袁益龍 許天福 辛 欣 夏盈莉 李 冰

*(吉林大學(xué)地下水資源與環(huán)境教育部重點實驗室,長春 130021)

?(吉林大學(xué)新能源與環(huán)境學(xué)院,長春 130021)

**(吉林大學(xué)建設(shè)工程學(xué)院,長春 130026)

引言

海洋天然氣水合物(簡稱水合物)通常形成于深水淺覆蓋層的松散沉積物中,其成巖性差、抗剪強(qiáng)度低.水合物以固體形態(tài)賦存于這些沉積層的孔隙中起到了有效的膠結(jié)作用,改變了地層的結(jié)構(gòu)特性[1-2].降壓開采水合物使其分解導(dǎo)致地層強(qiáng)度和承載能力大幅度降低,進(jìn)而弓起生產(chǎn)井周圍地層變形,甚至弓發(fā)井壁失穩(wěn)、海底滑坡、海底面沉降等地質(zhì)災(zāi)害[3-4].由此可見,水合物降壓開采涉及到松散沉積層系統(tǒng)中熱對流傳導(dǎo)(T)、水動力(H)、力學(xué)(M)過程以及三者之間的相互耦合作用.然而,以往有關(guān)水合物開采的研究主要集中于產(chǎn)能評價,往往忽略對水合物地層和井壁穩(wěn)定性的評估[5-8].

目前國內(nèi)外有關(guān)水合物開采地層井壁穩(wěn)定的模型研究尚處于起步階段,能夠同時考慮水合物開采THM 耦合過程的數(shù)值計算軟件不多.Rutqvist 等[3]通過耦合TOUGH+Hydrate 和力學(xué)分析軟件FLAC3D形成水合物開采THM 耦合軟件,并成功應(yīng)用到凍土區(qū)[3]和海洋[2]水合物開采地層力學(xué)穩(wěn)定性分析.Kimoto 等[9]基于化學(xué)-熱力學(xué)-巖土力學(xué)耦合分析,建立了預(yù)測甲烷水合物分解弓發(fā)的地層沉降模型.Lin等[10]基于印度國家水合物項目第二航次(NGHP-02)16 站位的儲層資料,分析了砂泥互層結(jié)構(gòu)水合物儲層降壓開采的地層力學(xué)穩(wěn)定性.Qiu 等[11]通過MH21-HYDRES 和3D FE 地質(zhì)力學(xué)模擬器分析了日本南開海槽水合物藏降壓開采過程中井筒完整性及海底面沉降.Jin 等[12]分析了水平井降壓開采中國南海神狐海域水合物藏時儲層的力學(xué)響應(yīng),結(jié)果表明開采初期沉降量占總沉降量的一半以上.李令東等[13-14]綜合考慮熱傳導(dǎo)、對流、水合物分解、地層力學(xué)性質(zhì)變化等過程及其相互耦合作用,建立了溫度影響天然氣水合物地層井壁穩(wěn)定的數(shù)學(xué)模型,通過有限元求解,分析了鉆井液溫度對地層水合物分解、地層力學(xué)性質(zhì)變化及井壁穩(wěn)定的影響規(guī)律.程家望等[15]基于多孔介質(zhì)流體動力學(xué)和彈性力學(xué)理論,建立了天然氣水合物降壓開采儲層穩(wěn)定性數(shù)學(xué)模型,力學(xué)分析包括儲層沉降和井壁穩(wěn)定性兩個方面,但該模型忽略了溫度對水合物分解過程的影響.孫嘉鑫等[16-17]同樣搭建了TOUGH+Hydrate 和FLAC3D耦合接口程序,并對鉆采條件下南海水合物井壁及儲層響應(yīng)特性進(jìn)行模擬分析,較全面地評價了水合物鉆進(jìn)及降壓開采過程中井壁穩(wěn)定、地層沉降和開采潛能等情況,并進(jìn)行了敏感性分析.

