抽水井輔助水平井降壓開采南海水合物數值模擬

李一銘，郭威，王元，賈瑞，張鵬宇

(1. 吉林大學 建設工程學院，吉林 長春，130021；2. 吉林大學 自然資源部復雜條件鉆采技術重點實驗室，吉林 長春，130021)

天然氣水合物作為一種儲量大、能量密度高的新型替代能源[1]，具有巨大的開采前景，其廣泛分布于陸地永久凍土區和水深大于300 m的海底沉積物中，其中，超過90%水合物賦存于海底淤泥質沉積物中[2-3]。我國南海海域蘊含約800億t油當量的水合物資源[4]，目前已在南海神狐海域成功開展2次水合物試采工程。

2020 年采用單水平井降壓法試采的日產量是2017 年采用單垂直井降壓法試采的5.57 倍[5-6]，試采的連續成功表明降壓法開采可以通過增產手段提高產量，因此，基于降壓法增產的數值模擬研究從未停止，但以往的研究多是針對具有不滲透邊界的封閉性水合物藏[7-11]。而我國已在南海開展多輪水合物勘探項目，鉆孔資料和測井結果顯示南海水合物多賦存于低滲弱固結的泥質粉砂沉積物中[12-14]，水合物儲層的上覆層和下伏層均為透水層，單水平井降壓法在開采這種非封閉性水合物藏時，隨著水合物的分解，大量海水會通過滲透性地層進入水合物層，造成產水量高和產氣量低，LI 等[15]采用單水平井降壓法開采南海滲透性水合物藏時發現降壓效果并不明顯，認為沒有經濟效益；SU 等[16]研究表明非封閉性水合物藏開采潛力遠低于封閉性水合物藏開采潛力。為了消除透水層的負面影響，降低產水量，ZHAO等[17]提出在透水的上下地層中注入凝膠形成人工不滲透屏障的方法，通過數值模擬證實了該方法可提升降壓效果，促進水合物的分解和產氣；LI 等[18]針對水合物儲層滲透率低以及存在透水層的問題，提出水力壓裂輔助密封降壓的開采方法，認為密封長度應大于裂縫長度，此時總產氣量可提高93.25%，總產水量可減少62.99%；SUN 等[19]提出了一種新的“儲層改造”概念，通過向透水層中注入CO2乳液形成CO2水合物分隔層來達到止水效果，該方法的可行性已在實驗室尺度下得到證實。上述方法均是通過儲層改造的方式形成止水屏障，而對于松散未成巖的泥質粉砂水合物沉積物，水合物飽和度影響其滲流和力學性質，儲層滲透率和強度變化范圍大，難以控制止水屏障的擴展半徑和覆蓋面積，甚至出現壓實而非壓裂的現象[20]。

為了提升南海非封閉性水合物藏的開采效率，本文作者提出抽水井輔助水平井降壓開采的方法，以南海神狐海域GMGS1航次SH7站位儲層條件為研究對象，采用Tough+Hydrate進行單水平井和抽水井輔助水平井降壓開采水合物的模擬分析，確定抽水井的最優布設位置和最佳抽水速率，驗證了該開采方法的可行性。

1 水合物開采模型建立

1.1 地質條件

2007 年，廣州海洋地質調查局在南海北部神狐海域執行第一次水合物鉆探航次GMGS1，分別在SH2、SH3和SH7站點鉆取水合物樣品[21]。本次模擬工區選取SH7 站位，該站位水深約1 108 m，海底溫度6.44 ℃，水合物儲層埋深為海底以下155～177 m，地溫梯度為0.043～0.068 ℃/m[22-23]，水合物賦存地帶溫度為13.0～18.5 ℃，地層壓力為11～21 MPa，可滿足水合物穩定存在條件，水合物飽和度為25%～46%，水合物氣體組分中甲烷體積分數占99.3%以上，屬于Ⅰ型結構水合物[24]。含水合物層沉積物主要以細粒的粉砂和黏土為主，孔隙度介于0.33～0.42 之間，滲透率約為75×10-3μm2，屬于松散弱固結、弱透水性的泥質粉砂儲層[25-26]。

