金光榮，許天福，劉肖，辛欣，劉昌嶺

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天然氣水合物降壓熱激法模擬開采方案優(yōu)化研究

金光榮1，許天福1，劉肖1，辛欣1，劉昌嶺2, 3

(1. 吉林大學地下水資源與環(huán)境教育部重點實驗室，吉林長春，130021；2. 國土資源部天然氣水合物重點實驗室，山東青島，266071；3. 青島海洋地質研究所，山東青島，266071)

基于南海神狐SH2鉆孔水合物儲層地質特點和壓力溫度條件，運用數(shù)值模擬方法開展天然氣水合物的單一垂直井降壓熱激法聯(lián)合試開采的優(yōu)化研究。為減少氣體經上覆透水巖層泄露和過量的產水，生產井過濾器放置于生產井中部，熱量被平均分配到過濾器并以恒定功率注入而不是注入熱水。研究結果表明：頂?shù)装甯浇衔镉懈羲畠庾饔茫蟛糠值募淄闅獗皇`在水合物儲層中，但后期可成為甲烷泄露通道。對底孔壓力、熱激發(fā)強度、初始水合物飽和度、儲層滲透率4個參數(shù)的敏感性分析表明：底孔壓力降低，產氣速率相差不大，產水量增加；熱激發(fā)增強或高初始水合物飽和度下，產氣速率增大；本征滲透率影響流體運移和熱傳導，本征滲透率減小時，產氣速率先增大后減小。本文所采用數(shù)值模擬及參數(shù)敏感性分析方法，有助于設計和優(yōu)化天然氣水合物開采方案。

天然氣水合物；降壓開采；熱激法；數(shù)值模擬；神狐海域

天然氣水合物，是由水和氣體形成的固體結晶化合物[1]，深海和永久凍土帶等高壓低溫環(huán)境的地質體是適合水合物形成和賦存的場所，其賦存的水合物多為甲烷水合物[2]。天然氣水合物儲量超過所有常規(guī)的化石燃料的總和，被認為是未來的戰(zhàn)略能源[3?4]，美國、日本、韓國、中國等均已開展有關天然氣水合物開采潛力的研究[5?6]。通過改變水合物儲層的溫壓條件，天然氣水合物的開采主要有3種方法[1]：降壓，將儲層壓力降到水合物平衡壓力以下；熱激法或熱激發(fā)法，將儲層溫度提升到水合物平衡溫度以上；注入化學試劑，改變水合物穩(wěn)定存在的溫壓條件?；谒衔锸覂葘嶒灪鸵巴忏@孔資料，數(shù)值模擬是評價天然氣水合物開采潛力和優(yōu)化開采方案的一種重要手段[7?8]，可定量評價開采效果，分析參數(shù)的敏感性，為天然氣水合物的試開采提供技術支持。國際上已開發(fā)出TOUGH+HYDARATE，STOMP和MH-21等天然氣水合物模擬軟件[9?10]，可用于評價降壓、熱激法、抑制劑影響等條件下的水合物開采過程。國外學者已運用數(shù)值模擬手段對加拿大Mallik地區(qū)、美國阿拉斯加Elbert地區(qū)、墨西哥灣Tigershark地區(qū)和日本Nankai地區(qū)等水合物場地開展了開采潛力評價[9, 11?16]，并探討了水合物開采面臨的挑戰(zhàn)[5?6]。南海神狐海域是我國重要的天然氣水合物賦存區(qū)域，2007年廣州海洋地質調查局在南海神狐海域SH2，SH3和SH7鉆孔獲得了天然氣水合物樣品[17?18]。Li等[19?20]采用水平井蒸汽吞吐法評價了SH7鉆孔的開采潛力；Su等[21]評價了SH3鉆孔垂直井降壓條件下的開采潛力；胡立唐等[22]研究了SH2鉆孔上部注熱水下部降壓條件下的開采潛力，采用注熱水降壓開采的產氣量大于單一注熱水開采的產氣量，但沒有考慮鹽分對水合物分解的影響；Su 等[23?24]采用垂直井蒸汽吞吐法評價SH2鉆孔的開采潛力，注熱水并不能有效地使水合物熱激發(fā)分解。前人已取得了不少成果[25?26]，但還需進一步優(yōu)化水合物開采方案以及研究敏感性參數(shù)對產氣特征的影響。本文作者以南海神狐SH2鉆孔資料為基礎，利用TOUGH+HYDRATE采用降壓和熱激法聯(lián)合開采方法研究SH2站位的開采潛力，分析降壓熱激法聯(lián)合開采下的產氣特征，并研究敏感性參數(shù)對產氣速率的影響。

