南海北部天然氣水合物藏垂直井網降壓開采數值模擬

陳朝陽 游昌宇 呂 濤 李小森 張 郁 徐立新

1.中國科學院廣州能源研究所 2.中國科學院天然氣水合物重點實驗室 3.廣東省新能源和可再生能源研究開發與應用重點實驗室 4.中國科學院大學 5.招商局海洋裝備研究院有限公司

0 引言

南海北部陸坡賦存著豐富的天然氣水合物（以下簡稱水合物）資源[1]，2017年和2020年分別采用單垂直井（以下簡稱直井）和單水平井在南海神狐海域成功實施了海域水合物的短期試采。鑒于海洋水合物現場試采難度大、耗資巨大，數值模擬技術被應用于研究不同開采方式下水合物藏的長期分解特性及開采規律[2-5]。2010年以來，國內研究者根據自然資源部中國地質調查局直屬的廣州海洋地質調查局南海北部陸坡水合物鉆探專項調查成果，特別是GMGS1～3航次公布的數據，對南海神狐海域SH2、SH7、W19[6-10]以及東沙 GMGS2-16[11]等站位水合物的開采，采用數值模擬技術，深入研究了不同布井方式下降壓、注熱以及聯合開采（降壓＋注熱）的產氣/產水特性、增產方式、地層力學特性及其影響機制等。研究結果表明：采用直井、單或雙水平井的布井方式，單井氣產量仍然較低；為了提高產氣速率和井場總的氣產量，Wang等[12]對比試驗研究了五點垂直井網（以下簡稱井網）、雙水平井和三水平井開采水合物的傳熱、生產特性和生產效率。日本21世紀水合物研發計劃（MH21）聯盟2017年在日本南海海槽進行第二次水合物試采后，提出了一套在10 km2水合物藏布置24口直井的水合物商業開采井網部署方案[13]。Yu等[14]采用三維數值模擬對比研究了低滲透率水合物藏采用1～4口直井開采的生產特性和注熱對多井降壓開采的強化作用。Deepak等[15]針對印度KG盆地NGHP-02-16站位水合物儲層條件，開展了120口直井聯合開采水合物的技術經濟評價。Vedachalam等[16]對采用井網開采KG盆地水合物進行了數值模擬和經濟評價，結果表明當水合物分解區滲透率大于200 mD、水合物飽和度大于75%時，采用40口直井進行聯合開采，其投資回收期為3.1年，并且滲透率與水合物飽和度越高，投資回收期越短。

目前已有的研究成果均表明：儲層滲透率低是導致單井產氣量低的主要原因，多井聯合開采有利于提高總產氣量、降低固定投資成本，確保氣產量的長期穩定；但對于多井聯合生產過程中井網模式、井距及井間干擾對氣水滲流特性及水合物開采效率的影響機制尚缺乏清晰的認識。為了提高我國南海低滲透率、泥質粉砂型水合物儲層降壓開采產氣量和采收率，揭示井網降壓開采下的氣水滲流機制和開采特征，筆者基于我國2017年水合物試采W17站位水合物層含有少量游離氣且下伏為泥層的條件，根據實際試采數據，針對直井和井網兩種布井方式，利用TOUGH+HYDRATE軟件進行了水合物層降壓開采數值模擬，研究了開采井產氣/產水特征及開采區溫度場、壓力場、水合物飽和度場的變化特征，進而分析了滲透率、井間干擾對壓力場、溫度場及流場變化的影響機制，以期為中國南海水合物商業化開采井網優化部署提供支撐。

1 水合物藏降壓開采數值模擬模型

1.1 假設條件

水合物藏開采數值模擬的假設條件主要包括：①考慮儲層為均勻多孔介質，水合物及固相沉積物不可流動，多孔介質中氣液流動遵循達西定律；②液相中的甲烷溶解符合亨利定律；③水合物為單組分甲烷水合物，水合物生成或分解過程滿足相平衡反應；④水合物分解過程中流體滲透率依賴于儲層孔隙度的變化，滿足Kozeny-Carman方程；⑤垂直井網中所有井對稱均勻分布，每口井同步等產量生產；⑥立方體水合物藏模型中圓柱體形生產井可近似用等邊立方體來代替。

