单井热吞吐开采南海神狐海域天然气水合物数值模拟.pdf

第 62 卷 第 2 期 化 工 学 报 Vol 62 No 2 2011 年 2 月 CIESC Journal February 2011 研究论文 单井热吞吐开采南海神狐海域天然气水合物 数值模拟 李 刚,李小森 中国科学院广州能源研究所天然气水合物研究中心, 中国科学院可再生能源与 天然气水合物重点实验室, 广东 广州 510640 摘要 以国土资源部广州地质调查局 2007 年 5 月在南海北部神狐海域 SH7 站位的钻探、测井数据为基础, 建立 了实际水合物藏分层地质模型, 主要包括上盖层、水合物层和下盖层, 其中上、下盖层均为可渗透的沉积物。 本文利用单一水平开采井, 进行了热吞吐法开采水合物的数值模拟。给出了选取合理的注入速度和生产速度的 准则。模拟结果表明, 开采过程中水合物分解区域主要集中在开采井周边区域, 在注热阶段和生产阶段, 地层 中的水合物分别经历合成和分解两种过程, 期间有明显的盐水浓缩和稀释效应。在本文条件下, 利用单一水平 井热吞吐法不能经济有效地开采该区域的天然气水合物, 有待于利用其他更高效的水合物开采方法。 关键词 天然气水合物; 单井热吞吐; 水平井; 神狐海域 中图分类号 TE 33 文献标志码 A文章编号 0438- 1157 2011 02- 0458- 11 Numerical simulation for gas production from hydrate accumulated in Shenhu Area, South China Sea, using huff and puff LI Gang, LI Xiaosen Key Laboratory of Renewable Energy and Gas H ydrate, Guangzhou Institute of Energy Conversion, Guangzhou Center f or Gas H ydrate Research, Chinese A cademy of Sciences, Guangzhou 510640, Guangdong, China AbstractIn this work, the gas production potential from hydrates at the SH7 drilling site of the Shenhu Area by means of the huff and puff using a single horizontal well was estimated3 dimensional numerical model was established based on currently available data from site measurementsT he hydrate accumulations in Shenhu Area are similar to Class 3 deposits involving only a HBL , and the overburden and underburden layers are assumed to be permeableT he simulation results indicate that the hydrate dissociated zone expands around the well, and the hydrate ation occurs during the injection stage of the huff and puff processReasonable injection and production rates should be adopted to avoid the over pressurization and depressurization during each huff and puff cycleT hermal