0 引言
随着天然气在中国“一次能源”消费结构占比和对外依存度的增加［1］，地下储气库逐步成为天然气“产供储销”产业链上保障国计民生的重要基础设施［2-3］。其中，气藏型储气库由于工作气量高，运行管理成本低，是全球天然气调峰体系的建设主体。我国气藏型储气库多由枯竭油气藏改建，在老油气田转型升级、提质增效中发挥着重要作用［4］。地下储气库一般根据市场调峰需求开展多周期注采循环利用，其运行工作制度存在随机性，表现为地层压力短时间内高强度振荡。因此，储气库投运过程中的安全问题成为国内外学者和运营商关注的焦点。据统计，国外储气库运行寿命一般长达50年甚至更久。在客观储气地质构造无法改变的前提下，这种多周期循环利用的运行方式，使储气构造的密封性面临失效风险［5］。若地下储气库在建库评价时忽略了储气构造的原生密封缺陷或在运行时为追求工作气量采用了不合理的工作制度，会导致地质安全事故，主要表现为盖层完整性破坏、断层局部激活和构造溢出点流体迁移等问题［6-8］，由此形成的天然气大规模泄漏或缓慢逸散会对地球生态环境［9］和人类活动产生影响。因此，储气库密封能力与调峰能力的矛盾逐渐凸显。本文重点关注储气库运行过程中人为注采损伤和存在微裂缝地质缺陷盖层的密封能力演化问题。
国内外学者在油气成藏、勘探［10-11］、开发及CO2埋存等领域针对盖层密封性开展了大量研究，奠定了盖层封闭理论基础。早在1953年HUBBERT［12］开始关注毛细管力在油气成藏方面的影响。基于不同的地质条件，盖层对油气的封闭方式包括毛细管封闭［13-14］、烃浓度封闭和超压封闭［15-16］等多种类型。在密封指标的定量化评估方面，THOMAS等［17］在1968年首次针对盖层开展突破压力测定。目前，盖层封闭能力主要通过突破压力［18］、排替压力［19］、截断压力［20］等指标进行评估。随着多学科交叉研究的深入，国内外学者开始逐渐关注地应力对深部地质环境的影响，如SEGALL等［21］在开展地壳稳定性研究时，发现了油气开发引起的地表沉降会导致盖层力学损伤。ZOBACK［22］则通过大量研究针对油气开发建立了储层地质力学理论。RUTQVIST等［23］基于数值模拟方法对二氧化碳埋存时的盖层密封性开展流固耦合评估。由此看出，深部地层的岩石物性和力学属性会随着地壳运动和人类资源利用而发生改变。
气藏型储气库在多周期高速注采过程中储层孔隙压力剧烈交替变化并伴随储、盖层地应力扰动，盖层力学完整性［24-26］和毛细管密封条件均存在失效风险［27］。目前，国内外学者针对完整盖层地质封闭指标和力学属性的物理、数值模拟研究较多，并逐渐开始关注地层原位仿真应力条件下的盖层动态密封机理研究［28］。而关于储气库多周期注采工况下，受损盖层密封风险分析及应对措施的相关报道较少。因此，本文通过建立受损盖层岩石动态密封性评价实验方法，利用我国两座中深层储气库盖层岩样开展原位仿真应力条件下的密封机理研究，揭示了盖层岩石损伤前、后密封能力演化规律，分析了典型储气库盖层损伤之后的安全运行压力。本文研究为气藏型储气库安全运行评估提供理论依据与评价手段。
1 盖层损伤模拟及动态密封性实验评价方法
储气库盖层密封能力与岩石内部孔喉、裂缝特征、力学属性、流体赋存状态等存在关联［29-32］。大部分气藏型储气库盖层以毛细管封闭为主，储层中天然气直接与盖层岩石骨架和孔隙喉道中饱和的地层水相互接触，地层水在岩层中多为润湿流体，毛细管压力是天然气向盖层流动的阻力，若储层流体压力大于盖层最小毛管压力（即排驱压力），盖层毛细管密封则会失效。根据油层物理中描述的经典毛细管压力经验公式［式（1） ］看出，岩石孔喉的毛细管力与孔喉半径、界面张力有关。假设界面张力不变，随着多周期高强度注采，岩石骨架本身会发生弹塑性变形，岩石内部孔喉半径会发生改变，影响储气库盖层的实际密封能力［26］，因此，毛细管压力会受到注采周期和各方向有效应力的协同影响。
