夏志增，王學武，時鳳霞，郭瑾

中國石油大學勝利學院，東營 257061

天然氣水合物是在低溫、高壓條件下，甲烷等氣體與水作用形成的籠形晶體化合物[1]，分布廣、儲量大、能量密度高，是最為重要的替代能源之一。我國陸地和海洋中的水合物資源相當豐富[2-3]。根據地質構造和儲層條件，水合物藏可分為4 類（Ⅰ—Ⅳ類）[4-5]。如圖1 所示，其中，Ⅱ類水合物藏由水合物層和下伏水層組成，頂底為非滲透層。從地質學、地球化學及熱力學等角度分析，Ⅱ類水合物藏是分布最為廣泛的一種類型，最有希望得到大規(guī)模開發(fā)利用[6]。

從經濟和技術角度看，降壓法[8]和熱激法[9]是實際水合物藏開采最為可行的方式，常用于現場的開采試驗[10-14]。但與常規(guī)油氣藏不同，水合物藏在開采過程中會發(fā)生相變，即固態(tài)的水合物吸熱分解為可動流體（氣和水），單一的降壓法或熱激法的作用效果往往十分有限。Moridis 等[15]研究了定流量抽取地層水，以實現Ⅱ類水合物藏儲層降壓的方法，但產氣效果并不理想。Gao 等[16]開展的降壓分解實驗也表明，在單純降壓條件下，Ⅱ類水合物巖心的生產指標欠佳。楊圣文[17]研究了定井底流壓結合井筒加熱進行Ⅱ類水合物藏開采的方法，分析了不同井底流壓下的開采效果，結果表明，降低井底流壓能改善水合物藏的開采效果。Moridis 等[18]提出了單井條件下，分階段進行井筒加熱和注熱水開采Ⅱ類水合物藏的方法，但施工程序較為復雜，實際應用存在一定困難。Reagan 等[19]對Moridis等提出的方法進行了敏感性分析，結果表明孔隙度、儲層非均質性等對開采效果有明顯影響。

圖1 水合物藏類型示意圖(據文獻[7]修改)Fig.1 Sketch map of hydrate reservoir types （from reference [7]）

實驗研究[20]和數值模擬研究[21]都表明，熱水驅替法能夠結合降壓法和熱激法的優(yōu)點，是水合物藏開采的一種有效方法。對Ⅱ類水合物藏而言，將熱水驅替和井組[22]結合具有明顯優(yōu)勢。鑒于Ⅱ類水合物藏分布的廣泛性，且相關開采模擬仍有待加強，本文結合實際水合物藏參數，使用數值模擬方法研究了熱水驅替方式下Ⅱ類水合物藏的開采規(guī)律，并與降壓法的開采效果進行了對比，以加強對水合物資源開發(fā)利用的認識。

1 研究方法

1.1 開采方法

采用五點井網，熱水驅替開采Ⅱ類水合物藏的示意圖如圖2 所示。由于水合物層的滲透率很低、注入性較差，中心注入井在下伏水層的上部區(qū)域射孔，向儲層注入熱水；4 口生產井定井底流壓生產。在生產過程中，生產井近井地帶的低壓環(huán)境和注入井持續(xù)的熱水注入使得儲層中的水合物大量分解，分解得到的氣體運移至生產井采出。

1.2 數值模擬方法

圖2 熱水驅替法開采Ⅱ類水合物藏示意圖Fig.2 Sketch of Class Ⅱ hydrate reservoir development

由于水合物藏開采試驗不多，數值模擬是目前研究水合物藏開采動態(tài)規(guī)律的主要手段。HydrateResSim（HRS）是專門用于水合物藏開采的開源學術代碼[23]，它考慮了水合物藏開采過程中的相變、傳熱、多相滲流等機理，能夠對降壓法、熱激法等方式下的水合物藏開采進行有效模擬[24]。在HRS 中，相變過程采用主變量變換法處理，數學模型的離散采用積分有限差分法，離散得到的非線性方程組使用Newton-Raphson 方法迭代求解。

本文在HRS 基礎上開展模擬研究，研究的水合物假設為單一的甲烷水合物，體系考慮4 相3 組分，相包括氣相（G）、水相（A）、水合物相（H）和冰相（I），這4 相均為儲層孔隙中的一部分。其中冰相和水合物相為不可流動相，水相與氣相為可流動相，其流動遵循達西定律。組分包括甲烷組分（m）、水組分（w）和水合物組分（由甲烷組分和水組分根據水合數表示，本文水合數取值為6）。其中，水相、氣相和水合物相中都存在水組分和甲烷組分，冰相中只存在水組分。

