降压开采导致天然气水合物系统状态演化模拟实验*

刘乐乐 李彦龙 张旭辉 罗大双 刘昌岭

(①自然资源部天然气水合物重点实验室， 青岛海洋地质研究所， 青岛 266237， 中国) (②青岛海洋科学与技术国家实验室， 海洋矿产资源评价与探测技术功能实验室， 青岛 266237， 中国) (③中国科学院力学研究所， 北京 100190， 中国)

0 引 言

天然气水合物(简称“水合物”)是一种似冰雪笼型结晶化合物，由天然气和水在合适的温度和压力条件下形成，它多数分布于海洋湖泊等深水地层环境中，具有储量大等特点，被认为是一种潜在的替代能源(Sloan， 2003， Li et al.，2021b)。目前，国际上已经在加拿大马更些三角洲冻土区(Numasawa et al.，2008)、美国阿拉斯加冻土区(Schoderbek et al.，2013)和日本南海海槽(Yamamoto et al.，2014)开展了数次水合物开采工程试验，大量研究结果表明采用降压法及其衍生方法开采水合物具有明显的优势(李守定等， 2020； 吴能友等， 2020)。我国南海水合物能源资源丰富(刘昌岭等， 2021； 刘杰等， 2021)， 2017年和2020年，中国地质调查局牵头在南海北部海域完成了两轮海域水合物试采(Li et al.，2018，Ye et al.，2020)，实现了泥质粉砂型水合物安全可控开采，极大地带动了国内水合物基础研究和技术研发工作的发展(李守定等， 2019； 何家雄等， 2020)。

水合物降压开采过程主要涉及传热、多相渗流、分解相变和储层变形等多个相互影响的物理效应(Hong et al.，2003，Liu et al.，2015)。海洋水合物储层孔隙压力、温度、孔隙三相(固相水合物和液相水及气相天然气)含量以及储层物性参数等在降压开采过程中不断发生变化，体现了水合物系统状态的时空演化特征(吴能友等， 2021)。阐明水合物系统状态在降压开采过程中的时空演化规律，对于降压方案设计、施工流程优化和开采影响范围预测等均具有科学指导意义。国内外专家学者针对降压法开采水合物开展了大量的研究工作，在产能潜力评价和开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; 吴能友等， 2017； Mao et al.，2021)。依据产气效率的高低，水合物降压开采产气过程通常分为3个阶段(孙建业等， 2010)。 降压幅度越大意味着水合物分解驱动力越大，但会导致结冰、二次水合物生成以及细粒沉积物剥离、运移、产出等问题(Li et al.，2020)； 这些现象本质上是储层传热传质多物理场演化过程的一种体现。水合物降压分解产气过程的“先快后慢”三阶段典型特征是由于降压分解中后期水合物分解吸热受限所致，产气过程与水合物分解阵面演化过程具有较好的对应关系(刘乐乐等， 2013)。水合物分解阵面在开采过程中的演化过程已有解析、半解析和数值模型进行描述(刘乐乐等， 2014； Terzariol et al.，2017； 彭盈钰等， 2020)； 降压开始之后的渗流阵面演化过程以及分解阵面演化过程基于岩芯尺度下压力和温度实验数据已获得基本认识(刘乐乐等， 2013， 2015)。场地尺度下水合物降压开采储层多物理场演化过程受水合物分解动力学与传热传质学及工程地质学参数影响明显(Zhang et al.，2021)，然而目前对这些基础物性参数的演化机理认识仍不够清楚，需要采用系统化的理念揭示多物理场演化机理及其主控因素。

为了综合分析降压开采导致的水合物系统状态变化过程并理解其演化机理，本文基于一维模拟实验装置，开展了水合物降压开采储层多物理场演化模拟实验，探讨了孔隙压力和温度在降压分解过程中的变化规律，分析了产气过程与传热演化过程的对应关系，为水合物中长期开采效率的提升提出了建议。

1 实验装置

水合物开采多物理场演化一维模拟实验装置主要由低温高压反应釜、孔隙流体供给模块、温度控制模块、围压加载模块、产水产气模块及测量采集模块组成，如图 1所示。

图 1 天然气水合物开采多物理场演化模拟实验装置Fig. 1 Experimental apparatus for multi-physical-field evolution during gas hydrate recovery