stimulation is shown to have an effect over a limited range around the wellThe gas production rate and gas to water production ratio in the Class 3 hydrate deposit at site SH7 in Shenhu Area in this work is not suitable for commercial production Key words natural gas hydrate; huff and puff ; horizontal well;Shenhu Area 2010- 04- 02 收到初稿, 2010- 06- 25 收到修改稿。 联系人 李小森。第一作者 李刚 1981 , 男, 博士研究 生, 助理研究员。 基金项目 国家自然科学基金项目 20773133, 51004089, 51076155 ; 中科院知识创新重要方向项目 KGCX2 -YW -3X6 ; 广东省科技计划项目 2009B050600006 。 Received date 2010- 04- 02 Corresponding author Prof LI Xiaosen, lixs ms giecac cn Foundation itemsupported by the National Natural Science Foundation ofChina 20773133,51004089,51076155 ,CAS Knowledge Innovation Program KGCX2 -YW -3X6 and the Science 2 焖井阶段,关闭井口, 经过 一定的时间使地层温度升高; 3 生产阶段, 打开 生产井进行开采操作。一般热吞吐法中, 注入井和 生产井是同一口井。单井热吞吐法开采水合物是一 种特殊的降压和热激相结合的水合物联合开采方 法,主要利用单一井口中降压法和热激法周期性交 替进行以促进水合物分解, 提高气体产出速度。另 外,有模拟结果表明 [ 7, 9, 22] ,在一定条件下利用垂 直井降压法和注热法开采海底水合物藏, 可以在较 长时间内以较高的速度产出甲烷气体。相对于垂直 井而言,利用水平井可以显著提高 Class 2 和 Class 3型水合物藏的产气速度[ 9, 23], 同时可以有效防止 二次水合物 的形成[ 23 -24]。所以,本文采用水平 井进行水合物藏开采模拟。 近年来, 天然气水合物开采模拟研究发展迅 速, 利用数值模拟方法可以对天然气水合物藏的开 采潜力进行预测。美国劳伦斯 -伯克利国家实验室 LBNL 的 Moridis 在通用地下水渗流模拟计算软 件 T OUGHV20 的基础上, 开发了TOUGH HYDRATE 模拟软件,专门用于天然气水合物的 数值模拟[ 25]。该模型考虑了水合物形成和分解的 平衡和动力学模型。模型中考虑四相 气、液、 冰、水合物 、四组分 水合物、水、甲烷、盐等水 溶性抑制剂 以及拟组分热焓,各组分存在于各相 中 [ 25] 。该模型可描述水合物分解机理,包括降压、 注热、加入抑制剂, Moridis 等 [ 26 -27] 用该模型对四类 甲烷水合物藏进行了模拟,并与加拿大 Mallik 现场 实验数据进行了拟合。2007 年对韩国东海Ulleung盆 地的海底水合物藏进行了开采模拟 [ 28] 。 本文主要利用 TOUGH HYDRAT E 模拟软 件, 在新型的开采井设计条件下, 利用单一水平井 热吞吐法对中国南海神狐海域天然气水合物藏进行 开采模拟研究。其中,水合物藏分层地质模型主要 包括上盖层、水合物层和下盖层, 其中上、下盖层 均为可渗透的沉积物,水平井位于水合物层的中 部。本文所用数据以野外钻探和测井实地数据为主 要依据, 对于一些暂时缺失的数据,综合参考该区 域已有的文献报道进行取值。 