馮瑩瑩 楊健 向超 蔣澤銀 李海濤

1.中國(guó)石油西南油氣田公司天然氣研究院 2.中國(guó)石油西南油氣田公司氣田開(kāi)發(fā)管理部 3.西南石油大學(xué)

油氣開(kāi)采及輸送過(guò)程中經(jīng)常發(fā)生天然氣水合物堵塞井筒及管道的現(xiàn)象。中國(guó)石化大牛地氣田、中原油田普光氣田及川氣東輸管道等均發(fā)生過(guò)水合物堵塞管道,嚴(yán)重影響油氣開(kāi)采及輸送效率。已有較多學(xué)者開(kāi)展了水合物解堵方面的研究[1-3]。Zhao等[4]通過(guò)自制的試驗(yàn)環(huán)道模擬實(shí)際生產(chǎn)環(huán)境,對(duì)管道發(fā)生水合物堵塞的可能性進(jìn)行了評(píng)估。Zhang等[5]根據(jù)瓊東南海域QDN-X井的現(xiàn)場(chǎng)堵塞情況,采用注氯化鈉和乙二醇等化學(xué)試劑的水合物解堵工藝取得了良好效果。蘭峰等[6]分析了渤西油氣田海底輸氣管道的堵塞問(wèn)題,采用機(jī)械解堵方法,研發(fā)了專(zhuān)用清管器并取得了良好的清管效果。朱明喜等[7]利用連續(xù)油管熱水沖洗技術(shù)對(duì)管道解堵工藝進(jìn)行改進(jìn),成功解決了普光氣田的水合物堵塞問(wèn)題。目前,對(duì)水合物解堵的研究多集中在管道堵塞成因分析及解堵工藝的作用效果等方面,但對(duì)于水合物解堵過(guò)程中溫度場(chǎng)仿真模擬方面的研究較少。本實(shí)驗(yàn)開(kāi)展了固體自生熱解堵劑熱量擴(kuò)散模擬相關(guān)研究,利用化學(xué)物質(zhì)發(fā)生反應(yīng)時(shí)釋放出的熱量來(lái)溶解井筒內(nèi)產(chǎn)生的水合物堵塞,形成了固體自生熱解堵技術(shù)及配套解堵工藝。為了明確固體自生熱解堵劑在反應(yīng)放熱時(shí)熱量的擴(kuò)散方向及損失情況,開(kāi)展了熱量擴(kuò)散模擬計(jì)算的研究。構(gòu)建了天然氣水合物的生成相平衡、分解速率及分解傳熱數(shù)學(xué)模型,揭示了天然氣水合物的生成相平衡、分解速率及分解傳熱規(guī)律。

1 自生熱解堵劑的熱量擴(kuò)散數(shù)學(xué)模型建立

固體自生熱解堵技術(shù)是一種適用于解除井筒內(nèi)水合物堵塞的創(chuàng)新技術(shù)。該技術(shù)基于物質(zhì)在井筒內(nèi)發(fā)生化學(xué)反應(yīng)放出的熱量溶解水合物的原理,研制出生熱量可控、生熱時(shí)間可調(diào)的固體化學(xué)自生熱解堵劑。

為了確定影響天然氣水合物分解的具體因素,對(duì)天然氣水合物的相變?cè)磉M(jìn)行分析研究是十分有必要的。為此,主要開(kāi)展了兩方面的研究:如何確定井筒中天然氣水合物是否已經(jīng)達(dá)到相平衡條件;如何確定井筒中天然氣水合物的分解速率。針對(duì)在常規(guī)氣井生產(chǎn)過(guò)程中的天然氣水合物相變理論展開(kāi)相關(guān)分析研究。

