徑向井降壓開采天然氣水合物實驗研究

張潘潘，張逸群，王瑋，王天宇，穆總結(jié)，田守嶒,

1 中國石油大學(北京)油氣資源與探測國家重點實驗室，北京 102249

2 中國石油大學(北京)克拉瑪依校區(qū)石油學院，克拉瑪依 834000

0 前言

天然氣水合物是由天然氣和水結(jié)合形成的籠型水合物。微觀尺度下，氣體分子被束縛在水分子通過氫鍵形成的籠狀框架內(nèi)，并在低溫高壓環(huán)境下穩(wěn)定存在[1-2]。自然界中的天然氣水合物一般賦存于水深800 m以上、海底以下400 m以淺的松軟未固結(jié)沉積物中[3]。評估認為全球天然氣水合物資源碳儲量約為所有常規(guī)化石能源總和的兩倍[4-5]。作為一種高效清潔的潛在替代能源，該資源的開發(fā)利用對世界能源格局、氣候變化及自然災(zāi)害防治等一系列問題都有重要影響，因此受到世界眾多國家，學術(shù)機構(gòu)及石油公司的廣泛關(guān)注[6-7]。

天然氣水合物的開發(fā)主要通過破壞水合物相態(tài)平衡條件促使水合物發(fā)生分解實現(xiàn)。常見的水合物開采方法包括降壓法、熱激發(fā)法、注化學劑法[8-11]。與其他方法相比，降壓法相對經(jīng)濟高效，且技術(shù)難度低，已多次應(yīng)用于天然氣水合物試采[8,12]。2020年，中國在南海神狐海域開展了第二輪天然氣水合物試采。采用水平井降壓方式開采水合物，試采創(chuàng)造了“產(chǎn)氣總量86.14萬m3，日均 產(chǎn)氣量2.87萬m3”2項世 界紀錄[3]。然而，本次試采產(chǎn)量遠未達到商業(yè)化開發(fā)海域水合物資源的最低要求，開采效率低下依然是水合物資源開發(fā)利用的瓶頸所在[13]。

水合物試采成本高且工程難度大，當前提高水合物開采效率研究主要以室內(nèi)實驗和數(shù)值模擬為主。Chong等[14]通過實驗研究了水平井對水合物降壓開采的影響，但由于反應(yīng)釜容積僅為0.98 L，水平井筒對產(chǎn)氣速率的影響十分有限，且實驗結(jié)果規(guī)律性不強。Wang等[15]開展了水平井降壓—注熱聯(lián)合法開采水合物實驗研究，分析了布井方式對開發(fā)效果的影響。Feng等[16-17]采用數(shù)值模擬的方法研究了水力裂縫的增產(chǎn)效果，研究發(fā)現(xiàn)水力裂縫可以短期提高水合物降壓開采效率，但在水合物開發(fā)中后期的作用相對有限。為進一步提高水合物資源開采效率，降低開采成本，李根生等[18]提出了空化射流鉆徑向井開采天然氣水合物的新思路。Zhang等[13]通過數(shù)值模擬對比了直井和徑向井降壓開采水合物的產(chǎn)氣特征，發(fā)現(xiàn)徑向井可以有效提高水合物開采效率，同時降低生產(chǎn)氣水比。前人圍繞降壓法和注熱法開采水合物開展了大量研究，但研究較少對比不同水合物賦存環(huán)境下井型結(jié)構(gòu)對水合物開采的影響，且徑向井降壓開采天然氣水合物的數(shù)值模擬認識也有待進一步的實驗驗證。

基于此，本文通過實驗?zāi)M了富氣相環(huán)境下和富水相環(huán)境下的含水合物沉積物降壓開采過程，對比了直井與徑向井的開采效果，分析了開采過程中的溫度壓力變化。為減小水合物試樣物性差異對結(jié)果的影響，本文結(jié)合實驗裝置特點，形成了一種物性可控的水合物試樣高效合成方法。實驗得到了徑向井降壓開采水合物的產(chǎn)氣、產(chǎn)水與出砂特征，評估了徑向井在未來水合物試采中的潛在應(yīng)用效果，有助于促進徑向井開采水合物技術(shù)的發(fā)展與完善，早日實現(xiàn)水合物資源的商業(yè)化開發(fā)。

