大港油田驢駒河儲氣庫注采滲流機理研究

周春明 施金伶 葉 萍 楊金英 李 燕

（①中國石油大港油田公司天津儲氣庫分公司；②中國石油冀東油田公司勘探開發研究院；③中國石油渤海鉆探工程公司井下作業分公司）

0 引言

氣藏型地下儲氣庫目前是全球最主要的天然氣儲氣庫類型，也是我國主要的天然氣季節調峰儲備設施。儲氣庫為高強度氣體注采，運行工況較為劇烈，具有單井大流量注采流體高速滲流、地應力場周期擾動等特點[1]。大港儲氣庫群經過多周期注采實踐表明，深入研究儲氣庫在高流量強注強采下的地應力周期擾動及氣、水（油）高速互驅滲流特征等建庫注采機理，建立適應交變載荷工況和地質條件復雜的儲氣庫地質評價關鍵技術[2]，對地下儲氣庫的建設與運行至關重要。前人對儲層巖心的油、水兩相或氣、水兩相的滲流規律進行了大量研究分析[3-5]，并提出了許多認識和成果。但大港地區地質條件比較復雜，構造上由破碎小斷塊組成，儲層縱向和橫向的非均質性較強，且建庫前地層流體分布較為復雜。因此，有必要針對大港地區儲氣庫開展儲層滲流機理研究。

本文以大港油田驢駒河儲氣庫為研究對象，該儲氣庫為水侵砂巖凝析氣藏型儲氣庫。儲氣庫在高速注采過程中，由于受儲層物性、滲流特征等多重因素影響，使水侵砂巖氣藏型儲氣庫在實際的運行中，儲層內流體分布及滲流關系較為復雜[6-8]，導致儲氣庫庫容、工作氣量等指標參數預測較難。為此，利用儲氣庫儲層巖心開展儲層氣水互驅、儲層巖心多周期交替注采實驗研究，以期摸清該儲氣庫的滲流規律和孔隙空間動用率，為儲氣庫開發動態分析、預測、調整、提高采收率、設計庫容參數以及安全運行提供科學的理論依據，也為后期儲氣庫數值模擬研究分析奠定基礎，最終達到儲氣庫產能準確評價與預測的目的。

1 驢駒河儲氣庫概況

驢駒河儲氣庫地理位置位于天津東南部，距離天津市區45 km，南面為獨流減河，近鄰津晉、海濱兩條高速，交通便利，公路暢通。構造位置位于驢駒河地區黃驊坳陷中北部，夾持在長蘆斷層與高沙嶺斷層之間。

驢駒河儲氣庫由破碎小斷塊組成，分別為BS 80-1、B 831-21、BS 82-2斷塊，構造較為復雜，為水侵砂巖凝析氣藏型儲氣庫。建庫層位為古近系沙河街組沙一下亞段板2油組，受北部燕山物源控制，該儲層主要為遠源淺水重力流河道砂體，沉積微相主要為分支水道、水道側翼、水道漫溢、湖相泥；地層厚度表現為東、西兩個厚值區；巖性基本上為大段泥巖夾薄層砂巖，厚度在10.5～26.8 m 之間，平均為20.58 m；主要礦物為石英，長石次之，顆粒以細粒為主，形狀次圓狀，分選性中等-好，泥質膠結，疏松；有效孔隙度27.21%，滲透率149.75 mD，為中孔中滲儲層。

2 儲層流體相滲特征

氣水相對滲透率曲線反映了氣水兩相在巖石中的流動規律，在氣藏數值模擬中影響產水量及見水時間，也是氣藏開發動態分析的必要基本資料[9-10]，更是儲氣庫提高庫容工作氣研究的基礎。含水氣藏型儲氣庫在高強度大流量的天然氣往復注采運行中，儲氣庫內壓差較大，致使氣藏中氣水界面上升，導致部分地層水侵入到儲集體并滯留在儲集空間中，造成生產井產量下降。通過對儲層巖樣進行單次氣驅水、多輪氣水互驅的相滲實驗，能夠分析研究儲氣庫在注氣過程中氣驅水提高儲氣庫動用率情況和采氣過程中水侵入降低儲氣庫動用率情況。