從整體上看,已有的數(shù)值軟件多以搭接不同模擬器來研究水合物開采過程中的多場耦合問題,這導(dǎo)致了較低的計算效率.此外,大多數(shù)值模型并未全面考慮溫度和水合物分解對地層力學(xué)性質(zhì)的影響.因此,本文結(jié)合TOUGH+Hydrate 已有的傳熱-流動(TH)數(shù)學(xué)模型,基于擴(kuò)展后的Biot 力學(xué)固結(jié)理論,建立能夠刻畫含水合物沉積層特征的傳熱-流動-力學(xué)(THM)耦合數(shù)學(xué)模型,開發(fā)了有限元程序?qū)ζ溥M(jìn)行數(shù)值求解.以南海神狐海域SH2 站位水合物藏條件為例,進(jìn)行水合物藏降壓開采的模擬計算,預(yù)測水合物開采過程中儲層溫度場、壓力場、應(yīng)力場的演化,分析了地層沉降和井壁穩(wěn)定性問題.

1 傳熱-流動-力學(xué)耦合數(shù)學(xué)模型

傳熱-流動-力學(xué)耦合模型的建立存在如下假設(shè):多相流動過程滿足達(dá)西定律;相對于對流傳輸,溶解氣體和抑制劑等在運移過程中的機(jī)械彌散作用可以忽略不計;對于應(yīng)力場求解,假定巖土體飽和、骨架線彈性、變形微小;降壓開采過程中不考慮地層出砂.

1.1 滲流連續(xù)性方程

含水合物地層孔隙中通常包含水、氣和水合物三相,水合物分解后變成甲烷氣體和水,通常只考慮氣體和水為可流動相.根據(jù)連續(xù)性方程和達(dá)西定律,可得到氣、水兩相耦合的滲流方程為

水合物分解/形成過程中固相水合物質(zhì)量守恒方程為

水合物分解/形成過程保持質(zhì)量守恒,因此水合物分解速率和甲烷氣體生成速率滿足如下關(guān)系

式(1)～式(3)中,φ 為儲層孔隙度;ρβ為相密度,kg/m3;Sβ為相飽和度;krβ為相對滲透率;μβ為相黏滯度,Pa·s;k為儲層廣義達(dá)西滲透率矩陣,m2;Pβ為流體壓力,Pa;g為重力加速度,m/s2;mβ為單位體積儲層內(nèi)水合物分解產(chǎn)氣/產(chǎn)水速率,kg/(m3·s);qβ為氣/水源匯項,kg/(m3·s);Mw和Mg分別為水和甲烷氣的摩爾質(zhì)量;Nh為水分子數(shù),甲烷水合物通常取為6.0;β=w,g,h 分別指水相、氣相和水合物相.

1.2 能量守恒方程

水合物分解是一個吸熱反應(yīng),因此熱傳遞過程是影響水合物開采過程的重要因素.綜合考慮熱傳導(dǎo)、對流、水合物分解和外界熱量補(bǔ)給等因素,忽略動能和輻射傳熱,得到含水合物地層能量守恒方程如下

式中,ρr為巖石顆粒密度,kg/m3;Cr為比熱容,J/(kg·K);T為地層溫度,°C;Uβ為相內(nèi)能,J/kg;Kθ為地層有效熱傳導(dǎo)系數(shù),W/(m·K);Qθ為能量源匯項,W/m3;Qh為水合物分解熱,W/m3;uβ為相流速,m/s;hβ為相熱焓,J/kg.

1.3 應(yīng)力場方程

1.3.1 平衡方程

忽略動量的變化量,平衡方程用有效應(yīng)力可表示為

式中,σi j為地層骨架應(yīng)力,Pa;Pi為地層孔隙流體壓力,Pa;α 為Biot 系數(shù),通常取值1.0;Fi為體力載荷,Pa;δi j為Kronecker 函數(shù).

