王志遠 于 璟 孟文波 張 崇 李 軍 孫寶江 王 莉 滕學清 李 寧

(1.中國石油大學(華東)石油工程學院 山東青島 266580； 2.中海石油(中國)有限公司湛江分公司 廣東湛江 527057； 3.中國石油大學(北京)石油工程學院 北京 102249； 4.中海油能源發(fā)展股份有限公司邊際油田項目組 天津 300452； 5.中國石油塔里木油田分公司油氣工程研究院 新疆庫爾勒 841000)

隨著我國石油工業(yè)的逐步發(fā)展，走向深水已成為油氣開發(fā)的必然趨勢[1-2]。氣井測試是深水氣田開發(fā)的重要環(huán)節(jié)，而保障測試安全則是深水氣井測試的關鍵。在深水氣井測試工況下，天然氣水合物(以下簡稱水合物)成為主要的流動保障問題之一[3]。與淺海常規(guī)氣田相比，深水氣田測試具有泥線附近溫度低、深水作業(yè)費用高昂等特點,受海水與地層多溫度梯度影響顯著[4]。地層產(chǎn)出的高溫流體自井底向井口流動過程中，泥線以下部分管柱內(nèi)流體的熱量依次經(jīng)過油管壁、環(huán)空(測試液)、套管壁、水泥環(huán)向地層傳遞,泥線以上部分管柱內(nèi)流體熱量則通過隔水管環(huán)空(測試液)、隔水管與海水進行熱交換[5]，沿程管內(nèi)流體溫度不斷降低。此外，測試過程中氣體的快速膨脹也會造成系統(tǒng)溫度場的變化，同時產(chǎn)出流體自井底向上流動過程中隨沿程摩阻、高程和速度等變化會導致系統(tǒng)壓力場發(fā)生變化。由于地層產(chǎn)出天然氣中往往攜帶部分自由水或水蒸氣，在測試管柱內(nèi)高壓條件下當管內(nèi)流體溫度低于水合物平衡溫度后易在井筒內(nèi)生成水合物[6]，并可能影響正常測試，嚴重時甚至造成測試管柱堵塞引發(fā)安全事故[7-8]。

深水測試作業(yè)設備日費高昂，一旦測試管柱內(nèi)發(fā)生水合物堵塞，不僅無法進行正常的氣藏資料采集工作，還需要進行繁瑣的解堵操作，延長作業(yè)時間，增加作業(yè)成本[9-11]。國內(nèi)外學者針對深水測試水合物的防治問題進行了大量研究[12-14]，但目前的研究多停留在利用水合物相平衡理論進行生成區(qū)域預測，僅能簡單初步地判斷在測試管柱中何處滿足水合物生成條件，無法預測水合物生成速率，無法對水合物堵塞形成位置和程度進行準確預測。針對深水氣井測試管柱內(nèi)可能發(fā)生的水合物堵塞問題，目前主要通過地面監(jiān)測開井流動期間的泥線壓力和溫度，按程序注入過量熱力學抑制劑(如甲醇、乙二醇)，完全抑制井筒內(nèi)水合物的生成，但這種水合物防治方法缺乏針對性，使得抑制劑用量大，對平臺水合物儲集設備要求高且不環(huán)保[13-14]。

