断陷盆地含水圈闭改建储气库评价方法与流程

1.本发明涉及天然气资源勘探与开发领域技术领域，特别是涉及到一种 断陷盆地含水圈闭改建储气库评价方法。


背景技术：

2.天然气作为一种高效、清洁能源，由于其所具有的经济性和环保性， 在民用领域和众多的工业领域得到了广泛应用。城市以及其他工业部门天 然气的使用量往往因为季节的不同而表现出明显的峰值，由于在调峰和保 证供气安全上具有不可替代的作用，地下储气库的建设已逐渐受到越来越 多国家的重视。
3.我国油气藏主要富集在陆相地层中，油气藏的规模比较小，利用枯竭 油气藏建造地下储气库的潜力受到一定的限制，而在断陷盆地寻找含水层 圈闭进行天然气储气库建设，有望建立起规模巨大的含水层地下天然气储 气库。尤其是对于大型工业城市中心和大城市附近，并非都有适合于建设 地下储气库的枯竭油气田，但总可以找到含水层构造，在这种情况下，利 用已有断陷盆地含水圈闭改建地下储气库便成为首推方案。
4.目前的研究表明，利用断陷盆地含水圈闭改建地下储气库无论是建库 的技术难度、风险性，还是建库周期和投资等方面都要高于枯竭气藏建库。 建设含水层储气库是一个综合复杂的系统工程，不仅库址的选择受很多因 素制约，科学、合理、有效地对目标圈闭改建含水层储气库适宜性评价、 动态密封性及上限注入压力的预测是非常必要的。然而，现有技术中尚没 有一种实用且有效的方法对断陷盆地含水圈闭改建储气库进行筛选与评 价。
5.在申请号：cn201710981250.1的中国专利申请中，涉及到一种岩性气 藏型储气库封闭性的评价方法，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。
6.在申请号：cn201910641325.0的中国专利申请中，涉及到一种断层封 闭性录井评价方法。该方法包括：在评价断层的上盘和下盘优选出典型对 比井，以dc指数表征断层两盘压力性质，以气测解释成果表征断层两盘流 体性质，建立评价指标公式，评价断层封闭性。
7.在申请号：cn201610390275.x的中国专利申请中，涉及到一种储气库 注气井控动态评价方法，该方法包括：推导步骤：推导无因次注气量递减 模型；建模步骤：根据无因次注气量递减模型建立注气量理论模型；引函 建图步骤：引入规整化拟压力函数和物质平衡拟时间函数，根据注气量理 论模型建立无因次注气量与物质平衡拟时间理论图版；曲线拟合步骤：获 得无因次注气量与物质平衡拟时间关系曲线并匹配拟合无因次量注气关 系曲线与无因次注气量与物质平衡拟时间理论图版；计算步骤：计算气井 注气过程储渗参数。
8.以上现有技术均与本发明有较大区别，未能解决我们想要解决的技术 问题，为此
我们发明了一种新的断陷盆地含水圈闭改建储气库评价方法。


技术实现要素：

9.本发明的目的是提供一种预测了含水圈闭上限注入压力，具有很强的 可应用性，为断陷盆地含水圈闭改建储气库提供了一整套科学合理的技术 的断陷盆地含水圈闭改建储气库评价方法。
10.本发明的目的可通过如下技术措施来实现：断陷盆地含水圈闭改建储 气库评价方法，该断陷盆地含水圈闭改建储气库评价方法包括：
11.步骤1，建立断陷盆地含水圈闭静态密封性评价体系；
12.步骤2，测试定盖层岩石的三轴峰值抗压强度，确定交变应力的上限 点与下限点；
13.步骤3，开展目标圈闭盖层动态突破压力试验，建立盖层岩石动态突 破压力随交变次数变化的曲线关系；
14.步骤4，开展目标圈闭盖层岩石的疲劳破坏试验，建立盖层岩石疲劳 破坏随交变次数的曲线关系；
15.步骤5，对盖层的动态密封性进行评价；
16.步骤6，建立有限元分析模型，得到断陷盆地含水圈闭上限注入压力。
17.本发明的目的还可通过如下技术措施来实现：
18.在步骤1中，综合已有储气库建库经验及相关专家建议，结合地质资 料、现场勘探情况及地震测井解释这些资料，获取断陷盆地有利圈闭各项 技术指标相对应的适宜度，采用层次分析法确定指标权重，建立断陷盆地 含水圈闭静态密封性评价体系。
19.在步骤1中，技术指标包括：盖层层数、盖层突破压力、盖层强度、 盖层岩性、闭合高度、圈闭类型、圈闭埋深、圈闭地应力、圈闭稳定性、 水动力条件、储层适合性、储气库库容量、盖层渗透率、含水层渗透率、 含水层孔隙度。
20.在步骤1中，储气库库容量通过下式计算：
[0021][0022]
式中，q为储气库库容，v为含水层圈闭体积，t0为标准状态下天然气 的温度，t为含水层温度，p0为地面标准压力，z为天然气偏差系数，pmop 为断陷盆地含水圈闭改建储气库上限压力。
[0023]
在步骤1中，圈闭类型为背斜构造；圈闭的构造闭合度大于等于100 米；圈闭的埋深在250米～3500米范围之内；圈闭地应力系数应为0.55～ 1.3之间；圈闭稳定性应无较大地质灾害发生或者可能发生。