低温高压反应釜结构如图 2所示，其轴线上安装柔性胶筒，柔性胶筒内空间用于制备含水合物沉积物样品，样品直径为6.0 cm，长度为100.0 cm； 沿样品长度方向，穿过柔性胶筒在样品表面布置5个压力传感器和10个温度探头，最外侧压力传感器到样品两端的距离为10.0 cm，两相邻压力传感器的间距均为20.0 cm，最外侧温度探头到样品两端的距离为5.0 cm，两相邻温度探头的间距均为10.0 cm，从流体入口到出口，压力传感器的编号依次为P1～P5，温度探头的编号为逆序，依次为T10～T1； 样品外包裹柔性胶筒的壁厚为0.5 cm，长度为112.0 cm，目的在于隔离样品孔隙空间与胶筒外环腔以便施加围压； 反应釜的内径为16.0 cm，长度为160.0 cm，最大可承受30 MPa的内压力，在- 20～50 ℃温度范围内可正常工作； 温度控制通过反应釜外的制冷液环腔进行，为了降低环境传热的干扰，制冷液环腔和反应釜端盖外均包裹保温材料； 反应釜通过旋转支撑架可实现从水平到竖直任意角度悬停。

图 2 含水合物沉积物反应釜结构示意图Fig. 2 Schematic diagram of vessel for hydrate-bearing sediments

孔隙流体供给模块主要用于合成水合物所用气体和水的供给，包括高压气瓶、盛水容器和高压恒流泵等部件，其中高压恒流泵工作压力上限为20 MPa，最大可提供50 mL · min-1的注入流量。温度控制模块的核心部件为恒温水浴箱，其温度下限为- 20 ℃，控制精度为±0.5 ℃，它与高压低温反应釜的制冷液环腔形成回路，采用乙二醇作为冷媒进行循环，将反应釜内部热量不断携带至恒温水浴箱以实现制冷控温。围压加载模块用于模拟含水合物沉积物承受的应力条件，主要包括围压泵和活塞容器，采用氟油作为媒介传递压力，最大围压可施加25 MPa，控制精度为±0.1 MPa； 产水产气模块主要由气动控制式背压阀、气液分离器和盛水容器等组成，压力控制精度为±0.1 MPa； 测量采集模块主要由压力传感器、温度探头、气体流量计、数据采集仪和工控机等组成，压力和温度的测量精度分别为± 0.1 MPa和±0.1 ℃。

2 实验材料与实验步骤

2.1 实验材料

实验样品骨架由石英砂制成，其粒径范围是0.1～0.3 mm； 样品内的水合物采用甲烷气体和蒸馏水合成，其中甲烷气体纯度为99.99%，蒸馏水由实验室自制。

2.2 实验材料与步骤

样品骨架制备：根据实际条件确定样品干密度(1.42g · cm-3)，据此计算确定需要装填的石英砂总质量(4000 g)； 将需要装填的石英砂按重量等分10份，竖直放置柔性胶筒，然后将石英砂逐份装入其中并压实至设定高度，以保证样品的均匀度，装填结束后的样品骨架孔隙度为39.9%。

甲烷水合物合成：旋转低温高压反应釜至竖直向放置，施加1 MPa围压后，采用高压恒流泵对石英砂样品进行注水饱和，流出水量与样品孔隙体积两倍相当时停止饱和，记录注入水量和流出水量。

在样品出口阀门打开的条件下，缓慢平稳注入甲烷气体驱替孔隙水，流出水量达到设定值后关闭出口阀门，继续缓慢注入甲烷气体至孔隙压力升高至设定值(通常为5.5 MPa)，样品围压在此过程中同步增加，始终高于孔隙压力至少0.5 MPa。

开启温度控制模块，降温至1 ℃左右合成甲烷水合物，待孔隙压力相对稳定后，根据水合物饱和度目标值选择再次注入甲烷气体或者停止，通常循环注气4～7次以提升甲烷水合物饱和度； 待甲烷水合物饱和度满足要求，样品孔隙压力和温度在12 h内基本不再变化时，合成过程结束，记录总进气量(通常为76.7 SL)。

