天然氣水合物原位補(bǔ)熱降壓充填開采方法三維數(shù)值模擬研究*

徐 濤 張召彬 李守定 李 曉 陸 程

(①中國科學(xué)院地質(zhì)與地球物理研究所， 中國科學(xué)院頁巖氣與地質(zhì)工程重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 北京 100029， 中國) (②中國科學(xué)院地球科學(xué)研究院， 北京 100029， 中國) (③中國科學(xué)院大學(xué)， 行星與地球科學(xué)學(xué)院， 北京 100049， 中國) (④中國地質(zhì)調(diào)查局， 廣州海洋地質(zhì)調(diào)查局， 廣州 510075， 中國) (⑤中國地質(zhì)調(diào)查局， 油氣資源調(diào)查中心， 北京 100083， 中國)

0 引 言

天然氣水合物(NGH)是一種白色固態(tài)類冰狀結(jié)晶物質(zhì)，主要是由水和烴類分子(絕大部分為甲烷CH4)在高壓低溫及一定條件下生成的籠狀結(jié)晶化合物。分子式可以表示如下：mCH4·nH2O。天然氣水合物主要分布在大洋陸坡、永久凍土區(qū)、極地大陸架以及部分高壓低溫深水環(huán)境中，其全球總儲(chǔ)量約為2×1016m3，是未來最有潛力的非常規(guī)能源之一(Boswell et al.， 2011)。

作為非常規(guī)能源的重要組成部分，該新型能源已經(jīng)廣泛引起全球科研單位及相關(guān)企業(yè)關(guān)注。各個(gè)團(tuán)隊(duì)都在積極推進(jìn)相關(guān)科技攻關(guān)，爭取早日實(shí)現(xiàn)商業(yè)化開采，改善世界能源結(jié)構(gòu)。

截止目前，全球共有5個(gè)國家進(jìn)行過累計(jì)9次的天然氣水合物試采，其中海域試采共計(jì)為5次(李守定等， 2019)。2020年2月中國自然資源部地質(zhì)調(diào)查局組織實(shí)施的南海神狐海域天然氣水合物第二次試采，產(chǎn)氣總量86.14萬立方米，日均產(chǎn)氣量2.87萬立方米，該次試采首次成功實(shí)踐了水平井開采技術(shù)(葉建良等， 2020)。分析當(dāng)前試采結(jié)果可得，生產(chǎn)指標(biāo)距離符合商業(yè)化開采要求的5.0×105m3·d-1(吳能友等， 2020)仍然較遠(yuǎn)，所以迫切需要解決生產(chǎn)過程中的產(chǎn)量低、生產(chǎn)效率不高、二次水合物生產(chǎn)以及出砂嚴(yán)重的問題。

目前得到過廣泛物理、數(shù)值模擬以及實(shí)際采用的開采方法包括降壓法、注熱法、注抑制劑法、二氧化碳置換法上述方法聯(lián)合使用等。多數(shù)方法原理是打破原本天然氣水合物的相態(tài)平衡(改變溫壓條件)或者改變相態(tài)平衡曲線(注抑制劑法)。借鑒非常規(guī)油氣能源開采經(jīng)驗(yàn)，儲(chǔ)層改造成為了目前水合物增產(chǎn)的重要思路，并且通過物理模擬以及數(shù)值模擬的手段對該思路進(jìn)行了相應(yīng)的探究。Ito et al. (2011)借助實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證了水力壓裂技術(shù)在未固結(jié)的泥砂互層地層中的可行性，結(jié)果表明在砂層和泥層的交界面處會(huì)發(fā)生裂縫起裂擴(kuò)展。Konno et al. (2016)在天然氣水合物水力壓裂物理模擬實(shí)驗(yàn)的基礎(chǔ)上，通過觀察壓裂樣品的X射線CT圖像，得到了樣品的破裂模式為類固結(jié)巖石的拉伸破壞； 觀測結(jié)果表明水力壓裂是一種極具潛力的低滲天然氣水合物儲(chǔ)層增產(chǎn)方法。Chen C et al. (2017)基于南海神狐海域地質(zhì)背景資料，分析壓裂技術(shù)對天然氣水合物開采效率的影響，研究探究了不同壓裂條件下的產(chǎn)氣情況，結(jié)果表明壓裂技術(shù)可以明顯提高產(chǎn)氣量。為了探尋中國南海神狐海域天然氣水合物的高效開采方法，楊柳等(2020)利用南海水合物區(qū)實(shí)地取得的粉質(zhì)黏土合成四氫呋喃水合物樣品，對樣品水力壓裂成縫特征進(jìn)行了研究。結(jié)果表明粉質(zhì)黏土含水合物沉積物裂縫擴(kuò)展存在延遲效應(yīng)。李守定等(2019)基于頁巖氣和干熱巖開發(fā)技術(shù)提出了對流注熱降壓開采法，該方法利用水平井對井水力壓裂技術(shù)實(shí)現(xiàn)定向補(bǔ)熱及擴(kuò)大換熱面積，并且將裂隙作為載熱流體及氣體的運(yùn)移通道，進(jìn)而保證天然氣水合物儲(chǔ)層長時(shí)穩(wěn)定生產(chǎn)。Sun et al. (2019)通過數(shù)值模擬手段探究了水力壓裂技術(shù)在中國南海天然氣水合物儲(chǔ)層中的應(yīng)用，研究對比了水平井開采過程中的水平向及垂直向裂縫相較于常規(guī)水平井技術(shù)的影響，文章從產(chǎn)氣速率、產(chǎn)氣量以及開采效率等幾個(gè)指標(biāo)分析了人工裂縫對天然氣水合物開采的增產(chǎn)效應(yīng)，結(jié)果表明在水平井段設(shè)置水平向裂縫對生產(chǎn)的促進(jìn)效應(yīng)最佳，但是生產(chǎn)效率有所降低。