1 實驗裝置與方法

1.1 水合物開采實驗裝置

圖1和圖2所示分別為水合物合成與開采實驗裝置示意圖與實物圖。該實驗裝置主要由高壓反應(yīng)釜、氣體增壓系統(tǒng)、水浴循環(huán)系統(tǒng)、注液系統(tǒng)、開采計量系統(tǒng)、數(shù)據(jù)采集與處理系統(tǒng)組成。

圖1 水合物合成與開采裝置示意圖Fig.1 Schematic of the hydrate synthesis and mining system

圖2 水合物合成和開采系統(tǒng)實物圖Fig.2 Real shots of the hydrate synthesis and mining system

高壓反應(yīng)釜材質(zhì)為304不銹鋼，內(nèi)徑和高均為20 cm，壁厚1.9 cm，容積約為6.28 L，耐壓20 MPa。為監(jiān)測水合物合成與分解過程中的溫度壓力變化，反應(yīng)釜內(nèi)部圍繞生產(chǎn)井分散布置了2個壓力傳感器(P1，P2)和8個溫度傳感器(T1～T8)，傳感器分布如圖3所示。將傳感器與生產(chǎn)井筒中心的水平距離記為r，單位cm；傳感器高度記為h，單位cm，并采用(r，h)表示傳感器的相對位置：P1(4，2)，P2(4，18)，T1(9，9)，T2(5.5，9)，T3(2.5，9)，T4(2.5，9)，T5(5.5，9)，T6(9，9)，T7(7.75，2)，T8(7.75，18)。

圖3 反應(yīng)釜內(nèi)部傳感器分布,(a)俯視圖,(b)側(cè)視圖Fig.3 (a) Top view and (b) side view of the distribution of sensors.

氣體增壓系統(tǒng)主要用于向反應(yīng)釜內(nèi)注入甲烷氣體，提高反應(yīng)釜內(nèi)壓力，促使水合物生成。注入的甲烷量可通過甲烷流量計得到，也可由氣體狀態(tài)方程計算得到。水浴循環(huán)系統(tǒng)用于調(diào)節(jié)反應(yīng)釜內(nèi)溫度，使用乙二醇作為循環(huán)液，溫度調(diào)節(jié)范圍-10～100 ℃。注液系統(tǒng)主要由雙缸注液泵和液體流量計組成，最大注液壓力為70 MPa，流量計精度為±0.01 ml，用于向反應(yīng)釜內(nèi)注水。開采計量系統(tǒng)主要包括除砂罐、回壓閥、氣液分離裝置和甲烷流量計。調(diào)節(jié)回壓閥可以將生產(chǎn)井筒內(nèi)壓力降低到水合物相平衡壓力之下，模擬水合物降壓開采。降壓開采過程中，砂、水、甲烷通過生產(chǎn)井筒產(chǎn)出。除砂罐采用礫石充填和防砂篩網(wǎng)結(jié)合的方式收集產(chǎn)出的砂。產(chǎn)出的水和甲烷通過氣液分離裝置分離后，分別采用天平和甲烷流量計進行計量。數(shù)據(jù)采集與處理系統(tǒng)主要用于采集和處理實驗中產(chǎn)生的溫度、壓力、流量等數(shù)據(jù)。

1.2 水合物試樣合成與表征

為對比直井、徑向井降壓開采水合物的開發(fā)效果，需要合成物性相似的水合物試樣。本實驗參考南海神狐海域水合物儲層巖心的粒度分析數(shù)據(jù)[19]，選用粒徑范圍為0.038～1 mm的石英砂制樣。圖4所示為用于合成水合物試樣的砂粒粒徑組成及南海水合物沉積物粒度分布圖。

圖4 用于水合物試樣合成的砂粒粒徑組成Fig.4 Grain size composition used to synthesize hydrate samples

首先將石英砂與蒸餾水混合均勻得到濕砂，并將其轉(zhuǎn)移至反應(yīng)釜中。通過石英砂和蒸餾水用量確定試樣孔隙度φ與初始含水飽和度Swi，計算方法如下：

