CN117422016A - 一种基于多场耦合的天然气水合物开采热效率计算方法及系统 - Google Patents
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Abstract
本发明涉及一种基于多场耦合的天然气水合物开采热效率计算方法及系统，包括：利用LBM方法计算基于多场耦合的水合物平均渗透率与平均热扩散率随饱和度变化关系表达式；建立加压加热段的运动方程和能量方程；建立水合物开采段运动方程和能量方程；利用数值模拟方法计算水合物储层多场耦合流动及热对流状态；计算开采系统的产气能力和热效率。本发明建立了一套可以预测经过储层改造的热效率计算方法，可以用于不同开采方案之间的比较，提高利用地热的开采效率。本发明可以提高水合物储层渗流及热对流的预测准确性。
Description
技术领域
本发明属于天然气水合物开发技术领域，涉及一种利用地热开采天然气水合物的热效率计算方法及系统，具体涉及一种基于地热开采天然气水合物的模型，同时考虑储层多场耦合复杂问题，利用理论公式和数值模拟相结合的方式，建立了一种天然气水合物开采系统的热效率计算方法及系统。
背景技术
天然气水合物储层本身存在易扰动性，但只是利用降压和压裂的开采技术，储层会随着地层能量下降而二次生成水合物堵塞流动通道。热激法更适合水合物开采，其核心评价指标是热效率。电加热热激法对地表需求能源太大，系统热效率较低，动用范围很小。燃烧水合物热激法则浪费储层原有的能源。利用地热热激法是一种比较高效的热激开采方法，但需要使热流体在储层中流动起来，才能提高开采效率，所以对储层进行射孔或压裂改造后再利用热流体循环加热储层进行开采是可行的。但将地热层与储层作为一个整体系统进行计算，多场耦合效应则使系统热效率计算方法变得复杂，需要设计一种既考虑储层多场耦合影响，又能考虑加热端与生产端相互影响的计算方法。由于利用地热，该系统不需要通过地表或者海洋注入热源，只需要提供驱动热流体流动的水泵所需求的电能，进而将产出天然气热值与地表提供给水泵电能做比较，来评价水合物储层开采热效率。
中国专利文献CN107420083B公开了一种利用地热能开发水合物藏的井组结构与方法；中国专利文献CN107130944B公开了一种利用流体循环方式动用地热能开采天然气水合物藏的方法；这两篇专利文献中公开的方法与本发明设计的利用地热加热开采方法类似，但该专利为一种开采方案的设计，其开采热效率并未给出，同时没有考虑储层改造问题。
中国专利文献CN112525799A公开了一种气体水合物分解过程中多孔介质渗透率变化的确定方法；该方法涉及一种利用LBM方法计算水合物分解过程中渗透率变化的计算方法，属于储层微观结构的计算方法，并未考虑宏观储层的多场耦合效应。
中国专利文献CN113914829A公开了一种利用大洋钻探井深部地热开发水合物的方法；该方法设计了一种井筒结构，并未涉及储层开采方法及计算方法。
中国专利文献CN1776191公开了一种天然气体水合物水下注热开采装置；该方法设计了一种天然气水合物水下注热开采装置，通过压缩机系统从海底海水中吸取热量来加热储层，但未考虑海水地温会导致压缩机过冷无法工作，同时是一种装置系统，并未提供系统设计参数计算方法。
发明内容
针对目前利用地热开采天然气水合物方法中，无法准确快速预测储层开采热效率的问题，本发明创新性的提出一种基于多场耦合的天然气水合物开采热效率计算方法。该方法所设计的计算方法可用于不同水合物热激开采方案之间的热效率比较，其计算结果准确描述了天然气水合物储层的多场耦合效应，同时也增加了地热段设计方案对水合物开采热效率的影响，综合考虑了井筒周围环境与储层多场耦合的关联性，使利用地热开采水合物的热效率计算更加准确，可更好的解决水合物开采产能预测问题。
本发明还提出了一种基于多场耦合的天然气水合物开采热效率计算系统。
术语解释：
1、格子玻尔兹曼方法(Lattice Boltzmann Method，LBM)：是一种基于离散玻尔兹曼统计方程的数值计算方法。
2、D2Q9，是LBM方法在二维模型中使用的一种假设空间离散结构，D2为二维空间，Q9为9个速度方向的格子。
本发明的技术方案为：
一种基于多场耦合的天然气水合物开采热效率计算方法，包括：
利用LBM方法计算基于多场耦合的水合物平均渗透率与平均热扩散率随饱和度变化关系表达式；
建立加压加热段的运动方程和能量方程；
建立水合物开采段运动方程和能量方程；
利用数值模拟方法计算水合物储层多场耦合流动及热对流状态；
计算开采系统的产气能力和热效率。
开采系统由上至下依次包括上覆层、水合物储层、下覆层及地热层；
水合物储层内间隔设置有储层射孔，储层注入段和储层采出段均设置在水合物储层中，加压加热段包括循环水注入段、循环水返排段及水平加热段；
加压加热段是指：经过气水分离器后的循环水作为热媒，经过加压泵多级加压后与地热层换热，环空套管中的循环水已经被加热加压，再通过储层注入段注入到水合物储层及储层射孔中。
根据本发明优选的，利用LBM方法计算基于多场耦合的水合物平均渗透率与平均热扩散率随饱和度变化关系表达式，包括：
1)设计一个含水合物的微观多孔介质模型；
2)利用考虑溶解过程的双分布模型和D2Q9模型来模拟共轭对流；其中，密度场控制方程如式(I)所示：
