降壓開采導(dǎo)致天然氣水合物系統(tǒng)狀態(tài)演化模擬實(shí)驗(yàn)*

劉樂樂 李彥龍 張旭輝 羅大雙 劉昌嶺

(①自然資源部天然氣水合物重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 青島海洋地質(zhì)研究所， 青島 266237， 中國) (②青島海洋科學(xué)與技術(shù)國家實(shí)驗(yàn)室， 海洋礦產(chǎn)資源評(píng)價(jià)與探測技術(shù)功能實(shí)驗(yàn)室， 青島 266237， 中國) (③中國科學(xué)院力學(xué)研究所， 北京 100190， 中國)

0 引 言

天然氣水合物(簡稱“水合物”)是一種似冰雪籠型結(jié)晶化合物，由天然氣和水在合適的溫度和壓力條件下形成，它多數(shù)分布于海洋湖泊等深水地層環(huán)境中，具有儲(chǔ)量大等特點(diǎn)，被認(rèn)為是一種潛在的替代能源(Sloan， 2003， Li et al.，2021b)。目前，國際上已經(jīng)在加拿大馬更些三角洲凍土區(qū)(Numasawa et al.，2008)、美國阿拉斯加凍土區(qū)(Schoderbek et al.，2013)和日本南海海槽(Yamamoto et al.，2014)開展了數(shù)次水合物開采工程試驗(yàn)，大量研究結(jié)果表明采用降壓法及其衍生方法開采水合物具有明顯的優(yōu)勢(李守定等， 2020； 吳能友等， 2020)。我國南海水合物能源資源豐富(劉昌嶺等， 2021； 劉杰等， 2021)， 2017年和2020年，中國地質(zhì)調(diào)查局牽頭在南海北部海域完成了兩輪海域水合物試采(Li et al.，2018，Ye et al.，2020)，實(shí)現(xiàn)了泥質(zhì)粉砂型水合物安全可控開采，極大地帶動(dòng)了國內(nèi)水合物基礎(chǔ)研究和技術(shù)研發(fā)工作的發(fā)展(李守定等， 2019； 何家雄等， 2020)。

水合物降壓開采過程主要涉及傳熱、多相滲流、分解相變和儲(chǔ)層變形等多個(gè)相互影響的物理效應(yīng)(Hong et al.，2003，Liu et al.，2015)。海洋水合物儲(chǔ)層孔隙壓力、溫度、孔隙三相(固相水合物和液相水及氣相天然氣)含量以及儲(chǔ)層物性參數(shù)等在降壓開采過程中不斷發(fā)生變化，體現(xiàn)了水合物系統(tǒng)狀態(tài)的時(shí)空演化特征(吳能友等， 2021)。闡明水合物系統(tǒng)狀態(tài)在降壓開采過程中的時(shí)空演化規(guī)律，對(duì)于降壓方案設(shè)計(jì)、施工流程優(yōu)化和開采影響范圍預(yù)測等均具有科學(xué)指導(dǎo)意義。國內(nèi)外專家學(xué)者針對(duì)降壓法開采水合物開展了大量的研究工作，在產(chǎn)能潛力評(píng)價(jià)和開采安全保障等方面取得了一些成果(Yang et al.，2012； Konno et al.，2016； Merey et al.， 2017; 吳能友等， 2017； Mao et al.，2021)。依據(jù)產(chǎn)氣效率的高低，水合物降壓開采產(chǎn)氣過程通常分為3個(gè)階段(孫建業(yè)等， 2010)。 降壓幅度越大意味著水合物分解驅(qū)動(dòng)力越大，但會(huì)導(dǎo)致結(jié)冰、二次水合物生成以及細(xì)粒沉積物剝離、運(yùn)移、產(chǎn)出等問題(Li et al.，2020)； 這些現(xiàn)象本質(zhì)上是儲(chǔ)層傳熱傳質(zhì)多物理場演化過程的一種體現(xiàn)。水合物降壓分解產(chǎn)氣過程的“先快后慢”三階段典型特征是由于降壓分解中后期水合物分解吸熱受限所致，產(chǎn)氣過程與水合物分解陣面演化過程具有較好的對(duì)應(yīng)關(guān)系(劉樂樂等， 2013)。水合物分解陣面在開采過程中的演化過程已有解析、半解析和數(shù)值模型進(jìn)行描述(劉樂樂等， 2014； Terzariol et al.，2017； 彭盈鈺等， 2020)； 降壓開始之后的滲流陣面演化過程以及分解陣面演化過程基于巖芯尺度下壓力和溫度實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)已獲得基本認(rèn)識(shí)(劉樂樂等， 2013， 2015)。場地尺度下水合物降壓開采儲(chǔ)層多物理場演化過程受水合物分解動(dòng)力學(xué)與傳熱傳質(zhì)學(xué)及工程地質(zhì)學(xué)參數(shù)影響明顯(Zhang et al.，2021)，然而目前對(duì)這些基礎(chǔ)物性參數(shù)的演化機(jī)理認(rèn)識(shí)仍不夠清楚，需要采用系統(tǒng)化的理念揭示多物理場演化機(jī)理及其主控因素。