1.3.2 幾何方程

幾何方程定義了位移量與應(yīng)變之間的關(guān)系,其張量形式為

式中,εi j為應(yīng)變張量,u為位移.

1.3.3 本構(gòu)方程

由于固相水合物是含水合物地層的有效膠結(jié)成分,其分解/形成會明顯改變地層的力學(xué)性質(zhì).為了考慮不斷演化的含水合物地層力學(xué)性質(zhì),采用彈塑性本構(gòu)方程刻畫應(yīng)力與應(yīng)變之間的內(nèi)在聯(lián)系,其增量形式如下

式中,dεi j為有效應(yīng)力增量,Di jkl為含水合物地層的彈塑性矩陣,dεkl為應(yīng)變增量矩陣.

1.4 水合物地層相關(guān)輔助方程

1.4.1 水合物分解動力學(xué)模型

在動力學(xué)平衡控制條件下,采用Kim 等[18]水合物分解動力學(xué)模型

式中,K0為水合物分解速率常數(shù),kg/(m2·Pa·s);ΔEa為水合物反應(yīng)活化能,J/mol;R為氣體常數(shù),8.314 J/(mol·K);FA為反應(yīng)面積擬合參數(shù);A為反應(yīng)比表面積,m2;feq為當(dāng)前溫度下的平衡逃逸度,Pa;fg為當(dāng)前溫度下的氣相逃逸度,Pa.

1.4.2 含水合物地層滲透率演化模型

水合物分解/形成過程將明顯改變多孔介質(zhì)的滲流通道,從而影響地層的滲透性能.本次研究采用毛管束模型刻畫固相水合物演化弓起的地層滲透率變化

式中,k0為Sh=0 時的地層滲透率,m2;φ0為參考狀態(tài)地層孔隙度;φc為殘余孔隙度;n為地層滲透率衰減指數(shù).

1.4.3 含水合物地層力學(xué)特性演化模型

大量三軸試驗表明,含水合物地層的力學(xué)強(qiáng)度參數(shù),如彈性模量、體積模量、剪切模量和內(nèi)聚力等明顯受到水合物飽和度的影響,但是對地層泊松比和內(nèi)摩擦角的影響較小.基于Rutqvist 等[2-3]的研究結(jié)果,將含水合物地層的力學(xué)強(qiáng)度參數(shù)與水合物飽和度表達(dá)為如下線性關(guān)系

式(10)～式(11)中,E和C分別為含水合物沉積層的彈性模量和內(nèi)聚力,Pa;Sh為水合物飽和度;E0和C0分別為Sh=0 時地層的彈性模量和內(nèi)聚力,Pa;Eh和Ch分別為水合物擾動彈性模量和擾動內(nèi)聚力,Pa.

1.5 地層井壁穩(wěn)定性評價準(zhǔn)則

井壁坍塌失穩(wěn)大多是由于井筒周圍地層發(fā)生剪切破壞弓起,通過地層應(yīng)力分析結(jié)合適當(dāng)?shù)募羟衅茐臏?zhǔn)則可對地層和井壁的穩(wěn)定性進(jìn)行預(yù)測.剪切破壞一般采用Mohr-Coulomb(MC)準(zhǔn)則進(jìn)行預(yù)測

式中,τ 為地層內(nèi)某一平面上的剪應(yīng)力,由應(yīng)力分析求得,Pa;τc為地層臨界破壞剪應(yīng)力,Pa;σn為地層破壞面上的有效正應(yīng)力,Pa;φ 為地層內(nèi)摩擦角.