式(I)中，ρ＝∑fa，ρu＝∑faea，(x,t)为当前的空间和时间坐标，(x+Δx,t+Δt)为碰撞迁移后空间和时间坐标，在D2Q9模型中Δx和Δt都取1，fa表示格子密度分布，其角标a取值从1至9，fa eq为平衡状态下的格子密度分布，τf为密度松弛时间，ρ表示格子密度，u表示格子速度，ea表示D2Q9模型的格子速度分布，υ为格子运动粘度，P为格子压力，式(I)内物理量皆为无量纲；
温度场控制方程如式(II)所示：
式(II)中，T＝∑ga，T表示格子温度，ga表示格子温度分布，ga eq为平衡状态下的格子温度分布，ωa为权函数，τT为温度松弛时间，α为格子热扩散率，ST为热源汇项，/>ΔH为水合物潜热，cH为水合物的比热容，/>水合物饱和度变化率，式(II)内物理量皆为无量纲；
而D2Q9模型的相关参数表达式如下：
ga eq＝ρωa[1+3ea·u]；
3)计算得到不同水合物饱和度SH的平均渗透率K(SH)和平均热扩散率αK(SH)；微观多孔模型的进、出口横截线之间长度为Lx，分别统计当前饱和度SH条件下的压力场分布P在进、出口横截线位置的平均值Pkin和Pkout，以及温度场分布在进、出口横截线位置的平均值Tkin和Tkout，和速度场u的平均流速以及温度场T的平均温度/>用达西定律计算平均渗透率K(SH)，如式(III)所示：
式(III)中，μ为水的动力粘度；
用对流方程计算平均热扩散率αK(SH)，如式(IV)所示：
式(III)即基于多场耦合的水合物平均渗透率随饱和度变化关系表达式；式(IV)即基于多场耦合的水合物平均热扩散率随饱和度变化关系表达式。
根据本发明优选的，建立加压加热段的运动方程和能量方程，包括：
以循环水为研究目标，以气水分离器为压力基准，循环水注入段、循环水返排段、水平加热段即加压加热段的运动方程如式(V)所示(伯努利方程)：
式(V)中，z1为气水分离器与返排水注水口高程差，p0为气水分离器的基准压力，p1为返排水注水口压力，pp为加压泵提供的压力差，pp＝ηPN/QV，η为加压泵工作效率，PN为加压泵的输入功率，QV为循环水体积流速，γ为水的重度，A1、A0分别为返排水注水口、气水分离器的管道截面积，hf、hr分别为沿程阻力、局部阻力损失，K是流量模数，局部阻力损失hr包括加压泵、转弯、盲端，根据/>查询经验表格取系数ζ，盲端处取ζ＝4.5。
采用综合垂直流动和水平流动的统一公式式(VI)来计算循环水返排温度：
式(VI)中，Tout为循环水返排温度，Tin为气水分离器处循环水温度，Te为气水分离器处地层温度，Rm为加压加热段的综合热阻，包括套管内、环空中和地层的综合热阻，zH、zL分别为加压加热段垂向深度、水平长度，Th为地温梯度，cp、ρw分别为循环水的比热容、密度；
加压加热段的热阻Rm通过式(VII)算：
式(VII)中，r1、r2、re分别为套管半径、环空半径、地层恒温半径，λe为地层导热系数，h1、h2分别为套管、环空的换热系数，其中，h1r1＝λwNu1，h2r2＝λwNu2，λw为循环水导热系数，Nu1、Nu2分别为套管内、环空中流体的努塞尔数；式(VII)即加压加热段的能量方程。
根据本发明优选的，建立水合物开采段运动方程和能量方程；包括：
水合物开采段运动方程应用达西方程，如式(VIII)所示：
式(VIII)中，K(SH)为随水合物饱和度变化的平均渗透率，A为储层采出段的等效截面，μ、ρw分别为储层溶解水平均粘度、平均密度；
储层内对流传热控制方程如式(IX)所示：
式(IX)中，ux、uy分别为储层内渗流速度分量，αK(SH)为随饱和度变化的平均热扩散率，ST为温度源项，只有对应的格子同时符合从固态区到可流动区的温度T和压力P条件时，ΔH为水合物潜热，cH为水合物的比热容，/>水合物饱和度变化率，而其他温度压力条件下ST＝0；式(IX)即水合物开采段能量方程。
根据本发明优选的，利用数值模拟方法计算水合物储层多场耦合流动及热对流状态，包括：
对流动区域进行网格划分后，根据公式(V)设置返排热水段和采出段的压力边界条件和流速边界条件，即：返排热水段的压力边界条件为公式(V)中的p1，采出段的压力边界条件为公式(V)中的p1，返排热水段和采出段的流速边界条件都为公式(V)中的QV；根据公式(VII)设置返排热水段的温度边界条件和采出段的温度边界条件，即：返排热水段的温度边界条件为公式(VI)中的Tout，采出段的温度边界条件为Tin，计算得到稳定流动边界条件下的不同时间中储层产气热速率Pg，如式(X)所示：
式(X)中，ΔV为水合物溶解的储层体积变化，φ为储层基质孔隙度，qg为天然气热值。
根据本发明优选的，计算开采系统的产气能力和热效率，包括：
根据上述公式计算得到的产气热速率Pg与加压泵的输入功率PN的比值，得到当前设计工况的热效率ηH，如式(XI)所示：
ηH＝Pg/PN (XI)。
一种基于多场耦合的天然气水合物开采热效率计算系统，包括：
水合物平均渗透率与平均热扩散率随饱和度变化关系表达式计算模块，被配置为：利用LBM方法计算基于多场耦合的水合物平均渗透率与平均热扩散率随饱和度变化关系表达式；
加压加热段的运动方程和能量方程建立模块，被配置为：建立加压加热段的运动方程和能量方程；
水合物开采段运动方程和能量方程建立模块，被配置为：建立水合物开采段运动方程和能量方程；
水合物储层多场耦合流动及热对流状态计算模块，被配置为：利用数值模拟方法计算水合物储层多场耦合流动及热对流状态；
产气能力和热效率计算模块，被配置为：计算开采系统的产气能力和热效率。
本发明的有益效果为：