1 模型建立

1.1 研究區(qū)概化

神狐海域地處我國南海北部陸坡中段神狐暗沙東南海域附近，即西沙海槽與東沙群島之間海域，研究區(qū)為珠江口盆地珠二坳陷。神狐SH2站位海底面海拔?1 235 m。SH2鉆孔數(shù)據和實際樣品分析顯示，水合物賦存于海底面以下188~228 m之間，水合物儲層約40 m厚；水合物飽和度為1%~48%[18]，氣體中甲烷體積分數(shù)為96.10%~99.82%，含少量乙烷和丙烷。水合物儲層的孔隙度為0.38，滲透率為10×10?3μm2，水合物儲層底部的壓力和溫度分別為14.97 MPa和14.87℃[24]。水合物儲層的頂?shù)装鍨轱査耐杆畮r層，地溫梯度為45.0~67.7℃/km[17?18]。

為研究SH2站位水合物開采潛力，將其概化為如圖1所示的二維徑向概念模型。垂向上，水合物儲層(HBL) 厚40 m，其頂?shù)装甯鳛?88 m厚的透水巖層，模型頂板面為海底面；透水巖層允許頂?shù)装暹吔缣幇l(fā)生流體運移和熱量交換；徑向上，模型側向延伸10km，認為10 km處是未受擾動的靜水壓力邊界。水合物儲層和透水頂?shù)装鍨榫|各向同性介質，具有相同的孔隙度和滲透率等巖石物理屬性，但透水巖層是飽水的，不含甲烷水合物。為便于研究，HBL水合物飽和度取0.40，并認為其是100%的甲烷水合物，地溫梯度取47.0℃/km[24]。熱物理屬性、相對滲透率、毛細壓力等水文地質參數(shù)見表1。

圖1 神狐SH2站位降壓熱激法聯(lián)合開采示意圖

表1 模型所用水文地質參數(shù)

注：0為位于生產井位置處水合物儲層的初始壓力。

1.2 生產井設計

生產井位于模型中心，井半徑w=0.1m。為減少甲烷氣體從頂板泄露和頂?shù)装宓貙铀^量地涌入生產井，生產井過濾器放置到水合物儲層中部，即長20 m的過濾器離頂?shù)装甯?0 m。降壓開采是開采水合物的有效方法，但水合物分解吸熱的特性將使水合物儲層溫度降低，水合物分解可受到抑制，產生自保護效應；注熱水能彌補儲層的熱量損失，但局部壓力的增大卻可能導致次生水合物生成，甲烷氣產量降低。本文將采用降壓和熱激法聯(lián)合方式開采水合物，降壓是保持生產井的底孔壓力(低于原始地層壓力)恒定不變；熱激法是通過井下電磁加熱、微波加熱等方式將熱以某一功率均勻地分配到生產井過濾器，而不是注入熱水。由于生產井降壓和熱量傳遞到儲層內，水合物將發(fā)生分解，甲烷氣體流向生產井產出。因采用加熱而非注熱水方式，故只要保持適合的底孔壓力，儲層中就不會有次生水合物的生成。本文所選擇降壓0.10，底孔壓力約為13.38 MPa(0為未開采前過濾器底部的原始地層壓力，為14.86 MPa)，注熱功率104W (約500 W/m)來研究該降壓熱激法聯(lián)合開采方法下水合物變化的空間分布特征及其產氣特征。