1.6 水合物開采傳熱-流動-力學(xué)過程耦合方法

綜合以上滲流連續(xù)性方程、能量守恒方程、應(yīng)力場方程、水合物地層相關(guān)輔助方程、模型初始條件和邊界條件,便構(gòu)成了完整的降壓開采水合物藏THM 耦合分析模型.傳熱-流動-力學(xué)耦合過程具體分為兩步:(1)根據(jù)TOUGH+Hydrate 計算的地層孔隙壓力、溫度和水合物飽和度作為已知條件代入到力學(xué)模型,確定含水合物地層力學(xué)性質(zhì)后計算巖體骨架有效應(yīng)力、應(yīng)變和位移;(2)完成巖土力學(xué)計算后,根據(jù)地層有效應(yīng)力更新地層孔隙度和滲透率,并反饋到下一個時間步長的傳熱和流動計算(圖1).

圖1 水合物藏開采傳熱-流動-力學(xué)過程耦合方法Fig.1 Methodology of coupling thermo-hydro-mechanical processes for hydrate-bearing sediments

2 模型建立

2.1 地質(zhì)條件

2007 年中國地質(zhì)調(diào)查局執(zhí)行GMGS1 水合物鉆探航次,分別在神狐海域SH2、SH3 和SH7 三個鉆孔中取得水合物實物樣品(圖2)[19-20].本次研究以SH2 站位地質(zhì)條件為基礎(chǔ),分析降壓開采水合物藏地層井壁穩(wěn)定性.SH2 站位海底面水深約1235 m,水合物賦存于海底面以下185 m,含水合物層厚約40 m.含水合物地層孔隙度在0.3～0.48 之間變化,水合物飽和度為25%～48%,滲透率為10 mD(1 mD=1.0×10-15m2)左右,地層地溫梯度為(45.0～67.7)°C/km.水合物儲層的上下伏地層巖性與水合物儲層一致,均為弱透水性的泥質(zhì)粉砂,因此研究區(qū)水合物儲層為典型的2類水合物藏[21].

圖2 南海神狐海域GMGS1 天然氣水合物鉆探航次鉆孔分布圖Fig.2 Location of drilling sites for the GMGS1 in Shenhu area of the South China Sea

2.2 水合物開采概念模型

根據(jù)SH2 站位資料,將其概化為水平延伸地層,建立如圖3 所示的平面應(yīng)變模型,模型尺寸為200 m×255 m (x,z).垂直方向:水合物儲層厚40 m,水合物儲層之上為185 m 厚的透水頂板,其下為30 m厚的下伏地層,模型頂面即為海底面;水平方向模型側(cè)向延伸200 m.生產(chǎn)井位于x=0 m 位置處,半徑r=0.1 m.模型頂面為海底面,設(shè)定為定溫定壓邊界;由于鉆探結(jié)果表明水合物儲層下伏地層未存在隔水泥巖層,因此模型底面同樣設(shè)定為透水邊界;模型側(cè)邊界設(shè)定為零流量邊界.對于力學(xué)邊界,將模型的側(cè)面沿法線方向上的位移設(shè)為零,即固定位移邊界;模型底面z=255 m 的截面,保持z方向上的位移為零;模型最頂面z=0 m 的截面為海底面,模型中設(shè)定為自由位移邊界,即降壓開采過程中海底面可以發(fā)生自由移動;井壁在模型中設(shè)定為剛形體,井壁和地層之間為剛性接觸,即井壁在模型計算過程中只能承受應(yīng)力,但不發(fā)生變形.

圖3 神狐海域SH2 站位水合物降壓開采傳熱-流動-力學(xué)耦合概念模型Fig.3 Conceptual model for coupling thermal-hydro-mechanical processes of gas production by depressurization from Shenhu SH2 hydrate reservoir

已有的數(shù)值模擬研究表明水合物開采過程中的關(guān)鍵過程主要發(fā)生在生產(chǎn)井附近10～20 m 范圍內(nèi).為了準(zhǔn)確刻畫水合物的分解演化過程,獲取近井地層水合物分解的重要現(xiàn)象,模型對生產(chǎn)井附近的數(shù)值網(wǎng)格進(jìn)行加密處理(見圖3).水平方向剖分20 個0.5 m,10個1.0 m,15 個2.0 m 和30 個5.0 m 子網(wǎng)格,共計剖分75 列;垂直方向水合物儲層內(nèi)網(wǎng)格精度均為1.0 m,邊界地層網(wǎng)格精度為2.0 m,共計剖分148 層.因此,整個儲層模型被離散為75×148=11 100 個計算網(wǎng)格.

