油氣藏型儲氣庫出砂機理及防砂技術現狀與發展趨勢展望

董長銀 陳琛 周博 隋義勇 王興 王金忠

1. 非常規油氣開發教育部重點實驗室；2. 中國石油大學(華東)石油工程學院；3. 中國石油冀東油田分公司鉆采工藝研究院

地下儲氣庫集天然氣戰略儲備、應急供氣和季節調峰等功能于一體，對于天然氣能源安全保障具有重要意義［1］。儲氣庫類型主要有含水層、枯竭油氣藏、鹽穴和廢棄礦坑等4種。其中，枯竭油氣藏型儲氣庫在世界及我國儲氣庫中占主要形式，工作氣量占比超過80%［2］。“十四五”期間在“雙碳”目標背景下，我國將迎來儲氣庫建設的蓬勃發展期。截至2020年，我國已建成地下儲氣庫有29座，以枯竭砂巖油氣藏為主，普遍具有構造破碎、埋藏深、儲集層非均質性強、開發中后期地層水侵等特點［3-4］。由于生產需求和井數限制，儲氣庫氣井的注采氣速度和強度均遠高于傳統氣藏氣井，可達到后者的數倍甚至數十倍［5］；在長周期交變注采工況下，儲氣庫砂巖儲層的出砂風險大大加劇，造成一系列危害和問題，并對出砂防控帶來新的挑戰。因此，對于以砂巖為主的枯竭油氣藏型儲氣庫，高效長期的出砂防控對保障儲氣庫長期安全運行具有重要意義。由于油氣藏型儲氣庫長周期高強度注采生產特征引發的系列交變條件，其出砂機理與出砂預測相對更加復雜，也對高效長期出砂防控帶來嚴峻挑戰。筆者系統分析油氣藏型儲氣庫生產工況特征及其對儲層巖石物性的演變影響機制，分析誘發出砂加劇機理及主控因素，并總結目前出砂模擬與預測方法進展。分析總結國內外儲氣庫防砂技術現狀以及亟待解決的工程難題和科學問題，簡要展望未來發展趨勢，為未來儲氣庫大規模建設中的防砂完井方案提供參考借鑒。

1 油氣藏型儲氣庫出砂機理及出砂預測現狀

1.1 儲氣庫生產特點及工況分析

油氣藏型儲氣庫通過常規油氣藏開采使用的單井實現長周期的同井注氣和采氣循環交替，注氣量和產氣量較高［1,5］。儲氣庫氣井與常規氣井的生產條件差異對比見表1。

表1 儲氣庫氣井與常規氣井對比Table 1 Comparison between gas storage wells andconventional gas wells

根據表1可知，儲氣庫氣井生產基本特點主要有：(1) 1年內完成工作氣量的1次注入與采出，長周期交替注采循環；(2) 注采氣量是常規油氣藏日采氣量數倍、數十倍甚至更高，注采氣量大、強度高；(3)儲氣庫注氣過程增壓，采氣過程降壓，在1個注采周期內壓力波動區間高達10～20 MPa，甚至更高［6］。上述長周期高流速交替注采的生產特點，決定了儲氣庫建設與開發的特殊性和復雜性，并引發儲氣庫儲層在注采周期內地應力、流體流動和氣水界面運移的復雜交替變化，以及固體顆粒的復雜剝落和運移，如圖1所示。

由圖1可知，儲氣庫長周期高流速注采交替生產引發的儲層復雜交替行為可概括為“3個交變”：(1) 儲層壓力和應力大幅度交替變化。儲氣庫注氣過程中，儲層孔隙壓力逐步增加；在上覆巖層應力不變的情況下，儲層巖石骨架應力逐漸降低(圖1a)；而在采氣過程中，則孔隙壓力逐漸降低，儲層巖石骨架應力重新加載到峰值(圖1b)。多輪次的交替變化對儲層巖石強度和出砂行為造成影響。(2) 流體流動方向交替變化。注氣時天然氣向儲層深部流動，產氣時為向井流動。流動方向改變會直接加劇砂粒的剝落和運移，特別對防砂介質穩定性帶來不利影響，注氣時趨向于將礫石(礫石充填防砂)和地層砂粒推向地層方向(圖1a)，采氣時又將砂粒攜帶到井底(圖1b)，為穩定控砂帶來困難。(3) 氣水界面位置交替升降及由此引發的巖石飽水?失水交替變化。對于含水型儲氣庫和有邊底水的油氣藏型儲氣庫，注氣過程中上部氣體壓縮氣水界面下降(底水)或外移(邊水)，采氣過程中氣水界面恢復。這個過程會引發儲層巖石被地層水的交替浸泡，從而引起砂巖巖石物性和強度的復雜演化［7-9］，進而影響出砂。