式中： 为毛管力，MPa； 为界面张力，MPa； 为润湿角，°； 为注采周期，无量纲； 为有效应力，MPa。
本文研究通过实验方法模拟盖层岩样在储气库原位深度上注采运行时的应力状态，并测试注采气过程中盖层岩样损伤前、后的密封性变化特征。以背斜构造正断层应力状态［33］（σ v>σ H>σ h）储气库为例，如图1所示，注采运行时，储层流体压力周期性大幅度变化，不同层位和不同方向上的地应力随之波动，不同阶段会存在盖层形变区的力学破坏或毛细管密封失效风险。图1中， 为垂向应力，MPa； 为最大水平主应力，MPa； 为最小水平主应力，MPa；P为储气库运行时地层压力，MPa；P i为原始地层压力，MPa。注气时，储层膨胀、盖层抬升，水平有效应力下降［23-24，34-35］，近井区域垂直有效应力增加［36-38］。采气时，地应力变化趋势与注气时相反。基于储气库注采过程中的极限运行工况，通过数值模拟法计算局部盖层受到的有效应力，并开展实验方案中合理的应力取值。
1.1 实验样品
表1 储气库盖层基础参数Table 1 Basic parameters of UGS caprocks |
| 储气库 | 盖层岩样平均埋深 /m | 盖层岩性 | 盖层厚度 /m | 平均孔隙度 /% | 平均渗透率 /（10-3 μm2） | 平均密度 /（g/cm3） | 水平最小主应力 /MPa | 水平最大主应力 /MPa | 覆压渗透率 /（10-3 μm2） |
|---|---|---|---|---|---|---|---|---|---|
| D储气库 | 3 460 | 粉砂质泥岩 | 188 | 6.51 | 0.065 | 2.44 | 68.4 | 86.5 | 0.001 1 |
| S储气库 | 2 836 | 32 | 2.56 | 0.012 | 2.62 | 56.6 | 77.8 | 0.000 5 |
1.2 实验流程
假设：①储气库多周期注采过程中地层岩石界面张力和润湿角恒定不变；②地层水对盖层孔隙结构影响较小，没有发生化学作用；③储层与盖层的部分孔隙连通，当盖层被压缩时内部孔隙可以排水；④深部地层岩石处于相对稳定的压应力状态。
实验与评估方法流程如下：
（1）通过数值模拟法开展实验方案取值计算。结合储气库气藏初始条件，计算出在多周期注采过程中最大注气压力和最小采气压力时，盖层取心区域局部地应力和岩石受到的有效应力。
（2）建立渗透率和突破压力函数关系。值得注意的是，大量研究证明了同一地区岩石的突破压力与渗透率之间存在良好的相关性［11，39-44］（图3），本文研究得出盖层岩样在各自原位仿真有效应力条件下的渗透率与静态突破压力符合幂函数关系［式（2） ］，不同地区储气库盖层由于埋深、构造应力、岩石物理特征等存在差异，拟合系数a和b不同。实验过程为，先测试有效应力条件下的干岩心岩样渗透率，随后对岩样充分饱和地层水，并在相同应力条件下测试岩心岩样的静态突破压力。其中，渗透率测试和突破压力测试分别参考国家标准《岩心分析方法》（GB/T 29172—2012）和行业标准《岩石气体突破压力测定方法》（SY/T 5748—2013）实验标准实施。测试数量在10块以上，建立目标区参数关系函数。
式中： 为静态突破压力，MPa； K为覆压渗透率，10-3 μm2；a和b为拟合系数。
