姚艳斌，雷欣，罗万静，陆程

1.中国地质大学(北京)能源学院，北京 100083

2.非常规天然气地质评价及开发北京市重点实验室，北京 100083

3.天然气水合物勘查开发国家工程研究中心，广东 广州 511458

4.中国地质调查局油气资源调查中心，北京 100083

天然气水合物是目前尚未开发的、资源潜力最为巨大的非常规天然气资源之一，全球水合物资源量的97%主要赋存于水深大于300 m的深海陆坡区。海域天然气水合物的开发利用对于缓解我国能源安全危机、优化能源结构、助力“碳达峰、碳中和”目标的实现具有重要战略意义。

天然气水合物是天然气与水在高压和低温条件下形成的一种固态类冰的、非化学计量的笼形结晶化合物。水合物的笼型结构仅能稳定存在于低温和高压条件下，当因温度升高、压力降低或其他环境条件变化等破坏水合物相平衡稳定时，水合物便会发生分解。根据水合物相平衡破坏条件不同，常见的水合物开采方法有降压法、固态流化法、热激法、化学势差驱动法(包括注剂和CO2置换等)［1］。其中，降压法通过抽采地层流体来降低储层压力促使天然气水合物分解气、水产出，是目前天然气水合物藏开采普遍采用的主要方法［2］。

目前，全球已开展的海域天然气水合物降压试采工作主要集中在日本的南海海槽区和中国南海的神狐海域。其中，2013年与2017年，日本在南海海槽区开展了两轮水合物试采工作［3-4］，不同单井累产分别为1.2×105m3(2013年)、3.5×104m3(2017年第一次试采)和2.0×105m3(2017年第二次试采)［5］；2017年和2020年，我国在神狐海域分别开展了直井和水平井的试采工作，其中直井产气60 d、平均日产量5.15×103m3［6-7］；水平井产气30 d、平均日产量2.87×104m3［8-9］。我国在南海神狐海域的水合物试采工作，首次证实了在细粒黏土粉砂沉积物中进行水合物开采的技术可采性［8］，但其试采产量仍远未达到海域水合物的商业化开发门槛值，距离经济化开采还有较大的差距［9-10］。如何进一步提高细粒黏土泥质粉砂型水合物储层的降压开采效率是目前南海水合物开发所面临的重要挑战。

与日本南海海槽区的砂质储层不同，我国神狐海域水合物储层为胶结程度更差、细粒组分含量更高的泥质粉砂型沉积物，具有储层孔隙空间更小、孔喉结构更复杂、初始渗透率更低的显著特点［11-12］。从降压开采水合物的角度而言，该类储层在开采过程中的渗透率变化大、变化规律更难预测。虽然前人已经开展了降压分解过程中水合物储层孔、渗、饱动态变化规律的相关实验模拟研究，但前期研究大都采用了人造填砂管来模拟储层条件［13-15］，某些学者也曾采用人造砂岩样等粗粒多孔介质作为水合物合成的沉积物载体开展了相关模拟实验［16］。但仅有少数学者开展过细粒黏土粉砂沉积物的实验模拟工作，如ZHAO等［17］曾采用天然海洋泥质粉砂沉积物制成岩心样品模拟并分析了不同有效应力条件下两种水合物饱和度情境下的渗透率差异性。然而，该研究获得的实验数据有限，还不足以系统性阐明渗透率变化的规律并建立预测方法。此外，前人基于数学解析模型提出了一些预测分解诱导渗透率变化的模型，如平行管模型和堆叠球模型等［18］。这些实验研究和模拟建立过程中，已经考虑到降压诱导水合物分解所带来的气体渗透率增高现象，称为“分解正效应”；然而，在实际地层条件下，水合物分解与气体产出同时会导致储层基质受到的有效应力增加，引起裂隙通道闭合，并进而引起渗透率降低，称为“有效应力负效应”。由于实验模拟条件所限，前人的研究中涉及分解正效应较多，而对有效应力负效应、尤其是二者的耦合效应研究非常少。总体上，不论是从实验分析还是从模型解析角度，目前对泥质粉砂沉积物储层在降压过程中的渗透率变化规律及预测方法的研究都存在严重不足。