在上述儲(chǔ)層改造思路的基礎(chǔ)上，作者在先前的工作中提出了天然氣水合物原位補(bǔ)熱降壓充填開采方法(圖 1)。該方法將氧化鈣粉末注入儲(chǔ)層，鉆井降壓后，天然氣水合物分解產(chǎn)生的水與氧化鈣發(fā)生放熱化學(xué)反應(yīng)，并且生成體積量更大的固態(tài)氫氧化鈣，進(jìn)而同時(shí)達(dá)到補(bǔ)熱、保穩(wěn)、增滲的目的，實(shí)現(xiàn)天然氣水合物長時(shí)穩(wěn)定生產(chǎn)(李守定等， 2020)。氧化鈣注入工藝是該方法需要解決的核心關(guān)鍵工藝，現(xiàn)存在的思路是結(jié)合無水壓裂技術(shù)，主要是利用非水基壓裂介質(zhì)在天然氣水合物儲(chǔ)層中實(shí)現(xiàn)儲(chǔ)層改造，在壓裂的過程中或者壓裂工藝完成后將氧化鈣粉末注入儲(chǔ)層。但是在注入過程中對氧化鈣與水之間的化學(xué)反應(yīng)存在著緩釋要求，故在氧化鈣注入過程中需要與特種材料混合或者利用緩釋膠囊等攜帶(李曉丹等， 2018)。通過控制化學(xué)反應(yīng)進(jìn)程，達(dá)到熱量逐級(jí)釋放的目的，充分發(fā)揮氧化鈣原位供熱的效果。

圖 1 天然氣水合物原位補(bǔ)熱降壓充填開采方法示意圖(李守定等， 2020)Fig. 1 Schematics of the method of depressurization and backfilling with in-situ supplemental heat(Li et al.，2020)

通過上述文獻(xiàn)分析，可以得到水合物儲(chǔ)層改造的可行性及有效性。本文通過數(shù)值模擬方法建立三維地質(zhì)計(jì)算模型，對天然氣水合物原位補(bǔ)熱降壓充填開采方法進(jìn)行定量化理論研究包括產(chǎn)能表現(xiàn)評價(jià)以及該方案中關(guān)鍵參數(shù)的敏感性分析，以期對實(shí)際生產(chǎn)提供參考。

1 原位補(bǔ)熱降壓充填開采方法數(shù)值模擬模型

1.1 數(shù)值模擬方法

本文擬采用自主開發(fā)的基于有限體積法的天然氣水合物數(shù)值模擬器進(jìn)行模型建立計(jì)算以及求解。該模擬器可以綜合考慮天然氣水合物開采過程中的5種組分(水合物、水、氣體、冰、鹽分)以及3種相態(tài)(氣態(tài)、液態(tài)、固態(tài))，并且在模擬過程中做出了如下假設(shè)：(1)氣、水兩相流在含水合物沉積物中符合達(dá)西定律； (2)僅考慮熱傳導(dǎo)及熱對流作用； (3)天然氣水合物為純甲烷水合物； (4)考慮基質(zhì)及流體的壓縮性。

1.1.1 控制方程

質(zhì)能守恒方程如下所示：

(1)

式中：V為體積；Vn為子域n的體積；Mκ為組分κ的質(zhì)量累積項(xiàng)(κ=w，m，i，h)；Γ為表面積；Γn為子域n的表面積；Fκ為組分κ的達(dá)西滲流向量；n為向內(nèi)的單位法向量；q為組分κ的源/匯項(xiàng)；t為時(shí)間。

質(zhì)量累積項(xiàng)方程如下所示：

(2)

氣相流動(dòng)項(xiàng)方程為：

(3)

式中：k為巖石固有滲透率；PG為氣相的壓力；krG為氣相相對滲透率；μG為氣相黏度。

液相流動(dòng)項(xiàng)方程為：

(4)

式中：k為巖石固有滲透率；krA為液相相對滲透率；μA為液相黏度；PA為液相的壓力；g為重力加速度。

能量累積項(xiàng)為：

(5)

式中：ρR為巖石密度；CR為干燥巖石比熱容；Uβ為β相的比內(nèi)能；Qdiss為水合物分解的反應(yīng)熱。

能量流動(dòng)項(xiàng)為：

(6)

天然氣水合物相關(guān)物化特性方程如下所示：

(1)天然氣水合物分解反應(yīng)熱：

Qdiss=Δ(φρhShΔH0)

(7)

式中：ρh為水合物密度；Sh為水合物飽和度； ΔH0為水合物分解或者生成的比焓。

(2)天然氣水合物相平衡方程(Kamath， 1984)：

(8)

(9)

式中：Peq為相平衡壓力；Teq為相平衡溫度；e1、e2為擬合系數(shù)。

由于固相水合物的分解以及生產(chǎn)，水合物儲(chǔ)層孔隙結(jié)構(gòu)一直處于一種動(dòng)態(tài)演化的過程，所以孔隙的導(dǎo)流能力評價(jià)需要借助特定的演化孔隙結(jié)構(gòu)效應(yīng)模型。在本文中作者參考Masuda et al.(1999)實(shí)驗(yàn)結(jié)果描述水合物飽和度和儲(chǔ)層滲透率之間的關(guān)系。

k/k0=(1-Sh)N

(10)

式中：k0為參考滲透率；k為特定孔隙結(jié)構(gòu)條件下的滲透率；Sh為水合物飽和度；N為滲透率衰減系數(shù)，取值取決于儲(chǔ)層性質(zhì)。