圖1 礫石充填防砂儲氣庫氣井注采期間的復雜交替行為Fig. 1 Complex alternation during injection-production period for gas wells in gravel-packed sand control gas storage

1.2 儲氣庫氣井出砂過程和機理分析

1.2.1 常規油氣藏的出砂機理

生產過程中的砂粒產出是不同類型的易出砂油氣藏儲層的共性問題，涉及中高滲砂巖［7-10］、碳酸鹽巖［11-12］、天然氣水合物［13-15］、煤層氣［16-17］等儲層。其中，對于中高滲疏松砂巖儲層，大量研究者將砂體視為彈性介質或彈-塑性介質，提出拉伸破壞、壓縮破壞和剪切破壞等機理［18-21］，認為砂巖介質內產生的上述3種屈服破壞是出砂的主要原因，并考慮流體拖曳力對顆粒剝落的促進作用以及孔隙流體的黏度等物理性質，對出砂現象進行解釋［19-20］。上述出砂機理基于固體巖石宏觀力學破壞，主要支撐以此為基礎的出砂臨界條件的預測，提升了人們對出砂的認識；其局限性在于比較難以解釋儲層孔隙介質內的微觀出砂現象。近年來，有研究者通過微觀出砂實驗模擬，基于儲層砂粒粒徑、膠結強度、微流場和微應力場分布的非均質性和隨機性，提出了非均質弱膠結砂巖儲層的孔隙液化、類蚯蚓洞、連續坍塌3種微觀出砂形態和機理［14,22-23］，試圖從微觀視角考察砂粒的剝落順序和運移規律，解釋出砂的本質，豐富和發展出砂機理及認識。

1.2.2 儲氣庫儲層的出砂過程及機理

對于油氣藏型儲氣庫儲層，其出砂過程除了受上述常規砂巖油氣藏的出砂機理控制外，由于其本身生產工況的特殊性，出砂過程和機理與常規油氣藏有較大差異［24-27］，儲氣庫儲層在注氣和生產兩個階段的砂粒剝落、運移及出砂過程如圖2所示。

在圖2a中，油氣藏型儲氣庫的初始狀態為長期開發枯竭后的油氣藏，地層保持完好狀態或有出砂造成的孔隙虧空。在注氣階段，當儲層內部注氣流動條件達到顆粒剝落條件后，部分砂粒從基體剝落成離散砂，在氣體攜帶作用下向地層深部運移并產生堵塞(圖2b)。注氣過程中，雖然工程現場觀察不到“出砂”現象，但實際上在儲層內部，可能已經發生了出砂行為，即顆粒的剝落和局部運移堵塞。在儲氣庫產氣階段，氣體流動方向轉換為向井流動。如圖2c所示，注氣階段剝落和堵塞的地層砂被流體攜帶反向運移至井筒，形成出砂。如果產氣條件達到砂粒的剝落條件，會有新的砂粒從基體剝落，并被氣體攜帶運移至近井儲層或井筒形成出砂。儲氣庫氣井產氣過程中產出到井筒的地層砂，一部分可能是注氣過程中剝落的砂粒，另一部分可能是采氣過程中剝落的砂粒。與常規油氣藏類似，上述注氣和產氣過程中的砂粒剝落和運移，主要受儲層膠結強度、地應力條件、流體流速等因素的影響。

圖2 儲氣庫儲層不同注采階段砂粒剝落運移及出砂過程示意圖Fig. 2 Schematic diagram of sand exfoliation, migration and sand production process of gas storage reservoirs in different injection-production stages

