海洋软土地层水合物开采多相渗流计算模型

张鹏伟; 周洋鑫; 郜文哲; 刘保国

doi:10.11779/CJGE2022S1015

海洋软土地层水合物开采多相渗流计算模型 English Version

北京交通大学城市地下工程教育部重点实验室, 北京 100044

基金项目:

中央高校基本科研业务费基础研究项目 2022JBMC060

清华大学水沙科学与水利水电工程国家重点实验室开放基金项目 sklhse-2021-D-03

国家自然基金面上项目 51979144

详细信息

作者简介:
张鹏伟(1990—)，男，工学博士，主要从事多孔介质渗流与多场耦合、能源岩土工程等方面的教学、科研工作。E-mail: zpw12@tsinghua.org.cn

通讯作者:
刘保国, E-mail: bgliu@bjtu.edu.cn

中图分类号: TU43;TE312
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出版历程
- 收稿日期: 2022-09-21
- 网络出版日期: 2023-02-06
- 刊出日期: 2022-11-30

Multiphase flow computational model for extraction of gas hydrates in marine soft soils

Key Laboratory of Urban Underground Engineering of Ministry of Education, Beijing Jiaotong University, Beijing 100044, China

摘要

摘要: 天然气水合物是一种储量巨大的非常规清洁能源，其安全、高效开采对于保障我国能源安全意义重大。降压法是目前水合物开采中使用最广、最具前景的一种开采方式。本文针对水合物降压开采中动态多相渗流过程开展理论及数值模拟研究。考虑水合物分解与多相渗流之间的动态耦合，建立了耦合水合物动力学分解与多孔介质非饱和渗流的数学模型，并基于COMSOL多物理场耦合有限元软件进行数值实现。模型通过与Masuda水合物分解试验进行对比验证了有效性。基于数学模型对水合物开采的关键影响因素开展敏感性分析，分析结果表明：水合物饱和度降低速率随储层渗透率、降压幅度的增加而加快。
- 天然气水合物 /
- 降压法 /
- 多相渗流 /
- 相变 /
- 能源岩土工程
Abstract: The gas hydrate is a type of unconventional clean energy with substantial reserves. The successful and safely extraction of gas hydrates is of great significance in guaranteeing the energy safety of China. At present the depressurization method is a kind of the most widely used and promising extraction means for the gas hydrates. The problems of multiphase flow in the reservoir caused by hydrate phase transition are studied theoretically and numerically. Firstly, a mathematical model for coupling the kinetic decomposition of the gas hydrates and the multiphase flow in porous media is established. The proposed model is numerically implemented by the software COMSOL Multiphysics, and its effectiveness is validated through the Masuda's experiments. Then, the sensitivity analysis for the key factors which have impact on the extraction of the gas hydrates is conducted. The results show that the gas production rate increases with the increase of the permeability and pressure drop amplitude.
- gas hydrate /
- depressurization method /
- multiphase flow /
- phase transition /
- energy geotechnics

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0. 引言

随着中国基础设施建设的快速发展，在非饱和盐渍土地区进行盐渍土的改良以及工程土障建设中，均涉及到水-热-气-传质等多物理场多相的耦合作用。Reshetin等^[1]基于扩散定律和温度、湿度和蒸汽含量之间的函数关系，建立了关于温度场与湿度场的动力学数学模型，但数学模型中没有考虑非饱和土中水力梯度变化对耦合作用的影响。Jia等^[2]在建立传热传质耦合模型时，考虑到水蒸汽对传热传质效应的影响。基于压力梯度和温度梯度等多种驱动因素建立了多种有关非饱和多孔介质的水-热耦合的数学模型，但忽略了非饱和多孔介质中水力梯度随时间和空间的变化规律且对气相的组分划分较为笼统^[3-6]，Mohammad等^[7]考虑干燥气体与水蒸气的迁移对能量守恒的影响，但在在能量迁移的方式中忽略了对流作用影响。He等^[8]在非饱和土水-热-力多场耦合的数学模型，没有考虑多场多相耦合作用中溶质的存在对多孔介质中水分场、温度场迁移规律的影响。

