底水气藏型储气库注采渗流规律实验

陈显学

(中国石油辽河油田分公司，辽宁 盘锦 124010)

储气库作为天然气供应链的重要组成部分，是维持国家能源储备、实现季节性供气调峰的重要保障[1]。储气库多由枯竭油气藏改造而成，例如典型的底水气藏型砂岩储气库[2]，气-水界面随注采过程上下移动，明晰多周期循环注采对气-水互驱两相渗流特征的影响规律，可为储气库的建设和运行提供设计依据，保障注采合理配置。近年来，国内外学者围绕储气库的注采渗流特征开展了系列研究。石磊等[3]通过室内物理模拟研究，认为边水运移、岩石骨架应力敏感性及储层展布等是影响水驱砂岩气藏储气库渗流特征的主要因素；
唐立根等[4]认为水侵后储气库中储存空间减少，渗透率越低，该效应越显著；
胥洪成等[5]认为储气库的注采配置，应重点考虑气水分布特征、地层倾角及地层亏空程度；
Khamechi等[6]分析了渗透率对枯竭气藏改建储气库的影响，并结合气田开发历史数据为德黑兰凝析气藏储气库参数设计提供依据；
高新平等[7]从储层保护的角度入手，模拟了储气库多周期循环注采对储层损害的影响规律，以优化工程现场的注采气量与注采压差。辽河油田S6储气库区域构造属于双台子断裂背斜带中部，其多周期注采过程中渗流规律认识尚不清楚。因此，以辽河油田S6储气库为研究对象，开展应力敏感性评价和相渗特征评价实验，探究多周期循环注采过程中渗流特征的变化规律，为后续合理优化注采配置提供技术支持。

底水气藏型储气库在建设及多周期注采运行中，内部孔隙空间在多次注采过程中会发生改变，微观结构的改变将对渗流特征及渗流能力造成影响[8]。为明晰研究区储气库多周期注采过程中的渗流规律，选取天然岩心作为试样样品并开展模拟实验，针对其应力敏感性、气-水两相渗流、注采及渗流能力展开评价，并结合实验前后SEM观察结果，探究其影响机理。

1.1 实验设备

高温高压渗透率应力敏感性测试仪，采用美国岩心公司(温度上限为200 ℃，压力上限为70.00 MPa)测试不同升压—卸压周期下试样的渗透率变化情况。高温高压油气水相渗测试仪，江苏华安科研仪器有限公司，测试不同气-水互驱周期下试样的含气/水饱和度及其对应的气-水两相渗透率。扫描电子显微镜，Quanta 450环境扫描电子显微镜，获取实验前后试样的微观特征。

1.2 实验样品

实验岩样取自辽河油田S6储气库砂岩储层，埋深为2 200～2 700 m，以长石质岩屑砂岩、长石砂岩为主，地层温度为86～94 ℃，原始地层压力为23.23～26.86 MPa，上覆岩层压力为59.60～72.40 MPa，属于正常温度压力系统[9]。实验岩样按照测试标准，切割成规格为Φ25 mm×50 mm的柱塞试样。为增强各实验组别的对照性，利用声波测试装置，根据体积模量、泊松比等物性参数，筛选出物性相近的样品，测量其密度、孔隙度及渗透率等基本物性参数(表1)。根据研究区地层水特征做相应配置，作为实验用水。

表1 实验样品的基本物性参数

1.2 实验方法

1.2.1 渗透率应力敏感性评价

基于行业标准《储层敏感性流动实验评价方法》和《覆压下岩石孔隙度和渗透率测定方法》[10-11]，利用高温高压渗透率应力敏感性测试仪，通过3个周期升降内压的方式进行渗透率应力敏感性测试。设置模拟储层温度为90 ℃、上覆压力恒定为60.00 MPa，在每个内压点保持试样稳定一段时间(升压过程保持30 min以上，卸压过程保持60 min以上)，随后开展气相渗透率测试，保持入口压力为2.00 MPa，出口压力为1.00 MPa。

1.2.2 气-水相渗特征与注采能力评价

基于行业标准《岩石中两相流体相对渗透率测定方法》[12]，利用高温高压油气水相渗测试仪，设置模拟储层温度为90℃、上覆压力恒定为60.00 MPa，开展5组气-液相对渗透率测试，以减少误差。岩心饱和水后，设置6个周期的气-水互驱，通过记录气-水互驱过程中产水量、产气量以及两端压差，计算试样的含水饱和度及其对应的气-水两相渗透率。