为了进一步探究泥质粉砂型沉积物储层在降压开采水合物过程中的渗透率变化规律，本次研究选取了南海神狐海域泥质粉砂型储层沉积物样品，在系统分析其岩石学与物性特征的基础上，制作了对应的人造岩心样品；通过开展岩心尺度的水合物分解诱导渗透率动态变化模拟实验，揭示了水合物分解正效应和有效应力负效应对储层气体渗透率变化的影响机理；推导了综合考虑两种效应影响的储层渗透率变化预测模型，以期为南海神狐海域水合物开采降压方案制定提供理论和方法参考。

1 样品及实验

1.1 样品与实验设计

本次研究所涉及的所有实验样品的采样条件和样品特征如图1所示。首先，采集了南海神狐海域含水合物储层段的沉积物样品(见图1(a))，开展了粒度分析、矿物组分分析和孔隙形态观察等。其次，选取部分储层沉积物制作成立方体块状样品，开展蒸发自吸水实验直至样品达到吸水饱和，并在吸水过程中每隔24 h采集一次核磁共振T2(横向弛豫时间)谱，用于分析原始储层沉积物样品的孔隙结构特征及水赋存与运移规律特征。然后，将储层样品(见图1(b))置于60 ℃烘箱中烘干48 h后仔细研磨，制作成与实际储层物性接近的泥质粉砂岩岩心(直径2.503 cm，长度2.903 cm，核磁孔隙度34%，氦气渗透率2.9 mD，见图1(c))用于物理模拟实验。最后，将人造岩心样品放置于无磁性氧化锆岩心夹持器中，两端用铜制堵头封堵，连接好夹持器上的气路和环路。向环压腔注入无磁信号的氟化液，开启环路上的冷循环装置为岩心腔降温，并从气路注入CO2气体开展水合物合成与分解模拟实验，在分解过程中利用核磁共振方法求取岩心的水合物饱和度，在不同水合物饱和度阶段采用稳态法来测量样品的气体渗透率，模拟储层降压开采过程中的渗透率变化规律。

图1 南海神狐海域水合物储层分带及实验样品

1.2 合成与分解过程中水合物饱和度计算

本次研究开展了岩心样品中水合物降压分解与渗透率变化的耦合实验，其中实验的关键之一在于如何准确确定各个阶段岩心样品中水合物饱和度。本次研究采用了核磁实时监测含水量的方法来计算水合物饱和度。

根据低场核磁共振原理，当采用CPMG序列进行T2谱测量时，测得的T2信号量与样品含水量成正比［19-20］。由于本次合成与分解实验是在无磁岩心夹持器内进行的，因此可采用核磁共振方法实时准确测量样品中水信号的变化量。在水合物合成过程中，样品中水的1H会转化为被笼型结构固定的氢键从而失去核磁T2信号，此过程表现为水的T2信号的持续减少；反之，分解过程表现为水的T2信号的持续增加。由于特定水合物结构中水分子与气体分子比例(即水合数)是确定的，可根据水合数和测量获得的各阶段的含水量计算各阶段的水合物质量。因此，在水合物合成/分解过程中，可利用核磁共振方法实时测量实验过程中水合物的质量，然后根据水合物密度计算出水合物的体积饱和度。这就是采用核磁共振技术动态确定样品中水合物饱和度的基本原理。具体计算方法如下。

实验过程中，孔隙中含水饱和度Sw和水合物饱和度Sh变化量的关系可分别表示为：

(1)

(2)

式中：ΔSw和ΔSh分别为孔隙中含水饱和度和水合物饱和度的变化量；Δmw和Δmh分别为岩心中含水和含水合物质量的变化；ρw和ρh分别为水和水合物的密度；Vp为孔隙体积。用式(2)比式(1)，得到：

(3)

不同温压条件及生长空间导致水合物水笼结构与水笼组合均不固定，本次研究中采用平均水合数XHI(一般在5.6～7.8之间)来表示水合物的分子式。根据核磁T2信号与含水量的关系，可得到水合物饱和度变化ΔSh的计算公式为：

(4)

式中：44为二氧化碳气体分子摩尔质量；18为水分子摩尔质量；ΔSw为含水饱和度变化量，可由核磁T2信号变化换算获得。

ΔSh=1.262ΔSw

(5)