多孔介质中水-热-盐迁移现象是各影响因素相互耦合的过程，且迁移规律随时间和空间不断变化。Cleall等^[9]，HERNÁNDEZ-LÓPEZ等^[10]通过试验孔隙的曲率因子和土体温度梯度的增强因子对水蒸汽通量有较大影响，Chen等^[11]发现随着盐分在一端的大量聚集，溶液中的盐分会在盐分梯度作用下继续向该处迁移。周凤玺等^[12-13]建立了完善热-湿-盐多物理场多相耦合的数学模型。但模型仅考虑均质非饱和多孔介质中的热湿盐多场耦合，并没有对复合非饱和土中的水-热-盐迁移规律进行进一步的研究且缺乏试验验证。

本文全面研究了复合非饱和土中的液态水、液相中的干燥气体和盐分以及孔隙中水蒸气等对水分场、盐分场和温度场随时间变化在空间上的分布规律的影响，并在能量守恒中考虑盐分、干燥气体以及各组分导热系数等分项对温度场的影响，建立了非稳态条件下复合非饱和土中多场多相耦合的状态方程。通过试验分单层验证了数学模型的准确性而后对复合非饱和土中水-盐-热的多场耦合问题进行参数分析。

1. 数学模型

1.1 质量守恒方程

组分α在π相中的质量守恒方程表示为^[12-13]

$\frac{\partial ({\phi }^{\pi }{\rho }_{\alpha }^{\pi })}{\partial t}+\nabla \cdot ({\phi }^{\pi }{\rho }_{\alpha }^{\pi }{\boldsymbol{v}}^{\alpha })+\nabla \cdot {\boldsymbol{j}}_{\alpha }^{\pi }={\dot{m}}_{\alpha }^{\pi }\text{，} \text{，}$

(1)

式中， ${\boldsymbol{j}}_\alpha ^\pi$ 为α组分在π相的非对流通量矢量， ${\phi ^\pi }$ 为π相的体积分数， $\rho _\alpha ^\pi$ 为α组分在π相的质量分数， ${{\boldsymbol{v}}^\alpha }$ 为α组分的速度矢量^[12-13]。

由式（1）可得水分平衡方程为

$\frac{{\partial (n{S^{\text{l}}}\rho _{\text{w}}^{\text{l}})}}{{\partial t}} + \frac{{\partial (n{S^{\text{g}}}\rho _{\text{w}}^{\text{g}})}}{{\partial t}} + \nabla\cdot {\text{(}}n{S^{\text{g}}}\rho _{\text{w}}^{\text{g}}{{\boldsymbol{v}}^{\text{g}}}{\text{)}} + \nabla\cdot {\boldsymbol{j}}_{\text{w}}^{\text{g}} + \\ \;\;\;\;\;\nabla \cdot (n{S}^{\text{l}}{\rho }_{\text{w}}^{\text{l}}{\boldsymbol{v}}^{\text{l}})+\nabla \cdot ({\rho }_{\text{w}}^{\text{l}}{q}^{\text{l}})+\nabla \cdot ({\rho }_{\text{w}}^{\text{g}}{q}^{\text{g}})=0\text{ }\text{，}$

(2)

式中，饱和度 ${S^{\text{l}}}$ 为孔隙水压力P_l与孔隙气压力P_g的函数，存在表达式P_l + P_g = 1。液相、气相通量^[12-13]存在表达式：

${q^{\bf{l}}} =- {K^{\bf{l}}}(\nabla {P_{\bf{l}}} + \rho _{\text{w}}^{\bf{l}}g) \text{，}$

(3)

${q^\text{g}} =- {K^\text{g}}(\nabla {P_\text{g}} + {\rho ^\text{g}}g) \text{，}$

(4)

式中，K^l，K^g为水动力参数^[12-13]，g为重力加速度矢量。

非对流水通量遵循Philip等^[14]所建立的模型，气相中水蒸汽非对流通量的变化可以归因于系统中水分的变化和系统中温度的变化：

${\boldsymbol{j}}_{\text{w}}^{\text{g}} = {\boldsymbol{j}}_{{\text{vw}}}^{\text{g}} + {\boldsymbol{j}}_{{\text{vT}}}^{\text{g}} =- {D_{{\text{vw}}}}\nabla {P_{\text{l}}} + {D_{{\text{vw}}}}\nabla {P_{\text{g}}} - {D_{{\text{vT}}}}\nabla T 。$

(5)

