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(fā)研究院 2. 中國石油天然氣集團(tuán)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(jì)90年代末開始在天津大港板橋地區(qū)利用開發(fā)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(jié)調(diào)峰儲備設(shè)施。與氣藏一般單向采氣不同，儲氣庫運(yùn)行具有氣體交替強(qiáng)注強(qiáng)采工況劇烈、單井大流量吞吐流體高速滲流、地應(yīng)力場周期擾動等特點[2]。同時，國內(nèi)地質(zhì)條件遠(yuǎn)較國外復(fù)雜，建庫氣藏普遍具有構(gòu)造破碎、埋藏深、儲層非均質(zhì)性強(qiáng)、建庫前地層流體分布復(fù)雜等特點，進(jìn)一步加劇了滿足儲氣庫特殊工況的建庫地質(zhì)方案設(shè)計和優(yōu)化運(yùn)行技術(shù)難度[1]。我國早期建設(shè)的大港板橋庫群多周期注采實踐表明，深入研究儲氣庫強(qiáng)注強(qiáng)采地應(yīng)力周期擾動和氣、水（油）高速互驅(qū)滲流等建庫注采機(jī)理，建立適應(yīng)交變載荷工況和我國陸相沉積復(fù)雜地質(zhì)條件特點的儲氣庫地質(zhì)評價關(guān)鍵技術(shù)，是指導(dǎo)儲氣庫科學(xué)選址設(shè)計的重要保障。

從國內(nèi)儲氣庫建設(shè)面臨的主要地質(zhì)難點和建庫地質(zhì)方案設(shè)計技術(shù)挑戰(zhàn)出發(fā)，重點論述了開發(fā)中后期構(gòu)造破碎水侵氣藏動態(tài)密封性和多相流體高速交互驅(qū)替滲流機(jī)理及評價關(guān)鍵技術(shù)，通過物理模擬和數(shù)值模擬兩種技術(shù)手段相互結(jié)合，揭示了儲氣庫周期注采交變應(yīng)力作用下蓋層和斷層密封性動態(tài)變化機(jī)理、非均質(zhì)儲層氣水高速滲流孔隙動用特征，并以此建立了相應(yīng)的建庫地質(zhì)評價關(guān)鍵技術(shù)。

1 建庫注采機(jī)理與地質(zhì)評價技術(shù)

建庫注采機(jī)理與地質(zhì)評價技術(shù)是儲氣庫科學(xué)設(shè)計和優(yōu)化運(yùn)行重要的理論基礎(chǔ)[3-4]，其核心技術(shù)包括圈閉密封性和流體高速注采滲流機(jī)理評價及庫容參數(shù)優(yōu)化等，是決定建庫指標(biāo)設(shè)計科學(xué)性和可靠性的關(guān)鍵。

1.1 圈閉密封性動態(tài)變化機(jī)理與評價技術(shù)

與國外相比，我國復(fù)雜的沉積成藏環(huán)境經(jīng)歷多期次構(gòu)造運(yùn)動，導(dǎo)致油氣藏構(gòu)造復(fù)雜，適宜建庫區(qū)域可選建庫氣藏一般均發(fā)育不同規(guī)模的斷層，部分?jǐn)鄬油耆珨啻┥w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(tǒng)具備長期密封性，斷層越發(fā)育、構(gòu)造越復(fù)雜，地下儲氣系統(tǒng)密封評價難度越大[1]。但與油氣藏勘探開發(fā)不同，儲氣庫圈閉密封性研究不僅需準(zhǔn)確評價其原始靜態(tài)密封性，而且需預(yù)先考慮和評價氣藏建庫后長期注采交變應(yīng)力作用下的圈閉完整性。因此，常規(guī)以宏觀地質(zhì)分析和室內(nèi)巖心微觀實驗為主的靜態(tài)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(yīng)力下蓋層和斷層密封性動態(tài)變化機(jī)理，建立相應(yīng)的評價技術(shù)，以此為核心依據(jù)，科學(xué)指導(dǎo)復(fù)雜地質(zhì)條件儲氣庫選址評價和建庫地質(zhì)方案設(shè)計。

