南海神狐海域天然氣水合物降壓開采過程中儲層的穩(wěn)定性

萬義釗 吳能友 胡高偉 辛 欣 金光榮 劉昌嶺 陳 強(qiáng)

1.青島海洋地質(zhì)研究所國土資源部天然氣水合物重點實驗室2.青島海洋科學(xué)與技術(shù)國家實驗室海洋礦產(chǎn)資源評價與探測技術(shù)功能實驗室3.吉林大學(xué)環(huán)境與資源學(xué)院 4.中國科學(xué)院廣州能源研究所

0 引言

天然氣水合物（以下簡稱水合物）廣泛存在于海底的沉積物和陸地多年凍土帶中，分布范圍廣、資源量巨大、能量密度高，有望成為滿足未來人類能源需求的高效清潔能源[1]。目前，水合物開采的方法主要有降壓法、注熱法、注化學(xué)試劑法和二氧化碳置換法等。國際上已經(jīng)有少數(shù)國家[2-6]開展了水合物試采，使用降壓法開采海洋水合物的國家如日本、中國[6]，其中產(chǎn)量最高的是我國于2017年5月10實施的海域水合物試采，累積產(chǎn)氣量為30.9×104m3，平均日產(chǎn)氣量為5 151 m3[6]，本次試采穩(wěn)定產(chǎn)氣60 d。

總結(jié)上述國際天然氣水合物歷次試采經(jīng)歷可知，總體上水合物的開采效率仍然較低；降壓法是最行之有效的方法。水合物降壓開采通過降低井底壓力在儲層中形成壓降漏斗，當(dāng)儲層壓力降低到水合物相平衡壓力以下時，水合物開始分解。理論上，井底壓力降低幅度越大，壓降漏斗影響范圍越大，產(chǎn)氣速率就越大[7]，但儲層壓力降低會導(dǎo)致儲層有效應(yīng)力增大和垂向變形，同時由于海洋天然氣水合物儲層膠結(jié)差，強(qiáng)度低，儲層應(yīng)力增大可能引起儲層失穩(wěn)破壞，而水合物又在儲層沉積物顆粒間起膠結(jié)作用，降壓引起的水合物分解會降低儲層的強(qiáng)度，進(jìn)一步加大了儲層失穩(wěn)的風(fēng)險。因此，儲層穩(wěn)定性是水合物開采面臨的關(guān)鍵問題，是確保水合物開采安全高效的前提。

據(jù)最新勘探結(jié)果顯示，我國南海北部神狐海域水合物儲層以黏土質(zhì)粉砂和粉砂質(zhì)黏土為主，儲層沉積物粒徑總體低于20 μm，是典型的孔隙充填型水合物儲層[8-9]，儲層原位測試滲透率低（＜10 mD）。許多學(xué)者利用數(shù)值模擬的手段研究神狐海域水合物的開采方法和開采潛力。Zhang等[10-11]建立了神狐海域水合物降壓+注熱開采方法的單一水平井和雙水平井模型，對其產(chǎn)氣能力進(jìn)行了評價。李剛等[12-14]利用注熱結(jié)合降壓以及熱吞吐等方法對神狐海域水合物開采潛力進(jìn)行了研究，討論了不同井型的開采效果。蘇正等[15]也對神狐海域直井熱激發(fā)的開發(fā)方法進(jìn)行了評價。這些數(shù)值模擬研究對神狐海域水合物的直井、水平井、雙水平井等開采井型進(jìn)行了詳細(xì)分析，對降壓、注熱、熱吞吐等開采方式進(jìn)行了模擬。

國內(nèi)外的學(xué)者對水合物開采的儲層變形和破壞也開展了初步的研究。沈海超等[16]將水合物分解效應(yīng)融合到滲流場與巖土變形場中，建立水合物開采的流固耦合數(shù)學(xué)模型，對降壓開采過程中近井地帶的儲層穩(wěn)定性進(jìn)行了數(shù)值模擬。程家望等[17]將儲層沉降和井壁穩(wěn)定性結(jié)合到降壓開采過程中，建立了一維的水合物降壓開采穩(wěn)定性數(shù)學(xué)模型，模型不考慮傳熱過程的影響。孫可明等[18]建立了反映水合物分解引起儲層力學(xué)性質(zhì)劣化的熱流固耦合模型，利用ABAQUS二次開發(fā)了模型的求解程序，研究了加熱法開采水合物儲層變形破壞規(guī)律。