1.2 模型的建立

此次模擬工區為我國2017年首口水合物試采井SHSC-4所在的W17站位，構造位置屬于珠江口盆地珠二坳陷白云凹陷的一部分，W11-17礦體呈南北向分布，面積約為6.42 km2，最大水合物層厚度達95 m，平均厚度約57 m。根據實際的地質勘查數據，W17站位海水深度為1 266 m，水合物儲層屬于泥質粉砂型，沉積物平均粒徑約12 μm，主要包含石英和長石（53%）、碳酸鹽（16%）、蒙脫石和伊利石組成的黏土礦物（26%～30%），由于黏土礦物含量高，束縛水含量高達65%。根據Moridis等[3]的分類方法，W17站位水合物藏屬于Ⅰ類水合物藏（由水合物層和下伏游離氣＋水層組成），可細分為海底以下201～236 m的水合物層Ⅰ、海底以下236～251 m的水合物層Ⅱ、海底以下251～278 m的泥層（含游離氣＋水）[17-18]。

圖1 W17站位水合物藏降壓開采數值模擬模型示意圖

針對W17站位水合物藏特征，采用圓柱體水合物藏模型模擬單垂直井降壓開采，采用三維立方體水合物藏模型模擬呈正方形展布的垂直井網降壓開采，如圖1所示，圖中H、W、G分別表示水合物、水、游離氣。模型上、下蓋層的孔隙度及滲透率分別與相鄰的水合物層Ⅰ、泥層相同，厚度取值為20 m；上下蓋層厚度的取值應確保開采期內水合物層Ⅰ、Ⅱ及下伏泥層與上、下蓋層的熱流交換與壓力傳播不超出上、下蓋層范圍[3,10]。由此，模型上蓋層、水合物層Ⅰ、水合物層Ⅱ、泥層及下蓋層的厚度依次為20 m、35 m、15 m、27 m、20 m，對應孔隙度依次為35%、35%、33%、32%、32%，對應滲透率依次為2.9 mD、2.9 mD、1.5 mD、7.4 mD、7.4 mD[17]，且滲透率各向同性。另外，氣體組分為100% CH4，孔隙水鹽度為3.05%，地溫梯度為0.044 3 K/m，沉積層密度為 2 200 kg/m3。

圓柱體模型沿z方向，上下蓋層網格尺寸（Δz）為1.0 m，水合物層Ⅰ、水合物層Ⅱ及游離氣層Δz為0.5 m；模型沿徑向r最大取值為150 m，足夠描述開采過程徑向壓力傳播[3,15]，由于開采井周邊區域內的傳質傳熱、相變過程非常劇烈，因此該區域的網格劃分更加細密，其網格尺寸為0.05 m，然后隨r增大，網格尺寸以對數形式增長；整個模擬區域沿著r、z方向總共被離散為15 714個網格，其中包含15 452個活躍網格（網格的溫度、壓力、各相飽和度及滲透率等參數隨模擬過程不斷改變），模擬區域的最上層（上蓋層）及最下層（下蓋層）的邊界處網格被定義為非活躍網格（網格的溫度、壓力等參數在模擬過程中都保持恒定）。

立方體水合物藏模型進行離散網格劃分時，在開采井周圍網格采用細密劃分方式，隨著與開采井距離的增大，網格間距也逐漸增大。如井距為30 m時，沿x方向從井筒中心位置向外Δx依次為0.1 m、0.2 m、0.4 m、0.8 m、2.0 m（14 層）、0.8 m、0.4 m、0.2 m、0.1 m，合計為22層；沿y方向Δy依次為0.1 m、0.2 m、0.3 m、0.4 m、0.5 m、1.0 m（14 層），合計為 19 層；沿z方向從上至下 Δz依次為 5.0 m（2 層）、4.0 m、3.0 m、2.0 m、1.0 m（79 層）、2.0 m、3.0 m、4.0 m、5.0 m（2層），合計為89層。由此，模擬區域總共離散網格數為 22×19×89 =37 202個，其中活躍網格為36 266 個。