1.3 模擬工具與模型剖分

TOUGH+HYDRATE考慮了四相(水、氣、冰和水合物)四組分(水合物、甲烷、水及鹽等水溶性抑制劑)的水合物生成和分解過程，能模擬復雜地質介質中甲烷水合物的非等溫水合反應、相態(tài)變化、流體運移和熱量傳遞等過程，可用于降壓、熱激法、抑制劑注入及其聯(lián)合方法的水合物開采數(shù)值模擬[7, 10?11, 13, 20]。本文采用該軟件對SH2站位進行降壓熱激法聯(lián)合開采研究。

該圓柱形區(qū)域采用R-Z二維徑向網格剖分，徑向上共剖分90個網格，第1個網格長度為0.1 m，其他網格間距以對數(shù)增長，最大徑向距離延伸至10 km；垂向上，水合物儲層每1 m剖分1層，剖40層，頂?shù)装甯髌史?5層，靠近水合物儲層的網格剖分較密(1 m)，遠離水合物儲層的網格稀疏(50 m)。整個模型共剖分90×70即6 300一個網格，共產生25 200個方程。

1.4 初始和邊界條件

地層的初始溫度場由HBL底部的溫度14.87℃依地溫梯度推算得到，初始壓力場由HBL底部壓力14.97 MPa按靜水壓力法求得，開采前的整個壓力場在垂向上服從靜水壓力平衡。HBL的初始水合物飽和度和水相飽和度分別為0.40和0.60；透水邊界被地層水飽和，無水合物存在，水相飽和度為1.0，其他水文地質參數(shù)見表1。

頂?shù)装鍨橥杆畮r層，模型頂?shù)撞咳榭砂l(fā)生流體運移和熱量交換的定壓定溫邊界，其溫度和壓力取未開采前的溫度和壓力；因降壓可能影響到側向邊界，假設徑向10 km為定溫定壓邊界。

2 水合物空間分布演化及產氣特征

2.1 空間分布演化特征

由于水合物分解吸熱和熱量補償效率不高，抑制了水合物分解，水合物分解區(qū)很難深入HBL，形成較窄范圍(為2.9~3.5 m)的水合物分解區(qū)(圖2(a))，水合物飽和度梯度變化很大。

時間：(a) 100 d；(b) 1 a；(c) 3 a；(d) 5 a

其他區(qū)域(＞3.5 m)的水合物飽和度接近初始時刻水平，水合物未發(fā)生分解(水合物未分解區(qū))。在靠近頂?shù)装甯浇?，壓力降低、與頂?shù)装彘g的熱交換及流向儲層的地層水攜帶熱量使該處水合物分解，水合物飽和度降低；而過濾器附近，越靠近井，水合物飽和度越低。故水合物的開采使得其在空間上形成了近井的完全分解區(qū)、遠井的未分解區(qū)和其間的分解區(qū)3個區(qū)域。隨著開采的進行，水合物分解區(qū)逐漸遠離生產井，向HBL內移動；5 a時，約10 m內的水合物完全分解。圖2顯示5 a內并沒有次生水合物的生成，這與用注入熱水的蒸汽吞吐法開采時有次生水合物生成的現(xiàn)象不同[24]，可在一定程度上增加生產井產氣量。

圖3所示為5 a時，壓力、溫度、氣體飽和度及鹽度的空間分布。由圖3可見：地層壓力降低范圍比溫度升高范圍大，這歸因于壓力和溫度間傳導速度的差異，即生產井降壓迅速使地層水壓力下降，壓力差驅動水向生產井運移；而水合物儲層本身低滲透性，熱對流和熱傳導速度慢，溫度的影響范圍僅是生產井周圍數(shù)米的范圍(圖3(b))。圖3(c)顯示，水合物分解區(qū)周圍的未分解水合物以固態(tài)存在，故有效滲透率較低，氣體被束縛在了生產井過濾器附近。水合物分解產水稀釋地層水，鹽度(鹽分的質量分數(shù))降低(圖3(d))；靠近頂?shù)装甯浇乃衔锓纸?圖2(d))，鹽度也降低，形成了向生產井遞減的鹽度分布區(qū)域。

(a) 壓力；(b) 溫度；(c) 氣體飽和度；(d) 鹽分質量分數(shù)