[0024]
在步骤1中，盖层岩性为泥质岩或蒸发岩；盖层突破压力大于等于1 兆帕；盖层渗透率应低于0.1毫达西；含水层净厚度大于等于10米；含水 层孔隙度大于等于5％；含水层渗透率大于等于10毫达西。
[0025]
在步骤1中，水动力条件选取具有不封闭边界且水体规模较大的圈闭； 井密度应是废气老井不得大于20个。
[0026]
在步骤1中，采用层次分析法确定指标权重时，将断陷盆地含水圈闭 改建储气库
作为目标层，圈闭密封性、构造特征、水动力条件、储层适合 性、储气规模及技术可行性作为准则层，技术指标作为评价层，采用层析 分析法确定各项技术指标权重值。
[0027]
在步骤1中，断陷盆地含水圈闭改建储气库综合建库适宜度由下式计 算：
[0028][0029]
式中，m为含水层储气库候选场地的综合建库适宜度，ωi为第i技术指 标对应的权重值，mi为第i技术指标对应的适宜度。
[0030]
在步骤2中，基于步骤1的评估结果，通过现场地质岩芯取样，采用岩 石三轴力学试验机，在保持围压恒定的情况下测试定盖层岩石的三轴峰值 抗压强度，确定交变应力的上限点与下限点。
[0031]
在步骤3中，根据储气库注采年限，确定交变次数，采用气体突破压 力测试仪，开展目标圈闭盖层动态突破压力试验，建立盖层岩石动态突破 压力随交变次数变化的曲线关系。
[0032]
在步骤3中，盖层动态突破压力试验包括以下步骤：
[0033]
s31.根据现场地质取芯深度，制作岩石试样，试样尺寸为25
×
50mm；
[0034]
s32.压力梯度选取0.0226mpa/m(1psi/ft)，计算出断层埋深条件下下 的围压，即：
[0035]
pz＝0.0226mpa/m
×d[0036]
式中，d为岩芯所处地层深度，单位，m；
[0037]
s33.等速率施加围压到预定值，测试试样的初始突破压力值；
[0038]
s34.采用岩石三轴力学试验机，加载速率为0.001mm/s，确定盖层岩 石峰值抗压强度σc，mpa；
[0039]
s35.取岩石峰值抗压强度值的0.1σc为下限点，分别以0.6σc与0.8σc为上限点；
[0040]
s36.保持围压恒定，以最小荷载即原点为起点，反复施加周期荷载， 加载速率1kn/s，分别在交变次数为0、15、30、45、60时进行突破压力测 试，获取目的圈闭盖层岩石动态突破压力变化。
[0041]
在步骤4中，采用岩石三轴力学试验机，根据储气库注采年限，确定 交变次数，开展目标圈闭盖层岩石的疲劳破坏试验，建立盖层岩石疲劳破 坏随交变次数的曲线关系。
[0042]
在步骤4中，疲劳破坏试验包括以下步骤：
[0043]
s41.根据现场盖层岩石取芯，制作岩芯试样，尺寸为50
×
100mm；
[0044]
s42.选取岩芯试样，采用岩石力学试验机进行单轴压缩强度加载，加 载速率为0.001mm/s，确定盖层岩石的单轴压缩强度p；
[0045]
s43.分别以岩石0.5p、0.6p、0.7p为上限荷载，0.1p为下限荷载，选 取循环加载次数分别为20次、40次和60次开展岩石交变力学试验；
[0046]
s44.循环加载结束后，以0.001mm/s的速率位移控制加载直至破坏。
[0047]
在步骤5中，结合步骤3和步骤4的试验结果，利用岩石疲劳破坏准则 和盖层岩石的动态突破压力变化关系，对盖层的动态密封性进行评价。
[0048]
在步骤6中，结合现场地震勘探资料，建立有限元分析模型，根据摩 尔库伦剪切破
坏准则、拉伸破坏准则、岩石疲劳破坏准则和毛细管密封机 理，得到断陷盆地含水圈闭上限注入压力。
[0049]
在步骤6中，当储气库围岩弱胶结面发生剪切破坏时，应用摩尔库伦 剪切破坏准则；当储气库围岩出现拉应力，应用拉伸破坏准则；当判断盖 层的动态密封能力时，应用毛细管封闭机理；当判断盖层岩石的动态封闭 能力变化时，应用疲劳破坏准则。
[0050]
在步骤6中，断陷盆地含水圈闭改建储气库的上限注入压力通过下式 计算：
[0051]
s61、采用毛细管封闭机理作为预测上限注入压力的前提条件；
[0052]
s62、采用摩尔库伦剪切破坏准则，得到储气库注采过程中的最大运 行压力；
[0053]
s63、采用拉伸破坏准则，得到注采过程中储气库的最小水平主应力；
[0054]
s64、利用上限压力公式计算，即：
[0055][0056]
式中，p
mop
为断陷盆地含水圈闭改建储气库上限注入压力，pw为盖层 上方地层孔隙压力，pd为盖层动态突破压力，σ
hmin
为盖层最小水平主应力， p
max1
是通过毛细管压力与注入孔隙压力所得，p
max2
是根据水平最小主应力 获得，最终根据min{p
mop
,p
max1