組分κ 的質量守恒方程如式（1）所示：

式中，φ 為儲層孔隙度；Sβ為相β（=G, A, I, H）的飽和度；ρβ為相β 的密度，kg·m-3；為組分κ（=m, w）在相β 中的質量分數；為相β 的質量流速，kg·m-2·s-1；qκ為組分κ 的源匯項，kg·m-3·s-1。

體系的能量守恒方程如式（2）所示：

式中，ρR為巖石的密度，kg·m-3；CR為巖石的比熱容，J·kg-1·K-1；Hβ為相β 的焓，J·kg-1；Hd為水合物的形成/分解焓，J·m-3；KR為巖石的導熱系數，W·m-1·K-1；Kβ為相β 的導熱系數，W·m-1·K-1；qe為熱量的源匯項，J·m-3·s-1。

模擬研究時，采用平衡模型描述水合物的分解與形成，采用的相對滲透率模型[23]和毛管力模型[23]分別如式（3）、式（4）所示：

式中，krA為水相相對滲透率；SA為水相飽和度；SirA為束縛水飽和度；nA為水相相對滲透率遞減指數，本文取3.572[25]；krG為氣相相對滲透率；SG為氣相飽和度；SirG為束縛氣飽和度；nG為氣相相對滲透率遞減指數，本文取3.572[25]。

式中，pc為氣水間毛管力，Pa；pc0為模型參數，本文取2×103Pa[25]；λ 為模型參數，本文取0.45[25]。

2 研究實例

2.1 數值模擬模型

參考Mallik 地區(qū)Ⅱ類水合物藏的參數[26]建立基礎模型（如圖3 所示。模型大小為165 m×165 m×90 m，從上到下，依次由頂部非滲透層、水合物層、下伏水層和底部非滲透層組成。采用直角網格系統，x，y，z 方向對應的網格數分別為33×33×22。模型參數如表1 所示。采用五點井網熱水驅替方式進行模擬研究，生產時間為3 年。其中，注入井和生產井的井徑均為0.1 m。各生產井的射孔范圍為[-1 m，15 m]，以3 MPa 進行定井底流壓生產；注入井的射孔范圍為[-1 m，0 m]，以200 t/d 的速度注入50 ℃的熱水。

由于相變的存在，水合物在開采過程中會與周圍環(huán)境進行大量的熱交換，熱效應顯著。而水合物藏的頂底非滲透層雖然幾乎沒有滲透性，但通常賦存著大量熱量，在開采過程中能夠以熱傳導的方式為水合物的分解提供能量[27]，因而對水合物藏的開采效果有直接影響。在本文的模型中，頂底非滲透層均為30 m，這個厚度足以刻畫開采過程中的熱效應[28]。

2.2 開采規(guī)律

2.2.1 產氣動態(tài)

產氣速率和累產氣、分解氣速率和累分解氣曲線分別如圖4 和圖5 所示。從圖4 可以看出，產氣速率可大致分為兩個階段（階段①和階段②），呈現先快速上升，然后以較快速度下降至趨于相對穩(wěn)定的變化規(guī)律。在階段①，經50 d 達到峰值產氣速率約為7.0×104m3/d。在階段②，產氣速率先以較快速度降低，然后逐漸趨于穩(wěn)定，在生產末期，產氣速率約為5×103m3/d。分解氣速率的變化與產氣速率變化相同（圖5）。對應產氣速率和分解氣速率的變化，累產氣和累分解氣前期快速上升，而后近似線性增加。截至生產結束，累產氣1.31×107m3，累分解氣1.33×107m3。除極少量溶于地層水中的氣體外，Ⅱ類水合藏中的采出氣全部來源于水合物的分解，因此，分解氣幾乎被全部采出（＞99%），地層中的殘余極少。

表 1 基礎模型參數Table 1 Basic model parameters of the Class Ⅱ hydrate reservoir

圖3 基礎模型示意圖Fig.3 Sketch of the basic model

出現上述變化的原因主要是：在階段①，由于定壓生產以及水層中水的產出，儲層壓力下降較快，生產井近井地帶的水合物快速分解。同時，熱水的注入也導致儲層水合物的大量分解，但產出的氣體主要來自生產井近井地帶水合物的分解。在階段②，隨生產時間的增加，在生產井的降壓作用和注入井的熱水作用（圖6）下，水合物持續(xù)分解，但由于水合物飽和度持續(xù)下降，總體產氣速率逐漸降低。