其中由温度和水分引起的分子扩散系数存在表达式^[12-13]：

${D_{{\text{vT}}}} = n{S^{\text{g}}}\rho _{\text{w}}^{\text{g}}{D_{{\text{atm}}}}v\tau {f_{{\text{Tv}}}}\left[ {\frac{{4974.0}}{{{T^2}}} + \frac{{{M_{\text{w}}}\psi }}{{R{T^2}\rho _{\text{w}}^{\text{l}}}}} \right] \text{，}$

(6)

${D_{{\text{vw}}}} = n{S^{\text{g}}}\rho _{\text{w}}^{\text{g}}{D_{{\text{atm}}}}v\tau \frac{{{M_{\text{w}}}}}{{RT\rho _{\text{w}}^{\text{l}}}} \text{，}$

(7)

式中，D_atm为水蒸汽分子的扩散系数，D_atm = 2.16×10^-5(T/273.15)^1.8，τ为曲率因子^[12-13]。

结合式（1）可得干燥气体的质量平衡方程为

$\frac{{\partial (nH{S^{\text{l}}}\rho _{\text{a}}^{\text{l}})}}{{\partial t}} + \nabla\cdot ({\phi ^{\text{l}}}\rho _{\text{a}}^{\text{l}}{{\boldsymbol{v}}^{\text{l}}}) + \nabla\cdot {\boldsymbol{j}}_{\text{a}}^{\text{l}} +\\ \;\;\;\;\;\; \frac{\partial (n{S}^{\text{g}}{\rho }_{\text{a}}^{\text{g}})}{\partial t}+\nabla \cdot ({\phi }^{\text{g}}{\rho }_{\text{a}}^{\text{g}}{v}^{\text{g}})+\nabla \cdot {j}_{\text{a}}^{\text{g}}=0\text{ }。$

(8)

干燥气体在液相中不发生扩散，即 ${\boldsymbol{j}}_{\text{a}}^{\text{l}} = 0$ 。非对流项中的干燥气体的非对流通量与水蒸气的非对流通量存在表达式 ${\boldsymbol{j}}_{\text{a}}^{\text{g}} =- {\boldsymbol{j}}_{\text{w}}^{\text{g}}$ ，水中气体的密度存在^[12-13]：

$\rho _{\text{a}}^{\text{l}} \approx \rho _{\text{a}}^{\text{g}} = {\rho _{\text{a}}} = \frac{{{M_{\text{a}}}}}{{RT}}({P_{\text{g}}} - {P_{\text{v}}}) \text{，}$

(9)

式中，P_v为水蒸气压力，M_a为干气摩尔质量，R为气体常数。

结合式（1）可以得出液相中盐分的质量守恒方程为

$\frac{{\partial ({\phi ^{\text{l}}}\rho _{\text{p}}^{\text{l}})}}{{\partial t}} + \nabla\cdot (\rho _{\text{w}}^{\text{l}}\omega {q^{\text{l}}}) + \nabla\cdot {\boldsymbol{j}}_{\text{p}}^{\text{l}} = 0 。$

(10)

由于研究土壤液相中盐分得浓度较低，不考虑溶质的溶解与析出。液相中溶质非对流通量 ${\boldsymbol{j}}_{\text{p}}^{\text{l}}$ 可以表示为

${\boldsymbol{j}}_{\text{p}}^{\text{l}} =- n{S^{\text{l}}}\rho _{\text{w}}^{\text{l}}\tau {D_{\text{p}}}\nabla \omega \text{，}$

(11)

式中，D_p为溶质的扩散系数^[12-13]。

1.2 能量平衡方程

系统中能量平衡的一般形式为^[15]

$\frac{{\partial {\mathit{\Phi} _\text{h}}}}{{\partial t}} + Q + \nabla\cdot {q_\text{h}} = 0 \text{，}$

(12)

式中，Φ_h为内能，Q为潜热， $\nabla\cdot {q_\text{h}}$ 表示热对流和传导。

考虑局部平衡以及不同组分温度相等的条件下，土壤的内能变化可表示为

$\frac{{\partial {\mathit{\Phi} _\text{h}}}}{{\partial t}} = \left[ {{\text{(}}1 - n{\text{)}}{\rho ^\text{s}}{c_\text{s}} + nH{S^\text{l}}{\rho _\text{a}}{c_\text{a}} + } \right. \\ \;\;\;\;\;\;\;\; n{S}^{\text{g}}{\rho }_{\text{a}}{c}_{\text{a}}+n{S}^{\text{l}}{\rho }_{\text{w}}^{\text{l}}{c}_{\text{w}}^{\text{l}}+n{S}^{\text{g}}{\rho }_{\text{w}}^{\text{g}}{c}_{\text{w}}^{\text{g}}]\frac{\partial T}{\partial t}\text{ }。$

