[0001] 本发明属于储气库评价领域，尤其涉及一种油藏型储气库圈闭密封极限压力的评价方法。

[0002] 与原始油气藏密封性研究不同，在储气库运行过程中，地层压力在上限压力与下限压力之间交替变化，且注采速度可达油气藏开采的20～50倍，内部地层压力周期交替、剧烈变化，使得储气库边部断裂、上覆盖层存在破坏风险，储气库的密封性受到严重的挑战。储气库运行过程中，强注强采过程将会引起地层压力的周期快速变化，进而引起气体逸散或盖层破坏、断层开启等问题。此外，现已运行的储气库，运行上限压力以原始地层压力为界限，以保证储气库运行中的安全。但是，以原始地层压力为界限严重限制了储气库的库容空间设计，若能将运行上限压力提高，则储气库的库容空间会大大增加，工作气量也会大大增加，进而创造更多的经济效益。因此，尽可能的提高储气库运行上限压力，也是目前储气库建设和参数设计的重点和难点之一。而储气库运行的上限压力，本质上受控于圈闭的密封性能，即储气库所能容纳的最大气容量。此外，油藏型储气库建设在我国尚处于起步阶段，油藏改建储气库后圈闭的密封能力有待进一步研究，圈闭密封的极限压力尚不清楚，导致储气库运行上限压力的设计缺乏科学依据。因此，综合分析油藏型储气库圈闭密封极限压力的评价方法，从而指导科学设计储气库运行上限压力、评估提压潜力具有重要意义。

[0003] 中国专利CN107975362A公开了一种岩性气藏型储气库封闭性的评价方法，包括以下步骤，所述的步骤为盖板与底板封闭性评价，首先对盖板与底板进行宏观封闭性评价，其次对盖板与底板进行微观封闭性评价；侧向边界封闭性评价，首先对侧向边界进行微观封闭性评价，其次对侧向边界进行空间形态评价，最后对侧向边界进行动态评价；检验储气库的整体密封能力；解决了现有技术中尚无针对岩性气藏型储气库封闭能力的系统评价方法问题，该方法科学、可靠、现场可操作性强，可以更准确地判断储气库的密封性能。

[0004] 然而，上述专利在密封性能评价时虽然也涉及了动态评价，但多为定性评价，或者参数评价，且没有涉及盖层与断层的力学性质分析，因此，其仅能就储气库的密封性能进行判断，而无法对储气库运行上限压力进行评估。此外，对油藏型储气库的研究甚少。

[0034] 下面将结合附图对本发明具体实施例中的技术方案进行详细、完整的描述。显然，所描述的实施例仅仅是本发明总的技术方案的部分具体实施方式，而非全部的实施方式。基于本发明的总的构思，本领域普通技术人员所获得的所有其他实施例，都落于本发明保护的范围。

[0035] 本发明提供一种油藏型储气库圈闭密封极限压力的评价方法，通过确定圈闭构造逸散极限压力、盖层密封极限压力以及断层密封极限压力，得到所述油藏型储气库圈闭密封极限压力。现已运行的储气库，运行上限压力以原始地层压力为界限，以保证储气库运行中的安全。但是，以原始地层压力为运行上限压力严重限制了储气库的库容空间设计，若能将运行上限压力提高，则储气库的库容空间会大大增加，工作气量也会大大增加，进而创造更多的经济效益。由此可见，为了在保证安全的前提下提高运行上限压力，首先需要准确得到储气库圈闭动态密封承压极限。然而，储气库运行过程中，强注强采过程将会引起地层压力的周期快速变化，进而引起气体逸散或盖层破坏、断层开启。储气库运行的上限压力，本质上受控于圈闭的密封性能，即储气库所能容纳的最大气容量。本申请技术方案通过确定圈闭构造逸散极限压力、盖层密封极限压力以及断层密封极限压力，比较圈闭构造逸散极限压力、盖层密封极限压力以及断层密封极限压力，以三者之中的最小值作为所述油藏型储气库圈闭密封极限压力，综合考虑了储气库圈闭密封极限压力，从而指导科学设计储气库运行上限压力、评估提压潜力。

