大港油田驴驹河储气库注采渗流机理研究

2024-01-14周春明施金伶杨金英

录井工程 2023年4期

周春明施金伶叶萍杨金英李燕

（①中国石油大港油田公司天津储气库分公司；②中国石油冀东油田公司勘探开发研究院；③中国石油渤海钻探工程公司井下作业分公司）

0 引言

气藏型地下储气库目前是全球最主要的天然气储气库类型，也是我国主要的天然气季节调峰储备设施。储气库为高强度气体注采，运行工况较为剧烈，具有单井大流量注采流体高速渗流、地应力场周期扰动等特点[1]。大港储气库群经过多周期注采实践表明，深入研究储气库在高流量强注强采下的地应力周期扰动及气、水（油）高速互驱渗流特征等建库注采机理，建立适应交变载荷工况和地质条件复杂的储气库地质评价关键技术[2]，对地下储气库的建设与运行至关重要。前人对储层岩心的油、水两相或气、水两相的渗流规律进行了大量研究分析[3-5]，并提出了许多认识和成果。但大港地区地质条件比较复杂，构造上由破碎小断块组成，储层纵向和横向的非均质性较强，且建库前地层流体分布较为复杂。因此，有必要针对大港地区储气库开展储层渗流机理研究。

本文以大港油田驴驹河储气库为研究对象，该储气库为水侵砂岩凝析气藏型储气库。储气库在高速注采过程中，由于受储层物性、渗流特征等多重因素影响，使水侵砂岩气藏型储气库在实际的运行中，储层内流体分布及渗流关系较为复杂[6-8]，导致储气库库容、工作气量等指标参数预测较难。为此，利用储气库储层岩心开展储层气水互驱、储层岩心多周期交替注采实验研究，以期摸清该储气库的渗流规律和孔隙空间动用率，为储气库开发动态分析、预测、调整、提高采收率、设计库容参数以及安全运行提供科学的理论依据，也为后期储气库数值模拟研究分析奠定基础，最终达到储气库产能准确评价与预测的目的。

1 驴驹河储气库概况

驴驹河储气库地理位置位于天津东南部，距离天津市区45 km，南面为独流减河，近邻津晋、海滨两条高速，交通便利，公路畅通。构造位置位于驴驹河地区黄骅坳陷中北部，夹持在长芦断层与高沙岭断层之间。

驴驹河储气库由破碎小断块组成，分别为BS 80-1、B 831-21、BS 82-2断块，构造较为复杂，为水侵砂岩凝析气藏型储气库。建库层位为古近系沙河街组沙一下亚段板2油组，受北部燕山物源控制，该储层主要为远源浅水重力流河道砂体，沉积微相主要为分支水道、水道侧翼、水道漫溢、湖相泥；地层厚度表现为东、西两个厚值区；岩性基本上为大段泥岩夹薄层砂岩，厚度在10.5～26.8 m 之间，平均为20.58 m；主要矿物为石英，长石次之，颗粒以细粒为主，形状次圆状，分选性中等-好，泥质胶结，疏松；有效孔隙度27.21%，渗透率149.75 mD，为中孔中渗储层。

2 储层流体相渗特征

气水相对渗透率曲线反映了气水两相在岩石中的流动规律，在气藏数值模拟中影响产水量及见水时间，也是气藏开发动态分析的必要基本资料[9-10]，更是储气库提高库容工作气研究的基础。含水气藏型储气库在高强度大流量的天然气往复注采运行中，储气库内压差较大，致使气藏中气水界面上升，导致部分地层水侵入到储集体并滞留在储集空间中，造成生产井产量下降。通过对储层岩样进行单次气驱水、多轮气水互驱的相渗实验，能够分析研究储气库在注气过程中气驱水提高储气库动用率情况和采气过程中水侵入降低储气库动用率情况。

2.1 实验流程

（1）气驱水实验中，气源为氮气，由实验装置（图1）中的中间容器提供；驱替压力由高精度的驱替泵提供，岩心样品环压由手摇泵提供，用来模拟储层上覆压力；样品两端的压差由实验装置中的压力传感器检测，采用气体流量计对气体流量进行精准测量。

（2）水驱气实验中，气驱水过后将样品的首尾两端互换，原出口端作为入口端；装有模拟地层水的中间容器提供驱替水源；同气驱水实验一样，驱替压力由高精度的驱替泵提供，岩心样品环压由手摇泵提供，来模拟储层上覆压力；样品两端的压差由实验装置中的压力传感器检测，利用天平对出口液体质量进行精确计量。

