氣藏型儲氣庫的運行階段,將其分為氣藏開發階段、注氣階段和多輪次注采循環階段。得到注采壓力與時間關系曲線見圖5,井模擬采用超孔隙壓力注采方法。

圖5 S儲氣庫不同階段注采壓力曲線圖Fig.5 Injection and production pressure curve for different stages of S gas storage

2.3 計算工況

本文分三種情況進行數值模擬計算。

工況1:忽略儲層變形效應,假定儲層為不可變形的巖石,均質各向同性。在工況1條件下,蓋—儲交界面的變形幾乎為零,而實際地層條件則有相對明顯的變形,這說明一定程度上消除了儲層變形對蓋層應力的影響,基于此探討由于儲層變形對蓋層應力場的影響。

工況2:蓋層無滲透能力,認為蓋層是一個滲透率接近零的極其致密泥巖,均質各向同性,在此條件下,認為氣體完全滲透不到蓋層或極小程度地滲透到蓋層,在一定程度上消除了由于蓋層滲流場變化對蓋層應力場的影響,探究由于蓋層滲流場的變化對蓋層應力場的影響。

工況3:實際地層條件,儲層的彈性模量與蓋層滲透率為地層實際的條件,認為巖石為均質且各向同性。通過前兩個工況得出的數據與實際地層條件做對比,得出由于儲層變形和蓋層滲流場的變化兩種因素對蓋層應力場影響。

工況1與工況2為控制單一變量工況,工況3為工況1與工況2的對比研究工況,通過工況1與工況3的結果對比,可得出儲層變形對蓋層應力場的影響情況;同理,通過工況2與工況3的結果對比,可以得出滲透率對蓋層應力場的影響。通過儲層變形與滲透率對比可以得出影響蓋層應力場變化的主控因素。

3 蓋層動態應力場分析

根據S儲氣庫各關鍵時間節點地質力學數值模擬結果,提取不同階段儲氣庫蓋層孔隙壓力與應力分布及各控制點孔隙壓力和應力隨時間變化規律,探討不同因素對蓋層應力場演化的影響。

3.1 開發程度對蓋層應力場的影響

由于本文研究模型為對稱模型,故選取研究區一半作為分析區域,選取邊界、注入井及其中線,與蓋層頂部、中部及底部測線交點作為控制點,并編號1～9,得到控制點1～9在氣藏開發階段的孔隙壓力、水平應力以及垂直應力隨時間的變化曲線見圖6～8,通過工況3分別和工況1與工況2的對比，地應力平衡時的蓋層各層垂直應力自上而下為14.63 MPa、14.77 MPa、15.05 MPa;在工況1的條件下,蓋層的最大垂直應力為23.14 MPa,相比地應力平衡時增大了8.09 MPa;工況2條件下,蓋層的最大垂直應力為17.03 MPa,相較地應力增大1.98 MPa;工況3條件下,蓋層的最大垂直應力為22.88 MPa,相較地應力增大7.83 MPa;同理蓋層的水平應力在工況1條件下增大1.43 MPa,在工況2條件下增大0.82 MPa,在工況3條件下增大1.01 MPa。通過數據對比,在枯竭期,蓋層應力最敏感層位為蓋—儲交界面,其中工況1條件下最大垂直應力相較地應力增大53.7%,最大水平應力增大11.2%;工況2條件下最大垂直應力增大13.2%,最大水平應力增大6.4%。工況3條件下最大垂直應力增大52.0%,最大水平應力增大7.9%。由此得出氣藏枯竭期,在蓋層滲透率相同的情況下,儲層的剛度對蓋層水平應力影響較大;在儲層剛度相同的情況下,蓋層的滲透率對垂直應力的影響較大。綜合對比,在枯竭期,蓋層滲透率對應力場影響較大。

