水驅氣藏型儲氣庫運行指標動態(tài)預測

石磊，王皆明，廖廣志，熊偉，高樹生

(1.中國石油勘探開發(fā)研究院 廊坊分院，河北 廊坊，065007；2.中國石油勘探與生產分公司，北京，100007；3.中國科學院 滲流流體力學研究所，河北 廊坊，065007)

基于水驅氣藏型儲氣庫建設及運行的獨特性，利用物質平衡原理分析氣庫運行規(guī)律，揭示了庫容動用效果的主要影響因素，進一步完善了水驅氣藏型儲氣庫滲流模型。從水驅氣藏流體非穩(wěn)態(tài)滲流理論出發(fā)，提出了水驅氣藏型儲氣庫庫容動用效果預測方法，實現了氣庫運行指標動態(tài)預測，并通過礦場已知樣本分析得到合理驗證。此方法為礦場制定合理運行方案提供了有效分析手段，對正確認識氣庫運行規(guī)律，充分利用氣藏能量，提高氣庫產能十分重要[1]。在此，本文作者通過歸類分析研究水驅氣藏型儲氣庫滲流規(guī)律，在其基礎上重點考慮邊水運移與儲層物性對庫容可動用率的影響，系統(tǒng)分析了氣庫運行參數指標。

1 水驅氣藏型氣庫運行特征

不同于定容封閉氣藏型儲氣庫，水驅氣藏型儲氣庫具有獨特的儲層特征，氣藏內部及周邊存在一定規(guī)模的邊、底水(見圖1)。水驅氣藏型儲氣庫高速注采運行過程中，庫內儲層壓力隨之升高或下降，與氣庫連通的邊水同時往復運移緩沖庫內壓力變化，并伴隨整個注采循環(huán)[1-4](見圖 2)。氣庫運行中邊水侵入儲層可造成庫容動用效果變差，導致氣庫運行指標難以預測。

圖1 水驅氣藏型地下儲氣庫簡圖Fig.1 Diagram of flooded gas storage

圖2 儲氣庫注采循環(huán)邊水運移示意圖Fig.2 Water movement of flooded gas storage during injection-withdrawal

由于地下儲層孔喉發(fā)育存在非均質性，氣庫高速注采運行過程中，氣、水界面很難保持穩(wěn)定，孔隙結構中的氣、水分布復雜多變[5]。在孔喉結構的高速減切作用下，儲層局部區(qū)域出現氣、水互鎖，氣、水兩相共滲區(qū)間變窄，庫容動用程度下降[6-9](見圖 3)。由于水驅氣藏型儲層巖石表現為親水性，多周期運行過后孔隙喉道壁面形成水膜且逐漸增厚，氣相滲流能力相應下降，水相滲流能力相應增加。隨注采循環(huán)輪次不斷增加邊水運移趨于活躍，儲層水侵傷害加重[10-15]。

圖3 水驅氣藏型儲氣庫運行中的氣、水互鎖Fig.3 Gas-water interlock during operation of flooded gas storage

2 動態(tài)預測

2.1 可動庫容

可動庫容是評價儲氣庫運行效果的重要指標，而水驅氣藏型儲氣庫運行中受多種因素影響，部分庫容不可動用。水驅氣藏型儲氣庫運行滿足物質平衡原理，通過系統(tǒng)分析氣庫注采循環(huán)可以揭示影響庫容動用效果的主要因素(見圖 4)。氣庫由壓力上限進入采氣周期，隨庫內壓力下降，氣體膨脹、巖石顆粒彈性膨脹、地層水彈性膨脹以及邊、底水運移所導致的水侵，造成氣庫內部壓力下降幅度減緩。進入注氣周期，隨累計注氣量增加庫內壓力逐步上升，巖石顆粒彈性壓縮，地層水被排驅出儲層，庫內壓力上升趨勢得以緩沖。

圖4 水驅氣藏型儲氣庫物質平衡示意圖Fig.4 Schematic flow of material balance of flooded gas storage