1.2.3 儲氣庫交變生產特征誘發加劇出砂的機理分析

儲氣庫氣井生產的特征是長周期高流速交替注采，引發儲層壓力和應力、流體流動方向、氣水界面升降3種交替變化，進而誘發和加劇出砂現象，相應的3種機理如下。

(1) 交變循環應力改變儲層物性誘發出砂機理。儲氣庫循環注采孔隙壓力變化引起儲層骨架應力變化，注氣時孔隙壓力增大，骨架應力減小；產氣過程則相反。骨架有效應力的循環變化會在儲層中產生新的裂縫，同時會破壞蓋層的完整性［28-31］。有研究者［25,32-36］通過實驗和有限元法數值模擬揭示了儲氣庫循環注采過程中的巖心疲勞損傷、剪切破壞、拉伸破壞以及斷層剪切滑移失穩等現象。隋義勇等［37-38］利用顆粒離散元法和實驗參數標定相結合，研究了多周期等幅值軸向循環應力加載對儲氣庫巖石微觀結構及力學性質的影響，得到多周期的循環應力加載對無黏結接觸數量(非裂縫性地層)和微裂縫數量(裂縫性地層)均有明顯的影響，這表明儲氣庫儲層尤其是近井儲層應力場循環變化，長期作用下會使儲層巖石發生疲勞損傷，產生脆性或塑性變形，影響井壁與骨架巖石的穩定性，增大出砂風險［31-35］。

(2) 流體流動方向交替誘發出砂加劇機理。如圖3所示，儲氣庫的周期性交替注采使得近井儲層存在氣體流動方向的交替變化，可能誘發砂粒剝落和加劇出砂。

對于常規氣藏，流體始終從儲層向井筒流動，只有達到剝落條件的地層砂粒才會產出，并且不存在流動方向交替變化對顆粒膠結強度的疲勞破壞作用。對于儲氣庫近井儲層，如圖3a所示的典型情況，注氣過程中孔喉邊界地層砂粒a受流體沖擊剝落作用，同時受膠結物膠結和顆粒支撐作用，剝落力矩小于支撐力矩，砂粒未達到臨界條件而不會從基體剝落。而在產氣過程中流體流動方向反轉后，砂粒a被其他砂粒支撐的作用弱化或消失，剝落力矩高于支撐力矩后，砂粒剝落(圖3b)。并且，多輪次的流動方向交替也會使砂粒膠結產生類似疲勞破壞的作用而降低膠結強度，進一步加劇砂粒剝落產出的可能性。

圖3 交替注采流動方向交替誘發加劇出砂機理Fig. 3 Mechanism of sand production aggravated and induced by alternating flow directions caused by injectionproduction alternation

(3) 氣水界面交替升降和巖石交替飽水誘發加劇出砂機理。我國油氣藏型儲氣庫非均質性較強，地層流體分布復雜，邊底水“縱竄橫侵”現象嚴重［4,24,27-28］。對于存在邊底水的油氣藏型儲氣庫，周期注采會引起氣水界面周期性運移，從而導致部分儲層砂巖巖石交替飽水。研究表明，砂巖儲層的巖石強度與含水飽和度及飽水時間有明顯關系，隨著含水飽和度增加以及飽水時間增加，砂巖巖石強度會明顯降低，并逐步降低到一個近似平衡不再變化的狀態［7-9,39-40］。此狀態下的巖石強度稱為極限飽水強度，與飽水前初始狀態巖心強度的比值稱為飽水極限強度比。筆者總結分析了部分文獻資料報導［7-9,39-40］，結合團隊測試的部分砂巖巖心進行了統計分析，結果見表2所示。

根據表2可知，砂巖儲層巖石完全飽水后的極限抗壓強度比約50%～90%左右，平均值約70%。在儲氣庫生產過程中，氣水過渡區隨著儲氣庫的運行，氣水兩相流體不斷相互驅替，含水飽和度變化的同時伴隨著流體的沖刷，會對巖石強度造成一定程度的影響，加劇顆粒剝落和出砂風險。以雙6儲氣庫為例，實際生產中近井區域含水飽和度明顯上升導致出砂臨界壓差大幅降低［41-42］。

