劉文遠(yuǎn) 胡瑾秋 李相方 劉書(shū)杰 周云健

(1. 中國(guó)石油大學(xué)(北京)安全與海洋工程學(xué)院 北京 102249； 2. 中國(guó)石油大學(xué)(北京)石油工程學(xué)院 北京 102249；3. 中海油研究總院有限責(zé)任公司 北京 100028)

深水油氣領(lǐng)域是我國(guó)石油工業(yè)未來(lái)發(fā)展的新領(lǐng)域，特別是陸上油氣資源日趨探明和有限的情況下，走向海洋、走向深水已成為我國(guó)石油工業(yè)的必然[1-2]。進(jìn)入21世紀(jì)以來(lái)，我國(guó)加快了進(jìn)軍深水的步伐，目前已鉆探了大批的深水高溫、高壓氣井，井底壓力普遍在40 MPa左右，井底溫度甚至可達(dá)200 ℃[3]。但高溫、高壓井測(cè)試技術(shù)的發(fā)展還存在一定局限，進(jìn)一步完善深水測(cè)試技術(shù)，降低測(cè)試作業(yè)施工過(guò)程中事故和風(fēng)險(xiǎn)的發(fā)生尤為重要。

深水氣井測(cè)試返排階段水合物的生成及堵塞是影響測(cè)試安全的一大問(wèn)題[4-5]，在油氣井投產(chǎn)前，需要通過(guò)測(cè)試返排對(duì)井筒和地層近井地帶的流體進(jìn)行清洗，并獲取油氣藏開(kāi)發(fā)的相關(guān)數(shù)據(jù)，為后續(xù)生產(chǎn)做準(zhǔn)備，又稱(chēng)清井放噴[6]。清井流動(dòng)是求產(chǎn)流動(dòng)前的液墊返排過(guò)程，在該過(guò)程中井筒內(nèi)主要為測(cè)試液或地層水與天然氣的兩相混合流動(dòng)，且井筒內(nèi)含水量比其他階段都高，由于氣水的同時(shí)存在及溫度、壓力的綜合作用，往往是考慮水合物控制的重要階段。一旦水合物生成、沉積將直接縮小流體的流動(dòng)通道，得不到真實(shí)的放噴產(chǎn)量，甚至形成憋壓造成管柱破裂，導(dǎo)致測(cè)試失敗[7-11]。因此，有必要對(duì)清井流動(dòng)階段的水合物生成及堵塞風(fēng)險(xiǎn)進(jìn)行研究。

目前，對(duì)于深水測(cè)試現(xiàn)場(chǎng)施工，為防止水合物生成，已由地面關(guān)井改為井下關(guān)井，防止了關(guān)井階段的水合物生成但使施工操作更加復(fù)雜[12]；在測(cè)試流程方面，已由二開(kāi)二關(guān)流程改為一開(kāi)一關(guān)流程[13-14]，但會(huì)影響產(chǎn)能方程建立的準(zhǔn)確性。這些改變能在一定程度上起到水合物防治作用，但目前深水氣井測(cè)試現(xiàn)場(chǎng)施工過(guò)程仍需大量使用水合物抑制劑[15-18]，為徹底避免測(cè)試期間水合物的生成，往往需要注入大量水合物抑制劑，這占據(jù)了施工成本的重要部分。另外，對(duì)深水氣井測(cè)試期間水合物防治的理論研究主要基于水合物的生成條件。大部分學(xué)者通過(guò)計(jì)算測(cè)試井筒的溫壓場(chǎng)分布，確定水合物的生成區(qū)域進(jìn)而提出水合物的抑制措施[19-21]，部分學(xué)者僅從水合物出發(fā)，通過(guò)理論分析或?qū)嶒?yàn)研究溫度、壓力或天然氣組分等因素對(duì)水合物生成的影響進(jìn)而對(duì)水合物生成進(jìn)行抑制[22-23]，還有部分學(xué)者力求配制高效的水合物抑制劑，徹底避免井筒內(nèi)水合物生成[24-25]。但是，井筒內(nèi)水合物的部分生成不代表能夠造成流動(dòng)障礙，徹底抑制水合物生成的防治措施過(guò)于保守，這樣往往會(huì)增加現(xiàn)場(chǎng)施工難度，同樣也會(huì)因?yàn)檫^(guò)量使用水合物抑制劑而徒增作業(yè)成本。已有研究均沒(méi)有從流型的角度考慮其對(duì)水合物生成的影響。