在深水氣井測試工況下，所形成的水合物需要滿足一定的溫度和壓力條件才能穩(wěn)定存在，因此，準確預測深水氣井測試管柱內(nèi)溫度壓力分布，確定水合物形成并穩(wěn)定存在的區(qū)域是進行深水氣井測試管柱水合物堵塞定量預測的前提。此外，生成的水合物并非全部原位沉積，部分將會被高速氣流攜帶運移[15-16]，因此，在深水氣井測試過程中水合物生成模型的基礎上，分析測試管柱內(nèi)水合物的運移特征，進行水合物堵塞定量預測是保障深水氣井測試安全進行的重要環(huán)節(jié)。本文通過對水合物生成沉積理論的研究，基于氣、液兩相接觸關系及氣、液相間傳質(zhì)傳熱特征，考慮水合物生成和沉積速率，建立了水合物堵塞定量預測模型；分別針對系統(tǒng)初始含有自由水和不含自由水(含有過飽和狀態(tài)的水汽)兩種測試工況，提出了深水氣井測試管柱內(nèi)水合物沉積堵塞的定量預測方法，可判斷水合物生成區(qū)域，并能夠定量預測水合物堵塞發(fā)生的位置和堵塞嚴重程度，確定安全測試作業(yè)時間，從而為現(xiàn)場作業(yè)過程中水合物防治、堵塞早期監(jiān)測及解堵作業(yè)等提供參考。

1 天然氣水合物堵塞定量預測模型

從地層產(chǎn)出的水合物在進入井筒時往往含有一定量的液態(tài)水或水蒸氣，由于不同深水氣井初始含水量存在差異，系統(tǒng)內(nèi)初始可能存在含有自由水和不含自由水(含有過飽和狀態(tài)的水汽)兩種工況，不同工況下管柱內(nèi)水合物堵塞形成特征存在顯著差異。本文分別針對含有自由水和不含自由水兩種工況建立深水氣井測試管柱內(nèi)水合物沉積堵塞定量預測模型，預測水合物沉積堵塞動態(tài)。

首先需要確定測試管柱內(nèi)溫壓場分布特征，國內(nèi)外學者對這方面進行了大量研究，已形成比較完善的模型[17-22]。本文采用文獻[17]、[19]中推薦的水合物相平衡溫壓條件計算方法，確定井筒內(nèi)水合物生成區(qū)域，進而計算水合物生成和沉積速率，建立水合物堵塞定量預測模型。

1.1 管柱內(nèi)存在自由水時的水合物堵塞預測模型

在深水氣井測試工況下，當管柱內(nèi)含有自由水時(圖1)，流體常呈現(xiàn)為環(huán)霧流流動[23]。環(huán)霧流具有獨特的流動與傳熱特征：流動性較強的氣相在管中心形成高速流動的連續(xù)氣體核心，而液相則一部分沿管壁形成環(huán)狀液膜，另一部分以液滴的形式分散在氣核中心[24]；由于氣核和液膜之間的氣液交界面存在界面波，高速流動的氣相對液膜存在剪切作用，部分液膜中的水以小液滴的形式進入氣體核心[25]，而氣核中的液滴也會沉降到液膜中，即氣核和液膜之間存在動態(tài)傳質(zhì)過程。與此同時，伴隨氣核與液膜的動態(tài)傳熱過程，兩者之間還存在著對流換熱和由于質(zhì)量交換造成的換熱。因此，當管柱內(nèi)初始存在自由水時，液相以液膜和氣核中被攜帶的小液滴兩種形式存在，二者都存在生成水合物的風險，但由于管壁液膜和氣核所夾帶的液滴與氣相間接觸關系及傳質(zhì)傳熱特征存在顯著差異，其生成水合物的速率及在管壁上的水合物沉積速率均不同。

圖1 含自由水測試管柱內(nèi)流動及水合物沉積示意圖Fig.1 Hydrate deposition in well testing tubing with free water

本文在Turner等[26]所建立的水合物生成速率模型的基礎上，結合深水氣井測試管柱內(nèi)初始存在自由水工況，考慮不同流動體系傳質(zhì)傳熱特性影響，引入表征傳質(zhì)傳熱過程對水合物生成速率影響的參數(shù)(μ)，則測試管柱內(nèi)水合物生成速率φf為

(1)

