天然氣水合物降壓開采數(shù)值模擬研究

王文博， 劉曉， 崔偉， 肖加奇

齊魯工業(yè)大學(xué)(山東省科學(xué)院), 濟(jì)南 250353

0 引言

天然氣水合物是在低溫、高壓條件下形成的一種冰晶狀化合物(劉軍等, 2015; 劉建軍等, 2017),具有分布廣、存儲(chǔ)量大等優(yōu)點(diǎn),被認(rèn)為是21世紀(jì)最具有開發(fā)潛力的能源之一.

天然氣水合物通常以固態(tài)的形式填充于多孔介質(zhì)中,不具備流動(dòng)性,可行的開采方法是使水合物分解產(chǎn)生天然氣和水,然后將天然氣采集(Konno et al.，2010; 李剛等, 2011; Chong et al., 2016; 吳傳芝等, 2016).由于水合物成為了巖石結(jié)構(gòu)的一部分,其分解會(huì)使儲(chǔ)層膠結(jié)強(qiáng)度、孔隙度、滲透率和地質(zhì)結(jié)構(gòu)等發(fā)生改變(Delli and Grozic, 2013; 李棟梁等, 2019),對(duì)天然氣水合物開采研究必須關(guān)注水合物分解過程及其對(duì)儲(chǔ)層參數(shù)的影響.

目前,天然氣水合物開采的方法主要有降壓法、注熱法、化學(xué)試劑法以及CO2置換法等.其中降壓法被認(rèn)為是最經(jīng)濟(jì)有效的天然氣水合物開采方式,該方法將壓力降低至水合物平衡壓力之下,促使水合物分解(梁海峰和宋永臣, 2008; 朱自浩, 2015; 劉昌嶺等, 2019; 陳強(qiáng)等, 2020).在加拿大Mallik凍土區(qū)(欒錫武等, 2007)、日本南海海槽(Fujii et al., 2013; 趙克斌, 2019)以及中國神狐海域(萬義釗等, 2018; Li et al., 2018;葉建良等, 2020)等水合物試采均采用了降壓法并取得一定的成功,證明了降壓法開采水合物的可行性.在降壓開采過程中,水合物分解區(qū)和尚未分解區(qū)間存在分解前沿,隨著開采時(shí)間的推進(jìn),分解前沿發(fā)生移動(dòng),因此,對(duì)分解前沿形狀及其移動(dòng)規(guī)律的研究成為了降壓開采研究的核心之一.

近年來,國內(nèi)外許多學(xué)者對(duì)天然氣水合物的分解過程進(jìn)行了研究.Verigin等(1980)、Ji等(2003)將水合物的分解看成是移動(dòng)邊界消融的過程.Selim和Sloan(1985)、Ullerich等(1987)認(rèn)為水合物的分解只發(fā)生在分解界面處.Tsypkin(1999)、Yang等(2012)、Vasil'ev等(2006)、 杜慶軍等(2007)、周錫堂等(2007)、 張旭輝等( 2012)通過降壓、注熱分解實(shí)驗(yàn)或數(shù)值模擬認(rèn)為水合物分解存在一個(gè)較大的分解區(qū).Selim和Sloan(1985)、 Jamaluddin等(1989)、李淑霞等(2005)研究認(rèn)為水合物分解前沿與開采時(shí)間呈線性關(guān)系.Yousif等(1990)、 Yousif等(2013)、張旭輝等(2012)研究表明水合物分解前沿隨著開采時(shí)間的增加移動(dòng)速度逐漸變慢.喻西崇等(2004)、劉樂樂等(2013)、趙振偉(2013)通過數(shù)值模擬得出水合物分解前沿與開采時(shí)間的平方根成正比.Sung等(2000)研究表明在一維模型中,分解前沿與時(shí)間呈線性關(guān)系,而在三維模型中,分解前沿移動(dòng)速度逐漸變慢.Sun等(2005)在建立的數(shù)學(xué)模型中得出小尺度條件下分解前沿立即到達(dá)介質(zhì)末端,而在大尺度條件下分解前沿逐漸推進(jìn)且推進(jìn)速度變慢.李淑霞等(2019)利用CMG-STARS模擬軟件得出水合物的降壓分解存在一個(gè)較大的分解區(qū),分解過渡帶外沿與開采時(shí)間近似線性關(guān)系,分解過渡帶內(nèi)沿與開采時(shí)間近似指數(shù)關(guān)系.