在水合物分解過程中，兩相流是滲流場的重要組成部分，在儲(chǔ)層中的氣水兩相流過程對生產(chǎn)至關(guān)重要。為了準(zhǔn)確描述兩相流過程，作者采用了Stone修正相對滲透率模型(Moridis， 2008)。

(11)

(12)

式中：SA為液相飽和度；SG為氣相飽和度；SirA為液相殘余飽和度；SirG為氣相殘余飽和度；nA為液相衰減指數(shù)；nG為氣相衰減指數(shù)(圖 2)。

圖 2 Stone修正相對滲透率模型Fig. 2 Relative permeability based on the Stone model

在模型中毛細(xì)壓力計(jì)算也是重要部分之一，作者采用了van Genuchten毛細(xì)壓力模型(Van Genuchten， 1980)。

(13)

S*=(SA-SirA)/(1-SirA)

(14)

式中：P0為毛細(xì)進(jìn)氣壓力(泥層： 1×105Pa，砂層： 1×104Pa)；m為van Genuchten 系數(shù)。

1.1.2 模擬驗(yàn)證

目前天然氣水合物數(shù)值模擬領(lǐng)域應(yīng)用最為廣泛的模擬軟件是由美國勞倫斯伯克利試驗(yàn)室開發(fā)的TOUGH+hydrate模擬軟件(Ruan et al.，2020)，因此作者選擇了該軟件手冊中的一維標(biāo)準(zhǔn)算例進(jìn)行同場景模擬再現(xiàn)。標(biāo)準(zhǔn)算例模型的參數(shù)及初始條件設(shè)置見表 1。

表 1 T+H手冊參考算例參數(shù)設(shè)置(Moridis， 2014)Table 1 Model settings of the reference case in T+H manual(Moridis， 2014)

比較兩者結(jié)果可以得到甲烷產(chǎn)氣速率演變在允許誤差范圍內(nèi)基本一致(圖 3)，圖中曲線可見周期性的間斷跳躍，產(chǎn)生該現(xiàn)象的原因主要是網(wǎng)格劃分。另外，兩者輸出的總產(chǎn)氣量曲線在演化趨勢以及量級(jí)上基本一致(圖 4)。上述結(jié)果基本上驗(yàn)證了本文模擬方法的有效性。

圖 3 本文模擬方法與T+H模擬器水合物分解產(chǎn)生甲烷氣體速率比較Fig. 3 Comparison of the volumetric rates of CH4 release from hydrate dissociation between self-developed simulator and T+H

圖 4 本文模擬方法與T+H模擬器水合物分解累積產(chǎn)生甲烷氣體量比較Fig. 4 Comparison of the cumulative volumes of CH4 release fromhydrate dissociation between self-developed simulator and T+H

為了進(jìn)一步驗(yàn)證程序的有效性及準(zhǔn)確性，作者選擇了一個(gè)典型的物理模擬實(shí)驗(yàn)進(jìn)行對比驗(yàn)證。Chen L et al. (2017)針對巖芯尺度開展的物理模擬實(shí)驗(yàn)可以較好地反映水合物分解的多個(gè)特征階段，所以本文以該實(shí)驗(yàn)作為對照案例，進(jìn)行了相同條件下的數(shù)值模擬驗(yàn)證。該算例的模型示意圖及模型設(shè)置見圖 5 及表 2。

圖 5 巖芯尺度數(shù)值模型示意圖Fig. 5 Schematic diagram of core-scale numerical model

表 2 巖芯尺度模型主要物性及參數(shù)設(shè)置Table 2 The parameters used in the core-scale model

從數(shù)值模擬結(jié)果與觀測數(shù)據(jù)的對比結(jié)果可以看出(圖 6)，程序基本還原了物理模擬實(shí)驗(yàn)過程中出現(xiàn)的所有特征階段包括溫度驟降(a-b)、溫度上升階段(b-c)、溫度動(dòng)態(tài)平衡階段(c-d)、溫度緩慢回升階段(d-e)、溫度靜態(tài)平衡階段(e-實(shí)驗(yàn)結(jié)束)。上述特征階段完整反映了巖芯尺度的水合物分解行為演化，整個(gè)過程中體現(xiàn)出了熱量供給來源和水合物分解耗熱之間的動(dòng)態(tài)供給需求關(guān)系。

圖 6 巖芯尺度數(shù)值模擬出口溫度演變Fig. 6 The variation of the outlet temperature and the numerical modelling of this worka. t=4 min； b. t=6 min； c. t=8 min； d. t=15 min； e. t=30 min

為了驗(yàn)證模擬器的網(wǎng)格依賴性問題，作者針對一個(gè)以南海神狐海域?yàn)榈刭|(zhì)背景的二維水平井降壓水合物分解算例進(jìn)行了不同量級(jí)網(wǎng)格數(shù)量的比較計(jì)算(表 3)，網(wǎng)格數(shù)分別為2500、5625、10 000。通過比較相同初始及邊界條件設(shè)置、不同網(wǎng)格數(shù)量下的模擬結(jié)果，可以看出不同網(wǎng)格數(shù)目下的3年模擬周期的累積產(chǎn)氣量、產(chǎn)水量結(jié)果基本相近(圖 7、圖 8)，故基本驗(yàn)證了該模擬器的網(wǎng)格依賴性不強(qiáng)，所以在模擬計(jì)算時(shí)應(yīng)該結(jié)合計(jì)算耗時(shí)以及結(jié)果分辨率綜合選擇網(wǎng)格密度。

表 3 網(wǎng)格依賴性驗(yàn)證算例主要物性及參數(shù)設(shè)置Table 3 The main physical properties and parameter settings of the grid dependence verification case