1.1 天然氣水合物生成相平衡條件數(shù)學(xué)模型

通過(guò)調(diào)研可知:與經(jīng)驗(yàn)圖解法和相平衡常數(shù)法相比較,統(tǒng)計(jì)熱力學(xué)法具有計(jì)算精度準(zhǔn)確的優(yōu)勢(shì),但其計(jì)算方法及計(jì)算過(guò)程也更為繁瑣。1959年,Vander Waals和Platteeuw提出了基于經(jīng)典吸附理論的塊狀水合物相平衡基礎(chǔ)理論模型[8-9]。1999年,Clarke等以Van der Waals的模型為基礎(chǔ),考慮多孔介質(zhì)的表面性質(zhì)參數(shù),建立了一維平面孔隙介質(zhì)中的天然氣水合物相平衡模型[10]。2002年,Ostergaard等考慮了毛管效應(yīng)研究甲烷水合物相平衡的熱力學(xué)模型,研究得出移除分解的甲烷氣會(huì)在很大程度上對(duì)水合物相平衡產(chǎn)生較大影響[11]。

對(duì)水合物的相平衡通常采用水作為參考組分,引進(jìn)水在空水合物相(β相)中的化學(xué)位μβ作為參考態(tài),通過(guò)求解相平衡公式得到相平衡溫度與壓力后,即可判斷在給定的壓力、溫度以及氣液相條件時(shí)是否有固相水合物產(chǎn)生。

1.2 天然氣水合物分解速率數(shù)學(xué)模型

目前,在天然氣水合物的分解研究中,多以實(shí)驗(yàn)為基礎(chǔ),充分考慮動(dòng)力學(xué)、傳熱和傳質(zhì)等影響因素,建立了相關(guān)條件下的水合物分解模型。但在實(shí)際生產(chǎn)過(guò)程中,各種因素對(duì)水合物分解過(guò)程的影響是多元交叉、錯(cuò)綜復(fù)雜的。Kim等[12]建立了水合物分解動(dòng)力學(xué)模型,如式(1)所示。

式中:nd為井筒中天然氣水合物分解過(guò)程中的物質(zhì)的量,mol;td為分解所需要的時(shí)間,s;Kd為常數(shù),可以表征分解反應(yīng)速率,mol/(s·m2·Pa);Ad為天然氣水合物分解反應(yīng)有效面積,m2;fm(Tm,Pm)為井筒溫度Tm、井筒壓力Pm下的甲烷氣體逸度,Pa;feq(Tm,Peq)為井筒溫度Tm、水合物相平衡壓力Peq下的甲烷氣體逸度,Pa。

1.3 天然氣水合物分解傳熱數(shù)學(xué)模型

(1)自生熱解堵劑傳熱分析。根據(jù)能量守恒定律,通過(guò)對(duì)井筒內(nèi)解堵劑的傳熱微原體分析,主要受3方面的影響:解堵劑自身能量變化產(chǎn)生的熱量、解堵劑導(dǎo)熱傳入井筒內(nèi)流體的熱量和解堵劑導(dǎo)熱傳入水合物的熱量。

在非循環(huán)期間,建立了如圖1所示的井筒內(nèi)含解堵劑的傳熱微分單元。在每一高度單元內(nèi),m為解堵劑的質(zhì)量,其溫度為T(mén)j,則解堵劑溫度表達(dá)式為[13]:

式中:z為微分單元體單位長(zhǎng)度,m;t為單位時(shí)間,s;ρm為解堵劑密度,kg/m3;cm為解堵劑比熱容,J/(kg·℃);Tj為井筒內(nèi)解堵劑溫度,℃;Tq1為井筒內(nèi)流體溫度,℃;Th為水合物溫度,℃;r1為解堵劑半徑,m;r2為鉆柱內(nèi)徑,m;λm、λj、λh分別為解堵劑、井筒流體和水合物的導(dǎo)熱系數(shù),W/(m·℃)。