對(duì)水合物分解進(jìn)行研究時(shí),許多學(xué)者在直角坐標(biāo)系下模擬了一個(gè)較小的、封閉的水合物藏區(qū)域,因此得出了分解前沿移動(dòng)隨開采時(shí)間而越來越快的假象.在實(shí)際的降壓開采過程中,水合物藏是一個(gè)較大的區(qū)域,在壓力驅(qū)動(dòng)力的作用下,水合物分解區(qū)域沿徑向擴(kuò)散,因此,在柱坐標(biāo)系下建立數(shù)學(xué)模型更為合適,且模型外邊界必須足夠大.基于降壓開采機(jī)理,本研究建立了柱坐標(biāo)系下的降壓開采數(shù)學(xué)模型,應(yīng)用有限差分法,對(duì)模型進(jìn)行了求解并以此為工具,分析了水合物降壓開采過程的壓力、水合物飽和度、滲透率的變化規(guī)律,以及水合物分解過渡帶的移動(dòng)規(guī)律,研究了不同降壓開采參數(shù)對(duì)水合物分解過程的控制作用.

1 物理模型及其基本假設(shè)條件

研究中天然氣水合物藏物理模型和假設(shè)條件如下:

(1) 在均質(zhì)的水合物儲(chǔ)層中心有一半徑r0的直井,儲(chǔ)層半徑re(圖1).整個(gè)水合物層采用等比級(jí)數(shù)網(wǎng)格劃分方法(李淑霞和谷建偉,2008),網(wǎng)格序號(hào)和徑向距離的關(guān)系見圖2.

圖1 水合物降壓分解模型示意圖Fig.1 Schematic of depressurization decomposition of natural gas hydrate

圖2 徑向網(wǎng)格劃分示意圖Fig.2 Radical grid distribution

(2)完全分解區(qū)水合物全部分解,水合物飽和度為0;未分解區(qū)水合物未發(fā)生分解,水合物飽和度為初始值;完全分解區(qū)到未分解區(qū)之間的區(qū)域?yàn)榉纸膺^渡帶,內(nèi)沿半徑r1,該處水合物飽和度剛開始大于0;分解過渡帶外沿半徑r2,該處水合物飽和度剛好低于初始值.

(3)將水合物分解過程視為是一個(gè)移動(dòng)邊界問題,r=r(t)表示移動(dòng)邊界的位置:完全分解區(qū)(r0≤r≤r1)、分解過渡帶(r1≤r≤r2)和未分解區(qū)(r2≤r≤re).

(4)完全分解區(qū)只含有氣、水兩相,儲(chǔ)層的滲透率為儲(chǔ)層絕對(duì)滲透率;分解過渡帶含有水合物、氣和水三相,水合物不參與流動(dòng), 儲(chǔ)層的滲透率為小于絕對(duì)滲透率而大于初始滲透率,水合物飽和度、滲透率隨著時(shí)間變化;未分解區(qū)儲(chǔ)層的滲透率為初始滲透率,水合物飽和度為初始值.

(5)不考慮巖石的壓縮性,且流體流動(dòng)滿足達(dá)西定律,忽略開采過程中水合物的二次生成,忽略儲(chǔ)層溫度的變化,忽略重力的影響.

2 數(shù)學(xué)模型

天然氣水合物的分解涉及到三相(水相、水合物相、氣相)、三組分(水、甲烷、水合物),應(yīng)用質(zhì)量守恒方程、分解動(dòng)力學(xué)方程來具體描述水合物的分解過程.