表2 部分砂巖巖心飽水后極限抗壓強度比Table 2 Ultimate compressive strength ratio of some sandstone cores after water saturating

1.3 儲氣庫氣井出砂預測技術現狀

準確的出砂預測是不同類型中高滲儲層出砂防控的關鍵基礎。在常規易出砂油氣藏領域，出砂預測主要分為定性經驗出砂風險預測、出砂臨界生產壓差預測、出砂量和出砂速度預測等層面［10,43-47］。出砂過程的模擬目前使用連續介質和離散元模型，依賴第三方商業軟件ABAQUS、FLAC3D、ROCKY、ANASYS、COMSOL等，近年來發展了基于顆粒級尺度建模并考慮儲層物性的非均質和隨機特性的微觀出砂模擬方法［14,22-23］。對于油氣藏型儲氣庫的出砂預測，目前處于起步階段，主要通過考慮儲氣庫周期性交變生產特點的參數修正，借用常規出砂預測方法完成預測。

1.3.1 考慮交變載荷影響的修正出砂指數經驗預測

出砂指數法是一種常規油氣藏常用的定性經驗出砂預測方法［10,43］。區別于常規油氣藏，儲氣庫生產的周期注采使儲層巖石骨架承受交變載荷作用而影響出砂規律。隋義勇等［37］通過實驗模擬巖心強注強采交變載荷作用過程，引入損傷量等反映交變載荷影響的參數，提出修正出砂指數表達式為

式中，B為出砂指數，104MPa；D為巖石損傷量；Ω為交變次數；E0為原始彈性模量，104MPa；μ 為泊松比；ρr為巖石密度，kg/m3；?ts為聲波時差，μs/m。

若B＞4×104MPa，注采井正常生產時儲層不出砂；若2.8×104MPa≤B≤4×104MPa，注采井正常生產時出砂輕微，但出砂量逐漸增大；若B＜2.8×104MPa，注采井正常生產儲層出砂嚴重。

1.3.2 基于巖石交變疲勞破壞的出砂臨界修正預測

交變載荷作用下，巖石不可逆變形的累計量及增長趨勢是巖石疲勞力學性能的本質反映，與損傷過程直接相關［25］。根據巖石交變載荷下的損傷實驗，加載頻率越高、加載次數越多，巖石的損傷量越大、力學性質改變越明顯［25,32-38］。有研究者［34］歸納了不可逆變形與循環次數間的關系，見圖4。

圖4 不可逆變形隨加載次數變化關系曲線Fig. 4 Relationship between irreversible deformation and loading times

由圖4可知，在高應力條件下脆性巖石將會迅速破壞，如果周期載荷上限相較于巖石破壞應力較低則可能不產生疲勞破壞，塑性變形經過初始階段之后趨于穩定［34］。基于巖石力學性質變化與加載次數關系進行損傷量校正后，有文獻［48］預測某儲層在15個注采周期后將由輕微出砂轉為嚴重出砂，出砂風險高于初始狀態。儲氣庫循環載荷和應力導致巖石強度降低，累積塑性變形導致疲勞破壞從而增加出砂風險。基于此原理，筆者將巖石疲勞破壞力學與出砂預測進行結合，定義出砂校正系數為

式中，D為循環載荷下出砂修正系數，0＜D＜1，無量綱；Xa為巖石疲勞壽命，無量綱；N為累計的注采周期，無量綱常數；Xb、Xc分別為周期荷載的上限應力和幅值相關參數，無量綱；Y為加載頻率相關參數，根據現場注采頻率折算，無量綱。出砂校正系數需要通過巖石疲勞破壞實驗來擬合，結合出砂預測公式［10,43］進行臨界出砂壓差校正為

式中， ?pc為出砂臨界壓差，MPa；pr為地層靜壓，MPa；C0為內聚力，MPa；α 為失效角，rad；σ 為外邊界垂向應力，MPa；β 為比奧特數，無量綱；D為循環載荷出砂修正系數，無量綱。