1.1.1 蓋層動態(tài)密封性評價

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

1.1.1.1 毛細(xì)管密封性

筆者在蓋層常規(guī)突破壓力理論和實驗測試方法基礎(chǔ)上，提出了蓋層動態(tài)突破壓力的概念，即在儲氣庫注采交變應(yīng)力作用下的蓋層氣體突破壓力。采用研制的可施加三軸應(yīng)力的突破壓力測試系統(tǒng)，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(qū)替介質(zhì)，進(jìn)行了交變應(yīng)力損傷前后的靜、動態(tài)突破壓力測試。實驗結(jié)果表明，5塊巖心靜態(tài)突破壓力分布在3.88～8.79 MPa，平均值為6.16 MPa。根據(jù)氣水、氣油兩種不同體系的界面張力，折算成氮氣驅(qū)替飽和地層水的靜態(tài)突破壓力介于7.22～16.35 MPa，平均值為11.52 MPa。根據(jù)蓋層劃分標(biāo)準(zhǔn)，屬于較好密封級別的蓋層[6]。50次三軸交變應(yīng)力損傷后，外形保持完好的2塊巖心測試的動態(tài)突破壓力分別為3.96 MPa和6.27 MPa，與交變應(yīng)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(yīng)力作用下泥巖蓋層原始靜態(tài)突破壓力變化機(jī)理，選取了3塊泥巖巖心測試50次交變應(yīng)力下的應(yīng)力應(yīng)變曲線，圖1為3塊巖心中具有代表性的應(yīng)力（偏壓）應(yīng)變曲線。從圖1可以看出，隨著交變次數(shù)的增加，循環(huán)加卸載引起的塑性應(yīng)變持續(xù)變大，塑性應(yīng)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(yīng)力場擾動持續(xù)引起蓋層微觀孔隙結(jié)構(gòu)的改變。實驗結(jié)果顯示交變應(yīng)力對蓋層原始毛細(xì)管密封能力產(chǎn)生了弱化作用，其根源在于巖石微觀孔隙結(jié)構(gòu)的改變。因此，儲氣庫蓋層毛細(xì)管密封能力評價應(yīng)在模擬地層溫度、壓力條件下考慮地應(yīng)力及其動態(tài)擾動，以物理模擬實驗測試的動態(tài)突破壓力為主要指標(biāo)，定量評價蓋層毛細(xì)管密封性。

圖1 H儲氣庫泥巖蓋層巖心偏壓—應(yīng)變曲線圖

1.1.1.2 力學(xué)完整性

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

筆者建立的蓋層剪切破壞風(fēng)險評價方法是在圈閉精細(xì)地質(zhì)研究、地應(yīng)力測試和室內(nèi)巖石力學(xué)實驗基礎(chǔ)上，通過建立儲氣庫圈閉地應(yīng)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(zhì)力學(xué)—滲流雙向耦合數(shù)值模擬氣藏開發(fā)及改建儲氣庫后周期注采地層壓力擾動下的動態(tài)地應(yīng)力場[7-12]。在此基礎(chǔ)上，基于經(jīng)典的巖石力學(xué)摩爾—庫倫準(zhǔn)則，引入剪切安全指數(shù)在三維空間尺度可視化定量評價剪切破壞風(fēng)險[13]。

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

圖2 H儲氣庫設(shè)計下限壓力時蓋層剪切安全指數(shù)分布圖

儲氣庫蓋層交變應(yīng)力疲勞破壞風(fēng)險主要通過室內(nèi)巖心三軸交變應(yīng)力實驗進(jìn)行，其中交變應(yīng)力加載方式、交變范圍和頻率等是實驗設(shè)計的難點。以H儲氣庫儲蓋層實測地應(yīng)力、儲氣庫設(shè)計運(yùn)行壓力區(qū)間等為依據(jù)，結(jié)合有效應(yīng)力理論，采用定圍壓交變軸壓方式模擬儲氣庫注采交變應(yīng)力對蓋層的疲勞損傷，交變頻率和次數(shù)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(yīng)力實驗發(fā)現(xiàn)，在32 MPa圍壓下循環(huán)加卸載50次，3塊巖心累積塑性應(yīng)變平均僅0.14%，遠(yuǎn)低于1%的疲勞破壞臨界指標(biāo)[10]。