2.1 天然氣水合物分解動(dòng)力學(xué)方程

天然氣水合物化學(xué)反應(yīng)式為:CH4·6H2O?CH4+6H2O(Ahmadi et al., 2007).當(dāng)水合物穩(wěn)定存在的條件被打破后,水合物開始分解,其相平衡關(guān)系式為(Soloan, 1998)

(1)

式中Pe為水合物平衡壓力(Pa),T為溫度(K).水合物相平衡示意圖(圖3),當(dāng)儲(chǔ)層壓力低于水合物相平衡曲線,水合物分解產(chǎn)生甲烷和水;當(dāng)儲(chǔ)層壓力高于水合物相平衡曲線,水合物不分解以固體形式存在.

圖3 水合物相平衡曲線圖Fig.3 Hydrate phase equilibrium curve

(2)

式中Mg為甲烷的摩爾質(zhì)量,取值0.016 kg·mol-1;Pe為水合物平衡壓力(Pa);Pg為甲烷氣體壓力(Pa).kd為反應(yīng)動(dòng)力學(xué)常數(shù)(Pa·s);As為反應(yīng)比表面積(1/m2).

其中,反應(yīng)動(dòng)力學(xué)常數(shù)(kd)計(jì)算公式為

(3)

采用Masuda(2002)提出的反應(yīng)比表面積(As)計(jì)算公式:

As=φShAsi,

(4)

式中Asi為常數(shù),取值3.75×105,Sh為水合物飽和度,φ為孔隙度.

(5)

(6)

式中Mw為水的摩爾質(zhì)量,取值0.018 kg·mol-1,n為水合數(shù),取值6.

2.2 氣、水、水合物質(zhì)量守恒方程

氣質(zhì)量守恒方程:

(7)

水質(zhì)量守恒方程:

(8)

水合物質(zhì)量守恒方程:

(9)

式中t為時(shí)間,d(天數(shù));ρg為氣體密度,kg·m-3;ρw為水的密度,kg·m-3;ρh為水合物的密度,kg·m-3;Sg為氣體飽和度;Sw為水飽和度;Sh為水合物飽和度;vg為氣體滲流速度,m·s-1;vw為水滲流速度,m·s-1.其中,氣體密度(ρg)采用理想狀態(tài)方程進(jìn)行計(jì)算:

(10)

根據(jù)多相流達(dá)西定律公式可計(jì)算氣體滲流速度(vg)和水滲流速度(vw):

(11)

(12)

式中μg為氣黏度,MPa·s;μw為水相黏度,MPa·s,K為含水合物時(shí)儲(chǔ)層滲透率(md),Kri(i=g、w)為流體相對(duì)滲透率(10-3μm2)

采用Masuda(2002)提出的滲透率(K)計(jì)算公式:

K=K0(1-Sh)N,

(13)

式中K0為絕對(duì)滲透率(md),N為滲透率衰減指數(shù),取值為4.

采用Genuchten(1980)提出的相對(duì)滲透率(Kri(i=g、w))計(jì)算模型,其公式為:

(14)

(15)

氣相壓力(Pg)與水相壓力(Pw)之間的壓差為毛細(xì)管力,采用(Genuchten, 1980)提出的毛細(xì)管力(Pc)計(jì)算公式:

Pc=Pg-Pw,

(16)

(17)

儲(chǔ)層孔隙由水合物相、水相、氣相共同占據(jù),各相飽和度關(guān)系為

Sh+Sw+Sg=1.

(18)

2.3 初始條件和邊界條件

Sg=Sg0,Sh=Sh0,Sw=Sw0,t=0

式中Sg0為氣相初始飽和度;Sh0為水合物初始飽和度;Sw0為水相初始飽和度;Pout為開采井壓力,MPa;l為外邊界半徑(m).

上述數(shù)學(xué)模型經(jīng)過求解后可以得到任意時(shí)刻儲(chǔ)層壓力、水合物飽和度、滲透率的變化規(guī)律,具體流程圖如圖4所示.