2.3 模型參數(shù)

模型所采用的地層物性參數(shù)主要依據(jù)現(xiàn)場測試數(shù)據(jù),詳見表1.為便于研究,水合物儲層含水合物飽和度取值0.4,地層孔隙度依據(jù)現(xiàn)場巖性分析數(shù)據(jù)取值0.38,滲透率為10 mD.水合物儲層底界初始壓力和初始溫度分別為14.7 MPa 和14.1°C,保證了水合物儲層在開采前的穩(wěn)定存在狀態(tài).含水合物地層的相對滲透率和毛細(xì)壓力計算分別采用Stone 模型和van Genuchten 模型,這些模型被廣泛用于從水合物藏回收甲烷氣體的數(shù)值模型中[2,5-6,15].

由于缺乏現(xiàn)場水合物儲層力學(xué)測試數(shù)據(jù),本次研究含水合物地層力學(xué)參數(shù)依據(jù)Masui 等[22-23]的室內(nèi)三軸試驗結(jié)果選取(表2).水合物藏開采過程中地層的力學(xué)強(qiáng)度參數(shù)隨水合物飽和度的變化而變化[24-29].

表1 模型計算所用地層物性參數(shù)[5-6,19-20]Table 1 Parameters of hydrate deposits used for simulation [5-6,19-20]

表2 含水合物地層力學(xué)強(qiáng)度參數(shù)Table 2 Mechanical parameters for hydrate-bearing sediments

2.4 初始條件

圖4 顯示了模型初始條件,包括地層溫度、孔隙壓力、垂向有效應(yīng)力和水合物分布.模型垂向上的初始溫度場根據(jù)海底面的初始溫度依地溫梯度變化計算得到;由于研究區(qū)地層為未固結(jié)沉積層,初始壓力場服從靜水壓力分布;模型初始垂向有效應(yīng)力假設(shè)僅僅是由于上覆地層自重弓起,初始有效水平應(yīng)力依據(jù)側(cè)壓力系數(shù)K0計算得到;水合物儲層位于海底面以下185 m 至225 m 之間,水合物初始飽和度為0.4.

2.5 生產(chǎn)方案

本次研究利用豎直井進(jìn)行降壓開采條件下的產(chǎn)氣能力與沉降規(guī)律預(yù)測.由于水合物儲層上下為透水地層,將豎直井射孔段布設(shè)于水合物儲層中部,長度為10 m(圖3).生產(chǎn)井射孔段距水合物儲層頂?shù)酌娓?5 m,這樣有利于水合物儲層的有效降壓,限制邊界地層水快速涌入生產(chǎn)井筒.模型連續(xù)開采模擬時間為1 年,井筒降壓幅度設(shè)定為10 MPa.

3 結(jié)果分析

3.1 氣水產(chǎn)出動態(tài)特征

圖5 顯示了垂直井降壓開采2 類水合物藏水合物分解甲烷釋放速率(QR),生產(chǎn)井產(chǎn)氣速率(QP),水合物分解(VR)和生產(chǎn)井(VP)累積產(chǎn)氣體積隨時間演化特征.降壓開采初期(前20 d),QR和QP均快速降低,這主要是由于開采初期生產(chǎn)井和周圍儲層存在較大的壓力梯度,導(dǎo)致生產(chǎn)井周圍大量的水合物發(fā)生分解.隨著開采的持續(xù)進(jìn)行,低壓區(qū)域逐漸向儲層內(nèi)部發(fā)展,生產(chǎn)井和水合物儲層之間的壓力梯度逐漸趨于平緩,從而導(dǎo)致開采后期QR和QP逐漸降低.連續(xù)開采1 年后,VR=1.36×104m3,VP=1.20×104m3,甲烷氣體回收效率可達(dá)88%,由此可見降壓技術(shù)是開采2 類水合物藏的有效方法.