1 数值模拟 1 1 模型参数 本文模拟区域神狐海域调查研究区位于南海北 部陆坡中段神狐暗沙东南海域附近,即西沙海槽与 东沙群岛之间海域。2007 年 4 6 月,国土资源部 广州地质调查局在南海北部神狐海域共完成了 8 个 站位的钻探、测井, 对 5个站位进行取芯, 其中 3 个站位 SH2、SH3和 SH7 上获得天然气水合物样 品[ 29], 本文的主要模拟对象即为 SH7 站位所处的 水合物藏, 该站位海水深度为 1108 m,水合物层 hydrate -bearing layer,HBL 离 海 底 深 度 为 155 177 m,地温梯度为 0 0433 m- 1。海水 盐度 质量分数 XS取 3 05。海底沉积物热导 率 饱和水 KRW取 31 W m - 1 - 1 。HBL 沉 积物 的 热 导 率 不 含 水KRD取 1 0 W m - 1 - 1。海底沉积物密度 取 2600 kg m- 3。 459 第 2 期 李刚等 单井热吞吐开采南海神狐海域天然气水合物数值模拟 表 1 中国南海神狐海域天然气水合物藏物理性质 Table 1 Methane hydrate deposit properties and conditions at site SH7 in Shenhu Area, South China Sea ParameterValue initial pressure, PB at base of HBL / MPa 1383 initial temperature, TB at base of HBL / K 287 31 initial saturation in HBL SH 044, SA0 56 g eothermal gradient / m- 1 0 0433 composite thermal conductivity model [30 -31] k C k RD S1/ 2 A S1/2 H k RW- k RD SIk I ciliary pressure model[ 32] Pcap - P01[ S*- 1/ - 1]1- S* SA- SirA / SmxA- SirA SirA0 29 0 45 P01/ Pa105 relative permeability model[ 25] krA S* A n krG S*GnG S*A SA- SirA / 1- SirA S* G SG- SirG / 1- SirA original porous medium n3572 nG3572 SirG0 05 SirA0 30 水合物层的孔隙度 取 41。海底沉积物的渗透 率 K 取 7 5 10 - 14 m 2 0 075 Darcy 。通过气 相色谱分析,SH7 站位钻探获得的沉积物岩中, 甲烷气体占所有气体组成的 992 , 故本文假设 气体组分为 100 甲烷。其他相关地层参数和物理 性质见表 1。 图 1 为本文模拟的南海神狐海域天然气水合物 藏模型示意图。本模拟区域为长方体,HBL 厚度 为 22 m - 11 m z 11 m ,上盖层 overbur - den,OB, 11 m z 41 m 和下盖层 underbur - den,UB,- 41 m z - 11 m 均为可渗透沉积 物, 厚度均为 30 m,足够精确描述 30 年开采周期 标准开采井生命周期 内的水合物藏热流变化情 况 [ 7, 22, 30] 。相对于 22 m 厚的 HBL, OB 和 UB 的 厚度也足够精确描述水合物藏中的压力场分布。如 图 1所示,开采井位于 HBL 中部 x 0,z 0 , 内部有效半径 rW 0 1 m。本文单一水平井的开采 范围取 90 m,由于水平井两边对称且x 45 m 处 为绝热不传质边界,所以只对 0 x 45 m 的水合 物藏进行模拟。 图 1 南海神狐海域 SH7站位天然气水合物 藏模型示意图 Fig 1 Schematic diagram of marine hydrate deposit site SH7 in Shenhu Area, South China Sea 1 2 开采井设计 图 2 所示为本文所采用的单一水平井在地层中 的布置、井管特殊设计以及吞吐开采过程中注热和 生产两个阶段管内流体流动示意图。