2.1 實驗流程

（1）氣驅水實驗中，氣源為氮氣，由實驗裝置（圖1）中的中間容器提供；驅替壓力由高精度的驅替泵提供，巖心樣品環壓由手搖泵提供，用來模擬儲層上覆壓力；樣品兩端的壓差由實驗裝置中的壓力傳感器檢測，采用氣體流量計對氣體流量進行精準測量。

（2）水驅氣實驗中，氣驅水過后將樣品的首尾兩端互換，原出口端作為入口端；裝有模擬地層水的中間容器提供驅替水源；同氣驅水實驗一樣，驅替壓力由高精度的驅替泵提供，巖心樣品環壓由手搖泵提供，來模擬儲層上覆壓力；樣品兩端的壓差由實驗裝置中的壓力傳感器檢測，利用天平對出口液體質量進行精確計量。

2.2 實驗步驟

實驗條件為地面標準狀態，實驗過程中需要準確記錄驅替時間、流量、壓力等實驗數據，對其進行分析研究。具體實驗步驟如下：

（1）用標準鹽水驅替含飽和水的巖心樣品，并測量巖心的滲透率。

（2）氣驅水實驗，利用非穩態氣水相對滲透率測定方法，模擬儲氣庫注氣排水物理過程，記錄各時間點氣流量、水流量及壓力數據，氣驅結束后計算束縛水飽和度和束縛水下氣相相對滲透率，并繪制氣驅水相對滲透率曲線。依此分析儲層中氣水兩相流體的流動特征及規律，研究儲層孔隙結構對流體滲流規律的影響，分析含水層儲氣庫在注氣過程中兩相流體特征的變化規律。

（3）水驅氣實驗，模擬儲氣庫采氣過程中水侵物理過程，準確記錄各時間點氣流量、水流量以及壓力數據，實驗結束后，計算殘余氣飽和度及殘余氣下水相相對滲透率。依此分析含水層儲氣庫在采氣過程中兩相流體特征的變化規律。

（4）如此往復進行多次實驗，模擬儲氣庫周期注采運行過程，對比分析多次注采過程中氣水相對滲透率曲線特征，在此基礎上進一步計算氣水互驅過程中的儲層可動空間飽和度。通過多輪次的氣水互驅實驗，模擬水侵氣庫注采運行機理，指導水侵氣庫注采優化運行，減少水體侵入氣庫內部的頻次。

本次實驗樣品選自驢駒河儲氣庫HK井不同滲透率的巖心樣品共6 塊，利用研究區儲層全直徑巖心孔隙度樣品進行氣水兩相滲流實驗研究，實驗樣品基礎物性參數如表1所示。

表1 實驗樣品基礎物性參數

2.3 實驗結果與分析

2.3.1 氣水兩相滲流特征

6 個巖樣的氣驅水實驗結果如圖2 所示。氣水兩相相對滲透率曲線形態呈孔隙型介質滲流特征，總體上氣相相對滲透率隨含氣飽和度的增加而增加，氣相滲流能力呈增強趨勢，水相相對滲透率隨含氣飽和度的增加，前期下降較快，后期有下降變緩的趨勢。

圖2 氣驅水相對滲透率曲線

儲氣庫儲層儲集空間既含有一定比例的大尺度孔喉，又含有一定比例的微小尺度孔喉。氣驅水前期，氣相流體呈連續相沿較大尺度孔喉流動，氣相相對滲透率呈遞增趨勢，相反水相相對滲透率呈遞減趨勢；氣驅水后期，氣相流體逐漸向小尺度較細孔喉滲流，由于受到微小孔喉的毛管阻力作用，盲端中的束縛水以及吸附在孔喉壁面的殘余水難以被驅替。因此，氣相相對滲透率增長幅度變小，水相相對滲透率逐漸下降至最低值。在相似的孔隙度條件下，滲透率越高，相滲曲線共滲區間越寬，共滲點滲透率也相對越高，氣相相對滲透率越高。