式(5)中ΔSw为关键数据，主要通过核磁共振对不同饱和度情形下核磁共振T2谱信号量转化为含水量而获得，其详细方法及量化关系可参见作者前期研究工作［19-20］。

根据式(5)，只要测得含水饱和度的变化量，即可求得水合物饱和度的变化量。

1.3 水合物分解过程中气体渗透率测试

岩心样品中水合物饱和度与渗透率耦合变化实验的另一个关键难点在于降压过程中进行不同水合物饱和度情形下的气体渗透率测量。本次研究在岩心夹持器中采用稳态测量方法对不同分解阶段的渗透率进行了测量。

在设定的某降压阶段结束后，保持上下游气体压力和温度平衡，此时不间断连续采集样品的核磁T2谱，确保样品中含水量基本稳定时，认为该温压条件下水合物饱和度稳定，此时立即测定渗透率，该测量值即为该饱和度下的有效渗透率值。渗透率测量时，在岩心进口端加压、出口端保持背压压力不变，待气流量稳定时记录岩心进、出口端的压力和气体流量等数据，根据达西定律计算岩样的渗透率。在完成一个阶段渗透率测试后，切断上游供气，继续进行降压分解实验直至降压至下一个水合物饱和度阶段，再次重复进行下一阶段的渗透率测试。本次研究中开展了从压力3.63 MPa降至2.05 MPa过程中12个水合物饱和度阶段的渗透率测量。

2 结果与讨论

2.1 南海细粒沉积物储层基本特征

神狐海域位于南海北部珠江口盆地白云凹陷北坡神狐暗沙东南海域附近，总面积近15 km2。其中，含水合物层一般在海底泥线以下207.8～253.4 m(见图1)，单层厚度最高可达10 m；测井反演的孔隙度在33%～55%，有效渗透率在0.2～20 mD，水合物饱和度在25%～43%，水合物储层孔隙压力和温度分别为14 MPa和15 ℃［9,22-23］。

本次实验获得的储层沉积物样品的粒度分析结果表明，样品的粒径在0.271～188.5 μm，中位粒径为6.923 μm，为沉积背景复杂、粒径分选较大的泥质粉砂级沉积物。扫面电镜下的统计分析表明，样品的较大颗粒粒径在几十微米左右，较小颗粒约多在微米级左右(见图2)，其中粉砂颗粒、泥质颗粒和砂质颗粒占比分别为65.5%、31.5%和3%左右。样品矿物组成中以方解石为主(含量>30%)，黏土矿物、石英次之，此外还有少量硬石膏、长石、石盐等矿物。样品中可见明显的黏土矿物絮状结构和大量生物碎屑，如硅藻、有孔虫、棘皮动物、及海绵骨针等(见图2(h)、(i)和(j))。

注：(a)、(b)中大颗粒；(c)、(d)大孔及通道；(e)生物骨架孔；(f)、(g)粒内孔；(h)、(i)、(j)生物碎屑。

本次实验样品中可见多种类型的孔隙，包括各类粒内孔(见图2(f)、(g))、粒间孔、团块间孔(见图2(d))及裂隙通道(见图2(c))等。其中，粒内孔多为形状不规则的椭圆形，孔径大多在1 μm以下；粒间孔大多形状不规则、孔径范围一般在1～3 μm之间、连通性差；团块间孔多由生物碎屑参与构成(见图2(e))、其形态更贴近管柱状。此外，样品中还可见少量扁平状大孔或通道，孔径一般可达到5 μm左右，其孔隙连通性较好。

为了分析泥质粉砂型沉积物储层水的赋存规律，对收到的储层样开展了自吸水实验，直至储层样达到吸水饱和状态，过程中采用核磁共振技术定量分析了不同级别孔-裂隙中的含水量变化及运移规律，结果如图3所示。在吸水初期，样品在T2为0.1～10 ms(P1峰)和10～100 ms(P2峰)各出现一个峰，分别反映了小孔与大孔中的吸水过程。总体来看，不同吸水饱和度情境下，小孔中水均占据主导地位，占谱峰总面积的98%以上，而赋存于大孔通道中的水分占比不足2%。研究发现，样品经过长达72 h的吸水后达到饱和水状态，此状态下计算得到孔隙度为42.4%，该结果与前人获得的水合物储层孔隙度结果类似［24］。总体上，通过储层样的自吸水实验结果表明，该样品可较好地反映南海神狐海域的储层特征。