然而，目前針對神狐海域黏土質(zhì)粉砂和粉砂質(zhì)黏土水合物儲層開采過程中的力學(xué)穩(wěn)定性問題研究很少[19]。本文基于南海神狐海域水合物的鉆探資料，建立三維的水合物降壓開采的地質(zhì)模型，綜合考慮儲層中水合物的分解、傳熱、滲流和骨架固體變形的多場耦合過程，建立水合物開采儲層穩(wěn)定性分析的數(shù)學(xué)模型及有限元求解方法，獲取水合物降壓開采過程中儲層壓力、溫度、飽和度和應(yīng)力的時空演化特征，分析神狐海域水合物降壓開采過程中儲層沉降、應(yīng)力分布和穩(wěn)定性。

1 物理模型

2015年9月，中國地質(zhì)調(diào)查局在我國南海北部陸坡神狐海域完成第3次海域天然氣水合物鉆探航次（GMGS3）。本次鉆探的GMGS3-W19站位水深為1 273.9 m，確定海底以下135～170 m范圍內(nèi)存在厚度約為35 m的水合物層。根據(jù)鉆探資料，建立了如圖1所示的物理模型。水平方向上，模型以井為中心向x方向和y方向延伸400 m。模型的頂面為海底面；水合物賦存于135 m以下，厚度35 m；水合物層上部是135 m的上覆層，底部為厚94 m的下伏層，均不含水合物。打開井段為135～162 m，即打開水合物儲層頂部向下的28 m[20]。

圖1 GMGS3-W19站位模型示意圖

2 數(shù)學(xué)模型及求解

2.1 基本假設(shè)

水合物開采是一個復(fù)雜的傳熱傳質(zhì)過程，包括多相流體在多孔介質(zhì)中的滲流、熱對流和熱傳導(dǎo)、水合物分解的化學(xué)反應(yīng)以及含水合物沉積物的固體變形。為建立描述水合物開采物理過程的數(shù)學(xué)模型，需做如下假設(shè)：①假設(shè)水合物為純I型的水合物，水合物中氣體為100%甲烷，且忽略冰的生成；②在選取的控制體內(nèi)，保持局部熱力平衡，即沉積物固體顆粒和流體（氣體、液體）的溫度相同；③氣和水在多孔介質(zhì)中的流動符合Darcy定律；④水合物屬于孔隙充填型，附著在沉積物顆粒表面，且水合物和沉積物顆粒組成連續(xù)的復(fù)合固體材料，共同受力，其土力學(xué)特性為線彈性。

2.2 數(shù)學(xué)模型

基于以上假設(shè)建立綜合考慮熱場、氣水兩相滲流場、沉積物固體變形場和水合物分解的化學(xué)場的熱—流—固—化（THMC）的四場耦合模型。

2.2.1 水合物分解動力學(xué)的化學(xué)場

水合物分解的質(zhì)量守恒方程：

基于Kim-Bishoni的動力學(xué)模型[21]，水合物分解時的產(chǎn)氣速率為：

相應(yīng)地，水合物分解的產(chǎn)水速率和水合物消耗速率為：

2.2.2 氣水兩相滲流場

水合物沉積物中氣和水在多孔介質(zhì)中的流動可用連續(xù)方程和Darcy定律表示，最終得到氣水兩相滲流的模型方程。

氣相：

水相：

方程（5）、（6）右端項中的mg、mw由水合物分解動力學(xué)模型計算，這兩項是耦合滲流場與化學(xué)場的關(guān)鍵。

2.2.3 熱場

水合物分解過程中的熱場可以由能量守恒方程來表示?？紤]儲層的熱傳導(dǎo)和熱對流的水合物分解時能量守恒方程為：

其中

2.2.4 含水合物沉積物固體變形力場

水合物—沉積物復(fù)合固體變形的平衡微分方程為：

根據(jù)Terzaghi有效應(yīng)力原理，土體的總應(yīng)力等于水合物和沉積物顆粒骨架組成的復(fù)合固體的有效應(yīng)力與孔隙壓力之和[22]，則有：