1.2 模型區域劃分及離散化

SH7站位水合物藏可劃分水合物層、可滲透的上覆層和下伏層。其中水合物層厚度為22 m，上覆層和下伏層厚度均為30 m，普遍認為30 m 的厚度足以滿足10 年開采周期下儲層間的熱量交換和壓力傳遞[27]。在直角坐標系下，三維長方體模型在x、y、z方向上的延伸長度分別為100、100、82 m，如圖1所示，水平井沿y軸方向布置在水合物層中心位置，假設沿水平井方向儲層的物性特征和氣水運移動態分布均勻，可將模型在y軸方向上的厚度設定為1 m，同時，由于對稱性，只需研究0

圖1 單水平井開采模型Fig. 1 Single horizontal well production model

1.3 模型參數和初始條件

根據SH7 站位的測井資料可知，水合物層的孔隙度φ為0.41，滲透率k為75×10-3μm2，導熱系數kwet為3.1 W/(m?K)[17,23]，上覆層和下伏層與水合物層的基本物性參數相同。水合物層的初始狀態為水合物+水兩相穩定共存狀態，其中，水合物飽和度SH為44%，水飽和度SA為56%，上覆層和下伏層初始狀態均為單相水飽和狀態。

水合物層底部初始溫度和壓力分別為14.15 ℃和13.83 MPa，在海水鹽度為3.05%的條件下可穩定存在。上覆層的透水性保證了儲層內的孔隙水可與海水進行交換，故模型的初始壓力場分布可按照靜水壓力梯度公式進行計算[29]，即

式中：Pz為儲層深度z處的靜水壓力，MPa；PB為水合物層底部的壓力，13.83 MPa；ρsw為海水密度，取1 050 kg/m3；g為重力加速度，取9.806 0 m/s2；Δz為儲層中某位置距水合物層底部的距離，m。

初始溫度場分布可按照地溫梯度0.043 3 ℃/m進行計算。根據靜水壓力梯度公式和地溫梯度計算出模型各區域溫壓條件，在不開采的情況下，通過Tough+Hydrate軟件的自平衡功能可得到整個模型的壓力和溫度場。模型具體參數見表1。

表1 SH7站位水合物儲層模型的主要物性參數Table 1 Main physical parameters of hydrate reservoir model at SH7 site

在模擬計算過程中，儲層水相相對滲透率krA和氣相相對滲透率krG采用Stone模型計算[30]，即

式中：SirA為殘余水飽和度，取0.30；SirG為殘余氣飽和度，取0.05；nA和nG分別為水和氣相衰減指數，均取3.572。

儲層孔隙毛細管壓力Pcap采用Van Genuchten模型計算[31]，即

式中：P0為初始毛細管壓力，取1×105Pa；SmxA為最大水飽和度，取1；λ為孔隙分布指數，取0.45。

1.4 開采井設計及生產方案

模型中開采井可視為偽多孔介質，為了更好地模擬井筒內流體的運移，設定其孔隙度φ為1，滲透率k為1×103μm2[15,32]，毛細管壓力Pcap=0 Pa，具有非常小的殘余水飽和度SirA=0.002 和殘余氣飽和度SirG=0.001。降壓開采井底壓力設定為3 MPa，開采周期為10 a。

模擬單水平井降壓法開采3 種類型水合物藏，分別為：A型水合物藏：上覆層和下伏層均滲透(原始儲層，kOB=kUB=75×10-3μm2)；B型水合物藏：上覆層滲透、下伏層不滲透(kOB=75×10-3μm2，kUB=0 μm2)；C型水合物藏：下伏層滲透、上覆層不滲透(kOB=0 μm2，kUB=75×10-3μm2)。其中A型水合物藏近似于SH7站位的水合物藏類型，B、C型水合物藏均為假設的水合物藏類型。在開采過程中實時監測生產井產氣速率QG、產氣量VG、產水速率QW、產水量VW等關鍵動態參數以及儲層物理性質的空間分布，分析評價不同類型水合物藏的開采潛力，初步確定抽水井鉆孔布設位置。