如图 2 所示, 单一水平井的井管周围开有 8 个均匀分布的细长 孔, 同时用于注热阶段和生产阶段的流体流入和产 出。与使用单一开采井同时注入热水并开采气 体[ 28]以及单井同时内部热水循环外部开采的设计 相比[ 18],这种开采井设计非常简单,且在目前的 工业水平上具有可行性。由于实际开采井内部流体 不是在多孔介质中的流动,需要用 Navier -Stockes 方程描述[ 27],为了避免求解上的困难,假设井内 流体在 伪多孔介质 中流动,遵循达西定律。将 开采井内网格的渗透率 Kw设为较大值100 10- 12m2 1 Darcy ,孔隙度 W为 1 0,毛细压力 Pcap为 0。 1 3 单井热吞吐法 典型的单井热吞吐法包括注热、焖井和生产 3 个阶段, 注热井和生产井是同一口井。单井热吞吐 开采水合物过程中, 首先,在注热阶段将高温热 水、蒸汽或者其他高温介质注入到水合物地层中, 使地层温度升高,部分水合物发生分解,相应的地 460 化 工 学 报 第 62 卷 图 2 南海神狐海域 SH7站位天然气 水合物藏开采井设计示意图 Fig 2 Well design used in huff and puff 层压力也有所升高。然后, 关闭注入井停止注热, 使注入的热量经过一段时间扩散,这个阶段称为焖 井阶段。最后,打开生产井,使气体和水以一定的 速度从生产井中产出, 其中包括部分水合物分解产 生的气体和水、部分注入的热水以及地层中原有的 水。当产气速度明显下降时, 开始重新注入热水, 进行下一个周期的热吞吐过程, 直到产出的气体相 对于注入热水等消耗的能量符合商业开采经济性 要求。 本文所使用的单井热吞吐法包括以下几个特 点 1 不包含焖井阶段, 即注热阶段结束以后立 即开始生产阶段, 这主要是由于热传导作为水合物 地层主要的传热方式效率较低, 在开采井周边区域 热扩散以 r 2 r 为以开采井为中心的圆柱体的半 径 的速度衰减 [ 18] ; 2 注热阶段和生产阶段分 别持续 2 d 和 3 d,且在注热阶段的热盐水注入速 度和生产阶段的井口质量产出速度 产气和产水速 度的总和 在各个周期内均保持恒定; 3 由于水 合物层的有效渗透率较小, 在开始阶段注入热盐水 比较困难,所以在每组单井热吞吐开采前,均以 PW 02 P0为驱动力进行为期 15 d 的定压降压 开采, 目的是在开采井周边区域形成一个较小的水 合物分解区, 使热盐水容易在较低的井口压力下注 入水合物层。 在单井热吞吐开采过程中,为防止开采井附近 出现冰或者形成 二次水合物,在生产阶段需要 选取合理的井口质量产出速度 产气和产水速度的 总和 Qpro,保证井口压力 PW始终大于水合物四 相点的压力 PQ。同样,为防止水合物层中压力过 高可能引起的地层塌陷等剧烈结构变化的问题, 在 注热阶段也需要选取合理的热盐水注入速度 Qinj, 使地层中压力最高的开采井口处的压力 P Pmax, 其中 Pmax由式 1 得出 Pmax wgZsf fsgZwd 1 式中 w和 s分别是典型的海水密度 标准状况 下 1035 kg m - 3 和沉积物层密度 2600 kg m- 3 , g 是重力加速度 9 81 m s- 2 ,Zsf和 Zwd分别是海水深度 海底表面的水深 和开采 井在海底表面以下的深度,f 是安全系数。在本文 研究的 SH7 站位的 Zsf 1108 m,Zwd 166 m, f 0 8, 所以合理的最高压力 Pmax 1464 MPa。 2 分析和讨论 本文中所有图中的参考模拟结果 R 的地层 参数和物理性质见表 1,其开采井所在位置 z 0 的 HBL 的初始压力和初始温度分别为 P0 137 MPa 和 T0 13 7 。