式中：V是反應(yīng)釜容積，L；ms為用于制備濕砂的石英砂質(zhì)量，g，ρs為石英砂密度，2650 g/L。mw和ρw分別為用于制備濕砂的蒸餾水質(zhì)量，g和密度，1000 g/L。

啟動水浴循環(huán)將反應(yīng)釜內(nèi)溫度調(diào)節(jié)至20 ℃左右。通過增壓泵向反應(yīng)釜中注入甲烷，增大反應(yīng)釜內(nèi)壓力至11 MPa左右。該溫度壓力條件下水合物無法合成，因此注入反應(yīng)釜中的甲烷量可以通過方程(3-8)得到：

式中：Sgi為初始氣相飽和度；P為反應(yīng)釜內(nèi)壓力，Pa；T為反應(yīng)釜內(nèi)溫度，K；R為通用氣體常數(shù)，8.314 J/(mol·K)；Z為甲烷的壓縮因子，通過BWRS方程計算得到[20-21]，無因次。nmg為以氣相存在的甲烷量，mol；nmw為溶解在水中的甲烷量，mol；Cw為水的密度，mol/m3；nwi和nmi分別為反應(yīng)釜中甲烷和水的量，mol；f(T，P)為甲烷在蒸餾水中的溶解度方程，其為溫度壓力的函數(shù)，由實驗數(shù)據(jù)擬合得到[22]，molCH4/molH2O。

將水浴循環(huán)溫度設(shè)置為3 ℃，降低反應(yīng)釜內(nèi)溫度。當水合物生成時，反應(yīng)釜內(nèi)壓力將出現(xiàn)明顯下降，同時溫度也會出現(xiàn)一定升高。反應(yīng)方程式如下：

式中：N為甲烷水合物水合數(shù)，約為6。

通過溫度壓力變化實時反演試樣制備過程中水合物飽和度變化是物性控制的關(guān)鍵。假設(shè)t時刻水向水合物的轉(zhuǎn)化率為x。x為0時，水合物未生成；x為1時，濕砂中的水完全轉(zhuǎn)化為了水合物。t時刻，液相、氣相、水合物相飽和度(Sw，Sg，Sh)滿足方程(10-13)：

式中：Ch為水合物的密度，mol/m3。

將方程(5)代入方程(11)，方程(13)代入方程(12)，整理后得到方程(14)：

方程(14)中

求解矩陣方程(14)，可以得到反應(yīng)過程中任意時刻的氣相、液相和水合物相飽和度。當濕砂中的水完全轉(zhuǎn)化為水合物時，可以得到富氣水合物試樣。合成富氣水合物試樣后，通過雙缸注液泵向反應(yīng)釜中注入蒸餾水，二次生成水合物消耗反應(yīng)釜中的剩余甲烷，最終可得到富水水合物試樣。注水量可通過流量計得到，因此富水水合物試樣合成過程中的相飽和度變化也可通過相同方式計算得到。由于水合物的合成效率難以達到100%，實驗中富氣水合物試樣孔隙中流體以甲烷為主，但含有少量水。同理，富水水合物試樣孔隙中流體以水為主，但含有少量甲烷。

1.3 降壓開采實驗設(shè)計

與直井相比，更長的生產(chǎn)段是徑向井開采水合物的主要優(yōu)勢之一。數(shù)值模擬研究表明，采用徑向井開采天然氣水合物時，產(chǎn)能受分支數(shù)量、分支長度、分支夾角等參數(shù)共同影響。受高壓反應(yīng)釜尺度限制，實驗中難以體現(xiàn)徑向井分支結(jié)構(gòu)對開采的影響。因此，本文對徑向井結(jié)構(gòu)做了簡化，以充分利用有限的反應(yīng)釜空間，對比分析直井和徑向井降壓開采水合物沉積物的差異。實驗中分別用長度為1 cm和20 cm的生產(chǎn)井井筒模擬直井和徑向井降壓開采。圖5所示為簡化后的直井和徑向井降壓開采水合物實驗示意圖。該簡化下，重力對流動的影響與實際生產(chǎn)中的重力作用存在一定差異。由于反應(yīng)釜尺度較小，實驗中反應(yīng)釜內(nèi)部空間僅相當于實際開采中生產(chǎn)井井周的極小區(qū)域，該區(qū)域壓力梯度產(chǎn)生的影響遠大于重力，因此認為簡化產(chǎn)生的誤差相對較小。圖6所示為實驗中加工的直井井筒和徑向井井筒試件，其中井筒外徑14 mm, 內(nèi)徑為6 mm，井壁孔眼直徑3 mm，孔眼相位角120°。