开采多物理场演化过程模拟：调节出口背压阀至设定压力值，降压分解甲烷水合物，孔隙流体在压差作用下产出，水合物分解吸热致使样品温度降低，样品外部环境热量传至样品，持续测量样品孔隙压力、温度、产气量和产水量等参数，待产气量在2 h内基本不再增加时，实验结束。本文选取一次快速降压条件下的典型案例进行详细分析，其他分阶段降压实验结果可参考作者的前期成果(Li et al.，2021a)。

3 典型实验结果分析

3.1 甲烷水合物合成阶段

甲烷水合物合成阶段的样品孔隙压力和围压随时间变化情况如图 3所示。在初始注气之后分别在12 h、25 h、33 h、38 h和52 h进行了5次补气，补气过程中围压(Pc)恒定为6.0 MPa。5个孔隙压力在第1次和第2次补气过程中升降同步； 第2个孔隙压力(P2)在第3次和第4次补气过程中仅有约0.25 MPa的升降幅度； 第2个和第3个孔隙压力(P2和P3)在第5次补气过程中的升降幅度均明显小于其他3个孔隙压力的升降幅度。其主要原因是：随着甲烷水合物的合成，样品孔隙连通性逐渐降低，导致某处孔隙压力与其他位置孔隙压力升降不同步，类似的现象在之前的研究中也有发现(Lee et al.，2010)。5次补气结束后静置约40 h待甲烷水合物合成，随后5个孔隙压力稳定在3.16～4.10 MPa范围内的不同值，反映了个别压力传感器探头与样品接触点形成了圈闭区域，导致测量的孔隙压力值与圈闭区域外样品真实孔隙压力存在一定差别。即使样品孔隙中所有孔隙水均转化为甲烷水合物，水合物饱和度上限仅为48.7%，虽然水合物合成导致样品连通性降低，但是样品孔隙之间必然仍是相互连通的，则水合物合成后样品孔隙压力分布应该是较为均匀的，如果存在压力梯度必然发生渗流以达到孔隙压力均匀状态。因此，采用5个压力传感器测量压力平均值3.54 MPa代表水合物合成后样品的孔隙压力。

图 3 甲烷水合物合成阶段压力随时间变化曲线Fig. 3 Pressures changing over elapsed time during methane hydrate formation

甲烷水合物合成阶段的典型样品温度和环腔中制冷液温度(Tf)随时间变化情况如图 4所示。可以看出，注气以及每次补气均会导致样品温度不同程度地升高，这是因为注入的常温甲烷气体会携带一定热量进入样品。环腔制冷液(出口)温度在补气过程中基本稳定在3.5～4.0 ℃。约85 h后，样品温度逐渐稳定，稳定后的10个温度具有不同的温度值。

图 4 甲烷水合物合成阶段温度随时间变化曲线Fig. 4 Temperatures changing over time during methane hydrate formation

甲烷水合物合成结束后，样品孔隙压力和温度沿样品长度分布情况如图 5所示，横坐标表示测点与样品左端(孔隙流体进入端)之间的距离。可以看出，样品温度分布呈两端高且中间低的抛物线形状，这是因为反应釜两侧端盖外没有循环制冷液，环境热量更容易从两端传入样品； 样品中部的温度T6为1.0 ℃，靠近样品左端的温度T10为2.5 ℃，靠近样品右端的温度T1为3.2 ℃，即样品右端温度较左端温度稍高，这是因为制冷液由样品左端下部进入环腔随后从样品右端上部流出环腔(图 2)，制冷液与围压液以及样品等物质不断换热，导致样品右端围压液温度高于样品左端围压液温度，最终导致样品右端温度稍高于样品左端温度。如图 5所示，样品温度分布可由式(1)表示(相关系数为0.977)：

T=a1-a2x+a3x2

(1)

式中： 拟合参数a1=2.76 ℃，a2=7.71 ℃ · m-1，a3=8.60 ℃ · m-2。

图 5 甲烷水合物合成后样品温度和压力分布情况Fig. 5 Temperature and pressure distributions along sample length after methane hydrate formation