(2)井筒內(nèi)部天然氣水合物傳熱分析。根據(jù)能量守恒定律,通過(guò)對(duì)井筒內(nèi)水合物的傳熱微原體分析,主要受到4個(gè)因素的影響:水合物自身能量的變化產(chǎn)生的熱量、水合物與井筒內(nèi)壁面導(dǎo)熱的熱量、水合物與解堵劑及上部井筒內(nèi)的水導(dǎo)熱的熱量及水合物與氣體對(duì)流換熱的熱量。

在非循環(huán)期間,建立了如圖2所示的井筒內(nèi)含水合物的傳熱微分單元。在每一高度單元內(nèi),w為水合物的質(zhì)量,其溫度為T(mén)h,則水合物溫度表達(dá)式為[14]:

式中:ρw為水合物密度,kg/m3;cw為水合物比熱容,J/(kg·℃);Th為井筒內(nèi)水合物溫度,℃;Tq3為井筒內(nèi)氣體溫度,℃;H1為水合物表面對(duì)流換熱系數(shù),J/(m2·s·℃);λq2為井筒的導(dǎo)熱系數(shù),W/m·℃。

根據(jù)建立的天然氣水合物的生成相平衡條件數(shù)學(xué)模型、分解速率及分解傳熱數(shù)學(xué)模型,編制UDF計(jì)算程序,通過(guò)Fluent軟件進(jìn)行求解,形成了自生熱解堵劑的熱量擴(kuò)散定量模擬計(jì)算模型。

2 自生熱解堵劑的熱量擴(kuò)散數(shù)值模擬計(jì)算

2.1 自生熱解堵劑的熱量擴(kuò)散數(shù)值模擬的物理模型及基本參數(shù)

首先利用水合物綜合分解模型及天然氣水合物分解傳熱數(shù)學(xué)模型編制UDF計(jì)算程序,然后將編制的程序?qū)隖luent軟件,在Fluent軟件中建立物理模型并設(shè)置邊界條件,再利用Fluent軟件進(jìn)行求解。

根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)實(shí)際施工參數(shù),建立天然氣水合物解堵劑解堵過(guò)程數(shù)值模擬物理模型見(jiàn)圖3和圖4,其基本參數(shù)見(jiàn)表1。

表1 天然氣水合物解堵劑解堵過(guò)程數(shù)值模擬

2.2 自生熱解堵劑的熱量擴(kuò)散數(shù)值模擬計(jì)算

2.2.1不同濃度解堵劑熱量擴(kuò)散模擬計(jì)算

當(dāng)管徑為76 mm、反應(yīng)物濃度分別為0.5 mol/L、1.0 mol/L、1.5 mol/L、2.0 mol/L、2.5 mol/L和3.0 mol/L時(shí)的模擬結(jié)果如圖5所示。

由圖5可知,自生熱解堵劑初始濃度越低,自生熱解堵劑單位時(shí)間內(nèi)釋放的熱量越少,解堵劑周?chē)鷾囟茸兓苍叫　Ｍ环磻?yīng)時(shí)間內(nèi),隨著自生熱解堵劑濃度的增加,自生熱解堵劑釋放的熱量隨之增加,釋放熱量向周?chē)鷤鬟f的速率也隨之加快,自生熱解堵劑周?chē)黧w的溫度也隨之越來(lái)越高,進(jìn)而導(dǎo)致解堵劑周?chē)衔锏姆纸馑俾室搽S解堵劑濃度的增加而增大。自生熱解堵劑濃度越高,自生熱解堵劑向下部水合物段傳遞的熱量就越多,且這種傳遞趨勢(shì)為向下呈不規(guī)則狀態(tài)。

根據(jù)建立的傳熱模型,計(jì)算不同濃度下自生熱解堵劑解堵時(shí)間及解堵劑用量的結(jié)果,見(jiàn)圖6和圖7。

從圖6和圖7可看出:隨著自生熱解堵劑濃度的增加,解堵時(shí)間及解堵劑用量逐漸減少,濃度從0.5 mol/L上升至1.0 mol/L時(shí),解堵時(shí)間及解堵劑用量降幅較大;濃度由1.0 mol/L上升至3.0 mol/L時(shí),降幅明顯較小。

