人工隔板在海域層系天然氣水合物藏降壓開采中的適應性分析

呂 濤 潘 杰 蔡 晶 李 冉 申鵬飛

1.西安石油大學石油工程學院 2.中國科學院天然氣水合物重點實驗室 3.丹麥技術大學燃燒與有害排放控制研究中心 4.河北工程大學礦業與測繪工程學院

0 引言

我國南海天然氣水合物（以下簡稱水合物）資源儲量豐富，估計約85×1012m3，是陸地常規天然氣總量的2.12倍[1-2]。對其及時有效開發，不僅可填補我國能源需求缺口，還可優化我國以煤炭、石油為主的資源稟賦，提高能源消費結構中天然氣占比，進而為“雙碳”目標的實現奠定基礎[1,3-4]。神狐海域作為我國水合物藏開發研究戰略與技術靶區，中國地質調查局分別于2017年及2020年在該區域成功實施了短期海域水合物藏直井和水平井降壓試采工程，實現了“探索性試采”向“試驗性試采”的重大跨越[5-7]。

大量實驗室研究與數次礦藏試采結果均表明，降壓法是未來水合物藏開采的主要手段，但海域水合物儲藏滲透率低下且處于富水環境，這種自身特異性延緩了其產業化的腳步。因此，學者們在實驗室通過復雜結構井、井網或儲層改造等方式的嘗試，試圖打破儲層滲透率對海域水合物藏降壓開采的制約。毛佩筱等[8]發現采用降壓聯合熱激法時，水平分支井有利于水合物藏穩產的實現；李文龍等[9-10]指出大位移水平井或多分支井可提高水合物藏降壓生產效率，或可適用于未來海域水合物藏開發；Wang等[11]通過實驗對比了多直井或水平井聯采時水合物藏的生產特性；陳朝陽等[12]通過數值模擬發現垂直井網降壓開采可提高水合物藏采收率和井口產能；日本21世紀水合物研發計劃聯盟提出了一套24口直井的水合物藏商業開采井網部署方案[13]；Deepak等[14-15]針對印度KG盆地水合物藏開展了井網聯合開采的商業經濟評價；Konno等[16-18]證實了水合物藏水力壓裂的可行性，并指出壓裂區域的高滲透性可有效促進沉積層內流體流動；Zhao等[19-20]發現水力壓裂可顯著促進水合物分解，提高井口產能且其會隨裂縫長度增加而愈加顯著。然而，諸多方式實施的本質均是欲擴大井筒泄流面積或提高儲層滲透率來實現儲藏的增產促產，隨之勢必會惡化井口產水矛盾，加劇鄰近層孔隙水的入侵，阻礙水合物分解及自由氣匯入井筒，這也是目前海域水合物藏單井產量低、穩產周期短的主要原因之一。

傳統油氣藏開發領域，類似于人工隔板堵水技術的應用已非常成熟。通過向儲層注入水溶性聚合物和有機交聯劑，二者交聯反應產生凝膠，其吸水膨脹后占據沉積物孔隙，進而可實現阻水目的[21-23]。鑒于其顯著的減水增效性，Sun等[24]創新性地提出在水合物層上部人為生成不可滲透CO2水合物蓋層以提高井口產能，并通過實驗得以驗證；Zhao等[25]通過數值模擬發現單層海域水合物藏中人工隔板的敷設可阻擋蓋層孔隙水涌入井筒，促進水合物分解及井口產氣。我國神狐海域水合物藏為水合物、自由氣與自由水三相共存分層體系[26]，其中自由氣的角色不可忽視，目前仍缺少該方面的研究。

為抑制或延緩海域層系水合物藏開采過程中的水錐效應，實現水合物藏穩氣控水、量級增產的目的，筆者鑒于傳統油氣藏人工隔板堵水技術理念，以我國神狐海域三相共存水合物藏地質特性為背景，采用TOUGH+HYDRATE數值軟件模擬了礦場尺度海域水合物藏敷設人工隔板后的降壓生產過程，分析了其井口產氣/產水規律、壓力/溫度場及水合物/自由水飽和度空間分布規律，并進行了隔板半徑對生產特性的敏感性分析，以期探究人工隔板堵水技術在海域層系水合物藏開采中的適應性。