(13)

在非饱和土中由汽化和凝结引起的能量变化可表示为

$Q = \dot m_\text{w}^\text{g}{H_{\text{gw}}} \text{，}$

(14)

式中， ${H_\text{gw}}$ 为液相中水分的汽化焓^[16]， ${H_{\text{gw}}} = {L_{\text{gw}}} -$ $(c_\text{w}^\text{l} - c_\text{w}^\text{g})$ $(T - {T_0})$ ， $\dot m_\text{w}^\text{g}$ 为蒸发率。

热流方程包括固相热传导、液相对流、气相对流，存在表达式^[14]：

$\begin{aligned} q_{\mathrm{h}}= & q^{\mathrm{T}}+\rho_\alpha^\pi E_{\mathrm{T} \alpha}^\pi q^\alpha+E_{\mathrm{T} \alpha}^\pi {\boldsymbol{j}}_\alpha^\pi \\ = & -\left(\lambda_{\mathrm{s}}^{1-n} \lambda_{\mathrm{w}}^{n S^l} \lambda_{\mathrm{p}}^{n S^{\mathrm{p}}}\right) \nabla T+\left(\rho_a c_a+\rho_{\mathrm{w}}^{\mathrm{g}} c_{\mathrm{w}}^{\mathrm{g}}\right)\left(T-T_0\right) q^{\mathrm{g}}+ \\ & \left(c_{\mathrm{w}}^{\mathrm{g}}-c_a\right)\left(T-T_0\right) {\boldsymbol{j}}_{\mathrm{w}}^{\mathrm{g}}+c_{\mathrm{p}}^1 \boldsymbol{j}_{\mathrm{p}}^{\mathrm{1}}\left(T-T_0\right)+ \\ & \left(\rho_a c_a H+\rho_{\mathrm{w}}^1 c_{\mathrm{w}}^1\right)\left(T-T_0\right) q^1。 \end{aligned}$

(15)

以往的研究忽略温度对溶液热容与导热系数的影响，溶液热容和导热系数与溶质的浓度有关^[17]

$\left.\begin{array}{l} c_{\mathrm{w}}^{\prime}=\beta_2 c_{\mathrm{s}}+c_{\mathrm{w}}, \\ \lambda_{\mathrm{w}}=\beta_3 c_{\mathrm{s}}+\lambda_{\mathrm{l}}, \end{array}\right\}$

(16)

式中， ${\beta _2}$ = -167， ${\beta _3}$ = 0.00493。

1.3 复合非饱和土非稳态问题求解

方程（2），（8），（10），（12）给出了复合非饱和土中水-气-盐-热多场耦合过程的控制方程，耦合方程是将孔隙水压力、孔隙气压力、温度、含盐率及其一阶偏导为未知量的封闭方程。将控制方程进行拉普拉斯变换后通过数值方法计算可得控制方程的频域解，而后基于Hausdoff矩问题将频域解 $u(x)$ 转化为时域解 ${q_N}(t)$ 。

Hausdoff矩问题存在积分关系式

${\displaystyle {\int }_{0}^{1}{x}^{n}u(x)\text{d}x={\mu }_{n}}\text{ (}n=0,1,2,\cdot \cdot \cdot \text{) }。$

(17)

Hausdorff矩问题是一个典型的不适定问题， $u(x)$ 的正则化近似解为

${p_N}(x) = \sum\limits_{i = 0}^N {{\lambda _i}{L_i}(x)} 。$

(18)

最终Laplace逆变换的近似解为

${q_N}{\text{(}}t{\text{)}} \equiv {p_N}({{\text{e}}^{ - t}}) = \sum\limits_{i = 0}^N {{\lambda _i}{L_i}({{\text{e}}^{ - t}})} 。$

(19)

基于式（19）Hausdoff矩问题的稳定化算法获得Laplace逆变换的解。

2. 试验验证

试验采用的土样是取自甘肃省兰州市的粉质黏土，该土样的颗粒相对质量密度为2.70 g/cm³，渗透系数约为2.89×10^-6 m/s。将土样压制成高为280 mm、直径为200 mm，试验土柱的孔隙率n为0.3。初始时刻试验土柱的温度为25℃，顶板与底板的温度分别设为30，15℃。两端的孔隙气压力为101 kPa、初始质量含水率为10 %、初始含盐率为7%。