因此，筆者從分析水合物生成、生長(zhǎng)、沉積、堵塞的微觀機(jī)理出發(fā)，結(jié)合深水氣井測(cè)試返排具體過(guò)程，首次考慮井筒內(nèi)不同氣液兩相流型下水合物形成的難易程度，區(qū)分水合物的生成與井筒堵塞，評(píng)價(jià)了深水氣井測(cè)試返排過(guò)程中的流動(dòng)障礙風(fēng)險(xiǎn)，可為相關(guān)研究人員提供一定的研究基礎(chǔ)，并為現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試施工提供一定的理論支撐。

1 清井返排階段測(cè)試管柱內(nèi)流型轉(zhuǎn)變研究

考慮到對(duì)井筒水合物堵塞風(fēng)險(xiǎn)的控制，目前的深水測(cè)試一般采用“快速清井、低速取樣、調(diào)產(chǎn)緩變、關(guān)井恢復(fù)”的新型一開(kāi)一關(guān)測(cè)試流程[26]。該測(cè)試流程可分為3個(gè)階段：開(kāi)井流動(dòng)過(guò)程的清井流動(dòng)階段、求產(chǎn)流動(dòng)階段，以及關(guān)井壓力恢復(fù)階段[27]，清井流動(dòng)階段作為氣井測(cè)試的第一步，該階段中管柱內(nèi)由純液狀態(tài)逐步轉(zhuǎn)變?yōu)闅堃号c天然氣混合的氣液兩相流動(dòng)，且氣液沿井筒上升過(guò)程中，在溫度-壓力的耦合作用下往往使得管柱內(nèi)存在水合物生成區(qū)域，如圖1所示，有必要對(duì)氣液流動(dòng)過(guò)程中的水合物生成風(fēng)險(xiǎn)進(jìn)行評(píng)估。

圖1 深水測(cè)試管柱內(nèi)水合物生成風(fēng)險(xiǎn)示意圖Fig .1 Hydrate generation risk in deep water test string

清井返排期間水合物生成、沉積的難易程度與井筒內(nèi)的氣液兩相流型密切相關(guān)。返排過(guò)程中井筒內(nèi)氣液比不斷發(fā)生變化，開(kāi)井返排后，隨著殘液不斷被排出與地層氣體的不斷進(jìn)入，井筒內(nèi)氣液比(或空隙率)將逐漸增大，根據(jù)文獻(xiàn)[28]中所提到的Ansari流型判別準(zhǔn)則，空隙率及氣體流速的變化會(huì)使井筒內(nèi)氣液兩相流型發(fā)生轉(zhuǎn)變(圖2)。由圖2可以看到，氣液比的逐漸增大使得井筒內(nèi)氣液流型依次發(fā)生泡狀流、段塞流、攪動(dòng)流、環(huán)狀流的演化過(guò)程，而對(duì)于幾千米深的井筒段，由于不同井深處溫度、壓力作用，由井底沿井筒向上，同一時(shí)間不同位置處的管柱內(nèi)也會(huì)呈現(xiàn)不同流型，如圖3所示。

圖2 清井返排過(guò)程中的流型轉(zhuǎn)變過(guò)程Fig .2 Flow pattern transformation process during well cleanup stage

圖3 水合物生成區(qū)域內(nèi)的氣液兩相流型變化Fig .3 Variation of gas-liquid two-phase flow patterns in the hydrate formation zone

井筒內(nèi)只有滿(mǎn)足溫壓條件的深度段才會(huì)生成水合物，該區(qū)域的深度一般為上百米到上千米不等[29]，以該水合物生成區(qū)域?yàn)檠芯繉?duì)象，與上述分析相同，隨返排時(shí)間延長(zhǎng)氣液混合流動(dòng)的流型演化依次為：泡狀流、段塞流、攪動(dòng)流、環(huán)狀流。各流型在氣液分布狀態(tài)、氣液界面面積、氣液流速、空隙率、攪拌程度等方面有明顯差異，這將對(duì)水合物生成的難易及生成后的水合物能否在管壁處穩(wěn)定沉積產(chǎn)生影響。