根据文献(Sun et al.，2005)，甲烷水合物相平衡压力和温度关系满足下式：

(2)

式中： 参数P*和T*用于保证等式两端的量纲一致性，分别等于1 Pa和1 ℃。

图 5中水合物相平衡压力曲线根据式(1)和式(2)确定，再结合样品孔隙压力平均值3.54 MPa确定水合物相平衡区域为0.11～0.78 m范围。在水合物相平衡区域两侧存在着水合物非稳定区域，其水合物含量必然为0。假设水合物合成前孔隙水和甲烷气是均匀分布的，且水合物合成过程中孔隙水静止未运移，则水合物非稳定区域的孔隙水饱和度和甲烷气饱和度分别为44.3%和55.7%。在水合物相平衡区域内，水合物合成前后孔隙水质量守恒，即：

(3)

甲烷气摩尔数守恒，即：

(4)

三相饱和度满足下述归一关系，即：

Sh2+Sw2+Sg2=1

(5)

其中

(6)

(7)

式中：Sh2、Sw2和Sg2分别为水合物相平衡区域内甲烷水合物、孔隙水和甲烷气的饱和度，可联立式(1)和式(3)～式(7)求解，所用参数名称及取值如表 1所示。

表 1 样品三相饱和度求解参数Table 1 Parameters for calculating hydrate， water， and methane saturations within the sample

甲烷水合物合成后水合物、孔隙水和甲烷气三相饱和度沿样品长度分布情况如图 6所示，样品中间水合物相平衡稳定区域内水合物饱和度、孔隙水饱和度和甲烷气饱和度分别为44.6%、9.2%和46.2%。

图 6 甲烷水合物合成后水合物、水和气三相含量分布Fig. 6 Saturation distributions of methane hydrate， water， and methane gas after methane hydrate formation

样品温度分布不均匀，导致样品两侧区域在水合物合成后无水合物，但是在水合物合成初期，两侧区域孔隙压力在水合物相平衡压力之上，其孔隙中应有水合物生成； 随着水合物合成，样品中间区域更具合成优势，孔隙压力可降低至两侧区域温度对应的相平衡压力之下，则两侧区域甲烷气在压力梯度驱动下向中间区域运移，孔隙压力随之降低； 两侧区域已经合成的水合物开始分解，直到水合物完全分解且两侧区域孔隙压力与中间区域孔隙压力相同时水合物合成结束。

3.2 多物理场演化模拟阶段

图 7所示为甲烷水合物降压分解样品孔隙压力演化曲线。可以看出，降压开始之后，孔隙压力P5、P3和P1几乎同时降低，其中P5迅速降至0，而P3和P1在降低过程中经历了两个平台期，对应的压力分别为2.5 MPa和0.8 MPa，两个平台期之间的时间间隔大约为7 h，平台期之后孔隙压力缓慢降至0； 孔隙压力P4缓慢降低至3.0 MPa后突然降至0； 孔隙压力P2在保持初始压力约2 h后快速降至第1个平台期，随后又降至第2个平台期，平台期的持续时间分别为6 h和3 h。总体来讲，孔隙压力P5、P4、P3、P2和P1开始降低的顺序与其空间位置顺序并不完全一致，这主要是因为样品孔隙连通性较差，并且水合物饱和度越高则连通性越差； 然而，孔隙压力降低至0的顺序符合压力传感器空间位置距降压端由近及远的顺序，反映了孔隙压力场的演化过程。

图 7 降压分解孔隙压力演化Fig. 7 Pore pressure evolutions during depressurization

图 8所示为甲烷水合物降压分解过程中样品温度演化曲线。可以看出，环腔制冷液温度Tf在降压之后略微降低(0.5 ℃)，随后稳定在3.5 ℃左右； 此外，降压开始之后，温度T1～T10几乎同时开始降低，降低幅度不同但都在2.5～4.0 ℃范围之内； 与样品中部温度相比，样品两侧温度回升更早，在135 h时两侧温度T1、T2、T3、T4、T9和T10基本恢复至初始温度，而中部温度T5～T8仍然未完全恢复至初始值； 总体上，样品温度在降压后快速降低，随后按照从两侧向中间的顺序逐渐回升，反映了降压分解温度场的演化过程。值得注意的是，样品中部的温度T3～T9在降压分解过程中均降低至冰点以下，并且维持时间达到数小时甚至几十小时，这必将导致孔隙水结冰或者二次水合物的生成，造成样品孔隙连通性下降而渗流不畅，即孔隙压力消散受阻，图 7中孔隙压力演化曲线存在的“平台期”很好地反映了此效应。