1 數值模型

1.1 儲藏特征

模擬區域為我國南海北陸神狐海域W17站位水合物富集區，平均水合物層厚度57 m，整個水合物藏呈南北向分布，面積約為6.42 km2，站位隸屬于珠江口盆地白云凹陷的一部分[27]。鉆探及樣品分析結果顯示：W17站位水深1 266 m，水合物賦存于海底以下201～251 m，儲藏孔隙度（φ）介于0.32～0.35，平均水合物飽和度（SH）為0.31，平均水飽和度（SA）為0.56，平均自由氣飽和度（SG）為0.13[26]，滲透率（K）介于1.5～2.9 mD。此區域地溫梯度介于0.043～0.068℃/m，孔隙水鹽度質量分數介于2.90%～3.15%[5,28]。

1.2 模型描述及網格劃分

圖1為建立的模擬區域水合物藏物理模型示意圖，具體假設條件與本文參考文獻[12]一致，這里不再贅述。整體模擬區域為圓柱形（軸向為Z，徑向為R），上、下蓋層厚20 m（-20 m ≤Z≤0 m，-117 m≤Z≤-97 m），水合物層Ⅰ厚35 m（-55 m≤Z≤-20 m），水合物層Ⅱ厚15 m（-70 m≤Z≤-55 m），自由氣層厚27 m（-97 m≤Z≤-70 m）。所建模型徑向長度取值150 m，足夠描述開采過程中水合物藏徑向壓力傳播[14]。其他相關參數：上蓋層，SA= 1.00,φ= 0.35,K= 2.9 mD；水合物層Ⅰ，SH= 0.34,SA= 0.66，φ= 0.35,K= 2.9 mD；水合物層Ⅱ，SH= 0.31，SA= 0.612，SG= 0.078，φ= 0.33，K= 1.5 mD；自由氣層，SA= 0.922，SG= 0.078，φ= 0.32，K= 7.4 mD；下蓋層，SA= 1.00，φ= 0.32，K= 7.4 mD[5]；氣體組分定義為100% CH4，孔隙水鹽度（質量分數）為3.05%；沉積層密度為2 200 kg/m3，干、濕熱導率分別為1.0 W/(m·K)及1.7 W/(m·K)；復合導熱系數模型、毛細管壓力模型及相對滲透率模型詳見本文參考文獻[12]。

圖1 模擬區域水合物藏物理模型示意圖

本文模擬的0 m≤R≤150 m，-117 m≤Z≤0 m圓柱體系沿著R、Z方向共計被離散為81×194 = 15 714個網格，其中包含15 452個活躍網格，模擬區域的最上、下層邊界被定義為非活躍網格，即溫度和壓力在模擬過程中保持恒定。沿Z方向，上、下蓋層分別被均勻劃分為20個網格，ΔZ為1.0 m；水合物層Ⅰ、水合物層Ⅱ及自由氣層分別被均勻劃分為70、30、54個網格，ΔZ為0.5 m。沿R方向將網格依據對數增長的方式進行劃分，其中初始網格長度為0.05 m，最大網格長度7.89 m。水合物層Ⅰ、水合物層Ⅱ、自由氣層與井筒附近網格劃分致密，以便為更準確地描述區域內傳熱傳質過程。上述劃分網格共產生31 153個耦合數值方程。

1.3 初始及邊界條件

上、下邊界層即最頂端與最底部的一層網格，其溫度和壓力設置為恒定[29]，水合物藏模型初始化依據本文參考文獻[30-31]的方法。海床溫度為3.7 ℃，依據沉積層地溫梯度0.044 3 ℃/m，下邊界層溫度可直接求取；假定儲層壓力遵循靜水壓分布，上、下邊界壓力可根據溫度、壓力及海水密度計算[32]。將上、下邊界溫度、壓力值作為試模擬輸入參數，通過反復試算確定出各網格的實際初始參數。初始化后，水合物層Ⅱ底部初始壓力為15.504 MPa，初始溫度為14.82 ℃。為模擬實際開采過程體系外部海水的可補充滲入性，模型上、下邊界設定可滲透，最外側邊界則定義為流動邊界[33]。