在實(shí)際測(cè)試過(guò)程中，清井返排階段主要考慮鉆完井液及其濾液能充分返排，并減少對(duì)近井地帶的污染，因此，無(wú)論低產(chǎn)量還是中高產(chǎn)量返排，最短的開(kāi)井時(shí)間必須大于井筒殘液及測(cè)試管柱內(nèi)液墊的排空時(shí)間[27]。殘液量、返排液量及返排時(shí)間分別為

Q=K1πR2L

(1)

(2)

T=24Q/q

(3)

當(dāng)K1取1.2、K2取1時(shí)，得到殘液的排出時(shí)間與殘液的上升速度如圖4、5所示。從圖4、5可以看出，一般深水氣井殘液返出的時(shí)間在2～5 h，液相上升的平均速度為1～4 m/s，因此對(duì)于3 000 m深度的井，同一控制體積的液相在井筒內(nèi)存在的時(shí)間約為10～50 min，而氣相由于滑脫效應(yīng)的存在，在井筒內(nèi)的存在時(shí)間更短，這一時(shí)間段對(duì)井筒內(nèi)水合物是否形成堵塞有重要影響。

圖4 管柱內(nèi)的殘液排空時(shí)間Fig .4 Liquid phase return time in the tube

圖5 管柱內(nèi)的殘液上升速度Fig .5 Rising speed of residue liquid in the tube

2 清井返排階段不同流型下水合物流動(dòng)障礙風(fēng)險(xiǎn)評(píng)價(jià)

2.1 泡狀流下水合物流動(dòng)障礙研究

當(dāng)氣泡存在于水環(huán)境中，首先水合物生成需要經(jīng)歷一個(gè)誘導(dǎo)期，最先在氣泡表面形成水合物薄層，然后氣體從內(nèi)部經(jīng)過(guò)水合物層的微孔隙溢出，在水合物層外表面繼續(xù)形成水合物，在外表面加厚水合物層，最后形成致密水合物層[30]。水合物誘導(dǎo)期的長(zhǎng)短與水合物殼的形成速度與氣泡內(nèi)氣相的擴(kuò)散速度及氣液相的接觸面積密切相關(guān)[31]。

返排過(guò)程中泡狀流下水合物生成情況見(jiàn)圖6，流體在井筒內(nèi)的流速較高，并且滑脫效應(yīng)的存在使得氣泡在井筒中上升的速度更快，使得氣泡從井底到達(dá)井口的時(shí)間很短，同時(shí)這種情況下傳質(zhì)系數(shù)較低，這時(shí)界面處的氣體濃度很低，水合物形成的誘導(dǎo)期較長(zhǎng)。

圖6 返排過(guò)程中水合物生成過(guò)程Fig .6 Hydrate formation process during flowback stage

孫長(zhǎng)宇 等[32]測(cè)得水合物誘導(dǎo)期與系統(tǒng)壓力和液體流量有關(guān)，并將誘導(dǎo)期模型引入流量參數(shù)，可得

(4)

根據(jù)液相流量Q與基準(zhǔn)流量(無(wú)氣液滑脫時(shí)的流量)Q0之間的關(guān)系，即

(5)

可得井筒中考慮氣液兩相流滑脫作用時(shí)的誘導(dǎo)期計(jì)算公式為

(6)

以壓力30 MPa、過(guò)冷度15 K的溫壓條件為例，泡狀流型時(shí)誘導(dǎo)期與返排速度的關(guān)系如圖7所示。由圖7可以看出，隨著滑脫速度的減小和液相返排速度的增大，水合物誘導(dǎo)期在逐漸減小。由于返排過(guò)程中氣泡隨液相一起上升，所以氣泡相對(duì)液相的滑脫速度變化不大，并且當(dāng)液相返排速度增大到0.85 m/s以上時(shí)，水合物誘導(dǎo)期逐漸趨于平緩，趨近一穩(wěn)定值，而該穩(wěn)定誘導(dǎo)期與液相排空時(shí)間長(zhǎng)短相近。

圖7 水合物誘導(dǎo)期與返排速度、滑脫速度的關(guān)系Fig .7 Relationship between hydrate induction period and return velocity,slip velocity