,p
max2
}获取上限注入压力大小。
[0057]
本发明中的断陷盆地含水圈闭改建储气库评价方法，包括：建立断陷 盆地含水圈闭地质密封性静态评价体系，分别根据圈闭密封性、圈闭构造 特征、水动力条件、储层适合性、储气规模、技术可行性，获取断陷盆地 有利圈闭各项技术指标相对应的适宜度；采用层次分析法确定各项技术指 标的权重值；根据所述各项技术指标相对应的适宜度及所述各项指标的权 重值，得到有利圈闭的综合建库适宜度；根据预设的断陷盆地含水圈闭改 建储气库适宜度等级表，得到评估结果；基于上述评估结果，开展有利圈 闭盖层岩石的交变渗透性突破压力试验及疲劳破坏试验，对盖层的动态密 封性进行评价；利用有限元软件进行数值模拟，结合莫尔库伦破坏准则及 拉伸破坏准则预测含水圈闭上限注入压力。本发明建立了断陷盆地含水圈 闭改建储气库的地质静态密封性评价体系，明确了有利圈闭盖层动态密封 性测试方法与原理，预测了含水圈闭上限注入压力，具有很强的可应用性， 为断陷盆地含水圈闭改建储气库提供了一整套科学合理的技术方法。
[0058]
本发明所述断陷盆地含水圈闭改建储气库的评价方法，相对于现有技 术，本发明采用可计量的地质静态密封性评价体系，具有实验操作过程的 动态密封性测试以及数值模拟预测技术，使得改建储气库评价更加科学有 效，为断陷盆地含水圈闭改建储气库的勘探与建造提供了科学合理的技术 方法。
附图说明
[0059]
图1为本发明的断陷盆地含水圈闭改建储气库评价方法的一具体实施 例的流程图；
[0060]
图2为本发明的一具体实施例中断陷盆地含水圈闭改建储气库评价指 标层次结
构图；
[0061]
图3为本发明的一具体实施例中盖层岩石动态突破压力测试试验加载 方法示意图；
[0062]
图4为本发明的一具体实施例中盖层动态突破压力值与交变次数关系 曲线图；
[0063]
图5为本发明的一具体实施例中盖层岩石疲劳破坏试验加载方法示意 图；
[0064]
图6为本发明的一具体实施例中盖层岩石疲劳寿命与交变次数的关系 曲线图；
[0065]
图7为本发明的一具体实施例中有限元地质力学分析模型图；
[0066]
图8为本发明的一具体实施例中夏552井区馆陶组储层集中段构造图；
[0067]
图9为本发明的一具体实施例中盖层静态突破压力测试曲线图；
[0068]
图10为本发明的一具体实施例中东营市在世界地应力图中位置图；
[0069]
图11为本发明的一具体实施例中东营市局部放大图及图标含义的示 意图；
[0070]
图12为本发明的一具体实施例中交变幅值70％下盖层动态突破压力测 试的示意图；
[0071]
图13为本发明的一具体实施例中峰值强度-交变次数的示意图；
[0072]
图14为本发明的一具体实施例中疲劳寿命的示意图；
[0073]
图15为本发明的一具体实施例中夏552井区t1构造图；
[0074]
图16为本发明的一具体实施例中夏552几何基本尺寸的示意图；
[0075]
图17为本发明的一具体实施例中夏552有限元计算模型的示意图；
[0076]
图18为本发明的一具体实施例中应力莫尔圆变化图；
[0077]
图19为本发明的一具体实施例中盖层最小主应力云图；
[0078]
图20为本发明的一具体实施例中储盖层界面最小主压应力的示意图；
[0079]
图21为本发明的一具体实施例中最小主压应力的示意图。
具体实施方式
[0080]
应该指出，以下详细说明都是示例性的，旨在对本发明提供进一步的 说明。除非另有指明，本文使用的所有技术和科学术语具有与本发明所属 技术领域的普通技术人员通常理解的相同含义。
[0081]
需要注意的是，这里所使用的术语仅是为了描述具体实施方式，而非 意图限制根据本发明的示例性实施方式。如在这里所使用的，除非上下文 另外明确指出，否则单数形式也意图包括复数形式，此外，还应当理解的 是，当在本说明书中使用术语“包含”和/或“包括”时，其指明存在特 征、步骤、操作和/或它们的组合。
[0082]
如图1所示，图1为本发明的断陷盆地含水圈闭改建储气库评价方法的 流程图，该断陷盆地含水圈闭改建储气库评价方法包括了以下步骤：
[0083]
s1、综合已有储气库建库经验及相关专家建议，结合地质资料、现场 勘探情况及地震测井解释等资料，获取断陷盆地有利圈闭各项技术指标相 对应的适宜度，采用层次分析法确定指标权重，建立断陷盆地含水圈闭地 质静态密封性评价体系(图2所示)；
[0084]
技术指标包括：盖层层数、盖层突破压力、盖层强度、盖层岩性、闭 合高度、埋深、水动力条件、储层适合性、储气库容量、盖层渗透率、含 水层渗透率、含水层孔隙度。
[0085]
所述储气库库容量通过下式计算：
[0086][0087]