為了綜合分析降壓開采導(dǎo)致的水合物系統(tǒng)狀態(tài)變化過程并理解其演化機(jī)理，本文基于一維模擬實(shí)驗(yàn)裝置，開展了水合物降壓開采儲(chǔ)層多物理場演化模擬實(shí)驗(yàn)，探討了孔隙壓力和溫度在降壓分解過程中的變化規(guī)律，分析了產(chǎn)氣過程與傳熱演化過程的對(duì)應(yīng)關(guān)系，為水合物中長期開采效率的提升提出了建議。

1 實(shí)驗(yàn)裝置

水合物開采多物理場演化一維模擬實(shí)驗(yàn)裝置主要由低溫高壓反應(yīng)釜、孔隙流體供給模塊、溫度控制模塊、圍壓加載模塊、產(chǎn)水產(chǎn)氣模塊及測量采集模塊組成，如圖 1所示。

圖 1 天然氣水合物開采多物理場演化模擬實(shí)驗(yàn)裝置Fig. 1 Experimental apparatus for multi-physical-field evolution during gas hydrate recovery

低溫高壓反應(yīng)釜結(jié)構(gòu)如圖 2所示，其軸線上安裝柔性膠筒，柔性膠筒內(nèi)空間用于制備含水合物沉積物樣品，樣品直徑為6.0 cm，長度為100.0 cm； 沿樣品長度方向，穿過柔性膠筒在樣品表面布置5個(gè)壓力傳感器和10個(gè)溫度探頭，最外側(cè)壓力傳感器到樣品兩端的距離為10.0 cm，兩相鄰壓力傳感器的間距均為20.0 cm，最外側(cè)溫度探頭到樣品兩端的距離為5.0 cm，兩相鄰溫度探頭的間距均為10.0 cm，從流體入口到出口，壓力傳感器的編號(hào)依次為P1～P5，溫度探頭的編號(hào)為逆序，依次為T10～T1； 樣品外包裹柔性膠筒的壁厚為0.5 cm，長度為112.0 cm，目的在于隔離樣品孔隙空間與膠筒外環(huán)腔以便施加圍壓； 反應(yīng)釜的內(nèi)徑為16.0 cm，長度為160.0 cm，最大可承受30 MPa的內(nèi)壓力，在- 20～50 ℃溫度范圍內(nèi)可正常工作； 溫度控制通過反應(yīng)釜外的制冷液環(huán)腔進(jìn)行，為了降低環(huán)境傳熱的干擾，制冷液環(huán)腔和反應(yīng)釜端蓋外均包裹保溫材料； 反應(yīng)釜通過旋轉(zhuǎn)支撐架可實(shí)現(xiàn)從水平到豎直任意角度懸停。

圖 2 含水合物沉積物反應(yīng)釜結(jié)構(gòu)示意圖Fig. 2 Schematic diagram of vessel for hydrate-bearing sediments