[0036] 在一优选实施例中，所述圈闭构造逸散极限压力通过检测圈闭气体逸散压力得到；所述盖层密封极限压力通过检测盖层动态突破极限压力、盖层拉张破坏极限压力、盖层剪切破坏极限压力和盖层疲劳破坏极限压力，并选取所述盖层动态突破极限压力、所述盖层拉张破坏极限压力、所述盖层剪切破坏极限压力和所述盖层疲劳破坏极限压力中的最小值作为所述盖层密封极限压力；所述断层密封极限压力通过检测断层滑移失稳极限压力和断层活化开启极限压力，并选取所述断层滑移失稳极限压力和所述断层活化开启极限压力中的最小值作为所述断层密封极限压力；所述油藏型储气库圈闭密封极限压力通过比较所述圈闭构造逸散极限压力、所述盖层密封极限压力以及所述断层密封极限压力，并选取所述圈闭构造逸散极限压力、所述盖层密封极限压力以及所述断层密封极限压力中的最小值作为所述油藏型储气库圈闭密封极限压力。如图1所示，圈闭密封极限压力P极限与圈闭构造逸散极限压力P构造、盖层密封极限压力P盖层、断层密封极限压力P断层之间的关系为：P极限＝min{P构造，P盖层，P断层}；圈闭构造逸散极限压力P构造与圈闭气体逸散压力P1之间的关系为：P构造＝P1；盖层密封极限压力P盖层与盖层岩石动态突破极限压力P2、盖层拉张破坏极限压力P3、盖层剪切破坏极限压力P4和盖层疲劳破坏极限压力P5之间的关系为：P盖层＝min{P2，P3，P4，P5}；断层密封极限压力P断层与断层滑移失稳极限压力P6和断层活化开启极限压力P7之间的关系为P断层＝min{P6，P7}。现有盖层与断层密封性能评价方法较多，评价技术也相对成熟，但现有技术侧重评价盖层及断层的静态密封性，即现今静止状态下盖层与断层的密封性能，而对其密封极限研究不足，而储气库运行过程中，涉及多轮次的强注强采，地层的应力状态处于变化过程中，单纯分析盖层与断层静止状态下的密封性能，无法满足储气库建设的要求。与原始油气藏密封性研究不同，在储气库运行过程中，地层压力在上限压力与下限压力之间交替变化，且注采速度可达油气藏开采的20～50倍，内部地层压力周期交替、剧烈变化，使得储气库边部断裂、上覆盖层存在破坏风险，储气库的密封性受到严重的挑战。现有的盖层与断层密封性能评价技术已成熟，是储气库建设前期评价的基础，但不足以支撑储气库建设的参数设计。在现有评价技术基础上，还需重点关注储气库运行过程中盖层与断层的应力状态，是否有密封性破坏的风险。然而，关于储气库盖层与断层的承压极限定量评价仍是评价方法建立的难点，该技术方案具体限定了盖层承压极限及断层承压极限的相关评价指标，实现了对盖层承压极限及断层承压极限的定量评价，具有重要意义。

[0037] 在一优选实施例中，所述圈闭气体逸散压力由以下公式计算得到：

[0038] P1＝P油藏+ρwgΔH

[0039] P1为圈闭气体逸散压力，MPa；P油藏为油藏原始地层压力，ρw为地层水密度，g/cm3，可通过地层测试资料获取；g为重力加速度，9.8m/s2；ΔH为圈闭闭合幅度，m，可通过构造解释获取。当储气库运行的上限压力超过圈闭溢出点临界压力时，天然气将发生逸散。

[0040] 在一优选实施例中，所述盖层动态突破极限压力由以下公式计算得到：

[0041] P2＝P突破+P上覆

[0042] P2为盖层动态突破极限压力，MPa；P突破为盖层岩石的动态突破压力，MPa；P上覆为盖层上覆岩层的地层压力，MPa。动态突破压力是指在50次交变应力作用后，盖层的气体突破压力，可通过交变突破压力实验获取。

[0043] 在一优选实施例中，所述盖层拉张破坏极限压力由以下公式计算得到：

[0044] P3＝σ3+T

[0045] P3为盖层拉张破坏极限压力，MPa；T为岩石抗张强度，MPa，可通过盖层岩石抗拉强度实验获取；σ3为最小主应力，MPa，可通过地应力测试数据或经验公式获取。当地层压力大于最小主应力时，盖层可能发生拉张破坏。尤其是埋藏较浅的气藏型储气库，盖层拉张破坏风险远高于剪切破坏风险。当孔隙流体压力大于最小主应力与岩石抗张强度之和，即当最小有效主应力表现为张力且大于岩石抗张强度时，发生水力破裂。盖层的拉张破坏的临界压力为盖层所受最小主应力和岩石抗张强度之和。

[0046] 在一优选实施例中，所述盖层剪切破坏极限压力由以下方法得到：

[0047] 根据盖层地应力和运行压力，选取样品开展单轴及不同围压三轴压缩岩石力学实验，根据摩尔-库仑强度准则，拟合盖层剪切破坏包络线，当盖层岩石的应力状态与剪切破坏包络线相切时，盖层岩石将发生剪切破坏，从而确定所述盖层剪切破坏极限压力P4。