式中，q为储气库库容，v为含水层圈闭体积，t0为标准状态下天然气 的温度，t为含水层温度，p0为地面标准压力，z为天然气偏差系数。
[0088]
所述圈闭类型为背斜构造；
[0089]
圈闭的构造闭合度大于等于100米；
[0090]
圈闭的埋深在250米～3500米范围之内。
[0091]
所述盖层岩性为泥质岩或蒸发岩；
[0092]
所述盖层突破压力大于等于1兆帕；
[0093]
所述盖层渗透率应低于0.1毫达西。
[0094]
所述含水层净厚度大于等于10米；
[0095]
所述含水层孔隙度大于等于5％；
[0096]
所述含水层渗透率大于等于10毫达西。
[0097]
所述水动力条件尽可能地选取具有不封闭边界且水体规模较大的圈 闭。
[0098]
所述圈闭地应力系数应为0.55～1.3之间；
[0099]
所述圈闭稳定性应无较大地质灾害发生或者可能发生；
[0100]
所述井密度应是废气老井不得大于20个。
[0101]
所述采用层析分析法确定各项技术指标权重包括：
[0102]
将断陷盆地含水圈闭改建储气库作为目标层，圈闭密封性、构造特征、 水动力条件、储层适合性、储气规模及技术可行性作为准则层，技术指标 作为评价层，采用层析分析法确定各项技术指标权重值。
[0103]
断陷盆地含水圈闭改建储气库综合建库适宜度由下式计算：
[0104][0105]
式中，m为含水层储气库候选场地的综合建库适宜度，ωi为第i技术指 标对应的权重值，mi为第i技术指标对应的适宜度。
[0106]
s2、基于上述评估结果，通过现场地质岩芯取样，采用岩石三轴力学 试验机，在保持围压恒定的情况下测试定盖层岩石的三轴峰值抗压强度， 确定交变应力的上限点与下限点；
[0107]
s3、根据储气库注采年限，确定交变次数，采用气体突破压力测试仪， 开展目标圈闭盖层动态突破压力试验，建立盖层岩石动态突破压力随交变 次数变化的曲线关系(图3所示)；
[0108]
如图4所示，所述盖层动态突破压力试验步骤包括：
[0109]
s31.根据现场地质取芯深度，制作岩石试样，试样尺寸为25
×
50mm；
[0110]
s32.根据标准sy/t5815-2016，压力梯度选取0.0226mpa/m(1psi/ft)， 计算出断层埋深条件下下的围压，即：
[0111]
pz＝0.0226mpa/m
×d[0112]
式中，d为岩芯所处地层深度，单位，m；
[0113]
s33.等速率施加围压到预定值，测试试样的初始突破压力值；
[0114]
s34.采用岩石三轴力学试验机，加载速率为0.001mm/s，确定盖层岩 石峰值抗压强度σc，mpa；
[0115]
s35.取岩石峰值抗压强度值的0.1σc为下限点，分别以0.6σc与0.8σc为上限点；
[0116]
s36.保持围压恒定，以最小荷载(即原点)为起点，反复施加周期荷 载，加载速率1kn/s，分别在交变次数为0、15、30、45、60时进行突破压 力测试(上限点的测试)，获取目的圈闭盖层岩石动态突破压力变化。
[0117]
s4、采用岩石三轴力学试验机，根据储气库注采年限，确定交变次数， 开展目标圈闭盖层岩石的疲劳破坏试验，建立盖层岩石疲劳破坏随交变次 数的曲线关系(图5所示)；
[0118]
如图6所示，所述疲劳破坏试验步骤包括：
[0119]
s41.根据现场盖层岩石取芯，制作岩芯试样，尺寸为50
×
100mm；
[0120]
s42.选取岩芯试样，采用岩石力学试验机进行单轴压缩强度加载，加 载速率为0.001mm/s，确定盖层岩石的单轴压缩强度p；
[0121]
s43.分别以岩石0.5p、0.6p、0.7p为上限荷载，0.1p为下限荷载，选 取循环加载次数分别为20次、40次和60次开展岩石交变力学试验；
[0122]
s44.循环加载结束后，以0.001mm/s的速率位移控制加载直至破坏。
[0123]
s5、结合s3和s4的试验结果，利用岩石疲劳破坏准则和盖层岩石的动 态突破压力变化关系，对盖层的动态密封性进行评价；
[0124]
s6、结合现场地震勘探资料，建立有限元分析模型，根据摩尔库伦剪 切破坏准则、拉伸破坏准则和毛细管密封机理，得到断陷盆地含水圈闭上 限注入压力。
[0125]
所述各项判断准则包括摩尔库伦剪切破坏准则、拉伸破坏准则、岩石 疲劳破坏准则和毛细管密封机理；
[0126]
当储气库围岩弱胶结面发生剪切破坏时，应用摩尔库伦剪切破坏准 则；
[0127]
当储气库围岩出现拉应力，应用拉伸破坏准则；
[0128]
当判断盖层的动态密封能力时，应用毛细管封闭机理；
[0129]
当判断盖层岩石的动态封闭能力变化时，应用疲劳破坏准则。
[0130]
所述储气库上限注入压力通过下式计算：
[0131]
s61、采用毛细管封闭机理作为预测上限注入压力的前提条件；