1.1.2 斷層動態(tài)密封性評價

斷層密封性包括側(cè)向和縱向密封兩個方面。在地質(zhì)、地震、測井和巖心觀察等資料綜合解釋基礎(chǔ)上，通過斷層砂泥比、泥巖涂抹系數(shù)等可以對側(cè)向密封性進(jìn)行較完整的評價。常規(guī)油氣藏勘探開發(fā)研究通過測試地層原始地應(yīng)力，根據(jù)靜力分析計算出斷層面正壓力，同時結(jié)合上述評價的斷層砂泥比大小、斷層帶充填物性質(zhì)等定性評價縱向密封性。但是，當(dāng)由于注采擾動引起區(qū)域地應(yīng)力變化時，作用在斷層面上的剪應(yīng)力大于有效正應(yīng)力與摩擦系數(shù)之積時，斷層將發(fā)生縱向失穩(wěn)滑移，增大縱向密封失效風(fēng)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(tài)密封性，本質(zhì)是研究斷層周邊復(fù)雜構(gòu)造地應(yīng)力場動態(tài)變化和斷層力學(xué)穩(wěn)定性。

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

H氣藏開發(fā)14年后，H斷層的ST主要分布在0.2～0.4，整體力學(xué)穩(wěn)定，尤其在蓋、儲層對應(yīng)的2 500 m左右，斷層滑移趨勢指數(shù)較小。通過常規(guī)精細(xì)地質(zhì)分析和圈閉地應(yīng)力—滲流耦合模擬相互結(jié)合，可全面評價復(fù)雜地質(zhì)構(gòu)造斷層側(cè)向和縱向動態(tài)密封性[13]。

1.2 多周期注采滲流機(jī)理與庫容參數(shù)優(yōu)化設(shè)計技術(shù)

1.2.1 多周期注采滲流實驗?zāi)M系統(tǒng)研發(fā)

針對儲氣庫高速往復(fù)注采流體交互驅(qū)替的特點，在氣藏開發(fā)常規(guī)物理模擬系統(tǒng)基礎(chǔ)上，重點對驅(qū)替方式、儀器耐壓級別、流量計精度等實驗?zāi)M方法和核心配套設(shè)備進(jìn)行了創(chuàng)新升級，研發(fā)了可仿真儲氣庫高速交互注采的實驗?zāi)M系統(tǒng)，其技術(shù)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(qū)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(guī)巖心分析夾持器；13表示環(huán)壓泵；14表示水體能量調(diào)節(jié)器；15表示兩通閥），可實現(xiàn)高溫（180 ℃）、高壓（70 MPa）條件氣水互驅(qū)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?zāi)M系統(tǒng)流程圖