1.4 生產方案

如圖1所示，開采井為一半徑為0.1 m的直井，生產層段貫穿整個水合物層Ⅰ及水合物層Ⅱ（層Ⅰ水合物儲量相對豐富，層Ⅱ溫度、壓力條件則接近水合物相平衡態，易于分解）。降壓開采期間，井筒始終維持定壓4.5 MPa，同時假設生產井內：流體遵循達西定律，滲透率取值1×10-9m2（1 000 D），孔隙度為1.0，毛細管壓力為0。人工隔板敷設于上蓋層（-20 m ≤Z≤-19 m）時，記為隔板A；人工隔板敷設于自由氣層時（-71 m≤Z≤-70 m），記為隔板B；上、下隔板同時敷設時，則記為隔板AB。厚度為1.0 m、半徑分別為15 m、30 m、45 m及60 m的人工隔板考慮敷設于不同生產情境。模型中僅通過滲透率為0的網格區域來表征人工隔板敷設區域，其導熱系數取值與原儲層相同[12]。鑒于油氣藏領域人工隔板堵水技術的成熟性，這里不考慮隔板的具體實施方法及過程。實際敷設人工隔板時，由于水合物藏本身的致密性，可能需要預先在敷設區域進行水力壓裂形成人工裂縫帶，隨后注入水溶性聚合物和有機交聯劑，二者在裂縫區域交聯反應產生凝膠封堵物，最終形成封隔體系。

2 結果與討論

目前為止，TOUGH+HYDRATE已被廣泛應用于國內外多個實際天然氣水合物藏礦場尺度開采模擬研究，探究不同開采方式下水合物藏分解特性及生產規律，進而為實際水合物藏的開采提供理論指導。基于2017年神狐海域水合物藏單直井試采數據，所建立模型計算結果的準確性已于之前工作中得以驗證[12]，其可用于后續結果的計算分析，這里不再贅述。

2.1 產氣產水特性

以隔板A、隔板B及隔板AB半徑30 m時水合物藏的生產情境為例，分析了敷設人工隔板對海域層系水合物藏降壓生產特性（產氣產水、溫度/壓力及水合物/自由水飽和度空間變化規律）的影響。如圖2、3所示，定壓生產初始時刻，所有情境的井口產氣速率、產水速率瞬時達到最大峰值，因為此時井筒與附近沉積層壓差最大，有助于儲層內水合物分解或自由流體及時匯入井筒。隨著井筒附近水合物分解殆盡且流體相對虧空，產氣產水迅速降低。其中，井口產氣速率不斷下降，生產至5年時降至約2 600 m3/d；與產氣速率不同，產水速率則較短時間內快速降至最低值約24×104kg/d，隨后又呈回升趨勢。這是因為隨著生產時間增加，水合物層Ⅰ的上端與上蓋層、水合物層Ⅱ的下端與下部自由氣層相融貫通，沉積層中孔隙水在井筒與沉積層之間壓力差的驅動下大量涌向井筒，阻礙氣體匯入；同時，水合物分解吸熱特性會引起分解區域溫度降低，減緩水合物分解，從而使得井口產氣產水呈現不同的變化趨勢。

通過圖2對比不同人工隔板情境水合物藏產氣特性，可以發現當上隔板（隔板A）或上、下隔板（隔板AB）同時敷設時，生產過程中的井口產氣速率始終略高于無隔板情境，相應地，井口累積產氣量也得到了一定提高；而當下隔板（隔板B）存在時，其井口產氣速率先稍高于無隔板情境，后又降至其以下，而后又越至其上，這主要與下隔板附近的水合物分解、自由氣水的滲流以及水合物層Ⅱ中的初始自由氣有關，但其最終井口累積產氣量還是稍高于無隔板情境。總體上，人工隔板的敷設對井口產氣效果存在一定積極效用，同時綜合3種隔板情境的產氣結果發現：上、下隔板產生的增氣效應存在可疊加性，如生產至5年時，隔板A情境累積增氣量約0.197×106m3，隔板B情境累積增氣量約0.42×105m3，隔板AB情境累積增氣量約0.251×106m3。一方面，可能是由于氣體滲透性較強且自身伴有上浮效應，進而下伏自由氣可繞過隔板的限制（這也是模型中考慮下隔板敷設于水合物層Ⅱ下部，而不是自由氣層下部的主要原因）；另一方面，人工隔板敷設后井口產水量下降（圖3），井口產出氣中累積溶解氣量也會相應減少，這便導致不同程度上的井口產氣降低。因此，整體上表現為井口累積產氣增量大大遜于累積產水減量的現象。