對(duì)于水合物誘導(dǎo)期的實(shí)驗(yàn)研究中，周春艷 等[33]在加入水合物促進(jìn)劑的條件下比較了靜態(tài)法與動(dòng)態(tài)法的水合物誘導(dǎo)過(guò)程，在動(dòng)態(tài)實(shí)驗(yàn)(p1=4.15 MPa,Tl=274.05 K)和靜態(tài)實(shí)驗(yàn)(p2=4.3 MPa,T2=273.95 K)下水合物的誘導(dǎo)期分別為30 min和90 min；張保勇 等[34]在4～7 MPa，7～16 ℃下做了9組水合物誘導(dǎo)期實(shí)驗(yàn)，得到水合物的誘導(dǎo)時(shí)間為25～335 min，該時(shí)間接近甚至長(zhǎng)于氣泡在井筒內(nèi)的上升時(shí)間。所以，在水合物誘導(dǎo)過(guò)程中，具備形成水合物條件的流體已經(jīng)流出了井筒，不會(huì)對(duì)井筒造成威脅[35]。

幸奠川 等[36]通過(guò)光纖探針測(cè)量法對(duì)垂直管內(nèi)泡狀流型下的氣泡局部分布濃度進(jìn)行測(cè)量得到，垂直管中心部分的氣泡濃度較大且變化緩慢，在壁面附近出現(xiàn)峰值，在接近壁面處氣泡濃度急劇減小。因此，對(duì)于泡狀流型，氣泡一般不靠管壁，氣泡形成的水合物很難在管壁上生長(zhǎng)，盡管水合物生產(chǎn)條件滿(mǎn)足，但是氣泡變成水合物固相堵塞管柱異常困難。所以，在低氣液比返排時(shí)不必考慮井筒水合物的堵塞風(fēng)險(xiǎn)。

2.2 段塞流和攪動(dòng)流下水合物流動(dòng)障礙研究

與泡狀流類(lèi)似，段塞流與攪拌流下氣相仍以氣泡的形式存在，只是3種流型下氣泡的尺寸分布有所差異，如圖8所示。從圖8中看出，泡狀流下的氣泡分布在直徑較小的范圍內(nèi)，但氣泡體積分布較為均勻；段塞流中氣泡尺寸分布范圍比泡狀流廣很多，且小尺寸氣泡與大尺寸氣泡所占的比重較大，中等尺寸氣泡較少，大尺寸氣泡的直徑可以與管徑相當(dāng)；對(duì)于攪動(dòng)流，氣泡尺寸分布范圍大于泡狀流，小于段塞流，中等尺寸氣泡占據(jù)主要部分。段塞流與攪動(dòng)流下水合物的生成機(jī)理與泡狀流型相似，只是由于氣泡尺寸分布的差異導(dǎo)致水合物殼生成速度及聚集特征方面有所不同。

圖8 不同流型下的氣泡大小分布與不同直徑段 氣泡的體積分?jǐn)?shù)Fig .8 Bubble size distribution and volume fraction of bubbles at different diameters under different flow regimes

1) 段塞流型。

當(dāng)返排出的液量逐漸減小，井筒內(nèi)流體的含液率逐漸增加，并隨氣流量的增大氣泡逐漸合并形成大的Taylor氣泡，變?yōu)槎稳鲃?dòng)，這些大氣泡被含有分散的較小氣泡的區(qū)域所分隔。根據(jù)Turner等[37]提出的水合物生成速率計(jì)算公式,即

(7)

可以看出，其他條件不變的情況下，水合物的生成速率與氣液接觸面積成正比。如圖9所示，同體積的大氣泡或雜亂分布的氣泡與小氣泡相比，氣/液界面的總接觸面積減少了很多，傳質(zhì)作用減弱，雖然井筒內(nèi)天然氣氣泡的含量充足，但是生成水合物膜的氣/液界面的面積卻很小，因此生成水合物的量依舊很少。

圖9 水合物生成速率與氣泡大小關(guān)系Fig .9 Relation between formation rate of hydrate and bubble size

由于段塞流含有大量大尺寸氣泡，在氣液交界處已形成的水合物并不能形成穩(wěn)定的水合物殼，而是在混合流動(dòng)過(guò)程被打散為小的水合物顆粒，這些水合物顆粒來(lái)不及再次聚集便會(huì)隨液相返出井筒。