式(1)中：μ為表征傳質(zhì)傳熱強度的系數(shù)，在不同流動體系中取值不同，可參考文獻[15]、[26-27]；Mh為水合物摩爾質(zhì)量，kg/mol；Mg為管柱內(nèi)混合氣體摩爾質(zhì)量，kg/mol；a1、a2為本征動力學參數(shù)，取值a1= 2.608 × 1016kg/(m2·K·s)、a2= 13 600 K[28-30]；TB為測試管柱內(nèi)流體溫度，K；ΔTsub為過冷度，即指水合物生成溫度與流體溫度的差值，是水合物生成的驅(qū)動力，K；As為氣液接觸面積，包括液膜與氣體的交界面面積及液滴和氣體的交界面面積兩部分，其求解可參考文獻[31]，m2。

在環(huán)霧流條件下，由于受到較強的黏附力作用[29,32-33]，在液膜處生成的水合物會直接沉積附著到管壁上，而由氣核夾帶的液滴生成的水合物，由于水合物顆粒密度與液滴密度相近，將在氣核的高速攜帶作用下隨氣相一起向下游運移，大部分將運移較長的距離[34]。相比于海底管線，測試管柱內(nèi)水合物生成區(qū)域范圍較小，液滴處生成的水合物顆粒在管壁上的沉積量遠小于液膜處水合物沉積量，因此液膜處生成的水合物在管壁上的沉積是造成管柱堵塞的主要原因。

液膜中水合物沉積速率計算公式可表示為[20]

(2)

式(2)中：φhf為液膜中水合物沉積速率，kg/(m2·s)；ri為隨水合物沉積不斷縮小的管徑(有效管徑)，m。

管壁處液膜的霧化顯著影響氣核中水合物顆粒的沉積，由于高速氣核夾帶作用和液膜霧化影響，大部分由氣核處沉積到液膜中的水合物顆粒將被帶回氣核中，只有少部分能沉積并附著于管壁[22,34]。此外，環(huán)霧流中液滴和液膜中的自由水始終處于連續(xù)消耗和重新分配的動態(tài)平衡狀態(tài)，這使得計算由液膜霧化回到氣核中的水合物量十分困難[35-36]。本文采用文獻[20]中的有效沉積率(EDR)表征上述由于液膜和液滴動態(tài)平衡對氣核中水合物顆粒沉積率造成的影響。

氣核中水合物顆粒沉積速率計算公式表示為[20]

(3)

式(3)中：φhd為氣核中水合物沉積速率，kg/(m2·s)；Chg為氣核中水合物顆粒的濃度,kg/m3;Clg為氣核中液滴的濃度,kg/m3;φld為氣核中液滴的有效沉積率，kg/(m2·s)；S為氣核中水合物顆粒的有效沉積率，表示氣相中沉積并附著在管壁上的水合物顆粒數(shù)占所有運移到管壁上的水合物顆粒數(shù)的比值，%。根據(jù)Di Lorenzo等的實驗數(shù)據(jù)，氣核中水合物顆粒的有效沉積率取值約為5%[15,20,37]。

隨著液膜中生成水合物和氣相中液滴生成水合物的不斷沉積，管壁內(nèi)側(cè)形成一層逐漸變厚的水合物層，造成測試管柱的有效內(nèi)徑逐漸減小。假設在單位長度管柱dz中管內(nèi)壁上的水合物層均勻分布，則管徑減小速率表示為[38]

(4)

式(4)中：ρh為水合物的密度，kg/m3；t為作業(yè)時間，s。

由于測試管柱內(nèi)溫度壓力分布隨時間和位置時刻發(fā)生變化，測試管柱有效管徑是時間和位置的函數(shù)。

由上述有效管徑隨時間和位置的變化關系，可以得到水合物膜厚度δh生長動態(tài),即

(5)

式(5)中：rw為管柱原始內(nèi)徑，m；M為水合物的摩爾質(zhì)量，g/mol；z為起始端至計算位置處的距離，m。

定義無因次水合物層沉積厚度δD為

(6)