1.2.3 扫描电子显微镜观察

对多周期注采模拟实验前后的实验样品进行烘干(60 ℃电炉)后，利用Quanta 450环境扫描电子显微镜进行观察，获取实验前后样品的微观结构特征，探究多周期注采后气-水相渗特征变化的微观机理。

2.1 应力敏感性特征

对多周期注采渗透率应力敏感性评价的实验数据(绝对渗透率)进行归一化处理(图1，图中K0为初始渗透率，K为实验后测试渗透率)。由图1可知，试样渗透率随净上覆压力的增大而降低，随升压—卸压周期的增加而下降。净上覆压力增大导致孔隙空间受到压缩，故而渗透率降低。渗透率随升压—卸压周期的变化规律，与李继强[13]、Zhang J[14]的研究结论一致，前者认为试样在压力反复变化的拉伸、压缩中发生塑性变形，称这种现象为“周期应力敏感”；
后者从应力敏感性的角度出发，认为随着升压—卸压周期的增加，试样的渗透率应力敏感性会逐渐降低，即在初始注采时，渗透率随应力的上下波动变化更剧烈，多周期后，这种波动响应相对平缓。

图1 模拟注采条件下试样渗透率随净上覆压力变化曲线

渗透率敏感因子[14]的计算公式为：

(1)

式中：ΔK为渗透率敏感因子；
K30为净上覆压力30 MPa下的测试渗透率，D；
K50为净上覆压力50.00 MPa下的测试渗透率，D。

计算得到各周期下注采过程中的渗透率敏感因子(表2)。由表2可知：加压过程中，1～3周期渗透率敏感因子的变化率分别为5.94%、3.77%、1.54%，且随升压—卸压周期增加逐渐降低；
卸压过程中，渗透率敏感因子的变化率分别为3.68%、2.02%、0.50%。说明经过多周期的升压—卸压，压力变化引起的孔隙空间的变化逐渐变小，储气库的孔隙结构会趋于新的平衡。

表2 不同周期下注采过程中的渗透率敏感因子

2.2 气-水两相渗流特征

储气库实际运行时，气-水两相渗流区的渗流能力是衡量储气库运行质量的关键[15]。根据5组气-水两相渗流测试实验结果，提取出饱和度端点(即束缚水饱和度、残余气饱和度)随注采循环周期的变化，求取平均值(表3)。由表3可知，随着注采循环周期的增加，束缚水饱和度逐渐减少，残余气饱和度逐渐增加，并在第4个循环周期后逐渐趋于稳定。这说明储气库中的气-水两相渗流区在多周期注采过程中逐渐变小，会造成一定的气量损失。

表3 不同注采周期下试样束缚水与残余气饱和度均值化结果

从气-水两相微观驱替的角度来看，气驱水过程中，由于气体的干燥作用，多周期注采后会将滞留于孔隙中的水相驱替出来，导致束缚水饱和度变小；
水驱气过程中，水会优先通过储层岩石中孔隙空间较大的孔道，再波及小孔道，可能会导致水相圈闭的形成，进而使得残余气饱和度逐渐升高。

随着注采循环周期的增加，气-水两相渗流区的两相分布是一个被孔隙微观结构、岩石表面润湿性等多因素影响的复杂现象。为量化评价该区域储层含气空间的利用程度，对不同注采循环周期下的含气空间可利用饱和度及含气空间利用率进行计算：

Sg=1-Swi-Sgr

(2)

(3)

式中：Sg为含气空间可利用饱和度，%；
ηg为含气空间利用率，%；
Swi为束缚水饱和度，%；
Sgr为残余气饱和度，%。

图2、3为含气空间可利用饱和度和含气空间利用率2个指标在不同注采循环周期下的变化规律。由图2、3可知：不同注采循环周期下，含气空间可利用饱和度小幅波动，在第5个注采周期后逐渐趋于稳定；
含气空间利用率随注采循环周期逐渐降低，变化幅度较大，在第4个注采周期后逐渐趋于稳定。含气空间利用率降低的主要原因是残余气饱和度的增加，造成了注入气的损失。