表 1，2分别给出了试验粉质黏土土样各物理成分的热力学参数和Van Genuchten（VG）模型^[13，15]参数。经试验和计算可得粉质黏土土样在VG模型中所对应的拟合参数分别为n_vg=1.69，m_vg=0.0147。图 1~3分别给出了试样中水分，盐分和温度的分布规律，并与本文所提出的教学模型进行验证，两者吻合较好。

表 1 多孔介质中各物理成分的热力学参数

Table 1. Thermodynamic parameters of physical components in porous media

参数	数值	参数	数值
${c_{\text{a}}}$ /(J·kg^-1·K^-1)	1000	${L_{{\text{gw}}}}$ /(J·kg^-1)	2413000
$c_{\text{w}}^{\text{l}}$ /(J·kg^-1·K^-1)	4180	${k_0}$ /(m·s^-1)	2.89×10^-6
$c_{\text{w}}^{\text{g}}$ /(J·kg^-1·K^-1)	1900	g/(m·s^-2)	9.8
$c_{\text{p}}^{\text{l}}$ /(J·kg^-1·K^-1)	3750	$\rho _{\text{w}}^{\text{g}}$ /(kg^-1·m^-3)	1000
${\lambda _{\text{g}}}$ /(W·m^-1·K^-1)	0.024	${M_{\text{a}}}$ /(kg^-1·mol^-1）	0.0288
${\lambda _{\text{s}}}$ /(W·m^-1·K^-1)	2.93	${M_{\text{w}}}$ /(kg^-1·mol^-1)	0.018016
${\lambda _{\text{l}}}$ /(W·m^-1·K^-1)	0.56	$R$ /(J·mol^-1·K^-1)	8.3144

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表 2 粉质黏土VG模型参数

Table 2. VG model parameters of silty clay

参数	数值	参数	数值
$n$	0.3	${n_{{\text{vg}}}}$	1.698
$S_{{\text{res}}}^{\text{l}}$	0.15	v	1.4
$S_{{\text{sat}}}^{\text{l}}$	0.85	${f_{\tau {\text{v}}}}$	1.2
${m_{{\text{vg}}}}$	0.411	${P_{\text{s}}}$ /kPa	68

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图 1 体积含水率的对比验证

Figure 1. Comparative verification of volume water content

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图 2 含盐率的对比验证

Figure 2. Comparative verification of salt content

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图 3 温度的对比验证

Figure 3. Comparative verification of temperature

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3. 参数分析

表 2，3^[18]分别给出了粉质黏土与砂土的VG模型参数。非饱和黏土上覆非饱和砂土的高度为300 mm保持不变，对砂土不同厚度、渗透系数等条件下复合非饱和土中的水分、盐分随时间变化的分布情况以及变化规律进行分析。砂土的孔隙率为0.5，上覆粉质黏土的孔隙率为0.3、土体上下边界的温度分别为27℃，3℃，上下边界的孔隙气压力均为102 kPa。复合非饱和土初始时刻的温度为15℃、初始时刻的孔隙气压力为102 kPa，为了让迁移规律更加明显砂土与黏土中初始的孔隙水压力设为-800 kPa、含盐率为0.12%。

表 3 砂土的VG模型参数

Table 3. VG model parameters of sand soil

参数	数值	参数	数值
n	0.5	${n_{{\text{vg}}}}$	2.45
$S_{{\text{res}}}^{\text{l}}$	0.07	v	2
$S_{{\text{sat}}}^{\text{l}}$	0.93	${f_{\tau {\text{v}}}}$	1.4
${m_{{\text{vg}}}}$	0.59	${P_{\text{s}}}$ /kPa	32

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图 4，5分别给出了在砂土厚度分别为50，100，150 mm，且复合非饱和土厚度始终为300 mm条件下，复合土体中孔压和溶质的分布情况。从图 4中可以明显地看出随着砂土厚度的增加，复合土体中砂土中的盐分是降低的。图 5给出了距热端25，75，125，75，225，275 mm位置处复合非饱和土孔隙水压力随时间的变化情况。随着砂土厚度增大，相同位置处复合非饱和土热端的孔隙水压力越小，继而含水率越小。当孔隙率为0.5的砂土厚度越大，砂土对复合非饱和土中盐分迁移和水分迁移阻碍能力就越大。