2) 攪動(dòng)流型。

隨氣液比的逐漸增大，井筒內(nèi)的氣液分布更加復(fù)雜，氣液流型演變?yōu)閿噭?dòng)流。相對(duì)于泡狀流與段塞流，攪動(dòng)流型時(shí)氣泡大小分布更加雜亂?？偟臍庖航佑|面積小于泡狀流，且流體上升速度比泡狀流與段塞流更快，在井筒內(nèi)的上升時(shí)間更短，水合物生成量更少。同時(shí)，攪拌流下氣液紊流程度更大，更不利于水合物顆粒的聚集。

一方面水合物生成的誘導(dǎo)期較長(zhǎng)；另一方面，達(dá)到誘導(dǎo)期后，由于界面處氣體濃度的影響，在管壁處形成的水合物膜及在水合物膜上沉積的水合物顆粒依然較少，并且已形成水合物會(huì)逐漸從管壁處脫落，隨流體流出井筒。總之，段塞流與攪動(dòng)流相對(duì)于泡狀流流速更快，氣液接觸面積與水合物生成速度有限，水合物很難形成聚集、堵塞，不易構(gòu)成流動(dòng)障礙。

2.3 環(huán)狀流下水合物流動(dòng)障礙研究

1) 環(huán)狀流下水合物生成及聚集特征。

對(duì)于環(huán)狀流，液相以氣相中液滴和管壁處液膜形式存在[38]，與其他流型不同的是，環(huán)霧流型下，水合物可以直接在管壁處形成并附著，形成水合物膜，同時(shí)氣相中的液滴形成的水合物顆粒不斷在管壁的水合物膜上粘附，加速水合物膜的加厚速度，導(dǎo)致管徑縮小，直至堵塞[39]。

對(duì)于氣相中的單個(gè)液滴，水合物最先從液滴表面生成，在液滴表面結(jié)成薄的水合物殼層，隨后外界氣相通過(guò)水合物薄殼擴(kuò)散進(jìn)入液相并逐步溶解，使生成的水合物殼在內(nèi)表面逐漸加厚，最終使液滴全部轉(zhuǎn)變?yōu)樗衔镱w粒[40]，并會(huì)形成顆粒聚集，如圖10所示。

對(duì)于沿管壁流動(dòng)的液膜，由于液膜較薄，氣相很容易溶解進(jìn)液相中，在合適的溫度、壓力下形成水合物薄膜并附著在管壁上，液膜則繼續(xù)在水合物層表面流動(dòng)上升，如圖11所示。

圖10 液滴在氣相中形成水合物過(guò)程示意圖Fig .10 Schematic diagram of droplet forming hydrate in gas phase

圖11 管壁處液膜水合物的生成Fig .11 Formation of hydrate on liquid film

2) 測(cè)試管柱內(nèi)環(huán)狀流型下水合物生成及堵塞風(fēng)險(xiǎn)。

在環(huán)狀流型下，管壁處水合物膜的加厚是一個(gè)隨時(shí)間逐漸累積的過(guò)程，經(jīng)研究，管壁處水合物膜的生長(zhǎng)速度很快，Di Lorenzo等[41]曾實(shí)驗(yàn)發(fā)現(xiàn)在33.4 m管長(zhǎng)、0.02 m內(nèi)徑的管內(nèi)環(huán)狀流下(氣流量：169 L/min；液流量：1.6 L/min)，注入壓力10 MPa左右，過(guò)冷度在2～9 K時(shí)，水合物的生成速率約為0.1～1.2 L/min，且隨過(guò)冷度的增大而加快；王志遠(yuǎn)[42]曾計(jì)算過(guò)環(huán)霧狀流型下，由氣相中液滴形成的水合物顆粒的24%～31%將沉積到管壁上使流動(dòng)通道變窄，約占管壁上總水合物沉積的50%。圖12為對(duì)Di Lorenzo實(shí)驗(yàn)結(jié)果的再處理分析，環(huán)狀流下水合物的生成速率與過(guò)冷度基本為正比關(guān)系，過(guò)冷度越大，水合物生成速率越快；并且隨著過(guò)冷度的增大，生成的水合物總量中氣相液滴所占的比例逐漸減小，更依賴(lài)于管壁液膜自身的加厚。