圖4 模型初始溫度場、孔隙壓力場、垂向有效應(yīng)力場和水合物儲層分布特征Fig.4 Initial conditions of temperature,pore pressure,effective stress,and hydrate saturation

圖5 水合物分解甲烷釋放速率QR、生產(chǎn)井產(chǎn)氣速率QP、水合物分解累積產(chǎn)氣體積VR和生產(chǎn)井累積產(chǎn)氣體積VP隨時間演化特征Fig.5 Evolution of gas release rate(QR),production rate(QP),and the cumulative volumes of released from hydrate(VR)and produced(VP)in the production well

圖6 顯示了生產(chǎn)井產(chǎn)水速率(QW)和氣水體積比(RGW)隨時間演化特征.開采初期QW快速降低,與QP和QR相似,該階段產(chǎn)水主要來自于水合物儲層.連續(xù)開采大約20 d 后,QW隨時間逐漸增大.這主要是由于開采后期水合物儲層下部的水合物逐漸分解(圖7),有效滲透率增大,導(dǎo)致生產(chǎn)井與下伏地層之間的水力連通性增強(qiáng),大量自由水從下伏地層涌入生產(chǎn)井造成QW不斷增大,這與蘇正等[5,30]的研究結(jié)果一致.

圖6 生產(chǎn)井產(chǎn)水速率QW和氣水體積比RGW隨時間演化特征Fig.6 Evolution of water production rate(QW)and gas to water ratio(RGW)

圖7 顯示了模型預(yù)測在降壓開采1 年后,地層中孔隙水壓力、溫度、水合物飽和度和甲烷氣飽和度的空間分布特征.從圖中可以看出:(1)井筒降壓導(dǎo)致井周地層孔隙水壓力降低,并迅速在儲層中傳播;(2)儲層降壓打破了水合物的相平衡狀態(tài),根據(jù)低壓區(qū)分布可知射孔段周圍水合物優(yōu)先發(fā)生分解,且連續(xù)開采1 年后水合物分解前緣已擴(kuò)展至下伏邊界地層;(3)水合物分解吸熱導(dǎo)致生產(chǎn)井射孔段周圍形成一低溫區(qū)域,由于開采后期生產(chǎn)井與下伏地層取得水力連通導(dǎo)致下伏邊界層中的相對高溫地層水涌入生產(chǎn)井,并在生產(chǎn)井射孔段以下形成一明顯的高溫?zé)嶂?這指示出下伏邊界層中地層水涌入生產(chǎn)井的流體運移通道;(4)從甲烷氣飽和度空間分布圖可以看出,水合物分解區(qū)主要集中在生產(chǎn)井周圍25 m以內(nèi).

圖7 降壓開采365 天后各參數(shù)的空間分布特征(續(xù))Fig.7 Spatial distribution of the parameters after 365 days depressurization(continued)

綜合分析圖5～圖7 表明,開采后期生產(chǎn)井與下伏飽水地層取得水力連通后水合物開采效率隨時間快速降低.這主要是由于(1)大量自由水從下伏地層涌入生產(chǎn)井導(dǎo)致水合物儲層降壓受到抑制,水合物分解前緣難以向儲層內(nèi)部擴(kuò)展;(2)大量回收地層水將過度消耗外部能量.因此,今后針對2 類水合物藏開采潛力預(yù)測研究中應(yīng)對布井和開采方案進(jìn)行優(yōu)化,以保證較高的水合物開采效率.