图3 泥质粉砂型沉积物样品自吸水过程核磁共振T2谱变化特征

2.2 现有渗透率变化预测模型及存在问题

2.2.1 适用于粗粒储层的水合物分解效应诱导渗透率变化模型

表1 水合物储层常见的渗透率变化预测模型及适用的储层特征类型

2.2.2 适用于细粒储层的水合物分解效应诱导渗透率变化模型

针对砂质(粗粒)水合物储层，笔者团队前期基于“板状孔隙”假设推导了“堆叠立方体模型”用于该类储层水合物分解诱导渗透率变化的预测［28］。如图4(a)所示，假设堆叠立方体结构代表水合物储层，其中大小均一的立方体代表基质，基质间均匀分布有三组正交的“板状结构”裂缝。实际储层中水合物的赋存可能表现为“表面包裹型”和“孔隙填充型”两种模式。在不考虑降压分解过程中应力变化影响时，两种模式情况下水合物分解引起的裂缝空间变化如图4(a-1)和图4(a-2)所示，两种模式下渗透率变化预测模型如表1所示。

图4 理想与复杂孔隙中的表面包裹型和孔隙填充型水合物分布模式示意图(据文献[28-29]，有修改)

然而，在海洋泥质粉砂型细粒储层中，其孔隙类型大都比较复杂，不能用简单的“板状裂缝模型”来描述。如图4(b)所示，海洋泥质粉砂型储层由于细粒物质含量较高，常具有孔隙迂曲度高、孔隙与喉道非均质性强等特点。前期研究发现，该类储层经常会出现孔隙度与渗透率不配套(如高孔低渗)的现象，为此笔者假设将堆叠立方体模型中的“3”替换为幂指数“n”用于表征孔隙度的复杂程度(n值大小反映了沉积储层类型及孔隙的复杂程度，将在后文叙述)，并根据“表面包裹型”(见图4(b-1))和“孔隙填充型”(见图4(b-2))两种水合物模式，进一步推导了幂指数模型［29］(见表1)。

将南海神狐海域泥质粉砂样品的渗透率数据(未考虑应力变化)代入幂指数模型，如图5所示。结果表明，Masuda模型、平行毛细管模型、堆叠球模型及堆叠立方体模型对泥质粉砂型沉积物储层的适用性均较差。相比较，采用幂指数模型(n值取30.712与27.870时分别代表“表面包裹型”和“孔隙填充型”两种模式下的渗透率变化)，其预测结果与实验数据的符合度较高，表明该模型可应用于泥质粉砂型沉积物储层的渗透率动态变化预测［29］。

图5 不同模型预测结果与泥质粉砂型沉积物样品实验数据的对比［29］

然而，上述提出的幂指数模型存在的主要问题是，该模型仅考虑了降压过程中水合物分解正效应，这适用于大部分没有围压或围压恒定的实验条件。在实际储层中，降压分解后甲烷的产出会引起储层的有效应力增高，进而导致渗流通道闭合、渗透率降低。因此，实际储层渗透率的预测需要综合考虑分解效应与效应力效应的耦合作用，在实际应用时，需要进一步推导新的渗透率模型。

2.3 分解正效应与有效应力负效应耦合及渗透率变化预测

如前所述，实际储层降压开采过程中，除水合物分解会导致渗透率增大外，孔隙压力降低可导致有效应力增大，进而造成孔隙空间被压缩而引起渗透率降低。这两种效应对渗透率的影响效果相反(见图6)，却共同作用影响储层渗透率的变化。本节将介绍考虑两种效应的渗透率模型的构建及求解过程。

图6 有效应力与水合物分解效应对表面包裹型水合物储层孔隙系统 的影响示意图

2.3.1 考虑两种效应影响渗透率变化的假设模型构建

假设水合物储层在降压过程不发生骨架坍塌与破环，仅发生应力变形作用，那么水合物储层渗透率受应力影响变化的公式可参考其他常规储层适用的公式而表示为：

k(Sh)=kse-3cfΔσ

(6)