[0132]
s62、采用摩尔库伦剪切破坏准则，得到储气库注采过程中的最大运 行压力；
[0133]
s63、采用拉伸破坏准则，得到注采过程中储气库的最小水平主应力；
[0134]
s64、利用所述上限压力公式计算，即：
[0135][0136]
式中，p
mop
为断陷盆地含水圈闭改建储气库上限注入压力，pw为盖层 上方地层孔隙压力，pd为盖层动态突破压力，σ
hmin
为盖层最小水平主应力， p
max1
是通过毛细管压力与注入孔隙压力所得，p
max2
是根据水平最小主应力 获得，最终根据min{p
mop
,p
max1
,p
max2
}获取上
限注入压力大小。
[0137]
在应用本发明的一具体实施例1中，该断陷盆地含水圈闭改建储气库 评价方法包括：
[0138]
s1、确定断陷盆地含水圈闭一级或二级结构单元为研究对象，首先开 展目标圈闭的地质密封性静态评价，根据预先建立的评价等级表，确定综 合建库适宜度，具体的如下：
[0139]
s101、分别根据圈闭密封性、圈闭构造特征、水动力条件、储层适合 性、储气规模、技术可行性，获取断陷盆地有利圈闭各项技术指标相对应 的适宜度，如表1所示；
[0140]
表1断陷盆地改建储气库各项技术指标评价标准表
[0141]
[0142]
[0143][0144]
具体的，其中所述各项技术指标包括：圈闭类型、盖层突破压力、构 造闭合度、埋深、水动力条件、储层适合性、储气库容量、盖层渗透率、 含水层渗透率、含水层孔隙度，具体的如下：
[0145]
所述储气库库容量通过下式计算：
[0146][0147]
式中，q为储气库库容，v为含水层圈闭体积，t0为标准状态下天然气 的温度，t为含水层温度，p0为地面标准压力，z为天然气偏差系数。
[0148]
所述圈闭类型为背斜构造；
[0149]
所述圈闭的构造闭合度大于等于100米；
[0150]
所述圈闭的埋深在250米～3500米范围之内；
[0151]
所述盖层岩性为泥质岩或蒸发岩；
[0152]
所述盖层突破压力大于等于1兆帕；
[0153]
所述盖层渗透率应低于0.1毫达西；
[0154]
所述含水层净厚度大于等于10米；
[0155]
所述含水层孔隙度大于等于5％；
[0156]
所述含水层渗透率大于等于10毫达西。
[0157]
所述圈闭地应力系数应为0.55～1.3之间；
[0158]
所述圈闭稳定性应无较大地质灾害发生或者可能发生；
[0159]
所述井密度应是废气老井不得大于20个。
[0160]
s102、利用matlab编制相应计算程序，采用层次分析法确定各项评价 指标权重值，如表2所示；
[0161]
表2断陷盆地改建储气库各项技术指标权重表
[0162]
[0163][0164]
具体的，其中所述采用层析分析法确定各项技术指标权重值包括：
[0165]
将断陷盆地含水圈闭改建储气库作为目标层，圈闭密封性、构造特征、 水动力条件、储层适合性、储气规模及技术可行性作为准则层，技术指标 作为评价层，采用层析分析法确定各项技术指标权重值。
[0166]
s103、根据所述各项技术指标对应的适宜度以及所述各项技术指标的 权重值，得到断陷盆地含水圈闭改建储气库地质密封性静态评价综合适宜 度；
[0167]
具体的，含水层储气库候选场地的综合建库适宜度由下式计算：
[0168][0169]
式中，m为含水层储气库候选场地的综合建库适宜度，ωi为第i技术指 标对应的权重值，mi为第i技术指标对应的适宜度。
[0170]
s104、根据预设的断陷盆地含水圈闭改建储气库地质密封性静态评价 适宜度等级表，如表3所示，得到评估结果；
[0171]
表3断陷盆地含水圈闭改建储气库评价等级表
[0172][0173][0174]
s2、进一步的，结合地质岩芯取样及交变应力作用情况，开展盖层动 态密封性评价，具体如下：
[0175]
s201、所述盖层岩石动态突破压力测试试验技术方案包括：
[0176]
①
.现场地质取芯，制作试样，尺寸为25
×
50mm；
[0177]
②
.根据标准sy/t5815-2016，压力梯度选取0.0226mpa/m(1psi/ft)， 计算出断层
埋深条件下下的围压，即：
[0178]
pz＝0.0226mpa/m
×d[0179]
式中，d为岩芯所处地层深度，单位，m；
[0180]
③
.等速率施加围压到预定值，测试试样的初始状态下的突破压力值；
[0181]
④
.采用岩石三轴力学试验机，加载速率为0.001mm/s，确定盖层岩石 三轴峰值抗压强度σc，mpa；
[0182]
⑤
.取0.1σc为下限点，分别以0.6σc与0.8σc为上限点；
[0183]
⑥