2 模擬結果與分析

2.1 單水平井降壓開采水合物動態演化特征

2.1.1 產氣、產水行為

圖2 所示為生產井產氣速率QG、產氣量VG、產水速率QW和產水量VW隨時間的演化特征。開采3 種類型水合物藏時QG均表現出先急劇上升→快速下降→下降趨勢逐漸減緩并趨于穩定的變化趨勢，這是因為：1) 開采初期生產井與周圍地層存在較大壓差，導致井筒周圍水合物快速分解；2) 水合物分解為吸熱反應在分解前緣形成低溫區，導致分解速率快速下降；3) 隨著開采的進行，分解前緣向外擴展，孔隙水突破水合物阻礙涌入水合物層，生產井和水合物儲層間的壓差逐漸減小，導致開采后期產氣速率逐漸降低并趨于平緩。C型水合物藏的產氣速率和產氣量最高，水合物在3 024 d 分解完全，產氣量不再增加，產氣速率降至為0 m3/d；A 型水合物藏的產氣速率和產氣量最低。

圖2 A、B、C型水合物藏開采過程中產氣速率QG、產氣量VG、產水速率QW和產水量VW變化曲線Fig 2 Variation curves of gas production rate, gas production, water production rate and water production during the exploitation of type A, B and C hydrate reservoirs

A、B、C 型水合物藏的產水速率表現出相同的變化趨勢，開采初期，產水速率急劇增加；隨著開采的進行，最終分別穩定在29、25 和23 t/d。這是因為：

1) 開采初期水合物快速分解，產生大量分解水，同時，水合物分解使蓋層孔隙水突破固體水合物的阻礙，生產井附近水合物分解區域儲層有效滲透率增大，導致產水速率急速上升。

2) 隨著開采進行，孔隙水流入水合物層阻礙低壓區擴展，水合物分解前緣移動緩慢，產水速率增加緩慢。由于恒壓生產邊界的存在，最終產水速率趨于穩定。A型水合物藏上覆層和下伏層均為透水層，故其有最高的產水速率和產水量，不利于產氣；B、C 型水合物藏均具有單一透水層，B型水合物藏中上覆層孔隙水是在重力和壓差共同驅動作用下侵入水合物層的，故其產水速率和產水量均略高于C型水合物藏；C型水合物藏的產水速率和產水量最低，最有利于產氣。

2.1.2 儲層物性參數空間分布特征

圖3和圖4所示分別為開采三種類型水合物藏時儲層壓力P和水合物飽和度SH的空間分布特征，圖中白色直線代表水合物層的頂界和底界。

圖3 A、B、C型水合物藏壓力P空間分布特征Fig. 3 Spatial distribution characteristics of pressure of type A, B and C hydrate reservoirs

圖4 A、B、C型水合物藏水合物飽和度SH空間分布特征Fig. 4 Spatial distribution characteristics of hydrate saturation of type A, B and C hydrate reservoirs

從圖3 可知：3 種水合物藏儲層壓力分布的共同特征是：1) 開采初期壓降傳遞迅速；2) 低壓區隨著時間增加區域不斷擴大，但擴展速度變緩，由于水合物層的低滲透性，其最大壓降范圍會逐漸穩定；3) 等壓界面的鋸齒形狀是由于分解前緣的氣-水流動造成的。由圖3(a)可見：A 型水合物藏開采時低壓區向上、下兩個方向擴展，開采初期低壓區(小于12 MPa)擴展迅速，擴展半徑可達15 m 左右，隨著開采的進行，低壓區的擴展速度變緩，甚至開始向井筒方向回縮，開采5 a時，低壓區擴展到距井筒25 m 左右，但開采10 a 時，低壓區又回縮到20 m 處。這是因為水合物分解前緣逐漸遠離井筒，上下地層孔隙水侵入區域增加，導致低壓區收縮。由圖3(b)可見：開采B型水合物藏時，壓降在水合物層下部的擴展速度大于其在水合物層上部的擴展速度，這是因為上覆層孔隙水的侵入阻礙了低壓區的傳播，開采10 a 時，小于12 MPa 的低壓區已擴展至整個水合物層，小于11.5 MPa 的低壓區擴展到距井筒40 m 左右，低壓區并沒有出現回縮現象。由圖3(c)可見：C型水合物藏與B型水合物藏表現出相反的分布特征，水合物層上部的壓降擴展速度更快，由于水合物分解率高，水合物層的相對滲透率增大，小于11.5 MPa的低壓區已擴展至整個水合物層，小于11.0 MPa的低壓區擴展到距井筒32.5 m 左右。從壓力的分布特征可以看出開采C 型水合物藏時壓降傳播范圍更大。