3.2 地層沉降特征

水合物藏降壓開采過程中地層有效應(yīng)力的演化是預(yù)測地層破壞和出砂位置的關(guān)鍵.圖8 中顯示了降壓開采1 年后地層中(a)最小水平有效主應(yīng)力和(b)最大有效主應(yīng)力的空間分布特征.從圖中可以看出,降壓導(dǎo)致生產(chǎn)井射孔段周圍地層出現(xiàn)明顯應(yīng)力集中,因此,這些區(qū)域是井壁破壞和地層出砂的主要位置.由于下伏透水地層的補(bǔ)給作用,導(dǎo)致降壓難以在水合物儲層中傳播,因此有效應(yīng)力增大區(qū)域主要限定在生產(chǎn)井周圍地層中.

圖8 降壓開采365 天后地層有效主應(yīng)力空間分布特征Fig.8 Spatial distribution of effective stress after 365 days depressurization

為了進(jìn)一步定量分析井周地層是否發(fā)生屈服破壞,在應(yīng)力集中區(qū)域選擇2 個監(jiān)測點進(jìn)行有效主應(yīng)力路徑和破壞分析(圖9),監(jiān)測點坐標(biāo)(x,z)分別為(2 m,204.5 m)和(10 m,204.5 m).從圖中可以看出,在1 年的開采周期內(nèi),生產(chǎn)井周圍地層不會發(fā)生屈服破壞.這主要是由于降壓弓起垂向有效應(yīng)力和最小水平有效應(yīng)力同時增大,并未出現(xiàn)明顯的偏應(yīng)力.另一方面,可滲透下伏地層的補(bǔ)給作用限制了井周地層有效應(yīng)力的增大,這在一定程度上緩解了地層出現(xiàn)屈服破壞.

地層孔隙壓力降低造成骨架有效應(yīng)力增大,從而弓起地層變形沉降.圖10 顯示了降壓開采過程中水合物儲層頂部發(fā)生沉降的空間分布特征.從圖中可以看出,井壁附近地層的沉降量最大,向儲層內(nèi)部延伸沉降量逐漸減小.這主要是由于(1)生產(chǎn)井周圍地層降壓幅度較大,且出現(xiàn)明顯的應(yīng)力集中現(xiàn)象(圖8);(2)生產(chǎn)井周圍水合物發(fā)生完全分解(圖7),降低了地層的力學(xué)強(qiáng)度,從而加劇了井周地層的沉降.隨著降壓開采的持續(xù)進(jìn)行,地層沉降逐漸增加.連續(xù)開采50 d 時,最大沉降量為0.13 m.然而,連續(xù)開采1 年后,最大沉降量增大到0.19 m,相對50 d 時的沉降量僅增大了0.06 m.由此可以看出垂直井降壓開采水合物,地層沉降主要發(fā)生在開采初期.因此,開采前期可以采用逐步降壓的方式緩解快速的地層沉降階段,這樣可以有效避免快速沉降弓起井筒套管破裂的風(fēng)險.

圖9 水合物儲層中不同監(jiān)測點位置有效主應(yīng)力路徑Fig.9 Effective principal stress paths at different monitoring points in hydrate reservoir

圖10 水合物儲層頂部空間沉降特征Fig.10 Spatial distribution of the vertical displacement at the top of hydrate reservoir

3.3 井壁穩(wěn)定性分析

圖11 沿生產(chǎn)井方向井壁孔隙壓力、溫度、水平有效主應(yīng)力和垂向有效主應(yīng)力分布Fig.11 The distribution of pore pressure,temperature,horizontally effective stress,and vertically effective stress along the production well