模擬計算過程中，儲層的復合導熱系數（kΘC）計算式為[3,19]：

式中kΘRD表示不含水的海底沉積物導熱系數，取值為1.0 W/（m·K）；kΘRW表示飽和水的海底沉積物導熱系數，取值為 1.7 W/（m·K）；kΘI表示冰的導熱系數，W/（m·K）；SA、SH、SI分別表示水、水合物和冰的飽和度；φ表示沉積物孔隙度。

沉積物孔隙毛細管壓力（pc）采用van Genuchten方程計算[20]，即

式中p0表示初始毛細管壓力，取值為1×105Pa；SirA表示束縛水飽和度，取值為0.30；SA,max表示最大水飽和度；m表示Van Genuchten指數，取值為0.45。

水相相對滲透率（KrA）和氣相相對滲透率（KrG）的計算式分別為[3,21]：

式中nA、nG表示水、氣相衰減指數，分別取值為5.0、3.5；SirG表示殘余氣飽和度，取值為0.03。

1.3 模型初始化

模型的水合物層Ⅰ、泥層及上下蓋層的初始溫度、壓力及氣、水、水合物三相飽和度分布按照本文參考文獻[3]所述方法進行初始化后得到，水合物層Ⅱ中每個網格的初始壓力均采用對應初始溫度下的相平衡壓力，以確保初始條件下的水合物層Ⅱ處于氣＋水合物＋水三相共存狀態。經初始化后，該站位上蓋層初始水飽和度（SA）為100%；水合物層Ⅰ初始水合物飽和度（SH）為34%、初始SA為66%；水合物層Ⅱ初始SH為31%、初始SA為61.2%、初始氣飽和度（SG）為7.8%；泥層初始SA為92.2%、初始SG為7.8%；下蓋層初始SA為100%[17]。

1.4 開采井設計及生產制度

如圖1所示，單垂直井位于圓柱體中心處，井半徑為0.1 m；垂直井網中A井、B井對稱分布于立方體模型邊緣處，以邊長為0.2 m的正方形近似代替半徑為0.1 m的井筒圓形橫截面。開采井生產層段貫穿水合物層Ⅰ、Ⅱ，為了簡化求解過程，假設開采井井筒內流體流動同樣遵循達西定律，考慮滲透率取值為1 000 D、孔隙度為100%、毛細管壓力為0 MPa。水合物層Ⅱ底部初始壓力（pB）為15.5 MPa、初始溫度（TB）為14.82 ℃，降壓開采時井底壓力設置為 4.5 MPa，降壓開采壓差為 0.71pB。

2 模擬結果與分析

數值模擬結果顯示，隨著水合物儲層滲透率升高，累計產氣量也明顯增大，可見采用壓裂等儲層改造技術來提高儲層滲透率是提高開采井的氣產量、增大累計產氣量的有效方法。如圖2所示，當水合物層Ⅰ、Ⅱ的滲透率分別為2.9 mD、1.5 mD時，累計產氣量遠低于2017年試采結果（30.9×104m3）；當水合物層Ⅰ、Ⅱ的滲透率增至20.0 mD時，開采60天的累計產氣量與試采結果較接近，實際試采初期累計產氣量高于模擬結果，分析其原因可能是由于鉆井施工或儲層改造使得井筒附近滲透率提高且游離氣飽和度較高的緣故[22]。鑒于南海W17站位的水合物為滲透率極低的非成巖泥質粉砂型水合物，在開采過程中儲層受到震動、固相運移等因素的影響后其滲透率易增大，在下面的開采模擬中水合物層Ⅰ、Ⅱ的滲透率均取值為20.0 mD。

圖2 W17站位水合物藏單垂直井累計產氣量模擬結果與2017年試采結果對比圖

2.1 產氣/產水特征

如圖3所示，在兩種布井方式（單垂直井和井距為40 m的垂直井網）下，每口井井口氣產量（qP）和水合物分解氣產量（qR）均呈現先急劇上升、后快速下降、再緩慢下降的變化趨勢，相應每口井的累計產氣量（QP）和水合物累計分解氣產量（QR）的增長速率也逐漸減小；開采前20天內，開采井附近區域的壓降幅度大，水合物分解速度快，qR大于qP，隨后分解前緣外擴，水合物分解的壓降減小，qR下降至低于qP；生產前100天內Qp略小于QR，隨后QP便超過QR，且隨著開采時間的推移，兩者間的差值逐漸增大，這是由于游離氣和孔隙水溶解氣在井口產出的占比逐漸增大[5,9]。兩種布井方式下的產水規律也相似，開采初期的產水速率較高，很快就急劇降低，然后保持極緩慢增長，累計產水量均不斷增加。