圖4 所示為A、B、C 型水合物藏水合物飽和度SH空間分布特征。從圖4(a)可知A型水合物藏水合物飽和度在開采過程中的分布特點：1) 生產井恒壓開采，開采60 d 時在井筒周圍形成圓柱形分解界面，同時水合物層上、下位置開始出現分解界面；2) 開采1 a時，上、下分解界面與井筒周圍的圓柱形分解界面融合；3) 由于透水層的存在，下部熱水上涌進入水合物層，對水合物分解有促進作用，故下分解界面水合物分解量更大；4) 水合物分解的氣體通過擴展或對流的作用進入未分解區域，形成二次水合物，出現高水合物飽和度區域。從圖4(b)和4(c)可知：B、C 型水合物藏開采1 a 時，水合物層分別在底部和頂部存在開采“盲區”，底部和頂部分解界面幾乎沒有形成，未能與井筒周圍的圓柱形分解界面融合。從水合物飽和度的分布特征可以看到，A、B型水合物藏分解最前緣位置距井筒分別為15.0 m和32.5 m，而C型水合物藏已分解完全，這說明C型水合物藏具有更大的開采潛力。

2.2 抽水井輔助水平井降壓開采水合物動態演化特征

單水平井降壓開采A、B、C 型水合物藏的模擬結果表明，開采南海非封閉性水合物藏時孔隙水侵入會導致低產氣量和高產水量，嚴重影響開采效率。同時發現下伏層滲透性高、上覆層封閉性強的水合物藏更有利于水合物開采。因此，本文初步確定抽水井鉆孔位置位于上覆層，即在開采井垂直方向上布設一口抽水井，抽取流經上覆層的孔隙水，以此來大大減小流入水合物層的水量，形成抽水井輔助水平井降壓開采水合物的新型開采模式，如圖5所示。

圖5 抽水井輔助水平井降壓開采模型Fig. 5 Pumping well assisted horizontal well exploitation model by depressurization method

井距和抽水速率是抽水井輔助水平井降壓開采模式下的2個重要工藝參數，設定4種井距，如圖6所示。從圖6可知：抽水井布設在距水合物層頂部0、5、10 和15 m 處，兩井的井距依次為11、16、21 和26 m。為了減少孔隙水流入水合物層的量，不能盲目地增加抽水速率，過大的抽水速率會在井口形成過度低壓區，使部分分解氣聚集在井筒周圍，同時，孔隙壓力消散使有效應力增加，導致近井地層發生大面積沉降[33]，因此，不同井距下存在一個臨界抽水速率以達到最佳開采效果。

圖6 抽水井鉆孔位置示意圖Fig. 6 Schematic diagrams of pumping well borehole location

2.2.1 不同井距下抽水井的臨界抽水速率

以0.05 kg/s的梯度增加抽水井抽水速率，獲取不同抽水速率下生產井產氣量VG和抽水井井口壓力P。圖7所示為不同井距下產氣量VG和抽水井井口壓力P隨抽水速率演化特征。從圖7(a)、(b)、(c)可知：當井距為11、16和21 m時，抽水井井口壓力隨著抽水速率的增加呈線性下降，抽水速率每增加0.05 kg/s，井口壓力分別下降1.58、1.53 和1.50 MPa 左右，而產氣量提升幅度逐漸變緩，甚至出現下降趨勢，這是因為隨著抽水速率增加，抽水井井口壓力減小，部分水合物分解氣體會在壓差和孔隙水流動作用下聚集在抽水井井筒附近，導致產氣量增長緩慢甚至出現下降趨勢。因此，可以將產氣量最大值所對應的抽水速率作為臨界抽水速率，則井距11、16 和21 m 這3 種模式下的臨界抽水速率分別為0.18、0.27 和0.35 kg/s，對應抽水井井口壓力分別為5.33、3.34和1.50 MPa。在井距26 m 模式下，產氣量和抽水井的井口壓力呈對稱分布，井口壓力下降趨勢與產氣量上升趨勢一致，這是因為井距較大時，抽水井抽取孔隙水造成的低壓環境對分解氣的聚集作用不明顯，但該模式下仍存在臨界抽水速率。圖8所示為開采初期高于臨界抽水速率抽水井井口壓力和產氣量變化情況。從圖8可知：高于臨界抽水速率開采時井周地層壓力快速消散，水相消失，分解氣聚集在井筒周圍，由有效應力原理可知，該區域有效應力過大，沉積物容易發生變形，導致井周地層出現大幅度沉降[34]，故井距26 m 時的臨界抽水速率為0.42 kg/s，抽水井井口穩定壓力僅為0.14 MPa。