圖 7 不同網(wǎng)格數(shù)量下累積產(chǎn)氣量比較Fig. 7 Comparison of cumulative gas production under different grid numbers

圖 8 不同網(wǎng)格數(shù)量下累積產(chǎn)水量比較Fig. 8 Comparison of cumulative water production under different grid numbers

1.2 模型建立

本文將利用上文介紹的自主開發(fā)天然氣水合物模擬器建立三維天然氣水合物儲(chǔ)層模型。

該地質(zhì)模型分為3個(gè)區(qū)域從頂至低分別是上覆層、含水合物沉積物層、下伏層，厚度分別設(shè)置為20 m， 20 m， 20 m(圖 9)。該儲(chǔ)層厚度設(shè)置可以有效反映熱傳遞以及壓力傳播的邊界效應(yīng)(Moridis et al.，2019; Li et al.，2020)。三維地質(zhì)模型沿X方向?yàn)?00 m，沿Y方向長度為100 m，沿Z方向長度為60 m。另外，在該地質(zhì)模型中水平井長度設(shè)置為80 m。

圖 9 天然氣水合物儲(chǔ)層地質(zhì)模型示意圖Fig. 9 Schematic diagram of numerical simulation geological model of hydrate reservoir

考慮到計(jì)算簡化以及三維結(jié)果展示，選取三維地質(zhì)模型Y軸方向長度一半(50 m)進(jìn)行模擬計(jì)算(100 m×50 m×60 m)。該種簡化可以在提高計(jì)算效率的同時(shí)展現(xiàn)出水平井井周多個(gè)維度的多物理場時(shí)空演化特征。具體網(wǎng)格布置情況如下：X軸方向上網(wǎng)格尺寸為1 m，Y軸方向上網(wǎng)格尺寸為1 m，Z軸方向上含水合物沉積物層的網(wǎng)格尺寸為0.5 m，上覆層和下伏層網(wǎng)格尺寸為5 m，三維計(jì)算模型共計(jì)115 248個(gè)網(wǎng)格(圖 10)。

圖 10 數(shù)值計(jì)算模擬網(wǎng)格示意圖Fig. 10 Schematic of the mesh structure used in the numerical simulation

模型上下邊界均設(shè)置為定壓、定溫度邊界，水平井段設(shè)置生產(chǎn)壓力為3 MPa，其余邊界均為隔熱非流動(dòng)邊界。結(jié)合南海神狐海域地質(zhì)實(shí)際情況(Guo et al.，2020; Huang et al.，2020;Zhao et al.，2020)，模型的相關(guān)物理參數(shù)以及初始條件設(shè)置見表 4。

表 4 儲(chǔ)層模型主要物性及參數(shù)設(shè)置Table 4 Main physical properties and parameters of reservoirs model in this work

1.3 開采方案

天然氣水合物原位補(bǔ)熱降壓充填開采方法主要包括3個(gè)階段：水平井完井、氧化鈣注入充填、降壓開采。該方法的主要思路是在含水合物沉積物層中注入氧化鈣粉末，利用水和氧化鈣之間的化學(xué)反應(yīng)釋放熱量供給水合物分解，同時(shí)生成氫氧化鈣填充裂縫空間，對儲(chǔ)層穩(wěn)定性以及增滲產(chǎn)生促進(jìn)效應(yīng)(李守定等， 2020)。

為了探究該方法的可行性及有效性，本文設(shè)置了如表 5 所示的計(jì)算案例，其中包括基礎(chǔ)參考案例以及參數(shù)敏感性比較案例。

表 5 計(jì)算案例設(shè)置Table 5 Basic cases description

在模型計(jì)算過程中將裂縫布置方向與水平井延伸方向正交，且貫穿含水合物沉積物層，呈現(xiàn)為4組相互平行的裂縫面，每組裂縫面之間間距為20 m，裂縫處的等效滲透率(ke)結(jié)合立方定律計(jì)算結(jié)果(式9)以及相關(guān)的含水合物沉積物樣品壓裂物理模擬實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)校正設(shè)定(Yang et al.，2018; Feng et al.，2019; Sun et al.，2019; Ju et al.，2020; Liu et al.，2020;Shan et al.，2020; Shen et al.，2021)?？紤]到實(shí)際場地壓裂數(shù)據(jù)不足以及計(jì)算過程中相關(guān)參數(shù)的不確定性，本文將裂縫等效滲透率視作一個(gè)變量，依次為10 mD， 40 mD， 70 mD， 100 mD。

(15)

式中：ke為等效滲透率；A為裂縫開度；H為模型中裂縫附近網(wǎng)格單元的總厚度。

氧化鈣粉末注入的產(chǎn)能促進(jìn)效應(yīng)主要通過熱量的形式導(dǎo)入模型的初始溫度場條件中。考慮到模型中的熱傳遞過程，假設(shè)氧化鈣與水反應(yīng)釋放的全部熱量都在降壓開采前轉(zhuǎn)化為了含水合物沉積物基質(zhì)的初始溫度。同樣由于缺乏氧化鈣注入量的實(shí)際數(shù)據(jù)，該參數(shù)也被視作一個(gè)變量。在模擬計(jì)算中，氧化鈣粉末注入量依次為5 t， 10 t， 15 t， 20 t。根據(jù)化學(xué)反應(yīng)的焓變計(jì)算模型中裂縫附近單元初始溫度變化量。

具體計(jì)算過程中氧化鈣密度取3.35g · cm-3，含水合物沉積物基質(zhì)的比熱容為800 J·kg-1·K-1(Schaube et al.，2012; Criado et al.，2014; Long et al.，2017)。不同氧化鈣粉末注入量的理論供熱值及理論反應(yīng)耗水量見表 6。