2.2 实验步骤

实验条件为地面标准状态，实验过程中需要准确记录驱替时间、流量、压力等实验数据，对其进行分析研究。具体实验步骤如下：

（1）用标准盐水驱替含饱和水的岩心样品，并测量岩心的渗透率。

（2）气驱水实验，利用非稳态气水相对渗透率测定方法，模拟储气库注气排水物理过程，记录各时间点气流量、水流量及压力数据，气驱结束后计算束缚水饱和度和束缚水下气相相对渗透率，并绘制气驱水相对渗透率曲线。依此分析储层中气水两相流体的流动特征及规律，研究储层孔隙结构对流体渗流规律的影响，分析含水层储气库在注气过程中两相流体特征的变化规律。

（3）水驱气实验，模拟储气库采气过程中水侵物理过程，准确记录各时间点气流量、水流量以及压力数据，实验结束后，计算残余气饱和度及残余气下水相相对渗透率。依此分析含水层储气库在采气过程中两相流体特征的变化规律。

（4）如此往复进行多次实验，模拟储气库周期注采运行过程，对比分析多次注采过程中气水相对渗透率曲线特征，在此基础上进一步计算气水互驱过程中的储层可动空间饱和度。通过多轮次的气水互驱实验，模拟水侵气库注采运行机理，指导水侵气库注采优化运行，减少水体侵入气库内部的频次。

本次实验样品选自驴驹河储气库HK井不同渗透率的岩心样品共6 块，利用研究区储层全直径岩心孔隙度样品进行气水两相渗流实验研究，实验样品基础物性参数如表1所示。

表1 实验样品基础物性参数

2.3 实验结果与分析

2.3.1 气水两相渗流特征

6 个岩样的气驱水实验结果如图2 所示。气水两相相对渗透率曲线形态呈孔隙型介质渗流特征，总体上气相相对渗透率随含气饱和度的增加而增加，气相渗流能力呈增强趋势，水相相对渗透率随含气饱和度的增加，前期下降较快，后期有下降变缓的趋势。

图2 气驱水相对渗透率曲线

储气库储层储集空间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。气驱水前期，气相流体呈连续相沿较大尺度孔喉流动，气相相对渗透率呈递增趋势，相反水相相对渗透率呈递减趋势；气驱水后期，气相流体逐渐向小尺度较细孔喉渗流，由于受到微小孔喉的毛管阻力作用，盲端中的束缚水以及吸附在孔喉壁面的残余水难以被驱替。因此，气相相对渗透率增长幅度变小，水相相对渗透率逐渐下降至最低值。在相似的孔隙度条件下，渗透率越高，相渗曲线共渗区间越宽，共渗点渗透率也相对越高，气相相对渗透率越高。

2.3.2 多轮次气水互驱渗流特征

通过气水互驱物理模拟实验装置对驴驹河储气库进行多轮次气水互驱实验，优选该区HK 井不同渗透率的3 个岩心样品，分别对其进行多轮次气水互驱相对渗透率测定实验，模拟在地层条件下气水往复交替运移的过程。

针对岩心模型，共计进行5 轮次气水互驱物理模拟实验。在气驱水阶段，驱替实验结束后，计量残余水饱和度以及残余水下气相相对渗透率；在水驱气阶段，驱替实验结束后，计量残余气饱和度以及残余气下水相相对渗透率。

2.3.2.1 实验结果统计分析

实验结果如表2所示，经过多轮次的气水互驱，残余水下气相相对渗透率和残余气下水相相对渗透率均有不同程度的降低，高渗透层比低渗透层降低幅度小。随含气饱和度增加，气相相对渗透率呈增加趋势，气相渗流能力增强，而水相相对渗透率随含气饱和度增加而降低，前期下降较快，后期下降趋势变缓（图3）；气水互驱过程中随着互驱轮次的增加，等渗点下移，气相相对渗透率呈下降趋势，气、水两相共流区间变窄。

表2 气水互驱实验结果统计

图3 多轮次互驱气、水两相相对渗透率曲线

2.3.2.2 岩心模型相渗端点值对比分析

气水互驱过程中，随互驱次数增加，岩心模型各项特征参数变化明显，主要参数残余水下气相相对渗透率均呈降低趋势。其中样品LJ 15-2 降至52.5%，LJ 24-2 降至60.9%，LJ 43-2 降至73.4%（图4）。残余气下水相相对渗透率同样也呈降低趋势，其中样品LJ 15-2 降至16.1%，LJ 24-2 降至44.6%，LJ 43-2 降至58.5%（图5）。对比分析结果表明，储气库在周期注采过程中，气水往复交替运移，将导致储气库部分储集空间无法动用，渗流能力下降。