1、本发明涉及一种利用地热开采天然气水合物的系统热效率计算流程，建立了一套可以预测经过储层改造的热效率计算方法，可以用于不同开采方案之间的比较，提高利用地热的开采效率。
2、本发明引入了天然气水合物储层的多场耦合问题，并利用LBM方法给出了储层渗透率及热扩散率随水合物饱和度变化的表达式，可以提高水合物储层渗流及热对流的预测准确性。
3、本发明综合了加热端和开采端运动量和能量的关联性，进而提出一种以天然气产出热值与水泵耗能进行比较的热效率表征方法，该表征方法更节能低碳，可以更准确描述不同水合物开采方案之间的热效率比对方法。
附图说明
图1为本发明中利用地热开采天然气水合物的井身及储层结构示意图
图2(a)为间隔型的微观多孔介质模型的示意图；
图2(b)为包络型的微观多孔介质模型的示意图；
图3为利用LBM方法计算平均渗透率和平均热扩散率的流程图；
图4为计算公式中使用的尺寸及地层条件示意图；
图5为水合物相图的经验拟合结果；
图6为利用数值模拟方法计算水合物储层产气效率的流程图；
图7(a)为利用LBM计算得到的模拟水合物多孔介质溶解的格子速度场(入口附加已溶解)示意图；
图7(b)为利用LBM计算得到的模拟水合物多孔介质溶解的格子温度场(入口附近已溶解)示意图；
图8(a)为利用计算结果得到的平均渗透率拟合结果示意图；
图8(b)为利用计算结果得到的平均热扩散率拟合结果示意图；
图9(a)为基于数值模拟方法计算的水合物储层压力分布示意图；
图9(b)为基于数值模拟方法计算的水合物储层温度分布示意图；
图9(c)为基于数值模拟方法计算的水合物储层溶解范围示意图；
图10为水合物开采热效率随开采时间变化示意图；
其中，1、气水分离器，2、加压泵，3、循环水注入段，4、循环水返排段，5、储层射孔，6、天然气采出口，7、储层采出段，8、储层注入段，9、返排水注水口，10、水平加热段，11、盲端，12、套管，13、环空，14、地层，15、转弯。
具体实施方式
下面结合说明书附图和实施例对本发明作进一步限定，但不限于此。
实施例1
一种基于多场耦合的天然气水合物开采热效率计算方法，其中，天然气水合物开采热效率是指利用循环水开采得到天然气产气所对应等量热值功率和加压泵2加压所消耗总电功率的比例值；包括：
利用LBM方法计算基于多场耦合的水合物平均渗透率与平均热扩散率随饱和度变化关系表达式；
建立加压加热段的运动方程和能量方程；
建立水合物开采段运动方程和能量方程；
利用数值模拟方法计算水合物储层多场耦合流动及热对流状态；
计算开采系统的产气能力和热效率。
实施例2
根据实施例1所述的一种基于多场耦合的天然气水合物开采热效率计算方法，其区别在于：
如图1所示，开采系统由上至下依次包括上覆层、水合物储层、下覆层及地热层；
水合物储层内间隔设置有储层射孔5，储层注入段8和储层采出段7均设置在水合物储层中，加压加热段包括循环水注入段3、循环水返排段4及水平加热段10；
加压加热段是指：经过气水分离器1后的循环水作为热媒，经过加压泵2多级加压后与地热层换热，环空套管中的循环水已经被加热加压，再通过储层注入段8注入到水合物储层及储层射孔5中。由于储层射孔5远端离储层采出段7较近，其间水合物储层渗流速度较大，水合物储层被动用溶解范围会逐渐增加，形成比较稳定的产气量。通过储层射孔5中流动的热水向水合物储层更远范围流动，其加热分解的范围增加，水合物储层流动能力增加，更大的天然气水合物储层可以被开采。因此加压泵2的加压功率与产气效率之间存在关联性，需要设计一种储层开采的热效率计算方法。
循环水注入段3是指循环水经过加压泵2的加压后注入到加热段的垂直套管中，循环水沿着垂直套管流动被不断加热，一直流到水平加热段10。水平加热段10有内外两层流动结构，循环水是从垂直套管内流入地热层，然后在水平加热段10盲端11返排到环空13中，从环空13中返排回加热后的循环水至循环水返排段4；由于地层14存在温度梯度，即埋深越深，温度越高，所以下覆层和地热层往往比水合物储层温度要高，所以循环水不论在循环水注入段3还是循环水返排段4，都在被加热。返排回来的循环水经过返排水注水口9注入到储层注入段8中，经过储层射孔5注入到水合物储层中，在水合物储层中渗流并溶解，从储层采出段7流出混合天然气和循环水的混合流体，流经至气水分离器1，其中天然气分离后通过天然气采出口6输送到海平面，循环水经过气水分离器1后再次注入到加热加压段中。
利用LBM方法计算基于多场耦合的水合物平均渗透率与平均热扩散率随饱和度变化关系表达式，由于水合物溶解而形成的多场耦合作用，会使平均渗透率K(SH)和平均热扩散率αK(SH)随水合物饱和度改变而发生变化，所以利用LBM方法计算K(SH)和αK(SH)的关系式，通过微观多孔介质模型的多场耦合计算，得到均一介质的表达式，为计算模型提供数据。包括：
1)设计一个含水合物的微观多孔介质模型；图2(a)和图2(b)所示为两种模拟水合物多孔介质微观结构的模型，图2(a)为间隔型结构，图2(b)为包络型结构，其中方框部分代表水合物储层中的固体部分，方框中深色代表固体部分中不溶解结构，浅色部分代表可溶解的固体状态的天然气水合物。而方框外为可自由流动的孔道，当流体流经孔道后与固体部分发生热交换，可以溶解固体状态的天然气水合物。模型左侧为流体进入口，右侧为流体流出口。
2)由于LBM模拟水合物流动属于多物理场模拟，所以利用考虑溶解过程的双分布模型和D2Q9模型来模拟共轭对流；该模型忽略了粘性热耗散和湍流耗散；其中，密度场控制方程如式(I)所示：