利用該方法針對某儲氣庫950～1050 m生產段進行出砂臨界壓差分析。該儲氣庫壓力運行范圍為10～22 MPa，巖石疲勞壽命為186次，式(2)中Xa、Xb、Xc分別取值為186、5.3、?39，實際現場中以1年為1個注采周期，Y取值為1。該儲氣庫生產段臨界出砂壓差校正結果如圖5所示。由于地層非均質性存在，初始臨界出砂壓差隨生產段出現較大波動，以生產段膠結程度最弱處臨界出砂壓差作為臨界注采壓差。第10、50注采周期出砂修正系數為0.94、0.90，生產段最低臨界出砂壓差由初始狀態的4.13 MPa降低至第50注采周期后的3.71 MPa。

圖5 某儲氣庫生產井多注采周期出砂臨界壓差變化Fig. 5 Changes in critical pressure difference for sand production in a production well of a gas storage with multiple injection-production cycles

1.3.3 基于微觀結構的可視化出砂模擬與定量預測

筆者團隊近年來發展了考慮儲層非均質性和顆粒沉積隨機特性的顆粒級尺度微觀結構建模(圖6)及可視化出砂模擬方法［14,23］，通過儲層地層砂篩析曲線考慮地層砂粒度分布規律及其隨機展布特性。根據測井曲線刻畫儲層砂粒膠結強度的縱向非均質性，采用隨機函數描述粒間膠結強度的徑向分布。對于疏松砂巖油氣藏生產井和注水井的不同生產條件，構建微觀顆粒剝落模型，判斷給定位置顆粒是否剝落及剝落程度。考慮油氣井的生產條件、注水井的注入條件、儲氣庫氣井的注采條件，實現不同類型儲層的微觀可視化出砂模擬和規律預測。

圖6 顆粒級尺度微觀結構建模Fig. 6 Modeling of particle-scale microstructure

圖7為筆者團隊模擬得到的某氣井兩層注氣過程中出砂區域模擬結果。其中，原始內聚強度是儲層初始狀態下的強度，變化范圍為0.28～14.27 MPa的內聚強度，是考慮儲層生產后利用測井資料通過軟件計算出來的井筒內聚強度。在兩個層位不同儲層物性和注入條件下，出砂區域范圍差異明顯。由于儲層縱向非均質性，出砂剖面在縱向上也體現出明顯非均質性(下層尤為明顯)。同時，由于注氣時地層深處流體流速降低以及地應力變化，出砂區域的顆粒剝落程度和出砂嚴重程度也逐步減弱，直到不再出砂。利用上述儲層微觀結構建模和出砂模擬方法，考慮儲氣庫多周期交變生產條件對儲層砂粒膠結強度的影響機制及規律，即可實現不同周期注采過程中的可視化出砂模擬，不但可以預測出砂粒徑、出砂前沿、出砂速度變化規律，更重要的是可以實現出砂后近井儲層虧空形態的直觀刻畫，為后續防砂設計提供依據。

圖7 某氣井兩層注氣過程中出砂區域模擬Fig. 7 Simulation of sand production area during two-layer gas injection in a gas well

有學者利用巖心真三軸數值模擬修正出砂指數，研究其隨地層壓力、溫度、含水等未來生產條件的動態變化，并建立注采周期與出砂指數之間的關系及孔隙壓力-應力耦合模型等［49-51］，此處不再贅述。

2 儲氣庫氣井出砂防控技術現狀

2.1 國外儲氣庫防砂技術概況

國外儲氣庫建設和運行起步較早，對儲氣庫防砂技術的研究和應用也有較多探索，但由于對儲氣庫出砂問題的認識不同，防砂完井方案也各自迥異。機械類防砂方式的代表中，法國Geostock公司、Schlumberger公司多采用裸眼完井或大尺寸割縫篩管防砂以獲得更佳的注采效果，法國TIGF公司與挪威天然氣公司Norg多采用獨立防砂篩管完井［52］，匈牙利Hajdúszoboszló儲氣庫采用獨立篩管和篩管礫石充填防砂。復合機械防砂完井方式典型代表是意大利Minerbio疏松砂巖儲氣庫［53-54］。該儲氣庫在砂巖儲層中間夾雜頁巖和泥頁巖夾層，采用膨脹篩管與封隔器結合方式完井，在粉細顆粒地層采用膨脹篩管內礫石充填阻擋粉細砂，降低了砂/頁巖交替作業的風險，緩解了井壁失穩和礫石充填層堵塞問題［53-54］。