图2 试样含气空间可利用饱和度随注采循环周期的变化

图3 试样含气空间利用率随注采循环周期的变化

2.3 注采及渗流能力评价

多次注采后，计算5组试样的含气/水饱和度及气相渗透率的平均值，以评价储气库多周期注采过程中的储气库库容量以及渗流能力的变化(图4、5，图中数据点范围为多组实验结果的极差)。由图4可知：随着注采循环周期的增加，含水饱和度呈下降趋势，含气饱和度呈上升趋势，随着注采周期增加，下降或上升趋势均逐渐变缓。主要是由于气相在高速渗流的同时会将试样内的水分携带出来，使得储气库在多注采周期运行后，库容量有所增加；
但扩容情况不会一直持续，在一定的循环周期后会达到新的平衡状态。由图5可知，气相渗透率随注采周期的增加逐渐升高，在第5～6个周期趋于平衡。主要是由于含气饱和度的升高和微观孔隙结构变化的影响，也有学者认为在储气库强注强采过程中，将产生疲劳剪切应力，可能形成孔隙之间的连通或导致粒间微裂缝的产生[16]。

图4 试样含水/含气饱和度随注采循环周期的变化

图5 试样气相渗透率随注采循环周期的变化

2.4 实验前后微观结构变化

为进一步探究储气库多周期注采对渗流规律的影响机理，对6次模拟循环注采后的试样进行SEM观察，并与实验前的试样SEM结果进行对比(图6)。由图6可知：6次模拟循环注采后，原生微裂缝在注采引起的剪切应力作用下扩展，导致岩石壁面产生微裂缝。同时，由于气体渗流产生的拖曳作用，岩石壁面的黏土矿物颗粒脱落，发生一定的微粒运移现象，砂岩储气库相较于碳酸盐岩储气库，微粒运移的程度较轻，这主要取决于岩石内部矿物颗粒的胶结程度。微裂缝的产生有助于提高渗流能力，脱落的微粒易在孔隙喉道中桥接造成堵塞，制约气体的有效渗流，二者在控制岩石渗透率上产生博弈现象。根据图4中气相渗透率的测试结果可知，微裂缝对渗透率的控制作用始终占据优势地位，随着模拟注采循环周期的增加，微粒脱落、运移现象也更加显著，制约了微裂缝对储气库岩石渗透率的提升作用。

图6 实验前后试样SEM观察结果

从工程本质上看，储气库的运行面临如何有效实现储层保护的问题。游利军等[17]在针对碳酸盐岩储气库的研究中，发现了显著的微粒运移现象，并提出采用小规模酸化的方法加以预防，给出了酸液类型的优选结果。然而，针对砂岩储气库，酸化、压裂可能导致沉淀物堵塞，引发注采井严重出砂等储层损害问题，采用控压注采[7]的方式防治微粒运移堵塞孔隙更具适应性，因此，在储气库运行参数优化设计中，有必要开展研究区储气库多周期注采模拟实验，确定发生储层损害的临界注采压差。

经过多周期注采，试样的含气饱和度、气相渗透率、含气空间利用率等参数均发生变化。为探究其变化规律以及对工程的影响，储气库注采压差稳定为1～3 MPa，文中统计了研究区储气库某层位库存量变化(表4)。由表4可知：前3注采循环周期库存量大幅上升，3周期后趋于平衡；
库存量由最初的47.8×108m3提升至75.3×108m3，达容率从59.6%提升至93.8%。库存量的提升与单井注采能力紧密相关，库存量随注采循环周期的变化规律与实验中含气饱和度、气相渗透率相一致，进一步佐证了实验的准确性。

表4 研究区储气库某层位库存参数

(1) 在不考虑气-水两相渗流的情况下，研究区储层岩石的应力敏感性表现为随着净上覆压力的增大而减小。随注采循环周期的增加，渗透率也有一定程度的降低，渗透率应力敏感因子也随着注采循环周期的增加而降低。

(2) 随着气-水互驱次数的增加，束缚水饱和度下降，残余气饱和度上升，并逐渐趋于平衡。因此，气-水两相渗流区会逐渐变小并最终稳定，会造成一定的气量损失。

(3) 多周期模拟循环注采后，有微裂缝生成和微粒运移的现象，二者在控制气-水两相渗流区的渗流能力上存在博弈现象，微裂缝强化渗流能力前期占优势地位，使含气饱和度、气相渗透率逐渐升高并在多周期后趋于平衡，在工程上体现为现场储气库前期扩容明显，后期逐渐平衡。

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