圖4 模型求解流程圖Fig.4 Flow chart of the numerical simulation

3 神狐海域水合物降壓開采實(shí)例分析以及模型驗(yàn)證

2017年5月10日起中國地質(zhì)調(diào)查局在神狐海域水深1266 m、海底以下203 m至277 m開采出天然氣,并成功進(jìn)行點(diǎn)火(吳時(shí)國和王吉亮, 2018; 喬玲茜等, 2018; 程聰?shù)? 2019).至5月18日,神狐海域水合物藏連續(xù)產(chǎn)氣18 d,累積產(chǎn)氣超過12×104m3,其中甲烷含量高達(dá)99.5%.至5月26日,連續(xù)產(chǎn)氣16 d,平均日產(chǎn)氣超過1×104m3.至6月10日,連續(xù)產(chǎn)氣31 d,累積產(chǎn)氣超過21×104m3,6月21日,已連續(xù)試采42 d,累積產(chǎn)氣量超過23.5×104m3.截至7月9日,神狐海域水合物藏連續(xù)產(chǎn)氣60 d后試采結(jié)束,累積產(chǎn)氣超過30.9×104m3(李淑霞等, 2018; 劉佳麗, 2018).

應(yīng)用開發(fā)的程序?qū)ι窈Ｓ蛩衔锊亟祲洪_采進(jìn)行了模擬計(jì)算,模型中:初始?jí)毫? MPa,水合物初始飽和度40%,初始滲透率為10 md,孔隙度為38%.模擬的產(chǎn)氣速率和累積產(chǎn)氣量如圖5所示.其中,藍(lán)色點(diǎn)線為產(chǎn)氣速率,黑色虛線為累積產(chǎn)氣量,紅色實(shí)線為神狐海域試開采過程中累積產(chǎn)氣量.模擬結(jié)果與實(shí)際試采累積產(chǎn)氣量變化趨勢(shì)基本一致.由于模型中沒有考慮水合物層厚度以及儲(chǔ)層出砂等因素,水合物累積產(chǎn)氣量模擬結(jié)果略高于實(shí)際的產(chǎn)氣量.

圖5 神狐海域水合物試采模擬結(jié)果Fig.5 Simulation results of hydrate pre-production test in Shenhu area

4 數(shù)值模擬結(jié)果分析

4.1 水合物降壓開采動(dòng)態(tài)參數(shù)變化規(guī)律

模型采用了開放型外邊界條件,半徑為5000 m;水合物儲(chǔ)層的物性參數(shù)和初始條件如表1所示.針對(duì)這一模型，對(duì)降壓開采過程中壓力、水合物飽和度以及滲透率的變化規(guī)律進(jìn)行分析.

圖6為儲(chǔ)層壓力與開采時(shí)間的平面關(guān)系圖.降壓開始后,井眼周圍形成壓降漏斗,隨著開采時(shí)間的增加,壓降輻射區(qū)域逐步變大,在壓降漏斗未涉及的區(qū)域,壓力保持為儲(chǔ)層初始?jí)毫?

表1 水合物藏模型物性參數(shù)Table 1 Physical properties of the hydrate reservoir model

圖7為不同開采時(shí)間水合物飽和度隨徑向距離的變化關(guān)系.圖中可以看出,開采初期(頭30天內(nèi)),水合物飽和度下降的范圍較小;到約第90天,井眼附近才出現(xiàn)了水合物飽和度為0的區(qū)域(即完全分解區(qū));第90天以后(如第240天),徑向上有一個(gè)區(qū)域其水合物飽和度從0變化到初始值,這個(gè)區(qū)域即是典型的分解過渡帶;隨著開采時(shí)間的推進(jìn),分解過渡帶沿半徑方向向外移動(dòng).

圖8為不同開采時(shí)間滲透率隨徑向距離的變化關(guān)系.儲(chǔ)層絕對(duì)滲透率為100×10-3μm2,儲(chǔ)層初始滲透率為9.2×10-3μm2;儲(chǔ)層滲透率是水合物飽和度的函數(shù),成相反關(guān)系,即水合物的分解使儲(chǔ)層滲透率增大.水合物分解以井眼為中心隨時(shí)間而向外推進(jìn),滲透率增大的區(qū)域也與之相應(yīng).