根據水驅氣藏型儲氣庫運行的驅動能量及注采效果的主要影響因素，完善了水驅氣藏型儲氣庫狀態(tài)方程：

式中：p/Z為視地層壓力，MPa；Z為地層壓力下氣體偏差系數；pi/Zi為原始視地層壓力，MPa；Zi為原始地層壓力下氣體偏差系數；Gp為累積產氣量，L；Swi為原始含水飽和度；Cf為巖石有效壓縮系數，MPa-1；Cw為地層水壓縮系數，MPa-1；We為邊水運移量。

將式(1)簡化如下：

式中：Ce為氣庫綜合彈性系數；ω為邊水運移系數。

圖5 水驅氣藏型氣庫定產運行壓降Fig.5 Pressure drop of flooded gas storage during quantitative production

由視地層壓力p/Z與累計產量Gp繪制的壓降曲線圖可見：壓降具有2個斜率不同的直線段，且第1直線段的斜率小于第2直線段(見圖5)。氣庫進入采氣初期，此時由于庫內壓力較高，邊水運移量較少可以忽略不計，氣體、地層水及巖石顆粒的彈性膨脹作用是氣庫運行的主要驅動能量。當氣庫儲層的壓力下降到低壓段時，氣藏內部壓力明顯失衡使邊水大量侵入儲層，導致儲層內部大量封閉氣產生且無法回采，壓降曲線斜率增加，可動庫容量相應下降。

目前，礦場普遍采用氣庫運行階段的壓降曲線外推計算氣庫的可動庫容，而對于水驅氣藏，如果用高壓段的壓降曲線外推可動庫容會造成較大誤差，應利用低壓段外推回歸計算確定氣庫的真實可動庫容。為計算水驅氣藏型儲氣庫的真實可動庫容，假設一虛擬定容封閉型儲氣庫，高壓段壓降曲線與水驅氣藏型儲氣庫完全一致，即視地層壓力下降幅度相同，累計產氣量相等，根據兩者對應關系修正計算水驅氣藏型儲氣庫真實可動庫容。首先，由虛擬定容型氣庫壓降曲線外推得到虛擬可動庫容Grm(pseudo)：

式中：Grm(real)為真實可動庫容；Gp為累計產氣量；pi為原始地層壓力；pH為靜水壓力。

進而計算庫容可動用率：

式中：φ為庫容可動用率；Grm為可動庫容；Gmax為庫容。

2.2 動態(tài)預測

針對水驅氣藏型儲氣庫高速注采并伴隨邊水運移的特征，從基本滲流規(guī)律出發(fā)，氣庫內部氣體流動屬于非達西滲流?；跐B流力學理論，應用非達西滲流模型描述庫內氣、水兩相運移狀態(tài)：

水相：

式中：βg為高速流動速度系數。

定義儲層中水、氣的質量流量之比為α=Qw/Qg，推導得出水驅氣藏型儲氣庫滲流方程：

式(8)可以寫成天然氣體積流量Qsc的線性函數：

氣體密度與黏度隨壓力變化而改變，且氣體壓力與黏度及密度值相對應，將某壓力下的對應參數代入式(12)計算此壓力下的Krg/Krw，進而得到p與Krg/Krw的關系。借助研究區(qū)水驅氣藏型儲氣庫循環(huán)注采的氣、水相滲曲線(見圖6)，得到Krg/Krw與Sw的關系(見圖7)，

圖6 循環(huán)注采氣、水相滲曲線Fig.6 Relative permeability curves of injection-withdrawal cycles

圖7 Krg/Krw與Sw 關系曲線Fig.7 Curves of relationship between Krg/Krw and Sw

從而得到Sw，Krg及Krw。

由此計算邊水運移量：

式中：V為孔隙體積；Sw0為初始含水飽和度。

將式(13)代入式(1)計算庫容可動用率，再次將Sw，Krg和Krw代入式(9)，通過循環(huán)迭代實現水驅氣藏型儲氣庫運行指標的動態(tài)預測。

3 現場應用

為驗證預測方法的準確性，需要通過實際樣本檢驗。目前，國內某些水驅氣藏型儲氣庫已全面投入使用，此處選用大港板876儲氣庫生產運行數據作為檢驗樣本，來評測水驅氣藏型儲氣庫動態(tài)預測的合理性(見表 1)。