圖12 室內(nèi)實(shí)驗(yàn)下環(huán)狀流時(shí)的水合物生成與過(guò)冷度 的關(guān)系(據(jù)Di Lorenzo等[41])Fig .12 Relationship between hydrate formation and supercooling under annular flow in laboratory experiments (according to Di Lorenzo,et al[41])

根據(jù)垂直管流的流型判別準(zhǔn)則，環(huán)狀流是氣相表觀流速增大形成的，為評(píng)價(jià)不同氣相流速下管柱內(nèi)水合物生成速率，采用Wang等[42]提出的環(huán)狀流下水合物生成速率計(jì)算模型，環(huán)狀流型下液滴與液膜的氣液接觸面積分別為：

(8)

(9)

E為氣相中液滴的夾帶分?jǐn)?shù)，采用Aliyu等[43]提出的垂直管中液滴夾帶分?jǐn)?shù)的計(jì)算公式,即

(10)

不同氣相表觀流速及不同過(guò)冷度下的水合物生成速率計(jì)算結(jié)果見(jiàn)圖13。由圖13可以看出，隨著氣相表觀流速的增大，水合物生成速率的增大，這是由于較大的氣相流速使得氣相中夾帶的液滴分?jǐn)?shù)增加，氣相中將生成更多的水合物顆粒，水合物顆粒在管壁處的粘附與聚集加快了水合物膜的加厚速度。

圖13 不同氣相流速下的水合物生成情況Fig .13 Hydrate generation at different gas flow rates

根據(jù)以上計(jì)算過(guò)程，并結(jié)合Wang等[42]的研究，可以得出對(duì)于環(huán)狀流下管壁處的液膜與氣相中的液滴，液膜的厚度對(duì)液膜生成水合物的量影響不大，因?yàn)楣艿南虏繒?huì)有不斷的液膜進(jìn)行補(bǔ)充，導(dǎo)致水合物層逐漸累計(jì)加厚。綜合以上不同流型下水合物風(fēng)險(xiǎn)的分析，可以得到：當(dāng)溫度、壓力條件滿(mǎn)足水合物生成要求時(shí)，與其他流型相比，環(huán)霧流型下水合物生長(zhǎng)速率最快，形成管柱堵塞的風(fēng)險(xiǎn)最大，但一方面達(dá)環(huán)狀流時(shí)井筒內(nèi)的水合物生成區(qū)域變得較短，另一方面在返排后期測(cè)試液及可排地層水已基本被返出，管壁液膜厚度及氣相中的液滴夾帶量很小，所以生成的水合物量也很少，但如果環(huán)狀流型持續(xù)時(shí)間較長(zhǎng)終將形成管柱堵塞。由于在清井返排后期清井過(guò)程接近完成，環(huán)霧流型存在的時(shí)間段很短，盡管管壁處會(huì)有水合物膜形成，但不會(huì)造成管徑的顯著減小?？傊寰蹬牌陂g時(shí)間短、水合物生成量小，形成的水合物不會(huì)造成嚴(yán)重流動(dòng)障礙，不必加入大量抑制劑進(jìn)行抑制，而是適時(shí)、適量加入即可。

3 實(shí)例分析

3.1 清井返排設(shè)計(jì)與水合物生成情況

以南海某氣田4口深水氣井為例，利用上述研究理論，結(jié)合測(cè)試過(guò)程中的清井放噴設(shè)計(jì)對(duì)清噴期間的水合物生成情況進(jìn)行分析(表1)，在清噴期間均未使用水合物抑制劑。