其中

根據(jù)線彈性假設(shè)，復(fù)合固體的應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系為：

其中

2.2.5 輔助方程

除各物理場的控制方程外，還需各物理參數(shù)的輔助方程，主要有：

2.2.5.1 絕對滲透率方程[23]

2.2.5.2 毛細(xì)管力和氣水兩相相對滲透率方程[24]

其中

2.2.5.3 水合物相平衡壓力方程[25]

2.2.5.4 水合物相變潛熱方程[26]

2.2.5.5 水合物—沉積物顆粒復(fù)合固體力學(xué)性質(zhì)方程

三軸實驗結(jié)果表明：水合物的存在會增大含水合物沉積物的強(qiáng)度，但水合物對泊松比的影響很小[27]，因此，假設(shè)泊松比為常數(shù)，彈性模量Em由Santamarina和Ruppel[28]提出的公式來表示：

以上方程構(gòu)成了水合物開采過程的四場耦合模型。

2.3 有限元求解

經(jīng)過分析，THMC的四場耦合模型可以分為兩個子系統(tǒng)：包含傳熱傳質(zhì)的流動系統(tǒng)和固體變形系統(tǒng)。用有限元方法分別對兩個子系統(tǒng)求解。

對流動系統(tǒng)，選取pg、Sw、Sh、T作為獨立的求解變量。其中Sh可以利用方程（1）和方程（4）直接求得，現(xiàn)推導(dǎo)pg、Sw、T有限元方程。

2.3.1 pg的有限元方程

將方程（5）的第一項展開有：

利用氣體狀態(tài)方程：

將方程（5）中的密度替換為壓力，可得氣相壓力方程為：

對上式乘以δpg并積分，并用高斯公式降階可得：

將壓力在單元上用插值函數(shù)表示：

代入可得最終氣相壓力的有限元求解方程：

其中

2.3.2 Sw的有限元方程

利用毛細(xì)管力方程可得：

將方程（6）中水相壓力用氣相壓力和水相飽和度表示，則有：

上式乘以δpw并積分，降階并利用高斯公式有：

將飽和度在單元上用插值函數(shù)表示：

代入可得最終飽和度的有限元求解方程：

其中

2.3.3 T的有限元方程

方程（7）乘以δT并積分可得：

其中

第二個子系統(tǒng)是固體變形模型，其控制方程是式（14）。以x方向為例，對x方向的平衡微分方程乘以δux并積分，降階可得：

由插值函數(shù)可得：

可得x方向的有限元方程為：

其中

同理可得y方向和z方向的有限元單元方程。

2.4 模型網(wǎng)格劃分

采用四面體非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格對圖1所示的物理模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分，其網(wǎng)格圖如圖2所示。為提高計算精度，在水合物層中加密網(wǎng)格，網(wǎng)格總數(shù)為38 068。

2.5 初始條件和邊界條件

圖2 神狐海域水合物開采模型網(wǎng)格圖

根據(jù)GMGS3-W19站位的調(diào)查結(jié)果，海底面的溫度為3.75 ℃，地溫梯度為0.045 ℃/m，按儲層深度折算，儲層初始溫度在縱向上線性分布。地層初始時刻的孔隙壓力隨深度逐漸增加，符合靜水壓力平衡。水合物層的水合物初始飽和度為0.45，上覆層和下伏層全部為水，水飽和度為1。井底的壓力保持定壓力生產(chǎn)，儲層的外邊界為保持原始地層壓力的定壓邊界條件。

初始的地應(yīng)力分布可由飽和土土體自重折算。模型頂面的水深為1 273.9 m，折算頂部壓力為12.86 MPa，沉積物密度為2 650 kg/m3，則地層應(yīng)力以25.97 kPa/m的梯度縱向遞增。固體變形場的邊界條件為：上頂面為自由面邊界；儲層下底面為縱向固定條件；側(cè)面為水平位移固定條件，即垂直于x=0 m，x=800 m的側(cè)面，沿x方向的位移為0；垂直于y=0 m和y=800 m側(cè)面，沿y方向的位移為0。