CH4· 6 H2O=CH4+6 H2O ΔH=+54.49 kJ·mol-1

(16)

CaO+H2O=Ca(OH)2ΔH=-64.9 kJ·mol-1

(17)

表 6 氧化鈣注入理論供熱值及理論消耗水量Table 6 Ideal heat supplement and water consumption of CaO injection

為了同時(shí)探究該方法對不同類型天然氣水合物儲(chǔ)層的適用性，作者針對不同滲透性能的水合物儲(chǔ)層設(shè)計(jì)了不同固有滲透率的多個(gè)算例，分別可以對應(yīng)中國南海神狐海域黏質(zhì)粉土低滲儲(chǔ)層以及常見的砂質(zhì)高滲儲(chǔ)層。在模擬計(jì)算中，作者將裂縫等效滲透率設(shè)置為40 mD，氧化鈣注入量設(shè)置為5 t，含水合物沉積物層滲透率分別設(shè)置為1 mD， 10 mD， 20 mD， 30 mD，其中上下蓋層的滲透率保持為1 mD。

2 模擬結(jié)果及分析

2.1 水合物分解特征

為了觀察分析多物理場時(shí)空演化過程，作者在3年模擬周期中選取3個(gè)關(guān)鍵節(jié)點(diǎn)進(jìn)行結(jié)果可視化(10 d， 100 d以及3 a)。常規(guī)水平井降壓開采方案的水合物分解僅發(fā)生在井周位置，分解前緣移動(dòng)范圍及速度受到較大限制(圖 11a)，導(dǎo)致水合物分解行為無法在井周更遠(yuǎn)的位置發(fā)生，極大程度上限制了該種開采方案的產(chǎn)能表現(xiàn)。產(chǎn)生上述現(xiàn)象的主要原因是儲(chǔ)層滲透率低以及缺乏穩(wěn)定有效的外部供熱，分解驅(qū)動(dòng)力均來自生產(chǎn)井壓降以及系統(tǒng)內(nèi)部熱量(顯熱)供給。兩個(gè)不利因素共同導(dǎo)致了常規(guī)水平井技術(shù)產(chǎn)能表現(xiàn)不佳。

圖 11 模擬儲(chǔ)層天然氣水合物飽和度時(shí)空演化規(guī)律Fig. 11 Temporal and spatial evolution of the hydrate saturation(S_hyd)in the simulated reservoira. 常規(guī)水平井開采方法； b. 水平井結(jié)合壓裂開采方法； c. 水平井結(jié)合壓裂及氧化鈣注入開采方法

相較于常規(guī)水平井方案，水平井結(jié)合壓裂開采方案對水合物分解過程有著明顯的促進(jìn)效應(yīng)，尤其是在裂縫面附近，水合物分解劇烈程度明顯高于常規(guī)水平井方案。與此同時(shí)，水合物分解前緣開始在深度方向拓展(圖 11b)。產(chǎn)生上述現(xiàn)象的主要原因是裂縫面的加入。由于裂縫面處的等效滲透率要高于儲(chǔ)層模型原有固有滲透率，相當(dāng)于在裂縫面附近形成了局部高滲優(yōu)勢通道，流體流動(dòng)阻力減小，壓降傳播效果增強(qiáng)，進(jìn)而促進(jìn)了裂縫面周邊水合物分解。在壓裂的基礎(chǔ)上注入氧化鈣粉末后，可以明顯觀察到水合物分解程度進(jìn)一步加劇，特別是在裂縫面周邊(圖 11c)。加劇的主要原因是氧化鈣粉末注入與水發(fā)生放熱反應(yīng)，提供了大量有效的原位熱量供給，為水合物分解提供了足夠的驅(qū)動(dòng)力。

為了定量化描述原位補(bǔ)熱降壓充填開采方法帶來的增益效果，作者定義儲(chǔ)層中水合物開始發(fā)生分解的區(qū)域(Ah)，即水合物飽和度低于初始值的區(qū)域與水合物儲(chǔ)層區(qū)域(Atotal)之比為開采擾動(dòng)比Ri。

(18)

通過計(jì)算可以得到3種方法在3年模擬周期結(jié)束后的開采擾動(dòng)比分別為25.1%、30.2%、57.2%，開采擾動(dòng)比越大代表著水合物分解擴(kuò)展范圍越大，上述數(shù)據(jù)直觀地顯示了原位補(bǔ)熱降壓充填開采方法的優(yōu)越性。

2.2 產(chǎn)氣及產(chǎn)水特征

通過比較3個(gè)參考計(jì)算案例的3年周期累積產(chǎn)氣量演化情況(圖 12)，明顯觀察到相較于常規(guī)水平井降壓開采方法，壓裂技術(shù)和氧化鈣注入可以促進(jìn)產(chǎn)氣量急劇增長。常規(guī)水平井開采方案的累積產(chǎn)氣量(標(biāo)況)為53 238 m3； 水平井結(jié)合壓裂開采方案累積產(chǎn)氣量(標(biāo)況)為80 788 m3，水平井結(jié)合壓裂及氧化鈣開采方案累積產(chǎn)氣量(標(biāo)況)為160 470 m3。相較于常規(guī)水平井方案，壓裂技術(shù)方案以及壓裂結(jié)合氧化鈣方案分別提高了50%、200%。常規(guī)水平井方案和水平井結(jié)合壓裂方案的累積產(chǎn)氣量曲線變化趨勢基本一致，產(chǎn)氣速率前期較大，隨著開采過程逐漸減小。由于外部熱量供給充足，水平井結(jié)合壓裂及氧化鈣注入方案的初始產(chǎn)氣速率遠(yuǎn)大于其余兩個(gè)方案，但在放熱反應(yīng)釋放能量消耗完畢后，同樣呈現(xiàn)出逐漸下降趨勢。