圖2顯示：水合物分解區(qū)在垂向上離生產井過濾器的距離比水平方向的小，即水平方向的水合物分解較垂直方向的多。因來自透水頂?shù)装宓牡貙铀咳胨衔飪?，垂向上的流體運移較為強烈，削弱了垂向上的傳熱作用，在垂向上的近井一側水合物分解較少(圖3(b))，這時頂?shù)装甯浇衔锓纸庀牡臒崃坑缮a井熱激發(fā)(近井端)和涌入的地層水攜帶的熱量(遠井端)補償。這也證實將過濾器放置于生產井中部有一定優(yōu)勢，一方面，頂?shù)装甯浇纸廨^少的水合物區(qū)具有較低的有效滲透率，阻隔頂?shù)装宓貙铀挠咳?，在一定程度上減少了生產井產水量；另一方面，它能把甲烷氣束縛在生產井過濾器附近，防止甲烷氣逃逸。值得指出的是：隨開采的進行，頂?shù)装甯浇乃衔镏饾u分解，束縛作用減弱直至消失；此時有效滲透率增大，水力聯(lián)系增強，頂板可成為甲烷泄露的通道。

2.2 產氣特征

本文選擇以下3個參數(shù)作生產井產氣特征分析，生產井產氣速率P(標準狀態(tài)下的體積速率)、產水速率W(質量速率)、產氣產水比GW=P/W[13](P為甲烷的累積體積產氣量，W為累積的體積產水量)。圖4(a)顯示：在生產開始時，井附近的水合物在降壓和熱激發(fā)下迅速分解，大量甲烷氣涌入生產井產出，產氣速率迅速升高，約為228 m3/d；水合物分解消耗的熱量得不到及時補償，產氣速率又迅速降低到100 m3/d左右。降壓下，地層壓力很快到達了似穩(wěn)定狀態(tài)，前期的水合物分解吸收大量熱量，水合物的分解過程逐漸由熱量補償能力控制，生產井產氣速率波動式地下降。

水合物分解受降壓和熱量補償2個機制的相互作用控制。水合物分解產氣使局部壓力增大，吸收熱量使局部溫度降低，水合物分解將創(chuàng)造相對高壓低溫的環(huán)境，水合物分解受到抑制，可稱為降壓機制；這個局部高壓可使流體向生產井運移，局部壓力降低，且隨著來自周圍環(huán)境和井的熱量補給，溫度逐漸回升，可形成相對低壓高溫的環(huán)境，促進水合物分解，產氣速率增加，可稱為熱量補償機制。壓力傳導快，影響流體運移過程，可迅速在整個空間上建立動態(tài)的壓力平衡；而熱量傳導慢，水合物分解消耗的熱量只能靠水合物儲層本身傳熱、非透水頂?shù)装鍌鳠帷碜酝杆數(shù)装逅鲾y帶熱量或生產井處熱激發(fā)的熱量補償，需要較長時間建立空間上的動態(tài)熱平衡。這2個機制均改變局部壓力和溫度，并伴隨著流體運移和熱量傳遞，力圖使局部壓力和溫度到達新的平衡狀態(tài)。在開采開始時，降壓作為主要機制控制水合物分解，產氣速率較高；但井附近的水合物分解吸收熱量，抑制了水合物分解，產氣速率下降；因熱量補償機制的作用，產氣速率逐漸回升，將達到下一個峰值；但由于水合物分解區(qū)逐漸遠離生產井，熱不能傳導到較遠距離，產氣速率很難達到或超過上個峰值水平，故產氣速率整體上是降低的。這可以由2個峰值間產氣速率的差異和產氣速率達到峰值所用時間驗證(圖4(a))。

(a) QP；(b) Qw和RGW

圖4(b)顯示：產水速率是隨產氣速率的降低而“波動式”增加的，與產氣速率相似。5 a時，最大產水速率為3 000 kg/d，約為初始產水速率500 kg/d的3.75倍。初始時刻的氣水比高達115，隨水合物分解區(qū)向HBL內移動，水合物分解受熱量補償限制的現(xiàn)象越來越明顯，產氣量變少，產氣產水比降低；5 a時的GW在30以下，增加了水氣分離難度，經濟效益不高。5 a時，產氣速率基本穩(wěn)定在50~60 m3/d之間，遠達不到商業(yè)開采的要求。