圖6 儲(chǔ)層壓力變化平面圖Fig.6 Contour plot of reservoir pressure change

圖7 水合物分解過程飽和度變化曲線Fig.7 Saturation variation during hydrate dissociation

圖8 水合物分解過程滲透率變化曲線Fig.8 Permeability variation during hydrate dissociation

模型外邊界條件的選擇對(duì)模擬結(jié)果影響很大.當(dāng)模型采用了封閉型外邊界條件、半徑為225 m時(shí),得到的水合物飽和度隨徑向距離的變化關(guān)系如圖9所示.圖中可以看出,當(dāng)分解外沿達(dá)到了封閉邊界后,外邊界附近的水合物飽和度(飽和度最大值)隨開采時(shí)間推進(jìn)而開始下降,且最終(1500天時(shí))降至零,即整個(gè)封閉區(qū)域的水合物全部分解.圖9所示的水合物飽和度隨徑向距離的變化關(guān)系在文獻(xiàn)中多次出現(xiàn),但實(shí)際水合物開采時(shí)外邊界條件應(yīng)該是開放的,因此需要小心使用參考文獻(xiàn)所得到的這一計(jì)算結(jié)果.

圖9 外邊界封閉時(shí)，模擬出的水合物分解飽和度變化曲線Fig.9 Simulated saturation variation during hydrate decomposition when the outer boundary is assumed as closed

4.2 分解過渡帶移動(dòng)規(guī)律分析

為進(jìn)一步表明水合物飽和度隨時(shí)間的變化關(guān)系,繪制了水合物飽和度隨時(shí)間變化的平面圖，如圖10所示.圖中紅色區(qū)域代表未分解區(qū),黃色區(qū)域代表完全分解區(qū),最外側(cè)黑色圓圈為水合物分解過渡帶外沿,最內(nèi)側(cè)黑色圓圈為水合物分解過渡帶內(nèi)沿.隨著開采時(shí)間的增加,分解過渡帶以井為中心沿徑向擴(kuò)散,經(jīng)過很長一段開采時(shí)間后,井眼周圍的水合物才全部分解, 而不是打破水合物相平衡條件后就立即全部分解.

基于上述水合物飽和度的分析,繪制了兩種模型外邊界條件下分解過渡帶隨開采時(shí)間的變化關(guān)系圖. 圖11為分解過渡帶移動(dòng)距離與開采時(shí)間的關(guān)系,其中模型外邊界為開放型,且半徑為5000 m.可以看出:在壓力驅(qū)動(dòng)力的作用下,水合物發(fā)生分解,分解過渡帶沿著半徑方向向外移動(dòng);分解過渡帶寬度隨著開采時(shí)間逐漸增大,到一定天數(shù)后趨于穩(wěn)定;分解過渡帶外沿、內(nèi)沿移動(dòng)速度不同步,開采前期,水合物分解過渡帶外沿移動(dòng)速度遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于內(nèi)沿移動(dòng)速度,開采后期,由于水合物分解驅(qū)動(dòng)力的減小,分解過渡帶外沿、內(nèi)沿移動(dòng)速度都變慢.

圖12為模型外邊界為封閉型,且半徑為225 m.圖中可以看出:隨著開采時(shí)間的推進(jìn),分解過渡帶內(nèi)沿和外沿呈指數(shù)形式移動(dòng),即內(nèi)沿和外沿移動(dòng)速度越來越快.分解過渡帶外沿推進(jìn)至模型外邊界處之后,過渡帶外沿停止在外邊界處(225 m),過渡帶內(nèi)沿繼續(xù)移動(dòng),整個(gè)封閉區(qū)域水合物總量減少,表現(xiàn)出過渡帶內(nèi)沿移動(dòng)速度快速增大.這一移動(dòng)規(guī)律看似水合物在降壓開采過程中會(huì)加快地?zé)o限分解下去,實(shí)際上是因?yàn)槟M計(jì)算中外邊界設(shè)置為封閉型,且外邊界半徑較小所致.類似這種關(guān)系圖在文獻(xiàn)中多次出現(xiàn),但不符合實(shí)際的降壓開采過程,因此需要小心使用文獻(xiàn)中所得到的這一計(jì)算結(jié)果,避免誤解.