圖2 隔板半徑為30 m時井口產氣速率及累積產氣量變化曲線圖

圖3 隔板半徑為30 m時井口產水速率及累積產水量變化曲線圖

不同于產氣，人工隔板的敷設會對井口產水特性影響較大。如圖3所示，當上隔板（隔板A）存在時，因為其可阻礙沉積層內壓力垂向傳播，同時阻擋上蓋層中孔隙水下滲，進而致使井口產水速率及累積產水量顯著低于無隔板情境；類似地，當下隔板（隔板B）存在時，其可阻礙自由氣層甚至下蓋層中孔隙水上侵。此外，兩種情境的井口產水存在一定差異，即約770 d之前，上隔板情境的井口產水速率低于下隔板情境，可能是由于水合物層Ⅰ上部邊緣融解速率慢于水合物層Ⅱ下部邊緣，進而分解水產出較少，同時也一定程度上阻礙了上蓋層中孔隙水繞過隔板匯向井筒的過程。隨著隔板附近水合物分解殆盡，水合物層Ⅰ與水合物層Ⅱ分別與鄰近層相融貫通，上覆孔隙水在重力作用下迅速下滲匯入井筒，而自由氣層中自由氣的上浮可能會阻礙孔隙水匯入井筒，同時產水特性與上/下蓋層、水合物層Ⅰ、水合物Ⅱ及自由氣層本身物性差異也密切相關。綜合以上多種因素，最終導致上隔板（隔板A）情境井口產水速率高于下隔板（隔板B）情境，但井口累積產水量相差無幾；當上、下隔板（隔板AB）同時存在時，可以發現其井口產水速率始終遠低于其他情境，5年井口累積產水量相比無隔板情境減少約0.184×109kg，這充分說明了人工隔板在水合物藏開采過程中堵水的有效性，可以起到減水控水的目的。此外，類似于產氣，上、下隔板產生的減水效應也存在一定的可疊加性，如隔板A情境累積減水量約9.28%，隔板B情境累積減水量約11.24%，隔板AB情境累積減水量約20.88%。

圖4為生產期間井筒內水氣通量的變化曲線，可以看出人工隔板的存在會顯著影響井筒內水通量，尤其當上、下隔板（隔板AB）同時存在時，其井筒內水通量始終遠低于無隔板情境，說明隔板的敷設一定程度上增大了沉積層中自由水的流阻，進而抑制了沉積層內，尤其垂向壓力的傳播擴散，這將有助于沉積層內水合物分解及分解氣產出。

圖4 隔板半徑為30 m時井筒內水氣通量變化曲線圖

2.2 壓力場、溫度場空間分布

圖5對比了不同生產時刻（60 d、1 a、2 a及5 a）無隔板與隔板AB半徑為30 m時水合物藏內壓力場分布。可以看出，生產期間不同情境從井筒沿徑向方向均產生了明顯的壓力梯度，且隨生產時間的延續不斷加劇。井筒附近始終存在顯著的低壓區域，主要是由于此處水合物分解引起區域滲透率增大的緣故。生產至60 d，無隔板情境的壓力垂向傳播便已顯著涉及上蓋層與自由氣層，隔板AB情境則不同，其隔板附近區域壓力垂向傳播，僅在末端呈現出繞過隔板的趨勢。盡管隨生產的持續，其壓力傳播繞過隔板涉及區域并不斷擴大，但隔板附近垂向壓力梯度（波及上蓋層與自由氣層的區域）始終小于無隔板情境。這將顯著影響涉及層段孔隙水的滲流特性，進而降低井口產水（圖3）。此外，相較無隔板情境，隔板AB情境在整個生產期間沿徑向方向的壓力傳播更為均整，其有助于水合物層Ⅰ及水合物層Ⅱ內水合物分解及氣體產出。也就是說，人工隔板不僅可有效阻礙其敷設區域附近沉積層內壓力垂向傳播，還有助于水合物層壓力徑向擴散。

圖5 無隔板與隔板AB半徑為30 m時水合物藏內壓力場分布圖

圖6對比了不同生產時刻（60 d、1 a、2 a及5 a）無隔板與隔板AB半徑為30 m時水合物藏內溫度場分布。生產至60 d時，井筒附近尤其是井筒下部（水合物層Ⅱ），便已出現了顯著的低溫區域，這主要是由于井筒附近水合物分解吸熱特性及自由氣體涌入井筒引起的“焦湯效應”所致。此時隔板AB情境低溫區域面積大于無隔板情境表明前者水合物分解量甚于后者。同時，由于缺乏人工隔板的“保護”，無隔板情境自由氣層與下蓋層中的孔隙水已在壓差的驅動下匯入井筒，呈現“底水錐進”的形式，表現為較高值的等溫線匯聚于井筒附近，且此種情形隨著生產時間的延續不斷加劇。隔板AB情境則不同，其下隔板附近區域溫度始終相對較為溫和，也就是說底部熱流相對涉及較少。相比下隔板附近，上隔板附近區域的溫度差異不是很大。由于低溫區域與周圍環境持續進行熱量傳遞，此區域會逐漸消失。