孔隙流體供給模塊主要用于合成水合物所用氣體和水的供給，包括高壓氣瓶、盛水容器和高壓恒流泵等部件，其中高壓恒流泵工作壓力上限為20 MPa，最大可提供50 mL · min-1的注入流量。溫度控制模塊的核心部件為恒溫水浴箱，其溫度下限為- 20 ℃，控制精度為±0.5 ℃，它與高壓低溫反應(yīng)釜的制冷液環(huán)腔形成回路，采用乙二醇作為冷媒進(jìn)行循環(huán)，將反應(yīng)釜內(nèi)部熱量不斷攜帶至恒溫水浴箱以實(shí)現(xiàn)制冷控溫。圍壓加載模塊用于模擬含水合物沉積物承受的應(yīng)力條件，主要包括圍壓泵和活塞容器，采用氟油作為媒介傳遞壓力，最大圍壓可施加25 MPa，控制精度為±0.1 MPa； 產(chǎn)水產(chǎn)氣模塊主要由氣動(dòng)控制式背壓閥、氣液分離器和盛水容器等組成，壓力控制精度為±0.1 MPa； 測量采集模塊主要由壓力傳感器、溫度探頭、氣體流量計(jì)、數(shù)據(jù)采集儀和工控機(jī)等組成，壓力和溫度的測量精度分別為± 0.1 MPa和±0.1 ℃。

2 實(shí)驗(yàn)材料與實(shí)驗(yàn)步驟

2.1 實(shí)驗(yàn)材料

實(shí)驗(yàn)樣品骨架由石英砂制成，其粒徑范圍是0.1～0.3 mm； 樣品內(nèi)的水合物采用甲烷氣體和蒸餾水合成，其中甲烷氣體純度為99.99%，蒸餾水由實(shí)驗(yàn)室自制。

2.2 實(shí)驗(yàn)材料與步驟

樣品骨架制備：根據(jù)實(shí)際條件確定樣品干密度(1.42g · cm-3)，據(jù)此計(jì)算確定需要裝填的石英砂總質(zhì)量(4000 g)； 將需要裝填的石英砂按重量等分10份，豎直放置柔性膠筒，然后將石英砂逐份裝入其中并壓實(shí)至設(shè)定高度，以保證樣品的均勻度，裝填結(jié)束后的樣品骨架孔隙度為39.9%。

甲烷水合物合成：旋轉(zhuǎn)低溫高壓反應(yīng)釜至豎直向放置，施加1 MPa圍壓后，采用高壓恒流泵對(duì)石英砂樣品進(jìn)行注水飽和，流出水量與樣品孔隙體積兩倍相當(dāng)時(shí)停止飽和，記錄注入水量和流出水量。

在樣品出口閥門打開的條件下，緩慢平穩(wěn)注入甲烷氣體驅(qū)替孔隙水，流出水量達(dá)到設(shè)定值后關(guān)閉出口閥門，繼續(xù)緩慢注入甲烷氣體至孔隙壓力升高至設(shè)定值(通常為5.5 MPa)，樣品圍壓在此過程中同步增加，始終高于孔隙壓力至少0.5 MPa。

開啟溫度控制模塊，降溫至1 ℃左右合成甲烷水合物，待孔隙壓力相對(duì)穩(wěn)定后，根據(jù)水合物飽和度目標(biāo)值選擇再次注入甲烷氣體或者停止，通常循環(huán)注氣4～7次以提升甲烷水合物飽和度； 待甲烷水合物飽和度滿足要求，樣品孔隙壓力和溫度在12 h內(nèi)基本不再變化時(shí)，合成過程結(jié)束，記錄總進(jìn)氣量(通常為76.7 SL)。

開采多物理場演化過程模擬：調(diào)節(jié)出口背壓閥至設(shè)定壓力值，降壓分解甲烷水合物，孔隙流體在壓差作用下產(chǎn)出，水合物分解吸熱致使樣品溫度降低，樣品外部環(huán)境熱量傳至樣品，持續(xù)測量樣品孔隙壓力、溫度、產(chǎn)氣量和產(chǎn)水量等參數(shù)，待產(chǎn)氣量在2 h內(nèi)基本不再增加時(shí)，實(shí)驗(yàn)結(jié)束。本文選取一次快速降壓條件下的典型案例進(jìn)行詳細(xì)分析，其他分階段降壓實(shí)驗(yàn)結(jié)果可參考作者的前期成果(Li et al.，2021a)。

