含边水枯竭气藏型储气库动态达容理论研究

孙照勇 王曦

摘   要： 含边水枯竭气藏型储气库达容是一个极其缓慢的过程，需要数个注采周期才可以达到方案设计值。以文96储气库为研究对象，开展动态达容理论研究。对储气库构造完整性、井筒密闭性进行评价，不断优化注采参数，得到达容方案：位于构造高部位的气井注气，采气期均衡采气，在构造低部位部署排液井。历经多个周期的注采运行，文96储气库动态库容超过设计指标，工作气量同步提升，第五周期理论工作气量达到1.80×108 m3，占整体库存的36.5%。若地层压力达到27 MPa，则冬季理论工作气量将达到2.24×108 m3，占整体库存的41.8%。文96储气库实现了动态达容，工作气量显著提升，边水得到有效控制，为榆济管网平稳运行提供了充分保障。

关键词： 含边水枯竭气藏;储气库;动态达容;工作气量;注采周期

引言

随着地下储气库建设进度的加快，提高储气库运行效率，保障输气管网上下游平稳运行的需求日益迫切，储气库达容理论研究成为焦点[1-2]。地下储气库的达容是一个相对缓慢的过程，需要数个周期才可以达到方案设计值[3-4]。以大港储气库群为例，其板中北储气库、板中南储气库在经历七個注采周期后，仍未达到设计扩容量。再如文96储气库，由于其含弱边水，故达容周期与普通枯竭气藏相当，达容更为缓慢[5-6]。因此，为了使得储气库更大程度地发挥调峰能力，需对储气库达容理论进行研究。

本文聚焦于含边水枯竭气藏型储气库的动态达容理论研究，技术路线是：首先结合文96储气库现场环境，进行构造完整性评价和井筒密闭性评价;其次以构造完整性和井筒密闭性为基础，探索注采参数的优化方案;最后将达容（含扩容）技术应用于储气库，并评价应用效果。

1  技术路线

1.1  构造完整性评价

1.1.1  盖层密闭性

盖层地质特征分析：储气库目的层上部发育两套盖层，沙一段盐岩为盐湖沉积物，为岩盐、石膏夹灰色泥岩及薄层碳酸盐岩和油页岩组合，盐类沉积范围广泛，厚度50～200 m;沙二段上泥岩为半深湖—深湖相（膏）泥岩，厚度200～450 m。根据枯竭油气藏型储气库盖层岩性等级划分标准，封闭性等级为“好”。

泥岩盖层密闭性：选取储气库新井泥岩段岩心，室内实验显示：当氮气注入压力达到50 MPa时，泥岩仍未被击穿。文96储气库注气期井底流压最高为29 MPa，可确保盖层密闭。注入压力与氮气流量关系曲线如图1所示。

1.1.2  断层密闭性

（1）不同层位断层密封性评价

库区内发育3条断层，北部2条、南部1条。纵向上，断层主要存在于S2X1、S2X2、S2X3-1、S2X3-2、S2X4-1、S2X5、S2X6小层内。根据数值模拟研究结果，在设计2.95亿立方米工作气量下，气库循环注采过程中断层附近压力为12.3～27 MPa，无高压显示。

（2）不同井口注气压力条件下断层密封性评价

综合分析表明，随着井口注气压力提高，注采井井底最大地层压力上升。在最大注气量134.1万立方米/天（工作气量2.95亿立方米）条件下，若要控制注采井井底压力小于27 MPa，井口最大注气压力应控制在23.5 MPa以下。

（3）不同注采模式下断层密封性评价

考虑文96储气库为构造性气藏，为加快储气库达容，计划采用顶部注气、底部采气模式运行。因此，设计了不同的注采模式，对比各模式下断层及井点附近地层压力变化特征，评价储气库运行参数变化规律及安全风险。研究表明，当注采井数减少4口时，储气库整体注采能力及工作气量均略有降低;对于低部位采气井，由于其并未注气，故在注采井井点附近，井底压力明显低于全注全采条件下的井底流压;对于高部位注采井，全注全采条件下初期分配注气量增加，但后期降低，注气期末井底压力相差不大，且均未超过27 MPa，破裂风险较小。

1.2  井筒密闭性评价

文96储气库管理各类井70余口，其中14口注采井在交变载荷作用下，存在固井水泥环失效可能，容易导致注入天然气漏失及套管起压。通过井筒密闭性研究取得以下三点研究成果：