圖10 降壓開采過程中水合物飽和度隨時(shí)間的變化Fig.10 Evolution of gas hydrate saturation during depressurization process

圖11 水合物分解過渡帶移動(dòng)規(guī)律Fig.11 The evolution of the hydrate dissociation transition zone

圖12 外邊界設(shè)置為封閉型且半徑較小時(shí)，模擬得出的水合物分解過渡帶移動(dòng)規(guī)律Fig.12 Simulated evolution of the hydrate dissociation transition zone when the outer boundary is assumed as closed and small in radius

4.3 降壓開采參數(shù)敏感性分析

目前,降壓法是水合物試采工程中最為常用的開采方法,但試采工程中不同降壓開采參數(shù)對(duì)水合物分解過程的影響仍不夠明確.本節(jié)計(jì)算了不同開采井壓力、水合物初始飽和度、儲(chǔ)層絕對(duì)滲透率以及分解動(dòng)力學(xué)常數(shù)對(duì)水合物分解過程的影響.表2給出了模擬計(jì)算分析中各開采參數(shù)的取值.

4.3.1 開采井壓力的影響

圖13是開采井壓力分別為5 MPa、7 MPa、9 MPa分解過渡帶隨開采時(shí)間的變化規(guī)律.可以看出:井底壓力增大時(shí),分解過渡帶沿徑向方向推進(jìn)距離變短,過渡帶寬度變窄,分解外沿、內(nèi)沿移動(dòng)速度變慢.這主要是因?yàn)閱我坏慕祲洪_采,水合物分解的驅(qū)動(dòng)力來自于儲(chǔ)層和開采井之間的壓差.當(dāng)儲(chǔ)層壓力一定時(shí),井底壓力越低,儲(chǔ)層壓力和開采井之間的壓力梯度越大,水合物分解越快,分解過渡帶推進(jìn)距離越遠(yuǎn).在實(shí)際的降壓開采過程中,建議選用較低的開采井壓力以取得良好地降壓開采效果.

表2 不同降壓開采參數(shù)取值Table 2 Parameter values of different depressurization production

圖13 不同開采井壓力下水合物分解過渡帶移動(dòng)隨開采時(shí)間變化曲線圖Fig.13 Evolution of hydrate dissociation transition zone at different bottom hole pressure

4.3.2 儲(chǔ)層絕對(duì)滲透率的影響

圖14是儲(chǔ)層絕對(duì)滲透率取值為50 md、75 md、100 md時(shí)分解過渡帶隨開采時(shí)間的變化規(guī)律.可以看出:儲(chǔ)層絕對(duì)滲透率越大,井中低壓在儲(chǔ)層中傳播速度越快,水合物的分解越快,表現(xiàn)在水合物分解過渡帶推進(jìn)距離和外沿、內(nèi)沿移動(dòng)速度越大.當(dāng)儲(chǔ)層絕對(duì)滲透率較小時(shí),可以先通過壓裂技術(shù)增大儲(chǔ)層絕對(duì)滲透性,再結(jié)合降壓法開采水合物.

圖14 不同滲透率下水合物分解過渡帶移動(dòng)隨開采時(shí)間變化曲線圖Fig.14 Evolution of hydrate dissociation transition zone at different permeability

圖15 不同初始飽和度下水合物分解過渡帶移動(dòng)隨開采時(shí)間變化曲線圖Fig.15 Evolution of hydrate dissociation transition zone at different initial hydrate saturation

4.3.3 水合物初始飽和度的影響

圖15是水合物初始飽和度分別為0.35、0.45、0.55時(shí),分解過渡帶隨開采時(shí)間的移動(dòng)規(guī)律.可以看出:隨著水合物初始飽和度的增大,分解過渡帶沿徑向推進(jìn)距離越近,外沿、內(nèi)沿移動(dòng)速度越慢.這主要是因?yàn)樗衔镲柡投容^高時(shí),儲(chǔ)層中更多的流動(dòng)空間被固體水合物占據(jù),儲(chǔ)層滲流作用減弱,壓降傳播速度降低,水合物分解速度變慢.