2.6 物性參數(shù)

模型水深為1 273.9 m，上覆層厚度為135 m，下伏層厚度為94 m，井底生產(chǎn)壓力為5.0 MPa，水合物層底界初始壓力14.3 MPa，水合物層底界初始溫度為14.0 ℃，其熱物性、滲透率等參數(shù)如表1所示。

含水合物沉積物力學(xué)性質(zhì)參數(shù)如表2所示。

3 模型驗證

為驗證數(shù)值模型及程序的正確性，將模型計算結(jié)果與Masuda實驗結(jié)果進(jìn)行對比。Masuda采用Berea砂巖合成水合物進(jìn)行降壓開采實驗的模型如圖3所示。

Berea巖心長30 cm，直徑5.1 cm，放置于溫度為2.3 ℃的恒溫空氣浴中。巖心的初始溫度（Ti）為2.3 ℃，初始孔隙壓力（pgi）為3.75 MPa，初始水合物飽和度（Shi）為0.443，水飽和度（Swi）為0.351，孔隙度（φi）為0.182，滲透率（Ki）為98 mD。實驗過程中，A端作為出口保持2.84 MPa的恒定壓力。實驗記錄出口的累計產(chǎn)氣量。

表1 南海神狐海域W19站位水合物儲層物性參數(shù)表

表2 南海神狐海域含水合物沉積物力學(xué)參數(shù)表

圖3 Berea巖心實驗?zāi)Ｐ褪疽鈭D

利用本文建立的有限元計算程序計算上述算例，獲得出口端的累計產(chǎn)氣量隨時間的變化。與實驗結(jié)果進(jìn)行對比。累計產(chǎn)氣量對比結(jié)果如圖4所示。從對比結(jié)果看，筆者建立的多場耦合模型可以與實驗結(jié)果較好地吻合，證明了模型和算法的有效性和可靠性。

圖4 本文計算的累計產(chǎn)氣量與實驗結(jié)果對比圖

4 結(jié)果分析及討論

4.1 產(chǎn)水產(chǎn)氣特征

圖5是井底壓力定為5 MPa條件下產(chǎn)水和產(chǎn)氣速率隨時間變化曲線。由圖5可知，井底壓力降低后，井附近的地層壓力隨之降低，這導(dǎo)致井附近水合物分解，試采井產(chǎn)水產(chǎn)氣速率開始保持一個較高值，之后迅速降低。待產(chǎn)水速率上升時，產(chǎn)氣速率逐漸增加；由于壓力傳導(dǎo)的速度較快，產(chǎn)水速率能很快到達(dá)相對穩(wěn)定的狀態(tài)；產(chǎn)氣速率也到達(dá)相對穩(wěn)定的波動狀態(tài)。

4.2 物理場分布特征

在本模型均質(zhì)假設(shè)條件下，預(yù)測得到開采60 d時的壓力變化、水合物飽和度、溫度變化、氣體飽和度等在空間上的變化特征（圖6）。

由圖6-a可知，井壓力降低區(qū)域主要集中在試采井附近，生產(chǎn)井中心的壓力最低，壓力比初始地層壓力降低約9 MPa；其水平方向上的影響范圍大致為井附近35 m內(nèi)，即壓降從井中心的9 MPa到0 MPa的范圍為35 m；在5 MPa生產(chǎn)壓力下，水合物飽和度分解區(qū)被限制在生產(chǎn)井附近，在水平方向上，水合物的分解區(qū)大約離井2 m范圍內(nèi)。因儲層滲透率較低，儲層底部的水合物還未完全分解，起到了一定的阻水作用。

由圖6-c可知，開采60 d時，水合物分解的吸熱效應(yīng)并不能造成溫度在空間上明顯的變化，井中心的溫度最大降低約－4 ℃；沿水平方向，溫度的降低范圍較小，這印證了水合物分解范圍較小的事實。水合物分解產(chǎn)生的甲烷氣體一部分運移到生產(chǎn)井產(chǎn)出，一部分積聚在孔隙空間中，由于氣體飽和度的增加，在兩相滲流的毛細(xì)管力作用下，氣體不能完全產(chǎn)出，形成了如圖6-d的氣體飽和度分布。