图 8 降压分解温度演化Fig. 8 Temperature evolutions during depressurization

降压分解累积产气量和产气速率演化曲线如图 9所示。可以看出，累积产气量(76 SL)略低于合成水合物阶段的累计注气量(76.7 SL)。此外，降压分解产气过程的阶段性非常明显：阶段Ⅰ持续时间大体为0～113 h，仅占总产气时间的5.6%，产气速率稳定维持在500 SmL·min-1上下； 阶段Ⅱ持续时间大体为113～121 h，占总产气时间的44.4%，产气速率维持在150 SmL·min-1上下； 阶段Ⅲ持续时间大体为121 h至结束，占总产气时间的50.0%，产气速率逐渐降低至0。

图 9 降压分解累积产气量和产气速率演化Fig. 9 Evolutions of produced gas volume and velocity during depressurization

综合图 7、图 8和图 9可以看出，快速产气阶段Ⅰ中，样品孔隙压力P1～P5均有所降低，温度T1～T10均快速降低，样品水合物均处于分解状态，故而产气速率可以达到较高的水平； 时间发展到113 h时(图 10)，除温度T1和T10处于回升状态之外，温度T2～T9均处于降低状态，即样品中间水合物相平衡区域内水合物分解吸热引起温度降低，而两侧水合物非稳定区域内因为没有水合物分解，温度逐渐回升； 时间发展到119 h时(图 10)，温度T1～T6和T10均开始回升，而温度T7基本保持不变，温度T8和T9继续降低，这反映了在样品0.15～0.35 m范围内的水合物仍然处于分解状态，而此范围之外的水合物分解已经基本完成； 时间发展到121 h时(图 10)，稳定产气阶段Ⅱ基本结束，温度T1～T10均有所回升，说明样品内所有水合物分解已经基本结束； 阶段Ⅲ主要是少量剩余水合物分解产气以及滞留低温气体升温膨胀产气，产气速率随着温度回升逐渐变为0。

图 10 降压分解传热演化Fig. 10 Heat transfer evolution during depressurization

降压效应在快速产气阶段作用明显，孔隙压力快速演化导致水合物开始分解的样品区域迅速扩大，利用自身热量可在短时间内获得可观的产气量； 然而水合物后续的分解完全由传热控制，水合物分解吸热降低样品温度以扩大环境传热速率，待外界传热速率和水合物分解吸热速率相当时，样品温度可保持相对的稳定(图 8)，待水合物分解结束之后，样品在外界传热作用下温度逐渐回升； 稳定产气阶段持续时间较长，其阶段产气量是最终产气量的主体部分，占比达到65%，提高该阶段的稳定产气速率水平是改善中长期降压产气效率的关键。类似地，降压开采中长期产气效率达到商业化水平需要从根本上解决储层环境换热效率低下的问题，将热传导为主的环境换热方式升级为热对流为主的环境换热方式是水合物商业化开采技术发展面临的重要课题之一。

4 对现场实际生产的启示

4.1 改善近井地层的温度环境

图 8中温度的快速降低可归结为水合物分解吸热效应和气流焦耳-汤姆逊效应的综合作用(Zhao et al.，2020； Li et al.，2021a)。图 8和图 9对比表明，储层温度的快速降低发生在快速产气阶段，而生产后期尽管水合物分解变缓，但温度的回升依然非常缓慢，局部位置将长期维持低温状态。