3 典型實(shí)驗(yàn)結(jié)果分析

3.1 甲烷水合物合成階段

甲烷水合物合成階段的樣品孔隙壓力和圍壓隨時(shí)間變化情況如圖 3所示。在初始注氣之后分別在12 h、25 h、33 h、38 h和52 h進(jìn)行了5次補(bǔ)氣，補(bǔ)氣過程中圍壓(Pc)恒定為6.0 MPa。5個(gè)孔隙壓力在第1次和第2次補(bǔ)氣過程中升降同步； 第2個(gè)孔隙壓力(P2)在第3次和第4次補(bǔ)氣過程中僅有約0.25 MPa的升降幅度； 第2個(gè)和第3個(gè)孔隙壓力(P2和P3)在第5次補(bǔ)氣過程中的升降幅度均明顯小于其他3個(gè)孔隙壓力的升降幅度。其主要原因是：隨著甲烷水合物的合成，樣品孔隙連通性逐漸降低，導(dǎo)致某處孔隙壓力與其他位置孔隙壓力升降不同步，類似的現(xiàn)象在之前的研究中也有發(fā)現(xiàn)(Lee et al.，2010)。5次補(bǔ)氣結(jié)束后靜置約40 h待甲烷水合物合成，隨后5個(gè)孔隙壓力穩(wěn)定在3.16～4.10 MPa范圍內(nèi)的不同值，反映了個(gè)別壓力傳感器探頭與樣品接觸點(diǎn)形成了圈閉區(qū)域，導(dǎo)致測量的孔隙壓力值與圈閉區(qū)域外樣品真實(shí)孔隙壓力存在一定差別。即使樣品孔隙中所有孔隙水均轉(zhuǎn)化為甲烷水合物，水合物飽和度上限僅為48.7%，雖然水合物合成導(dǎo)致樣品連通性降低，但是樣品孔隙之間必然仍是相互連通的，則水合物合成后樣品孔隙壓力分布應(yīng)該是較為均勻的，如果存在壓力梯度必然發(fā)生滲流以達(dá)到孔隙壓力均勻狀態(tài)。因此，采用5個(gè)壓力傳感器測量壓力平均值3.54 MPa代表水合物合成后樣品的孔隙壓力。

圖 3 甲烷水合物合成階段壓力隨時(shí)間變化曲線Fig. 3 Pressures changing over elapsed time during methane hydrate formation

甲烷水合物合成階段的典型樣品溫度和環(huán)腔中制冷液溫度(Tf)隨時(shí)間變化情況如圖 4所示?？梢钥闯觯庖约懊看窝a(bǔ)氣均會(huì)導(dǎo)致樣品溫度不同程度地升高，這是因?yàn)樽⑷氲某丶淄闅怏w會(huì)攜帶一定熱量進(jìn)入樣品。環(huán)腔制冷液(出口)溫度在補(bǔ)氣過程中基本穩(wěn)定在3.5～4.0 ℃。約85 h后，樣品溫度逐漸穩(wěn)定，穩(wěn)定后的10個(gè)溫度具有不同的溫度值。

圖 4 甲烷水合物合成階段溫度隨時(shí)間變化曲線Fig. 4 Temperatures changing over time during methane hydrate formation

甲烷水合物合成結(jié)束后，樣品孔隙壓力和溫度沿樣品長度分布情況如圖 5所示，橫坐標(biāo)表示測點(diǎn)與樣品左端(孔隙流體進(jìn)入端)之間的距離?？梢钥闯觯瑯悠窚囟确植汲蕛啥烁咔抑虚g低的拋物線形狀，這是因?yàn)榉磻?yīng)釜兩側(cè)端蓋外沒有循環(huán)制冷液，環(huán)境熱量更容易從兩端傳入樣品； 樣品中部的溫度T6為1.0 ℃，靠近樣品左端的溫度T10為2.5 ℃，靠近樣品右端的溫度T1為3.2 ℃，即樣品右端溫度較左端溫度稍高，這是因?yàn)橹评湟河蓸悠纷蠖讼虏窟M(jìn)入環(huán)腔隨后從樣品右端上部流出環(huán)腔(圖 2)，制冷液與圍壓液以及樣品等物質(zhì)不斷換熱，導(dǎo)致樣品右端圍壓液溫度高于樣品左端圍壓液溫度，最終導(dǎo)致樣品右端溫度稍高于樣品左端溫度。如圖 5所示，樣品溫度分布可由式(1)表示(相關(guān)系數(shù)為0.977)：

T=a1-a2x+a3x2

(1)

式中： 擬合參數(shù)a1=2.76 ℃，a2=7.71 ℃ · m-1，a3=8.60 ℃ · m-2。

圖 5 甲烷水合物合成后樣品溫度和壓力分布情況Fig. 5 Temperature and pressure distributions along sample length after methane hydrate formation

根據(jù)文獻(xiàn)(Sun et al.，2005)，甲烷水合物相平衡壓力和溫度關(guān)系滿足下式：

(2)