式(I)中，ρ＝∑fa，ρu＝∑faea，(x,t)为当前的空间和时间坐标，(x+Δx,t+Δt)为碰撞迁移后空间和时间坐标，在D2Q9模型中Δx和Δt都取1，fa表示格子密度分布，其角标a取值从1至9，fa eq为平衡状态下的格子密度分布，τf为密度松弛时间，ρ表示格子密度，u表示格子速度，ea表示D2Q9模型的格子速度分布，υ为格子运动粘度，P为格子压力，式(I)内物理量皆为无量纲；
温度场控制方程如式(II)所示：
式(II)中，T＝∑ga，T表示格子温度，ga表示格子温度分布，ga eq为平衡状态下的格子温度分布，ωa为权函数，τT为温度松弛时间，α为格子热扩散率，ST为热源汇项，/>ΔH为水合物潜热，cH为水合物的比热容，/>水合物饱和度变化率，式(II)内物理量皆为无量纲；
而D2Q9模型的相关参数表达式如下：
ga eq＝ρωa[1+3ea·u]；
3)按照图3所示计算流程图，可以计算得到不同水合物饱和度SH的平均渗透率K(SH)和平均热扩散率αK(SH)；微观多孔模型的进出口横截线位置如图2(a)、图2(b)所示，微观多孔模型的进、出口横截线之间长度为Lx，分别统计当前饱和度SH条件下的压力场分布P在进、出口横截线位置的平均值Pkin和Pkout，以及温度场分布在进、出口横截线位置的平均值Tkin和Tkout，和速度场u的平均流速以及温度场T的平均温度/>用达西定律计算平均渗透率K(SH)，如式(III)所示：
式(III)中，μ为水的动力粘度；
用对流方程计算平均热扩散率αK(SH)，如式(IV)所示：
式(III)即基于多场耦合的水合物平均渗透率随饱和度变化关系表达式；式(IV)即基于多场耦合的水合物平均热扩散率随饱和度变化关系表达式。
LBM方法是一种快速计算多场耦合条件下微观多孔介质中流动场、温度场、饱和度场发生变化的数值计算方法，该方法既可以表征热对流共轭流动的特征，又可以表征溶解所导致固体边界变化后流动场与温度场发生的变化，同时考虑了水合物溶解相变后吸热化学反应导致热对流过程的能量变化，根据水合物饱和度不同溶解程度来计算微观多孔结构的平均渗透率和平均热扩散率，为储层宏观多孔介质渗流场及温度场的计算提供准确的参数表达式。
建立加压加热段的运动方程和能量方程，包括：
以循环水为研究目标，以气水分离器1为压力基准，循环水注入段3、循环水返排段4、水平加热段10即加压加热段的运动方程如式(V)所示(伯努利方程)：
式(V)中，z1为气水分离器1与返排水注水口9高程差，p0为气水分离器1的基准压力，p1为返排水注水口9压力，pp为加压泵2提供的压力差，pp＝ηPN/QV，η为加压泵2工作效率，PN为加压泵2的输入功率，QV为循环水体积流速，γ为水的重度，A1、A0分别为返排水注水口9、气水分离器1的管道截面积，hf、hr分别为沿程阻力、局部阻力损失，K是流量模数，与水力半径有关，可查表；局部阻力损失hr包括加压泵2、转弯15、盲端11，一般至少考虑1个盲端11，根据/>查询经验表格取系数ζ，盲端11处取ζ＝4.5，其他按实际工况设计来计算。
以循环水为研究目标，加压加热段包括循环水注入段3、循环水返排段4、水平加热段10动能增加，但沿程地层14温度都高于气水分离器1后注入水的温度，而且地层14存在温度梯度，地层14也会对循环水一直进行加热，在水平加热段10，地层14温度较恒定，所以循环水从注入到返排过程中一直都在吸热，可以采用综合垂直流动和水平流动的统一公式式(VI)来计算循环水返排温度：
式(VI)中，Tout为循环水返排温度，Tin为气水分离器1处循环水温度，Te为气水分离器1处地层14温度，Rm为加压加热段的综合热阻，包括套管12内、环空13中和地层14的综合热阻，zH、zL分别为加压加热段垂向深度、水平长度，Th为地温梯度，cp、ρw分别为循环水的比热容、密度；
加压加热段的综合热阻是根据实际开采来设计的，本实施案例为套管12中注入流体后盲端11返排到套管12外环空13中再提升至储层返排水注入段，如图3所示。所以加压加热段的热阻Rm通过式(VII)算：
式(VII)中，r1、r2、re分别为套管12半径、环空13半径、地层14恒温半径，λe为地层14导热系数，h1、h2分别为套管12、环空13的换热系数，用努塞尔数Nu来求解，其中，h1r1＝λwNu1，h2r2＝λwNu2，λw为循环水导热系数，Nu1、Nu2分别为套管12内、环空13中流体的努塞尔数；而套管12内和环空13的努塞尔数Nu可以用经验数值来查询，和套管12、环空13半径及流速有关。式(VII)即加压加热段的能量方程。
图4为计算公式(VI)、式(VII)中使用的尺寸及地层14条件示意图；
建立水合物开采段运动方程和能量方程；包括：
水合物开采段运动方程应用达西方程，如式(VIII)所示：
式(VIII)中，K(SH)为随水合物饱和度变化的平均渗透率，A为储层采出段7的等效截面，μ、ρw分别为储层溶解水平均粘度、平均密度；以图1为例，在储层水平面分别设计了储层注入段8和储层采出段7，其中储层注入段8设置有储层射孔5。一般无法用计算公式直接求出储层的流体速率QV，所以根据实际生产条件，利用数值模拟软件计算考虑多场耦合的储层流动速率QV。
水合物开采段一定是吸热的，储层存在对流传热过程，射孔内流速较高，温度下降比较慢，储层内流速较低，经过射孔附近不断加热，储层水合物饱和度下降，孔隙度和渗透率大幅度上升，储层流动性逐渐增加，并使其热扩散系数增加，水合物可动用范围进一步扩大。储层内对流传热控制方程如式(IX)所示：