1.2.2 多周期注采滲流機(jī)理評價

1.2.2.1 多輪次氣水互驅(qū)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(qū)相對滲透率曲線測試，圖4為某代表性巖心實驗結(jié)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(yīng)，隨著氣水互驅(qū)次數(shù)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(qū)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(qū)間變窄、等滲點下移，但多輪互驅(qū)后變化趨于穩(wěn)定。多輪相對滲透率曲線揭示出儲氣庫周期注采過程反復(fù)發(fā)生“水侵”和“水退”的氣水過渡帶，氣、水有效滲流能力存在持續(xù)下降趨勢，經(jīng)多輪吞吐后趨于穩(wěn)定，相對滲透率滯后效應(yīng)對儲氣庫投運(yùn)初期幾個周期過渡帶井產(chǎn)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(qiáng)注強(qiáng)采過程中流體滲流速度遠(yuǎn)高于氣藏開發(fā)，注采速度一般是氣藏開發(fā)的20～30倍，流體的高速滲流必然加劇儲層非均質(zhì)性的影響，在宏觀上導(dǎo)致部分低滲透區(qū)（層）無法有效動用。微觀上，受毛細(xì)管力滯后、孔喉非均質(zhì)性和氣水流動能力差異等影響，氣水互驅(qū)過程發(fā)生捕集、互鎖和繞流等現(xiàn)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(fā)。以H水侵砂巖儲氣庫為例，根據(jù)儲氣庫設(shè)計運(yùn)行壓力區(qū)間、平均日注采氣量和注采井?dāng)?shù)等，仿真模擬地層高速注采滲流條件，巖心實驗?zāi)M評價的氣驅(qū)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(qū)水純氣帶含氣孔隙空間動用效率隨注采輪次持續(xù)增加，而氣水過渡帶動用效率變化規(guī)律相反，兩個不同區(qū)帶最終趨于穩(wěn)定的含氣孔隙空間動用效率分別僅為氣藏開發(fā)的67.4%和46.0%。實驗機(jī)理新發(fā)現(xiàn)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(fā)。

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(shù)優(yōu)化設(shè)計

儲氣庫關(guān)鍵指標(biāo)設(shè)計包括有效庫容量、運(yùn)行壓力區(qū)間、工作氣量、井注采氣能力和合理井網(wǎng)密度等。這幾項參數(shù)之間存在一定的相互影響或制約關(guān)系，但其核心是有效庫容量設(shè)計。

1.2.3.1 有效庫容量

基于水侵氣藏儲層非均質(zhì)性地質(zhì)特點、流體復(fù)雜分布和氣水互驅(qū)微觀滲流機(jī)理等深入分析，提出了以“分區(qū)差異動用、建庫有效空間”為核心有效庫容量設(shè)計新方法，其總體技術(shù)思路是在儲層流體不同區(qū)帶精細(xì)劃分基礎(chǔ)上，依據(jù)室內(nèi)仿真模擬實驗確定的不同區(qū)帶含氣孔隙空間動用效率，并扣除應(yīng)力敏感等其他因素導(dǎo)致的含氣孔隙空間損失，加權(quán)計算得到建庫有效孔隙空間，然后根據(jù)物質(zhì)平衡方法設(shè)計有效庫容量[19-20]。

1.2.3.2 運(yùn)行壓力區(qū)間

儲氣庫運(yùn)行壓力區(qū)間包括上限壓力和下限壓力。上限壓力即儲氣庫運(yùn)行過程中允許達(dá)到的最大地層壓力，下限壓力即維持儲氣庫運(yùn)行所需的最小地層壓力。上限壓力設(shè)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(yùn)行上限壓力。但對于構(gòu)造較為完整、蓋層密封性好且內(nèi)部斷裂不發(fā)育的背斜或斷背斜構(gòu)造，可適當(dāng)提高上限壓力，通過采用前述的蓋層和斷層動態(tài)密封性評價方法，可綜合優(yōu)化確定保持圈閉完整的極限壓力，作為上限壓力設(shè)計的最大約束條件。

下限壓力設(shè)計采用氣藏工程和數(shù)值模擬兩種技術(shù)手段的相互結(jié)合，以儲氣庫采氣末期具有一定的調(diào)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(jìn)站要求和儲氣庫具有一定規(guī)模工作氣量等為約束條件，通過多方案對比優(yōu)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(shè)計的運(yùn)行壓力區(qū)間運(yùn)行時所能采出的天然氣量，應(yīng)綜合考慮地質(zhì)、地面、經(jīng)濟(jì)諸多因素合理確定。工作氣量與下限壓力關(guān)系密切，但下限壓力過低可能導(dǎo)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(kuò)容達(dá)產(chǎn)速度和調(diào)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(shè)計時不僅要考慮地質(zhì)條件，還應(yīng)綜合考慮地面設(shè)施和管網(wǎng)外輸條件，確定技術(shù)經(jīng)濟(jì)最優(yōu)值。