式中： 參數(shù)P*和T*用于保證等式兩端的量綱一致性，分別等于1 Pa和1 ℃。

圖 5中水合物相平衡壓力曲線根據(jù)式(1)和式(2)確定，再結(jié)合樣品孔隙壓力平均值3.54 MPa確定水合物相平衡區(qū)域?yàn)?.11～0.78 m范圍。在水合物相平衡區(qū)域兩側(cè)存在著水合物非穩(wěn)定區(qū)域，其水合物含量必然為0。假設(shè)水合物合成前孔隙水和甲烷氣是均勻分布的，且水合物合成過程中孔隙水靜止未運(yùn)移，則水合物非穩(wěn)定區(qū)域的孔隙水飽和度和甲烷氣飽和度分別為44.3%和55.7%。在水合物相平衡區(qū)域內(nèi)，水合物合成前后孔隙水質(zhì)量守恒，即：

(3)

甲烷氣摩爾數(shù)守恒，即：

(4)

三相飽和度滿足下述歸一關(guān)系，即：

Sh2+Sw2+Sg2=1

(5)

其中

(6)

(7)

式中：Sh2、Sw2和Sg2分別為水合物相平衡區(qū)域內(nèi)甲烷水合物、孔隙水和甲烷氣的飽和度，可聯(lián)立式(1)和式(3)～式(7)求解，所用參數(shù)名稱及取值如表 1所示。

表 1 樣品三相飽和度求解參數(shù)Table 1 Parameters for calculating hydrate， water， and methane saturations within the sample

甲烷水合物合成后水合物、孔隙水和甲烷氣三相飽和度沿樣品長度分布情況如圖 6所示，樣品中間水合物相平衡穩(wěn)定區(qū)域內(nèi)水合物飽和度、孔隙水飽和度和甲烷氣飽和度分別為44.6%、9.2%和46.2%。

圖 6 甲烷水合物合成后水合物、水和氣三相含量分布Fig. 6 Saturation distributions of methane hydrate， water， and methane gas after methane hydrate formation

樣品溫度分布不均勻，導(dǎo)致樣品兩側(cè)區(qū)域在水合物合成后無水合物，但是在水合物合成初期，兩側(cè)區(qū)域孔隙壓力在水合物相平衡壓力之上，其孔隙中應(yīng)有水合物生成； 隨著水合物合成，樣品中間區(qū)域更具合成優(yōu)勢，孔隙壓力可降低至兩側(cè)區(qū)域溫度對(duì)應(yīng)的相平衡壓力之下，則兩側(cè)區(qū)域甲烷氣在壓力梯度驅(qū)動(dòng)下向中間區(qū)域運(yùn)移，孔隙壓力隨之降低； 兩側(cè)區(qū)域已經(jīng)合成的水合物開始分解，直到水合物完全分解且兩側(cè)區(qū)域孔隙壓力與中間區(qū)域孔隙壓力相同時(shí)水合物合成結(jié)束。

3.2 多物理場演化模擬階段

圖 7所示為甲烷水合物降壓分解樣品孔隙壓力演化曲線?？梢钥闯?，降壓開始之后，孔隙壓力P5、P3和P1幾乎同時(shí)降低，其中P5迅速降至0，而P3和P1在降低過程中經(jīng)歷了兩個(gè)平臺(tái)期，對(duì)應(yīng)的壓力分別為2.5 MPa和0.8 MPa，兩個(gè)平臺(tái)期之間的時(shí)間間隔大約為7 h，平臺(tái)期之后孔隙壓力緩慢降至0； 孔隙壓力P4緩慢降低至3.0 MPa后突然降至0； 孔隙壓力P2在保持初始?jí)毫s2 h后快速降至第1個(gè)平臺(tái)期，隨后又降至第2個(gè)平臺(tái)期，平臺(tái)期的持續(xù)時(shí)間分別為6 h和3 h。總體來講，孔隙壓力P5、P4、P3、P2和P1開始降低的順序與其空間位置順序并不完全一致，這主要是因?yàn)闃悠房紫哆B通性較差，并且水合物飽和度越高則連通性越差； 然而，孔隙壓力降低至0的順序符合壓力傳感器空間位置距降壓端由近及遠(yuǎn)的順序，反映了孔隙壓力場的演化過程。