式(IX)中，ux、uy分别为储层内渗流速度分量，αK(SH)为随饱和度变化的平均热扩散率，ST为温度源项，只有对应的格子同时符合从固态区到可流动区的温度T和压力P条件时，ΔH为水合物潜热，cH为水合物的比热容，/>水合物饱和度变化率，而其他温度压力条件下ST＝0；具体参考水合物相图见图5。式(IX)即水合物开采段能量方程。
以气水分离器1和循环水返排口为边界条件，其中加压加热段的控制方程可以通过理论公式计算，而水合物储层段由于射孔或压裂等改造工艺存在，导致储层内流动规律更复杂，需要利用数值模拟软件来计算考虑了射孔或压裂等改造工艺的水合物储层内渗流场、温度场、饱和度场的分布，进而更准确的描述利用地热热激开采水合物储层的产气速率，为开采系统的热效率提供更准确的计算方法。
利用数值模拟方法计算水合物储层多场耦合流动及热对流状态，包括：
水合物储层中流动是一种复杂的多场耦合流动，同时为了提高开采效率，需要对储层进行改造，包括射孔或者水力压裂等措施，所以需要利用数值模拟方法来计算储层的流动及热对流。以射孔为例，在水合物储层分别有储层注入段8和储层采出段7，如图1所示。其中数值模拟的控制方程分别为式(VIII)和式(IX)，对流动区域进行网格划分后，根据公式(V)设置返排热水段和采出段的压力边界条件和流速边界条件，即：返排热水段的压力边界条件为公式(V)中的p1，采出段的压力边界条件为公式(V)中的p1，返排热水段和采出段的流速边界条件都为公式(V)中的QV；根据公式(VII)设置返排热水段的温度边界条件和采出段的温度边界条件，即：返排热水段的温度边界条件为公式(VI)中的Tout，采出段的温度边界条件为Tin，根据图6的计算流程图，计算得到稳定流动边界条件下的不同时间中储层产气热速率Pg，如式(X)所示：
式(X)中，ΔV为水合物溶解的储层体积变化，φ为储层基质孔隙度，qg为天然气热值。
计算开采系统的产气能力和热效率，包括：
根据上述公式计算得到的产气热速率Pg与加压泵2的输入功率PN的比值，得到当前设计工况的热效率ηH，如式(XI)所示：
ηH＝Pg/PN (XI)。
通过对比开采系统产气速率和泵机所需电能功率来表征开采系统的热效率，使系统大幅度降低了对地表提供能源的需求，这种表征方法更符合低碳环保的能源开采设计理念。
实施例3
根据实施例2所述的一种基于多场耦合的天然气水合物开采热效率计算方法，其区别在于：
①如图2(a)所示，设计一个间隔型的微观多孔介质模型，其分辨尺寸为200×120，则初始化格子密度分布fa、格子速度u、格子温度分布ga、平衡态密度分布函数fa eq、平衡态温度分布函数ga eq的矩阵，设置矩阵的进出口的压力、温度、速度边界条件和固体边界的条件，先计算格子密度分布、格子温度分布、格子速度，然后利用公式(I)、(II)计算经过碰撞迁移后的格子密度分布fa、格子温度分布ga、格子速度u；图7(a)为利用LBM计算得到的模拟水合物多孔介质溶解的格子速度场(入口附加已溶解)示意图；图7(b)为利用LBM计算得到的模拟水合物多孔介质溶解的格子温度场(入口附近已溶解)示意图；
②对格子分布矩阵进行求和，得到当前水合物饱和度SH状态下的压力场P、温度场T、格子速度u，分别统计利用公式(III)求得平均渗透率K(SH)，利用公式(IV)求得平均热扩散率αK(SH)；图8(a)为利用计算结果得到的平均渗透率拟合结果示意图；图8(b)为利用计算结果得到的平均热扩散率拟合结果示意图；
③根据实际开采情况，设计公式(V)除了返排水注水口9压力p1和循环水体积流速QV以外的所有参数，利用基于公式(VIII)的数值模拟方法，计算得到当前p1条件下的体积流速QV，带入到公式(V)中，可以计算得到当前工况下的加压泵2的压力差pp，进而得到加压泵2的输入功率PN；
④根据实际开采情况，设计公式(VI)、(VII)除了循环水返排温度Tout以外的所有参数，利用公式(VI)计算循环水返排温度Tout，然后利用基于公式(IX)的数值模拟方法，将Tout作为温度边界条件，将QV作为流速边界条件，计算当前工况的水合物饱和度变化ΔSH，则可以得到当前水合物饱和度变化率图9(a)为基于数值模拟方法计算的水合物储层压力分布示意图；图9(b)为基于数值模拟方法计算的水合物储层温度分布示意图；图9(c)为基于数值模拟方法计算的水合物储层溶解范围示意图；
⑤利用公式(X)计算得到当前工况的产气热速率Pg，对比当前工况的输入功率PN，利用公式(XI)，则得到当前设计工况的热效率ηH。图10为水合物开采热效率随开采时间变化示意图。
实施例4
一种基于多场耦合的天然气水合物开采热效率计算系统，包括：
水合物平均渗透率与平均热扩散率随饱和度变化关系表达式计算模块，被配置为：利用LBM方法计算基于多场耦合的水合物平均渗透率与平均热扩散率随饱和度变化关系表达式；
加压加热段的运动方程和能量方程建立模块，被配置为：建立加压加热段的运动方程和能量方程；
水合物开采段运动方程和能量方程建立模块，被配置为：建立水合物开采段运动方程和能量方程；
水合物储层多场耦合流动及热对流状态计算模块，被配置为：利用数值模拟方法计算水合物储层多场耦合流动及热对流状态；
产气能力和热效率计算模块，被配置为：计算开采系统的产气能力和热效率。
Claims (9)
1.一种基于多场耦合的天然气水合物开采热效率计算方法，其特征在于，包括：