在完 成 了 15 d 的 PW 0 2 P0 开采井处压力 PW 112 MPa 的 定压降压开采后,开始单井热吞吐开采,在每一个 吞吐周期内分别持续 2 d 和 3 d 的注热阶段和生产 阶段,热盐水注入速度和井口产出速度分别保持 4 32 t d - 1和 5 18 t d- 1。其中, 注入的热盐水 的初始温度 Tinj 90 ,初始盐度 质量分数 等 于海水盐度 3 05 。 2 1 产气产水规律 图 3 描述了单井热吞吐开采条件下,井口总的 甲烷气体累积产出体积 VP 和水合物分解产生 甲烷气体的累积体积 VR 随时间变化曲线。图 4 绘出了单 井热 吞吐 开采条 件下,产 气产 水比 RGW 随时间变化曲线。其中,热盐水注入速度 和井口质量产出速度分别为 Qinj 259 t d- 1, Qpro 432 t d- 1; Qinj 259 t d- 1, Qpro 5 18 t d- 1; Qinj 346 t d- 1, Qpro 5 18 t d- 1; Qinj 4 32 t d- 1, Qpro 5 18 t d- 1[ 参考模拟结果 R ] 。 461 第 2 期 李刚等 单井热吞吐开采南海神狐海域天然气水合物数值模拟 从图 3 可以看出,各模拟结果中的 VP和 VR 曲线分别表现出不光滑和锯齿状的特征, 这主要是 热吞吐过程中的注入和生产阶段的周期性决定。如 图 3 a 所示, VP在注热阶段保持恒定,只有在生 产阶段才逐渐增大, 故在整个开采过程中呈现出阶 梯状增大的趋势。图 3 b 所示, 由于在生产阶段 水合物不断分解释放出气体,故 VR逐渐增大,而 在注热阶段, 虽然热盐水不断注入会促使开采井周 边温度较高的区域的水合物部分分解, 但是由于整 个地层中的压力迅速升高,导致整体来看地层中水 合物饱和度升高,消耗部分气体,故 VR逐渐减 小。总的来看,VR随着热吞吐周期有规律地增大 和减小, 但总体呈现不断增大的趋势。另外,由于 热吞吐所注入热水的影响范围有限,随着分解区域 的扩大, 所注入热水的热量对水合物分解的影响越 来越小, 故 VR的斜率 表征水合物分解速度大 小, 斜率越大说明水合物分解速度越快 随着开采 的进行不断减小,说明水合物分解速度逐渐降低, 相应的水合物分解产气量也逐渐降低。VP的斜率 表征开采井井口总的产气速度 基本保持不变, 说明开采井井口产气速度基本稳定。对比图 3 a 、 b 发现,开采初期 VP和 VR基本相当,开采井 中产出的气体主要来自于水合物分解所得的气体, 而随着开采过程的进行,在开采中后期, VP与 VR 之差越来越大,说明井口产气中有部分来自于 HBL 中液体内的溶解气。 从图 3 b 可以看出,在相同的注入速度为 2 59 t d- 1条件下,随着井口产出速度 Qpro从 4 32 t d- 1增加到 5 18 t d- 1,井口产气速度和 水合物分解速度均增大,故 的 VP和 VR均 明显小于 。但是,由于井口压力随着 Qpro的 增加而减小, 所以 Qpro不能无限增大, 在本文中最 大值不超过 5 18 t d- 1。 采用相同的 产出速度 5 18 t d - 1 ,从图 3 b 可以看出, VR随着注入速度 Qinj的增加而增大,说明在相同 的产出速度条件下, 注入速度越大,水合物分解所 产生的气体 生产阶段水合物分解释放的气体减去 注热阶段水合物合成所消耗的气体 越多, 主要原 因是尽管相同的注入时间内注入速度 Qinj越大会导 致地层压力越高,但是随之注入地层的热量越多, 水合物分解量也越大。换句话说, 热量注入引起的 水合物分解效应大于压力升高对产气带来的负面 效果。 从图 3 a 可以看出,在开采初期 约小于 100 d , 的 VP与 VR一样随着注入速 度 Qinj的增加而增大。但是在开采中后期 约大于 462 化 工 学 报 第 62 卷 100 d ,在生产阶段相同的井口产出速度 Qpro下, VP随着注入速度 Qinj的增加而减小。在开采初期, 热吞吐法具有很高的产气效率, 注入地层的热水越 多 Qinj越大 ,水合物分解产气速度越快 VR越 大 ,越多的气体从井口产出 VP越大 。