[0048] 在一优选实施例中，所述盖层疲劳破坏极限压力由以下方法得到：

[0049] 在模拟储气库注采工况条件下，通过开展室内岩心三轴加卸载交变应力实验，以盖层岩心50次三轴加卸载交变应力累计塑性应变作为量化评价指标，将累计塑性应变1％作为储气库盖层疲劳破坏的临界指标，得到累计塑性应变达1％时的岩石强度，即为所述盖层疲劳破坏极限压力P5。

[0050] 在一优选实施例中，所述断层滑移失稳极限压力由以下公式计算得到：

[0051] P6＝Sn-τs/0.6

[0052] P6为断层滑移失稳极限压力，MPa；Sn为断层面正应力，MPa；τs为断层面剪应力，MPa，均可利用地应力数据、断层倾角等直接计算。

[0053] 在一优选实施例中，所述断层活化开启极限压力由以下公式计算得到：

[0054] P7＝ρwgh+ΔP

[0055] P7为断层活化开启极限压力，MPa；ρw为地层水密度，kg/m3；h为埋深，m；△P为附加流体压力，MPa。附加流体压力可利用断层岩的应力摩尔圆计算得到，如图2所示。

[0056] 为了更清楚详细地介绍本发明实施例所提供的储气库圈闭动态密封承压极限评价方法，下面将结合具体实施例进行描述。

[0057] 实施例1

[0058] 选取南堡凹陷H断块进行实例分析。该断块为断鼻构造，拟建库层位为沙一段，上覆东三段泥岩盖层，且有边部断层控制，如图3所示。

[0059] 1、圈闭溢出点的气体逸散压力P1

[0060] 该断块的圈闭闭合高度为220m，油藏原始地层压力为40.17MPa，地层水密度为1.05g/cm3，则利用气体逸散压力的计算公式，得到H断块的气体逸散压力为61.84MPa。

[0061] 2、盖层动态突破极限压力P2

[0062] H断块东三段盖层泥岩样品经过50次疲劳加载后其突破压力平均值为8.21MPa，东三段地层中部平均埋深为3913m，上覆地层压力38.5MPa，则动态突破极限压力等于上覆地层压力与动态突破压力之和，为46.71MPa。

[0063] 3、盖层剪切破坏极限压力P3

[0064] 不同围压条件下的三轴压缩岩石可得到泥岩样品的剪切破坏应力摩尔圆，如图4所示，当盖层岩石的应力状态与剪切破坏包络线相切时，盖层岩石将发生剪切破坏。

[0065] 原始地层条件下，东三段盖层中部平均埋深为3913m，最小主应力为65MPa，对应的最大主应力为224.4MPa，由此可计算得到盖层剪切破坏极限压力为95.9MPa。

[0066] 4、盖层拉张破坏极限压力P4

[0067] H断块东三段盖层平均埋深为3913m，根据徐珂等(2019)建立的最小水平主应力与深度间的关系，计算得到原始最小水平主应力为64.29MPa，单轴抗压实验得到岩石抗拉强度平均值为1.47Mpa，则盖层拉张破坏极限压力为65.76MPa。

[0068] 5、盖层疲劳破坏极限压力P5

[0069] 盖层岩石样品经50次疲劳实验后抗压强度的最小值为218.88MPa，可作为盖层疲劳破坏极限压力。

[0070] 6、断层活化开启极限压力P6

[0071] 拟建库段平均埋深为3913m，最大主应力为224.4MPa，最小主应力为65MPa，原始地层压力为38.53MPa，根据断层活化开启极限压力计算方法和计算公式，可得断层活化开启所需的附加流体压力为31.17MPa，则断层活化开启极限压力69.7MPa。

[0072] 7、断层滑移失稳极限压力P7

[0073] 由图3可知，H断块受F1、F2、F3三条断层控制，则三条断层中滑移失稳的临界压力的最小值就是该断块断层滑移失稳的临界压力。根据断层的断面正应力和断面剪应力计算公式，便可计算各条断层滑移失稳的临界压力，由表1可知，F1、F2、F3三条断层的滑移失稳临界压力分别为57.22MPa、61.21MPa、60.33MPa，则H断块的断层滑移失稳极限压力为三者的最小值，57.22MPa。

[0074] 表1南堡凹陷H断块边界断层滑移失稳极限压力

[0075]

[0076] 8、储气库圈闭密封极限压力

[0077] 综合圈闭、盖层及断层动态破坏风险，其中圈闭构造极限压力为61.84MPa，盖层密封极限压力为46.74MPa，断层密封极限压力为57.22MPa，则储气库圈闭密封极限压力为三者的最小值，46.74MPa(表2)。

[0078] 表2南堡凹陷H断块圈闭动态密封承压极限

[0079]

[0080]

[0081] 为保证储气库密封性，储气库上限压力设计一般不超过原始地层压力(孙军昌等，2018)，该区块原始地层压力为40.17MPa，而通过本申请技术方案确定的圈闭密封极限压力可达46.74MPa，表明储气库有很大的提压空间。