这表明，对于实际水合物开采而言，一旦在生产初期由于快速降压导致井筒附近温度降至冰点或水合物相平衡温度以下，则该区域的温度回升将非常缓慢。尽管近井地层的水合物已经分解完成，但该区域的焦耳-汤姆逊效应将持续发挥作用，远地层传热效率不足以弥补被带走的热量，近井地层结冰或二次水合物生成风险增大。为缓解上述现象，建议在降压方案制定过程中重点考虑采用分阶段缓慢降压模式，缓解开采初期的温度陡降，将有助于维持开采中后期的稳定产气。

实际上，笔者团队曾提出“小步慢跑”的降压策略(Li et al.，2021c)，即在海域水合物试采初期控制井底生产压差缓慢增大，维持较低的产能一段时间后逐步放开生产压差。其主要目的就是为了缓解水合物试采初期的地层出砂矛盾(Li et al.，2019)和地层稳定性矛盾(万义钊等， 2018)，使井周地层在开采初期逐渐达到桥架稳定状态，在开采中后期缓慢增大生产压差以提高产能。本文的研究结果进一步证实了“小步慢跑”的必要性。

4.2 改善近井地层的传热模式

除调控降压模式之外，国内外学者也提出了诸多改善井底温度条件的辅助降压开采方法，如原位补热降压充填开采方法(李守定等， 2020)、射频波辐射加热(Rahim et al.，2015)、微波加热(Li et al.，2008； Wang et al.，2020)等方法，有助于改善近井地层的温度环境，对于开采后期防止结冰或二次水合物生成有一定的辅助作用，从而利于产能的提高。

原位补热降压开采常用的补热方式是在井壁或者井附近储层补充热量。如果由开采井向储层内部注入热流体，这与降压开采流体产出方向相反，传热与产气效率是矛盾的； 如果采用电加热或者填充氧化钙等发热材料的方式，那么储层内传质与传热的方向是相反的，同样面临传热与产气效率矛盾的问题。为了改变井周储层的温度环境，一方面是控制水合物的分解速率，另外一个很重要的方面是将储层内传质与传热的方向一致化，将远处的高温孔隙水抽向开采井以补充水合物分解所需的热量。然而远处储层内孔隙水流经水合物分解区域后其热量已被明显消耗，对于改善井周储层的温度环境效果甚微。因此，可以考虑将浅层高温海水引入井周储层进行热量补给，高温海水引入位置选在近井地层易结冰和易生成二次水合物区域的边缘，这些热海水进入储层后与降压开采流体产出方向一致，并且浅层海水所携带的盐离子可能从一定程度上降低水合物的相平衡条件，均有益于水合物开采。浅层高温海水被管道输运至水合物储层后，其热量损失在可接受的范围内，海水温度仍可明显高于水合物储层原位孔隙水的温度(Feng et al.，2016； Wang et al.，2018)。需要注意的是，浅层海水大规模注入水合物储层将使生产井水气比大幅升高，导致开采举升分离系统的工作压力增大。因此，浅层温海水注入工艺不仅需要考虑其对防止结冰和二次水合物生成的有益影响，还需要兼顾生产工艺承载力的限制。

此外，还可考虑对浅层热海水引入位置与井壁之间储层进行必要的增渗改造，进而降低热海水补给导致气水比下降对产气的影响。对于我国南海泥质粉砂水合物储层，采用砾石替换井周低渗储层也是一种可取的方式(Wu et al.，2021)，井周储层渗透性得到改善，孔隙流体运移速率的提升也有益于改善井周储层的换热效率。

5 结 论

基于本文实验，获得以下结论：

(1)水合物合成后样品温度分布呈开口向上的抛物线形状，水合物分布具有样品中部多而两侧无的非均匀性特征。

(2)降压后样品孔隙压力和温度降低均未表现出明显的顺序性，但孔隙压力完全消散体现出由近及远的特征，且温度回升具有由两侧向中间发展的特点。

(3)降压分解产气速率演化过程与传热演化过程具有良好的对应性，稳态产气阶段由传热效应控制，其产气量占总产气量的65%，改善传热效率是促进产气效率达到商业水准的基础。

(4)通过控制降压节奏来控制水合物分解速率，补给热量与储层改造相结合能够改善井周储层传热效率，是两种防止井周储层内结冰或二次水合物生成可供考虑的经济性建议。