
2. 中国科学院武汉岩土力学研究所岩土力学与工程国家重点实验室, 湖北 武汉 430071
2. State Key Laboratory of Geomechanics and Geotechnical Engineering, Institute of Rock and Soil Mechanics, CAS, Wuhan, Hubei 430071, China
随着天然气消费量的逐年增长,天然气应急调峰需求也在不断提高[1-2],盐穴储气库作为一种安全、高效的地下存储方式越来越受到中国天然气企业的青睐[3-5]。盐穴地下储气库的建设投资成本较高,为了提高地下盐穴储气库的经济性,在确保运行安全前提下,开发企业要求盐穴地下净体积尽可能大,而在建库过程中由于地质情况、工程故障以及认识不到位等原因导致盐穴腔体部分盐层未得到充分溶蚀,体积没有达到最优[6-7]。同时,随着中国盐穴储气库的建设,综合考虑盐穴储气库选址的影响因素,中国可供盐穴储气库建腔的盐矿资源越来越缺乏,造腔过程中必须充分利用盐层,优化资源配置[8-9]。使用柴油作为造腔阻溶剂安全、可控性好,是目前盐穴储气库造腔过程中普遍的选择[10]。但是由于各种复杂情况导致部分层段未得到充分溶蚀的腔体,一般腔顶直径较大或出现严重偏溶,继续使用常规柴油阻溶方式进行修补,柴油需求量巨大,经济成本太高,这种情况在金坛储气库造腔过程中已经出现。
董建辉等[11]开展了造腔过程中使用氮气作为阻溶剂的造腔工艺理论研究,给出了腔体内气水界面稳定时的井口注气量计算模型。19世纪90年代,美国和德国等国已经开展利用天然气回溶工艺技术研究[12-13],Staßfurt S 106使用回溶工艺,该井库容增加7$\times$104 m3,Victor 7井使用回溶技术单腔库容增加了11$\times$104 m3,采用天然气作为阻溶剂回溶技术在德国普遍使用。虽然国外进行了相关回溶造腔矿场试验,但还没有成熟的商业模拟软件可以有效模拟回溶造腔过程,指导回溶工程试验。中国还没有进行过相关理论研究及矿场试验。
对存在由于各种复杂情况导致部分层段未得到充分溶蚀的腔体进行造腔扩容,要求尽量减少作业工序,管柱组合简单。此时造腔作业基本完成,要用大量阻溶剂控制卤水界面深度保护腔顶,可以考虑使用天然气作为阻溶剂,经济成本相对较低,天然气直接来源于管道,又可重新回采入管道[14]。本文考虑应用注气排卤管柱进行回注淡水造腔,通过控制腔内淡水的注入及天然气的排出而控制气卤界面,保护腔体上部偏溶部分或已达设计要求的部分,防止腔顶继续溶蚀,同时对下部未达溶部分进行扩容。
1 工艺设计 1.1 管柱结构回溶造腔作业一般在注气排卤完成后,此时地面天然气管线已连接至井口,方便天然气的取用,114.3 mm内管及177.8 mm外管造腔管柱已更换为114.3 mm单管(图 1,$V_{\rm s}$—腔体有效体积,m3; $V_{\rm sy}$—剩余液体积,m3;$V_{\rm sp}$—不溶物体积,m3)。进行回溶造腔作业时,减少了地面管线及地下管柱改造,降低了作业成本,回溶造腔结束后,提出单管,即可进行注采气运行[15]。
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图1 回溶造腔时管柱结构 Fig. 1 Strings structure of ba-leaching |
注气排卤时留一定的剩余卤水可防止天然气漏出,引发安全问题,不溶物为造腔时所沉积。
1.2 回溶造腔回溶造腔过程通过中心管注入淡水,天然气从环空管中排出(图 2a),气液界面下盐壁在淡卤水的作用下逐步融解(图 2b),盐穴半径增大(图 2c),当淡水注入至设计深度时,停注静溶,待腔内卤水饱和后环空注天然气进行注气排卤作业。将气卤界面排至设定安全深度(图 2d)。此过程为回溶造腔一个轮次,如腔体仍未达到要求,可再进行一个轮次回溶造腔。回溶造腔主要溶蚀腔体中下部盐岩,同时保护了腔体顶部。
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图2 回溶造腔步骤 Fig. 2 Ba-leaching steps |
回溶注淡水到腔顶一个轮次腔体溶盐为
${{C}_{\text{s}}}\left( {{V}_{\text{s}}}+\Delta {{V}_{\text{salt}}}-\Delta {{V}_{\text{salt}}}\cdot a\cdot b \right)=\Delta {{V}_{\text{salt}}}\left( 1-a \right){{\rho }_{\text{salt}}}$ | (1) |