一是通过所建模型计算水泥环受载，以等效应力相等为约束条件，将实际井筒载荷转换到模拟井筒上，完成了应力等效。再结合时间等效设计，从应力等效和时间等效两个方面形成了注采交变载荷等效实验方法。其中抗拉强度为2.89 MPa时的水泥环内壁三向应力如图2所示，抗压强度为30.58 MPa时的水泥环内壁等效应力如图3所示。

二是进行了生产设计工况的等效实验。结果显示：50个周期内水泥环不会发生破坏，说明在储气库正常生产情况下（生产压差小于2 MPa），可确保井筒密闭性。

三是将注采压差扩大到5 MPa，实验单周期循环时间缩短至10 min，发现水泥环经过276个周期后出现径向裂纹破坏，属于拉伸破坏。而注采井生产井段固井质量远远差于室内实验情况，同时储气库注采运行制度存在频繁切换的问题，因此注采井运行应严格控制生产压差。

1.3  注采参数优化研究

1.3.1  边水侵入气藏对储气库注采的影响

边水侵入气藏后，造成气藏储气空间减小，同时降低了储层渗流能力，即影响了储气库冬季采气期生产能力。因此需要确定能够通过注入天然气驱替边水的方案，以提高储气库储气空间及提升储层渗流能力。

（1）边水运移微观特征

气驱水微观实验图如图4所示。微观实验显示：气驱水时，毛管力为阻力，气沿大孔道粘性指进，存在明显的间断式跳跃前进现象;水驱气时，毛管力为吸吮力，水首先进入小喉道沿壁连续运移。

在注采过程中，注气时为气驱水，气沿大孔道驱替地层水，在小喉道处形成束缚水;采气时，地层水优先进入小喉道。在往复注采过程中，储层渗透率低的小孔隙中形成不可动束缚水。

（2）气水相渗透率变化规律

气体注入和采出是交互进行而又不稳定的，同时伴随着储气库含水饱和度的变化，水往复地侵入和被驱出储气库内。因而，研究不稳定注采对探讨地层压力的变化和多次气、水互驱后流体渗流能力的变化对储气库注采能力的影响显得至关重要。

文96储气库虽然受边水的影响，但在同一注采周期内，储气库注气期注入的天然气可驱替边水，向注气井井周扩散，采气期边水向生产井井眼流动。因此，在储气库边水分布差异的大前提下，必须采用相应分析技术，合理确定文96储气库注采制度，保障储气库有效工作气量及库容。

1.3.2  注采运行模式研究

（1）储气库注入方式优选

为了优选储气库注入方式，设计、计算了五套方案。

方案1：注入能力高的6口井先注气，当储气库注入能力整体下降时，其他7口井开始注气;

方案2：注入能力低的7口井先注气，当储气库注入能力整体下降时，其他6口井开始注气;

方案3：位于构造高部位的7口井先注气，当储气库注入能力整体下降时，其他6口井开始注气;

方案4：位于构造低部位的6口井先注气，当储气库注入能力整体下降时，其他7口井开始注气;

方案5：储气库14口井同时注气，注气压力最高23.5 MPa。

不同注气方式下储气库累计注气量如图5所示。从注入动态数据来看，在注入前期，方案1、方案3、方案5整体注气能力没有受到大的限制，平均日注气量基本达到200×104 m3/d，而方案2、方案4整體注气能力受到限制，平均日注气量仅100×104 m3/d左右。但从整个注气过程来看，到10月31日注气结束时，各方案总注气量差别不大，基本在1.77×108 m3左右。从气水分布的角度考虑，顶部注气时边水外推比较均匀，因此推荐实施顶部先注气，当注气能力受到限制时，构造低部位井再注气。

（2）储气库采气方式优选

同样设计、计算了五套方案。从开采动态数据来看，有三个方案最终采气量差别不大，但开采构造高部位气井的最终采气量相对较多，而产水相对较少，边水推进较慢。另两个方案虽然产水量少，但已影响采气量，使采气量相对较少。因此综合各因素，开采方式优选为先开采构造高部位气井，当采气能力下降后，再开采低部位气井，均衡采气。

（3）多周期注采评价

对于含边水枯竭气藏，其生产过程必须对气井压差进行控制，防止边水快速舌进造成气井水淹停产。根据老气田开发经验，采用合理生产压差经验公式对单井合理生产压差进行计算。从储气库多周期注采气开发生产指标来看，每个注采轮次采气量大约为2.2×108 m3，注气量大约为2.3×108 m3，即储气库调峰采气量大约为2.2×108 m3，调峰注气量大约为2.3×108 m3。随着注采轮次的增加，每轮次注气量增加，储气库储气量增大。