2.3.2 多輪次氣水互驅滲流特征

通過氣水互驅物理模擬實驗裝置對驢駒河儲氣庫進行多輪次氣水互驅實驗，優選該區HK 井不同滲透率的3 個巖心樣品，分別對其進行多輪次氣水互驅相對滲透率測定實驗，模擬在地層條件下氣水往復交替運移的過程。

針對巖心模型，共計進行5 輪次氣水互驅物理模擬實驗。在氣驅水階段，驅替實驗結束后，計量殘余水飽和度以及殘余水下氣相相對滲透率；在水驅氣階段，驅替實驗結束后，計量殘余氣飽和度以及殘余氣下水相相對滲透率。

2.3.2.1 實驗結果統計分析

實驗結果如表2所示，經過多輪次的氣水互驅，殘余水下氣相相對滲透率和殘余氣下水相相對滲透率均有不同程度的降低，高滲透層比低滲透層降低幅度小。隨含氣飽和度增加，氣相相對滲透率呈增加趨勢，氣相滲流能力增強，而水相相對滲透率隨含氣飽和度增加而降低，前期下降較快，后期下降趨勢變緩（圖3）；氣水互驅過程中隨著互驅輪次的增加，等滲點下移，氣相相對滲透率呈下降趨勢，氣、水兩相共流區間變窄。

表2 氣水互驅實驗結果統計

圖3 多輪次互驅氣、水兩相相對滲透率曲線

2.3.2.2 巖心模型相滲端點值對比分析

氣水互驅過程中，隨互驅次數增加，巖心模型各項特征參數變化明顯，主要參數殘余水下氣相相對滲透率均呈降低趨勢。其中樣品LJ 15-2 降至52.5%，LJ 24-2 降至60.9%，LJ 43-2 降至73.4%（圖4）。殘余氣下水相相對滲透率同樣也呈降低趨勢，其中樣品LJ 15-2 降至16.1%，LJ 24-2 降至44.6%，LJ 43-2 降至58.5%（圖5）。對比分析結果表明，儲氣庫在周期注采過程中，氣水往復交替運移，將導致儲氣庫部分儲集空間無法動用，滲流能力下降。

圖4 殘余水下氣相相對滲透率變化曲線

圖5 殘余氣下水相相對滲透率變化曲線

樣品經過多輪次氣水互驅，殘余氣飽和度和殘余水飽和度均不同程度地增加，同時氣、水兩相相對滲透率降低，滲流能力下降。作為巖心內滲流空間的微細孔喉，其毛管力及流體表面張力較強，同時由于巖石表現為親水性，氣驅水階段毛管力表現為阻力，水驅氣階段毛管力表現為動力。氣水互驅過程中，微細孔喉的剪切作用導致出現非連續相，使局部空間出現氣水互鎖，殘余水、殘余氣量增加，因此氣水兩相相對滲流能力降低。

2.3.2.3 氣水共滲區間分析

氣水共滲區間表示在地下儲氣庫運行過程中儲層孔隙空間的可利用程度，根據氣水互驅過程中殘余水飽和度、殘余氣飽和度的測試結果，可以計算共滲區間大小。其計算公式如下：

式中：Swg為氣水共滲區間，%；Swc為殘余水飽和度，%；Sgc為殘余氣飽和度，%。

實驗結果表明，氣水互驅實驗過程中，由于儲層巖心孔喉發育，儲層非均質性強，經過多輪次的氣水互驅后，儲集空間利用率逐步降低，出現氣水相滲滯后，共滲區間收窄。如圖6 所示，樣品LJ 15-2 共滲區間由28.3%降至17.4%，樣品LJ 24-2 共滲區間由60.5%降至49.3%，樣品LJ 43-2 共滲區間由79.6%降至71.3%，但最后均趨于穩定。由此可見，致密巖心孔徑尺度小、連通性較差、排驅壓力高，其儲集空間可利用程度降低幅度較大；而滲透率較高的儲層孔徑尺度大，連通性較好，其儲集空間可利用程度高，經過多輪次的互驅，降低幅度小。

圖6 氣水互驅共滲區間變化曲線

3 儲層注采模擬巖心滲流特征

針對氣藏型儲氣庫地層特征，利用實驗室注采運行物理模擬系統，開展驢駒河儲氣庫地層溫壓條件下多周期注采模擬實驗，研究儲氣庫多周期注采庫容動用特征及其影響因素，評價建庫注采運行效率。