式中: $C_{\rm s}$—饱和卤水浓度,kg/m3;
$\Delta {V_{{\rm{salt}}}}$—回溶掉的盐所占体积,m3;
a—盐岩中不溶物含量,%;
b—不溶物膨胀系数,无因次;
$\rho _{\rm salt}$—纯盐密度,kg/m3。
腔体有效体积增加量为$\Delta {V_{\rm{s}}} = \Delta {V_{{\rm{salt}}}} - \Delta {V_{{\rm{salt}}}} \cdot a \cdot b$,由式(1),有
$\dfrac{{\Delta {V_{\rm{s}}}}}{{{V_{\rm{s}}}}} = \dfrac{1}{{\dfrac{{1 - a}}{{1 - a \cdot b}} \cdot \dfrac{{{\rho _{{\rm{salt}}}}}}{{{C_{\rm{s}}}}} - 1}}$ | (2) |
将腔体纵向划分为等高度网格,横向划分为以井为中心的等角度扇形网格[16-19]。设网格高度足够小,为$\Delta H$;见图 3,从下往上对网格编号,设气卤界面所在网格编号为N;腔体径向等角度划分为K等份,见图 4;腔内不溶物界面所在网格编号为M,则t时刻
${\left. {\sum\limits_{i = M}^{i = N} {\sum\limits_{j = 1}^{j = K} { R_{ij}^2} } \Delta H} \right|_t} = \dfrac{{Q\rho_{{ 注}} t + \sum\limits_{t = 0}^t {{M_{{\text{salt}}t}}} }}{{{\rho _t}}}$ | (3) |
式中: $R_{ij}$—纵向第i个,平面j方向上网格半径,m;
$\Delta H$—网格高度,m;
Q—淡水注入量,m3/s;
$\rho_{{ 注}}$—注入淡水密度,kg/m3;
$M_{{\rm{salt}}t}$—t时刻的溶盐量,kg;
$\rho_{t}$—t时刻腔内卤水密度,kg/m3。
不溶物沉积所占体积为溶盐体积中不溶物膨胀后体积
${\left. {\sum\limits_{i = 1}^{i = M} {\sum\limits_{j = 1}^{j = K} { R_{ij}^2} } \Delta H} \right|_t} = {\left. {ab\sum\limits_{i = 1}^{i = M} {\sum\limits_{j = 1}^{j = K} { R_{ij}^2} } \Delta H} \right|_t} -\\{\kern 40pt} {\left. {ab\sum\limits_{i = 1}^{i = N} {\sum\limits_{j = 1}^{j = K} { R_{{\text{IN}}ij}^2} } \Delta H} \right|_t}$ | (4) |
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图3 腔体纵向网格划分 Fig. 3 Cavity Longitudinal meshing |
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图4 腔体径向网格划分 Fig. 4 Cavity radial meshing |
式中:$R_{{\text{IN}}ij}^{}$—纵向第i个,平面j方向上网格初始半径,m。
t时刻腔内不同深度,不同方向的半径为
${\left. {{R_{ij}}} \right|_t} = {\left. {{R_{ij}}} \right|_{t - \Delta t}} + {K_{ij}} \cdot \Delta t$ | (5) |
式中:$K_{ij}$—盐岩溶蚀速率,m/s; $\Delta t$—时间步长,s。
盐岩溶蚀速率计算公式为
${K_{ij}} = k(\psi )\left[{1 + 0.0262\left( {T - 20} \right)} \right]\cdot\\ {\kern 40pt}{({C_{\text{s}}} - {C_{{t}}})^{\frac{3}{2}}}\sqrt {{C_{\text{s}}}}$ | (6) |