利用LBM方法计算基于多场耦合的水合物平均渗透率与平均热扩散率随饱和度变化关系表达式；
建立加压加热段的运动方程和能量方程；
建立水合物开采段运动方程和能量方程；
利用数值模拟方法计算水合物储层多场耦合流动及热对流状态；
计算开采系统的产气能力和热效率。
2.根据权利要求1所述的一种基于多场耦合的天然气水合物开采热效率计算方法，其特征在于，开采系统由上至下依次包括上覆层、水合物储层、下覆层及地热层；
水合物储层内间隔设置有储层射孔，储层注入段和储层采出段均设置在水合物储层中，加压加热段包括循环水注入段、循环水返排段及水平加热段；
加压加热段是指：经过气水分离器后的循环水作为热媒，经过加压泵多级加压后与地热层换热，环空套管中的循环水已经被加热加压，再通过储层注入段注入到水合物储层及储层射孔中。
3.根据权利要求1所述的一种基于多场耦合的天然气水合物开采热效率计算方法，其特征在于，利用LBM方法计算基于多场耦合的水合物平均渗透率与平均热扩散率随饱和度变化关系表达式，包括：
1)设计一个含水合物的微观多孔介质模型；
2)利用考虑溶解过程的双分布模型和D2Q9模型来模拟共轭对流；其中，密度场控制方程如式(I)所示：
式(I)中，ρ＝∑fa，ρu＝∑faea，(x,t)为当前的空间和时间坐标，(x+Δx,t+Δt)为碰撞迁移后空间和时间坐标，在D2Q9模型中Δx和Δt都取1，fa表示格子密度分布，其角标a取值从1至9，fa eq为平衡状态下的格子密度分布，τf为密度松弛时间，ρ表示格子密度，u表示格子速度，ea表示D2Q9模型的格子速度分布，υ为格子运动粘度，P为格子压力，式(I)内物理量皆为无量纲；
温度场控制方程如式(II)所示：
式(II)中，T＝∑ga，T表示格子温度，ga表示格子温度分布，ga eq为平衡状态下的格子温度分布，ωa为权函数，τT为温度松弛时间，α为格子热扩散率，ST为热源汇项，ΔH为水合物潜热，cH为水合物的比热容，/>水合物饱和度变化率，式(II)内物理量皆为无量纲；
而D2Q9模型的相关参数表达式如下：
ga eq＝ρωa[1+3ea·u]；
3)计算得到不同水合物饱和度SH的平均渗透率K(SH)和平均热扩散率αK(SH)；微观多孔模型的进、出口横截线之间长度为Lx，分别统计当前饱和度SH条件下的压力场分布P在进、出口横截线位置的平均值Pkin和Pkout，以及温度场分布在进、出口横截线位置的平均值Tkin和Tkout，和速度场u的平均流速以及温度场T的平均温度/>用达西定律计算平均渗透率K(SH)，如式(III)所示：
式(III)中，μ为水的动力粘度；
用对流方程计算平均热扩散率αK(SH)，如式(IV)所示：
式(III)即基于多场耦合的水合物平均渗透率随饱和度变化关系表达式；式(IV)即基于多场耦合的水合物平均热扩散率随饱和度变化关系表达式。
4.根据权利要求1所述的一种基于多场耦合的天然气水合物开采热效率计算方法，其特征在于，建立加压加热段的运动方程和能量方程，包括：
以循环水为研究目标，以气水分离器为压力基准，循环水注入段、循环水返排段、水平加热段即加压加热段的运动方程如式(V)所示：
式(V)中，z1为气水分离器与返排水注水口高程差，p0为气水分离器的基准压力，p1为返排水注水口压力，pp为加压泵提供的压力差，pp＝ηPN/QV，η为加压泵工作效率，PN为加压泵的输入功率，QV为循环水体积流速，γ为水的重度，A1、A0分别为返排水注水口、气水分离器的管道截面积，hf、hr分别为沿程阻力、局部阻力损失，K是流量模数；
采用综合垂直流动和水平流动的统一公式式(VI)来计算循环水返排温度：
式(VI)中，Tout为循环水返排温度，Tin为气水分离器处循环水温度，Te为气水分离器处地层温度，Rm为加压加热段的综合热阻，包括套管内、环空中和地层的综合热阻，zH、zL分别为加压加热段垂向深度、水平长度，Th为地温梯度，cp、ρw分别为循环水的比热容、密度；
加压加热段的热阻Rm通过式(VII)算：
式(VII)中，r1、r2、re分别为套管半径、环空半径、地层恒温半径，λe为地层导热系数，h1、h2分别为套管、环空的换热系数，其中，h1r1＝λwNu1，h2r2＝λwNu2，λw为循环水导热系数，Nu1、Nu2分别为套管内、环空中流体的努塞尔数；式(VII)即加压加热段的能量方程。
5.根据权利要求4所述的一种基于多场耦合的天然气水合物开采热效率计算方法，其特征在于，局部阻力损失hr包括加压泵、转弯、盲端，根据查询经验表格取系数ζ，盲端处取ζ＝4.5。
6.根据权利要求1所述的一种基于多场耦合的天然气水合物开采热效率计算方法，其特征在于，建立水合物开采段运动方程和能量方程；包括：
水合物开采段运动方程应用达西方程，如式(VIII)所示：
式(VIII)中，K(SH)为随水合物饱和度变化的平均渗透率，A为储层采出段的等效截面，μ、ρw分别为储层溶解水平均粘度、平均密度；
储层内对流传热控制方程如式(IX)所示：
式(IX)中，ux、uy分别为储层内渗流速度分量，αK(SH)为随饱和度变化的平均热扩散率，ST为温度源项，只有对应的格子同时符合从固态区到可流动区的温度T和压力P条件时，ΔH为水合物潜热，cH为水合物的比热容，/>水合物饱和度变化率，而其他温度压力条件下ST＝0；式(IX)即水合物开采段能量方程。
7.根据权利要求1所述的一种基于多场耦合的天然气水合物开采热效率计算方法，其特征在于，利用数值模拟方法计算水合物储层多场耦合流动及热对流状态，包括：