.采用三轴力学压缩试验机，保持围压恒定，以最小荷载(即原点) 为起点，反复施加周期荷载，加载速率1kn/s，分别在交变次数为0、15、 30、45、60时进行突破压力测试(上限点的测试)，加载方法示意图如图3 所示；
[0184]
具体的，突破压力测试参照标准《sy/t 5748-2013岩石气体突破压 力测定方法》，根据围压及施加气体压力等级随时间变化进行逐级加载， 如图7所示；
[0185]
⑦
.获取目的圈闭盖层岩石动态突破压力变化，建立突破压力随交变 次数变化的曲线关系，如图4所示；
[0186]
s202、所述盖层岩石疲劳破坏试验技术方案包括：
[0187]
①
.根据现场盖层岩石取芯，制作岩芯试样，尺寸为50
×
100mm；
[0188]
②
.根据深度梯度确定围压，围压计算公式如下：
[0189]
pz＝0.0226mpa/m
×d[0190]
式中，d为岩芯所处地层深度，单位，m；
[0191]
③
.选取岩芯试样，采用岩石力学试验机进行恒定围压下的三轴峰值 抗压强度加载，加载速率为0.001mm/s，确定盖层岩石的三轴峰值抗压强 度p；
[0192]
④
.分别以岩石0.5p、0.6p、0.7p为上限荷载，0.1p为下限荷载，选 取循环加载次数分别为20次、40次和60次开展岩石交变力学试验，加载原 理示意图如图5所示；
[0193]
具体的，当循环加载结束后，以0.001mm/s的速率位移控制加载直至 破坏；
[0194]
⑤
.建立盖层疲劳破坏随交变次数的曲线关系，如图5所示；
[0195]
s203、根据盖层疲劳破坏判断准则对盖层进行疲劳剪切破坏评价，其 判别准则如下：
[0196]
τ(p
in
,n)＝σ'
n tanφf+cf[0197]
式中，n为注采交变次数；σ'n为有效正应力；
[0198]
s3、结合现场地质资料及现场勘探情况，建立有限元分析模型(图7 所示)，对储气库上限注入压力进行预测，具体分析方法包括以下步骤；
[0199]
s301、结合地质资料和现场勘探情况，获取盖层、储层、上覆层及下 覆层的相关力学参数；
[0200]
具体是对各层位岩体的基础物理力学性质的认识，对于实际而言，应 从最基本的地质条件开始入手，分析地质资料的同时要以现场勘探为主， 从而得到各项关于盖层、储层、上覆层和下覆层的力学参数，为后续有限 元力学分析模型提供可靠的前提条件；
[0201]
s302、建立目标含水圈闭有限元分析模型，如图8所示；
[0202]
s303、针对不同的情况应用不同的储气库上限注入压力的判别标准， 结合各项判别标准综合计算含水层储气库上限注入压力值；
[0203]
其中，所述各项判别标准包括拉伸破坏准则、摩尔库伦剪切破坏准则 及毛细管封闭准则；
[0204]
当储气库围岩发生破裂，应用拉伸破坏准则；
[0205]
当储气库围岩弱胶结面发生剪切破坏，应用摩尔库伦剪切破坏准则；
[0206]
当储气库盖层发生气体渗漏，应用毛细管密封机理，即注入储层的气 体压力应小于盖层上方的水压和动态突破压力之和；
[0207]
具体的，三种判别准则如下：
[0208]
毛细管封闭机理：
[0209]
由于储气库进行周期性注采活动，盖层岩石在多轮次注采过程中发生 损伤破坏，将导致其封闭能力逐渐下降，进而影响储气库圈闭密封性，将 毛细管密封作为下述两个评价准则的破坏前提条件，其计算方法为：
[0210]
p
in
《pw+pd[0211]
p
in
为盖层上方的水压，pw为盖层岩石动态突破压力。
[0212]
拉伸破坏准则：
[0213]
含水层储气库的围岩抗拉强度较低，储气库内注气压力过高时，会在 围岩中产生拉应力，此时应特别注意储气库围岩的张拉破坏，在储气库围 岩中存在多种类型的岩石，且由于储气库圈闭的不规则性，不适用弹性力 学来解决此类问题。而利用有限元法求解此类问题就相对简单，可以通过 确定想的参数，根据实际情况进行精准模拟求解，即：
[0214]
p
in
《σh[0215]
式中，p
in
为储气库注入压力，σh最小水平主应力；
[0216]
为避免储气库围岩产生剪切破坏，此时的储气库最小水平主应力记为 σ
hmin
。
[0217]
摩尔库伦剪切破坏准则：
[0218]
由于储气库的强注强采，必然会引起周围围岩产生变形，由于储气库 围岩的种类不一，各层间力学性质存在差异性，将导致层间的错动以致出 现剪切破坏，进而影响储气库的局部稳定性，计算方法如下：
[0219]
τ＝cf+(σ
n-p)
·
tanφf[0220]cf
、φf为黏聚力和内摩察角，σn为发生岩石破坏的物理平面上的正应 力，p为孔隙压力。
[0221]
为避免储气库围岩产生剪切破坏，此时的储气库最小运行内压记为p
max1
。
[0222]