澳大利亞Matzen儲氣庫儲層為弱膠結疏松砂巖［55］，孔隙度為25%～30%。老井均為套管內礫石充填防砂完井，套管射孔段使用?73.03 mm繞絲篩管配合16/20 目或20/40 目石英砂進行礫石充填。由于生產套管與篩管尺寸較小，試井測試得到防砂完井表皮因數高達50，嚴重影響產能。為解決該問題，采取二次完井措施。首先磨銑套管后擴張井眼，重新選擇?177.8 mm套管射孔完井，然后采用16/20目或20/40 目陶粒配合?88.9 mm篩管進行礫石充填，使用纖維素產品控制濾失保護氣藏。該儲氣庫的新鉆井井眼擴大到?215.9 mm，分別采用膨脹篩管和水平井裸眼礫石充填完井，得到5×104m3/h的高產能。

國外儲氣庫化學類防砂應用較少，但不乏成功案例。法國Germigny-sous-Coulomb和Cerville-Velaine儲氣庫均為含水砂巖氣藏［48］，滲透率約為10×10?3μm2。高速注采以及近井區域含水上升導致巖石膠結程度下降，許多原本不出砂井在經過多次干氣和濕氣交替注采中出現嚴重出砂，產出砂粒徑中值由50 μm逐漸增大到150 μm。采用微凝膠聚合物進行化學固砂作業，在巖石表面產生不可逆吸附形成保護膜以減少弱固結砂粒剝落。成功應用6口井并保持無砂生產4年以上，表明了化學固砂在儲氣庫中具有一定的可行性［48］。國外部分典型儲氣庫防砂完井技術、存在的問題及后續防砂完井技術方案案例見表3［48,50-55］。

表3 國外部分典型儲氣庫的出砂防控案例Table 3 Sand production prevention and control cases of typical gas storages abroad

根據表3可知，國外油氣藏型儲氣庫的防砂技術應用特點：(1) 大部分中高滲疏松砂巖油氣藏型儲氣庫均采用獨立篩管和篩管礫石充填為主的機械類防砂完井方式，化學防砂應用較少；(2) 對于尺寸較小的套管射孔完井下的獨立篩管或礫石充填，存在高速注采時表皮因數高，影響產能的問題；較大的井眼、套管、篩管尺寸下相對效果更好；(3) 對于儲層縱深交互條件復雜的情況，不同機械防砂方式的分段復合完井是有效的對策；(4) 嚴重堵塞和沖蝕損壞是儲氣庫防砂完井管柱的主要故障形式。

2.2 國內儲氣庫防砂技術現狀

我國投入運行的25座油氣藏型儲氣庫中有18座為砂巖儲層儲氣庫［56］，儲層孔隙度為15%～26%。由于儲氣庫高速注采交變會增加出砂風險，部分儲氣庫如永22、雙6、蘇橋、板南儲氣庫以及中西部陜224儲氣庫新鉆水平井均采用篩管防砂完井方式，并且為保證完井系統的高流通能力，均使用最大可用篩管內徑進行設計，并采用較大精度避免擋砂介質過度堵塞［41-42,56-59］。

雙6儲氣庫為邊底水砂巖儲氣庫［41-42］，原始地層壓力24.27 MPa，孔隙度平均17.3%，滲透率約224×10?3μm2，地層砂粒度中值0.44 mm，屬于中孔中滲儲層。儲層巖心出砂實驗研究表明，在運行壓力10～24 MPa范圍內，臨界出砂壓差約3.5～7 MPa；在50%含水條件下，臨界出砂壓差下降1～2 MPa。鑒于較高出砂風險，新鉆水平井采用?177.8 mm生產套管和?168.3 mm篩管防砂完井，于2014年投產后防砂效果良好。