3 敏感性分析

基于以上對水合物產氣特征的分析，本文選擇生產井底孔壓力W、注熱速率h、初始水合物飽和度H0和儲層本征滲透率這4個影響水合物開采的參數(shù)進行敏感性分析。底孔壓力W是影響儲層水合物穩(wěn)定存在的重要因素；注熱速率h表征熱激發(fā)強度；初始水合物飽和度H0表征儲層水合物含量和初始有效滲透率大?。欢鴥颖菊鳚B透率是影響流體運移的關鍵參數(shù)。

3.1 底孔壓力w

圖5(a)所示為相同h=104W下，考慮不同底孔壓力W時的產氣特征(W越低，代表降壓幅度越大；W=1.00表示生產井底孔壓力保持原始底層壓力不變)。對于不同W而言，產氣速率變化復雜，僅有小幅度增加而已，在前期差異較大，但不明顯。這是因為：在開采前期，水合物分解由降壓機制主導，產氣速率差異較大；但降壓機制迅速建立了空間上的動態(tài)壓力平衡，水合物分解逐漸受熱量補償機制控制，后期產氣速率差異相對較小。由此可見：降壓作為一種經濟而有效地開采水合物的方法，其應用在開采前期有明顯的優(yōu)勢，而后期的產氣速率卻受熱量補償機制限制。

(a) QP; (b) QW和RGW

圖5(b)顯示：對于保持原始地層壓力不變(W=1.00)的開采方式，水合物分解主要受熱量補償機制控制，生產井產氣和產水由水合物受熱分解創(chuàng)造的局部壓力差驅動，該壓力差相對較小，故生產井產水量較少，產氣產水比很高；而在其他降壓幅度下，水合物分解經一段時間后均受熱量補償機制控制，產氣量與W=1.00的相當(圖5(a))，但較大的壓力差驅動地層水向生產井運移，生產井產水量增加，產氣產水比降低。非注水式的熱激發(fā)能極大地提高產氣產水比，但限于熱傳導緩慢，其應用受到一定的限制，增加儲層中熱對流形式熱量交換也許是增強熱量補償能力的方法。

3.2 注熱速率h

圖6所示為相同W=0.90下，考慮不同注熱速率h時的產氣特征。從圖6可見：產氣速率隨注熱速率的增大而增大；不注熱僅降壓時，產氣速率很低，小于10 m3/d，給以一定強度的熱激發(fā)，生產井產氣增加明顯。這說明：因水合物分解需吸收大量熱量，若僅以降壓方式開采，熱量由水合物儲層本身和非透水頂?shù)装鍌鳠嶙饔醚a償(其產水量與W=1.00，h=104W時相當，水合物分解區(qū)未突破頂?shù)装?，來自透水頂?shù)装逅鲾y帶熱量補償很少)；而水合物分解降低儲層溫度，熱量補償能力降低，水合物分解受到抑制，生產井產氣量較低。若給以一定強度的熱激發(fā)，則采用降壓熱激法聯(lián)合方式，生產井熱激發(fā)能提供額外的熱量補償，彌補儲層溫度降低后熱量補償能力降低的問題，促使水合物分解，生產井產氣量增加。

(a)P；(b)W和GW1—P，h=0 W；2—P，h=1×104W；3—P，h=2×104W；4—W，h=0 W；5—W，h=1×104W；6—W，h=2×104W；7—GW，h=0 W；8—GW，h=1×104W；9—GW，h=2×104W

圖6 不同注熱速率下生產井產氣速率、產水速率和產氣產水比隨時間變化

Fig. 6 Evolution of CH4volumetric rate produced at well (P), mass rate of water (W) and corresponding gas to water ratio (GW) produced at well under different heat injection rate