图4 残余水下气相相对渗透率变化曲线

图5 残余气下水相相对渗透率变化曲线

样品经过多轮次气水互驱，残余气饱和度和残余水饱和度均不同程度地增加，同时气、水两相相对渗透率降低，渗流能力下降。作为岩心内渗流空间的微细孔喉，其毛管力及流体表面张力较强，同时由于岩石表现为亲水性，气驱水阶段毛管力表现为阻力，水驱气阶段毛管力表现为动力。气水互驱过程中，微细孔喉的剪切作用导致出现非连续相，使局部空间出现气水互锁，残余水、残余气量增加，因此气水两相相对渗流能力降低。

2.3.2.3 气水共渗区间分析

气水共渗区间表示在地下储气库运行过程中储层孔隙空间的可利用程度，根据气水互驱过程中残余水饱和度、残余气饱和度的测试结果，可以计算共渗区间大小。其计算公式如下：

式中：Swg为气水共渗区间，%；Swc为残余水饱和度，%；Sgc为残余气饱和度，%。

实验结果表明，气水互驱实验过程中，由于储层岩心孔喉发育，储层非均质性强，经过多轮次的气水互驱后，储集空间利用率逐步降低，出现气水相渗滞后，共渗区间收窄。如图6 所示，样品LJ 15-2 共渗区间由28.3%降至17.4%，样品LJ 24-2 共渗区间由60.5%降至49.3%，样品LJ 43-2 共渗区间由79.6%降至71.3%，但最后均趋于稳定。由此可见，致密岩心孔径尺度小、连通性较差、排驱压力高，其储集空间可利用程度降低幅度较大；而渗透率较高的储层孔径尺度大，连通性较好，其储集空间可利用程度高，经过多轮次的互驱，降低幅度小。

图6 气水互驱共渗区间变化曲线

3 储层注采模拟岩心渗流特征

针对气藏型储气库地层特征，利用实验室注采运行物理模拟系统，开展驴驹河储气库地层温压条件下多周期注采模拟实验，研究储气库多周期注采库容动用特征及其影响因素，评价建库注采运行效率。

3.1 实验方法

针对储气库多周期运行特点，从仿真模拟研究角度出发，模拟驴驹河储气库建库及注采气运行过程，研究多周期储气库库容动用状况及库容影响因素。

仿真模拟采用储气库注采运行物理模拟实验系统，该系统可以根据实验要求精确控制注采气流量，并全程监测岩心模型内部的压力变化状况，可以模拟储气库的成藏模式、衰竭开采和多周期注采运行过程，实现了从气藏建库至周期注采的全程物理模拟及数据跟踪，进而基于实验结果分析多周期注采运行过程中储气库孔隙空间的动用效果及其影响因素。

3.1.1 实验岩心基本参数

选取驴驹河储气库HK 井不同渗透率岩心样品3块作为实验对象，可代表地下储气库建库储层储集空间特征，其基本参数数据如表3 所示。实验用水选用研究区模拟地层水，实验用气为氮气。

表3 实验模型基本参数数据

3.1.2 实验原理

根据储气库实际注采单井的注采速度，利用物理模型与气库实际注采井的换算关系，设计实验注采流量（本文进行岩心直线流物理模拟实验）。

假设储气库实际的井间距离为a1，井排距离为b1，单井注采流量为q1，根据流体流动模型，则可以计算出储气库单井控制面积为A1＝a1b1（图7）。假设实验模型为矩形封闭，长为a2，宽为b2，中心1 口井以定产量q2生产，则可以计算出实验模型单井控制面积为A2＝a2b2（图8）。

图7 简化的储气库井排模型

图8 实验模型流动示意

假设实验中单位面积的注采流量与实际单位面积的注采流量相同，那么两者的关系为：

因此，实验模型与储气库实际注采气的流量关系可表示为：

式中：q1为储气库单井注采流量，m3/d；q2为模型单井注采流量，cm3/min；a1为矿场的井间距离，m；a2为模型的长，cm；b1为储气库的井排距离，m；b2为模型的宽，cm；k为公式系数。