对流动区域进行网格划分后，根据公式(V)设置返排热水段和采出段的压力边界条件和流速边界条件，即：返排热水段的压力边界条件为公式(V)中的p1，采出段的压力边界条件为公式(V)中的p1，返排热水段和采出段的流速边界条件都为公式(V)中的QV；根据公式(VII)设置返排热水段的温度边界条件和采出段的温度边界条件，即：返排热水段的温度边界条件为公式(VI)中的Tout，采出段的温度边界条件为Tin，计算得到稳定流动边界条件下的不同时间中储层产气热速率Pg，如式(X)所示：
式(X)中，ΔV为水合物溶解的储层体积变化，φ为储层基质孔隙度，qg为天然气热值。
8.根据权利要求1-7任一所述的一种基于多场耦合的天然气水合物开采热效率计算方法，其特征在于，计算开采系统的产气能力和热效率，包括：
根据上述公式计算得到的产气热速率Pg与加压泵的输入功率PN的比值，得到当前设计工况的热效率ηH，如式(XI)所示：
ηH＝Pg/PN(XI)。
9.一种基于多场耦合的天然气水合物开采热效率计算系统，其特征在于，包括：
水合物平均渗透率与平均热扩散率随饱和度变化关系表达式计算模块，被配置为：利用LBM方法计算基于多场耦合的水合物平均渗透率与平均热扩散率随饱和度变化关系表达式；
加压加热段的运动方程和能量方程建立模块，被配置为：建立加压加热段的运动方程和能量方程；
水合物开采段运动方程和能量方程建立模块，被配置为：建立水合物开采段运动方程和能量方程；
水合物储层多场耦合流动及热对流状态计算模块，被配置为：利用数值模拟方法计算水合物储层多场耦合流动及热对流状态；
产气能力和热效率计算模块，被配置为：计算开采系统的产气能力和热效率。
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| Zeng et al. | Numerical simulation of heat production potential from hot dry rock by water circulating through two horizontal wells at Desert Peak geothermal field | |
| Pokhrel et al. | Field-scale experimental and numerical analysis of a downhole coaxial heat exchanger for geothermal energy production | |
| Ruan et al. | Flow and thermal modeling of CO2 in injection well during geological sequestration | |
| Jiang et al. | Experimental study of convective heat transfer of carbon dioxide at supercritical pressures in a horizontal rock fracture and its application to enhanced geothermal systems | |
| Pollack et al. | Accounting for subsurface uncertainty in enhanced geothermal systems to make more robust techno-economic decisions | |
| CN117422016B (zh) | 一种基于多场耦合的天然气水合物开采热效率计算方法及系统 | |
| Roostaie et al. | Analytical investigation of gas production from methane hydrates and the associated heat and mass transfer upon thermal stimulation employing a coaxial wellbore | |
| Pan et al. | How to sustain a CO2-thermosiphon in a partially saturated geothermal reservoir: Lessons learned from field experiment and numerical modeling | |
| Tan et al. | Flow model of a multi-stage hydraulic fractured horizontal well based on tree-shaped fractal fracture networks | |
| Zhang et al. | Efficient flow rate profiling for multiphase flow in horizontal wells using downhole temperature measurement | |