僅降壓開采時，產水量較低和產氣產水比均較低(圖6(b))。生產井處的熱激發(fā)促使水合物分解，產水量均增加，但具有均較高的氣水比；隨水合物分解區(qū)向HBL內移動，熱量補償能力降低，氣水比逐漸降低；若以水平井方式開采，增加生產井與水合物儲層的熱交換面積，增強熱量補償能力，能夠增加生產井產 氣量。

3.3 初始水合物飽和度H0

初始水合物飽和度H0越高，產氣速率越高(圖7(a))。因水合物以固態(tài)形式存在，水合物飽和度越高，儲層有效滲透率eff越低。在水合物完全分解區(qū)，其有效滲透率等于儲層本征滲透率；水合物未分解區(qū)，有效滲透率最低；水合物分解區(qū)的有效滲透率介于和未分解區(qū)的有效滲透率之間；儲層有效滲透率在空間上的分布為一個由未分解區(qū)向井逐漸增加的區(qū)域。因H0越高，未分解區(qū)的有效滲透率越低，來自頂?shù)装宓牡貙铀茈y運移到達分解區(qū)，流體運移對生產井熱激發(fā)的影響較小，生產井熱量補償作用明顯，產氣速率較高；同時，降低了生產井產水量(圖7(b))。另外，水合物分解后，水合物分解區(qū)壓力增大，水和甲烷氣有向未分解區(qū)和完全分解區(qū)運移的趨勢；但因未分解區(qū)有效滲透率較低，水和氣主要向生產井運移產出；當H0較高時，分解區(qū)與未分解區(qū)間有效滲透率的差異更大，則有更多的氣進入生產井中，這均對生產井產氣有促進作用。

(a) QP；(b) QW和RGW

從圖7(b)可以看出：生產井產水剛好與產氣相反，隨H0增加而降低。在含透水頂?shù)装宓膬又?，低H0下儲層有效滲透率高，生產井產水大部分來自頂?shù)装宓貙铀?，產氣產水比低。因此，應盡量選擇初始水合物飽和度較高的儲層開采水合物。

3.4 儲層本征滲透率

隨儲層本征滲透率的減小，產氣速率是先增加后降低的，對水合物分解的影響不是單調的(圖8(a))。這是因為：水合物的分解受溫壓條件的控制，在開采過程中，當變小時，對距井某一位置處來說，壓力相對較高，水合物更趨于穩(wěn)定，水合物的分解受到一定的抑制；而因生產井處有熱激發(fā)源的存在，儲層的熱量損失能夠得到補償，有利于水合物的分解，但流體運移可影響熱量的傳導過程；影響下的壓力降低與熱激發(fā)作用的相對強弱成為了問題的關鍵。

(a) QP；(b) QW和RGW 1—QP，k=10×10?3 μm；2—QP，k=1×10?3 μm；3—QP，k=0.1×10?3 μm；4—QW，k=10×10?3 μm；5—QW，k=1×10?3 μm；6—QW，k=0.1×10?3 μm；7—RGW，k=10×10?3 μm；8—RGW，k=1×10?3 μm；9—RGW，k=0.1×10?3 μm

所以，在低滲透率(如10×10?3μm2)時，距井某一位置的流體壓力較低，流體運移快，熱激發(fā)作用時間較短，限制生產井熱量傳導，水合物分解消耗的熱量不能及時得到補給，水合物分解受到抑制；在較低滲透率(如1×10?3μm2)時，距井同一位置的流體壓力比10×10?3μm2時高，流體運移相對較慢，熱激發(fā)作用時間較長，對生產井熱量傳導有益，水合物分解消耗的熱能及時得到補給，水合物保持較高的分解速度，甲烷氣克服了較低的滲透率運移到達生產井，產氣速率可與10×10?3μm2時相當；在更低滲透率(如0.1×10?3μm2)時，流體壓力比前兩者高，水合物降壓分解機制作用較弱，熱激發(fā)的作用主導水合物的分解，卻因流體運移太慢，分解的甲烷氣很難由生產井產出，生產井產氣速率較低。