式中：cf为裂缝孔隙压缩系数；Δσ为Sh阶段有效应力与初始态有效应力的变化。

考虑到泥质粉砂型储层孔隙结构复杂，将式(6)中“3”替换为幂指数模型中的“n”，得到不同孔隙复杂程度储层中受有效应力控制的渗透率变化公式：

k(Sh)=kse-ncfΔσ

(7)

(8)

式(7)中，Δσ由两部分应力变化构成，分别为导致孔隙被压缩的有效应力(式(9)等号右边第一项)和水合物分解造成的颗粒应变对应的有效应力(式(9)等号右边第二项)：

(9)

式中：pp为Sh阶段对应的孔隙压力；pp0为初始态孔隙压力；εh为水合物分解产生的应变(表面包裹型水合物)；E和ν分别为储层基质的弹性模量和泊松比。

由应变定义得到εh为：

(10)

式中：α为颗粒与水合物总体的边长；Δα为初始水合物饱和度Sh0到Sh产生的边长变化(见图6)；φ(Sh0)为Sh0时的孔隙度。

将式(8)～(10)整合带入式(7)，能够得到有效应力效应与水合物分解效应同时作用的渗透率模型：

(11)

式(11)提出的渗透率模型中共包含7个参数，分别为pp0、Sh0、φ(Sh0)、n、Sh、E及ν。其中pp0、Sh0、φ(Sh0)为常量参数，本次研究根据南海水合物储层条件分别设定为4.0 MPa、10.22%和0.468；n按照粗粒和细粒储层经验赋值，一般介于3～35之间，本次研究中根据图5的拟合结果取30.7；Sh、E及ν3个参数为变量参数，需要根据实验数据进行求解。

2.3.2 基于实验数据的模型变量参数的求解

本节将讨论式(11)中Sh、E及ν3个变量参数的确定与求解过程。首先，Sh的值可与pp产生关联，因而可由实验数据线性回归关系给出。本次研究获得了南海水合物储层降压分解过程中Sh与pp关系，拟合结果如图7所示。由图7可知，Sh与pp进行的拟合度高达0.91，二者的关系可表示为：

图7 泥质粉砂型沉积物样品Sh与pp的关系

Sh= 0.053pp-0.095 8

(12)

式(12)可用于所研究储层Sh的确定方法。值得指出的是，本次实验研究中未对样品施加围压，因此实验的结果为未考虑有效应力的实验结果。而式(12)是基于实验数据获得，也是没有考虑有效应力影响的，因此Sh参数变化主要反映的是分解诱导正效应的作用。

其次，式(11)中E及ν是与有效应力效应有关的两个参数。水合物储层的特点在于，水合物的存在可以显著提高沉积物的抗剪强度。在降压分解过程中，含水合物沉积物试样的力学强度受到有效围压和孔隙中水合物含量的综合影响，因此正确确定不同水合物饱和度情形下E和ν的变化规律对于渗透率预测非常重要。由于本次研究并未开展不同饱和度下的水合物储层应力应变实验，因此本次研究借鉴前人实验数据来给出这两个变量参数的确定方法。张怀文［30］曾采用自制的覆膜砂与膨润土混合试件开展了三轴应力实验，分别获得了E及ν随不同有效应力(σe)及Sh变化的实验结果。虽然张怀文研究所用试件与本次研究中的黏土粉砂岩沉积物样品可能存在一定差异性，但是考虑到其研究也是模拟的南海北部泥质粉砂型沉积物地层，为简化研究，本次研究中直接采用张怀文的力学实验数据用于本次研究的渗透率预测模型的分析工作。

根据张怀文［30］的实验数据，分别对E及ν随σe和Sh的变化规律进行了拟合，结果如图8所示。由此可得到降压开采过程中σe与Sh同时变化的情形下E及ν的经验表达式分别为：

(13)

(14)