蘇橋儲氣庫群于2012年投產，屬于超深強底水碳酸鹽巖儲氣庫，儲集類型為微裂縫-孔隙型，孔喉結構復雜且非均質性強［57-58］。儲氣庫氣水過渡帶存在兩相交互驅替，造成局部區域含水率上升，增大出砂風險。該儲氣庫定向井采用?114.3 mm篩管完井，水平井采用?177.8 mm生產套管和?168.3 mm篩管完井。相類似，相國寺儲氣庫也屬于碳酸鹽巖儲氣庫，儲集層孔、洞、縫發育良好，巖心微裂縫壁面存在大量脆弱結構，驅替壓力波動易引起顆粒剝落出砂［21］。該儲氣庫新鉆定向井采用?127 mm防砂篩管完井［59］。

遼河儲氣庫群主要包括雙臺子、雷61、黃金帶、馬19等儲氣庫，主要為枯竭油氣藏。雷61儲氣庫中有6口定向井采用精度0.15 mm自潔篩管防砂完井，3口水平井采用精度0.15 mm金屬網布篩管防砂完井，1口定向井中采用涂覆砂人工井壁防砂。該儲氣庫順利完成首輪試注試采，注氣平均壓力5.1～5.8 MPa，單井日注氣量(7.1～9.9)×104m3，最高日采氣量25.6×104m3，地面取樣未發現地層出砂和涂覆砂返出現象。

國內部分典型儲氣庫概況及防砂完井方式見表4［41-42,56-59］。根據表4總結國內儲氣庫防砂技術特點：中高滲砂巖儲氣庫多采取預防性防砂完井方式，以獨立機械篩管為主，礫石充填應用較少；涂覆砂化學人工井壁有較少試驗性應用，其效果取決于人工井壁固結強度能否承受儲氣庫高流速注采強度。

表4 國內部分典型儲氣庫防砂完井技術案例Table 4 Sand control (completion) technical cases of typical gas storages in China

總體而言，國內外儲氣庫氣井的防砂(完井)方式沿用了傳統油氣藏領域中簡單成熟的防砂技術，以獨立篩管(含膨脹篩管)和篩管礫石充填為主，化學類防砂方式為輔。部分常規油氣藏應用的新型防砂技術，如高飽和深度分級擠壓充填、壓裂充填、各種復合新型篩管等，在儲氣庫中尚無應用報道。初步應用的防砂技術工藝原理、篩管裝備和充填材料均缺乏針對儲氣庫特點的發展創新；針對儲氣庫長周期交變工況特點的專有防砂工藝的基礎理論、篩管裝備和設計方法等技術體系也尚未形成。

3 儲氣庫出砂防控的關鍵問題及發展趨勢

3.1 關鍵工程與科學問題

根據儲氣庫的高流速交變注采生產特征，結合國內外出砂預測及其防控技術現狀分析，油氣藏型儲氣庫氣井出砂防控面臨的關鍵工程難題和科學問題主要包括3個方面。

(1) 缺乏考慮開發枯竭儲層強非均質性和長周期高流速注采交變工況的出砂模擬和定量出砂預測技術，尚難以為后續控砂技術政策制定和優化設計提供直接依據。其蘊含的科學問題一是油氣藏長周期枯竭開發轉為儲氣庫后，高流速交替驅替、地層壓力和應力交替作用、氣水界面和含水交替變化對儲層巖石膠結物性影響和強度損傷的機理、模擬方法及其規律；科學問題二是儲氣庫氣井高流速交變注采工況下的地層砂粒剝落機理和條件、儲層多孔介質中砂粒交變運移機理與規律，以及注采全過程微觀出砂模擬及預測方法。