但是由 于注入的热量影响范围有限,随着水合物分解区域 的不断扩大, 所注入热盐水引起的地层压力升高与 其带入热量的影响相比起主要作用, 所以水合物分 解速度越来越慢。于是,如图 3 a 所示,在相同 的 Qpro条件下, 注入速度 Qinj越大,地层中压力升 高幅度越大, 生产阶段的降压驱动力越小,产出的 气体越少,井口累积产气量 VP也越小。如图 3 a 所示, 在进行开采一年左右以后, 具有最大 的 VP 约 4500 m3 ,其平均产气速度 Qavg VP/ t 约为 158 m3 d- 1。对于本文所用的单一水平井, 开采范围为90 m 对0 x 45 m 的水合物藏进行 模拟,而水平井两边对称 , 水平井长度为 1000 m 的情况下,平均产气速度 Qavg 3 16 104m3 d- 1 1 11 million scf/ D , 约为海上产气井商业开 采最低单井产气量的 1/ 9。 产气产水比 RGW VP/ MW是一个衡量水合物 开采效率的相对标准, 主要用于水合物开采产气的 经济性评价, 其中,MW是井口累积产水质量。在 热吞吐开采过程中, 在注热阶段,VP和 MW保持 不变, 只在生产阶段开采井井口同时产气产水时才 分别增大, 故 RGW也只在生产阶段变化。如图 4 中 和 可以看出,在相同的 Qinj下,Qpro越 大, RGW也略大。 相同的 Qpro下,RGW 主要决定于 VP,在开采初期随着 Qinj的增加而增 大,而在开采中后期则刚好相反。总之, 在恒定的 Qinj和 Qpro条件下,RGW主要取决于 VP, 并与之呈 现类似的变化规律。从图 4 可以看出,在各个注入 和产出速度条件下,产气产水比 RGW在开采初期迅 速降低到 一个较低的 水平 [ 约 4 0 10 0 m3 CH4 m 3H 2O - 1] , 并随着开采过程的进行不断 降低,这表明从产气产水相对比例的角度,在本 文所描述的条件下,使用热吞吐法开采天然气水 合物藏经济性不佳。另外,考虑到注入热盐水所 消耗的能量,主要是从井中注入热水所消耗的泵 功和加热盐水所需热量,其经济性评价结果更加 恶化。 综合以上模拟结果,从绝对产气量和产气产水 比两方面来看,利用热吞吐法开采南海神狐海域 SH7 站位水合物藏都不具有很高的经济价值。另 外, 从以上分析可以得出,热吞吐法开采水合物藏 宜采用合理的注入和生产速度,以下主要针对参考 模拟结果 R ,即热盐水注入速度和井口产出速 度分别保持 4 32 t d- 1和 5 18 t d- 1、注入的热 盐水的初始温度 Tinj 90 为例,对典型的单一热 吞吐周期内各相饱和度、地层温度压力以及盐度等 参数的空间分布进行详细讨论。其中,在该周期 内, 注热盐水阶段从第101 d 开始到第 102 d结束, 共持续 2 d,生产阶段从第 103 d 开始到第105 d 结 束, 共持续 3 d。从第 106 d 开始下一个周期的热 吞吐过程。 2 2 单周期 SH和 SG空间分布 图 5、图 6 分别绘出了单井热吞吐开采条件 下, 单周期水合物饱和度 SH和甲烷气体饱和度 SG 在初始 HBL 区域 0 x 45 m,- 11 m z 11 m 内空间分布示意图。两图的 a f 分别绘 出第 101 106 d 结束时刻的分布情况, 例如图 5 a 和图 6 a 分别描述的是注热盐水 1 d 后 即 第 101 d 结束时,injection 1 的 SH和 SG分布, 图 5 e 和图 6 e 分别描述的是同一吞吐周期内, 开采产气 3 d 后 即第 105 d 结束时,production 3 的 SH和 SG分布,而图 5 f 和图 6 f 描述的 是下一周期注热盐水 1 d 后的情况。通过比较 SH 和 SG分布随时间变化情况,可以得出水合物开采 过程的动态变化规律。 从图 5 可以看出,水合物分解主要集中在开采 井周边的一个圆柱形区域,这主要是注热阶段所注 入的热盐水和生产阶段的降压共同作用的结果。 