圖7 不同井距下產氣量VG和抽水井井口壓力P隨抽水速率演化特征Fig. 7 Evolution of gas production and wellhead pressure with pumping rate at different well spacings

圖8 井距26 m高于臨界抽水速率抽水井井口壓力和產氣量變化曲線Fig. 8 Variation curves of wellhead pressure and gas production of pumping well above critical pumping rate at 26 m well spacing

4種模式下抽水井臨界抽水速率、臨界井口壓力和生產井產氣量如表2 和圖9 所示。從圖9 可以看到：井距越大，抽水井臨界抽水速率越大，相應的臨界井口壓力越小；隨著井距的增大，在臨界抽水速率下生產井的總產氣量提升幅度變緩；case3 和case4 生產模式下產氣量基本一致，但case4 模式下井口壓力過小，僅為0.14 MPa。為了確保開采系統安全，最優抽水井輔助水平井降壓開采生產模式應為case3模式。

表2 不同井距下的抽水井臨界抽水速率、臨界井口壓力和生產井產氣量Table 2 Critical pumping rate, critical wellhead pressure and gas production of producing well at different well spacing

圖9 4種生產模式下生產井產氣量、抽水井臨界抽水速率和臨界井口壓力Fig. 9 Gas production, critical pumping rate and critical wellhead pressure in four production modes

2.2.2 最優抽水井輔助水平井降壓模式開采水合物演化特征

1) 產氣、產水行為。圖10 所示為單井和最優模式下生產井產氣速率QG、產氣量VG、產水速率QW、產水量VW隨時間演化特征。從圖10可知：開采前2 500 d 內最優模式下產氣速率始終大于單水平井模式下產氣速率，但兩者之間的差值逐漸減小，開采后期產氣速率趨于一致。這是因為最優模式下水合物分解前緣移動更快，在同一時間點下，分解前緣距離井筒更遠，分解前緣壓力帶和單水平井分解前緣壓力場相近，故表現出相近的產氣速率。單水平井產氣量為2.48×104m3，最優模式下產氣量為3.45×106m3，產氣量提高了39.1%。最優模式下生產井的產水速率始終低于單水平井模式下生產井的產水速率，產水速率最終穩定在0.3 kg/s，較單水平井模式下降低了11.8%，產水量為8.77×104t，較單水平井模式下降低了17.4%。

圖10 單井和最優模式下產氣速率QG、產氣量VG、產水速率QW、產水量VW變化曲線Fig. 10 Variation curves of gas production rate, gas production, water production rate and water production in single well and double well

2) 儲層物性參數空間分布特征。圖11～13所示分別為在最優模式下開采時儲層壓力P、水合物飽和度SH以及氣體飽和度SG的空間分布特征。從圖11 可知：開采初期低壓區(小于12 MPa)在生產井和抽水井周圍迅速擴展，開采60 d 時最大擴展半徑已達25 m，而單水平井開采10 a 時低壓區的擴展半徑僅為20 m。這是因為抽水井抽取井筒周圍孔隙水，與生產井達到聯合降壓的效果，使低壓區迅速外擴。抽水井布設在上覆層，水合物層中上部低壓區界面擴展速度明顯比下部的快，這與C型水合物藏低壓區的擴展形式相似。隨著開采的進行，水合物分解前緣逐漸遠離井筒，抽水井的抽水范圍有限，導致開采后期低壓區擴展半徑增長緩慢，下部低壓區界面與上部界面逐漸重合，最終穩定在35 m 左右，較單水平井模式下提高了15 m左右。