1.2 管柱內(nèi)無自由水時的水合物堵塞預測模型

當氣井測試產(chǎn)量較低即管柱內(nèi)自由水含量較少時，產(chǎn)出自由水往往在離井底不遠處沉降消耗[39-40]，無法被攜帶至水合物生成區(qū)域，而后流動體系變?yōu)椴缓杂伤娘柡蜌饬鲃?。隨著氣相自井底向井口輸送過程中管柱內(nèi)流體溫度逐漸降低，含有過飽和水汽的氣相中將有液態(tài)水在壁面冷凝析出。Nicholas等[41]、Rao等[42]實驗研究認為，在無自由水相存在的流動系統(tǒng)中，氣體分子通過擴散傳質(zhì)到冷凝水表面，在一定溫度和壓力條件下與水結晶形成水合物，水分子和氣體分子不斷向水合物表面擴散，使得水合物沿壁面不斷生長。其沉積過程與蠟沉積過程類似，即沿管內(nèi)壁形成一層不斷增厚的水合物層，造成管柱有效內(nèi)徑逐漸減小，嚴重時甚至堵塞管柱[43]。

此外，在無自由水氣相為主的系統(tǒng)中，除了滿足生成水合物必須的主客體物質(zhì)(水、天然氣)外，還需要滿足一定的過冷度和誘導期時間，即在一定的壓力條件下，溫度必須處于過冷線至理論水合物穩(wěn)定平衡曲線的區(qū)域內(nèi)，還要經(jīng)過一定的時間才能形成有效的水合物晶核[41]。

水合物形成過冷度以及過冷度誘導時間的關系式[44]為

ΔTsub=Te-T0

(7)

lgt=2.1(ΔTsub-13.49)-0.0225

(8)

式(7)、(8)中：ΔTsub為過冷度，℃；Te為形成水合物的平衡溫度，℃；T0為流體實際溫度，℃；t為誘導時間，min。

對于無自由水系統(tǒng)中，天然氣為充足的連續(xù)相，冷凝水作為水合物生成和沉積的主要限制因素，當達到水合物生成條件后，天然氣將與冷凝水進行傳質(zhì)擴散，在壁面生成不斷向內(nèi)生長的水合物層。根據(jù)質(zhì)量守恒可得[45]

2πrihm[CB-Ci(Ti)]dz=

(9)

式(9)中：hm為傳質(zhì)系數(shù)，m/s;CB為無水合物生成時井筒內(nèi)天然氣含水飽和度，kg/m3；Ci(Ti)為水合物生成后井筒內(nèi)流體Ti溫度下管中天然氣中含水飽和度，kg/m3；xg為水合物中氣體的質(zhì)量分數(shù)，%。

在流動過程中，天然氣的含水飽和度將隨著流體溫度和壓力的變化而變化，天然氣含水飽和度采用式(10)進行計算[44],即

(10)

式(10)中：C為天然氣的含水量，kg/m3；μw為水的相對分子質(zhì)量；μg為干天然氣的相對分子質(zhì)量；p0為水的飽和蒸氣壓，Pa；p為濕氣的總壓力，Pa；φ為天然氣的相對濕度；ρg為干天然氣的密度，kg/m3。

傳質(zhì)系數(shù)hm利用式(11)進行計算[45],即

(11)

式(11)中：shD為舍伍德數(shù)，表征的是對流傳質(zhì)與擴散傳質(zhì)的比值；ReD為雷諾準數(shù)；Sc為傳質(zhì)普朗特準數(shù)；D為管的內(nèi)徑，m；Dwc為水分子傳質(zhì)擴散系數(shù)，cm2/s，具體計算可參考文獻[45]。

1.3 模型驗證

1)存在自由水時測試管柱內(nèi)水合物堵塞預測模型驗證。

通過Di Lorenzo等[15]的環(huán)路實驗數(shù)據(jù)，對含有自由水工況下天然氣水合物沉積預測模型進行驗證。該環(huán)路內(nèi)徑20.3 mm、長度40 m，實驗中所用氣體成分等實驗基本參數(shù)詳見文獻[15]，氣、液流量分別為169 L/min和1.6 L/min。選取其中10組數(shù)據(jù)進行驗證，結果見表1。