4.3.4 反應(yīng)動(dòng)力學(xué)常數(shù)的影響

天然氣水合物的開采與常規(guī)能源的開采不同,水合物藏的開采主要受氣、水流動(dòng)特性和水合物分解動(dòng)力學(xué)特性的影響.圖16是反應(yīng)動(dòng)力學(xué)常數(shù)分別為3.5×10-11、5.5×10-11、9.5×10-11時(shí)分解過渡帶隨開采時(shí)間移動(dòng)規(guī)律.可以看出:分解外沿幾乎不受分解動(dòng)力學(xué)常數(shù)的影響;分解動(dòng)力學(xué)常數(shù)對(duì)分解過渡帶內(nèi)沿影響較大,分解動(dòng)力學(xué)常數(shù)越大,分解過渡帶內(nèi)沿移動(dòng)距離越遠(yuǎn).反應(yīng)動(dòng)力學(xué)常數(shù)與溫度正相關(guān),降壓開采可以結(jié)合注熱法進(jìn)一步促進(jìn)水合物的分解.

圖16 不同分解動(dòng)力學(xué)常數(shù)下水合物分解過渡帶移動(dòng)隨開采時(shí)間變化曲線圖Fig.16 Evolution of hydrate dissociation transition zone at different decomposition kinetic constant

5 結(jié)論

為揭示天然氣水合物降壓開采過程中水合物分解規(guī)律,將水合物儲(chǔ)層分為完全分解區(qū)、分解過渡帶和未分解區(qū),建立了柱坐標(biāo)系下水合物降壓開采的數(shù)學(xué)模型,應(yīng)用有限差分法對(duì)其進(jìn)行求解,并以神狐海域試采數(shù)據(jù)進(jìn)行了驗(yàn)證,進(jìn)而分析了水合物分解過程中壓力、水合物飽和度、滲透率的變化規(guī)律,以及水合物分解過渡帶移動(dòng)規(guī)律,研究了不同降壓開采參數(shù)對(duì)水合物分解過程的影響.得出以下結(jié)論:

(1)降壓開始后,開采井周圍迅速形成壓降漏斗,隨著開采時(shí)間的增加,壓降漏斗向儲(chǔ)層遠(yuǎn)處擴(kuò)散,在壓降漏斗未涉及的區(qū)域,壓力保持為儲(chǔ)層初始?jí)毫?

(2)井眼處的水合物最先分解,飽和度隨著開采時(shí)間的推進(jìn)逐漸降低,儲(chǔ)層滲透率逐漸增大,飽和度降低的區(qū)域沿徑向向外擴(kuò)散,滲透率增大的區(qū)域也與之相應(yīng);

(3)水合物分解過渡帶沿著半徑方向向外移動(dòng),分解過渡帶外沿、內(nèi)沿移動(dòng)速度不同步,開采前期,外沿移動(dòng)速度遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于內(nèi)沿移動(dòng)速度,開采后期,外沿、內(nèi)沿移動(dòng)速度都變慢,分解過渡帶寬度隨著開采時(shí)間逐漸增大,到一定天數(shù)后趨于穩(wěn)定;

(4)水合物降壓開采的主要控制參數(shù)包括開采井壓力、水合物初始飽和度、儲(chǔ)層絕對(duì)滲透率、水合物分解動(dòng)力學(xué)常數(shù)等;

(5)模擬水合物降壓開采時(shí),如果選擇封閉型邊界且半徑較小,則所得出的模擬結(jié)果與實(shí)際開采情況會(huì)有較大的差別.