圖3 W17站位水合物藏單垂直井和垂直井網單井平均氣/水產量及累計產氣/產水量變化曲線圖

通過對兩種布井方式的對比，可以看出在開采初期單垂直井和垂直井網的單井平均氣產量基本一致；生產12天后，井網的qR開始低于單井；生產36天后，井網的qP開始低于單井；5年生產期內，垂直井網下的單井平均累計產氣量（QP、QR）、累計產水量（QW）均低于單垂直井的累計產氣量和累計產水量，且對應的差值逐漸增大。這主要是因為井網聯合開采時由于井間對稱性壓降分布和流場干擾的影響，每口井的產氣產水量只能來自于各自的壓降區域內，垂直井網下單井平均控制的開采面積（1 600 m2）遠遠小于單垂直井控制的開采面積，單垂直井在生產時周圍水合物儲層的游離氣和水會在壓差作用下向其井筒滲流，因而產出更多的游離氣或溶解氣；開采5年，垂直井網下單井平均QP與QR的差值僅為57.5×104m3，約占井口累計產氣量的27%，而單垂直井QP與QR的差值則為294×104m3，約占井口累計產氣量的50%。隨井距增大，每口井的控制面積增大，開采后期的單井平均產氣/產水速率及累計產氣/產水量增大，但井場總的氣產量和水合物采收率降低。

2.2 開采溫壓場及水合物飽和度分布

圖4～9為采用單垂直井、垂直井網，在不同開采時間下的壓力，溫度和水合物飽和度分布圖，其中圖5、7、9中黑色虛線框表示y=0.05 m截面水合物層Ⅰ上界面、下界面及水合物層Ⅱ下界面與模擬區中軸線劃定的區域，a、b、c點依次為對應交點。如圖4、5所示，無論是采用單垂直井還是垂直井網（井距為40 m）進行開采，水合物藏壓力降均由開采井井筒位置沿徑向不斷向外擴展，在開采井附近產生了明顯的低壓區域（小于8.0 MPa），水合物分解使得沉積層滲透率增大；開采壓降沿徑向不斷向外傳播，但壓降在上部水合物層Ⅰ的徑向傳播距離始終大于下部水合物層Ⅱ和泥層，這主要是因為水合物層Ⅱ及泥層具有少量游離氣，同時水合物層Ⅰ中的水合物分解后產生的水在重力作用下向下滲流，從而使下部流體滲流阻力增大。如圖6、7所示，由于在開采過程中水合物迅速分解、吸熱及井筒附近氣體涌入井筒引起的“焦湯效應”，使開采井附近出現了明顯的低溫區域，特別是在開采井下部由于初始游離氣的存在，溫度降低尤其嚴重（低至9.8 ℃）；開采至180天時，由于上下蓋層中較高溫度流體入侵至水合物已分解區域，使得井筒附近的溫度逐漸回升，此后低溫區域逐漸消失。如圖8、9所示，開采過程中水合物首先在井筒附近和水合物層上下邊界處分解；且由于下部泥層溫度較高，導致下部水合物分解得較多。