圖 7 降壓分解孔隙壓力演化Fig. 7 Pore pressure evolutions during depressurization

圖 8所示為甲烷水合物降壓分解過程中樣品溫度演化曲線?？梢钥闯?，環(huán)腔制冷液溫度Tf在降壓之后略微降低(0.5 ℃)，隨后穩(wěn)定在3.5 ℃左右； 此外，降壓開始之后，溫度T1～T10幾乎同時(shí)開始降低，降低幅度不同但都在2.5～4.0 ℃范圍之內(nèi)； 與樣品中部溫度相比，樣品兩側(cè)溫度回升更早，在135 h時(shí)兩側(cè)溫度T1、T2、T3、T4、T9和T10基本恢復(fù)至初始溫度，而中部溫度T5～T8仍然未完全恢復(fù)至初始值； 總體上，樣品溫度在降壓后快速降低，隨后按照從兩側(cè)向中間的順序逐漸回升，反映了降壓分解溫度場的演化過程。值得注意的是，樣品中部的溫度T3～T9在降壓分解過程中均降低至冰點(diǎn)以下，并且維持時(shí)間達(dá)到數(shù)小時(shí)甚至幾十小時(shí)，這必將導(dǎo)致孔隙水結(jié)冰或者二次水合物的生成，造成樣品孔隙連通性下降而滲流不暢，即孔隙壓力消散受阻，圖 7中孔隙壓力演化曲線存在的“平臺(tái)期”很好地反映了此效應(yīng)。

圖 8 降壓分解溫度演化Fig. 8 Temperature evolutions during depressurization

降壓分解累積產(chǎn)氣量和產(chǎn)氣速率演化曲線如圖 9所示?？梢钥闯?，累積產(chǎn)氣量(76 SL)略低于合成水合物階段的累計(jì)注氣量(76.7 SL)。此外，降壓分解產(chǎn)氣過程的階段性非常明顯：階段Ⅰ持續(xù)時(shí)間大體為0～113 h，僅占總產(chǎn)氣時(shí)間的5.6%，產(chǎn)氣速率穩(wěn)定維持在500 SmL·min-1上下； 階段Ⅱ持續(xù)時(shí)間大體為113～121 h，占總產(chǎn)氣時(shí)間的44.4%，產(chǎn)氣速率維持在150 SmL·min-1上下； 階段Ⅲ持續(xù)時(shí)間大體為121 h至結(jié)束，占總產(chǎn)氣時(shí)間的50.0%，產(chǎn)氣速率逐漸降低至0。

圖 9 降壓分解累積產(chǎn)氣量和產(chǎn)氣速率演化Fig. 9 Evolutions of produced gas volume and velocity during depressurization

綜合圖 7、圖 8和圖 9可以看出，快速產(chǎn)氣階段Ⅰ中，樣品孔隙壓力P1～P5均有所降低，溫度T1～T10均快速降低，樣品水合物均處于分解狀態(tài)，故而產(chǎn)氣速率可以達(dá)到較高的水平； 時(shí)間發(fā)展到113 h時(shí)(圖 10)，除溫度T1和T10處于回升狀態(tài)之外，溫度T2～T9均處于降低狀態(tài)，即樣品中間水合物相平衡區(qū)域內(nèi)水合物分解吸熱引起溫度降低，而兩側(cè)水合物非穩(wěn)定區(qū)域內(nèi)因?yàn)闆]有水合物分解，溫度逐漸回升； 時(shí)間發(fā)展到119 h時(shí)(圖 10)，溫度T1～T6和T10均開始回升，而溫度T7基本保持不變，溫度T8和T9繼續(xù)降低，這反映了在樣品0.15～0.35 m范圍內(nèi)的水合物仍然處于分解狀態(tài)，而此范圍之外的水合物分解已經(jīng)基本完成； 時(shí)間發(fā)展到121 h時(shí)(圖 10)，穩(wěn)定產(chǎn)氣階段Ⅱ基本結(jié)束，溫度T1～T10均有所回升，說明樣品內(nèi)所有水合物分解已經(jīng)基本結(jié)束； 階段Ⅲ主要是少量剩余水合物分解產(chǎn)氣以及滯留低溫氣體升溫膨脹產(chǎn)氣，產(chǎn)氣速率隨著溫度回升逐漸變?yōu)?。