s404、结合各项判断准则所计算出的模拟，利用上限注入压力公式， 选出最优值作为储气库上限注入压力；
[0223]
具体的，其中所述含水层储气库上限注入压力可由下式计算：
[0224]
p
mop
＝min{p
max1
,p
max2
}
[0225]
p
max1
＝pw+pd[0226]
p
max2
＝σ
hmin
[0227]
式中，p
mop
为含水层储气库上限压力，pw为盖层上方地层孔隙压力， pd为盖层动态突破压力，σ
hmin
为盖层最小水平主应力。
[0228]
在应用本发明的一具体实施例2中：
[0229]
1夏552目标
[0230]
夏552目标构造位于临南洼陷带，含水层为馆陶组砂岩，埋藏深度为 1120m，圈闭类型为背斜，圈闭面积1.55km2，圈闭幅度30m，储气规模9.6 亿方(图8)。
[0231]
馆陶组直接盖层为灰色、紫红色泥岩，单层厚度3-14.5m，累计厚度 106.5m。
[0232]
如表4所示，圈闭内已钻井1口，临井4口。储层埋深1125-1320m，以 细砂岩为主，单层厚度5-28m，累计厚度71m，据夏斜551井岩心实测数据， 平均孔隙度34％，渗透率896md。
[0233]
表4夏552圈闭周边钻井情况表
[0234]
井号完钻层位完钻井深ng厚度储层厚度盖层厚度夏552es1160026999.596.5夏斜55es22317235.5110.6639.5夏斜551es32694327.7115.8110.9商97es22295262100120商971es3s2246.3529013788.5
[0235]
1.1现场测井解释
[0236]
夏552地处山东东营，构造位置位于馆陶组临南洼陷带，低幅度背斜 构造，闭合度约20m，无断层发育，圈闭面积为1.55km2，最大储气量约 为9.6亿方。馆陶组直接盖层为灰色、紫红色泥岩，单层厚度3-14.5m，累 计厚度106.5m；储层埋深1125-1320m，以细砂岩为主，单层厚度5-28m， 累计厚度71m，其构造地质资料相对较少，仅能根据相近邻区地质资料进 行判定，平均孔隙度34％，渗透率896md，地应力系数通过参考胜利油区 已有地应力测试，结合相应经验公式与文献资料进行估算。
[0237]
1.2岩石力学参数测试
[0238]
采用岩心所在地层深度与压力梯度的乘积作为最高有效上覆压力，根 据标准sy/t5815-2016，压力梯度选取0.0226mpa/m(1psi/ft)。
[0239]
pz＝0.0226mpa/m
×
1288m＝29mpa≈30mpa
[0240]
根据规范dz/t0276.20-2015加载要求。以0.05mpa/s左右的加荷速率 施加围压和轴向压力直至静水压力。静水压力加载完毕后，再以0.002mm/s 的轴向加载速率进行试验至能明显观察出残余强度值，试样在恒定围压加 载下主要发生剪切破坏为主，其力学参数如表5所示。
[0241]
表5 s105岩芯力学参数测试表
[0242][0243]
1.3盖层静态突破压力
[0244]
盖层静态突破压力测试曲线如图9所示。
[0245]
1.4圈闭地应力
[0246]
胜利油田地处山东省东营市，由于山东省东营市的地理位置在东经 118
°
，北纬38
°
，则可在世界地应力图中标出东营市的大概位置。东营市 局部放大图及图标含义如图
10所示。
[0247]
如图11所示，东营市的最大水平压应力s
hmax
的方向大致在东偏南 20
°
以内，其两盘岩体沿断层面走向为水平相对运动为平移断层，应力场 大小状态为s
hmax
＞sv＞s
hmin
。
[0248]
1.5夏552静态密封性评价
[0249]
表6夏552静态密封性评价指标得分结果表
[0250][0251]
为了便于将评价盖层的具体指标进行定量化分析，根据盖层等级划 分，分别将“好”盖层、“较好”盖层、“中等”盖层、“差”盖层量化(如表6所 示)。结合采用层次分析法得到的各指标在整个评价系统中所占的比重值 ωi，即可获得盖层质量的综合适宜度值m，即：
[0252][0253]
式中，mi为各评价指标的量化值；ωi为各评价指标的权重值； i＝1,2,3,
…
n。
[0254]
根据上式计算的m＝8.1251，对照断陷盆地改建含水层储气库适宜表3 可知，其静态密封性较好，适宜建库，但仍需建立相应监测点进行动态观 测。
[0255]
2.动态密封性测试
[0256]
取峰值荷载幅值的70％，分别进行循环加载20次、40次和60次条件下 的动态突破压力测试，其结果如图12所示；
[0257]
2.3盖层疲劳破坏试验
[0258]
分别取峰值荷载的60％、70％和80％进行循环加载试验研究，其结果 如图13所示。
[0259]