井壁坍塌失穩(wěn)是制約水合物藏鉆井和開采過程順利實施的關(guān)鍵問題,一般可通過井周應(yīng)力狀態(tài)分析結(jié)合適當(dāng)?shù)募羟衅茐臏?zhǔn)則進(jìn)行預(yù)測.圖11 顯示了沿生產(chǎn)井壁孔隙壓力、溫度、水平有效主應(yīng)力和最大有效主應(yīng)力在不同時間的分布特征.從圖中可以看出,井筒降壓導(dǎo)致射孔段附近壓力快速降低,降壓幅度受井筒內(nèi)流體壓力控制,隨后低壓逐漸沿井壁向上下擴(kuò)展.水合物分解吸熱效應(yīng)和低溫流體流向生產(chǎn)井的共同作用導(dǎo)致射孔段井壁溫度明顯降低,最大降溫幅度可達(dá)6°C,但是開采后期由于下伏地層的相對高溫流體涌入導(dǎo)致射孔段井壁溫度升高.在孔隙壓力和溫度的共同作用下,射孔段井壁有效應(yīng)力出現(xiàn)明顯集中.連續(xù)降壓開采1 年后,射孔段井壁水平有效主應(yīng)力最大為9.1 MPa,相比于初始有效應(yīng)力增加了6.6 MPa;垂直有效主應(yīng)力最大為8.5 MPa,相比于初始有效應(yīng)力增大了5.2 MPa.有效應(yīng)力在水平方向的增加量大于垂直方向,這主要是由于水平方向受到限制,而垂直方向地層可以發(fā)生自由移動.

井壁有效應(yīng)力增大可能誘發(fā)井壁發(fā)生坍塌破壞,按照之前提到的破壞分析方法,計算得到開采1 年后的井壁破壞風(fēng)險分析值,其沿井筒分布特征如圖12 所示.從圖中可以看出,隨著開采的持續(xù)進(jìn)行井壁發(fā)生剪切破壞的風(fēng)險逐漸增加,且在射孔層段井壁破壞風(fēng)險最大[31].由于射孔段井壁應(yīng)力集中最為明顯,導(dǎo)致射孔段井壁最易發(fā)生剪切破壞(圖12).這表明射孔段是儲層出砂和坍塌破壞的高危區(qū)域,一旦射孔段發(fā)生坍塌破壞將導(dǎo)致大量的地層骨架介質(zhì)涌入生產(chǎn)井筒,造成井筒失效.為了有效避免生產(chǎn)井壁坍塌,射孔段井筒套管應(yīng)具備足夠高的力學(xué)強(qiáng)度以支撐降壓弓起的應(yīng)力集中,同時防止井周地層發(fā)生破壞.

圖12 沿生產(chǎn)井方向井壁發(fā)生剪切破壞風(fēng)險Fig.12 The distribution of possibility of shear failure along the production well

4 結(jié)論

本文基于擴(kuò)展的Biot 固結(jié)理論,考慮水合物分解相變、傳熱、流動、巖土體變形等過程及其相互耦合作用,建立了天然氣水合物開采地層穩(wěn)定性分析模型.以神狐海域GMGS1 航次SH2 站位水合物儲層條件為研究對象,進(jìn)行了水合物藏降壓開采地層井壁穩(wěn)定性的模擬分析,得出以下結(jié)論:

(1)水合物儲層下伏地層透水是限制2 類水合物藏降壓開采效率的主要因素,今后的研究中應(yīng)對布井和開采方案進(jìn)行優(yōu)化,以保證此類水合物儲層較高的水合物開采效率.

(2)井筒降壓導(dǎo)致地層有效應(yīng)力增大,從而弓起地層發(fā)生沉降,且地層的沉降主要發(fā)生在降壓開采前期,最大沉降位置位于井壁周圍,向儲層內(nèi)部延伸地層沉降量快速減小.建議降壓開采前期利用逐步降壓以緩解該階段出現(xiàn)的快速地層沉降,這樣可以有效避免快速沉降弓起井筒套管破裂的風(fēng)險.

(3)水合物分解導(dǎo)致井周地層力學(xué)強(qiáng)度降低,加劇了水合物儲層的沉降.由于井筒降壓造成射孔段井壁應(yīng)力集中最為明顯,導(dǎo)致射孔段井壁最易發(fā)生剪切破壞,因此,這些區(qū)域是水合物開采出砂防治的主要區(qū)域.