3.1 實驗方法

針對儲氣庫多周期運行特點，從仿真模擬研究角度出發，模擬驢駒河儲氣庫建庫及注采氣運行過程，研究多周期儲氣庫庫容動用狀況及庫容影響因素。

仿真模擬采用儲氣庫注采運行物理模擬實驗系統，該系統可以根據實驗要求精確控制注采氣流量，并全程監測巖心模型內部的壓力變化狀況，可以模擬儲氣庫的成藏模式、衰竭開采和多周期注采運行過程，實現了從氣藏建庫至周期注采的全程物理模擬及數據跟蹤，進而基于實驗結果分析多周期注采運行過程中儲氣庫孔隙空間的動用效果及其影響因素。

3.1.1 實驗巖心基本參數

選取驢駒河儲氣庫HK 井不同滲透率巖心樣品3塊作為實驗對象，可代表地下儲氣庫建庫儲層儲集空間特征，其基本參數數據如表3 所示。實驗用水選用研究區模擬地層水，實驗用氣為氮氣。

表3 實驗模型基本參數數據

3.1.2 實驗原理

根據儲氣庫實際注采單井的注采速度，利用物理模型與氣庫實際注采井的換算關系，設計實驗注采流量（本文進行巖心直線流物理模擬實驗）。

假設儲氣庫實際的井間距離為a1，井排距離為b1，單井注采流量為q1，根據流體流動模型，則可以計算出儲氣庫單井控制面積為A1＝a1b1（圖7）。假設實驗模型為矩形封閉，長為a2，寬為b2，中心1 口井以定產量q2生產，則可以計算出實驗模型單井控制面積為A2＝a2b2（圖8）。

圖7 簡化的儲氣庫井排模型

圖8 實驗模型流動示意

假設實驗中單位面積的注采流量與實際單位面積的注采流量相同，那么兩者的關系為：

因此，實驗模型與儲氣庫實際注采氣的流量關系可表示為：

式中：q1為儲氣庫單井注采流量，m3/d；q2為模型單井注采流量，cm3/min；a1為礦場的井間距離，m；a2為模型的長，cm；b1為儲氣庫的井排距離，m；b2為模型的寬，cm；k為公式系數。

儲氣庫實際運行壓力區間為12～28 MPa，單井注氣流量15×104m3/d，單井采氣流量29×104m3/d。根據上式可以計算出實驗注采氣流量參數（表4）。

表4 儲氣庫實際參數與物理實驗參數對比

3.1.3 實驗步驟

注采模擬實驗先后完成前期準備、成藏階段、衰竭開采等實驗步驟。實驗過程中需要記錄氣液流量、時間、壓力等實驗數據，并對其數據進行分析。具體步驟如下：

（1）前期準備：將巖心樣品裝入模型夾持器，加載環壓，并測量巖心滲透率。

（2）成藏階段：由模型左端口定流量注氣至成藏壓力。

（3）衰竭開采：由模型左端口定流量采氣至枯竭壓力，關閉左端口。

（4）建庫階段：由模型左端口定流量注入氮氣至運行下限壓力，平衡一定時間，并繼續注氣至氣庫運行上限壓力，關閉模型左端口，待模型壓力分布達到平衡。

（5）采氣階段：由模型左端口定流量采氣至氣庫運行下限壓力，關閉模型左端口至模型內部壓力達到平衡。

（6）注氣階段：由模型左端口定流量注氣至氣庫運行上限壓力，關閉模型左端口至模型內部壓力達到平衡。

（7）循環注采：重復步驟（5）、（6），完成多周期注采循環后停止實驗。

3.1.4 計算方法

在實測模擬動態資料基礎上，對注采運行物理模擬特征參數指標進行計算和分析，主要包括：可動用孔隙體積（Vm（i））、可動含氣飽和度（Sgm）和含氣孔隙空間動用效率（η），各個參數計算公式如下：