儲層溫度場的變化如圖6 所示（剖面圖）?？梢钥闯?，隨生產時間的增加，水合物的分解導致溫度降低，模型的溫度整體呈逐漸下降趨勢，但注入井近井地帶由于熱水的注入，高溫區(qū)域不斷擴大，能夠持續(xù)為水合物的分解提供能量。

2.2.2 水合物飽和度

圖4 產氣速率和累產氣Fig.4 Gas production rate and cumulative produced gas

圖5 分解氣速率和累分解氣Fig.5 Gas dissociation rate and cumulative dissociated gas

模型水合物飽和度場的變化如圖7 所示（剖面圖）。可以看出，隨生產時間的增加，在生產井的降壓作用和注入井的熱水作用下，生產井周圍、水合物層與下伏水層接觸面、注入井周圍的水合物飽和度逐漸降低；至生產末期，相當一部分水合物已經分解，剩余的水合物主要存在于井間地帶。頂部非滲透層攜帶的熱量也促進了水合物的分解，因而水合物層頂部（即頂部非滲透層與水合物層的交界處）的水合物分解明顯。當生產結束時，水合物層的平均水合物飽和度降至0.176。

圖6 溫度場 (為展示儲層溫度的變化,示意圖中只顯示了部分網格)Fig.6 Temperature field evolution

圖7 水合物飽和度場Fig.7 Hydrate saturation field evolution

2.3 開采效果對比

鑒于降壓法在水合物藏開采方法中具有重要地位，為對比熱水驅替開采水合物藏的效果，建立了降壓法開采的對比模型。在降壓法開采模型中，將中心注入井關閉，生產井以定井底流壓方式生產（3 MPa），其他儲層參數及生產參數不變。

在熱水驅替和降壓開采條件下，水合物藏的氣體采出程度、水合物分解程度及累積氣水比如圖8所示。其中，氣體采出程度為采出氣量與氣體總儲量的比值，如式（5）所示：

式中，η 為氣體采出程度；NG為采出的甲烷量，m3；RG為水合物藏中甲烷初始總儲量（包括水相中的溶解氣以及水合物中蘊藏的甲烷總量），m3。

水合物分解程度為分解的水合物量與水合物總儲量的比值，如式（6）所示：

式中，β 為水合物分解程度；DH為分解的水合物量，kg；RH為水合物藏中的水合物總儲量，kg。

累積氣水比為累積產氣量與累積產水量的比值，如式（7）所示：

式中，r 為累積氣水比；VG為累積產氣量，m3；mA為累積產水量，t。

從圖8 可以看出，截至生產結束，相對于降壓法，熱水驅替的氣體采出程度和水合物分解程度更高（分別高出約40%和24%），且熱水驅替條件下的氣體采出程度和水合物分解程度均大于60%，處于較高水平。兩種模型的差異來源于外源熱水的注入。相對于降壓模型，熱水驅替模型中熱水的注入擴大了水合物的分解范圍，攜帶的熱量提高了水合物的分解程度，相應地氣體采出程度也較高；在降壓和熱水的綜合作用下，開采指標優(yōu)于降壓模型。因此，熱水驅替對Ⅱ類水合物藏的開采具有一定的適應性，開采指標較好。但熱水驅替的產水量較高，其累積氣水比僅為降壓開采的1/3，這是由外源熱水的注入導致的不可避免的結果，因而開采過程中的水處理是十分重要的問題。

圖8 氣體采出程度、水合物分解程度和累積氣水比Fig.8 Gas recovery percent, hydrate dissociation percent and gas-water ratio

3 結論

（1）熱水驅替開采Ⅱ類水合物藏時，水合物藏的產氣速率和分解氣速率首先快速上升，然后以較快速度下降至趨于相對穩(wěn)定；累產氣和累分解氣先快速上升，然后近似線性增加。氣體采出程度和水合物分解程度處于較高水平（＞60%）。

（2）熱水驅替對Ⅱ類水合物藏的開采具有一定的適應性。相對于降壓開采，在熱水驅替條件下，水合物藏的氣體采出程度更高，水合物飽和度的降低更顯著；但累積氣水比較低，伴隨較大的產水量。