摘要：地下儲氣庫多周期運行盤庫，是研究氣庫運行規(guī)律、分析漏失、進一步提高氣庫運行效率和降低氣庫運行成本的關鍵環(huán)節(jié)。已建立的未水淹氣藏型地下儲氣庫盤庫數學模型卻并不適用于水淹枯竭氣藏型地下儲氣庫，評價結果明顯高于實際注采氣量。為此，通過深入分析水淹枯竭氣藏型地下儲氣庫氣驅排水擴容機理、多周期注采運行過程中氣水兩相宏觀與微觀運動規(guī)律及可能的分布狀態(tài)，創(chuàng)新性提出了可動用庫存量的概念，以注采氣量與視地層壓力在一個注采周期內滿足定容壓升降方程為評價準則，建立了水淹枯竭氣藏型地下儲氣庫盤庫模型。實例驗證結果表明，該模型計算的結果與實際吻合，可用于水淹枯竭氣藏型地下儲氣庫多周期運行盤庫計算和分析。為儲氣庫運行、管理及調整提供了依據。
關鍵詞：地下儲氣庫；水淹；枯竭氣藏；盤庫；庫存量；模型
我國已建成的用于城市調峰的地下儲氣庫位于大港板橋油氣區(qū)，以水淹枯竭氣藏型為主[1～4]。針對未水淹氣藏型儲氣庫自身特點，以真實庫存量為盤庫出發(fā)點，建立了未水淹氣藏型地下儲氣庫盤庫數學模型[5]，但該模型用于庫群水淹枯竭氣藏型地下儲氣庫多周期運行動態(tài)評價，結果卻高于實際2～4倍。未水淹氣藏型地下儲氣庫的氣水關系簡單，多周期運行過程中，儲存在地下的天然氣能及時有效動用；而庫群水淹枯竭氣藏型地下儲氣庫的儲層物性中等，中孔中滲，非均質性強，建庫前經歷近30a衰竭式開發(fā)，水驅強度為弱-中等，構造頂部氣井水淹停噴，氣水關系極為復雜，含氣孔隙中存在封閉氣，侵入水占據大量孔隙，多周期運行時井間孔隙未能有效波及，導致可動含氣孔隙體積大大減少。因此，非常有必要建立適合水淹枯竭氣藏型地下儲氣庫盤庫的評價模型。
1 水淹枯竭氣藏型儲氣庫的運行機理
受儲層物性及潤濕性影響，水淹枯竭氣藏內部存在較多的封閉氣。由于儲層巖石具有親水性，在氣水兩相流動過程中，當驅替壓差不大時，無論是孔隙還是喉道，氣水分布及流動方式主要表現為水包氣，水沿管壁流動，氣體在孔道中央流動，水驅氣過程形成不同形式的封閉氣，表現為繞流、卡斷、孔隙盲端、角隅以及“H”型孔道形成的封閉氣[6～7]。在氣藏開發(fā)過程中，由于地層水或邊水侵入后占據了一定的孔隙空間，凝析氣反凝析損失也會占據一部分孔隙空間，從而減少了可動含氣孔隙體積。建庫后多周期運行過程中氣驅水淹區(qū)主要對象仍然是以大孔道為主，微細孔道難以有效驅替，有效供氣半徑減小，從而降低了注采井網對砂體控制程度，使得部分氣體不能及時動用。為此，提出了可動用庫存量概念(其模型如圖1所示)，即注采氣階段壓力波及范圍內能有效動用的庫存量。庫存分為可動用庫存和不可動用庫存兩部分，彼此間相互作用和轉化，隨著注采井網及注采方式進一步完善，可動用庫存量增加，動用程度也隨之提高。
2 盤庫數學模型的建立
在應用物質平衡方法建立可動用庫存量及可動含氣孔隙體積模型基礎上，聯立真實氣體狀態(tài)方程，建立了水淹枯竭氣藏型儲氣庫盤庫模型，為盤庫分析奠定堅實的理論基礎，同時為國內同類型地下儲氣庫建設和生產運行管理提供科學依據。
2.1 可動用庫存量
對于由弱-中等水驅氣藏改建的地下儲氣庫，忽略巖石和束縛水彈性膨脹作用，假設注采氣量與視地層壓力在一個注采周期內滿足定容壓升降方程，建立了可動用庫存量數學模型：