圖 12 參考計(jì)算案例累積產(chǎn)氣量演化Fig. 12 Evolution of cumulative gas production in the base casescase 1. 常規(guī)水平井方案； case 2-1.水平井結(jié)合壓裂； case 3-1. 水平井結(jié)合壓裂及氧化鈣注入

針對產(chǎn)水量(標(biāo)況)而言，常規(guī)水平井方案3年累積量為26 266 m3，水平井結(jié)合壓裂方案為47 250 m3，水平井結(jié)合壓裂及氧化鈣注入為48 222 m3(圖 13)。該結(jié)果表明壓裂過程在提高產(chǎn)氣量的同時(shí)也提高了產(chǎn)水量，但是由于氧化鈣粉末注入提供了熱量并且理論上還可以通過反應(yīng)消耗一定量的孔隙水，并沒有對產(chǎn)水量產(chǎn)生較大幅度的影響，所以這意味著氧化鈣注入僅單方面提高了產(chǎn)氣量，該現(xiàn)象對生產(chǎn)是極其有利的(圖 14)。

圖 13 參考計(jì)算案例累積產(chǎn)水量演化Fig. 13 Evolution of cumulative gas production in the base cases case 1. 常規(guī)水平井方案； case 2-1. 水平井結(jié)合壓裂； case 3-1. 水平井結(jié)合壓裂及氧化鈣注入

圖 14 參考計(jì)算案例累積氣水比演化Fig. 14 Evolution of gas water ratio in the base cases case 1. 常規(guī)水平井方案； case 2-1. 水平井結(jié)合壓裂； case 3-1. 水平井結(jié)合壓裂及氧化鈣注入

2.3 溫壓場演化特征

為了表征開采過程中的溫壓場的時(shí)空演化特征，同樣選取了3個(gè)關(guān)鍵時(shí)間節(jié)點(diǎn)輸出相應(yīng)的物理場參數(shù)變化情況。從溫度場時(shí)空分布云圖中可以顯著觀察到在開采前期，常規(guī)水平井方案井周溫度急劇降低，在水平井井周的水合物分解完畢后，水合物分解前緣向外移動(dòng)。然后，水平井井周位置由于受到儲(chǔ)層其余部分的熱量補(bǔ)給，溫度有所上升，但是水合物分解前緣到達(dá)范圍的溫度逐漸下降，產(chǎn)生相對于初始溫度的低溫區(qū)域(圖 15a)。在結(jié)合壓裂技術(shù)后，基本溫度場演化特征相似，裂縫面處溫度同樣是初期下降，水合物分解結(jié)束后溫度上升，但是模擬周期結(jié)束后的裂縫面處溫度相對更高，整體低溫區(qū)域面積更大，即溫度變化更劇烈。主要是由于裂縫面附近流通阻力小，水合物分解更加劇烈(圖 15b)。結(jié)合氧化鈣注入后，由于提供了一定的原位熱量，相對于單一壓裂方案，溫度變化更加劇烈，低溫區(qū)域進(jìn)一步擴(kuò)大。主要原因是熱量補(bǔ)給帶來了更加劇烈的水合物分解行為(圖 15c)。

圖 15 模擬儲(chǔ)層溫度時(shí)空演化規(guī)律Fig. 15 Temporal and spatial evolution of the temperature in the simulated reservoira. 常規(guī)水平井開采方法； b. 水平井結(jié)合壓裂開采方法； c. 水平井結(jié)合壓裂及氧化鈣注入開采方法

3種方案開采過程中壓力場分布演化特征基本相似，常規(guī)水平井降壓開采方案水平井井周壓力急劇降低，然后壓降效果逐漸向儲(chǔ)層其他位置傳播，但是常規(guī)方案受到儲(chǔ)層低滲影響壓降傳播效果受阻，進(jìn)而無法驅(qū)動(dòng)水合物分解(圖 16a)。在結(jié)合壓裂技術(shù)后，由于裂縫面的高滲優(yōu)勢通道作用，壓降效果明顯得到提升，壓降區(qū)域相對擴(kuò)大，進(jìn)而會(huì)對水合物分解產(chǎn)生促進(jìn)效應(yīng)(圖 16b)。在注入氧化鈣后，由于直接的熱量供給，相對于單一壓裂方案水合物分解更加劇烈，水合物分解后孔隙空間增大，流動(dòng)阻力進(jìn)一步減小，因此產(chǎn)生了相對于單一壓裂方案更佳的壓降效果，相對應(yīng)的更好的壓降效果又促進(jìn)了水合物進(jìn)一步分解(圖 16c)。

圖 16 模擬儲(chǔ)層壓力時(shí)空演化規(guī)律Fig. 16 Temporal and spatial evolution of the pressure in the simulated reservoira. 常規(guī)水平井開采方法； b. 水平井結(jié)合壓裂開采方法； c. 水平井結(jié)合壓裂及氧化鈣注入開采方法

2.4 參數(shù)敏感性分析

原位補(bǔ)熱降壓充填開采方法中最為關(guān)鍵的步驟為壓裂以及氧化鈣注入，但上述兩個(gè)步驟僅存在理論上的可行性，缺乏實(shí)際實(shí)施數(shù)據(jù)及相關(guān)參數(shù)。在參考相關(guān)的物理模擬實(shí)驗(yàn)及數(shù)值模擬結(jié)果后(Sun et al., 2021)，本文針對上述步驟對應(yīng)的裂縫等效滲透率及氧化鈣注入量兩個(gè)關(guān)鍵參數(shù)進(jìn)行敏感性分析，以期探究開采過程中優(yōu)化以及調(diào)控方案。除此之外，為了探究該方法針對不同地質(zhì)環(huán)境背景的天然氣水合物儲(chǔ)層的適用性，作者又選取了含水合物沉積物層滲透率作為另外一個(gè)關(guān)鍵參數(shù)同樣對其進(jìn)行了敏感性分析。