圖5 (a)直井和(b)徑向井降壓開采水合物示意圖 (反應(yīng)釜右旋90°)Fig.5 Schematic of hydrate extraction with (a) vertical well and (b) radial well

圖6 直井井筒、徑向井筒設(shè)計Fig.6 Wellbore design of vertical well and radial well

天然氣水合物的賦存環(huán)境是多樣的，本文主要針對富氣相環(huán)境下和富水相環(huán)境下的水合物沉積物降壓開采進行實驗研究。共開展4組實驗，實驗中水合物試樣合成關(guān)鍵參數(shù)與實驗設(shè)計如表1和表2所示。降壓開采時，調(diào)節(jié)回壓閥使回壓壓力大于反應(yīng)釜內(nèi)壓力，然后打開出口閥，再調(diào)節(jié)回壓閥將出口壓力緩慢降低至3 MPa左右進行降壓開采。降壓開采時間為300 min，水浴循環(huán)溫度設(shè)置為3 ℃。降壓開采過程中實時監(jiān)測產(chǎn)氣、產(chǎn)水、溫度和壓力變化，數(shù)據(jù)采集時間間隔為10 s。

表1 水合物試樣合成關(guān)鍵參數(shù)Table 1 Key parameters of hydrate sample synthesis

表2 水合物開采實驗設(shè)計Table 2 Experimental design of hydrate extraction

2 實驗結(jié)果分析

2.1 水合物試樣合成

以富氣水合物試樣的制備為例，分析了水合物的生成特征。實驗準備階段，首先將所有閥門關(guān)閉，之后將石英砂與水在反應(yīng)釜外混合均勻，再將得到的濕砂鋪置在反應(yīng)釜內(nèi)并夯實。實驗開始階段，打開進氣閥，向反應(yīng)釜內(nèi)注入甲烷。反應(yīng)釜內(nèi)壓力升至11 MPa時關(guān)閉進氣閥，停止注氣。此時，反應(yīng)釜內(nèi)溫度約為20 ℃，壓力約為11 MPa。如圖7所示，該狀態(tài)下甲烷水合物無法生成，因此可以通過合成開始前反應(yīng)釜內(nèi)的壓力變化，檢查反應(yīng)釜密封性。若壓力基本保持穩(wěn)定，則將循環(huán)溫度設(shè)置為3 ℃，促使水合物生成。當反應(yīng)釜內(nèi)水合物的生成基本停止，反應(yīng)釜內(nèi)溫度和壓力保持相對穩(wěn)定，水合物試樣制備環(huán)節(jié)結(jié)束。圖8所示為1#實驗和2#實驗水合物生成過程中的溫度壓力變化。初始階段，反應(yīng)釜內(nèi)溫度快速下降，同時由于溫度下降，反應(yīng)釜內(nèi)壓力也出現(xiàn)了一定降低。第46 min時，測溫點1溫度出現(xiàn)了明顯的升高，同時壓力急劇下降，表明該測溫點附近水合物開始合成。隨后，觀察到測溫點2溫度下降速度減慢。測溫點1更靠近反應(yīng)釜壁面，溫度下降快于測溫點2，因此認為測溫點1處的水合物生成早于測溫點2處。1#實驗和2#實驗的溫度壓力變化具有較好的相似性，表明水合物試樣制備具有較好的可重復(fù)性。

圖7 甲烷水合物相平衡曲線Fig.7 Phase equilibrium curve of methane hydrate

圖8 (a)1#實驗和(b)2#實驗試樣制備過程中溫度壓力變化Fig.8 Temperature and pressure changes during sample preparation of experiment (a)1# and (b)2#