最后，在获取3个变量参数的求解后，结合4个常量参数pp0、Sh0、φ(Sh0)、n的值，式(11)即可用于两种效应耦合影响渗透率变化的预测。

2.3.3 南海泥质粉砂型储层降压过程渗透率变化预测

根据式(11)和前文提到的实验数据，得到了南海泥质粉砂型水合物储层降压开采过程中的渗透率变化预测结果，如图9所示。结果显示，对于神狐海域含水合物泥质粉砂型沉积物储层而言，随着降压开采的储层压力(即pp)的降低，储层有效应力逐渐增大，单纯由有效应力效应导致的渗透率变化呈持续下降的趋势，与传统认知相符；相比较，单独由水合物分解效应导致的渗透率变化则以“分解压力”为限，表现为“降低-升高”两个阶段。其中，“分解压力”定义为水合物降压开采过程中，水合物开始发生分解时所对应的储层压力值，其值大小与不同天然气水合物储层的相平衡条件有关，本次研究基于南海泥质粉砂型岩心样品的水合物分解模拟实验，得出水合物分解压力为3.2 MPa。

图9 泥质粉砂型水合物储层降压开采中渗透率变化预测

受两种耦合效应控制整个水合物储层在降压开采过程中，储层气体表观渗透率呈现出“降低—升高—降低”三个阶段，受“分解压力”和“衰竭压力”两个关键压力控制，简称为“三段、两压”控制理论。其中，“废弃压力”定义为天然气水合物在储层中分解完全所对应的储层压力值，其值大小与水合物储层的岩土特性与物性等有关，本次研究中根据南海泥质粉砂型岩心样品实验获得的废弃压力为1.8 MPa(见图7)。

首先，在储层压力高于水合物分解压力(3.2 MPa)时，理想条件下储层中水合物未分解，为单纯的排气、排水或气水同排阶段，此时引起pp降低的压力传递主要来自于储层中产出的气与水，因此此阶段分解效应几乎没有影响，图9中分解效应指示的渗透率轻微增高可能与该阶段储层中流体产出有关；在该阶段气水产出会导致储层有效应力负效应持续发挥作用，因此该阶段储层气体的总体表观渗透率受有效应力控制呈持续下降的过程，如图9中黑色线段所示。由于在该阶段储层中水合物未发生分解，储层岩土骨架较完整，储层孔隙通道或压裂裂缝通道等主要受应力影响而发生部分闭合，因此该阶段应以梯度(幅度)降压为主，尽可能缓解应力敏感性对储层的伤害，同时由于此时储层机械力学强度较高，在保证降压幅度的稳定情况下可适当提高降压速率。

其次，当pp降至水合物分解压力之下但仍高于储层废弃压力(1.8 MPa)时进入水合物持续分解阶段，此时水合物的发生持续分解同时储层中的气水大量不断产出，导致储层的孔隙/裂隙通道空间逐渐增大；该阶段分解正效应的影响超过有效应力负效应影响，储层气体表观渗透率呈现由降反升的快速“反弹”，如图9中黑色线段所示。该阶段的降压开采策略对水合物储层的最终采收率、排采效率及采气速度等至关重要。特别在分解压力附近时，水合物由未分解到开始分解发生突变，储层的骨架和机械力学强度都会发生不同程度变化，此时应该以较低的降压幅度和缓慢稳定的排采速度进行排采，以避免出砂、传热不均导致的井筒附近结冰等储层“过激”反应。同时，当水合物开始持续大量分解后，储层内的流体场会发生显著的变化，此时宜保持较低降压幅度，同时适当增加排采速度，以防止储层及井筒附近二次水合物生成等不良现象发生，整个降压排采阶段应该以稳定降压策略为主，尽量保证储层骨架的持续完整、储层热及压力传导的稳定性、气水产出的流畅性等。

最后，当pp降至水合物储层废弃压力之下时(<1.8 MPa)，此时假设所研究的储层段的水合物已基本分解完全，但该储层段仍会接收来自储层远端水合物分解产生的游离气和水的不断补充，水合物层的排采可能持续进行。在该阶段，随着持续压降的发生，所研究储层段的渗透率将主要受有效应力负效应主导，储层气体表观渗透率呈持续下降的过程(见图9)。此阶段应保持缓慢持续降压的策略，尽量扩大压降漏斗在储层中的传播范围，以提高最终的气体采收率。