式中:$k(\psi )$—盐壁角度为$\psi$时的盐岩溶蚀系数,$\dfrac{{{\text{mm}}}}{{{\text{h}}{{(^\circ {\text{Kap}})}^2}}}$(1 ${^\circ {\rm Kap}}$= $10$ g/L); T—腔内温度,℃; $C_t$—t时刻腔内平均卤水浓度,kg/m3。
盐岩溶蚀系数主要受侧溶角(图 5)的影响,其计算公式为: 当${0 \leqslant \psi \leqslant \psi_ {\rm g}}$时
$k(\psi ) =0$ | (7) |
当${{\psi }_{\text{g}}}<\psi <90{}^\circ $时
$k(\psi ) = \left[{{k _{\text{w}}} - \left( {{k_{\text{r}}} - {k _{\text{w}}}} \right) \sqrt {\cos \psi } } \right] \left[{1 - {{\left( {\dfrac{{\tan {\psi _{\text{g}}}}}{{\tan \psi }}} \right)}^2}} \right]$ | (8) |
当$90{}^\circ \psi 180{}^\circ $时
$k(\psi ) = {{k _{\text{w}}} - \left( {{k_{\text{r}}} - {k _{\text{w}}}} \right) \sqrt { - \cos \psi } {\text{ }}}$ | (9) |
式中: $k_{\rm w}$—水平方向的盐岩溶蚀系数,$\dfrac{{{\text{mm}}}}{{{\text{h}}{{(^\circ {\text{Kap}})}^2}}}$; $k_{\rm r}$—垂直方向的盐岩溶蚀系数,$\dfrac{{{\text{mm}}}}{{{\text{h}}{{(^\circ {\text{Kap}})}^2}}}$; $\psi_ {\rm g}$—侧溶角,(\du)。
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图5 盐壁溶蚀角度示意图 Fig. 5 Salt ro dissolution angle diagram |
腔内卤水在t时刻的平均浓度为
$C_t^{} = \dfrac{{\sum\limits_{t = 0}^t {{M_{{\text{salt}}t}}} }}{{{{\left. {\sum\limits_{i = M}^{i = N} {\sum\limits_{j = 1}^{j = K} { R_{ij}^2} } \Delta H} \right|}_t}}}$ | (10) |
根据数学模型,回溶造腔模拟计算流程图见图 6,具体计算步骤为:
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图6 计算流程图 Fig. 6 Computer process diagram |
(1) 根据注淡水量、溶盐量结合卤水浓度计算卤水量,求取t时刻腔内卤水与天然气界面位置,根据溶盐量体积计算不溶物生成量计算不溶物界面位置;
(2) 根据卤水与天然气界面位置判断是否到达设计深度,如到达,停注静溶,否则保持原注入速度注淡水;
(3) 计算$t{\sim}t+\Delta t$期间腔体半径增加量,及$t+\Delta t$时刻的腔体半径;
(4) 计算$t+\Delta t$时刻腔内卤水的浓度,并判断卤水是否饱和,如饱和计算结束,否则继续步骤(1)。
3 实例应用金坛储气库L井腔体主体部分平均直径基本都在60 m以内,还远小于初设最大直径80 m,且L井与周围邻井安全矿柱值都大于200 m,$P/D \geqslant 2.5$,但由于考虑到腔顶明显向南侧溶,腔顶最大偏溶半径达约40 m,见图 7、图 8。若该井要继续溶腔,需防止腔顶继续溶蚀,柴油量需求量将巨大,经济成本太高;若使用回溶造腔,经济成本将大大降低,扩容潜力巨大,将大大增加单腔库容。
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图7 L井三维显示图 Fig. 7 3D display of Well L |