a)工況1a)Condition 1

a)工況1a)Condition 1

a)工況1a)Condition 1

3.2 注入過程對蓋層應力場的影響

注氣階段在不同工況下不同測點的壓力與應力隨時間變化曲線見圖9～11。由圖9～11可知,在注氣過程中,蓋層的最大垂直應力在工況1條件下相較枯竭期應力減小了5.67 MPa,在工況2條件下相較枯竭期應力減小1.91 MPa,在工況3條件下相較枯竭期應力減小5.61 MPa;蓋層的水平應力在工況1條件下減小1.00 MPa,在工況2條件下減小0.82 MPa,在工況3條件下減小1.08 MPa。通過數據對比,在注氣階段,工況1條件下相較枯竭期應力垂直應力減小24.5%,水平應力減小7.0%;工況2條件下垂直應力減小11.2%,水平應力減小6.0%。工況3條件下垂直應力減小24.5%,水平應力減小7.9%。由此得出,在注氣階段,由于注入氣體壓力接近地層壓力,故儲層的變形幾乎可以忽略,基本與工況3條件下變形一致,故工況1條件下的應力變化情況與工況3條件下應力變化情況相近,可以得出,在注入過程中,蓋層滲透率導致滲流場的變化對蓋層應力更敏感。

a)工況1a)Condition 1

a)工況1a)Condition 1

在注入階段,除關注應力變化幅值外,出現了蓋層孔隙壓力及應力的變化趨勢與儲層孔隙壓力變化趨勢不一致的情況,尤其在工況2現象更為明顯。

3.3 注采交變下蓋層應力場響應分析

國外儲氣庫蓋層泄漏事故并不是注采初期出現的,而是在儲氣庫運行若干年后才出現,故選取了較危險的注采第30年作為研究時間節點,得到第30年注采周期的應力曲線見圖12～14。

a)工況1a)Condition 1

a)工況1a)Condition 1

a)工況1a)Condition 1

通過對工況1的分析發現,在第30個注采循環周期內,蓋層的應力也出現了應力滯后現象,這可能是由于蓋層的滲透率低,氣體滲透過程慢,隨著蓋層深度的減小以及距注采井的距離較遠,滲透的時間久,故隨著深度的變淺以及距離的變遠,蓋層的孔隙壓力幅值越來越小,到蓋層頂部和邊部時出現了壓力滯后現象。水平應力與垂直應力的變化與孔隙壓力相關,故在蓋層頂部及邊部,水平應力與垂直應力出現了應力滯后現象。

通過對蓋層測點水平應力和垂直應力隨時間的變化曲線可以看出,蓋層水平應力和垂直應力均未出現正值,即該工況下蓋層未發生拉伸破壞。通過Mohr-Coulomb失效判斷蓋層是否發生剪切破壞,選取氣藏枯竭期、注入期以及注采循環30年注入以及采出四個時間節點,選取1、3、4、6、7、9號點繪出Mohr應力圓見圖15。強度包絡線的截距和斜率較大,Mohr應力圓未接觸到破壞線。最危險的時期為氣藏枯竭期,最危險部位位于4號點,即蓋層中部邊界位置。若不考慮邊界效應,則最危險的部位為蓋層底部中心位置,即蓋—儲交界面注入井位置。

a)枯竭期a)Dry period

4 結論

本文以松遼平原S儲氣庫工程為背景,通過不同工況的對比計算,進一步研究了儲層變形以及蓋層滲流場的變化對蓋層力學封閉性的影響,從而確定影響蓋層力學封閉性的關鍵因素。通過模擬結果得出如下結論。

1)蓋層應力場的變化是由儲層變形和蓋層滲流場變化兩種因素造成。通過不同條件以及大量數據對比,得出蓋層滲流場變化是影響蓋層應力場的主控因素。

2)通過對蓋層不同水平和垂直測線的分析,發現蓋層應力最敏感部位位于蓋—儲交界面。

3)由于儲層變形,在蓋層頂部容易出現應力滯后現象。且伴隨著蓋層滲透率的降低,應力滯后現象越來越明顯。