(2) 目前儲氣庫氣井防砂完井技術在工藝原理、篩管結構和充填材料等方面尚缺乏針對儲氣庫生產特征的特殊考慮，缺乏針對儲氣庫氣井大流量注采交變工況的高穩定性、高流通性、高抗堵塞性、高擋砂性能、長壽命期限的防砂方法和篩管工具裝備。其科學問題是不同類型篩管擋砂介質和固相充填材料在高流速交替驅替條件下的地層砂動態堵塞機理、失穩機理，以及長期、高效、高穩定性防砂設計理論與方法。

(3) 目前在常規中高滲油氣藏控砂領域，防砂模式正由“籠統控砂”向“精細控砂”發展，基本理念也正由“單井作業”上升到“出砂管理”的層面。而針對油氣藏型儲氣庫的出砂防控，尚缺乏針對儲氣庫生產特點的防砂優化設計技術、出砂管理模式和自主國產化綜合決策軟件系統平臺。

3.2 發展趨勢展望

對于包括儲氣庫在內的中高滲油氣儲層的出砂模擬與預測領域，考慮儲層物性的非均質性和隨機特性的微觀出砂模擬技術可實現近井儲層的微觀出砂形態可視化模擬及規律預測，是出砂模擬技術的未來研究要點。對于油氣藏型儲氣庫，特別需要重點考慮油氣藏枯竭開發后，長周期注采交變工況導致的地層壓力/應力交替、流動方向交替、氣水運移交替對儲層巖石微觀結構和物性以及出砂的影響機制。出砂預測不僅需要預測“產出了什么”(出砂速度、出砂粒徑、含砂濃度等)，還要關注“留下了什么”，即出砂造成的近井儲層虧空形態及其定量表征與評價方法，以支撐后續以提高介質穩定性為目的的防砂技術優化。

相對于傳統油氣藏，儲氣庫出砂防控尚屬“ 新”領域。要實現儲氣庫氣井的高效長效控砂生產，需要避免傳統疏松砂巖油氣藏的早期“被動防砂”模式，提前研究，早期介入，主動控砂。并且，將防砂措施的“單井作業”觀念提升到“出砂管理”或“流固控制”的理念，根據不同生產周期的動態出砂規律，從宏觀管理角度制定出砂控制的技術政策，并提供具體智能化防砂工藝優化，給予工程實現。要達到上述目標，需要解決傳統防砂技術在儲氣庫氣井生產環境中的防砂介質穩定性、近井儲層砂粒交替吞吐、高流速沖蝕環境下的管柱完整性等問題。鑒于此，能夠適應儲氣庫氣井高流速注采交變工況的高穩定性、高流通性和高擋砂性能的防砂完井方法、篩管核心裝備、優化設計技術是防砂技術發展趨勢。在油氣能源行業智能化發展和數字化轉型的大背景下，自主國產化的儲氣庫氣井出砂模擬和控砂完井設計軟件平臺也是重大技術需求。

4 結論與建議

(1) 油氣藏型儲氣庫氣井具有高流速長周期注采交變生產特點，以及地層應力、流體流動和氣水運移這3個循環交變特征；其出砂機理包括注氣過程中砂粒剝落離散和向地層深部運移機理，以及產氣過程中離散砂粒返吐產出機理和顆粒剝落離散產出機理，并受交變應力降低巖石強度、交變水侵巖石水化、交變方向驅替拉鋸作用這3個誘發加劇出砂機制的控制。

(2) 儲氣庫氣井出砂預測方法主要是在常規油氣藏的定性經驗出砂風險和出砂臨界壓差預測方法基礎上，考慮交變特點對巖石強度進行簡單修正。近年來發展的顆粒級尺度微觀出砂模擬和預測方法尚未考慮儲氣庫生產特點。出砂速率和近井出砂形態的模擬及預測是未來儲氣庫出砂預測的發展趨勢。

(3) 儲氣庫氣井的防砂完井方式目前以獨立篩管和礫石充填為主，其工藝原理、篩管裝備和充填材料均缺乏針對儲氣庫特點的發展創新；針對儲氣庫長周期交變工況特點的專有防砂工藝的基礎理論、篩管裝備和設計方法等技術體系尚未形成。能夠適應儲氣庫交變工況的高擋砂性能、高穩定性和高流通性的新型防砂方式、篩管裝備及設計技術是未來關鍵需求。