本征滲透率越低時，水合物未分解區(qū)的有效滲透率越低，它相當于一個弱透水層，阻擋頂?shù)装鍋硭视咳肷a井的地層水量少，產水量也低(圖8(b))，該流體運移對生產井熱激發(fā)作用在垂向上的傳導影響較小，頂?shù)装甯浇衔锓纸庵饕可a井熱激發(fā)控制，一旦頂?shù)装甯浇衔锓纸?，這時大量地層水涌入生產井，影響水合物開采。

4 結論

1) 單一垂直非完整井降壓和熱激法聯(lián)合法開采含透水頂?shù)装宓乃衔锊貢r，水合物分解受熱量補償能力限制，產氣速率不高，呈波動式下降，達不到商業(yè)開采要求。頂?shù)装甯浇乃衔镉凶杷畠庾饔?，大部分甲烷氣被束縛在儲層中；但隨它在流體攜帶熱量和熱激發(fā)作用下分解，透水頂?shù)装蹇赡艹蔀榧淄闅馓右萃ǖ馈?/p>

2) 降壓開采含透水頂?shù)装逅衔锊貢r，底孔壓力降低，生產井產氣速率相差不大，產水量增加；后期的產氣速率受熱量補償能力限制。

3) 熱激發(fā)增強，生產井產氣速率明顯增大；隨水合物分解區(qū)向水合物儲層內移動，產氣速率差異減小。

4) 高初始水合物飽和度時，頂?shù)装甯浇捶纸鈪^(qū)的有效滲透率低，透水頂?shù)装宓牧黧w運移對生產井熱激發(fā)影響小，產氣速率較高；同時產水量也降低，產氣產水比提高。

5) 儲層本征滲透率影響流體運移和熱激發(fā)作用，本征滲透率減小，生產井產氣速率先增大后減??；低本征滲透率下，有效滲透率低，產水量低，產氣產水較高。

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(編輯 楊幼平)

Optimization of gas production from hydrate deposit using joint depressurization and thermal stimulation

JIN Guangrong1, XU Tianfu1, LIU Xiao1, XIN Xin1, LIU Changling2, 3

(1. Key Laboratory of Groundwater Resources and Environment, Ministry of Education, Jilin University, Changchun 130021, China; 2. Key Laboratory of Gas Hydrate, Ministry of Land and Resources, Qingdao 266071, China; 3. Qingdao Institute of Marine Geology, Qingdao 266071, China)

Based on the characteristics and geological conditions of the hydrate deposit observed in Shenhu SH2 drilling site, a numerical optimization study on the gas production was conducted by means of the combined utilization of depressurization and thermal stimulation through a vertical well. To minimize gas losses through the permeable strata overlaid the hydrate deposit and excessive water production from the permeable strata, the screen interval of well was confined to the middle section of the well. Heat was evenly applied to the screen interval at a constant rate of heat flow rather than hot water injection. Numerical simulations show that hydrate zone near the permeable strata is waterproof and trap methane gas at early stage, most of methane gas released from hydrate reservoir remains captured, but it may become the leakage path for methane gas at late stage.Sensitive analyses on the parameters, i.e., bottom-hole pressure, thermal stimulation intensity, initial hydrate saturation, and reservoir permeability indicate that with a lower bottom-hole pressure, there is little change in gas production rate, but larger water production. The stronger thermal intensity or the higher initial hydrate saturation result in higher gas production rate. When the permeability of hydrate deposit decreases, the gas production rate increases first and then decreases. This is caused by the combined action of fluid transport and heat conduction. The numerical method presented may be useful for future design and optimization of methane gas production from a hydrate deposit.

gas hydrate; depressurization; thermal stimulation; numerical simulation; Shenhu area

10.11817/j.issn.1672-7207.2015.04.047

P744

A

1672?7207(2015)04?1534?10

2014?04?25；

2014?06?08

國家自然科學基金資助項目(41202166)；吉林大學研究生創(chuàng)新基金資助項目(2014104)(Project (41202166) supported by the National Natural Science Foundation of China; Project (2014104) supported by Graduate Innovation Fund of Jilin University)

辛欣，博士，講師，從事天然氣水合物多相流體數(shù)值模擬研究；E-mail：xxxx@jlu.edu.cn