4.3 力學(xué)響應(yīng)特征分析

在儲層選取兩個點，監(jiān)測其孔隙壓力、溫度和應(yīng)力隨時間的變化情況。近井處和遠(yuǎn)井處的坐標(biāo)分別為（x=0.3 m，z=149 m）和（x=8.1 m，z=149 m）。

圖5 GMGS3-W19站位產(chǎn)氣產(chǎn)水隨時間變化曲線圖

圖6 試采60 d后井周物理場變化圖（負(fù)值表示比初始值低）

圖7 z為149 m處的近井處和遠(yuǎn)井處的力學(xué)響應(yīng)變化曲線圖

從圖7-a可知，由于井底降壓，近井處的孔隙壓力迅速降低后達(dá)到穩(wěn)定值。遠(yuǎn)井處孔隙壓力表現(xiàn)為平緩下降趨勢，近井處孔隙壓力低于遠(yuǎn)井處。近井處的孔隙壓力降低導(dǎo)致水合物分解，水合物分解吸熱導(dǎo)致其溫度降低（圖7-b）；當(dāng)水合物分解完畢后，由于周圍傳熱原因，溫度逐漸回升。對于遠(yuǎn)井處，其孔隙壓力降低不足以使得水合物大量分解，故其溫度基本保持不變。

由圖7-c可知，孔隙壓力降低引起有效主應(yīng)力增加。近井處的有效應(yīng)力因該處孔隙壓力的快速降低而較快地升高，最后保持不變（由于是定井底壓力開采）。遠(yuǎn)井處的孔隙壓力降低幅度較小，其有效主應(yīng)力增加較為緩慢。降壓使得近井處的最大與最小主應(yīng)力之差比遠(yuǎn)井處的大，故近井處剪應(yīng)力增加較遠(yuǎn)井處的明顯。

圖7-d是兩個點的最大和最小有效主應(yīng)力隨開采時間的變化情況，即有效應(yīng)力路徑，由圖7-d可知，在t=0時刻，兩點的應(yīng)力狀態(tài)處于沉積物的摩爾—庫倫抗剪強(qiáng)度線[30]的破壞線之外，即表示該處在沉積歷史中已經(jīng)處于壓縮穩(wěn)定的狀態(tài)。當(dāng)開采后，其應(yīng)力路徑均表現(xiàn)為近井處0～1 d內(nèi)的變化較快，1 d后變化緩慢；遠(yuǎn)井處的應(yīng)力變化滯后于近井處。因兩點的應(yīng)力路徑均表現(xiàn)為偏離摩爾—庫倫強(qiáng)度線，其沒有靠近或達(dá)到破壞線上，表示沒有發(fā)生破壞。故基于本模型的初步預(yù)測結(jié)果顯示，開采60 d內(nèi)儲層不會發(fā)生破壞。

4.4 儲層沉降分析

圖8顯示了開采過程中垂向位移的情況，即生產(chǎn)降壓導(dǎo)致海底沉積物發(fā)生的沉降。由圖8-a、c知，生產(chǎn)井降壓造成空間上的沉降形如漏斗；從俯視角度（xOy平面）看，沉降以井位置處為中心呈圓形分布，井位置處的沉降最大。從切面圖（圖8-b、d）可知，在生產(chǎn)井段處的沉降較小，而在生產(chǎn)井段上下的垂向位移變化最大。故生產(chǎn)井段上方附近的沉降量最大，而生產(chǎn)井段下方在滲透壓的作用下發(fā)生局部隆起。生產(chǎn)井段上方的土體在上覆應(yīng)力作用下，其沉降量大于生產(chǎn)井段下方的隆起量。由于生產(chǎn)井段上方的土體在應(yīng)力作用下整體發(fā)生沉降，生產(chǎn)井降壓造成的沉降影響范圍大于孔隙壓力影響范圍。