表1 Di Lorenzo實驗條件下的模擬結果對比Table 1 Comparison of the simulation results with the data under Di Lorenzo’s experimental conditions

從表1可以看出，由水合物生成和沉積造成的管路壓降計算結果與實測結果誤差在10%內(nèi)，表明本文建立計算模型的計算精度滿足測試作業(yè)工況要求。

2) 初始不存在自由水時測試管柱內(nèi)水合物堵塞預測模型驗證。

通過Nicholas等[45]的水合物沉積環(huán)路實驗數(shù)據(jù)，進行初始無自由水工況下測試管內(nèi)水合物沉積預測模型驗證。Nicholas等通過一段長85.3 m、內(nèi)徑為9.3 mm的流動環(huán)路進行飽和水汽系統(tǒng)內(nèi)無自由水工況下水合物在冷壁面沉積的實驗，流體組分及其他基本參數(shù)詳見文獻[46]。實驗實測數(shù)據(jù)與模型預測數(shù)據(jù)對比結果如圖2所示。

由圖2可以看出，在Nicholas實驗條件下，水合物生成和沉積造成的管路壓降和流體溫度場計算結果與實驗數(shù)據(jù)吻合程度較好，平均誤差控制在10%內(nèi)，表明本文建立計算模型的計算精度可滿足測試作業(yè)工況要求。

圖2 Nicholas實驗條件下的模擬結果對比Fig.2 Comparison of the simulation results with the Data under Nicholas’ experimental conditions

2 天然氣水合物沉積堵塞預測分析

采用本文建立的計算模型預測南海西部深水氣井X井在不同測試工況下管柱內(nèi)水合物生成與堵塞情況，并分析氣體流量、水深等因素的影響規(guī)律。為了使所取參數(shù)具有代表性，本文通過詳細查閱我國南海實鉆深水油氣井資料[6,46-47]，結合X井實際情況，確定的模擬計算參數(shù)見表2。X井各層套管下深分別為2 300、3 600 m，采用φ114.3 mm測試管柱，產(chǎn)氣量45×104m3/d，產(chǎn)水量15 m3/d (含水率0.33 m3/104m3)。

表2 南海西部深水氣井X井測試管柱內(nèi)水合物生成預測計算參數(shù)Table 2 Calculation parameters of testing tubing of the deep water gas Well X in western South China Sea

2.1 深水氣井測試管柱內(nèi)水合物生成區(qū)域預測

深水氣井測試中水合物生成區(qū)域預測是水合物堵塞高風險區(qū)域預測的基礎和前提。通過參考文獻[17]、[19]，計算得到測試管柱內(nèi)流體溫壓場分布，管柱內(nèi)流體溫度分布曲線與水合物平衡相態(tài)曲線交點對應的井深即為管柱內(nèi)水合物生成區(qū)域的臨界位置，臨界位置至溫度較低的井口區(qū)域內(nèi)，即在水合物平衡相態(tài)內(nèi)存在水合物生成風險，如圖3所示。從圖3可以看出，海底附近環(huán)境溫度達到最低(約為4 ℃)，但此處管柱內(nèi)流體溫度仍高于水合物生成溫度，系統(tǒng)內(nèi)無水合物生成；隨著流體向上流動，管柱內(nèi)流體溫度持續(xù)下降，到深度1 200 m處，流體溫度低于水合物生成溫度，滿足水合物生成條件，即從距平臺井口1 200～0 m為水合物生成區(qū)域。

圖3 南海西部深水氣井X井測試管柱內(nèi)水合物生成區(qū)域示意圖Fig.3 Hydrate formation region in testing tubing of the deep water gas Well X in western South China Sea