式中：Vm（i）為可動用孔隙體積，m3；Grm（i-1）為氣藏采氣初期庫存量，108m3；Z（i-1）為采氣初期氣體偏差系數，無量綱；T（i-1）為氣藏采氣初期溫度，℃；P（i-1）為氣藏采氣初期壓力，MPa；Psc為地面標況壓力，MPa；Tsc為地面標況溫度，℃。

式中：Sgm為可動含氣飽和度，%；Vm為有效含氣孔隙體積，m3；V為有效孔隙體積，m3。

式中：η為含氣孔隙空間動用效率，%；Swc為束縛水飽和度，%。

3.2 實驗結果與分析

針對氣藏型儲氣庫的多周期運行特點，從仿真模擬研究的角度出發，模擬儲氣庫建庫及運行過程，研究分析儲氣庫多周期運行過程中孔隙空間動用特征。實驗以氣藏開發采氣流速作為基準，對比多周期注采模擬測試結果。

3.2.1 樣品LJ 53-4實驗結果

由圖9 可以看到，對比不同區帶多周期注采模擬含氣孔隙空間動用效率，建庫前純氣帶6 個注采周期過后，含氣孔隙空間動用效率均為98.8%左右，基本不變；氣驅水純氣帶6個注采周期過后，含氣孔隙空間動用效率由70.2%增至79.7%；氣水過渡帶6個注采周期過后，含氣孔隙空間動用效率由50.9%降至47.0%。

圖9 樣品LJ 53-4多周期注采含氣孔隙空間動用效率

3.2.2 樣品LJ 25-4實驗結果

由圖10可以看到，對比不同區帶多周期注采模擬含氣孔隙空間動用效率，建庫前純氣帶6 個注采周期過后，含氣孔隙空間動用效率為95.6%，基本不變；氣驅水純氣帶6 個注采周期過后，含氣孔隙空間動用效率由64.2%增至74.5%；氣水過渡帶6個注采周期過后，含氣孔隙空間動用效率由47.1%降至41.0%。

圖10 樣品LJ 25-4多周期注采含氣孔隙空間動用效率

3.2.3 樣品LJ 20-4實驗結果

由圖11可以看到，對比不同區帶多周期注采模擬含氣孔隙空間動用效率，建庫前純氣帶6 個注采周期過后，含氣孔隙空間動用效率為88.6%左右；氣驅水純氣帶6 個注采周期過后，含氣孔隙空間動用效率由46.1%增至58.3%；氣水過渡帶6 個注采周期過后，含氣孔隙空間動用效率由43.2%降至35.4%。

圖11 樣品LJ 20-4多周期注采含氣孔隙空間動用效率

3.2.4 歸納分析

從以上3 個樣品的實驗數據可以看出，經歷6 個注采周期后，純氣帶的含氣孔隙空間動用效率均在88%以上，且含氣孔隙空間動用效率不隨注采周期的增加而變動，其含氣孔隙空間動用效率最高，為動用穩定區域；氣驅水純氣帶隨著注采周期的增加含氣孔隙空間動用效率增大，是儲氣庫空間有效動用增加的主要區域，且地層高滲區大孔隙空間動用效果較好，為動用優勢區；氣水過渡帶隨著注采周期的增加含氣孔隙空間動用效率呈下降趨勢，是儲氣庫空間動用效果變差的主要區域，且地層低滲微細孔隙的表現尤為突出，為動用劣勢區。

4 結論

本文通過驢駒河儲氣庫的多塊巖心對儲氣庫儲層進行了注采特征實驗研究分析，得出以下結論：

（1）多次氣水交替互驅過程中出現氣水相滲滯后，建庫儲層非均質性較強，孔隙系統中部分區域存在細小孔喉，導致相滲滯后更為明顯，共滲區間收窄。

（2）建庫儲層周期注采過程中，經過6 個注采周期，氣驅水純氣帶受膨脹攜液作用影響，含氣孔隙空間動用效率增加；氣水過渡帶受氣水互鎖影響，儲氣空間動用效率降低，含氣孔隙空間動用效率呈下降趨勢。

（3）在儲氣庫注采運行過程中，應對氣驅水純氣帶的生產井進行科學合理的配產以及措施優化，以達到提高儲氣庫的空間動用程度，更大限度提高庫容和工作氣量的目的。