2 礦場應(yīng)用實例

2.1 氣藏主要地質(zhì)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(zhì)方案設(shè)計主要面臨兩大技術(shù)難點：一是構(gòu)造內(nèi)部發(fā)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(zhǔn)確評價蓋層和斷層動態(tài)密封性；二是受復(fù)雜的水下分流河道沉積環(huán)境影響，砂體空間展布變化大，儲層非均質(zhì)性強(qiáng)，同時由于建庫前氣藏已進(jìn)入中后期開發(fā)階段，邊水沿西區(qū)選擇性侵入氣藏，平面和縱向不同區(qū)域流體分布復(fù)雜，建庫有效含氣孔隙空間準(zhǔn)確預(yù)測和有效庫容量、工作氣量等庫容參數(shù)科學(xué)設(shè)計難度大。

2.2 建庫地質(zhì)方案設(shè)計簡況

H儲氣庫運(yùn)行上限壓力設(shè)計是在圈閉精細(xì)地質(zhì)研究基礎(chǔ)上，采用前述的圈閉動態(tài)密封性評價技術(shù)，重點開展了蓋層動態(tài)突破壓力實驗和地應(yīng)力—滲流耦合數(shù)值模擬，在模擬地層溫壓和地應(yīng)力周期擾動條件下，測試蓋層平均突破壓力約為9.82 MPa，遠(yuǎn)高于保持氣體存儲于圈閉溢出點之內(nèi)所需的臨界突破壓力。采用地質(zhì)力學(xué)數(shù)值模擬手段，給出3條斷層不同上限壓力滑移趨勢指數(shù)，上限壓力為34 MPa時直接蓋層局部剪切安全指數(shù)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(yōu)化確定34 MPa為儲氣庫運(yùn)行上限壓力。并根據(jù)地質(zhì)力學(xué)模擬結(jié)果，指導(dǎo)部署蓋層和斷層監(jiān)測井4口，尤其是在斷層區(qū)域強(qiáng)化監(jiān)測。

有效庫容量設(shè)計全面考慮了儲層物性及非均質(zhì)性、地層水侵入、凝析油反凝析損失以及短期高速強(qiáng)注強(qiáng)采滲流機(jī)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(qū)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(fā)的92%、67%和46%。采用數(shù)值模擬分區(qū)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(shè)計上限壓力對應(yīng)的有效庫容量為107.0×108m3，儲氣庫設(shè)計運(yùn)行壓力區(qū)間18～34 MPa對應(yīng)的工作氣量為45×108m3。

2.3 儲氣庫注采運(yùn)行效果

儲氣庫自2013年投運(yùn)以來，截至2017年注氣末，經(jīng)歷5注4采周期。4口監(jiān)測井實時監(jiān)測并結(jié)合儲氣庫注采庫存分析曲線，反映蓋層、斷層動態(tài)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(tài)資料對方案設(shè)計指標(biāo)進(jìn)行復(fù)核，有效庫容量與設(shè)計指標(biāo)吻合程度高。目前儲氣庫整體注采運(yùn)行擴(kuò)容達(dá)產(chǎn)速度快，圈閉密封性良好。第5周期注氣末庫容量達(dá)98.2×108m3，達(dá)容率為91.8%，調(diào)峰能力由投產(chǎn)初期的2.7×108m3快速增至36.3×108m3，增加12倍。

3 結(jié)論

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

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

3）以大型多層H儲氣庫為應(yīng)用實例，目前經(jīng)5注4采，儲氣庫運(yùn)行指標(biāo)與方案設(shè)計吻合程度高，建庫評價關(guān)鍵技術(shù)得到進(jìn)一步驗證。

[ 1 ] 丁國生, 李春, 王皆明, 胥洪成, 鄭雅麗, 完顏祺琪, 等. 中國地下儲氣庫現(xiàn)狀及技術(shù)發(fā)展方向[J]. 天然氣工業(yè), 2015,35(11): 107-112.Ding Guosheng, Li Chun, Wang Jieming, Xu Hongcheng, Zheng Yali, Wanyan Qiqi, et al. The status quo and technical development direction of underground gas storage in China[J]. Natural Gas Industry, 2015, 35(11): 107-112.