L井轴线腔底深度1 122 m,考虑网络划分方法局限,1 122 m以下兜状体积不考虑入模型,轴线腔顶深度为1 026 m,假设管柱深度为1 118 m,气卤界面位置为1 117 m,将腔体垂直划分网格间隔为0.25 m,径向每5°划分一个网格,考虑盐岩中不溶物垂向非均质性,回溶淡水注入速率为150 m3/h,为保护腔顶,设定1 035 m为回溶气卤液面上限。
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图8 L井北南、西东方向截面图 Fig. 8 North-south and west-east direction cross-sectional view of Well L |
回溶造腔一个轮次后,腔体最大直径由70.90 m增加到76.94 m,符合安全标准,腔体体积由172 070 m3增大到194 500 m3,增加腔体体积22 430 m3,扩容13.04%,效果显著,与理论计算吻合。回溶后腔体形状与初始形状截面对比见图 9、图 10。由图 9(蓝色虚线为溶蚀后的腔体,下同)可知,腔底由于不溶物的堆积深度抬升到1 118 m,回溶造腔很好地保护了腔顶。由图 11可知,腔体下部平均半径增加较上部显著,最大值为4.5 m。
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图9 L井回溶一个轮次后纵向截面对比图 Fig. 9 Longitudinal cross-sectional view of Well L after one turnover |
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图10 L井回溶一个轮次后水平截面对比图 Fig. 10 Horizontal cross-sectional view of Well L after one turnover |
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图11 L井不同深度半径平均增加量 Fig. 11 Average increase of Well L$'$s radius at different depth |
初始管柱深度决定着腔内剩余饱和卤水的量,管柱下放太深,注气排卤时不溶物容易堵塞管柱,管柱下放太浅,剩余液太多,不能充分利用腔体。一般情况下,至少预留液面超过管柱底部1 m左右以保护注气排卤过程。同时,管柱深度决定的初始饱和卤水深度也影响着回溶造腔的效率及腔体形状的变化,假设初始气卤液面深度分别在1 117,1 110,1 100 m,完成一个回溶造腔轮次后,腔体半径平均增加量如图 12所示,初始液面越低,腔内剩余饱和卤水越低,腔体下部半径较上部增加越显著。这主要是初始液面越高,腔内饱和卤水越多,回溶初期,虽然注入了淡水,但腔内卤水浓度仍较高,由式(6)知,液面以下盐壁的溶蚀速率仍较低,降低了腔体下部和上部半径的变化差距。
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图12 管柱位置对半径平均增加量影响 Fig. 12 String position$'$s effect on radius average increase |
表 1为不同初始液面位置时进行回溶造腔一个轮次造腔增加的腔体体积,初始液面位置越高,虽然可以降低腔体底部半径增加量,但同时也降低了腔体体积的增加,适合针对底部半径扩容潜力较小的腔体。
表1 不同初始液面下回溶效果 Table 1 Ba-leaching effects of different initial blanket level |
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(1) 回溶造腔时,可直接利用注气排卤管柱,管柱结构简单,可有效对中下部未达容腔体进行扩容,管护腔顶,充分利用有限可建库盐层,利用管道天然气作为阻溶剂,节约工程成本。
(2) 建立了回溶造腔数学模型,根据数学模型,编制回溶造腔软件,考虑盐岩不溶物纵向非均质性及腔壁角度对溶蚀速率的影响。
(3) 回溶造腔模拟结果显示,经过一个轮次回溶造腔后,有效扩容22 430 m3,充分利用L井下部盐层,同时研究了不同初始管柱深度对扩容体积及腔体形状发展趋势的影响。
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