（3）同步测试不同三轴有效应力条件下的岩心渗透率。该步骤需模拟天然岩心在储气库注采过程中的原位有效应力状态，实验在改造后的岩石力学试验机MTS815 Flex Test GT上开展，流程如图4所示。测试过程如下，首先测试完整盖层岩石在多周期注采模拟过程不同阶段的渗透率。然后对盖层岩样进行偏应力加载至破坏，形成压剪破坏裂缝。最后恢复到破坏前应力水平，继续开展交变应力加卸载并在峰值处测试盖层岩样渗透率。其中，应力加卸载峰值考虑孔隙压力情况分别模拟储气库运行上、下限压力时作用于盖层岩石上的有效应力。对于渗透率低于0.000 1×10-3 μm2的岩样采用非稳态法测试［式（3） ］，其他岩样采用稳态法测试［式（4） ］，测试流体为氮气，测量时暂停应力加载并保持当前水平。实验全过程同步测量岩心岩样的环向和轴向应变。
式中：K g为气测渗透率，10-3 μm2； 为试验持续时间，s； 为初始压差，MPa； 为最终压差，MPa； 为容器参考体积，cm3； 为岩样长度，cm； 为岩样横截面积，cm3； 为孔隙内流体黏度，mPa·s； 为孔隙流体压缩系数，Pa-1； 为大气压，MPa； 为大气压下气体流量，cm3；μ g为气体黏度，mPa·s；P 1为入口端面压力，MPa；P 2为出口端面压力，MPa。
图3 不同岩性岩石突破压力/排驱压力与渗透率关系Fig.3 Relationships between breakthrough pressure and entry pressure and permeability of rocks with different lithologies |
（4）利用步骤（2）中建立的关系式以及步骤（3）中测试的渗透率结果，标定和计算岩样的动态突破压力。
1.3 实验方案
实验过程应力加载幅值根据储气库实际运行压力区间确定。其中，最大注气压力（即上限压力）参考岩样所在储气库的初始地层压力和安全注气压力，最小采气压力（即下限压力）根据极限调峰能力［45］、运行效率等参数综合确定［46-47］。实验过程采用近似地层温度90°。为对比同一块盖层岩石在特定应力条件下，从初始完整状态到结构损伤后的密封性演化特征，实验方案设置为初始状态注采模拟、破坏模拟和损伤后注采模拟3个阶段（图5）。以垂直钻样岩心为例，围压模拟最小有效水平主应力 ，轴压模拟垂直有效主应力 ，在岩石力学机上通过偏应力加载。注采循环以正弦波的形式模拟。岩样损伤前、后分别模拟注采循环，每间隔一定的注采周期，在应力峰值和谷值处测试岩样渗透率并计算突破压力。D和S储气库盖层实验方案如表2所示。
2 实验测试结果
从实验结果（图6）看出，盖层岩石力学完整性发生破坏后，两座储气库盖层岩样密封能力均发生不同程度下降，D储气库岩样密封能力是初始状态的0.88倍，S储气库岩样为初始状态的0.53倍，密封能力下降幅度不同。通过计算看出，D储气库盖层岩样在力学损伤后的突破压力为4.1 MPa，S储气库盖层岩样为6.7 MPa，S储气库盖层岩样完整性破坏后虽密封能力下降幅度较大，但突破压力绝对值高于D储气库岩样。由此看出，两座储气库盖层岩样损伤后依然存在一定的密封能力。将图6中岩样不同阶段密封能力变化曲线从纵坐标上放大可看出（图7，图8），在模拟多周期注采疲劳过程中，盖层岩石完整阶段和损伤后阶段的密封能力在前10个周期均呈现增强趋势，随后趋于逐渐稳定，并在50个周期出现波动。其中，S储气库盖层岩样在完整状态下的密封能力先升高，并在100个周期时轻微下降（图8），但未低于第一周期时的密封水平。同时，上限压力时的密封能力低于下限压力。