SH在开采井上方和下方区域的分布不对称,下方 区域的 SH明显低于上方区域,说明开采井下部水 合物分解更加剧烈, 这主要是由于所注入的热盐水 在重力作用下向下流动。如图 5 所示, 随着热盐水 注入引起的地层压力升高,水合物分解区域略有缩 小, 而在生产阶段又有所增大。在注热阶段 [ 图 5 a 、 b ] 开采井上方区域出现水合物高饱和度区 域, 其 SH略高于 HBL 层的初始水合物饱和度 0 44,被认为有 二次水合物 生成, 且随着热盐 水的注入该现象越来越严重。这主要是由于盐水注 入引起压力升高,而该区域的温度在热盐水注入后 也没有明显升高。在生产阶段 [ 图 5 c e ] , 水合物高饱和度区域的 二次水合物 随着压力 的降低而消失, 其 SH等于 HBL 层的初始水合物饱 463 第 2 期 李刚等 单井热吞吐开采南海神狐海域天然气水合物数值模拟 和度。 与包含不可渗透盖层的韩国东海 Ulleung 盆地 的海底水合物藏[ 28]中最高自由气饱和度 SG 大于 0 5 相比, 本文研究上、下盖层均可渗透的南海 神狐海域 SH7 站位水合物藏的气体饱和度大大降 低 如图6 所示, SG最高约为 0 13 , 且主要集中 在开采井周边圆柱形区域。这主要是由于在没有不 可渗透的上盖层 OB 屏障的情况下,分解自由气大 464 化 工 学 报 第 62 卷 部分都由 OB 逃逸到地层中,而没有被开采井抽 出。在生产阶段 [ 图 6 c e ] ,水合物分解气 流向开采井并在井周围聚集,同时达到最高的 SG。 在注热阶段 [ 图 6 a 、 b ] ,由于注入热盐水的 驱动, 开采井周围的气体聚集在一个圆环开采区 域,同时部分参与水合物的合成过程,即图 4 所示 VR的减小过程。结合图 5 和图 6 的注热阶段可以 发现, 注入的热盐水聚集在开采井周围圆柱形区域 热盐水推进前沿的半径小于 2 m 内,该区域 SA 接近于 1 0。 2 3 单周期 T 空间分布 图 7 绘出了单井热吞吐开采条件下, 单周期温 度 T 在初始 HBL 区域 0 x 45 m, - 11 m z 11 m 内空间分布示意图。在注热阶段 [ 图 7 a 、 b ] , 温度较高的区域半径约为 5 6 m,远 大于热盐水的推进前沿 半径小于 2 m ,但是开 采井周边区域的热量影响范围仍然有限,大部的 HBL 温度未受到注入热盐水的影响,进一步验证 了热传导在 HBL 中的效率较低 [ 18] 。在生产阶段 [ 图 7 c e ] , 随着水合物分解吸热以及气、水 通过开采井产出带走的热量,开采井周边区域温度 逐渐降低。 2 4 单周期 XS空间分布 图 8 绘出了单井热吞吐开采条件下,单周期盐 度 XS在初始 HBL 区域 0 x 45 m, - 11 m z 11 m 内空间分布示意图。本文所有注入热盐 水的 初始盐 度 质 量分数均等 于海水 盐度 3 05 , 即 HBL 中的初始盐度。由于溶液中的盐 离子不参与水合物分子的构建,水合物合成消耗纯 水可以浓缩该区域的溶液,导致水合物合成的区域 附近的局部盐度升高,相反, 水合物分解产生的纯 水可以降低该区域的盐度,即水合物剧烈分解区域 附近的局部盐度较低[ 16]。图 8 清楚地描述了注热 阶段 [ 图8 a 、 b ] 和生产阶段 [ 图 8 c e ] 水合物合成和分解过程中的盐水浓缩和稀释效应。 结合图 5 a 、 b 可以看出, 注热阶段 二次水 合物 形成的区域与盐度最高的区域位置基本一 致, 说明水合物合成引起的溶液浓缩效果明显。相 反, 随着生产阶段的进行, 二次水合物 逐渐消 失 [ 图 5 c e ] ,相应区域的盐度也降低,且 出现明显的低盐度区域, 说明该区域附近水合物大 量分解。 3 结 论 1 地层中水合物饱和度随时间变化表明, 开 图 7 温度 T 在水合物藏开采过程中空间分布示意图 Fig 7 Evolution of spatial distribution of T over time 465 第 2 期 李刚等 单井热吞吐开采南海神狐海域天然气水合物数值模拟 图 8 盐度 XS在水合物藏开采过程中空间分布示意图 Fig 8 Evolution of spatial distribution of XSover time 采过程中水合物分解区域主要集中在开采井周围圆 柱形区域内。