| Chen et al. | Developing offshore natural gas hydrate from existing oil & gas platform based on a novel multilateral wells system: Depressurization combined with thermal flooding by utilizing geothermal heat from existing oil & gas wellbore | |
| Abbasi et al. | Analytical model for heat transfer between vertical fractures in fractured geothermal reservoirs during water injection | |
| Yin et al. | Analysis of flow and thermal breakthrough in leaky downhole coaxial open loop geothermal system | |
| Jiayan et al. | Effects of variable thermophysical properties of water on the heat extraction of an enhanced geothermal system: A numerical case study | |
| CN115357837B (zh) | 一种多数据融合快速计算沉积盆地地热资源的方法 | |
| Akhmadullin et al. | Numerical analysis of downhole heat exchanger designed for geothermal energy production | |
| Wu et al. | Inflow performance of a cyclic-steam-stimulated horizontal well under the influence of gravity drainage | |
| Steins et al. | Improving the performance of the down-hole heat exchanger at the Alpine Motel, Rotorua, New Zealand | |
| Wei et al. | Heat transfer investigation between wellbore and formation in U-shaped geothermal wells with long horizontal section | |
| Ahn et al. | Migration and Residual Trapping of Immiscible Fluids during Cyclic Injection: Pore‐Scale Observation and Quantitative Analysis | |
| Song et al. | Evaluation of the heat extraction performance of an abandoned well pattern in multilayer commingled production oil reservoirs | |
| Shi et al. | Numerical simulation of cyclic performance of compressed carbon dioxide energy storage system in aquifer | |
| Zhao et al. | Examination of the Enhanced Thermal Conductivity Effect by the Induced Convective Heat Flux in a Fractured Thermal Reservoir on Closed-loop Geothermal Energy Production Technology | |
| Xiao et al. | Research on economic length of the horizontal section of downhole coaxial heat exchanger geothermal system based on net present value | |
| Jiang et al. | Simulation analysis of a single well geothermal system with open-loop structure |
Legal Events
| Date | Code | Title | Description |
|---|---|---|---|
| PB01 | Publication | ||
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| SE01 | Entry into force of request for substantive examination | ||
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| GR01 | Patent grant | ||
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