图6 盖层岩样损伤前后不同周期密封对比Fig. 6 Comparison of cap rock samples’ sealing capacity in different gas injection-withdrawal cycles pre- and post-damage |
图7 D储气库盖层岩样损伤前后多周期密封能力演化特征（a） D储气库完整盖层损伤前密封能力演化特征； （b） D储气库盖层损伤后密封能力演化特征 Fig.7 Sealing capacity evolution of cap rock samples from UGS facility D under multicyclic gas injection and withdrawal before and after damage |
整体上看，岩石完整性破坏和力学疲劳损伤作用对盖层突破压力的影响不同。埋藏较深的地下储气库盖层在发生局部力学破坏之后，由于较高地应力的作用盖层突破压力虽然下降，但储气库密封能力没有消失。随着多周期注采，盖层密封能力轻微上升，但S储气库岩样在50周期之后突破压力下降，也说明不同区域的盖层岩石密封能力演化特征存在差异。值得注意的是，如前文中表1所示，D和S储气库岩样在原位有效应力仿真模拟条件下测试的渗透率分别是室温室压条件下渗透率的59倍和24倍，其中S储气库岩样在完整状态下应力敏感性相对较弱，但在损伤后密封能力下降幅度较大，这是由于内部矿物颗粒组成和胶结状态存在差异。同时，应力作用会导致岩石内部孔喉和微裂缝等结构发生改变，如盖层内部的微裂缝会在地应力作用下闭合，而闭合后的密封能力变化特征则与构造应力、岩石内部颗粒运移、储气库埋深和实际注采压差等参数存在关联［48］。
3 盖层损伤前后力学参数演化与密封机理
从盖层岩样力学参数演化特征（图10）上看，D储气库岩样在力学损伤后，弹性模量均随周期增加而增加，泊松比随周期增加而下降，且均高于岩样初始状态下的参数值，证明了储气库注采交变应力作用导致地层岩石被压实，引起了突破压力上升（图7）。在模拟压剪破坏过程中，岩样体现出延性破坏特征（图9）。在完整性破坏之后，地层岩石被压实，刚性增强，变形能力减弱，弹性模量增加。同时，也导致了环向塑性应变增加，岩石横向变形能力增强，泊松比整体升高。从CT扫描结果（图11）看，盖层发生力学损伤后，岩样内部产生了倾角约62°的贯穿型裂缝，渗流通道连续性增强是完整性损伤后密封能力减弱（图6）主要原因。随后继续开展多周期注采模拟，岩样密封能力又出现增加趋势，说明疲劳效应导致的累积塑性变形改变了岩石骨架和孔喉结构，交变应力作用使岩石孔喉和微裂缝区域被再次压密，局部渗流通道在结构上坍塌破碎，整体密封能力逐渐增强，但增强幅度有限。而S储气库岩样刚性和脆性较强，在模拟压剪破坏过程中体现出脆性破坏特征（图9）。初始状态时，地层应力条件下的多周期循环加卸载对其弹性模量和泊松比的影响较小。完整性破坏后，弹性模量相对初始状态下降，泊松比上升，反映出S储气库盖层岩石损伤后更易发生整体变形，主要由于岩样内部裂缝形成后引起接触面滑动所致。不同储气库盖层岩样之间力学参数变化规律存在差异。
图10 盖层岩样损伤前后力学参数多周期变化特征（a） D储气库完整盖层样品力学参数演化特征； （b） S储气库盖层样品力学参数演化特征 Fig.10 Changes in the mechanical parameters of cap rock samples under multi-cycle gas injection and withdrawal pre and post-damage |