當缺乏高壓物性資料時，采用摩爾體積加權得到混合流體密度，根據經驗公式計算偏差系數，然后迭代求解可動用庫存量[8～10]。
2.2 地下可動含氣孔隙體積
將式(1)可動用庫存量反算到地下儲氣庫地層條件下，得到地下可動含氣孔隙體積，數學表達式為：
2.3 可動庫容量
當地下儲氣庫運行到上限壓力時，庫內可動用的天然氣在地面標準條件下的體積為可動庫容量，數學表達式為：
2.4 可動墊氣量
當地下儲氣庫運行壓力降低到下限壓力時，庫內可動用的天然氣在地面標準條件下的體積為可動墊氣量，數學表達式為：
2.5 工作氣量
當地下儲氣庫從上限壓力運行到下限壓力時采出的天然氣量，即地下儲氣庫可動庫容量與可動墊氣量之差為工作氣量，數學表達式為：
2.6 總墊氣量
當地下儲氣庫運行壓力降低到下限壓力時，庫內天然氣在地面標準條件下的體積為總墊氣量，即為不可動用庫存量與可動墊氣量之和，數學表達式為：
2.7 總庫容
當地下儲氣庫運行到上限壓力時，庫內天然氣在地面標準條件下的體積為總庫容，即為工作氣量與總墊氣量之和，數學表達式為：
2.8 墊氣損耗量
從下限壓力升至上限壓力時地下儲氣庫的注氣量與從上限壓力降至下限壓力時地下儲氣庫的采氣量之差為墊氣損耗量[11～13]，其大小為本周期與上一周期總墊氣量之差，數學表達式為：
3 應用實例
3.1 盤庫計算基礎數據
國內某弱邊水凝析氣藏型地下儲氣庫設計運行壓力區(qū)間為30.5～13.0MPa，建庫前剩余地質儲量為9.88×108m3，地層壓力為11.48MPa，地層溫度為102℃，剩余凝析氣的相對密度為0.7570，凝析油相對密度為0.7500。地下儲氣庫投入運行后，完成了6個完整的注氣和采氣周期，累計注氣24.59×108m3，累計采氣19.87×108m3，凈注氣量為4.75×108m3，回采率為81%，運行動態(tài)數據詳見表1。
3.2 盤庫計算結果
根據新建的盤庫數學模型，采用迭代算法，利用某地下儲氣庫多周期運行注采動態(tài)系列數據，連續(xù)計算了各周期末的盤庫技術指標，見表2。
3.3 盤庫計算結果分析
根據盤庫結果，分析可動用庫存量、可動含氣孔隙體積、工作氣量、墊氣損耗量及損耗率等主要技術指標的變化規(guī)律。
3.3.1可動用庫存量
可動用庫存量逐漸增加，不可動用庫存量總體略有降低，庫存的動用程度隨之增加，其變化示意圖見圖2。經過6個周期后，可動用庫存量由2.85×108m3增至11.63×108m3，增加了3.1倍；不可動用庫存量由8.62×108m3降至8.32×108m3，降幅為3.5%；庫存動用程度從25%增至58%，提高了1.3倍，但目前仍有42%庫存不可動用。
3.3.2可動含氣孔隙體積
可動含氣孔隙體積總體上具有明顯上升趨勢，運行初期較快，之后減緩趨穩(wěn)，其變化示意圖見圖3。經過6個周期后，可動含氣孔隙體積由149×104m3增至456×104m3，增加了2倍。第6周期末庫內可動含氣孔隙體積僅為總孔隙體積的43%，未能動用的孔隙體積比例高達57%。
3.3.3工作氣量
工作氣能力快速提高，工作氣比例總體增加，其變化示意圖見圖4。經過6個周期后，工作氣量由1.97×108m3增至6.10×108m3，增加2.1倍。工作氣比例由15.9%增至30.8%，增幅為90%。