2.4.1 裂縫等效滲透率

通過比較不同裂縫等效滲透率的累積產(chǎn)氣量可以得到，壓裂技術(shù)對產(chǎn)氣量有顯著的促進(jìn)作用，但是相同的裂縫等效滲透率增量帶來的促進(jìn)增量并不相同。隨著裂縫等效滲透率值的提高，相同等效滲透率增量帶來的產(chǎn)氣量增量逐漸減小(圖 17)。當(dāng)?shù)刃B透率分別從10 mD變化到40 mD， 40 mD變化到70 mD， 70 mD變化到100 mD時(shí)對應(yīng)的產(chǎn)氣量(標(biāo)況)增量分別為60 641 m3、45 180 m3、35 372 m3。因此，裂隙滲透率增加的增產(chǎn)效果隨著其本身的增加逐漸降低。

圖 17 不同裂縫等效滲透率累積產(chǎn)氣量演化Fig. 17 Evolution of cumulative gas production in the cases of different fracture equivalent permeability case 1. 未壓裂； case 2-1. 10 mD； case 2-2. 40 mD； case 2-3. 70 mD； case 2-4. 100 mD

不同裂縫等效滲透率條件下的累積產(chǎn)水量變化趨勢類似于累積產(chǎn)氣量，伴隨著裂縫等效滲透率增大，產(chǎn)氣量上升的同時(shí)也會(huì)導(dǎo)致產(chǎn)水量明顯上升，所以在提高壓裂效果的過程中氣水比不會(huì)明顯上升，其對產(chǎn)能效率的促進(jìn)作用較為微弱(圖 18，圖 19)。類似產(chǎn)氣量變化規(guī)律，累積產(chǎn)水量的增量隨著裂縫滲透率的增加，在相同等效滲透率增量的情況下逐漸變得微弱。當(dāng)?shù)刃B透率分別從10 mD變化到40 mD， 40 mD變化到70 mD， 70 mD變化到100 mD時(shí)對應(yīng)的產(chǎn)水量(標(biāo)況)增量分別為47 412 m3、28 961 m3、19 659 m3。

圖 18 不同裂縫等效滲透率累積產(chǎn)水量演化Fig. 18 Evolution of cumulative water production in the cases of different fracture equivalent permeabilitycase 1. 未壓裂； case 2-1. 10 mD； case 2-2. 40 mD； case 2-3. 70 mD； case 2-4. 100 mD

圖 19 不同裂縫等效滲透率氣水比演化Fig. 19 Evolution of gas water ratio in the cases of different fracture equivalent permeabilitycase 1. 未壓裂； case 2-1. 10 mD； case 2-2. 40 mD； case 2-3. 70 mD； case 2-4. 100 mD

2.4.2 氧化鈣注入質(zhì)量

從累積產(chǎn)氣量曲線演化趨勢來看，氧化鈣粉末注入的累積產(chǎn)氣量的促進(jìn)作用十分明顯，并且伴隨著氧化鈣粉末注入量增大，促進(jìn)作用越顯著(圖 20)。這是由于氧化鈣注入量越大，熱量供給越充足，水合物分解驅(qū)動(dòng)力越大，分解行為更加劇烈。在氧化鈣注入量增量相同的情況下，對產(chǎn)氣量的促進(jìn)效應(yīng)大致相同。在注入量分別為5 t、10 t、15 t、20 t時(shí)對應(yīng)的累積產(chǎn)氣量(標(biāo)況)分別為160 470 m3， 269 515 m3， 381 321 m3， 501 171 m3。相對于單一壓裂方案，累積產(chǎn)氣量分別提升了98.6%、233.1%、372.0%、520.0%。

圖 20 不同氧化鈣注入量累積產(chǎn)氣量演化Fig. 20 Evolution of cumulative gas production in the cases of different CaO injection masscase 2-1. 未注入； case 3-1. 5 t； case 3-2. 10 t； case 3-3. 15 t； case 3-4. 20 t

與累積產(chǎn)氣量演化結(jié)果不同，隨著氧化鈣粉末注入量增加，累積產(chǎn)水量的變化并不顯著，該現(xiàn)象表明氧化鈣加入只提高了累積產(chǎn)氣量，卻沒有對累積產(chǎn)水量產(chǎn)生較大的影響(圖 21，圖 22)。這將大幅提高氣水比和產(chǎn)能效率，并且優(yōu)化產(chǎn)能表現(xiàn)。該現(xiàn)象產(chǎn)生的原因是氧化鈣注入只提供了充足的原位熱量，但對儲(chǔ)層有效滲透率的影響并不顯著，特別是對上下層與含水合物沉積物層之間的連通性沒有產(chǎn)生較大影響，所以累積產(chǎn)水量并沒有顯著變化。

圖 21 不同氧化鈣注入量累積產(chǎn)水量演化Fig. 21 Evolution of cumulative water production in the cases of different CaO injection masscase 2-1. 未注入； case 3-1. 5 t； case 3-2. 10 t； case 3-3. 15 t； case 3-4. 20 t

圖 22 不同氧化鈣注入量氣水比演化Fig. 22 Evolution of gas water ratio in the cases of different CaO injection masscase 2-1. 未注入； case 3-1. 5 t； case 3-2. 10 t； case 3-3. 15 t； case 3-4. 20 t