图 4 不同砂土厚度下含盐率的变化

Figure 4. Variation of salt content under different sand thicknesses

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图 5 不同砂土厚度下不同位置处孔隙水压力随时间变化

Figure 5. Variation of pore water pressure with time at different locations under different sand thicknesses

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为了分析砂土渗透系数对复合非饱和土中水-热-盐耦合行为的影响，当砂土与粉质黏土的孔隙率以及复合非饱和土体的边界和初始条件保持不变。图 6绘出了砂土厚度为100 mm，复合非饱和土厚度为300 mm，砂土的渗透系数分别为1.2×10^-4，4.2×10^-4，8.2×10^-4 m/s条件下，复合非饱和土体中盐分的变化情况。由图中曲线可以看出：随着砂土渗透系数的增大，复合非饱和土热端处溶液中的盐分浓度是增加。图 7给出了距低温端25，75，125，175，225，275 mm位置处孔隙水压力随时间的变化情况，随着砂土渗透系数增大，相同位置处复合非饱和土热端处的孔隙水压力越小，继而含水率越小。

图 6 不同渗透系数下含盐率的变化

Figure 6. Change of salt content under different permeability coefficients

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图 7 不同渗透系数下不同位置处孔隙水压力随时间变化

Figure 7. Change of pore water pressure with time at different positions under different permeability coefficients

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4. 结论

文章建立了完善的双层非饱和多孔介质中水-热-盐耦合运移的数学模型，并进行相应的参数分析和试验研究。

（1）复合非饱和土中，盐分在温度梯度的作用下逐渐向热端聚集，水分在温度梯度的作用下逐渐向冷端聚集。

（2）随着砂土厚度的增大，复合非饱和土低温端聚集的水分是逐渐增加的，高温端的水分是逐渐减少的。高温端砂土中聚集的盐分会随着砂土厚度的增大而逐渐降低，低温端粉质黏土中的盐分随着砂土厚度的增大而增加。

（3）随着砂土渗透系数的增大，复合非饱和土低温端的水分降低。高温端砂土中聚集的盐分会随着砂土渗透系数的增大而逐渐增加，低温端粉质黏土中的盐分随着砂土渗透系数的增大而减小。

图 1 Masuda试验装置示意图和数值模型网格剖分图

Figure 1. Schematic diagram of test device and mesh generation diagram of numerical model

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图 2 水合物分解过程中累产气量变化曲线

Figure 2. Curves of cumulative gas production of gas hydrate decomposition

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图 3 水合物分解过程中压力变化曲线

Figure 3. Curves of pressure change of gas hydrate decomposition

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图 4 不同初始渗透率下的敏感性分析

Figure 4. Sensitivity analysis under different initial permeabilities

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图 5 不同井筒降压大小条件下敏感性分析

Figure 5. Sensitivity analysis under different wellbore depressurization conditions

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表 1 数值模型参数表

Table 1 Parameters of numerical model

物性参数	取值	单位
初始水合物饱和度	0.443	—
初始水饱和度	0.351	—
储层孔隙度	0.182	—
储层绝对渗透率	96.7	mD
初始孔隙压力	3.75	MPa
降压边界压力	2.84	MPa
水合物地层温度	275.45	K
水的密度ρ_w	1000	kg/m³
甲烷天然气密度ρ_g	0.684	kg/m³
水合物密度ρ_h	917	kg/m³
水合物摩尔质量M_h	0.124	kg/mol
甲烷天然气摩尔质量M_g	0.016	kg/mol
水摩尔质量M_w	0.018	kg/mol
气相动力黏度μ_g	1.84×10 ^-5	Pa·s
液相动力黏度μ_w	1.01×10^-5	Pa·s
液相残余饱和度S_wr	0.1	—
气相残余饱和度S_gr	0.05	—
VG模型参数m	0.45	—
初始毛细管力 ${p_{{\text{c0}}}}$	1	kPa

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表 2 敏感性分析参数表

Table 2 Parameters for sensitivity analysis

编号	影响因素	取值	单位
1	初始渗透率	40，60，80，100	mD
2	井筒降压大小	1.5，2.0，2.5，2.84	MPa

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参考文献(13)

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