圖11 最優模式下開采時壓力P空間分布特征Fig. 11 Spatial distribution characteristics of pressure in optimal production mode

從圖12和圖13可知：開采初期水合物層下分解面大量水合物分解，上分解界面沒有形成。這是因為生產井和抽水井井口均為低壓區，在壓差作用下，大量分解氣聚集在水合物層上部，形成二次水合物，水合物層上部出現“開采盲區”。隨著開采的進行，上分解界面逐漸形成并融合，下分解面分解量始終大于上分解面分解量。開采后期分解面距井筒較遠，抽水井作用范圍有限，分解氣被不斷壓縮，僅存在于下分解面。分解最前緣最終距井筒37.5 m，較單水平井模式下提高了22.5 m。

圖12 最優模式下開采時水合物飽和度SH空間分布特征Fig. 12 Spatial distribution characteristics of hydrate saturation in optimal production mode

圖13 最優模式下開采時氣體飽和度SG空間分布特征Fig. 13 Spatial distribution characteristics of gas saturation in optimal production mode

單水平井開采南海非封閉性水合物藏時，大量地層孔隙水會在壓差驅動下侵入水合物層，孔隙流體的進入會加速地層壓力達到新的平衡狀態，使低壓區很難向遠離井筒方向擴展，導致產氣量低和產水量高，嚴重影響開采效率。而采用抽水井輔助水平井降壓開采時可緩解這一問題，提升開采效率，其具體作用原理如圖14 所示。抽水井的存在改變了孔隙水流動路徑，減少了流入水合物層的水量。2種生產模式下氣相相對滲透率krG空間分布特征如圖15所示。從圖15可知：與單水平井模式相比，最優開采模式下近井區域氣體分布范圍更廣，氣相相對滲透率更大，單水平井最大氣相相對滲透率僅為3.44×10-4，而最優開采模式下可達1.37×10-3，氣水兩相流動時利于氣體流向井筒。水合物層中心位置沿遠離井筒方向壓力變化曲線如圖16所示。從圖16可知：開采初期最優模式下兩井創造的低壓區在近井區域快速融合，低壓區擴展迅速，開采60 d 時擴展效果與單水平井10 a 開采周期基本一致，以小于12 MPa 壓力區域為例，最優模式下低壓區擴展范圍更廣，提高了水合物分解率和產氣量。

圖14 抽水井輔助水平井降壓開采增產機理示意圖Fig. 14 Schematic diagram of stimulation mechanism of pumping well assisted horizontal well depressurization exploitation

圖15 開采至60 d和1 a時氣相相對滲透率krG空間分布特征Fig. 15 Spatial distribution characteristics of gas relative permeability at 60 d and 1 a after exploitation

圖16 開采至60 d和10 a時水合物層中心位置沿遠離井筒方向壓力變化曲線Fig. 16 Pressure change curve of center of hydrate layer along direction away from wellbore at 60 d and 10 a after exploitation

3 結論

1) 針對單水平井降壓開采非封閉性水合物藏時孔隙水侵入限制低壓區向遠離井筒方向擴展的問題，提出了抽水井輔助水平井降壓開采方法，該方法通過改變孔隙水流動路徑，擴大了水合物層低壓區傳播范圍，提高了水合物開采效率。

2) 上覆層和下伏層滲透性影響水合物開采效率，其中下伏層滲透性高、上覆層封閉性強的儲層更有利于水合物開采，故將抽水井布設在上覆層，抽取流經上覆層孔隙水，減少流入水合物層的水量。

3) 抽水井的臨界抽水速率和井口壓力受井距控制，隨著井距增大，臨界抽水速率呈線性增加，最快可達0.42 kg/s，臨界井口壓力呈線性減小，最低僅為0.14 MPa。

4) 抽水井布設在距水合物層頂部10 m 處，兩井井距為21 m，抽水速率為0.35 kg/s下的抽水井輔助水平井降壓開采模式可達到最佳開采效果。與單水平井相比，生產井的產氣量從2.48×104m3增加到3.45×104m3，提高了39.1%；產水量從1.03×105t減少到8.77×104t，降低了17.4%；低壓區和分解最前緣擴展半徑分別提高了15.0 m和22.5 m左右。