圖4 W17站位水合物藏壓力分布圖（單垂直井）

圖5 W17站位水合物藏壓力分布圖（垂直井網）

圖6 W17站位水合物藏溫度分布圖（單垂直井）

圖7 W17站位水合物藏溫度分布圖（垂直井網）

圖8 W17站位水合物藏水合物飽和度分布圖（單垂直井）

圖9 W17站位水合物藏水合物飽和度分布圖（垂直井網）

如圖5、7、9所示，采用垂直井網進行開采，水合物藏的壓力場、溫度場及流場均受到井間干擾的影響；開采60天時各井的徑向壓降區域已在井間產生交匯，隨著開采持續進行，井間壓降的疊加作用使得井間地層壓力明顯低于單垂直井開采時的地層壓力[23]。水合物快速分解、吸熱導致井間地層溫度明顯低于單垂直井開采時的地層溫度。井間對稱流場的干擾會阻礙氣液流動，在井間中心區域將形成“靜止區”；同時由于上蓋層和下部泥層的傳熱作用，在溫度/壓力場中軸線的上、下部溫度/壓力等值線均呈現低凹、凸起區，該位置的溫度和壓力相對較高；采用垂直井網進行開采，井間水合物的消融速度始終快于單井，尤其是開采1年之后差別更加明顯；開采5年，井間水合物絕大部分已經分解，特別是水合物層Ⅱ，而采用單垂直井開采，水合物藏中仍有大量水合物未分解，由此也說明單垂直井產出的天然氣有較大部分來自于周邊水合物層中的游離氣和溶解氣。

2.3 不同井距對水合物藏開采的影響

如圖 10-a所示，對于不同井距（30 m、40 m、50 m、60 m），中軸線上a、b、c三點的壓力均先急劇下降，然后緩慢下降，且隨著井距增大，井間中心區域壓降減小；開采60天時b、c點壓力均已降至其初始相平衡壓力以下，而a點初始溫度及相應的相平衡壓力低，只有30 m和40 m井距下a點壓力降至其初始相平衡壓力以下，50 m和60 m井距下a點壓力降至初始相平衡壓力以下分別需要約1年和5年；開采5年時，30 m 井距下 a、b、c處壓力分別為 6.86 MPa、6.41 MPa、7.24 MPa，而采用60 m井距時各點對應的壓力分別為 11.02 MPa、10.81 MPa、11.30 MPa。如圖10-b所示，隨著開采時間延續，井間中心區域溫度先降后升，b點壓力、溫度在井距最小時降低得最多，表明此處水合物分解得最快；隨著井距增大，a點、c點溫度降低，而b點溫度在開采早中期隨井距增大而升高。如圖10-c所示，水合物分解率隨井距增大不斷下降；開采5年，30 m、40 m井距下的水合物分解率分別達到100%、92%，而60 m井距下的水合物分解率僅為59%。在開采早中期，生產氣液比也隨井距增大而降低，后期略有上升。對于南海淺埋藏、泥質粉砂型水合物，鉆井成本相對較低，適于通過多井聯合開采來提高井場總的氣產量，但合理井距的確定需要根據鉆井成本、水合物層滲透率、預計的生產周期、井場總的氣產量和水合物采收率等指標來綜合考慮。

3 結論

1）低滲透率泥質粉砂型水合物層在降壓開采過程中，水合物的分解使水合物沉積層滲透率增大，進而使氣、水產量增大。

2）在降壓開采初始階段，開采井的氣、水產量短時達到峰值后急劇減小，水合物迅速分解、吸熱及游離氣的涌入使得井筒附近溫度降低；隨著開采時間的延續，氣、水滲流阻力增加，壓降傳播速率降低，水合物分解氣產量和井口氣產量不斷降低，而水產量則緩慢上升。

3）水合物的分解由壓降和周邊流體滲流、傳熱聯合控制，井筒附近及水合物層上下界面處的水合物優先分解，井口產出的天然氣有較大部分來自于周邊水合物層中的游離氣和孔隙水溶解氣。

圖10 不同井距下y=0.05 m截面中軸線上a、b、c點壓力、溫度和水合物分解率變化曲線圖

4）采用垂直井網進行水合物開采，每口井的控制面積減少，單井的產氣/產水速率及累計產氣/產水量均明顯低于單垂直井，但垂直井網開采井總的氣產量更大、水合物采收率更高。

5）井距決定了每口井的控制面積和最終累計產氣量，井間壓降疊加效應加速了水合物的分解，井間區域的壓力及溫度顯著低于單井，但井間對稱流場的干擾會阻礙氣液流動，在井間中心區域將形成“靜止區”。

6）需要根據鉆井成本、水合物層滲透率、預計的生產周期、井場總的氣產量和水合物采收率等指標來綜合確定合理井距。