圖8 開采井段（135～162 m）引起沉降空間分布狀態(tài)圖

圖8 中在30 d時，井位置處的最大沉降量為0.032 m（即32 mm）；而海底面沉降約為0.014 m，海底面沉降范圍（＞5 mm）的半徑約為166 m；隨開采進(jìn)行，60 d時生產(chǎn)井位置的最大沉降量為0.035 m，海底面沉降約為0.018 m，海底面沉降范圍（＞5 mm）的半徑約為232 m。沉降量和沉降范圍均隨生產(chǎn)進(jìn)行逐漸增大。

圖9-a是生產(chǎn)井位置海底面的沉降量（垂向位移）隨時間的變化情況。在前15 d，沉降約0.009 m（即9 mm）。隨后，因孔隙壓力在空間上逐漸趨于動態(tài)平衡狀態(tài)，海底面處的沉降速率降低。60 d后沉降逐漸變得緩慢，最終達(dá)到的0.018 m。可見前15 d的沉降占到總沉降量的1/2，故定壓開采條件下，其沉降主要發(fā)生在開采前期。

圖9-b是生產(chǎn)井位置處不同時刻的沉降量(垂向位移)情況，由圖9-b可知，由于降壓導(dǎo)致的應(yīng)力變化主要集中在生產(chǎn)井周圍，故降壓點附近發(fā)生較大位移；又因降壓點下方底部是固定不動的，不發(fā)生垂向位移，降壓點底部的隆起部分將因邊界效應(yīng)使得其隆起量為0。模型頂部是自由面，可以自由移動，海底面以下一定深度范圍內(nèi)的沉積物是整體下沉。

4.5 滲透率對儲層沉降的影響

滲透率是影響氣水運移和壓力影響范圍的關(guān)鍵因素。圖10是不同滲透率下，生產(chǎn)井位置處海底面的沉降隨時間變化關(guān)系圖。

由圖10可以看出，滲透率較低時，壓降范圍較小，海底面沉降的下降速率基本保持不變；而當(dāng)滲透率增加時，壓降范圍增加，沉降先以較高的速率發(fā)生，之后沉降速率降低，最后海底面以較低的沉降速率發(fā)生沉降。對于滲透率分別為1.0 mD、2.5 mD和5.0 mD，以60 d時的沉降量為基準(zhǔn)，其沉降一半所需要的時間分別為24 d、15 d和9.5 d。隨滲透率增加，沉降速率加快，達(dá)到相同沉降量的時間提前。

4.6 井底壓力對儲層沉降的影響

井底壓力大小直接地影響地層中孔隙壓力分布范圍，引起骨架有效應(yīng)力的變化，進(jìn)而影響儲層的沉降。圖11是不同生產(chǎn)壓力下，生產(chǎn)井位置處海底面的沉降在生產(chǎn)過程隨時間的變化規(guī)律。從圖11可以看出，在生產(chǎn)前期，不同生產(chǎn)壓力下的沉降基本一致，差異較?。淮M(jìn)入穩(wěn)定產(chǎn)氣速率階段后，海底面的沉降逐漸產(chǎn)生差異。在60 d時，其沉降量分別為0.016 m、0.018 m和0.020 m；其沉降一半所需時間約為15 d。生產(chǎn)壓力降低，沉降速率增加，達(dá)到相同沉降量所需時間提前，但其影響程度比滲透率的影響程度小。

圖9 生產(chǎn)井位置的海底面沉降量隨時間和儲層深度的變化圖

圖10 生產(chǎn)井位置的海底面沉降隨滲透率變化圖

圖11 生產(chǎn)井位置的海底面沉降隨生產(chǎn)壓力變化圖

5 結(jié)論

1）以南海北部神狐海域的天然氣水合物鉆探資料為基礎(chǔ)，建立了水合物單一垂直井降壓開采的物理模型，利用非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格對模型進(jìn)行劃分；考慮水合物開采過程中的傳熱傳質(zhì)和沉積物變形過程，建立了熱—流—固—化的四場耦合模型，基于非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格，采用有限元方法對模型進(jìn)行求解，獲得儲層的孔隙壓力、溫度、飽和度和應(yīng)力的時空演化特征。