2.2 深水氣井測試管柱內(nèi)水合物堵塞特征分析

利用本文建立的水合物堵塞預測模型，模擬分析測試管柱內(nèi)水合物堵塞的演化過程，對深水氣井測試管柱內(nèi)水合物堵塞高風險區(qū)域和堵塞嚴重程度進行定量預測，為水合物防治提供參考。

1) 存在自由水時測試管柱內(nèi)水合物堵塞預測。

在水合物生成區(qū)域內(nèi)，通過本文建立的存在自由水時的水合物堵塞預測模型計算水合物沉積速率，得到不同位置處水合物層的沉積厚度，預測結果如圖4所示。

圖4 南海西部深水氣井X井含自由水系統(tǒng)水合物堵塞區(qū)域預測結果Fig.4 Hydrate blockage development during testing with free water of deep water gas Well X in western South China Sea

從圖4可以看出,不同位置處測試管柱的水合物層厚度隨時間逐漸增加，有效管徑隨時間而減?。粶y試管柱內(nèi)水合物層沉積具有非均勻性，在一定區(qū)域存在水合物堵塞高風險區(qū)。由于不同位置處流體溫度和壓力分布存在差異，過冷度不同，水合物生成和沉積速率不同，不同位置處水合物層沉積生長速率不同，達到臨界堵塞厚度[31]的時間不同(當無因次水合物層厚度達到0.45～0.55時，由于水合物在管壁上沉積開始產(chǎn)生顯著的節(jié)流效應，在不同氣體流速、溫度壓力以及截面含氣率小于10%的條件下，均會呈現(xiàn)壓降顯著增加的現(xiàn)象，本文取0.5作為臨界水合物層厚度)。測試作業(yè)開始35 h內(nèi)，水合物層沉積厚度較小，管柱流通面積變化不大，生成的水合物不會對測試作業(yè)造成較大的影響，測試作業(yè)能正常進行； 測試作業(yè)開始35 h后，水合物層厚度迅速增加，且在深度為150 m處管柱內(nèi)的水合物層生長速率最快，以該位置達到臨界堵塞厚度的時間作為安全作業(yè)窗口，即該測試工況下的安全作業(yè)窗口為35 h。該測試工況下，距平臺井口深度50～400 m處水合物層沉積速率較快，為水合物堵塞的高風險區(qū)，在不采取水合物防治措施情況下，當測試作業(yè)時間超過安全作業(yè)窗口，深度為150 m位置處管柱內(nèi)水合物生長厚度將超過臨界堵塞厚度，將影響測試作業(yè)的正常進行。結合圖3可以看出，存在自由水測試工況下水合物堵塞的高風險區(qū)位于測試管柱最大過冷度附近，而非管柱流體溫度最低的泥線位置。

不同氣體流量條件下測試管柱內(nèi)水合物堵塞預測模擬結果如圖5所示。從圖5可以看出，隨著氣體流量減小，水合物層生長速率增加，達到臨界堵塞厚度所需時間減小，水合物堵塞風險升高；隨著氣體流量增加，水合物堵塞高風險區(qū)逐漸向井口位置靠近，水合物高風險區(qū)域逐漸減小。

圖5 南海西部深水氣井X井含自由水工況不同產(chǎn)氣量對管柱水合物堵塞動態(tài)影響Fig.5 Hydrate blockage development with different gas flow rates with free water of deep water gas Well X in western South China Sea

通過模擬計算結果可以看出，對于同一口深水氣井，產(chǎn)氣量減小將促進水合物堵塞的發(fā)生，增大水合物堵塞高風險區(qū)域，并使水合物堵塞高風險區(qū)域向管柱更深位置移動，加大水合物防治難度。