圖 10 降壓分解傳熱演化Fig. 10 Heat transfer evolution during depressurization

降壓效應(yīng)在快速產(chǎn)氣階段作用明顯，孔隙壓力快速演化導(dǎo)致水合物開始分解的樣品區(qū)域迅速擴(kuò)大，利用自身熱量可在短時(shí)間內(nèi)獲得可觀的產(chǎn)氣量； 然而水合物后續(xù)的分解完全由傳熱控制，水合物分解吸熱降低樣品溫度以擴(kuò)大環(huán)境傳熱速率，待外界傳熱速率和水合物分解吸熱速率相當(dāng)時(shí)，樣品溫度可保持相對(duì)的穩(wěn)定(圖 8)，待水合物分解結(jié)束之后，樣品在外界傳熱作用下溫度逐漸回升； 穩(wěn)定產(chǎn)氣階段持續(xù)時(shí)間較長，其階段產(chǎn)氣量是最終產(chǎn)氣量的主體部分，占比達(dá)到65%，提高該階段的穩(wěn)定產(chǎn)氣速率水平是改善中長期降壓產(chǎn)氣效率的關(guān)鍵。類似地，降壓開采中長期產(chǎn)氣效率達(dá)到商業(yè)化水平需要從根本上解決儲(chǔ)層環(huán)境換熱效率低下的問題，將熱傳導(dǎo)為主的環(huán)境換熱方式升級(jí)為熱對(duì)流為主的環(huán)境換熱方式是水合物商業(yè)化開采技術(shù)發(fā)展面臨的重要課題之一。

4 對(duì)現(xiàn)場實(shí)際生產(chǎn)的啟示

4.1 改善近井地層的溫度環(huán)境

圖 8中溫度的快速降低可歸結(jié)為水合物分解吸熱效應(yīng)和氣流焦耳-湯姆遜效應(yīng)的綜合作用(Zhao et al.，2020； Li et al.，2021a)。圖 8和圖 9對(duì)比表明，儲(chǔ)層溫度的快速降低發(fā)生在快速產(chǎn)氣階段，而生產(chǎn)后期盡管水合物分解變緩，但溫度的回升依然非常緩慢，局部位置將長期維持低溫狀態(tài)。

這表明，對(duì)于實(shí)際水合物開采而言，一旦在生產(chǎn)初期由于快速降壓導(dǎo)致井筒附近溫度降至冰點(diǎn)或水合物相平衡溫度以下，則該區(qū)域的溫度回升將非常緩慢。盡管近井地層的水合物已經(jīng)分解完成，但該區(qū)域的焦耳-湯姆遜效應(yīng)將持續(xù)發(fā)揮作用，遠(yuǎn)地層傳熱效率不足以彌補(bǔ)被帶走的熱量，近井地層結(jié)冰或二次水合物生成風(fēng)險(xiǎn)增大。為緩解上述現(xiàn)象，建議在降壓方案制定過程中重點(diǎn)考慮采用分階段緩慢降壓模式，緩解開采初期的溫度陡降，將有助于維持開采中后期的穩(wěn)定產(chǎn)氣。

實(shí)際上，筆者團(tuán)隊(duì)曾提出“小步慢跑”的降壓策略(Li et al.，2021c)，即在海域水合物試采初期控制井底生產(chǎn)壓差緩慢增大，維持較低的產(chǎn)能一段時(shí)間后逐步放開生產(chǎn)壓差。其主要目的就是為了緩解水合物試采初期的地層出砂矛盾(Li et al.，2019)和地層穩(wěn)定性矛盾(萬義釗等， 2018)，使井周地層在開采初期逐漸達(dá)到橋架穩(wěn)定狀態(tài)，在開采中后期緩慢增大生產(chǎn)壓差以提高產(chǎn)能。本文的研究結(jié)果進(jìn)一步證實(shí)了“小步慢跑”的必要性。

4.2 改善近井地層的傳熱模式

除調(diào)控降壓模式之外，國內(nèi)外學(xué)者也提出了諸多改善井底溫度條件的輔助降壓開采方法，如原位補(bǔ)熱降壓充填開采方法(李守定等， 2020)、射頻波輻射加熱(Rahim et al.，2015)、微波加熱(Li et al.，2008； Wang et al.，2020)等方法，有助于改善近井地層的溫度環(huán)境，對(duì)于開采后期防止結(jié)冰或二次水合物生成有一定的輔助作用，從而利于產(chǎn)能的提高。