表1 檢驗樣本動態(tài)預測Table 1 Dynamic prediction of test samples

由氣庫運行壓力與庫容動態(tài)預測曲線可知：在邊水作用下，注采循環(huán)曲線表現為較強的非線性特征。由于水驅氣藏表現為親水性，隨循環(huán)輪次增加邊水運移越發(fā)活躍，邊水效應加強導致壓降曲線斜率逐步減小。近邊水地帶受水侵影響導致部分氣體無法回采，庫內壓力很難保持穩(wěn)定，關井期間氣藏壓力逐步趨于平衡(見圖8)。

由注采循環(huán)庫容與水侵動態(tài)分析曲線可見：注氣階段隨累計注氣量增加，庫內壓力升高排驅邊水，庫容相應增加。采氣階段隨累計采氣量增加，庫內壓力降低邊水侵入儲層。隨氣庫注采周期增加，邊水運移越發(fā)活躍。以上現象表明動態(tài)分析結果符合水驅氣藏型儲氣庫基本運行規(guī)律(見圖9)。

圖8 循環(huán)注采壓力與庫容動態(tài)預測曲線Fig.8 Dynamic prediction of flooded gas storage during injection-withdrawal cycles

圖9 循環(huán)注采庫容與水侵動態(tài)預測曲線Fig.9 Dynamic prediction of relationship between inventory and water invasion

根據庫容可動用率動態(tài)預測結果，板876氣庫生產運行中的庫容可動用率介于高、中滲儲層動態(tài)預測范圍之間，符合礦場生產運行特征，進一步驗證了動態(tài)預測的合理性(見圖10)。因此，依據非穩(wěn)態(tài)滲流機理建立的預測模型滿足現場的應用要求，可以作為水驅氣藏型儲氣庫建設運行方案設計及實施的理論依據。

圖10 庫容可動用率動態(tài)預測曲線Fig.10 Dynamic prediction of capacity availability

分析水驅氣藏型儲氣庫運行指標動態(tài)分析結果，影響目前板876儲氣庫運行效果的主要因素包括以下幾點：

(1) 受復雜沉積環(huán)境影響，氣庫存在儲層發(fā)育非均質性，低滲區(qū)在強的氣、水毛管力作用下，氣驅水阻力較大，水淹區(qū)難以形成有效驅替。同時低滲區(qū)由于注采井網布置的缺失，注氣驅替壓差相對較小，導致氣體波及效果變差。

(2) 由于氣、水流度比的顯著差異，導致氣體在強的驅替壓差作用下，沿壓力梯度最大方向，超越水而發(fā)生向水域氣竄，從而形成新的水鎖區(qū)和現有井網無法控制區(qū)域。

(3) 氣體在孔喉中的高速流動，也將產生攜液、干燥和去濕作用，加之親水巖石的較強潤濕性作用，在多次注采循環(huán)過后，庫內氣驅波及效率逐漸提高，但提高幅度非常緩慢。

綜合以上分析，建議調整研究區(qū)現有的井網布置，降低邊水運移對氣庫運行所造成的負面影響，以達到提高氣庫工作氣量，并改善庫容動用效果的目的。

4 結論

(1) 水驅氣藏型儲氣庫注采運行過程中，隨儲層壓力變化邊水往復運移，儲層局部區(qū)域出現氣、水互鎖，導致氣相滲流阻力增加，氣庫注采運行效果變差。

(2) 基于物質平衡理論，確定儲層巖石彈性膨脹及伴隨氣庫注采運行的邊水運移為影響水驅型氣藏建庫及注采運行的主要因素，并完善了水驅氣藏型儲氣庫滲流模型。

(3) 從非穩(wěn)態(tài)滲流理論出發(fā)，借用水驅型氣藏氣、水相滲曲線，采用循環(huán)迭代的方式實現了氣庫運行指標動態(tài)預測，建立了一種針對水驅氣藏型儲氣庫運行的參數分析方法，實例應用表明此方法可靠性較高。

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