虽然本次研究提出了一种适用于南海神狐海域的水合物储层渗透率动态变化预测方法，但是本次研究为初次探索性研究，在实验条件和数学分析过程方面都存在许多严重的不足，本次研究的局限性主要有：①文中推导的耦合渗透率变化模型是基于“表面包裹型”水合物储层类型；然而，实际储层中“孔隙填充型”水合物储层可能更为普遍，需要进一步研究针对该类储层或者复合储层类型的渗透率预测模型；②文中的水合物储层渗透率模拟实验主要考虑了水合物饱和度低于15%的情形，针对实际高水合物饱和度储层的模型还需要进一步研究；③由于实验难度较大，本次研究中未进行不同水合物饱和度情景下的岩石力学分析实验，而是直接采用张怀文的实验数据，可能会一定程度影响渗透率有效应力影响部分的模型结果，但本次研究给出的预测总变化趋势仍具有普遍意义；④本次研究耦合分析了有效应力效应与分解效应，然而没有考虑储层的传热效应及其他场效应的耦合，这也是后续研究的主要方向。总体上，进一步完善水合物储层渗透率变化预测，并针对性制定科学合理的压降速率和压降幅度方案，可为进一步提高水合物单井产量、实现经济化开采提供理论指导。希望本次研究形成的初步认识，可为我国南海神狐海域水合物开采降压策略的制定提供一定的理论借鉴与参考。

3 结论与建议

本次研究采集了南海神狐海域泥质粉砂储层沉积物，并根据实际水合物储层特征制作了人造岩心样品，进一步开展了基于核磁共振的水合物分解诱导渗透率动态变化模拟实验，提出了适用于泥质粉砂型水合物储层的、同时考虑有效应力与水合物分解两种效应的渗透率变化预测模型。研究取得如下结论和认识：

1)提出了基于核磁共振动态测量进行岩心三轴应力条件下的水合物分解诱导渗透率变化物理模拟实验方法。其中，分解过程中水合物的饱和度变化可通过核磁监测的水信号的变化量和水合物的水和度指数求取，同时核磁共振可定量监测样品中水流体信号变化，为分解过程中渗透率实时测量提供条件。

2)以传统的堆叠立方体模型为基础，进一步推导了新的堆叠幂指数模型，能够表征真实复杂孔隙系统中由于水合物分解效应所导致的渗透率变化规律。该模型的提出解决了泥质粉砂等细粒沉积物中水合物渗透率变化预测的技术难题。

3)基于“水合物分解正效应”和“有效应力增加负效应”的耦合分析，推导了两种效应耦合作用下的泥质粉砂等细粒水合物储层渗透率变化预测模型，该模型可应用于现场储层渗透率变化的动态预测。

4)提出了水合物降压开采过程中的“三段、两压”控制理论：水合物储层降压开采全生命周期中储层气体表观渗透率呈“降低—升高—降低”变化过程，“反弹”点发生在“分解压力”附近。受“分解压力”和“衰竭压力”两个关键压力所控制：①在达到分解压力之前宜采用梯度(幅度)降压测量，在尽量缓解应力敏感性的前提下适当提高降压速率；②在分解压力附近，宜适当降低降压幅度，采取缓慢稳定的排采策略，避免出砂、结冰等储层“过激”反应；③当降至分解压力之下后，水合物持续大量分解，此时宜保持较低降压幅度，同时适当增加排采速度，以防止井筒附近“二次水合物生成”等不良现象发生；④当降至弃压力之下时，应保持缓慢持续降压策略，尽可能扩大压降漏斗的传播范围，以提高最终气体采收率。

5)本次研究中的模拟实验、收集实验数据和分析过程均最大限度的模拟了南海神狐海域水合物储层开采的实际情况。但由于研究尺度与南海现场降压开采差别较大，同时研究中未考虑储层传热效应、出砂效应、二次水合物生成效应等的影响，其结论可能存在一定的局限性。后续研究需要开展更大尺度水合物降压开采模拟，同时考虑传热等多场效应的耦合机理分析，针对整个降压分解过程，特别是“分解压力”附近水合物的降压开采方案进行攻关研究，以期为提高南海现场水合物开采单井产量和实现经济化开采提供理论保证。

致谢：感谢广州海洋地质调查局在样品采集过程中的支持。