2.4.3 含水合物沉積物層滲透率

從不同含水合物沉積物層滲透率的累積產(chǎn)氣量曲線演化中可以得到隨著儲(chǔ)層固有滲透率升高，累積產(chǎn)氣量也會(huì)逐漸提高，但是隨著儲(chǔ)層固有滲透率提高，對累積產(chǎn)氣量的增量效應(yīng)開始逐漸減弱(圖 23)。出現(xiàn)該現(xiàn)象的原因可能是由于含水合物沉積物層的固有滲透率升高，儲(chǔ)層的導(dǎo)流及壓降傳導(dǎo)能力增強(qiáng)，但固定裂縫等效滲透率所帶來的增產(chǎn)效應(yīng)相對有所下降。

圖 23 不同含水合物沉積物層滲透率累積產(chǎn)氣量演化Fig. 23 Evolution of cumulative gas production in the cases of different permeability of HBLcase 4-1. 5 t/1 mD； case 4-2. 5 t/10 mD； case 4-3. 5 t/20 mD； case 4-4. 5 t/30 mD

從不同含水合物沉積物層滲透率的累積產(chǎn)水量曲線演化中可以得到隨著儲(chǔ)層固有滲透率升高，累積產(chǎn)水量也同時(shí)增加(圖 24)。與累積產(chǎn)氣量類似，累積產(chǎn)水量的增量效應(yīng)會(huì)隨著含水合物沉積物層的固有滲透率增加而減弱。

圖 24 不同含水合物沉積物層滲透率累積產(chǎn)水量演化Fig. 24 Evolution of cumulative water production in the cases of different permeability of HBLcase 4-1. 5 t/1 mD； case 4-2. 5 t/10 mD； case 4-3. 5 t/20 mD； case 4-4. 5 t/30 mD

由于累積產(chǎn)氣量以及產(chǎn)水量同時(shí)增加，所以隨著含水合物沉積物層固有滲透率增加，在相同造縫效果的前提下，氣水比峰值結(jié)果基本呈現(xiàn)出下降的趨勢。從單個(gè)算例的計(jì)算結(jié)果可以看出氣水比都符合先增后減的趨勢，但是在模擬后期，所有算例的氣水比基本趨同，差距較小，故該方法在開采初期熱量釋放補(bǔ)充階段的促進(jìn)效應(yīng)比較明顯，后期逐漸減弱(圖 25)?？傮w上來看，該方法針對不同滲透性能的天然氣水合物儲(chǔ)層都有一定的適用性。在相同壓裂效果的前提下，對低滲天然氣水合物儲(chǔ)層開采效率的提升更為明顯。

圖 25 不同含水合物沉積物層滲透率累積氣水比演化Fig. 25 Evolution of gas water ratio in the cases of different permeability of HBLcase 4-1. 5 t/1 mD； case 4-2. 5 t/10 mD； case 4-3. 5 t/20 mD； case 4-4. 5 t/30 mD

3 結(jié) 論

本文利用自主開發(fā)的新型天然氣水合物模擬器構(gòu)建了三維地質(zhì)模型，從三維角度理論上定量分析了天然氣水合物原位補(bǔ)熱降壓充填開采方法的可行性及有效性，并且針對開采方案中兩個(gè)關(guān)鍵步驟(即壓裂與氧化鈣注入)對應(yīng)的關(guān)鍵參數(shù)(裂縫等效滲透率和氧化鈣注入量)進(jìn)行了敏感性分析，通過分析上述數(shù)值模擬結(jié)果，基本可以得到如下結(jié)論：

(1)天然氣水合物原位補(bǔ)熱降壓充填開采方法可以有效提高產(chǎn)能表現(xiàn)，3年累積產(chǎn)氣量相較于常規(guī)水平井方案可以提高200%，相較于單純水力壓裂開采方案可提高100%。

(2)天然氣水合物原位補(bǔ)熱降壓充填開采方法相較于單一水力壓裂開采方案，在大幅提高產(chǎn)氣量的同時(shí)并不會(huì)顯著提高產(chǎn)水量，氣水比因此會(huì)大幅提升，產(chǎn)能效率將會(huì)顯著提高。

(3)天然氣水合物原位補(bǔ)熱降壓充填開采方法施工過程中壓裂技術(shù)的增產(chǎn)效果會(huì)隨著等效滲透率的提高而逐漸減弱。因此，預(yù)計(jì)在壓裂后期，壓裂工藝層面的優(yōu)化可能不會(huì)對產(chǎn)能有促進(jìn)作用。

(4)天然氣水合物原位補(bǔ)熱降壓充填開采方法施工過程中氧化鈣注入量越大，增產(chǎn)效應(yīng)就越明顯，并且增加注入量并不會(huì)導(dǎo)致產(chǎn)水量明顯增加，所以氣水比也會(huì)明顯上升，開采效率將會(huì)進(jìn)一步提高。

(5)天然氣水合物原位補(bǔ)熱降壓充填開采方法針對不同滲透性能的天然氣水合物儲(chǔ)層均具有一定的適用性，但是在相同的壓裂改造效果下，對低滲天然氣水合物儲(chǔ)層開采效率的促進(jìn)更加顯著。

本文的模擬過程中假設(shè)含水合物沉積物層壓裂工藝及氧化鈣注入可以實(shí)現(xiàn)，并且沒有考慮壓裂擴(kuò)展過程以及氧化鈣粉末注入的可行性。擬在接下來的工作中，更加具體地考慮壓裂工藝以及氧化鈣注入輸運(yùn)過程。本文所用版本自主開發(fā)水合物模擬器已共享(https：∥gitee.com/geomech/hydrate)。