2.2.2不同管徑解堵劑熱量擴(kuò)散模擬計(jì)算

當(dāng)濃度為2 mol/L、管徑分別為68 mm、76 mm和102 mm時(shí),自生解堵劑熱量擴(kuò)散模擬結(jié)果如圖8所示。

根據(jù)建立的傳熱模型,計(jì)算不同井徑下自生熱解堵劑解堵時(shí)間及解堵劑用量的結(jié)果,見(jiàn)圖9和圖10。

從圖9可看出:隨著井筒半徑的增加,所需解堵水合物的時(shí)間也在增長(zhǎng);井徑從68 mm增加到76 mm時(shí),所用的時(shí)間小于井徑從76 mm增加到102 mm所用的時(shí)間;井筒半徑增加得越大,解堵時(shí)間增加的幅度也更大。從圖10可知:隨著井筒半徑的增長(zhǎng),自生熱解堵劑的使用量也不斷增加;井筒半徑增加越大,使用量增加的幅度也更大。

3 模擬數(shù)值與實(shí)際數(shù)據(jù)的對(duì)比分析

L井為四川盆地九龍山主構(gòu)造飛四底界構(gòu)造高點(diǎn)的一口滾動(dòng)勘探開(kāi)發(fā)井,預(yù)測(cè)地層壓力系數(shù)為1.92,地層溫度為121 ℃,預(yù)計(jì)井口最高關(guān)井壓力為80.7 MPa。在距井口86 m處出現(xiàn)水合物堵塞,根據(jù)熱量擴(kuò)散模擬計(jì)算得到解堵劑加量的數(shù)據(jù):使用9.53 kg解堵劑,可解除水合物堵塞長(zhǎng)度為400 mm,按此理論值計(jì)算現(xiàn)場(chǎng)解堵劑的加量?，F(xiàn)場(chǎng)解堵施工作業(yè)時(shí),根據(jù)該井實(shí)際井況條件,采用固-固加注的方式,用4天時(shí)間成功地解除了該井井筒內(nèi)的致密水合物堵塞。解堵劑模擬加量與實(shí)際用量的吻合度大于85%,為現(xiàn)場(chǎng)施工提供了技術(shù)支持。

4 結(jié)論

(1)利用建立的天然氣水合物生成相平衡、分解速率及分解傳熱數(shù)學(xué)模型編制UDF計(jì)算程序,通過(guò)Fluent軟件進(jìn)行求解,形成了自生熱解堵劑的熱量擴(kuò)散定量模擬計(jì)算模型。

(2)通過(guò)對(duì)濃度為0.5～3.0 mol/L的解堵劑熱量有效使用及損耗情況的定量模擬計(jì)算得知:隨著解堵劑濃度的增加,釋放的熱量增多,傳遞速率加快,導(dǎo)致解堵劑周?chē)衔锏姆纸馑俾试黾?解堵劑向上、向下傳遞熱量趨勢(shì)呈不規(guī)則狀態(tài)。

(3)通過(guò)對(duì)68 mm、76 mm、102 mm管徑條件下解堵劑熱量擴(kuò)散定量模擬計(jì)算得知:隨著井筒內(nèi)徑的增加,所需解堵時(shí)間隨之增加,從68 mm到76 mm所用的時(shí)間小于從76 mm到102 mm所用的時(shí)間;同時(shí),解堵劑的用量也不斷增加。

(4)通過(guò)利用建立的數(shù)學(xué)模型對(duì)解堵劑熱量擴(kuò)散進(jìn)行模擬計(jì)算,加量模擬值結(jié)果與現(xiàn)場(chǎng)實(shí)際解堵劑用量的吻合率大于85%,可運(yùn)用該結(jié)果指導(dǎo)現(xiàn)場(chǎng)解堵劑加量的計(jì)算。