[ 2 ] 張剛雄, 郭凱, 丁國生, 鄭得文, 魏歡, 錢品淑. 氣藏型儲氣庫井安全風(fēng)險及其應(yīng)對措施[J]. 油氣儲運(yùn), 2016, 35(12): 1290-1295.Zhang Gangxiong, Guo Kai, Ding Guosheng, Zheng Dewen,Wei Huan & Qian Pinshu. Safety risks and countermeasures on the wells in underground gas storage rebuilt from depleted gas reservoir[J]. Oil & Gas Storage and Transportation, 2016, 35(12):1290-1295.

[ 3 ] 李春, 王皆明, 趙凱, 王玲欣. 水侵砂巖氣藏型儲氣庫注采氣能力預(yù)測方法[J]. 油氣儲運(yùn), 2017, 36(3): 274-278.Li Chun, Wang Jieming, Zhao Kai & Wang Lingxin. A prediction method for gas injection and production capacity of underground gas storages rebuilt from water-invasion sandstone gas reservoirs[J]. Oil & Gas Storage and Transportation, 2017, 36(3): 274-278.

[ 4 ] 溫凱, 何蕾, 虞維超, 宮敬. 儲氣庫系統(tǒng)注采可靠性評價方法[J]. 油氣儲運(yùn), 2017, 36(8): 889-896.Wen Kai, He Lei, Yu Weichao & Gong Jing. Evaluation method on the injection and production reliability of underground gas storage system[J]. Oil & Gas Storage and Transportation, 2017,36(8): 889-896.

[ 5 ] 王曉波, 李劍, 王東良, 胡國藝, 方家虎. 天然氣藏蓋層研究進(jìn)展及發(fā)展趨勢[J]. 新疆石油地質(zhì), 2010, 31(6): 664-668.Wang Xiaobo, Li Jian, Wang Donliang, Hu Guoyi & Fang Jiahu.Research progress and development trend of natural gas caprock[J]. Xinjiang Petroleum Geology, 2010, 31(6): 664-668.

[ 6 ] 林建品, 賈善坡, 劉團(tuán)輝, 閆愛華, 席增強(qiáng). 枯竭氣藏改建儲氣庫蓋層封閉能力綜合評價研究——以興9枯竭氣藏為例[J].巖石力學(xué)與工程學(xué)報, 2015(增刊2): 4099-4107.Lin Jianpin, Jia Shanpo, Liu Tuanhui, Yan Aihua & Xi Zengqiang. Comprehensive evaluation of sealing ability of mudstone cap rock for Xing 9 depleted gas reservoir in reconstructing underground gas storage[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2015(S2): 4099-4107.

[ 7 ] 溫凱, 何蕾, 虞維超, 宮敬, 陳樹仁. 枯竭油氣藏型儲氣庫地層壓力的計算方法[J]. 油氣儲運(yùn), 2017, 36(7): 781-788.Wen Kai, He Lei, Yu Weichao, Gong Jing & Chen Shuren. Calculation methods on formation pressure of underground gasstorage rebuilt from depleted oil and gas reservoir[J]. Oil & Gas Storage and Transportation, 2017, 36(7): 781-788.

[ 8 ] Bruno MS, Kang L, Diessl J, Childers B, Jing Xianga, White N,et al. Development of improved caprock integrity analysis and risk assessment techniques[J]. Energy Procedia, 2014, 63: 4708-4744.

[ 9 ] Orlic B, Wassing BBT & Geel CR. Field scale geomechanical modeling for prediction of fault stability during underground gas storage operations in a depleted gas field in the Netherlands[C]//47thU.S. Rock Mechanics/Geomechanics Symposium,23-26 June 2013, San Francisco, California, USA. San Francisco:ARMA, 2013.

[10] Tenthorey E, Vidal-Gilbert S, Backé G, Puspitasari R, Pallikathekathil ZJ, Maney B, et al. Modelling the geomechanics of gas storage: A case study from the Iona Gas Field, Australia[J]. International Journal of Greenhouse Gas Control, 2013, 13: 138-148.