储气库实际运行压力区间为12～28 MPa，单井注气流量15×104m3/d，单井采气流量29×104m3/d。根据上式可以计算出实验注采气流量参数（表4）。

表4 储气库实际参数与物理实验参数对比

3.1.3 实验步骤

注采模拟实验先后完成前期准备、成藏阶段、衰竭开采等实验步骤。实验过程中需要记录气液流量、时间、压力等实验数据，并对其数据进行分析。具体步骤如下：

（1）前期准备：将岩心样品装入模型夹持器，加载环压，并测量岩心渗透率。

（2）成藏阶段：由模型左端口定流量注气至成藏压力。

（3）衰竭开采：由模型左端口定流量采气至枯竭压力，关闭左端口。

（4）建库阶段：由模型左端口定流量注入氮气至运行下限压力，平衡一定时间，并继续注气至气库运行上限压力，关闭模型左端口，待模型压力分布达到平衡。

（5）采气阶段：由模型左端口定流量采气至气库运行下限压力，关闭模型左端口至模型内部压力达到平衡。

（6）注气阶段：由模型左端口定流量注气至气库运行上限压力，关闭模型左端口至模型内部压力达到平衡。

（7）循环注采：重复步骤（5）、（6），完成多周期注采循环后停止实验。

3.1.4 计算方法

在实测模拟动态资料基础上，对注采运行物理模拟特征参数指标进行计算和分析，主要包括：可动用孔隙体积（Vm（i））、可动含气饱和度（Sgm）和含气孔隙空间动用效率（η），各个参数计算公式如下：

式中：Vm（i）为可动用孔隙体积，m3；Grm（i-1）为气藏采气初期库存量，108m3；Z（i-1）为采气初期气体偏差系数，无量纲；T（i-1）为气藏采气初期温度，℃；P（i-1）为气藏采气初期压力，MPa；Psc为地面标况压力，MPa；Tsc为地面标况温度，℃。

式中：Sgm为可动含气饱和度，%；Vm为有效含气孔隙体积，m3；V为有效孔隙体积，m3。

式中：η为含气孔隙空间动用效率，%；Swc为束缚水饱和度，%。

3.2 实验结果与分析

针对气藏型储气库的多周期运行特点，从仿真模拟研究的角度出发，模拟储气库建库及运行过程，研究分析储气库多周期运行过程中孔隙空间动用特征。实验以气藏开发采气流速作为基准，对比多周期注采模拟测试结果。

3.2.1 样品LJ 53-4实验结果

由图9 可以看到，对比不同区带多周期注采模拟含气孔隙空间动用效率，建库前纯气带6 个注采周期过后，含气孔隙空间动用效率均为98.8%左右，基本不变；气驱水纯气带6个注采周期过后，含气孔隙空间动用效率由70.2%增至79.7%；气水过渡带6个注采周期过后，含气孔隙空间动用效率由50.9%降至47.0%。

图9 样品LJ 53-4多周期注采含气孔隙空间动用效率

3.2.2 样品LJ 25-4实验结果

由图10可以看到，对比不同区带多周期注采模拟含气孔隙空间动用效率，建库前纯气带6 个注采周期过后，含气孔隙空间动用效率为95.6%，基本不变；气驱水纯气带6 个注采周期过后，含气孔隙空间动用效率由64.2%增至74.5%；气水过渡带6个注采周期过后，含气孔隙空间动用效率由47.1%降至41.0%。

图10 样品LJ 25-4多周期注采含气孔隙空间动用效率

3.2.3 样品LJ 20-4实验结果

由图11可以看到，对比不同区带多周期注采模拟含气孔隙空间动用效率，建库前纯气带6 个注采周期过后，含气孔隙空间动用效率为88.6%左右；气驱水纯气带6 个注采周期过后，含气孔隙空间动用效率由46.1%增至58.3%；气水过渡带6 个注采周期过后，含气孔隙空间动用效率由43.2%降至35.4%。

图11 样品LJ 20-4多周期注采含气孔隙空间动用效率

3.2.4 归纳分析

从以上3 个样品的实验数据可以看出，经历6 个注采周期后，纯气带的含气孔隙空间动用效率均在88%以上，且含气孔隙空间动用效率不随注采周期的增加而变动，其含气孔隙空间动用效率最高，为动用稳定区域；气驱水纯气带随着注采周期的增加含气孔隙空间动用效率增大，是储气库空间有效动用增加的主要区域，且地层高渗区大孔隙空间动用效果较好，为动用优势区；气水过渡带随着注采周期的增加含气孔隙空间动用效率呈下降趋势，是储气库空间动用效果变差的主要区域，且地层低渗微细孔隙的表现尤为突出，为动用劣势区。