為定量判斷水合物合成情況，采用上文介紹的物性表征方法，分析了水合物合成過程中各相飽和度變化。如圖9所示，初始時刻，水合物飽和度為0，孔隙被水和甲烷飽和。第46 min時，水和甲烷的飽和度下降，水合物開始生成。水合物的生成主要發(fā)生在前500 min，之后水合物飽和度變化較小。水合物的生成會消耗反應(yīng)釜內(nèi)甲烷和水，導(dǎo)致壓力快速下降，水合物生成的驅(qū)動力減弱，因此水合物的生成速率隨水合物飽和度增大而減小。當水合物飽和度不再增加時，水合物試樣制備結(jié)束。如圖8和圖9所示，反演得到的水合物飽和度變化曲線和溫度壓力變化曲線具有較好的一致性，且最終得到了物性相近的水合物試樣，表明本文提出的水合物試樣合成與物性表征方法高效準確。由于水合物的生成具有一定的隨機性，3#實驗和4#實驗水合物合成的誘導(dǎo)時間分別為56 min和76 min。圖10和圖11所示分別為3#實驗、4#實驗水合物生成過程中溫度壓力變化和反演得到的相飽和度變化曲線。

圖9 1#和2#實驗試樣制備過程中相飽和度變化Fig.9 Phase saturation changes during sample preparation of experiment 1# and 2#

圖10 (a)3#實驗和(b)4#實驗試樣制備過程中溫度壓力變化Fig.10 Temperature and pressure changes during sample preparation of experiment (a)3# and (b)4#

圖11 3#和4#實驗試樣制備過程中相飽和度變化Fig.11 Phase saturation changes during sample preparation of experiment 3# and 4#

2.2 富氣水合物試樣降壓開采

2.2.1 溫度壓力變化

受實驗儀器限制，出口壓力的控制主要通過手動調(diào)節(jié)回壓閥實現(xiàn)，因此實驗中出口壓力在2.9～3.2 MPa范圍內(nèi)波動。圖12所示為直井和徑向井降壓開采富氣水合物試樣(1#和2#實驗)過程中壓力變化。直井開采時，初始時刻由于出口閥打開，出口壓力迅速增大，同時反應(yīng)釜內(nèi)測壓點1和測壓點2壓力出現(xiàn)小幅下降；之后，出口壓力被緩慢調(diào)節(jié)至3 MPa左右，反應(yīng)釜內(nèi)壓力隨出口壓力同步下降，壓力傳播幾乎瞬間完成。徑向井降壓開采時：測壓點1壓力下降出現(xiàn)了短暫滯后(圖12b)，但持續(xù)時間較短。對于整個開采周期，直井和徑向井降壓開采過程中的壓降傳播沒有明顯差異。

圖12 水合物開采過程中壓力變化Fig.12 Pressure changes during hydrate extraction

直井和徑向井降壓開采過程中溫度變化規(guī)律相似，因此本文以徑向井降壓開采水合物為例，討論了水合物開采過程中反應(yīng)釜內(nèi)溫度變化。如圖13所示，降壓開采的初始階段反應(yīng)釜內(nèi)各點溫度急劇下降，這主要是由水合物分解吸熱和壓力下降導(dǎo)致的焦耳—湯姆森效應(yīng)引起。當溫度下降至2 ℃左右時，反應(yīng)釜內(nèi)溫度在一段時間內(nèi)保持相對穩(wěn)定，該階段外界熱量流入(主要通過水浴循環(huán))與水合物分解吸熱達到相對平衡。之后，隨著水合物分解速度減慢，反應(yīng)釜內(nèi)各點溫度逐漸回升。由于測溫點7位于反應(yīng)釜底部，受環(huán)境溫度(約為25 ℃)影響較大，因此測溫點7溫度明顯高于其他測溫點，且溫度回升更快。

圖13 徑向井開采水合物過程中溫度變化Fig.13 Temperature changes during hydrate extraction by radial well