1.4  达容扩容技术研究

含弱边水枯竭气藏型储气库达容及扩容的主要手段是：通过控制边水合理分布，提升储气库天然气储集空间。通过五个周期合理注采运行，文96储气库边水得到有效控制，同时通过排液措施，四个周期累计出液5 305.69 m3。通过体积置换，可增加天然气存气量111.4×104 m3，但相比5.88亿立方米库容，通过注采井排液扩容的方式是极为缓慢的。

1.4.1 “高部位注气、均衡采气”模式下储气库动态特征

综合分析表明，文96储气库为封闭气藏，自身水体能量弱，生产过程中地层水不断被带出，含气饱和度略有上升。但储气库循环过程中，含气饱和度往复波动，基本保持稳定，含水饱和度不断降低，未出现明显扩容现象，如图6所示。

1.4.2  达容及扩容

通过注气期构造高部位气井注气，可有效控制边水向低部位的运移，同时降低气水过渡带范围，保障冬季采气量。采气期均衡采气，可确保边水不发生突进现象，但该运行方式无法进一步提升储气库动态库容及冬季采气期工作气量。而根据等体积置换原理，可考虑在构造低部位边水部署排液井，进行强制排液，从而提升储气库边水的排出，提高天然气的储集空间，达到储气库达容及扩容的目的。

部署后，文96储气库工作气量及动态库容得到大幅提升，仅通过两个周期的运行，工作气量就达到方案设计值的92.7%。工作气量、动态库容提升速度远快于不部署排液井的方案，在储气库储气空间增大的同时，水淹层渗流能力也得到改善，储气库调峰能力的提高有利于更好地保障榆济管网平稳运行。

2  应用效果分析

2.1  储气库实现了动态达容

通过第1章生产制度的控制，文96储气库主块动态库容在五个周期运行下，呈逐年增加趋势，在第五周期，文96储气库主块动态库容已达到设计值水平，如图7所示。

2.2  储气库工作气量显著提升

文96储气库的建设目的是保障榆济管网的平稳运行，同时担负着应急调峰和应对突发事件的作用，而衡量文96储气库运行的重要指标即为冬季采暖期的整体工作气量。

运行五个周期以来，储气库第五周期理论工作气量达到了1.80×108 m3，占整体库存的36.5%。若地层压力达到27 MPa，则冬季理论工作气量将达到2.24×108 m3，占整体库存比例将上升到41.8%，该工作气量在国内同类型储气库中处于前列。

2.3  边水得到有效控制

在安全评价的基础上，确定文96储气库的安全运行参数。根据室内实验数据，对含边水枯竭气藏型储气库的注采运行模式及运行参数进行设定，进行数值模拟。如前所述，文96储气库注采运行应避免频繁的注气、采气制度切换，从而避免水泥环应力疲劳失效;同时考虑边水的影响，注采运行过程中应坚持构造高部位气井注采，采气期均衡采气的原则。在此背景下，文96储气库的动态库容、工作气量等相关参数得到大幅提升，单井注采气能力整体平稳且略有提高，未受到边水的影响，如图8所示。

3  结论与建议

本文以文96储气库为例，对含边水枯竭气藏型储气库的动态达容理论进行了研究，储气库运行五个周期以来，第五周期理论工作气量达到了1.80×108 m3，占整体库存的36.5%。若地层压力达到27 MPa，则冬季理论工作气量将达到2.24×108 m3，占整体库存比例将上升到41.8%，在国内同类型储气库中处于前列。主要结论与建议有：

（1） 当井口最大注气压力不超过23.5 MPa时，构造完整性不会受到破坏;

（2） 应采用构造高部位气井注气，采气期均衡采气方式，控制气库边水合理分布，提升冬季有效工作气量。

（3） 仅采取排液措施难以达到快速达容的目的，应考虑在构造低部位部署排液井，提升气库达容、扩容速度。

参考文献

[1] 奥林·弗拉尼根. 储气库的设计与实施[M]. 北京： 石油工业出版社， 2004.

[2] 马小明， 赵平起. 地下储气库设计实用技术[M].北京： 石油工业出版社， 2011.

[3] 李玥洋， 田园媛， 曹鹏， 等. 储气库建设条件筛选与优化[J]. 西南石油大学学报（自然科学版）， 2013， 35（5）： 123-129.

[4] 肖学兰. 地下储气库建设技术研究现状及建议[J]. 天然气工业， 2012， 32（2）： 79-82.

[5] 丁国生， 李文阳. 国内外地下储气库现状与发展趋势[J]. 国际石油经济， 2002， 10（6）： 23-26.

[6] 腰世哲. 文96地下储气库运行实践探讨[J]. 天然气技术与经济， 2018， 12（1）： 45-48.