[11] Ansar SA, Haigh RR, Khosravi N, Khan S, Han HX & Vishteh MR. Caprock integrity case study for non-thermal polymer fl ooding project using 4D reservoir coupled geomechanical simulation[C]//SPE Heavy Oil Conference Canada, 12-14 June 2012,Calgary, Alberta, Canada. DOI: http://dx.doi.org/10.2118/157912-MS.

[12] Bildstein O, Jullien M, Crédoz A & Garnier J. Integrated modeling and experimental approach for caprock integrity, risk analysis, and long term safety assessment[J]. Energy Procedia, 2009,1(1): 3237-3244.

[13] Teatini P, Castelletto N & Gambolati G. 3D geomechanical modeling for CO2geological storage in faulted formations. A case study in an oあshore northern Adriatic reservoir, Italy[J]. International Journal of Greenhouse Gas Control, 2014, 22(3): 63-76.

[14] Vidal-Gilbert S, Tenthorey E, Dewhurst D, Ennis-King J, Van Ruth P & Hillis R. Geomechanical analysis of the Naylor Field,Otway Basin, Australia: Implications for CO2injection and storage[J]. International Journal of Greenhouse Gas Control, 2010,4(5): 827-839.

[15] Teatini P, Castelletto N, Ferronato M, Gambolati G, Janna C,Cairo E, et al. Geomechanical response to seasonal gas storage in depleted reservoirs: A case study in the Po River Basin, Italy[J].Journal of Geophysical Research: Earth Surface, 2011, 116(F2):F02002.

[16] 胥洪成, 王皆明, 李春. 水淹枯竭氣藏型地下儲氣庫盤庫方法[J]. 天然氣工業(yè), 2010, 30(8):79-82.Xu Hongcheng, Wang Jieming & Li Chun. Study on the method of inventory verification in flooded and depleted gas reservoir underground gas storage facility[J]. Natural Gas Industry, 2010,30(8): 79-82.

[17] 石磊, 廖廣志, 熊偉, 高樹生, 耿彤. 水驅(qū)砂巖氣藏型地下儲氣庫氣水二相滲流機(jī)理[J]. 天然氣工業(yè), 2012, 32(9): 85-87.Shi Lei, Liao Guangzhi, Xiong Wei, Gao Shusheng & Geng Tong.Gas water percolation mechanism in underground storage built on water drive sandstone gas reservoir[J]. Natural Gas Industry,2012, 32(9): 85-87.

[18] 丁云宏, 張倩, 鄭得文, 王皆明, 石磊, 李春, 等. 微裂縫—孔隙型碳酸鹽巖氣藏改建地下儲氣庫的滲流規(guī)律[J]. 天然氣工業(yè), 2015, 35(1): 109-114.Ding Yunhong, Zhang Qian, Zheng Dewen, Wang Jieming,Shi Lei, Li Chun, et al. Seepage laws in converting a micro fi ssure-pore carbonate gas reservoir into UGS[J]. Natural Gas Industry, 2015, 35(1): 109-114.

[19] 唐立根, 王皆明, 白鳳娟, 石磊. 基于修正后的物質(zhì)平衡方程預(yù)測儲氣庫庫存量[J]. 石油勘探與開發(fā), 2014, 41(4): 480-484.Tang Ligen, Wang Jieming, Bai Fengjuan & Shi Lei. Inventory forecast in underground gas storage based on modif i ed material balance equation[J]. Petroleum Exploration and Development,2014, 41(4): 480-484.

[20] 胥洪成, 王皆明, 屈平, 馮裕才, 鄧彩鳳. 復(fù)雜地質(zhì)條件氣藏儲氣庫庫容參數(shù)的預(yù)測方法[J]. 天然氣工業(yè), 2015, 35(1):103-108.Xu Hongcheng, Wang Jieming, Qu Ping, Feng Yucai & Deng Caifeng. A prediction model of storage capacity parameters of geologically-complicated reservoir-type underground gas storage[J].Natural Gas Industry, 2015, 35(1): 103-108.