根据峰值荷载与交变次数的试验结果，分别0.8p、0.85p和0.9p为上 限荷载，0.1p为下限荷载，加载速率仍为1kn/s，以储气库交变50次作为 其寿命，通过试验研究试样在高上限应力下的疲劳寿命(表7)，建立目 标盖层的疲劳破坏寿命曲线(图14)。
[0260]
表7疲劳抗压试验方案表
[0261][0262]
3有限元建模分析
[0263]
3.1工程概况
[0264]
如图15所示，夏552地处山东东营，构造位置位于馆陶组临南洼陷带， 背斜构造，闭合度约20m，无断层发育，圈闭面积为1.55km2，最大储气 量约为9.6亿方。馆陶组直接盖层为灰色、紫红色泥岩，单层厚度3-14.5m， 累计厚度106.5m；储层埋深1125-1320m，以细砂岩为主，单层厚度5-28m， 累计厚度71m，据夏斜551井岩心实测数据，平均孔隙度34％，渗透率896md，夏552及邻区已钻井资料如表8所示。
[0265]
表8夏552圈闭内及邻区已钻井情况表
[0266]
井号完钻层位完钻井深ng厚度储层厚度盖层厚度夏552es1160026999.596.5夏斜55es22317235.5110.6639.5夏斜551es32694327.7115.8110.9商97es22295262100120商971es3s2246.3529013788.5
[0267]
3.2计算模型
[0268]
夏552为低幅度背斜构造，地层近水平状，圈闭有效半径702.6m，计 算模型示意图如图16所示，网格模型入图17所示，模型水平向范围12km， 包括4个典型层位，即上覆层、盖层、含水层储层、底板地层。
[0269]
由于夏552勘探程度较低，岩芯测试资料较少，仅储层物性参数有测 试结果，而盖层及其其他层位采取邻区及相关文献资料综合确定如表9所 示。
[0270]
表9地层计算参数取值表
[0271]
地层弹性模量/gpa泊松比渗透率/md孔隙度/％上覆层1.20.250.120盖层5.00.250.0011储层2.50.3089034底层5.00.250.0011
[0272]
3.3上限注入压力预测及稳定性分析
[0273]
(1)临界内摩擦角
[0274]
根据剪切破坏准测，当注入压力为p
in
＝pw+δp＝11.3+13＝24.3mpa时， 盖层的应力莫尔圆变化趋势如图18所示，此时最大最大临界内摩擦角约 为28.5
°
，此时盖层局部发生剪切破坏。相应的盖层所受的最小主压应力 如图19所示，盖层一直处于压应力状态，并未发生拉张破坏。
[0275]
(2)拉伸破坏
[0276]
根据拉伸破坏准则，对盖层发生破坏时最大注入压力进行模拟，并计 算出相应的最小主应力；当盖层最大注入压力 p
in
＝pw+δp＝17+11.3＝28.3mpa时，其最小主压应力趋近于0(图20和图 21)，由于abaqus在计算过程中是以压为负，以拉为正，当压应力趋近 于0时，开始出现拉应力，盖层发生拉张破坏。
[0277]
(3)突破压力
[0278]
由于缺少盖层突破压力实测数据，根据学者皮里普通过试验研究盖层贯穿 压力差与渗透率之间的关系模型，即：
[0279][0280]
式中，δp
cd
为贯穿压力差，单位为mpa；k为渗透率，单位为md。
[0281]
根据邻区相关资料，盖层渗透率为0.001md对应的突破压力为 10.26mpa。
[0282]
结合上述经验公式，注入储层的气体压力p
in
应小于盖层上方的水压 pw和动态突破压力之和，可预测盖层的临界注入压力值约为21.56mpa。
[0283]
表10夏552综合评价表格
[0284]
评价准则注入压力/mpa最小主压应力/mpa当量内摩擦角(o)突破压力/mpa拉伸破坏准则28.30.2
→
拉》3010.26mohr-coulomb剪切准则24.3≈-428.5
→
3010.26毛细管密封性21.56《-4《28.510.26
[0285]
如表10所示，注入过程中，在3个评价准则约束的条件下，盖层最早 发生气体突破，然后是发生剪切破坏，最后是产生拉伸破坏，通过对比分 析，选取21.56mpa作为上限注入压力，对应的上限压力系数约为1.908。
[0286]
综上所述，夏552可作为有利目标建库适宜度较高，但仍需建立相应 的监测点进行动态观测。
[0287]
最后应说明的是：以上所述仅为本发明的优选实施例而已，并不用于 限制本发明，尽管参照前述实施例对本发明进行了详细的说明，对于本领 域技术人员来说，其依然可以对前述实施例记载的技术方案进行修改，或 者对其中部分技术特征进行等同替换。凡在本发明的精神和原则之内，所 作的任何修改、等同替换、改进等，均应包含在本发明的保护范围之内。
[0288]
除说明书所述的技术特征外，均为本专业技术人员的已知技术。