2.2.2 產(chǎn)量分析

富氣水合物試樣由于含水飽和度低于束縛水飽和度[17]，降壓開采過程中產(chǎn)水量為0。圖14所示為直井和徑向井降壓開采水合物累計產(chǎn)氣量與采收率變化，其中采收率為累計產(chǎn)氣量與開采前反應(yīng)釜內(nèi)甲烷總儲量之比。由圖14a可見：降壓開采初期，壓力下降使大量自由氣產(chǎn)出，產(chǎn)氣速率較高，累計產(chǎn)氣量增加較快；之后，產(chǎn)氣速率迅速下降，累計產(chǎn)氣量的增長減緩。降壓開采15 min后反應(yīng)釜內(nèi)的壓力保持相對穩(wěn)定，因此該階段產(chǎn)氣主要來自水合物分解。在出口壓力下降到水合物相平衡壓力前，水合物未分解，產(chǎn)氣均為自由氣。因此認為降壓開采過程中的產(chǎn)氣可分為3個階段，先后為自由氣產(chǎn)出階段，混合氣體產(chǎn)出階段(過渡階段)，水合物分解產(chǎn)氣階段。

圖14b所示為直井和徑向井降壓開采水合物試樣時采收率變化。兩組實驗中反應(yīng)釜內(nèi)的甲烷總儲量十分接近，因此采收率變化和累計產(chǎn)氣量變化規(guī)律基本一致。降壓開采結(jié)束時，直井和徑向井降壓開采的采收率分別為63.8%和61.2%。與直井相比，徑向井降壓開采的主要優(yōu)勢在于壓降傳播速度更快，范圍更廣。然而，由于實驗尺度較小，且富氣水合物試樣具有較高的氣相相對滲透率，徑向井促進壓降傳播的特點難以體現(xiàn)，導(dǎo)致實驗中采用直井和徑向井降壓開采的產(chǎn)量差異較小。考慮到水合物試樣制備及開采過程中影響產(chǎn)量的因素較多，開展對照實驗難度大，1#實驗和2#實驗最終產(chǎn)氣量之間的微小差異很可能來源于實驗誤差。

圖14 水合物開采過程中累計產(chǎn)氣量與采收率變化Fig.14 Changes in cumulative gas production and recovery factor during hydrate extraction

2.3 富水水合物試樣降壓開采

2.3.1 溫度壓力變化

圖15所示為直井和徑向井降壓開采富水水合物試樣(3#和4#實驗)過程中壓力變化。直井開采的初始階段，測壓點1和測壓點2壓力下降明顯滯后于出口壓力下降。當出口壓力穩(wěn)定在3 MPa左右時，測壓點1和測壓點2平均壓力高于出口壓力約為0.4 MPa，表明近井區(qū)域滲流阻力較大。徑向井開采的早期階段，測壓點2壓力下降出現(xiàn)了滯后，但持續(xù)時間較短。開采約20 min后，測壓點1和測壓點2壓力與井口壓力趨于一致，反應(yīng)釜內(nèi)壓降可以忽略。徑向井更長的生產(chǎn)段為砂粒運移提供了高導(dǎo)流能力通道，導(dǎo)致防砂罐出現(xiàn)一定堵塞，出口壓力下降速度較慢，因此在第45～60 min進行了關(guān)井清砂作業(yè)。關(guān)井結(jié)束后，測壓點1，測壓點2、出口壓力同步下降到3 MPa左右。

圖15 水合物開采過程中壓力變化Fig.15 Pressure changes during hydrate extraction

圖16 所示為直井和徑向井降壓開采富水水合物試樣過程中反應(yīng)釜內(nèi)平均溫度變化。平均溫度由反應(yīng)釜內(nèi)8個溫度傳感器讀數(shù)取平均值得到。不同于富氣水合物試樣降壓開采，富水水合物試樣的氣相飽和度極低，氣體節(jié)流膨脹效應(yīng)對溫度的影響較小，因此降壓開采初始階段反應(yīng)釜內(nèi)平均溫度并未發(fā)生明顯變化。約22 min時，壓力下降到水合物相平衡壓力，水合物開始分解，反應(yīng)釜內(nèi)溫度快速下降。徑向井開采時反應(yīng)釜內(nèi)壓力更低，對應(yīng)的水合物相平衡溫度也更低，因此徑向井開采時反應(yīng)釜內(nèi)溫度下降幅度更大。由圖16可見：徑向井開采時平均溫度從約5.5 ℃下降到約3.1℃，最大溫差約為2.4 ℃；直井開采時平均溫度從約5.1 ℃下降到約3.8 ℃，最大溫差約為1.3 ℃。因此，同直井開采相比，徑向井開采時反應(yīng)釜內(nèi)有更多的顯熱可用于水合物分解。