2) 初始無自由水時測試管柱內(nèi)水合物堵塞預測。

在上述水合物生成區(qū)域預測的基礎上，利用本文模型進行無自由水測試管柱內(nèi)水合物堵塞高風險區(qū)域模擬預測，通過計算水合物沉積速率得到不同位置處水合物層的沉積厚度，預測結果如圖6所示。從圖6可以看出，水合物層厚度隨時間增加而逐漸增厚，有效管徑逐漸減小；隨測試作業(yè)時間的增加，局部水合物層沉積厚度增加迅速，形成水合物沉積堵塞高風險區(qū)域。對于初始無自由水的深水測試管柱，水合物堵塞高風險區(qū)域并非溫度較低的井口位置，而是位于測試管柱最大過冷度附近。在不采取任何水合物防治措施的情況下，深度為150～400 m位置處為水合物堵塞發(fā)生的高風險區(qū)域。

圖6 南海西部深水氣井X井初始無自由水工況水合物堵塞區(qū)域預測結果Fig.6 Hydrate deposition and blockage behavior in the testing tubing without free water of deep water gas Well X in western South China Sea

綜合對比圖4、6可以看出，測試管柱內(nèi)初始有無自由水對水合物沉積動態(tài)影響顯著，含自由水氣井測試系統(tǒng)35 h即達到安全作業(yè)窗口，而初始無自由水系統(tǒng)作業(yè)30 d，無因次水合物層厚度僅為0.13，達到水合物臨界堵塞厚度則需要數(shù)天甚至數(shù)月作業(yè)時間，即針對深水短期測試作業(yè)工況，初始含自由水工況下水合物堵塞風險遠高于初始無有自由水工況。

圖7為初始無自由水工況下，測試作業(yè)分別為2、15 d時不同氣體流量對水合物沉積堵塞動態(tài)的影響。相比于含有自由水氣井測試系統(tǒng)，由于初始無自由水工況下冷凝水含量低，氣體流量的差異對于水合物堵塞高風險區(qū)位置影響不大，但對于同一位置處的水合物層沉積速率影響顯著。隨氣體流量增加，相同測試時間內(nèi)水合物層沉積厚度增加，水合物堵塞所需時間減小，水合物堵塞風險升高。從井底到井口，當氣體流量升高，單位時間內(nèi)更多體積的水蒸氣被攜帶至測試管柱內(nèi)，更多的自由水冷凝析出，在水合物平衡區(qū)域內(nèi)為水合物層在壁面生長提供更多液態(tài)水，加劇水合物沉積堵塞風險。

圖7 南海西部深水氣井X井初始無自由水工況不同氣體流量對管柱水合物堵塞動態(tài)影響Fig.7 Hydrate blockage development with different gas flow rates without free water of deep water gas Well X in western South China Sea

3 結論

1)基于氣、液兩相接觸關系及氣、液相間傳質(zhì)傳熱特征，考慮水合物生成和沉積速率變化，建立了深水氣井測試管柱內(nèi)天然氣水合物沉積堵塞定量預測模型。與已有文獻相比，本文建立的計算模型具有較高的計算精度，可滿足測試作業(yè)工況要求。

2)以南海西部深水氣井X井為例，對不同工況下測試管柱內(nèi)天然氣水合物生成與堵塞情況進行了預測分析，結果表明：深水氣井測試管柱內(nèi)水合物堵塞多發(fā)生在最大過冷度附近；存在自由水時，水合物堵塞發(fā)生的風險遠高于無自由水工況，測試管柱內(nèi)氣體流量減小將促進水合物堵塞的發(fā)生，增大水合物堵塞高風險區(qū)域，并使水合物堵塞高風險區(qū)域向管柱更深位置移動，加水合物防治難度；初始無自由水時測試管柱內(nèi)氣體流量的差異對于水合物堵塞高風險區(qū)位置影響不大，但對于同一位置處的水合物層沉積速率影響顯著；在測試初期較短時間內(nèi)，水合物沉積對氣體產(chǎn)出影響不大，當測試時間超過安全作業(yè)窗口，水合物堵塞風險劇增。

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