3.3.4墊氣損耗量及損耗率
運行初期氣庫快速擴容，墊氣損耗量增加，損耗率較高，之后進入穩(wěn)定擴容階段，墊氣損耗量開始減少，損耗率隨之大幅降低，其變化示意圖見圖5。前3個周期損耗量由0.572×108m3增至1.101×108m3，增幅為92%；隨后3個周期快速降至0.221×108m3，降幅達80%。墊氣損耗率由35.9%降低到3.6%，降幅達90%。
3.4 小結
1) 由于地下儲氣庫在建庫前大面積水淹，受儲層物性及潤濕性影響，孔隙中存在大量封閉氣，建庫后注入氣可能被再次捕集。因此，水淹枯竭氣藏型地下儲氣庫多周期運行過程中部分含氣孔隙不能及時動用，即存在不可動用庫存。
2) 含氣孔隙體積總體呈現上升趨勢。但由于建庫前邊水侵入占據孔隙空間，多周期運行注采井網控制范圍有限，有效供氣半徑小，導致大量孔隙仍不能有效動用。
3) 由于地下可動含氣孔隙體積上升，使氣庫總體運行效率得以提高，工作氣量及工作氣比例大幅度增加，墊氣損耗量及損耗率總體降低。
4 結論
1) 針對水淹枯竭氣藏型地下儲氣庫的自身特點，首次提出了可動用庫存量概念，建立了適合于弱 中等水驅的水淹枯竭氣藏型地下儲氣庫盤庫的數學模型，進一步豐富和發(fā)展了儲氣庫盤庫理論。通過國內某水淹枯竭氣藏型地下儲氣庫6個周期實例計算驗證了新建盤庫數學模型的正確性。
2) 受儲層物性及潤濕性影響，水淹枯竭氣藏內部存在較多封閉氣，建庫后氣驅水淹區(qū)主要對象為儲層相對發(fā)育帶，其他區(qū)域難以有效驅替，因此，多周期運行過程中部分庫存不可動用。
3) 國內某水淹枯竭氣藏型地下儲氣庫多周期運行盤庫分析表明：盤庫技術指標的可靠性在很大程度上取決于注采氣末平均地層壓力，因此，建議在注采轉換時留夠平衡期，加強壓力監(jiān)測。
4) 該方法已應用于國內某庫群多周期運行動態(tài)跟蹤評價中，取得較好效果，為水淹枯竭氣藏型地下儲氣庫調整方案編制與實施、多周期運行配注配產優(yōu)化提供了科學依據，同時對提高氣庫運行效率、降低成本具有重要指導意義。
符號說明
Gr(i)為某周期末庫存量，108m3；Grm(i-1)為某周期初可動用庫存量，108m3；Grm max(i)為某周期可動庫容量，108m3；Grm min(i)為某周期可動墊氣量，108m3；Gr work(i)為某周期工作氣量，108m3；Gr min(i)為某周期總墊氣量，108m3；Gr max(i)某周期總庫容量，108m3；QSH(i)為某周期墊氣損耗量，108m3；Vm(i)為某周期可動用含氣孔隙體積，108m3；Q(i)為某周期注采氣量，108m3；p(i)為某周期末地層壓力，MPa；T(i)為某周期末地層溫度，℃；Z(i)為某周期天然氣偏差系數；psc為標準狀態(tài)下的壓力，MPa；Tsc為標準狀態(tài)下的溫度，K；i表示注采周期數，其中奇(偶)數分別表示注(采)氣周期。
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(本文作者：胥洪成 王皆明 李春 中國石油勘探開發(fā)研究院廊坊分院)
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