为进一步分析盖层力学损伤对密封能力的影响，通过能量耗散密度和热力学损伤变量对储气库注采过盖层不同阶段的损伤情况开展研究。在能量耗散密度方面，地层中的岩石属于能量密度体，在储气库多周期注采过程中，盖层力学完整性破坏或疲劳损伤会伴随能量的释放与耗散。实验过程中，岩石力学试验机对岩石的应力加载是能量输入过程，应力卸载能量释放。根据能量守恒定律，能量的总值是相同的，岩石弹性能会被释放，在没有环境热交换的前提下，岩石内部结构损伤，如裂缝和塑性变形等形成能量耗散，此过程也会产生热量，并耗散在环境中。一般情况下每周期加、卸载过程能量的输入量与释放量的差值代表了能量耗散（图12），能量耗散量可通过面积法计算获得［式（5） —式（7） ］。热力学损伤变量，可通过岩土力学领域的热力学内变量损伤公式［式（8） ］［49-50］，对储气库注采运行模拟过程中盖层岩石完整性破坏前、后以及多周期加、卸载时的损伤情况进行分析。
式中：W d为耗散能，MJ/m3；W i为输入能，MJ/m3；W e为弹性能，MJ/m3； 为不同周期损伤变量，无量纲； 为不同注采周期的塑性应变； 为总应变； 为不同注采周期的弹性模量，MPa； 为盖层岩样的初始弹性模量，MPa。
通过分析岩样完整性破坏前、后以及不同周期盖层损伤情况，结合动态突破压力测试结果，建立盖层岩样损伤与归一化突破压力关系。如图13（b）所示，完整盖层岩石发生力学破坏后，密封能力减弱幅度相对较大，损伤变量存在跳跃式增长。在盖层破坏前后多周期注采过程中，随着能量耗散密度［图13（a）］和损伤变量［图13（b）］的增加，突破压力存在降低趋势，说明了此样品在注采运行条件下损伤与密封性存在相关性。同时，随着注采周期增加，盖层损伤变量数值减小，盖层密封能力增强。以上结果表明，力学完整性破坏和疲劳效应2类情况均会对盖层密封性产生影响。在当前实验条件下，力学完整性破坏会导致密封能力减弱，注采疲劳效应会导致密封能力增强。
综上所述，盖层岩石内部结构与密封能力变化的关系取决于储气库注采运行方式和盖层损伤类型。盖层完整性破坏前，主要包括不同上、下限运行压力条件引起的盖层孔隙结构改变、产生塑性变形的疲劳损伤和微裂缝的衍生。这取决于组成岩石的颗粒特征与胶结情况，如部分矿物颗粒会在交变应力作用下逐渐被压碎，密封能力增强，部分则会发生颗粒重排并出现剪胀现象［51］，密封能力减弱。而盖层完整性破坏后，则与破坏前的损伤类型存在显著差别，这部分包括早期构造运动中形成的盖层局部裂缝缺陷和储气库多周期强注强采引起的人为盖层力学破坏，类型包括压剪破坏和拉张破坏等。此类破坏形成的断裂系统包括小断层或大量微裂缝，其对盖层密封能力的影响相对较大，但深层储气库盖层内部断裂又会在较高地应力作用下闭合，继续维持一定的密封能力。研究中发现，脆性和硬度较高的盖层产生内部裂缝或结构损伤之后，密封能力弱化程度较高。以S储气库岩样为例，在模拟盖层压破坏过程中呈现出脆性破坏特征（图9），密封能力减弱主要源于内部裂缝衍生或脆性矿物颗粒在微滑动过程中发生了剪胀。因此，储气库盖层在强注强采过程中的密封能力问题需要根据实际地质情况开展研究。
4 盖层密封能力与最优注气压力
为定量评价储气库盖层岩石完整性破坏前、后不同运行压力和周期条件下的动态密封能力，可结合原位应力仿真实验建立储气库损伤盖层密封能力节点分析图版。储气库运行压力线由储气库运行过程中压力系数表示，不同类型岩石动态突破压力由前文介绍实验方法获得，并利用当前条件突破压力与原始地层压力条件下动态突破压力的比值表示。以图14中D储气库盖层为例，从实线看出，动态突破压力随注气后地层压力的升高而逐渐减小；从虚线看出，随着储气库不断注气，地层压力升高后，储层与盖层流体压差也会同步增加。实线与虚线的交点所对应的压力系数可以表征并计算出储气库毛细管封闭条件下的最优注气压力，此时盖层动态突破压力接近于储层与盖层的压差，用临界注气压力系数 表示［28］，若注气压力系数超过 ，盖层毛细管封闭失效。因此，在储气库实际运行中，低于临界注气压力运行既能保证盖层安全密封，又能提高储气库工作气量、优化储气空间，将给储气库运营商带来较好的经济效益。