2）神狐海域水合物儲層滲透率較低，降壓開采時壓力降低的影響范圍有限，主要局限在井筒附近范圍內(nèi)，水合物的分解范圍也較小。

3）水合物開采過程中，儲層中孔隙壓力的減小導(dǎo)致了有效應(yīng)力的增加，有效應(yīng)力的增加主要在井筒附近，且井筒附近的最大和最小主應(yīng)力之差比遠(yuǎn)井處的大，故近井地帶的剪應(yīng)力較大，易發(fā)生剪切破壞。開采60 d井筒附近應(yīng)力路徑線遠(yuǎn)離摩爾—庫倫的強(qiáng)度包線，這表明在本模型的假設(shè)條件下，儲層不會發(fā)生破壞。

4）有效應(yīng)力增大導(dǎo)致儲層的沉降，開采60 d，儲層最大沉降為32 mm，海底面最大沉降為14 mm，且儲層沉降主要發(fā)生在開采的早期。

5）儲層滲透率和降壓開采的井底壓力對儲層沉降影響明顯。儲層滲透率越大、井底壓力降壓幅度越大，儲層沉降量越大，且沉降的速度越快。

致謝：感謝日本東京大學(xué)Shigemi Naganawa博士提供的Masuda實驗數(shù)據(jù)。

符 號 說 明

t表示時間，s；pw、pg分別表示水相、氣相壓力，Pa；pc表示毛細(xì)管壓力，Pa；pe表示水合物平衡壓力，Pa；Sh、Sg、Sw分別表示水合物、氣相、水相的飽和度；ρh、ρw、ρs、ρg分別表示水合物、水相、沉積物顆粒、氣相的密度，kg/m3；ρm表示水合物和沉積物顆粒組成復(fù)合固體的密度，kreac表示水合物分解速率常數(shù)，mol/(m2·Pa·s)；Ars表示單位體積儲層水合物分解的表面積，m－1；mw、mh、mg分別表示水合物分解產(chǎn)水速率、單位體積水合物分解速率、單位體積儲層中水合物分解的產(chǎn)氣速率，kg/(m3·s)；Nh表示水合物數(shù)；MCH4表示甲烷氣體的摩爾質(zhì)量，kg/mol；MH2O表示水相的摩爾質(zhì)量，kg/mol；Mh表示水合物摩爾質(zhì)量，kg/mol；Krg、Krw分別表示氣水兩相滲流的氣相、水相的相對滲透率；K、K0分別表示沉積物多孔介質(zhì)、不含水合物時的絕對滲透率，m2；Krgo、Krwo表示無水合物時的氣相端點、油相端點的相對滲透率；n表示滲透率遞減指數(shù)；ng、nw分別表示氣相、水相相對滲透率指數(shù)；Sgr、Swr分別表示氣相、水相相對滲透率端點的飽和度； μg、μw分別表示甲烷氣體、水相黏度，Pa·s；φ表示含水合物沉積物孔隙度；g表示重力加速度，m/s2；T表示儲層溫度，K；Cw、Cg、Ch、Cs分別表示水相、氣相、水合物相、沉積物顆粒相的比熱容，分別表示水相、氣相相對于控制體的速度，m/s；λs、λg、λw、λh分別表示沉積物顆粒、甲烷氣相、水相、水合物熱傳導(dǎo)系數(shù)，W/(m·K)；Qh表示水合物分解的相變潛熱，W/m3；σ表示含水合物沉積物的總應(yīng)力張量，MPa；σ'表示復(fù)合固體的有效應(yīng)力，MPa；σc0表示參考圍壓，MPa；α表示Biot系數(shù)；ε表示應(yīng)變張量；I表示單位向量； 表示表示沉積物固體變形位移，m；Gm、lm分別表示水合物和沉積物顆粒組成復(fù)合固體的拉梅常數(shù)；Em、Es0、Eh分別表示復(fù)合固體、不含水合物沉積物在參考圍壓σc0下、純水合物的彈性模量，MPa；vm表示復(fù)合固體泊松比；b表示σc圍壓條件下，沉積物彈性模量的敏感系數(shù)；c表示水合物彈性模量系數(shù)；d表示水合物飽和度非線性效應(yīng)系數(shù)；A0～A5，B1、B2表示常系數(shù)。

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