圖16 水合物開采過程中溫度變化Fig.16 Temperature changes during hydrate extraction

2.3.2 產(chǎn)量分析

圖17 (a)所示為水合物試樣開采過程中累計產(chǎn)氣量、產(chǎn)水量變化。如圖17(a)所示：降壓開采300 min時，直井降壓開采累計產(chǎn)氣120.91 L，累計產(chǎn)水292.13 mL；徑向井降壓開采累計產(chǎn)氣145.28 L，累計產(chǎn)水403.08 mL。徑向井降壓開采累計產(chǎn)氣量與產(chǎn)水量明顯高于直井降壓開采。圖17(b)所示為水合物開采過程中甲烷采收率變化，由圖可見：采用直井時甲烷最終采收率為55.37%，采用徑向井時甲烷最終采收率為65.30%，因此徑向井可以有效提高富水相環(huán)境下含水合物沉積物降壓開采效率。

圖17 水合物開采過程中累計產(chǎn)氣量、產(chǎn)水量與采收率變化Fig.17 Changes in cumulative gas production, cumulative water production and recovery factor during hydrate extraction

對于富水水合物試樣，氣相相對滲透率較低。直井降壓開采時泄流區(qū)域較小，生產(chǎn)井井筒附近滲流阻力較大，導(dǎo)致壓降無法有效傳播到反應(yīng)釜內(nèi)部，不利于水合物分解。徑向井降壓開采時，更長的生產(chǎn)井筒為甲烷和水的產(chǎn)出提供了高導(dǎo)流能力通道，促進了壓降向反應(yīng)釜內(nèi)部傳播，有利于提高水合物開采效率。在相關(guān)數(shù)值模擬研究中，徑向井在提高天然氣水合物開采效率的同時也存在產(chǎn)水量顯著增加的問題，這與本文實驗的認識基本一致。由于實驗研究在空間尺度、時間尺度、以及邊界條件上局限性較強，定量對比實驗結(jié)果與數(shù)值模擬結(jié)果仍存在較大難度。

我國南海天然氣水合物多賦存于富水相環(huán)境下的含水合物沉積物中[3]，與本文所合成的富水水合物試樣具有一定相似性。此外，與本文通過實驗合成的富水水合物試樣相比，南海天然氣水合物沉積物含有顆粒更細的泥質(zhì)粉砂，儲層存在壓實作用且滲透率更低(平均小于10 mD)[17]，采用徑向井開采南海天然氣水合物儲層預(yù)期將取得更明顯的增產(chǎn)效果。需要注意的是，實驗中徑向井降壓開采水合物也存在產(chǎn)水較多，泄流區(qū)域較大導(dǎo)致出砂嚴重等問題，因此仍需針對控水防砂等問題開展進一步研究。

3 結(jié)論

1) 本文設(shè)計的實驗裝置及水合物試樣合成與表征方法可實現(xiàn)富氣水合物試樣和富水水合物試樣的高效合成，且能通過溫度壓力變化實時反演孔隙中流體與水合物飽和度，實現(xiàn)水合物試樣物性控制。

2) 降壓開采富氣水合物試樣時，產(chǎn)氣主要分為3個階段：自由氣產(chǎn)出階段，混合氣體產(chǎn)出階段，水合物分解產(chǎn)氣階段。由于實驗尺度較小且試樣滲透率相對較高，降壓開采時壓降很快傳播到整個反應(yīng)釜空間，直井開采和徑向井開采的產(chǎn)氣量沒有明顯差異。

3) 降壓開采富水水合物試樣時，同直井相比，徑向井提供的高導(dǎo)流能力通道促進了壓降向反應(yīng)釜內(nèi)部傳播，反應(yīng)釜內(nèi)可用于水合物分解的顯熱更多，因此采用徑向井降壓開采產(chǎn)氣效率更高。由于徑向井降壓開采時泄流區(qū)域更大，采用徑向井開采的實驗存在產(chǎn)水量大，出砂嚴重等問題。