原位補(bǔ)熱降壓開采常用的補(bǔ)熱方式是在井壁或者井附近儲(chǔ)層補(bǔ)充熱量。如果由開采井向儲(chǔ)層內(nèi)部注入熱流體，這與降壓開采流體產(chǎn)出方向相反，傳熱與產(chǎn)氣效率是矛盾的； 如果采用電加熱或者填充氧化鈣等發(fā)熱材料的方式，那么儲(chǔ)層內(nèi)傳質(zhì)與傳熱的方向是相反的，同樣面臨傳熱與產(chǎn)氣效率矛盾的問題。為了改變井周儲(chǔ)層的溫度環(huán)境，一方面是控制水合物的分解速率，另外一個(gè)很重要的方面是將儲(chǔ)層內(nèi)傳質(zhì)與傳熱的方向一致化，將遠(yuǎn)處的高溫孔隙水抽向開采井以補(bǔ)充水合物分解所需的熱量。然而遠(yuǎn)處儲(chǔ)層內(nèi)孔隙水流經(jīng)水合物分解區(qū)域后其熱量已被明顯消耗，對(duì)于改善井周儲(chǔ)層的溫度環(huán)境效果甚微。因此，可以考慮將淺層高溫海水引入井周儲(chǔ)層進(jìn)行熱量補(bǔ)給，高溫海水引入位置選在近井地層易結(jié)冰和易生成二次水合物區(qū)域的邊緣，這些熱海水進(jìn)入儲(chǔ)層后與降壓開采流體產(chǎn)出方向一致，并且淺層海水所攜帶的鹽離子可能從一定程度上降低水合物的相平衡條件，均有益于水合物開采。淺層高溫海水被管道輸運(yùn)至水合物儲(chǔ)層后，其熱量損失在可接受的范圍內(nèi)，海水溫度仍可明顯高于水合物儲(chǔ)層原位孔隙水的溫度(Feng et al.，2016； Wang et al.，2018)。需要注意的是，淺層海水大規(guī)模注入水合物儲(chǔ)層將使生產(chǎn)井水氣比大幅升高，導(dǎo)致開采舉升分離系統(tǒng)的工作壓力增大。因此，淺層溫海水注入工藝不僅需要考慮其對(duì)防止結(jié)冰和二次水合物生成的有益影響，還需要兼顧生產(chǎn)工藝承載力的限制。

此外，還可考慮對(duì)淺層熱海水引入位置與井壁之間儲(chǔ)層進(jìn)行必要的增滲改造，進(jìn)而降低熱海水補(bǔ)給導(dǎo)致氣水比下降對(duì)產(chǎn)氣的影響。對(duì)于我國南海泥質(zhì)粉砂水合物儲(chǔ)層，采用礫石替換井周低滲儲(chǔ)層也是一種可取的方式(Wu et al.，2021)，井周儲(chǔ)層滲透性得到改善，孔隙流體運(yùn)移速率的提升也有益于改善井周儲(chǔ)層的換熱效率。

5 結(jié) 論

基于本文實(shí)驗(yàn)，獲得以下結(jié)論：

(1)水合物合成后樣品溫度分布呈開口向上的拋物線形狀，水合物分布具有樣品中部多而兩側(cè)無的非均勻性特征。

(2)降壓后樣品孔隙壓力和溫度降低均未表現(xiàn)出明顯的順序性，但孔隙壓力完全消散體現(xiàn)出由近及遠(yuǎn)的特征，且溫度回升具有由兩側(cè)向中間發(fā)展的特點(diǎn)。

(3)降壓分解產(chǎn)氣速率演化過程與傳熱演化過程具有良好的對(duì)應(yīng)性，穩(wěn)態(tài)產(chǎn)氣階段由傳熱效應(yīng)控制，其產(chǎn)氣量占總產(chǎn)氣量的65%，改善傳熱效率是促進(jìn)產(chǎn)氣效率達(dá)到商業(yè)水準(zhǔn)的基礎(chǔ)。

(4)通過控制降壓節(jié)奏來控制水合物分解速率，補(bǔ)給熱量與儲(chǔ)層改造相結(jié)合能夠改善井周儲(chǔ)層傳熱效率，是兩種防止井周儲(chǔ)層內(nèi)結(jié)冰或二次水合物生成可供考慮的經(jīng)濟(jì)性建議。