表1 清噴設(shè)計(jì)與水合物生成情況Table 1 Well cleanup design and hydrate return situation

所選4口深水井井深3 200～3 400 m，水深在1 300 m左右，根據(jù)清噴設(shè)計(jì)方案，以80×104m3/d的最大放噴氣量放噴，放噴時(shí)間為10～12 h。為分析返排期間水合物生成區(qū)域的分布情況，對(duì)X1氣井進(jìn)行分析，不同氣體產(chǎn)出量下的井筒溫度場(chǎng)分布如圖14所示。由圖14 可以看出，對(duì)于X1井，井筒內(nèi)的殘液為主要返排液相，隨著返排過(guò)程的進(jìn)行與返排氣量的增大，井筒內(nèi)的溫度逐漸升高，因此生成水合物的井筒段也在縮短?？梢钥闯觯诋a(chǎn)氣量達(dá)到30×104m3/d時(shí)，井筒內(nèi)基本不存在水合物生成區(qū)域，不再有水合物生成，且此時(shí)已達(dá)環(huán)狀流動(dòng)階段，而在達(dá)到該臨界產(chǎn)量之前，上部井筒內(nèi)會(huì)經(jīng)歷泡狀流—段塞流—攪動(dòng)流—環(huán)狀流的演化階段，并不斷生成水合物。同時(shí)，隨著產(chǎn)氣量的增大，管柱同一位置處的過(guò)冷度在減小，盡管如此，泡狀流、段塞流、攪拌流下由于較長(zhǎng)的誘導(dǎo)期與較難的粘附與聚集仍不會(huì)造成水合物生成、堵塞風(fēng)險(xiǎn)，由于環(huán)狀流具有不同于前三者的水合物生成、生長(zhǎng)、聚集特征，使得環(huán)狀流過(guò)程仍為最大的水合物生成、堵塞風(fēng)險(xiǎn)階段。其他氣井具有類(lèi)似特征。

圖14 X1井不同返排氣量下的井筒溫度場(chǎng)分布Fig .14 Distribution of wellbore temperature field with different gas production rate for Well X1

根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)的返出記錄，清噴期間均有水合物返出，且在清噴階段內(nèi)不同時(shí)間點(diǎn)時(shí)的水合物生成量有所差異。水合物生成速率隨放噴時(shí)間的關(guān)系見(jiàn)圖15。由圖15可以看出，水合物產(chǎn)出速率在清噴初期顯著增大，這是由于剛開(kāi)始返排時(shí)井筒內(nèi)液相溫度較低，當(dāng)氣相進(jìn)入井筒，較大的過(guò)冷度使得水合物很容易生成，液相中的氣泡形成的水合物顆粒逐漸隨液相排出井筒，只有微量水合物貼附在管壁上。約1.5～2.5 h間水合物排出量逐漸下降，這是由于井筒內(nèi)兩相流型由泡狀流變?yōu)槎稳髋c攪動(dòng)流，氣液界面的減少造成了水合物生成量及排出量的下降。在放噴約2.5 h后井筒及近井地帶流體基本被排除，少量的殘液伴隨大量的產(chǎn)出氣以環(huán)狀流的形式沿井筒上升，此時(shí)液膜處形成的水合物層附著在管壁上不易被剝蝕返出井口，只有氣相中未粘附在管壁的水合物顆粒會(huì)被氣相帶出，因此環(huán)狀流下水合物排出量最少，而在環(huán)狀流后期水合物排出有略微增加，這是由于隨管壁處水合物層的加厚，再沉積于水合物層處的水合物顆粒更容易被剝蝕，較厚的水合物膜也更容易被剪切而脫離管壁。在放噴后的5 h左右井內(nèi)的殘液及近井地帶流體基本完全排出，但仍有少量的水合物隨氣相產(chǎn)出，產(chǎn)出量急劇減小，6 h左右時(shí)放噴氣量已超過(guò)不生成水合物的臨界放噴氣量，井筒內(nèi)不再存在滿(mǎn)足水合物生成溫壓條件的井段，不再生成水合物。

圖15 水合物返出速率與放噴時(shí)間的關(guān)系Fig .15 Relationship between return rate of hydrates and cleanup time

清噴前期生成的水合物大部分隨流體返出，后期的環(huán)狀流下會(huì)有部分水合物附著于管壁造成管徑的略微下降，與前述研究結(jié)果吻合較好。

3.2 清井返排期間井筒水合物生成的防治對(duì)策

經(jīng)過(guò)以上分析得到，整體上清井返排期間水合物形成流動(dòng)障礙的風(fēng)險(xiǎn)很小，但為了保險(xiǎn)起見(jiàn)，還需要采取一定的水合物預(yù)防與治理對(duì)策。