在注热阶段和生产阶段,HBL 中的 水合物分别经历合成和分解两种过程,但随着热吞 吐开采的进行,总体来看, 水合物呈现不断分解的 趋势。 2 在连续热吞吐开采过程中, 水合物分解速 度逐渐降低, 而井口产气速度基本稳定。说明在 上、下盖层可渗透的条件下,开采中后期井口产气 主要来自于 HBL 中液体内的溶解气, 而非水合物 分解所得的自由气体。 3 在相同的 Qinj下, 井口产气速度和水合物 分解速度均随着 Qpro的增加而增大;在相同的 Qpro 下,Qinj越大,尽管地层压力越高,但是热量注入 引起的水合物分解所产生的气体越多。 4 上、下盖层均可渗透的情况下, 所注入热 量的影响范围仅限于开采井周围有限的区域。所注 入的热量部分用于水合物分解吸热, 部分在生产阶 段随着气和水从开采井产出而被带出地层。在注热 阶段和生产阶段的水合物合成与分解引起的地层中 盐水浓缩和稀释效应, 可以从盐度在地层中的分布 情况清楚地看出。 5 在本文所采用的吞吐速度条件下,对于单 一水平井 90 m 的开采范围, 长度为 1000 m 的水 平井来说,平均产气速度为 3 16 104m3 d- 1, 远小于一般具有商业开采价值的开采井的产气量, 同时相应的产气产水比 RGW也较低。如果考虑注入 热盐水所消耗的能量,其经济性评价结果将更加 恶化。 6 总的来说, 在本文研究的水合物藏和选用 的吞吐速度条件下, 无论从绝对产气速度还是产气 产水比两方面来说, 利用单一水平井热吞吐法都不 能经济有效地开采该区域的天然气水合物, 有待于 利用其他更高效的水合物开采方法。 符 号 说 明 f 安全系数 k 本征渗透率, m2 keff 有效渗透率, m2 k 热导率, W m- 1 K- 1 k I 冰的热导率, W m- 1 K - 1 k RD 干多孔介质中的热导率, W m- 1 K - 1 k Rw 饱和湿多孔介质中的热导率, W m- 1 K - 1 MW 累积产水质量, kg n 渗透率修正指数 表 1 nG 气相渗透率修正指数 表 1 466 化 工 学 报 第 62 卷 P 压力, Pa PW 降压驱动力 P0- PW , Pa Qinj 单一热吞吐周期内热盐水注入速度, t d- 1 Qpro 单一热吞吐周期内井口质量产出速度 产气和 产水速度的总和 , t d- 1 RGW 产气产水比, m3CH4 m3H2O - 1 S 饱和度, T 温度, t 时间, d VP 井口总的甲烷气体累积产出体积, m3 VR 水合物分解产生甲烷气体的累积体积, m3 XS 盐度, ZH 水合物层 HBL 的厚度, m ZO 上盖层 OB的厚度, m Zsf 海底表面水深, m ZU 下盖层 UB 的厚度, m ZW 开采井高出 HBL 底部的高度, m Zwd 开采井位于海底以下的深度, m z z 方向网络长度, m van Genuchten 指数 表 1 s 典型的沉积物层密度, 2600 kg m- 3 w 典型的海水密度, 标准状况下 1035 kg m- 3 孔隙度, 下角标 A 液相 B HBL 底部 cap 毛细管力 e 相平衡条件 G 气相 H 水合物相 I 冰相 inj 注热阶段 irA 不可产出液相 irG 不可产出气相 O 上盖层 pro 生产阶段 U 下盖层 W 开采井 0 HBL 中部初始状态 References [ 1] Sloan E D, K oh C A Clathrate Hydrates of Natural Gases [ M ].Boca Raton CRC Press, 2008 10 -15 [ 2] M ilkov A V Global estimates ofhydrate -bound gas in marine se