圖6 無隔板與隔板AB半徑為30 m時水合物藏內溫度場分布圖

2.3 水合物及自由水飽和度空間分布

圖7、圖8分別對比了不同生產時刻（60 d、1 a、2 a及5 a）無隔板與隔板AB半徑為30 m時水合物藏內水合物飽和度與自由水飽和度分布。從水合物飽和度分布可以看出，隨著生產時間的延續，井筒附近水合物完全分解區域沿徑向不斷擴大，尤其是上、下分解界面，水合物完全分解區域與相鄰層段相融貫通。對于隔板AB情境，上蓋層或自由氣層孔隙水會在重力或壓差作用下繞過隔板匯向井筒（圖8），其間在某種程度上會加劇上蓋層孔隙水對水合物層上部分解邊緣的沖刷，延長底部熱流與水合物層下部分解邊緣的接觸時間，并強化其間熱量傳遞，進而促進水合物分解，這也是隔板末端附近區域水合物分解顯著快于無隔板情境的主要原因。此外，通過自由水飽和度分布可看到無隔板情境“底水錐進”的演變過程，而這一過程最終也顯著降低了井筒附近自由氣的有效匯入面積。相比之下，人工隔板敷設可有效實現生產過程中的阻水效應，進而有助于井口綜合含水率的降低。

圖7 無隔板與隔板AB半徑為30 m時水合物藏內水合物飽和度分布圖

圖8 無隔板與隔板AB半徑為30 m時水合物藏內自由水飽和度分布圖

2.4 隔板半徑對生產特性的影響

進一步地，考察了不同隔板AB半徑（0 m、15 m、30 m、45 m及60 m）對海域層系水合物藏降壓生產特性的影響規律。從圖9可以看出，隨著隔板AB半徑從0 m增至60 m，生產至5年時井口累積產水量持續顯著降低，井口累積產氣量連續增加，相應地，井口綜合含水率從13.45%降至7.8%，這將大大有助于水合物藏生產效益的提升。此外，隔板AB的敷設將顯著促進水合物藏內水合物分解（圖10）。生產至5年時，無隔板情境水合物分解率僅有3.84%；隔板AB半徑為60 m時，其水合物分解率可達6.32%。一方面表明人工隔板的敷設有助于水合物分解；另一方面，綜合產氣產水效果則會發現僅靠人工隔板聯合降壓開采當前水合物藏，仍不足以實現商業化效益，依然停留在產氣低下、入不敷出（投入資本遠大于產出效益）的局面。因此，未來水合物藏商業化開采不能僅局限于傳統油氣藏生產技術的借鑒，還應多角度自主創新、降本增效，可考慮油/氣/水合物多資源聯采模式，最終實現海底局部智能化、靈活分布式開采方式（井下夢工廠）。

圖9 不同隔板AB半徑生產至5年時井口累積產氣、產水量及綜合含水率變化曲線圖

圖10 不同隔板AB半徑時水合物分解率變化曲線圖

3 結論

1）敷設人工隔板時，井口累積產氣量會不同程度增加，井口累積產水量則顯著減少，因為隔板的敷設會顯著增大沉積層中自由水的流阻。整體上井口累積產氣增量大大遜于累積產水減量，因為自由水中溶解氣也是井口產氣的重要來源。上、下隔板在井口累積增氣或減水方面均存在一定的可疊加性。

2）上、下隔板同時敷設時，其整個生產期間徑向壓力傳播更為均整，即人工隔板的存在不僅可有效阻礙敷設區域附近沉積層內壓力垂向傳播，還有助于水合物層壓力徑向擴散，進而促進水合物分解及氣體產出。井筒附近尤其是下部溫度始終相對較為溫和，表明底部熱流相對較少被涉及。飽和度空間分布結果顯示，隔板末端附近區域水合物分解快于無隔板情境，且隔板的存在會降低井筒附近自由水有效匯入面積。

3）隨著上、下隔板半徑的增加，水合物分解率及井口累積產氣量持續增加，井口累積產水量快速下降，進而井口綜合含水率顯著降低，這將有助于海域水合物藏生產效益的提升。

4）人工隔板堵水技術適應于海域水合物藏降壓生產，但僅靠人工隔板聯合降壓開采海域層系水合物藏，仍難以實現商業化效益。未來水合物藏開采還應重視降本增效，同時可考慮油/氣/水合物多資源聯采模式及海底局部智能化、靈活分布式開采方式的實現。