目前已有的水合物防治方法主要包括注水合物抑制劑法、管壁涂厭水層法、隔熱保溫法、井下氣嘴節(jié)流法等[44-47]，這些方法在一定程度上能起到水合物防治效果，但也需要考慮現(xiàn)場(chǎng)施工成本及設(shè)備維護(hù)的難易程度。針對(duì)深水氣井測(cè)試，需要結(jié)合清井返排的具體過(guò)程，采取經(jīng)濟(jì)合理的水合物防治對(duì)策：

1) 在清井返排前期，氣液流型不利于水合物在管內(nèi)聚集和沉積，此時(shí)可不注入或少注入抑制劑，當(dāng)返排進(jìn)入環(huán)狀流階段時(shí)，可結(jié)合水合物返出情況與清噴設(shè)計(jì)時(shí)間確定抑制劑注入量，使得在清噴過(guò)程完成時(shí)水合物不會(huì)造成管柱顯著縮徑。

2) 對(duì)于開(kāi)井返排液墊中后期，應(yīng)盡量縮短本階段，盡快增大至最小設(shè)計(jì)的放噴產(chǎn)量，提高井筒溫度，井底、井筒內(nèi)環(huán)境壓力，避開(kāi)水合物形成條件。

3) 對(duì)于開(kāi)井穩(wěn)定流動(dòng)階段，應(yīng)使盡量長(zhǎng)的井筒段內(nèi)溫度高于水合物形成溫度，并應(yīng)根據(jù)井筒內(nèi)的壓力、溫度分布適時(shí)、適量注入化學(xué)抑制劑，在小產(chǎn)量制度放噴時(shí)，井筒內(nèi)壓力分布偏高、溫度分布偏低，適當(dāng)加大水合物抑制劑注入量，沒(méi)有必要大量投入抑制劑徹底防止水合物生成。

4) 在清井返排結(jié)束后需要對(duì)管徑進(jìn)行檢查，若出現(xiàn)明顯縮頸，則需要通過(guò)化學(xué)注劑并結(jié)合施工工藝對(duì)已附著在管壁的水合物層進(jìn)行清除，以減小對(duì)后期測(cè)試的影響。

4 結(jié)論

針對(duì)深水氣井清井放噴期間的水合物生成問(wèn)題，從不同放噴階段及不同氣液流型的角度對(duì)水合物堵塞風(fēng)險(xiǎn)進(jìn)行分析，在南海氣田中的分析應(yīng)用驗(yàn)證了分析方法的合理性，通過(guò)分析主要得到以下認(rèn)識(shí)：

1) 清井返排階段測(cè)試管柱內(nèi)可能經(jīng)歷泡狀流、段塞流、攪拌流與環(huán)狀流，須分別研究與評(píng)價(jià)不同流型下水合物生成機(jī)理、生長(zhǎng)機(jī)理與對(duì)測(cè)試管柱形成流動(dòng)障礙的程度，據(jù)此采取針對(duì)性的防治水合物形成堵塞的控制措施。

2) 在清井返排階段測(cè)試管柱內(nèi)?？赡軡M(mǎn)足水合物生成條件，但是在一般情況下水合物結(jié)晶誘導(dǎo)期較長(zhǎng)、生長(zhǎng)速度較慢，形成嚴(yán)重的流動(dòng)障礙需要較長(zhǎng)時(shí)間?；谀壳八衔锷杉吧L(zhǎng)理論研究，清井返排階段測(cè)試管柱內(nèi)泡狀流、段塞流與攪拌流下可以生成水合物，但是很難形成水合物堵塞，據(jù)此可以指導(dǎo)測(cè)試參數(shù)設(shè)計(jì)。

3) 由于環(huán)狀流下氣量多、水相含量少，較適合水合物生長(zhǎng)，因此該流型下盡管水合物生長(zhǎng)與堵塞需要較長(zhǎng)時(shí)間，但是仍然具有形成測(cè)試管柱堵塞的風(fēng)險(xiǎn)，需要在該階段實(shí)施防控措施。

4) 管柱內(nèi)的水合物堵塞風(fēng)險(xiǎn)不等同于水合物生成風(fēng)險(xiǎn)，應(yīng)綜合考慮安全與經(jīng)濟(jì)因素，只需針對(duì)實(shí)際情況適時(shí)、適量注入抑制劑避免水合物堵塞即可，不必大量注入抑制劑徹底防止水合物的生成。

符號(hào)注釋