从力学完整性角度看，若不断提高储气库注气压力，使孔隙压力大于最小水平主应力与岩石抗拉强度之和时，地层会发生拉张破坏，此类破坏形成的裂缝一般从储层逐渐向盖层薄弱区扩展。另外，构造应力的改变也会引起压剪破坏。但不同储气库的地质条件不同，储、盖层岩石力学特征不同，部分地区从储层产生的拉张裂缝不容易扩展到抗拉强度较高的盖层岩石，储、盖层沉积过渡区和具有微裂缝的盖层缺陷区更容易发生拉张破坏。图14中标注了D储气库盖层发生拉张破坏时对应的压力系数 ，可以看出D储气库盖层毛细管封闭失效的压力系数（交点A对应的 为1.38）小于力学破坏对应的压力系数（ 为1.79），这说明此类深层储气库盖层毛细封闭失效所引起的天然气泄漏风险高于局部拉张力学破坏风险。而对于埋深较浅的地下储气库，由于地应力相对较小，超压注气时发生拉张破坏的风险相对较高。
从图14中也可看出，多周期注采交变应力作用会引起D储气库盖层毛细管封闭能力小幅度增强，完整盖层在多周期注采之后的极限注气压力系数为1.40（交点B）高于初始状态的1.38（交点A）。当盖层发生力学完整性破坏之后继续开展多周期注采，临界注气压力系数则降低到1.29（交点C），低于力学破坏之前初始状态水平，但又保持着一定的密封能力，例如D储气库盖层岩样依然存在超过原始地层压力运行的局部提压潜力。然而，此时不可否认的是盖层岩石更容易发生局部密封性失效，损伤后裂缝的存在也增加了安全密封的风险，在实际提压运行方案设计中，还需要进一步评估地层变形与地应力的综合影响。另需要注意的是，图版结果为区域性结果，不同地区盖层在储气库不同注采运行压力条件下，交变应力作用对盖层密封性的影响以及密封能力演化规律会存在差异。实际地层中，盖层具有不同的厚度和非均质性，天然气的纵向泄漏会在盖层致密区停止或减缓，这一过程还与构造、沉积特征和地应力等因素存在关联。因此，在评估储气库盖层密封能力时，需根据区域构造、成岩压实等地质情况并结合实验分析做出判断，局部区域客观动态突破压力测试需结合地质认识选取具有代表性的岩样开展综合研究。
5 结论
（1）基于气藏型储气库多周期注采盖层原位应力仿真模拟，建立了储气库盖层岩石损伤前、后动态密封能力综合分析方法。
（2）盖层损伤前、后的密封能力均会随储气库注采运行持续改变。深部盖层岩石在发生压剪破坏之后产生断裂损伤，内部形成微裂缝，整体密封能力相对于原始状态下降，但在原位仿真应力作用下依然存在密封能力；在完整性破坏后，富含脆性矿物并表现脆性破坏特征的盖层岩石密封能力下降幅度相对较大。
（3）在模拟循环注采交变应力作用下，D和S储气库盖层岩样完整性破坏前、后的密封能力均会小幅度增强。交变应力范围处于岩石的压密阶段和弹性阶段，疲劳效应会引起累积塑性应变，弹性模量呈现增加趋势，泊松比变化幅度较小。在当前应力条件下，岩石结构发生改变，但岩石整体损伤较小。
（4）D储气库盖层岩样的极限注气压力系数在初始状态下为1.38，注采疲劳作用后为1.40，完整性破坏后为1.24，均高于原始地层压力对应的1.0压力系数，但小于拉张破坏时的压力系数1.79。毛细管封闭失效相对于力学破坏会优先发生。开展储气库盖层损伤后密封能力分析，可为环境安全策略和储气库高效运行方案提供参考依据。
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